楊藝云，肖靜，張閣，肖園園，司傳濤

（廣西電網(wǎng)有限責(zé)任公司電力科學(xué)研究院，廣西 南寧 530023）

永磁直驅(qū)風(fēng)機低電壓穿越協(xié)調(diào)控制策略

楊藝云，肖靜，張閣，肖園園，司傳濤

（廣西電網(wǎng)有限責(zé)任公司電力科學(xué)研究院，廣西 南寧 530023）

已有的平衡控制策略無法同時兼顧直流側(cè)電壓穩(wěn)定和并網(wǎng)有功無2倍工頻波動，為此提出一種適用于永磁直驅(qū)風(fēng)機的改進(jìn)低電壓穿越協(xié)調(diào)控制策略。該策略基于功率平衡思想，電網(wǎng)電壓不對稱故障期間，利用機側(cè)變流器追蹤并網(wǎng)輸出有功，確保直流側(cè)兩端的功率流動基本平衡；通過在直流側(cè)增加前饋控制環(huán)節(jié)，在消除并網(wǎng)有功2倍工頻波動分量的同時，可維持直流側(cè)端電壓穩(wěn)定；通過修正網(wǎng)側(cè)變流器的參考電流指令，可使網(wǎng)側(cè)電流維持在額定值附近?；贛atlab/Simulink搭建了永磁直驅(qū)風(fēng)電仿真系統(tǒng)，驗證了其有效性。在電網(wǎng)單相、兩相短路故障時，該策略均可在抑制直流側(cè)電壓和并網(wǎng)有功波動的同時，有效地限制網(wǎng)側(cè)電流幅值，更好地支持系統(tǒng)低電壓穿越。

永磁直驅(qū)風(fēng)機；低電壓穿越協(xié)調(diào)控制策略；不對稱故障；2倍工頻波動

2014年，全國新增風(fēng)電裝機容量23 196 MW，同比增長44.2%［1］。隨著風(fēng)電并網(wǎng)所占比例的提升，由于電網(wǎng)故障而造成的風(fēng)機脫網(wǎng)事故頻繁發(fā)生。因此，研究合適的風(fēng)機低電壓穿越控制策略具有十分重要的現(xiàn)實意義［2］。

與雙饋風(fēng)機相比，永磁直驅(qū)風(fēng)機（PMSG）的轉(zhuǎn)速低，故不需要升速齒輪箱；采用轉(zhuǎn)子勵磁，省去了滑環(huán)和電刷；PMSG的機械損耗更小，整體可靠性更高，因此具有重要的研究和推廣價值［3-5］。針對PMSG并網(wǎng)可能遇到的低電壓穿越問題，國內(nèi)外的專家和學(xué)者進(jìn)行了大量的研究［6-9］。

文獻(xiàn)［6-7］通過增加能量泄放回路消耗不對稱電網(wǎng)故障期間直流側(cè)的不平衡能量，避免直流側(cè)過電壓和網(wǎng)側(cè)變流器的過電流保護(hù)，但額外的硬件設(shè)備不僅會增加投入成本，而且會降低系統(tǒng)運行的可靠性。文獻(xiàn)［8-9］采用基于正、負(fù)序的獨立控制策略，消除了并網(wǎng)有功中的2倍工頻波動分量，但由于其并未考慮網(wǎng)側(cè)電抗器吸收功率所帶來的影響，故PΙ調(diào)節(jié)器難以真正實現(xiàn)無靜差跟蹤調(diào)節(jié)控制，直流側(cè)電容端電壓仍會波動。

本文首先基于對現(xiàn)有的正、負(fù)序雙電流內(nèi)環(huán)獨立控制不足的分析，為了能同時兼顧直流側(cè)電容端電壓穩(wěn)定和并網(wǎng)有功無2倍工頻波動，并限制并網(wǎng)電流的幅值，提出了一種新的PMSG低電壓穿越協(xié)調(diào)控制策略。該策略基于功率平衡思想，利用網(wǎng)側(cè)變流器輸出有功限制機側(cè)變流器輸出有功，避免大量不平衡能量在直流側(cè)積累；采用增加慣性環(huán)節(jié)的直流側(cè)電壓控制方式，降低了直流側(cè)端電壓的波動；通過對網(wǎng)側(cè)變流器電流參考指令值進(jìn)行修正，限制了并網(wǎng)電流幅值。基于Matlab/Simulink平臺，搭建了1 MW風(fēng)機的仿真模型，典型算例的仿真結(jié)果驗證了本文提出控制策略的正確性。

1 PMSG數(shù)學(xué)建模

圖1為PMSG的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，其由風(fēng)力機、永磁同步發(fā)電機、機側(cè)變流器、直流電容、網(wǎng)側(cè)變流器、變壓器和控制系統(tǒng)等組成［8］。風(fēng)力機用于捕獲風(fēng)能并將其轉(zhuǎn)化為機械能，驅(qū)動永磁同步發(fā)電機轉(zhuǎn)動從而產(chǎn)生電能；機側(cè)變流器通過對發(fā)電機轉(zhuǎn)速的控制，實現(xiàn)最大風(fēng)能的跟蹤；直流側(cè)電容用于緩沖兩側(cè)的能量交換；網(wǎng)側(cè)變流器用于維持直流側(cè)母線電壓穩(wěn)定和控制無功輸出。

圖1 永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)拓?fù)銯ig.1 The topology of permanent magnet direct drive wind power generation system

1.1 風(fēng)力機數(shù)學(xué)模型

根據(jù)貝茲理論，風(fēng)力機從風(fēng)能中吸收轉(zhuǎn)化的功率Pw為［8］

風(fēng)力機輸出機械轉(zhuǎn)矩Tw的方程為

式中：ρ為空氣密度，kg/m3；R為風(fēng)力機風(fēng)輪半徑，m；v為風(fēng)速，m/s；Cp為風(fēng)能利用系數(shù)；ωm為風(fēng)輪角速度，rad/s。

風(fēng)能利用系數(shù)Cp反應(yīng)風(fēng)力機吸收風(fēng)能的效率，其表達(dá)式為

式中：λ為葉尖速比；β為槳距角。

由式（3）可知，Cp隨著槳距角β的增大而減小，故在風(fēng)速小于額定風(fēng)速時，需控制β為0°以實現(xiàn)最大風(fēng)能的利用；當(dāng)風(fēng)速超過額定風(fēng)速時，需要增大β以避免過大的風(fēng)能對風(fēng)力機軸系的沖擊，但此時仍需要調(diào)整λ以實現(xiàn)當(dāng)前槳距角β下風(fēng)能的最大捕獲。

1.2 發(fā)電機數(shù)學(xué)模型

在d-q同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下，將發(fā)電機轉(zhuǎn)子磁鏈定向于d軸，可得定子電壓方程為［8］

式中：Usd，Usq分別為定子電壓的d，q軸分量；Lsd，Lsq分別為定子直軸、交軸電感；isd，isq分別為定子電流的d，q軸分量；Rs為定子每相電阻；ωs為發(fā)電機的電角速度；Ψf為轉(zhuǎn)子磁鏈；np為轉(zhuǎn)子極對數(shù)。

1.3 電壓暫降時PMSG運行特性分析

圖2為PMSG內(nèi)部的功率流動圖，is，ig，idc分別為機側(cè)、網(wǎng)側(cè)及直流側(cè)電流；Udc為直流側(cè)端電壓；Ps，Pg分別為機側(cè)、網(wǎng)側(cè)輸入功率。

圖2 永磁直驅(qū)風(fēng)機內(nèi)部功率傳遞示意圖Fig.2 Internal power transfer diagram of permanent magnet direct drive wind turbines

圖2中，各參數(shù)表達(dá)式為

式中：C為直流側(cè)電容值。

正常情況下，Ps與Pg相等，即直流側(cè)電流idc為0，此時，直流側(cè)端電壓Udc的變化率為0，Udc保持恒定。

電網(wǎng)電壓跌落時，網(wǎng)側(cè)變流器輸入電網(wǎng)的功率Pg大大減少，但由于機側(cè)變流器控制系統(tǒng)的獨立性，Ps變化不大。此時，Ps將大于Pg，多余的能量將滯留在PMSG內(nèi)部并對直流側(cè)電容充電，直流側(cè)承受的不平衡能量ΔE為

式中：t0為電壓暫降初始時刻；tr為電網(wǎng)電壓恢復(fù)時刻。

不平衡能量ΔE是造成PMSG低電壓穿越問題的根本原因，因此，有必要采用適當(dāng)?shù)目刂撇呗?，減小ΔE或采用合理的方式承擔(dān)ΔE，從而實現(xiàn)PMSG的低電壓穿越。

2 傳統(tǒng)的網(wǎng)側(cè)變流器不對稱控制策略及問題分析

2.1 基于正、負(fù)序雙電流內(nèi)環(huán)控制的網(wǎng)側(cè)變流器控制策略

電網(wǎng)發(fā)生不對稱故障時，網(wǎng)側(cè)變流器向電網(wǎng)輸送功率的能力變小，而短時間內(nèi)機側(cè)變流器的輸出功率基本不變，導(dǎo)致不平衡能量在直流側(cè)積累，電容端電壓激增，進(jìn)而燒毀電容［7］。此外，并網(wǎng)功率中的2倍工頻諧波分量會在直流側(cè)產(chǎn)生2倍工頻的電壓波動分量，該波動將嚴(yán)重影響變流器的正常工作。為解決上述問題，確保機組在電網(wǎng)不對稱故障下能夠?qū)崿F(xiàn)低電壓穿越，網(wǎng)側(cè)變流器常采用基于正序、負(fù)序雙電流內(nèi)環(huán)獨立控制的控制策略。

當(dāng)電網(wǎng)電壓不對稱故障發(fā)生后，網(wǎng)側(cè)變流器輸出復(fù)功率矢量S為［9］

式中：Ug為網(wǎng)側(cè)電壓；I*g為電流Ig的共軛矢量；ω為電網(wǎng)電壓的角頻率；分別為同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下Ug，Ig的正序、負(fù)序復(fù)矢量，其中

將式（7）寫成有功Pg和無功Qg代數(shù)和的形式，有：

式中：P0，Q0分別為有功、無功的直流分量；P1，P2分別為有功余弦、正弦2次諧波的峰值；Q1，Q2分別為無功余弦、正弦2次諧波的峰值。

結(jié)合式（6）和式（7），可得：

為了消除并網(wǎng)有功中2倍工頻的諧波分量，令諧波幅值P1，P2均為0，將其代入式（9）并計算，可得網(wǎng)側(cè)變流器內(nèi)環(huán)電流的控制指令：

當(dāng)忽略網(wǎng)側(cè)變流器自身損耗及網(wǎng)側(cè)電抗器吸收功率時，采用上述正、負(fù)序獨立控制策略，在消除并網(wǎng)有功諧波分量的同時，可保持直流電容端電壓穩(wěn)定。

2.2 并網(wǎng)電抗器吸收功率對電容端電壓影響分析

對于MW級機組而言，其并網(wǎng)電流往往較大，電網(wǎng)故障期間，網(wǎng)側(cè)電流幅值會進(jìn)一步增大，此時便不能再忽略網(wǎng)側(cè)電抗器吸收的功率。

電網(wǎng)不對稱故障時，網(wǎng)側(cè)電阻R、電感L吸收的復(fù)功率SR，SL分別為

式中：UR，UL分別為網(wǎng)側(cè)電阻、電感壓降的有效值。

求解式（11），可得到電抗器吸收的有功功率為

式中：Pd為電抗器吸收的有功功率；Pd0為Pd的直流分量；Pd1，Pd2分別為Pd的2倍工頻余弦、正弦諧波分量的幅值。

根據(jù)直流側(cè)電容兩端功率平衡的原則可得：

式中：Pdc為直流電容瞬時有功功率；Pdcin，Pdcout分別為直流側(cè)輸入端和輸出端的有功功率；Udc為電容端電壓。

采用已有的控制策略時，Pg中的2倍工頻諧波分量被消除，只剩下直流分量，即Pg=P0，將其代入式（13）可得：

由式（14）可知，Pd中的2倍工頻諧波分量Pd1和Pd2將導(dǎo)致電容端電壓Udc波動。

可見，當(dāng)電抗器吸收的有功功率Pd不能忽略時，網(wǎng)側(cè)變流器若采用已有的電壓外環(huán)、正負(fù)序雙電流內(nèi)環(huán)控制方式，在消除并網(wǎng)有功功率Pg中的諧波分量的同時，難以維持直流側(cè)電容端電壓Udc穩(wěn)定。因此，在電網(wǎng)不對稱故障發(fā)生時，有必要對已有的控制策略進(jìn)行改進(jìn)。

3 PMSG低電壓穿越控制策略改進(jìn)

3.1 直流側(cè)增加前饋控制環(huán)節(jié)

由上述分析可知，網(wǎng)側(cè)變流器采用已有的控制策略時，MW級機組的并網(wǎng)功率中不含諧波分量和直流側(cè)電容端電壓穩(wěn)定二者無法同時兼顧。因此，本文借鑒適用于UPFC直流側(cè)端電壓的弱控制策略，電網(wǎng)故障期間，保持直流側(cè)兩端的功率平衡，從而使直流側(cè)電容端電壓穩(wěn)定。

重新求解式（13）并將其變形為

式中：Idcout為直流側(cè)輸出端電流；Usd，Usq，Isd，Isq分別為發(fā)電機定子電壓和電流的d，q軸分量。

根據(jù)式（16）設(shè)計直流側(cè)電壓的控制策略，引入機側(cè)的變量信息，可使直流側(cè)輸入端和輸出端功率平衡，達(dá)到穩(wěn)定直流側(cè)電壓的目的。其中，式（16）右端的第1項仍為電壓外環(huán)經(jīng)PΙ控制器的輸出值Idc；等式右端的第2項為機側(cè)變流器輸入到直流側(cè)的電流值，并將其作為前饋控制環(huán)節(jié)；最后，聯(lián)合電容端電壓Udc構(gòu)成并網(wǎng)有功參考值P*0。直流側(cè)電壓增加前饋控制環(huán)節(jié)的控制結(jié)構(gòu)圖如圖3所示。

圖3 增加前饋控制環(huán)節(jié)的直流側(cè)電壓控制結(jié)構(gòu)圖Fig.3 DC side voltage control structure diagram adding feedforward control

3.2 網(wǎng)側(cè)變流器電流參考值修正

電網(wǎng)不對稱故障時，采用的正、負(fù)序雙電流內(nèi)環(huán)獨立控制策略，由于其并未對網(wǎng)側(cè)變流器的參考值進(jìn)行限制，故網(wǎng)側(cè)合成電流的幅值仍有可能超出安全范圍。為了確保并網(wǎng)電流幅值不越限，需要對網(wǎng)側(cè)變流器電流參考指令值進(jìn)行修正。

電壓暫降期間，并網(wǎng)電流幅值應(yīng)被限制為

顯然，如果對4個電流參考值同時限幅，實施難度較大。注意到式（10）中，電流參考指令，，均與有功參考值P0有關(guān)，電網(wǎng)故障期間，P0隨電網(wǎng)電壓的跌落而減小，故可考慮利用電網(wǎng)電壓的跌落程度因子k修正有功參考值P0，從而減小網(wǎng)側(cè)變流器電流參考值。定義k為

式中：Ud為正常情況下電網(wǎng)電壓d軸分量。

式中：Smax為網(wǎng)側(cè)變流器可輸出視在功率的最大值，Smax=1.2Pmax，Pmax為電網(wǎng)電壓正常時網(wǎng)側(cè)變流器輸出有功最大值。

至此，可得修正后網(wǎng)側(cè)變流器電流參考值為

電流參考值經(jīng)修正后的網(wǎng)側(cè)變流器控制圖如圖4所示。

圖4 帶修正環(huán)節(jié)的網(wǎng)側(cè)變流器控制結(jié)構(gòu)圖Fig.4 Grid side converter control structure diagram with correction link

3.3 基于功率平衡思想的機側(cè)變流器控制

電網(wǎng)故障時，直流電容輸入側(cè)功率Ps將大于輸出側(cè)功率Pg，如不采取恰當(dāng)?shù)目刂撇呗?，不平衡能量將在電容上累積從而燒毀電容［10］。為了不附加硬件設(shè)備，可在低壓期間調(diào)整機側(cè)變流器的輸出有功Ps，使其與網(wǎng)側(cè)變流器輸出有功Pg保持一致，即減小Ps至故障發(fā)生前k倍，可保證直流側(cè)兩端的功率平衡，從而避免直流側(cè)電壓越限。

機側(cè)變流器常采用轉(zhuǎn)速外環(huán)、電流內(nèi)環(huán)的控制策略，控制電流d軸分量為0，發(fā)電機定子電流d，q軸分量的參考指令為［11—2］

式中：ωs為發(fā)電機轉(zhuǎn)子機械角速度；p為發(fā)電機的極對數(shù)；Ψ為發(fā)電機勵磁磁鏈；P*s為機側(cè)變流器有功參考值。

使用Simulink中的“RMS電壓有效值測量模塊”檢測電網(wǎng)各相電壓的有效值，若檢測到某一相或多相電壓有效值跌落至額定值90%以下時，即判定電網(wǎng)發(fā)生了故障，此時需要及時調(diào)整變流器的工作模式。如果P*e＞P*0，則P*s=P*0，機側(cè)變流器的輸出功率被限制為網(wǎng)側(cè)變流器的有功輸出范圍內(nèi)；如果P*e＜P*0，則P*s=P*e，此時機組仍運行于MPPT工作模式。在以上2種工作模式下，直流電容兩端的功率流動始終處于平衡狀態(tài)，可避免因不平衡能量在直流側(cè)累積造成直流母線電壓抬升，同時可防止因直接切換而導(dǎo)致的過沖現(xiàn)象，確保機組能夠低壓不脫網(wǎng)運行。

圖5為基于功率平衡思想控制的機側(cè)變流器控制拓?fù)洹?/p>

圖5 基于功率平衡的機側(cè)變流器控制結(jié)構(gòu)圖Fig.5 Control structure diagram of machine side converter based on power balance

4 仿真驗證

4.1 仿真參數(shù)

為了驗證本文所提控制策略的正確性，基于Matlab/Simulink搭建了1臺額定功率1 MW的PMSG仿真模型。系統(tǒng)基本參數(shù)為：極對數(shù)40，發(fā)電機定子電阻1mΩ，交、直軸電感1.5 mH，轉(zhuǎn)動慣量16 000 kg·m2，網(wǎng)側(cè)電抗器電阻0.01Ω，電感0.4 mH，電容50 mF。

分別對單相、兩相接地短路故障進(jìn)行仿真研究。電網(wǎng)故障發(fā)生前，機組運行于額定功率狀態(tài)，即P=1 MW，Q=0 Mvar。0.3 s時發(fā)生短路故障，電壓幅值跌落至額定值的40%，0.5 s時故障被切除。

4.2 單相接地短路故障

圖6為電網(wǎng)單相接地短路故障時采用傳統(tǒng)控制策略的仿真結(jié)果圖。0.3～0.5 s間電網(wǎng)電壓Ug發(fā)生單相接地短路故障，PMSG采用傳統(tǒng)的控制策略時，由于網(wǎng)側(cè)電壓跌落程度信息無法反饋到機側(cè)變流器，造成了直流側(cè)兩端功率的不匹配，使直流側(cè)電容端電壓Udc大幅度抬升，最高升至1 890 V，這將燒毀電容。同時，網(wǎng)側(cè)電流Ig增大，超出了變流器的安全范圍，機組不能實現(xiàn)低電壓穿越。PMSG采用已有的正序、負(fù)序雙電流內(nèi)環(huán)控制策略時，并網(wǎng)有功P中的2倍工頻波動分量基本被消除，但由于其并未考慮網(wǎng)側(cè)電抗器吸收功率帶來的影響，直流側(cè)電壓中仍存在波動分量，波動分量的幅值約為14 V，且因負(fù)序電流的存在，并網(wǎng)無功Q中仍存在2倍工頻波動分量。此外，由于其未對網(wǎng)側(cè)變流器的電流參考指令進(jìn)行限制，因此在低電壓期間電流幅值較大，超出額定值的12%，如圖7所示。

圖6 電網(wǎng)單相接地短路故障時采用傳統(tǒng)控制策略的仿真結(jié)果Fig.6 Simulation results under traditional control strategy when grid single phase to earth fault occurs

圖7 采用已有正序、負(fù)序雙電流內(nèi)環(huán)控制策略的仿真結(jié)果Fig7 Simulation results under positive and negative sequence double current inner loop control strategy

圖8為本文控制策略下PMSG的表現(xiàn)特性，與已有的正序、負(fù)序雙電流內(nèi)環(huán)控制策略相比，可做到同時兼顧并網(wǎng)有功無2倍工頻波動分量和維持直流側(cè)端電壓的穩(wěn)定。并且，該策略會根據(jù)電網(wǎng)電壓的跌落程度修正網(wǎng)側(cè)變流器的參考電流指令值，確保合成電流處于安全范圍內(nèi)，這將更加有利于機組實現(xiàn)低電壓穿越。

圖8 電網(wǎng)單相接地短路故障時采用本文控制策略的仿真結(jié)果Fig.8 Simulation results under proposed control strategy when grid single phase to earth fault occurs

4.3 兩相接地短路故障

電網(wǎng)兩相接地短路故障時采用傳統(tǒng)策略的仿真結(jié)果如圖9所示。采用已有正、負(fù)序雙電流環(huán)控制策略的仿真結(jié)果如圖10所示。

圖9 電網(wǎng)兩相接地短路故障時采用傳統(tǒng)控制策略的仿真結(jié)果Fig.9 Simulation results under traditional control strategy when grid two phase to earth fault occurs

對比圖6和圖9可知，隨著電網(wǎng)不對稱程度的加劇，直流電容端電壓Udc和并網(wǎng)電流幅值進(jìn)一步抬升，這也表明了電網(wǎng)故障期間采用適當(dāng)?shù)腜MSG控制策略的必要性。對比圖7和圖10可以看出，在已有的正序、負(fù)序雙電流內(nèi)環(huán)獨立控制策略下，受網(wǎng)側(cè)電抗器吸收功率的影響，直流側(cè)電容端電壓波動分量的幅值有所增大。并網(wǎng)輸出有功進(jìn)一步減少，約為0.32 MW。網(wǎng)側(cè)電流幅值繼續(xù)增大，超出額定幅值約25%。

圖10 電網(wǎng)兩相接地短路故障時采用已有正序、負(fù)序雙電流內(nèi)環(huán)控制策略的仿真結(jié)果Fig.10 Simulation results under positive and negative sequence double current inner loop control strategy when grid two phase to earth fault occurs

在本文的控制策略下，并網(wǎng)有功、電容端電壓波動不明顯，通過對網(wǎng)側(cè)變流器參考電流指令修正，可使并網(wǎng)電流被限制在額定值附近，機組較好地實現(xiàn)了低電壓穿越，仿真結(jié)果如圖11所示。

圖11 電網(wǎng)兩相接地短路故障時采用本文控制策略的仿真結(jié)果Fig.11 Simulation results under proposed control strategy when grid two phase to earth fault occurs

5 結(jié)論

已有的正序、負(fù)序雙電流內(nèi)環(huán)控制策略并未考慮網(wǎng)側(cè)電感器吸收功率帶來的影響，因此無法同時兼顧直流側(cè)電壓穩(wěn)定和并網(wǎng)有功無2倍工頻波動分量，為此本文提出一種改進(jìn)的低電壓穿越協(xié)調(diào)控制策略。首先，基于功率平衡思想，電網(wǎng)電壓暫降間，使機側(cè)、網(wǎng)側(cè)變流器輸出有功一致，避免不平衡能量在直流側(cè)上堆積；同時，在直流側(cè)電壓的控制中增加前饋控制環(huán)節(jié)，以消除網(wǎng)側(cè)電感吸收功率帶來的影響；最后，修正并網(wǎng)參考電流指令值，確保網(wǎng)側(cè)合成電流在安全范圍內(nèi)?；贛atlab/Simulink搭建了仿真模型，兩種典型工況的仿真結(jié)果均表明本文提出的控制策略可實現(xiàn)并網(wǎng)有功無波動和直流側(cè)電壓穩(wěn)定同時兼顧，而且并網(wǎng)電流幅值維持在額定值附近，提高了機組的低電壓穿越能力。

［1］徐濤.2014中國風(fēng)電裝機容量統(tǒng)計［C］∕∕中國農(nóng)機工業(yè)協(xié)會風(fēng)能設(shè)備分會風(fēng)能產(chǎn)業(yè)，2015.

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Coordinated Low Voltage Ride Through Control Strategy for Permanent Magnet Direct Drive Wind Turbine

YANG Yiyun，XIAO Jing，ZHANG Ge，XIAO Yuanyuan，SI Chuantao
（Guangxi Power Grid Electric Power Research Institute，Nanning 530023，Guangxi，China）

Under the existing balance control strategy，DC side voltage stability and grid connected active power which has no two times frequency fluctuation can′t take into account，an improved coordinate low voltage ride through strategy was put forward to suit for permanent magnet direct drive wind turbine.The strategy was based on the power balance theory，during the power grid voltage asymmetry fault period，the machine side converter and grid side converter output active were kept consistent in low voltage transient period，to ensure the DC side active power balance; adding the feedforward control loop in DC side，the two times frequency fluctuation of grid connected active power was eliminated，and the DC side voltage could be maintained stable at the same time；revising grid side converter current reference instructions，grid side current was prevented out of range.The permanent magnet direct drive wind power system was built on Matlab∕Simulink，and its effectiveness was verified.When grid single∕two phase short circuit fault occurs，the strategy can effectively suppress the DC side voltage and grid connected active power fluctuations，reduce the amplitude of the grid connected current，and it is better support system for low voltage ride through.

permanent magnet direct drive wind turbine；coordinated low voltage ride through control strategy；asymmetric fault；two times frequency fluctuation

TM614

A

10.19457∕j.1001-2095.20170709

2016-05-04

修改稿日期：2016-08-10

廣西電網(wǎng)有限責(zé)任公司科技項目（GXKJ00000006）

楊藝云（1975-），男，本科，高級工程師，Email：yangyiyun@126.com