李自成，張智越

(武漢工程大學(xué)電氣信息學(xué)院，湖北 武漢 430205)

0 引言

風(fēng)能是取之不盡、用之不竭的綠色清潔能源，在新能源發(fā)展過程中一直處于非常重要的地位[1-2]。世界各國都對風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)的低壓穿越(low-voltage ride-through,LVRT)能力制定了嚴(yán)格的要求。中國亦提出了風(fēng)電機(jī)組并網(wǎng)的相關(guān)要求及標(biāo)準(zhǔn)：當(dāng)風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)的并網(wǎng)電壓降至額定電壓的20%時(shí)，必須確保風(fēng)力發(fā)電機(jī)在625 ms內(nèi)不離網(wǎng)；當(dāng)并網(wǎng)點(diǎn)的電壓在下降后2 s內(nèi)恢復(fù)到額定電壓的90%時(shí)，風(fēng)力發(fā)電機(jī)組可以保證不離網(wǎng)運(yùn)行[3-4]。文獻(xiàn)[5]～文獻(xiàn)[8]提出在直流側(cè)安裝Crowbar卸荷電路、電池儲能裝置以及輔助變流器等硬件設(shè)備，以消耗或儲存多余的能量。但傳統(tǒng)Crowbar電路消耗電能造成資源浪費(fèi)，添加硬件電路會提高系統(tǒng)成本以及體積。文獻(xiàn)[9]提出通過改變發(fā)電機(jī)電磁轉(zhuǎn)矩來降低發(fā)電機(jī)的輸出功率；但發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速失穩(wěn)會導(dǎo)致整個(gè)系統(tǒng)震蕩。文獻(xiàn)[10]提出通過可變槳距控制來降低風(fēng)能輸入，從而降低風(fēng)電系統(tǒng)功率。但變槳控制響應(yīng)慢，且容易出現(xiàn)超調(diào)等問題。

本文在詳細(xì)理論推導(dǎo)以及對各種LVRT控制方法進(jìn)行分析的基礎(chǔ)上，綜合傳統(tǒng)控制方法，提出了一種基于電容儲能裝置的滯環(huán)互鎖控制Crowbar電路的協(xié)調(diào)控制方案，并就這種控制策略與傳統(tǒng)Crowbar卸荷電路控制策略進(jìn)行對比。通過 Matlab/Simulink 仿真，驗(yàn)證了該控制方案正確性與穩(wěn)定性。

1 永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)數(shù)學(xué)模型

永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)圖Fig.1 Topologic structure of permanent magnet synchronous wind power generator

發(fā)電機(jī)組將風(fēng)能轉(zhuǎn)換為具有變化頻率和幅度的交流電，經(jīng)過整流器以及逆變器的整合之后，發(fā)出頻率和幅度都一定的交流電并入電網(wǎng)[1]。

1.1 機(jī)側(cè)變流器控制算法

三相靜止坐標(biāo)系中交流電機(jī)的轉(zhuǎn)矩控制難以實(shí)現(xiàn)，因此需要矢量控制[2]。兩相旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系中，永磁同步電動(dòng)機(jī)的電流方程為[3]：

(1)

(2)

(3)

將isd=0代入式(3)，則電磁轉(zhuǎn)矩方程變?yōu)閇4]：

(4)

式中：usd和usq為發(fā)電機(jī)定子輸出電壓的d軸和q軸分量；isd和isq為發(fā)電機(jī)定子輸出電流的d軸和q軸分量；Lsd和Rs為定子電感和電阻；ω為電機(jī)的轉(zhuǎn)速；p為發(fā)電機(jī)的極對數(shù)；Ψ為磁通。

為了使實(shí)際電流值跟隨給定值，以比例積分(proportion integration，PI)調(diào)節(jié)器為例，得到系統(tǒng)最終控制方程，如式(5)所示[5]。

(5)

式中：KP、KI分別為電流環(huán)的比例和積分系數(shù)。

因此，機(jī)側(cè)變流器控制框圖如圖2所示。

圖2 機(jī)側(cè)變流器控制框圖Fig.2 Control block diagram of generator side converter

1.2 網(wǎng)側(cè)變流器控制算

忽略網(wǎng)側(cè)變流器產(chǎn)生的高次諧波[6]。電網(wǎng)側(cè)逆變器采用電壓矢量控制原理。同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)軸下，電網(wǎng)側(cè)逆變器的數(shù)學(xué)模型為[7]：

(6)

通過控制輸入電流，可以有效控制電能流動(dòng)的速度和大小[8]。輸入電流滿足以下關(guān)系式：

(7)

將d軸固定為電網(wǎng)電壓矢量Us能使算法簡化，得到電網(wǎng)電壓的d、q分量為：

(8)

式中：um為相電壓幅值。

逆變器側(cè)d、q下有功P和無功Q分別為[9]：

(9)

網(wǎng)側(cè)控制框圖如圖3所示。

圖3 網(wǎng)側(cè)變流器控制框圖Fig.3 Control block diagram of grid side converter

2 低電壓穿越的控制方法

2.1 傳統(tǒng)Crowbar的低電壓穿越保護(hù)方案

傳統(tǒng)耗能Crowbar的LVRT方案通常采用圖4的方案。耗能電阻通過功率器件連接到直流(direct-current，DC)側(cè)[10]。

圖4 傳統(tǒng)Crowbar卸荷電路Fig.4 Traditional Crowbar unloading circuit

系統(tǒng)正常工作時(shí)，保護(hù)電路未連接到電路中。系統(tǒng)由于故障發(fā)生電壓跌落，機(jī)側(cè)功率大于網(wǎng)側(cè)的輸出功率。此時(shí)，接入保護(hù)電路，Crowbar電阻直接消耗機(jī)側(cè)多余能量，抑制DC側(cè)電壓升高以實(shí)現(xiàn)低電壓穿越。耗能電阻R由ΔP以及udc_max來決定。不考慮系統(tǒng)中的非線性組件的能耗，則：

(10)

Crowbar電路的控制方程為：

(11)

ΔP=ΔUIdc_max

(12)

(13)

式中：ΔP為需消耗的功率之差；Udc_max為DC側(cè)母線電壓最大值；Idc_max為DC側(cè)母線電流最大值；C為直流母線電容。

Crowbar控制原理如圖5所示。

圖5 Crowbar控制原理圖Fig.5 Control principle of Crowbar

2.2 基于電容儲能的Crowbar的低電壓穿越

通過對傳統(tǒng)耗能Crowbar保護(hù)電路的分析研究，發(fā)現(xiàn)其在低電壓穿越中的缺點(diǎn)和不足。為了彌補(bǔ)這些缺陷，在原始保護(hù)電路中增加了電容器儲能裝置。

基子儲能裝置的Crowbar卸荷電路如圖6所示。

圖6 基于儲能裝置的Crowbar卸荷電路Fig.6 Unloading circuit of Crowbar based on energy storage device

基于儲能裝置的Crowbar控制原理如圖7所示。

圖7 基于儲能裝置的Crowbar控制原理圖Fig.7 Crowbar control principle based on energy storage device

當(dāng)系統(tǒng)發(fā)生對稱故障跌落導(dǎo)致直流母線電壓過高時(shí)，電路中的V1與VD2構(gòu)成降壓斬波電路，儲能裝置可吸收多余的電能；當(dāng)DC總線電壓降低時(shí)，電路中的V2與VD1構(gòu)成升壓斬波電路，并且能量存儲裝置釋放能量，從而對電容器充電以增加DC總線電壓。將V1和V2的觸發(fā)信號進(jìn)行互鎖，以防止V1和V2同時(shí)導(dǎo)通造成DC側(cè)短路。增加儲能裝置的Crowbar保護(hù)電路，能量回用可以有效地保護(hù)直流母線的過壓和欠壓。

3 仿真驗(yàn)證

為了驗(yàn)證基于電容儲能Crowbar電路的可靠性，采用Matlab /Simulink軟件建立相應(yīng)的仿真模型，包括電網(wǎng)電壓跌落故障設(shè)置模塊、機(jī)側(cè)整流模塊、網(wǎng)側(cè)逆變模塊、風(fēng)力機(jī)模塊以及低電壓穿越模塊。永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機(jī)仿真參數(shù)如表1所示。

表1 永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機(jī)參數(shù)Tab.1 Simulation parameters of PM direct-drive wind power generator

電壓跌落網(wǎng)側(cè)單項(xiàng)電壓如圖8所示，接入Crowbar網(wǎng)側(cè)單項(xiàng)電流(標(biāo)幺值)如圖9所示。

圖8 電壓跌落網(wǎng)側(cè)單項(xiàng)電壓Fig.8 Voltage drop grid side single phase voltage

圖9 網(wǎng)側(cè)單項(xiàng)電流(標(biāo)幺值)Fig.9 Grid side single phase current(standard value)

仿真開始4.5 s后，網(wǎng)側(cè)A相故障電壓跌落80%，跌落持續(xù)時(shí)間為0.625 s，而系統(tǒng)功率恒定。因此，A相故障電流在4.5 s時(shí)增加，如圖9(a)所示。切入Crowbar卸荷電路后，有功功率的降低導(dǎo)致圖9(b)中電流相較圖9(a)減小。

接入卸荷模塊功率輸出(標(biāo)幺值)如圖10所示。設(shè)置電網(wǎng)故障系統(tǒng)在4.5 s時(shí)發(fā)生電壓跌落，而發(fā)電機(jī)輸出功率不變，導(dǎo)致DC側(cè)母線電壓升高。此時(shí)切入Crowbar卸荷電路，多余的功率能夠通過卸荷電路消耗儲存，所以有功功率即在4.5～5.125 s顯著降低。該方法可有效降低直流母線側(cè)電壓，且使無功功率保持為零，大大提高了系統(tǒng)的安全性。

圖10 接入卸荷模塊功率輸出(標(biāo)幺值)Fig.10 Power output after connecting unloading module (standard value)

接入卸荷模塊后電磁轉(zhuǎn)矩(標(biāo)幺值)如圖11所示。

圖11 接入卸荷模塊后電磁轉(zhuǎn)矩(標(biāo)幺值)Fig.11 Electromagnetic torque after connecting the unloading module(standard value)

在切入Crowbar電路前后，通過對比分析圖11可知，系統(tǒng)沒有產(chǎn)生大的震蕩，整套風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)持續(xù)安全穩(wěn)定運(yùn)行。

直流母線電壓Udc變化如圖12所示。未添加Crowbar卸荷電路之前電壓震蕩劇烈，添加傳統(tǒng)的卸載電路后，母線電壓顯著降低。而由于傳統(tǒng)的Crowbar電路局限性，無法補(bǔ)償直流側(cè)的欠電壓。當(dāng)加入儲能Crowbar卸載電路時(shí)，DC側(cè)的欠壓可得到有效補(bǔ)償。

圖12 直流母線側(cè)電壓變化示意圖Fig.12 Voltage change at DC bus side

綜上所述，電網(wǎng)電壓發(fā)生故障跌落后，利用傳統(tǒng)Crowbar電路時(shí)，網(wǎng)側(cè)變流器輸出功率不變而使輸出電流Ia變大。電流迅速達(dá)到極限值，并且網(wǎng)側(cè)逆變器失去對DC總線電壓Udc的控制。當(dāng)Udc持續(xù)升高并超過最大值時(shí)，根據(jù)滯環(huán)判斷，投入Crowbar電阻進(jìn)行卸荷，直流側(cè)多余功率通過電阻以熱能的形式直接損耗。雖然傳統(tǒng)的Crowbar卸荷電路對DC側(cè)過電壓有很好的限制，但對DC側(cè)欠壓不能進(jìn)行有效補(bǔ)償。

當(dāng)風(fēng)電系統(tǒng)采用具有儲能設(shè)備的Crowbar卸荷裝置時(shí)，可有效保護(hù)直流母線上的過電壓狀態(tài)。當(dāng)故障階段結(jié)束后，儲能裝置進(jìn)行能量反饋，有效補(bǔ)償了當(dāng)電網(wǎng)電壓恢復(fù)時(shí)引起的DC總線電壓的欠壓狀態(tài)；且由于儲能裝置能量的回饋?zhàn)饔茫瑴p少了能量的損耗。

由于系統(tǒng)電磁轉(zhuǎn)矩始終穩(wěn)定未震蕩，說明Crowbar電路的切入切出對于永磁同步發(fā)電機(jī)(permanent magnet synchronous generator,PMSG)的運(yùn)轉(zhuǎn)影響基本為零，驗(yàn)證了此方案控制的穩(wěn)定性與正確性。

4 結(jié)束語

本文在Matlab/Simulink平臺上，搭建了基于儲能Crowbar直驅(qū)式永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)組LVRT控制模型，綜合分析了幾種重要的LVRT控制方案，并結(jié)合前人的理論研究，提出了基于電容儲能裝置的滯環(huán)互鎖控制投切Crowbar電路保證 PMSG 風(fēng)電機(jī)組實(shí)現(xiàn)LVRT控制方案。該方案不僅對故障期間的風(fēng)電機(jī)組直流側(cè)電壓進(jìn)行有效控制，且與傳統(tǒng)的Crowbar卸荷控制方法相比，基于儲能的Crowbar卸荷方法在安全穩(wěn)定運(yùn)行的前提下，大大提高了直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)的低電壓穿越能力。其節(jié)能特性更加符合當(dāng)今發(fā)展需求。