CN103066625A - 一种永磁直驱型风力发电系统网侧变流器的优化控制方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种永磁直驱型风力发电系统网侧变流器的优化控制方法。所述方法包括：改进永磁直驱型风力发电系统网侧变流器的控制策略，具体为增设一个电压外环；根据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，并在RTDS中搭建该永磁直驱风力发电系统的控制模型；基于电力系统实时数字仿真器RTDS中所搭建的控制模型，仿真测试所述网侧变流器在改进的控制策略；根据仿真测试结果，验证所述网侧变流器改进的控制策略满足永磁直驱型风力发电系统动态响应时系统总谐波畸变率的要求。所述控制方法能够同时满足系统动态响应时系统总谐波畸变率的要求，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网侧变流器的优化控制方法

技术领域

本发明涉及风力发电系统领域，尤其涉及一种永磁直驱型风力发电系统网侧变流器的优化控制方法。

背景技术

目前，在永磁直驱型风力发电系统中，需要对网侧脉宽调制变流器（PWM，PulseWidth Modulation）（简称网侧变流器）和机侧脉宽调制变流器（简称机侧变流器）进行很好的控制，以保证直流母线电压的稳定、系统总谐波畸变率满足工业要求等。由于控制策略的不全面性，往往控制结果无法同时满足多种系统工况，包括稳态响应和动态响应的运行条件。

现有技术方案中，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。例如采用矢量控制，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。在对网侧变流器的电流控制方案中，主要功能是由控制系统实现的，除了对有功分量和无功分量的解耦控制外，主要是利用比例积分PI控制来得到系统所需要的稳定直流电压，并且已经解耦的输入电流，因此一般是将整个网侧变流器的控制系统分为两个环节：电压外环控制和电流内环控制。

现有技术中网侧变流器的控制系统一般包含一个直流母线电压外环和两个电流内环，这样往往无法满足系统多种动态响应时输出电压总谐波畸变率的要求。

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网侧变流器的优化控制方法，能够同时满足系统动态响应时系统总谐波畸变率的要求，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网侧变流器的优化控制方法，所述方法包括：

改进永磁直驱型风力发电系统网侧变流器的控制策略，具体为增设一个电压外环，所增设的电压外环比例积分PI参数计算为：Kp=10，Ki=1000，通过加设一个电压外环PI控制来提高网侧变流器控制系统稳定冗余性，从而优化网侧变流器控制；

根据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，并在电力系统实时数字仿真器RTDS中搭建该永磁直驱风力发电系统的控制模型；

基于电力系统实时数字仿真器RTDS中所搭建的控制模型，仿真测试所述网侧变流器在改进的控制策略下风速恒定的稳态响应和风速变化的动态响应；

根据仿真测试结果，验证所述网侧变流器改进的控制策略满足永磁直驱型风力发电系统动态响应时系统总谐波畸变率的要求。

所述方法还包括：所述网侧变流器采用电网电压定向的矢量控制；所述机侧变流器采用定子磁链定向的矢量控制。

所述方法还包括：基于电力系统实时数字仿真器RTDS中所搭建的控制模型，仿真测试所述网侧变流器在传统控制策略下风速恒定的稳态响应和风速变化的动态响应。

在仿真测试所述网侧变流器在传统控制策略下风速恒定的稳态响应和风速变化的动态响应之后，所述方法还包括：

根据仿真测试结果，验证所述网侧变流器传统的控制策略在永磁直驱型风力发电系统出现较大阶跃响应时系统的动态响应差，无法满足系统总谐波畸变率的要求。

由上述本发明提供的技术方案可以看出，所述方法包括：改进永磁直驱型风力发电系统网侧变流器的控制策略，具体为增设一个电压外环，所增设的电压外环比例积分PI参数计算为：Kp=10，Ki=1000；根据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，并在电力系统实时数字仿真器RTDS中搭建该永磁直驱风力发电系统的控制模型；基于电力系统实时数字仿真器RTDS中所搭建的控制模型，仿真测试所述网侧变流器在改进的控制策略下风速恒定的稳态响应和风速变化的动态响应；根据仿真测试结果，验证所述网侧变流器改进的控制策略满足永磁直驱型风力发电系统动态响应时系统总谐波畸变率的要求。所述控制方法能够同时满足系统动态响应时系统总谐波畸变率的要求，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网侧变流器的优化控制方法流程示意图；

图2为现有技术中传统网侧变流器的控制策略示意图；

图3为本发明实施例所述改进的网侧变流器的控制策略示意图；

图4为本发明实施例所提供的永磁直驱型风力发电系统传统控制策略在风速阶跃变化时系统输出电压和总谐波畸变率的示意图；

图5为本发明实施例所提供的永磁直驱型风力发电系统改进控制策略在风速阶跃变化时系统输出电压和总谐波畸变率的示意图。

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。

本发明实施例所述网侧变流器的控制策略增设另一个输出电压外环以保证输出电压的总谐波畸变率，构成双电压外环和双电流内环的改进控制策略，同时满足有功功率决定直流母线电压幅值、无功功率决定输出电压幅值的功率解耦要求，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网侧变流器的优化控制方法流程示意图，所述方法包括：

步骤11：改进永磁直驱型风力发电系统网侧变流器的控制策略，具体为增设一个电压外环。

在该步骤中，现有技术中永磁直驱型风力发电系统网侧变流器一般采用一个电压外环、两个电流内环进行控制，而本发明实施例所述改进的网侧变流器控制增设一个电压外环，目的在于进一步保证系统的总谐波畸变率，使系统的动态电压响应的总谐波畸变率满足工业要求。

具体来说，如图2所示为现有技术中传统网侧变流器的控制策略示意图，图2中包括一个电压外环和两个电流内环，其中PI1为电压外环，PI2和PI3为电流内环，SVM表示空间矢量调制法，2r表示两相旋转，3s表示三相静止。

如图3所示为本发明实施例所述改进的网侧变流器的控制策略示意图，图3中增设了一个电压外环，所增设的电压外环比例积分PI参数计算为：Kp=10，Ki=1000，其中Kp是电压外环的比例参数，Ki是积分参数。通过加设一个电压外环PI控制来提高网侧变流器控制系统稳定冗余性，从而优化网侧变流器控制，而网侧变流器系统无功功率由q轴电流控制，无功功率对系统输出电压产生影响，因此这里增设网侧变流器输出电压外环。

目的在于进一步保证系统的总谐波畸变率，使系统的动态电压响应的总谐波畸变率满足工业要求。

步骤12：根据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，并在电力系统实时数字仿真器RTDS中搭建该永磁直驱风力发电系统的控制模型。

在该步骤12中，永磁直驱型风力发电系统的数学模型可参考现有常用模型，具体可根据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，并进一步在电力系统实时数字仿真器RTDS中搭建该永磁直驱风力发电系统的控制模型，上述永磁同步风力发电系统可以包括风力机、永磁同步发电机（凸极机）、双PWM控制器、电网等，具体来说：

风力机建模：

风力机的输入功率表达式如下：

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

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_s  r_s  r_s]

r_r＝diag[r_kq1  r_kq2  r_fd  r_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。

永磁直驱型风力发电的控制系统主要包括网侧脉宽调制变流器（PWM，Pulse WidthModulation）（简称网侧变流器）控制和机侧脉宽调制变流器（简称机侧变流器）控制。上述网侧变流器采用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，这里主要讨论网侧变流器的控制模型：

在此处引入开关函数Si（i=a，b，c）。

根据基尔霍夫电压定律和电流定律可以得到：

$\left\{\begin{array}{c}{u}_{\mathrm{ga}}-R_g{i}_{\mathrm{ga}}-L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{ga}}}{\mathrm{dt}}=v_{\mathrm{ga}}\\ u_{\mathrm{gb}}-R_g{i}_{\mathrm{gb}}-L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gb}}}{\mathrm{dt}}=v_{\mathrm{gb}}\\ u_{\mathrm{gc}}-R_g{i}_{\mathrm{gc}}-L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gc}}}{\mathrm{dt}}=v_{\mathrm{gc}}\\ C\frac{{\mathrm{du}}_{\mathrm{dc}}}{\mathrm{dt}}=S_a{i}_{\mathrm{ga}}+S_b{i}_{\mathrm{gb}}+S_c{i}_{\mathrm{gc}}-i_L\end{array}\right.---\left(9\right)$

$\left\{\begin{array}{c}{v}_{\mathrm{ga}}=v_{(\mathrm{ga},n)}+v_{(n,0)}\\ v_{\mathrm{gb}}=v_{(\mathrm{gb},n)}+v_{(n,0)}\\ v_{\mathrm{gc}}=v_{(\mathrm{gc},n)}+v_{(n,0)}\end{array}\right.---\left(10\right)$

式（9）中v_gi(i＝a,b,c)网侧变流器输出三相交流电压；u_gi(i＝a,b,c)电网三相交流电压；R_g,L_g表示两者之间的电阻和电感；i_L表示输入网侧变流器电流；式（10）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：

$\left\{\begin{array}{c}{v}_{(\mathrm{ga},n)}=S_a{u}_{\mathrm{dc}}\\ v_{(\mathrm{gb},n)}=S_b{u}_{\mathrm{dc}}\\ v_{(\mathrm{gc},n)}=S_c{u}_{\mathrm{dc}}\end{array}\right.---\left(11\right)$

稳态时认为电网三相电压平衡，所以有：

v_ga+v_gb+v_gc＝0    （12）

将式（11）、（12）代入式（10）得到：

$v_{(n,0)}=-\frac{S_a+S_b+S_c}{3}{u}_{\mathrm{dc}}---\left(13\right)$

将式（10）、（11）、（13）代入式（12）得到：

$\left\{\begin{array}{c}{L}_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{ga}}}{\mathrm{dt}}=-R_g{i}_{\mathrm{ga}}-(S_a-\frac{S_a+S_b+S_c}{3})u_{\mathrm{dc}}+u_{\mathrm{ga}}\\ L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gb}}}{\mathrm{dt}}=-R_g{i}_{\mathrm{gb}}-(S_b-\frac{S_a+S_b+S_c}{3})u_{\mathrm{dc}}+u_{\mathrm{gb}}\\ L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gc}}}{\mathrm{dt}}=-R_g{i}_{\mathrm{gc}}-(S_c-\frac{S_a+S_b+S_c}{3})u_{\mathrm{dc}}+u_{\mathrm{gc}}\\ C\frac{{\mathrm{du}}_{\mathrm{dc}}}{\mathrm{dt}}=S_a{i}_{\mathrm{ga}}+S_b{i}_{\mathrm{gb}}+S_c{i}_{\mathrm{gc}}-i_L\end{array}\right.---\left(14\right)$

化成矩阵形式得到：

$\left\{\begin{array}{c}{L}_g\left[\begin{array}{c}\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{ga}}}{\mathrm{dt}}\\ \frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gb}}}{\mathrm{dt}}\\ \frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gc}}}{\mathrm{dt}}\end{array}\right]=-R_g\left[\begin{array}{c}{i}_{\mathrm{ga}}\\ i_{\mathrm{gb}}\\ i_{\mathrm{gc}}\end{array}\right]-\left(\begin{array}{ccc}\frac{2}{3}& -\frac{1}{3}& -\frac{1}{3}\\ -\frac{1}{3}& \frac{2}{3}& -\frac{1}{3}\\ -\frac{1}{3}& -\frac{1}{3}& \frac{2}{3}\end{array}\right)\left[\begin{array}{c}{S}_a\\ S_b\\ S_c\end{array}\right]u_{\mathrm{dc}}+\left[\begin{array}{c}{u}_{\mathrm{ga}}\\ u_{\mathrm{gb}}\\ u_{\mathrm{gc}}\end{array}\right]\\ C\frac{{\mathrm{du}}_{\mathrm{dc}}}{\mathrm{dt}}=[S_a,S_b,S_c]\left[\begin{array}{c}{i}_{\mathrm{ga}}\\ i_{\mathrm{gb}}\\ i_{\mathrm{gc}}\end{array}\right]-i_L\end{array}\right.---\left(15\right)$

其中有：

$\left[\begin{array}{c}{u}_{\mathrm{ga}}\\ u_{\mathrm{gb}}\\ u_{\mathrm{gc}}\end{array}\right]=U_{\mathrm{gm}}\left[\begin{array}{c}\cos ({\mathrm{\ω}}_{g}t+\mathrm{\α})\\ \cos ({\mathrm{\ω}}_{g}t-\frac{2\mathrm{\π}}{3}+\mathrm{\α})\\ \cos ({\mathrm{\ω}}_{g}t+\frac{2\mathrm{\π}}{3}+\mathrm{\α})\end{array}\right]---\left(16\right)$

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：

$U_{\mathrm{gd}}=\frac{2}{3}(u_{\mathrm{ga}}+e^{j2\mathrm{\π}/3}{u}_{\mathrm{gb}}+e^{j4\mathrm{\π}/3}{u}_{\mathrm{gc}})---\left(17\right)$

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：

$\left\{\begin{array}{c}{u}_{\mathrm{gd}}=\left|U_{\mathrm{gd}}\right|=\sqrt{\frac{3}{2}}{U}_{\mathrm{gm}}\\ u_{\mathrm{gq}}=0\end{array}\right.---\left(18\right)$

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：

$C_{3S/2r}=C_{2S/2r}{C}_{3S/2S}=\frac{2}{3}\left[\begin{array}{ccc}\cos \mathrm{\ωt}& \cos (\mathrm{\ωt}-2\mathrm{\π}/3)& \cos (\mathrm{\ωt}+2\mathrm{\π}/3)\\ -\sin \mathrm{\ωt}& -\sin (\mathrm{\ωt}-2\mathrm{\π}/3)& -\sin (\mathrm{\ωt}+2\mathrm{\π}/3)\end{array}\right]---\left(19\right)$

式中ω为d-q同步旋转坐标系的角频率。

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：

$\left[\begin{array}{c}{X}_{\mathrm{gd}}\\ X_{\mathrm{gq}}\end{array}\right]=C_{3S/2r}{[X_{\mathrm{ga}},X_{\mathrm{gb}},X_{\mathrm{gc}}]}^T---\left(20\right)$

式中X表示各处对应的电压电流。

这样，开关函数的坐标变换为：

$\left[\begin{array}{c}{S}_d\\ S_q\end{array}\right]{=C}_{3S/2r}{[S_a,S_b,S_c]}^T---\left(21\right)$

进一步，将式（19）、（20）、（21）代入式（15）就可以得到d-q轴系下网侧变流器的控制模型为：

$\left\{\begin{array}{c}{L}_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gd}}}{\mathrm{dt}}=-R_g{i}_{\mathrm{gd}}+{\mathrm{\ω}}_g{L}_g{i}_{\mathrm{gq}}-S_d{u}_{\mathrm{dc}}+u_{\mathrm{gd}}\\ L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gq}}}{\mathrm{dt}}=-R_g{i}_{\mathrm{gq}}-{\mathrm{\ω}}_g{L}_g{i}_{\mathrm{gd}}-S_q{u}_{\mathrm{dc}}+u_{\mathrm{gq}}\\ C\frac{{\mathrm{du}}_{\mathrm{dc}}}{\mathrm{dt}}=S_d{i}_{\mathrm{gd}}+S_q{i}_{\mathrm{gq}}-i_L\end{array}\right.---\left(22\right)$

由式（11）可以得到：

$\left\{\begin{array}{c}{v}_{\mathrm{gd}}=S_d{u}_{\mathrm{dc}}\\ v_{\mathrm{gq}}=S_q{u}_{\mathrm{dc}}\end{array}\right.---\left(23\right)$

将（23）代入式（22）可以得到：

$\left\{\begin{array}{c}{v}_{\mathrm{gd}}=-R_g{i}_{\mathrm{gd}}+{\mathrm{\ω}}_g{L}_g{i}_{\mathrm{gq}}-L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gd}}}{\mathrm{dt}}+u_{\mathrm{gd}}\\ v_{\mathrm{gq}}=-R_g{i}_{\mathrm{gq}}-{\mathrm{\ω}}_g{L}_g{i}_{\mathrm{gd}}-L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gq}}}{\mathrm{dt}}\end{array}\right.---\left(24\right)$

进而，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：

$\left\{\begin{array}{c}{P}_g=-u_{\mathrm{gd}}{i}_{\mathrm{gd}}-u_{\mathrm{gq}}{i}_{\mathrm{gq}}=-u_{\mathrm{gd}}{i}_{\mathrm{gd}}\\ Q_g=u_{\mathrm{gd}}{i}_{\mathrm{gq}}-u_{\mathrm{gq}}{i}_{\mathrm{gd}}=u_{\mathrm{gd}}{i}_{\mathrm{gq}}\end{array}\right.---\left(25\right)$

上式（25），P_g大于0表示变流器工作于逆变状态，有功功率从直流侧流向交流电网；P_g小于0表示变流器工作于整流状态，有功功率从交流电网流向直流侧。Q_g大于0表示变流器向电网发出滞后无功功率；Q_g小于0表示变流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（25）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，在忽略变流器损耗时，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，忽略变流器损耗，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（22）-（25）可以设计出双闭环的网侧变流器控制策略，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得到电网侧变流器所需的PWM驱动信号。

步骤13：基于电力系统实时数字仿真器RTDS中所搭建的控制模型，仿真测试所述网侧变流器在改进的控制策略下，风速恒定的稳态响应和风速变化的动态响应

在该步骤13中，以具体的仿真实例对上述改进的控制策略进行验证，具体是基于电力系统实时数字仿真器RTDS中所搭建的控制模型，仿真测试永磁直驱风力发电系统网侧变流器在改进控制策略下，风速恒定的稳态响应和风速变化的动态响应，这里风速一律采用阶跃变化，6-8m/s，6-10m/s，6-12m/s，6-13m/s增长型阶跃变化；13-12m/s，13-10m/s，13-8m/s，13-6m/s降低型阶跃变化。

进一步的，还可以基于电力系统实时数字仿真器RTDS中所搭建的控制模型，仿真测试所述网侧变流器在传统控制策略下风速恒定的稳态响应和风速变化的动态响应，这里风速一律采用恒定值，6m/s，8m/s，10m/s，12m/s，13m/s等。

步骤14：根据仿真测试结果，验证所述网侧变流器改进的控制策略满足永磁直驱型风力发电系统动态响应时总谐波畸变率的要求

在该步骤中，根据上述步骤13的仿真测试进行验证，系统输出电压仿真结果和总谐波畸变率计算结果显示：改进控制的网侧变流器控制策略的仿真和计算结果均满足工业要求，总谐波畸变率小于5％；而网侧变流器传统的控制策略在永磁直驱型风力发电系统出现较大阶跃响应时系统的动态响应差，无法满足系统总谐波畸变率的要求。

图4为本发明实施例所提供的永磁直驱型风力发电系统传统控制策略在风速阶跃变化时系统输出电压和总谐波畸变率的示意图，图4中：具体风速变化为13-10m/s。仿真和计算结果显示系统输出电压出现较大波动，总谐波畸变率超出工业要求。

图5为本发明实施例所提供的永磁直驱型风力发电系统改进控制策略在风速阶跃变化时系统输出电压和总谐波畸变率的示意图，图5中：具体风速变化为13-10m/s。仿真和计算结果显示系统输出电压未出现波动，总谐波畸变率满足工业要求。

综上所述，本发明实施例所述的控制方法能够同时满足系统动态响应时系统总谐波畸变率的要求，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 (4)

1.一种永磁直驱型风力发电系统网侧变流器的优化控制方法，其特征在于，所述方法包括：

改进永磁直驱型风力发电系统网侧变流器的控制策略，具体为增设一个电压外环，所增设的电压外环比例积分PI参数计算为：Kp=10，Ki=1000，其中Kp是电压外环的比例参数，Ki是积分参数；

根据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，并在电力系统实时数字仿真器RTDS中搭建该永磁直驱风力发电系统的控制模型；

基于电力系统实时数字仿真器RTDS中所搭建的控制模型，仿真测试所述网侧变流器在改进的控制策略下风速恒定的稳态响应和风速变化的动态响应；

根据仿真测试结果，验证所述网侧变流器改进的控制策略满足永磁直驱型风力发电系统动态响应时系统总谐波畸变率的要求。

2.根据权利要求1所述永磁直驱型风力发电系统网侧变流器的优化控制方法，其特征在于，所述方法还包括：

所述网侧变流器采用电网电压定向的矢量控制；

所述机侧变流器采用定子磁链定向的矢量控制。

3.根据权利要求1所述永磁直驱型风力发电系统网侧变流器的优化控制方法，其特征在于，所述方法还包括：

基于电力系统实时数字仿真器RTDS中所搭建的控制模型，仿真测试所述网侧变流器在传统控制策略下风速恒定的稳态响应和风速变化的动态响应。

4.根据权利要求3所述永磁直驱型风力发电系统网侧变流器的优化控制方法，其特征在于，在仿真测试所述网侧变流器在传统控制策略下风速恒定的稳态响应和风速变化的动态响应之后，所述方法还包括：

根据仿真测试结果，验证所述网侧变流器传统的控制策略在永磁直驱型风力发电系统出现较大阶跃响应时系统的动态响应差，无法满足系统总谐波畸变率的要求。

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