机组参与调节的双馈机组低电压穿越综合控制策略

 李凤婷，张谦，黄蓉，何世恩

（1．新疆大学电气工程学院，新疆乌鲁木齐  830047;

2．甘肃省电力公司风电技术中心，甘肃兰州  730050）

摘要：在分析双馈风电机组低电压穿越技术研究现状及不足的基础上，以提升机组低电压穿越能力和改善故障穿越结束后风电机组的稳定运行能力为出发点，提出了一种机组参与调节的适应电压跌落程度的低电压穿越综合策略。采用卸荷电路和变阻值制动电阻代替传统的Crowbar电路，网侧逆变器根据电网电压跌落程度提供变功率因数无功支持，提高机组在电压跌落结束后的稳定运行能力。采用基于磁控电抗器的动态无功补偿装置进行集中补偿，降低投资成本。构建仿真模型仿真验证r该综合控制策略的正确性与有效性。仿真结果表明该方法可以更好的适应电压跌落程度，实现双馈风电机组的低电压穿越能力，同时还可以增强故障穿越结束后风电机组稳定运行能力。

关键词：双馈风电机组：低电压穿越：综合策略；变功率因数无功控制

O引言

 为减小风电脱网对电网运行的影响，《风电并网技术规程》要求风电机组具有低电压穿越(lowvoltage ride through，LVRT)能力。双馈风电机组( cloubly-fed  induc:tion  generator，  DFIG)作为我国风电场的主流机型．其LVRT的研究成为同内外学者的关注点。

 有些专家提出采用转子侧外接Crowbar电阻的方法提高DFIG的LVRT能力，但Crowbar电路投入期间．DFIG从电网侧吸收无功进行励磁，可能导致电网运行状况恶化：串联电阻也会减弱定子阻尼．造成故障期间风电机组暂态特性发生变化．不利于故障穿越结束后风电机组稳定运行。文献[6-7]提出采用桨距角渊节、限制机组电磁功率的方法减少转子侧变流器输入功率，进而减小直流母线电容上积累的功率．抑制直流侧电压升高。但桨距角调节响应时间较长，由于惯性限制不能在毫秒级参与LVRT。文献[8-9]采用卸荷电路、储能的方法消除直流母线处不平衡功率，但投入卸荷电路有可能导致直流电压大幅波动。文献[10-12]采用无功补偿、网侧无功控制、增加辅助变流器的方法增大网侧变流器输入功率，但成本较大，性价比较低。文献[13-16]采用定子侧串联阻抗、多抽头变压器、网侧变换器、动态电压恢复器(DVR)的方法削弱系统故障对机组的不利影响，但串联阻抗没有给系统提供无功支持，基于DVR或类似端电压支撑装置需添加昂贵的设备，使系统硬件成本大幅增加。

 本文综合考虑经济性、技术性可行性及响应速度．以提升风电机组LVRT能力和改善故障穿越结束后风电机组的稳定运行能力为出发点，提出一种能适应于不同电压跌落情况下的LVRT综合策略一“变阻值制动电阻+卸荷电路+网侧变功率因数无功控制+动态无功补偿”。并在PSCAD平台上搭建含双馈风电机组的风电场模型，仿真验证了综合控制策略的优越性。

1  DFjG的低电压穿越技术

目前DFIG实现低电压穿越所采用方法的基本原理主要从5个角度出发：改善机组故障运行能力：抑制转子过电流：减少机组转子侧变流器输入功率：消除直流母线处不平衡功率；增大机组网侧变流器输出功率。具体如图1所示。

 研究表明．目前的DFIG低电压穿越技术存在一定的缺陷。通过定子侧串联硬件改善机组故障运行能力的方法存在成本高、无法提供无功支撑等问题：抑制转子过电流存在恶化电网运行、减弱定子阻尼等问题：减少机组转子侧变流器输入功率的方法存在响应速度慢的问题：消除直流母线处不平衡功率的方法存在经济性差、增加占用体积、控制复杂等问题；增大网侧变流器输出功率的方法存在成本高、提升LVRT能力有限等问题。各类LVRT方法均以实现或提升机组低电压穿越为目的．对低电压穿越结束后机组恢复稳态运行能力考虑较少。

2适应电压跌落程度的LVRT综合策略

针对各种LVRT方法存在的不足，本文提出一种适应电压跌落情况下的低电压穿越综合策略一“变阻值制动电阻+卸荷电路+网侧变功率因数无功控制+动态无功补偿”，如图2所示。

2.1  基于电压跌落的制动电阻的确定

 定子侧变阻值制动电阻电路由动态变阻值制动电阻和旁路开关组成。当机端电压高于设定值时，将制动电阻短接：当机端电压低于没定值时，旁路开关断开，制动电阻串入定子同路。

图3为t=2.0 s时，风电场升压变高压侧电压跌落至0.3p．u．，持续时间为0.625 s，网侧变流器功率因数取0.95．制动电阻的标么值分别取0.08、0.13、0.18时风电机组的LVRT特性仿真波形。

 研究发现，电压跌落深度、功率因数相同，制动电阻值不同，机组从电网吸收的无功功率、机组出力的波动不同。由于制动电阻的取值影响机组在电压跌落结束后运行的稳定性，最优制动电阻值随电压跌落水平变化，本文采用基于电压的动态变阻值制动电阻，以在实现机组LVRT能力的同时，增强故障穿越后风电机组稳定性．

2.2  卸荷电路的控制策略

 直流卸荷电路并联在直流母线侧，由绝缘栅双极型晶体管(insulated gate bipolar transistor，IGBT)和卸荷电阻串联构成。

 研究发现．投入卸荷电路可能导致直流电压大幅波动．损坏变流器和晶闸管等电力电子元器件，从而影响风电机组运行，卸荷电路投入时间越长，影响越大。为兼顾机组LVRT能力和电压跌落结束后机组稳定性，应尽量减少卸荷电路的投运时间。

本文提出一种改进的卸荷电路控制策略．投切逻辑如图4所示。图中U、U2分别为卸荷电路退出、投入的门槛值。当U。>巩时，卸荷电路投入；U。<U，时，卸荷电路退出运行。

图5为采用改进的卸荷电路投切逻辑与传统方法的直流侧电压仿真对比效果。仿真算例中，t=2.0 s时，电压标么值跌落至0.3．持续时间为0.625 s。故障初始阶段，由于电网电压跌落，Pg减小，此时P基本不变，多余的能量P-Pg将在直流母线电容上积累。

 研究表明：采用传统投切方法时，直流侧电压上升幅度大，且卸荷电阻投入时间较长．发热量大：采用改进投切方法时，电压比较平稳．而且卸荷电阻间歇性投入，缩短了投入时问，发热量小。

2.3  网侧变流器变功率因数无功控制

2.3.1  工程上采用的网侧变流器控制方法

多数风电机组网侧变流器的无功控制策略为：当电网电压跌落程度超过低电压允许值时．无论电压跌落程度如何，变流器将改变单位功率因数控制策略，运行在某个给定功率因数下，发出恒定的无功功率。功率因数范围一般为超前0.90到滞后0.90．一般取0.95。但该策略对于电压跌落程度轻、电网网架较弱的系统，可能造成无功功率过剩，抬升系统电压，影响系统电压稳定。图6为电压标么值跌落到0.8、0.3时，功率因数均取0.95的仿真曲线。仿真结果验证了电压跌落程度较大时，功率因数取0.95效果好：电压跌落程度较轻时，采用0.95的恒功率因数存在抬升系统电压、影响系统稳定运行的问题。

2.3.2  网侧变流器功率因数对LVRT的影响

为解决恒功率因数存在的问题，构建仿真模型，结合电压跌落情况．研究了网侧变流器功率因数对LVRT的影响。t=2.0 s时，风电场升压变高压侧电压标么值跌落至0.3．持续时问为0.625 s．制动电阻标么值取0.13．功率因数分别取0.97、0.95时风电机组LVRT特性仿真波形如图7所示。

风电场升压变高压侧电压标么值跌落至0.8．功率因数分别取0.97、0.95时风电机组LVRT特性如图8所示。

 由图7.8仿真结果可知，当电压标么值跌落到0.3时．网侧变流器功率因数取0.95的效果优于0.97的效果：当电压标么值跌落到0.8时，功率因数取0.97的效果更好。研究表明，对于同一电压跌落深度，功率因数不同，电压跌落结束后机组恢复稳态时的波动不同。即电压跌落期间网侧变流器功率因数取值影响电压跌落结束后机组的稳定运行。因此．本文提出的综合策略中网侧变流器根据电压跌落程度采用变功率因数。

2.3.3基于电压跌落的网侧变流器变功率因数控制

本文网侧变流器采用基于电压跌落程度的变功率因数控制策略：电网电压>0.9时，网侧变流器运行在单位功率因数下：电网电压标么值<0.9时，网侧变流器根据电压跌落深度分别运行在恒功率因数或变功率因数下，如图9所示。即随着跌落程度的加深．风电机组所发的无功功率也随之对应增大．当电压跌落程度超过X时，风电机组发出所允许的最大无功功率。电压分界值X与风电机组参数有关。网侧变流器控制框图如图10所示，其参数含义见文献[17]。

2.4磁控型动态无功补偿装置(MSVC)

 直流卸荷电路保护适用于短时电网电压跌落的情况，且作用效果明显。而当电网电压跌落时间较长时．采用MSVC无功补偿可以有效弥补直流卸荷电路的短板和不足，并能更好的提升机组低电压穿越能力。

本文采用的MSVC由磁控电抗器(MCR)、同定电容器(FC)及无功补偿控制单元3部分组成。FC提供固定的容性无功．MCR提供可调的感性无功．MCR通过改变可控硅控制角，平滑调节电抗器容量．进而调节MCR输}H的感性无功功率。风电场加装MSVC (MCR的额定功率为100 MW，FC的容性无功为200 Mvar)的补偿效果说明MSVC能够实时跟踪机端电压进行补偿，效果明显，如图11所示。

 与传统的TCR型SVC相比，MCR电气结构简单，占地面积小，基础投资小；MCR自身有功损耗低至0.8%：MCR装置造价远小于TCR型SVC; MCR只承受1%左右的总电压，可控硅不容易被击穿，运行稳定可靠；工作效率较高；储能元件容量大；能适应风沙环境，对环境要求不高。

3基于综合策略的DFiG的LVRT特性

3.1  低电压穿越仿真模型

为验证本文提出的LVRT综合控制策略的可行性，参照甘肃某风电场的相关数据，在PSCAD平台搭建基于DFIG的风电场并网模型，如图12所示，通过在风电场公共并网点设置电压跌落发生器来模拟电压跌落情况。

3.2  算例机组的技术数据

本文所选取的DFIG部分参数见表1．卸荷电阻取0.3 Q。

机组的制动电阻最优阻值的函数表达式为：

根据算例机组的运行数据得网侧变流器功率因数拟合曲线（图13），进而得到其功率因数函数表达式。

 通过对算例机组在不同电压跌落水平下的大量仿真．机组网侧变流器功率因数选取的电压标么值分界点X为0.6。即当电压标么值跌落至0.2～0.6时，功率因数取0.95：当电压标么值跌落至0.6～0.9时，采用变功率因数。

3.3综合控制策略下双馈机组的LVRT特性

 基于仿真模型和提出的综合控制策略．分别针对t=2.0 s时风电场升压变高压侧电压标么值跌落至0.25、0.8、0.91的3种情况下仿真研究双馈风电机组的LVRT特性（电压跌落持续0.625 s）。

 (1)当电压(p．u．)跌落至0.25时，根据制动电阻最优阻值根据式(1)求得制动电阻最优标么值为0.14．根据控制策略网侧变流器采用功率因数为0.95。

 (2)当电压(p．u．)跌落至0.80，制动电阻短接，根据式(2)求得网侧变流器采用的功率因数为0.97。

 (3)当电压(p．u．)跌落至0.91，制动电阻短接，根据控制策略网侧变流器采用单位功率因数。

采用综合控制策略的DFIG在3种情况下的LVRT特性如图14所示。

 研究结果表明DFIG采用本文提出LVRT综合控制策略．能够适应不同的电压跌落程度，不仅在电压跌落期间能够提升机组低电压穿越能力，满足风电并网技术规程对并网风电机组LVRT特性的要求．而且能够改善低电压穿越结束后机组的稳定运行能力。

4结语

 本文兼顾提升机组LVRT能力和故障穿越结束后机组的稳定运行能力，提出一种适应于不同电压跌落水平的LVRT综合策略。制动电阻值和机组网侧变流器的功率因数随电压跌落水平呈动态变化。搭建仿真模型，仿真验证了该策略的可行性和优越性。该策略不仅能够提升机组LVRT能力．而且提高了故障穿越结束后机组的稳定运行能力。本文无功控制策略中功率因数在不同电压跌落下的最优值是根据实验数据应用数学方法求得．后续将结合理论分析对不同电压跌落程度下制动电阻值与功率因数的优化进行深入研究。