CN104253446A - 一种双馈风力发电机的不对称电压骤升控制方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种双馈风力发电机的不对称电压骤升控制方法。该方法在双馈风力发电机并网点电压发生不对称骤升故障时，能够主动实施“灭磁”控制，加快定子磁链中直流、负序分量的衰减，从而抑制变流器过电流，并降低机组输出有功、无功功率、电磁转矩以及母线电压的波动，进一步有利于不对称电压骤升期间风电机组的不脱网运行；该方法充分利用了谐振控制器的频率选择特性，无需进行磁链的相序分离，更无需进行复杂的参考电流指令计算，具有结构简单、拓展性强的特点，便于延伸应用到广义电压骤升、骤降的复杂电网工况，有助于提高双馈型风电机组的高、低电压穿越运行能力。

Description

一种双馈风力发电机的不对称电压骤升控制方法

技术领域

本发明涉及一种双馈风力发电机的不对称电压骤升控制方法，能够在风电机组并网点电压发生不对称骤升故障时加速双馈风力发电机定子磁链中直流分量、负序分量的衰减，进而降低电机的转子电流冲击、减小电磁转矩波动，提高该类机组的高电压穿越运行能力。

背景技术

电网电压跌落、骤升下风电机组的故障穿越运行(falt ride-through,FRT)技术已是现代风电技术的重要和关键内容。相比技术已相对成熟的低电压穿越(lowvoltage ride-though,LVRT)，电压骤升条件下风电机组的运行机理与控制策略研究目前国内外报道较少。有研究表明，电压骤升也是一种常见的电网异常现象，如未加以充分考虑，同样可能引发风电机组的大规模脱网及次生危害的产生。

目前针对电压对称骤升故障下双馈风电机组的改进控制主要有两类典型方案：1)改进励磁控制，主要是通过改进转子侧励磁控制算法，降低故障工况下转子电流和电磁转矩冲击，避免撬棒电路的频繁动作，但该类方案的不足是控制算法相对复杂，难以工程化实现；2)借助辅助硬件设备，如通过添加静止同步无功补偿器或动态电压恢复器来维持风机并网端电压的恒定，该类方案的优势是可大幅提高机组的故障穿越能力，但代价是系统硬件成本大幅增加。

与此同时，当前研究主要针对电网电压对称骤升的运行工况，尚未计及电压不对称骤升的复杂电网条件，并提出相应改进控制策略。事实上，与不对称电压跌落类似，不对称电压骤升发生的概率同样较高，危害也较大，是引起风电机组脱网的重要原因之一。因此，厘清电网电压不对称骤升故障对风电机组的危害机理，并提出相应改进控制方案具有较高的理论价值和工程应用前景。这正是本发明的主旨所在。

发明内容

本发明的目的在于针对现有技术的不足，提供一种双馈风力发电机的不对称电压骤升控制方法，实现电网故障期间风电机组的不脱网运行，以满足日益严格的风电并网导则对机组高电压穿越运行能力的要求。

本发明的目的是通过以下技术方案来实现的：一种双馈风力发电机的不对称电压骤升控制方法，包括以下步骤：

1.利用一组(三个)电压霍尔传感器采集双馈风力发电机的定子三相电压U_sabc，利用一组(三个)电流霍尔传感器采集双馈风力发电机的定子三相电流I_sabc，利用一组(三个)电流霍尔传感器采集双馈风力发电机的转子三相电流I_rabc，利用一个光电编码器采集转子的角速度ω_r；

2.将采集到的双馈风力发电机的定子三相电压U_sabc、定子三相电流I_sabc和转子三相电流I_rabc分别经过CLARKE变换，得到静止参考坐标系下双馈风力发电机的定子两相电压U_sαβ、定子两相电流I_sαβ和转子两相电流I_rαβ；

3.将步骤1采集到的转子的角速度ω_r进行积分运算，获得转子的位置角θ_r；

4.将步骤2得到的静止参考坐标系下双馈风力发电机的定子两相电压U_sαβ送入锁相环，计算得到电网电压的角速度ω₁和电网电压的位置角θ₁；

5.将步骤2得到的静止参考坐标系下双馈风力发电机的转子两相电流I_rαβ经过PARK变换，得到转差速坐标系下双馈风力发电机的转子反馈电流I_rdq；

6.将步骤2得到的静止参考坐标系下双馈风力发电机的定子两相电流I_sαβ经过PARK变换，得到正转同步速坐标系下双馈风力发电机的定子两相电流Ι_sdq；

7.将转差速坐标系下双馈风力发电机的转子参考电流减去步骤5获得的转差速坐标系下双馈风力发电机的转子反馈电流I_rdq，得到转子电流误差ΔI_rdq，将ΔI_rdq送入电流环比例积分(PI)调节器，得到转子调节输出电压E_rdq；

8.将步骤5得到的转差速坐标系下双馈风力发电机的转子反馈电流I_rdq和步骤6得到的正转同步速坐标系下双馈风力发电机的定子两相电流Ι_sdq送入磁链估算模块，得到正转同步速坐标系下双馈风力发电机的定子两相磁链ψ_sdq；

9.将步骤8获得的正转同步速坐标系下双馈风力发电机的定子两相磁链ψ_sdq送入谐振补偿器，得到转子补偿电压其中谐振补偿器由两个谐振频率分别为50Hz和100Hz的谐振控制器并联构成，并采用如下表达形式：

$G_R\left(s\right)=\frac{{2k}_{r1}{\mathrm{\ω}}_{c1}s}{s^2+{2\mathrm{\ω}}_{c1}s+{\mathrm{\ω}}_1^2}+\frac{{2k}_{r2}{\mathrm{\ω}}_{c2}s}{s^2+{2\mathrm{\ω}}_{c2}s+{\left({2\mathrm{\ω}}_1\right)}^2};$

式中，k_r1、k_r2分别为两个谐振控制器的谐振系数，ω_c1、ω_c2为之相对应的谐振控制器的截止频率；

10.将步骤7得到的转子调节输出电压E_rdq减去步骤9得到的转子补偿电压得到转差速坐标系下双馈风力发电机的转子给定电压V_rdq；

11.将步骤10得到的转差速坐标系下双馈风力发电机的转子给定电压V_rdq经过PARK逆变换，得到静止坐标系下双馈风力发电机的转子给定电压V_rαβ；

12.将步骤11得到的V_rαβ进行空间矢量调制(SVM)，即可获得转子侧变流器(RSC)的开关信号，实现对双馈风力发电机的有效控制。

本发明的一种双馈风力发电机的不对称电压骤升控制方法，能够显著降低电网故障期间机组输出有功、无功功率、电磁转矩及母线电压的波动，有助于不对称电压骤升期间机组的不脱网运行，且无需进行参考电流指令计算，具有结构简单、便于工程实现的特点。

附图说明

图1为本发明的双馈风力发电机的不对称电压骤升控制方法的控制结构图；

图2为常见的基于正转同步速坐标系的锁相环(PLL)工作原理图；

图3为某3MW商用双馈风力发电机在并网点电压发生不对称骤升故障时的仿真波形；其中，图3(A)为利用传统矢量控制方案得到的仿真结果，图3(B)为利用本发明所述控制方法得到的仿真结果；

图中，电压霍尔传感器1、定子侧的电流霍尔传感器2、转子侧的电流霍尔传感器3、光电编码器4、CLARKE变换5、积分运算6、锁相环7、PARK变换8、电流环比例积分(PI)调节器9、磁链估算模块10、谐振补偿器11、PARK逆变换12、双馈风力发电机DFIG、转子侧变流器RSC、电解电容器C_dc、空间矢量调制SVM。

具体实施方式

下面结合附图和实施案例对本发明作进一步说明。

图1表示本发明的双馈风力发电机的不对称电压骤升控制方法控制结构图，参照图1，本发明所描述的一种双馈风力发电机的不对称电压骤升控制方法包括以下步骤：

1.利用一组(三个)电压霍尔传感器1采集双馈风力发电机的定子三相电压U_sabc，利用一组(三个)电流霍尔传感器2采集双馈风力发电机的定子三相电流I_sabc，利用一组(三个)电流霍尔传感器3采集双馈风力发电机的转子三相电流I_rabc，利用一个光电编码器4采集转子的角速度ω_r；

2.将步骤1采集到的双馈风力发电机的定子三相电压U_sabc、定子三相电流I_sabc和转子三相电流I_rabc分别经过CLARKE变换5，得到静止参考坐标系下双馈风力发电机的定子两相电压U_sαβ、定子两相电流I_sαβ和转子两相电流I_rαβ；

以双馈风力发电机的定子三相电压U_sabc的CLARKE变换为例，其变换过程可表示为：

$U_{\mathrm{s\α\β}}=\frac{2}{3}\left[\begin{array}{ccc}1& -\frac{1}{2}& -\frac{1}{2}\\ 0& \frac{\sqrt{3}}{2}& \frac{\sqrt{3}}{2}\end{array}\right]\·U_{\mathrm{sabc}};$

3.将步骤1采集到的转子的角速度ω_r进行积分运算6，获得转子的位置角θ_r；

4.将步骤2得到的静止参考坐标系下双馈风力发电机的定子两相电压U_sαβ送入锁相环7，计算得到电网电压的角速度ω₁和电网电压的位置角θ₁；

锁相环7采用常见的基于正转同步速旋转坐标系的锁相结构，其工作原理如图2所示；图中，U_sα、U_sα分别为U_sαβ的α轴、β轴分量；U_sd、U_sq分别为正转同步速坐标系下双馈风力发电机的定子两相电压U_sdq的d轴、q轴分量。

5.将步骤2得到的静止参考坐标系下双馈风力发电机的转子两相电流I_rαβ经过PARK变换8，得到转差速坐标系下双馈风力发电机的转子反馈电流I_rdq；

其中PARK变换过程可表示为：

$I_{\mathrm{rdq}}=\left[\begin{array}{cc}\cos ({\mathrm{\θ}}_1-{\mathrm{\θ}}_r)& \sin ({\mathrm{\θ}}_1-{\mathrm{\θ}}_r)\\ -\sin ({\mathrm{\θ}}_1-{\mathrm{\θ}}_r)& \cos ({\mathrm{\θ}}_1-{\mathrm{\θ}}_r)\end{array}\right]\·I_{\mathrm{r\α\β}};$

6.将步骤2得到的静止参考坐标系下双馈风力发电机的定子两相电流I_sαβ经过PARK变换8，得到正转同步速坐标系下双馈风力发电机的定子两相电流Ι_sdq；

其中PARK变换过程可表示为：

$I_{\mathrm{sdq}}=\left[\begin{array}{cc}\cos {\mathrm{\θ}}_1& \sin {\mathrm{\θ}}_1\\ -\sin {\mathrm{\θ}}_1& \cos {\mathrm{\θ}}_1\end{array}\right]\·I_{\mathrm{s\α\β}};$

7.将转差速坐标系下双馈风力发电机的转子参考电流减去步骤5获得的转差速坐标系下双馈风力发电机的转子反馈电流I_rdq，得到转子电流误差ΔI_rdq，将ΔI_rdq送入电流环比例积分(PI)调节器9，得到转子调节输出电压E_rdq；

8.将步骤5得到的转差速坐标系下双馈风力发电机的转子反馈电流I_rdq和步骤6得到的正转同步速坐标系下双馈风力发电机的定子两相电流Ι_sdq送入磁链估算模块10，得到正转同步速坐标系下双馈风力发电机的定子两相磁链ψ_sdq；

这里的磁链估算模块10可表示为：

ψ_sdq＝L_s·I_sdq+L_m·I_rdq；

式中，L_s、L_m分别为双馈风力发电机的定子绕组电感和定转子绕组互感；

9.将步骤8获得的正转同步速坐标系下双馈风力发电机的定子两相磁链ψ_sdq送入谐振补偿器11，得到转子补偿电压

其中谐振补偿器11由两个谐振频率分别为50Hz和100Hz的谐振控制器并联构成，其传递函数为：

$G_R=\frac{{2k}_{r1}{\mathrm{\ω}}_{c1}s}{s^2+{2\mathrm{\ω}}_{c1}s+{\mathrm{\ω}}_1^2}+\frac{{2k}_{r2}{\mathrm{\ω}}_{c2}s}{s^2+{2\mathrm{\ω}}_{c2}s+{\left({2\mathrm{\ω}}_1\right)}^2};$

式中，k_r1、k_r2分别为两个谐振控制器的谐振系数，ω_c1、ω_c2为之相对应的谐振控制器的截止频率，主要用于增加谐振调节器的响应带宽，以降低其对电网频率波动的敏感程度，一般取为5～15rad/s。

这里将正转同步速参考坐标系下双馈风力发电机的定子两相磁链ψ_sdq直接送入谐振补偿器进行调节的理由是，电网电压不对称骤升发生时双馈风力发电机定子磁链中的强迫分量将由两部分组成：正序磁链分量、负序磁链分量；同时定子磁链中还可能存在直流磁链分量，其大小与故障类型、故障发生时刻有关。其中负序磁链分量、直流磁链分量在正转同步速参考坐标系下分别表现为100Hz和50Hz的交流量。而谐振控制器具有较好的频率选择特性，即能够对谐振频率点信号提供理想增益，而对远离谐振点的信号增益迅速衰减。因此，ψ_sdq无需进行相序分离，即可送入由两个谐振控制器并联构成的谐振补偿器进行调节。谐振补偿器的加入，一方面加速了ψ_sdq中负序磁链分量、直流磁链分量的衰减，另一方面不会对理想电网条件下机组的正常运行产生干扰。

10.将步骤7得到的转子调节输出电压E_rdq减去步骤9得到的转子补偿电压得到转差速坐标系下双馈风力发电机的转子给定电压V_rdq；

与传统矢量控制方案中转差速坐标系下双馈风力发电机的转子给定电压V_rdq≈E_rdq不同，这里的转差速坐标系下双馈风力发电机的转子给定电压V_rdq由两部分构成，一是转子调节输出电压E_rdq，另一个是转子补偿电压后者的作用是加速负序磁链分量、直流磁链分量的衰减。

11.将步骤10得到的转差速坐标系下双馈风力发电机的转子给定电压V_rdq经过PARK逆变换12，即可得到本发明所需的静止坐标系下双馈风力发电机的转子给定电压V_rαβ；

其中PARK逆变换过程可表示为：

$V_{\mathrm{r\α\β}}=\left[\begin{array}{cc}\cos ({\mathrm{\θ}}_1-{\mathrm{\θ}}_r)& -\sin ({\mathrm{\θ}}_1-{\mathrm{\θ}}_r)\\ \sin ({\mathrm{\θ}}_1-{\mathrm{\θ}}_r)& \cos ({\mathrm{\θ}}_1-{\mathrm{\θ}}_r)\end{array}\right]\·V_{\mathrm{rdq}};$

12.将步骤11得到的V_rαβ进行空间矢量调制(SVM)，即可获得转子侧变流器(RSC)的开关信号，实现对双馈风力发电机的有效控制。

图3表示某3MW商用双馈风力发电机在并网点电压发生不对称骤升故障时的仿真波形；其中图3(A)为利用传统矢量控制方案得到的仿真结果，图3(B)为利用本发明所述控制方法得到的仿真结果，图中，I_r max为转子侧变流器的最大可持续电流，U_rabc为双馈风力发电机的转子三相电压，P_s、Q_s分别为双馈风力发电机的定子有功功率、定子无功功率，T_e为双馈风力发电机的电磁转矩，V_dc为直流母线电压，V_dc max为直流母线电容器的最大可持续电压；其他符号含义同图1。对比图3(A)、图3(B)可见，与传统矢量控制方案相比，本发明所述控制方法的有益效果是：①双馈风力发电机的定子有功功率、定子无功功率(见P_s、Q_s,)中的波动衰减地更为迅速，特别是电网电压恢复后的时段；②双馈风力发电机的电磁转矩(见T_e)中的波动抑制效果明显，有效减轻了对机组轴系系统的持续冲击；③直流母线电压(见V_dc)的波动幅度明显降低、波动时间明显缩短，而传统矢量控制方案下直流母线电压已经超出了直流母线电容器的最大可持续电压V_dc max；④电网故障消除后，DFIG机组能够更加平滑地过渡到故障前的运行状态。

综上，本发明所述双馈风力发电机的不对称电压骤升控制方法，能够明显加快定子磁链中直流、负序分量的衰减，显著降低机组输出有功、无功功率、电磁转矩及母线电压的波动，有助于不对称电压骤升期间机组的不脱网运行，且无需进行参考电流指令计算，具有结构简单、拓展性强的特点，便于延伸应用到广义电压骤升、骤降场合，从而提高双馈型风电机组的高、低电压穿越运行能力。

Claims (2)

1.一种双馈风力发电机的不对称电压骤升控制方法，其特征在于，包括以下步骤：

A1.利用一组(三个)电压霍尔传感器采集双馈风力发电机的定子三相电压U_sabc，利用一组(三个)电流霍尔传感器采集双馈风力发电机的定子三相电流I_sabc，利用一组(三个)电流霍尔传感器采集双馈风力发电机的转子三相电流I_rabc，利用一个光电编码器采集转子的角速度ω_r；

A2.将步骤A1采集到的双馈风力发电机的定子三相电压U_sabc、定子三相电流I_sabc和转子三相电流I_rabc分别经过CLARKE变换，得到静止参考坐标系下双馈风力发电机的定子两相电压U_sαβ、定子两相电流I_sαβ和转子两相电流I_rαβ；

A3.将步骤A1采集到的转子的角速度ω_r进行积分运算，获得转子的位置角θ_r；

A4.将步骤A2得到的静止参考坐标系下双馈风力发电机的定子两相电压U_sαβ送入锁相环，计算得到电网电压的角速度ω₁和电网电压的位置角θ₁；

A5.将步骤A2得到的静止参考坐标系下双馈风力发电机的转子两相电流I_rαβ经过PARK变换，得到转差速坐标系下双馈风力发电机的转子反馈电流I_rdq；

A6.将步骤A2得到的静止参考坐标系下双馈风力发电机的定子两相电流I_sαβ经过PARK变换，得到正转同步速坐标系下双馈风力发电机的定子两相电流Ι_sdq；

A7.将转差速坐标系下双馈风力发电机的转子参考电流减去步骤A5获得的转差速坐标系下双馈风力发电机的转子反馈电流I_rdq，得到转子电流误差ΔI_rdq，将ΔI_rdq送入电流环比例积分调节器，得到转子调节输出电压E_rdq；

A8.将步骤A5得到的转差速坐标系下双馈风力发电机的转子反馈电流I_rdq和步骤A6得到的正转同步速坐标系下双馈风力发电机的定子两相电流Ι_sdq送入磁链估算模块，得到正转同步速坐标系下双馈风力发电机的定子两相磁链ψ_sdq；

A9.将步骤A8获得的正转同步速坐标系下双馈风力发电机的定子两相磁链ψ_sdq送入谐振补偿器，得到转子补偿电压

A10.将步骤A7得到的转子调节输出电压E_rdq减去步骤A9得到的转子补偿电压得到转差速坐标系下双馈风力发电机的转子给定电压V_rdq；

A11.将步骤A10得到的转差速坐标系下双馈风力发电机的转子给定电压V_rdq经过PARK逆变换，得到静止坐标系下双馈风力发电机的转子给定电压V_rαβ；

A12.将步骤A11得到的V_rαβ进行空间矢量调制，即可获得转子侧变流器的开关信号，实现对双馈风力发电机的有效控制。

2.根据权利要求1所述的一种双馈风力发电机的不对称电压骤升控制方法，其特征在于，所述步骤A9中谐振补偿器由两个谐振频率分别为50Hz和100Hz的谐振控制器并联构成，其传递函数G_R(s)具有如下表达形式：

$G_R\left(s\right)=\frac{{2k}_{r1}{\mathrm{\ω}}_{c1}s}{s^2+{2\mathrm{\ω}}_{c1}s+{\mathrm{\ω}}_1^2}+\frac{{2k}_{r2}{\mathrm{\ω}}_{c2}s}{s^2+{2\mathrm{\ω}}_{c2}s+{\left({2\mathrm{\ω}}_1\right)}^2};$

式中，k_r1、k_r2分别为两个谐振控制器的谐振系数，ω_c1、ω_c2为之相对应的谐振控制器的截止频率。