雙饋風(fēng)電機(jī)組高電壓穿越協(xié)調(diào)控制策略

張 謙，蔣永梅，丁 敏，金武杰，金晨星

（國網(wǎng)浙江省電力有限公司舟山供電公司，浙江 舟山 316021）

0 引言

隨著電力系統(tǒng)中風(fēng)電比例的提高，風(fēng)電對電力系統(tǒng)的影響也越來越大。為避免風(fēng)電場脫網(wǎng)事故的發(fā)生，相關(guān)技術(shù)規(guī)程要求風(fēng)電機(jī)組必須具備故障穿越能力。國內(nèi)外針對無功功率過剩導(dǎo)致的機(jī)組電壓驟升情況下的暫態(tài)控制研究較少。本文針對DFIG（雙饋風(fēng)電機(jī)組）HVRT（高電壓穿越）方法及控制策略展開研究。

目前針對機(jī)組高電壓穿越的研究已經(jīng)得到國內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注。文獻(xiàn)[1-2]采用轉(zhuǎn)子側(cè)外接Crowbar（撬棒）的方法提高機(jī)組的故障穿越能力，但Crowbar投入期間，機(jī)組需從電網(wǎng)側(cè)吸收無功進(jìn)行勵磁，不利于電網(wǎng)穩(wěn)定。文獻(xiàn)[3-4]采用限制風(fēng)電機(jī)組電磁功率和調(diào)節(jié)槳距角來減少RSC（轉(zhuǎn)子側(cè)變流器）輸入功率，從而減小傳輸?shù)诫娙萆系墓β?，達(dá)到抑制直流側(cè)電壓Udc升高的效果。但是調(diào)節(jié)槳距角的方法響應(yīng)時間長，不能及時參與故障穿越。文獻(xiàn)[5-6]采用加裝Chopper（斬波器）和儲能裝置來消除變流器兩側(cè)功率流動差值，但投入Chopper可能引起電壓波動。文獻(xiàn)[7-13]采用增大GSC（網(wǎng)側(cè)變流器）輸出功率，但該方法成本較高。

本文綜合考慮經(jīng)濟(jì)性、技術(shù)可行性及響應(yīng)速度，以提升風(fēng)電機(jī)組的高電壓穿越能力和改善高電壓穿越結(jié)束后風(fēng)電機(jī)組的穩(wěn)定運(yùn)行能力為出發(fā)點，采用發(fā)電機(jī)組SSL（定子側(cè)串聯(lián)電抗）、直流側(cè)增加卸荷電路的方法，提出GSC參與無功調(diào)節(jié)的高電壓穿越協(xié)調(diào)控制策略，減少SVC（靜止無功補(bǔ)償裝置）的投資成本，提高高電壓穿越能力。并在PSCAD平臺上搭建含雙饋風(fēng)電機(jī)組的風(fēng)電場模型，仿真驗證了綜合控制策略的優(yōu)越性。

1 電壓驟升故障情況下DFIG暫態(tài)特性分析

折算到定子側(cè)后，DFIG在兩相轉(zhuǎn)子坐標(biāo)系中的方程如下（電動機(jī)慣例）：

式中：上標(biāo)r表示兩相轉(zhuǎn)子坐標(biāo)系；Rs，Rr分別為定子、轉(zhuǎn)子電阻；Ls，Lr分別為定子、轉(zhuǎn)子電抗；Lm為定子、轉(zhuǎn)子之間的互感；us，ur分別為定子、轉(zhuǎn)子電壓；is，ir分別為定子、轉(zhuǎn)子電流；ψs，ψr分別為定子、轉(zhuǎn)子磁鏈；ωs為同步轉(zhuǎn)速；ωr為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速。

由式（1）可得轉(zhuǎn)子磁鏈ψr為：

將式（2）代入式（1）中得到：

可以得出轉(zhuǎn)子電壓的穩(wěn)態(tài)方程：

式中：s=ωr/ωs為滑差率。

設(shè)t=t0時刻電網(wǎng)側(cè)任意位置發(fā)生故障，機(jī)組機(jī)端電壓驟升，故障前后us為：

式中：m為電壓驟升系數(shù)。

根據(jù)磁鏈?zhǔn)睾愣?，可得故障前后ψsf方程為：

由式（7）可得，t≥t0時轉(zhuǎn)子電動勢為：

由式（8）可得，當(dāng)t=t0時，ur0最大。因磁鏈不能突變，dir/dt=0。又Rr，Lr很小，忽略在其上面的壓降，則轉(zhuǎn)子電壓最大值為：

故障前后 Rr，Lr不變，由 I=ur/Rr可知，k=根據(jù)風(fēng)電機(jī)組HVRT要求可知，電壓驟升系數(shù)m最大值為0.3。當(dāng)m=0.3，s=0.3時，f最大，值為2。由此可知，Ir＜2Irr，因此轉(zhuǎn)子側(cè)不需要加入保護(hù)裝置。

定子電壓的線電壓最大值為 0.69×1.414=0.975 66 kV，若要保證其不通過反并聯(lián)二極管對直流母線電容反充電，則需要滿足定子電壓上升倍數(shù)小于1.1×1.1/0.975 66=1.24。因此，當(dāng)us≤1.24uN時，直流母線側(cè)不需要加入保護(hù)裝置；當(dāng)us＞1.24uN時，us通過反并聯(lián)二極管對電容反充電，此時需要加入保護(hù)裝置[14]。

2 基于HVRT約束的DFIG控制架構(gòu)

為了提升機(jī)組HVRT能力和HVRT結(jié)束后的穩(wěn)定性，本文提出基于SSL和Chopper保護(hù)電路的控制策略實現(xiàn)DFIG高電壓穿越，其結(jié)構(gòu)如圖1所示。

2.1 SSL阻值的整定

SSL由一組電感和可控晶閘管并聯(lián)組成。故障發(fā)生前，晶閘管導(dǎo)通，使電感被旁路；發(fā)生故障時，晶閘管關(guān)斷，電感被串入線路中。

將式（1）中消去 is， us， ψr， 得到關(guān)于轉(zhuǎn)子電流的一階微分方程：

將式（11）帶入EMF表達(dá)式中得到故障發(fā)生前的EMF為：

式中：s為轉(zhuǎn)差率。

同理，故障后的EMF為：

EMF的大小與繞組切割磁場的速度成正比。定子磁鏈中的暫態(tài)衰減分量產(chǎn)生的是靜止磁場，轉(zhuǎn)子繞組以ωr的速度切割該靜止磁場，感生的電動勢與ωr（或者說1-s）成正比。而強(qiáng)制周期分量在轉(zhuǎn)子中感生的電動勢與s成正比。

聯(lián)立式（11）、 （13），得到故障后關(guān)于轉(zhuǎn)子電流ir的一階微分方程：

解方程（14），故障后轉(zhuǎn)子電流方程為：

式中： σ′=1-Lm/Lr（Ls+SSL）； C 為常數(shù)， 且有 C=ir（0-）。

變流器采用SVC變流器調(diào)制方式，變流器輸出電壓的幅值上限為，將式（15）中的替換為； 轉(zhuǎn)子電流最大值出現(xiàn)在故障后1/2周期左右，因此時間取0.5T（T為同步周期）。因此由式（15）得到的轉(zhuǎn)子電流峰值的表達(dá)式為：

式中：Udc是直流母線上的電容電壓。式（16）是關(guān)于定子串聯(lián)電抗的一元復(fù)雜函數(shù)，可以通過作圖法對定子串聯(lián)電抗阻值進(jìn)行整定，轉(zhuǎn)子電流最大值為Ir_th=1.5 p.u.。

2.2 卸荷電路的控制策略

傳統(tǒng)的投切方式為：當(dāng)Udc小于Udc-max時，Chopper不投入；當(dāng)Udc不小于Udc-max時，快速投入Chopper。卸荷電阻/ΔP為變流器兩側(cè)功率流動差值。

本文提出一種改進(jìn)的Chopper控制方法，投切邏輯見圖2。圖中：U1為卸荷電路切除門檻值（0.9 p.u.）； U2為卸荷電路投入門檻值（1.1 p.u.）。當(dāng)Udc≥U2時，卸荷電路投入；Udc＜U1時，卸荷電路切除。

圖2 卸荷電路投切邏輯

當(dāng)采用傳統(tǒng)投切方法時，直流電壓曲線出現(xiàn)突變，且Chopper長時間投入，不利于散熱。然而采用本文提出的方法時，直流側(cè)電壓波動幅值很小，且Chopper間歇性運(yùn)行，大大縮短了在電路中的運(yùn)行時間，有利于散熱。直流側(cè)電壓對比如圖3所示。

2.3 GSC無功控制策略

圖3 直流側(cè)電壓對比

當(dāng)電網(wǎng)電壓驟升時，若電壓在1.24 p.u.以內(nèi)，控制GSC使其發(fā)出感性無功，實現(xiàn)機(jī)組高電壓穿越；網(wǎng)側(cè)無功控制策略如圖4所示。

圖4 GSC控制框圖

3 基于HVRT約束的DFIG控制策略

研究表明，SSL在電壓驟升較高（1.24～1.3 p.u.）時投入運(yùn)行可有效限制轉(zhuǎn)子側(cè)短路電流；電壓驟升較低（1.1～1.24 p.u.）時， SSL 接入電路對機(jī)組的穩(wěn)定運(yùn)行造成不利影響。為了提升機(jī)組的高電壓穿越能力和高電壓穿越結(jié)束后機(jī)組穩(wěn)定運(yùn)行能力，本文所采用的控制策略如圖5所示。

圖5 DFIG實現(xiàn)故障穿越控制策略

當(dāng)電網(wǎng)電壓驟升時，若電壓在1.24 p.u.以內(nèi)，控制GSC使其發(fā)出感性無功，實現(xiàn)機(jī)組高電壓穿越；若電壓繼續(xù)驟升至1.24 p.u.以上，可能會出現(xiàn)轉(zhuǎn)子側(cè)過電流、直流母線側(cè)過電壓，此時通過投入SSL限制轉(zhuǎn)子側(cè)過電流，投入卸荷電路限制直流母線側(cè)過電壓。

4 仿真驗證及分析

4.1 故障穿越仿真模型

為仿真驗證該方案的正確性，基于PSCAD/EMTDC平臺搭建雙饋風(fēng)電場并網(wǎng)模型，如圖6所示。機(jī)組部分參數(shù)見表1，卸荷電阻取0.3 Ω。

圖6 風(fēng)電系統(tǒng)高電壓穿越仿真模型

表1 雙饋風(fēng)電機(jī)組參數(shù)

4.2 HVRT特性仿真分析

圖7為并網(wǎng)點電壓u，定子電壓us，直流電壓udc，網(wǎng)側(cè)電流ig，機(jī)組有功功率Pg，機(jī)組無功功率Qg仿真曲線。由圖可見，t=2 s時u驟升30%，t=2.625 s時刻結(jié)束。

圖7中，DFIG在并網(wǎng)點電壓驟升情況下并未脫網(wǎng)，GSC向系統(tǒng)輸送感性無功時輸出電流低于正常值，且并未出現(xiàn)過流現(xiàn)象。本文的Chopper控制策略，阻止了udc的上升，保證了變流器和機(jī)組安全；在機(jī)組HVRT時，GSC能夠快速響應(yīng)電壓驟升情況，向系統(tǒng)輸送一定的感性無功，降低并網(wǎng)點電壓使其恢復(fù)至額定狀態(tài)。由此可見，本文提出的定子串聯(lián)電抗、直流側(cè)Chopper、GSC感性無功模式相互配合的方法是可行的，能夠幫助雙饋風(fēng)電機(jī)組實現(xiàn)HVRT。

圖7 雙饋機(jī)組HVRT特性曲線

5 結(jié)語

為改進(jìn)傳統(tǒng)高電壓穿越技術(shù)，本文采用定子串聯(lián)電抗和直流側(cè)卸荷電路限制轉(zhuǎn)子側(cè)過電流及直流母線側(cè)過電壓。在電網(wǎng)電壓驟升故障情況下，GSC無功控制策略發(fā)出感性無功，拉低電網(wǎng)電壓。并在PSCAD/EMTDC中構(gòu)建并網(wǎng)模型，驗證了該控制策略的可行性和優(yōu)越性。