孔祥平 張 哲 尹項(xiàng)根 何茂慧 王 菲

（華中科技大學(xué)強(qiáng)電磁工程與新技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 武漢 430074）

1 引言

近年來(lái)，在滿足不斷增長(zhǎng)的電力需求的同時(shí)，為了應(yīng)對(duì)化石能源逐漸衰竭和環(huán)境保護(hù)等多重壓力，以風(fēng)力發(fā)電技術(shù)為代表的可再生能源發(fā)電技術(shù)在我國(guó)得到了大力發(fā)展。根據(jù)“十二五”規(guī)劃，到2015年，全國(guó)風(fēng)電裝機(jī)容量將達(dá)到 100GW，年總發(fā)電量超過(guò)190TW時(shí)。

變速恒頻雙饋異步發(fā)電機(jī)組（Doubly Fed Induction Generator，DFIG）以其所需變流器容量?。▋H約為DFIG額定容量的1/3[1]）、能量轉(zhuǎn)換效率高、易于控制和調(diào)速范圍寬等優(yōu)點(diǎn)[2-4]，成為當(dāng)前風(fēng)力發(fā)電技術(shù)的主流方案，占據(jù)了大部分市場(chǎng)份額。DFIG的結(jié)構(gòu)特征是：定子與電網(wǎng)直接相連，轉(zhuǎn)子一般則通過(guò)交直交變頻器與電網(wǎng)相連接。通過(guò)對(duì)交直交變頻器的控制，可以改變轉(zhuǎn)子繞組勵(lì)磁電流的幅值、頻率和相位，實(shí)現(xiàn) DFIG的變速恒頻運(yùn)行和所需的控制目標(biāo)。

然而，隨著風(fēng)力發(fā)電技術(shù)的持續(xù)發(fā)展，不斷增長(zhǎng)的風(fēng)電機(jī)組并網(wǎng)容量已經(jīng)對(duì)電網(wǎng)的安全穩(wěn)定運(yùn)行帶來(lái)了顯著的影響[5]。為了保證電網(wǎng)和風(fēng)電機(jī)組的安全穩(wěn)定運(yùn)行，各國(guó)電力公司及電網(wǎng)運(yùn)營(yíng)商紛紛提出了新的風(fēng)電機(jī)組的并網(wǎng)規(guī)范[6,7]，要求風(fēng)電機(jī)組在電網(wǎng)短時(shí)電壓跌落情況下能夠維持并網(wǎng)運(yùn)行，并向外發(fā)出無(wú)功功率以幫助電力系統(tǒng)恢復(fù)穩(wěn)定運(yùn)行，即要求風(fēng)電機(jī)組具備低電壓穿越（Low Voltage Ride Through，LVRT）能力。短路故障、電機(jī)啟動(dòng)等情況都可能造成電網(wǎng)電壓跌落，其中短路故障造成的電網(wǎng)電壓跌落最為嚴(yán)重。而LVRT過(guò)程中DFIG的運(yùn)行特性將對(duì)電網(wǎng)的故障特征造成很大的影響。繼電保護(hù)的基本任務(wù)是根據(jù)電網(wǎng)故障后產(chǎn)生的電氣量（或非電氣量）變化特征，鑒別和隔離故障設(shè)備或元件。因此，在研究含風(fēng)電機(jī)組接入的電網(wǎng)繼電保護(hù)時(shí)必須要充分考慮風(fēng)電機(jī)組的影響，這給繼電保護(hù)的研究帶來(lái)了新的挑戰(zhàn)[8]。

在 LVRT過(guò)程中，對(duì)于近區(qū)嚴(yán)重故障（DFIG機(jī)端電壓跌落較為嚴(yán)重），為了保證風(fēng)電機(jī)組的運(yùn)行安全，Crowbar保護(hù)[9,10]將會(huì)動(dòng)作，并通過(guò)電阻短接轉(zhuǎn)子繞組以旁路轉(zhuǎn)子側(cè)變流器（Rotor Side Converter，RSC）。而在遠(yuǎn)區(qū)非嚴(yán)重故障（DFIG機(jī)端電壓跌落相對(duì)較?。┣闆r下，Crowbar保護(hù)不會(huì)動(dòng)作，DFIG的轉(zhuǎn)子繞組仍由變頻器進(jìn)行勵(lì)磁。這兩種情況下，DFIG的運(yùn)行特性和饋出的短路電流特性大不相同，需要分別進(jìn)行研究。針對(duì)近區(qū)嚴(yán)重故障（Crowbar保護(hù)動(dòng)作）情況下 DFIG的短路電流特性，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)展了大量的研究工作[11-13]。而對(duì)于遠(yuǎn)區(qū)非嚴(yán)重故障，由于短路期間轉(zhuǎn)子繞組仍由變頻器勵(lì)磁，DFIG的故障電流特性更為復(fù)雜，分析難度更大，目前鮮有文獻(xiàn)針對(duì)此進(jìn)行研究。因此，這方面的研究工作還有待開(kāi)展。

在非嚴(yán)重故障情況下，DFIG饋出的故障電流由定子繞組電流和網(wǎng)側(cè)變流器（Grid Side Converter，GSC）的交流側(cè)電流兩部分組成。鑒于GSC容量較小，其交流側(cè)電流對(duì)DFIG饋出的故障電流影響不大，本文將主要對(duì) DFIG的定子繞組電流特性進(jìn)行研究。由于非嚴(yán)重故障時(shí)，DFIG的勵(lì)磁調(diào)節(jié)特性對(duì)短路電流特性有很大影響。因此，本文首先分析了基于定子電壓定向矢量控制技術(shù)的RSC控制策略，并研究了按照典型I型和典型II型系統(tǒng)設(shè)計(jì)的RSC轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性，給出了轉(zhuǎn)子繞組故障電流的簡(jiǎn)化計(jì)算模型。以此為基礎(chǔ)，研究了非嚴(yán)重故障情況下定子繞組故障電流特性，并分析了不同控制器設(shè)計(jì)方法對(duì)定子繞組故障電流特性的影響。最后利用PSCAD/EMTDC搭建仿真平臺(tái)，對(duì)理論分析結(jié)果進(jìn)行了仿真驗(yàn)證。

2 轉(zhuǎn)子側(cè)變流器控制策略分析

定子側(cè)采用發(fā)電機(jī)慣例，轉(zhuǎn)子側(cè)采用電動(dòng)機(jī)慣例時(shí)，同步旋轉(zhuǎn)dq坐標(biāo)系下DFIG的電壓、磁鏈方程為

式中，usd、usq、urd、urq分別為定、轉(zhuǎn)子電壓的d、q軸分量；isd、isq、ird、irq分別為定、轉(zhuǎn)子電流的d、q軸分量； ψsd、ψsq、ψrd、ψrq分別為定、轉(zhuǎn)子磁鏈的 d、q軸分量；ω1、ω2= ω1-ωr分別為同步角速度、轉(zhuǎn)差角速度。p為微分算子，p=d/dt。

當(dāng)采用基于定子電壓定向的矢量控制技術(shù)，并將同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系的 d軸定向于定子電壓矢量sU˙時(shí)有

式中，Us為定子電壓幅值。

在穩(wěn)態(tài)運(yùn)行情況下，有 p ψsd=pψsq=0，且忽略定子繞組電阻，可以得到

經(jīng)計(jì)算可以得到 DFIG通過(guò)定子向電網(wǎng)輸出的有功、無(wú)功功率為

從式（5）可以看出，采用定子電壓定向時(shí)，DFIG定子輸出的有功功率和無(wú)功功率近似解耦，可分別通過(guò)轉(zhuǎn)子電流的d、q軸分量進(jìn)行調(diào)節(jié)。

同時(shí)，將轉(zhuǎn)子電壓方程可改寫為

若采取前饋補(bǔ)償和 PI調(diào)節(jié)的控制方式，DFIG的轉(zhuǎn)子電壓控制方程式可表述為

式中，kriP、kriI分別為轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)的比例調(diào)節(jié)系數(shù)和積分調(diào)節(jié)系數(shù)；分別為轉(zhuǎn)子電流 d、q軸分量的指令值。

綜合式（5）、式（7）可以得到圖1所示的基于功率外環(huán)和轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)的RSC控制原理圖。

圖1 轉(zhuǎn)子側(cè)變流器控制原理圖Fig.1 Control schematic diagram of RSC

3 轉(zhuǎn)子故障電流簡(jiǎn)化計(jì)算模型

在故障過(guò)程中，要求 DFIG實(shí)現(xiàn)最大功率跟蹤和單位功率因數(shù)運(yùn)行是不合理的。且在故障暫態(tài)過(guò)程中，實(shí)際有功、無(wú)功功率不能得到準(zhǔn)確的測(cè)量。因此，在檢測(cè)到故障發(fā)生時(shí)，一種典型處理方法是將功率外環(huán)閉鎖[14]，即當(dāng)檢測(cè)到電網(wǎng)電壓小于0.9(pu)時(shí)，將圖1中的閉鎖信號(hào)Gshut由1變?yōu)?，從而閉鎖功率外環(huán)。因此，在故障暫態(tài)分析中，只需考慮轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制器運(yùn)行特性的影響，而轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制器的運(yùn)行特性取決于其控制器參數(shù)的選擇。一般來(lái)說(shuō)，根據(jù)對(duì)系統(tǒng)控制特性的不同需求，可以選擇合適的控制器參數(shù)將轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制器設(shè)計(jì)成典型I型或典型II型系統(tǒng)[15]。

在本文的分析中，以定子機(jī)端電壓驟降為例對(duì)DFIG的故障電流特性進(jìn)行分析[16]。由于電機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)慣量時(shí)間常數(shù)較大，故障暫態(tài)過(guò)程中轉(zhuǎn)速變化速度遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于系統(tǒng)電氣量變化速度。因此，在以下分析過(guò)程中認(rèn)為轉(zhuǎn)速保持恒定。

3.1 I型系統(tǒng)時(shí)轉(zhuǎn)子故障電流簡(jiǎn)化計(jì)算模型

RSC轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)的控制框圖如圖2所示。

圖2 轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制框圖Fig.2 Block diagram of inner current loop of RSC

滯后時(shí)間常數(shù)Tp很小，一般可以忽略不計(jì)，且Kinv=1，因此，以 d軸為例，可以得到其簡(jiǎn)化的控制框圖如圖3所示。

圖3 d軸簡(jiǎn)化控制框圖Fig.3 Simplified block diagram of d-axis

由圖3可以得到

在穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)，pψsd=0，得到轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)d軸閉環(huán)傳遞函數(shù)為

當(dāng)要求轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)具有較快的電流跟隨性能時(shí)，可按照典型Ⅰ型系統(tǒng)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)，即

式中， ωc= 2 πfc，fc為截止頻率。一般要保證截止頻率在等效開(kāi)關(guān)頻率的1/10之內(nèi)[17]。在本文中，等效開(kāi)關(guān)頻率為10kHz。因此，可以令ωc=10ω1，使得截止頻率fc等于等效開(kāi)關(guān)頻率的1/20。

從而得到轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)時(shí)PI調(diào)節(jié)器的參數(shù)為

假設(shè)對(duì)稱電壓跌落后定子繞組電壓Uf為

式中，Usn為定子繞組額定電壓；λ為電壓跌落的幅度。

將式（12）代入式（1），并聯(lián)立式（2）可得

在定子電壓定向矢量控制技術(shù)下， usd= Uf，usq= 0 ，從而可以解得電壓跌落后定子繞組磁鏈的d、q軸分量為

由式（14）可知，在故障暫態(tài)過(guò)程中， pψsd≠ 0 ，pψsq≠ 0。同時(shí)功率外環(huán)被閉鎖，轉(zhuǎn)子電流的給定保持不變。以 RSC轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)d軸控制器為例，可以得到其在動(dòng)態(tài)過(guò)程中以故障分量形式表示的控制框圖如圖4所示。

圖4 動(dòng)態(tài)過(guò)程中的d軸控制框圖Fig.4 Block diagram of d-axis in dynamic state

圖4對(duì)應(yīng)的閉環(huán)傳遞函數(shù)為

由式（16）可知， p Δψsd中僅含有ω=ω1的諧波分量，其頻率相對(duì)ωc來(lái)說(shuō)很小。因此，可以認(rèn)為Gcl_I（ s） ≈ 1 。則有

同理，可以得到

從式（18）和式（19）可以看出，在將轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制器設(shè)計(jì)成典型 I型系統(tǒng)的情況下，經(jīng)過(guò)合適的簡(jiǎn)化，可以認(rèn)為轉(zhuǎn)子電流d、q軸故障分量與對(duì)應(yīng)的定子繞組磁鏈故障分量的微分成正比。

3.2 II型系統(tǒng)時(shí)轉(zhuǎn)子故障電流簡(jiǎn)化計(jì)算模型

為了改善轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)的抗擾性能，可以將轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制器設(shè)計(jì)為典型Ⅱ型系統(tǒng)。將代入式（9）可得

由式（21）可以得到按典型Ⅱ型系統(tǒng)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制器時(shí)，阻尼比ξ和自然振蕩頻率ωn分別為

工程上一般可取轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)阻尼比ξ=0.707，自然振蕩頻率ωn≤2 π fs20[15]，其中fs為開(kāi)關(guān)頻率。在本文中，選取ωn=10ω1。

將ξ和ωn代入式（13）即可得到按照典型Ⅱ型系統(tǒng)設(shè)計(jì)轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)時(shí)的 PI調(diào)節(jié)器參數(shù) kriP_II和kr i I_II為

pΔψsd中的諧波分量的角頻率相對(duì)RSC轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)閉環(huán)傳遞函數(shù) Gcl_II(s)的自然振蕩頻率ωn來(lái)說(shuō)很小。因此，亦可認(rèn)為 Gcl_II(s) ≈ 1 。則有

Gcl_II(s)的伯德圖如圖5所示。從圖5中可以看出，按照典型Ⅱ型系統(tǒng)設(shè)計(jì)RSC轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制器時(shí)，轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)的抗擾性能良好，對(duì)擾動(dòng)量ed的衰減非常大。在這種情況下

同理可得

因此，在將轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制器設(shè)計(jì)成典型 II型系統(tǒng)時(shí)，可以認(rèn)為轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)不受擾動(dòng)量ed、eq的影響，即轉(zhuǎn)子電流d、q軸故障分量為0。

圖5 Ⅱ型系統(tǒng)時(shí)轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)閉環(huán)傳遞函數(shù)Bode圖Fig.5 Bode diagram of inner current closed-loop transfer function of RSC under condition of second order system

4 DFIG故障電流特性分析

4.1 I型系統(tǒng)時(shí)定子故障電流簡(jiǎn)化計(jì)算模型

將式（18）和式（20）代入式（2）中的前兩個(gè)方程，并作拉氏變換，可以得到定子繞組電流故障分量與定子繞組磁鏈故障分量之間的關(guān)系為

式中， k1=ωrLm/（ω1LskriP），ΔIsd(s)、ΔIsq(s)分別是定子電流d、q軸故障分量的頻域表達(dá)式。

對(duì)式（16）和式（20）作拉氏變換，并將其代入式（27），可以解得定子繞組電流d、q軸故障分量分別為

式中， Δ Us（s） =- λ Usn/s，表示定子繞組電壓的故障分量。

對(duì)式（28）作拉氏反變化，得到定子繞組電流d、q軸的故障分量的時(shí)域表達(dá)式為

假設(shè)故障前定子繞組電流的d、q軸分量分別為isd0和isq0，則電壓跌落后定子繞組電流的d、q軸故障電流為 isd0+Δisd（t）和 isq0+Δisq（t），經(jīng)過(guò)坐標(biāo)變換后得到三相定子故障電流為

4.2 II型系統(tǒng)時(shí)定子故障電流簡(jiǎn)化計(jì)算模型

將式（25）、式（26）代入式（2）中的前兩個(gè)方程，可以得到定子繞組電流故障分量與定子繞組磁鏈故障分量之間的關(guān)系為

聯(lián)立式（18）和式（20）和式（32），可以解到定子繞組電流d、q軸的故障分量的時(shí)域表達(dá)式為

因此，可以得到三相定子繞組故障電流為

從式（29）及式（33）可以看出，無(wú)論是按照典型Ⅰ型系統(tǒng)還是典型Ⅱ系統(tǒng)設(shè)計(jì) RSC轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制器，定子繞組電流的d、q軸故障分量中均含有衰減的基頻電流，其大小與電壓跌落深度成正比。但是區(qū)別在于，按照典型Ⅰ型系統(tǒng)設(shè)計(jì)RSC轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制器時(shí)，衰減基頻電流的大小與控制器參數(shù)有關(guān)；而按照典型Ⅱ型系統(tǒng)設(shè)計(jì)RSC轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制器時(shí)，衰減基頻電流的大小與控制器參數(shù)無(wú)關(guān)。此外，式（29）及式（33）中的定子繞組電流的d軸故障分量中均沒(méi)有直流強(qiáng)制分量，而q軸故障分量中則存在大小與電壓跌落深度成正比的直流強(qiáng)制分量。

從式（29）及式（33）中還可以看出，計(jì)及勵(lì)磁調(diào)節(jié)特性影響時(shí)，DFIG定子繞組故障電流特性與傳統(tǒng)同步發(fā)電機(jī)的故障電流特性相比存在較大的區(qū)別。首先，定子繞組故障電流中直流分量的衰減時(shí)間常數(shù)只與定子繞組電阻、電感有關(guān)，而不受轉(zhuǎn)子繞組參數(shù)的影響。其次，定子繞組故障電流中只有衰減直流分量和強(qiáng)制基頻分量，而不含衰減的基頻分量。其原因在于：按照典型Ⅰ型系統(tǒng)設(shè)計(jì)RSC轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制器時(shí)，定子繞組磁鏈d、q軸故障分量的微分中只有衰減基頻分量，而無(wú)衰減的直流分量，且其基頻分量的衰減時(shí)間常數(shù)τ= Ls/Rs。在RSC轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制器是典型 I型系統(tǒng)的基礎(chǔ)上，轉(zhuǎn)子電流故障分量與定子繞組磁鏈故障分量的微分成比例關(guān)系，從而導(dǎo)致定子繞組故障電流中不存在衰減的基頻分量，直流分量的衰減時(shí)間常數(shù)為τ= Ls/Rs，而不受轉(zhuǎn)子繞組參數(shù)的影響。按照典型Ⅱ型系統(tǒng)設(shè)計(jì)RSC轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制器時(shí)，由于其具有良好的抗擾性能，可以認(rèn)為轉(zhuǎn)子電流在故障前后不變。對(duì)于故障分量電流而言，轉(zhuǎn)子繞組相當(dāng)于開(kāi)路。因此，定子繞組故障電流中不存在衰減的基頻分量，而直流分量的衰減時(shí)間常數(shù)不受轉(zhuǎn)子繞組參數(shù)的影響。

5 仿真分析

為了驗(yàn)證上述分析結(jié)果，在PSCAD/EMTDC仿真平臺(tái)上搭建了 DFIG的仿真模型。模型中 DFIG的參數(shù)如下：

額定容量：1.5MVA；額定線電壓：690V；

定子繞組電阻：0.007 56(pu)；定子繞組漏電抗：0.142 5(pu)；

轉(zhuǎn)子繞組電阻：0.005 33(pu)；轉(zhuǎn)子繞組漏電抗：0.142 5(pu)；

定轉(zhuǎn)子互感：2.176 7(pu)；

轉(zhuǎn)子額定轉(zhuǎn)速：1.2(pu)。

對(duì)于以下仿真算例，故障前 DFIG輕載，輸出有功功率為 0.2(pu)，機(jī)端電壓為 1.0(pu)。故障發(fā)生在t=5.0，故障后DFIG機(jī)端電壓跌落到0.6(pu)。

圖6給出了DFIG定子繞組磁鏈d、q軸分量ψsd、ψs1及ed、eq的波形。從圖6中可以看出，在機(jī)端電壓跌落時(shí)，DFIG定子繞組磁鏈及其微分中均含有以同步頻率ω1振蕩的衰減周期分量。而定子繞組磁鏈d軸分量中不包含直流分量，q軸分量中則存在由電壓跌落引起的直流強(qiáng)制分量，其大小與跌落的電壓幅度成正比。同時(shí)，可以看到在故障發(fā)生瞬刻ed發(fā)生了突變，而eq未發(fā)生突變。這是因?yàn)樵诠收习l(fā)生瞬刻，雖然定子繞組磁鏈d、q軸分量不會(huì)發(fā)生突變，但機(jī)端電壓是突然下降的。又有

因此，在故障發(fā)生瞬刻 ed發(fā)生了突變，而 eq未發(fā)生突變。

圖6 定子繞組磁鏈d軸和q軸分量及其微分Fig.6 d-axis and q-axis component of the stator flux and related derivation

5.1 I型系統(tǒng)時(shí)仿真算例

在轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制器設(shè)計(jì)成典型I型系統(tǒng)的情況下，圖7給出了轉(zhuǎn)子繞組電流d、q軸故障分量的仿真波形和理論波形的對(duì)比。其中，Δird、Δirq為仿真波形，Δirdap、Δirqap為根據(jù)ed、eq按照式（18）和式（19）計(jì)算得到的理論波形。

圖7 I型系統(tǒng)時(shí)轉(zhuǎn)子繞組電流d、q軸故障分量Fig.7 Fault component of d-axis and q-axis of the rotor current for the first order system

圖8給出了定子繞組電流d、q軸故障分量的仿真波形和理論波形的對(duì)比。其中，Δisd、Δisq為仿真波形，Δisdap、Δisqap為根據(jù)式（29）計(jì)算得到的理論波形。

圖8 I型系統(tǒng)定子繞組電流d、q軸故障分量Fig.8 Fault component of d-axis and q-axis of the stator current for the first order system

從這兩個(gè)圖中可以看出，理論計(jì)算結(jié)果和仿真結(jié)果之間的差別很小，從而驗(yàn)證了理論分析的正確性。需要注意的是，簡(jiǎn)化計(jì)算得到的Δirdap和Δisdap在故障發(fā)生瞬刻發(fā)生了突變，這在實(shí)際系統(tǒng)中是不可能發(fā)生的。造成這種現(xiàn)象的原因是在前述分析過(guò)程中對(duì)某些具有滯后效應(yīng)的環(huán)節(jié)進(jìn)行了簡(jiǎn)化處理。然而，從圖7和圖8的對(duì)比可以看出，這種簡(jiǎn)化處理對(duì)故障電流特性的影響非常小，可以忽略不計(jì)。

此外，從圖8中還可以看出，定子繞組電流 d軸故障分量中只有衰減的基頻分量，而不含直流分量，說(shuō)明定子繞組電流基頻電流的d軸分量在故障前后保持不變。而q軸故障分量中則同時(shí)含有直流分量和衰減的基頻分量，且其直流分量不隨時(shí)間衰減。

圖9則給出了轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制器設(shè)計(jì)成典型I型系統(tǒng)情況下的定子A相故障電流isa、基頻分量有效值isa1M、基頻分量相位isa1P和衰減直流分量isadc的波形?？梢钥闯觯ㄗ永@組故障電流中基本不含衰減基頻分量，而主要由衰減直流分量和穩(wěn)態(tài)基頻分量組成。

圖9 I型系統(tǒng)時(shí)定子繞組電流Fig.9 Stator current for the first order system

5.2 II型系統(tǒng)時(shí)仿真算例

在轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制器設(shè)計(jì)成典型II型系統(tǒng)的情況下，圖10給出了轉(zhuǎn)子繞組電流d、q軸故障分量的仿真波形和理論波形的對(duì)比。其中，Δird、Δirq為仿真波形，Δirdap、Δirqap為根據(jù) ed、eq按照式（25）和式（26）計(jì)算得到的理論波形。圖11給出了定子電流 d、q軸故障分量的仿真波形和理論波形的對(duì)比。其中，Δisd、Δisq為仿真波形，Δisdap、Δisqap為根據(jù)式（33）計(jì)算得到的理論波形。

從圖10和圖11中可以看出，理論計(jì)算結(jié)果和仿真結(jié)果之間的差別很小，從而驗(yàn)證了理論分析的正確性。

圖12給出了轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制器設(shè)計(jì)成典型II型系統(tǒng)情況下的定子A相故障電流isa、基頻分量有效值isa1M、基頻分量相位isa1P和衰減直流分量isadc的波形?？梢钥闯?，定子繞組故障電流中基本不含衰減基頻分量，而主要由衰減直流分量和穩(wěn)態(tài)基頻分量組成。

圖10 II型系統(tǒng)轉(zhuǎn)子繞組電流d、q軸故障分量Fig.10 Fault component of d-axis and q-axis of the rotor current for the second order system

圖11 II型系統(tǒng)時(shí)定子繞組電流d、q軸故障分量Fig.11 Fault component of d-axis and q-axis of the statorcurrent for the second order system

圖12 II型系統(tǒng)時(shí)的定子繞組電流Fig.12 Stator current for the second order system

6 結(jié)論

從基于定子電壓定向矢量控制技術(shù)的 RSC控制策略的分析出發(fā)，以設(shè)計(jì)成典型I型、典型II型系統(tǒng)的轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制器為基礎(chǔ)，對(duì)非嚴(yán)重電壓跌落情況下RSC的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性和DFIG定子繞組故障電流特性進(jìn)行了研究，得到了以下基本結(jié)論。

（1）當(dāng)RSC轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制器設(shè)計(jì)成典型I型系統(tǒng)時(shí)，可近似認(rèn)為轉(zhuǎn)子電流故障分量與相應(yīng)的定子繞組磁鏈故障分量的微分成比例關(guān)系。當(dāng)RSC轉(zhuǎn)子電流內(nèi)環(huán)控制器設(shè)計(jì)成典型II型系統(tǒng)時(shí)，可以認(rèn)為故障前后轉(zhuǎn)子電流保持不變。

（2）計(jì)及勵(lì)磁調(diào)節(jié)特性影響時(shí)，DFIG定子繞組故障電流特性與傳統(tǒng)同步發(fā)電機(jī)的故障電流特性存在較大的差異，其定子繞組故障電流主要由衰減直流分量和穩(wěn)態(tài)基頻分量構(gòu)成，而不含衰減基頻分量。

（3）定子繞組衰減直流分量的大小與電壓跌落深度成正比，并可認(rèn)為其衰減時(shí)間常數(shù)只與定子繞組電阻、電感有關(guān)，而不受控制器參數(shù)和轉(zhuǎn)子繞組參數(shù)的影響。

（4）定子繞組基頻電流的d軸分量故障前后保持不變，q軸故障分量的大小與電壓跌落成正比、與定子繞組電抗成反比。由于 DFIG定子繞組電抗較大，q軸故障分量相對(duì)較小。因此，故障后DFIG基頻故障電流的幅值變化遠(yuǎn)小于同步發(fā)電機(jī)。

本文的研究結(jié)果不僅對(duì)于構(gòu)建適應(yīng)于 DFIG接入的電網(wǎng)繼電保護(hù)原理具有重要的理論意義，對(duì)于非嚴(yán)重故障情況下 DFIG的控制方法的改進(jìn)也有借鑒作用。

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