CN106451549A - 一种对称故障下基于励磁控制的双馈风电机组故障穿越评估方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种对称故障下基于励磁控制的双馈风电机组故障穿越评估方法，对称故障下获得双馈风电机组的转子最小故障电流峰值与机组参数、故障前初始工况、电网电压跌落深度等多种因素间的简化解析表达式；基于该简化表达式可以得到对称故障下励磁控制方法的极限，进而评估基于励磁控制的双馈风电机组对于对称故障的穿越能力；此外，该简化解析表达式也可以用来指导双馈风电机组转子侧变流器容量的设计。该评估方法不依赖于具体的励磁控制方法和特定的机组参数，更具有通用性；可排除仿真或实验中各种干扰因素的影响如控制参数的合理性、观测量的准确性等，更适用于评估机组硬件约束下的励磁控制方法的理论极限；计算简便，易于实施，准确性高。

Description

一种对称故障下基于励磁控制的双馈风电机组故障穿越评估 方法

技术领域

本发明属于风力发电技术领域，更具体地，涉及一种对称故障下基于励磁控制的双馈风电机组故障穿越评估方法。

背景技术

随着风电在电网中渗透率的提高，为了保持电力系统的安全稳定运行，各国纷纷制定了风电机组并网规范，其中低电压穿越要求最受关注。双馈风电机组因其具有调速范围宽、变速恒频、有功无功解耦控制、励磁变流器容量小等优点，成为当今市场的主流风电机型。然而，由于双馈风电机组的定子与电网直接相连，其对电网的扰动十分敏感；当电网发生深度故障时，定子磁链中的暂态和负序分量会在双馈风电机组转子侧激励出远高于直流母线电压的感应电动势，容易导致变流器出现过流问题。

目前，国内外学者提出了多种改进励磁控制方法来提高电网故障下双馈风电机组过流抑制能力，主要分为两类：

一类是改进转子电流控制器，转子侧变流器通过输出较高的电压来抑制故障电流；另一类是改变故障期间的转子电流控制指令，通过优化转子电流中各频率分量的配置来避免过流。但是，这两类改进励磁控制方法的控制效果和适用的故障工况均受到转子侧变流器容量的限制，即励磁控制方法的极限与机组硬件密切相关。

目前，已有一些文献研究了电网故障时双馈风电机组在励磁控制方法下的故障穿越能力，但主要是在典型的直流母线电压下进行基于励磁控制方法的仿真，根据仿真结果中转子故障电流峰值是否超过转子侧变流器最大允许电流为判据来判断双馈风电机组的有效运行区域。上述的结论均通过仿真获得，因此仅适用于所用的控制方法和机组参数，其准确性也受到所用控制方法的约束，即所用控制方法可能没有充分利用机组硬件条件。

发明内容

针对上述现有理论和现有技术存在的缺陷或不足，本发明提出了一种对称故障下基于励磁控制的双馈风电机组故障穿越评估方法，用来评估基于励磁控制的双馈风电机组对于对称故障的穿越能力。

本发明提供了一种对称故障下基于励磁控制的双馈风电机组故障穿越评估方法，包括下述步骤：

S1：获得对称故障下双馈风电机组的转子最小故障电流峰值；

S2：根据所述转子最小故障电流峰值对双馈风电机组的故障穿越能力进行评估。

本发明通过获得对称故障下双馈风电机组的转子最小故障电流峰值与机组参数、故障前初始工况、电网电压跌落深度等多种因素间的简化解析表达式；基于该简化表达式可以得到对称故障下励磁控制方法的极限，进而评估基于励磁控制的双馈风电机组对于对称故障的穿越能力；此外，该简化解析表达式也可以用来指导双馈风电机组转子侧变流器容量的设计。

更进一步优选地，步骤S1具体为：

S11：获取双馈风电机组的机组参数，双馈风电机组的定子三相电压U_sabc、直流母线电压U_dc和转子三相电流I_rabc，并网点电压的角频率ω_s，以及双馈风电机组的转子角频率ω_r；所述机组参数包括：定子自感L_s、转子自感L_r和定转子互感L_m；

S12：根据所述并网点电压的角频率ω_s和转子角频率ω_r获得转差角频率ω₂＝ω_s-ω_r和转差率并将所述转差角频率ω₂进行积分后获得转差角θ₂；

S13：通过坐标变换分别对所述定子三相电压U_sabc和转子三相电流I_rabc进行abc/dq坐标变换，获得同步旋转坐标系下的双馈风电机组的定子电压d轴分量U_sd、定子电压q轴分量U_sq、转子电流d轴分量I_rd、转子电流q轴分量I_rq；

S14：根据所述定子电压d轴分量U_sd和定子电压q轴分量U_sq获得双馈风电机组在对称故障前和故障后的定子电压矢量的幅值U_s、U_{s_fault}；其中：U_{s_fault}＝(1-p)U_s，p为对称电压跌落深度；

S15：根据所述双馈风电机组的定子自感L_s、定转子互感L_m，所述转差率s、所述对称故障前和故障后定子电压矢量的幅值U_s、U_{s_fault}，获得对称故障时双馈风电机组的转子侧单相感应电动势的正序分量幅值E_rpp和暂态自由分量幅值E_rnp；其中：

S16：根据所述直流母线电压U_dc和所述转子侧单相感应电动势的暂态自由分量幅值E_rnp，获得转子侧各相感应电动势的进入角α_i、半控角β；其中：

S17：根据所述转子电流d轴分量I_rd、转子电流q轴分量I_rq，所述转子侧单相感应电动势的正序分量幅值E_rpp、暂态自由分量幅值E_rnp以及所述转子侧各相感应电动势的进入角α_i、半控角β，获得对称故障下双馈风电机组的转子最小故障电流峰值I_{rp min}。

更进一步优选地，步骤S2具体为：判断最小故障电流峰值I_{rp min}是否小于等于转子侧变流器最大允许电流I_{r max}，若是，则双馈风电机组能够成功穿越该对称故障；若否，则双馈风电机组不能成功穿越该对称故障。

更进一步优选地，在步骤S17中，对称故障下双馈风电机组的转子最小故障电流峰值I_{rp min}为：

其中，σL_r表示转子侧暂态电感，表示漏磁系数；I_rd、I_rq分别表示故障前转子电流d轴分量和q轴分量。

与现有技术相比，本发明提供的一种对称故障下基于励磁控制的双馈风电机组故障穿越评估方法具有以下优点：

(1)本发明通过获得对称故障下双馈风电机组的转子最小故障电流峰值与机组参数、故障前初始工况、电网电压跌落深度等多种因素间的简化解析表达式；利用该简化解析表达式可以得到对称故障下励磁控制方法的极限，进而评估基于励磁控制的双馈风电机组对于对称故障的穿越能力；此外，该简化解析表达式也可以用来指导双馈风电机组转子侧变流器容量的设计。

(2)本发明所提方法不依赖于具体的励磁控制方法和特定的机组参数，更具有通用性；

(3)本发明所提方法可排除仿真或实验中各种干扰因素的影响如控制参数的合理性、观测量的准确性等，更适用于评估硬件条件约束下的励磁控制方法的理论极限；

(4)本发明所提方法准确性高，易于实施，带入具体的机组参数、故障前初始工况等数值便可以直接计算该转子最小故障电流峰值。

附图说明

图1为双馈风电机组的系统框图；

图2为双馈风电机组故障穿越评估方法示意图；

图3为双馈电机转子侧的等效电路模型；

图4为故障期间转子单相电流控制示意图，其中：(a)为转子侧单相感应电动势波形，(b)为转子单相电流波形；

图5为故障期间转子侧变流器输出电压方式示意图，其中：(a)为转子侧三相感应电动势波形，(b)为转子侧变流器三相输出电压波形，(c)为转子三相电流波形；

图6为转子侧变流器输出电压方式的简化示意图；

图7为不同故障初始角下电网电压对称跌落80％的转子最小故障电流峰值；

图8为电网电压对称跌落80％的仿真图，其中：(a)为故障初始角θ_e＝24°的转子三相电流波形，(b)为故障初始角θ_e＝42°的转子三相电流波形。

图9为不同工况下双馈风电机组所能穿越的最大故障深度，其中：(a)定子侧以单位功率因数输出50％额定功率时，双馈风电机组在不同转子角频率下所能穿越的最大故障深度，(b)定子侧以单位功率因数输出额定功率时，双馈风电机组在不同转子角频率下所能穿越的最大故障深度。

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。

如图1所示，双馈风电机组控制系统包括：采样处理单元1、转子侧感应电动势计算单元2、控制角计算单元3、最小故障电流峰值计算单元4以及双馈风电机组主电路中的转子侧变流器。其中，采样处理单元1的输入端连接至双馈电机的定转子侧和直流母线侧，用于获得定子电压、转子电流、直流母线电压、电机转子角信号和并网点电压相位角，其输出端转差角频率ω₂、并网点电压角频率ω_s、定子电压d轴分量U_sd和定子q轴电压U_sq连接至转子侧感应电动势计算单元2的输入端，输出端直流母线电压U_dc连接至控制角计算单元3的输入端，输出端转子电流d轴分量I_rd和转子电流q轴分量I_rq连接至最小故障电流峰值计算单元4的输入端；转子侧感应电动势计算单元2用于计算转子侧单相感应电动势的正序分量幅值和暂态自由分量幅值，其输出端暂态自由分量幅值E_rnp分别连接至控制角计算单元3、最小故障电流峰值计算单元4的输入端；控制角计算单元3用于计算进入角和半控角，其输出端进入角α_i和半控角β连接至最小故障电流峰值计算单元4的输入端；最小故障电流峰值计算单元4用于计算最小故障电流峰值。

在本发明实施例中，转子最小故障电流峰值的计算步骤为：

(1)获取双馈风电机组的机组参数，包括：定子自感L_s、转子自感L_r和定转子互感L_m；通过电压、电流霍尔传感器来检测并采集双馈风电机组的定子三相电压U_sabc、直流母线电压U_dc和转子三相电流I_rabc；使用锁相环来获取并网点电压的角频率ω_s，采用编码器来获取双馈风电机组的转子角频率ω_r；

(2)根据步骤(1)中获得的并网点电压的角频率ω_s和转子角频率ω_r，来获得转差角频率ω₂＝ω_s-ω_r，转差率并将转差角频率ω₂进行积分来获得转差角θ₂；

(3)通过坐标变换，分别对步骤(1)中获得的定子三相电压U_sabc和转子三相电流I_rabc进行abc/dq坐标变换，来获得同步旋转坐标系下的双馈风电机组的定子电压d轴分量U_sd、定子电压q轴分量U_sq、转子电流d轴分量I_rd、转子电流q轴分量I_rq；

(4)根据步骤(3)中获得的定子电压d轴分量U_sd、定子电压q轴分量U_sq，来获得双馈风电机组在对称故障前和故障后的定子电压矢量的幅值U_s、U_{s_fault}，其中：U_{s_fault}＝(1-p)U_s，p为对称电压跌落深度；

(5)根据步骤(1)中获得的双馈风电机组的定子自感L_s、定转子互感L_m，步骤(2)中获得的转差率s以及步骤(4)中获得的对称故障前和故障后定子电压矢量的幅值U_s、U_{s_fault}，来获得对称故障时双馈风电机组的转子侧单相感应电动势的正序分量幅值E_rpp和暂态自由分量幅值E_rnp，其中：

(6)根据步骤(1)中获得的直流母线电压U_dc和步骤(5)中获得的转子侧单相感应电动势的暂态自由分量幅值E_rnp，获得转子侧各相感应电动势的进入角α_i、半控角β，其中：

(7)根据步骤(3)中获得的转子电流d轴分量I_rd、转子电流q轴分量I_rq和步骤(5)中获得的转子侧单相感应电动势的正序分量幅值E_rpp、暂态自由分量幅值E_rnp以及步骤(6)中获得的转子侧各相感应电动势的进入角α_i、半控角β，获得对称故障下双馈风电机组的转子最小故障电流峰值的简化解析表达式。

式中，σL_r表示转子侧暂态电感，表示漏磁系数；I_rd、I_rq分别表示故障前转子电流d轴分量和q轴分量。

上述的最小故障电流峰值的简化解析表达式不依赖于具体的控制方法和特定的机组参数，更具有通用性；可排除仿真或实验中各种干扰因素的影响如控制参数的合理性、观测量的准确性等，更适用于评估机组硬件约束下的励磁控制方法的理论极限；带入具体的机组参数、故障前初始工况、电网电压跌落深度便可以直接计算该转子最小故障电流峰值，计算结果准确性高，易于实施。

如图2所示，所述评估基于励磁控制的双馈风电机组对于对称故障的穿越能力，具体为：

根据转子最小故障电流峰值的简化解析表达式，带入具体的机组参数、故障前初始工况等数值以获得最小故障电流峰值I_{rp min}，判断I_{rp min}与转子侧变流器最大允许电流I_{r max}之间的大小关系，具体为：若I_{rp min}≤I_{r max}，则双馈风电机组能够成功穿越该对称故障；若I_{rp min}＞I_{r max}，则双馈风电机组不能成功穿越该对称故障。

为更进一步地说明本发明提出的一种对称故障下基于励磁控制的双馈风电机组故障穿越评估方法，下面结合附图说明本发明的工作原理。

根据双馈电机的数学模型，电压方程可表示为：

式中，u_s代表定子电压，R_s代表定子电阻，i_s代表定子电流，ψ_s代表定子磁链，u_r代表转子电压，R_r代表转子电阻，i_r代表转子电流，ψ_r代表转子磁链，上标s代表定子静止坐标系，上标r代表转子静止坐标系，下标s代表定子侧状态量，下标r代表转子侧状态量。

当电网发生三相对称故障，电压跌落深度为p，由于磁链不能突变，故障后的定子磁链中会含有正序分量和暂态自由分量，激励出的转子侧感应电动势也含有相应的正序分量和暂态自由分量，如图3所示，转子侧感应电动势矢量可表示为：

转子侧感应电动势三相瞬时值为转子侧感应电动势矢量在转子坐标轴上的投影，可表示为：

式中，e_ra、e_rb、e_rc分别表示转子侧感应电动势三相瞬时值，E_rpp表示转子侧单相感应电动势的正序分量幅值，E_rnp表示转子侧单相感应电动势的暂态自由分量幅值，θ_e表示故障瞬间转子侧感应电动势的故障初始角，其中

由于转子电流在故障瞬间不能发生突变，故障后转子各相电流初值可表示为：

式中，i_ra0、i_rb0、i_rc0分别表示故障后转子三相电流初值，I_rd、I_rq分别表示故障前转子电流d轴分量和q轴分量。

转子故障电流峰值I_rp为：

I_rp＝Max(|i_ra|,|i_rb|,|i_rc|) (5)

式中，i_ra、i_rb、i_rc分别为转子三相故障电流，Max()表示取几个量中的最大值。

已有研究表明，转子故障电流的峰值一般出现在故障后首个基波周期内，同时由于开关器件的短时电流耐力主要针对电流峰值，所以本发明主要分析故障初期首个基波内的转子故障电流峰值，设故障初期首个基波内转子三相故障电流六个正负峰值分别为：i_rap、i_ran、i_rbp、i_rbn、i_rcp、i_rcn。

在本发明实施例中，故障电流的最小峰值I_{rp min}具体为：如果转子侧变流器能够同时最大程度抑制三相故障电流，则故障电流的峰值自然也最小。然而，在三相三线制系统中，转子侧变流器三相输出电压间相互制约且转子侧变流器输出电压有限，通过合理分配转子侧变流器三相输出电压使得I_rp最小，则此时的I_rp为最小故障电流峰值I_{rp min}，即I_{rp min}为此时六个故障电流正负峰值的最大值。

在本发明实施例中，转子侧变流器最大程度抑制转子单相故障电流，具体为：如图4所示，转子侧变流器瞬时输出最大电压为U_{r max}，转子侧单相感应电动势为e_rx，其中：e_rx为e_ra、e_rb或e_rc。当-U_{r max}＜e_rx＜U_{r max}，通过控制转子侧变流器输出电压可自由控制该相电流的上升或下降趋势，定义-U_{r max}＜e_rx＜U_{r max}区域为电流自由可控区，记为CFCA；当e_rx＞U_{r max}或e_rx＜-U_{r max}，转子侧变流器无法改变该相电流的变化趋势，只能改变相电流上升或下降的速率，为便于统一，将电流下降称为负向上升，则可定义e_rx＞U_{r max}和e_rx＜-U_{r max}区域为电流必然上升区，记为CIRA，其中：e_rx＞U_{r max}区域为正向电流必然上升区，记为P-CIRA，e_rx＜-U_{r max}区域为负向电流必然上升区，记为N-CIRA。

由图4易知，t₂和t₄时刻的电流峰值较大，以t₂时刻为例，说明最大程度抑制故障相电流。

i_r2＝i_r1+Δi_r (6)

式中：i_r1、i_r2分别表示该P-CIRA开始和结束时的电流瞬时值，Δi_r表示此时段电流增量。

如果不改变双馈风电机组硬件装置，仅通过转子侧变流器采用励磁控制方法来抑制电流i_r2，有且只有两个方案。

(1)通过上一个CFCA时段的控制来尽量减小P-CIRA时段的电流初值i_r1；

(2)在P-CIRA时段要求转子侧变流器输出正的最大电压来减缓电流上升速率，从而减小电流增量。

两个方案可独立采用、互不影响。同理，为抑制N-CIRA结束时刻t₄的电流负峰值i_r4，需要尽量提高电流初值i_r3并在N-CIRA期间输出负的最大电压来延缓电流下降。

在本发明实施例中，转子侧变流器三相输出电压间相互制约且转子侧变流器输出电压有限，具体为：

如表1所示，当三相电流连续时，在三相三线制系统中，转子侧变流器的瞬时输出电压矢量只有八种，包括：U_rAP、U_rCN、U_rBP、U_rAN、U_rCP、U_rBP、U_rZERO1、U_rZERO2；每相的瞬时输出电压u_ra、u_rb和u_rc的值只有五种，包括：0。转子侧变流器的瞬时输出三相电压矢量不能同时达到最大值或所以八种输出电压矢量对各相电流峰值的抑制效果不同，具体如表1所示。

表1转子侧变流器三相输出电压矢量

在本发明实施例中，合理分配转子侧变流器三相输出电压，具体为：根据故障初始角θ_e判断最易过流相，从而优先抑制该相电流最大峰值i_rx，根据表1选择相应的转子侧变流器输出电压矢量及作用时间，优先最大程度地抑制该最大峰值i_rx；再根据后继各CIRA出现的先后顺序，选择相应的转子侧变流器输出电压矢量及作用时间，进而，得到对应的转子侧变流器三相输出电压的方式。在不增加或者尽量少增加该最大峰值i_rx的情况下降低其它五个峰值，只要确保微调后的该最大峰值i_rx仍然最大，便可将该峰值i_rx作为最小故障电流峰值。

在本发明实施例中，为清楚地阐述所述转子侧变流器三相输出电压的方式，以下分析中均以i_rap为优先抑制峰值为例，具体为：

忽略故障瞬间转子侧感应电动势跳变的影响，即认为转子侧各相感应电动势为连续变化的正弦波，则可根据CIRA的定义，获得各相CIRA对应的相角。考虑在深度电网故障下，转子侧感应电动势正序分量的幅值和频率都远低于暂态自由分量，在计算故障后首个周期的电流值时，可将正序分量视为常数而仅以转子侧感应电动势暂态自由分量幅值来近似预估各个CIRA的起止时刻。A相的P-CIRA开始和结束时刻的感应电动势相角分别为α_{i_a}、α_{out_a}，其中α_{i_a}为A相感应电动势的进入角。

α_{out_a}＝π-α_{i_a} (8)

当A相感应电动势故障初始角θ_{e_a}在A相进入角α_{i_a}附近时，A相正向过流压力最大，此时转子侧变流器输出电压应该优先抑制A相电流正峰值i_rap。因转子侧感应电动势三相且正负对称，所以仅考虑θ_{e_a}＝α_{i_a}±30°范围，此时转子侧变流器三相输出电压方式如图5所示。

在本发明实施例中，图5所示的转子侧变流器输出电压方式中，如果在A相P-CIRA结束后，转子侧变流器输出电压矢量立即由U_rAP切换至U_rCN，此后e_ra存在时段，此时段A相故障电流将上升。为避免出现这种情况，在时段，让U_rAP再持续输出一定时间来抑制A相故障电流。同理，可采取类似方法来抑制其他故障电流峰值。

在本发明实施例中，为便于说明，如图6所示，得到转子侧变流器三相输出电压方式的简化示意图。在已知转子侧变流器电压输出方式的条件下，转子各相故障电流的峰值大小及对应时刻都是确定的，可以直接求得相应的解析表达式。

当t＝t_ap即A相P-CIRA结束时刻，A相故障电流达到正峰值i_rap，具体解析表达式为：

式中，t₀表示故障发生时刻。

当t＝t_bp即B相感应电动势瞬时值下降到的时刻，B相故障电流达到正峰值i_rbp，具体解析表达式为：

式中，β_a表示A相感应电动势上升到时的相位即A相感应电动势的半控角，其中：

当t＝t_cn即C相转子侧感应电动势瞬时值上升到的时刻，C相故障电流达到负峰值i_rcn，具体解析表达式为：

根据前述的避免在P-CIRA结束后时段，A相故障电流上升，设此时段内电压矢量U_rAP输出时间为t_ab，时间t_ab的确定原则为此时段内A相电流的增量Δi_ra为零，使得在抑制A、B相故障电流间获得平衡。

式中，t(π-β_a)、t(π-α_{i_a})分别表示该时段内的时刻。

根据式(12)，计算得到t_ab：

当t＝t_bn即B相N-CIRA结束时刻，B相故障电流达到负峰值i_rbn，具体解析表达式为：

同理，可分别得到C相电流正峰值i_rcp和A相电流负峰值i_ran，具体解析表达式为：

在本发明实施例中，为防止转子侧变流器全力抑制所述该最大峰值i_rap，而牺牲了对其他峰值的抑制，导致三相电流的最大值出现在其他峰值，所以需要微调所述转子侧变流器电压输出方式。

在本发明实施例中，所述微调转子侧变流器电压输出方式，以i_rcn＞i_rap为例，具体为：

将原本输出U_rAP的部分时段改为输出U_rCN，从而减小i_rcn，使得调整后的i′_rap＝i′_rcn，确保i′_rap仍为各故障电流峰值中的最大值。

同理，当其他峰值大于i_rap，可以得到对应的微调方式。

经过微调转子侧变流器电压输出方式后，转子最小故障电流峰值为：

在本发明实施例中，故障初始角θ_{e_a}不同，转子最小故障电流峰值I_{rp min}也会在一定范围内波动，基本趋势是在θ_{e_a}＝α_{i_a}附近较小，而在θ_{e_a}＝α_{i_a}-30°或θ_{e_a}＝α_{i_a}+30°附近较大且基本相同。进而，可以用θ_{e_a}＝α_{i_a}-30°对应的i_rap和i_rcn绝对值的平均值近似作为最小故障电流峰值I_{rp min}。

综上所述，最小故障电流峰值I_{rp min}的简化解析表达式为：

式中，σL_r表示转子侧暂态电感，表示漏磁系数。

式(19)为转子最小故障电流峰值I_{rp min}的简化解析表达式，本发明仅以A相故障电流正峰值为优先抑制项为例来阐述该简化解析表达式的推导过程，但，该简化解析表达式适用于对称故障下的全工况。

在本发明实施例中，根据式(19)，带入具体的机组参数、故障前初始工况等数值便可以直接计算该转子最小故障电流峰值I_{rp min}，判断I_{rp min}与转子侧变流器的最大允许电流I_{r max}之间的大小关系，若I_{rp min}≤I_{r max}，则双馈风电机组能够成功穿越该对称故障；若I_{rp min}＞I_{r max}，则双馈风电机组不能成功穿越该对称故障，从而，评估基于励磁控制的双馈风电机组对于对称故障的穿越能力。

根据转子最小故障电流峰值的简化解析表达式，可以得到双馈风电机组在给定工况下能够成功穿越最大故障深度所需的最小故障电流峰值，可以用来指导转子侧变流器容量的设计。

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的双馈风电机组为例，进行仿真研究，机组参数如表2所示。故障前，双馈电机以超同步20％运行即s＝-0.2，定子侧以单位功率因数输出额定功率，电网电压发生三相对称跌落，跌落深度为80％，故障期间假设直流母线电压保持不变。

表2 1.5MW双馈风电机组仿真参数

参数	符号	数值
			额定功率	PsN	1.5MW
额定定子电压	UsN	690V
			额定电网频率	fsN	50Hz
极对数	psN	2对极
			定转子变比	nsr	1∶2.5
定子电阻	Rs	2.24mΩ
			定子漏感	Lls	0.173mH
转子电阻	Rr	1.59mΩ
			转子侧漏感	Llr	0.158mH
互感	Lm	2.93mH
			额定直流母线电压	Udc	1200V

根据本发明提供的方法，获得计算转子最小故障电流峰值所需的各量：E_rnp＝1276.8V，E_rpp＝-53.2V，U_dc＝1200V，I_rd＝752A，I_rq＝249A，ω_r＝377rad/s，σL_r＝2.066mH，α_i＝38.8°，β＝18.3°，根据式(19)，获得最小故障电流峰值I_{rp min}为1558A。

如图7所示，根据式(17)获得不同故障初始角下的转子最小故障电流峰值，在1423A～1585A范围内波动，可见在误差允许的范围内，可以用式(19)代替式(17)来获得转子最小故障电流峰值。

如图8(a)所示，t＝0.215s时刻发生三相电压对称跌落80％，转子侧感应电动势故障初始角θ_e＝24°，故障电流峰值1575A；如图8(b)所示，t＝0.22s时刻发生三相电压对称跌落80％，转子侧感应电动势故障初始角θ_e＝42°，故障电流峰值1460A。根据图7所示，故障初始角θ_e＝24°对应的理论峰值为1580A，故障初始角θ_e＝42°对应的理论峰值为1480A，与理论值的误差在1％内。

如图9所示，通过适当提高转子电流所允许的最大值I_{r max}，可以显著提高双馈风电机组所能穿越的最大电网故障深度，可以指导双馈风电机组转子侧变流器容量的设计。

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 (4)

1.一种对称故障下基于励磁控制的双馈风电机组故障穿越评估方法，其特征在于，包括下述步骤：

S1：获得对称故障下双馈风电机组的转子最小故障电流峰值；

S2：根据所述转子最小故障电流峰值对双馈风电机组的故障穿越能力进行评估。

2.如权利要求1所述的双馈风电机组故障穿越评估方法，其特征在于，步骤S1具体为：

S11：获取双馈风电机组的机组参数，双馈风电机组的定子三相电压U_sabc、直流母线电压U_dc和转子三相电流I_rabc，并网点电压的角频率ω_s，以及双馈风电机组的转子角频率ω_r；所述机组参数包括：定子自感L_s、转子自感L_r和定转子互感L_m；

S12：根据所述并网点电压的角频率ω_s和转子角频率ω_r获得转差角频率ω₂＝ω_s-ω_r和转差率并将所述转差角频率ω₂进行积分后获得转差角θ₂；

S13：通过坐标变换分别对所述定子三相电压U_sabc和转子三相电流I_rabc进行abc/dq坐标变换，获得同步旋转坐标系下的双馈风电机组的定子电压d轴分量U_sd、定子电压q轴分量U_sq、转子电流d轴分量I_rd、转子电流q轴分量I_rq；

S14：根据所述定子电压d轴分量U_sd和定子电压q轴分量U_sq获得双馈风电机组在对称故障前和故障后的定子电压矢量的幅值U_s、U_{s_fault}；其中：U_{s_fault}＝(1-p)U_s，p为对称电压跌落深度；

S15：根据所述双馈风电机组的定子自感L_s、定转子互感L_m，所述转差率s、所述对称故障前和故障后定子电压矢量的幅值U_s、U_{s_fault}，获得对称故障时双馈风电机组的转子侧单相感应电动势的正序分量幅值E_rpp和暂态自由分量幅值E_rnp；其中：

S16：根据所述直流母线电压U_dc和所述转子侧单相感应电动势的暂态自由分量幅值E_rnp，获得转子侧各相感应电动势的进入角α_i、半控角β；其中：

S17：根据所述转子电流d轴分量I_rd、转子电流q轴分量I_rq，所述转子侧单相感应电动势的正序分量幅值E_rpp、暂态自由分量幅值E_rnp以及所述转子侧各相感应电动势的进入角α_i、半控角β，获得对称故障下双馈风电机组的转子最小故障电流峰值I_{rp min}。

3.如权利要求1或2所述的双馈风电机组故障穿越评估方法，其特征在于，步骤S2具体为：

判断最小故障电流峰值I_{rp min}是否小于等于转子侧变流器最大允许电流I_{r max}，若是，则双馈风电机组能够成功穿越该对称故障；若否，则双馈风电机组不能成功穿越该对称故障。

4.如权利要求2所述的双馈风电机组故障穿越评估方法，其特征在于，在步骤S17中，对称故障下双馈风电机组的转子最小故障电流峰值I_{rp min}为：

$\begin{array}{c}{I}_{rp\min }=\frac{E_{rnp}}{2{\mathrm{\ω}}_r{\mathrm{\σL}}_r}\[(2.73{\mathrm{cos\α}}_i+\cos \mathrm{\β})-U_{dc}(3.32-1.67{\mathrm{\α}}_i-0.33\mathrm{\β})\]\\ -\frac{E_{rpp}}{2{\mathrm{\ω}}_r{\mathrm{\σL}}_r}\[\sin ({\mathrm{\α}}_i-\frac{\mathrm{\π}}{6})(3.67-2{\mathrm{\α}}_i)+\sin ({\mathrm{\α}}_i+\frac{\mathrm{\π}}{6})(2.62-\mathrm{\β}-{\mathrm{\α}}_i)\]\\ +\frac{\sqrt{3}}{2}\[I_{rd}{\mathrm{sin\α}}_i+I_{rq}{\mathrm{cos\α}}_i\]\end{array}$

其中，σL_r表示转子侧暂态电感，表示漏磁系数；I_rd、I_rq分别表示故障前转子电流d轴分量和q轴分量。