基于定子虛擬阻抗的雙饋風(fēng)電機(jī)組虛擬同步控制策略

謝 震, 孟 浩, 張 興, 靳曉雯

(合肥工業(yè)大學(xué)電氣與自動(dòng)化工程學(xué)院, 安徽省合肥市 230009)

0 引言

隨著環(huán)境、能源問題的日益凸顯,可再生能源的滲透率越來越高,使得電網(wǎng)的慣量也隨之減少,電網(wǎng)電壓頻率和幅值的穩(wěn)定受到嚴(yán)重威脅。根據(jù)同步發(fā)電機(jī)的工作機(jī)理和運(yùn)行特性,提出了虛擬同步發(fā)電機(jī)(virtual synchronous generator,VSG)的概念[1-9],通過模擬同步發(fā)電機(jī)的慣性和調(diào)頻調(diào)壓特性以增加系統(tǒng)的電壓和頻率支撐能力。目前關(guān)于VSG的研究主要集中在逆變器的應(yīng)用上,并且日趨成熟。而關(guān)于風(fēng)電VSG的研究,國內(nèi)外進(jìn)行的研究較少。在弱電網(wǎng)系統(tǒng)中,采用VSG控制風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)模擬同步發(fā)電機(jī)特性,可以獲得較強(qiáng)的頻率支撐能力,以及更大的慣性。

風(fēng)力發(fā)電機(jī)主要分為直驅(qū)式和雙饋式。雙饋風(fēng)電機(jī)組僅處理轉(zhuǎn)差功率,其變流器具有體積小,成本低的優(yōu)勢(shì),得到廣泛使用[10-13]。文獻(xiàn)[14]基于可變下垂的雙饋風(fēng)電機(jī)組參與微網(wǎng)頻率調(diào)節(jié)控制,使之獲得頻率支撐能力。文獻(xiàn)[15]研究了基于并網(wǎng)工作的雙饋風(fēng)電機(jī)組虛擬同步控制的自適應(yīng)下垂控制,實(shí)現(xiàn)最大功率跟蹤策略。文獻(xiàn)[16-17] 提出基于并網(wǎng)的雙饋風(fēng)電機(jī)組的虛擬同步控制,該控制策略基于并網(wǎng)模式,使雙饋風(fēng)電機(jī)組在弱網(wǎng)下的穩(wěn)定性增強(qiáng),慣性增大。文獻(xiàn)[16]提出轉(zhuǎn)子側(cè)變流器采用轉(zhuǎn)子磁鏈自定向的虛擬同步控制方法。文獻(xiàn)[17]的 VSG內(nèi)環(huán)采用定子電壓直接閉環(huán)控制,文獻(xiàn)[18]基于磁鏈定向的電壓型控制策略,分析了并網(wǎng)和帶不同負(fù)載的工作狀態(tài),該方法對(duì)電機(jī)參數(shù)依賴較高。由于采用虛擬同步控制的雙饋風(fēng)電機(jī)組并網(wǎng)工況下受阻抗影響較大,文獻(xiàn)[19]分析了VSG的功率動(dòng)態(tài)耦合機(jī)理。文獻(xiàn)[20]中逆變器無功下垂直接采用積分環(huán)節(jié),功率計(jì)算通過濾波器,動(dòng)態(tài)響應(yīng)較慢,在有功指令突變時(shí),不足以快速跟蹤,有功功率和無功功率在動(dòng)態(tài)過程中無法解耦。文獻(xiàn)[21]逆變器通過采樣公共連接點(diǎn)(PCC)電壓并加入電壓幅值積分環(huán)節(jié),但此方法需增加額外的電壓采樣和通信設(shè)備,不易實(shí)現(xiàn)。

本文采用了雙饋風(fēng)電機(jī)組的虛擬同步控制策略,根據(jù)同步發(fā)電機(jī)的工作原理實(shí)現(xiàn)了雙饋風(fēng)電機(jī)組的虛擬同步控制,使雙饋風(fēng)電機(jī)組具有了慣性特性及頻率和電壓的支撐能力。VSG內(nèi)環(huán)采用改進(jìn)型雙饋風(fēng)電機(jī)組定子電壓、轉(zhuǎn)子電流雙閉環(huán)控制結(jié)構(gòu),對(duì)電壓瞬時(shí)值進(jìn)行控制。針對(duì)并網(wǎng)時(shí)功率耦合問題,建立了雙饋風(fēng)電機(jī)組控制模型和輸出阻抗模型,采用基于自適應(yīng)的定子虛擬阻抗和阻抗電壓跌落前饋補(bǔ)償?shù)目刂撇呗浴＝?1 kW的雙饋風(fēng)電機(jī)組實(shí)驗(yàn)平臺(tái),對(duì)所提控制策略進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

1 雙饋風(fēng)電機(jī)組與VSG數(shù)學(xué)模型建立

1.1 雙饋風(fēng)電機(jī)組定子電壓內(nèi)環(huán)控制模型

為了使雙饋風(fēng)電機(jī)組適應(yīng)多模式運(yùn)行及在弱電網(wǎng)中具有更好的電壓支撐作用,采用雙饋風(fēng)電機(jī)組定子電壓矢量定向的電壓源控制策略。在同步旋轉(zhuǎn)d-q坐標(biāo)系中,采用定子電壓q軸定向,定、轉(zhuǎn)子電壓方程可表示為[11]:

(1)

(2)

式中:usd,usq,urd,urq分別為定、轉(zhuǎn)子在d-q軸的電壓;Rs和Rr分別為定、轉(zhuǎn)子繞組的電阻;isd,isq,ird,irq分別為定、轉(zhuǎn)子在d-q軸的電流;ψsd,ψsq,ψrd,ψrq分別為定、轉(zhuǎn)子在d-q軸的磁鏈;ωr為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速,ωs為定子轉(zhuǎn)速，ωsl=ωs-ωr為轉(zhuǎn)差角速度;Ls和Lr分別為定、轉(zhuǎn)子繞組的自感;Lm為定轉(zhuǎn)子繞組間的互感。

忽略定子電阻可以得到:

(3)

式中：ims為定子等效勵(lì)磁電流。

根據(jù)式(1)至式(3)可得:

(4)

采用前饋補(bǔ)償控制策略,把反電動(dòng)勢(shì)引起的擾動(dòng)項(xiàng)和旋轉(zhuǎn)電動(dòng)勢(shì)引起的交叉耦合項(xiàng)等擾動(dòng)項(xiàng)前饋解耦, 雙饋風(fēng)電機(jī)組轉(zhuǎn)子在d-q軸的電流直接由轉(zhuǎn)子側(cè)d-q軸端電壓控制。雙饋風(fēng)電機(jī)組轉(zhuǎn)子電流采用比例—積分(PI)調(diào)節(jié)器,轉(zhuǎn)子電壓的控制方程為:

(5)

轉(zhuǎn)子側(cè)變流器控制定子電壓的頻率和幅值,本文采用了一種改進(jìn)的電壓控制策略,對(duì)定子電壓d-q軸分量采用閉環(huán)控制策略。負(fù)載電流作為擾動(dòng)量暫不考慮,在定子電流為零的情況下可得雙饋發(fā)電機(jī)組的定子磁鏈方程和定子電壓方程分別為:

(6)

(7)

把式(6)代入式(7),并只考慮穩(wěn)態(tài)項(xiàng),則有

(8)

依據(jù)上式,以轉(zhuǎn)子電流d軸分量控制定子電壓q軸分量,以轉(zhuǎn)子電流q軸分量控制定子電壓d軸分量,電壓調(diào)節(jié)器輸出作為轉(zhuǎn)子電流的指令信號(hào)。

1.2 VSG外環(huán)模型

借鑒同步發(fā)電機(jī)組的轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)方程及電磁方程,VSG的轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)方程可表示為[5]:

(9)

式中:Pm和Pe分別為同步發(fā)電機(jī)的機(jī)械功率和電磁功率;在極對(duì)數(shù)為1的情況下,ω為同步發(fā)電機(jī)的電氣角速度;ω0為電網(wǎng)同步角速度;D為阻尼系數(shù);J為轉(zhuǎn)動(dòng)慣量。

Pm包含兩部分,有功功率指令Pref和虛擬調(diào)速器輸出共同組成，即

Pm=Pref+Kω(ω0-ω)

(10)

Kω為調(diào)速器調(diào)節(jié)系數(shù),VSG輸出電壓幅值由兩部分組成,即

E=E0+n(Qref-Q)

(11)

式中:E0為VSG空載電壓;n為無功下垂系數(shù);Qref為VSG無功功率給定值;Q為實(shí)際輸出的無功功率。

2 雙饋風(fēng)電機(jī)組的虛擬同步控制策略

根據(jù)第一節(jié)的數(shù)學(xué)模型,雙饋風(fēng)電機(jī)組的虛擬同步控制策略外環(huán)采用VSG控制策略,內(nèi)環(huán)采用雙饋風(fēng)電機(jī)組定子電壓、轉(zhuǎn)子電流雙閉環(huán)控制策略,最終得到雙饋風(fēng)電機(jī)組與VSG 的控制結(jié)構(gòu)如圖1所示。圖中Kω常取PN/(0.01ω0),PN為額定有功功率。PWM表示脈沖寬度調(diào)制；DFIG表示雙饋異步風(fēng)力發(fā)電機(jī)?？刂撇呗钥杀硎緸椋?/p>

(12)

由上式可知,當(dāng)有功功率變化時(shí),頻率經(jīng)過一階慣性環(huán)節(jié),不會(huì)發(fā)生突變,慣性時(shí)間常數(shù)取值和J,D,Kω均有關(guān)。

圖1 雙饋風(fēng)電機(jī)組與VSG的控制結(jié)構(gòu)Fig.1 Control structure of DFIG-based wind turbines and VSG

當(dāng)VSG獨(dú)立運(yùn)行時(shí),輸出功率由負(fù)載決定,當(dāng)并網(wǎng)運(yùn)行時(shí),輸出復(fù)功率為S=P+jQ。

如附錄A圖A1所示,Z∠ψ為VSG輸出阻抗和線路阻抗之和,計(jì)算出功率傳輸表達(dá)式為:

(13)

式中:Ug和Us分別為電網(wǎng)電壓幅值和定子電壓幅值;θ和ψ分別為功角和阻抗角;Z為系統(tǒng)阻抗。

從式(13)可看出,當(dāng)系統(tǒng)阻抗為阻感性,有功功率和無功功率的傳輸存在耦合,系統(tǒng)總電感XΣ遠(yuǎn)大于總電阻RΣ時(shí),即RΣ?XΣ,ψ≈90°,PQ近似解耦[22]為：

(14)

由式(14)可以得到VSG并網(wǎng)輸出有功功率的閉環(huán)傳遞函數(shù)表達(dá)式為:

(15)

式中:KP=UsUg/XΣ;ωg為電網(wǎng)電壓角頻率。

穩(wěn)態(tài)時(shí)VSG的輸出功率為:

Pref+(Kω+D)(ω0-ωg)

(16)

由上式可以看出，采用VSG控制的雙饋風(fēng)電機(jī)組不僅具有慣性特性,也具有調(diào)頻功能,當(dāng)弱電網(wǎng)頻率波動(dòng)時(shí),可以調(diào)整自身功率輸出,支撐系統(tǒng)頻率恢復(fù)。

VSG并網(wǎng)運(yùn)行時(shí)其輸出有功功率的動(dòng)態(tài)特性可利用系統(tǒng)的閉環(huán)小信號(hào)模型進(jìn)行分析,有功功率的小信號(hào)閉環(huán)傳遞函數(shù)為:

(17)

二階系統(tǒng)阻尼ξ為:

(18)

由上式可以看出系統(tǒng)阻尼ξ受系統(tǒng)感抗XΣ的影響,雙饋風(fēng)電機(jī)組電感較大,電感影響不容忽略。根據(jù)傳遞函數(shù)得到系統(tǒng)隨著XΣ影響的極點(diǎn)分布如附錄A圖A2所示?？梢钥闯?系統(tǒng)感抗XΣ增大,極點(diǎn)垂直方向靠近實(shí)軸,表明XΣ不影響系統(tǒng)穩(wěn)定性,但增大了系統(tǒng)的阻尼,會(huì)影響VSG的動(dòng)態(tài)特性。

雙饋風(fēng)電機(jī)組在并網(wǎng)運(yùn)行時(shí),系統(tǒng)阻抗不僅會(huì)對(duì)VSG的性能造成影響,而且會(huì)影響實(shí)際工況中功率的解耦,所以有必要對(duì)雙饋風(fēng)電機(jī)組輸出阻抗進(jìn)行重構(gòu),以滿足要求。

3 雙饋風(fēng)電機(jī)組與VSG虛擬阻抗控制策略

3.1 雙饋風(fēng)電機(jī)組與VSG的戴維南電路等效模型

基于電壓源輸出的雙饋風(fēng)電機(jī)組控制框圖見附錄A圖A3。由于定子電壓外環(huán)和轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)存在交叉,所以在定子電壓環(huán)輸出后乘以-j,使d-q軸旋轉(zhuǎn)以方便建模,紅色虛線區(qū)域是雙饋風(fēng)電機(jī)組模型。Gu(s)和Gi(s)為電壓環(huán)和電流環(huán)PI調(diào)節(jié)器參數(shù);iC為定子濾波電容電流;GP(s)為逆變橋等效增益;G1至G9為傳遞函數(shù)參數(shù)。

根據(jù)附錄A圖A4可得定子電壓閉環(huán)傳遞函數(shù)G(s)為:

(19)

雙饋風(fēng)電機(jī)組的輸出阻抗傳遞函數(shù)Zout(s)為:

(20)

從而得到雙饋風(fēng)電機(jī)組定子輸出電壓的表達(dá)式為:

(21)

式中:Iodq為定子濾波后的電流在d-q軸的分量。

采用VSG 控制的雙饋風(fēng)電機(jī)組可等效為可控電壓源和阻抗串聯(lián)形式,戴維南等效電路如附錄A圖A4所示。

由式(20)和式(21)得到雙饋風(fēng)電機(jī)組定子電壓閉環(huán)傳遞函數(shù)和輸出阻抗的波特圖。從附錄A圖A5可以看出,本文的電壓電流雙閉環(huán)控制策略,在低頻處系統(tǒng)增益為1,控制穩(wěn)定裕度較寬,定子電壓反饋值能夠無靜差跟蹤定子電壓指令值。附錄A圖A6為雙饋風(fēng)電機(jī)組輸出阻抗波特圖,可以看出在低頻處,輸出阻抗相角裕度約為90°,定子電壓閉環(huán)控制輸出阻抗主要呈感性,幅值裕度較大。

3.2 雙饋風(fēng)電機(jī)組定子虛擬阻抗控制策略

基于本文的雙饋風(fēng)電機(jī)組定子電壓控制結(jié)構(gòu),可以引入定子虛擬阻抗,虛擬阻抗的引入可以增加系統(tǒng)阻抗,附錄A圖A2中XΣ增大使并網(wǎng)有功功率閉環(huán)極點(diǎn)靠近實(shí)軸,增大了系統(tǒng)阻尼,并且可以改變系統(tǒng)阻抗以滿足系統(tǒng)阻抗匹配條件,使系統(tǒng)主要呈感性,PQ解耦,由虛擬阻抗產(chǎn)生的定子電壓在d-q軸的跌落量為Uvd和Uvq。

(22)

式中:Rv為虛擬電阻;Lv為虛擬電感;igd和igq分別為并網(wǎng)電流在d-q軸的分量。

虛擬阻抗Zv(s)為:

Zv(s)=G(s)(Rv+sLv)

(23)

得到雙饋風(fēng)電機(jī)組新的輸出阻抗為:

Zo(s)=Zout(s)+G(s)Zv(s)

(24)

通過設(shè)置不同的虛擬阻抗類型可以重構(gòu)雙饋風(fēng)電機(jī)組系統(tǒng)的輸出阻抗特性,得到輸出阻抗的波特圖如附錄A圖A7所示。

連接網(wǎng)側(cè)變流器和轉(zhuǎn)子側(cè)變流器的直流側(cè)電容,能夠保持直流電壓恒定,使機(jī)側(cè)、網(wǎng)側(cè)變流器控制解耦。本文把網(wǎng)側(cè)變流器當(dāng)做線路負(fù)載,阻抗歸算到線路阻抗之中,同時(shí)網(wǎng)側(cè)變流器的電容對(duì)有功功率傳輸沒有影響。從而得到系統(tǒng)總阻抗ZΣ,包含雙饋風(fēng)電機(jī)組輸出阻抗、虛擬阻抗和傳輸線路阻抗。

ZΣ(s)=Zout(s)+G(s)Zv(s)+Zg(s)

(25)

式中:傳輸線路阻抗Zg(s)=Rg+sLg。

3.3基于自適應(yīng)虛擬阻抗的雙饋風(fēng)電機(jī)組與VSG的控制策略

系統(tǒng)阻抗中電阻分量很有可能超出理想范圍,不滿足解耦條件,由式(24)可知,通過改變虛擬阻抗Zv(s)可以改變系統(tǒng)阻抗,使有功功率和無功功率滿足解耦條件。雙饋風(fēng)電機(jī)組輸出阻抗呈現(xiàn)感性,電感較大,使用增加虛擬電感的方法,雖可以使PQ近似解耦,降低了輸出電壓的動(dòng)態(tài)特性和穩(wěn)態(tài)電壓精度,會(huì)降低系統(tǒng)并網(wǎng)功率傳輸能力。當(dāng)功率PQ傳輸時(shí),會(huì)在系統(tǒng)阻抗上產(chǎn)生壓降[23]。

(26)

式中:Upcc為采樣公共連接點(diǎn)電壓;RΣ為系統(tǒng)總電阻;P和Q分別為傳輸?shù)挠泄蜔o功功率。

由式(26)可以看出,當(dāng)有功功率波動(dòng)時(shí)會(huì)影響電壓幅值,使無功功率產(chǎn)生波動(dòng),功率產(chǎn)生耦合,如果RΣ可以補(bǔ)償?shù)搅?則功率解耦。

本文采用自適應(yīng)定子虛擬電阻和前饋電壓補(bǔ)償結(jié)合的方式。根據(jù)上式,首先對(duì)線路跌落電壓進(jìn)行一定程度的前饋補(bǔ)償,如式(27)所示。

(27)

式中:R1為系統(tǒng)電阻估計(jì)值。

電壓前饋補(bǔ)償值因系統(tǒng)總電阻RΣ難以測(cè)量,只需要估算R1,并不需要精確計(jì)算。然后加入自適應(yīng)的負(fù)虛擬電阻來精確抵消由系統(tǒng)電阻產(chǎn)生的壓降,使PQ解耦,并且無功功率能準(zhǔn)確跟蹤指令值。具體控制結(jié)構(gòu)如圖2所示,圖中,SVPWM表示空間矢量脈沖調(diào)制。

根據(jù)無功功率偏差進(jìn)行積分得到一個(gè)負(fù)的虛擬電阻Rv,雙饋風(fēng)電機(jī)組定子輸出電流乘以虛擬電阻得到的電壓值ΔU疊加到電壓指令上,從而使RΣ補(bǔ)償?shù)?,PQ解耦，即

(28)

當(dāng)有功功率突變時(shí),輸出電流Iodq也會(huì)發(fā)生突變,相對(duì)于無功功率只加純積分環(huán)節(jié),本文提出的方法能夠加快補(bǔ)償動(dòng)態(tài)過程的壓降,使功率解耦加快,無功功率波動(dòng)減小。并且當(dāng)輸出無功功率和指令值偏差較大時(shí),Rv也較大,動(dòng)態(tài)過程中系統(tǒng)阻尼增加,有功功率突變時(shí),可以加快VSG動(dòng)態(tài)過程。

圖2 雙饋風(fēng)電機(jī)組與VSG的自適應(yīng)虛擬 電阻控制框圖Fig.2 Control block diagram of adaptive virtual resistance for DFIG-based wind turbines and VSG

4 實(shí)驗(yàn)研究

為了驗(yàn)證所采用控制策略的有效性,搭建了11 kW的雙饋風(fēng)電機(jī)組實(shí)驗(yàn)?zāi)M平臺(tái)。采用一臺(tái)三相鼠籠式異步電動(dòng)機(jī)來拖動(dòng)DFIG,為驗(yàn)證VSG的控制策略,孤島運(yùn)行時(shí),負(fù)荷采用20 kW負(fù)載箱,分為3組負(fù)荷。實(shí)驗(yàn)中由一臺(tái)15 kW的VSG來模擬電網(wǎng),通過負(fù)載切換獲得模擬電網(wǎng)的頻率波動(dòng)Δω≤±0.01ω0。實(shí)驗(yàn)中發(fā)電機(jī)定子輸出端串聯(lián)2 mH電抗和0.5 Ω電阻模擬線路阻抗。該模擬平臺(tái)的DFIG的額定參數(shù)如附錄B表B1所示,實(shí)驗(yàn)平臺(tái)結(jié)構(gòu)如圖3所示。

實(shí)驗(yàn)中DFIG采用VSG控制策略,閉合K1至K4,對(duì)J和D取不同值進(jìn)行對(duì)比,驗(yàn)證控制策略的有效性。初始狀態(tài)雙饋風(fēng)電機(jī)組孤島空載運(yùn)行時(shí),把3組負(fù)載分別切入,雙饋風(fēng)電機(jī)組輸出定子電壓、定子電流、轉(zhuǎn)子電流、有功功率和頻率波形分別如附錄B圖B1和圖4所示。附錄B圖B1中,發(fā)電機(jī)定子電壓隨負(fù)載切換,幅值穩(wěn)定,輸出電流隨負(fù)載突變。圖4中,負(fù)載突增2 kW,頻率經(jīng)過慣性環(huán)節(jié)下降,慣性J分別取1和0.5,D+Kω分別取3 000和1 500，并按式(29)和式(30)計(jì)算。

(29)

(30)

式中：Ts為慣性環(huán)節(jié)系統(tǒng)調(diào)節(jié)時(shí)間。

J=0.5,D+Kω=3 000,理論穩(wěn)態(tài)時(shí)間為0.15 s,實(shí)驗(yàn)結(jié)果和理論值相近,當(dāng)J=1時(shí),頻率穩(wěn)定時(shí)間加倍。阻尼取值影響頻率的下跌量和穩(wěn)定時(shí)間。阻尼取到3 000時(shí),頻率下跌約為0.1 Hz;當(dāng)阻尼減小到1 500時(shí),頻率穩(wěn)定時(shí)間加倍,同時(shí)頻率下跌量增大為0.16 Hz。

圖3 實(shí)驗(yàn)平臺(tái)結(jié)構(gòu)圖Fig.3 Experimental platform structure

圖4 獨(dú)立帶負(fù)載運(yùn)行有功功率和頻率波形Fig.4 Active power and frequency waveforms in isolated mode

附錄B圖B2和圖5中,采用VSG控制策略的雙饋風(fēng)電機(jī)組和模擬的弱電網(wǎng)并聯(lián),此時(shí)線路不加入電阻。閉合K1至K6,當(dāng)突增負(fù)載,VSG出力突增,模擬電網(wǎng)頻率下跌,頻率如圖5中曲線1,由于VSG的調(diào)頻作用,頻率下跌后,緩慢恢復(fù)至50 Hz。雙饋發(fā)電機(jī)并聯(lián)時(shí),由于模擬電網(wǎng)頻率下跌,雙饋風(fēng)電機(jī)組和VSG的功角增大,增大有功輸出支撐電網(wǎng)頻率恢復(fù),如圖5曲線3。曲線2為雙饋風(fēng)電機(jī)組支撐后的頻率,對(duì)比可以看出,頻率恢復(fù)加快,并且頻率下跌量改善,采用VSG控制的雙饋風(fēng)電機(jī)組可以支撐系統(tǒng)頻率。

圖5 雙饋風(fēng)電機(jī)組并聯(lián)運(yùn)行有功功率和頻率實(shí)驗(yàn)波形Fig.5 Active power and frequency waveforms of DFIG-based wind turbines in parallel operation

斷開K1,K5,閉合K6,使雙饋風(fēng)電機(jī)組和電網(wǎng)并聯(lián),發(fā)電機(jī)定子輸出端串聯(lián) 2 mH電抗和0.5 Ω電阻模擬線路阻抗。由于雙饋風(fēng)電機(jī)組輸出阻抗接近純感性,線路串入電阻,PQ耦合。如附錄B圖B3和圖6所示,圖6中曲線l1至l5分別為不加任何控制策略、采用電壓補(bǔ)償、無功功率加入純積分環(huán)節(jié)、自適應(yīng)虛擬電阻、定子自適應(yīng)虛擬電阻和電壓前饋補(bǔ)償結(jié)合的控制策略的PQ波形。當(dāng)不加任何控制策略時(shí),有功功率指令由2.5 kW增加到3.6 kW,有功功率由于慣性作用會(huì)略有超調(diào)；無功功率由1 kvar降低到0.2 kvar,說明PQ存在耦合。從圖6可以看出,本文采用的控制策略不僅在動(dòng)態(tài)過程中無功波動(dòng)最小,并且增加了系統(tǒng)阻尼,有功超調(diào)減小,功率動(dòng)態(tài)過程更快。

圖6 雙饋風(fēng)電機(jī)組并網(wǎng)有功、無功功率波形Fig.6 Active and reactive power waveforms of DFIG-based wind turbines connected to the grid

5 結(jié)語

本文首先對(duì)雙饋風(fēng)電機(jī)組虛擬同步控制策略進(jìn)行數(shù)學(xué)建模,并提出了雙饋風(fēng)電機(jī)組與VSG的控制策略。分析表明系統(tǒng)阻抗實(shí)際工況中會(huì)不滿足功率解耦條件,所以有必要對(duì)雙饋風(fēng)電機(jī)組輸出阻抗進(jìn)行重構(gòu),以滿足要求。提出了定子虛擬阻抗的控制策略，改變雙饋風(fēng)電機(jī)組的輸出阻抗。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明,所提雙饋風(fēng)電機(jī)組與VSG控制策略使雙饋風(fēng)電機(jī)組具有更大的慣性和頻率支撐能力。并且在并網(wǎng)運(yùn)行時(shí),采用定子自適應(yīng)虛擬電阻和阻抗電壓跌落前饋控制結(jié)合的方式使輸出功率實(shí)現(xiàn)了解耦。

附錄見本刊網(wǎng)絡(luò)版(http://www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx)。

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孟 浩(1993—),男,碩士研究生,主要研究方向:雙饋風(fēng)力發(fā)電變流器控制策略。

張 興(1963—),男,教授,博士生導(dǎo)師,主要研究方向:大型光伏并網(wǎng)發(fā)電、大功率風(fēng)力發(fā)電用并網(wǎng)變流器等。