基于电力电子变流器的机端次同步阻尼控制器研究与测试_谢小荣
基于SSO多扰动输入机理分析的DFIG-GSC功率振荡抑制策略研究
第28卷㊀第2期2024年2月㊀电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报Electri c ㊀Machines ㊀and ㊀Control㊀Vol.28No.2Feb.2024㊀㊀㊀㊀㊀㊀基于SSO 多扰动输入机理分析的DFIG-GSC 功率振荡抑制策略研究孙东阳1,㊀钱梓杰1,㊀申文强1,㊀孟繁易1,㊀于德亮1,㊀吴晓刚2(1.哈尔滨理工大学电气与电子工程学院,黑龙江哈尔滨150080;2.河北工业大学电气工程学院,天津300000)摘㊀要:电网次同步振荡(SSO )已成为桎梏新能源发展的主要问题之一,针对SSO 下双馈感应发电机(DFIG )中网侧变流器(GSC )的功率振荡问题展开研究㊂首先,建立SSO 对GSC 的多扰动输入数学模型,探究不同扰动输入的性质以及其对GSC 系统的影响,明确了针对物理量扰动以及信号扰动分别采用补偿与滤除两种不同的抑制方法㊂其次,针对锁相环(PLL )输出误差经过坐标变换产生耦合振荡的问题,建立PLL 输出误差角度的频域数学模型,并通过设计一种改进PLL 消除其输出误差对GSC 的信号扰动影响㊂同时,设计一种准谐振控制器的自适应算法,并提出基于自适应准谐振控制器的DFIG-GSC 功率振荡抑制策略,消除SSO 对GSC 的物理扰动影响;最后,通过搭建具有SSO 模拟环境的DFIG 实验平台,验证本文所提控制策略的有效性㊂关键词:双馈感应发电机;网侧变流器;锁相环;次同步振荡;振荡频率变化;自适应准谐振控制器DOI :10.15938/j.emc.2024.02.010中图分类号:TM346文献标志码:A文章编号:1007-449X(2024)02-0099-11㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀收稿日期:2023-03-31基金项目:国家自然科学基金(52277214)作者简介:孙东阳(1988 ),男,博士,副教授,研究方向为风储制氢㊁风力发电稳定性㊁大功率储能及变流器技术;钱梓杰(1999 ),男,硕士研究生,研究方向为风力发电稳定性;申文强(1997 ),男,硕士研究生,研究方向为风力发电稳定性;孟繁易(1997 ),男,博士研究生,研究方向为变流器技术及风力发电稳定性;于德亮(1983 ),男,博士,教授,研究方向为智慧能源㊁电力电子新能源变换㊁新能源电动汽车驱动系统及其控制;吴晓刚(1982 ),男,博士,教授,博士生导师,研究方向为储能/动力电池电热管理㊁车网互动智慧能源系统㊁氢能及燃料电池系统控制㊂通信作者:钱梓杰DFIG-GSC power oscillation suppression strategy based on SSOmulti-disturbance input mechanism analysisSUN Dongyang 1,㊀QIAN Zijie 1,㊀SHEN Wenqiang 1,㊀MENG Fanyi 1,㊀YU Deliang 1,㊀WU Xiaogang 2(1.School of Electrical and Electronic Engineering,Harbin University of Science and Technology,Harbin 150080,China;2.School of Electrical Engineering,Hebei University of Technology,Tianjin 300000,China)Abstract :Sub-synchronous oscillation (SSO)of power grid has become one of the main problems restric-ting the development of new energy.The power oscillation of grid-side converter (GSC)in doubly-fed in-duction generator (DFIG)under SSO was studied,and an oscillation suppression strategy based on adap-tive quasi-resonant controller was proposed.Firstly,the multi-disturbance input mathematical model of SSO to GSC was established,and the properties of different disturbance inputs and their effects on GSCsystem were explored.And two different suppression methods for physical disturbance and signal disturb-ance were defined,namely compensation and filtering.Secondly,aiming at the problem of coupling os-cillation caused by the output error of phase-locked loop (PLL)through coordinate transformation,thefrequency domain mathematical model of PLL output error Angle was established,and an improved PLL was designed to eliminate the influence of output error on the signal disturbance of GSC.At the same time,an adaptive algorithm of quasi-resonant controller was designed,and a DFIG-GSC power oscillation suppression strategy based on adaptive quasi-resonant controller was proposed to eliminate the physical disturbance effect of SSO on GSC.Then,according to the above theoretical analysis and research,reso-nant controller was used to eliminate the estimation error of PLL.Finally,effectiveness of the proposed suppression strategy is verified by simulation and experimental results.Keywords:doubly-fed induction generator;grid side converter;phase locked loop;sub-synchronous os-cillation;oscillation frequency change;adaptive quasi-resonant controller0㊀引㊀言近年来,随着 双碳 目标的确定,以风电为代表的新能源系统得到快速发展[1-2]㊂双馈感应发电机(doubly-fed induction generator,DFIG)为主体的风电机组具有造价低㊁变频恒速控制等优点[3]㊂然而,由于我国风电资源与负荷中心呈逆向分布特征,风电资源的大规模消纳与利用需要远距离输电[4]㊂远距离电能传输过程中大量直流换流器㊁串联补偿电容器㊁静止无功补偿器接入电网,致使电网发生次同步振荡(sub-synchronous oscillation,SSO)问题[5-9],并造成脱网事故㊂目前,国内已发生多起次同步振荡事故㊂2011年以来,河北沽源地区风电场发生数起振荡频率为3~10Hz的SSO事故[10]㊂2014年新疆哈密地区发生SSO事故,致使300km 外火电机组扭振保护动作切机[11-12],严重影响电网的安全运行与风电机组的并网控制㊂根据事故分析表明,SSO产生机理复杂㊁暂态模型模糊㊁种类繁多㊁振荡频率多变且呈现广域传播特征[13]㊂文献[14]对SSO的产生机理进行分类,并介绍现有SSO的主要分析方法㊂研究表明,无论何种原因产生的SSO输入风电机组后,其故障形式都是电压振荡引发机组输出功率振荡㊂当电网发生SSO时,DFIG机组的定子侧与网侧变流器(grid side converter,GSC)都会向电网传递振荡功率㊂现有抑制策略主要围绕转子侧变流器(rotor side converter, RSC),但在超同步速下GSC向电网输送的振荡功率会随电网SSO程度扩大而增加,所以设计有效的GSC系统功率振荡抑制策略对DFIG机组与电网的稳定运行有重要意义㊂文献[15]通过分数阶滑模控制器的快速收敛特性提高系统的鲁棒性以实现对DFIG机组SSO的抑制㊂文献[16]提出在GSC控制系统中增添附加阻尼控制器的振荡抑制策略,通过仿真分析得到在电流内环添加阻尼控制器可以达到最佳振荡抑制效果㊂文献[17]通过简化锁相环(phase-locked loop,PLL)以及考虑系统短路比以实现优化锁相环参数,但其对风机实际工况依赖程度较高,且当SSO发生频率偏移等多工况问题时,其抑制策略不能提供有效的控制效果㊂综上所述,现有的关于抑制SSO的研究较少考虑振荡频率变化等多工况问题㊂然而,已有事故表明,由于电网的结构和运行状态的多变性, SSO的频率和模态极有可能呈现迁移性特点[18-19]㊂针对当前研究的局限性,本文首先分析SSO对GSC系统的多扰动输入机理,其可分为两部分,一部分为SSO电压对PLL估计值的信号扰动,一部分为SSO对GSC控制系统的实际物理量扰动㊂其次,分析SSO下PLL输出误差经坐标变换产生耦合振荡的作用过程,并设计一种改进PLL以消除此类信号扰动,同时设计一种自适应准谐振控制器以弥补准谐振控制器带宽有限无法应对SSO频率变化的不足,并提出基于自适应准谐振控制器的功率振荡抑制策略,消除实际物理量扰动对GSC的影响㊂最后,通过实验验证所提出的振荡抑制策略的有效性㊂1㊀电网SSO对GSC多因素扰动机理分析1.1㊀不计及PLL相位误差影响下电网SSO对GSC的影响分析㊀㊀当电网发生频率为ωsso的SSO时,GSC进线侧电网电压在d-q坐标系下可表示为:u gd=u gd0+u gdsso=U g+U sso cos[(ω1-ωsso)t+ϕu sso];u gq=u gq0+u gqsub=0+U sso sin[(ω1-ωsso)t+ϕu sso]㊂üþýïïïïï(1)001电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第28卷㊀式中:U g 为电网基波电压矢量的幅值;U sso 为SSO 电压的幅值;ω1为电网基波电压的电角速度;ϕu sso 为SSO 电压在d -q 坐标系下的初相角㊂同理,网侧电流在d -q 坐标系下可表示为:i gd =i gd0+i gdsso =I g +I sso cos[(ω1-ωsso )t +ϕi sso ];i gq=i gq0+i gqsso =0+I sso sin[(ω1-ωsso )t +ϕi sso ]㊂üþýïïïïï(2)式中:I g 为电网基波电流矢量的幅值;I sso 为SSO 电流的幅值;ϕi sso 为SSO 电流在d -q 坐标系下的初相角㊂此时,GSC 系统的功率可表示为:P g =-32Re[u gdq i -gdq ];Q g =-32Im[u gdq i -gdq ]㊂üþýïïïï(3)式中:P g ㊁Q g 分别为GSC 有功与无功功率;u gdq 为d -q 坐标系下网侧电压;i -gdq 为d -q 坐标系下网侧电流的共轭㊂将式(1)㊁式(2)代入式(3)中,可得GSC 的有功㊁无功功率为:P g =-32(u gd i gd +u gq i gq )=-32[(u gd0+u gdsso )(i gd0+i gdsso )+u gqsso i gqsso ]=-32(U g I g +U sso I sso cos(ϕu sso -ϕi sso )+U sso I g cos[(ω1-ωsso )t +ϕu sso ]+U g I sso cos[(ω1-ωsso )t +ϕi sso ]);(4)Q g =-32(u gq i gd-u gd i gq )=-32[u gqsso (i gd0+i gdsso)-(u gd0+u gdsso )i gqsso ]=-32(U sso I sso sin(ϕu sso -ϕi sso )+U sso I g sin[(ω1-ωsso )t +ϕu sso ]-U g I sso sin[(ω1-ωsso )t +ϕi sso ])㊂(5)式(4)与式(5)为电网发生SSO 下不计及PLL 输出误差影响的GSC 系统输出功率表达式,其包含频率为ω1~ωsso 的振荡分量㊂由式(4)和式(5)可知,振荡功率由SSO 电压与SSO 电流的幅值㊁频率㊁相位三类要素共同决定㊂SSO 电流作为实际物理量扰动,一方面使GSC 系统输出功率发生振荡,另一方面输入GSC 控制器后会进一步引发控制策略失调,影响GSC 的稳定运行㊂1.2㊀电网SSO 对GSC 多扰动输入分析电网SSO 状态下GSC 系统的多因素扰动示意图如图1所示㊂图中:C 为稳压电容;V dc 为直流母线电压;u ga0㊁u gb0㊁u gc0与i ga0㊁i gb0㊁i gc0分别表示电网三相电压与电流;u gasso ㊁u gbsso ㊁u gcsso 与i gasso ㊁i gbsso ㊁i gcsso 分别表示电网次同步电压与次同步电流分量;R 与L 分别表示滤波电阻值与电感值;θ1为电网基波电压的相位;Δθ为SSO 状态下PLL 输出的误差角度㊂图1㊀电网SSO 状态下GSC 系统多扰动输入示意图Fig.1㊀Multipath disturbance diagram of GSC system in SSO state of power grid㊀㊀图1中,电网SSO 对GSC 系统产生了多扰动输入,其中包含PLL 产生的误差信号㊁实际变流器中101第2期孙东阳等:基于SSO 多扰动输入机理分析的DFIG-GSC 功率振荡抑制策略研究的电流扰动㊂具体分析如下:信号扰动为电网SSO 状态下PLL 输出误差,其表达式及影响在下文2.1节研究㊂具有误差的相位信号会对GSC 控制系统中的坐标变换过程产生影响㊂物理量扰动为实际变流器中的振荡电流,其具体表达式与对GSC 系统的影响在1.1节已讨论㊂网侧振荡电流会导致网侧电流在d -q 坐标系下包含振荡分量,引发GSC 系统输出功率振荡与控制策略失调㊂由于上述2种扰动量不同的性质,故应采用不同的策略对其进行抑制㊂对于信号扰动采用滤除的方法以避免此类扰动信号流入GSC 的控制系统,对于物理量扰动则采用在控制策略中添加补偿量来消除实际振荡物理量对GSC 系统的扰动㊂本文后续对两类抑制策略展开具体研究,以提高SSO 下GSC 系统输出功率的稳定性㊂2㊀电网SSO 影响下PLL 估计误差的抑制方法研究2.1㊀计及PLL 输出误差的电网SSO 对GSC 的影响分析㊀㊀当电网发生SSO 时,A 相电压的频域表达式为:V a =V 1,f =ʃf 1;V sso ,f =ʃf sso ㊂{(6)式中:V 1=V 2e ʃj ϕ1;f =ʃf 1;V sso =V sso 2e ʃj ϕsso ;f =ʃf sso ㊂同理可以得到B 相和C 相电压的频域表达式㊂由于SSO 电压对锁相环的扰动会导致其输出角度产生偏差,故锁相环输出角度θPLL 为θPLL =θ1+Δθ㊂(7)式中:θ1为电网基波电压的角度;Δθ为锁相环输出角度的偏差量㊂采用θPLL 的Park 变换矩阵为C 3s /2r =cos θPLLcos(θPLL -2π3)cos(θPLL +2π3)-sin θPLL -sin(θPLL -2π3)-sin(θPLL +2π3)éëêêêêùûúúúú㊂(8)将式(7)代入式(8)可得C 3s /2r =cos(Δθ)sin(Δθ)-sin(Δθ)cos(Δθ)[]cos θ1cos(θ1-2π3)cos(θ1+2π3)-sin θ1-sin(θ1-2π3)-sin(θ1+2π3)éëêêêêùûúúúú㊂(9)采用锁相环谐波线性化后,cos (Δθ)ʈ1,sin (Δθ)ʈ1,式(9)可化简为C 3s /2r =1Δθ-Δθ1[]C (θ1)㊂(10)式中㊀C (θ1)=cos θ1cos(θ1-2π3)cos(θ1+2π3)-sin θ1-sin(θ1-2π3)-sin(θ1+2π3)éëêêêêùûúúúú㊂式(10)反映了由于SSO 对锁相环的扰动,使得θ1与Δθ耦合,Park 变换的结果受到θ1与Δθ的共同影响㊂将电网电压与C (θ1)相乘后得到忽略锁相环误差角度的d -q 坐标系下电网电压表达式为:㊀㊀V d =V 1,f =0;V sso ,f =ʃ(f sso -f 1)㊂{(11)㊀㊀V q =0,f =0;ʃj Vsso,f =ʃ(f sso -f 1)㊂{(12)在计及锁相环误差角度Δθ后,d -q 坐标系下的电网电压可以表示为:V d2V q2éëêêùûúú=1Δθ-Δθ1[]V d V q éëêêùûúú;(13)V d2=V d +ΔθV q =V 1,f =0;V sso ∓Δθj V sso ,f =ʃ(f sso -f 1)㊂{(14)V q2=ΔθV d +V q =-ΔθV 1,f =0;-ΔθV sso ∓j V sso ,f =ʃ(f sso -f 1)㊂{(15)此时,V d2与V q2为理想电网电压与SSO 电压在θ1与Δθ共同作用下的Park 变换结果㊂由于Δθ为SSO 电压作用于锁相环而产生的相位偏差,故设Δθ=G (s )V sso ㊂(16)将式(16)代入式(15)中,可得201电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第28卷㊀V q2=(-G(s)V1∓j V sso),f=ʃ(f sso-f1)㊂(17)又由锁相环结构可得Δθ=H PLL(s)V q2㊂(18)式中H PLL(s)为锁相环传递函数,其表达式为H PLL(s)=(K pp+K pi/s)/s㊂联立式(16)~式(18)可得G(s)=∓j H PLL(s)1+H PLL(s)V1㊂(19)将式(19)代入式(16),可以得到Δθ的表达式为Δθ=∓j H PLL(s)1+H PLL(s)V1V sso㊂(20)式(14)㊁式(15)和式(20)反映了由于SSO的扰动使得PLL输出存在角度误差,进而影响Park变换的结果㊂式(14)㊁式(15)中与Δθ耦合的振荡量一方面增加了系统振荡模态的复杂性,另一方面输入GSC控制系统后会加剧系统的振荡程度,扩大系统输出功率的发散趋势㊂所以有必要设计消除PLL 输出误差角度的振荡抑制策略㊂2.2㊀SSO状态下改进PLL的可行性研究由2.1节分析可知,SSO下PLL输出存在误差角度,进而对控制系统产生扰动作用㊂针对此类信号扰动,本文在PLL中添加滤除环节,以避免误差信号流入控制系统㊂在针对交流分量进行控制时,常采用的是PIR 控制器㊂因此本文考虑应用谐振控制器来抑制输入到PLL的振荡电压㊂谐振控制器的传递函数[20]为G1(s)=K R s s2+ω20㊂(21)式中:K R为谐振控制增益系数;ω0为谐振频率㊂谐振控制器具有选频功能,其在谐振频率处有极高的幅值增益,且幅值增益与系数K R呈正比㊂因此,可以通过在PLL结构中添加谐振控制器,以实现提取输入PLL的电网基波电压,从而间接实现滤除PLL输出误差角度Δθ㊂改进的PLL拓扑结构如图2所示㊂考虑到谐振控制器的工作特性,因此在PLL的Clark变换输出端串联一个谐振频率为50Hz的谐振控制器㊂在电网发生SSO时,通过谐振控制器的选频作用,只有工频信号进入PLL,进而改善电网SSO状态下PLL的工作性能㊂图2㊀串联谐振控制器的改进锁相环结构图Fig.2㊀Improved PLL structure diagram of series reso-nant controller图3为改进PLL与传统PLL在SSO下的性能对比仿真实验㊂仿真设定电网电压为690V,频率为50Hz,在1.2s时加入幅值为基波电压的20%㊁频率为10Hz的SSO电压㊂图3㊀改进锁相环仿真结果Fig.3㊀Simulation results of improved PLL301第2期孙东阳等:基于SSO多扰动输入机理分析的DFIG-GSC功率振荡抑制策略研究观察图3(a)㊁图3(b)可知,相较于传统PLL,改进PLL的d-q轴电压波动更小,可以为GSC控制系统提供更加准确的参考值,提高GSC系统的稳定性㊂观察图3(c)㊁图3(d)可知,在1.2s系统发生SSO后,改进PLL输出电压角速度稳定在314rad/s,输出角度无误差,可以锁定电网基波电压的角度,从而验证了改进PLL对输出误差角度Δθ滤除的有效性㊂3㊀基于自适应准谐振控制器DFIG-GSC功率振荡抑制策略研究3.1㊀基于自适应准谐振控制器的次同步振荡抑制器设计㊀㊀通过1.1节分析可知,在电网存在频率为ωsso 的SSO电压时,GSC系统会产生作为实际物理量扰动的振荡电流以及GSC系统输出功率将产生频率为ω1~ωsso的振荡分量,危害DFIG并网系统的稳定性㊂文献[21]采用具备带宽冗余的准谐振控制器在RSC控制策略的桥臂电压处来补偿控制策略中的扰动,进而抑制DFIG定子电流中的次同步分量㊂因此本文同样考虑采用准谐振控制器来补偿GSC控制策略中的次同步扰动分量,进而抑制GSC 系统的功率振荡㊂准谐振控制器传递函数[22-23]为G2(s)=2K Rωc ss2+2ωc s+ω20㊂(22)式中ωc表示截止频率㊂根据式(22)设计的准谐振控制器会将直流分量滤除,只对特定频率的交流信号进行控制㊂但是当输入信号频率偏离谐振频率ω0较大时,准谐振控制器难以提供足够的控制增益,并不能够对交流信号起到有效的控制㊂考虑SSO分量并非固定频率的情况,需要准谐振控制器具备频率追踪的功能㊂因此还需要对式(22)进行进一步分析㊂将式(22)进行简化变换可得G3(s)=Hss2+HKs+MH㊂(23)式中:H=2K Rωc;K=1K R;M=ω202K Rωc㊂由式(23)可知,谐振频率与参数M的值直接相关,因此需要设计自适应算法实现对参数M实时调节,进而实现谐振频率的自适应㊂根据式(23)设计的自适应准谐振控制器如图4所示㊂图4㊀自适应准谐振控制器控制框图Fig.4㊀Adaptive quasi resonant controller control block diagram图4中,设定自适应准谐振控制器输入信号为u in=A sin(ω0t),当准谐振控制器的谐振频率与输入信号频率保持一致为ω0时,准谐振控制器输出u out=(A/K)sin(ω0t),此时可以实现输入u in与输出u out同频同相㊂当输入信号u in频率发生变化,其可表示为A sin((ω0+δ)t)㊂u in与u out在以u out过零点为中心的小范围内可近似表现为线性关系㊂此时, u in与u out的偏差量作为参数M的校正方向与校正程度的计算对象输入自适应环节㊂频率自适应环节将准谐振控制器的谐振频率修正为ω0+δ,以实现频率自适应选择的功能㊂根据图4搭建自适应准谐振控制器的仿真,同时设定K=1,H=100㊂自适应准谐振控制器控制效果如图5所示㊂图5(a)~图5(c)中,在0.3s处输入信号的幅值㊁频率㊁相位发生突变,自适应准谐振控制器能够立即完成对输出信号幅值㊁频率以及相位的自适应变化㊂图5(d)中,在0.3s处输入信号加入直流分量,其波形发生偏移㊂自适应准谐振控制器输出波形依然能够准确跟踪输入信号中的交流分量㊂图5表明在输入信号幅值㊁频率㊁相位改变以及含有直流分量的情况下,自适应准谐振控制器控制效果较好㊂3.2㊀电网SSO下GSC功率振荡抑制策略由1.1节分析可知,当电网发生SSO时,GSC 系统输出功率包含SSO分量㊂本文通过基于补偿思想的控制策略,消除GSC中物理量扰动的影响㊂采用自适应准谐振控制器的输出作为PI控制器输出的补偿量,以此达到抑制系统中振荡功率的目的㊂在实际控制中,可以将GSC控制器输出的桥臂电压指令值分解为两部分,以d轴为例,表达式为v∗d=v∗d0+v∗dsub㊂(24)式中:v∗d0为PI控制器的输出指令,其可控制GSC系401电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第28卷㊀统的直流母线电压,使GSC 与电网间形成有功功率P g 的交互;v ∗dsub 为自适应准谐振控制器的输出指令,其可补偿GSC 系统中产生的振荡功率;v ∗d 为桥臂电压的合成指令,通过该指令保证GSC 中的有功功率不含有振荡分量㊂综上所述,本文提出一种基于SSO 多扰动输入机理分析的DFIG-GSC 功率振荡抑制策略如图6所示㊂图5㊀自适应准谐振控制器输出特性图Fig.5㊀Output characteristic diagram of adaptive quasi-resonantcontroller图6㊀DFIG-GSC 功率振荡抑制策略Fig.6㊀DFIG-GSC power oscillation suppression strategy㊀㊀图6中含有谐振控制器的改进型PLL 能够为GSC 控制器提供准确的电网基波电压幅值㊁相位和角速度,避免信号扰动对GSC 控制系统产生影响㊂利用PI 与自适应准谐振控制器的协同作用进行抑制SSO,其控制过程如下:在电网稳态运行时,系统中无SSO 分量,由图5(d)可知,自适应准谐振控制器对直流量无控制作用,故自适应准谐振控制器的输出为0,即v ∗d=501第2期孙东阳等:基于SSO 多扰动输入机理分析的DFIG-GSC 功率振荡抑制策略研究v ∗d0㊂此时,GSC 系统仅依靠PI 控制器便可以实现V dc 与功率因数的控制㊂当电网发生SSO 时,为了消除物理量扰动对GSC 的影响,避免GSC 向电网输送振荡功率,采用自适应准谐振控制器对其进行补偿控制㊂将振荡功率P gsub 与Q gsub 输入自适应准谐振控制器,并通过自适应算法实时追踪输入次同步分量的频率,产生与输入信号同频㊁同相的补偿量,该量作为补偿P g 与Q g 中次同步分量的控制指令值,确保GSC 在电网SSO 下输出功率稳定㊂4㊀实验验证为了验证所提抑制策略的实际效果,以15kW 双馈风电系统模型平台为研究基础,对所提策略进行实验验证,DFIG 并网系统的实验平台如图7所示㊂图中,DFIG 实验平台由模拟风机-DFIG 系统㊁模拟电网㊁GSC 控制系统㊁RSC 控制系统㊁SSO 模拟系统㊁可变电阻负载及相关采样电路构成㊂图7㊀DFIG 系统实验平台Fig.7㊀DFIG system experimental platform实验过程中,设定DFIG 定子输出功率为5kW,SSO 电压的幅值为模拟电网电压的20%,频率分别为10与30Hz㊂由于实验用DFIG 电机为3对极,实验时转子转速设定为超同步速1200r /min,准谐振控制器的谐振频率为40Hz (电网SSO 频率为10Hz 时的谐振频率)㊂通过采样电路获取振荡产生时转子转速㊁电网电压波形㊁模拟振荡电压波形以及振荡抑制前后的GSC 功率波形㊂波形如图8~图11所示㊂1)不计及PLL 误差抑制下准谐振抑制与自适应准谐振抑制效果对比实验,如图8和图9所示㊂图8㊀SSO 频率为10Hz 时振荡抑制对比波形Fig.8㊀Oscillation suppression suppressed contrast waveforms at SSO frequency of 10Hz601电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第28卷㊀图9㊀SSO频率突变时振荡抑制对比波形Fig.9㊀Oscillation suppression contrast waveform when SSO frequency mutation2)计及PLL误差抑制下准谐振抑制与自适应准谐振抑制效果对比实验,如图10和图11所示㊂通过图8~图11可知,在电网出现SSO时,流经GSC的功率均产生振荡分量㊂由实验1)与实验2)对比可知,计及PLL误差抑制后,PLL输出的d 轴电压U d与角速度ω1的振荡程度明显削弱,且由于误差角度与振荡量的耦合影响从控制系统中滤除,系统输出功率振荡抑制效果明显提高㊂图10㊀SSO频率为10Hz时振荡抑制对比波形Fig.10㊀Oscillation suppression suppressed contrast waveforms at SSO frequency of10Hz由图8与图10可知,当SSO频率为10Hz时, GSC系统功率振荡频率为40Hz,在振荡产生后分别加入准谐振与自适应准谐振抑制环节,P g与Q g中的次同步分量得到了明显抑制㊂701第2期孙东阳等:基于SSO多扰动输入机理分析的DFIG-GSC功率振荡抑制策略研究图11㊀SSO频率突变时振荡抑制对比波形Fig.11㊀Oscillation suppression contrast waveform with SSO frequency mutation在图9(c)与图11(c)中,T2时刻电网SSO频率突变为30Hz时,此时GSC系统功率振荡频率为20Hz㊂由于准谐振控制器带宽有限,故无法实现有效抑制㊂通过图9(d)与图11(d)可以看出,采用自适应准谐振控制器后,由于其谐振频率可以自适应变化,即谐振频率跟随SSO频率变化,因此电网SSO 频率的变化并不会影响自适应准谐振控制器的性能㊂在电网SSO频率为10与30Hz时,采用自适应准谐振控制器可以实现对GSC输出功率中振荡分量的抑制,证实了所提抑制策略的有效性㊂5㊀结㊀论针对SSO引发DFIG-GSC系统输出功率振荡问题,同时计及PLL输出角度存在偏差以及SSO频率突变对振荡抑制策略的影响,本文提出基于自适应准谐振控制器的DFIG-GSC功率振荡抑制策略㊂通过实验得到以下结论:1)通过串联谐振控制器的改进PLL能够有效滤除输入PLL的次同步交流量,从而实现滤除由于PLL干扰输入至GSC控制器中的信号扰动,保证PLL准确锁定电网基波电压,提高坐标变换的准确性,降低GSC中振荡模态的复杂性㊂2)本文提出的频率自适应准谐振控制器能够实现在变频率SSO下抑制GSC系统的振荡功率,并通过实验验证了基于自适应准谐振控制器的GSC 功率振荡抑制策略的有效性㊂参考文献:[1]㊀陈国平,李明节,许涛,等.关于新能源发展的技术瓶颈研究[J].中国电机工程学报,2017,37(1):20.CHEN Guoping,LI Mingjie,XU Tao,et al.Study on technical bottleneck of new energy development[J].Proceedings of the CSEE,2017,37(1):20.[2]㊀李明节,于钊,许涛,等.新能源并网系统引发的复杂振荡问题及其对策研究[J].电网技术,2017,41(4):1035.LI Mingjie,YU Zhao,XU Tao,et al.Study of complex oscillation caused by renewable energy integration and its solution[J].Power System 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含直驱风机系统次同步振荡的特性与抑制
区域治理PRACTICE含直驱风机系统次同步振荡的特性与抑制中国矿业大学 苏钰淇摘要：近年来，国内许多地区的直驱风机风电场在相邻电网没有加串补的状态下，出现了持续的次同步频率范围以内的振荡。
为深入研究该问题，本文对直驱风机风电场接入交流电网的等值系统模型进行了搭建，通过电磁暂态仿真、阻抗模型和小信号分析，来研究次同步振荡发生的机理，分析接入交流电网强弱、风机出力、并网风机台数、风机控制参数及无功补偿装置对振荡特性的影响。
关键词：直驱风机；弱交流系统；次同步振荡；特征值；小信号分析中图分类号：TS737+.1 文献标识码：A 文章编号：2096-4595（2020）31-0220-0001一、背景在发电过程中，次同步振荡现象一直都是我国电力系统稳定与安全运行的隐患，而风电场与整个系统之间的互相影响也越来越密切，所以，风电场大规模并网势必会给系统次同步振荡特性带来一些影响。
次同步振荡诱发发电机组轴系扭振和电网不稳定的同时，也可能使并网后的风电场变得不稳定。
因此在考虑囊括多风电机组的系统时，必须在风电场入网后对系统次同步振荡特性进行全面分析，找出导致其发生的因素，从而提出合适的抑制措施。
由直驱风电机组控制器和弱交流系统间的互相作用导致的次同步振荡归为SSCI一类，其振荡频率与弱交流系统阻抗、风电机组控制器以及系统运行方式等多种因素相关。
目前针对直驱风机经弱交流系统并网的SSCI问题的分析较少，需要展开进一步的研究。
二、国内外发展现状早在20世纪30年代，在实际运行发电过程中，汽轮机组就发生了轴系故障。
经研究，科研组发现，当系统中存在电容性负载或经串联电容补偿的线路时，该系统中大概率会产生“自励磁”。
然而，因为当时此振荡带来的影响并不大，未得到学术界的高度关注。
20世纪70年代，美国某电厂发生了因线路串补电容作用而引发的大型汽轮机转子大轴破损的事故，各界人士立即投入到次同步谐振的研究当中[3]。
在1973年，由IEEE牵头，成立了大型的次同步振荡现象研讨工作组，投入大量人力物力，多次召开学术会议，使得次同步振荡问题逐渐走进人类的视野。
基于测试信号法的HVDC附加次同步阻尼控制器设计
基于测试信号法的HVDC附加次同步阻尼控制器设计王杉;张超;王立德;王渝红;李兴源【期刊名称】《大电机技术》【年(卷),期】2016(000)001【摘要】针对汽轮发电机组的次同步振荡(SSO)问题,从系统电气阻尼角度阐述了附加次同步阻尼控制器(SSDC)抑制次同步振荡的机理,进而提出一种基于测试信号法相位补偿原理的SSDC设计方法.对SSDC的结构、输入信号的选取、相位补偿等方面进行了论述和设计.在PSCAD/EMTDC中构建SSO的测试系统,基于测试信号法计算,该系统电气阻尼系数为负,表明测试系统会引发SSO.采用所设计的SSDC 控制后,电气阻尼系数均为正.时域仿真也验证了所设计的SSDC能够有效抑制直流控制引起的SSO.【总页数】4页(P6-9)【作者】王杉;张超;王立德;王渝红;李兴源【作者单位】四川大学电气信息学院,成都610065;湖南省电力公司检修公司,长沙410004;湖南省电力公司检修公司,长沙410004;四川大学电气信息学院,成都610065;四川大学电气信息学院,成都610065【正文语种】中文【中图分类】TM714【相关文献】1.基于柔性直流阻尼控制器与附加励磁阻尼控制器协同抑制次同步振荡研究 [J], 王中阳;李润秋;朱岸明;罗迪2.基于H∞回路成形法的VSC-HVDC附加鲁棒阻尼控制器设计 [J], 李志晗;张英敏;李兴源3.基于Prony辨识的VSC-HVDC附加次同步阻尼控制器研究 [J], 郭抒颖;韩民晓;黄永宁;张汉花;李旭涛4.基于普罗尼辨识的VSC-HVDC附加阻尼控制器设计 [J], 郑超;周孝信5.基于遗传算法的HVDC附加次同步阻尼控制器的设计 [J], 江全元;程时杰;曹一家因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。
考虑SVG的光伏电站次同步振荡问题
第 47 卷第 8 期：2720-2729 2021年8月31日高电压技术High Voltage EngineeringVol.47, No.8: 2720-2729 August 31, 2021DOI: 10.13336/j. 1003-6520.hve.20200636
考虑SVG的光伏电站次同步振荡问题
于永军、张艺2,黄碧月2,韩应生2,孙海顺2
(1.国网新疆电力公司电力科学研究院，乌鲁木齐830011;2.华中科技大学强电磁工程与新技术国家重点实验室，武汉430074)
摘要：新能源发电并M系统的振荡问题是电网关注的重要研宂课题，揭示振荡发生的机理并明确影响振荡的关 键因素是首要研究任务。为此，建立了含静止无功发生器(static var generator, SVG)的光伏并网系统的小信号状态 空间模型，通过特征值分析研究了光伏并网系统的主导振荡模式及与其强相关的动态环节，分析了交流侧系统对 光伏并网系统振荡特性的影响；采用频率扫描法从电路谐振角度对光伏并网系统次同步振荡(subsynchronous os- Cmati〇n，SSO>现象进行丫解释，并通过时域仿真验证了特征模式分析结果的正确性。研究结果表明：含SVG的光
伏并网系统存在一个主导SSO模式，光伏电站并网变流器的控制参数对该模式的稳定性具有重要影响；此外，SVG 与光伏发电系统之间也存在相互控制作用，需要合理设计二者的控制参数，以提高系统整体的稳定性。研宄内容 可为光伏并网系统的运行和控制设计提供指导。关键词：光伏并网系统；弱交流系统；次同步振荡；静止无功发生器：特征值分析：小信号稳定性
Research on Subsynchronous Oscillation of Photovoltaic Power Station Equipped with SVGYU Yongjun1, ZHANG Yi2, HUANG Biyue2, HAN Yingsheng2, SUN Haishun2