何雄峰李先允談益琿吳曉亮

（1. 湖北省電力建設(shè)第一工程公司，武漢 430061；2. 南京工程學(xué)院，南京 211167）

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微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)LVRT特性分析研究

何雄峰1李先允1談益琿1吳曉亮1

（1. 湖北省電力建設(shè)第一工程公司，武漢 430061；2. 南京工程學(xué)院，南京 211167）

為了研究微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)的低電壓穿越能力，建立了包括微型燃?xì)廨啓C(jī)、永磁同步電機(jī)、傳動鏈軸系和全功率換流器在內(nèi)的微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)詳細(xì)的動態(tài)模型，對配電網(wǎng)深度電壓跌落情況下的微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)的運行特性在PSCAD/EMTDC中進(jìn)行了仿真分析，仿真結(jié)果驗證了模型及控制方式的正確性和有效性，表明微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)在配電網(wǎng)電壓跌落期間具備很好的低電壓運行能力。

分布式電源；微型燃?xì)廨啓C(jī)；永磁同步電機(jī)；低電壓穿越；電壓跌落

長期以來，能源結(jié)構(gòu)不合理性以及能源利用效率持續(xù)偏低帶來了許多環(huán)境和社會問題。隨著我國電網(wǎng)由第二代向第三代轉(zhuǎn)型過渡，以及電力持續(xù)推進(jìn)的改革和政策放開，分布式電源作為一種新興的發(fā)電模式逐步被廣泛關(guān)注[1]。分布式電源接入配電網(wǎng)有利于提高電網(wǎng)的可靠性，但也會給電網(wǎng)帶來一定的影響[2]。妥善解決好并網(wǎng)影響將有利于分布式電源的更大發(fā)展，不僅能充分發(fā)揮分布式電源的優(yōu)點，而且能有效克服傳統(tǒng)集中式大電網(wǎng)供電的許多弱點，作為傳統(tǒng)供電模式的一個重要補(bǔ)充，還將在能源綜合利用上占有十分重要的地位，成為電能供應(yīng)不可缺少的補(bǔ)充[3]。

與太陽能、風(fēng)能的隨機(jī)性和波動性相比，微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電技術(shù)具有能源利用效率高、經(jīng)濟(jì)效益可觀、能源供應(yīng)可靠性高等優(yōu)點，微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電機(jī)組已逐漸成為分散式供電的主力。國內(nèi)外針對微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)的研究集中在微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)建模與控制、系統(tǒng)接入配電網(wǎng)的穩(wěn)態(tài)特性分析以及負(fù)荷擾動對其影響等方面進(jìn)行了一定的研究[4]。文獻(xiàn)[5]通過對幾種典型燃?xì)廨啓C(jī)控制模型進(jìn)行了對比分析，進(jìn)而修正了導(dǎo)葉空氣流量方程中的系數(shù)；文獻(xiàn)[6]對單軸和分軸兩種結(jié)構(gòu)的微型燃?xì)廨啓C(jī)運行特性進(jìn)行對比分析，結(jié)果表明單軸結(jié)構(gòu)應(yīng)用于微網(wǎng)動態(tài)調(diào)節(jié)有助于微網(wǎng)安全、可靠、經(jīng)濟(jì)地運行；文獻(xiàn)[7]將配網(wǎng)與微型燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)看作一個整體，對傳統(tǒng)的單軸模型和分軸模型進(jìn)行了改進(jìn)；文獻(xiàn)[8]采用新型矩陣變換器應(yīng)用于微型燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)提高換流器的輸入電壓頻率和輸出電壓幅值，同時減少輸出波形畸變；文獻(xiàn)[9]對微型燃?xì)廨啓C(jī)模型特性進(jìn)行仿真分析；文獻(xiàn)[10]對配電網(wǎng)負(fù)荷變化和孤網(wǎng)運行條件下的特性進(jìn)行了研究；文獻(xiàn)[11]對配電網(wǎng)發(fā)生小擾動的情況下的特性進(jìn)行了仿真分析。

隨著微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)向電網(wǎng)的不斷滲透，考慮配電網(wǎng)故障下微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)的運行方式不再是簡單的從配電網(wǎng)中切除，其低電壓運行能力逐漸受到重視[12]。為此，本文建立微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)詳細(xì)動態(tài)建模，理論分析了其在配電網(wǎng)深度電壓跌落情況下的暫態(tài)特性，并在 PSCAD/ EMTDC中進(jìn)行了動態(tài)特性和配電網(wǎng)深度電壓跌落下的暫態(tài)仿真，理論分析和仿真結(jié)果一致，證明了本文建立的模型和控制策略的正確性和有效性，同時表明了微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)在配電網(wǎng)電壓跌落期間具有良好的低電壓運行能力。

1　微型燃?xì)廨啓C(jī)系統(tǒng)動態(tài)模型

根據(jù)微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)的機(jī)械、電氣及物理特性，本文對包括微型燃?xì)廨啓C(jī)、傳動鏈軸系、永磁同步電機(jī)和全功率背靠背換流器在內(nèi)的微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)進(jìn)行動態(tài)建模，圖1所示為單軸微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)。

圖1　單軸微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)

1.1微型燃?xì)廨啓C(jī)模型

微型燃?xì)廨啓C(jī)（MT）的控制包括轉(zhuǎn)速控制及加速度控制、溫度控制、燃料控制和壓縮機(jī)與渦輪系統(tǒng)控制四部分。MT動態(tài)模型如圖2所示[13]，動態(tài)模型參數(shù)見表1。

表1　微型燃?xì)廨啓C(jī)動態(tài)模型系統(tǒng)參數(shù)

MT溫度控制系統(tǒng)通過比較溫度參考值T0與測量溫度 T，作為溫度系統(tǒng)控制信號，并在溫度調(diào)節(jié)器作用下，限制MT的燃料輸入以保護(hù)MT排氣溫度不超過限定值。

MT速度控制方式主要為斜率控制，即以轉(zhuǎn)子速度ωm與預(yù)先設(shè)定的參考值ωref之間的差值作為輸入信號，以速度偏差的比例值作為輸出信號，調(diào)整MT燃料輸入，達(dá)到控制機(jī)組轉(zhuǎn)速的目的。

速度控制系統(tǒng)還包括機(jī)組起動的加速控制，加速控制主要限制起動過程中機(jī)組轉(zhuǎn)速增加的斜率不超過允許值α0，當(dāng)機(jī)組起動完畢將自動關(guān)閉，因此在分析正常工作的MT時，可以忽略該環(huán)節(jié)。

溫度控制信號和速度控制以及加速控制信號均采用低值門對輸入信號進(jìn)行低選，用最小信號實現(xiàn)燃?xì)饬靠刂啤Ｔ诘湫偷腗T中，一般燃料系統(tǒng)由閥門和執(zhí)行機(jī)構(gòu)組成，從燃料系統(tǒng)流出的燃料與執(zhí)行機(jī)構(gòu)和閥門的動作間具有一定的慣性。MT燃燒室的燃燒反應(yīng)時間較快，可以采用較小的傳輸延遲環(huán)節(jié)表示。

壓縮機(jī)渦輪系統(tǒng)是MT的動力環(huán)節(jié)，壓縮機(jī)釋放體積存在一定的滯后時間，燃料從燃燒室到燃?xì)鉁u輪的傳送需要一定的時間，可以分別用延時環(huán)節(jié)表示。MT的渦輪排氣口溫度函數(shù) Temp以及壓縮機(jī)和渦輪系統(tǒng)的機(jī)械轉(zhuǎn)矩輸出函數(shù)Tm分別為

式中，ωm為MT的主軸轉(zhuǎn)速；u1、u2為在渦輪轉(zhuǎn)速ωm時進(jìn)入渦輪的燃料流量；K0為最小負(fù)荷常數(shù)。

圖2　MT動態(tài)模型

1.2永磁同步發(fā)電機(jī)模型

由于MT的渦輪轉(zhuǎn)速較高，其旋轉(zhuǎn)速度通常高達(dá) 30000～100000r/min，因此需要配置結(jié)構(gòu)緊湊、能量密度高的永磁同步電機(jī)（PMSG）作為發(fā)電裝置。選取PMSG參考方向為發(fā)電機(jī)慣例，各繞組軸線正方向即為該繞組磁鏈的正方向。對本繞組產(chǎn)生正向磁鏈的電流為該繞組的正電流。定子電流的正方向即為由繞組中性點流向端點的方向，各相感應(yīng)電勢的正方向與相電流的相同，向外電路送出正向相電流的機(jī)端相電壓為正的。dq坐標(biāo)系下轉(zhuǎn)子縱軸（d軸）落后于橫軸（q軸）90°。忽略轉(zhuǎn)子的等效DQ阻尼繞組，同時在對稱情況下忽略 0軸分量，即得到dq同步坐標(biāo)系下的PMSG的二階動態(tài)模型：

式中，ud、uq、id、iq分別為dq坐標(biāo)系下永磁電機(jī)定子電壓和電流；ωe為永磁電機(jī)的電磁角頻率，ωe=pωm=pωg，p為永磁電機(jī)磁極對數(shù)；ψf為永磁電機(jī)轉(zhuǎn)子永磁體磁鏈；Ld、Lq為dq坐標(biāo)系下等效電感。

相應(yīng)的PMSG電磁轉(zhuǎn)矩Te表達(dá)式：

1.3傳動鏈軸系模型

對于單軸微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)，由于發(fā)電機(jī)與電網(wǎng)之間用換流器連接，實現(xiàn)了電網(wǎng)頻率和發(fā)電機(jī)頻率的解耦。因此，燃?xì)廨啓C(jī)和發(fā)電機(jī)之間可以無需增加齒輪箱增速裝置，而采用燃?xì)廨啓C(jī)和永磁發(fā)電機(jī)直接轉(zhuǎn)軸剛性連接，即有ωm=ωg，因此可以對通常用的兩質(zhì)量塊驅(qū)動鏈模型進(jìn)行降階，進(jìn)而用單質(zhì)塊軸系模型進(jìn)行描述。采用單一質(zhì)塊模型表示為

式中，Jeq為PMSG和MT的等值轉(zhuǎn)動慣量；B為轉(zhuǎn)動粘滯系數(shù)；Tm為MT的輸出機(jī)械轉(zhuǎn)矩；Te為PMSG的電磁轉(zhuǎn)矩；ωg為PMSG轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速。

1.4全功率換流器模型與特性分析

1）全功率換流器模型

單軸微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)全功率換流器由PMSG機(jī)側(cè)整流器（GSR）和電網(wǎng)側(cè)逆變器（GSI）以及直流環(huán)節(jié)構(gòu)成。

GSR實現(xiàn)PMSG的有功功率及無功功率解耦控制。通過電壓外環(huán)維持直流環(huán)節(jié)母線電壓穩(wěn)定在設(shè)定值，并調(diào)節(jié)有功能量的傳輸；電流內(nèi)環(huán)使系統(tǒng)獲得快速的動態(tài)響應(yīng)，并調(diào)節(jié)無功能量的傳輸，d軸電流控制通過電流環(huán)調(diào)節(jié)發(fā)電機(jī)的勵磁磁鏈，PMSG側(cè)換流器采用基于轉(zhuǎn)子磁鏈定向的零d軸控制，取，以便能夠完全利用定子電流產(chǎn)生最大電磁轉(zhuǎn)矩。

GSI控制有功功率輸出，實現(xiàn)電網(wǎng)側(cè)功率因數(shù)調(diào)整，控制與電網(wǎng)無功交換。電網(wǎng)側(cè)變換器控制采用電網(wǎng)電壓定向矢量控制。選取d軸定向與電網(wǎng)電壓矢量，即采用uq=0控制方法，PMSG與電網(wǎng)的有功和無功交換能夠完全獨立控制，id、iq參考通過外環(huán)經(jīng)PI控制環(huán)獲取供給電流內(nèi)環(huán)，電流內(nèi)環(huán)控制d、q軸電流解耦，根據(jù)需求調(diào)節(jié)有功輸出和選擇單位功率因數(shù)（UPF）與無功補(bǔ)償（RPS）運行模式，從而給出逆變器PWM的調(diào)制要求。

通過采取相應(yīng)的控制策略對GSR和GSI兩側(cè)換流器的獨立控制，實現(xiàn)PMSG與電網(wǎng)間的隔離，從而保證微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)的穩(wěn)定運行。相應(yīng)的換流器控制框圖如圖3所示。

圖3　單軸微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)換流器控制框圖

2）全功率換流器特性分析

微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)的PMSG定子經(jīng)全功率背靠背換流器與配電網(wǎng)連接，PMSG與配電網(wǎng)之間通過全功率變流器實現(xiàn)了相互隔離。在電網(wǎng)電壓跌落期間，PMSG的運行基本不受電網(wǎng)故障的影響。電網(wǎng)電壓跌落主要考慮對換流器的影響，不涉及PMSG的暫態(tài)過程。換流器直流環(huán)節(jié)等效模型如圖4所示。

圖4　 換流器直流等效電路

根據(jù)本文建立的模型和控制策略，忽略換流器損耗，即有dq坐標(biāo)系下GSR輸出有功功率和GSI輸出有功功率分別為

由功率平衡關(guān)系可知：

相應(yīng)的電容C的充電功率為

在穩(wěn)態(tài)時，電容電壓值能夠保持恒定，通過電容器的電流極小，ΔP近似為0，可忽略。

在不考慮換流器輸出限制時，當(dāng)電網(wǎng)電壓發(fā)生電壓跌落，網(wǎng)側(cè)電壓 ugd突降至 ug′d，此時GSR的輸出功率不變，而GSI因為電流不能突變，注入電網(wǎng)的功率迅速減小，為了維持能量平衡，逆變器輸出電流會顯著增大。為了維持能量平衡，GSI的有功電流從 igd變化至 ig′d，即

由式（11）可知，GSI根據(jù)網(wǎng)側(cè)電壓跌落情況，通過提供相應(yīng)額度的短路電流來維持網(wǎng)側(cè)輸出功功率平衡。

實際情況下，考慮到半導(dǎo)體器件的熱容量有限，為防止過電流損壞換流器，通常在GSI裝有限流裝置。當(dāng)電壓跌落到一定程度時，GSI的電流輸出將被限制，此時實際瞬時有功電流為 ig′d，且，使注入電網(wǎng)的功率增大受到限制，根據(jù)功率平衡原則，則有逆變器的實際輸出為

由式（10）可知，式（12）中多余能量ΔP必將存儲于直流母線電容C中。由于換流器的耐壓有限，通常直流母線電壓不允許超過額定值的 10%～15%。

當(dāng)系統(tǒng)從額定穩(wěn)定運行到發(fā)生電壓跌落，電網(wǎng)電壓跌落到額定值的20%，式（11）的標(biāo)幺化有功功率為

由式（12）和式（14）得到直流側(cè)增加的功率為

由于本文選用了穩(wěn)定直流母線環(huán)節(jié)的 GSR換流器控制，GSR通過控制減小PMSG的輸出電流，進(jìn)而減少PMSG的電磁功率的輸出，從而平衡直流側(cè)增加的功率ΔP?，使直流母線電容電壓維持在額定電壓，保證電容與功率器件的安全，不至于會損壞整個系統(tǒng)的發(fā)電設(shè)備。

2　仿真分析

本文根據(jù)建立的數(shù)學(xué)模型，在PSCAD/EMTDC中建立了微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)接入配電網(wǎng)的仿真模型。仿真過程不考慮繼電保護(hù)裝置的影響。仿真系統(tǒng)相關(guān)參數(shù)見表 2。分別對微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)在穩(wěn)態(tài)運行和配電網(wǎng)發(fā)生深度電壓跌落故障下進(jìn)行仿真分析。

表2　微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)參數(shù)

2.1動態(tài)特性仿真

為了考察MT的動態(tài)運行調(diào)節(jié)能力，采用主動控制方式，對有功和無功功率變化參考值進(jìn)行預(yù)先設(shè)定。仿真持續(xù)時間GSI初始輸出有功和無功參考值分別為0.15MW和0MVar；在4s時刻輸出有功功率參考值由0.15MW上升到0.21MW；在6s時刻輸出無功參考值由0MVar上升至0.06MVar；在7s時刻輸出有功功率參考值由0.21MW下降到0.12MW。微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)隨功率變化的運行狀態(tài)曲線如圖5至圖11所示。

由圖5、圖6和圖7可知，隨著功率輸出參考值的該變化，MT的燃料流量輸出、轉(zhuǎn)矩輸出和轉(zhuǎn)速隨之發(fā)生相應(yīng)的發(fā)生變化，能夠很好的跟蹤參考給定。

圖5　MT燃料流量

圖6　燃?xì)廨啓C(jī)主軸轉(zhuǎn)速

圖7　MT的機(jī)械轉(zhuǎn)矩和PMSG的電磁轉(zhuǎn)矩

由圖8可知，PMSG和GSI輸出的有功和無功都能夠快速響應(yīng)參考值的調(diào)整，并能快速穩(wěn)定在給定參考值允許誤差范圍內(nèi)運行。由圖9可知，運行過程中 PMSG和 GSI輸出電壓維持在額定輸出；PMSG和GSI輸出電流與功率輸出變化相適應(yīng)。由圖10可知，除功率變換操作時刻網(wǎng)側(cè)輸出電流波形畸變超標(biāo)外，網(wǎng)側(cè)輸出電流波形畸變率小于 3%，GSI表現(xiàn)出很好的輸出特性。

圖8　PMSG和GSI的有功與無功輸出

圖9　PMSG和GSI的電壓與電流輸出

圖10　GSI輸出電流波形畸變率

由圖11可知，整個仿真運行過程中，直流環(huán)節(jié)母線電壓僅在輸出功率變換時有微小波動，且幅度非常小，換流器直流環(huán)節(jié)母線電壓始終保持在穩(wěn)定狀態(tài)。

圖11　換流器直流環(huán)節(jié)母線電壓

2.2配電網(wǎng)深度電壓跌落仿真

為研究微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)的低電壓穿越（LVRT）特性，選取配電網(wǎng)在6s時刻發(fā)生持續(xù)時間為0.625s跌落深度為80%三相對稱電壓跌落故障下進(jìn)行仿真分析。初始系統(tǒng)輸出有功參考值為0.24MW，無功輸出參考值為 0.06MVar。微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)在配電網(wǎng)深度電壓跌落下的運行狀態(tài)曲線如圖12至圖16所示。

圖12、圖13和圖14可知，在電壓跌落期間，PMSG和GSI輸出電壓彼此獨立，PMSG電壓始終維持在額定輸出；由于受GSI輸出電流限制，網(wǎng)側(cè)電流故障期間被限制在 0.822kA（1.8倍的額定電流），是的GSI輸出有功功率被限制，無功輸出受電網(wǎng)故障影響較小；由于網(wǎng)側(cè)電流輸出受到限制，通過GSR控制實現(xiàn)了直流母線穩(wěn)定，同時PMSG輸出電流下降至0.195kA（0.42倍的額定電流），PMSG通過減小有功輸出抑制不平衡功率對系統(tǒng)的影響。

圖12　PMSG和GSI的電壓與電流輸出

圖13　PMSG和GSI的有功與無功輸出

圖14　換流器直流環(huán)節(jié)母線電壓

由圖15、圖16和圖17可知，PMSG的輸出功率減少，導(dǎo)致其電磁轉(zhuǎn)矩也隨之下降，為了保持傳動鏈軸系平衡，MT的機(jī)械轉(zhuǎn)矩跟蹤PMSG的電磁轉(zhuǎn)矩進(jìn)行調(diào)節(jié)，相應(yīng)的MT燃料流量下降，同時MT主軸轉(zhuǎn)速上升；在故障清除后，微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)能夠快速恢復(fù)到穩(wěn)定運行狀態(tài)。

圖15　MT的機(jī)械轉(zhuǎn)矩和PMSG的電磁轉(zhuǎn)矩

圖16　MT燃料流量

圖17　燃?xì)廨啓C(jī)主軸轉(zhuǎn)速

由圖18可知，在故障發(fā)生和故障清除時刻GSI輸出電流波形由畸變，故障期間和非故障運行階段GSI輸出電流波形畸變率均小于3%。

圖18　GSI輸出電流波形畸變率

3　結(jié)論

本文所建模型具有很好的動態(tài)響應(yīng)能力，穩(wěn)態(tài)運行時既能維持直流環(huán)節(jié)母線電壓穩(wěn)定，又能實現(xiàn)電網(wǎng)側(cè)有功和無功輸出的解耦控制，且電網(wǎng)側(cè)輸出電流波形畸變率小于3%。

電網(wǎng)電壓跌落期間，本文所用控制策略依然能夠維持直流母線電壓穩(wěn)定，通過減小MT的燃料流量，進(jìn)而減少PMSG的有功輸出，從而有效抑制不平衡功率的影響。

本文采用的全功率換流器控制策略，能夠保證微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)在配電網(wǎng)電壓跌落期間的安全穩(wěn)定運行；并且，微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)能在電壓跌落期間向配電網(wǎng)提供一定的無功支持，加速電網(wǎng)恢復(fù)。研究表明微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)在配電網(wǎng)電壓跌落期間具備良好的LVRT能力。

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Performance Analysis and Research on Microturbine Generation System with LVRT

He Xiongfeng1Li Xianyun2Tan Yihui1Wu Xiaoliang1
(1. Hubei First Electric Power Construction Engineering Company, Wuhan 430061；2. Nanjing Institute of Technology, Nanjing 211167)

For researching into the LVRT capacity for microturbine generation system, this paper proposes a dynamic model of microturbine generation system, which including microturbine, permanent magnet synchronous generation, modeling of drive train and full power inverter. The operational performance of microturbine generation system is analysised under the depth of DG voltage dip in PSCAD/EMTDC. The simulation results prove that the proposed modes are correctness and effectiveness, and show that the microturbine generation system has been well LVRT capability during the voltage dips.

distributed generation (DG); microturbine (MT); permanent magnet synchronous generation (PMSG); low voltage ride-through (LVRT); voltage dip

何雄峰（1985-），男，湖北應(yīng)城人，碩士研究生，從事發(fā)電廠、變電站電氣調(diào)試工作以及電力系統(tǒng)運行與控制研究。