CN103633913A - 基于反电流跟踪的双馈风机低电压穿越控制方法及系统 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种基于反电流跟踪的双馈风机低电压穿越控制方法，涉及的双馈风机采用定子功率外环和转子电流内环的双闭环矢量控制，该方法具体为：当电网发生电压跌落故障，将双馈风机的转子电流内环指令值切换为以风机当前的定子电流乘以跟踪系数k的指令值；跟踪系数k的取值使得转子电流矢量模长的最大值小于两倍的额定电流，转子线电压最大值小于直流母线电压。本发明还提供了实现上述控制方法的系统，主要是在定子功率外环和转子电流内环间串接了指令生成切换模块。本发明充分利用转子侧变流器的电压和电流裕量实现低电压穿越运行，消除转矩脉动，简化了控制结构。

Description

基于反电流跟踪的双馈风机低电压穿越控制方法及系统

技术领域

本发明涉及双馈异步风力发电机低电压穿越(LVRT)控制领域，具体涉及一种基于反电流跟踪的双馈风机低电压穿越控制方法及系统。 

背景技术

短路故障是电网常见的故障之一，在传统的并网导则中，风机在电网电压跌落时，可以与电网断开连接。但随着风力发电在能源结构中所占比例的升高，迅速断开风场会对电网产生很大的冲击，不利于电网的安全稳定运行和电压恢复。因此，新的电网准则要求风电场在电网跌落故障下，仍能实现不脱网运行，并能对电网提供一定的无功支撑。这就是所谓的低电压穿越(LVRT)要求。 

双馈异步风力发电机简称双馈风机，双馈风力发电机组的变流器只流过转差功率的能量，并且可实现有功、无功的独立调节，是当今风能开发利用的主流发电机类型。双馈风机定子直接与电网相连，抗电网扰动能力相对较弱。由于磁链不能突变，故障瞬间定子磁链中将感生出直流分量，不对称故障还会有负序分量，而定、转子之间存在强耦合，转子磁链的暂态分量会在转子侧感应出较高的感应电动势。较高的感应电动势会超过直流母线电压，产生大的电压差，进而产生大的电流对直流电容充电，导致直流母线电压的飙升，最终导致停机事故或者烧毁变流器。而且，定、转子电流的大幅波动会造成电机转矩脉动，对主轴、齿轮箱等设备产生很大的扭转切应力冲击。 

现有的双馈风机低电压穿越方案可以分为轻度故障时改进控制策略和严重故障时增加硬件两种方式。 

增加硬件较为常用的方法是故障发生后在转子侧投入撬棒(Crowbar)电阻并封锁转子侧变流器。Crowbar电阻接入时，双馈风机从电网吸收功率，很难实现快速向电网提供功率支持、帮助电网恢复。并且不恰当的Crowbar投切时刻还会导致Crowbar电阻频繁动作，进而引起电机转矩脉动，或导致高电压穿越问题。 

相比较而言，改进控制策略无需增加硬件，且在故障期间可对暂态分量进行控制，减小电磁振荡和转矩脉动。目前，典型的改进控制策略有灭磁控制、磁链跟踪控制策略、虚拟阻抗控制策略和正向电流跟踪控制策略等。灭磁控制是在定子功率外环和转子电流内环的双闭环矢量控制的基础上，通过转子电流在漏感上激励的磁场去抵消定子磁链中的直流和负序分量。该策略没有充分利用直流母线电压，转子侧仍然有较大的电流，并且需要准确地磁链观测和相序分离，存在较大转矩脉动。磁链跟踪控制利用转子电流控制转子磁链去部分控制定子磁链。其结构复杂，需要同时对定、转子磁链进行准确地观测，并且改变了原有转子电流内环的结构，不利于控制策略的切换。虚拟阻抗在灭磁控制的基础上，针对灭磁控制电压利用率不高而电流过高的缺点，利用虚拟的漏感提高转子电压，从而减小转子电流。但其存在和灭磁控制同样的缺点。正向电流跟踪，在图2所示参考方向下，直接将定子电流作为转子电流的指令值。其控制效果较差，需要很高的直流母线电压。 

发明内容

针对现有技术存在控制策略结构复杂、存在转矩脉动的问题，本发明提供了一种基于反电流跟踪的双馈风机低电压穿越控制方法及系统，其目的在于利用一种简单可靠的控制策略，充分利用转子侧变流器的电压和电流裕量实现低电压穿越运行，消除转矩脉动。电压、电流裕量是指在如式(13)限制条件下，电压、电流可以继续升高而不超过允许值的裕量。 

基于反电流跟踪的双馈风机低电压穿越控制方法，涉及的双馈风机采 用定子功率外环和转子电流内环的双闭环矢量控制，该方法具体为：当电网发生电压跌落故障，将双馈风机的转子电流内环指令值切换为以风机的当前定子电流乘以跟踪系数k的指令值； 

一种双馈风机低电压穿越控制系统，包括采样模块、定子功率外环、转子电流内环和空间矢量脉宽调制器，定子功率外环的输出端连接转子电流内环的输入端，转子电流内环的输出端连接空间矢量脉宽调制器的输入端，空间矢量脉宽调制器的输出端连接双馈风机的转子变流器；采样模块的输入端连接双馈电机，采样模块的转子电流输出端连接转子电流内环的反馈端，采样模块的功率输出端连接定子功率外环的反馈端；在此基础上，增设了指令生成切换模块，指令生成切换模块串接于定子功率外环和转子电流内环之间，采样模块的定子电流输出端连接指令生成切换模块的输入端，当电网发生短路故障时，采样模块触发指令生成切换模块将当前定子电流乘以跟踪系数k的值作为转子电流内环的指令值； 

所述跟踪系数k的取值满足  $\left\{\begin{array}{c}{U}_r^r=U_r^r=\{-k{i}_s^s{R}_r+(L_m-k{L}_r)[j({\mathrm{\&omega;}}_1-{\mathrm{\&omega;}}_r)i_{\mathrm{su}+}-j({\mathrm{\&omega;}}_1+{\mathrm{\&omega;}}_r)i_{\mathrm{su}-}-\frac{1}{R_s}\mathrm{\&lambda;}(\mathrm{\&lambda;}-{\mathrm{\&omega;}}_r){\mathrm{\&psi;}}_{s1}{e}^{\mathrm{\&lambda;t}}\left]\right\}{e}^{-j{\mathrm{\&omega;}}_{r}t}\\ i_r<2p.u.\\ U_{\mathrm{rline}}<U_{\mathrm{dc}}\end{array}\right.,$ 其中，为风机转子电压矢量，

为风机定子电流矢量，R_r为风机转子电阻，L_m为风机定、转子间互感，L_r为风机转子绕组全自感，ω₁为风机定子同步电角速度，ω_r为风机转子电气角速度，i_su+为短路故障后的风机定子电流矢量正序分量，i_su-为短路故障后的风机定子电流矢量负序分量，R_s为风机定子电阻，衰减系数

α＝β＝-λ，L_s为风机定子绕组全自感，ψ_s1为风机定子磁链暂态分量初始值，j表示

p.u.为标幺值，U_rline为转子线电压，U_dc为直流母线电压，e为自然对数，t为时间。 

考虑双馈风机低电压穿越存在的实际问题：定子磁链的暂态分量在转子侧感应出较大的感应电动势；而且漏感较小，易在转子侧产生过压过流，最终导致电机保护脱网。而现有的控制策略存在结构复杂、存在转矩脉动等缺点，且没有一个清晰的控制参数选取准则。本发明首先从端口等效阻抗和楞次定律的基本原理解释了低电压穿越的作用机理，从而总结出合理的低电压穿越控制策略物理意义上的共性，继而得到一个结构简单、效果显著的控制策略，并分析给出了其关键参数的选取。具体而言，本发明的技术效果体现在： 

针对需要磁链观测的相序分离的缺点，本发明只需要利用已有的定子电流作为指令。针对需要改变转子电流内环的缺点，本发明保留了转子电流内环结构。针对指令选取原则不合理的缺点，本发明从等效阻抗角度分析了指令的合理性，并给出跟踪参数的选取流程。本发明从一个端口等效阻抗的角度对传统控制策略进行了一个统一，得出的控制策略既简化了控制器结构，又消除了转矩脉动，并给出了合理的参数选取方案。 

根据本发明提出的分析方法，分析和对比了传统LVRT控制策略在转子端口等效阻抗特性如表1所示。典型的控制策略定、转子电流之间都存在常系数的比例关系。通过分析可知：实现低电压穿越所需的转子电流特性和端口特性分别为：一，转子电流的方向应当和定子电流方向相反，才能有效抑制定子磁链中的暂态分量，减小转子感应电动势；二，转子指令电流的大小根据端口阻抗特性选取。k值越大，转子电流越大，端口等效阻抗越小，易产生过电流。k值越小，转子电流越小，端口等效阻抗越大，易产生过电压。根据暂态过程的分析，可以提供一种定量的k值选取原则，更好地平衡电压、电流值，合理利用电压、电流裕量，充分发挥变流器固有特性。 

表1转子端口等效阻抗对比 

总体而言，通过本发明所构思的以上技术方案与现有技术相比，由于给出了合理的参数选取方法和指令切换方案，能够取得简化控制器结构，消除转矩脉动有益效果。 

附图说明

图1为本发明基于反电流跟踪的双馈风机低电压穿越控制系统结构图； 

图2为转子端口等效电路图； 

图3为跟踪系数k值选取原则示意图； 

图4为不同电网故障下转子电压、电流和转矩波形图，其中，图4(a)为电网三相对称跌落70％故障的控制波形图，图4(b)为电网单相跌落90％故障下的控制波形图。 

具体实施方式

为了使本发明的目的、技术方案及优点更加清楚明白，以下结合附图及实施例，对本发明进行进一步详细说明。应当理解，此处所描述的具体实施例仅仅用以解释本发明，并不用于限定本发明。此外，下面所描述的本发明各个实施方式中所涉及到的技术特征只要彼此之间未构成冲突就可以相互组合。 

本发明首先分析双馈风机的数学模型，基于该模型得到电机转矩方程、电压方程、磁链方程，并根据电网故障下双馈风机的暂态特性分析，得出一个简单有效的双馈风机低电压穿越控制策略。 

根据双馈风机物理模型，按电动机惯例，双馈电机在定、转子静止坐标系下双馈风机的磁链和电压方程： 

$\left\{\begin{array}{c}{\mathrm{\&psi;}}_s^s=L_s{i}_s^s+L_m{i}_r^r{e}^{{\mathrm{j\&omega;}}_{r}t}\\ {\mathrm{\&psi;}}_r^r=L_r{i}_r^r+L_m{i}_s^s{e}^{-{\mathrm{j\&omega;}}_{r}t}\end{array}\right.---\left(1\right)$

$\left\{\begin{array}{c}{U}_s^s=R_s{i}_s^s+{\mathrm{d\&psi;}}_s^s/\mathrm{dt}\\ U_r^r=R_r{i}_r^r+{\mathrm{d\&psi;}}_r^r/\mathrm{dt}\end{array}\right.---\left(2\right)$

其中，上标“s”、“r”分别表示定、转子静止坐标系。 

式中

——定、转子磁链矢量； 

、

——定、转子电压矢量； 

U_rline——转子线电压； 

U_sabc——三相定子电压； 

——转子感应电动势 

——定、转子电流矢量； 

i_sabc——三相定子电流； 

i_rabc——三相转子电流； 

ω₁——定子同步电角速度； 

ω_r——转子电气角速度； 

L_s、L_r——定、转子绕组全自感； 

L_m、L_sσ、L_rσ——定、转子问互感和定、转子漏感； 

R_s、R_r——定、转子电阻； 

j——

； 

t——时间； 

e——自然对数 

本发明采用反向的电流跟踪控制策略，并加入一个跟踪系数k。在保留原有矢量控制转子电流内环结构的基础上，参考方向如图2所示，转子电流指令如下： 

$i_r^{r*}=-{\mathrm{ki}}_s^s{e}^{-{\mathrm{j\&omega;}}_{r}t}---\left(3\right)$

将式(3)代入到(1)(2)中，得到转子电压关于转子电流的表达式为： 

$U_r^r=R_r{i}_r^{r*}+(L_r-\frac{L_m}{k}){\mathrm{di}}_r^{r*}/\mathrm{dt}---\left(4\right)$

进而得到端口的等效阻抗： 

$Z_r\left(S\right)=-R_r+S(\frac{L_m}{k}-L_r)---\left(5\right)$

负阻性部分和转子电阻R_r抵消，从定子侧看，转子侧相当于一个纯感性的负载。原本的二阶系统变成了一个一阶系统，根据一阶系统的响应公式求得定子磁链的暂态表达式： 

${\mathrm{\&Psi;}}_s={\mathrm{\&psi;}}_{\mathrm{sl}}{e}^{\mathrm{\&lambda;t}}+{\mathrm{\&psi;}}_{\mathrm{su}}---\left(6\right)$

其中：ψ_sl、ψ_su分别表示定子磁链暂态分量初始值和稳态分量。λ表示衰减系数。根据磁链不能突变的边界条件，得到参数的表达式： 

${\mathrm{\&psi;}}_{\mathrm{sl}}={\mathrm{\&psi;}}_s\left(0\right)-{\mathrm{\&psi;}}_{\mathrm{su}}(0+)---\left(7\right)$

根据对称空间矢量的概念，且双馈风机中性点通常不接地，所以忽略零序分量。故障发生时刻，定子电压矢量由正、负序分量组成，对称跌落是负序分量为零的工况。 

${\mathrm{\&psi;}}_{\mathrm{su}}(0+)=\frac{1}{\mathrm{\&alpha;}+{\mathrm{j\&omega;}}_s}{U}_{s+}(0+)+\frac{1}{\mathrm{\&beta;}-{\mathrm{j\&omega;}}_s}{U}_{s-}(0+)---\left(8\right)$

其中： 

$\left\{\begin{array}{c}\mathrm{\&lambda;}=-\frac{R_s}{L_s-{\mathrm{kL}}_m}\\ \mathrm{\&alpha;}=\mathrm{\&beta;}=-\mathrm{\&lambda;}\end{array}\right.---\left(9\right)$

以上公式的推导都是基于转子实际电流能够完全跟上指令值的基本假设，得到定子电流的表达式如下： 

$i_s=i_{\mathrm{su}}-\frac{1}{R_s}{\mathrm{\&lambda;\&psi;}}_{\mathrm{sl}}{e}^{\mathrm{\&lambda;t}}---\left(10\right)$

其中定子电流的稳态分量： 

$i_{\mathrm{su}}=\frac{U_{s+}(0+)}{R_s}\frac{\mathrm{\&alpha;}}{\mathrm{\&alpha;}+{\mathrm{j\&omega;}}_s}+\frac{U_{s-}(0+)}{R_s}\frac{\mathrm{\&beta;}}{\mathrm{\&beta;}-{\mathrm{j\&omega;}}_s}---\left(11\right)$

把(10)代入到(1)(2)中，即可得到转子电压的表达式： 

$U_r^r=-{\mathrm{ki}}_s^s{R}_r+(L_m-{\mathrm{kL}}_r)[j({\mathrm{\&omega;}}_l-{\mathrm{\&omega;}}_r)i_{\mathrm{su}+}-j({\mathrm{\&omega;}}_1+{\mathrm{\&omega;}}_r)i_{\mathrm{su}-}-\frac{1}{R_s}\mathrm{\&lambda;}(\mathrm{\&lambda;}-{\mathrm{\&omega;}}_r){\mathrm{\&psi;}}_{s1}{e}^{\mathrm{\&lambda;t}}]---\left(12\right)$

式中，短路故障后的定子电流矢量正序分量

短路故障后的定子电流矢量负序分量，U_s+(0+)为短路故障后的定子电压矢量正序分量，U_s-(0+)为短路故障后的定子电压矢量负序分量。 

公式的选取原则如图3所示：转子电流矢量模长的最大值i_rmax小于两倍的额定电流，转子线电压最大值U_rmax小于直流母线电压。 

$\left\{\begin{array}{c}{i}_{r\max }<2p.u.\\ U_{r\max }<U_{\mathrm{dc}}\end{array}\right.---\left(13\right)$

式中，p.u.为标幺值，U_dc为直流母线电压。 

结合不同系统的参数和电压、电流的极限值，根据式(13)即可得到k值的取值范围。 

下面从理论上分析本发明的技术效果： 

在同步旋转坐标系下，双馈风机的电磁转矩的计算公式如下： 

$T_e=1.5n{\mathrm{PL}}_m(i_{\mathrm{qs}}{i}_{\mathrm{dr}}-i_{\mathrm{ds}}{i}_{\mathrm{qr}})---\left(14\right)$

把式(3)转换到同步旋转坐标系下，并代入到式(14)中得到： 

T_e=0(15) 

那么，理论上只要定、转子电流之间存在一个常系数关系，电磁转矩都为零。所以从电磁转矩的角度来说，如果控制策略如果符合式(3)，就可以避免对电机的机械应力冲击。 

基于上述分析，本发明控制方法具体为：利用给定的电机参数，根据图3所示方式合理选择跟踪系数k值。当检测到电网发生故障后，将转子电流内环的指令值切换到以当前定子电流乘以跟踪系数k的指令值。 

图1给出采用本发明控制方法的双馈风机低电压穿越控制系统，其在现有双馈风机的定子功率外环和转子电流内环的双闭环矢量控制系统上，增设了指令生成切换模块。具体地说，本发明控制系统包括采样模块、指令生成切换模块、定子功率外环、转子电流内环和空间矢量脉宽调制器。 

定子功率外环的输出端连接转子电流内环的输入端，转子电流内环的输出端连接空间矢量脉宽调制器的输入端，空间矢量脉宽调制器的输出端连接双馈风机的转子变流器；采样模块的输入端连接双馈电机，采样模块的定子电流输出端连接指令生成切换模块的输入端，采样模块的转子电流输出端连接转子电流内环的反馈端，采样模块的功率输出端连接定子功率外环的反馈端；指令生成切换模块接于定子功率外环和转子电流内环之间。 

电网正常工作时，采样模块采集双馈风机的三相定子电压U_sabc、三相定子电流i_sabc、三相转子电流i_rabc和转速信息，对其进行锁相、坐标变换和功率计算得到同步旋转坐标系下的转子电流、定子电流和定子输出功率，分别将转子电流、定子电流和定子输出功率传送给转子电流内环、指令生成切换模块和定子功率外环。在此时，指令生成切换模块并不做任何操作，仅仅相当于一条通路，转子电流内环的指令来源定子功率外环的输出。 

当电网发生短路故障时，采样模块检测到三相定子电压U_sabc发生跌落， 则触发指令生成切换模块强行将当前定子电流乘以跟踪系数k的值作为转子电流内环的指令值。 

指令生成切换模块可采用譬如DSP的微处理器编程实现。 

本发明以一台1.5MW双馈风机为例，进行了仿真研究。故障发生前，双馈风机以额定功率稳定输出，设置k=0.9，电机转速为超同步30％。分别在三相对称跌落70％和单相跌落90％工况下，运用本发明提出的控制策略进行控制，转子电流、转子电压和转矩如图4所示。故障后，转子电流没有超出两倍的额定电流，并且基本没有转矩脉动。 

本领域的技术人员容易理解，以上所述仅为本发明的较佳实施例而已，并不用以限制本发明，凡在本发明的精神和原则之内所作的任何修改、等同替换和改进等，均应包含在本发明的保护范围之内。 

Claims (2)

1.基于反电流跟踪的双馈风机低电压穿越控制方法，涉及的双馈风机采用定子功率外环和转子电流内环的双闭环矢量控制，该方法具体为：当电网发生短路故障，将双馈风机的转子电流内环指令值切换为以风机当前的定子电流乘以跟踪系数k的指令值；

所述跟踪系数k的取值满足 $\left\{\begin{array}{c}{U}_r^r=\{{-\mathrm{ki}}_s^s{R}_r+(L_m-{\mathrm{kL}}_r)[j({\mathrm{\&omega;}}_1-{\mathrm{\&omega;}}_r)i_{\mathrm{su}+}-j({\mathrm{\&omega;}}_1+{\mathrm{\&omega;}}_r)i_{\mathrm{su}-}-\frac{1}{R_s}\mathrm{\&lambda;}(\mathrm{\&lambda;}-{\mathrm{\&omega;}}_r){\mathrm{\&psi;}}_{s1}{e}^{\mathrm{\&lambda;t}}\left]\right\}{e}^{-j{\mathrm{\&omega;}}_{r}t}\\ i_r<2p.u.\\ U_{\mathrm{rline}}<U_{\mathrm{dc}}\end{array}\right.,$ 其中，为风机转子电压矢量，

为风机定子电流矢量，R_r为风机转子电阻，L_m为风机定、转子问互感，L_r为风机转子绕组全自感，ω₁为风机定子同步电角速度，ω_r为风机转子电气角速度，i_su+为短路故障后的风机定子电流矢量正序分量，i_su-为短路故障后的风机定子电流矢量负序分量，R_s为风机定子电阻，衰减系数

α＝β＝－λ，L_s为风机定子绕组全自感，ψ_s1为风机定子磁链暂态分量初始值，j表示

，p.u.为标幺值，U_rline为转子线电压，U_dc为直流母线电压，e为自然对数，t为时间。

2.一种双馈风机低电压穿越控制系统，包括采样模块、定子功率外环、转子电流内环和空间矢量脉宽调制器，定子功率外环的输出端连接转子电流内环的输入端，转子电流内环的输出端连接空间矢量脉宽调制器的输入端，空间矢量脉宽调制器的输出端连接双馈风机的转子变流器；采样模块的输入端连接双馈电机，采样模块的转子电流输出端连接转子电流内环的反馈端，采样模块的功率输出端连接定子功率外环的反馈端；其特征在于，还包括指令生成切换模块，指令生成切换模块串接于定子功率外环和转子电流内环之间，采样模块的定子电流输出端连接指令生成切换模块的输入端，当电网发生短路故障时，采样模块触发指令生成切换模块将当前定子电流乘以跟踪系数k的值作为转子电流内环的指令值；

所述跟踪系数k的取值满足 $\left\{\begin{array}{c}{U}_r^r=\{{-\mathrm{ki}}_s^s{R}_r+(L_m-{\mathrm{kL}}_r)[j({\mathrm{\&omega;}}_1-{\mathrm{\&omega;}}_r)i_{\mathrm{su}+}-j({\mathrm{\&omega;}}_1+{\mathrm{\&omega;}}_r)i_{\mathrm{su}-}-\frac{1}{R_s}\mathrm{\&lambda;}(\mathrm{\&lambda;}-{\mathrm{\&omega;}}_r){\mathrm{\&psi;}}_{s1}{e}^{\mathrm{\&lambda;t}}\left]\right\}{e}^{-j{\mathrm{\&omega;}}_{r}t}\\ i_r<2p.u.\\ U_{\mathrm{rline}}<U_{\mathrm{dc}}\end{array}\right.,$ 其中，

为风机转子电压矢量，

为风机定子电流矢量，R_r为风机转子电阻，L_m为风机定、转子问互感，L_r，为风机转子绕组全自感，ω₁为风机定子同步电角速度，ω_r为风机转子电气角速度，i_su+为短路故障后的风机定子电流矢量正序分量，i_su-为短路故障后的风机定子电流矢量负序分量，R_s为风机定子电阻，衰减系数

α＝β＝-λ，L_s为风机定子绕组全自感，ψ_s1为风机定子磁链暂态分量初始值，j表示

，p.u.为标幺值，U_rline为转子线电压，U_dc为直流母线电压，e为自然对数，t为时间。

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