CN103545845A - 电网电压谐波下双馈感应风电系统抑制并网功率波动控制方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种电网电压谐波下双馈感应风电系统抑制并网功率波动控制方法，本方法涉及对串联网侧变换器的控制、并联网侧变换器的控制以及电机侧变换器的控制；本方法通过一系列的计算，最后通过空间矢量调制产生串联网侧变换器PWM驱动信号、并联网侧变换器PWM驱动信号和电机侧变换器PWM驱动信号。本方法实现了电网电压谐波下双馈风力发电系统定、转子三相电流无畸变、电机功率和电磁转矩无波动的控制目标，保证了发电机的安全稳定运行，同时使得系统总输出有功、无功功率波动程度大大减小，提高了电网电压谐波下DFIG系统所并电网稳定性。

Description

电网电压谐波下双馈感应风电系统抑制并网功率波动控制方法

技术领域

本发明涉及双馈感应风力发电系统技术改进，特别是涉及电网电压谐波下双馈感应风电系统抑制并网功率波动的控制方法，属于电力控制技术领域。

背景技术

对于接入弱电网的远距离风电场而言，由于受长交流输电线以及非线性负荷等因素的影响，位于电网末端的风电场母线公共接入点（point of common coupling，PCC）处往往含有较重程度的低次谐波电压（尤其是5、7次谐波），这将对并网运行的大型变速恒频风电机组带来显著影响。对于风力发电主流机型的双馈感应发电机(doubly fed inductiongenerator,DFIG)而言，其定子直接与电网相连，这将导致DFIG定、转子电流出现较大程度畸变，同时引起DFIG输出功率和电磁转矩脉动，严重影响发电机的安全稳定运行并降低发电系统的输出电能质量。另一方面，谐波电压条件下DFIG系统网侧变流器也将产生较大程度的功率脉动，这将会导致DFIG系统总输出功率波动程度加剧，进一步恶化系统的整体输出电能质量。目前已有学者就电网电压谐波下DFIG系统的运行行为与控制策略展开了研究，如已公开的下列文献：

(1)Gaillard A，Poure P and Saadate S.Active filtering capability of WECS with DFIG forgrid power quality improvement[J].IEEE International Symposium on Industrial Electronics，ISIE2008，Cambridge，pp.2365-2370，June30，2008.

(2)Hu J，Nian H，Xu H,et al.Dynamic modeling and improved control of DFIG underdistorted grid voltage conditions[J].IEEE Transactions on Energy Conversion，2011，26(1)：163-175.

文献(1)提出将网侧变流器用做有源滤波器来补偿定子输出的谐波电流，使得输送到电网的电流不存在畸变，但由于定子谐波电压的存在，DFIG输出功率、电磁转矩以及系统并网功率仍然存在波动，发电机安全稳定运行能力以及发电系统输出电能质量并未得到改善。

文献(2)提出在正向同步旋转轴系下采用比例积分谐振控制器来实现对转子基波电流和谐波电流的无静差跟踪控制，进而可实现消除定、转子谐波电流或消除定子输出功率六倍频波动等功能。其中，控制目标4实现电磁转矩以及定子输出无功功率同时无波动，在一定程度上缓解了系统传动轴系的压力，但定子输出的有功功率存在波动；控制目标3虽然实现了定子输出有功以及无功功率同时无六倍频波动，然而电磁转矩却存在波动，所提控制方案由于转子侧变换器控制变量的限制均不能同时实现定子输出有功、无功功率以及电磁转矩无波动。值得注意的是，在上述2个控制目标下，由于并联网侧变换器的存在，使得整个系统馈入电网的功率仍然存在较大程度波动，这将对DFIG系统所并电网的运行稳定性产生不利影响。

发明内容

针对现有技术存在的上述不足，本发明的目的在于提供一种电网电压谐波下双馈感应风电系统抑制并网功率波动的控制方法，该控制方法在保证发电机安全稳定运行的同时亦实现了对DFIG系统并网有功、无功功率波动的抑制。

本发明的技术方案是这样实现的：

电网电压谐波下双馈感应风电系统抑制并网功率波动控制方法，其特征在于，本方法涉及对串联网侧变换器的控制、并联网侧变换器的控制以及电机侧变换器的控制；

所述串联网侧变换器的控制步骤为：

A1)利用电压霍尔传感器采集电网三相电压信号u_gabc以及双馈感应发电机定子三相电压信号u_sabc；利用电压霍尔传感器采集直流侧电压信号U_dc；

A2)将采集的电网三相电压信号u_gabc经过数字锁相环PLL后得到电网正序电压电角度θ_g+以及同步电角速度ω；

A3)将采集的电网三相电压信号u_gabc和发电机定子三相电压信号u_sabc分别经过静止三相abc坐标轴系到静止两相αβ坐标轴系恒功率变换，转换为静止两相αβ坐标轴系下电压信号u_gαβ，u_sαβ；

A4)采用电网正序电压定向方式，将步骤A3所得u_gαβ经相序分离模块，分别提取出正向同步旋转坐标轴系下电网电压基波正序分量u+gdq+、5倍同步角速度反向旋转坐标轴系下电网电压5次谐波分量u5-gdq5-和7倍同步角速度正向旋转坐标轴系下电网电压7次谐波分量u7+gdq7+；

A5)采用电网正序电压定向方式，将步骤A3所得u_sαβ经静止两相αβ坐标轴系到正向同步角速度旋转坐标轴系的恒功率变换后，得到定子电压在正向同步旋转坐标系下dq轴分量u+sdq；

A6)在正向同步旋转坐标轴系下，将步骤A4得到u+gdq+和步骤A5得到u+sdq差值送入电压调节器进行调节；

A7)将步骤A6电压调节器的输出作为串联网侧变换器抑制定子谐波电压的控制电压u_seriesdq；

A8)将步骤A7所得到的串联网侧变换器控制电压u_seriesdq经正向同步角速度旋转坐标轴系到静止两相αβ坐标轴系的恒功率变换，得到静止两相αβ坐标轴系下控制电压u_seriesαβ；

A9)将步骤A8所得到的串联网侧变换器控制电压u_seriesαβ和直流侧电压U_dc通过空间矢量调制产生串联网侧变换器PWM驱动信号；

所述并联网侧变换器的控制步骤为：

B1)利用电压霍尔传感器采集电网三相电压信号u_gabc，电流霍尔传感器采集双馈感应发电机定子三相电流信号i_sabc以及并联网侧变换器的三相电流信号i_gabc；

B2)利用电压霍尔传感器采集直流侧电压信号U_dc；

B3)将采集得到的电网三相电压信号u_gabc、双馈感应发电机定子三相电流信号i_sabc、并联网侧变换器的三相电流信号i_gabc分别经静止三相abc坐标轴系到静止两相αβ坐标轴系恒功率变换后，转换为静止两相αβ坐标轴系下电压、电流信号，即u_gαβ，i_sαβ，i_gαβ；

B4)将步骤B3得到的u_gαβ，i_sαβ，i_gαβ分别经静止两相αβ坐标轴系到正向同步角速度旋转坐标系的恒功率变换后，得到电网电压以及定子、并联网侧变换器电流在正向同步旋转坐标轴系下dq轴分量u+gdq，i+sdq+，i+gdq；

B5)并联网侧变换器的直流母线电压调节采用PI调节器控制，其调节器输出和直流母线电压给定值构成直流母线电压平均有功功率给定值P*g_av；

B6)并联网侧变换器采用正序电网电压定向于d轴，则u+g+=u+gd+；将步骤A4、B4、B5所得u+gdq+、u5-gdq5-、u7+gdq7+、i+sdq+、P*g_av送入并联网侧变换器参考电流指令计算模块，获得正向同步旋转坐标轴系下包含基波正序和谐波成分在内的并联网侧变换器参考电流指令i+*gdq：

B7)将步骤B6所得i+*gdq和B4所得i+gdq的差值送入电流控制器进行调节；

B8)根据步骤B4、B6所得的i+gdq，u+gdq，i+*gdq计算得到并联网侧变换器控制电压u+cdq；

B9)将B8所得并联网侧变换器控制电压u+cdq经正向同步角速度旋转坐标轴系到静止两相αβ坐标轴系的恒功率变换，可得到静止两相αβ坐标轴系下控制电压u_cαβ；

B10)将步骤B9所得到的并联网侧变换器控制电压u_cαβ和直流侧电压U_dc通过空间矢量调制产生并联网侧变换器PWM驱动信号；

电机侧变换器的控制策略

C1)电机侧变换器采用传统矢量控制策略，其控制电压和直流侧电压U_dc通过空间矢量调制产生电机侧变换器PWM驱动信号。

所述的步骤A(4)包括以下子步骤：

A4.1)将u_gαβ经静止两相αβ坐标轴系到正向同步角速度旋转坐标轴系的恒功率变换，再经过6ω陷波器滤波后得到电网电压正序分量在正向同步旋转坐标轴系下dq轴分量u+gdq+；

A4.2)将u_gαβ经静止两相αβ坐标轴系分别到5倍同步角速度反向旋转坐标轴系、7倍同步角速度正向旋转坐标轴系的恒功率变换，再经过6ω、12ω陷波器滤波后分别得到电网电压5次、7次谐波分量在5倍同步角速度反向旋转坐标轴系、7倍同步角速度正向旋转坐标轴系下dq轴分量u5-gdq5-，u7+gdq7+。

步骤A(6)所述的电压调节器由一个传统PI控制器加上一个谐振频率为6倍电网频率的谐振调节器组合而成，其传递函数为：

$C_{\mathrm{uPI}-R}\left(s\right)=K_{\mathrm{up}}+\frac{K_{\mathrm{ui}}}{s}+\frac{{\mathrm{sK}}_{\mathrm{ur}}}{s^2+{\mathrm{\ω}}_{\mathrm{cu}}s+{(\±6\mathrm{\ω})}^2}$

式中的K_up、K_ui和K_ur分别为电压调节器的比例系数、积分系数和谐振系数；ω_cu为谐振调节器的截止频率，主要用于增加谐振调节器的响应带宽以降低其对谐振点频率波动的敏感程度，ω_cu取5～15rad/s；ω为同步电角速度。

所述的步骤B(6)包括以下步骤：

B6.1)计算并联网侧变换器电流参考指令的基波正序分量，即令并联网侧变换器基波正序电流指令为：

$\left\{\begin{array}{c}{i}_{\mathrm{gd}+}^{+*}=P_{g\_\mathrm{av}}^{*}/u_{\mathrm{gd}+}^{+}\\ i_{\mathrm{gq}+}^{+*}=-Q_{g\_\mathrm{av}}^{*}/u_{\mathrm{gd}+}^{+}\end{array}\right.$

B6.2)计算并联网侧变换器电流参考指令的5次以及7次谐波分量，即令谐波电流指令为：

$\left\{\begin{array}{c}{i}_{\mathrm{gd}5-}^{5-\_*}=((P_{\mathrm{series}\_\cos 6}-(u_{\mathrm{gd}5-}^{5-}+u_{\mathrm{gd}7+}^{7+})i_{\mathrm{gd}+}^{+*}-(u_{\mathrm{gq}5-}^{5-}+u_{\mathrm{gq}7+}^{7+})i_{\mathrm{gq}+}^{+*})+(Q_{\mathrm{series}\_\sin 6}-(u_{\mathrm{gd}7+}^{7+}-u_{\mathrm{gd}5-}^{5-})i_{\mathrm{gd}+}^{+*}-(u_{\mathrm{gq}7+}^{7+}-u_{\mathrm{gq}5-}^{5-})i_{\mathrm{gq}+}^{+*}))/\left({2u}_{\mathrm{gq}+}^{+}\right)\\ i_{\mathrm{gq}5-}^{5-*}=((P_{\mathrm{series}\_\sin 6}-\left(u_{\mathrm{gq}5-}^{5-}{-u}_{\mathrm{gq}7+}^{7+}\right)i_{\mathrm{gd}+}^{+*}-(u_{\mathrm{gd}7+}^{7+}-u_{\mathrm{gd}5-}^{5-})i_{\mathrm{gq}+}^{+*})-(Q_{\mathrm{series}\_\cos 6}-(u_{\mathrm{gq}5-}^{5-}+u_{\mathrm{gq}7+}^{7+})i_{\mathrm{gq}+}^{+*}+(u_{\mathrm{gd}5-}^{5-}+u_{\mathrm{gd}7+}^{7+})i_{\mathrm{gq}+}^{+*}))/\left({2u}_{\mathrm{gd}+}^{+}\right)\\ i_{\mathrm{gd}7+}^{7+*}=((P_{\mathrm{series}\_\cos 6}-(u_{\mathrm{gd}5-}^{5-}+u_{\mathrm{gd}7+}^{7+})i_{\mathrm{gd}+}^{*}-(u_{\mathrm{gq}5-}^{5-}+u_{\mathrm{gq}7+}^{7+})i_{\mathrm{gq}+}^{+*})-(Q_{\mathrm{series}\_\sin 6}-(u_{\mathrm{gd}7+}^{7+}-u_{\mathrm{gd}5-}^{5-})i_{\mathrm{gd}+}^{+*}-(u_{\mathrm{gq}7+}^{7+}-u_{\mathrm{gq}5-}^{5-})i_{\mathrm{gq}+}^{+*}))/\left({2u}_{\mathrm{gd}+}^{+}\right)\\ i_{\mathrm{gq}7+}^{7+*}=-((P_{\mathrm{series}\_\sin 6}-(u_{\mathrm{gq}5}^{5-}-u_{\mathrm{gq}7+}^{7+})i_{\mathrm{gd}+}^{+*}-(u_{\mathrm{gd}7+}^{7+}-u_{\mathrm{gd}5-}^{5-})i_{\mathrm{gq}+}^{+*})+(Q_{\mathrm{series}\_\cos 6}-(u_{\mathrm{gq}5}^{5-}+u_{\mathrm{gq}7+}^{7+})i_{\mathrm{gq}+}^{+*}+(u_{\mathrm{gd}5-}^{5-}+u_{\mathrm{gd}7+}^{7+})i_{\mathrm{gq}+}^{+*}))/\left({2u}_{\mathrm{gd}+}^{+}\right)\end{array}\right.$

其中

$P_{\mathrm{series}\_\cos 6}=(-u_{\mathrm{gd}5-}^{5-}-u_{\mathrm{gd}7+}^{7+})i_{\mathrm{sd}+}^{+}+({-u}_{\mathrm{gq}5-}^{5-}-u_{\mathrm{gq}7+}^{7+})i_{\mathrm{sq}+}^{+}$

$P_{\mathrm{series}\_\sin 6}=({-u}_{\mathrm{gq}5-}^{5-}+u_{\mathrm{gq}7+}^{7+})i_{\mathrm{sd}+}^{+}+(u_{\mathrm{gd}5-}^{5-}-u_{\mathrm{gd}7+}^{7+})i_{\mathrm{sq}+}^{+}$

$Q_{\mathrm{series}\_\cos 6}=({-u}_{\mathrm{gq}5-}^{5-}-u_{\mathrm{gq}7+}^{7+})i_{\mathrm{sd}+}^{+}+(u_{\mathrm{gd}5+}^{5-}+u_{\mathrm{gd}7+}^{7+})i_{\mathrm{sq}+}^{+}$

$Q_{\mathrm{series}\_\sin 6}=(u_{\mathrm{gd}5-}^{5-}-u_{\mathrm{gd}7+}^{7+})i_{\mathrm{sd}+}^{+}+(u_{\mathrm{gq}5-}^{5-}-u_{\mathrm{gq}7+}^{7+})i_{\mathrm{sq}+}^{+}$

其中Q*g_av根据电网的无功需求而设定；

B6.3)将获得的并联网侧变换器5次、7次谐波电流指令，即：i5-gdq5-，i7+gdq7+，分别经5倍同步角速度反向旋转坐标轴系、7倍同步角速度正向旋转坐标轴系到正向同步角速度旋转坐标轴系恒功率变换，可分别得到正向同步旋转坐标轴系下并联网侧变换器5次、7次谐波电流给定值i+*gdq5-，i+*gdq7+，再将i+*gdq5-，i+*gdq7+与并联网侧变换器基波正序电流指令i+*gdq+相加，可得正向同步旋转坐标轴系下并联网侧变换器的电流指令i+*gdq，即：

$i_{\mathrm{gdq}}^{+*}=i_{\mathrm{gdq}+}^{+*}+i_{\mathrm{gdq}5-}^{+*}+i_{\mathrm{gdq}7+}^{+*}=i_{\mathrm{gdq}+}^{+*}+i_{\mathrm{gdq}5-}^{5-*}{e}^{-j6{\mathrm{\θ}}_g}+i_{\mathrm{gdq}7+}^{7+*}{e}^{j6{\mathrm{\θ}}_g}$

步骤B(7)所述的电流控制器由一个传统PI控制器加上一个谐振频率为6倍电网频率的谐振调节器组合而成，其传递函数为：

$C_{\mathrm{iPI}-R}\left(s\right)=K_{\mathrm{ip}}+\frac{K_{\mathrm{ii}}}{s}+\frac{{\mathrm{sK}}_{\mathrm{ir}}}{s^2+{\mathrm{\ω}}_{\mathrm{ci}}s+{(\±6\mathrm{\ω})}^2}$

式中的K_ip、K_ii和K_ir分别为电流控制器的比例系数、积分系数和谐振系数；ω_ci为谐振调节器的截止频率，主要用于增加谐振调节器的响应带宽以降低其对谐振点频率波动的敏感程度，实际系统中可取5～15rad/s；ω为同步电角速度。

本方法的有益效果是：

该方法实现了电网电压谐波下双馈风力发电系统定、转子三相电流无畸变、电机功率和电磁转矩无波动的控制目标，保证了发电机的安全稳定运行，同时使得系统总输出有功、无功功率波动程度大大减小，提高了电网电压谐波下DFIG系统所并电网稳定性。

附图说明

图1为采用串联网侧变换器双馈感应风电系统控制框图。

图2为电网电压相序分离模块。

图3为正向同步旋转坐标轴系下并联网侧变换器电流指令计算模块。

图4为5次、7次谐波含量分别为5%、3%的电网电压条件下，采用传统控制得到的系统仿真波形。

图5为5次、7次谐波含量分别为5%、3%的电网电压条件下，采用本发明所述控制方法得到的系统仿真波形。

具体实施方式

以下结合附图对本发明的具体实施方案作详细描述。

如图1所示，本发明为一种电网电压谐波下双馈感应风电系统抑制并网功率波动的控制方法，它包括的控制对象有：直流链电容1，电压霍尔传感器2，电流霍尔传感器3，串联网侧变换器4，空间矢量脉宽调制模块5，并联网侧变换器电流指令给定值计算模块6，静止abc三相坐标轴系到静止两相αβ坐标轴系恒功率变换模块7，静止两相αβ坐标轴系到正向同步角速度旋转坐标轴系的恒功率变换模块8，静止两相αβ坐标轴系到5倍同步角速度反向旋转坐标轴系的恒功率变换模块9，静止两相αβ坐标轴系到7倍同步角速度正向旋转坐标轴系的恒功率变换模块10，5倍同步角速度反向旋转坐标轴系到正向同步旋转坐标轴系的恒功率变换模块11，7倍同步角速度正向旋转坐标轴系到正向同步旋转坐标轴系的恒功率变换模块12，正向同步旋转坐标轴系到静止两相αβ坐标轴系的恒功率变换模块13，锁相环(PLL)14。

本发明是一种电网电压谐波下双馈感应风电系统抑制并网功率波动的控制方法，其具体实施步骤如下：

(A)所述串联网侧变换器控制步骤：

A1)利用电压霍尔传感器2采集电网三相电压信号u_gabc以及双馈感应发电机定子三相电压信号u_sabc；

A2)将采集的电网三相电压信号经过数字锁相环(PLL)14后得到电网正序电压电角度θ_g+以及同步电角速度ω；

A3)将采集的电网、发电机定子的三相电压信号分别经过静止三相abc坐标轴系到静止两相αβ坐标轴系恒功率变换模块7，转换为静止两相αβ坐标轴系下电压信号，即u_gαβ，u_sαβ；

A4)采用电网正序电压定向方式，将步骤A3所得u_gαβ经相序分离模块，分别提取出正向同步旋转坐标轴系下电网电压基波正序分量u+gdq+、5倍同步角速度反向旋转坐标轴系下电网电压5次谐波分量u5-gdq5-和7倍同步角速度正向旋转坐标轴系下电网电压7次谐波分量u7+gdq7+；

参照图2，本发明所提出的相序分离模块具体实施步骤如下：

A4.1)将u_gαβ经静止两相αβ坐标轴系到正向同步角速度旋转坐标轴系的恒功率变换模块8，再经过6ω陷波器滤波后得到电网电压正序分量在正向同步旋转坐标轴系下dq轴分量u+gdq+；

A4.2)将u_gαβ经静止两相αβ坐标轴系分别到5倍同步角速度反向旋转坐标轴系、7倍同步角速度正向旋转坐标轴系的恒功率变换模块9、10，再经过6ω、12ω陷波器滤波后可分别得到电网电压5次、7次谐波分量在5倍同步角速度反向旋转坐标轴系、7倍同步角速度正向旋转坐标轴系下dq轴分量u5-gdq5-，u7+gdq7+；

A5)采用电网正序电压定向方式，将步骤A3所得u_sαβ经静止两相αβ坐标轴系到正向同步角速度旋转坐标轴系的恒功率变换模块8，得到定子电压在正向同步旋转坐标系下dq轴分量u+sdq；

A6)在正向同步旋转坐标轴系下，将步骤A4得到u+gdq+和步骤A5得到u+sdq差值送入电压调节器进行调节；

其中，电压调节器由一个传统PI控制器加上一个谐振频率为6倍电网频率的谐振调节器组合而成，其传递函数为：

$C_{\mathrm{uPI}-R}\left(s\right)=K_{\mathrm{up}}+\frac{K_{\mathrm{ui}}}{s}+\frac{{\mathrm{sK}}_{\mathrm{ur}}}{s^2+{\mathrm{\ω}}_{\mathrm{cu}}s+{(\±6\mathrm{\ω})}^2}$

式中的K_up、K_ui和K_ur分别为电压调节器的比例系数、积分系数和谐振系数；ω_cu为谐振调节器的截止频率，主要用于增加谐振调节器的响应带宽以降低其对谐振点频率波动的敏感程度，实际系统中可取5～15rad/s；ω为同步电角速度；

A7)将步骤A6电压调节器的输出作为串联网侧变换器抑制定子谐波电压的控制电压u_seriesdq，即：

$u_{\mathrm{seriesdq}}=[K_{\mathrm{up}}+\frac{K_{\mathrm{ui}}}{s}+\frac{{\mathrm{sK}}_{\mathrm{ur}}}{s^2+{\mathrm{\ω}}_{\mathrm{cu}}s+{(\±6\mathrm{\ω})}^2}](u_{\mathrm{gdq}+}^{+}-u_{\mathrm{sdq}}^{+})$

A8)将步骤A7所得到的串联网侧变换器控制电压u_seriesdq经正向同步角速度旋转坐标轴系到静止两相αβ坐标轴系的恒功率变换模块13，可得到到静止两相αβ坐标轴系下控制电压u_seriesαβ；

A9)将步骤A8所得到的的串联网侧变换器控制电压u_seriesαβ和直流侧电压U_dc通过空间矢量调制模块5产生串联网侧变换器PWM驱动信号。

(B)所述并联网侧变换器的控制步骤为：

B1)利用电压霍尔传感器2采集电网三相电压信号u_gabc，电流霍尔传感器3采集双馈感应发电机定子三相电流信号i_sabc以及并联网侧变换器的三相电流信号i_gabc；

B2)利用电压霍尔传感器2采集直流侧电压信号U_dc；

B3)将采集得到的电网三相电压信号以及双馈感应发电机定子、并联网侧变换器的三相电流信号分别经静止三相abc坐标轴系到静止两相αβ坐标轴系恒功率变换模块7，转换为静止两相αβ坐标轴系下电压、电流信号，即u_gαβ，i_sαβ，i_gαβ；

B4)将步骤B3得到的u_gαβ，i_sαβ，i_gαβ分别经静止两相αβ坐标轴系到正向同步角速度旋转坐标系的恒功率变换模块8，得到电网电压以及定子、并联网侧变换器电流在正向同步旋转坐标轴系下dq轴分量u+gdq，i+sdq+，i+gdq；

B5)并联网侧变换器的直流母线电压调节采用PI调节器控制，其调节器输出和直流母线电压给定值

构成直流母线电压平均有功功率给定值P*g_av，参见图1，即：

$P_{g\_\mathrm{av}}^{*}=(K_{\mathrm{pu}}+K_{\mathrm{iu}}/s)(U_{\mathrm{dc}}^{*}-U_{\mathrm{dc}})\·U_{\mathrm{dc}}^{*}$

其中：P*g_av表示并联网侧变换器维持直流母线电压稳定所需的平均有功功率指令，U*dc为直流母线电压给定值，K_pu和K_iu分别为直流母线电压调节器比例系数和积分系数；

B6)并联网侧变换器采用正序电网电压定向于d轴，则u+g+=u+gd+；将步骤A4、B4、B5所得u+gdq+、u5-gdq5-、u7+gdq7+、i+sdq+、P*g_av送入并联网侧变换器参考电流指令计算模块6，获得正向同步旋转坐标轴系下包含基波正序和谐波成分在内的并联网侧变换器参考电流指令i+*gdq：

本发明所述的并联网侧变换器参考电流指令计算模块6，具体实施步骤如下：

B6.1)计算并联网侧变换器电流参考指令的基波正序分量，即令并联网侧变换器基波正序电流指令为：

$\left\{\begin{array}{c}{i}_{\mathrm{gd}+}^{+*}=P_{g\_\mathrm{av}}^{*}/u_{\mathrm{gd}+}^{+}\\ i_{\mathrm{gq}+}^{+*}=-Q_{g\_\mathrm{av}}^{*}/u_{\mathrm{gd}+}^{+}\end{array}\right.$

B6.2)计算并联网侧变换器电流参考指令的基波正序、5次以及7次谐波分量，即令谐波电流指令为：

$\left\{\begin{array}{c}{i}_{\mathrm{gd}5-}^{5-\_*}=((P_{\mathrm{series}\_\cos 6}-(u_{\mathrm{gd}5-}^{5-}+u_{\mathrm{gd}7+}^{7+})i_{\mathrm{gd}+}^{+*}-(u_{\mathrm{gq}5-}^{5-}+u_{\mathrm{gq}7+}^{7+})i_{\mathrm{gq}+}^{+*})+(Q_{\mathrm{series}\_\sin 6}-(u_{\mathrm{gd}7+}^{7+}-u_{\mathrm{gd}5-}^{5-})i_{\mathrm{gd}+}^{+*}-(u_{\mathrm{gq}7+}^{7+}-u_{\mathrm{gq}5-}^{5-})i_{\mathrm{gq}+}^{+*}))/\left({2u}_{\mathrm{gq}+}^{+}\right)\\ i_{\mathrm{gq}5-}^{5-*}=((P_{\mathrm{series}\_\sin 6}-\left(u_{\mathrm{gq}5-}^{5-}{-u}_{\mathrm{gq}7+}^{7+}\right)i_{\mathrm{gd}+}^{+*}-(u_{\mathrm{gd}7+}^{7+}-u_{\mathrm{gd}5-}^{5-})i_{\mathrm{gq}+}^{+*})-(Q_{\mathrm{series}\_\cos 6}-(u_{\mathrm{gq}5-}^{5-}+u_{\mathrm{gq}7+}^{7+})i_{\mathrm{gq}+}^{+*}+(u_{\mathrm{gd}5-}^{5-}+u_{\mathrm{gd}7+}^{7+})i_{\mathrm{gq}+}^{+*}))/\left({2u}_{\mathrm{gd}+}^{+}\right)\\ i_{\mathrm{gd}7+}^{7+*}=((P_{\mathrm{series}\_\cos 6}-(u_{\mathrm{gd}5-}^{5-}+u_{\mathrm{gd}7+}^{7+})i_{\mathrm{gd}+}^{*}-(u_{\mathrm{gq}5-}^{5-}+u_{\mathrm{gq}7+}^{7+})i_{\mathrm{gq}+}^{+*})-(Q_{\mathrm{series}\_\sin 6}-(u_{\mathrm{gd}7+}^{7+}-u_{\mathrm{gd}5-}^{5-})i_{\mathrm{gd}+}^{+*}-(u_{\mathrm{gq}7+}^{7+}-u_{\mathrm{gq}5-}^{5-})i_{\mathrm{gq}+}^{+*}))/\left({2u}_{\mathrm{gd}+}^{+}\right)\\ i_{\mathrm{gq}7+}^{7+*}=-((P_{\mathrm{series}\_\sin 6}-(u_{\mathrm{gq}5}^{5-}-u_{\mathrm{gq}7+}^{7+})i_{\mathrm{gd}+}^{+*}-(u_{\mathrm{gd}7+}^{7+}-u_{\mathrm{gd}5-}^{5-})i_{\mathrm{gq}+}^{+*})+(Q_{\mathrm{series}\_\cos 6}-(u_{\mathrm{gq}5}^{5-}+u_{\mathrm{gq}7+}^{7+})i_{\mathrm{gq}+}^{+*}+(u_{\mathrm{gd}5-}^{5-}+u_{\mathrm{gd}7+}^{7+})i_{\mathrm{gq}+}^{+*}))/\left({2u}_{\mathrm{gd}+}^{+}\right)\end{array}\right.$

其中

$P_{\mathrm{series}\_\cos 6}=(-u_{\mathrm{gd}5-}^{5-}-u_{\mathrm{gd}7+}^{7+})i_{\mathrm{sd}+}^{+}+({-u}_{\mathrm{gq}5-}^{5-}-u_{\mathrm{gq}7+}^{7+})i_{\mathrm{sq}+}^{+}$

$P_{\mathrm{series}\_\sin 6}=({-u}_{\mathrm{gq}5-}^{5-}+u_{\mathrm{gq}7+}^{7+})i_{\mathrm{sd}+}^{+}+(u_{\mathrm{gd}5-}^{5-}-u_{\mathrm{gd}7+}^{7+})i_{\mathrm{sq}+}^{+}$

$Q_{\mathrm{series}\_\sin 6}=({-u}_{\mathrm{gq}5-}^{5-}-u_{\mathrm{gq}7+}^{7+})i_{\mathrm{sd}+}^{+}+(u_{\mathrm{gd}5-}^{5-}-u_{\mathrm{gd}7+}^{7+})i_{\mathrm{sq}+}^{+}$

$Q_{\mathrm{series}\_\sin 6}=(u_{\mathrm{gd}5-}^{5-}-u_{\mathrm{gd}7+}^{7+})i_{\mathrm{sd}+}^{+}+(u_{\mathrm{gq}5-}^{5-}-u_{\mathrm{gq}7+}^{7+})i_{\mathrm{sq}+}^{+}$

其中Q*g_av根据电网的无功需求而设定。

B6.3)将获得的并联网侧变换器5次、7次谐波电流指令，即：i5-gdq5-，i7+gdq7+，分别经5倍同步角速度反向旋转坐标轴系、7倍同步角速度正向旋转坐标轴系到正向同步角速度旋转坐标轴系恒功率变换模块11、12，可分别得到正向同步旋转坐标轴系下并联网侧变换器5次、7次谐波电流给定值i+*gdq5-，i+*gdq7+，再将i+*gdq5-，i+*gdq7+与并联网侧变换器基波正序电流指令i+*gdq+相加，可得正向同步旋转坐标轴系下并联网侧变换器的电流指令i+*gdq，参见图3，即：

$i_{\mathrm{gdq}}^{+*}=i_{\mathrm{gdq}+}^{+*}+i_{\mathrm{gdq}5-}^{+*}+i_{\mathrm{gdq}7+}^{+*}=i_{\mathrm{gdq}+}^{+*}+i_{\mathrm{gdq}5-}^{5-*}{e}^{-j6{\mathrm{\θ}}_g}+i_{\mathrm{gdq}7+}^{7+*}{e}^{j6{\mathrm{\θ}}_g}$

B8)将步骤B7所得i+*gdq和B4所得i+gdq的差值送入电流控制器进行调节；

其中，电流控制器由一个传统PI控制器加上一个谐振频率为6倍电网频率的谐振调节器组合而成，其传递函数为：

$C_{\mathrm{iPI}-R}\left(s\right)=K_{\mathrm{ip}}+\frac{K_{\mathrm{ii}}}{s}+\frac{{\mathrm{sK}}_{\mathrm{ir}}}{s^2+{\mathrm{\ω}}_{\mathrm{ci}}s+{(\±6\mathrm{\ω})}^2}$

式中的K_ip、K_ii和K_ir分别为电流控制器的比例系数、积分系数和谐振系数；ω_ci为谐振调节器的截止频率，主要用于增加谐振调节器的响应带宽以降低其对谐振点频率波动的敏感程度，实际系统中可取5～15rad/s；ω为同步电角速度；

B9)根据步骤B4、B7所得到i+gdq，u+gdq，i+*gdq计算并联网侧变换器控制电压，即：

$u_{\mathrm{cdq}}^{+}=C_{\mathrm{iPI}-R}\left(s\right)(i_{\mathrm{gdq}}^{+*}-i_{\mathrm{gdq}}^{+})+u_{\mathrm{gdq}}^{+}-R_g{i}_{\mathrm{gdq}}^{+}-\mathrm{j\ω}{L}_g{i}_{\mathrm{gdq}}^{+}---\left(1\right)$

其中ω为同步电角速度，R_g、L_g分别为并联网侧变换器进线电抗器电阻、电感。

B10)将B9所得并联网侧变换器控制电压u+cdq经正向同步角速度旋转坐标轴系到静止两相αβ坐标轴系的恒功率变换模块13，可得到到静止两相αβ坐标轴系下控制电压u_cαβ；

B11)将步骤B10所得到的的并联网侧变换器控制电压u_cαβ和直流侧电压U_dc通过空间矢量调制模块5产生并联网侧变换器PWM驱动信号。

(C)所述电机侧变换器的控制步骤为：

(C1)电机侧变换器采用传统矢量控制策略，其控制电压和直流侧电压U_dc通过空间矢量调制模块5产生电机侧变换器PWM驱动信号。

本发明效果说明：

图4给出了在正向同步旋转坐标系下采用传统控制策略的系统仿真结果。由于串联网侧变换器和并联网侧变换器分别在正向同步旋转坐标系下采用单PI调节器实现对定子电压和网侧电流的控制，受PI调节器带宽的限制，将使得定子电压和网侧电流中仍存在较大含量的5、7次谐波分量，不能消除定子电压谐波对整个系统带来的不良影响。此外，整个系统并网有功和无功功率中亦均存在较大幅度的脉动，系统整体运行性能降低。

图5给出了采用本发明控制方法系统仿真结果。从图5(q)～(t)可以看出，电网电压谐波条件下，通过对串联网侧变换器的有效控制消除了DFIG的定子谐波电压，发电机处于对称运行状态，电机输出功率和电磁转矩均无6倍频波动，如图5(c)、(d)、(g)、(j)和(l)所示。另外，通过对网侧电流的有效控制(图5(n)～(p))，使得整个系统并网有功和无功功率中的6倍频波动得以同时消除，有效提高了谐波电压条件下DFIG系统的安全稳定运行水平，如图5(h)、(k)所示。

Claims (5)

1.电网电压谐波下双馈感应风电系统抑制并网功率波动控制方法，其特征在于，本方法涉及对串联网侧变换器的控制、并联网侧变换器的控制以及电机侧变换器的控制； 

所述串联网侧变换器的控制步骤为： 

A1)利用电压霍尔传感器采集电网三相电压信号u_gabc以及双馈感应发电机定子三相电压信号u_sabc；利用电压霍尔传感器采集直流侧电压信号U_dc； 

A2)将采集的电网三相电压信号u_gabc经过数字锁相环PLL后得到电网正序电压电角度θ_g+以及同步电角速度ω； 

A3)将采集的电网三相电压信号u_gabc和发电机定子三相电压信号u_sabc分别经过静止三相abc坐标轴系到静止两相αβ坐标轴系恒功率变换，转换为静止两相αβ坐标轴系下电压信号u_gαβ，u_sαβ； 

A4)采用电网正序电压定向方式，将步骤A3所得u_gαβ经相序分离模块，分别提取出正向同步旋转坐标轴系下电网电压基波正序分量u+gdq+、5倍同步角速度反向旋转坐标轴系下电网电压5次谐波分量u5-gdq5-和7倍同步角速度正向旋转坐标轴系下电网电压7次谐波分量u7+gdq7+； 

A5)采用电网正序电压定向方式，将步骤A3所得u_sαβ经静止两相αβ坐标轴系到正向同步角速度旋转坐标轴系的恒功率变换后，得到定子电压在正向同步旋转坐标系下dq轴分量u+sdq； 

A6)在正向同步旋转坐标轴系下，将步骤A4得到u+gdq+和步骤A5得到u+sdq差值送入电压调节器进行调节； 

A7)将步骤A6电压调节器的输出作为串联网侧变换器抑制定子谐波电压的控制电压u_seriesdq； 

A8)将步骤A7所得到的串联网侧变换器控制电压u_seriesdq经正向同步角速度旋转坐标轴系到静止两相αβ坐标轴系的恒功率变换，得到静止两相αβ坐标轴系下控制电压u_seriesαβ； 

A9)将步骤A8所得到的串联网侧变换器控制电压u_seriesαβ和直流侧电压U_dc通过空间矢量调制产生串联网侧变换器PWM驱动信号； 

所述并联网侧变换器的控制步骤为： 

B1)利用电压霍尔传感器采集电网三相电压信号u_gabc，电流霍尔传感器采集双馈感应发电机定子三相电流信号i_sabc以及并联网侧变换器的三相电流信号i_gabc； 

B2)利用电压霍尔传感器采集直流侧电压信号U_dc； 

B3)将采集得到的电网三相电压信号u_gabc、双馈感应发电机定子三相电流信号i_sabc、并联网侧变换器的三相电流信号i_gabc分别经静止三相abc坐标轴系到静止两相αβ坐标轴系恒功率变换后，转换为静止两相αβ坐标轴系下电压、电流信号，即u_gαβ，i_sαβ，i_gαβ； 

B4)将步骤B3得到的u_gαβ，i_sαβ，i_gαβ分别经静止两相αβ坐标轴系到正向同步角速度旋转坐标系的恒功率变换后，得到电网电压以及定子、并联网侧变换器电流在正向同步旋转坐标轴系下dq轴分量u+gdq，i+sdq+，i+gdq； 

B5)并联网侧变换器的直流母线电压调节采用PI调节器控制，其调节器输出和直流母线电压给定值

构成直流母线电压平均有功功率给定值P*g_av； 

B6)并联网侧变换器采用正序电网电压定向于d轴，则u+g+=u+gd+；将步骤A4、B4、B5所得u+gdq+、u5-gdq5-、u7+gdq7+、i+sdq+、P*g_av送入并联网侧变换器参考电流指令计算模块，获得正向同步旋转坐标轴系下包含基波正序和谐波成分在内的并联网侧变换器参考电流指令i+*gdq： 

B7)将步骤B6所得i+*gdq和B4所得i+gdq的差值送入电流控制器进行调节； 

B8)根据步骤B4、B6所得的i+gdq，u+gdq，i+*gdq计算得到并联网侧变换器控制电压u+cdq； 

B9)将B8所得并联网侧变换器控制电压u+cdq经正向同步角速度旋转坐标轴系到静止两相αβ坐标轴系的恒功率变换，可得到静止两相αβ坐标轴系下控制电压u_cαβ； 

B10)将步骤B9所得到的并联网侧变换器控制电压u_cαβ和直流侧电压U_dc通过空间矢量调制产生并联网侧变换器PWM驱动信号； 

电机侧变换器的控制策略 

C1)电机侧变换器采用传统矢量控制策略，其控制电压和直流侧电压U_dc通过空间矢量调制产生电机侧变换器PWM驱动信号。 

2.根据权利要求1所述的电网电压谐波下双馈感应风电系统抑制并网功率波动控制方法,其特征在于，所述的步骤A(4)包括以下子步骤： 

A4.1)将u_gαβ经静止两相αβ坐标轴系到正向同步角速度旋转坐标轴系的恒功率变换，再经过6ω陷波器滤波后得到电网电压正序分量在正向同步旋转坐标轴系下dq轴分量u+gdq+； 

A4.2)将u_gαβ经静止两相αβ坐标轴系分别到5倍同步角速度反向旋转坐标轴系、7倍同步角速度正向旋转坐标轴系的恒功率变换，再经过6ω、12ω陷波器滤波后分别得到电网电压5次、7次谐波分量在5倍同步角速度反向旋转坐标轴系、7倍同步角速度正向旋转 坐标轴系下dq轴分量u5-gdq5-，u7+gdq7+。 

3.根据权利要求1所述的电网电压谐波下双馈感应风电系统抑制并网功率波动控制方法,其特征在于，步骤A(6)所述的电压调节器由一个传统PI控制器加上一个谐振频率为6倍电网频率的谐振调节器组合而成，其传递函数为： 

式中的K_up、K_ui和K_ur分别为电压调节器的比例系数、积分系数和谐振系数；ω_cu为谐振调节器的截止频率，主要用于增加谐振调节器的响应带宽以降低其对谐振点频率波动的敏感程度，ω_cu取5～15rad/s；ω为同步电角速度。 

4.根据权利要求1所述的电网电压谐波下双馈感应风电系统抑制并网功率波动控制方法,其特征在于，所述的步骤B(6)包括以下步骤： 

B6.1)计算并联网侧变换器电流参考指令的基波正序分量，即令并联网侧变换器基波正序电流指令为： 

B6.2)计算并联网侧变换器电流参考指令的5次以及7次谐波分量，即令谐波电流指令为： 

其中 

其中Q*g_av根据电网的无功需求而设定； 

B6.3)将获得的并联网侧变换器5次、7次谐波电流指令，即：i5-gdq5-，i7+gdq7+，分别经5倍同步角速度反向旋转坐标轴系、7倍同步角速度正向旋转坐标轴系到正向同步角速度旋转坐标轴系恒功率变换，可分别得到正向同步旋转坐标轴系下并联网侧变换器5 次、7次谐波电流给定值i+*gdq5-，i+*gdq7+，再将i+*gdq5-，i+*gdq7+与并联网侧变换器基波正序电流指令i+*gdq+相加，可得正向同步旋转坐标轴系下并联网侧变换器的电流指令i+*gdq，即： 

。

5.根据权利要求1所述的电网电压谐波下双馈感应风电系统抑制并网功率波动控制方法,其特征在于，所述的步骤B(7)所述的电流控制器由一个传统PI控制器加上一个谐振频率为6倍电网频率的谐振调节器组合而成，其传递函数为： 

式中的K_ip、K_ii和K_ir分别为电流控制器的比例系数、积分系数和谐振系数；ω_ci为谐振调节器的截止频率，主要用于增加谐振调节器的响应带宽以降低其对谐振点频率波动的敏感程度，实际系统中可取5～15rad/s；ω为同步电角速度。 

Images