蘭傳盛，潘庭龍

（江南大學 物聯(lián)網(wǎng)技術應用教育部工程研究中心，江蘇 無錫214122）

0 引言

近十幾年風力發(fā)電獲得迅猛增長，雙饋風力發(fā)電機組（DFIG）是目前風力發(fā)電系統(tǒng)的首選[1]。電網(wǎng)電壓驟升故障會在DFIG定子繞組中產(chǎn)生暫態(tài)直流分量[2]，[3]，引起比電網(wǎng)電壓跌落更強的雙饋發(fā)電機定、轉子電流的沖擊，嚴重影響機組的穩(wěn)定運行。因此，研究DFIG的高電壓穿越（HVRT）性能顯得尤為必要。

電網(wǎng)電壓驟升成因一般為低壓故障恢復后無功過補償、負載突降和單相接地故障等[4]。為保證電網(wǎng)運行的安全與穩(wěn)定性，避免風電機組因電壓保護作用而從電網(wǎng)中解列，風電場須具備HVRT能力[5]。轉子電流是衡量機組HVRT的重要指標，轉子電流取決于電機的控制策略和電磁方程[6]，其暫態(tài)特性較為復雜，因此DFIG故障下的電流分析和計算也是當前一個重點[7]，[8]。

與低電壓穿越（LVRT）下短路電流相似的是，在電壓驟升引起的定、轉子電流沖擊并入電網(wǎng)后，會對電力系統(tǒng)的距離保護、測試和故障分析等產(chǎn)生影響[9]，且一些HVRT控制策略的制定都須獲得轉子電流精確表達式[10]～[13]。文獻[14]分析了短路電流受LVRT控制策略影響后的變化過程，但未深入分析無功控制下轉子電流的變化情況。文獻[15]，[16]考慮撬棒投入、網(wǎng)側變流器及無功控制對轉子電流的影響，但未考慮控制切換帶來的啟動延時問題。文獻[17]分析了電網(wǎng)電壓驟升及恢復過程中雙饋電機電磁過渡過程，但忽略了HVRT過程中crowbar電路一般不投入使用，且未具體分析轉子電流波動情況。文獻[18]分析了故障發(fā)生和切除時轉子電流的變化，但忽略了控制啟動延時和無功輸出帶來的影響。

鑒于此，本文研究了電壓驟升故障下DFIG轉子電流的暫態(tài)特性，并考慮無功控制和啟動延時帶來的電流暫態(tài)特性變化，給出了不同狀態(tài)下電流變化公式，得出故障后轉子電流變化模型。利用優(yōu)化后轉子電流表達式，設計了一種對稱驟升故障下轉子過電流抑制方式，達到高電壓穿越的目的。最后，仿真驗證了該轉子電流計算方法和轉子電流抑制策略的正確性。

1 電網(wǎng)電壓驟升故障下DFIG特性

本文建立了DFIG數(shù)學模型，不考慮磁飽和，電機的定、轉子側采用電動機慣例，歸算至定子側。

兩相靜止坐標系下DFIG數(shù)學模型[19]為

式中：u，i和Ψ分別為電壓矢量、電流矢量和磁鏈矢量；p為微分算子；下標s，r分別為定子和轉子分量；R和L分別為電阻和電感；ωr為轉子角速度；Lm為定轉子間互感。

在t=0時刻，電網(wǎng)發(fā)生對稱驟升故障，忽略定子電阻的影響，突變前后定子磁鏈暫態(tài)表達式[20]為

式中：Us為電網(wǎng)電壓幅值；h為驟升比率；ω1為同步旋轉角速度；τs為定子時間常數(shù)，τs=Ls/Rs，Rs和Ls分別為定子電阻和定子電感。

根據(jù)當前國際并網(wǎng)準則，在h＞0.3 之后，機組可脫網(wǎng)運行[21]，因此本文考慮的h為0～0.3 。故障后定子磁鏈的自由分量和強制分量決定轉子開路電壓的兩個分量的取值[22]，轉子開路電壓為

式中：ur01，ur02分別為強制分量和直流分量；ks=Lm/Ls；s為滑差，s=（ω1-ωr）/ω1。

若求轉子電流交流分量，可將轉子開路電壓的兩個分量與轉子變換器作用于轉子側的電壓ur03視為3個獨立電源，共同作用后變換到轉子側，其等效電路如圖1所示。

基于上述風電機組模型，根據(jù)疊加原理，將轉子電流交流分量分解為3個電壓源同時作用。由于轉子開路電壓的直流分量表現(xiàn)為以轉子速度旋轉及轉子時間常數(shù)τr（τr=σLr/Rr）幅值衰減，因此須轉換至轉子坐標系，可得轉子電流交流分量為

其中τ=τsτr/（τs+τr），由于轉子電流流過電感，電流不突變，轉子電流在故障時刻前后幅值為

由轉子電流的直流分量的衰減τr=σLr/Rr，得到直流分量表達式：

2 HVRT控制下轉子電流計算

電網(wǎng)電壓驟升故障下，要求DFIG持續(xù)工作不脫網(wǎng)，定子電壓的突變會引起轉子感應電勢變化，接著轉子側控制器根據(jù)驟升幅度調(diào)整控制策略，設置不同的轉子電流指令值，實現(xiàn)電壓穿越，此時轉子電流指令值的變化影響了轉子電流的暫態(tài)特性。電網(wǎng)電壓驟升故障瞬時發(fā)生，而轉子電流指令值的調(diào)整存在延時，須根據(jù)驟升幅度改變轉子電流指令值。且電網(wǎng)發(fā)生驟升故障時，機組為電網(wǎng)提供無功支持，因而轉子電流指令值的設置受無功控制影響。

故障后電流變化可分為兩個步驟：①在故障發(fā)生后Δt時刻內(nèi)，電網(wǎng)電壓驟升，轉子感應電勢發(fā)生變化，導致轉子電流迅速變化；②在故障發(fā)生Δt時刻之后，轉子側變換器根據(jù)故障程度和無功需求調(diào)整轉子電流指令值，轉子電流指令值改變，轉子電流隨之變化。

針對啟動延時和無功控制的影響，本文主要考慮切換狀態(tài)下邊界條件的變化。在t=0 s～無功控制策略投入時不受控制策略切換的影響，轉子電流故障邊界條件改變時，轉子電流值為

采用文獻[23]方法設置有功、無功電流，優(yōu)先向電網(wǎng)輸出一定的感性無功功率，為故障電網(wǎng)提供無功支持。根據(jù)電壓驟升幅度確定轉子電流指令值，有：

式中：ird_ref，irq_ref分別為d-q軸上轉子電流指令值；ir_ref為轉子電流指令值；Ug為網(wǎng)測電壓額定值；IN為機組額定定子電流；Udc為額定直流側電壓；Pgmax為網(wǎng)測最大輸出有功功率；k為防過調(diào)制系數(shù)。

轉子側變流器采用電流內(nèi)環(huán)控制，表達式[24]為式中：kp，ki分別為PI控制器的比例系數(shù)和積分系數(shù)。

取切換延時后轉子電流ir0（Δt）作為起始值，聯(lián)立式（1），（2）和（10），可得轉子電流微分方程為

求解該轉子電流微分方程，可得方程通解和特解，得到轉子電流指令值調(diào)整后的轉子電流表達式：

3 限流控制策略

本文討論了無功需求下轉子電流指令值的設定以及該轉子電流指令值對轉子電流的影響，提供了一種求解電壓驟升故障下轉子電流的思路。切換后的控制策略設置不同，轉子電流的暫態(tài)特性也隨之變化。

由式（5）和式（7）可知驟升故障后和轉子電流指令值設定前轉子電流的暫態(tài)變化，對A相電流進行分析，有表達式：

通過以上分析，為使轉子電流在d-q軸上的分量在正常范圍內(nèi)，L值設置為

考慮式（5）和式（7）轉子電流變化，綜合L值計算過程，本文提出了一種限制轉子電流的HVRT控制的計算方法，DFIG轉子側的控制結構如圖2所示。轉子側變流器采用定子電壓定向矢量，功率外環(huán)、轉子電流閉環(huán)的控制方法，最大風能跟蹤和無功功率控制在DFIG轉子側進行。在傳統(tǒng)的轉子電流閉環(huán)控制的基礎上，增加轉子電流抑制（RCR）控制器，RCR控制器可在故障時加強對轉子電流的控制，其設置由式（14）和式（15）確立。當電網(wǎng)正常運行或電網(wǎng)電壓Vs＜1.1 p.u.時，通過信號比較器，切換至正常運行狀態(tài)，給定L=1；當電網(wǎng)故障發(fā)生時，信號比較器檢測到電網(wǎng)電壓Vs＞1.1 p.u.，此時加入RCR控制器，給定L值，然后通過限制器將L值限制在一定范圍內(nèi)，可將轉子電流在d-q軸的分量控制在正常范圍內(nèi)，有效避免了轉子過流對變流器的影響。

圖2 DFIG控制策略流程圖Fig.2 Flow chartof control strategy for doubly-fed induction generator

4 仿真分析

為證明本文轉子電流計算的精確性與所設計高電壓控制策略的有效性，采用文獻[23]所提控制策略，在Matlab/Simulink環(huán)境下搭建了1.5 MW的DFIG仿真模型，DFIG的主要參數(shù)如表1所示。

表1 DFIG參數(shù)Table 1 Parameters of doubly fed wind turbines

DFIG工作在額定電壓條件下，其中，輸出有功功率Ps為0.7 p.u.，輸出無功功率Qs為0 p.u.，機組轉差率為-0.2。在t=1 s時，發(fā)生130%的對稱電壓驟升故障，采用故障檢測方法[19]，若檢測到電網(wǎng)故障，投入控制策略，持續(xù)300ms，故障清除。

4.1 轉子電流結果對比

為驗證所推導轉子全電流表達式的精確性，分別設置DFIG電壓驟升幅度為130%和120%。圖3和圖4所示為對稱驟升故障下，基于文獻[23]方法搭建的Simulink仿真模型下轉子電流波形與采用本文轉子全電流計算表達式（5），（7）和（12）繪制的轉子電流波形。由圖3可知，電壓驟升幅度為130%下，轉子電流在故障后一個周期最大電流值為2.871 p.u.，計算誤差為4.1 %。由圖4可知，電壓驟升幅度為120%下，轉子電流最大值為2.404 p.u.，計算誤差為4.9 %，暫態(tài)分量衰減較慢。表2為驟升故障下轉子電流計算結果對比，可以看出，兩種情況的計算結果與仿真結果誤差均維持在10%以下，該誤差范圍能基本滿足轉子電流計算和分析要求。誤差出現(xiàn)的原因是忽略了定子電阻和1/τs的影響以及系統(tǒng)誤差。

圖3 電網(wǎng)電壓驟升130%轉子電流波形對比Fig.3 Comparisons of rotor currentwaveforms of 130%voltage surge in power grid

圖4 電網(wǎng)電壓驟升120%轉子電流波形對比Fig.4 Comparisons of rotor currentwaveforms of 120%voltage surge in power grid

表2 驟升故障下轉子電流計算結果對比Table 2 Comparisons of rotor current calculations under sudden rise faults

由此可見，本文考慮了控制策略切換延時和無功支持下轉子電流指令值的影響，使計算電流值與實際轉子電流值相差較小，獲得了精確的轉子電流暫態(tài)表達式，較好地揭示了轉子電流變化規(guī)律。

4.2 控制策略性能驗證

圖5為采用文獻[23]控制策略，故障后轉子電流變化情況。電壓驟升故障幅度為130%且300ms后故障切除，按照本文所提控制策略，參考式（15）設計RCR控制器，對L值進行整定，獲得轉子電流變化波形，如圖6所示。在文獻[23]控制策略下，轉子電流驟升幅度較大，幅值基本超過了2 p.u.，電壓穿越效果較差；而本文設計的電流抑制策略能在故障發(fā)生30ms后將轉子電流維持在安全范圍。由于RCR控制器作用，L值突變，轉子電流受到擾動，轉子電流峰值變大，但在故障發(fā)生的很短時間后，轉子電流得到抑制，且能在很長一段時間維持在安全范圍內(nèi)?？梢?，本文控制策略在故障時期的抑制效果明顯，比傳統(tǒng)只加無功支持的控制策略有著更好的電流抑制性能，且保護了轉子變流器等裝置，在轉子電流抑制上更具優(yōu)越性。

圖5 采用文獻[23]控制策略故障后轉子電流變化Fig.5 Rotor current change after fault under traditional vector control strategy

圖6 電流抑制策略故障后轉子電流變化Fig.6 Rotor current change after faultunder current suppression strategy

5 結論

針對電網(wǎng)電壓驟升故障下轉子電流暫態(tài)過程復雜，本文提出了DFIG高電壓穿越全過程的轉子電流計算方法。從DFIG暫態(tài)過程出發(fā)，推導了驟升故障發(fā)生后轉子電流的精確暫態(tài)表達式，考慮控制切換延時和無功支撐的影響，準確給出了轉子電流的計算方法；利用推導后轉子電流表達式，設計了一種電流抑制控制方式；最后仿真驗證了表達式的準確性和控制策略的有效性，并得出如下結論。

①本文設計的故障后轉子電流計算方法，考慮了切換延時和無功支持因素的擾動，反映了故障后電流的變化情況，誤差較小，具有較高的準確度。

②本文考慮HVRT準則對于轉子電流的要求，取優(yōu)化后轉子電流計算式，提出一種全新的轉子電流抑制策略，相比于其他控制策略有著較好的實用性，能有效降低故障后轉子電流。