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不平衡电压下双馈发电机转子侧变流器的功率调控策略
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更新于2024-08-31
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"不平衡电压下双馈感应发电机转子侧变流器的灵活功率控制" 本文主要探讨了在不平衡电压环境下,双馈感应发电机(DFIG)转子侧变流器的功率控制策略。DFIG是一种广泛应用的风力发电技术中的发电机,其转子侧变流器是关键的控制组件,能够实现对发电机输出的有功和无功功率的独立调节。 首先,文章分析了定子瞬时有功和无功功率与三相定子电压、转子电流之间的关系。不平衡电压条件下,这种关系变得更为复杂。通过引入连续调节系数,作者得到了计算转子三相电流指令值的一般公式,这为后续的控制策略提供了理论基础。 接着,文章求解了指令电流调节系数、转子电流峰值以及DFIG定子有功和无功功率波动的数学表达式。这些表达式揭示了DFIG在不同电压不平衡度和调节系数下的控制特性变化规律。此外,针对电压不平衡跌落的情况,研究了DFIG的可控性,给出了电压跌落后定子电压的临界值,并提出了判断转子侧变流器是否仍可控制的条件。 在功率波动设定值的约束下,考虑到转子电流峰值的限制,文章设计了两种模式的灵活功率控制策略:一是单位功率因数控制,二是无功功率支持控制。这两种策略能够在保证设备安全的同时,有效地调整DFIG的功率输出,以应对不平衡电压的影响。 最后,通过仿真实验验证了所提出的控制策略的有效性和可行性。实验结果表明,即使在不平衡电压条件下,DFIG也能通过转子侧变流器的智能控制,实现对有功和无功功率的稳定调节,从而降低对电网质量的影响。 总结来说,这篇研究为解决不平衡电压环境下的DFIG控制问题提供了新的解决方案,对于提升风力发电系统的稳定性和适应性具有重要意义。同时,它也为未来进一步优化DFIG在复杂电网条件下的性能提供了理论指导。
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电 力 自 动 化 设 备
第 39 卷
U
-
s
/ U
+
s
,正、负序电压具有相同的初相位,由式(4) 可
得转子电流时域表达式,并推得定子有功和无功波
动幅值为:
ΔP
s
=
P
∗
s
(1
+
α)n
1
+
αn
2
é
ë
ê
ê
ù
û
ú
ú
2
+
Q
∗
s
(1
-
γ
1
α)n
1
+
αn
2
-
3(1
-
γ
2
)n(U
+
s
)
2
ωL
s
é
ë
ê
ê
ù
û
ú
ú
2
ΔQ
s
=
Q
∗
s
(1
+
γ
1
α)n
1
+
αn
2
+
3(1
-
γ
2
)n(U
+
s
)
2
ωL
s
é
ë
ê
ê
ù
û
ú
ú
2
+
P
∗
s
(α
-
1)n
1
+
αn
2
é
ë
ê
ê
ù
û
ú
ú
2
ì
î
í
ï
ï
ï
ï
ï
ï
ï
ï
ï
(5)
若取 Q
∗
s
=
0,可通过调节 α 和 γ
2
的取值改变式
(4)中转子指令电流的负序分量,从而实现不同功
率控制策略。 DFIG 在端电压跌落时会向电网注入
适当的无功起到电压支撑的作用,根据式(5) 分析
可得 ΔP
s
和 ΔQ
s
将增加由 Q
∗
s
≠0 引起的功率波动。
2.2 调节系数可行域及转子相电流峰值
DFIG 转子电流在不平衡电压跌落下呈增长趋
势,任意一相转子电流一旦超过电流限值都会引起
转子撬棒保护动作
[14]
,还可能导致机组进入脱网运
行状态。 电网发生不对称电压跌落时 DFIG 转子回
路为二阶动态电路,将变流器施加在转子绕组的电
压代入转子回路的微分方程,可求解得到转子电流,
其包含转差频率的强制分量( 由转子电流指令值决
定)、直流暂态分量(与机端压降和转速相关)、自由
暂态分量(由转子侧电路方程和变流器控制方程共
同决定,仅与发电机及变流器参数有关)
[15]
。
由于与控制和转子回路参数相关的自由暂态分
量计算相对复杂,并且该自由暂态分量明显小于强
制分量和直流暂态分量
[16⁃17]
。 为了简化转子电流峰
值的计算,本文仅考虑转差频率的强制分量和直流
暂态分量,它们均与不平衡电压跌落的类型和幅度
相关。 转差频率的强制分量即为式(4) 所示的转子
电流指令值,由此可得定子坐标系下 abc 三相转子
电流指令值 i
∗
ra
、i
∗
rb
和 i
∗
rc
以及三相转子指令电流峰值
I
rap
、I
rbp
和 I
rcp
的表达式,详见附录 B。 附录 B 中图 B1
为转子电流周期分量峰值随 α 和 n 变化的特性。 转
子电流的直流暂态分量由故障前 DFIG 工作点和故
障后转子电流的强制周期分量决定
[17]
,由于故障后
周期分量受不平衡电压跌落条件影响,因而直流暂
态分量也与不平衡电压跌落条件有关。 直流分量初
始值越大,则故障后转子电流峰值越大。 为此,选择
直流分量最大相的直流暂态分量 i
rdc
(t)为:
i
rdc
(t)
=
(max{I
rap
,I
rbp
,I
rcp
}
-
I
rp0
)e
-
t / T
(6)
其中,I
rp0
为正常运行时 DFIG 转子电流幅值;T 为衰
减时间常数。 故障发生后转子电流不一定在半个周
波后达到最大,其峰值出现时刻可用与文献[18] 相
同的方式计算,但计算过程复杂。 考虑到本文转子
电流中未计及自由暂态分量 i
rn
,为确保 DFIG 转子
电流峰值近似估计的保守性,采用电力系统短路冲
击电流计算的冲击系数法
[19]
对 DFIG 转子电流峰值
进行估计,具体如下:
I
rmax
=
k
m
max{I
rap
,I
rbp
,I
rcp
}
-
(k
m
-
1)I
rp0
(7)
I
rp0
=
-
2 P
∗
s
L
s
3U
sn
L
m
æ
è
ç
ç
ö
ø
÷
÷
2
+
-
2 Q
∗
s
L
s
3U
sn
L
m
+
2 U
sn
ωL
m
æ
è
ç
ç
ö
ø
÷
÷
2
其中,U
sn
为机组额定电压;k
m
为冲击系数(一般取为
1.8~ 1.9
[19]
)。 对于距离故障点较远,机端电压跌落
幅度较小的情况,正常电流 I
rp0
与转子短路电流的周
期分量峰值 I
rp
比较接近,因此转子电流具有较小的
直流分量。
图 2 为 DFIG 在 n
=
0.5、γ
1
=
1、k
m
=
1.8 时,转子
电流峰值 I
rmax
随 α 和 γ
2
变化的特性,文献[6] 中 4
种不同控制目标下调节系数所对应的运行点也在图
中标出。 图中,I
rmax
为标幺值。
图 2 I
rmax
随 α 和 γ
2
变化的特性
Fig.2 Characteristics of I
rmax
vs. α and γ
2
由图 2 可知,图 2(a)中目标Ⅰ下转子电流峰值
达到最大,由于目标Ⅱ中(α,γ
2
)
=
(0,0),故转子电
流无负序分量,电流峰值最小,观察目标Ⅲ和目标Ⅳ
的转子电流峰值,虽然它们都呈减小趋势,但还是比
目标Ⅱ的转子电流峰值更大;图 2(b) 中转子电流峰
值在不超过极限电流值的情况下,该区域为系数 α
和 γ
2
可行区域。 进一步分析可得,转子侧变流器可
承受的相电流峰值与等高线包围的区域呈同时增大
的趋势,即随着前者峰值的增加,后者包围区域也将
增大。 如果预先设定的转子电流极限值为 2 p.u.,则
转子电流超过极限电流情况下系数不可行区域如图
2(b)中阴影部分所示。
3 不平衡电压跌落后 DFIG 可控性分析
图 3 给出了 DFIG 转子侧和网侧变流器的等效
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