双馈型风电机组低电压穿越技术要点及展望
双馈型风力发电系统低电压穿越技术综述
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第４ ５巷 第 ８ 期
２ １年 ８ 月 ０１
电力 电子 技 术
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Ｖ０ ．５．Ｎｏ８ １ ４ ．
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双 馈 型风 力发 电系统低 电压 穿越 技术综 述
杨 耕 ，郑 重
（ 华大 学 ， 清 自动 化 系 ，北 京 １０ ８ ） ０ ０ ４
了 电 网 电 压 骤 降 故 障 下 Ｄ Ｉ 的 瞬 态 特 性 及 其 Ｌ Ｒ 技 术 的 难 点 ； 系 统 总 结 和 评 价 国 内 外 现 有 Ｄ Ｉ 系 统 的 ＦＧ ＶＴ 在 ＦＧ ＬＲ Ｖ Ｔ技 术 的 同 时 ． 后 对 Ｌ Ｒ 最 Ｖ Ｔ技 术 未 来 的 发 展 方 向 进 行 了 展 望 。
双馈式风力发电机低电压穿越技术分析
双馈式风力发电机低电压穿越技术分析发布时间：2021-05-28T01:03:01.378Z 来源：《中国电业》（发电）》2021年第4期作者：严明1 王兴国2 贾鹏飞2 [导读] 风力发电是在我国新能源战略下开发与应用的新型发电模式，成为全球发展速度最快的清洁能源，也促使双馈式发电机成为应用最广的，集变速运行与變流器容量小优点为—体的风力发电设备。
1.中广核新能源投资（深圳）有限公司内蒙古分公司内蒙呼和浩特 0100001；2.中节能（内蒙古）风力发电有限公司内蒙古乌兰察布 0120002摘要：风力发电是在我国新能源战略下开发与应用的新型发电模式，成为全球发展速度最快的清洁能源，也促使双馈式发电机成为应用最广的，集变速运行与變流器容量小优点为—体的风力发电设备。
过去应用的保护设备要求与电网解列，失去电网的支撑作用，容易出现严重的连锁反应，基于此，当电网、电压跌落时风电场需维持一定时间，确保电网连接不发生解列，这一要求即为低电压穿越（LvRT）双馈式分离发电机因结构特征，存在诸多难点，比如，控制策略需满足不同机组、不同参数适应性，故障期间转子侧冲击电流与直流母线过电压均要在可承受范围内等。
本文将对双馈感应发电机模型进行分析，提出技术应用策略。
关键词：双馈感应发电机；风力发电；低电压穿越技术目前，变速恒频式风力发电机，尤其是双馈式风力发电机在应对电网故障能力方面存在较大缺陷。
电网发生故障容易导致风力发电机端电压跌落，造成发电机定子电流增加。
由于转子与定子之间的强耦合，快速增加的定子电流会导致转子电流急剧上升。
另外，由于风力机调节速度较慢，故障前期风力机吸收的风能不会明显减少，而发电机组由于机端电压降低.不能正常向电网输送电能，即有一部分能量无法输人电网，这些能量由系统内部消化，将导致电容充电、直流电压快速升高、电机转子加速、电磁转矩突变等一系列问题。
上述问题容易导致系统元器件的损坏。
针对此问题，目前国外许多电网运营商对风电场提出了强制性要求；电网电压跌落时，风电场须维持一定时间与电网连接而不解列，甚至要求风电场在此过程中能提供无功以支持电网电压的恢复。
双馈式风力发电系统低电压穿越技术分析
万方数据万方数据万方数据万方数据万方数据第３３卷第９期电网技术７７对于接入点短路容量大的强系统，低电压穿越能力较弱的风机同样能够实现穿越。
２）在风电场规划设计阶段，必须慎重选择并网点，并对风机提出实际的低电压穿越要求，定制具有相应低电压穿越能力的风机。
但这种方法仪是在现有技术基础上的折衷做法，并不能说明风力发电机低电压穿越能力不需要提高，相反，随着风电大量并网，系统中风电穿透功率迅猛加大，因此迫切需要提高双馈式风力发电机低电压穿越的能力。
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双馈风力发电机组低电压穿越技术的应用
双馈风力发电机组低电压穿越技术的应用风力发电是目前世界上最具有开发价值的可再生能源利用技术之一，近年来风力发电快速发展，大型风电场的并网运行已经成为风力发电发展的主流。
风电场的并网运行也给并网和风电机组的运行安全带来了新课题，风力发电的随机性和不稳定可能给电网安全平稳运行带来不利因素，反过来电网运行的波动也会给风电机组的安全带来危害。
例如当电网的运行电压过低时，并网运行的风电机组如果不及时动作就可能严重受损，同时也影响电力系统的运行稳定性。
风电机组低电压穿越（LVRT）能力是指当端电压降低到一定值的情况下，风电机组不脱离电网继续维持运行的能力，这种运行有时甚至还可以为系统提供一定无功支持以帮助电网系统恢复电压。
本文准备在分析低电压事件对双馈风电机组影响的基础上，提出一种基于软件控制的软穿越功能和基于硬件实现LVRT的控制方式，利用这种技术可以避免电网电压突降对风电机组的不利影响。
1 LVRT要求德国电网公司提出的LVRT要求如图1。
图1 E ON LVRT曲线该公司的标准明确指出了当端电压跌落到多少幅值时风力发电机组可以脱网以及与电网维持连接多长时间可以脱网的具体要求。
对于采用双馈感应发电机的风电机组系统，当电网发生故障电压跌落时，双馈电机定子的电流将会增大，并在转子侧感应出较大的电流。
如果电网电压跌落较少，那么通过增大电流调节器的带宽可以限制电流上升，但是若电压跌落的幅度较大，那么转子侧的过电流会损坏直接串接在转子回路上的变流器内部功率器件，即使此时封锁转子侧变流器脉冲，转子电流也会通过续流二极管，造成变流器直流回路（变流器直流电路）电压升高，网侧变流器如果不能快速将能量送至电网，过电压就会导致母线电容损坏。
也就是说，电网电压跌落对于双馈风电机组主要会产生两种结果。
第一种结果，由于双馈变速风电机组在转子侧装有转子短路保护装置，电网电压的跌落导致转子侧电流或变流器直流电路电压超过限值规定时间后，转子侧变流器被转子短路保护装置旁路，但是机组的电网侧变流器仍与电网相连。
双馈式风力发电机低电压穿越技术分析 柳旭
双馈式风力发电机低电压穿越技术分析柳旭摘要：近年来，随着我国经济的发展，我国各行各业对电能的需求量逐渐上升，为了满足工业和生活用电，我国开始利用风能发电。
目前，随着双馈式风力发电机应用逐渐增多，应用逐渐广泛，为了保障供电的稳定性，发电厂技术人员必须要研究低电压穿越技术来保障发电机的稳定性。
本文就双馈式风力发电机低电压穿越技术进行分析，在介绍低电压穿越技术的基础上，阐释了双馈式风力发电机运行中存在的问题，并介绍了低压穿越技术在双馈式风力发电机上的应用，以供参考。
关键词：双馈式风力发电；低电压穿越技术；实现方法近年来，风能作为清洁能源得到了广泛的重视，风能逐渐被应用在了众多的领域。
目前，利用风能发电成为了我国供电的主要方式，而双馈式风力发电机由于变速运行、变流器容量小等优点被广泛地应用。
但是，在长期的运行过程中，双馈式风力发电机在电网故障处理方面仍然有一些缺陷，例如忽略了定子磁链的暂态过程，导致定子磁链定向不准确，这会降低控制效果。
为此，为了避免故障的发生，在风力发电机运行过程中，其必须要借助低电压穿越技术，以保证供电稳定性和风力发电机的良好运行。
一、低电压穿越技术的介绍所谓低电压穿越技术就是指在风力机并网点电压跌落的时候，可以保障正常的并网，甚至可以在并网的过程中，为电网提高一定的无功功率以帮助电网恢复正常，从而帮助风力机“穿越”低电压时间的技术。
现阶段，主要使用的风力发电技术有定桨距调节风电技术、变桨距调节风电技术、主动失速调节技术和变速恒频风力发电技术。
目前，变速恒频风力发电技术能够追踪最大风能，且运行范围较广，其得到了广泛的应用。
该技术的使用需要借助交流励磁双馈发电机或永磁发电机。
双馈感应发电机最常用的数学模型是在d，q坐标系下的5阶模型，数学模型为μds=pΨds-ω1Ψqs-Rsidsμqs=pΨqs-ω1Ψds-Rsiqs（1）μdr=pΨdr-ω1Ψqr-Rridrμqr=pΨqr-ω1Ψdr-Rriqr（2）其中，μ、i、Ψ分别为电压、电流和磁链，L、R分别为电感和电阻，ω1为定子同步电角速度，下标d，q分别表示d，q轴分量。
双馈风力发电机组及其低电压穿越技术
∞０ ０ｓ ｏ ＝ ９±６ｒ （） １
目 风 力发电机主要有双馈发电机和永磁 前， 同步发电机两种。 双馈异步风力发 电机在结构上 和绕线异步 电机 类似 ， 因其定、 子都可 以馈 入 转 或馈 出能量 ， 双馈 的定义 由此而来 。 着风 电机 随
组单机容量 的不断增 加和风 电厂规模 的不断扩
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电压源型双馈风电机组低压穿越控制策略
第２７卷㊀第３期２０２３年３月㊀电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报Ｅｌｅｃｔｒｉｃ㊀Ｍａｃｈｉｎｅｓ㊀ａｎｄ㊀Ｃｏｎｔｒｏｌ㊀Ｖｏｌ ２７Ｎｏ ３Ｍａｒ.２０２３㊀㊀㊀㊀㊀㊀电压源型双馈风电机组低压穿越控制策略王鑫达１ꎬ㊀张澳１ꎬ㊀李少林２ꎬ㊀宋鹏３ꎬ㊀张扬帆３ꎬ㊀张学广１(１.哈尔滨工业大学电气工程及自动化学院ꎬ黑龙江哈尔滨１５０００１ꎻ２.中国电力科学研究院有限公司ꎬ北京１００１９２ꎻ３.国网冀北电力有限公司电力科学研究院ꎬ北京１０００４５)摘㊀要:在电网深度故障情况下ꎬ电压源型双馈风电机组控制环节中的惯量和阻尼作用不利于风电机组低压穿越ꎮ根据电流源型双馈风电机组的低压穿越策略提出了一种基于模式转换的电压源型双馈风电机组低压穿越控制方法ꎬ即在故障期间切换为电流源型控制方式ꎬ故障恢复后切换为电压源型控制方式ꎮ通过分析双馈风电机组电压源型和电流源型控制结构ꎬ提出基于状态变量预同步的柔性模式切换方法ꎬ实现了电压源和电流源运行模式的无冲击切换ꎮ根据风电机组低压穿越相关规定ꎬ制定暂态期间机组冲击电流抑制㊁有功恢复整定以及动态无功补偿方案ꎬ实现了电压源型双馈风电机组在电网深度故障情况下的低压穿越ꎮ通过仿真对上述方法的有效性进行了验证ꎮ关键词:电压源型控制ꎻ双馈风电机组ꎻ低压穿越ꎻ模式切换ꎻ电流源型控制ꎻ无功补偿ＤＯＩ:１０.１５９３８/ｊ.ｅｍｃ.２０２３.０３.００３中图分类号:ＴＭ６１４文献标志码:Ａ文章编号:１００７－４４９Ｘ(２０２３)０３－００２１－０９㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀收稿日期:２０２２－０９－０１基金项目:国家自然科学基金(５１９７７０４６)作者简介:王鑫达(１９９８ )ꎬ男ꎬ硕士ꎬ研究方向为风力发电系统并网稳定性控制ꎻ张㊀澳(１９９９ )ꎬ男ꎬ硕士ꎬ研究方向为风力发电系统并网稳定性控制ꎻ李少林(１９８４ )ꎬ男ꎬ硕士ꎬ高级工程师ꎬ研究方向为风电并网与试验检测技术ꎻ宋㊀鹏(１９８１ )ꎬ男ꎬ博士ꎬ高级工程师ꎬ研究方向为新能源并网技术及电力系统稳定性分析ꎻ张扬帆(１９８７ )ꎬ男ꎬ硕士ꎬ工程师ꎬ研究方向为新能源电站运行优化控制ꎻ张学广(１９８１ )ꎬ男ꎬ教授ꎬ博士生导师ꎬ研究方向为风力发电技术和大功率电力电子技术等ꎮ通信作者:张学广ＬｏｗｖｏｌｔａｇｅｒｉｄｅｔｈｒｏｕｇｈｃｏｎｔｒｏｌｓｔｒａｔｅｇｙｏｆＶＳＧｃｏｎｔｒｏｌｌｅｄｄｏｕｂｌｙｆｅｄｗｉｎｄｔｕｒｂｉｎｅＷＡＮＧＸｉｎ￣ｄａ１ꎬ㊀ＺＨＡＮＧＡｏ１ꎬ㊀ＬＩＳｈａｏ￣ｌｉｎ２ꎬ㊀ＳＯＮＧＰｅｎｇ３ꎬ㊀ＺＨＡＮＧＹａｎｇ￣ｆａｎ３ꎬ㊀ＺＨＡＮＧＸｕｅ￣ｇｕａｎｇ１(１.ＳｃｈｏｏｌｏｆＥｌｅｃｔｒｉｃａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇａｎｄＡｕｔｏｍａｔｉｏｎꎬＨａｒｂｉｎＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬＨａｒｂｉｎ１５０００１ꎬＣｈｉｎａꎻ２.ＣｈｉｎａＥｌｅｃｔｒｉｃＰｏｗｅｒＲｅｓｅａｒｃｈＩｎｓｔｉｔｕｔｅꎬＢｅｉｊｉｎｇ１００１９２ꎬＣｈｉｎａꎻ３.ＳｔａｔｅＧｒｉｄＪｉｂｅｉＥｌｅｃｔｒｉｃＣｏ.ꎬＬｔｄ.ＲｅｓｅａｒｃｈＩｎｓｔｉｔｕｔｉｏｎꎬＢｅｉｊｉｎｇ１０００４５ꎬＣｈｉｎａ)Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｔｈｅｉｎｅｒｔｉａａｎｄｄａｍｐｉｎｇｉｎｔｈｅｃｏｎｔｒｏｌｌｉｎｋｏｆｖｏｌｔａｇｅ￣ｓｏｕｒｃｅｄｏｕｂｌｙ￣ｆｅｄｗｉｎｄｔｕｒｂｉｎｅｓａｒｅｎｏｔｃｏｎｄｕｃｉｖｅｔｏｔｈｅｌｏｗ￣ｖｏｌｔａｇｅｒｉｄｅ￣ｔｈｒｏｕｇｈｏｆｗｉｎｄｔｕｒｂｉｎｅｓｉｎｔｈｅｃａｓｅｏｆｄｅｅｐｆａｕｌｔｉｎｔｈｅｐｏｗｅｒｇｒｉｄ.Ａｓｔｈｅｌｏｗ￣ｖｏｌｔａｇｅｒｉｄｅ￣ｔｈｒｏｕｇｈｓｔｒａｔｅｇｙｏｆｃｕｒｒｅｎｔ￣ｓｏｕｒｃｅｄｏｕｂｌｙ￣ｆｅｄｗｉｎｄｔｕｒｂｉｎｅｓｉｓｒｅｌａｔｉｖｅｌｙｍａｔｕｒｅꎬａｌｏｗ￣ｖｏｌｔａｇｅｒｉｄｅ￣ｔｈｒｏｕｇｈｃｏｎｔｒｏｌｍｅｔｈｏｄｏｆｖｏｌｔａｇｅ￣ｓｏｕｒｃｅｄｏｕｂｌｙ￣ｆｅｄｗｉｎｄｔｕｒｂｉｎｅｓｗａｓｐｒｏｐｏｓｅｄｂａｓｅｄｏｎｍｏｄｅｃｏｎｖｅｒｓｉｏｎ.Ｔｈａｔｉｓꎬｉｔｓｗｉｔｃｈｅｓｔｏｃｕｒｒｅｎｔｓｏｕｒｃｅｃｏｎｔｒｏｌｍｏｄｅｄｕｒｉｎｇｔｈｅｆａｕｌｔꎬａｎｄｓｗｉｔｃｈｅｓｔｏｖｏｌｔａｇｅｓｏｕｒｃｅｃｏｎｔｒｏｌｍｏｄｅａｆｔｅｒｔｈｅｆａｕｌｔｒｅｃｏｖｅｒｙ.Ｂｙａｎａｌｙｚｉｎｇｔｈｅｃｏｎｔｒｏｌｓｔｒｕｃｔｕｒｅｏｆｖｏｌｔａｇｅｓｏｕｒｃｅｔｙｐｅａｎｄｃｕｒｒｅｎｔｓｏｕｒｃｅｔｙｐｅｏｆｄｏｕｂｌｙ￣ｆｅｄｗｉｎｄｔｕｒｂｉｎｅｓꎬａｆｌｅｘｉｂｌｅｍｏｄｅｓｗｉｔｃｈｉｎｇｍｅｔｈｏｄｂａｓｅｄｏｎｐｒｅ￣ｓｙｎｃｈｒｏｎｉｚａｔｉｏｎｏｆｓｔａｔｅｖａｒｉａｂｌｅｓｗａｓｐｒｏｐｏｓｅｄꎬｗｈｉｃｈｒｅａｌｉｚｅｓｔｈｅｉｍｐａｃｔ￣ｆｒｅｅｓｗｉｔｃｈｉｎｇｏｆｖｏｌｔａｇｅｓｏｕｒｃｅａｎｄｃｕｒｒｅｎｔｓｏｕｒｃｅｏｐｅｒａｔｉｏｎｍｏｄｅｓ.Ａｃｃｏｒｄｉｎｇｔｏｔｈｅｒｅｌｅｖａｎｔｒｅｇｕｌａｔｉｏｎｓｏｆｌｏｗ￣ｖｏｌｔａｇｅｒｉｄｅ￣ｔｈｒｏｕｇｈｏｆｗｉｎｄｔｕｒｂｉｎｅｓꎬｔｈｅｓｃｈｅｍｅｓｏｆｉｍｐｕｌｓｅｃｕｒｒｅｎｔｓｕｐｐｒｅｓｓｉｏｎꎬａｃｔｉｖｅｐｏｗｅｒｒｅｃｏｖｅｒｙｓｅｔｔｉｎｇａｎｄｄｙｎａｍｉｃｒｅ￣ａｃｔｉｖｅｐｏｗｅｒｃｏｍｐｅｎｓａｔｉｏｎｏｆｗｉｎｄｔｕｒｂｉｎｅｓｄｕｒｉｎｇｔｒａｎｓｉｅｎｔｓｔａｔｅｗｅｒｅｆｏｒｍｕｌａｔｅｄꎬａｎｄｔｈｅｌｏｗ￣ｖｏｌｔａｇｅｒｉｄｅ￣ｔｈｒｏｕｇｈｏｆｖｏｌｔａｇｅｓｏｕｒｃｅｄｏｕｂｌｙ￣ｆｅｄｗｉｎｄｔｕｒｂｉｎｅｓｉｎｔｈｅｃａｓｅｏｆｄｅｅｐｆａｕｌｔｏｆｐｏｗｅｒｇｒｉｄｗａｓｒｅａｌ￣ｉｚｅｄ.Ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｎｅｓｓｏｆｔｈｅａｂｏｖｅｍｅｔｈｏｄｓｉｓｖｅｒｉｆｉｅｄｂｙｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:ｖｏｌｔａｇｅｓｏｕｒｃｅｃｏｎｔｒｏｌꎻｄｏｕｂｌｙ￣ｆｅｄｗｉｎｄｔｕｒｂｉｎｅꎻｌｏｗ￣ｖｏｌｔａｇｅｒｉｄｅｔｈｒｏｕｇｈꎻｍｏｄｅｓｗｉｔｃｈꎻｃｕｒ￣ｒｅｎｔｓｏｕｒｃｅｃｏｎｔｒｏｌꎻｒｅａｃｔｉｖｅｐｏｗｅｒｃｏｍｐｅｎｓａｔｉｏｎ０㊀引㊀言随着电网中风电等分布式电源的占比逐渐上升[１－２]ꎬ电力系统电力电子化程度提高速度日益加快ꎮ传统电流源型控制双馈风电机组无法主动提供电压㊁频率支撑[３]ꎬ而电压源型控制双馈风电机组能够实现电力系统灵活动态调压㊁调频ꎬ因此相比于电流源型控制提高了系统的可控性ꎮ针对上述问题ꎬ有文献提出虚拟同步机(ｖｉｒｔｕａｌｓｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓｇｅｎｅｒａｔｏｒꎬＶＳＧ)这一典型的电压源型控制结构[４－５]ꎬ其基本原理是通过模拟同步机的运动方程ꎬ在控制系统中引入惯性和阻尼等状态量ꎬ使发电设备具有与同步机相似的输出外特性[６]ꎮ对于双馈风电机组的虚拟同步控制是在机侧变流器功率环中引入同步机有功摇摆方程和无功下垂方程[７－８]ꎬ通过调整功率外环惯性㊁阻尼系数改变双馈风电机组对外接口特性[９－１０]ꎮ目前ꎬ对于虚拟同步控制双馈风电机组(ＶＳＧ￣ＤＦＩＧ)的研究大多集中于稳态建模和优化调压㊁调频特性[１１]ꎮ对其暂态过程的研究尚处于初期阶段ꎬ鲜有文献提出系统的ＶＳＧ￣ＤＦＩＧ低压穿越控制策略[１２－１３]ꎮ现有文献对电流源型控制双馈风电机组的暂态过程和低压穿越研究相对完善ꎮ文献[１４]分析了电网低压故障时双馈电机的电磁暂态过程ꎬ并提出了矢量控制双馈风电机组的低压穿越策略ꎮ文献[１５]分析了电网对称故障下ＶＳＧ￣ＤＦＩＧ的电磁暂态过程ꎬ提出了基于暂态电压补偿的过电流抑制策略ꎮ文献[１６]通过补偿双馈电机转子电压故障分量改善其响应速度ꎮ文献[１７]讨论了电流源型和电压源型双馈风电机组的稳态运行特性和应用范围ꎬ并设计两种切换策略以提高ＤＦＩＧ并网稳定性ꎮ上述文献对ＶＳＧ￣ＤＦＩＧ暂态稳定性的提高策略大多基于原有的虚拟同步控制结构进行改进ꎬ在电网电压深度跌落时的故障穿越可靠性尚有待验证ꎮ虚拟同步控制通过在功率外环引入惯性和阻尼ꎬ提高了稳态运行时抗扰动能力ꎬ使并网发电设备能够获得更多可控的调节裕度ꎮ但同时惯性环节的滞后作用使得ＶＳＧ￣ＤＦＩＧ的暂态响应速度变慢ꎬ不利于暂态电流的抑制ꎬ相对于电流源型控制ꎬ更加难以实现低压穿越ꎮ因此可将电流源型低压穿越控制策略应用于ＶＳＧ￣ＤＦＩＧ的暂态期间控制ꎬ通过两种控制模式的切换实现ＶＳＧ￣ＤＦＩＧ低压穿越ꎮ由于两种控制模式结构和内部状态量不同ꎬ在切换过程中可能存在控制变量阶跃的问题ꎬ进而导致电压㊁电流冲击ꎬ因此需要相应的控制切换策略实现两种模式的平滑切换ꎮ为此ꎬ本文提出一种基于模式平滑切换的电压源型双馈风电机组低压穿越控制策略ꎮ首先根据电流源型与电压源型控制结构ꎬ分析两种控制模式并网角度同步方式及转子电流控制方式ꎬ得到基于状态变量预同步的模式平滑切换方法ꎮ结合暂态期间电流源型双馈电机冲击电流抑制㊁动态无功补偿控制技术ꎬ实现ＶＳＧ￣ＤＦＩＧ不同工况下低压穿越ꎮ通过仿真验证此方法的有效性ꎮ１㊀ＤＦＩＧ电流源和电压源控制原理图１为双馈风电机组拓扑连接图ꎬ风力机捕获风能并通过齿轮箱拖动双馈电机转子旋转ꎬ双馈电机定子直接并网ꎬ转子通过背靠背变流器接入电网ꎬ网侧变流器提供稳定的直流母线电压ꎬ转子侧变流器提供灵活可控的交流励磁ꎬ双馈风电机组的不同控制策略ꎬ可以通过改变转子侧变流器的控制方法来实现ꎮ图１㊀双馈风电机组拓扑连接图Ｆｉｇ.１㊀ＴｏｐｏｌｏｇｙｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎｄｉａｇｒａｍｏｆＤＦＩＧｗｉｎｄｔｕｒｂｉｎｅｓ２２电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第２７卷㊀根据双馈风电机组控制量和对外输出特性的不同ꎬ可将其控制模式分为电流源型和电压源型ꎮ电流源型控制通过锁相环同步电网角度ꎬ并网点电压扰动信息体现在锁相角度波动ꎬ通过电压㊁电流ｄｑ变换进入控制环节ꎬ实现对双馈电机的电流闭环控制ꎮ本文采用传统矢量控制作为双馈风电机组电流源型控制ꎬ其结构如图２所示ꎮ图２㊀矢量控制结构框图Ｆｉｇ.２㊀Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｂｌｏｃｋｄｉａｇｒａｍｏｆｖｅｃｔｏｒｃｏｎｔｒｏｌ图２中:ｕｓ㊁ｕｒ㊁ｉｓ㊁ｉｒ分别为定转子电压和定转子电流ꎻ下标ｄ㊁ｑ分别代表相应物理量的ｄ轴分量和ｑ轴分量ꎻＬｓ㊁Ｌｒ分别代表定子侧电感和转子侧电感ꎻＬｍ代表定转子互感ꎻω㊁ω２分别代表电网电流角频率和转子电流角频率ꎻｕｓａｂｃ为并网点三相电压ꎻθ为锁相环输出角度ꎮ整个控制器由电流控制内环和功率控制外环构成ꎮ转子侧控制器的电流环实现有功电流和励磁电流的解耦控制ꎬ其输入为转子电流参考ꎬ输出为转子电压给定ꎮ根据图２ꎬ电流环的数学表达式如下:ｕｒｄ＝(ｋｐ＿ｉｒ＋ｋｉ＿ｉｒｓ)(ｉｒｄ＿ｒｅｆ－ｉｒｄ)－ω２Ｌｒｉｒｑ－ω２Ｌｍｉｓｑꎻｕｒｑ＝(ｋｐ＿ｉｒ＋ｋｉ＿ｉｒｓ)(ｉｒｑ＿ｒｅｆ－ｉｒｑ)＋ω２Ｌｒｉｒｄ＋ω２Ｌｍｉｓｄꎮüþýïïïï(１)式中:ｋｐ＿ｉｒ和ｋｉ＿ｉｒ分别为电流环比例系数和积分系数ꎻｉｒｄ＿ｒｅｆ和ｉｒｑ＿ｒｅｆ分别表示功率环输出的转子电流给定值的ｄ轴分量和ｑ轴分量ꎮ与电流源型控制不同ꎬ电压源型控制采用功率自同步并网ꎬ不受锁相环影响ꎮ本文采用带内环的虚拟同步控制作为双馈风电机组的电压源型控制ꎮ功率外环控制输出跟随给定ꎬ得到并网同步角度和电压幅值ꎬ内环依据功率环输出控制定子电压㊁转子电流ꎬ其控制结构框图如图３ꎮ控制器分为ＶＳＧ和电压电流双闭环两部分ꎬＶＳＧ部分中Ｐ㊁Ｑ㊁Ｐｒｅｆ㊁Ｑｒｅｆ分别为输出有功功率㊁无功功率及其参考值ꎻω为ＶＳＧ输出角频率ꎬωｒｅｆ为频率参考值ꎻＵ为输出电压幅值ꎬＵｎ为输出电压基值ꎻθ为ＶＳＧ输出角度ꎮ功率环模拟同步机机械方程以提供惯性和阻尼ꎬ控制方程如下:Ｊｄωｄｔ＝Ｄｐ(ωｎ－ω)＋１ωｎ(Ｐｒｅｆ－Ｐ)ꎻ(２)ＫｄＥｄｔ＝Ｑｒｅｆ－Ｑ＋Ｄｑ(Ｕｎ－Ｕ)ꎮ(３)式中:Ｄｐ为有功－频率下垂系数ꎻＤｑ为无功－电压下垂系数ꎻＪ为虚拟转动惯量ꎻＫ为惯性系数ꎻＥ为ＶＳＧ参考电压幅值ꎮ图３㊀虚拟同步控制结构框图Ｆｉｇ.３㊀Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｂｌｏｃｋｄｉａｇｒａｍｏｆｖｉｒｔｕａｌｓｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓｇｅｎｅｒａｔｏｒｃｏｎｔｒｏｌ虚拟同步控制外环输出的电压幅值为定子电压控制环提供的ｄ－ｑ轴参考值ꎬ其与实际定子电压进行比较得到的差值经过ＰＩ控制器ꎬ可以获得转子电流的ｄ－ｑ轴参考值ꎬ控制方程可表示为ｉｒｄ＿ｒｅｆ＝(ｋｐ＿ｕｒ＋ｋｉ＿ｕｒｓ)(ｕｓｑ＿ｒｅｆ－ｕｖｓｇｓｑ)ꎻｉｒｑ＿ｒｅｆ＝－(ｋｐ＿ｕｒ＋ｋｉ＿ｕｒｓ)(ｕｓｄ＿ｒｅｆ－ｕｖｓｇｓｄ)ꎮüþýïïïï(４)式中:ｕｓｄ＿ｒｅｆ㊁ｕｓｑ＿ｒｅｆ分别表示定子电压的ｄ－ｑ轴参考值ꎻｉｒｄ＿ｒｅｆ㊁ｉｒｑ＿ｒｅｆ分别表示转子电流的ｄ－ｑ轴参考值ꎻｕｓｄ㊁ｕｓｑ㊁ｉｓｄ㊁ｉｓｑ分别表示定子电压㊁电流ｄ－ｑ轴的实际值ꎻｕｒｄ㊁ｕｒｑ㊁ｉｒｄ㊁ｉｒｑ分别表示转子电压㊁电流ｄ－ｑ轴的实际值ꎻｋｐ＿ｕｒ㊁ｋｉ＿ｕｒ分别为电压控制环中ＰＩ控制器的比例系数和积分系数ꎻｋｐ＿ｉｒ㊁ｋｉ＿ｉｒ分别为电流控制环中ＰＩ控制器的比例系数和积分系数ꎮ由上述电流源㊁电压源型控制结构可得到:当电网发生低压故障ꎬ由于虚拟同步控制的惯性和阻尼作用ꎬ其相较于矢量控制更加难以达到快速抑制暂态冲击电流的效果ꎮ２㊀电压源型ＤＦＩＧ机组低压穿越根据风电并网的相关规定ꎬ风电场的低压穿越要求如下(见图４):３２第３期王鑫达等:电压源型双馈风电机组低压穿越控制策略１)风电场并网点电压跌至标称电压的２０％时ꎬ风电机组应保证不脱网的情况下连续运行６２５ｍｓꎮ２)风电场并网点电压在跌落后２ｓ内能够恢复到标称电压９０％ꎬ同时也能够不脱网连续运行ꎮ图４㊀风电场低压穿越要求Ｆｉｇ.４㊀ＬＶＲＴｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓｏｆｗｉｎｄｆａｒｍ当电网发生低压故障ꎬ对风电机组的动态无功支撑量应响应并网点电压变化ꎬ满足ΔＩｔ＝Ｋ１ˑ(０.９－Ｕｔ)ˑＩＮꎬ(０.２ɤＵｔɤ０.９)ꎮ(５)式中:ΔＩｔ为风电场注入无功电流增量ꎬ单位为安(Ａ)ꎻＫ１为动态无功电流比例系数Ｋ１(１.５ɤＫ１ɤ３)ꎻＵｔ为风电场并网点电压ꎬ单位为标幺值(ｐｕ)ꎻＩＮ为风电场额定电流ꎬ单位为安(Ａ)ꎮ对风电场有功恢复速率的要求为:对电力系统故障期间没有切出的风电场ꎬ其有功功率自故障清除时刻开始ꎬ以至少２０％ＰＮ/ｓ的功率变化率恢复至故障前的值ꎮ根据上述风电场低压穿越要求可知ꎬＤＦＩＧ并网点电压最低标准为２０％ꎮ当电网电压深度跌落时ꎬ双馈电机内部剧烈的电磁暂态过程产生冲击电流ꎬ可能对风电机组的硬件设备产生安全威胁ꎮ本文采用Ｃｒｏｗｂａｒ硬件保护电路进行冲击卸荷ꎬ如图５所示ꎮ图５㊀双馈风电机组转子侧Ｃｒｏｗｂａｒ电路Ｆｉｇ.５㊀Ｃｒｏｗｂａｒｃｉｒｃｕｉｔａｔｒｏｔｏｒｓｉｄｅｏｆｄｏｕｂｌｙ￣ｆｅｄｗｉｎｄｔｕｒｂｉｎｅｇｅｎｅｒａｔｏｒ图５中ꎬ在双馈风电机组电磁暂态过程中为防止冲击电流破坏转子侧变流器ꎬ可通过投切保护电阻Ｒｃｒｏｗ抑制冲击电流ꎮ暂态期间由双馈风电机组网侧变流器进行无功支撑ꎬ动态支撑量按照下式给定:Ｑｏｕｔ＝０ꎬ(０.９ɤＵｔ)ꎻ１.５Ｉｎ(０.９－Ｕｔ)Ｕｔꎬ(０.２<Ｕｔ<０.９)ꎻ１.０５ＩｎＵｔꎬ(Ｕｔɤ０.２)ꎮìîíïïï(６)式中:Ｉｎ为额定电流ꎻＱｏｕｔ为暂态期间无功输出标幺值ꎬ满足式(５)对暂态无功支撑的要求ꎮ暂态期间有功给定及有功恢复速率在上述要求的条件下ꎬ依据故障程度进行整定ꎬ具体为ΔＰｒｅｆΔｔ＝５Ｐｒｅｆ＝５ꎬ(０.８ɤＵｔ)ꎻ２０３Ｕｔ－１３ꎬ(０.２<Ｕｔ<０.８)ꎻ１ꎬ(Ｕｔɤ０.２)ꎮìîíïïïï(７)式中:ΔＰｒｅｆ/Δｔ表示故障恢复后有功恢复速率ꎻＰｒｅｆ为暂态期间有功指令值ꎬ均满足并网标准ꎮ综合上述分析结论ꎬ电压源型双馈风电机组低压穿越基本思路为:电网低压暂态期间由电压源型控制切换为电流源型低压穿越控制ꎬ待故障恢复且功率稳定后ꎬ再由电流源型切换为电压源型控制ꎮ控制切换的整体时序关系如图６所示ꎮ图６㊀低压穿越控制切换时序Ｆｉｇ.６㊀Ｃｏｎｔｒｏｌｓｗｉｔｃｈｉｎｇｔｉｍｉｎｇｏｆｌｏｗｖｏｌｔａｇｅｒｉｄｅ￣ｔｈｒｏｕｇｈ由图６可知ꎬ上述电压源型双馈风电机组低压穿越控制策略需要分别在故障开始㊁恢复稳态后进行控制切换ꎬ电流源型持续期间进行矢量控制低压穿越改进和故障结束后的功率恢复ꎮ利用矢量控制响应速度快的优势ꎬ依据风电并网要求进行无功补偿ꎬ同时快速降低输出功率保证硬件设备不过流ꎮ３㊀控制切换方法３.１㊀ＶＳＧ－矢量控制切换方法如上文所述ꎬ电压源型控制双馈风电机组的低４２电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第２７卷㊀压穿越需要两次模式切换ꎮ其中第一次切换发生在故障初期的电磁暂态过程中ꎬ各物理量发生剧烈波动ꎬ此外切换期间包含硬件保护投切ꎬＣｒｏｗｂａｒ电路将转子变流器旁路ꎬ期间无须考虑切换造成的暂态冲击ꎮ因此首次从稳态电压源型切换为电流源型控制仅需进行角度预同步ꎬ其控制结构如图７所示ꎮ图７㊀ＶＳＧ－矢量控制切换策略框图Ｆｉｇ.７㊀ＢｌｏｃｋｄｉａｇｒａｍｏｆＶＳＧ￣ｖｅｃｔｏｒｃｏｎｔｒｏｌｓｗｉｔｃｈｉｎｇｓｔｒａｔｅｇｙ由图７可知ꎬ当低压故障检测信号置１时ꎬ将矢量控制功率环和电流环ＰＩ清零ꎬ硬件保护切出后由矢量控制功率环输出暂态电流指令ꎮ当虚拟同步控制下双馈风电机组并网运行时ꎬ由ＶＳＧ的有功控制环提供旋转坐标系下控制器中坐标变换所需要的相角ꎮ通过前文分析可知ꎬ电压源型ＶＳＧ通过线路阻抗向电网传输有功功率ꎬ所传输有功功率的大小由ＶＳＧ输出电压相角与电网电压相角之差决定ꎮ而矢量控制通过同步旋转坐标系下的锁相环来获取电网电压的相位ꎮ由ＶＳＧ向矢量控制切换时ꎬ需要提前将锁相环角度与ＶＳＧ功率环输出角度同步ꎬ使其在切换瞬间保持一致ꎬ具体控制结构如图８所示ꎮ图８㊀ＶＳＧ￣ＰＬＬ角度预同步结构框图Ｆｉｇ.８㊀ＳｔｒｕｃｔｕｒａｌｂｌｏｃｋｄｉａｇｒａｍｏｆＶＳＧ￣ＰＬＬａｎｇｌｅｐｒｅ￣ｓｙｎｃｈｒｏｎｉｚａｔｉｏｎ图８所示虚线上面的部分为虚拟同步控制的有功环ꎬ虚线下方为锁相环环节ꎬ图中引入了Ｋ０㊁Ｋ１㊁Ｋ２３个开关ꎬ通过３个开关的协同控制可以实现锁相环角度与ＶＳＧ功率环保持同步ꎮ矢量控制期间ꎬ开关Ｋ２置于２ꎬ控制器使用锁相环角度进行坐标变换ꎬＫ０闭合㊁Ｋ１断开ꎬ通过锁相环中的积分环节对ＰＬＬ的输出角度与ＶＳＧ有功环的输出角度进行无差控制ꎮＶＳＧ控制期间Ｋ２置于１㊁Ｋ０断开㊁Ｋ１闭合ꎮ３.２㊀矢量控制－ＶＳＧ切换方法第二次稳态时的切换ꎬ则需要考虑两种模式控制环节的状态量是否保持一致ꎬ为实现平滑切换ꎬ需要进行关键控制参数的预同步ꎮ由于虚拟同步控制与矢量控制的电流环结构相同ꎬ因此可采用电流环指令值切换策略ꎬ预同步环节包括:１)虚拟同步功率环输出角度θＳ与矢量控制锁相环角度θＰＬＬꎻ２)虚拟同步定子电压环输出ｉｒ＿ＶＳＧ与矢量控制功率环输出电流指令ｉｒ＿ＰＬＬꎮ暂态期间变功率给定以及故障恢复后有功恢复整定通过对矢量控制功率环改进实现ꎬ整体结构如图９所示ꎮ图９㊀矢量－ＶＳＧ控制切换策略框图Ｆｉｇ.９㊀Ｓｔｒａｔｅｇｙｂｌｏｃｋｄｉａｇｒａｍｏｆｖｅｃｔｏｒ￣ＶＳＧｃｏｎｔｒｏｌｓｗｉｔｃｈｉｎｇｃｏｎｔｒｏｌ由矢量控制向ＶＳＧ切换时需要提前将ＶＳＧ功率环输出角度与锁相环角度同步ꎬ使其在切换瞬间保持一致ꎬ具体控制结构如图１０所示ꎮ图１０㊀ＰＬＬ￣ＶＳＧ角度预同步结构框图Ｆｉｇ.１０㊀ＳｔｒｕｃｔｕｒａｌｂｌｏｃｋｄｉａｇｒａｍｏｆＰＬＬ￣ＶＳＧａｎｇｌｅｐｒｅ￣ｓｙｎｃｈｒｏｎｉｚａｔｉｏｎ图１０所示虚线上方部分为锁相环ꎬ虚线下为虚拟同步控制的有功环ꎬ图中引入了Ｋᶄ０㊁Ｋᶄ１㊁Ｋᶄ２三个开关ꎬ通过三个开关的协同控制可以实现虚拟同步机与电网角度同步ꎮ矢量控制期间开关Ｋᶄ２置于１ꎬ控５２第３期王鑫达等:电压源型双馈风电机组低压穿越控制策略制器使用锁相环角度进行坐标变换ꎬＫᶄ０断开㊁Ｋᶄ１闭合ꎬＶＳＧ有功环惯性积分环节输入清零ꎬ通过有功频率控制环中的积分环节对有功环的输出角度与ＰＬＬ的输出角度进行无差控制ꎬ使有功环的输出角度与锁相角度相同ꎮ虚拟同步控制期间Ｋᶄ２置于２㊁Ｋᶄ０闭合㊁Ｋᶄ１断开ꎮ除角度预同步外ꎬ完成控制平滑切换还需要电流环指令的预同步ꎮ由上文分析可知ꎬ矢量控制功率环通过ＰＩ控制器将双馈电机定子输出控制为给定值ꎬ输出电流环指令ꎮ虚拟同步电压环将定子电压与电压指令的差值通过ＰＩ控制器ꎬ得到转子电流环指令ꎮ由矢量控制向ＶＳＧ切换时ꎬ需要提前将ＶＳＧ电压环输出与矢量功率环同步ꎬ使其在切换瞬间保持一致ꎬ具体控制结构如图１１所示ꎮ图１１㊀电流指令预同步结构框图Ｆｉｇ.１１㊀Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｂｌｏｃｋｄｉａｇｒａｍｏｆｃｕｒｒｅｎｔｉｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｖａｌｕｅｐｒｅ￣ｓｙｎｃｈｒｏｎｉｚａｔｉｏｎ图１１中虚线左侧部分为矢量功率环ꎬ虚线右侧为虚拟同步控制定子电压环ꎬ图中引入了Ｋ３㊁Ｋ４㊁Ｋ５㊁Ｋ６４个开关ꎬ通过各开关的协同控制可以实现ＶＳＧ与矢量控制电流指令预同步ꎮ矢量控制期间开关Ｋ５㊁Ｋ６置于２ꎬ电流环指令取矢量功率环输出ｉｒｑ＿ＰＬＬ㊁ｉｒｄ＿ＰＬＬꎬＫ３㊁Ｋ４置于２ꎬＶＳＧ电压环积分环节输入清零ꎬ使其对输出转子电流环指令值与矢量控制功率环输出进行无差控制ꎬ确保二者在切换时保持相同ꎮＶＳＧ控制期间４个开关置于１ꎮ４㊀仿真分析对上述电压源型双馈风电机组低压穿越策略进行仿真验证ꎬ主要参数如表１和表２所示ꎮ双馈电机工作在转速１.３ｐｕꎬ输出额定功率状态下ꎮ仿真时长４ｓꎬ其中０~０.５ｓ电网为额定电压ꎬ双馈电机工作于稳态ꎻ０.５~１.５ｓ电网发生低压故障ꎬ并网点电压跌落８０％ꎻ１.５~３ｓ电网电压恢复ꎬ有功功率恢复至额定值ꎮ表１㊀仿真主电路参数Ｔａｂｌｅ１㊀Ｍａｉｎｐａｒａｍｅｔｅｒｓｏｆｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ㊀㊀㊀参数数值ＤＦＩＧ额定电压Ｕｂ/Ｖ６９０ＤＦＩＧ基准容量Ｓｂ/ＭＶＡ２.６额定频率ｆ/Ｈｚ５０转子漏感Ｌｒ/ｐｕ０.１６定子漏感Ｌｓ/ｐｕ０.１８转子电阻Ｒｒ/ｐｕ０.０１６定子电阻Ｒｓ/ｐｕ０.０２３励磁电感Ｌｍ/ｐｕ２.９直流母线电压Ｕｄｃ/Ｖ１０７０电网电感Ｌｇ/ｐｕ０.１０７电网电阻Ｒｇ/ｐｕ０.０６８电网电容Ｃｇ/ｐｕ６.６７并网高压母线电压Ｕｇ/ｋＶ４０.５并网变压器变比ｎ４０.５ｅ３ʒ６９０变压器短路电压ＵＴ/％６.０５表２㊀控制器参数Ｔａｂｌｅ２㊀Ｃｏｎｔｒｏｌｌｅｒｐａｒａｍｅｔｅｒｓ㊀㊀㊀参数数值ＶＳＧ惯性时间常数Ｔｊ０.５ＶＳＧ阻尼常数Ｄ３０ＶＳＧ无功环比例系数ｋｐｖ０.３ＶＳＧ无功环积分系数ｋｉｖ５ＶＳＧ电压环比例系数ｋｐｕ＿ＶＳＧ１.５ＶＳＧ电压环积分系数ｋｉｕ＿ＶＳＧ５０ＶＳＧ电流环比例系数ｋｐｉ＿ＶＳＧ０.０５ＶＳＧ电流环积分系数ｋｉｉ＿ＶＳＧ１０锁相环比例系数ｋｐ＿ＰＬＬ１００锁相环比例系数ｋｉ＿ＰＬＬ１０００矢量功率环比例系数ｋｐＳ＿ＰＬＬ１矢量功率环积分系数ｋｉＳ＿ＰＬＬ５０矢量电流环比例系数ｋｐｉ＿ＰＬＬ０.２矢量电流环积分系数ｋｉｉ＿ＰＬＬ５图１２为采用模式平滑切换的电压源型双馈风电机组低压穿越仿真波形ꎬ０.５ｓ时由虚拟同步控制切换至矢量控制ꎬ硬件保护设备投入３０ｍｓꎬ３ｓ时功率恢复为额定值ꎬ由矢量控制切换至虚拟同步控制ꎮ满足相关规定中故障深度８０％ꎬ持续至少６２５ｍｓ的低压穿越要求ꎮ６２电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第２７卷㊀图１２㊀低压穿越仿真波形Ｆｉｇ.１２㊀Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｗａｖｅｆｏｒｍｏｆｌｏｗｖｏｌｔａｇｅｒｉｄｅ￣ｔｈｒｏｕｇｈ由图１２并网点电压和双馈电机直流母线电压波形可知ꎬ采用上述方法能够使虚拟同步控制双馈风电机组完成低压穿越ꎬ且在故障发生与恢复阶段并网点电压与直流母线电压暂态波动较小ꎮ图１３为双馈风电机组并网点输出有功功率㊁无功功率ꎬ电网低压故障期间有功输出０.２ｐｕꎬ无功输出０.４ｐｕꎮ３ｓ时控制切换各控制量及输出量基本无波动ꎬ实现了控制模式平滑切换ꎮ红色曲线为风电机组低压穿越相关要求ꎬ有功恢复速率为５０％ＰＮ/ｓꎬ满足至少２０％ＰＮ/ｓ的要求ꎮ按照式(６)计算ꎬ暂态期间无功支撑至少为０.２５ｐｕꎬ且输出速度不超过７５ｍｓꎬ由仿真波形可知均满足上述要求ꎮ图１３㊀输出功率仿真波形Ｆｉｇ.１３㊀Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｗａｖｅｆｏｒｍｏｆｏｕｔｐｕｔｐｏｗｅｒ图１４为并网点电流和转子电流仿真波形ꎬＣｒｏｗｂａｒ电路检测故障后转子电流峰值ꎬ当三相转子电流任一相峰值超过１.７５ｐｕꎬ则投入Ｃｒｏｗｂａｒ电路ꎬ闭锁转子变换器ꎮＣｒｏｗｂａｒ电路在电网低压故障后投入３０ｍｓꎬ快速抑制了暂态冲击电流ꎮ图１４㊀并网点、转子电流仿真波形Ｆｉｇ.１４㊀Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｗａｖｅｆｏｒｍｏｆｐａｒａｌｌｅｌｎｏｄｅｃｕｒｒｅｎｔａｎｄｒｏｔｏｒｃｕｒｒｅｎｔ图１５为ＶＳＧ与矢量控制的角度差和电流环指令差ꎮ在０.５ｓ故障发生后的首次切换时ꎬ两种控制模式的角度保持相同ꎻ１.５ｓ故障恢复时各状态量波动ꎬ在短暂延时后角度和电流指令恢复同步ꎻ３ｓ由矢量控制向ＶＳＧ切换时并网角度和电流指令保持同步ꎮ综上分析基于状态变量预同步的模式切换方法ꎬ能够实现矢量控制与ＶＳＧ控制间的平滑切换ꎮ图１５㊀状态变量预同步仿真波形Ｆｉｇ.１５㊀Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｗａｖｅｆｏｒｍｆｏｒｐｒｅ￣ｓｙｎｃｈｒｏｎｉｚｉｎｇｓｔａｔｅｖａｒｉａｂｌｅｓ５㊀结㊀论１)在电网深度故障情况下ꎬ由于电压源控制中惯量和阻尼环节的影响ꎬ机组动态特性较慢ꎬ因此在故障过程中完全依靠电压源控制难以满足低压穿越运行要求ꎮ２)传统电流源型双馈风电机组故障穿越技术相对成熟ꎬ因此可以通过转子侧Ｃｒｏｗｂａｒ电路限制暂态冲击电流ꎬ在暂态期间采用矢量控制进行暂态７２第３期王鑫达等:电压源型双馈风电机组低压穿越控制策略电流抑制ꎬ动态无功补偿ꎮ３)在切换过程中ꎬ通过控制参数和状态变量预同步ꎬ可以实现电压源运行模式和电流源矢量控制模式的平滑切换ꎮ仿真结果表明ꎬ所提出的控制策略能够使电压源型双馈风电机组在电网深度故障情况下安全稳定运行ꎬ并且满足风电并网低压穿越暂态时长㊁有功恢复㊁无功支撑等要求ꎮ参考文献:[１]㊀赵恩盛ꎬ韩杨ꎬ周思宇ꎬ等.微电网惯量与阻尼模拟技术综述及展望[Ｊ].中国电机工程学报ꎬ２０２２ꎬ４２(４):１４１３.ＺＨＡＯＥｎ ｓｈｅｎｇꎬＨＡＮＹａｎｇꎬＺＨＯＵＳｉｙｕꎬｅｔａｌ.Ｒｅｖｉｅｗａｎｄｐｒｏｓｐｅｃｔｏｆｉｎｅｒｔｉａａｎｄｄａｍｐｉｎｇｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｔｅｃｈｎｏｌｏｇｉｅｓｏｆｍｉｃｒｏ￣ｇｒｉｄｓ[Ｊ].ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅＣＳＥＥꎬ２０２２ꎬ４２(４):１４１３. [２]㊀王涛ꎬ诸自强ꎬ年珩.非理想电网下双馈风力发电系统运行技术综述[Ｊ].电工技术学报ꎬ２０２０ꎬ３５(３):４５５.ＷＡＮＧＴａｏꎬＺＨＵＺｉｑｉａｎｇꎬＮＩＡＮＨｅｎｇ.Ｒｅｖｉｅｗｏｆｏｐｅｒａｔｉｏｎｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙｏｆｄｏｕｂｌｙ￣ｆｅｄｉｎｄｕｃｔｉｏｎｇｅｎｅｒａｔｏｒ￣ｂａｓｅｄｗｉｎｄｐｏｗｅｒｓｙｓ￣ｔｅｍｕｎｄｅｒｎｏｎｉｄｅａｌｇｒｉｄｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ[Ｊ].ＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓｏｆＣｈｉｎａＥｌｅｃｔｒｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＳｏｃｉｅｔｙꎬ２０２０ꎬ３５(３):４５５.[３]㊀章艳ꎬ高晗ꎬ张萌.不同虚拟同步机控制下双馈风机系统频率响应差异研究[Ｊ].电工技术学报ꎬ２０２０ꎬ３５(１３):２８８９.ＺＨＡＮＧＹａｎꎬＧＡＯＨａｎꎬＺＨＡＮＧＭｅｎｇ.Ｒｅｓｅａｒｃｈｏｎｆｒｅｑｕｅｎｃｙｒｅｓｐｏｎｓｅｄｉｆｆｅｒｅｎｃｅｏｆｄｏｕｂｌｙ￣ｆｅｄｉｎｄｕｃｔｉｏｎｇｅｎｅｒａｔｏｒｓｙｓｔｅｍｃｏｎ￣ｔｒｏｌｌｅｄｂｙｄｉｆｆｅｒｅｎｔｖｉｒｔｕａｌｓｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓｇｅｎｅｒａｔｏｒｃｏｎｔｒｏｌｓ[Ｊ].ＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓｏｆＣｈｉｎａＥｌｅｃｔｒｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＳｏｃｉｅｔｙꎬ２０２０ꎬ３５(１３):２８８９.[４]㊀吕志鹏ꎬ盛万兴ꎬ钟庆昌ꎬ等.虚拟同步发电机及其在微电网中的应用[Ｊ].中国电机工程学报ꎬ２０１４ꎬ３４(１６):２５９１.ＬÜＺｈｉｐｅｎｇꎬＳＨＥＮＧＷａｎｘｉｎｇꎬＺＨＯＮＧＱｉｎｇｃｈａｎｇꎬｅｔａｌ.Ｖｉｒｔｕ￣ａｌｓｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓｇｅｎｅｒａｔｏｒａｎｄｉｔｓａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓｉｎｍｉｃｒｏ￣ｇｒｉｄ[Ｊ].ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅＣＳＥＥꎬ２０１４ꎬ３４(１６):２５９１. [５]㊀ＡＳＨＡＢＡＮＩＭꎬＭＯＨＡＭＥＤＹＡＩ.ＮｏｖｅｌｃｏｍｐｒｅｈｅｎｓｉｖｅｃｏｎｔｒｏｌｆｒａｍｅｗｏｒｋｆｏｒｉｎｃｏｒｐｏｒａｔｉｎｇＶＳＣｓｔｏｓｍａｒｔｐｏｗｅｒｇｒｉｄｓｕｓｉｎｇｂｉｄｉ￣ｒｅｃｔｉｏｎａｌｓｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓ￣ＶＳＣ[Ｊ].ＩＥＥＥＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓｏｎＰｏｗｅｒＳｙｓ￣ｔｅｍｓꎬ２０１４ꎬ２９(２):９４３.[６]㊀程雪坤ꎬ刘辉ꎬ田云峰ꎬ等.基于虚拟同步控制的双馈风电并网系统暂态功角稳定研究综述与展望[Ｊ].电网技术ꎬ２０２１ꎬ４５(２):５１８.ＣＨＥＮＧＸｕｅｋｕｎꎬＬＩＵＨｕｉꎬＴＩＡＮＹｕｎｆｅｎｇꎬｅｔａｌ.Ｒｅｖｉｅｗｏｆｔｒａｎ￣ｓｉｅｎｔｐｏｗｅｒａｎｇｌｅｓｔａｂｉｌｉｔｙｏｆｄｏｕｂｌｙ￣ｆｅｄｉｎｄｕｃｔｉｏｎｇｅｎｅｒａｔｏｒｗｉｔｈｖｉｒｔｕａｌｓｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓｇｅｎｅｒａｔｏｒｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙｉｎｔｅｇｒａｔｉｏｎｓｙｓｔｅｍ[Ｊ].ＰｏｗｅｒＳｙｓｔｅｍＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ２０２１ꎬ４５(２):５１８.[７]㊀李辉ꎬ王坤ꎬ胡玉ꎬ等.双馈风电系统虚拟同步控制的阻抗建模及稳定性分析[Ｊ].中国电机工程学报ꎬ２０１９ꎬ３９(１２):３４３４.ＬＩＨｕｉꎬＷＡＮＧＫｕｎꎬＨＵＹｕꎬｅｔａｌ.Ｉｍｐｅｄａｎｃｅｍｏｄｅｌｉｎｇａｎｄｓｔａｂｉｌｉｔｙａｎａｌｙｓｉｓｏｆｖｉｒｔｕａｌｓｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓｃｏｎｔｒｏｌｂａｓｅｄｏｎｄｏｕｂｌｙ￣ｆｅｄｗｉｎｄｇｅｎｅｒａｔｉｏｎｓｙｓｔｅｍｓ[Ｊ].ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅＣＳＥＥꎬ２０１９ꎬ３９(１２):３４３４.[８]㊀ＬＩＵＹꎬＨＡＯＭꎬＨＥＹꎬｅｔａｌ.Ｒｅｖｉｅｗａｎｄａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓｏｆｖｉｒｔｕａｌｓｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓｍａｃｈｉｎｅｓｔｅｃｈｎｏｌｏｇｉｅｓ[Ｃ]//２０１９ＩＥＥＥＰＥＳＩｎｎｏｖａ￣ｔｉｖｅＳｍａｒｔＧｒｉｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｉｅｓＡｓｉａꎬＭａｙ２１－２４ꎬ２０１９ꎬＣｈｅｎｇｄｕꎬＣｈｉｎａ.２０１９:５９３－５９８.[９]㊀颜湘武ꎬ张伟超ꎬ崔森ꎬ等.基于虚拟同步机的电压源逆变器频率响应时域特性和自适应参数设计[Ｊ].电工技术学报ꎬ２０２１ꎬ３６(Ｓ１):２４１.ＹＡＮＸｉａｎｇｗｕꎬＺＨＡＮＧＷｅｉｃｈａｏꎬＣＵＩＳｅｎꎬｅｔａｌ.Ｆｒｅｑｕｅｎｃｙｒｅ￣ｓｐｏｎｓｅｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓａｎｄａｄａｐｔｉｖｅｐａｒａｍｅｔｅｒｔｕｎｉｎｇｏｆｖｏｌｔａｇｅ￣ｓｏｕｒｃｅｄｃｏｎｖｅｒｔｅｒｓｕｎｄｅｒＶＳＧｃｏｎｔｒｏｌ[Ｊ].ＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓｏｆＣｈｉｎａＥｌｅｃｔｒｏｔｅｃｈｎｉｃａｌＳｏｃｉｅｔｙꎬ２０２１ꎬ３６(Ｓ１):２４１.[１０]㊀ＡＲＡＮＩＭＦＭꎬＥｌ￣ＳａａｄａｎｉＥＦ.ＩｍｐｌｅｍｅｎｔｉｎｇｖｉｒｔｕａｌｉｎｅｒｔｉａｉｎＤＦＩＧ￣ｂａｓｅｄｗｉｎｄｐｏｗｅｒｇｅｎｅｒａｔｉｏｎ[Ｊ].ＩＥＥＥＴｒａｎｓａｃｔｉｏｎｓｏｎＰｏｗｅｒＳｙｓｔｅｍꎬ２０１３ꎬ２８(２):１３７３.[１１]㊀ＡＬＩＰＯＯＲＪꎬＭＩＵＲＡＹꎬＩＳＥＴ.Ｐｏｗｅｒｓｙｓｔｅｍｓｔａｂｉｌｉｚａｔｉｏｎｕｓｉｎｇｖｉｒｔｕａｌｓｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓｇｅｎｅｒａｔｏｒｗｉｔｈａｌｔｅｒｎａｔｉｎｇｍｏｍｅｎｔｏｆｉｎｅｒｔｉａ[Ｊ].ＩＥＥＥＪｏｕｒｎａｌｏｆＥｍｅｒｇｉｎｇａｎｄＳｅｌｅｃｔｅｄＴｏｐｉｃｓｉｎＰｏｗｅｒＥ￣ｌｅｃｔｒｏｎｉｃｓꎬ２０１５ꎬ３(２):４５１.[１２]㊀年珩ꎬ程鹏ꎬ贺益康.故障电网下双馈风电系统运行技术研究综述[Ｊ].中国电机工程学报ꎬ２０１５ꎬ３５(１６):４１８４.ＮＩＡＮＨｅｎｇꎬＣＨＥＮＧＰｅｎｇꎬＨＥＹｉｋａｎｇ.ＲｅｖｉｅｗｏｎｏｐｅｒａｔｉｏｎｔｅｃｈｎｉｑｕｅｓｆｏｒＤＦＩＧ￣ｂａｓｅｄｗｉｎｄｅｎｅｒｇｙｃｏｎｖｅｒｓｉｏｎｓｙｓｔｅｍｓｕｎｄｅｒｎｅｔｗｏｒｋｆａｕｌｔｓ[Ｊ].ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅＣＳＥＥꎬ２０１５ꎬ３５(１６):４１８４.[１３]㊀徐海亮.双馈型风电机组低电压穿越技术要点及展望[Ｊ].电力系统自动化ꎬ２０１３ꎬ３７(２０):８.ＸＵＨａｉｌｉａｎｇ.Ａｒｅｖｉｅｗｏｎｌｏｗｖｏｌｔａｇｅｒｉｄｅ￣ｔｈｒｏｕｇｈｔｅｃｈｎｏｌｏｇｉｅｓａｎｄｐｒｏｓｐｅｃｔｆｏｒＤＦＩＧｗｉｎｄｔｕｒｂｉｎｅｓ[Ｊ].ＡｕｔｏｍａｔｉｏｎｏｆＥｌｅｃｔｒｉｃＰｏｗｅｒＳｙｓｔｅｍｓꎬ２０１３ꎬ３７(２０):８.[１４]㊀胡家兵ꎬ贺益康.双馈风力发电系统的低压穿越运行与控制[Ｊ].电力系统自动化ꎬ２００８ꎬ３２(２):４９.ＨＵＪｉａｂｉｎｇꎬＨＥＹｉｋａｎｇ.Ｌｏｗｖｏｌｔａｇｅｒｉｄｅｔｈｒｏｕｇｈｏｐｅｒａｔｉｏｎａｎｄｃｏｎｔｒｏｌｏｆｄｏｕｂｌｙｆｅｄｉｎｄｕｃｔｉｏｎｇｅｎｅｒａｔｏｒｗｉｎｄｔｕｒｂｉｎｅｓ[Ｊ].Ａｕｔｏ￣ｍａｔｉｏｎｏｆＥｌｅｃｔｒｉｃＰｏｗｅｒＳｙｓｔｅｍｓꎬ２００８ꎬ３２(２):４９. [１５]㊀程雪坤ꎬ孙旭东ꎬ柴建云ꎬ等.电网对称故障下双馈风力发电机的虚拟同步控制策略[Ｊ].电力系统自动化ꎬ２０１７ꎬ４１(２０):４７.ＣＨＥＮＧＸｕｅｋｕｎꎬＳＵＮＸｕｄｏｎｇꎬＣＨＡＩＪｉａｎｙｕｎꎬｅｔａｌ.Ｖｉｒｔｕａｌｓｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓｃｏｎｔｒｏｌｓｔｒａｔｅｇｙｆｏｒｄｏｕｂｌｙ￣ｆｅｄｉｎｄｕｃｔｉｏｎｇｅｎｅｒａｔｏｒｗｉｎｄｔｕｒｂｉｎｅｓｕｎｄｅｒｓｙｍｍｅｔｒｉｃａｌｇｒｉｄｆａｕｌｔｓ[Ｊ].ＡｕｔｏｍａｔｉｏｎｏｆＥｌｅｃｔｒｉｃＰｏｗｅｒＳｙｓｔｅｍｓꎬ２０１７ꎬ４１(２０):４７.８２电㊀机㊀与㊀控㊀制㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀第２７卷㊀[１６]㊀程雪坤ꎬ孙旭东ꎬ柴建云ꎬ等.适用于电网不对称故障的双馈风力发电机虚拟同步控制策略[Ｊ].电力系统自动化ꎬ２０１８ꎬ４２(９):１２０.ＣＨＥＮＧＸｕｅｋｕｎꎬＳＵＮＸｕｄｏｎｇꎬＣＨＡＩＪｉａｎｙｕｎꎬｅｔａｌ.Ｖｉｒｔｕａｌｓｙｎｃｈｒｏｎｏｕｓｃｏｎｔｒｏｌｓｔｒａｔｅｇｙｆｏｒｄｏｕｂｌｙ￣ｆｅｄｉｎｄｕｃｔｉｏｎｇｅｎｅｒａｔｏｒｕｎｄｅｒａｓｙｍｍｅｔｒｉｃａｌｇｒｉｄｆａｕｌｔｓ[Ｊ].ＡｕｔｏｍａｔｉｏｎｏｆＥｌｅｃｔｒｉｃＰｏｗｅｒＳｙｓｔｅｍｓꎬ２０１８ꎬ４２(９):１２０.[１７]㊀谢震ꎬ许可宝ꎬ高翔ꎬ等.弱电网下基于混合控制型双馈风电机组稳定性分析[Ｊ].中国电机工程学报ꎬ２０２２ꎬ４２(２０):７４２６.ＸＩＥＺｈｅｎꎬＸＵＫｅｂａｏꎬＧＡＯＸｉａｎｇꎬｅｔａｌ.ＳｔａｂｉｌｉｔｙａｎａｌｙｓｉｓｏｆＤＦＩＧ￣ｂａｓｅｄｗｉｎｄｔｕｒｂｉｎｅｓｂａｓｅｄｏｎｈｙｂｒｉｄｃｏｎｔｒｏｌｉｎｗｅａｋｇｒｉｄ[Ｊ].ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅＣＳＥＥꎬ２０２２ꎬ４２(２０):７４２６. [１８]㊀姜惠兰ꎬ王绍辉ꎬ李希钰ꎬ等.考虑动态电压区间无功支撑的双馈风机连锁故障穿越控制策略[Ｊ].高电压技术ꎬ２０２２ꎬ４８(１):１４７.ＪＩＡＮＧＨｕｉｌａｎꎬＷＡＮＧＳｈａｏｈｕｉꎬＬＩＸｉｙｕꎬｅｔａｌ.Ｃａｓｃａｄｉｎｇｆａｕｌｔｒｉｄｅ￣ｔｈｒｏｕｇｈｃｏｎｔｒｏｌｓｔｒａｔｅｇｙｆｏｒｄｏｕｂｌｙ￣ｆｅｄｗｉｎｄｔｕｒｂｉｎｅｓｃｏｎｓｉｄ￣ｅｒｉｎｇｒｅａｃｔｉｖｅｐｏｗｅｒｓｕｐｐｏｒｔｉｎｄｙｎａｍｉｃｖｏｌｔａｇｅｒａｎｇｅ[Ｊ].ＨｉｇｈＶｏｌｔａｇｅＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ２０２２ꎬ４８(１):１４７.(编辑:刘素菊)９２第３期王鑫达等:电压源型双馈风电机组低压穿越控制策略。
低电压穿越技术在双馈风力发电机组中的应用
94内蒙古石油化工2014年第7期低电压穿越技术在双馈风力发电机组中的应用王有荣，王媛，牛问涛，王宝清(内蒙古国电新能源有限公司，内蒙古呼和浩特010010)摘要：随着风力发电机组装机容量的急剧增加，对电网稳定性的影响越来越大．为了提高风电接入电网的电能质量．确保电力系统的安全稳定运行，要求风力发电机组必须具备低电压穿越(L V R T )功能。
介绍了L V I t T 技术的发展；阐述了低电压事件对双馈风电机组的影响；详细分析了双馈风力发电采用软硬件互相支持的方式，实现低电压穿越的应用技术方法；最后对L V R T 的发展进行了展望。
关键词：双馈风力发电机组；风电机组低电压穿越(LV R T )；双馈感应电机(D FI G )中图分类号：T M 315文献标识码：A文章编号：1006—7981(2014)07—0094一03近年来风力发电快速发展，大型风电场的并网运行已经成为风力发电发展的主流。
风电场的并网运行也给电网和风电机组的运行安全带来了新课题．风力发电的随机性和不稳定可能给电网安全平稳运行带来不利因素，反过来电网运行的波动也会给风电机组的安全带来危害。
例如当电网的运行电压过低时，并网运行的风电机组如果不及时动作就可能严重受损．同时也影响电力系统的运行稳定性。
下面分析低电压穿越技术在双馈风电机组上的应用：1风电机组低电压穿越(L V R T)的能力是指在风力发电机并网点电压跌落的时候，风机能够保持低电压穿越并网，甚至向电网提供一定的无功功率．支持电网恢复，直到电网恢复正常．从而“穿越”这个低电压时间(区域)。
L V R T 是对并网风机在电网出现电压跌落时仍保持并网的一种特定的运行功能要求。
不同国家(和地区)所提出的L V R T 要求不尽相同。
目前相继制定了新的电网运行准则，定量地给出了风电系统离网的条件(如最低电压跌落深度和跌落持续时间)，只有当电网电压跌落低于规定曲线以后才允许风力发电机脱网，当电压在凹陷部分时．发电机应提供无功功率。
电网电压骤降情况下双馈风力发电机低电压穿越技术分析
1 引言目前，在欧洲一些风力发电技术领先的国家如丹麦、德国等已经相继制定了新的电网运行规则：要求只有当电网电压跌落低于规定的曲线后才能脱网，当电压在一定范围内时，风力发电机组应该向电网提供无功功率支持，从而使电网尽快的恢复稳定状态。
其中最著名的当属德国E.ON公司的标准，如图1所示，图中阴影部分表示风电机组在不脱网的情况下还需向电网提供一定的无功支持。
对于DFIG在电网故障情况下低电压穿越技术(LVRT)的研究已经成为当前风力发电领域一大热点[1]。
电网电压的骤降会引起双馈发电机定子绕组电流的增加，由于定子和转子之间存在强耦合关系，这个电流也会涌入转子回路和交流变频器，致使直流侧母线电压升高，机侧变流器的电流以及有功、无功功率都会发生振荡，同时引起转子回路产生过电压，过电流。
过电流会损坏变换器，而过电压会损坏发电机的转子绕组[2]。
本文从建立双馈感应风力发电机在定子电压跌落情况下的暂态数学模型出发，详细探讨了DFIG系统在电网故障情况下实现低电压穿越的各种应对措施，以期对我国将来风力发电运行标准的制定有所帮助。
图1 E.ON标准中规定的风力发电低电压运行能力曲线2 电网故障情况下DFIG的暂态数学模型一般情况下，当电网电压跌落时，定子三相电压对称跌落的过程可看作在定子端突加一组与原端电压大小相等、相位相反的三相电压过程。
于是，根据叠加原理可知，定子短路电流的空间向量为：。
式中，为定子电压跌落前定子稳态电流的空间向量；为定子端突加反向的三相电压所产生的定子电流空间向量。
3 LVRT的实现方法通常情况下，针对电网故障的严重程度应采取不同的应对措施。
当电网电压跌落幅度不大时，应当考虑采用改进控制策略使DFIG渡过电压的跌落；当出现大值电压跌落时，目前国外采用的最有效的方法是增加硬件电路以防止损坏转子侧变换器[3]。
3.1 转子侧变换器的LVRT实现方法从转子侧变换器来说可实现双馈式风力发电机低电压穿越（LVRT）的方法主要有3种：①基于Crowbar保护电路的实现方法；②改进DFIG的励磁控制策略；③在转子侧串联电阻。
双馈式风力发电机低电压穿越技术分析[1]
双馈式风力发电机低电压穿越技术分析王 伟1,2,孙明冬2,朱晓东2(1.哈尔滨工业大学电气工程及自动化学院,黑龙江省哈尔滨市150001)(2.国网南京自动化研究院/南京南瑞集团公司,江苏省南京市210003)摘要:随着一些地区风电供应比例的急剧增加,大规模风电场对地区电网稳定性造成的影响愈发显著。
风力发电机的低电压穿越(L VR T )技术越来越受关注。
文中首先介绍了低电压穿越技术的概念、国外的相应标准,继而分析比较了有关此技术的双馈感应发电机建模问题、各种常见的实现低电压穿越的技术手段及改进控制策略。
最后描述了具备此技术的风电场对电力系统的影响。
关键词:双馈感应发电机;风力发电;低电压穿越中图分类号:TM614;TM761收稿日期:2007204219;修回日期:2007208201。
国家科技支撑计划项目(2006BAA01A22)。
0 引言风电作为目前最具规模化开发和商业化发展前景的新能源技术,在全球以年增长率超过30%的速度成为发展最快的清洁能源。
双馈式风力发电机则由于具有能够变速运行、变流器容量小等优点正成为使用最广泛的变速恒频风力发电机之一。
目前,变速恒频式风力发电机,尤其是双馈式风力发电机在应对电网故障能力方面存在较大缺陷。
电网发生故障容易导致风力发电机机端电压跌落,造成发电机定子电流增加。
由于转子与定子之间的强耦合,快速增加的定子电流会导致转子电流急剧上升。
另外,由于风力机调节速度较慢,故障前期风力机吸收的风能不会明显减少,而发电机组由于机端电压降低,不能正常向电网输送电能,即有一部分能量无法输入电网,这些能量由系统内部消化,将导致电容充电、直流电压快速升高、电机转子加速、电磁转矩突变等一系列问题。
上述问题容易导致系统元器件的损坏[122]。
过去为保护设备,即使电网出现比较轻微的故障,风力发电机也要与电网解列[3]。
但风力发电机容量、风电场规模越来越大,如果大规模风电机组从电网解列,它就失去了对电网电压的支撑能力,这可能导致严重的连锁反应,对电网的稳定运行造成严重影响。
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DOI:10.7500/AEPS201301170双馈型风电机组低电压穿越技术要点及展望徐海亮,章 玮,贺益康,陈建生(浙江大学电气工程学院,浙江省杭州市310027)
摘要:近年来,风电机组在电网故障条件下的不间断运行,特别是低电压穿越已成为风电技术的重要内容,相继列入各国并网规程。文中深入解读了并网规程中低电压穿越运行的基本要求,以当前作为主流机型的双馈异步发电机为例,从机组安全并网、无功支撑和优化运行的角度,全面阐述了实现这一运行要求的几个技术要点和关键问题,并对现有的技术方案进行了相应的比较分析,以期展示这一技术的最新研究成果,预测未来可能的发展动向。关键词:双馈感应发电机;低电压穿越;高电压穿越;无功补偿;灭磁控制;Crowbar保护
收稿日期:2013-01-21;修回日期:2013-05-21。国家自然科学基金资助项目(50907057);浙江省自然科学基
金资助项目(Y13E070002);教育部博士研究生学术新人奖
资助项目。
0 引言
随着电网中以双馈感应发电机(DFIG)为主流
机型的风电装机容量所占比重的大幅提升,电力系统对风电机组的运行可靠性提出了日益严格的要求,其中较为典型、要求最高的当属低电压穿越(LVRT)[1-5]。
需要指出的是,目前国际上尚未有统一的LVRT运行规范,各国并网导则的制定均是立足于
本地区电网结构、传统电力与新能源发电的配比等实际情况,具有一定的国别、地区差异。从电压跌落幅度、要求并网时间来看,英国、爱尔兰要求风电机组能够在并网点电压跌至15%时不脱网,且最长并网时间分别为140ms和625ms;澳大利亚、加拿
大、德国、新西兰、西班牙等国进一步要求风电机组在电压跌落至0时能够并网运行一段时间(不少于100ms),即所谓的零电压穿越(ZVRT)[6]。在充分
借鉴国际经验并广泛征求各方意见基础上,中国制定的《风电场接入电力系统技术规定》(GB/T19963—2011)于
2012年6
月正式实施,要
求并网风电机组能在20%端电压条件下不脱网运行625ms[7]
。比较来看,国内并网规范的要求相对
保守。尽管世界各国并网导则有所差异,但从基本要求来看又具有相当的一致性。以国内并网规范为例,可概括出LVRT运行的3点基本功能要求。1)自保:在风电场并网点电压跌至20%标称值
且持续625ms以内,以及并网点电压在发生跌落后的2s内恢复至90%标称电压时,应能确保风电机组各部件安全、可靠地保持不脱网持续运行。这是并网规范的最基本要求。2)无功支撑:电压跌落期间应能充分利用机组
功率容量,优先调节无功功率输出,支持电网电压的迅速恢复。按标准要求,当风电场并网点电压处于标称电压的20%~90%范围内时,风电场注入电力系统的动态无功电流应满足IT≥1.5(0.9-UT)IN
,
0.2≤UT≤0.9,其中
U
T为风电场并网点电压标幺
值,IN为风电场额定电流。同时还要求自并网点电压跌落出现时刻起,动态无功电流控制的响应时间不大于75ms,持续时间应不少于550ms。
3)优化运行:要求尽可能降低故障期间电磁转
矩、母线电压的波动,以延长设备使用寿命[8]。这一
隐含的运行要求虽然对电网运行稳定性没有直接影响,但对风电运营商有着高度的吸引力。这是由于电磁转矩、母线电压的长时间波动会造成风电系统齿轮箱等轴系部件和直流母线电容器的损坏。这一要求所适用的工况不仅包含一般意义上的深度短时对称、不对称电压跌落,还应特别关注长时间单相(或两相)电压轻度跌落、高度不平衡时的运行工况。
在此背景下,本文对近年来国内外有关双馈型风电机组故障穿越运行的文献进行梳理,以归纳、提炼出风电技术中这一重要研究方向的焦点和关键问题,并对目前几种较为常见的LVRT方案进行分析、比较,以期展示这一技术的最新进展,预测未来可能的发展动向。需要说明的是,尽管永磁同步风力发电机组也会面临电网电压跌落故障,同样需要满足LVRT运行要求,但这类机组往往采用全功率型变流器,故障瞬间能够较好地实现发电机与电网—8—
第37卷 第20期2013年10月25日Vol.37 No.20Oct.25,2013的解耦,其保护和控制难度相对较低,故不作为本文讨论的内容。1 LVRT技术中的关注焦点由于双馈型风电机组励磁变流器容量仅为额定容量的30%左右,而定子绕组又直接挂网,当并网点电压发生跌落时会引起一系列电磁暂态过程。从机组安全并网、无功支撑和优化运行的角度来看,LVRT中会有以下几个值得关注的问题。1)关注之一:电压跌落引起定、转子绕组瞬时过电流,严重威胁变流器和直流电容器的运行安全。以对称跌落故障为例。假定故障瞬间电网电压骤降至p×额定值(0[10]深入分析了相角跳变、电网及发电机
参数(如初始运行条件、跌落深度、电网系统阻抗性质等)对暂态过程的影响。结果表明,若考虑真实开关的实际关断过程,对称跌落故障下电网电压恢复时刻的电流冲击可能会有所降低;非对称跌落时最大冲击电流发生在定、转子磁链反向时刻;最高母线电压发生在三相对称跌落时刻,而最大的转子冲击电流发生在相间短路故障时。文献[11]指出,非对
称电压跌落故障下直流磁链的大小与故障初始时刻有关,在相间短路时直流磁链最大值发生在故障发生瞬间,即t=0时刻;最小值发生在故障后的1/4
周期,即t=T/4时刻。文献[12]的研究则进一步
表明,电压跌落故障发生后若不采取相应措施,则可能会在电压恢复瞬间使DFIG经历一次高电压穿越(HVRT)过程。文献[10-12]的研究成果为深入理
解电压跌落故障下DFIG暂态过渡过程提供了重要参考。2)关注之二:电压跌落,特别是不对称跌落会伴
随长时间的电磁转矩脉动,将增加机组轴系的机械应力,严重危害齿轮箱的运行安全。以并网点电压发生不对称跌落为例,此时定子磁链中不仅包含正序、零序分量,还包含负序分量[5],图2给出了上述3种定子磁链与转子磁链的交互作用关系。可以看出,它们在产生恒定转矩的同时,还会产生出频率为2ω1,ω1,-ω1
(反转)的交
流脉动分量,加剧机械系统应力的冲击和交变,影响机组轴系、特别是齿轮箱的使用寿命。附录B给出了并网点发生两相对地短路故障时的DFIG瞬态响应波形,与对称跌落的附录A相比,不对称跌落除引起变流器过流外,电磁转矩波动幅度更大、持续时间更长。
D-6D-
-J>M(L 2D-J>M(D-J>M(
ψspψsnψsdc0ω1ω1ω1ω1ω1ω100sω1
(2s)ω1
(1s)ω1
图2 电网电压不对称跌落时定子磁链与转子磁链的交互作用Fig.2 Interactionofstatorandrotorfluxesduringgrid
voltageunbalancedfault
3)关注之三:低电压水平下的无功支持。电网电压跌落时,DFIG输出无功能力一方面受到较低端电压的限制,另一方面也受到变流器电—9—
·绿色电力自动化· 徐海亮,等 双馈型风电机组低电压穿越技术要点及展望