常仲學(xué) ，楊忠禮 ，宋國兵 ，黃 煒 ，庫永恒 ，蘇高峰 ，王新銘

（1.西安交通大學(xué) 電氣工程學(xué)院，陜西 西安 710049；2.國網(wǎng)河南新鄉(xiāng)供電公司，河南 新鄉(xiāng) 453002）

0 引言

電壓源型換流器具有有功和無功解耦控制、單位功率因數(shù)運(yùn)行、功率雙向流動等優(yōu)點(diǎn)，在電力系統(tǒng)中得到了大量應(yīng)用，如新能源發(fā)電并網(wǎng)、柔性直流輸電、靜止動態(tài)無功發(fā)生器（SVG）等［1］。通常將經(jīng)逆變器并網(wǎng)的分布式電源稱作逆變型分布式電源IIDG（Inverter Interfaced Distributed Generator）。電網(wǎng)故障時(shí)，IIDG的故障特征與同步機(jī)有很大差別，給電力系統(tǒng)的運(yùn)行和保護(hù)帶來了巨大的挑戰(zhàn)［2］。

目前對于含變流器元件的故障特征分析主要集中在2個方面：通過仿真和錄波數(shù)據(jù)得到故障特征［3-6］，如正負(fù)序阻抗不相等、短路電流受限等，但相關(guān)研究沒有深入揭示故障特征產(chǎn)生的機(jī)理；建立含IIDG電網(wǎng)的短路電流新方法［7-13］。文獻(xiàn)［3-4］指出直驅(qū)風(fēng)機(jī)的正、負(fù)序阻抗波動且不相等，所以突變量保護(hù)應(yīng)用于風(fēng)電接入系統(tǒng)時(shí)存在問題。文獻(xiàn)［5］仿真分析了光伏系統(tǒng)在不同故障條件下的短路電流特性，指出光伏系統(tǒng)的短路電流幅值、衰減速度等都與同步機(jī)不同。文獻(xiàn)［6］仿真了IIDG在各種故障下的短路電流并定性地分析了2種不同控制策略下的故障特征。文獻(xiàn)［7-11］提出了IIDG并網(wǎng)后的短路電流計(jì)算模型和方法，但是這些模型都是基于故障穩(wěn)態(tài)，并未深入分析IIDG的暫態(tài)特征，且這些模型僅包含正序電流而忽略了負(fù)序電流，實(shí)際上當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生不對稱故障時(shí)IIDG會提供負(fù)序電流。文獻(xiàn)［12］僅分析了光伏電源在三相對稱故障情況下的暫態(tài)特征，沒有涉及不對稱故障。文獻(xiàn)［13］在計(jì)算短路電流時(shí)雖然考慮了IIDG輸出負(fù)序電流的特征，但未深入分析IIDG的暫態(tài)故障電流。

綜合以上分析可以看出，對IIDG的故障暫態(tài)電流特性分析還不夠充分，電力系統(tǒng)中發(fā)生不對稱故障的概率要遠(yuǎn)遠(yuǎn)高于三相短路，當(dāng)電網(wǎng)不對稱時(shí)，并網(wǎng)變流器輸出的有功功率和無功功率含有2倍頻分量且直流母線電壓存在2次紋波，嚴(yán)重時(shí)會影響變流器的正常運(yùn)行。文獻(xiàn)［14-15］提出了變流器的正負(fù)雙序獨(dú)立控制策略，很好地抑制了直流側(cè)的紋波，有效保護(hù)了變流器并提高了IIDG的低電壓穿越能力。因此本文選擇分析基于正負(fù)雙序獨(dú)立控制策略下IIDG的不對稱故障電流特征。

網(wǎng)側(cè)變流器的控制決定了IIDG的故障特征。文獻(xiàn)［16-17］指出IIDG網(wǎng)側(cè)變流器是控制作用下的電能變換系統(tǒng)。為了理論分析電網(wǎng)發(fā)生不對稱故障時(shí)IIDG的正、負(fù)序電流暫態(tài)和穩(wěn)態(tài)特征，本文借鑒文獻(xiàn)［16-17］中變流器的簡化思想，在深入分析IIDG正負(fù)雙序獨(dú)立控制策略的基礎(chǔ)上，基于功率平衡和特性受控的思想理論推導(dǎo)了電網(wǎng)發(fā)生不對稱故障時(shí)IIDG正、負(fù)序電流表達(dá)式，并分析了故障電流的特征及影響因素。

1 IIDG的簡化模型及其控制策略

1.1 IIDG的簡化模型

由于IIDG逆變器直流側(cè)的隔離作用以及電力電子的小慣性［18］，可近似認(rèn)為電網(wǎng)故障時(shí)輸入IIDG逆變器直流側(cè)的功率保持恒定不變，則IIDG就可以簡化成一個僅含直流側(cè)附加控制電路和逆變器及其控制的電源，如圖1所示。

圖1 IIDG的簡化拓?fù)淠Ｐ虵ig.1 Simplified model of IIDG

圖1中，G為交流電網(wǎng)；R、L分別為濾波器的等效電阻和電感；VT1—VT6構(gòu)成三相橋式電路；C為直流母線側(cè)并聯(lián)電容；S為卸荷電路的控制開關(guān)；Rs為卸荷電路的等效電阻，用于在短路電流達(dá)到變流器最大通流能力后消耗直流側(cè)多余的功率；直流側(cè)采用1個壓控電流源代替，其值idc=P/udc，其中P為直流側(cè)輸入功率，udc為直流母線電壓。

1.2 正負(fù)雙序獨(dú)立控制策略

當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生不對稱故障時(shí)，由于IIDG升壓變的低壓側(cè)采用三角形接線，所以無零序電流［19］。當(dāng)正、負(fù)序電壓和電流同時(shí)存在時(shí)，交流側(cè)的有功、無功功率可表示為：

其中，P0、Q0分別為平均有功、無功功率；Pc2、Ps2分別為2次有功余弦、正弦項(xiàng)諧波峰值；Qc2、Qs2分別為2次無功余弦、正弦項(xiàng)諧波峰值。上述參數(shù)的具體計(jì)算可參考文獻(xiàn)［14］。

從式（1）看出，當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生不對稱故障時(shí)，網(wǎng)側(cè)變流器輸出的有功、無功功率存在2倍頻的正弦和余弦分量。忽略網(wǎng)側(cè)變流器損耗，功率平衡方程為：

結(jié)合式（1）、（2）可以看出，當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生不對稱故障時(shí)P（t）存在2次諧波，直流母線電壓也會存在2次諧波分量。

為抑制直流母線電壓的2次諧波，借鑒基于正序的dq軸解耦控制策略，將網(wǎng)側(cè)電壓電流的正、負(fù)序分量分離后，通過鎖相環(huán)將正序和負(fù)序電壓投影在d軸上，即［14］：

根據(jù)式（1），只要控制Pc2和Ps2為0就可抑制直流母線電壓2次紋波。并網(wǎng)標(biāo)準(zhǔn)要求電網(wǎng)發(fā)生故障時(shí)IIDG不再處于單位功率因數(shù)運(yùn)行狀態(tài)，需提供無功電流支持電網(wǎng)電壓的恢復(fù)［20-21］，假設(shè)發(fā)生故障時(shí)IIDG的平均無功功率為Q0，從而得到正序和負(fù)序電流的 d、q 軸分量的參考值如式（4）所示［19］。

其中，和分別為正序和負(fù)序電流的d軸、q軸分量參考值；為直流電壓外環(huán)得到的有功功率參考值［16-17］；為直流母線電壓參考值；kuP、kuI分別為電壓環(huán)的比例和積分系數(shù)。

得到電流內(nèi)環(huán)的參考值后根據(jù)前饋解耦控制策略，即可實(shí)現(xiàn)變流器正負(fù)雙序獨(dú)立控制，具體如圖2所示。圖中，“*”表示對應(yīng)參數(shù)的參考值；和分別為正、負(fù)序電流的d軸和q軸分量；和分別為網(wǎng)側(cè)變流器正、負(fù)序交流電壓的d軸和q軸分量。

圖2 網(wǎng)側(cè)變流器正負(fù)雙序獨(dú)立控制策略Fig.2 Independent control strategy of positive-and negative-sequence components for grid-side converter

2 三相正、負(fù)序電流理論分析

2.1 故障電流理論推導(dǎo)的基本方法

IIDG網(wǎng)側(cè)變流器是控制作用下的功率平衡系統(tǒng)，故障電流是電網(wǎng)電壓跌落作用下的響應(yīng)［17］，即有：

其中，uφ、iφ分別為電網(wǎng)三相電壓、電流；Kc=［Kc1，Kc2，…，Kcn］T，Kc1—Kcn為變流器的 n個控制參數(shù)。正負(fù)雙序獨(dú)立控制策略是基于dq旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系設(shè)計(jì)的，因此要得到三相電流，首先需要求得正、負(fù)序電流的d軸和q軸分量表達(dá)式。如果IIDG網(wǎng)側(cè)變流器為高階系統(tǒng)，可通過主導(dǎo)極點(diǎn)的方法將其降為2階系統(tǒng)再寫成式（7）所示的標(biāo)準(zhǔn)二階微分方程的形式［17］；如果IIDG網(wǎng)側(cè)變流器為2階系統(tǒng)，則可直接將其寫成式（7）所示的形式。通過后文的分析可以看出正、負(fù)序電流的d軸和q軸分量均滿足2階響應(yīng)。

其中，x（t）為輸入量，其為機(jī)端電壓的函數(shù)；y（t）為響應(yīng)量，表示正、負(fù)序電流的d軸和q軸分量；T、K分別為受控對象的時(shí)間常數(shù)和增益，與IIDG網(wǎng)側(cè)變流器的控制參數(shù)有關(guān)。

根據(jù)式（7）就可以直接寫出正、負(fù)序電流的d、q軸分量響應(yīng)表達(dá)式，然后通過派克逆變換得到三相正、負(fù)序電流的表達(dá)式。

2.2 正、負(fù)序電流表達(dá)式推導(dǎo)

當(dāng)Pc2=0、Ps2=0時(shí)，交流側(cè)的功率可認(rèn)為就是其參考值，所以式（2）中。又因?yàn)檎?fù)雙序獨(dú)立控制策略的目標(biāo)是抑制直流母線電壓的紋波，所以可近似認(rèn)為。根據(jù)式（5），對求2階導(dǎo)數(shù)，結(jié)合式（2）可得：

將式（8）與式（7）對比可知滿足2階響應(yīng)。前文假設(shè)電網(wǎng)發(fā)生故障時(shí)輸入直流側(cè)的功率保持不變，即當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生故障時(shí)，保持不變。這說明故障發(fā)生后電壓外環(huán)對短路電流沒有影響，故障電流僅由電流內(nèi)環(huán)控制參數(shù)決定。

以正序d軸電流為例來推導(dǎo)故障電流的表達(dá)式。根據(jù)圖1所示的網(wǎng)側(cè)變流器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，在dq旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下，滿足［19］：

根據(jù)正序電流內(nèi)環(huán)有：

其中，滿足式（4）。令，可以看出式（11）的形式與式（7）相同。當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生故障時(shí)，正序d軸電流是倍的階躍響應(yīng)和零輸入響應(yīng)的疊加。根據(jù)2階系統(tǒng)的響應(yīng)，的響應(yīng)表達(dá)式為：

其中，，為故障前變流器輸出的正序電流；。

根據(jù)網(wǎng)側(cè)變流器的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)以及對應(yīng)的電流控制環(huán)，運(yùn)用相同的方法就可得到的時(shí)域響應(yīng)表達(dá)式。因?yàn)檎９ぷ鲿r(shí)網(wǎng)側(cè)變流器無負(fù)序電流且不輸出無功，所以僅是其對應(yīng)參考值倍的階躍響應(yīng)。

以正序三相電流為例，通過派克逆變換得到的表達(dá)式如式（13）所示。

其中，θ為正序A相電流與正序d軸之間的夾角，當(dāng)φ=A 時(shí)，θ=ωt+θ0，θ0為故障瞬間電流相位；當(dāng) φ=B時(shí)，θ=ωt-120°+θ0；當(dāng) φ=C 時(shí)，θ=ωt+120°+θ0。對于三相負(fù)序電流，只需要將式（13）中的θ用負(fù)序A相電流與負(fù)序d軸之間的夾角代替即可，其中，負(fù)序B相超前負(fù)序A相120°，負(fù)序C相滯后負(fù)序A相120°。

2.3 故障電流特性分析

2.3.1 故障電流穩(wěn)態(tài)值特征

從式（4）可以看出，并網(wǎng)變流器輸出電流的參考值與IIDG輸出的有功功率大小、是否輸出無功以及出口正序、負(fù)序電壓幅值大小相關(guān)。正、負(fù)序電壓的幅值由電網(wǎng)的不對稱度決定，影響電網(wǎng)不對稱度的因素眾多，如故障類型、過渡電阻、電網(wǎng)結(jié)構(gòu)、故障點(diǎn)到IIDG的距離等。在電網(wǎng)拓?fù)湟欢ǖ那闆r下，過渡電阻越大、故障點(diǎn)到IIDG的距離越遠(yuǎn)、故障程度越輕、電網(wǎng)的不對稱度越小，IIDG穩(wěn)態(tài)故障電流就越小。

2.3.2 故障電流的暫態(tài)特征

以正序電流d軸分量為例，根據(jù)式（12）可得響應(yīng)的衰減時(shí)間常數(shù)T、峰值時(shí)間tp以及最大超調(diào)量σp為：

其中，kiP、kiI分別為電流內(nèi)環(huán)的比例系數(shù)、積分系數(shù)。

為了定量分析電流內(nèi)環(huán)參數(shù)對暫態(tài)過程的影響，分別給出電流內(nèi)環(huán)的積分系數(shù)為1000時(shí)T、tp、σp隨比例系數(shù)變化的規(guī)律和電流內(nèi)環(huán)的比例系數(shù)為3時(shí)這3個參數(shù)隨積分系數(shù)變化的規(guī)律，見圖3。

從圖3可以看出：衰減時(shí)間常數(shù)隨比例系數(shù)的增大而減小，但不受積分系數(shù)的影響；峰值時(shí)間隨比例系數(shù)的增大而增大，隨積分系數(shù)的增大而減??；最大超調(diào)量隨比例系數(shù)的增大而減小，隨積分系數(shù)增大而增大。

圖3 電流內(nèi)環(huán)控制參數(shù)對暫態(tài)電流的影響Fig.3 Impact of control coefficient of inner current loop on transient current

根據(jù)式（4）和（13），三相正序和負(fù)序短路電流暫態(tài)分量的初始值與電壓跌落程度、故障瞬間電流的相角和控制器參數(shù)相關(guān)。以三相正序電流為例，表達(dá)式也可寫成式（15）。

定義短路電流的最大峰值為iap，可以看出最大峰值在tp時(shí)刻出現(xiàn)，此時(shí)三相中有且只有一相的相角 θ+φ（tp）=（2n+1）π/2（n=0，1，2，…）。最大峰值iap為：

此時(shí)故障初相角θ0滿足：

如果A相電流達(dá)到最大峰值，則δ=0，如果B相電流達(dá)到峰值，則δ=π/3；如果C相電流達(dá)到峰值，則δ=-π/3。另外，在電流內(nèi)環(huán)比例系數(shù)很小且積分系數(shù)很大時(shí)阻尼系數(shù)會很小，超調(diào)量將很大，但不超過穩(wěn)態(tài)電流，所以原則上最大峰值iap不超過穩(wěn)態(tài)電流的2倍。

當(dāng)θ0不滿足式（17）時(shí)，三相暫態(tài)電流最大值出現(xiàn)在 ωt+θ0+φ（t）-δ=（2n+1）π/2 對應(yīng)的某一時(shí)刻，且該最大值必然小于最大峰值iap。三相正序電流中具體哪一相峰值最大，則與θ0相關(guān)。對于負(fù)序電流最大峰值和對應(yīng)時(shí)刻的分析方法同上。

3 仿真驗(yàn)證

3.1 故障電流表達(dá)式正確性驗(yàn)證

以直驅(qū)風(fēng)機(jī)為例，在PSCAD中建立基于正負(fù)雙序獨(dú)立控制的直驅(qū)風(fēng)機(jī)模型，如圖4所示。其中電源G的電壓為110 kV、阻抗ZG=j0.314 Ω。將仿真得到的短路電流波形與理論推導(dǎo)得到的表達(dá)式波形進(jìn)行對比以驗(yàn)證推導(dǎo)的正確性，分別改變直驅(qū)風(fēng)機(jī)網(wǎng)側(cè)變流器的內(nèi)外環(huán)比例和積分系數(shù)、輸出的有功和無功功率、過渡電阻以驗(yàn)證IIDG故障電流影響因素分析的正確性，具體仿真參數(shù)如表1—4所示。表4中的第1、2組控制參數(shù)用于證明外環(huán)控制參數(shù)的影響，第1、3組控制參數(shù)用于證明內(nèi)環(huán)比例系數(shù)的影響，第1、4組控制參數(shù)用于證明內(nèi)環(huán)積分系數(shù)的影響。

圖4 PSCAD仿真模型示意圖Fig.4 Schematic diagram of PSCAD simulation model

表1 線路參數(shù)Table 1 Parameters of lines

表2 變壓器參數(shù)Table 2 Parameters of transformers

表3 風(fēng)機(jī)參數(shù)Table 3 Parameters of wind turbine

表4 網(wǎng)側(cè)變流器控制參數(shù)Table 4 Control parameters of grid-side converter

直驅(qū)風(fēng)機(jī)采用恒功率控制，功率以流進(jìn)風(fēng)機(jī)為正方向。t=0.4 s時(shí)在圖4所示的線路L2中點(diǎn)設(shè)置BC兩相接地故障，過渡電阻為10Ω，仿真步長為500μs，故障持續(xù)0.5 s。在故障時(shí)直驅(qū)風(fēng)機(jī)輸出的有功功率P=-0.62 MW，無功功率Q=-0.2 Mvar，采用第1組網(wǎng)側(cè)變流器控制參數(shù)的情況下給出直流母線電壓和平均有功功率參考值的波形，如圖5所示。將控制參數(shù)代入正、負(fù)序電流的d、q軸分量的理論表達(dá)式，然后分別與故障時(shí)仿真得到的正、負(fù)序電流的d、q軸分量波形進(jìn)行對比，結(jié)果如圖6所示。

圖5 直流母線電壓和有功功率參考值Fig.5 DC voltage and reference value of active power

圖6 正、負(fù)序電流的d、q軸分量的仿真和計(jì)算結(jié)果對比Fig.6 Comparison of d-axis and q-axis components of positive-and negative-sequence currents between simulative and calculative results

從圖5可以看出，直流母線電壓和有功功率參考值在故障前后穩(wěn)定不變，證明了式（8）的推導(dǎo)及解釋的正確性。從圖6可以看出，計(jì)算得到的正、負(fù)序電流d、q軸分量波形和仿真波形基本重合，且均滿足2階響應(yīng)，從而表明式（8）的正確性。

3.2 故障電流穩(wěn)態(tài)特征驗(yàn)證

將直驅(qū)風(fēng)機(jī)輸出有功功率P=-1.15 MW和P=-0.62 MW時(shí)的A相正、負(fù)序電流進(jìn)行對比，結(jié)果如圖7所示。由圖7可以看出，隨著直驅(qū)風(fēng)機(jī)輸出有功功率的增大，故障穩(wěn)態(tài)值增大。在P=-0.62 MW的情況下，將直驅(qū)動風(fēng)機(jī)輸出的無功功率Q=-0.6 Mvar和Q=-0.2 Mvar時(shí)的A相正、負(fù)序電流進(jìn)行對比，結(jié)果如圖8所示。由圖8可以看出，故障穩(wěn)態(tài)值增大。以改變過渡電阻為例驗(yàn)證發(fā)生故障后機(jī)端正、負(fù)序電壓幅值對短路電流穩(wěn)態(tài)幅值的影響，過渡電阻為5 Ω和10 Ω時(shí)A相正、負(fù)序電流的對比如圖9所示，可以看出隨著過渡電阻的減小，電網(wǎng)的不對稱度增加，導(dǎo)致輸出的正、負(fù)序電流增大。

圖7 不同有功功率下的A相正、負(fù)序電流Fig.7 Positive-and negative-sequence currents of phase A under different values of active power

圖8 不同無功功率下的A相正、負(fù)序電流Fig.8 Positive-and negative-sequence currents of phase A under different values of reactive power

圖9 不同過渡電阻下的A相正、負(fù)序電流Fig.9 Positive-and negative-sequence currents of phase A under different transition resistances

圖10 不同功率外環(huán)控制參數(shù)下的A相正、負(fù)序電流Fig.10 Positive-and negative-sequence currents of phase A under different outer power loop control parameters

3.3 故障電流暫態(tài)特征驗(yàn)證

為驗(yàn)證電壓外環(huán)控制器參數(shù)對電流的暫態(tài)過程沒有影響，在過渡電阻為10 Ω、P=-0.62 MW、Q=-0.2 Mvar的情況下，對比由表4中第1、2組控制參數(shù)得到的A相正、負(fù)序電流仿真波形，結(jié)果如圖10所示。從圖10可以看出，由2組不同的電壓外環(huán)控制參數(shù)得到的電流波形完全重合，從而證明了電壓外環(huán)控制參數(shù)不影響故障電流的暫態(tài)過程。

為了驗(yàn)證電流內(nèi)環(huán)比例系數(shù)和積分系數(shù)對電流暫態(tài)過程的影響，在過渡電阻為10 Ω、P=-0.62 MW、Q=-0.2 MVar的情況下，給出由第1、3組和第1、4組變流器控制參數(shù)得到的正、負(fù)序電流d軸分量，分別如圖11、12所示。從圖11可以看出，由電流內(nèi)環(huán)比例系數(shù)較大的第1組變流器控制參數(shù)得到的正、負(fù)序電流d軸分量超調(diào)量小、峰值時(shí)間長、暫態(tài)持續(xù)時(shí)間短；從圖12可以看出由電流內(nèi)環(huán)積分系數(shù)較大的第4組變流器控制參數(shù)得到的正、負(fù)序電流d軸分量超調(diào)量大、峰值時(shí)間長，但2組波形同時(shí)進(jìn)入穩(wěn)態(tài)，均符合圖3的規(guī)律。同時(shí)，綜合圖11和圖12可以得出，不同的控制參數(shù)僅影響故障電流的暫態(tài)過程，對穩(wěn)態(tài)值沒有影響。

圖11 不同電流內(nèi)環(huán)比例系數(shù)下的正、負(fù)序d軸電流Fig.11 d-axis component of positive-and negativesequence currents under different proportional coefficients of inner current loop

圖12 不同電流內(nèi)環(huán)積分系數(shù)下的正、負(fù)序d軸電流Fig.12 d-axis component of positive-and negativesequence currents under different integral coefficients of inner current loop

在過渡電阻為 10Ω、P=-0.62MW、Q=-0.2Mvar、采用第1組變流器控制參數(shù)的情況下，理論計(jì)算所得的A相正序電流最大峰值為0.9629 kA，峰值時(shí)間為故障后0.0319 s，此時(shí)θ0=2.45 rad，達(dá)到最大值后相位為7π/2。由仿真得到的A相正序電流如圖13所示，暫態(tài)電流在故障后0.0315 s達(dá)到最大峰值為0.9628 kA，與理論計(jì)算結(jié)果相吻合。當(dāng)θ0=0時(shí)，A相正序電流的仿真結(jié)果如圖14所示。由圖可見，當(dāng)θ0=0時(shí)，A相正序電流最大值為0.9601 kA，小于θ0=2.45 rad時(shí)的A相正序電流最大峰值0.9629 kA；A相正序電流最大值對應(yīng)的時(shí)刻為0.0295 s，小于θ0=2.45 rad時(shí)的峰值時(shí)間0.0319 s。綜上所述，仿真結(jié)果證明了本文暫態(tài)故障特征分析的正確性。

圖13 θ0=2.45 rad時(shí)的A相正序電流Fig.13 Positive-sequence current of phase A when θ0=2.45 rad

圖14 θ0=0時(shí)的A相正序電流Fig.14 Positive-sequence current of phase A when θ0=0

4 錄波數(shù)據(jù)驗(yàn)證

進(jìn)一步選取某廠家1.5 MW直驅(qū)風(fēng)機(jī)低電壓穿越測試數(shù)據(jù)來驗(yàn)證本文所得結(jié)論的正確性。需要指出的是，由于涉及商業(yè)秘密，筆者無法從廠家獲得直驅(qū)風(fēng)機(jī)內(nèi)部的控制參數(shù)，只能給出三相正、負(fù)序電流的波形并對其進(jìn)行分析。

圖15給出了直驅(qū)風(fēng)機(jī)箱變出口發(fā)生BCG故障后的三相正序電流和三相負(fù)序電流，數(shù)據(jù)為故障前2個周期和故障后5個周期的數(shù)據(jù)。由圖可以看出，三相正序電流和三相負(fù)序電流的變化趨勢是先逐漸增大然后逐漸減小到穩(wěn)態(tài)值，這與本文理論推導(dǎo)所得表達(dá)式的規(guī)律相吻合。

圖15 三相正、負(fù)序電流Fig.15 Three-phase positive-and negative-sequence currents

5 結(jié)論

本文在深入分析IIDG正負(fù)雙序獨(dú)立控制策略的基礎(chǔ)上推導(dǎo)了發(fā)生不對稱故障時(shí)IIDG的故障電流表達(dá)式，理論推導(dǎo)、仿真結(jié)果以及故障錄波數(shù)據(jù)表明：

a.在推導(dǎo)IIDG故障電流時(shí)可認(rèn)為其直流側(cè)輸入的功率保持不變，保留網(wǎng)側(cè)變流器的控制，通過功率平衡和特性受控的思想就可以簡化IIDG的結(jié)構(gòu)；

b.IIDG的正、負(fù)序電流d軸分量滿足2階響應(yīng)，正、負(fù)序電流由于dq軸分量的超調(diào)一般呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢；

c.IIDG故障電流穩(wěn)態(tài)值與輸出有功、無功功率大小和出口正序、負(fù)序電壓幅值大小有關(guān)；

d.IIDG暫態(tài)過程與功率外環(huán)參數(shù)無關(guān)，僅受電流內(nèi)環(huán)控制參數(shù)的影響，且暫態(tài)電流最大值與故障瞬間電流相位有關(guān)，正、負(fù)序電流最大峰值不超過穩(wěn)態(tài)幅值的2倍。

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