CN104113077B - 一种双馈异步风力发电机高电压穿越的协调控制方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种双馈异步风力发电机高电压穿越的协调控制方法，其以双馈异步风力发电机及其网侧和转子侧变换器的数学模型为基础，计算电网电压高电压时双馈风电机组网侧和转子侧变流器有功、无功功率的分配原则，给出了其有功、无功电流的极限表达，基于此提出了一种能为电网有效提供动态无功支持和消除直流母线电压、有功功率、无功功率和电磁转矩波动的高电压穿越实现方案。本发明可以克服现有技术中风电机组高压穿越能力弱和电网稳定性差等缺陷，达到电网电压高电压时对发电机优化控制的目标；并完全可在原有低电压穿越硬件基础上实施，与机组现有低电压穿越方案实现衔接，构成可应对电网电压幅值骤变的广义电压故障穿越控制策略。

Description

一种双馈异步风力发电机高电压穿越的协调控制方法

技术领域

本发明属于风力发电机控制技术领域，具体涉及一种双馈异步风力发电机高电压穿越的协调控制方法。

背景技术

双馈异步风力发电机(DFIG)系统中发电机定子通过变压器与电网直接联接，电网出现的故障将直接影响到发电机本身的运行。另外其与转子相连的励磁变换器的容量有限，仅能对发电机实施有限能力的控制，与基于全功率变换器的风力发电系统相比，双馈异步风电系统表现出对电网故障非常敏感，承受能力也较差的特点。

目前，大量发明及研究均是关于电网电压跌落故障对风电机组的影响及低电压穿越(LVRT)技术，而电网电压骤升对风电机组的影响及相应的高电压穿越(HVRT)技术领域的研究与发明相对较少。与电压跌落相对应，电压骤升也是一种电网电压异常现象，发生在电网电压恢复或电网无功功率过剩时刻。在配置无功补偿装置的风电场中，正常情况下其无功功率处于动态平衡，但当电网电压发生跌落时，常会引发一些无LVRT能力的风电机组从电网中解列，此时无功补偿装置如未得到及时调节，将导致电网无功功率过剩，进而抬升并网点的端电压。那些曾通过LVRT考验的机组如未考虑过电压保护设计，此时也不得不继续从电网中解列，再次造成风电机组大规模脱网。因此，DFIG暂态保护设计中除需认真考虑电压跌落故障外，还需防范电压骤升的危害，以实现机组的高电压穿越运行。

随着风力发电装机容量的不断扩大和并网准则的完善，具有HVRT能力已逐步成为对风电场的必然要求。近年来关于HVRT方案的研究与发明可概括为两大类：基于增加硬件电路的HVRT方案；基于改进系统控制策略的HVRT方案。其中基于硬件的HVRT方案主要是通过附加硬件设备对双馈风电变流器实施拓扑结构的改造以提升风电机组HVRT能力。显然这些基于硬件的解决方案中，由于增加了成套的硬件系统，成本大幅增加，同时系统的设计和控制也更加复杂。

而很多基于改进系统控制策略的HVRT的发明，没有深入讨论电网电压骤升期间风电机组网侧变流器、转子侧变流器的运行安全要求，也未分析两变流器各自及其相互间的有功、无功功率约束关系，所提出的控制策略尚未考虑风电机组的动态无功支持能力，难以满足并网导则对风电机组日益严格的入网要求，而有些仅从变流器角度给出了HVRT的解决思路，没有充分考虑电机自身的电磁暂态特性。

发明内容

针对现有技术所存在的上述技术问题，本发明提供了一种双馈异步风力发电机高电压穿越的协调控制方法，具有风电机组高压穿越能力强和电网适应性好的优点，以及对已经装备低电压穿越设施的风电机组本发明无需增加额外硬件，且控制结构简单，能够达到较好的静态和动态性能。

一种双馈异步风力发电机高电压穿越的协调控制方法，如下：

对于DFIG机侧变流器的控制；

A1.采集DFIG的三相定子电压U_sabc、三相定子电流I_sabc、三相转子电流I_rabc、转速ω_r和转子位置角θ_r；利用锁相环(PLL)提取三相定子电压的角频率ω_s和相位θ_s，进而根据相位θ_s对三相定子电压U_sabc、三相定子电流I_sabc和三相转子电流I_rabc进行dq变换，对应得到d-q旋转坐标系中的定子电压矢量U_sdq、定子电流矢量I_sdq和转子电流矢量I_rdq；

A2.根据转子电流矢量I_rdq通过解耦补偿算法计算出转子电压前馈补偿量ΔU_rdq；根据定子电压矢量U_sdq和定子电流矢量I_sdq通过暂态磁链补偿算法计算出转子电流灭磁补偿量I_{rdq_comp}，并通过定子功率计算得到DFIG的机侧有功功率P_s和机侧无功功率Q_s；

A3.使给定的机侧参考有功功率P_sref和机侧参考无功功率Q_sref分别减去机侧有功功率P_s和机侧无功功率Q_s后，通过PI调节并利用转子电流灭磁补偿量I_{rdq_comp}进行补偿，得到转子电流指令I_{rdq_ref}；使转子电流指令I_{rdq_ref}减去转子电流矢量I_rdq后，通过PI调节并利用转子电压前馈补偿量ΔU_rdq进行补偿，得到转子电压指令U_{rdq_ref}；

A4.对转子电压指令U_{rdq_ref}进行Park反变换得到α-β静止坐标系下的转子电压指令，进而通过SVPWM(空间矢量脉宽调制)构造得到一组开关信号以对DFIG机侧变流器进行控制；

对于DFIG网侧变流器的控制；

B1.采集三相电网电压U_gabc和三相电网电流I_gabc以及DFIG网侧变流器的直流母线电压V_dc和直流母线电流I_dc；利用锁相环提取三相电网电压的角频率ω_g和相位θ_g，进而根据相位θ_g对三相电网电压U_gabc和三相电网电流I_gabc进行dq变换，对应得到d-q旋转坐标系中的电网电压矢量U_gdq和电网电流矢量I_gdq；

B2.根据电网电压矢量U_gdq和电网电流矢量I_gdq通过解耦补偿算法计算出电网电压前馈补偿量ΔU_gdq；使给定的参考直流母线电压V_dcref减去直流母线电压V_dc后通过PI调节，得到网侧d轴电流指令值I_gdref；

B3.使网侧d轴电流指令值I_gdref减去电网电流矢量I_gdq的d轴分量I_gd并加上负载电流前馈补偿量ΔI_load，使给定的网侧q轴电流指令值I_gqref减去电网电流矢量I_gdq的q轴分量I_gq，进而通过PI调节并利用电网电压前馈补偿量ΔU_gdq进行补偿，得到网侧电压指令U_{gdq_ref}；

B4.对网侧电压指令U_{gdq_ref}进行Park反变换得到α-β静止坐标系下的网侧电压指令，进而通过SVPWM构造得到一组开关信号以对DFIG网侧变流器进行控制。

所述的步骤A2中通过暂态磁链补偿算法计算转子电流灭磁补偿量I_{rdq_comp}的具体过程如下：

首先，根据定子电压矢量U_sdq和定子电流矢量I_sdq，通过定子磁链观测计算出DFIG的定子磁链ψ_s；

然后，使定子磁链ψ_s通过陷波器分离得到其稳态分量ψ_sf，使定子磁链ψ_s减去其稳态分量ψ_sf得到定子磁链ψ_s的暂态分量ψ_sn；

最后，对暂态分量ψ_sn进行比例放大后即得到转子电流灭磁补偿量I_{rdq_comp}。

所述的机侧参考有功功率P_sref为DFIG在正常电网条件下的最大风能追踪模式指令值。

所述的机侧参考无功功率Q_sref在满足以下关系式的条件下取值：

${3U}_s(U_s-1.1)\≤Q_{\mathrm{sref}}\≤\frac{3}{2}{U}_s(\sqrt{{\left(\frac{L_m}{L_s}{I}_{r\max }\right)}^2-{(-\frac{2}{3}\frac{P_t}{(1-s)U_s})}^2}+\frac{U_s}{{\mathrm{\ω}}_1{L}_s})$

其中：U_s为三相定子电压U_sabc的幅值，L_s为DFIG的定子电感，L_m为DFIG的定转子互感，s为DFIG的滑差率且s＝(ω_s-ω_r)/ω_s，P_t为DFIG总的有功功率，ω₁为电网角频率，I_rmax为DFIG机侧变流器的最大允许电流。

所述的网侧q轴电流指令值I_gqref在满足以下关系式的条件下取值：

I_gqref≥-2(U_g-1.1)且

$-\sqrt{I_{g\max }^2-{(-\frac{2}{3}\frac{{\mathrm{sP}}_t}{(1-s)U_g})}^2}\≤I_{\mathrm{gqref}}\≤\frac{1}{{\mathrm{\ω}}_1{L}_g}(\sqrt{{V_{\mathrm{dc}}}^2/3-{\left({\mathrm{\ω}}_1{L}_g{I}_{\mathrm{gd}}\right)}^2}-U_g)$

其中：U_g为三相电网电压U_gabc的幅值，I_gmax为DFIG网侧变流器的最大允许电流，s为DFIG的滑差率且s＝(ω_s-ω_r)/ω_s，P_t为DFIG总的有功功率，ω₁为电网角频率，L_g为进线电抗器的电感。

本发明基于无功支持和灭磁策略的双馈风电系统高电压穿越的协调控制方法，针对近年来在现场中发生的高电压故障，提出了利用无功支持和灭磁策略的协同控制，用于解决风电机组在高电压故障的问题；该方法不但可实现具有良好动态特性的高电压穿越，同时主动对故障电网提供动态无功支持，进而对故障电网恢复提供贡献，并完全可在原有低电压穿越的硬件基础上实施，无需增加额外的硬件保护装置，因而可与现低电压穿越方案实现衔接，构成可应对电网电压幅值骤变的广义电压故障穿越控制策略。

故本发明不但实现了母线电压运行裕度内的稳定，而且消除了在高电压穿越过程中DFIG系统直流母线和有功及无功功率的波动，不仅能确保电网电压高电压期间双馈风电机组的不脱网运行，实现对DFIG风电机组有效控制，还能对故障电网提供一定的动态无功支撑，协助电网电压的快速恢复，有利其他并网负载的安全运行。

附图说明

图1为DFIG风电系统的结构框图。

图2为本发明DFIG风电机组HVRT协调控制方法的流程图。

图3为本发明DFIG风电机组HVRT协调控制方法的具体控制框图。

图4为传统控制策略下DFIG的仿真波形图；其中：u_gabc为三相电网电压，i_gabc为三相电网电流，P_t和Q_t分别为DFIG总的有功功率和无功功率，V_dc为直流母线电压。

图5为仅采用动态无功支持控制策略下DFIG的仿真波形图；其中：U_s(g)为三相电网电压或三相定子电压的幅值，U_pcc为并网点电压，i_sabc为三相定子电流，i_gabc为三相电网电流，P_s和Q_s分别为DFIG机侧的有功功率和无功功率，P_g和Q_g分别为DFIG网侧的有功功率和无功功率。

图6为本发明协调控制策略下定子暂态磁链直流分量衰减过程的仿真波形图；其中：ψ_sd和ψ_sq分别为定子暂态磁链的d轴分量和q轴分量。

图7为本发明协调控制策略下DFIG的仿真波形图；其中：T_e为电磁转矩，i_rabc为三相转子电流。

具体实施方式

为了更为具体地描述本发明，下面结合附图及具体实施方式对本发明的技术方案进行详细说明。

由同步旋转坐标系下网侧PWM变流器的稳态数学模型：

$\left\{\begin{array}{c}{U}_g=R_g{I}_{\mathrm{gd}}-{\mathrm{\ω}}_1{L}_g{I}_{\mathrm{gq}}+v_{\mathrm{gd}}\\ 0=R_g{I}_{\mathrm{gq}}+{\mathrm{\ω}}_1{L}_g{I}_{\mathrm{gd}}+v_{\mathrm{gq}}\end{array}\right.$

若R_g＝0，则有：

$\left\{\begin{array}{c}{V}_{\mathrm{gd}}=U_g{+\mathrm{\ω}}_1{L}_g{I}_{\mathrm{gq}}\\ v_{\mathrm{gq}}={-\mathrm{\ω}}_1{L}_g{I}_{\mathrm{gd}}\end{array}\right.$

根据电压空间矢量调制原理，如不产生过调制，有：

$m=\frac{\sqrt{v_{\mathrm{gd}}^2+v_{\mathrm{gq}}^2}}{V_{\mathrm{dc}}/2}\≤\frac{\sqrt{3}}{2}$

则可得GSC(网侧换流器)正常工作时其无功电流的一个约束条件：

$I_{\mathrm{gq}}\≤\frac{1}{{\mathrm{\ω}}_1{L}_g}(\sqrt{{V_{\mathrm{dc}}}^2/3-{\left({\mathrm{\ω}}_1{L}_g{I}_{\mathrm{gd}}\right)}^2}-U_g)$

图1所示为DFIG系统结构和功率潮流分布，则有：

$\left\{\begin{array}{c}{P}_t=P_s+P_g\\ Q_t=Q_s+Q_g\end{array}\right.$

忽略DFIG定、转子绕组铜损耗及铁芯损耗条件下，又有：

$\left\{\begin{array}{c}{P}_s=\frac{P_t}{1-s}\\ P_g=-\frac{s{P}_t}{1-s}\end{array}\right.$

在d轴电网电压定向的同步旋转坐标系统中，网侧PWM变流器从电网吸收的有功功率和无功功率分别为：

$\left\{\begin{array}{c}{P}_g=\frac{3}{2}{U}_g{I}_{\mathrm{gd}}\\ Q_g=-\frac{3}{2}{U}_g{I}_{\mathrm{gq}}\end{array}\right.$

联立可得：

$I_{\mathrm{gd}}=\frac{2}{3}\frac{P_g}{U_g}=-\frac{2}{3}\frac{s{P}_t}{(1-s)U_g}$

为了不超出GSC的最大允许电流I_gmax，可得GSC正常工作时其无功电流的另外一个约束条件：

$\left|I_{\mathrm{gq}}\right|\≤\sqrt{I_{g\max }^2-{I_{\mathrm{gd}}}^2}=\sqrt{I_{g\max }^2-{(-\frac{2}{3}\frac{s{P}_t}{(1-s)U_g})}^2}$

即：

$-\sqrt{{\left(\frac{L_m}{L_s}{I}_{r\max }\right)}^2-{(-\frac{2}{3}\frac{P_t}{(1-s)U_s})}^2}-\frac{U_s}{{\mathrm{\ω}}_1{L}_s}\≤I_{\mathrm{sq}}\≤\sqrt{{\left(\frac{L_m}{L_s}{I}_{r\max }\right)}^2-{(-\frac{2}{3}\frac{P_t}{(1-s)U_s})}^2}-\frac{U_s}{{\mathrm{\ω}}_1{L}_s}$

电压高电压期间RSC的有功电流值为：

$I_{\mathrm{rd}}=-\frac{2}{3}\frac{P_s{L}_s}{U_s{L}_m}=-\frac{2}{3}\frac{L_s}{L_m}\frac{P_t}{(1-s)U_s}$

为了不超出RSC(机侧换流器)的最大允许电流I_rmax，有：

$\left|I_{\mathrm{rq}}\right|\≤\sqrt{I_{r\max }^2-{I_{\mathrm{rd}}}^2}$

RSC无功电流I_rq与定子侧输出无功电流关系：

$I_{\mathrm{rq}}=-\frac{L_s{I}_{\mathrm{sq}}}{L_m}-\frac{U_s}{{\mathrm{\ω}}_s{L}_m}$

得DFIG定子侧的无功电流的约束条件：

$-\sqrt{{\left(\frac{L_m}{L_s}{I}_{r\max }\right)}^2-{(-\frac{2}{3}\frac{P_t}{(1-s)U_s})}^2}-\frac{U_s}{{\mathrm{\ω}}_1{L}_s}\≤I_{\mathrm{sq}}\≤\sqrt{{\left(\frac{L_m}{L_s}{I}_{r\max }\right)}^2-{(-\frac{2}{3}\frac{P_t}{(1-s)U_s})}^2}-\frac{U_s}{{\mathrm{\ω}}_1{L}_s}$

图2为DFIG风电机组高电压穿越控制流程图，当电网电压低于其正常浮动上限(本实施方式设定为1.1倍标称值)时，GSC工作在单位功率因数控制模式、RSC工作在最大风能追踪模式；一旦检测到电网电压骤升至1.1倍标称值及以上时，GSC瞬即切换至母线电压控制模式，并吸收部分无功电流；而RSC则切换至无功支持模式。

具体地说，正常情况下，GSC的电流指令值如下：

$\left\{\begin{array}{c}{I}_{\mathrm{gdref}}=\frac{2}{3}\frac{V_{\mathrm{dc}}}{U_g}[k_{\mathrm{vgp}}^{\′}(V_{\mathrm{dcref}}-V_{\mathrm{dc}})+k_{\mathrm{vgi}}^{\′}\∫(V_{\mathrm{dcref}}-V_{\mathrm{dc}})\mathrm{dt}]+\frac{2}{3}\frac{V_{\mathrm{dc}}}{U_g}{I}_{\mathrm{load}}\\ =k_{\mathrm{vgp}}(V_{\mathrm{dcref}}-V_{\mathrm{dc}})+k_{\mathrm{vgi}}\∫(V_{\mathrm{dcref}}-V_{\mathrm{dc}})\mathrm{dt}+\frac{2}{3}\frac{P_{\mathrm{load}}}{U_g}\\ I_{\mathrm{gqref}}=k_{\mathrm{qgp}}(Q_{\mathrm{gref}}-Q_g)+k_{\mathrm{qgi}}\∫(Q_{\mathrm{gref}}-Q_g)\mathrm{dt}\end{array}\right.$

正常情况下，转子侧电流参考值如下：

$\left\{\begin{array}{c}{I}_{\mathrm{rdref}}=\frac{2}{3}\frac{L_s}{L_m}\frac{P_{\mathrm{sref}}}{U_s}\\ I_{\mathrm{rqref}}=\frac{2}{3}\frac{L_s}{L_m}\frac{Q_{\mathrm{sref}}}{U_s}-\frac{U_s}{{\mathrm{\ω}}_1{L}_m}\end{array}\right.$

电网电压升至1.1倍标称值以上时，GSC有功电流的指令值I_gdref保持控制母线电压PI输出保持不变，而其无功电流指令值如下：

$\left\{\begin{array}{c}{I}_{\mathrm{gqref}}=-2(U_g-1.1)\frac{P_g}{P_s}\\ I_{\mathrm{gqref}\≥}-\sqrt{I_{g\max }^2-{(-\frac{2}{3}\frac{s{P}_t}{(1-s)U_g})}^2}\end{array}\right.$

电网电压对称升至1.1倍标称值以上时，RSC有功电流指令值I_rdref也保持不变，其无功电流指令值如下：

$\left\{\begin{array}{c}{I}_{\mathrm{sqref}}=-2(U_s-1.1)\\ Q_{\mathrm{sqref}}=-\frac{3}{2}{U}_s{I}_{\mathrm{sqref}}=3U_s(U_s-1.1)\\ Q_{\mathrm{sqref}}\≤\frac{3}{2}{U}_s(\sqrt{{\left(\frac{L_m}{L_s}{I}_{r\max }\right)}^2-{(-\frac{2}{3}\frac{P_t}{(1-s)U_s})}^2}+\frac{U_s}{{\mathrm{\ω}}_1{L}_s})\end{array}\right.$

当考虑基于转子灭磁控制策略时转子电流环的改进控制，上述有功无功电流指令值加定子磁链波动的补偿项如下：

$\left\{\begin{array}{c}{i}_{\mathrm{rd}\_\mathrm{comp}}=-k_{\mathrm{damp}}{\mathrm{\ψ}}_{\mathrm{sdn}}\\ i_{\mathrm{rq}\_\mathrm{comp}}=-k_{\mathrm{damp}}{\mathrm{\ψ}}_{\mathrm{sqn}}\end{array}\right.$

通过上述分析，本实施方式DFIG高电压穿越的协调控制方法原理如图3所示：

对于RSC的控制；

A1.采集DFIG的三相定子电压U_sabc、三相定子电流I_sabc、三相转子电流I_rabc、转速ω_r和转子位置角θ_r；利用锁相环PLL提取三相定子电压的角频率ω_s和相位θ_s，进而根据相位θ_s对三相定子电压U_sabc、三相定子电流I_sabc和三相转子电流I_rabc进行dq变换，对应得到d-q旋转坐标系中的定子电压矢量U_sdq、定子电流矢量I_sdq和转子电流矢量I_rdq；

A2.根据转子电流矢量I_rdq通过以下解耦补偿算法计算出转子电压前馈补偿量ΔU_rdq；

$\left\{\begin{array}{c}\mathrm{\Δ}{U}_{\mathrm{rd}}=-{\mathrm{\ω}}_{\mathrm{slip}}(-\frac{L_m}{L_s}{U}_s+\mathrm{\σ}{L}_r{I}_{\mathrm{rq}})\\ \mathrm{\Δ}{U}_{\mathrm{rq}}={\mathrm{\ω}}_{\mathrm{slip}}\mathrm{\σ}{L}_r{I}_{\mathrm{rd}}\end{array}\right.$

其中：U_s为三相定子电压的幅值，ω_slip为DFIG的滑差且ω_slip＝ω_s-ω_r，σ为DFIG的漏感系数且σ＝1-(L_sL_r/L_m ²)，L_r为DFIG的转子电感，L_s为DFIG的定子电感，L_m为DFIG的定转子互感；

根据定子电压矢量U_sdq和定子电流矢量I_sdq通过以下暂态磁链补偿算法计算出转子电流灭磁补偿量I_{rdq_comp}：

首先，定子磁链观测器根据定子电压矢量U_sdq和定子电流矢量I_sdq计算出DFIG的定子磁链ψ_s；

$\left\{\begin{array}{c}{\mathrm{\ψ}}_{\mathrm{sd}}=\∫(U_{\mathrm{sd}}-R_s{I}_{\mathrm{sd}})\mathrm{dt}\\ {\mathrm{\ψ}}_{\mathrm{sq}}=\∫(U_{\mathrm{sq}}-R_s{I}_{\mathrm{sq}})\mathrm{dt}\end{array}\right.$

其中：R_s为DFIG的定子电阻；

然后，使定子磁链ψ_s通过陷波器分离得到其稳态分量ψ_sf，使定子磁链ψ_s减去其稳态分量ψ_sf得到定子磁链ψ_s的暂态分量ψ_sn；

最后，对直流分量ψ_sn进行比例放大(比例系数为-K_damp)后即得到转子电流灭磁补偿量I_{rdq_comp}。

进而根据以下公式DFIG的机侧有功功率P_s和机侧无功功率Q_s：

$\left\{\begin{array}{c}{P}_s=U_{\mathrm{sd}}{I}_{\mathrm{sd}}+U_{\mathrm{sq}}{I}_{\mathrm{sq}}\\ Q_s=U_{\mathrm{sq}}{I}_{\mathrm{sd}}-U_{\mathrm{sd}}{I}_{\mathrm{sq}}\end{array}\right.$

A3.使机侧参考有功功率P_sref(为DFIG在正常电网条件时候的最大风能追踪模式指令值)和机侧参考无功功率Q_sref分别减去机侧有功功率P_s和机侧无功功率Q_s后，通过PI调节并利用转子电流灭磁补偿量I_{rdq_comp}进行补偿，得到转子电流指令I_{rdq_ref}；

I_rdref＝I_rdcomp+PI(s)(P_sref-P_s)

I_rqref＝I_rqcomp+PI(s)(Q_sref-Q_s)

${3U}_s(U_s-1.1)\≤Q_{\mathrm{sref}}\≤\frac{3}{2}{U}_s(\sqrt{{\left(\frac{L_m}{L_s}{I}_{r\max }\right)}^2-{(-\frac{2}{3}\frac{P_t}{(1-s)U_s})}^2}+\frac{U_s}{{\mathrm{\ω}}_1{L}_s})$

其中：I_rdcomp和I_rqcomp分别为转子电流灭磁补偿量I_{rdq_comp}的d轴分量和q轴分量，s为DFIG的滑差率且s＝(ω_s-ω_r)/ω_s，P_t为DFIG总的有功功率，ω₁为电网角频率，PI(s)为PI调节关于拉普拉斯域的传递函数；I_rmax为RSC的最大允许电流；机侧参考无功功率Q_sref可根据具体电网规范要求在上述范围内取值。

使转子电流指令I_{rdq_ref}减去转子电流矢量I_rdq后，通过PI调节并利用转子电压前馈补偿量ΔU_rdq进行补偿，得到转子电压指令U_{rdq_ref}；

U_rdref＝ΔU_rd+PI(s)(I_rdref-I_rd)

U_rqref＝ΔU_rq+PI(s)(I_rqref-I_rq)

A4.对转子电压指令U_{rdq_ref}进行Park反变换得到α-β静止坐标系下的转子电压指令，进而通过SVPWM构造得到一组开关信号以对RSC进行控制。

对于GSC的控制；

B1.采集三相电网电压U_gabc和三相电网电流I_gabc以及DFIG网侧变流器的直流母线电压V_dc和直流母线电流I_dc；利用锁相环PLL提取三相电网电压的角频率ω_g和相位θ_g，进而根据相位θ_g对三相电网电压和三相电网电流进行dq变换，对应得到d-q旋转坐标系中的电网电压矢量U_gdq和电网电流矢量I_gdq；

B2.根据电网电压矢量U_gdq和电网电流矢量I_gdq通过以下解耦补偿算法计算出电网电压前馈补偿量ΔU_gdq；

$\left\{\begin{array}{c}{\mathrm{\ΔU}}_{\mathrm{gd}}={\mathrm{\ω}}_g{L}_g{I}_{\mathrm{gq}}+U_{\mathrm{gd}}\\ {\mathrm{\ΔU}}_{\mathrm{gq}}={\mathrm{\ω}}_g{L}_g{I}_{\mathrm{gd}}\end{array}\right.$

其中：L_g为进线电抗器的电感；

使给定的参考直流母线电压V_dcref减去直流母线电压V_dc后通过PI调节，得到网侧d轴电流指令值I_gdre_f；

B3.使网侧d轴电流指令值I_gdref减去电网电流矢量I_gdq的d轴分量I_gd并加上负载电流前馈补偿量ΔI_load(ΔI_load＝2V_dcI_dc/3U_gd)，使给定的网侧q轴电流指令值I_gqref减去电网电流矢量I_gdq的q轴分量I_gq，进而通过PI调节并利用电网电压前馈补偿量ΔU_gdq进行补偿，得到网侧电压指令U_{gdq_ref}；

U_gdref＝ΔU_gd+PI(s)(I_gdref-I_gd+ΔI_load)

U_gqref＝ΔU_gq+PI(s)(I_gqref-I_gq)

I_gqref≥-2(U_g-1.1)且

$-\sqrt{I_{g\max }^2-{(-\frac{2}{3}\frac{{\mathrm{sP}}_t}{(1-s)U_g})}^2}\≤I_{\mathrm{gqref}}\≤\frac{1}{{\mathrm{\ω}}_1{L}_g}(\sqrt{{V_{\mathrm{dc}}}^2/3-{\left({\mathrm{\ω}}_1{L}_g{I}_{\mathrm{gd}}\right)}^2}-U_g)$

其中：U_g为三相电网电压U_gabc的幅值，I_gmax为GSC的最大允许电流；网侧q轴电流指令值I_gqref可根据具体电网规范要求在上述范围内取值。

B4.对网侧电压指令U_{gdq_ref}进行Park反变换得到α-β静止坐标系下的网侧电压指令，进而通过SVPWM调制技术构造得到一组PWM信号以对GSC进行控制。

参照上述控制框图对网侧、转子侧变流器进行控制，当机组机端电压超过1.1倍额定电压时，按照前述方法计算出需要的网侧变流器无功电流给定值和电机定子侧无功功率给定值，以及转子灭磁电流补偿值，并通过这些指令分别控制网侧变流器和转子侧变流器。

本实施方式通过网侧变流器和双馈发电机感性无功功率的输出，实现对并网点电压的调节，同时抑制了直流母线电压的泵升；在此基础上通过附加转子灭磁补偿电流对定子暂态磁链直流分量加以控制，消除了有功、无功功率和电磁转矩的基频波动，提升了高电压穿越的性能和效果。

图4表明电网电压骤升故障发生后，若GSC仍然采用传统的单位功率因数控制策略，势必引起直流母线电压的抬升至超过直流母线的最大可连续操作电压1200V，显然这是器件所不允许的，并且将导致故障排除后需较长的恢复时间。同时，母线电压的不稳定也导致了网侧变换器电流的不稳定，I_gabc谐波含量大。GSC的工作失败必然引起RSC控制的连锁反应，最终将导致DFIG不得不从电网中的解列，HVRT失败。

图5表明相同电网条件下采用本发明所述无功支持策略时，V_dc得到了有效控制，有利于故障电网的快速恢复和其他并网负载的安全运行。同时，I_gabc谐波含量减少了，但因为此时i_gd ^*≠0，因此I_gabc较在单位功率因数下运行时更大，但始终在GSC容量I_gmax的约束下。这种控制策略虽然有效地抑制了直流母线电压的泵升，但还是无法控制直流母线电压、有功及无功功率的抖动。

图6和图7表明相同电网条件下采用本发明上述无功支持策略并在转子侧同时采用灭磁控制时，当取到一个合适的K_damp值时，定子暂态磁链很快衰减至0，从而在很短的时间内消除了直流母线电压、转子侧电流有功无功功率及电磁转矩的抖动。在上一步的基础上提高了系统的动态性能，使DFIG机组成功实现了高性能高电压穿越。

Claims (2)

1.一种双馈异步风力发电机高电压穿越的协调控制方法，如下：

对于DFIG机侧变流器的控制；

A1.采集DFIG的三相定子电压U_sabc、三相定子电流I_sabc、三相转子电流I_rabc、转速ω_r和转子位置角θ_r；利用锁相环提取三相定子电压的角频率ω_s和相位θ_s，进而根据相位θ_s对三相定子电压U_sabc、三相定子电流I_sabc和三相转子电流I_rabc进行dq变换，对应得到d-q旋转坐标系中的定子电压矢量U_sdq、定子电流矢量I_sdq和转子电流矢量I_rdq；

A2.根据转子电流矢量I_rdq通过解耦补偿算法计算出转子电压前馈补偿量ΔU_rdq；根据定子电压矢量U_sdq和定子电流矢量I_sdq通过暂态磁链补偿算法计算出转子电流灭磁补偿量I_{rdq_comp}，并通过定子功率计算得到DFIG的机侧有功功率P_s和机侧无功功率Q_s；

通过暂态磁链补偿算法计算转子电流灭磁补偿量I_{rdq_comp}的具体过程如下：

首先，根据定子电压矢量U_sdq和定子电流矢量I_sdq，通过定子磁链观测计算出DFIG的定子磁链ψ_s；

然后，使定子磁链ψ_s通过陷波器分离得到其稳态分量ψ_sf，使定子磁链ψ_s减去其稳态分量ψ_sf得到定子磁链ψ_s的暂态分量ψ_sn；

最后，对暂态分量ψ_sn进行比例放大后即得到转子电流灭磁补偿量I_{rdq_comp}；

A3.使给定的机侧参考有功功率P_sref和机侧参考无功功率Q_sref分别减去机侧有功功率P_s和机侧无功功率Q_s后，通过PI调节并利用转子电流灭磁补偿量I_{rdq_comp}进行补偿，得到转子电流指令I_{rdq_ref}；使转子电流指令I_{rdq_ref}减去转子电流矢量I_rdq后，通过PI调节并利用转子电压前馈补偿量ΔU_rdq进行补偿，得到转子电压指令U_{rdq_ref}；

所述的机侧参考无功功率Q_sref在满足以下关系式的条件下取值：

$3U_s(U_s-1.1)\≤Q_{sref}\≤\frac{3}{2}{U}_s(\sqrt{{\left(\frac{L_m}{L_s}{I}_{rmax}\right)}^2-{(-\frac{2}{3}\frac{P_t}{(1-s)U_s})}^2}+\frac{U_s}{{\mathrm{\ω}}_1{L}_s})$

其中：U_s为三相定子电压U_sabc的幅值，L_s为DFIG的定子电感，L_m为DFIG的定转子互感，s为DFIG的滑差率且s＝(ω_s-ω_r)/ω_s，P_t为DFIG总的有功功率，ω₁为电网角频率，I_rmax为DFIG机侧变流器的最大允许电流；

A4.对转子电压指令U_{rdq_ref}进行Park反变换得到α-β静止坐标系下的转子电压指令，进而通过SVPWM构造得到一组开关信号以对DFIG机侧变流器进行控制；

对于DFIG网侧变流器的控制；

B1.采集三相电网电压U_gabc和三相电网电流I_gabc以及DFIG网侧变流器的直流母线电压V_dc和直流母线电流I_dc；利用锁相环提取三相电网电压的角频率ω_g和相位θ_g，进而根据相位θ_g对三相电网电压U_gabc和三相电网电流I_gabc进行dq变换，对应得到d-q旋转坐标系中的电网电压矢量U_gdq和电网电流矢量I_gdq；

B2.根据电网电压矢量U_gdq和电网电流矢量I_gdq通过解耦补偿算法计算出电网电压前馈补偿量ΔU_gdq；使给定的参考直流母线电压V_dcref减去直流母线电压V_dc后通过PI调节，得到网侧d轴电流指令值I_gdref；

B3.使网侧d轴电流指令值I_gdref减去电网电流矢量I_gdq的d轴分量I_gd并加上负载电流前馈补偿量ΔI_load，使给定的网侧q轴电流指令值I_gqref减去电网电流矢量I_gdq的q轴分量I_gq，进而通过PI调节并利用电网电压前馈补偿量ΔU_gdq进行补偿，得到网侧电压指令U_{gdq_ref}；

所述的网侧q轴电流指令值I_gqref在满足以下关系式的条件下取值：

I_gqref≥-2(U_g-1.1)且

$-\sqrt{I_{gmax}^2-{(-\frac{2}{3}\frac{{\mathrm{sP}}_t}{(1-s)U_g})}^2}\≤I_{gqref}\≤\frac{1}{{\mathrm{\ω}}_1{L}_g}(\sqrt{{V_{dc}}^2/3-{\left({\mathrm{\ω}}_1{L}_g{I}_{gd}\right)}^2}-U_g)$

其中：U_g为三相电网电压U_gabc的幅值，I_gmax为DFIG网侧变流器的最大允许电流，L_g为进线电抗器的电感；

B4.对网侧电压指令U_{gdq_ref}进行Park反变换得到α-β静止坐标系下的网侧电压指令，进而通过SVPWM构造得到一组开关信号以对DFIG网侧变流器进行控制。

2.根据权利要求1所述的协调控制方法，其特征在于：所述的机侧参考有功功率P_sref为DFIG在正常电网条件下的最大风能追踪模式指令值。