劉 芳,李 研,何國慶,李光輝,劉世權(quán),劉 威
(1. 合肥工業(yè)大學(xué)電氣與自動化工程學(xué)院,安徽合肥 230009;2. 中國電力科學(xué)研究院有限公司,北京 100192)
隨著風(fēng)電機(jī)組經(jīng)過電力電子接口大規(guī)模并入大電網(wǎng),世界各地多次發(fā)生與風(fēng)電機(jī)組相關(guān)的振蕩穩(wěn)定性問題[1?4]。直驅(qū)永磁系統(tǒng)因其具有無需勵磁和增速齒輪箱、電能質(zhì)量好等優(yōu)勢,在風(fēng)電中得到廣泛應(yīng)用[5],因此有必要對直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)中可能存在的穩(wěn)定性問題進(jìn)行深入研究。
通常用短路比(SCR)描述電壓源型換流器(VSC)系統(tǒng)與電網(wǎng)的連接程度,將其定義為交流短路容量與VSC 額定容量的比值[6]。直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)可以向弱交流電網(wǎng)供電,但是SCR 減小到一定程度將可能導(dǎo)致系統(tǒng)失去穩(wěn)定性[7?8]。建立有效模型是研究直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)失穩(wěn)機(jī)理的基礎(chǔ)。文獻(xiàn)[9?11]提出了單輸入單輸出(SISO)傳遞函數(shù)的分析方法,有效簡化了VSC 系統(tǒng)建模與穩(wěn)定性分析過程。文獻(xiàn)[9]針對直驅(qū)機(jī)組構(gòu)成的風(fēng)電場與柔直互聯(lián)系統(tǒng)建立SISO 傳遞函數(shù)模型,并基于該模型利用奈奎斯特判據(jù)分析系統(tǒng)穩(wěn)定性問題,但需將系統(tǒng)作為黑箱模型進(jìn)行建模。文獻(xiàn)[12?13]建立了阻抗模型,進(jìn)而分析影響系統(tǒng)穩(wěn)定性的原因。文獻(xiàn)[13]建立了雙饋機(jī)組在靜止坐標(biāo)系下的阻抗模型,采用等效RLC 串聯(lián)電路,分析控制器參數(shù)以及電網(wǎng)參數(shù)對系統(tǒng)穩(wěn)定性影響,但阻抗分析法研究源、負(fù)荷阻抗的輸入與輸出特性,無法揭示系統(tǒng)內(nèi)部的交互機(jī)理。為深入研究弱電網(wǎng)時并網(wǎng)變流器的失穩(wěn)機(jī)理,很多學(xué)者采用了狀態(tài)空間小信號模型[14?16],通過特征根分析法進(jìn)行系統(tǒng)穩(wěn)定性判別,利用參與因子計算得到各模態(tài)的參與度[17]。文獻(xiàn)[14]建立了包括風(fēng)電場在內(nèi)的直流系統(tǒng)小信號模型,提出利用部分直流線路電容簡化換流器直流側(cè)模型推導(dǎo),但在建模過程中未考慮延時環(huán)節(jié),不能準(zhǔn)確反映系統(tǒng)實際運行情況。
弱電網(wǎng)條件下直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)易存在失穩(wěn)現(xiàn)象,明確系統(tǒng)失穩(wěn)機(jī)理為有效控制策略的提出奠定基礎(chǔ)。目前大多研究表明弱電網(wǎng)條件下鎖相環(huán)(PLL)與控制環(huán)路之間的動態(tài)交互是影響直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)穩(wěn)定運行的關(guān)鍵因素[7,18]。文獻(xiàn)[8]闡明了PLL與電流內(nèi)環(huán)控制的交互作用的原因,從本質(zhì)上揭示了影響VSC 系統(tǒng)各控制環(huán)節(jié)對系統(tǒng)穩(wěn)定性的機(jī)理,為進(jìn)一步分析直驅(qū)風(fēng)機(jī)經(jīng)柔直送出互聯(lián)系統(tǒng)穩(wěn)定性奠定基礎(chǔ)。文獻(xiàn)[16]建立了弱電網(wǎng)下風(fēng)力發(fā)電機(jī)組變流器的小信號模型,闡述了弱電網(wǎng)下PLL 會與直流電壓外環(huán)相互耦合,對其產(chǎn)生滯后作用,從而影響系統(tǒng)穩(wěn)定運行,特別是當(dāng)PLL 和直流電壓外環(huán)帶寬接近時對系統(tǒng)穩(wěn)定性影響最大。文獻(xiàn)[19]利用特征值分析方法得到PLL 控制參數(shù)安全域,并由參數(shù)安全域中出現(xiàn)的“峰值點”揭示了PLL與VSC的模式諧振誘發(fā)的強交互是影響系統(tǒng)失穩(wěn)的關(guān)鍵機(jī)理。目前大量文獻(xiàn)著重研究VSC 系統(tǒng)各控制環(huán)路動態(tài)交互機(jī)理,尚未明確控制器參數(shù)詳細(xì)的優(yōu)化方向。由于我國風(fēng)力資源和負(fù)荷分布的特點,大規(guī)模風(fēng)電經(jīng)遠(yuǎn)距離輸電線接入電網(wǎng),使其與交流電網(wǎng)連接強度較弱[7],并網(wǎng)變流器采用單位功率因數(shù)控制無法使系統(tǒng)滿功率穩(wěn)定運行,亟需改進(jìn)現(xiàn)有控制策略,很多學(xué)者采用無功功率控制加以無功補償,但目前較少文獻(xiàn)涉及系統(tǒng)采用不同無功類控制時小信號穩(wěn)定性的對比研究。
針對以上問題,本文建立了考慮控制延時環(huán)節(jié)的直驅(qū)風(fēng)電并網(wǎng)變流器系統(tǒng)全階狀態(tài)空間小信號模型,采用特征值分析方法,將其與不考慮控制延時環(huán)節(jié)的系統(tǒng)穩(wěn)定性進(jìn)行對比分析;并探究了參與控制環(huán)路交互作用的主導(dǎo)狀態(tài)/控制變量,進(jìn)一步分析了控制器參數(shù)對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響規(guī)律;同時,針對極弱電網(wǎng)下單位功率因數(shù)控制不能使系統(tǒng)滿功率穩(wěn)定運行的問題,對比分析了2 種無功類控制的有效性;最后,通過時域仿真對分析結(jié)果進(jìn)行驗證。
直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)中:機(jī)側(cè)變流器K1由變流器模組K11、K12直流側(cè)并聯(lián),交流側(cè)串接電感后并聯(lián)得到;網(wǎng)側(cè)變流器K2由變流器模組K21、K22直流側(cè)并聯(lián),交流側(cè)串接電感后并聯(lián)得到。具體等效電路結(jié)構(gòu)見附錄A 圖A1。根據(jù)直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)的特點,本文主要研究在極弱電網(wǎng)下網(wǎng)側(cè)變流器的運行特性。網(wǎng)側(cè)變流器采用定直流母線電壓的雙環(huán)控制策略,外環(huán)采用直流電壓外環(huán),內(nèi)環(huán)采用基于橋臂側(cè)電流反饋的電流控制內(nèi)環(huán),其控制框圖見附錄A圖A2。
當(dāng)建立小信號模型時,將直驅(qū)風(fēng)機(jī)并網(wǎng)變流器系統(tǒng)分成如下部分建模:PLL 模型、網(wǎng)側(cè)變流器及控制模型、控制延時環(huán)節(jié)模型、機(jī)側(cè)/網(wǎng)側(cè)變流器間直流環(huán)節(jié)模型、網(wǎng)側(cè)濾波器模型和電網(wǎng)接口模型。
本文采用單同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系的PLL 保證控制系統(tǒng)與電網(wǎng)電壓同步。單同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系的PLL控制框圖如附錄A圖A3所示,其數(shù)學(xué)模型如下:
式中:ω為PLL 得到的電網(wǎng)角頻率;Kppll、Kipll分別為PLL 比例系數(shù)、積分系數(shù);ugq_int為PLL 控制的積分項輸出;ωs為電網(wǎng)參考角頻率;δ為通過PLL 得到的角度與電網(wǎng)角度的偏差角度;ugq為并網(wǎng)點電壓ugrid的q軸分量。將式(1)線性化可得其小信號模型為:
式中:“Δ”表示各電氣量的小信號分量,后同。
網(wǎng)側(cè)變流器采用電壓電流雙閉環(huán)控制,能穩(wěn)定直流母線電壓、提高系統(tǒng)響應(yīng)速度,其控制方程為:
對于數(shù)字控制系統(tǒng),電流控制環(huán)得到的調(diào)制信號進(jìn)行空間矢量脈寬調(diào)制(SVPWM)加載過程,以及電感電流的采樣過程均存在純延時環(huán)節(jié)。本文借助4 階Pade 近似公式來模擬SVPWM 過程帶來的控制延時,其數(shù)學(xué)模型為:
對于機(jī)側(cè)變流器,在忽略功率消耗和線路損耗的情況下,由功率守恒原理可知:
式中:Pdck2(k=1,2)為模組K1k向中間直流側(cè)輸送的功率;idckd為模組K1k機(jī)側(cè)輸出電流d軸分量。對于網(wǎng)側(cè)變流器,在忽略功率消耗和線路損耗的情況下,根據(jù)功率守恒原理可知:
式中:Pdck1為K2k向電網(wǎng)輸送的功率;ucd、ucq分別為濾波電容電壓的d、q軸分量;iLkd、iLkq分別為K2k橋臂側(cè)輸出電流d、q軸分量。直流側(cè)電容Cdc流過的功率為:
將式(7)—(9)線性化可得其小信號模型如下:
式中:上標(biāo)“0”表示該變量對應(yīng)的穩(wěn)態(tài)值,后同。
LC濾波器的數(shù)學(xué)模型如式(11)所示。
式中:C為濾波電容;Lk為模組K2k橋臂側(cè)電感;Rk為寄生電阻;igd、igq分別為并網(wǎng)點電流igrid的d、q軸分量。將式(11)線性化可得其小信號模型為:
為實現(xiàn)在不同強弱電網(wǎng)下風(fēng)機(jī)變流器的靈活切換,本文采用在理想電網(wǎng)和并網(wǎng)點之間串聯(lián)等值阻抗來模擬系統(tǒng)在不同短路比下的情況。電網(wǎng)回路在dq坐標(biāo)系下的數(shù)學(xué)模型如式(13)所示。
式中:Um為電網(wǎng)相電壓幅值;ed、eq分別為電網(wǎng)電壓d、q軸分量;Lg為電網(wǎng)電感。將式(13)線性化可得其小信號模型為:
為了驗證和分析極弱電網(wǎng)下直驅(qū)風(fēng)電并網(wǎng)變流器的小信號穩(wěn)定性特性,本文在MATLAB/Simulink平臺中搭建了仿真模型,直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)網(wǎng)側(cè)變流器容量為4.5 MW,其硬件參數(shù)見附錄B 表B1。借助仿真模型獲得狀態(tài)變量的穩(wěn)態(tài)運行工作點并據(jù)此計算出系統(tǒng)狀態(tài)矩陣的特征根。
電網(wǎng)強度SCR 由1 變化至919.745 時,不考慮控制延時和考慮控制延時系統(tǒng)特征根的變化規(guī)律分別見附錄B 圖B1、B2。從圖中可知,不考慮控制延時環(huán)節(jié)的直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)始終保持穩(wěn)定,而考慮控制延時環(huán)節(jié)的系統(tǒng)穩(wěn)定性發(fā)生了改變,其變化情況如附錄B 表B2 所示。由表可知,系統(tǒng)存在不連續(xù)穩(wěn)定區(qū)間,當(dāng)電網(wǎng)強度SCR 由919.75變化至27.04和由1.75變化至1 時系統(tǒng)不穩(wěn)定,當(dāng)SCR 由27.04 變化至1.75時系統(tǒng)穩(wěn)定,即系統(tǒng)存在非線性。
為進(jìn)一步研究控制延時對不同振蕩模式的阻尼比影響,分析同一電網(wǎng)強度下,不考慮和考慮控制延時的直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)主要特征根、相應(yīng)振蕩模式的阻尼比和主要參與變量,具體結(jié)果見附錄B 表B3、B4。由表可知,系統(tǒng)存在3 類頻段的振蕩模式:第1 類振蕩模式的振蕩頻率集中在50 Hz 以下,記為頻帶Ⅰ振蕩模式;第2 類集中在[50,300]Hz 范圍內(nèi),記為頻帶Ⅱ振蕩模式;第3類集中在300 Hz以上,記為頻帶Ⅲ振蕩模式??紤]控制延時的系統(tǒng)多了3 個振蕩模式,均與延時環(huán)節(jié)相對應(yīng),其中2 個集中在頻帶Ⅲ,振蕩頻率分別為1 621.35 Hz 和1 599.18 Hz,另外1個分布在頻帶Ⅰ,振蕩頻率為9.23 Hz。此外,延時環(huán)節(jié)會改變振蕩模式的阻尼比。在頻帶Ⅰ中,11.13 Hz 振蕩模式的阻尼比減?。辉陬l帶Ⅱ中,59.60 Hz 振蕩模式的阻尼比減小;在頻帶Ⅲ中,有2個振蕩模式與濾波器相關(guān),其中1278.51 Hz振蕩模式的阻尼比減小,1378.14 Hz振蕩模式的阻尼比變大。
綜上所述,考慮控制延時的系統(tǒng)會產(chǎn)生新的振蕩模式,同時對不同振蕩模式的阻尼比影響呈非線性特點,部分阻尼比變大,部分阻尼比變小,因此在小信號建模時需加以考慮。
附錄B 表B5 列寫了電網(wǎng)強度變化(SCR 由3 變化至1)時,與電壓環(huán)、電流環(huán)和PLL相關(guān)的振蕩模式的參與變量及其參與因子的變化規(guī)律。由表可知:在13.18 Hz振蕩模式下,電壓環(huán)的直流側(cè)電壓、電流環(huán)的積分變量參與因子值均較大;同理,在1.64 Hz振蕩模式下,PLL 角度、電流環(huán)積分變量參與因子值均較大,且隨著電網(wǎng)強度的減弱,這4 個參與因子值均增加,表明控制環(huán)路之間的交互作用進(jìn)一步加劇。
根據(jù)3.3節(jié)分析,控制環(huán)路間交互作用隨電網(wǎng)強度減弱而加劇,為解決交互作用影響系統(tǒng)穩(wěn)定性的問題,本節(jié)研究極弱電網(wǎng)(SCR 為1.5)條件下各控制器參數(shù)對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響規(guī)律。
不同電壓電流控制環(huán)比例系數(shù)下系統(tǒng)特征值的變化情況如附錄B 圖B3 所示。由圖B3(a)可知,當(dāng)其他控制器參數(shù)保持不變,取Kup=4 時,系統(tǒng)存在不穩(wěn)定的低頻振蕩模式,隨著Kup增大,該低頻振蕩模式逐漸向虛軸左側(cè)運動并穿越虛軸回到穩(wěn)定區(qū)域。同理,由圖B3(b)可知,當(dāng)其他控制器參數(shù)不變時,隨著Kip增大,不穩(wěn)定特征值逐漸向虛軸左側(cè)運動,實部由正值變?yōu)樨?fù)值。由圖B3(c)可知,當(dāng)PLL 控制器參數(shù)不變,Kup=4且Kip=0.03時,系統(tǒng)存在虛軸右側(cè)特征根,系統(tǒng)不穩(wěn)定,隨著Kup、Kip的同時增大,該不穩(wěn)定特征值逐漸向虛軸左側(cè)移動并穿越虛軸回到穩(wěn)定區(qū)域,從而使得直驅(qū)系統(tǒng)恢復(fù)穩(wěn)定。由此可見,極弱電網(wǎng)下,在一定范圍內(nèi),適當(dāng)增加電壓外環(huán)或電流環(huán)的比例系數(shù)可提高系數(shù)穩(wěn)定性。
不同PLL 比例系數(shù)下系統(tǒng)特征根的運動軌跡如附錄B 圖B4所示。由圖可知,當(dāng)Kppll較大時,系統(tǒng)處于失穩(wěn)狀態(tài),隨著Kppll減小,系統(tǒng)特征根逐漸向虛軸左側(cè)運動并穿越虛軸回到穩(wěn)定區(qū)域。由此可知,在極弱電網(wǎng)下,當(dāng)電壓外環(huán)和電流環(huán)控制器參數(shù)不變時,適當(dāng)減小PLL 的Kppll,降低PLL 的帶寬,有利于提高系統(tǒng)的穩(wěn)定性。
綜上所述,根據(jù)控制器參數(shù)對系統(tǒng)穩(wěn)定性影響規(guī)律,合理調(diào)節(jié)控制器參數(shù),進(jìn)而拉開帶寬,避免頻帶交疊,有助于提高系統(tǒng)在極弱電網(wǎng)下的穩(wěn)定性。
在極弱電網(wǎng)下,直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)電網(wǎng)阻抗較大,直驅(qū)風(fēng)機(jī)系統(tǒng)在滿功率并網(wǎng)運行時通常會產(chǎn)生失穩(wěn)問題。圖1 對比在SCR 為1.5 時,有功功率P=3 MW 和P=4.5 MW 2 種情況下,直驅(qū)風(fēng)機(jī)并網(wǎng)變流器系統(tǒng)的特征根分布情況。由圖1 可知,當(dāng)P=3 MW 時,系統(tǒng)特征根均分布在虛軸左側(cè),表明系統(tǒng)在此功率指令下能夠穩(wěn)定運行。但是當(dāng)P=4.5 MW時,系統(tǒng)存在位于虛軸右半平面的不穩(wěn)定振蕩模式,這表明直驅(qū)風(fēng)機(jī)并網(wǎng)變流器此時發(fā)出的功率受限,不能夠?qū)崿F(xiàn)在SCR為1.5條件下的滿功率運行。
圖1 不同功率因數(shù)下并網(wǎng)變流器特征根分布Fig.1 Characteristic root distribution of grid connected converters under different power factors
為滿足直驅(qū)風(fēng)機(jī)并網(wǎng)系統(tǒng)在極弱電網(wǎng)下也能夠滿功率穩(wěn)定運行,并網(wǎng)變流器必須加入無功類控制對無功功率加以補償。本節(jié)就直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)在定交流電壓控制和電壓下垂控制下的適用性進(jìn)行研究。其中,電壓下垂控制方程為:
式中:a1為電壓下垂控制比例系數(shù);ΔU為并網(wǎng)點電壓降落,即ΔU=Um-Ug,Ug為并網(wǎng)點相電壓幅值;a0為電壓下垂控制常系數(shù),所述電壓下垂控制常系數(shù)a0為ΔU=0時所需的無功電流。
為比較不同無功類控制下直驅(qū)風(fēng)電并網(wǎng)變流器穩(wěn)定性差異,分別建立系統(tǒng)在定交流電壓控制和電壓下垂控制下考慮延時環(huán)節(jié)的小信號模型,控制框圖見附錄B圖B5。在3.5節(jié)同一組控制器參數(shù)基礎(chǔ)上,利用特征根分析方法分析小信號穩(wěn)定性。圖2、3 分別給出了電網(wǎng)強度SCR為5、1.5下,網(wǎng)側(cè)變流器采用不同無功類控制時,直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)特征根分布情況。
圖2 當(dāng)SCR為5時不同無功類控制下系統(tǒng)特征根分布Fig.2 System eigenvalue distribution under different reactive power control when SCR is 5
由圖2 可見,當(dāng)SCR 為5 時,系統(tǒng)特征根均位于虛軸左平面,系統(tǒng)皆能滿功率穩(wěn)定運行,說明在強電網(wǎng)條件下這2 種控制策略均有效。由圖3 可見,當(dāng)SCR為1.5時,網(wǎng)側(cè)變流器采用定交流電壓控制,系統(tǒng)特征根均位于虛軸的左側(cè),但采用電壓下垂控制時,出現(xiàn)虛軸右半平面特征根,系統(tǒng)不穩(wěn)定,說明定交流電壓控制較電壓下垂控制更適合極弱電網(wǎng)工況。
圖3 當(dāng)SCR為1.5時不同無功類控制下系統(tǒng)特征根分布Fig.3 System eigenvalue distribution under different reactive power control when SCR is 1.5
為驗證本文所推導(dǎo)的小信號模型和穩(wěn)定性運行策略分析的有效性,本節(jié)按照圖A1 所示的直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)與表B1 所示的硬件參數(shù)搭建MATLAB/Simulink模型。
當(dāng)發(fā)電機(jī)發(fā)出4.5 MW 功率時,分別驗證電網(wǎng)強度SCR 為90、3 和1.5 下系統(tǒng)的穩(wěn)定性,如圖4 所示。當(dāng)SCR 為90 時,系統(tǒng)并網(wǎng)點電壓和電流波形都有較大程度的諧波和畸變,尤其是電流波形,此時系統(tǒng)不能穩(wěn)定運行,如圖4(a)所示;當(dāng)SCR 為3 時,并網(wǎng)點電壓和電流波形輸出良好,系統(tǒng)穩(wěn)定運行,如圖4(b)所示;當(dāng)SCR為1.5時,并網(wǎng)點電壓有較大幅度的振蕩,電流增大且產(chǎn)生畸變,系統(tǒng)不能穩(wěn)定運行,如圖4(c)所示。這與3.1 節(jié)分析給出的不連續(xù)穩(wěn)定區(qū)間規(guī)律對應(yīng),從而驗證了系統(tǒng)穩(wěn)定性呈非線性不連續(xù)的特點,說明考慮控制延時環(huán)節(jié)的小信號模型更加精確。
圖4 SCR分別為90、3和1.5時,系統(tǒng)并網(wǎng)點電壓、電流波形Fig.4 System grid-connected voltage and currentwaveform when SCR is respectively 90,3 and 1.5
當(dāng)發(fā)電機(jī)輸出3 MW 功率時,在極弱電網(wǎng)(SCR為1.5)下進(jìn)行控制器參數(shù)對比分析驗證。當(dāng)控制器參數(shù)Kup=2.5、Kui=5、Kip=0.1、Kii=25、Kppll=10、Kipll=1.6時,直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)的仿真波形如附錄C 圖C1 所示。從圖中可知,此時直流側(cè)電壓波動較大,并網(wǎng)點電壓和電流波形也出現(xiàn)振蕩,系統(tǒng)不能穩(wěn)定運行。
根據(jù)3.4 節(jié)各控制器參數(shù)對系統(tǒng)穩(wěn)定性影響規(guī)律,適當(dāng)增大電壓環(huán)、電流環(huán)比例系數(shù)并減小PLL比例系數(shù)(Kup=4.5、Kui=5、Kip=0.8、Kii=25、Kppll=5、Kipll=1.6),進(jìn)而拉開控制器帶寬,防止頻帶交疊,得到系統(tǒng)的仿真波形,如附錄C圖C2所示。由圖可知,直流側(cè)電壓保持穩(wěn)定,并且并網(wǎng)點電壓、電流諧波較小,滿足并網(wǎng)要求,同時網(wǎng)側(cè)變流器也能夠輸出3 MW有功功率。這與3.4節(jié)的分析結(jié)論相符,從而驗證了控制器參數(shù)對直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)穩(wěn)定性影響規(guī)律的有效性。
當(dāng)發(fā)電機(jī)輸出4.5 MW 功率時,合理調(diào)整控制器參數(shù)避免頻帶交疊,在極弱電網(wǎng)(SCR 為1.5)下進(jìn)行無功類控制對比分析驗證,結(jié)果如附錄C 圖C3、C4所示。由圖C3可知,當(dāng)網(wǎng)側(cè)變流器采用定交流電壓控制時,直流側(cè)電壓維持在1 800 V 左右,網(wǎng)側(cè)變流器滿功率輸出,同時并網(wǎng)點電壓、電流保持穩(wěn)定,這說明該無功補償方式能夠適用于極弱電網(wǎng)的工況。由圖C4 可知,當(dāng)網(wǎng)側(cè)變流器采用電壓下垂控制時,直流側(cè)電壓失穩(wěn),同時并網(wǎng)點電壓、電流均產(chǎn)生畸變,不能滿足并網(wǎng)要求,這說明極弱電網(wǎng)下采用該控制策略不能使直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)滿功率穩(wěn)定運行。
綜上所述,直驅(qū)風(fēng)電并網(wǎng)變流器采用定交流電壓控制較電壓下垂控制更適合極弱電網(wǎng)的工況,能使系統(tǒng)滿功率穩(wěn)定運行,這與3.6節(jié)理論分析相符。
本文建立了考慮控制延時環(huán)節(jié)的直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)全階狀態(tài)空間小信號模型,采用特征值分析方法進(jìn)行極弱電網(wǎng)下系統(tǒng)的小信號穩(wěn)定性分析,并進(jìn)行了相應(yīng)的仿真驗證,得出以下結(jié)論。
1)系統(tǒng)穩(wěn)定性隨電網(wǎng)強度降低呈非線性變化,存在不連續(xù)穩(wěn)定區(qū)間,且控制延時對不同振蕩模式的阻尼比影響也呈非線性,部分阻尼比變大,部分阻尼比變小,因此考慮控制延時環(huán)節(jié)在建立全階狀態(tài)空間小信號模型時是非常必要的。
2)電壓環(huán)的直流側(cè)電壓、PLL 的角度和電流環(huán)的積分變量均參與控制環(huán)路間交互作用,其參與度隨著電網(wǎng)強度減弱而加劇,根據(jù)控制器參數(shù)對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響規(guī)律,合理調(diào)整控制器參數(shù),進(jìn)而拉開控制帶寬,避免頻帶交疊,有助于提高系統(tǒng)穩(wěn)定性。
3)極弱電網(wǎng)下并網(wǎng)點電壓極易不穩(wěn)定,直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)不能滿功率穩(wěn)定運行,需加入無功補償。定交流電壓控制較電壓下垂控制的無功補償方式更適合極弱電網(wǎng)的工況,能保證并網(wǎng)點電壓穩(wěn)定且系統(tǒng)滿功率運行。
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