CN111769573A - 基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制方法及系统 - Google Patents

基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制方法及系统 Download PDF

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Abstract

本发明涉及一种基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制方法及系统，属于风机技术领域，解决了现阶段风电并网系统稳定运行问题。该方法包括：实时采集直驱风机的母线电压、直驱风机节点注入电流，获得直驱风机的暂态能量；若直驱风机的暂态能量的变化率为正，采集锁相环输出的动态角，并基于直驱风机的母线电压、直驱风机节点注入电流和锁相环输出的动态角，计算多个附加能量支路的补偿能量和基频电压增量；以各附加能量支路补偿能量之和最大、且各附加能量支路的基频电压增量最小为目标函数，并以满足控制环节频域特性和基频电压特性为约束条件，确定各附加能量支路的补偿系数，并启用补偿系数确定后的各附加能量支路。

Description

基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制方法及系统
技术领域
本发明涉及风机技术领域，尤其涉及一种基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制方法及系统。
背景技术
随着永磁直驱风电机组(permanent magnet synchronous generators，PMSG)在局部地区装机占比急剧增加，以逆变器为并网接口的PMSG接入弱电网次/超频振荡事故频繁发生，严重影响电网的安全稳定运行。目前，直驱风机次/超同步振荡的有效控制措施匮乏，常常以被动切机为主，此方法以牺牲大量的风电出力为代价，造成巨大的经济损失。因此，研究直驱风机抑制次/超同步振荡的主动控制方法势在必行。
针对次/超同步振荡抑制措施，已有学者进行了相关研究，方法主要包含3类：改变控制器结构、增设抑制装置与优化控制器参数。改变控制器结构法通过引入阻尼控制环节以实现次同步振荡的抑制，不需要额外增加设备，是现阶段较为经济有效的方法。增设抑制装置法通过设计阻尼装置，向电网中注入反向的次/超同步电流以抑制振荡，目前已取得一定程度的发展与应用。优化控制器参数法通过对风机控制器参数的优化和对串联型FACTS参数的优化，调整风电机组的输出阻抗特性，从而改变风电机组与电网相互作用的次同步振荡谐振点，降低次/超同步振荡的风险。
但是，现有方法大多仅针对单一振荡频率，未考虑在其他振荡频率下的抑制效果，且大多忽视了控制器参数变化后对机组基频特性及动态响应特性的影响。
发明内容
鉴于上述的分析，本发明旨在提供一种基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制方法及系统，用以解决现阶段风电并网系统稳定运行问题。
本发明的目的主要是通过以下技术方案实现的：
一方面，提供了一种基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制方法，所述方法包括以下步骤：
步骤S1：实时采集直驱风机的母线电压、直驱风机节点注入电流，获得直驱风机的暂态能量；
步骤S2：若所述直驱风机的暂态能量的变化率为正，采集锁相环输出的动态角，并基于所述直驱风机的母线电压、直驱风机节点注入电流和锁相环输出的动态角，计算多个附加能量支路的补偿能量和基频电压增量；
步骤S3：以各附加能量支路补偿能量之和最大、且各附加能量支路的基频电压增量最小为目标函数，并以满足控制环节频域特性和基频电压特性为约束条件，确定各附加能量支路的补偿系数，并启用补偿系数确定后的各附加能量支路。
在上述方案的基础上，本发明还做了如下改进：
进一步，所述步骤S2中的附加能量支路包括：
电流环比例环节的附加能量支路、电流环积分环节的附加能量支路、dq轴交叉耦合的附加能量支路。
进一步，在所述电流环比例环节的附加能量支路中，以
Figure BDA0002585909130000021
为输入项，构建比例环节作用到直驱风机网侧变流器的d轴输出电压上；
所述电流环比例环节的附加能量支路附加能量支路的补偿能量WV1表示为：
Figure BDA0002585909130000031
式中，kp2表示电流内环比例系数，
Figure BDA0002585909130000032
表示d轴电流参考值，idc表示直驱风机端口d轴电流；Δθpll表示锁相环输出的动态角；
所述电流环比例环节的附加能量支路的基频电压增量
Figure BDA0002585909130000033
表示为：
Figure BDA0002585909130000034
进一步，在所述电流环积分环节的附加能量支路中，以
Figure BDA0002585909130000035
为输入项，构建积分环节作用到直驱风机网侧变流器的d轴输出电压上；
所述电流环积分环节的附加能量支路的补偿能量WV2表示为：
Figure BDA0002585909130000036
式中，ki2表示电流内环积分系数；t表示振荡时间；
所述电流环积分环节的附加能量支路的基频电压增量
Figure BDA0002585909130000037
表示为：
Figure BDA0002585909130000038
进一步，在所述dq轴交叉耦合的附加能量支路中，以idc为输入项，构建比例环节作用到直驱风机网侧变流器的d轴输出电压上，还以iqc为输入项，构建补偿系数为kV3的比例环节作用到直驱风机网侧变流器的q轴输出电压上；
所述dq轴交叉耦合的附加能量支路的补偿能量WV3表示为：
Figure BDA0002585909130000039
式中，iqc表示直驱风机端口q轴电流，ω2为电网角频率，L2为出线电抗值；
所述dq轴交叉耦合的附加能量支路的d轴、q轴的基频电压增量
Figure BDA0002585909130000041
分别表示为：
Figure BDA0002585909130000042
进一步，在所述步骤S3中，
所述目标函数表示为：
Figure BDA0002585909130000043
式中，kVi为第i条附加能量支路的补偿系数；WVi为第i条附加能量支路的补偿能量；
Figure BDA0002585909130000044
为第i条附加能量支路的d/q轴基频电压增量；n为附加能量支路的个数。
进一步，所述控制环节频域特性的约束条件表示为：
Figure BDA0002585909130000045
式中，ξt为附加电流环比例环节的附加能量支路与电流环积分环节的附加能量支路的阻尼比；ωPIc＝2π*fPIc；fPIc为电流环比例环节的附加能量支路、电流环积分环节的附加能量支路的控制带宽；ωLc＝2π*fLc；fLc为附加电流环比例环节的附加能量支路的控制带宽。
进一步，所述基频电压特性的约束条件表示为：
Figure BDA0002585909130000046
式中，Un为直驱风机端口额定电压。
进一步，采用模式搜索法确定所述各附加能量支路的补偿系数。
另一方面，提供了一种基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制系统，所述系统包括以下模块：
暂态能量获取模块，用于实时采集直驱风机的母线电压、直驱风机节点注入电流，获得直驱风机的暂态能量；
附加能量支路构建模块，用于当所述直驱风机的暂态能量的变化率为正时，则采集锁相环输出的动态角，并基于所述直驱风机的母线电压、直驱风机节点注入电流和锁相环输出的动态角，计算多个附加能量支路的补偿能量和基频电压增量；
附加能量支路参数优化模块，用于以各附加能量支路补偿能量之和最大、且各附加能量支路的基频电压增量最小为目标函数，并以满足控制环节频域特性和基频电压特性为约束条件，确定各附加能量支路的补偿系数；
结果输出模块，启用补偿系数确定后的各附加能量支路。
本发明有益效果如下：
本发明提供的基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制方法及系统，能够对不同电网强度以及不同频段的次/超同步振荡实现快速依频抑制，能够有效兼容风机的基频响应能力。
本发明中，上述各技术方案之间还可以相互组合，以实现更多的优选组合方案。本发明的其他特征和优点将在随后的说明书中阐述，并且，部分优点可从说明书中变得显而易见，或者通过实施本发明而了解。本发明的目的和其他优点可通过说明书、权利要求书以及附图中所特别指出的内容中来实现和获得。
附图说明
附图仅用于示出具体实施例的目的，而并不认为是对本发明的限制，在整个附图中，相同的参考符号表示相同的部件。
图1为本发明实施例1中基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制方法流程图；
图2为本发明实施例1中的直驱风机各控制环节暂态能量特性示意图；
图3为本发明实施例1中的附加能量支路示意图；
图4为本发明实施例2中的基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制系统结构示意图；
图5为本发明实施例3中的直驱风机并网系统示意图；
图6为本发明实施例3中的场景1下网侧变流器各控制环节暂态能量示意图；
图7为本发明实施例3中的场景2下网侧变流器各控制环节暂态能量示意图；
图8为本发明实施例3中的场景3下网侧变流器各控制环节暂态能量示意图；
图9为本发明实施例3中的附加能量支路补偿系数优化过程示意图；
图10为本发明实施例3中的场景1下附加能量支路后功率曲线图；
图11为本发明实施例3中的场景2下附加能量支路后功率曲线图；
图12为本发明实施例3中的场景3下附加能量支路后功率曲线图；
图13为本发明实施例3中的不同电网强度下附加能量支路后功率三维图；
图14为本发明实施例3中的不同振荡频率下附加能量支路的抑制效果图；
图15为本发明实施例3中的投入附加能量支路后的基频风机电压波形图；
图16为本发明实施例3中的低电压穿越过程中附加能量支路后风机电流及电压波形图。
具体实施方式
下面结合附图来具体描述本发明的优选实施例，其中，附图构成本申请一部分，并与本发明的实施例一起用于阐释本发明的原理，并非用于限定本发明的范围。
实施例1
本发明的一个具体实施例，公开了一种基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制方法，流程图如图1所示，该方法包括以下步骤：
步骤S1：实时采集直驱风机的母线电压、直驱风机节点注入电流，获得直驱风机的暂态能量；
基于节点电压方程的暂态能量构造方法，利用直驱风机的端口节点信息，可得到直驱风机的暂态能量表达式为：
Figure BDA0002585909130000071
式中，UG为直驱风机母线电压向量；IG为直驱风机节点注入电流；Im()表示取复数的虚部。
步骤S2：若所述直驱风机的暂态能量的变化率为正，采集锁相环输出的动态角，并基于所述直驱风机的母线电压、直驱风机节点注入电流和锁相环输出的动态角，计算多个附加能量支路的补偿能量和基频电压增量；
需要说明的是，若所述直驱风机的暂态能量的变化率为正，则表示直驱风机在振荡过程中持续发出暂态能量，呈现负阻尼特性，使得系统逐渐失稳。因此，此时需要对直驱风机中的次/超频振荡进行抑制，在本实施例中，通过设置多个附加能量支路的方式进行能量补充，以实现对于次/超频振荡的抑制，具体过程说明如下：
在本实施例中，将公式(1)转换至直驱风机控制系统dqc坐标系下，求得直驱风机的暂态能量表达式为：
WPMSG＝∫(idcudc+iqcuqc)dΔθpll+∫idcduqc-∫iqcdudc (2)
式中，idc、iqc、udc和uqc分别为直驱风机端口dq轴电流和电压；Δθpll表示锁相环输出的动态角。需要说明的是，当直驱风机发生次/超同步振荡时，所述直驱风机的暂态能量的变化率为正，系统逐渐失稳，若想要从控制层面上抑制风机振荡，需要采用控制系统dqc坐标系下的暂态能量，故而需要采集锁相环输出的动态角。
由于直驱风机的机端部分与电网电气解耦，且风速变化的时间尺度远大于变流器控制时间尺度，在研究次/超同步振荡下直驱风机端口暂态能量着重考虑网侧变流器的影响。再者，考虑到网侧变流器电压外环和电流内环串级控制动态解耦，电压外环的带宽远小于电流内环带宽，在次超频段范围内反应迟缓。因此，主要分析电流内环和锁相环对直驱风机网侧变流器暂态能量的影响。
在直驱风机控制系统dqc坐标系下，网侧变流器控制方程表示为：
Figure BDA0002585909130000081
式中，kp2、ki2分别为电流内环比例、积分系数；
Figure BDA0002585909130000082
分别为dq轴电流参考值；ω2为电网角频率，ω2＝2*π*50；L2为出线电抗值；edc、eqc分别表示dqc坐标系下的电网电压。
联立式(2)和式(3)得到dqc坐标系下直驱风机暂态能量，将其转换至电网dq坐标系下、并分解成直驱风机各控制环暂态能量，如式(4)-(9)所示。
WPMSG＝WP+WI+WL (4)
式中，WP为直驱风机中电流环比例环节主导的暂态能量；WI为直驱风机中电流环积分环节主导的暂态能量；WL为直驱风机dq轴交叉耦合的暂态能量；
其中，WP可以表示为：
WP＝WP1+WP2+WP3 (5)
Figure BDA0002585909130000091
WI可以表示为：
WI＝WI1+WI2+WI3 (7)
Figure BDA0002585909130000092
WL可以表示为：
WI＝WL1+WL2 (9)
Figure BDA0002585909130000093
根据Lyapunov第二稳定性原理可知，对于一个自由动态系统，若系统的总能量W(W>0)随时间的变化率
Figure BDA00025859091300001013
恒为负，则系统总能量不断减少，最终达到最小值，即平衡状态，则此系统稳定。通过分析直驱风机总能量WPMSG的累积和消耗趋势能够判别其稳定性：当ΔWPMSG不断减小，即WPMSG的变化率
Figure BDA0002585909130000101
为负值时，直驱风机在次/超同步振荡中吸收暂态能量，呈现正阻尼特性，系统稳定且振荡逐渐收敛；反之，当
Figure BDA0002585909130000102
为正时，直驱风机在振荡过程中持续发出暂态能量，呈现负阻尼特性，使得系统逐渐失稳。因此，可以通过
Figure BDA0002585909130000103
表征直驱风机总能量的累积和消耗趋势，其正负直接决定系统的稳定性。
图2为直驱风机各控制环节暂态能量特性示意图。其中，
Figure BDA0002585909130000104
Figure BDA0002585909130000105
和
Figure BDA0002585909130000106
均为负，对振荡呈现正阻尼作用，有利于振荡收敛；
Figure BDA0002585909130000107
Figure BDA0002585909130000108
和
Figure BDA0002585909130000109
为正，对振荡呈现负阻尼作用，不利于系统稳定，其中
Figure BDA00025859091300001010
幅值远小于其他三项，可忽略不计。直驱风机各控制环节暂态能量特性推导过程如下：
在直驱风机暂态能量模型中，各控制环节暂态能量的阻尼特性，是决定直驱风机能否振荡收敛的关键因素。筛选出产生负阻尼能量的控制环节，对于抑制振荡扩散，保障系统的稳定运行至关重要，下面分析网侧变流器各控制环节的能量特性。
对于次超同步振荡过程中任一组次/超频ω-/ω+分量，其次/超频电流可以表示为：
Figure BDA00025859091300001011
式中，Id、Iq、
Figure BDA00025859091300001012
分别为dq轴振荡电流幅值和初始相角；λ为振荡衰减系数；ωs为dq轴电流振荡频率，即ωs＝ω+-ω2＝ω2-ω-。
由于存在次/超频电压分量，使得锁相环产生锁相环动态角，可表示为：
Figure BDA0002585909130000111
式中，θ0为出线电抗引来的相角；Δθ1、β分别为锁相环动态角振荡幅值及初始相角。
分别将式(11)和(12)代入(6)、(8)和(10)中，得到网侧变换器各控制环节的暂态能量变化率
Figure BDA0002585909130000112
的解析表达式为：
Figure BDA0002585909130000113
Figure BDA0002585909130000114
Figure BDA0002585909130000115
Figure BDA0002585909130000116
Figure BDA0002585909130000117
Figure BDA0002585909130000118
Figure BDA0002585909130000119
Figure BDA00025859091300001110
式中，ids0、iqs0分别表示正常情况下网侧变流器端口dq轴稳态电流；t表示振荡时间，从振荡发生开始计时。
各控制环节
Figure BDA00025859091300001111
表征直驱风机总能量的累积和消耗趋势，其正负直接决定系统的稳定性。由式(13)-(20)可知，
Figure BDA00025859091300001112
的正负由
Figure BDA00025859091300001113
决定，式(14)-(20)的正负由
Figure BDA00025859091300001114
决定，其中相角差
Figure BDA00025859091300001115
和
Figure BDA00025859091300001116
与次/超频电流初始相角和锁相环动态角初始相角有关，下面展开详细分析。
1)次/超频电流初始相角分析
将次/超频分量详细展开得到次/超频电流初始相角关系：
Figure BDA0002585909130000121
式中，I-、I+分别为次/超频A相电流幅值。
在直驱风机发生次/超同步振荡时，通常超频分量大于次频分量，故式(21)大于0，得到式(13)恒小于0，即
Figure BDA0002585909130000122
WP1能有效降低风机总能量WPMSG，有利于系统稳定。
2)锁相环动态角初始相角分析
由式(12)详细推导发现锁相环动态角初始相角β与q轴次/超频电压初始相角φq有关，有β＝φq+φ成立，φ满足如下关系：
Figure BDA0002585909130000123
其中，cosφ、sinφ皆为正且sinφ略大于cosφ。
将β＝φq+φ代入
Figure BDA0002585909130000124
得到：
Figure BDA0002585909130000125
类似式(21)推导过程，可得相角差
Figure BDA0002585909130000126
满足：
Figure BDA0002585909130000131
式中，U-、U+、ε-、ε+分别为次/超频A相电压幅值及初始相角；α-、α+分别为次/超频A相电流幅值及初始相角；Uq为q轴振荡电压幅值。
考虑到直驱风机次超同步振荡中超频分量大于次频分量，
Figure BDA0002585909130000132
可近似为超频电流与超频电压初相角之差。
当直驱风机发生振荡时，由于风机外环控制设定无功参考值为0，有功参考值为额定值，风机端口发出功率以有功为主，导致超频电流与超频电压初相角差近似为0，即
Figure BDA0002585909130000133
故式(23)中
Figure BDA0002585909130000134
为正且其值远大于
Figure BDA0002585909130000135
再者cosφ和sinφ为正且sinφ略大于cosφ，故式(23)恒为大于0，即
Figure BDA0002585909130000136
因此，式(15)、(17)和(20)恒小于0，即
Figure BDA0002585909130000137
和
Figure BDA0002585909130000138
均为负，对振荡呈现正阻尼作用，有利于振荡收敛；式(14)、(16)、(18)和(19)恒大于0，
Figure BDA0002585909130000139
和
Figure BDA00025859091300001310
为正，对振荡呈现负阻尼作用，不利于系统稳定，其中
Figure BDA00025859091300001311
幅值远小于其他三项，可忽略不计。直驱风机各控制环节暂态能量特性如图2所示。综上可知，WP2、WI1和WL1是主导直驱风机振荡的负阻尼能量。
因此，经过上述分析可知，通过建立含网侧变流器控制环节的直驱风机暂态能量模型，从中提取出了主导直驱风机振荡的负阻尼能量为WP2、WI1和WL1。
在确定主导直驱风机振荡的负阻尼能量之后，本实施例利用反推设计法将负阻尼能量转换为附加能量的补偿电压，以此构建附加能量支路，并计算各附加能量支路的补偿能量和基频电压增量；
具体地，附加能量支路包括：
(1)电流环比例环节的附加能量支路VP2：
在该支路中，负阻尼能量WP2对应的补偿电压Δudc1可以表示为：
Figure BDA0002585909130000141
(2)电流环积分环节的附加能量支路VI1：
在该支路中，负阻尼能量WI1对应的补偿电压Δudc2可以表示为：
Figure BDA0002585909130000142
(3)dq轴交叉耦合的附加能量支路VL1：
在该支路中，负阻尼能量WL1对应的补偿电压Δudc3和Δuqc3可以表示为：
Figure BDA0002585909130000143
图3为附加能量支路示意图，在VP2支路中，以
Figure BDA0002585909130000144
为输入项，构建补偿系数为kV1的比例环节作用到直驱风机网侧变流器的d轴输出电压上；在VI1支路中，以
Figure BDA0002585909130000145
为输入项，构建补偿系数为kV2的积分环节作用到直驱风机网侧变流器的d轴输出电压上；在VL1支路中，以idc为输入项，构建补偿系数为kV3的比例环节作用到直驱风机网侧变流器的d轴输出电压上，同时还以iqc为输入项，构建补偿系数为kV3的比例环节作用到直驱风机网侧变流器的q轴输出电压上。
附加能量支路VP2、VI1和VL1的补偿能量WV1、WV2和WV3分别表示为：
Figure BDA0002585909130000151
Figure BDA0002585909130000152
Figure BDA0002585909130000153
附加能量支路VP2、VI1和VL1的基频电压增量
Figure BDA0002585909130000154
和
Figure BDA0002585909130000155
分别表示为：
Figure BDA0002585909130000156
Figure BDA0002585909130000157
Figure BDA0002585909130000158
步骤S3：以各附加能量支路补偿能量之和最大、且各附加能量支路的基频电压增量最小为目标函数，并以满足控制环节频域特性和基频电压特性为约束条件，确定各附加能量支路的补偿系数，并启用补偿系数确定后的各附加能量支路。
具体地，所述目标函数表示为：
Figure BDA0002585909130000159
式中，kVi为第i条附加能量支路的补偿系数；WVi为第i条附加能量支路的补偿能量；
Figure BDA00025859091300001510
为第i条附加能量支路的d/q轴基频电压增量；n为附加能量支路的个数总和，n＝3。
所述控制环节频域特性的约束条件表示为：
Figure BDA0002585909130000161
Figure BDA0002585909130000162
式中，kV1、kV2和kV3分别为附加能量支路VP2、VI1和VL1的补偿系数；ξt为附加VP2和VI1支路的阻尼比；ωPIc＝2π*fPIc；fPIc为附加VP2和VI1支路的控制带宽；ωLc＝2π*fLc；fLc为附加VL1支路的控制带宽。保证支路具有较好的快速性和平稳性，阻尼比一般满足0.4≤ξt≤0.8；直驱风机接入弱电网引发次/超同步振荡的危险频段为20Hz-30Hz和70Hz-80Hz，可将fPIc和fLc设置为20≤fPIc,fLc≤30,70≤fPIc,fLc≤80。根据阻尼比和控制带宽的取值范围，确定补偿系数的参数区间:kV1min、kV1max分别为附加能量支路VP2的补偿系数最小值、最大值；kV2min、kV2max分别为附加能量支路VI1的补偿系数最小值、最大值；kV3min、kV3max分别为附加能量支路VL1的补偿系数最小值、最大值。
所述基频电压特性的约束条件表示为
Figure BDA0002585909130000163
式中，Un为直驱风机端口额定电压，取标幺值为1。
优选地，可采用模式搜索法确定附加支路的补偿系数，所述的模式搜索法，包括以下步骤：
步骤S301、在线测量直驱风机端口电压和电流数据，计算各附加支路的补偿能量，计算各附加支路的基频电压增量，并确定补偿系数参数区间；
步骤S302、设置补偿系数kV1、kV2和kV3初值，判断是否满足约束条件，若满足条件，则该补偿系数为可行解x1即当前最优解，若不满足，重新确定初值直到找到可行解x1；
步骤S303、在当前最优解xi(i＝1,2,3...)的基础上，应用模式搜索更新补偿系数，满足约束条件得到新的可行解xi+1，计算目标函数式，若满足fi+1＞fi，则xi+1为当前最优解，反之则重复步骤S303；
步骤S304、重复搜索过程，直到满足迭代次数，终止搜索，当前最优解即为最优补偿系数。
实施例2
本发明的具体实施例2，公开了一种基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制系统，如图4所示，该系统包括以下模块：暂态能量获取模块，用于实时采集直驱风机的母线电压、直驱风机节点注入电流，获得直驱风机的暂态能量；附加能量支路构建模块，用于当所述直驱风机的暂态能量的变化率为正时，采集锁相环输出的动态角，并基于所述直驱风机的母线电压、直驱风机节点注入电流和锁相环输出的动态角，计算多个附加能量支路的补偿能量和基频电压增量；附加能量支路参数优化模块，用于以各附加能量支路补偿能量之和最大、且各附加能量支路的基频电压增量最小为目标函数，并以满足控制环节频域特性和基频电压特性为约束条件，确定各附加能量支路的补偿系数；结果输出模块，启用补偿系数确定后的各附加能量支路。
上述方法实施例和系统实施例，基于相同的原理，其相关之处可相互借鉴，且能达到相同的技术效果。
实施例3
本发明的具体实施例3，公开了一种基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制方法的具体实现过程，利用图5在RTLAB仿真平台中搭建直驱风机并网系统，直驱风机经0.69/20kV场内变压器汇集至母线，再经由20/230kV变压器连接到PCC点。直驱风机的额定有功功率为1MW，其主要参数如下：额定频率为50Hz，定子额定电压为0.69kV，定子电阻为0.0011p.u.，定子电抗为0.0005p.u.,永磁体磁链为5.43Wb，转动惯量为100kg·m2，极对数为100。网侧变流器额定线电压为0.4kV，直流电压为1.2kV，电流内环模拟PI调节器的比例系数kp2为0.0005，积分系数ki2为0.1238，锁相环比例系数kpθ为0.67，锁相环积分系数kiθ为38.2。
为验证本方法的正确性和有效性，本实施例分别在不同电网强度条件下设置直驱风电机组次/超同步振荡失稳(场景1)、等幅振荡(场景2)和振荡收敛(场景3)三种场景，对网侧变流器各控制环节暂态能量变化情况及附加能量支路的抑制效果进行分析。
1)网侧变流器各控制环节暂态能量分析
分别计算场景1、2、3下网侧变流器各控制环节暂态能量(计算涉及到的各变量均采用标幺值)，其变化情况如图6、7、8所示。由图6-8可知，在场景1、2及3下，WP1、WP3、WI2和WL2及其能量变化率均为负，呈现正阻尼特性，表现为不断吸收暂态能量，有利于系统稳定；WP2、WI1、WI3和WL1及其能量变化率均为正，呈现负阻尼特性，表现为不断发出暂态能量，诱发系统失稳。其中，WP1幅值最大，WP2、WP3和WL2幅值较大但均小于WP1，其余暂态能量WI1、WI2、WL1和WI3幅值较小，且均小于WP1、WP2、WP3和WL2，WI3幅值最小近乎为0。在次/超同步振荡过程中，WP2、WI1和WL1是主导直驱风机振荡的负阻尼能量，将其对应到控制环节上，网侧变流器的d轴电流环控制环节和dq轴交叉耦合控制环节占主导作用，q轴电流环控制环节对振荡影响较小。
2)附加能量支路抑制效果
根据实施例一中所述的直驱风机次/超频振荡抑制方法步骤S2，构建附加能量支路，结合场景1的仿真数据，利用实施例一中所述的直驱风机次/超频振荡抑制方法步骤S3，构建附加能量支路补偿系数优化模型，应用模式搜索法确定补偿系数。由于附加VL1支路不产生基频电压增量，按其补偿能量最大考虑，其补偿系数kV3取参数区间的最大值。附加VP2和VI1支路补偿系数的优化过程如图9所示，当kV1值越大、kV2值越小时，补偿能量与基频电压增量比越大，附加能量支路兼顾补偿能力和基频影响的效果越好。因此确定最优补偿系数为kV1＝3.358、kV2＝7.109和kV3＝0.0769。
为验证该附加能量支路的有效性，分别从不同电网强度下的抑制效果、不同振荡频率下的抑制效果以及对基频特性的影响三方面进行验证。
(1)不同电网强度下的附加能量支路抑制效果
分别在场景1、2、3下投入最优附加能量支路，直驱风机输出功率变化情况，如图10、11和12所示。进一步改变电网参数得到不同电网强度下附加能量支路的抑制效果，如图13所示。由图10-12可知，在场景1、2、3下投入附加能量支路后，直驱风机输出功率振荡幅值瞬间降低，在0.2s内收敛至稳定。由图13可知，附加能量支路后，不同电网强度下的振荡幅值下降程度和收敛趋势几乎相同，均能在0.2s内有效抑制振荡。
(2)不同振荡频率下附加能量支路抑制效果
场景1、2、3下的振荡均是28/72Hz频率下的次/超同步振荡，附加能量支路均有较好的抑制效果。为进一步验证附加能量支路对不同振荡频段的适应性，采取强迫振荡方式，在电网侧注入5Hz～100Hz的谐波电流诱发系统振荡，其抑制效果如图14所示。
由图14(a)和(b)可知，电网侧注入谐波电流使系统在t＝1s发生强迫振荡，对于40Hz～60Hz频段，由于该频段不属于次/超频考虑范围，附加支路后直驱风机的输出功率无明显变化，附加能量支路基本无抑制效果。由图14(c)-(h)可知，对于5Hz～40Hz和60Hz～95Hz频段的振荡，附加能量支路后输出功率的振荡幅值明显降低，抑制效果较好，但由于外部扰动的持续存在，风机无法收敛，在消除注入电流后振荡可快速收敛。再者，振荡频率与基频差值越大(超同步频率越高或次同步频率越低)，附加支路补偿的负阻尼能量越大，其抑制振荡的效果也愈发明显。
(3)附加能量支路对基频特性的影响
进一步分析附加能量支路对直驱风机基频特性的影响，在风机正常运行某一时刻，投入附加能量支路，其风机基频电压变化情况如图15所示。其中图15(a)和(b)分别为附加能量支路后dq轴电压变化情况。在此基础上，设置低电压穿越仿真场景，验证附加能量支路对风电机组基频响应的兼容性，其输出电流、电压变化如图16所示。其中图16(a)和(c)为未引入附加能量支路的仿真结果，图16(b)和(d)为引入附加能量支路的仿真结果。
由图15(a)和(b)可知，投入附加能量支路后，直驱风机的输出电压发生波动，但其dq轴电压波动幅值最大仅为0.02p.u，均基频电压约束条件，因此，附加支路对直驱风机的正常运行影响较小。由图16(a)和(b)可知，附加能量支路后直驱风机在低电压穿越过程中电流变化幅值较小，仍能保证系统运行。由图16(c)和(d)可知，附加能量支路前后，直驱风电机组的电压几乎无明显变化，不影响风电机组的低电压穿越特性。
本领域技术人员可以理解，实现上述实施例方法的全部或部分流程，可以通过计算机程序来指令相关的硬件来完成，所述的程序可存储于计算机可读存储介质中。其中，所述计算机可读存储介质为磁盘、光盘、只读存储记忆体或随机存储记忆体等。
以上所述，仅为本发明较佳的具体实施方式，但本发明的保护范围并不局限于此，任何熟悉本技术领域的技术人员在本发明揭露的技术范围内，可轻易想到的变化或替换，都应涵盖在本发明的保护范围之内。

Claims (10)

1.一种基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制方法，其特征在于，所述方法包括以下步骤：
步骤S1：实时采集直驱风机的母线电压、直驱风机节点注入电流，获得直驱风机的暂态能量；
步骤S2：若所述直驱风机的暂态能量的变化率为正，采集锁相环输出的动态角，并基于所述直驱风机的母线电压、直驱风机节点注入电流和锁相环输出的动态角，计算多个附加能量支路的补偿能量和基频电压增量；
步骤S3：以各附加能量支路补偿能量之和最大、且各附加能量支路的基频电压增量最小为目标函数，并以满足控制环节频域特性和基频电压特性为约束条件，确定各附加能量支路的补偿系数，并启用补偿系数确定后的各附加能量支路。
2.根据权利要求1所述的基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制方法，其特征在于，所述步骤S2中的附加能量支路包括：
电流环比例环节的附加能量支路、电流环积分环节的附加能量支路、dq轴交叉耦合的附加能量支路。
3.根据权利要求2所述的基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制方法，其特征在于，
在所述电流环比例环节的附加能量支路中，以
Figure FDA0002585909120000011
为输入项，构建比例环节作用到直驱风机网侧变流器的d轴输出电压上；
所述电流环比例环节的附加能量支路附加能量支路的补偿能量WV1表示为：
Figure FDA0002585909120000012
式中，kp2表示电流内环比例系数，
Figure FDA0002585909120000013
表示d轴电流参考值，idc表示直驱风机端口d轴电流；Δθpll表示锁相环输出的动态角；
所述电流环比例环节的附加能量支路的基频电压增量
Figure FDA0002585909120000021
表示为：
Figure FDA0002585909120000022
4.根据权利要求3所述的基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制方法，其特征在于，
在所述电流环积分环节的附加能量支路中，以
Figure FDA0002585909120000023
为输入项，构建积分环节作用到直驱风机网侧变流器的d轴输出电压上；
所述电流环积分环节的附加能量支路的补偿能量WV2表示为：
Figure FDA0002585909120000024
式中，ki2表示电流内环积分系数；t表示振荡时间；
所述电流环积分环节的附加能量支路的基频电压增量
Figure FDA0002585909120000025
表示为：
Figure FDA0002585909120000026
5.根据权利要求4所述的基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制方法，其特征在于，
在所述dq轴交叉耦合的附加能量支路中，以idc为输入项，构建比例环节作用到直驱风机网侧变流器的d轴输出电压上，还以iqc为输入项，构建补偿系数为kV3的比例环节作用到直驱风机网侧变流器的q轴输出电压上；
所述dq轴交叉耦合的附加能量支路的补偿能量WV3表示为：
WV3＝ω2L2∫(idc 2+iqc 2)ΔθplldΔθpll (5)
式中，iqc表示直驱风机端口q轴电流，ω2为电网角频率，L2为出线电抗值；
所述dq轴交叉耦合的附加能量支路的d轴、q轴的基频电压增量
Figure FDA0002585909120000031
分别表示为：
Figure FDA0002585909120000032
6.根据权利要求5所述的基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制方法，其特征在于，在所述步骤S3中，
所述目标函数表示为：
Figure FDA0002585909120000033
式中，kVi为第i条附加能量支路的补偿系数；WVi为第i条附加能量支路的补偿能量；
Figure FDA0002585909120000034
为第i条附加能量支路的d/q轴基频电压增量；n为附加能量支路的个数。
7.根据权利要求6所述的基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制方法，其特征在于，
所述控制环节频域特性的约束条件表示为：
Figure FDA0002585909120000035
式中，ξt为附加电流环比例环节的附加能量支路与电流环积分环节的附加能量支路的阻尼比；ωPIc＝2π*fPIc；fPIc为电流环比例环节的附加能量支路、电流环积分环节的附加能量支路的控制带宽；ωLc＝2π*fLc；fLc为附加电流环比例环节的附加能量支路的控制带宽。
8.根据权利要求7所述的基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制方法，其特征在于，
所述基频电压特性的约束条件表示为：
Figure FDA0002585909120000041
式中，Un为直驱风机端口额定电压。
9.根据权利要求8所述的基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制方法，其特征在于，采用模式搜索法确定所述各附加能量支路的补偿系数。
10.一种基于能量补偿的直驱风机次/超频振荡抑制系统，其特征在于，所述系统包括以下模块：
暂态能量获取模块，用于实时采集直驱风机的母线电压、直驱风机节点注入电流，获得直驱风机的暂态能量；
附加能量支路构建模块，用于当所述直驱风机的暂态能量的变化率为正时，则采集锁相环输出的动态角，并基于所述直驱风机的母线电压、直驱风机节点注入电流和锁相环输出的动态角，计算多个附加能量支路的补偿能量和基频电压增量；
附加能量支路参数优化模块，用于以各附加能量支路补偿能量之和最大、且各附加能量支路的基频电压增量最小为目标函数，并以满足控制环节频域特性和基频电压特性为约束条件，确定各附加能量支路的补偿系数；
结果输出模块，启用补偿系数确定后的各附加能量支路。
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