CN103001256B - 一种永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时网侧变流器的控制方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时网侧变流器的控制方法。所述方法通过永磁直驱型风力发电系统的传递函数建立所述永磁直驱型风力发电系统的数学模型；制定所述永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时网侧变流器的控制策略；在电力系统实时数字仿真器RTDS中建立所述网侧变流器的数学模型；利用所建立的网侧变流器的数学模型，仿真对比控制策略在所述永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时的控制结果，验证所制定控制策略的有效性。该方法能够分析和仿真验证出不利于系统低电压穿越时的PI控制环，并对控制策略进行改进，从而满足系统低电压穿越时的控制要求，提高永磁直驱型风力发电系统性能。

Description

一种永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时网侧变流器的控制方法

技术领域

本发明涉及风力发电系统技术领域，尤其涉及一种永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时网侧变流器的控制方法。

背景技术

随着并网风电场容量的提高，风力发电系统对电网的影响已经不能忽略。常规的风力发电系统，当电网电压跌落到一定值时，风力发电机组便自动脱网，这种情况在风力发电所占比例不高的电网中是可以接受的；但对于风力发电容量较大的电力系统，风力发电机组的离网会造成电网电压和频率的崩溃，给工业生产带来巨大的损失，从而给大规模应用风力发电带来困难。为了使风力发电机组在电网电压瞬间跌落时仍能保持并网，电网安全运行准则要求风力发电机组具有一定的低电压运行能力。

在永磁直驱型风力发电系统中，采用全功率变流器连接永磁同步发电机（PMSG）和电网实现并网发电，因此电网电压跌落时全功率变流器的运行特性就直接关系到发电系统的低电压穿越（LVRT）运行能力，对系统低电压穿越控制而言，主要集中在对网侧变流器的控制。

现有技术中，永磁直驱型风力发电系统在应用中所采用的控制策略主要有：模糊控制，滑膜控制、自适应控制与矢量控制等。模型中采用矢量控制，系统的最大功率跟踪功能主要在机侧变流器控制实现，网侧变流器主要实现功率解耦、稳定直流母线电压和保证系统谐波畸变率等，系统的低电压穿越运行能力主要在网侧变流器实现。由于PI控制自身的饱和特性，在系统低电压穿越这种剧烈的动态过程中，往往会出现部分PI控制器饱和失控，从而给控制系统带来不利的影响。

发明内容

本发明的目的是提供一种永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时网侧变流器的控制方法，能够分析和仿真验证出不利于系统低电压穿越时的PI控制环，并对控制策略进行改进，从而满足系统低电压穿越时的控制要求，提高永磁直驱型风力发电系统性能。

本发明的目的是通过以下技术方案实现的，一种永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时网侧变流器的控制方法，所述方法包括：

通过永磁直驱型风力发电系统的传递函数建立所述永磁直驱型风力发电系统的数学模型；

制定所述永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时网侧变流器的控制策略；

在电力系统实时数字仿真器RTDS中建立所述网侧变流器的数学模型；

利用所建立的网侧变流器的数学模型，仿真对比控制策略在所述永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时的控制结果，验证所制定控制策略的有效性。

所制定的网侧变流器的控制策略具体为：

在所述永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时屏蔽并网点输出电压外环，采用单电压外环和双电流内环的控制策略。

所述方法还包括：在所述永磁直驱型风力发电系统中，网侧变流器采用改进的电网电压定向的矢量控制，机侧变流器采用定子磁链定向的矢量控制。

由上述本发明提供的技术方案可以看出，所述方法通过永磁直驱型风力发电系统的传递函数建立所述永磁直驱型风力发电系统的数学模型；制定所述永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时网侧变流器的控制策略；在电力系统实时数字仿真器RTDS中建立所述网侧变流器的数学模型；利用所建立的网侧变流器的数学模型，仿真对比控制策略在所述永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时的控制结果，验证所制定控制策略的有效性。该方法能够分析和仿真验证出不利于系统低电压穿越时的PI控制环，并对控制策略进行改进，从而满足系统低电压穿越时的控制要求，提高永磁直驱型风力发电系统性能。

附图说明

为了更清楚地说明本发明实施例的技术方案，下面将对实施例描述中所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图仅仅是本发明的一些实施例，对于本领域的普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动的前提下，还可以根据这些附图获得其他附图。

图1为本发明实施例提供的永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时网侧变流器的控制方法流程示意图；

图2为网侧变流器原控制策略示意图；

图3为本发明实施例所提供的系统低电压穿越时网侧变流器制定的控制策略示意图；

图4为本发明实施例所述系统电压跌落过程中原控制策略和制定的控制策略条件下系统输出结果示意图；

图5为本发明实施例所述系统电压跌落过程中原控制策略和制定的控制策略条件下系统输出结果示意图。

具体实施方式

下面结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅仅是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明的保护范围。

下面将结合附图对本发明实施例作进一步地详细描述，如图1所示为本发明实施例提供的永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时网侧变流器的控制方法流程示意图，所述方法包括：

步骤11：通过永磁直驱型风力发电系统的传递函数建立所述永磁直驱型风力发电系统的数学模型

在该步骤中，永磁直驱型风力发电系统包括风力机、永磁同步发电机、双PWM控制器、电网等，所采用的模型为常用模型，具体来说：

风力机建模：

风力机的输入功率表达式如下：

$P=\frac{1}{2}{\mathrm{mv}}^2=\frac{1}{2}\left(\mathrm{\ρSv}\right)v^2=\frac{1}{2}{\mathrm{\ρSv}}^3---\left(1\right)$

式中ρ为空气密度，通常情况下，取1.205kg/m³，S为风力机叶片迎风扫过的面积，v是空气进入风力机扫掠面之前的风速。实际上通过风轮旋转面的风能不是全部被风机所吸收利用，若用风能利用系数C_p表示，则风力机的输出机械功率为：

$P_0=C_{p}P=\frac{1}{2}{\mathrm{\ρSv}}^3{C}_p---\left(2\right)$

永磁同步发电机建模：

永磁同步发电机电压的矩阵方程：

v_abcs＝-r_si_abcs+pλ_abcs

v_qdr＝r_ri_qdr+pλ_qdr(3)

其中：

$f_{\mathrm{abcs}}^T=\left[\begin{array}{ccc}{f}_{\mathrm{as}}& f_{\mathrm{bs}}& f_{\mathrm{cs}}\end{array}\right]$

$f_{\mathrm{qdr}}^T=\left[\begin{array}{cccc}{f}_{\mathrm{kq}1}& f_{\mathrm{kq}2}& f_{\mathrm{fd}}& f_{\mathrm{kd}}\end{array}\right]---\left(4\right)$

式中，v_abcs、v_qdr为定转子电压矩阵，i_abcs、i_qdr为定转子电流矩阵，λ_abcs、λ_qdr为定、转子绕组磁链矩阵，r_s、r_r为定、转子绕组的电阻矩阵，微分算子p代替微分符号，下标s和r分别代表发电机的定子和转子绕组，其中定子和转子电阻矩阵为对角阵：

r_s＝diag[r_sr_sr_s]

r_r＝diag[r_kq1r_kq2r_fdr_kd](5)

列写出系统磁链的矩阵方程：

$\left[\begin{array}{c}{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{abcs}}\\ {\mathrm{\λ}}_{\mathrm{qdr}}\end{array}\right]=\left[\begin{array}{cc}{L}_s& L_{\mathrm{sr}}\\ L_{\mathrm{sr}}^T& L_r\end{array}\right]\left[\begin{array}{c}{-i}_{\mathrm{abcs}}\\ i_{\mathrm{qdr}}\end{array}\right]---\left(6\right)$

写出各个电感矩阵的表达式：

$L_s=\left[\begin{array}{ccc}{L}_{\mathrm{ls}}+L_A-L_B\cos {2\mathrm{\θ}}_r& -\frac{1}{2}{L}_A-L_B\cos 2({\mathrm{\θ}}_r-\frac{\mathrm{\π}}{3})& -\frac{1}{2}{L}_A-L_B\cos 2({\mathrm{\θ}}_r+\frac{\mathrm{\π}}{3})\\ -\frac{1}{2}{L}_A-L_B\cos 2({\mathrm{\θ}}_r-\frac{\mathrm{\π}}{3})& L_{\mathrm{ls}}+L_A-L_B\cos 2({\mathrm{\θ}}_r-\frac{2\mathrm{\π}}{3})& -\frac{1}{2}{L}_A-L_B\cos 2({\mathrm{\θ}}_r+\mathrm{\π})\\ -\frac{1}{2}{L}_A-L_B\cos 2({\mathrm{\θ}}_r+\frac{\mathrm{\π}}{3})& -\frac{1}{2}{L}_A-L_B\cos 2({\mathrm{\θ}}_r+\mathrm{\π})& L_{\mathrm{ls}}+L_A-L_B{({\mathrm{\θ}}_r+\frac{2\mathrm{\π}}{3})}_r\end{array}\right]$

$L_{\mathrm{sr}}=\left[\begin{array}{cccc}{L}_{\mathrm{skq}1}\cos {\mathrm{\θ}}_r& L_{\mathrm{skq}2}\cos {\mathrm{\θ}}_r& L_{\mathrm{sfd}}\cos {\mathrm{\θ}}_r& L_{\mathrm{skd}}\cos {\mathrm{\θ}}_r\\ L_{\mathrm{skq}1}\cos ({\mathrm{\θ}}_r-\frac{2\mathrm{\π}}{3})& L_{\mathrm{skq}2}\cos ({\mathrm{\θ}}_r-\frac{2\mathrm{\π}}{3})& L_{\mathrm{sfd}}\cos ({\mathrm{\θ}}_r-\frac{2\mathrm{\π}}{3})& L_{\mathrm{skd}}\cos ({\mathrm{\θ}}_r-\frac{2\mathrm{\π}}{3})\\ L_{\mathrm{skq}1}\cos 2({\mathrm{\θ}}_r+\frac{2\mathrm{\π}}{3})& L_{\mathrm{skq}2}\cos 2({\mathrm{\θ}}_r+\frac{2\mathrm{\π}}{3})& L_{\mathrm{sfd}}\cos 2({\mathrm{\θ}}_r+\frac{2\mathrm{\π}}{3})& L_{\mathrm{skd}}\cos 2({\mathrm{\θ}}_r+\frac{2\mathrm{\π}}{3})\end{array}\right]$

$L_r=\left[\begin{array}{cccc}{L}_{\mathrm{lkq}1}+L_{\mathrm{mkq}1}& L_{\mathrm{kq}1\mathrm{kq}2}& 0& 0\\ L_{\mathrm{kq}1\mathrm{kq}2}& L_{\mathrm{lkq}2}+L_{\mathrm{mkq}2}& 0& 0\\ 0& 0& L_{\mathrm{lfd}}+L_{\mathrm{mfd}}& L_{\mathrm{fdkd}}\\ 0& 0& L_{\mathrm{fdkd}}& L_{\mathrm{lkd}}+L_{\mathrm{mkd}}\end{array}\right]---\left(7\right)$

式中：下标l和m分别表示漏电感和励磁电感，θ_r是定子A轴和转子q轴间的空间位移角。

电网建模：

假设电网为一无穷大电网，其幅值为U_g，则网侧变流器输入电压与电网电压的关系可表示为：

U_g∠0°＝Z_gI_g+V_g＝(R_g+jX_g)(i_gd+j_igq)+(v_gd+jv_gq)(8)将上式写成幅值表达式：

$U_g^2=A_1^2+A_2^2$

A₁＝R_gi_gd-X_gi_gq+v_gdA₂＝R_gi_gq+X_gi_gd+v_gq(9)

步骤12：制定所述永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时网侧变流器的控制策略；

在该步骤中，具体制定过程可以为：首先对原有的双电压外环和双电流内环的网侧变流器PI控制策略进行分析，分析各个PI控制环在系统低电压穿越过程中的响应状态，并以此为依据改进、制定永磁直驱型风力发电系统低电压穿越（LVRT）时网侧变流器的控制策略。

由于通过分析发现并网点电压外环在系统低电压穿越过程中容易出现饱和，这使系统低电压穿越的动态响应更加恶劣，所以制定的控制策略为：在所述永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时屏蔽并网点电压外环，采用单电压外环和双电流内环的控制策略，从而改善系统低电压穿越的动态响应。

举例来说，如图2所示为网侧变流器原控制策略示意图，图2中：设计出保证系统稳定运行网侧变流器的PI参数：直流电压外环——Kp=8，Ki=100；输出电压外环——Kp=10，Ki=1000；电流内环——Kp=0.3，Ki=10。从PI参数可以看出两个电压外环的比例放大系数均较大，当系统出现大幅度的电压跌落时，输出电压外环的参考电压信号保持为1，但是采样电压信号将降低到很小、甚至为0，这时过大的误差信号加之较大的比例放大系数将很可能导致输出电压外环PI控制器出现饱和失控情况。

针对上述情况，对网侧变流器控制策略进行改进，图3为本发明实施例所提供的系统低电压穿越时网侧变流器制定的控制策略示意图，图3中：电流内环保持不变，d轴电流的控制指令也保持为直流母线电压外环的控制，q轴电流的控制指令直接给定为零，屏蔽并网点电压外环，采用单电压外环和双电流内环的控制策略，改善系统低电压穿越的动态响应。

所制定的网侧变流器控制策略为：屏蔽并网点电压外环，采用单电压外环和双电流内环的控制策略，从而改善系统低电压穿越的动态响应。

步骤13：在电力系统实时数字仿真器RTDS中建立所述网侧变流器的数学模型

在具体实现中，永磁直驱型风力发电系统主要包括网侧脉宽调制变流器（PWM，PulseWidthModulation）控制和机侧脉宽调制变流器控制，机侧变流器的控制采用常用的定子磁链定向的矢量控制，而低电压穿越控制主要在于网侧变流器控制，网侧变流器采用改进的电网电压定向的矢量控制，这里主要讨论网侧变流器的数学模型。

下面以具体的实例来对上述网侧变流器的数学模型的建立过程进行说明，在此处引入开关函数Si（i=a，b，c）：

根据KCL和KVL可以得到：

$\left\{\begin{array}{c}{u}_{\mathrm{ga}}-R_g{i}_{\mathrm{ga}}-L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{ga}}}{\mathrm{dt}}=v_{\mathrm{ga}}\\ u_{\mathrm{gb}}-R_g{i}_{\mathrm{gb}}-L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gb}}}{\mathrm{dt}}=v_{\mathrm{gb}}\\ u_{\mathrm{gc}}-R_g{i}_{\mathrm{gc}}-L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gc}}}{\mathrm{dt}}=v_{\mathrm{gc}}\\ C\frac{{\mathrm{du}}_{\mathrm{dc}}}{\mathrm{dt}}{S}_a{i}_{\mathrm{ga}}+S_b{i}_{\mathrm{gb}}+S_c{i}_{\mathrm{gc}}-i_L\end{array}---\left(11\right)\right.$

$\left\{\begin{array}{c}{v}_{\mathrm{ga}}=v_{(\mathrm{ga},n)}+v_{(n,0)}\\ v_{\mathrm{gb}}=v_{(\mathrm{gb},n)}+v_{(n,0)}\\ v_{\mathrm{gc}}=v_{(\mathrm{gc},n)}+v_{(n,0)}\end{array}\right.---\left(12\right)$

式（12）中v_(n，0)表示直流侧负极性端与三相电源中点之间的电压；v_(gi，n)(i＝a,b,c)表示三相交流侧对直流侧负极性端的电压。根据状态空间平均法可以得到一个调制周期内三相交流侧电压瞬时值：

$\left\{\begin{array}{c}{v}_{(\mathrm{ga},n)}=S_a{u}_{\mathrm{dc}}\\ v_{(\mathrm{gb},n)}=S_b{u}_{\mathrm{dc}}\\ v_{(\mathrm{gc},n)}=S_c{u}_{\mathrm{dc}}\end{array}\right.---\left(13\right)$

稳态时认为电网三相电压平衡，所以有：

v_ga+v_gb+v_gc＝0（14）

将式（13）、（14）代入式（12）得到：

$v_{(n,0)}=-\frac{S_a+S_b+S_c}{3}{u}_{\mathrm{dc}}---\left(15\right)$

将式（12）、（13）、（15）代入式（14）得到：

$\left\{\begin{array}{c}{L}_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{ga}}}{\mathrm{dt}}=-R_g{i}_{\mathrm{ga}}-(S_a-\frac{S_a+S_b+S_c}{3})u_{\mathrm{dc}}+u_{\mathrm{ga}}\\ L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gb}}}{\mathrm{dt}}=-R_g{i}_{\mathrm{gb}}-(S_b-\frac{S_a+S_b+S_c}{3})u_{\mathrm{dc}}+u_{\mathrm{gb}}\\ L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gc}}}{\mathrm{dt}}=-R_g{i}_{\mathrm{gc}}-(S_c-\frac{S_a+S_b+S_c}{3})u_{\mathrm{dc}}+u_{\mathrm{gc}}\\ C\frac{{\mathrm{du}}_{\mathrm{dc}}}{\mathrm{dt}}=S_a{i}_{\mathrm{ga}}+S_b{i}_{\mathrm{gb}}+S_c{i}_{\mathrm{gc}}-i_L\end{array}---\left(16\right)\right.$

化成矩阵形式得到：

$\left\{\begin{array}{c}{L}_g\left[\begin{array}{c}\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{ga}}}{\mathrm{dt}}\\ \frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gb}}}{\mathrm{dt}}\\ \frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gc}}}{\mathrm{dt}}\end{array}\right]=-R_g\left[\begin{array}{c}{i}_{\mathrm{ga}}\\ i_{\mathrm{gb}}\\ i_{\mathrm{gc}}\end{array}\right]-\left(\begin{array}{ccc}\frac{2}{3}& -\frac{1}{3}& -\frac{1}{3}\\ -\frac{1}{3}& \frac{2}{3}& -\frac{1}{3}\\ -\frac{1}{3}& -\frac{1}{3}& \frac{2}{3}\end{array}\right)\left[\begin{array}{c}{S}_a\\ S_b\\ S_c\end{array}\right]u_{\mathrm{dc}}+\left[\begin{array}{c}{u}_{\mathrm{ga}}\\ u_{\mathrm{gb}}\\ u_{\mathrm{gc}}\end{array}\right]\\ C\frac{{\mathrm{du}}_{\mathrm{dc}}}{\mathrm{dt}}=[S_a,S_b,S_c]\left[\begin{array}{c}{i}_{\mathrm{ga}}\\ i_{\mathrm{gb}}\\ i_{\mathrm{gc}}\end{array}\right]-i_L\end{array}---\left(17\right)\right.$

其中有：

$\left[\begin{array}{c}{u}_{\mathrm{ga}}\\ u_{\mathrm{gb}}\\ u_{\mathrm{gc}}\end{array}\right]=U_{\mathrm{gm}}\left[\begin{array}{c}\cos ({\mathrm{\ω}}_{g}t+\mathrm{\α})\\ \cos ({\mathrm{\ω}}_{g}t-\frac{2\mathrm{\π}}{3}+\mathrm{\α})\\ \cos ({\mathrm{\ω}}_{g}t+\frac{2\mathrm{\π}}{2}+\mathrm{\α})\end{array}\right]---\left(18\right)$

（18）式中ω_g为电网的角频率；α为A相电压的初始电角度；U_gm为相电压的幅值。根据电网三相电压瞬时值可以合成电网电压空间矢量：

$U_{\mathrm{gd}}=\frac{2}{3}(u_{\mathrm{ga}}+e^{j2\mathrm{\π}/3}{u}_{\mathrm{gb}}+e^{j4\mathrm{\π}/3}{u}_{\mathrm{gc}})---\left(19\right)$

以电网电压空间矢量方向为d轴方向，超前其90度为q轴方向，采用电网电压定向可以得到：

$\left\{\begin{array}{c}{u}_{\mathrm{gd}}=\left|U_{\mathrm{gd}}\right|=\sqrt{\frac{3}{2}}{U}_{\mathrm{gm}}\\ u_{\mathrm{gq}}=0\end{array}---\left(20\right)\right.$

这里假设d-q坐标系的初始电角度与A相的初始电角度相等，从ABC三相静止坐标系到d-q同步旋转坐标系的变换矩阵为：

$C_{3S/2r}=C_{2S/2r}{C}_{3S/2S}=2\left[\begin{array}{ccc}\cos \mathrm{\ωt}& \cos (\mathrm{\ωt}-2\mathrm{\π}/3)& \cos (\mathrm{\ωt}+2\mathrm{\π}/3)\\ -\sin \mathrm{\ωt}& -\sin (\mathrm{\ωt}-2\mathrm{\π}/3)& -\sin (\mathrm{\ωt}+2\mathrm{\π}/3)\end{array}\right]---\left(21\right)$

（21）式中ω为d-q同步旋转坐标系的角频率。

然后将与ABC有关的变量转化为d-q坐标系统中的各个分量，于是得到：

$\left[\begin{array}{c}{X}_{\mathrm{gd}}\\ X_{\mathrm{gq}}\end{array}\right]=C_{3S/2r}{[X_{\mathrm{ga}},X_{\mathrm{gb}},X_{\mathrm{gc}}]}^T---\left(22\right)$

（22）式中X表示各处对应的电压电流。

开关函数的坐标变换为：

$\left[\begin{array}{c}{S}_d\\ S_q\end{array}\right]=C_{3S/2r}{[S_a,S_b,S_c]}^T---\left(23\right)$

再将式（12）、（22）、（23）代入式（17）就可以得到d-q轴系下网侧变流器的数学模型：

$\left\{\begin{array}{c}{L}_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gd}}}{\mathrm{dt}}=-R_g{i}_{\mathrm{gd}}+{\mathrm{\ω}}_g{L}_g{i}_{\mathrm{gq}}-S_d{u}_{\mathrm{dc}}+u_{\mathrm{gd}}\\ L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gq}}}{\mathrm{dt}}=-r_g{i}_{\mathrm{gq}}-{\mathrm{\ω}}_g{L}_g{i}_{\mathrm{gd}}-S_q{u}_{\mathrm{dc}}+u_{\mathrm{gq}}\\ C\frac{{\mathrm{du}}_{\mathrm{dc}}}{\mathrm{dt}}=S_d{i}_{\mathrm{gd}}+S_q{i}_{\mathrm{gq}}-i_L\end{array}---\left(24\right)\right.$

进一步的，由式（13）可以得到：

$\left\{\begin{array}{c}{v}_{\mathrm{gd}}=S_d{u}_{\mathrm{dc}}\\ v_{\mathrm{gq}}=S_q{u}_{\mathrm{dc}}\end{array}\right.---\left(25\right)$

将（25）代入式（24）可以得到：

$\left\{\begin{array}{c}{v}_{\mathrm{gd}}=-R_g{i}_{\mathrm{gd}}+{\mathrm{\ω}}_g{L}_g{i}_{\mathrm{gq}}-L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gd}}}{\mathrm{dt}}+u_{\mathrm{gd}}\\ v_{\mathrm{gq}}=-R_g{i}_{\mathrm{gq}}-{\mathrm{\ω}}_g{L}_g{i}_{\mathrm{gd}}-L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gq}}}{\mathrm{dt}}\end{array}---\left(26\right)\right.$

从而可以得出在d-q坐标系下，从网侧变流器输入到电网的有功功率和无功功率分别为：

$\left\{\begin{array}{c}{P}_g=-u_{\mathrm{gd}}{i}_{\mathrm{gd}}-u_{\mathrm{gq}}{i}_{\mathrm{gq}}=-u_{\mathrm{gd}}{i}_{\mathrm{gd}}\\ Q_g=u_{\mathrm{gd}}{i}_{\mathrm{gq}}-u_{\mathrm{gq}}{i}_{\mathrm{gd}}=u_{\mathrm{gd}}{i}_{\mathrm{gq}}\end{array}\right.---\left(27\right)$

上（18）式中，P_g大于0表示变换器工作于逆变状态，有功功率从直流侧流向交流电网；P_g小于0表示变换器工作于整流状态，有功功率从交流电网流向直流侧。Q_g大于0表示变换器向电网发出滞后无功功率；Q_g小于0表示变换器从电网吸收滞后无功功率，d-q轴电流分量i_gq、i_gd实际上就是变流器的无功电流和有功电流，调节i_gq、i_gd的值就控制了网侧变流器的无功功率和有功功率。

由式（18）可以看出，调节输出电流在d、q轴的分量，就可以独立地控制网侧变流器输出的有功功率和无功功率（功率因数）。从电路拓扑结构可以看出，当永磁同步电机发出的有功功率大于流入电网的有功功率时，多余的有功功率会使直流侧电容电压升高；反之，直流侧电容电压会降低。因此，可对直流侧电容电压进行控制，通过控制直流侧电压维持不变，在忽略变换器损耗时，可认为永磁同步电机发出的有功功率全部反馈回电网。用直流侧电压调节器的输出作为d轴电流分量（有功电流）的给定值，它反映了网侧变流器输出有功电流的大小。

同时可以看出，当永磁同步电机发出的无功功率决定了网侧变流器交流侧的电压幅值，因此可对交流侧的输出电压幅值进行控制，通过控制交流侧电压幅值不变，忽略变换器损耗，可认为永磁同步电机发出的无功功率全部反馈回电网，实际模型中的网侧变流器必然有无功的得失，所以在用交流侧电压幅值作为q轴电流分量（无功电流）的给定值时，调整量应该为可变的。

根据式（15）～式（18）可以设计出双闭环的网侧变流器控制策略。这里，外环为电压环，内环为电流环。电压环给定值与直流母线电压u_dc进行比较，经过PI调节器调节，给出d轴电流给定量电压环给定值与电网电压u_RMS进行比较，经过PI调节器调节，给出q轴电流给定量与实际电流的d、q轴分量进行比较，误差经PI调节器调节后输出v′_gd、v′_gq，再与各自的解耦补偿项运算后得到网侧变流器参考电压给定值v_gd、v_gq再经过SVM得到网侧变流器所需的PWM驱动信号。

步骤14：利用所建立的网侧变流器的数学模型，仿真对比控制策略在所述永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时的控制结果，验证所制定控制策略的有效性

在该步骤中，进一步利用所建立的网侧变流器的数学模型在RTDS进行仿真验证，从而得出：

原网侧变流器控制策略的仿真结果显示与分析情况一致，输出电压外环PI控制器饱和使网侧控制系统出现紊乱；而步骤12所制定的改进控制策略就不存在这一问题，控制系统正常反应了系统低电压穿越过程的暂态特性。

以实例来说明，如图4所示为本发明实施例所提供的系统电压跌落过程中，原控制策略和制定的控制策略条件下系统输出结果（系统输出电压）的示意图，由图4表示为并网点电压跌落80%，持续625ms的运行情况。

如图5所示为本发明实施例所提供的系统电压跌落过程中，原控制策略（上图）和制定的控制策略（下图）条件下系统输出结果（直流母线电压）的示意图，由图5可知：当并网点电压跌落80%,持续625ms的运行情况，原控制策略（上图）条件下系统输出的直流母线电压值超出额定值的30%，而制定的控制策略（下图）条件下系统输出直流母线电压小于30%，为13%，满足直流母线电容的电压要求，实现了控制目标。

综上所述，本发明实施例能够分析和仿真验证出不利于系统低电压穿越时的PI控制环，并对控制策略进行改进，从而满足系统低电压穿越时的控制要求，提高永磁直驱型风力发电系统性能。

以上所述，仅为本发明较佳的具体实施方式，但本发明的保护范围并不局限于此，任何熟悉本技术领域的技术人员在本发明披露的技术范围内，可轻易想到的变化或替换，都应涵盖在本发明的保护范围之内。因此，本发明的保护范围应该以权利要求书的保护范围为准。

Claims (1)

1.一种永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时网侧变流器的控制方法，其特征在于，所述方法包括：

通过永磁直驱型风力发电系统的传递函数建立所述永磁直驱型风力发电系统的数学模型；

制定所述永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时网侧变流器的控制策略,具体制定控制策略的过程为：

首先对原有双电压外环和双电流内环的网侧变流器PI控制策略进行分析，分析各个PI控制环在系统低电压穿越过程中的响应状态，并以此为依据改进、制定所述永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时网侧变流器的控制策略，且所制定的网侧变流器的控制策略具体为：在所述永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时屏蔽并网点输出电压外环，采用单电压外环和双电流内环的控制策略；

在电力系统实时数字仿真器RTDS中建立所述网侧变流器的数学模型；

利用所建立的网侧变流器的数学模型，仿真对比控制策略在所述永磁直驱型风力发电系统低电压穿越时的控制结果，验证所制定控制策略的有效性。