趙海川，蘆彥東,2，鄭浩康，邢作霞*

低壓微網(wǎng)中小型直驅(qū)永磁風(fēng)電機(jī)組低電壓穿越技術(shù)研究

趙海川1，蘆彥東1,2，鄭浩康1，邢作霞1*

（1．沈陽(yáng)工業(yè)大學(xué)電氣工程學(xué)院，遼寧省 沈陽(yáng)市 110870；2．哈爾濱東安汽車(chē)動(dòng)力股份有限公司，黑龍江省 哈爾濱市 150090）

針對(duì)低壓微電網(wǎng)中發(fā)電機(jī)側(cè)不可控整流型永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)組低電壓穿越問(wèn)題，主要對(duì)電網(wǎng)電壓跌落時(shí)永磁同步發(fā)電機(jī)組運(yùn)行特性進(jìn)行研究。在分析直流環(huán)節(jié)電壓失穩(wěn)機(jī)理基礎(chǔ)上，提出一種基于卸荷電路和網(wǎng)側(cè)變流器最大電流輸出聯(lián)合控制的低電壓穿越策略。通過(guò)監(jiān)測(cè)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組運(yùn)行狀態(tài)從而完成卸荷電路和網(wǎng)側(cè)變流器的聯(lián)合控制。重載情況下，采用卸荷電路控制直流環(huán)節(jié)電壓，網(wǎng)側(cè)變流器以最大電流輸出；輕載情況下，直流環(huán)節(jié)電壓采用傳統(tǒng)電壓環(huán)控制，利用網(wǎng)側(cè)變流器剩余電流容量發(fā)送無(wú)功。系統(tǒng)仿真結(jié)果表明：2種工況下，發(fā)電機(jī)側(cè)不可控整流型永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)組均可有效實(shí)現(xiàn)低電壓穿越。

低壓微電網(wǎng)；風(fēng)電機(jī)組；低電壓穿越(LVRT)；卸荷電路；最大電流輸出

0 引言

由于風(fēng)電平準(zhǔn)化度電成本不斷降低以及政策層面的鼓勵(lì)與推行，分布式發(fā)電技術(shù)被廣泛應(yīng)用到微電網(wǎng)[1-6]。風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的發(fā)展豐富了風(fēng)能的利用途徑，降低了一次能源的消耗。在一些小型微電網(wǎng)中，會(huì)有風(fēng)力發(fā)電機(jī)組直接與用戶端相連，為了降低風(fēng)電機(jī)組成本，風(fēng)力發(fā)電機(jī)會(huì)缺少變槳系統(tǒng)，同時(shí)機(jī)側(cè)變流器也會(huì)采用不可控整流器[7]。對(duì)于此類(lèi)型的機(jī)組，當(dāng)在風(fēng)電機(jī)組并網(wǎng)點(diǎn)處微電網(wǎng)電壓發(fā)生跌落時(shí)，風(fēng)電機(jī)組保護(hù)裝置動(dòng)作將機(jī)組從微電網(wǎng)切出。當(dāng)風(fēng)電發(fā)電量占比較大時(shí)，風(fēng)電機(jī)組的立即脫網(wǎng)運(yùn)行會(huì)嚴(yán)重影響微電網(wǎng)的穩(wěn)定性，由于此類(lèi)型風(fēng)電機(jī)組的機(jī)側(cè)變流器不可控，因此對(duì)此類(lèi)型風(fēng)電機(jī)組在低壓微電網(wǎng)的低電壓穿越技術(shù)進(jìn)行深入研究是必要的。

永磁直驅(qū)型風(fēng)電機(jī)組在結(jié)構(gòu)上簡(jiǎn)化或省去了齒輪箱，通過(guò)2個(gè)背靠背變流器將永磁同步發(fā)電機(jī)組(permanent magnet synchronous generator，PMSG)與電網(wǎng)相連，電網(wǎng)故障時(shí)對(duì)發(fā)電機(jī)所產(chǎn)生的影響較小，具有技術(shù)可靠、收益高的特點(diǎn)，得到了越來(lái)越廣泛的關(guān)注[8-15]。大型風(fēng)機(jī)的低電壓穿越(low voltage ride through，LVRT)問(wèn)題已經(jīng)被國(guó)內(nèi)外有關(guān)學(xué)者廣泛研究。如：文獻(xiàn)[16-17]主要對(duì)PMSG風(fēng)電機(jī)組在-同步坐標(biāo)系下的并網(wǎng)模型進(jìn)行研究，并對(duì)永磁風(fēng)電機(jī)組在電網(wǎng)故障下的運(yùn)行特性進(jìn)行了具體分析。在文獻(xiàn)[18-22]中，主要針對(duì)緊急變槳、轉(zhuǎn)子儲(chǔ)能及網(wǎng)側(cè)無(wú)功優(yōu)化等低電壓穿越控制策略進(jìn)行了研究，其中對(duì)發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速控制在實(shí)質(zhì)上就是發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)子慣性?xún)?chǔ)能，大型風(fēng)機(jī)由于轉(zhuǎn)子具有較大轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，因此其轉(zhuǎn)子儲(chǔ)能容量調(diào)節(jié)空間較大，但是對(duì)于應(yīng)用于低壓微電網(wǎng)中的中小型發(fā)電機(jī)組，其轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)動(dòng)慣量有限，依靠轉(zhuǎn)子調(diào)節(jié)進(jìn)行儲(chǔ)能，容量調(diào)整存在較大局限。而風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的槳葉由于慣性較大、變槳速度的限制等因素，采用緊急變槳的方案在實(shí)際應(yīng)用中將無(wú)法及時(shí)地完成低電壓穿越。文獻(xiàn)[23]則提出了一種采用機(jī)側(cè)變流器來(lái)對(duì)直流環(huán)節(jié)電壓進(jìn)行控制，而網(wǎng)側(cè)變流器采用最大功率追蹤與無(wú)功控制相結(jié)合的控制策略。文獻(xiàn)[24]對(duì)變流器的直流環(huán)節(jié)增加卸荷電路，而網(wǎng)側(cè)則以無(wú)功優(yōu)先控制來(lái)完成低電壓穿越，此方法對(duì)卸荷電路及其散熱要求較高。因此，對(duì)于應(yīng)用于低壓微網(wǎng)的小功率風(fēng)電機(jī)組，尤其是機(jī)側(cè)不可控類(lèi)型的風(fēng)電機(jī)組，以上所提策略對(duì)低壓微網(wǎng)中發(fā)電機(jī)側(cè)不可控整流型永磁風(fēng)電機(jī)組(以下簡(jiǎn)稱(chēng)“風(fēng)力發(fā)電機(jī)組”)低電壓穿越問(wèn)題考慮仍然不足。

本文在分析電網(wǎng)電壓故障下風(fēng)電機(jī)組失穩(wěn)機(jī)理的基礎(chǔ)上，提出一種基于卸荷電路及網(wǎng)側(cè)變流器最大電流輸出聯(lián)合控制的風(fēng)力發(fā)電機(jī)組低電壓穿越控制策略，并通過(guò)仿真驗(yàn)證該控制策略的適用性和正確性。

1 永磁風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)并網(wǎng)數(shù)學(xué)模型

直驅(qū)永磁風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)結(jié)構(gòu)主要由風(fēng)力機(jī)、PMSG、變流器、濾波器等組成[7]。永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)組通過(guò)全功率變流系統(tǒng)完成與電網(wǎng)的連接，直驅(qū)永磁同步發(fā)電機(jī)與電網(wǎng)之間基本實(shí)現(xiàn)了解耦，當(dāng)電網(wǎng)側(cè)發(fā)生擾動(dòng)時(shí)對(duì)發(fā)電機(jī)側(cè)影響很小[8]。此外在低壓微電網(wǎng)應(yīng)用的小型風(fēng)機(jī)由于成本限制可能缺少部分結(jié)構(gòu)，如全控型變流器。因此本文主要對(duì)發(fā)電機(jī)側(cè)采用不可控整流拓?fù)涞挠来棚L(fēng)電機(jī)組低電壓穿越控制方法進(jìn)行研究。

對(duì)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的網(wǎng)側(cè)變流器控制系統(tǒng)進(jìn)行設(shè)計(jì)，首先需要建立相應(yīng)的數(shù)學(xué)模型，并通過(guò)數(shù)學(xué)模型得到其控制方程。在-同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下，電網(wǎng)電壓在軸上定向，則電網(wǎng)電壓軸分量e=0V，因此，網(wǎng)側(cè)變流器的數(shù)學(xué)模型[17]可表述為

式中：u、i和u、i分別為變流器在、坐標(biāo)軸下輸出相電壓、相電流的軸分量；e為電網(wǎng)相電壓軸分量；、分別為濾波器及線路的等效電阻和電感；為電網(wǎng)工頻電角度。

通過(guò)對(duì)網(wǎng)側(cè)變流器建立數(shù)學(xué)模型，可以將三相交流分量轉(zhuǎn)化為-軸下的直流分量，簡(jiǎn)化控制策略的設(shè)計(jì)。

2 PMSG并網(wǎng)系統(tǒng)電網(wǎng)故障下失穩(wěn)機(jī)理

電網(wǎng)電壓跌落故障期間，在不計(jì)網(wǎng)側(cè)變流器及電抗器等器件損耗的情況下，經(jīng)由變流器并入電網(wǎng)的有功功率為

式中：gin為網(wǎng)側(cè)變流器輸出有功功率；dc、dc分別為直流側(cè)電容電壓、電流。

當(dāng)電網(wǎng)電壓定向于坐標(biāo)軸時(shí)，電網(wǎng)電壓在坐標(biāo)軸下為e=0V，此時(shí)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)組網(wǎng)側(cè)變流器、PMSG輸出的有功功率可分別表示為

式中：gout為PMSG輸出的有功功率；gin、gout分別為網(wǎng)側(cè)變流器、PMSG輸出的有功電流。

正常運(yùn)行時(shí)，變流器直流環(huán)節(jié)電壓穩(wěn)定，依據(jù)瞬時(shí)功率均衡原則，直流環(huán)節(jié)兩端的有功功率維持平衡，即

流向直流側(cè)電容的功率可表示為

當(dāng)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組處于穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)，機(jī)、網(wǎng)側(cè)變流器輸入、輸出功率維持動(dòng)態(tài)平衡，故?=0，即變流器直流環(huán)節(jié)電壓穩(wěn)定于參考值。當(dāng)電網(wǎng)有故障發(fā)生時(shí)，在理想狀態(tài)不考慮變流器限流時(shí)，電網(wǎng)電壓由e突變降低為e1。為了保持變流器兩端的有功功率平衡，此時(shí)網(wǎng)側(cè)變流器的軸電流將由原來(lái)的i增大到i1，此時(shí)網(wǎng)側(cè)變流器輸出有功功率為

在實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中，網(wǎng)側(cè)變流器存在一定的限流措施，通過(guò)的電流不允許無(wú)限增大，考慮控制器的限流作用，將此時(shí)的實(shí)際瞬時(shí)額定電流設(shè)為i2，且i2<i1，則有：

式中：gin1為電網(wǎng)故障下網(wǎng)側(cè)變流器實(shí)際輸出的有功功率；sd、sd分別為跌落前網(wǎng)側(cè)變流器軸電壓、電流；sd1為跌落后網(wǎng)側(cè)變流器軸電壓。

由式(8)可得，由于電網(wǎng)電壓降低，網(wǎng)側(cè)變流器有功功率輸出受到限制，機(jī)、網(wǎng)側(cè)不平衡功率?增大，導(dǎo)致直流環(huán)節(jié)電壓的急劇增大，從而觸發(fā)風(fēng)電機(jī)組保護(hù)系統(tǒng)而停機(jī)。所以，在電網(wǎng)電壓跌落時(shí)，如何控制變流器直流電容上電壓的穩(wěn)定成為機(jī)組實(shí)現(xiàn)LVRT的關(guān)鍵。

3 基于卸荷電路及最大電流輸出的聯(lián)合控制策略

3.1 風(fēng)力發(fā)電機(jī)組直流電壓控制方法

由前文對(duì)永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)組在網(wǎng)側(cè)電壓驟降過(guò)程中的失穩(wěn)機(jī)理分析可知，當(dāng)直流環(huán)節(jié)上電容電壓升高時(shí)，需利用快速可行的辦法將電容上存儲(chǔ)的多余能量釋放。同時(shí)，卸荷電路的投切主要依據(jù)實(shí)際直流電容上的電壓，通過(guò)滯環(huán)比較的控制方式對(duì)IGBT/IGCT的通斷進(jìn)行控制，從而完成卸荷電路投切。在故障穿越期間，通過(guò)改變開(kāi)關(guān)器件觸發(fā)脈沖的占空比來(lái)調(diào)控卸荷電路的投入時(shí)長(zhǎng)，從而合理消耗直流電容上存儲(chǔ)的多余能量。卸荷電路投切如圖1所示，系統(tǒng)正常工作時(shí)，卸荷電路處于切除狀態(tài)；當(dāng)電網(wǎng)故障時(shí)，直流環(huán)節(jié)兩側(cè)的功率失衡，直流側(cè)電容電壓將會(huì)上升，此時(shí)將直流側(cè)電容電壓的實(shí)際值作為輸入量，采用滯環(huán)比較來(lái)實(shí)現(xiàn)卸荷電路的投切，從而完成直流側(cè)多余能量的消耗，實(shí)現(xiàn)抑制穩(wěn)定直流電壓的目標(biāo)。機(jī)、網(wǎng)側(cè)不平衡功率差為

卸荷電路通常采用制動(dòng)電阻耗散直流側(cè)電容上的多余能量，而制動(dòng)電阻的選取由機(jī)、網(wǎng)側(cè)最大不平衡功率和直流電容最大可承受電壓決定。忽略系統(tǒng)中非線性組件影響，卸荷電阻的阻值為

式中：dc_max為直流電容電壓的最大值；?max為機(jī)、網(wǎng)側(cè)不平衡功率的最大值。

卸荷電路中開(kāi)關(guān)器件觸發(fā)脈沖占空比可表示為

式中dc為直流側(cè)電容。

3.2 低壓微網(wǎng)中永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)組網(wǎng)側(cè)變流器最大電流輸出控制策略

在風(fēng)力發(fā)電機(jī)組正常運(yùn)行期間，變流器軸電流由直流母線電壓控制方程產(chǎn)生：

式中：iref為變流器軸電流指令值；dcref為直流側(cè)電容電壓參考值；vp、vi分別為電壓外環(huán)的比例、積分系數(shù)。

網(wǎng)側(cè)變流器的控制策略如圖2所示。在電網(wǎng)故障期間，卸荷電路投入運(yùn)行，電壓外環(huán)并不能實(shí)現(xiàn)對(duì)直流側(cè)電容電壓的全部控制。因此，在本文所提的改進(jìn)策略中，當(dāng)檢測(cè)到電網(wǎng)電壓跌落時(shí)，此時(shí)需要切換有功功率的控制方式，即從模式0轉(zhuǎn)換到模式1，而此時(shí)將變流器最大允許電流N_max作為坐標(biāo)軸電流的參考值，可實(shí)現(xiàn)機(jī)組的最大額定電流輸出的控制目標(biāo)。

低壓微網(wǎng)中，PMSG風(fēng)電機(jī)組在低電壓穿越過(guò)程中通常采用主控系統(tǒng)和變流器兩者間的聯(lián)合控制。整個(gè)過(guò)程包含正常工作和穿越過(guò)程(穿越成功或者穿越失敗后保護(hù)停機(jī)），風(fēng)電機(jī)組的控制流程如圖3所示。

圖2 低壓微網(wǎng)中PMSG網(wǎng)側(cè)變流器控制框圖

圖3 變流器低電壓穿越控制流程圖

風(fēng)電機(jī)組正常運(yùn)行時(shí)，監(jiān)測(cè)電網(wǎng)電壓數(shù)值并輸送到變流器和主控制器內(nèi)，同時(shí)通過(guò)對(duì)網(wǎng)側(cè)電壓進(jìn)行、坐標(biāo)變換得到電網(wǎng)電壓的瞬時(shí)均方根值。本文對(duì)低壓微網(wǎng)中風(fēng)機(jī)并網(wǎng)點(diǎn)電壓跌落故障判斷步驟如下：

1）風(fēng)電機(jī)組正常工作過(guò)程中，當(dāng)監(jiān)測(cè)到電網(wǎng)電壓降低至規(guī)定數(shù)值范圍，即0.2n~0.9n時(shí)，變流器會(huì)主動(dòng)屏蔽主控系統(tǒng)由于電壓過(guò)低發(fā)出的停機(jī)指令，并執(zhí)行預(yù)設(shè)定的低電壓穿越控制策略。

2）當(dāng)風(fēng)電機(jī)組重載，或電網(wǎng)電壓跌落程度較大時(shí)，機(jī)、網(wǎng)側(cè)變流器輸出功率存在較大差距。因此，直流側(cè)電容電壓需要通過(guò)卸荷電路控制，而網(wǎng)側(cè)變流器要確保風(fēng)電機(jī)組以最大額定電流并網(wǎng)。

3）當(dāng)風(fēng)電機(jī)組輕載或者電網(wǎng)電壓跌落較少時(shí)，變流器中將會(huì)有多余電流容量，系統(tǒng)執(zhí)行輕載穿越控制策略。此時(shí)繼續(xù)由電壓外環(huán)控制直流側(cè)電容電壓和變流器有功功率輸出；無(wú)功功率則采用模式3的控制方式，無(wú)功電流參考值為

4）當(dāng)并網(wǎng)點(diǎn)電網(wǎng)電壓在0.625~2 s內(nèi)恢復(fù)到正常水平后，風(fēng)電機(jī)組將執(zhí)行正常運(yùn)行控制策略，即有功功率和無(wú)功功率分別采用模式0和模式2控制方式。但是當(dāng)超過(guò)2s后電網(wǎng)電壓仍然沒(méi)有恢復(fù)到規(guī)定水平時(shí)，主控系統(tǒng)將啟動(dòng)保護(hù)停機(jī)程序，系統(tǒng)顯示故障。

4 仿真分析

為驗(yàn)證所提LVRT控制策略的有效性，采用Matlab/Simulink仿真平臺(tái)搭建低壓微網(wǎng)中PMSG風(fēng)電機(jī)組并網(wǎng)模型，對(duì)電網(wǎng)電壓在不同跌落程度情況下的低電壓穿越控制策略進(jìn)行驗(yàn)證。正常情況下，風(fēng)力發(fā)電機(jī)組以單位功率因數(shù)控制方式工作。網(wǎng)側(cè)變流器額定容量為45kW，濾波電感為1.5mH，并網(wǎng)點(diǎn)額定電壓為380V，額定電流為70A，直流側(cè)參考電容電壓為600V，并網(wǎng)導(dǎo)線阻抗為0.642+j0.078Ω，卸荷電阻為14.4Ω。仿真主要驗(yàn)證了風(fēng)電機(jī)組在重載和輕載2種情況下的運(yùn)行特性。

4.1 重載情況下仿真分析

風(fēng)力發(fā)電機(jī)組重載、電網(wǎng)電壓深度跌落工況下，機(jī)組低電壓穿越仿真結(jié)果如圖4所示。由圖4可以看出，風(fēng)電機(jī)組正常工作時(shí)，并網(wǎng)點(diǎn)電網(wǎng)電壓為1.03pu，風(fēng)電機(jī)組的并網(wǎng)電流為0.91pu，此時(shí)變流器以單位功率因數(shù)輸出，其輸出有功功率為42 kW，直流側(cè)電容電壓大約穩(wěn)定在600V左右。

在0.6s時(shí)，電網(wǎng)電壓開(kāi)始跌落，降至0.32pu，此時(shí)系統(tǒng)開(kāi)始執(zhí)行低電壓穿越控制策略，變流器以最大電流輸出，電流升高至1.04pu，直流側(cè)電容電壓開(kāi)始上升630V左右。

在0.6~1.5s期間，并網(wǎng)點(diǎn)電壓由0.32pu以階梯式逐漸恢復(fù)到正常水平，此期間變流器輸出電流一直維持在1.04pu左右，風(fēng)電機(jī)組輸出的有功功率受電流限制也呈階梯式增長(zhǎng)，直流側(cè)電容電壓一直維持在635V左右。

在1.5s后，電網(wǎng)電壓及變流器輸出的有功功率恢復(fù)到正常值，此時(shí)網(wǎng)側(cè)變流器電流為0.91pu，直流電容中儲(chǔ)存的多余能量完成釋放，其電壓值恢復(fù)到參考值。在整個(gè)低電壓的跌落過(guò)程中，卸荷電路一直處于導(dǎo)通狀態(tài)，用來(lái)釋放由于功率失衡所存儲(chǔ)的能量。

圖4 PMSG發(fā)電機(jī)組重載下低電壓穿越仿真結(jié)果

4.2 輕載情況下仿真分析

風(fēng)力發(fā)電機(jī)組輕載、電網(wǎng)電壓跌落程度較淺工況下，風(fēng)電機(jī)組低電壓穿越仿真結(jié)果如圖5所示。由圖5可知，在0.6s前，并網(wǎng)點(diǎn)電網(wǎng)電壓為1.02pu；網(wǎng)側(cè)變流器輸出電流為0.49pu，輸出有功功率為20kW，無(wú)無(wú)功功率輸出，直流側(cè)電容電壓為設(shè)定值600V。在0.6s后，電網(wǎng)電壓開(kāi)始跌落至0.31pu，風(fēng)電機(jī)組進(jìn)入低電壓穿越控制策略。

在0.6~1.12s期間，并網(wǎng)點(diǎn)電壓由0.31pu上升到0.6pu，在此期間變流器以最大允許電流輸出，電流值達(dá)到1.04pu。同時(shí)在電壓跌落瞬間，變流器輸出功率受限下降，之后處于階梯式上升階段，在1.12s時(shí)輸出有功功率為21.5kW，無(wú)無(wú)功功率輸出。直流側(cè)電容電壓由卸荷電路控制，此時(shí)卸荷電路處于工作狀態(tài)，穩(wěn)定在635V左右。

在1.12s時(shí)輕載穿越程序開(kāi)始運(yùn)行，并網(wǎng)點(diǎn)電壓繼續(xù)上升，在1.12~1.5s期間，并網(wǎng)點(diǎn)電壓升至0.9pu，變流器輸出電流維持在1.04pu，卸荷電路不工作。在1.11s時(shí)，變流器經(jīng)過(guò)短暫調(diào)節(jié)后同時(shí)發(fā)出有功及無(wú)功功率，直流側(cè)電容開(kāi)始釋放多余能量，在1.12~1.3s期間，變流器輸出無(wú)功功率為22.6kV×A，有功功率逐漸穩(wěn)定在20kW；在1.3~1.5s期間，變流器多余無(wú)功功率繼續(xù)增加，輸出無(wú)功達(dá)到36.5kV×A。在1.3s及1.5s時(shí)，由于電網(wǎng)電壓發(fā)生突變，而電感電流不能突變，有功功率及直流電容電壓出現(xiàn)2次波動(dòng)，有功功率幅值分別達(dá)到28kW和24kW，直流側(cè)電容電壓幅值波動(dòng)分別為611V和606V，有功功率及直流電容電壓波動(dòng)幅值均在合理范圍內(nèi)并快速回歸參考值。1.5s后電網(wǎng)電壓恢復(fù)正常值，網(wǎng)側(cè)變流器輸出電流降為0.49pu，風(fēng)力發(fā)電機(jī)組正常運(yùn)行。

仿真結(jié)果表明：不同跌落深度的低電壓穿越過(guò)程中，發(fā)電機(jī)側(cè)不可控PMSG風(fēng)電機(jī)組在重載和輕載時(shí)均可穩(wěn)定運(yùn)行，所提基于卸荷電路和網(wǎng)側(cè)變流器最大電流輸出的控制策略切實(shí)可行。

圖5 PMSG發(fā)電機(jī)組輕載運(yùn)行時(shí)低電壓穿越仿真結(jié)果

5 結(jié)論

提出了一種適用于低壓微網(wǎng)中發(fā)電機(jī)側(cè)不可控整流型永磁風(fēng)電機(jī)組低電壓穿越的控制策略。風(fēng)電機(jī)組網(wǎng)側(cè)變流器針對(duì)不同工況選擇控制方法，利用網(wǎng)側(cè)變流器容量在故障期間最大限度輸出有功功率，提升了小型風(fēng)電機(jī)組的經(jīng)濟(jì)性與并網(wǎng)穩(wěn)定性。所提出的策略采用卸荷電路和網(wǎng)側(cè)變流器聯(lián)合控制，即可實(shí)現(xiàn)低壓微網(wǎng)中機(jī)側(cè)不可控整流型永磁風(fēng)電機(jī)組的低電壓穿越，可為低壓微電網(wǎng)中低成本永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)組實(shí)現(xiàn)低電壓穿越提供參考。

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Research on Low Voltage Ride Through for Small Direct-driven Permanent Magnet Wind Turbine in Low Voltage Microgrid

ZHAO Haichuan1, LU Yandong1,2, ZHENG Haokang1, XING Zuoxia1*

(1. School of Electrical Engineering, Shenyang University of Technology, Shenyang 110870, Liaoning Province, China; 2. Harbin Dongan Automobile Power Co., Ltd., Harbin 150090, Heilongjiang Province, China)

Aiming at the problem of low voltage ride through (LVRT) of the generation side uncontrollable rectifying permanent magnet wind turbine in the low voltage microgrid, the operating characteristics of the permanent magnet synchronous generator (PMSG) wind turbine during the grid voltage drop were researched. Based on the analysis of the DC link voltage instability mechanism, a LVRT control strategy was proposed combined operation method of the maximum current output of the grid side converter and chopper circuit. After judging the operating status of the wind turbine, the chopper circuit and the grid-side converter were coordinated controlled. In the case of full load, the DC link voltage was controlled by the chopper circuit, and the grid-side converter outputs the maximum current. In the case of light load, the DC link voltage was controlled by a conventional voltage loop, and the residual current capacity of the grid-side converter was used to transmit reactive power. The simulation results of the system show that LVRT can be achieved effectively by the generation side uncontrollable rectifying permanent magnet wind turbine under two working conditions.

low voltage microgrid; wind turbine;low voltage ride through (LVRT); chopper circuit; maximum current output

10.12096/j.2096-4528.pgt.19160

TK 83; TM 614

遼寧省自然科學(xué)基金(2017054067)；遼寧省高等學(xué)?；究蒲许?xiàng)目(LZGD2017039)。

Project Supported by Natural Science Foundation of Liaoning Province (2017054067); Basic Scientific Research Foundation of the Higher Education Institutions of Liaoning Province (LZGD2017039).

2020-04-04。

(責(zé)任編輯 尚彩娟)