無刷雙饋發(fā)電機的高電壓穿越控制策略研究

李佳彬，王淑紅，樊慧彬，曹建文，王一帆，張愛玲

(1.太原理工大學 電氣與動力工程學院，山西 太原 030024；2.山西天地煤機裝備有限公司，山西 太原 030006；3.西南交通大學 電氣工程學院，四川 成都 611756)

0 引 言

近年來，隨著新能源發(fā)電的快速發(fā)展，風電機組裝機容量在電網(wǎng)中的占比越來越大，給電力系統(tǒng)的安全穩(wěn)定帶來了巨大的挑戰(zhàn)。高電壓穿越能力和低電壓穿越能力是各國電力系統(tǒng)對并網(wǎng)風電機組提出的強制性要求。我國國家標準《風力發(fā)電機組故障電壓穿越能力》(GB/T 36995-2018)中對于電網(wǎng)電壓驟升期間風電機組所應(yīng)提供的無功支撐，故障發(fā)生、結(jié)束時刻的有功波動都做了嚴格的規(guī)定。

和雙饋電機(doubly fed induction generator，DFIG)相比，無刷雙饋電機(brushless doubly fed induction generator，BDFIG)沒有電刷和滑環(huán)，在降低成本的同時增強了電機運行的可靠性。同時還具有所需變頻器容量小、功率因數(shù)可調(diào)等優(yōu)點，在風力發(fā)電領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景[1]。近年來在BDFIG本體和控制策略方面都取得了大量的研究成果。在低電壓故障穿越研究方面，現(xiàn)有的研究成果表明，無需附加任何硬件，BDFIG可以實現(xiàn)電網(wǎng)電壓跌落100%情況下的穿越[2-3]。但BDFIG高電壓穿越方法的研究報導(dǎo)較少。

在DFIG的高電壓穿越研究方面，文獻[4-6]通過增加DC Chopper電路、無功補償器等硬件設(shè)備實現(xiàn)高電壓穿越，但增加了硬件成本。文獻[7-8]將抑制轉(zhuǎn)子繞組暫態(tài)過電流作為關(guān)鍵問題，通過改進轉(zhuǎn)子側(cè)變流器控制策略以抑制高電壓穿越期間轉(zhuǎn)子繞組暫態(tài)過電流。但文獻[7-8]均未提及高電壓穿越期間網(wǎng)側(cè)變流器的控制和動態(tài)無功支撐能力。文獻[9-13]提出合理分配網(wǎng)側(cè)與轉(zhuǎn)子側(cè)變流器無功電流，協(xié)同控制實現(xiàn)高電壓穿越。文獻[9]提出可以通過網(wǎng)側(cè)變流器發(fā)出部分無功來對當?shù)仉娋W(wǎng)的無功進行就地補償。文獻[10]提出在高電壓穿越期間動態(tài)調(diào)整變流器母線參考電壓的方法以解決現(xiàn)場變流器過壓保護導(dǎo)致風電機組脫網(wǎng)的問題。文獻[11-13]在高電壓穿越期間通過合理分配網(wǎng)側(cè)與轉(zhuǎn)子側(cè)變流器有功、無功提升了風電機組的高電壓穿能力。但并未研究如何減小電壓驟升故障暫態(tài)有功功率的波動。

在BDFIG的高電壓穿越研究方面，文獻[14]提出一種機側(cè)變流器的控制策略，旨在抑制電網(wǎng)電壓發(fā)生故障時BDFIG控制繞組的暫態(tài)電流沖擊。但該方法未考慮電壓驟升故障期間網(wǎng)側(cè)變流器可能存在的直流母線過電壓問題，并且在故障穿越期間功率繞組有功功率及無功功率外環(huán)均斷開，使得二者均不可控。

本文對電壓驟升時刻籠型轉(zhuǎn)子BDFIG控制繞組暫態(tài)電流進行理論推導(dǎo)，說明抑制控制繞組過電流并非解決BDFIG高電壓穿越的關(guān)鍵問題。針對現(xiàn)行國標中對并網(wǎng)風力發(fā)電機在電壓升高期間提供動態(tài)無功支撐及有功功率波動的要求，給出網(wǎng)側(cè)、機側(cè)變流器無功電流的分配原則，提出一種降低有功功率波動的方法。仿真和實驗結(jié)果表明所提控制策略的有效性，且該方法無需附加任何硬件。

1 電壓驟升故障BDFIG暫態(tài)分析

電網(wǎng)電壓發(fā)生驟升或驟降故障時，由于功率繞組(power winding,PW)磁鏈不能突變，控制繞組(control winding,CW)會感應(yīng)出較大沖擊電流。為了說明電壓驟升故障時該電流的大小在IGBT的耐受范圍之內(nèi)，抑制控制繞組過電流并非解決BDFIG高電壓穿越的關(guān)鍵問題，從BDFIG的數(shù)學模型出發(fā)，推導(dǎo)電壓驟升故障期間BDFIG控制繞組電流的表達式。

1.1 無刷雙饋電機數(shù)學模型

無刷雙饋電機有多種數(shù)學模型，由于本文機側(cè)控制策略是在控制繞組靜止坐標系實現(xiàn)的，為了方便起見，采用控制繞組靜止坐標系數(shù)學模型[15]為：

(1)

(2)

(3)

ψp=Lpip+Lprir；

(4)

ψc=Lcic+Lcrir；

(5)

ψr=Lrir+Lprip+Lcric。

(6)

式中：下標p、c、r分別代表BDFIG的功率繞組、控制繞組和轉(zhuǎn)子繞組；U、i、ψ分別為BDFIG三相電壓、電流和磁鏈的合成矢量；R、L為是電機各繞組電阻和電感；pp、pc分別BDFIG功率繞組和控制繞組的極對數(shù)；ωr表示轉(zhuǎn)子機械角速度。

1.2 電壓驟升故障BDFIG暫態(tài)分析

對于籠型轉(zhuǎn)子無刷雙饋電機，轉(zhuǎn)子電壓為0，即

Ur=0。

(7)

由式(3)～式(6)結(jié)合式(7)可得

ic=

(8)

式中▽為微分算子，且▽=d/dt，由于▽-jpcωr遠大于式(8)中其它各項，其倒數(shù)可以忽略不計，式(8)可以簡化為

(9)

結(jié)合式(4)、式(5)和式(9)得控制繞組磁鏈表達式為

(10)

結(jié)合式(2)和式(10)可得控制繞組電壓為

Uc=Ec+Eψ。

(11)

由式(11)可知，控制繞組電壓由兩部分組成，Ec為控制繞組電阻與功率繞組等效漏感上的壓降之和，Eψ為功率繞組磁鏈在控制繞組產(chǎn)生的感應(yīng)電動勢。很顯然，在電網(wǎng)電壓驟升或驟降時，由于功率繞組磁鏈的變化將導(dǎo)致Eψ變化。

由式(11)可得控制繞組電流表達式為

(12)

式(12)表明，控制繞組電流除了與電機參數(shù)有關(guān)外，與Uc-Eψ成正比，由于控制繞組電壓Uc受直流母線電壓大小和直流母線電壓利用率限制,變化范圍不大，因此故障期間控制繞組暫態(tài)電流大小主要與Eψ相關(guān)。故以下分析故障期間Eψ的變化。

假設(shè)t=t0時，電網(wǎng)發(fā)生對稱電壓驟升故障，σ為電壓幅值變化(pu)，驟升時取正，驟降時取負。功率繞組靜止坐標系下功率繞組電壓可表示為：

(13)

式中：ωp為功率繞組電壓角頻率；|UpN|為電網(wǎng)相電壓幅值。忽略式(1)中PW的電阻Rp，并將式(13)代入，根據(jù)磁鏈守恒定律，電網(wǎng)電壓對稱驟升故障期間，功率繞組αβ靜止坐標系下的PW磁鏈矢量的表達式為：

ψp=

(14)

式中τ為時間常數(shù)。結(jié)合式(1)、式(2)、式(8)可得

由式(14)可見，故障后功率繞組磁鏈由穩(wěn)態(tài)分量和暫態(tài)分量組成。對ψp求導(dǎo)，可得控制繞組靜止坐標系下▽ψp表達式為：

▽ψp=

(15)

式中ωc為功率繞組電壓角頻率，由式(15)可得，與故障前相比，故障發(fā)生時刻(t=t0)時的▽ψp增加或減少的倍數(shù)為

(16)

BFGIG的轉(zhuǎn)差率為

(17)

式中ωn為電網(wǎng)電壓角頻率。結(jié)合式(16)、式(17)，故障時▽ψp增加或減少的倍數(shù)可表示為

(18)

由式(18)可知，K由電壓幅值變化σ、轉(zhuǎn)差率S和功率繞組電壓衰減時間常數(shù)決定?？紤]到時間常數(shù)帶來的影響較小，因此K的大小主要取決于電網(wǎng)電壓幅值變化和故障發(fā)生時刻BFGIG的轉(zhuǎn)差率。BDFIG的轉(zhuǎn)差率通常設(shè)計在-0.3到0.3，對應(yīng)額定轉(zhuǎn)速的±30%。

我國現(xiàn)行國標中規(guī)定的最高電壓升高幅值和最低電壓跌落幅值分別為1.3 pu和0.2 pu，即σ=0.3和σ=-0.8。當σ=0.3，S=-0.3,即電機最高轉(zhuǎn)速時，由式(18)可得K=-1，式(12)中的Uc-Eψ最大，可能導(dǎo)致的控制繞組暫態(tài)電流最大；當σ=-0.8，S=-0.3時，由式(18)可得K=2.67,低電壓故障時，式(12)中的Uc-Eψ最大，可能導(dǎo)致的控制繞組暫態(tài)電流最大。不難看出，電壓跌落80%時的Uc-Eψ很大，因此抑制故障發(fā)生時刻BDFIG控制繞組過電流是解決低電壓穿越的關(guān)鍵問題[2-3]；但電壓驟升30%時的Uc-Eψ不大，再考慮到高電壓穿越期間國家標準對并網(wǎng)風力發(fā)電機提供動態(tài)無功支撐的要求，功率繞組將從電網(wǎng)吸收一定量的感性無功功率，從而也可以減小控制繞組的電流，綜合考慮以上因素，可以將控制繞組電流限制在IGBT的的耐受范圍之內(nèi)。

綜上所述,控制繞組過電流并非無刷雙饋電機高電壓穿越需要解決的關(guān)鍵問題。本文將研究重點放在電壓驟升期間BDFIG提供的無功支持和有功功率的動態(tài)響應(yīng)方面。

2 BDFIG高電壓穿越控制策略

BDFIG的功率繞組與電網(wǎng)直接相連，控制繞組通過機側(cè)變流器(machine side converter,MSC)和網(wǎng)側(cè)變流器(grid side converter,GSC)與電網(wǎng)相連。BDFIG系統(tǒng)結(jié)構(gòu)框圖如圖1所示。

圖1 無刷雙饋電機系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure of BDFIG system

國標中規(guī)定電網(wǎng)電壓驟升至1.1倍額定電壓以上時，電壓每升高1%，風電機組至少提供1.5%的額定無功電流。本文通過網(wǎng)側(cè)變流器和機側(cè)變流器對無功電流協(xié)調(diào)控制，實現(xiàn)BDFIG的高電壓穿越。

2.1 網(wǎng)側(cè)變流器控制策略

2.1.1 網(wǎng)側(cè)變流器基本控制理論

網(wǎng)側(cè)整流器的控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)見圖2。

圖2 網(wǎng)側(cè)變流器主電路及其控制結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Main circuit and control structure of grid side convertor

GSC在同步旋轉(zhuǎn)坐標系下的電壓方程可描述為：

(19)

其中：Ud、Uq分別為GSC交流側(cè)輸入電壓合成矢量的d、q軸分量；ed、eq分別為電網(wǎng)電壓合成矢量的d、q軸分量；ω為電網(wǎng)電壓頻率；Id、Iq為電網(wǎng)輸入電流合成矢量的d、q軸分量。R、L為GSC進線電阻、電感。

由圖2可見，BDFIG正常運行狀態(tài)時，GSC以直流母線電壓Udc為外環(huán)，控制內(nèi)環(huán)d軸電流；q軸電流控制為0，工作于單位功率因數(shù)。

2.1.2 電壓驟升故障期間母線電壓及無功電流的動態(tài)給定

三相電壓型整流器母線電壓Udc的給定值要大于進線線電壓幅值，這是由Boost升壓電路所決定的，否則會使進線電流產(chǎn)生嚴重的畸變，引入較大的諧波電流。同時母線電壓給定值受到器件耐壓水平的限制，抬高母線電壓必須考慮直流母線電容和IGBT等功率器件的耐壓能力。主流型號的風力機組經(jīng)過低電壓穿越能力改造后，母線電容可承受1.3倍并網(wǎng)點額定電壓幅值[12]，即

(20)

式中UN為電網(wǎng)額定相電壓幅值。

由SVPWM理論可知，變流器輸出電壓矢量的幅值受到直流母線電壓的限制，在不產(chǎn)生過調(diào)制的情況下,輸出電壓矢量的幅值和Udc的關(guān)系為

(21)

GSC穩(wěn)定工作狀態(tài)時，式(19)中的微分量可以不計。采用d軸電網(wǎng)電壓定向時Uq=0、Ud=UN，將式(19)代入式(21)整理后可得

(22)

式(22)表明，電網(wǎng)電壓驟升期間,GSC從電網(wǎng)吸收感性無功電流(即Iq為負)可以將網(wǎng)側(cè)一部分電壓降落在進線電抗器上，從而減小GSC進線線電壓，有可能保持母線電壓不變。此外現(xiàn)行國標規(guī)定電壓升高期間，風電機組需要向電網(wǎng)提供容性動態(tài)無功支撐?；谏鲜鰞煞矫婵紤]，高電壓穿越期間GSC應(yīng)在器件耐壓水平允許范圍內(nèi)，保證發(fā)生有功不變的情況下吸收部分感性無功電流，使網(wǎng)側(cè)變流器短暫工作于非單位功率因數(shù)狀態(tài)來幫助電機完成高電壓穿越。

由式(22)可得保持電壓故障期間母線電壓不變的最小無功電流為

(23)

式中Um為故障期間的相電壓幅值。需要說明的是，故障期間在保持網(wǎng)側(cè)變流器輸出有功功率不變的條件下，由于電壓升高，使得所需有功電流變小，因此進一步增大了網(wǎng)側(cè)變流器發(fā)送無功電流的能力，但必須保證不超過GSC的最大允許電流Imax，即

(24)

小功率電機受變流器容量限制，如果所能提供的無功電流小于式(23)計算值，則無功電流按照式(24)選取且需要適當提高故障期間的母線電壓，母線電壓給定值選取為

(25)

2.2 機側(cè)變流器控制策略

機側(cè)變流器采用了間接功率控制(indirect power control strategy，IPC)[16]。

2.2.1 間接功率控制理論

圖3為本文采用的間接功率控制系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)框圖。如圖所示，IPC控制策略分別以BDFIG功率繞組的有功功率Pp、無功功率Qp為外環(huán)，控制繞組磁鏈相角增量ΔXc、幅值增量Ks為內(nèi)環(huán)實現(xiàn)對輸出功率的控制以及功率因數(shù)的調(diào)節(jié)[16]，電機正常運行時，無功功率的給定為0，電機工作在單位功率因數(shù)狀態(tài)。

圖3 間接功率控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)框圖Fig.3 Structure of indirect power control strategy

2.2.2 電壓故障期間機側(cè)控制策略

BDFIG有功、無功功率可以表示[16]為：

(26)

由式(26)可見，功率繞組的有功及無功功率與控制繞組的磁鏈有關(guān)，由式(13)可見，電網(wǎng)電壓驟升時控制繞組磁鏈的幅值將大幅增加。由以上可知，控制繞組磁鏈大幅變化將導(dǎo)致故障開始及結(jié)束時有功功率的大幅波動。在保持故障前后BDFIG有功功率給定不變的情況下，改變無功給定即可保持控制繞組磁鏈幅值故障前后保持不變，進而減小功率繞組有功功率的波動。

令Up=|UpN|ejωct,ψc=|ψc|ej(ωct-θ)，代入式(26)中可得：

(27)

(28)

(29)

根據(jù)現(xiàn)行國標，電網(wǎng)電壓驟升至1.3 pu時，機組至少應(yīng)提供30%額定無功電流，即

(30)

式中：Iq為網(wǎng)側(cè)給定無功電流；IN為BDFIG額定電流。

值得說明的是，故障期間當功率繞組吸收感性無功功率時，控制繞組電流是減小的，有助于抑制故障期間控制繞組過電流。

綜上所述,高電壓故障穿越期間BDFIG向電網(wǎng)注入的無功電流由網(wǎng)側(cè)和機側(cè)變流器共同承擔。如式(30)所示，其中網(wǎng)側(cè)無功電流Iq由式(23)～式(25)計算，機側(cè)無功電流由式(29)和式(30)計算。

3 仿真驗證

為了驗證在電網(wǎng)額定電壓、機組輸出額定功率的情況下，電網(wǎng)電壓驟升至1.3倍額定電壓時本文所提網(wǎng)側(cè)與機側(cè)控制策略的準確性和有效性，在MATLAB中搭建了仿真模型，仿真中所用BDFIG參數(shù)見表1。

表1 無刷雙饋電機參數(shù)Table 1 Parameters of BDFIG

正常運行狀態(tài)時,BDFIG功率繞組有功功率給定為11 kW，無功功率給定為0；網(wǎng)側(cè)無功電流給定為0，母線電壓給定為580 V。故障期間，功率繞組有功功率給定不變，無功功率給定由式(29)計算得-9.8 kVar,對應(yīng)的無功電流為-16 A，以保持磁鏈幅值不變；考慮到網(wǎng)側(cè)變流器的容量，由式(24)～式(25)得，網(wǎng)側(cè)無功電流給定為-10 A，網(wǎng)側(cè)與機側(cè)無功電流之和滿足式(30)；母線電壓給定為 650 V。

t=1.5 s時，電網(wǎng)電壓驟升至1.3倍額定電壓，持續(xù)時間1 s，仿真結(jié)果如圖4所示。

圖4(a)為無功功率給定為-9.8 kVar時功率繞組有功功率的仿真結(jié)果。為了驗證故障期間功率繞組無功功率的大小對有功功率波動的影響，在其它條件相同的情況下，圖4(b)給出了無功功率給定-3 kVar 時功率繞組有功功率的仿真結(jié)果。

由圖4(b)可見，故障發(fā)生及結(jié)束時有功功率的沖擊分別為25.5%PN和36.4%PN。由圖4(a)可見,故障發(fā)生及結(jié)束時有功功率的沖擊減小為18.2%PN和30.4%PN。仿真結(jié)果表明，采用本文所提控制方法有效降低了電壓驟升故障發(fā)生及結(jié)束時刻有功功率的沖擊。國標要求電壓驟升發(fā)生及恢復(fù)時刻有功功率波動幅值在±50%PN范圍內(nèi)，故障發(fā)生80 ms后有功功率波動在±5%PN范圍內(nèi)，仿真結(jié)果滿足國標要求。

圖4(c)為控制繞組電流波形,故障發(fā)生及結(jié)束時刻控制繞組暫態(tài)電流均小于2倍額定電流。說明抑制控制繞組暫態(tài)過電流并非BDFIG高電壓穿越的關(guān)鍵問題。

圖4(d)為功率繞組無功功率，正常工作時無功功率為0，故障期間為-9.8 kVar。圖4(e)為網(wǎng)側(cè)無功電流波形，正常工作時無功電流為0，GSC工作在單位功率因數(shù)狀態(tài)；故障發(fā)生后無功電流快速跟隨給定變化為-10 A。仿真結(jié)果表明，網(wǎng)側(cè)與機側(cè)無功電流之和滿足式(30)，符合國標要求。

圖4 仿真結(jié)果圖Fig.4 Simulation results

圖4(f)為母線電壓波形，母線電壓在BDFIG高電壓穿越期間維持穩(wěn)定。

仿真結(jié)果證明了所提控制策略的有效性。

4 實驗驗證

為了驗證本文所提網(wǎng)側(cè)與機側(cè)控制策略的準確性和有效性，搭建了高電壓故障穿越實驗裝置其原理圖如圖5所示。電壓驟升裝置串聯(lián)于并網(wǎng)點及變壓器之間，由PLC控制。實驗中采用的BDFIG參數(shù)同表1，由西門子變頻器驅(qū)動的感應(yīng)電動機拖動。功率繞組和控制繞組的接法同圖1，實驗裝置見圖6。

圖5 BDFIG高電壓穿越測試原理圖Fig.5 Test schematic diagram of HVRT for BDFIG

圖6 實驗平臺圖Fig.6 Experimental system platform

考慮到網(wǎng)側(cè)和機側(cè)變流器中IGBT的安全性，將正常運行時BDFIG的線電壓降為額定電壓的84.2%，幅值為450 V，在此基礎(chǔ)上，由高電壓發(fā)生裝置在并網(wǎng)點產(chǎn)生1.3倍的對稱電壓驟升，幅值為585 V，如圖7所示，t=1 s時故障發(fā)生，t=1.95 s時清除，持續(xù)時間0.95 s。

正常運行時功率繞組有功功率給定為2.4 kW，以檢驗BDFIG在國標測試內(nèi)容中規(guī)定的風電機組小功率輸出范圍內(nèi)對電壓故障時的響應(yīng)特性，無功功率給定為0；網(wǎng)側(cè)無功電流給定為0，母線電壓給定為480 V；故障期間功率繞組有功功率給定不變，無功功率給定為-6 kVar，對應(yīng)的無功電流為-11.8 A，以保持磁鏈幅值不變?？紤]網(wǎng)側(cè)變流器的容量，由式(24)、式(25)得，網(wǎng)側(cè)無功電流給定為-12 A，網(wǎng)側(cè)與機側(cè)所發(fā)無功電流滿足國標要求，母線電壓給定為540 V。

圖7 并網(wǎng)點線電壓Fig.7 Voltage of grid connection point

圖8為功率繞組有功功率的實驗結(jié)果,為了驗證故障期間功率繞組無功功率的大小對有功功率波動的影響，在其它條件相同的情況下，圖8中同時給出了無功功率給定分別為-6 kVar和-2 kVar的實驗結(jié)果。

圖8 無功給定-2 kVar和-6 kVar的實驗結(jié)果Fig.8 Experimental results of reactive power given at -2 kVar and -6 kVar

由圖8可見，功率繞組無功功率給定為-2 kVar時，故障發(fā)生后控制繞組磁鏈幅值由2.4 Wb變化為2.9 Wb，故障發(fā)生及結(jié)束時有功功率的沖擊分別為12.8 kW和5.3 kW；無功功率給定為-6 kVar時，故障期間磁鏈幅值基本未變，故障發(fā)生及結(jié)束時有功功率的沖擊分別減小為8 kW和4.2 kW，大大減小了功率繞組有功功率的波動。實驗結(jié)果表明，采用本文所提控制方法可以有效降低電壓驟升故障發(fā)生及結(jié)束時功率繞組有功功率的沖擊。

圖9為BDFIG發(fā)出的總有功功率，即功率繞組與控制繞組有功功率之和。正常運行時為3 kW，故障發(fā)生及結(jié)束時最大沖擊值分別為8.5 kW和5.5 kW，波動幅值在±50%PN范圍內(nèi)，故障發(fā)生80 ms后波動在±5%PN范圍內(nèi)，實驗結(jié)果滿足國標要求。

圖9 BDFIG總有功功率Fig.9 Active power of BDFIG

圖10為控制繞組電流，由圖10可見，故障發(fā)生及結(jié)束時，暫態(tài)電流均小于2 pu，說明抑制控制繞組暫態(tài)過電流并非BDFIG高電壓穿越的關(guān)鍵問題。

圖11(a)為網(wǎng)側(cè)變流器進線電流，正常運行時電流幅值為1.5 A，其交軸和直軸分量分別為Iq=0，Id=1.5 A。故障期間網(wǎng)側(cè)電流峰值約為12 A，其交軸和直軸分量分別為Id=1.2 A，Iq=-12 A，與給定值相符。

綜合圖8(a)與圖11(a)的實驗結(jié)果，網(wǎng)側(cè)與機側(cè)提供的無功電流之和大于0.3倍額定電流，無功支撐能力滿足國標要求。

圖11(b)為直流母線電壓，故障前后母線電壓均可保持在給定值附近。

圖11 網(wǎng)側(cè)電流和母線電壓Fig.11 Current of grid side and bus voltage

實驗結(jié)果表明，所提網(wǎng)側(cè)與機側(cè)協(xié)同控制策略可以滿足高電壓故障穿越期間風電機組所應(yīng)提供的無功支持，并將有功功率的波動幅值控制在允許的范圍之內(nèi)。

5 結(jié) 論

本文提出了一種無刷雙饋電機網(wǎng)側(cè)與機側(cè)協(xié)同控制的高電壓穿越控制策略，通過分析得到以下結(jié)論：

1)抑制控制繞組過電流并非無刷雙饋電機高電壓穿越需要解決的關(guān)鍵問題。仿真及實驗結(jié)果均表明，故障期間控制繞組暫態(tài)過電流均在機側(cè)變流器短時可承受的范圍之內(nèi)，驗證了理論分析的正確性。

2)給出了故障期間保持輸出有功功率不變條件下網(wǎng)側(cè)與機側(cè)變流器無功電流的分配原則?？紤]電網(wǎng)電壓驟升幅度和網(wǎng)側(cè)變流器容量，給出了網(wǎng)側(cè)變流器無功電流給定值的計算方法。在保持故障前后控制繞組磁鏈幅值不變的條件下，給出了機側(cè)無功功率(或無功電流)給定值的計算方法，該方法有效減小了故障時有功功率的波動。仿真與實驗結(jié)果驗證了采用所提控制策略的有效性，無需附加任何硬件可使BDFIG在保證變流器安全的條件下實現(xiàn)高電壓故障穿越。