含chopper電路的直驅(qū)風(fēng)機(jī)響應(yīng)電網(wǎng)短路的運(yùn)行特性分析

劉　勇, 麻廣林, 寧　波, 魏　鑫

(國網(wǎng)大連供電公司，遼寧大連116021)

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含chopper電路的直驅(qū)風(fēng)機(jī)響應(yīng)電網(wǎng)短路的運(yùn)行特性分析

劉勇, 麻廣林, 寧波, 魏鑫

(國網(wǎng)大連供電公司，遼寧大連116021)

摘要：為了分析電網(wǎng)短路時的直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行特性，從數(shù)學(xué)模型入手，研究了風(fēng)輪機(jī)最大風(fēng)能追蹤控制策略，以及交直交變頻器機(jī)側(cè)的有功無功解耦控制策略和網(wǎng)側(cè)的電壓定向控制策略。為了滿足風(fēng)電機(jī)組的低電壓穿越要求，采用了直流電容chooper保護(hù)電路。電網(wǎng)短路故障時，chooper回路中的卸能電阻能很大程度地消耗短路沖擊帶來的能量，從而維持直流電容電壓穩(wěn)定。同時參考電流限值器也限制了短路沖擊對網(wǎng)側(cè)變頻器的影響。在empt-rv中搭建了直驅(qū)風(fēng)機(jī)模型，分析了電網(wǎng)三相短路導(dǎo)致并網(wǎng)電壓跌落到0.2 以下時風(fēng)電機(jī)組的運(yùn)行特性。仿真結(jié)果驗證了所采取的控制策略正確性，以及直流電容chooper保護(hù)電路的有效性。研究結(jié)果對直驅(qū)風(fēng)機(jī)并網(wǎng)運(yùn)行以及電網(wǎng)短路對風(fēng)機(jī)運(yùn)行特性的影響提供了依據(jù)。

關(guān)鍵詞：chopper保護(hù)；卸能電阻；三相短路；參考電流限值器

0引言

隨著能源危機(jī)和溫室效應(yīng)等全球性問題的日趨凸顯，利用清潔無污染的風(fēng)能發(fā)電已成為了一種有效的解決措施。特別是自《可再生能源法》頒布以來，中國的風(fēng)電事業(yè)得到了飛速發(fā)展[1-2]，各種風(fēng)電機(jī)組接連涌現(xiàn)。文獻(xiàn)[3]在DIgSILENT/Power Factory中搭建了直驅(qū)式永磁同步風(fēng)電機(jī)組(PMSG)的仿真模型，研究了其運(yùn)行特性；文獻(xiàn)[4]在故障狀態(tài)和機(jī)電暫態(tài)情況下研究了PMSG的控制策略及運(yùn)行特性；文獻(xiàn)[5-6]在emtp-rv中仿真分析了DFIG在電網(wǎng)短路故障下風(fēng)電機(jī)組的運(yùn)行特性。文獻(xiàn)[7]分析了電網(wǎng)電壓存在負(fù)序分量時，PMSG的交直交變頻器產(chǎn)生二倍頻諧波的機(jī)理；文獻(xiàn)[8-9]研究了在電網(wǎng)不對稱故障情況下，機(jī)側(cè)變頻器為不可控器件的PMSG的低電壓穿越(LVRT)控制策略；文獻(xiàn)[10]通過在電網(wǎng)跌落時控制網(wǎng)側(cè)變頻器提供無功電來穩(wěn)定電網(wǎng)電壓進(jìn)一步增強(qiáng)風(fēng)電機(jī)組的低電壓穿越能力；文獻(xiàn)[11]在matlab中仿真分析了直流側(cè)利用Crowbar電路實現(xiàn)了風(fēng)電機(jī)組的LVRT。

本文以PMSG為研究對象，從數(shù)學(xué)模型入手，研究了風(fēng)輪機(jī)的最大風(fēng)能跟蹤控制策略，交直交變頻器的機(jī)側(cè)有功無功解耦控制策略和網(wǎng)側(cè)變頻器的電網(wǎng)電壓定向的恒功率因素控制策略。針對電網(wǎng)故障對風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行特性的影響，網(wǎng)側(cè)變頻器增加參考電流limiter，直流電容增加chopper保護(hù)，變頻器增加過流保護(hù)。搭建了PMSG的仿真模型，分析了電網(wǎng)三相短路情況下風(fēng)電機(jī)組的響應(yīng)特性。

1數(shù)學(xué)模型

直驅(qū)式永磁同步發(fā)電系統(tǒng)由風(fēng)輪機(jī)、永磁同步發(fā)電機(jī)及全控的交直交變頻器組成[12]如圖1所示。

圖1　PMSG結(jié)構(gòu)圖

1.1風(fēng)輪機(jī)控制策略

當(dāng)風(fēng)速高于切入風(fēng)速而又低于額定風(fēng)速時，采用最大風(fēng)能追蹤控制策略，即在保證槳距角0°的條件下，使風(fēng)力機(jī)獲得最佳的葉尖速比使風(fēng)力機(jī)輸出最大功率。

(1)

式中：Pmax為風(fēng)速為v時風(fēng)力機(jī)捕獲的最大功率；λopt為最佳的葉尖速比；Cp(λopt,β)為最佳葉尖速比時的風(fēng)能利用系數(shù)[13]。

利用線性擬合，可得出最佳風(fēng)速功率曲線。

(2)

(3)

式中：C1=0.517 6；C2=116；C3=0.4；C4=5；C6=0.006 8。

圖2為不同風(fēng)速下的風(fēng)力機(jī)輸出功率曲線。當(dāng)風(fēng)速高于額定風(fēng)速而又低于風(fēng)機(jī)切除風(fēng)速時，改變槳距角，減小風(fēng)機(jī)輸出功率。當(dāng)風(fēng)速高出切除風(fēng)速時，風(fēng)機(jī)切除。

圖2　風(fēng)速功率曲線

圖3　槳距角控制

圖3為漿距角控制。圖中，P*為額定功率；P是實際輸出功率；τ為風(fēng)輪機(jī)時間常數(shù)；β是風(fēng)速變化之前的槳距角；β*是經(jīng)過PI控制環(huán)節(jié)所得到的槳距角參考值。

1.2機(jī)側(cè)變頻器控制策略

PMSG遵循發(fā)電機(jī)慣例，以轉(zhuǎn)子磁鏈為參考方向，經(jīng)過dq變換得發(fā)電機(jī)定子電壓[14]：

(4)

式中：usd，usq分別為定子電壓dq軸分量；isd，isq分別為定子電流dq軸分量；Rs為定子電阻；Ls為定子電感；ωr為電角速度；ψ 為永磁體磁鏈。

轉(zhuǎn)子磁鏈定向在d軸上，q軸超前d軸90°，電壓方程中忽略Rs，消除式(4)中dq軸的交叉耦合項，令

(5)

有

(6)

1.3網(wǎng)側(cè)變頻器控制策略

電網(wǎng)側(cè)變頻器通過直流電容與電機(jī)側(cè)變頻器相連，網(wǎng)側(cè)變頻器在dq坐標(biāo)系下的電壓、功率方程為

(7)

(8)

式中：uld，ulq為電壓dq軸分量；ugd，ugq為電網(wǎng)電壓的dq軸分量；igd，igq表示電流dq軸分量；R，L分別為變頻器與電網(wǎng)連接線路的電阻、電感；P，Q分別為網(wǎng)側(cè)變頻器與電網(wǎng)交換的有功功率和無功功率。

將電網(wǎng)電壓定向d軸：

(9)

(10)

式中：P>0表示變頻器工作于逆變狀態(tài)，有功功率的流向從直流電容流向電網(wǎng)；P<0表示變頻器工作于整流狀態(tài)，有功功率的流向從電網(wǎng)側(cè)流向直流電容。Q>0表示變頻器向電網(wǎng)發(fā)出滯后無功；Q<0表示變頻器發(fā)出超前的無功。

電網(wǎng)電壓恒定時， P，Q分別正比于電流igd，igq。但式(7)中，dq軸電流存在交叉耦合相，

令

(11)

得

(12)

由于PMSG通過全功率器件與電網(wǎng)相連接，減弱了機(jī)側(cè)變頻器與電網(wǎng)之間的電氣聯(lián)系，而網(wǎng)側(cè)變頻器與電網(wǎng)直接連接，受電網(wǎng)的影響很大。電網(wǎng)短路會導(dǎo)致風(fēng)電機(jī)組輸出的無功激增，直流電容電壓也會驟變(后面仿真結(jié)果會給出)，而網(wǎng)側(cè)變頻器的參考電流由無功功率和直流電容電壓通過PI控制器調(diào)制得出，超過PI控制器的超調(diào)量會使控制器失控。此外，超過IGBT額定電流一定倍數(shù)的電流會燒壞元器件，故對網(wǎng)側(cè)變頻器的增加參考電流限值器，減少外部故障對控制器的影響。圖4為idq的相量圖。圖5為網(wǎng)側(cè)參考電流限值器。

圖4　idq相量圖

圖5　網(wǎng)側(cè)參考電流限值器

(13)

(14)

函數(shù)f3(u)，f4(u)分別與f1(u)，f2(u)類似。ilim_grid_conv為網(wǎng)側(cè)逆變器的電流最大值(1.5Ig)。

PMSG的控制圖如圖6所示。

圖6　PMSG控制框圖

2保護(hù)策略

2.1風(fēng)電機(jī)組LVRT和HVRT

《風(fēng)電場接入電力系統(tǒng)技術(shù)規(guī)定》(GB/T 19963-2011)對風(fēng)電機(jī)組LVRT明確規(guī)定[15]如圖7所示，其要求如下：

(1)風(fēng)電場并網(wǎng)點電壓跌至20%標(biāo)稱電壓時，風(fēng)電場內(nèi)的風(fēng)電機(jī)組應(yīng)保證不脫網(wǎng)連續(xù)運(yùn)行625 ms。

圖7　風(fēng)電機(jī)組LVRT標(biāo)準(zhǔn)曲線

(2)風(fēng)電場并網(wǎng)點電壓在發(fā)生跌落后2 s內(nèi)能夠恢復(fù)到標(biāo)稱電壓的90%時，風(fēng)電場內(nèi)的風(fēng)電機(jī)組應(yīng)保證不脫網(wǎng)連續(xù)運(yùn)行。

但規(guī)程并沒有對HVRT做出明確規(guī)定，只是要求當(dāng)風(fēng)電場并網(wǎng)點的電壓在標(biāo)稱電壓的90%～110%之間時，風(fēng)電機(jī)組應(yīng)能正常運(yùn)行。

參考美國WECC(Western Electricity Coordinating Council)對風(fēng)電機(jī)組的HVRT標(biāo)準(zhǔn)如圖8所示。其要求：風(fēng)電設(shè)備在1～1.05 p.u.電壓時持續(xù)運(yùn)行，在1.2 p.u.，1.175 p.u.，1.15 p.u.，1.1 p.u.電壓下能分別持續(xù)運(yùn)行1 s，2 s，3 s和4 s。

圖8　風(fēng)電機(jī)組HVRT標(biāo)準(zhǔn)曲線(WECC)

風(fēng)電機(jī)組是否并網(wǎng)運(yùn)行與風(fēng)電機(jī)組的機(jī)端電壓密切相關(guān)。在風(fēng)電機(jī)組的并網(wǎng)點增加一組開關(guān)，開關(guān)的動作與否由電網(wǎng)電壓控制。當(dāng)檢測出電網(wǎng)電壓在風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行在HVRT&LVRT兩條曲線之間時，開關(guān)保持合閘狀態(tài)；否則，保護(hù)觸發(fā)，開關(guān)動作，跳開開關(guān)。如圖9所示。

圖9　并網(wǎng)電路

2.2直流電容chopper保護(hù)

當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生短路故障，造成電壓驟降(如20%以下)時，機(jī)側(cè)變頻器向電網(wǎng)輸入的有功驟減，但由于風(fēng)機(jī)變槳距的機(jī)械響應(yīng)速度比電氣響應(yīng)速度慢，不能進(jìn)行有效的有功限制，直流電容上將集聚大量的有功，并使得直流側(cè)母線電壓迅速上升。為防止過高的直流側(cè)母線電壓損壞變頻器，在直流電容側(cè)增加直流電容chopper保護(hù)電路，直流電容電壓過高時將觸發(fā)chopper保護(hù)回路，通過制動電阻消耗直流側(cè)過多能量，可實現(xiàn)風(fēng)電機(jī)組的LVRT。此外，當(dāng)電網(wǎng)電壓升高時，chopper保護(hù)回路中IGBT以PWM斬波方式工作，對直流電壓進(jìn)行抑制，在一定程度上也能實現(xiàn)風(fēng)電機(jī)組的HVRT。其控制框圖如圖10所示。

圖10　chopper保護(hù)電路

直流電容電壓是判斷chopper保護(hù)電路是否觸發(fā)的唯一條件。具體實現(xiàn)如圖11所示。

圖11　chopper保護(hù)實現(xiàn)框圖

電網(wǎng)電壓在規(guī)定的運(yùn)行范圍以內(nèi)時，chopper保護(hù)回路的IGBT保持關(guān)斷狀態(tài)，保護(hù)電路無動作；當(dāng)電網(wǎng)故障，電壓驟升或驟降，直流電容電壓值升高超出規(guī)定范圍，IGBT觸發(fā)，chopper保護(hù)回路導(dǎo)通，通過耗能電阻消耗積累在直流側(cè)的能量，使直流電容電壓回落并穩(wěn)定在一定范圍內(nèi)。

chopper保護(hù)回路中的耗能電阻值取決于需要消耗的最大功率及其直流側(cè)允許的最高電壓，其值可由下式得出：

(15)

(16)

式中：ΔP為直流電容輸入功率和輸出功率差值，W；udc_max為直流電容電壓上限，V。

2.3變頻器過流保護(hù)

在電網(wǎng)發(fā)生短路故障時，機(jī)端電壓驟降，變頻器電流驟增，為了保護(hù)變頻器不因過流損壞，在不增加額外元器件的前提下，給變頻器電流設(shè)定上值(如Imax=1.5Ig)，超過電流上限，則不觸發(fā)IGBT，IGBT回路不會導(dǎo)通，從而保護(hù)變頻器元件免因電流過大而燒壞。具體實現(xiàn)電路如圖12所示。

圖12　過流保護(hù)

3算例分析

在emtp-rv中搭建2 MW的PMSG仿真模型，如圖13所示，驗證所采用的控制策略及保護(hù)措施的有效性。

圖13　仿真模型

系統(tǒng)短路容量為1 000 MVA，直流電容電壓為1.15 kV，其他參數(shù)如下。

(1)風(fēng)力機(jī)：切入風(fēng)速3 m/s，額定風(fēng)速12 m/s，切出風(fēng)速18 m/s；

(2)永磁電機(jī)：額定容量2 MW，額定電壓0.575 kV，頻率50 Hz，極對數(shù)14，定子電阻0.005 4 p.u.，定子電抗0.10 p.u.，轉(zhuǎn)子電阻0.006 07 p.u.，轉(zhuǎn)子電抗0.11 p.u.；

(3)chooper回路：Rchopper=0.65 Ω；Vdc=1.15 kV；上限Vdc_h=1.075 p.u.；下限Vdc_l=0.930 p.u.；

仿真設(shè)置，母線B4在第1 s發(fā)生三相金屬性接地短路，故障持續(xù)0.625 s，在第1.625 s故障消除。

圖14為母線B2電壓波形。110 kV母線發(fā)生三相短路時，并網(wǎng)點母線B2電壓跌落到0.2 p.u.以下至0.15 p.u.。故障消除后切除后網(wǎng)側(cè)交流電壓經(jīng)過短時振蕩能迅速恢復(fù)到額定值并保持穩(wěn)定。由于網(wǎng)側(cè)變頻器采用d軸電壓跟隨電網(wǎng)電壓的控制策略，故障時機(jī)端電壓跌落至0.15 p.u.，故障切除時，網(wǎng)側(cè)交流電壓經(jīng)過短時振蕩也恢復(fù)至額定電壓。

圖14　母線B2電壓

圖15為風(fēng)電機(jī)組輸出的有功功率和無功功率曲線。故障前，風(fēng)電機(jī)組向電網(wǎng)輸出的有功功率0.9 MW，無功基本為0；故障時，有功輸出迅速降為0，而向電網(wǎng)輸出無功0.2 MVA；故障恢復(fù)時，為了迅速恢復(fù)機(jī)端電壓，風(fēng)機(jī)向電網(wǎng)吸收無功。故障時向電網(wǎng)發(fā)出無功，故障恢復(fù)時從電網(wǎng)吸收無功，這也印證了母線電壓曲線，故障時電網(wǎng)電壓急劇下降，故障消除時電網(wǎng)電壓急劇上升。

圖15　風(fēng)電機(jī)組輸出有功功率和無功功率

圖16為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速的標(biāo)幺值曲線。由于永磁電機(jī)與電網(wǎng)沒有直接相聯(lián)，是通過交直交變頻器發(fā)生聯(lián)系的，變頻器減弱了二者之間的電氣聯(lián)系，故電網(wǎng)三相短路對電機(jī)的沖擊也減弱了。由圖可知，轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速只是在故障消除時發(fā)生突變，但又迅速恢復(fù)穩(wěn)定，速度并沒有發(fā)生大幅的振蕩。

圖16　轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速

圖17為并網(wǎng)開關(guān)位置信號：1表示合閘狀態(tài)；0表示分閘狀態(tài)。從圖17中可知，電網(wǎng)三相短路過程中，開關(guān)位置指示一直為1，故障期間開關(guān)沒有跳開，一直處于合閘狀態(tài)。即使在電網(wǎng)電壓跌落到標(biāo)準(zhǔn)曲線0.2 p.u.以下，風(fēng)電機(jī)組也能保持不脫網(wǎng)運(yùn)行。故障期間，風(fēng)電機(jī)組的控制策略有效，保護(hù)措施可靠，能夠成功的實現(xiàn)LVRT。

圖17　并網(wǎng)開關(guān)位置信號

圖18為直流電容電壓，故障期間，直流電容電壓上升。這是由于發(fā)電機(jī)與電網(wǎng)通過全功率變頻器連接，風(fēng)輪機(jī)向電網(wǎng)輸送的功率全部通過變頻器傳輸。而圖15表明，故障期間電機(jī)輸出的有功為0，風(fēng)力機(jī)產(chǎn)生的有功能量全部積聚到直流電容上，從而導(dǎo)致直流電容電壓的上升。圖19中的chopper保護(hù)觸發(fā)信號：0表示未觸發(fā)chopper保護(hù)回路的IGBT，chopper回路未導(dǎo)通；1表示觸發(fā)IGBT，保護(hù)回路導(dǎo)通。故障瞬間，直流電容電壓驟升，chopper保護(hù)回路的IGBT觸發(fā)，保護(hù)回路導(dǎo)通，積累在直流電容上的能量通過chopper保護(hù)回路的耗能電阻卸能，從而保證了在發(fā)生故障時的1～1.625 s期間的直流電容電壓能保持在一定范圍之內(nèi)。故障消除后，觸發(fā)脈沖消失，關(guān)斷IGBT回路，維持電容電壓在額定范圍值附近。由圖18可知，故障期間，電容電壓較額定值有所升高，但基本維持恒定值，故障消除后，電壓迅速恢復(fù)為額定電壓。

圖18　直流電容電壓

圖19　chopper保護(hù)觸發(fā)信號

圖20為網(wǎng)側(cè)變頻器電流，圖21為網(wǎng)側(cè)變頻器的開關(guān)信號。網(wǎng)側(cè)變頻器的最大電流沒有超過變頻器額定電流鐵1.5倍，網(wǎng)側(cè)逆變器的開關(guān)信號一直為0，故障期間網(wǎng)側(cè)變頻器一直處于工作狀態(tài)。

圖20　網(wǎng)側(cè)變頻器電流

圖21　網(wǎng)側(cè)變頻器觸發(fā)信號

圖22為機(jī)側(cè)變頻器的電流，圖23為機(jī)側(cè)變頻器的觸發(fā)信號。同樣故障期間，機(jī)側(cè)逆變器也一直處于工作狀態(tài)。

圖22　機(jī)側(cè)變頻器電流

圖23　機(jī)側(cè)變頻器觸發(fā)信號

圖25　網(wǎng)側(cè)變頻器參考電流和

4結(jié)論

(1)電網(wǎng)短路期間，為了維持網(wǎng)側(cè)交流電壓，PMSG只向電網(wǎng)輸出無功，不輸出有功，風(fēng)輪機(jī)產(chǎn)生的有功能量積聚在直流電容上。

(2)交直交變頻器減弱了永磁同步電機(jī)與電網(wǎng)之間的電氣聯(lián)系，也減弱了電網(wǎng)短路對電機(jī)的電氣沖擊。

(3)電網(wǎng)三相短路時，直流電容chopper保護(hù)回路IGBT觸發(fā)，保護(hù)回路導(dǎo)通，直流電容積累的能量通過耗能電阻消耗，維持直流母線電壓在穩(wěn)定值。

(4)并網(wǎng)點電壓跌落到規(guī)程規(guī)定的0.2 p.u.以下時，并網(wǎng)開關(guān)仍保持在合閘位置，風(fēng)機(jī)能不脫網(wǎng)運(yùn)行，驗證了chopper保護(hù)回路的實用性。

(5)網(wǎng)側(cè)參考電流limiter在電網(wǎng)故障期間對參考電流削峰限值，既能保障故障期間控制器的正常工作，又能防止網(wǎng)側(cè)變頻器因電流過大而燒毀。

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Operating Characteristic Analysis of Permanent Magnet Synchronous Generator with Chopper Circuit Responded to the Power System Short Circuit Fault

LIU Yong, MA Guanglin, NING Bo, WEI Xin

(Dalian Power Supply Company of State Grid, Dalian 116021, China)

Abstract：In order to analyze the operating characteristics of permanent magnet synchronous generator(PMSG) impacted by the power system short circuit fault, this paper researches maximum wind energy tracking control strategy of the wind turbine the machine side decoupling control strategy of active and reactive power of the AC-DC-AC converter and voltage orientation strategy of the gird side by mathematical model. For meeting the wind turbine low voltage ride through(LVRT) requirement, DC capacitor chooper protection circuit is used. When short-circuit fault occurs discharge resistance in chooper circuit can unload the energy, which could maintain the DC capacitor voltage stabilitily. At the same time the reference current limiter can also limit the impaction on the grid side converter by power system short circuit fault. The PMSG simulation model is constructed in emtp-rv platform, and its operating characteristics is simulated in the condition of power system three-phase short-circuit fault, causing the grid voltage drops below 0.2. The simulation results verify the control strategy correctly and DC capacitor chooper protection circuit effectively. The results provide the basis for the operating characteristic of the PMSG grid-connecting to the power system and the influence of power system short-circuit fault on the PMSG.

Keywords：chopper protection；discharge resistance; three-phase short-circuit；reference current limiter

收稿日期：2016-05-07。

作者簡介：劉勇(1986-)，男，工程師，主要從事于電力系統(tǒng)變電一次設(shè)備運(yùn)檢方面的工作，E-mail:liuyong_0812@qq.com。

中圖分類號:TM614

文獻(xiàn)標(biāo)識碼:A

DOI:10.3969/j.issn.1672-0792.2016.06.009