CN105186953A - 电网故障下双馈感应风力发电机暂态电流跟踪控制方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种电网故障下双馈感应风力发电机暂态电流跟踪控制方法，属于风力发电技术领域。通过在转子侧变流器的电流环中附加与转子暂态电流指令相关的转子电流指令前馈分量，来提高原电流环对交流指令的跟踪能力，从而将该暂态电流指令所对应的特性充分发掘出来，以增强双馈感应风力发电机的低电压穿越能力。本发明所提的控制方法结构简单、易于实现，并且不会改变原电流环的稳定性，此外对电网频率波动和双馈感应风力发电机参数漂移也具有较高的鲁棒性。

Description

电网故障下双馈感应风力发电机暂态电流跟踪控制方法

技术领域

本发明属于风力发电技术领域，更具体地，涉及一种电网故障下双馈感应风力发电机暂态电流跟踪控制方法。

背景技术

随着风电在电网中渗透率的提高，各国对风电机组提出了相应的并网规范；其中，关注度最高的当属低电压穿越要求，即电网故障期间，风电机组能不脱网运行并在规定时间内向电网提供无功支撑。

在多种风电机组中，双馈式风电机组具有变流器容量小、变频恒速、无功有功解耦控制等优点，成为了当前主流机型；然而，双馈感应风力发电机(Doublyfedinductiongenerator,DFIG)的定子与电网直接相连，对电网电压非常敏感；当电网发生深度故障时，会在转子侧感应电动势中激励出远超过直流母线电压的暂态和负序分量，容易导致转子侧变流器出现过压过流问题。

目前，低电压穿越方案主要分为以下两类：

一类是附加硬件方案，主流的低电压穿越解决装置是撬棒(Crowbar)，其结构简单、成本较低。但是，Crowbar投入后，系统不可控，并且双馈感应风力发电机将类似于鼠笼型电机运行，会向电网吸收大量的无功功率；为此，一些学者也相继提出了串联网侧变流器、电压动态恢复器、静止同步补偿器等解决方案，可维持系统可控，但是，这类附加硬件的解决方案均会增加系统的硬件成本和控制复杂性。

另一类是通过改进励磁控制方案，由于其具有较高的灵活性而得到了广泛关注，如：通过在转子电流指令中注入与定子磁链相关的暂态分量的磁链有源衰减控制方法[参见：张禄，金新民，战亮宇，等.电网电压对称跌落下的双馈感应风力发电机磁链有源衰减控制[J].电工技术学报，2012，27(09)：191-197.]；在转子电流指令中注入与定子磁链相关的暂态、负序分量的灭磁控制方法[参见：XiangDawei，RanLi，TavnerPeterJ.，etal.Controlofadoublyfedinductiongeneratorinawindturbineduringgridfaultride-through[J].IEEETransactionsonEnergyConversion，2006，21(3)：652-662.]；在中国发明专利说明书CN103633913A中公开了一种在转子电流指令中注入与定子电流相关的正序、暂态、负序分量的反向电流跟踪控制方法。该类方法通过在转子电流指令中注入一定的暂态(或负序)分量，可有效降低转子侧变流器电压需求，进而增强双馈感应风力发电机在深度电网故障下的可控低电压穿越能力。然而，在矢量控制系统所在的同步旋转坐标系下，该暂态、负序电流指令分别表现为50Hz、100Hz的交流量，然而，经典的PI控制器无法精确跟踪该指令，进而降低了这类改进控制策略的有效性。因此，必须对转子侧变流器电流环的控制结构进行相应改造，以适应电网故障条件下转子侧变流器对暂态控制目标的精确实现。

目前，已有一些提高电流环对暂态电流跟踪能力的研究工作，例如：

[1]XuLie，WangYi.DynamicmodelingandcontrolofDFIG-Basedwindturbinesunderunbalancednetworkconditions[J].IEEETransactionsonPowerSystems，2007，22(1)：314-323.

[2]HuJiabing，HeYikang.ReinforcedcontrolandoperationofDFIG-Basedwind-power-generationsystemunderunbalancedgridvoltageconditions[J].IEEETransactionsonEnergyConversion，2009，24(4)：905-915.

[3]HuJiabing，HeYikang，XuLie，etal.ImprovedcontrolofDFIGsystemsduringnetworkunbalanceusingPI–Rcurrentregulators[J].IEEETransactionsonIndustrialElectronics，2009，56(2)：439-451.

文献[1]提出了一种正、负序双dq坐标系下PI控制方案，实现了双馈感应风力发电机对正、负序电流的独立调节与有效控制，但是，由于需要使用滤波器来对电流的正、负序分量进行分离，会引入延时和幅值衰减，影响了控制系统的动态响应速度和稳态控制精度。文献[2]提出了在两相定子静止αβ坐标系下的比例谐振(Proportional-Resonant,P-R)控制方案，实现了对双馈感应风力发电机转子正、负序电流无需分离的统一调节，然而，该方案需对基于稳态条件下设计的传统矢量控制系统进行较大的结构改动，影响了该方案的工业应用前景。文献[3]提出了在同步旋转坐标系下PI-R控制方法，借助于谐振控制器来实现对交流分量指令的精确控制，但是，谐振分量的相位滞后会导致原系统动态性能的下降。

发明内容

针对现有技术中存在的问题，本申请提供的是电网故障下双馈感应风力发电机暂态电流跟踪控制方法，其中通过在转子侧变流器的电流环中附加与转子暂态电流指令相关的暂态电流指令前馈分量，实现了提高原电流环对交流指令的跟踪能力，从而将该暂态电流指令所对应的特性充分发掘出来，以增强双馈感应风力发电机的低电压穿越能力，因而尤其适用于风力发电的励磁控制的应用场合。

为实现上述目的，按照本发明的一个方面，提供了一种电网故障下双馈感应风力发电机暂态电流跟踪控制方法，其特征在于该方法包含以下各步骤：

(1)获取所述双馈感应风力发电机的电机参数，所述参数包括定子自感L_s、定转子互感L_m、定子电阻R_s、转子电阻R_r和转子自感L_r；

(2)通过电压、电流霍尔传感器来获得所述双馈感应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；

(3)使用锁相环来获取所述电网并网点电压的角频率ω_s；

(4)采用编码器来获取所述双馈感应风力发电机的转子机械角频率ω_r；

(5)根据步骤(3)获得的所述并网点电压的角频率ω_s与步骤(4)中获得的所述转子机械角频率ω_r来获得转差角频率ω₂＝ω_s-ω_r，并将转差角频率ω₂进行积分来获得转差角θ₂；

(6)根据步骤(5)中的转差角θ₂，对上述步骤(2)中的所述定子三相电压U_sabc、所述定子三相电流I_sabc和所述转子三相电流I_rabc分别进行abc/dq坐标变换，来获得同步旋转坐标系下的所述双馈感应风力发电机的定子d轴电压u_sd、定子q轴电压u_sq、定子d轴电流i_sd、定子q轴电流i_sq和转子d轴电流i_rd、转子q轴电流i_rq；

(7)根据步骤(1)中的所述双馈感应风力发电机的所述定子自感L_s、所述定转子互感L_m以及步骤(6)中的所述定子d轴电流i_sd、所述定子q轴电流i_sq、所述转子d轴电流i_rd、所述转子q轴电流i_rq，来计算得到所述双馈感应风力发电机的定子d轴磁链ψ_sd、定子q轴磁链ψ_sq，其计算公式为： $\left\{\begin{array}{c}{\mathrm{\ψ}}_{sd}=L_s{i}_{sd}+L_m{i}_{rd}\\ {\mathrm{\ψ}}_{sq}=L_s{i}_{sq}+L_m{i}_{rq}\end{array}\right.;$

(8)根据步骤(6)中的所述转子d轴电流i_rd、所述转子q轴电流i_rq分别与所述转子d轴电流指令所述转子q轴电流指令相减来获得d轴误差信号i_ed、q轴误差信号i_eq，其计算公式为： $\left\{\begin{array}{c}{i}_{ed}=i_{rd}^{*}-i_{rd}\\ i_{eq}=i_{rq}^{*}-i_{rq}\end{array}\right.;$

(9)通过控制器来对所述d轴误差信号i_ed、所述q轴误差信号i_eq进行闭环处理，得到转子电压控制量

(10)根据上述步骤(1)中的所述定子自感L_s、所述定转子互感L_m、所述定子电阻R_s和所述转子自感L_r，步骤(6)中的所述双馈感应风力发电机的所述定子d轴电压u_sd、所述转子d轴电流i_rd、所述转子q轴电流i_rq，步骤(7)中的所述定子d轴磁链ψ_sd、所述定子q轴磁链ψ_sq以及步骤(4)、(5)中的所述转子机械角频率ω_r、所述转差角频率ω₂来计算得到前馈补偿值V_rdc、V_rqc，其计算公式为： $\left\{\begin{array}{c}{V}_{rdc}=-{\mathrm{\ω}}_2{\mathrm{\σL}}_r{i}_{rq}+\frac{L_m}{L_s}(u_{sd}-\frac{R_s}{L_s}{\mathrm{\ψ}}_{sd}+{\mathrm{\ω}}_r{\mathrm{\ψ}}_{sq})\\ V_{rqc}={\mathrm{\ω}}_2{\mathrm{\σL}}_r{i}_{rd}+\frac{L_m}{L_s}(-\frac{R_s}{L_s}{\mathrm{\ψ}}_{sq}-{\mathrm{\ω}}_r{\mathrm{\ψ}}_{sd})\end{array}\right.;$ 其中， $\mathrm{\σ}=1-L_m^2/L_s{L}_r$ 为漏感系数；

(11)根据上述步骤(1)中的所述转子电阻R_r、所述转子自感L_r以及所述转子d轴电流指令所述转子q轴电流指令来计算获得转子电流指令前馈值V_fcrdc、V_fcrqc，其计算公式为： $\left\{\begin{array}{c}{V}_{fcrdc}=R_r{i}_{rd}^{*}+{\mathrm{\σL}}_r\frac{d}{dt}{i}_{rd}^{*}\\ V_{fcrqc}=R_r{i}_{rq}^{*}+{\mathrm{\σL}}_r\frac{d}{dt}{i}_{rq}^{*}\end{array}\right.;$

(12)根据上述步骤(9)中的转子电压控制量步骤(10)中的所述前馈补偿值V_rdc、V_rqc，以及步骤(11)中的电流指令前馈值V_fcrdc、V_fcrqc，来计算获得转子电压需求值其计算公式为：

$\left\{\begin{array}{c}{V}_{rd}^{*}=u_{rd}^{*}+V_{rdc}+V_{fcrdc}\\ V_{rq}^{*}=u_{rq}^{*}+V_{rqc}+V_{fcrqc}\end{array}\right.;$

(13)对步骤(12)中的转子电压需求值进行空间矢量脉宽调制，来获得转子侧变流器三对开关管的开关信号S_a、S_b、S_c。

优选地，在步骤(10)中，所述前馈补偿值V_rdc、V_rqc的计算公式为：

$\left\{\begin{array}{c}{V}_{rdc}=-{\mathrm{\ω}}_2{\mathrm{\σL}}_r{I}_{rq}+\frac{L_m}{L_s}(u_{sd}-\frac{R_s}{L_s}{\mathrm{\ψ}}_{sd}+{\mathrm{\ω}}_r{\mathrm{\ψ}}_{sq})\\ V_{rqc}={\mathrm{\ω}}_2{\mathrm{\σL}}_r{I}_{rd}+\frac{L_m}{L_s}(-\frac{R_s}{L_s}{\mathrm{\ψ}}_{sq}-{\mathrm{\ω}}_r{\mathrm{\ψ}}_{sd})\end{array}\right.;$

在步骤(11)中，利用所述转子d轴电流指令所述转子q轴电流指令以及所述转子电阻R_r、所述转子自感L_r来计算获得转子电流指令前馈值V_fcrdc、V_fcrqc，

所述V_fcrdc、V_fcrqc计算公式为： $\left\{\begin{array}{c}{V}_{fcrdc}=R_r{i}_{rd}^{*}+{\mathrm{\σL}}_r\frac{d}{dt}{i}_{rd}^{*}\\ V_{fcrqc}=R_r{i}_{rq}^{*}+{\mathrm{\σL}}_r\frac{d}{dt}{i}_{rq}^{*}\end{array}\right..$

总体而言，按照本发明的上述技术构思与现有技术相比，主要具备以下的技术优点：

1、本发明通过在电流环中引入电流指令前馈单元，可实现对电网故障期间包含暂态分量、负序分量的暂态电流指令的精确跟踪，有利于系统对暂态控制目标的精确实现，进而可有效增强双馈感应风力发电机的低电压穿越能力；

2、本发明所提控制方法不影响原电流环的稳定性；

3、本发明所提控制方法对电网频率波动和双馈感应风力发电机参数漂移均具有较高的鲁棒性，有效保证了在实际系统中应用时的优异性能；

4、本发明所提控制方法结构简单，易于工程实施。

附图说明

图1为本发明提出的电网故障下双馈感应风力发电机暂态电流跟踪控制方法的控制框图；

图2为双馈感应风力发电机的转子侧变流器电流环控制结构框图；

图3为按典型I型设计时的电流环闭环伯德图；

图4为按典型II型设计时的电流环闭环伯德图；

图5为采用本发明所述控制方法后，双馈感应风力发电机的转子侧变流器电流环控制结构框图；

图6为引入电流指令前馈控制前后电流环闭环伯德图；

图7为双馈感应风力发电机参数偏移时，采用本发明所述控制方法的电流环闭环伯德图；

图8为本发明所述方法在电网电压发生跌落故障时的仿真结果；

其中，电网电压对称跌落80％故障时的仿真结果为：(a)为定子线电压，(b)为转子三相电流，(c)为电磁转矩，(d)为转子d轴电流指令跟踪，(e)为转子q轴电流指令跟踪，(f)为转子dq轴电流指令跟踪误差；

电网电压单相跌落80％故障时的仿真结果为：(g)为定子线电压，(h)为转子三相电流，(i)为电磁转矩，(j)为转子d轴电流指令跟踪，(k)为转子q轴电流指令跟踪，(l)为转子dq轴电流指令跟踪误差。

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。

本发明提供了一种电网故障下双馈感应风力发电机暂态电流跟踪控制方法，其原理框图如图1所示，包括以下各步骤：

(1)获取双馈感应风力发电机的电机参数，如：定子自感L_s、定转子互感L_m、定子电阻R_s、转子电阻R_r和转子自感L_r；这些电机参数通常由双馈感应风力发电机制造厂商提供，也可以通过短路和开路实验测量获得；

(2)通过电压、电流霍尔传感器来采集双馈感应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；

(3)使用锁相环方法来获取电网并网点电压的角频率ω_s；

(4)采用编码器检测方法来获取双馈感应风力发电机的转子机械角频率ω_r；

(5)根据步骤(3)获得的并网点电压的角频率ω_s与步骤(4)中获得的转子机械角频率ω_r来获得转差角频率ω₂＝ω_s-ω_r，并将转差角频率ω₂进行积分来获得转差角θ₂；

(6)根据步骤(5)中的转差角θ₂，对上述步骤(2)中的定子三相电压U_sabc、定子三相电流I_sabc和转子三相电流I_rabc分别进行abc/dq坐标变换，来获得同步旋转坐标系下的双馈感应风力发电机的定子d轴电压u_sd、定子q轴电压u_sq、定子d轴电流i_sd、定子q轴电流i_sq和转子d轴电流i_rd、转子q轴电流i_rq；

(7)根据步骤(1)中的所述双馈感应风力发电机的所述定子自感L_s、所述定转子互感L_m以及步骤(6)中的所述定子d轴电流i_sd、所述定子q轴电流i_sq、所述转子d轴电流i_rd、所述转子q轴电流i_rq，来计算得到所述双馈感应风力发电机的定子d轴磁链ψ_sd、定子q轴磁链ψ_sq，其计算公式为： $\left\{\begin{array}{c}{\mathrm{\ψ}}_{sd}=L_s{i}_{sd}+L_m{i}_{rd}\\ {\mathrm{\ψ}}_{sq}=L_s{i}_{sq}+L_m{i}_{rq}\end{array}\right.;$

(8)根据步骤(6)中的所述转子d轴电流i_rd、所述转子q轴电流i_rq分别与转子d轴电流指令转子q轴电流指令相减来获得d轴误差信号i_ed、q轴误差信号i_eq，其计算公式为： $\left\{\begin{array}{c}{i}_{ed}=i_{rd}^{*}-i_{rd}\\ i_{eq}=i_{rq}^{*}-i_{rq}\end{array}\right.;$

(9)通过控制器来对所述d轴误差信号i_ed、所述q轴误差信号i_eq进行闭环处理，得到转子电压控制量

(10)根据上述步骤(1)中的所述定子自感L_s、所述定转子互感L_m、所述定子电阻R_s和所述转子自感L_r，步骤(6)中的所述双馈感应风力发电机的所述定子d轴电压u_sd、所述转子d轴电流i_rd、所述转子q轴电流i_rq，步骤(7)中的所述定子d轴磁链ψ_sd、定子q轴磁链ψ_sq以及步骤(4)、(5)中的所述转子机械角频率ω_r、所述转差角频率ω₂来计算得到前馈补偿值V_rdc、V_rqc，其计算公式为：

$\left\{\begin{array}{c}{V}_{rdc}=-{\mathrm{\ω}}_2{\mathrm{\σL}}_r{i}_{rq}+\frac{L_m}{L_s}(u_{sd}-\frac{R_s}{L_s}{\mathrm{\ψ}}_{sd}+{\mathrm{\ω}}_r{\mathrm{\ψ}}_{sq})\\ V_{rqc}={\mathrm{\ω}}_2{\mathrm{\σL}}_r{i}_{rd}+\frac{L_m}{L_s}(-\frac{R_s}{L_s}{\mathrm{\ψ}}_{sq}-{\mathrm{\ω}}_r{\mathrm{\ψ}}_{sd})\end{array}\right.;$ 其中， $\mathrm{\σ}=1-L_m^2/L_s{L}_r$ 为漏感系数；

(11)根据上述步骤(1)中的转子电阻R_r、转子自感L_r以及转子d轴电流指令转子q轴电流指令来计算获得转子电流指令前馈值V_fcrdc、V_fcrqc，其计算公式为： $\left\{\begin{array}{c}{V}_{fcrdc}=R_r{i}_{rd}^{*}+\mathrm{\σ}{L}_r\frac{d}{dt}{i}_{rd}^{*}\\ V_{fcrqc}=R_r{i}_{rq}^{*}+{\mathrm{\σL}}_r\frac{d}{dt}{i}_{rq}^{*}\end{array}\right.;$

(12)根据上述步骤(9)中的转子电压控制量步骤(10)中的前馈补偿值V_rdc、V_rqc，以及步骤(11)中的电流指令前馈值V_fcrdc、V_fcrqc，来计算获得转子电压需求值其计算公式为：

$\left\{\begin{array}{c}{V}_{rd}^{*}=u_{rd}^{*}+V_{rdc}+V_{fcrdc}\\ V_{rq}^{*}=u_{rq}^{*}+V_{rqc}+V_{fcrqc}\end{array}\right.;$

(13)对步骤(12)中的转子电压需求值进行空间矢量脉宽调制，来获得转子侧变流器三对开关管的开关信号S_a、S_b、S_c。

为了更进一步的说明本发明实施例提供的电网故障下双馈感应风力发电机暂态电流跟踪控制方法，下面结合附图说明本发明的工作原理。

双馈感应风力发电机转子侧变流器的电流内环通常采用同步旋转坐标下PI控制方法，其简化控制结构框图如图2所示。

电流环被控对象的传递函数G(s)可表示为：

$G\left(s\right)=\frac{1}{{\mathrm{\σL}}_{r}s+R_r}---\left(1\right)$

PI控制器的传递函数C(s)可表示为：

$C\left(s\right)=K_p+\frac{K_i}{s}---\left(2\right)$

若按典型I型系统设计电流环，系统将具有较快的电流跟踪性能，此时的系统闭环传递函数可表示为：

${\mathrm{\Φ}}_I\left(s\right)=\frac{1}{1+\frac{s}{2{\mathrm{\πf}}_c}}---\left(3\right)$

式中，f_c为截止频率，一般选择截止频率f_c在等效开关频率的1/10以内，可取f_c为开关频率f_sw的1/10，即f_c＝f_sw/10。

那么，可得转子电流内环的PI控制器参数为：

$\left\{\begin{array}{c}{K}_{p\_I}=2{\mathrm{\πf}}_c{\mathrm{\σL}}_r\\ K_{i\_I}=2{\mathrm{\πf}}_c{R}_r\end{array}\right.---\left(4\right)$

若为了改善电流环的抗扰动性能，可按典型II型来设计PI控制器，此时系统的闭环传递函数可表示为：

${\mathrm{\Φ}}_{II}\left(s\right)=\frac{K_{p\_II}}{{\mathrm{\σL}}_r}\frac{s+K_{i\_II}/K_{p\_II}}{s^2+\frac{R_r+K_{p\_II}}{{\mathrm{\σL}}_r}s+\frac{K_{i\_II}}{{\mathrm{\σL}}_r}}---\left(5\right)$

由式(5)可解得电流环的阻尼比ξ和自然振荡频率ω_n为：

$\left\{\begin{array}{c}\mathrm{\ξ}=\frac{(R_r+K_{p\_II})/{\mathrm{\σL}}_r}{2\sqrt{\frac{K_{i\_II}}{{\mathrm{\σL}}_r}}}\\ {\mathrm{\ω}}_n=\sqrt{\frac{K_{i\_II}}{{\mathrm{\σL}}_r}}\end{array}\right.---\left(6\right)$

工程上，通常取ξ＝0.707，ω_n≤2πf_sw/20，可取ω_n＝2πf_sw/20。

那么，转子电流内环的PI控制器参数为：

$\left\{\begin{array}{c}{K}_{p\_II}\≈2{\mathrm{\ξ\ω}}_n{\mathrm{\σL}}_r\\ K_{i\_II}={\mathrm{\ω}}_n^2{\mathrm{\σL}}_r\end{array}\right.---\left(7\right)$

由上述分析可知，按典型I或II型设计的电流环PI控制器参数均受限于系统开关频率f_sw的大小，以一台典型参数下的1.5MW双馈式风力发电系统为例，其铭牌数据见下表1。当开关频率f_sw分别为2kHz、5kHz、10kHz时，分别按典型I、II型系统设计了电流环，那么，按典型I、II型系统设计的电流环闭环伯德图如图3、图4所示。

表11.5MW双馈式风力发电系统仿真参数

由图3和图4可知，当开关频率f_sw＝2kHz时，无论按I型或II型设计的电流环在50Hz、100Hz频率处都存在较大的幅值、相位误差，且随着开关频率的提高，幅相误差将随之降低。然而，目前MW级风力发电系统的开关频率f_sw通常在2kHz左右，因此，需要对同步旋转坐标系PI控制方法进行优化，以实现故障期间双馈感应风力发电机对暂态目标的精确实现。

本发明在原矢量控制结构基础上引入转子电流指令前馈项，此时的电流内环的控制框图如图5所示。

电流指令前馈项的传递函数H(s)可表示为：

H(s)＝σL_rs+R_r(8)

引入电流指令前馈项前，电流环的闭环传递函数可表示为：

$\mathrm{\Φ}\left(s\right)=\frac{i_r}{i_r^{*}}=\frac{K_{p}s+K_i}{{\mathrm{\σL}}_r{s}^2+(K_p+R_r)s+K_i}---\left(9\right)$

引入电流指令前馈项后，电流环的闭环传递函数可表示为：

${\mathrm{\Φ}}^{\′}\left(s\right)=\frac{i_r}{i_r^{*}}=\frac{{\mathrm{\σL}}_r{s}^2+(K_p+R_r)s+K_i}{{\mathrm{\σL}}_r{s}^2+(K_p+R_r)s+K_i}---\left(10\right)$

由式(10)可知，如果在原电流环中引入电流指令前馈项，那么，Φ′(s)＝1；即转子电流可无静差跟踪任何频率的电流指令。

以表1中的1.5MW双馈式风力发电系统为模型，图6给出了引入电流指令前馈项前后电流环闭环伯德图。其中：PI控制器参数均为K_p＝2.23、K_i＝1238。采用常规PI控制方法时，转子电流在跟踪包含暂态、负序分量的电流指令时，会产生较大的幅值、相位误差，会导致实际的转子电流无法准确跟踪指令。例如，闭环传递函数在50Hz处的幅值、相位误差分别为26.2％、-24.1°；而引入电流指令前馈后，闭环传递函数在50Hz、100Hz频率点的幅值、相位响应均为0dB、0°，可确保实际的转子电流与转子电流指令不仅在幅值上保持相等，而且可以实现相位的精确同步，从而，提高了该转子电流指令所对应控制目标的实现精度。

此外，实际电网的电压常存在一定的频率波动，我国电网标准中这一波动范围为±(0.2～0.5)Hz，那么，在同步旋转坐标系下，暂态分量和负序分量频率的波动范围分别为±(0.2～0.5)Hz、±(0.4～1.0)Hz，而从图6还可以看出，本优化方法的闭环传递函数在整个频率段的幅值、相位增益一直为0dB、0°，因而，该方法对于电网频率偏移具有较强的鲁棒性，确保了在该方法在实际电网应用时的优异性能。

由式(9)和式(10)可知，引入电流指令前馈后，并未改变系统的特征方程，因此，电流指令前馈项的引入不影响原系统的稳定性。

电流环的被控对象为转子电阻R_r和暂态电感σL_r，转子电阻的典型参数范围为R_r∈[0.0050.01]p.u.，暂态电感的典型参数范围为σL_r∈[0.10.3]p.u.，在频率50Hz、100Hz处|jωσL_r|＞＞R_r，因此，可只关注暂态电感σL_r参数发生变化对系统的影响，通常认为，暂态电感σL_r的偏移为±20％，那么，考虑暂态电感σL_r偏移后转子电流指令前馈优化控制的系统闭环传递函数为：

${\mathrm{\Φ}}^{\′\′}\left(s\right)=\frac{{\mathrm{\σL}}_r{s}^2+(K_p+R_r)s+K_i}{{\mathrm{\σ}}^{\′}{L}_r^{\′}{s}^2+(K_p+R_r)s+K_i}---\left(11\right)$

式中，σ′L_r′为DFIG暂态电感的实际参数；σL_r为设计控制器时采用的暂态电感参数。

图7给出了σ′L_r′发生±20％漂移时采用转子电流指令前馈优化控制的闭环伯德图。可以看出，当σ′L_r′发生±20％漂移时，采用转子电流指令前馈的闭环系统在：(1)50Hz处的幅值增益约为±0.3dB(±3.5％的误差)，相位上会稍微有±2°左右的偏移；(2)100Hz处的幅值增益有-0.1dB左右的偏差(约为1.2％的误差)，相位上误差在8°以内。由此可知，当双馈感应风力发电机的参数发生变化时，采用本发明所提控制方法依然能保持较高的控制精度，对双馈感应风力发电机参数漂移具有较强的鲁棒性，确保了系统对控制目标的精确实现。

以下是本发明所提方法的一个实施例：

本发明以一台典型参数下的1.5MW双馈式风力发电系统(系统参数见表1)为例，进行了仿真研究。仿真工况为：(1)故障发生前，电机运行于超同步工况，转差率为-0.2；(2)t＝0.2s，电网发生故障；(3)故障发生后，转子电流指令给定为 $\left\{\begin{array}{c}{i}_{rd}^{*}=0.85i_{sd}\\ i_{rq}^{*}=0.85i_{sq}\end{array}\right..$ 仿真结果如下：

图8为电网发生三相对称80％故障、单相80％故障时，采用本发明所提控制方法时的仿真结果(横轴为时间，纵轴均以标幺值来表示)。由仿真结果可见，在不同的电网故障类型下，采用本发明所提控制方法均能有效的提高原电流环对交流指令的跟踪能力，从而可将该暂态电流指令所对应的特性充分发掘出来(如图8(c)、图8(i)所示，电磁转矩脉动均可被有效抑制)，进而有效增强了双馈感应风力发电机的低电压穿越能力。

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)

1.一种电网故障下双馈感应风力发电机暂态电流跟踪控制方法，其特征在于该方法包含以下各步骤：

(1)获取所述双馈感应风力发电机的电机参数，所述参数包括定子自感L_s、定转子互感L_m、定子电阻R_s、转子电阻R_r和转子自感L_r；

(2)通过电压、电流霍尔传感器来获得所述双馈感应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；

(3)使用锁相环来获取所述电网并网点电压的角频率ω_s；

(4)采用编码器来获取所述双馈感应风力发电机的转子机械角频率ω_r；

(5)根据步骤(3)获得的所述并网点电压的角频率ω_s与步骤(4)中获得的所述转子机械角频率ω_r来获得转差角频率ω₂＝ω_s-ω_r，并将转差角频率ω₂进行积分来获得转差角θ₂；

(6)根据步骤(5)中的转差角θ₂，对上述步骤(2)中的所述定子三相电压U_sabc、所述定子三相电流I_sabc和所述转子三相电流I_rabc分别进行abc/dq坐标变换，来获得同步旋转坐标系下的所述双馈感应风力发电机的定子d轴电压u_sd、定子q轴电压u_sq、定子d轴电流i_sd、定子q轴电流i_sq和转子d轴电流i_rd、转子q轴电流i_rq；

(7)根据步骤(1)中的所述双馈感应风力发电机的所述定子自感L_s、所述定转子互感L_m以及步骤(6)中的所述定子d轴电流i_sd、所述定子q轴电流i_sq、所述转子d轴电流i_rd、所述转子q轴电流i_rq，来计算得到所述双馈感应风力发电机的定子d轴磁链ψ_sd、定子q轴磁链ψ_sq，其计算公式为： $\left\{\begin{array}{c}{\mathrm{\ψ}}_{sd}=L_s{i}_{sd}+L_m{i}_{rd}\\ {\mathrm{\ψ}}_{sq}=L_s{i}_{sq}+L_m{i}_{rq}\end{array}\right.;$

(8)根据步骤(6)中的所述转子d轴电流i_rd、所述转子q轴电流i_rq分别与转子d轴电流指令转子q轴电流指令相减来获得d轴误差信号i_ed、q轴误差信号i_eq，其计算公式为： $\left\{\begin{array}{c}{i}_{ed}=i_{rd}^{*}-i_{rd}\\ i_{eq}=i_{rq}^{*}-i_{rq}\end{array}\right.;$

(9)通过控制器来对所述d轴误差信号i_ed、所述q轴误差信号i_eq进行闭环处理，得到转子电压控制量

(10)根据上述步骤(1)中的所述定子自感L_s、所述定转子互感L_m、所述定子电阻R_s和所述转子自感L_r，步骤(6)中的所述双馈感应风力发电机的所述定子d轴电压u_sd、转子d轴电流i_rd、所述转子q轴电流i_rq，步骤(7)中的所述定子d轴磁链ψ_sd、所述定子q轴磁链ψ_sq以及步骤(4)、(5)中的所述转子机械角频率ω_r、所述转差角频率ω₂来计算得到前馈补偿值V_rdc、V_rqc，其计算公式为： $\left\{\begin{array}{c}{V}_{rdc}=-{\mathrm{\ω}}_2{\mathrm{\σL}}_r{i}_{rq}+\frac{L_m}{L_s}(u_{sd}-\frac{R_s}{L_s}{\mathrm{\ψ}}_{sd}+{\mathrm{\ω}}_r{\mathrm{\ψ}}_{sq})\\ V_{rqc}={\mathrm{\ω}}_2{\mathrm{\σL}}_r{i}_{rd}+\frac{L_m}{L_s}(-\frac{R_s}{L_s}{\mathrm{\ψ}}_{sq}-{\mathrm{\ω}}_r{\mathrm{\ψ}}_{sd})\end{array}\right.;$ 其中， $\mathrm{\σ}=1-L_m^2/L_s{L}_r$ 为漏感系数；

(11)根据上述步骤(1)中的所述转子电阻R_r、所述转子自感L_r以及所述转子d轴电流指令所述转子q轴电流指令来计算获得转子电流指令前馈值V_fcrdc、V_fcrqc，其计算公式为： $\left\{\begin{array}{c}{V}_{fcrdc}=R_r{i}_{rd}^{*}+{\mathrm{\σL}}_r\frac{d}{dt}{i}_{rd}^{*}\\ V_{fcrqc}=R_r{i}_{rq}^{*}+{\mathrm{\σL}}_r\frac{d}{dt}{i}_{rq}^{*}\end{array}\right.;$

(12)根据上述步骤(9)中的转子电压控制量步骤(10)中的所述前馈补偿值V_rdc、V_rqc，以及步骤(11)中的转子电流指令前馈值V_fcrdc、V_fcrqc，来计算获得转子电压需求值其计算公式为： $\left\{\begin{array}{c}{V}_{rd}^{*}=u_{rd}^{*}+V_{rdc}+V_{fcrdc}\\ V_{rq}^{*}=u_{rq}^{*}+V_{rqc}+V_{fcrqc}\end{array}\right.;$

(13)对步骤(12)中的转子电压需求值进行空间矢量脉宽调制，来获得转子侧变流器三对开关管的开关信号S_a、S_b、S_c。

2.根据权利要求1所述的电网故障时的双馈感应风力发电机暂态电流跟踪控制方法，其特征在于，

在步骤(10)中，所述前馈补偿值V_rdc、V_rqc的计算公式为： $\left\{\begin{array}{c}{V}_{rdc}=-{\mathrm{\ω}}_2{\mathrm{\σL}}_r{i}_{rq}+\frac{L_m}{L_s}(u_{sd}-\frac{R_s}{L_s}{\mathrm{\ψ}}_{sd}+{\mathrm{\ω}}_r{\mathrm{\ψ}}_{sq})\\ V_{rqc}={\mathrm{\ω}}_2{\mathrm{\σL}}_r{i}_{rd}+\frac{L_m}{L_s}(-\frac{R_s}{L_s}{\mathrm{\ψ}}_{sq}-{\mathrm{\ω}}_r{\mathrm{\ψ}}_{sd})\end{array}\right.;$

在步骤(11)中，利用所述转子d轴电流指令所述转子q轴电流指令以及所述转子电阻R_r、所述转子自感L_r来计算获得转子电流指令前馈值V_fcrdc、V_fcrqc，

所述V_fcrdc、V_fcrqc计算公式为： $\left\{\begin{array}{c}{V}_{fcrdc}=R_r{i}_{rd}^{*}+{\mathrm{\σL}}_r\frac{d}{dt}{i}_{rd}^{*}\\ V_{fcrqc}=R_r{i}_{rq}^{*}+{\mathrm{\σL}}_r\frac{d}{dt}{i}_{rq}^{*}\end{array}\right..$