凌志剛 李含善 高絹絹

（內(nèi)蒙古工業(yè)大學電力學院，呼和浩特 010080）

1 引言

近年來，隨著風電機組單機容量的不斷擴大，對并網(wǎng)型風電機組的運行要求也日益嚴格。在DFIG風力發(fā)電機組中，雙饋風力發(fā)電機組的定子直接與電網(wǎng)連接，并通過勵磁變頻器控制轉(zhuǎn)子電流的頻率、相位、幅值來間接調(diào)節(jié)定子側(cè)的輸出功率。變速恒頻雙饋異步發(fā)電機的優(yōu)點有：①調(diào)速范圍寬，即超同步運行和亞同步運行；②有功和無功功率可獨立調(diào)節(jié)；③勵磁變頻器容量較小等。隨著DFIG風電機組在電力系統(tǒng)中所占容量的增大，發(fā)電機與局部電網(wǎng)之間影響越來越大，必須將風力發(fā)電機與電網(wǎng)看做一個整體，要求風電機組在電網(wǎng)電壓跌落時不能脫離電網(wǎng)即要求DFIG風電機組具備低電壓穿越能力。雙饋電機的定子直接接入電網(wǎng)，轉(zhuǎn)子AC-DC-AC雙PWM雙向變流器與電網(wǎng)連接。為了了解雙饋電機在風速變化和故障情況下的暫態(tài)特性，本文以PSCAD為平臺建立了DFIG的動態(tài)模型，轉(zhuǎn)子側(cè)和網(wǎng)側(cè)變流器模型以及控制策略。最后通過仿真驗證模型的有效性[1-4]。

2 雙饋電機的數(shù)學模型

根據(jù)雙饋電動機的特點，選擇兩相旋轉(zhuǎn)坐標系dq代替三相靜止ABC坐標系上的真實變量，通過坐標變換得到同步旋轉(zhuǎn)坐標系下的雙饋電機數(shù)學模型。

將磁鏈式代入電壓方程式，得到dq坐標系下的電壓—電流方程

式中，R1和R2為定、轉(zhuǎn)子繞組電阻；Ls、Lr、Lm為分別為定轉(zhuǎn)子間的自感、漏感、互感；ud1、uq1、ud2、uq2為定轉(zhuǎn)子電壓d、q軸分量；ψd1、ψq1、ψd2、ψq2為定轉(zhuǎn)子磁鏈d、q軸分量；ω11為定子旋轉(zhuǎn)磁場速度；ω12為轉(zhuǎn)差角速度；p為微分算子；LL為發(fā)電機輸入轉(zhuǎn)矩；Te為發(fā)電機電磁轉(zhuǎn)矩；J為發(fā)電機轉(zhuǎn)動慣量；np為極對數(shù)。根據(jù)發(fā)電機慣例，電磁轉(zhuǎn)矩的方向與旋轉(zhuǎn)方向相反，得出雙饋電機同步旋轉(zhuǎn)參考坐標系下的動態(tài)等效電路圖，如圖1所示。雙饋電機動態(tài)模型對雙饋電機風電發(fā)電系統(tǒng)的仿真有很重要的作用。

圖1 雙饋電機的d-q軸動態(tài)等效電路

3 網(wǎng)側(cè)變換器控制模型

網(wǎng)側(cè)變換器的直流電壓由電壓外環(huán)控制，電壓控制器的輸出作為電流內(nèi)環(huán)給定。電流控制器使交流側(cè)電流快速跟蹤給定電流，同時由于對電流指令的限幅，能夠?qū)ψ兞髌鬟M行過流保護。電流控制器的輸出再與各自的解耦項和電網(wǎng)電壓擾動前饋補償項運算后得到變換器交流側(cè)參考電壓，再進行坐標變換，利用該信號進行脈寬調(diào)制，產(chǎn)生驅(qū)動信號實現(xiàn)對網(wǎng)側(cè)變換器的控制。根據(jù)雙饋感應風力發(fā)電系統(tǒng)的要求，網(wǎng)側(cè)變換器的控制目的是：保持輸出直流母線電壓恒定具有良好動態(tài)響應能力的同時，確保交流側(cè)輸入電流正弦，功率因數(shù)為 1。直流母線電壓的穩(wěn)定與否取決于交流側(cè)與直流側(cè)的有功功率是否平衡，如果有效地控制交流側(cè)輸入有功功率，則能保持直流母線電壓穩(wěn)定。而輸入電流波形正弦與否主要與電流控制的有效性和調(diào)制方式有[5-10]。其控制如圖2所示。

圖2 網(wǎng)側(cè)變換器控制框圖

4 轉(zhuǎn)子側(cè)變換器控制模型

轉(zhuǎn)子側(cè)PWM變流器矢量控制如圖3所示。感應發(fā)電機被控制在同步旋轉(zhuǎn)dq坐標系下，將同步旋轉(zhuǎn)d軸定向在定子磁鏈的方向上，以確保定子側(cè)向電網(wǎng)的有功和無功功率的解耦控制。為發(fā)電機提供了比較廣泛的速度運行范圍，實現(xiàn)風能最大捕獲的最優(yōu)速度追蹤。定子側(cè)流向電網(wǎng)的有功功率和無功功率

整個控制系統(tǒng)采用雙閉環(huán)結構，外環(huán)為功率控制環(huán)，內(nèi)環(huán)為電流控制環(huán)。在功率環(huán)中P按照風力機的最大風能捕獲功率計算給出，Q根據(jù)雙饋感應發(fā)電機不同的無功功率控制策略計算給出：當要求雙饋電機按恒功率因數(shù)控制時，控制機組的無功功率，使機組按規(guī)定的功率因數(shù)運行；當要求劇組恒電壓控制時，則根據(jù)系統(tǒng)的無功功率要求，調(diào)節(jié)機組的無功功率，可使機端電壓在設定值。在計算出Ps和Qs后，分別與功率反饋值P、Q進行比較，差值送入帶積分和輸出限幅的PI型控制器，輸出轉(zhuǎn)子電流的有功分量和無功分量的參考指令值idr和iqr，idr和iqr與轉(zhuǎn)子電流反饋量id2和iq2比較后的差值送入帶積分和輸出限幅值的PI型控制器，調(diào)節(jié)后輸出轉(zhuǎn)子電壓分量與r，在加上電壓補償量，即可得到轉(zhuǎn)子電壓指令和，經(jīng)坐標變換后得到三相靜止坐標系下的控制指令ua、ub和uc，經(jīng)SVPWM調(diào)制后控制變流器的開關狀態(tài)，使變流器輸出的電壓為輸出電壓的期望值。

圖3 轉(zhuǎn)子側(cè)變換器矢量控制結構圖

5 并網(wǎng)風力發(fā)電機組仿真分析

本文基于雙饋感應風力發(fā)電機模型，采用定子磁鏈定向的矢量控制策略進行仿真，仿真參數(shù)表1所示。

表1

根據(jù)運用，在PSCAD上建立的模型分別對風速變化和電壓跌落進行仿真分析。

5.1 風速變化時的仿真分析

初始風速為10m/s，當t=3s時風速變?yōu)?3m/s，在這種情況下得到仿真結果如圖4所示。

圖4 速變化仿真結

由圖 5可知，風速低于額定風速時，槳距角β= 0，風速超過額定風速時，槳距角發(fā)生變化，調(diào)節(jié)系統(tǒng)起動，使 DFIG輸出功率穩(wěn)定在額定功率附近，風電機組輸出的無功功率基本保持不變，有功功率跟隨風速的變化進行調(diào)節(jié)，有功的調(diào)節(jié)使風機可以實現(xiàn)最大風能追蹤，在整個過程中轉(zhuǎn)子電流的頻率發(fā)生變化，而定子電流的頻率保持不變，實現(xiàn)DFIG的變速恒頻，P、Q得到解耦。

5.2 電網(wǎng)電壓跌落的仿真分析

在電網(wǎng)電壓發(fā)生跌落之前，雙饋感應風力發(fā)電機組以恒功率因數(shù)運行。機組工作在額定運行狀態(tài)，此時風速為10m/s，系統(tǒng)在t=3s時發(fā)生三相短路故障，導致電網(wǎng)電壓跌落50%，故障持續(xù)時間為0.2s，t=3.2s時電網(wǎng)電壓恢復，則雙饋風電機組運行特性曲線如圖5所示。

從圖5可知，當電網(wǎng)電壓發(fā)生跌落和電網(wǎng)電壓恢復時，發(fā)電機的定子和轉(zhuǎn)子繞組產(chǎn)生較大的電流，同時直流母線電壓也發(fā)生波動，對于雙饋感應電機的定子繞組，只要故障期間短路電流不超過雙饋感應發(fā)電機定子繞組所允許的極限值，故障期間的過電流是允許的，而雙饋感應電機的轉(zhuǎn)子側(cè)與變流器相連。受變流器中電力電子器件的耐壓和過流能力的限制，轉(zhuǎn)子側(cè)變換器將很難承受雙饋感應發(fā)電機這一嚴重的電磁暫態(tài)過程。為了保護轉(zhuǎn)子側(cè)變換器和直流耦合電容，需要對其采取相應的保護措施。

圖5 電網(wǎng)電壓跌落50%時的仿真結果

6 結論

本文建立了雙饋感應發(fā)電機的動態(tài)模型、變換器模型。變換器控制采用定子磁鏈定向矢量控制，本文分別對風速變化和電網(wǎng)電壓跌落情況下，并網(wǎng)運行的風力發(fā)電機組進行仿真，從所得到的仿真結果可以看出，風速變化可以對有功功率進行調(diào)節(jié)，從而實現(xiàn)最大風能追蹤以及雙饋電機的變速恒頻和有功功率和無功功率的解耦控制。從電網(wǎng)電壓跌落仿真表明制約雙饋感應風力發(fā)電機組低電壓穿越能力的兩個因素是轉(zhuǎn)子側(cè)變換器輸出電流的上限和直流母線電壓的上、下限，還可以看出雙饋感應發(fā)電機使用矢量控制策略能夠提高變速風力發(fā)電機組的低電壓穿越能力。當電網(wǎng)電壓發(fā)生跌落時，雙饋感應發(fā)電機能夠?qū)崿F(xiàn)不脫網(wǎng)運行，持續(xù)并網(wǎng)，為風電機組的故障穿越提供了一些理論依據(jù)。

[1] 劉其輝,賀益康,卞松江.變速恒頻風力發(fā)電機空載并網(wǎng)控制[J].中國電機工程學報,2004, 24(3):6-11.

[2] 任永峰,安中全,李含善.基于 S函數(shù)的并網(wǎng)型交流勵磁雙饋電機風力發(fā)電系統(tǒng)研究[J].太陽能學報, 2009,30(10):0254-0096.

[3] Lopez J, Sanchis P, Roboam X, et al. Dynamic behavior of the doubly fed induction generator during three-phase voltage dips[J].IEEE Transactions on Energy Conversion,2007,22(3):709-717.

[4] Sun T, Chen Z , Blaabjerg F. Transient stability of DFIG wind turbines at an exernal short-circuit fault[J].Wind Engineering,2007, 22(3): 709-717.

[5] 林成武,王鳳祥,姚興佳.變速恒頻雙饋風力發(fā)電機勵磁控制技術研究[J].中國電機工程學報, 2003, 23(11): 122-125.

[6] 李東東,陳 陳.風力發(fā)電機組動態(tài)模型研究[J].中國電機工程報,2005,23(3):115-119.

[7] 胡家兵,孫丹,賀益康.電網(wǎng)電壓驟降故障下雙饋風力發(fā)電機建模與控制[J].電力系統(tǒng)自動化,2006, 30(8),21-26.

[8] Zhang Xin-fang, XU Da-ping, LIU YI-bing. Predictive Functional Control of a Doubly Fed Induction Generator for Variable Speed Wind Turbines[J].IEEE Trans On Energy Conversion, 2004, 29(7): 3315-3319.

[9] 卞松江,呂曉美,相會杰.交流勵磁變速恒頻風力發(fā)電系統(tǒng)控制策略的仿真研究[J].中國電機工程學報,2005, 25(16): 57-62.

[10] Sun T, Chen Z, Blaabjerg F. Transient stability of DFIG wind turbines at an exernal short-circuit fault[J]. Wind Engineering, 2005, 8(3): 436-441.