第27卷第30期 中国电机工程学报 ol.27No.30Oct.2007 2007年10月 Proceedings of the CSEE @2007 Chin.Soc.for Elec.Eng. 文章编号：0258-8013(200730-0064-08 中图分类号：TM301 文献标识码：A 学科分类号：470-40 电网短路故障时交流励磁风力发电机 不脱网运行的励磁控制策略 姚骏，廖勇，唐建平 （重庆大学电气工程学院高电压与电工新技术教育部重点实验室，重庆市沙坪坝区400044) Ride-through Control Strategy of AC Excited Wind-power Generator for Grid Short-circuit Fault YAO Jun,LIAO Yong,TANG Jian-ping (The Key Laboratory of High Voltage Engineering&Electrical New Technology,Ministry of Education,Electrical Engineering College of Chongqing University,Shapingba District,Chongqing 400044,China) ABSTRACT:A new excitation control strategy is proposed for 障条件下，对“crowbar protection”方案和该文所提方案进 the rotor side converter in an AC excited wind-power generator 行了仿真对比研究。仿真结果验证了该文所提改进方案的有 to allow the system to ride through the grid short-circuit fault. 效性，实现了电网故障期间发电机转子励磁变频器的安全运 The transient physical course of the AC excited generator 行，提高了交流励磁风力发电系统在电网故障时的不间断运 (ACEG)and the reason for the rotor over current during the 行能力。 fault are analyzed.In order to avoid the over current in the rotor 关键词：电网短路故障：风力发电：交流励磁发电机：电网 during the fault,the rotor current AC components produced by 故障励磁控制：不脱网运行 the stator currents at 50Hz have been successfully restrained and the stator resistance is also used to demagnetize the 0引言 machine.A commercial 2 MW AC excited wind-power 交流励磁发电机以其先进、灵活的运行特点在 generation simulation system is set up.Compared with the traditional 'crowbar protection'strategy,the proposed control 大型变速恒频风力发电机组中得到广泛研究和应 strategy is validated by the simulation results under the grid 用)。随着越来越多的交流励磁风力发电机组接入 symmetrical and unsymmetrical fault conditions.The rotor 电网运行，电网对并网运行的交流励磁发电机要求 excitation converter has been successfully protected during the 也越来越高。从电力系统稳定运行的角度出发，系 grid fault and it improves the fault ride-through ability of the 统要求发电机组在故障中仍能不脱网运行并在故障 AC excited wind-power generation system 切除后尽快恢复机端电压，维持系统稳定运行0-川。 KEY WORDS:grid short-circuit fault;wind-power generation; 目前MW级以上商用交流励磁风力发电机组 AC excited generator;grid fault excitation control;fault 主要采用转子短路保护技术(crowbar protection)四 ride-through 实现电网故障期间发电机不间断运行。该技术在电 摘要：提出一种电网短路故障时保持交流励磁风力发电机不 网故障时切除发电机励磁电源，利用转子旁路保护 脱网运行的新型励磁控制策略。分析了电网短路故障时交流 电阻释放能量以减小转子过电流，保护转子励磁回 励磁发电机的暂态物理过程和转子过电流的原因。改进控制 路的大功率器件，维持发电机不脱网运行。但该方 方案从限制电网故障时定子工频过电流的角度出发，有效限 案存在一定的问题：①需要增加新的硬件保护装置， 制了由定子电流工频分量引起的转子电流交流分量，同时利 从而增加了系统成本和控制难度：②在电网故障时 用发电机定子电阻对定子磁链暂态直流分量进行灭磁，实现 发电机作感应电机运行，机组将从电网吸收大量的 了故障时避免转子出现过电流的目的。建立了2MW商用交 无功功率，这对电网电压稳定性不利：③故障过程 流励磁风力发电系统仿真模型，在电网对称故障和非对称故 中发电机对电网的暂态电磁冲击和对风力机的机械 基金项目：重庆市科委科技计划项目攻关项目(2005AB6015)。 冲击均较严重。因此，目前针对电网故障时交流励 C1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House.All rights reserved.http://www.cnki.net
第 27 卷 第 30 期 中 国 电 机 工 程 学 报 Vol.27 No.30 Oct. 2007 2007 年 10 月 Proceedings of the CSEE ©2007 Chin.Soc.for Elec.Eng. 文章编号：0258-8013 (2007) 30-0064-08 中图分类号：TM301 文献标识码：A 学科分类号：470⋅40 电网短路故障时交流励磁风力发电机 不脱网运行的励磁控制策略 姚 骏，廖 勇，唐建平 （重庆大学电气工程学院高电压与电工新技术教育部重点实验室，重庆市 沙坪坝区 400044） Ride-through Control Strategy of AC Excited Wind-power Generator for Grid Short-circuit Fault YAO Jun, LIAO Yong, TANG Jian-ping (The Key Laboratory of High Voltage Engineering & Electrical New Technology, Ministry of Education, Electrical Engineering College of Chongqing University, Shapingba District, Chongqing 400044, China) ABSTRACT: A new excitation control strategy is proposed for the rotor side converter in an AC excited wind-power generator to allow the system to ride through the grid short-circuit fault. The transient physical course of the AC excited generator (ACEG) and the reason for the rotor over current during the fault are analyzed. In order to avoid the over current in the rotor during the fault, the rotor current AC components produced by the stator currents at 50Hz have been successfully restrained and the stator resistance is also used to demagnetize the machine. A commercial 2 MW AC excited wind-power generation simulation system is set up. Compared with the traditional ‘crowbar protection’ strategy, the proposed control strategy is validated by the simulation results under the grid symmetrical and unsymmetrical fault conditions. The rotor excitation converter has been successfully protected during the grid fault and it improves the fault ride-through ability of the AC excited wind-power generation system. KEY WORDS: grid short-circuit fault; wind-power generation; AC excited generator; grid fault excitation control; fault ride-through 摘要：提出一种电网短路故障时保持交流励磁风力发电机不 脱网运行的新型励磁控制策略。分析了电网短路故障时交流 励磁发电机的暂态物理过程和转子过电流的原因。改进控制 方案从限制电网故障时定子工频过电流的角度出发，有效限 制了由定子电流工频分量引起的转子电流交流分量，同时利 用发电机定子电阻对定子磁链暂态直流分量进行灭磁，实现 了故障时避免转子出现过电流的目的。建立了 2 MW 商用交 流励磁风力发电系统仿真模型，在电网对称故障和非对称故 基金项目：重庆市科委科技计划项目攻关项目(2005AB6015)。 障条件下，对“crowbar protection”方案和该文所提方案进 行了仿真对比研究。仿真结果验证了该文所提改进方案的有 效性，实现了电网故障期间发电机转子励磁变频器的安全运 行，提高了交流励磁风力发电系统在电网故障时的不间断运 行能力。 关键词：电网短路故障；风力发电；交流励磁发电机；电网 故障励磁控制；不脱网运行 0 引言 交流励磁发电机以其先进、灵活的运行特点在 大型变速恒频风力发电机组中得到广泛研究和应 用[1-9]。随着越来越多的交流励磁风力发电机组接入 电网运行，电网对并网运行的交流励磁发电机要求 也越来越高。从电力系统稳定运行的角度出发，系 统要求发电机组在故障中仍能不脱网运行并在故障 切除后尽快恢复机端电压，维持系统稳定运行[10-11]。 目前 MW 级以上商用交流励磁风力发电机组 主要采用转子短路保护技术(crowbar protection)[11] 实现电网故障期间发电机不间断运行。该技术在电 网故障时切除发电机励磁电源，利用转子旁路保护 电阻释放能量以减小转子过电流，保护转子励磁回 路的大功率器件，维持发电机不脱网运行。但该方 案存在一定的问题：①需要增加新的硬件保护装置， 从而增加了系统成本和控制难度；②在电网故障时 发电机作感应电机运行，机组将从电网吸收大量的 无功功率，这对电网电压稳定性不利；③故障过程 中发电机对电网的暂态电磁冲击和对风力机的机械 冲击均较严重。因此，目前针对电网故障时交流励
第30期 姚骏等：电网短路故障时交流励磁风力发电机不脱网运行的励磁控制策略 65 磁发电机不脱网运行的改进励磁控制技术正受到广 由于故障瞬间转子暂态磁场分量只能经过定子绕组 泛关注和研究0-1 的漏磁路，因此当定子磁链直流分量较大时，转子 文献[I1]提出的方案实际上是传统“crowbar 绕组中必然感应出较大的电流才能产生足够的磁链 protection”方案的一种改进。该方案在旁路保护电 来平衡定子磁链，这将可能导致转子出现过电流。 阻切除后控制转子电流实现软启动，从而缓解了暂 如果电网发生不对称短路故障引起发电机定子 态电磁冲击。然而该方案仅能在一定程度上缓解保 电压骤降，定子电压中将出现负序电压分量，则定 护电阻切除后对系统产生的暂态冲击，无法解决保 子电流中也将含有负序电流分量，并由此产生相应 护电阻投入时冲击较大的问题，且尚未见该方案在 的定子磁链负序分量。发电机转子切割定子负序磁 电网不对称短路故障时励磁控制效果的研究报道。 场时，转子绕组中将感应出(2-S)倍额定频率的电流 文献[12-18]对电网三相对称短路故障时发电机不脱 分量（相对于转子）。若定子磁链负序分量以及转子 网运行的励磁控制进行了研究。文献14]提出通过 和定子负序磁场的相对速度较大时，转子绕组中的 适当提高励磁控制器中PI调节器的控制系数，能够 (2-)倍额定频率电流分量将可能较大，这也可能导 实现在发电机母线电压轻度骤降时保持发电机不脱 致转子出现过电流。 网运行。文献[17刀则考虑了发电机的精确数学模型， 由此可见，定子电压骤降时在定子磁链中引起 提出了计及定子励磁电流动态过程的改进励磁控制 的直流分量和负序分量是可能造成转子过电流的重 策略。上述文献提出的改进控制方法仅适用于电网 要原因之一。另一方面，故障过程中发电机定子电 故障引起发电机母线电压轻度骤降的场合，对于引 流中的正序分量也可能较大，当发电机转子切割定 起发电机定子电压严重骤降的电网短路故障，上述 子正序磁场时，转子绕组中也将产生较大的转差频 方案会由于转子侧变换器无法提供足够高的励磁电 率电流分量，这是可能导致转子出现过电流的另一 压而失去对转子电流的控制。 个重要原因。为说明定子正序电流较大的原因，本 本文首先以发电机定子电压骤降和“crowbar 文以传统“crowbar protection”方案为例进行分析。 protection”保护方案为例对转子过电流的原因进行 根据文献[19]的分析，参照异步电机的分析方 了分析，以此为基础提出了电网故障时限制由定子 法，将交流励磁发电机等效电路中的R/s分解为 电流工频分量引起的转子电流交流分量的改进励磁 R+(1-s)R/s、U/s分解为U+(1-s)UIs,其 控制策略。针对一台2MW商用交流励磁风力发电 中，R为转子电阻；心为转子励磁电压相量：s为 机在电网对称和非对称短路故障条件下进行了仿真 转差率。可得如图1所示的交流励磁发电机等效电 对比计算，仿真结果验证了本文所提改进励磁控制 路1)，设转子电流相量为，则经气隙传递的电磁 策略的正确性和有效性。 功率用转子方的功率表示为 U 1 电网短路故障时发电机工作状态分析 Rd. (1) 假设电网三相对称短路故障发生在发电机机 根据对R/s、U/s的分解，式(1)又可表示为 端，发电机定子电压骤降至零。根据磁链守恒原理， P=-R_-R+ 定子短路电流中将出现暂态直流分量，并由此产生 定子磁链暂态直流分量，其初始值与故障前瞬间发 RelU:.I"]+Re[ -s0.ir门 (2) 电机的运行状态有关。该定子磁场分量在空间固定 采用传统“crowbar protection”方案时，交流 不动，发电机转子以转速切割这一磁场时，转子绕 励磁发电机作感应电机运行，这时发电机的电磁功 组中将感应出转速频率电流分量（相对于转子），并 率和转子轴上的机械功率可由式(3)和式(4)表示。 由此产生转子磁链暂态直流分量（相对于定子）。故 障瞬间转子磁链直流分量和定子磁链直流分量相抵 B=-RI2-1-5)R 12 (3) 消，维持转子磁链恒定不变。由于定子磁链直流分 量是自由分量，当故障发生后，在定子电阻作用下， P=-1-5)R (4) 该分量将逐渐衰减，相应的转子转速频率电流分量 由于转子上没有励磁电压，则故障时发电机输 也将衰减，其衰减的速度取决于发电机的参数)。 入的机械功率仅由式(4)决定。若发电机输入的机械 C1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House.All rights reserved.http://www.cnki.net
第 30 期 姚 骏等： 电网短路故障时交流励磁风力发电机不脱网运行的励磁控制策略 65 磁发电机不脱网运行的改进励磁控制技术正受到广 泛关注和研究[10-18]。 文献[11]提出的方案实际上是传统“crowbar protection”方案的一种改进。该方案在旁路保护电 阻切除后控制转子电流实现软启动，从而缓解了暂 态电磁冲击。然而该方案仅能在一定程度上缓解保 护电阻切除后对系统产生的暂态冲击，无法解决保 护电阻投入时冲击较大的问题，且尚未见该方案在 电网不对称短路故障时励磁控制效果的研究报道。 文献[12-18]对电网三相对称短路故障时发电机不脱 网运行的励磁控制进行了研究。文献[14]提出通过 适当提高励磁控制器中 PI 调节器的控制系数，能够 实现在发电机母线电压轻度骤降时保持发电机不脱 网运行。文献[17]则考虑了发电机的精确数学模型， 提出了计及定子励磁电流动态过程的改进励磁控制 策略。上述文献提出的改进控制方法仅适用于电网 故障引起发电机母线电压轻度骤降的场合，对于引 起发电机定子电压严重骤降的电网短路故障，上述 方案会由于转子侧变换器无法提供足够高的励磁电 压而失去对转子电流的控制。 本文首先以发电机定子电压骤降和“crowbar protection”保护方案为例对转子过电流的原因进行 了分析，以此为基础提出了电网故障时限制由定子 电流工频分量引起的转子电流交流分量的改进励磁 控制策略。针对一台 2 MW 商用交流励磁风力发电 机在电网对称和非对称短路故障条件下进行了仿真 对比计算，仿真结果验证了本文所提改进励磁控制 策略的正确性和有效性。 1 电网短路故障时发电机工作状态分析 假设电网三相对称短路故障发生在发电机机 端，发电机定子电压骤降至零。根据磁链守恒原理， 定子短路电流中将出现暂态直流分量，并由此产生 定子磁链暂态直流分量，其初始值与故障前瞬间发 电机的运行状态有关。该定子磁场分量在空间固定 不动，发电机转子以转速切割这一磁场时，转子绕 组中将感应出转速频率电流分量(相对于转子)，并 由此产生转子磁链暂态直流分量(相对于定子)。故 障瞬间转子磁链直流分量和定子磁链直流分量相抵 消，维持转子磁链恒定不变。由于定子磁链直流分 量是自由分量，当故障发生后，在定子电阻作用下， 该分量将逐渐衰减，相应的转子转速频率电流分量 也将衰减，其衰减的速度取决于发电机的参数[18]。 由于故障瞬间转子暂态磁场分量只能经过定子绕组 的漏磁路，因此当定子磁链直流分量较大时，转子 绕组中必然感应出较大的电流才能产生足够的磁链 来平衡定子磁链，这将可能导致转子出现过电流。 如果电网发生不对称短路故障引起发电机定子 电压骤降，定子电压中将出现负序电压分量，则定 子电流中也将含有负序电流分量，并由此产生相应 的定子磁链负序分量。发电机转子切割定子负序磁 场时，转子绕组中将感应出(2-s)倍额定频率的电流 分量(相对于转子)。若定子磁链负序分量以及转子 和定子负序磁场的相对速度较大时，转子绕组中的 (2-s)倍额定频率电流分量将可能较大，这也可能导 致转子出现过电流。 由此可见，定子电压骤降时在定子磁链中引起 的直流分量和负序分量是可能造成转子过电流的重 要原因之一。另一方面，故障过程中发电机定子电 流中的正序分量也可能较大，当发电机转子切割定 子正序磁场时，转子绕组中也将产生较大的转差频 率电流分量，这是可能导致转子出现过电流的另一 个重要原因。为说明定子正序电流较大的原因，本 文以传统“crowbar protection”方案为例进行分析。 根据文献[19]的分析，参照异步电机的分析方 法，将交流励磁发电机等效电路中的 r R s ′ / 分解为 r r R sR s ′ + − (1 ) /′ 、 r U s ′ / 分解为 r r U sU s ′ ′ + − (1 ) / ，其 中，Rr ′为转子电阻；Ur ′ 为转子励磁电压相量；s 为 转差率。可得如图 1 所示的交流励磁发电机等效电 路[19]，设转子电流相量为 r I′ ，则经气隙传递的电磁 功率用转子方的功率表示为 r r 2 em r r Re[ ] R U P I I s s ∗ ′ ′ = −+ ⋅ ′ ′ (1) 根据对 r R s ′ / 、 r U s ′ / 的分解，式(1)又可表示为 2 2 r em r r r (1 )s R P RI I s − ′ = −− + ′ ′ ′ r rr r (1 ) Re[ ] Re[ ] s U UI I s ∗ ∗ − ′ ′ ⋅ ′ ′ + ⋅ (2) 采用传统“crowbar protection”方案时，交流 励磁发电机作感应电机运行，这时发电机的电磁功 率和转子轴上的机械功率可由式(3)和式(4)表示。 2 2 r em r r r (1 )s R P RI I s − ′ =− − ′ ′ ′ (3) r 2 mec r (1 )s R P I s − ′ = − ′ (4) 由于转子上没有励磁电压，则故障时发电机输 入的机械功率仅由式(4)决定。若发电机输入的机械
66 中国电机工程学报 第27卷 功率较大，由于故障过程中定子电压减小，必将导 电机转子轴上的等效总机械功率，其值等于电路中等 致故障过程中定子正序电流增大。 效电阻(1-s)R/s和等效电源(1-s)U/2所产生的 采用传统“crowbar protection”方案时，根据 功率之和，即 异步发电机的无功一电压特性，当机端电压下降超 R+Rea-s)i. (5) 过一定范围后，发电机从电网吸收的无功功率随电 压降低而急剧增大，由于系统无功电源的无功特性 由式（⑤）可知，如果能够在故障过程中恰当地控 随电压降低而减小，则将出现因系统无功不足而使 制转子励磁电压，则将有可能减小发电机输入的 系统电压进一步下降，严重时将可能导致电压崩溃。 等效机械功率，从而减小发电机电磁功率和定子有 另一方面，从电网故障切除到发电机重新恢复正常 功功率，达到限制定子电流和相应转子电流的目的。 运行的过程中，发电机仍作异步发电运行，发电机 如果故障过程中风力机输出功率保持不变，则多余 能否在故障切除后恢复稳定运行将取决于故障切除 的机械功率将转化为转子动能使转子加速，考虑到 时发电机和原动机的运行状态以及故障切除时间。 故障过程十分短暂以及电机具有较大的转动惯量， 若故障切除较晚，则故障切除时发电机输出的有功 发电机的转速在故障期间变化很小。 功率将可能低于原动机输出的机械功率，过剩的功 因此，本文从限制电网故障时定子工频过电流 率将促使发电机转子继续加速，严重时将可能导致 的角度出发，提出限制由定子工频分量引起的转子 机组解列，这将不利于系统受到大扰动后保持暂态 电流交流分量的改进控制策略：①以限制转子转差 稳定。 频率电流为目标，形成合适的转子励磁电压正序控 制信号，可减小定子工频正序电流和相应的转子转 差频率电流：②以限制转子(2-S)倍额定频率电流为 -s)R'ls 目标，形成合适的转子励磁电压负序控制信号，可 减小定子工频负序电流和相应的转子电流。 在以下的分析中，上标r表示以转子旋转轴系 -s) 为参考坐标轴系；上标S表示以定子静止轴系为参 考坐标轴系：上标1表示经正向同步旋转坐标变 图1 交流励磁发电机等效电路 Fig.1 Equivalent circuit ofACEG 换；上标-表示经反向同步旋转坐标变换：上标 P表示正序分量：上标N表示负序分量：下标r表 2 电网短路故障时发电机的改进控制策略 示转子方物理量。 根据上节的分析，电网故障时发电机的定子电 假设电网发生不对称短路故障，励磁控制器检 流中包含直流分量、正序分量和负序分量（不对称故 测转子电流合成得到转子轴系下的转子电流空间矢 障时出现)，这些电流分量的共同作用将造成转子出 量为 现过电流。对于实际的电网故障而言，转子过电流 2 i。+icw+ic0)=1e4 (6) 的程度与电网故障类型、故障地点以及故障过程中 励磁控制或保护的具体措施等因素有关。实际上， 式中：ia、 ib、ie分别为转子三相瞬时电流：I,为转 短路故障若发生在线路上，发电机定子磁链暂态直 子电流空间矢量的幅值：0为转子电流空间矢量在 流分量和转子转速频率过电流将小于机端短路故 转子轴系下的位置角。 障。因此，可以考虑利用发电机定子电阻的作用， 转子电流空间矢量与检测到的转子位置角A进 让定子磁链暂态直流分量自由衰减，同时利用其他 行旋转变换后可得到转子电流在定子静止α、轴系 控制方法，限制故障过程中较大的定子电流其他分 下的分量Ia和IB,即 量以避免转子过电流。 Is=Ifei.Ti+ili (7) 根据第1节的分析和式(2)可知，电磁功率中的 。和I。中含有直流分量、正序和负序分量， R心'·i]项对应发电机转子上由励磁系统输入到 经过截至频率为50Hz的带通滤波器后，直流分量 转子方的总电功率，R2项对应转子绕组的铜耗， 被滤除，仅剩下含有正序和负序分量的。c和 则式(2)中电磁功率的余下部分项就对应交流励磁发 IBAc,这时的转子电流空间矢量可表示为 C1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House.All rights reserved.http://www.cnki.net
66 中 国 电 机 工 程 学 报 第 27 卷 功率较大，由于故障过程中定子电压减小，必将导 致故障过程中定子正序电流增大。 采用传统“crowbar protection”方案时，根据 异步发电机的无功－电压特性，当机端电压下降超 过一定范围后，发电机从电网吸收的无功功率随电 压降低而急剧增大，由于系统无功电源的无功特性 随电压降低而减小，则将出现因系统无功不足而使 系统电压进一步下降，严重时将可能导致电压崩溃。 另一方面，从电网故障切除到发电机重新恢复正常 运行的过程中，发电机仍作异步发电运行，发电机 能否在故障切除后恢复稳定运行将取决于故障切除 时发电机和原动机的运行状态以及故障切除时间。 若故障切除较晚，则故障切除时发电机输出的有功 功率将可能低于原动机输出的机械功率，过剩的功 率将促使发电机转子继续加速，严重时将可能导致 机组解列，这将不利于系统受到大扰动后保持暂态 稳定。 + Rs Xsσ Is I′r R′r U′r X′rσ Im Xm Us Pcur Pmec (1−s)R′r/s (1−s)U′r/s −Es=−E′r . . . . . . . − + − . 图 1 交流励磁发电机等效电路 Fig. 1 Equivalent circuit of ACEG 2 电网短路故障时发电机的改进控制策略 根据上节的分析，电网故障时发电机的定子电 流中包含直流分量、正序分量和负序分量(不对称故 障时出现)，这些电流分量的共同作用将造成转子出 现过电流。对于实际的电网故障而言，转子过电流 的程度与电网故障类型、故障地点以及故障过程中 励磁控制或保护的具体措施等因素有关。实际上， 短路故障若发生在线路上，发电机定子磁链暂态直 流分量和转子转速频率过电流将小于机端短路故 障。因此，可以考虑利用发电机定子电阻的作用， 让定子磁链暂态直流分量自由衰减，同时利用其他 控制方法，限制故障过程中较大的定子电流其他分 量以避免转子过电流。 根据第 1 节的分析和式(2)可知，电磁功率中的 Re[ ] U I r r ∗ ′ ′ ⋅ 项对应发电机转子上由励磁系统输入到 转子方的总电功率， 2 R Ir r ′ ′ 项对应转子绕组的铜耗， 则式(2)中电磁功率的余下部分项就对应交流励磁发 电机转子轴上的等效总机械功率，其值等于电路中等 效电阻 r (1 ) / − s R s ′ 和等效电源 r (1 ) / 2 − s U′ 所产生的 功率之和，即 r r 2 mec r r (1 ) (1 ) Re[ ] sR sU P I I s s ∗ − − ′ ′ = −+ ⋅ ′ ′ (5) 由式(5)可知，如果能够在故障过程中恰当地控 制转子励磁电压Ur ′ ，则将有可能减小发电机输入的 等效机械功率，从而减小发电机电磁功率和定子有 功功率，达到限制定子电流和相应转子电流的目的。 如果故障过程中风力机输出功率保持不变，则多余 的机械功率将转化为转子动能使转子加速，考虑到 故障过程十分短暂以及电机具有较大的转动惯量， 发电机的转速在故障期间变化很小。 因此，本文从限制电网故障时定子工频过电流 的角度出发，提出限制由定子工频分量引起的转子 电流交流分量的改进控制策略：①以限制转子转差 频率电流为目标，形成合适的转子励磁电压正序控 制信号，可减小定子工频正序电流和相应的转子转 差频率电流；②以限制转子(2-s)倍额定频率电流为 目标，形成合适的转子励磁电压负序控制信号，可 减小定子工频负序电流和相应的转子电流。 在以下的分析中，上标 r 表示以转子旋转轴系 为参考坐标轴系；上标 s 表示以定子静止轴系为参 考坐标轴系；上标ωt 表示经正向同步旋转坐标变 换；上标−ωt 表示经反向同步旋转坐标变换；上标 P 表示正序分量；上标 N 表示负序分量；下标 r 表 示转子方物理量。 假设电网发生不对称短路故障，励磁控制器检 测转子电流合成得到转子轴系下的转子电流空间矢 量为 r r j120 j240 j r ra rb rc r 2 ( e e) e 3 ii i I θ =++ = D D I (6) 式中：ira、irb、irc分别为转子三相瞬时电流；Ir为转 子电流空间矢量的幅值；θ r为转子电流空间矢量在 转子轴系下的位置角。 转子电流空间矢量与检测到的转子位置角θn进 行旋转变换后可得到转子电流在定子静止α、β轴系 下的分量 s rα I 和 s r β I ，即 n sr s s j rr r r e j I I θ = =+ α β I I (7) s r I α 和 s r I β 中含有直流分量、正序和负序分量， 经过截至频率为 50 Hz 的带通滤波器后，直流分量 被滤除，仅剩下含有正序和负序分量的 s r AC I α 和 s r AC I β ，这时的转子电流空间矢量可表示为
第30期 姚骏等：电网短路故障时交流励磁风力发电机不脱网运行的励磁控制策略 67 IAC=Iigac jliBAC (8) 将有利于系统动态信号的检测及控制。同理，可将 式中Ic为去掉直流分量后的转子电流空间矢量。 Ic中的负序分量经反向旋转变换和陷波滤波后得 由于需要在故障过程中同时限制转子电流正序 到反向同步轴系下的直流分量和。 和负序分量，因此采用了2个旋转方向相反的同步 由于需要限制4个直流电流分量、，、心 旋转坐标轴系来简化控制。式(8)中的转子电流空间 和，因此可设定4个直流分量的控制值为0，利 矢量包含了在空间以同步速度旋转的正序电流空间 用4个P调节器即可实现对转子电流的限制。电流 矢量和负序电流空间矢量，则其又可表示为 正序和负序分量分别经PI调节和旋转变换后得到 Tinc Ifeic +Ie-jo (9) 转子电压正序控制信号U和负序控制信号U,合 式中：表示在正向同步旋转坐标轴系下转子电 成后得到在定子静止轴系下的转子电压控制信号 流正序空间矢量：表示在反向同步旋转坐标轴 U,将该信号与转子位置角进行旋转变换后即得到 系下转子电流负序空间矢量：为同步电角速度。 转子轴系下的励磁电压控制信号U。为提高故障暂 设转子电流正序空间矢量在同步旋转坐标系下 态过程中转子电流的动态响应能力，可适当增大转 的分量分别为和，负序空间矢量在同步旋转 子励磁电压U:的限幅值以增加输出电压的幅值和 坐标系下的分量分别为心和，则有 动态调节范围，这将有利于提高发电机不脱网励磁 =+j 控制的效果18)。将限幅后的控制信号转换为三相励 (10) =0+j0 磁控制信号后，采用SPWM或SVPWM调制技术 输出实际的转子三相励磁电压以控制发电机。图2 限制转子电流实际上就是要限制4个直流电流 为电网短路故障时交流励磁发电机的改进励磁控制 分量、，、和I。对c分别进行正向同 框图。 步旋转变换和反向同步旋转变换，根据式(9)有： TAce-ioIe (11) TiAceic= 0 变换器 式中：I和分别表示经正向旋转变换后，在正 U 向同步旋转坐标系下的转子电流d、q轴分量； 转子电流 和I“分别表示经反向旋转变换后，反向同步旋转 坐标系下的转子电流d、q轴分量，结合式(10)，其 转子位置 可分别表示为 Io=It+IN cos2ot+IN sin 2ot 电网 cos201-I sin 2ot 图2：电网故障时交流励磁发电机的改进励磁控制框图 =cos2ot-Ig sin 2ot (12) Fig.2 Block diagram of ACEG ride-through control during a grid fault =+Icos2t+sin2ot 3仿真研究 由式(11)人、(12)可知，Ic中的正序分量经正向 为验证所提出的电网故障时发电机不脱网运行 旋转变换后变成正向同步轴系下的2个直流分量 改进励磁控制策略的有效性，利用Matlab/Simulink I和I,而c中的负序分量却变成2o频率的交 软件对一台2MW商用交流励磁风力发电机在电网 流分量，该交流分量可以利用低通滤波器或陷波器 对称和非对称短路故障条件下进行了仿真计算，对 滤除。低通滤波器的频带较窄，在滤除2o频率交流 采用传统“crowbar protection”方案和采用本文方 分量的同时会影响电流检测及控制的动态性能，考 案的发电机不脱网运行能力进行了仿真对比研究。 虑到电网故障时对发电机电流控制的准确性和快速 图3为用于仿真的交流励磁发电机系统配置图，交 性要求较高，这里选用陷波角频率为2的陷波器来 流励磁发电机通过升压变压器与风电场母线相连， 滤除交流分量，得到正向同步轴系下的直流分量 并经由双回输电线与无穷大电网相连，系统的配置 和1，。陷波器对除2频率以外的信号影响很小， 参数如表1、2所示。 C1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House.All rights reserved.http://www.cnki.net
第 30 期 姚 骏等： 电网短路故障时交流励磁风力发电机不脱网运行的励磁控制策略 67 ss s rAC r AC r AC I Ij = + α β I (8) 式中 s rAC I 为去掉直流分量后的转子电流空间矢量。 由于需要在故障过程中同时限制转子电流正序 和负序分量，因此采用了 2 个旋转方向相反的同步 旋转坐标轴系来简化控制。式(8)中的转子电流空间 矢量包含了在空间以同步速度旋转的正序电流空间 矢量和负序电流空间矢量，则其又可表示为 s Pj N j rAC r r e e t t dq dq ω − ω II I = + (9) 式中： P r dq I 表示在正向同步旋转坐标轴系下转子电 流正序空间矢量； N r dq I 表示在反向同步旋转坐标轴 系下转子电流负序空间矢量；ω为同步电角速度。 设转子电流正序空间矢量在同步旋转坐标系下 的分量分别为 P r d I 和 P r q I ，负序空间矢量在同步旋转 坐标系下的分量分别为 N r d I 和 N r q I ，则有 PPP rrr N N N rrr j j dq d q dq d q I I I I ⎧ = + ⎪ ⎨ ⎪ = + ⎩ I I (10) 限制转子电流实际上就是要限制 4 个直流电流 分量 P r d I 、 P r q I 、 N r d I 和 N r q I 。对 s rAC I 分别进行正向同 步旋转变换和反向同步旋转变换，根据式(9)有： s j P N j2 rAC r r r r s j P j2 N rAC r r r r ej e e je tt t t d q dq dq tt t t d q dq dq I I I I ω ωω ω ωω ω ω − − − − ⎧ =+ = + ⎪ ⎨ ⎪ =+ = + ⎩ I II I I I (11) 式中： r t d I ω 和 r t q I ω 分别表示经正向旋转变换后，在正 向同步旋转坐标系下的转子电流 d、q 轴分量； r t d I −ω 和 r t q I −ω 分别表示经反向旋转变换后，反向同步旋转 坐标系下的转子电流 d、q 轴分量，结合式(10)，其 可分别表示为 PN N r rr r PN N r rr r NP P r rr r NP P r rr r cos 2 sin 2 cos 2 sin 2 cos 2 sin 2 cos 2 sin 2 t d dd q t q qq d t d dd q t q qq d I I I tI t I I I tI t I I I tI t I I I tI t ω ω ω ω ω ω ω ω ω ω ω ω − − ⎧ =+ + ⎪ ⎪ =+ − ⎪ ⎨ ⎪ =+ − ⎪ ⎪ =+ + ⎩ (12) 由式(11)、(12)可知， s rAC I 中的正序分量经正向 旋转变换后变成正向同步轴系下的 2 个直流分量 P r d I 和 P r q I ，而 s rAC I 中的负序分量却变成 2ω频率的交 流分量，该交流分量可以利用低通滤波器或陷波器 滤除。低通滤波器的频带较窄，在滤除 2ω频率交流 分量的同时会影响电流检测及控制的动态性能，考 虑到电网故障时对发电机电流控制的准确性和快速 性要求较高，这里选用陷波角频率为 2ω的陷波器来 滤除交流分量，得到正向同步轴系下的直流分量 P r d I 和 P r q I 。陷波器对除 2ω频率以外的信号影响很小， 将有利于系统动态信号的检测及控制。同理，可将 s rAC I 中的负序分量经反向旋转变换和陷波滤波后得 到反向同步轴系下的直流分量 N r d I 和 N r q I 。 由于需要限制 4 个直流电流分量 P r d I 、 P r q I 、 N r d I 和 N r q I ，因此可设定 4 个直流分量的控制值为 0，利 用 4 个 PI 调节器即可实现对转子电流的限制。电流 正序和负序分量分别经 PI 调节和旋转变换后得到 转子电压正序控制信号 P Ur 和负序控制信号 N Ur ，合 成后得到在定子静止轴系下的转子电压控制信号 s Ur ，将该信号与转子位置角进行旋转变换后即得到 转子轴系下的励磁电压控制信号 r Ur 。为提高故障暂 态过程中转子电流的动态响应能力，可适当增大转 子励磁电压 r Ur 的限幅值以增加输出电压的幅值和 动态调节范围，这将有利于提高发电机不脱网励磁 控制的效果[18]。将限幅后的控制信号转换为三相励 磁控制信号后，采用 SPWM 或 SVPWM 调制技术 输出实际的转子三相励磁电压以控制发电机。图 2 为电网短路故障时交流励磁发电机的改进励磁控制 框图。 双PWM 变换器 电网 电网 转子位置 角测量 θ n SPWM 限幅及过 调制处理 ura urb urc rb i ra 转子电流 i 空间矢量 合成 n j e θ s rα I s r β I s rα AC I s r β AC I t d I ω r c f = 50Hz t q I ω r P r d I P r q I cf =100Hz 0 0 PI PI N r d I N r q I 0 PI PI 0 j e− ωt n j e− θ P Ur d P Ur q N Ur d N Ur q P Ur N Ur s Ur 交流励 磁发电 机 r Ur r r I s r I c f = 50Hz t d I −ω r t q I −ω r j e− ωt j e ωt j e ωt cf =100Hz cf =100Hz cf =100Hz 图 2 电网故障时交流励磁发电机的改进励磁控制框图 Fig. 2 Block diagram of ACEG ride-through control during a grid fault 3 仿真研究 为验证所提出的电网故障时发电机不脱网运行 改进励磁控制策略的有效性，利用 Matlab/ Simulink 软件对一台 2MW 商用交流励磁风力发电机在电网 对称和非对称短路故障条件下进行了仿真计算，对 采用传统“crowbar protection”方案和采用本文方 案的发电机不脱网运行能力进行了仿真对比研究。 图 3 为用于仿真的交流励磁发电机系统配置图，交 流励磁发电机通过升压变压器与风电场母线相连， 并经由双回输电线与无穷大电网相连，系统的配置 参数如表 1、2 所示
68 中国电机工程学报 第27卷 在电力系统中通常考虑的短路故障主要包括： 1满载稳定运行。对于“crowbar protection”方案， 三相对中点短路、两相对中点短路、单相对中点短 当检测到定子电压骤降时，立即将励磁主回路切断， 路以及两相相间短路。三相对中点短路对系统危害 将旁路保护电阻接入转子回路，随着定子电压恢复 最大，属于对称短路，其他几类短路则属于不对称 至正常值，在仁4s时重新接入励磁主回路恢复正常 短路。本文以三相对称短路故障和两相对中点短路 励磁控制：对于本文所提方案，当检测到定子电压 故障为例，利用图3构建的仿真模型进行仿真研究。 骤降时，立即将基于定子磁链定向的矢量控制算 表1MW商用交流励磁风力发电机参数 法20切换为电网故障时的励磁控制算法。由于故障 Tab.1 Parameters of megawatt level commercial AC 切除时发电机的电磁暂态过程与电网故障时类似， excited wind-power generator 参数 数值 因此故障切除时的励磁控制策略与电网故障时相 额定容量/MW 2 同。随着定子电压恢复至正常值，在仁4s时将控制 额定频率Hz 50 极对数 2 算法重新切换为矢量控制算法，电网故障励磁控制 联接方式 Y/Y 结束，发电机重新恢复正常运行。 定子额定线电压N 690 定转子匝比 0.45 图4为电网三相对称短路故障时，采用 定子电阻/pu 0.00488 “crowbar protection”方案的发电机仿真结果。由 定子漏感pu 0.1386 转子电阻（折算至定子方）pu 0.00549 图4可知，虽然在故障时转子接入保护电阻限制电 转子漏感（折算至定子方）pu 0.1493 流，但故障发生后发电机的电磁转矩峰值仍旧达到 定、转子互感pu 3.9527 转动惯量时间常数s 3.5 2.22pu,发电机定子方输出较大的有功功率，这就 表2升压变压器与双回输电线参数 使发电机产生较大的定子电流（最大值为3.09pu)和 Tab.2 Parameters of step-up transformer and 转子电流（最大值为3.21pu),这将极易损坏励磁电 double transmission lines 参数 数值 源的功率器件：当故障切除，定子电压恢复后，发 额定容量MW 2.5 电机作感应发电机运行，从系统吸收大量无功励磁， 额定频率Hz 50 原方绕组 20kV-Delta 同时产生较大的定、转子电流和有功功率。 副方绕组 690V-Yg 图5为电网三相对称短路故障时，采用本文方 短路阻抗pu Z=0.0098+i0.09241 输电线阻抗/pu Z1=Z2+Z3=0.01+i0.1 案的仿真结果。由图5可知，故障发生时，在故障 发电机母线 风电场母线 励磁控制算法作用下，发电机电磁转矩峰值为 无穷大电网 1.52pu,定子有功功率输出迅速减小，无功功率有 磁发电 ① 一定波动而随即恢复至零左右。定子电流中的工频 升压变压器 交流分量立即减小，定子电流中主要含有自由衰减 故障 的暂态直流分量，故障发生约50s后定子电流直 图3交流励磁发电机的系统连接图 Fig.3 Configuration of ACEG system 流分量基本衰减为零。定子电流最大值为1.93pu, 在仿真中作如下假定：考虑到电网短路故障过 转子电流最大值为1.94pu,被有效限制在2倍额定 程较为短暂，可假设发电机在故障过程中转速基本 峰值电流以内。正常运行时的转子励磁电压峰值为 保持不变：故障过程中采用“crowbar protection” 400V,当故障发生后，转子励磁电压最大值被限制 方案时，为避免转子出现过电压，旁路保护电阻取 为690V,如果提高转子励磁电压的限幅值还可进一 为0.12：为输出足够的励磁控制电压，假设双PWM 步提高故障时励磁控制的效果。当电网故障切除后， 励磁电源直流侧设定电压为1200V,则采用 定子电压重新恢复至额定值，由于此前己经成功地 SVPWM调制方式时可输出的正弦波励磁电压最大 限制了定子电流工频分量，因此发电机定子电流中 值为690V,选择该电压值作为转子励磁控制电压 含有一定的直流分量且其迅速衰减，转子电流也因 矢量的限幅值。两种控制方案的仿真步骤设定如下： 此被限制在安全范围之内。发电机有功和无功功率 假设电网三相短路故障在=3.5s时发生，并于 经过一定波动后逐步达到稳定，发电机从电网吸收 仁3.61s时切除故障线路，短路发生后发电机定子电 的无功功率较小，且能提供一定的有功功率支持。 压骤降至大约0.3pu,故障前发电机以最高转速 图6和图7分别给出了故障时两种控制方案下 1950rmin(假设最大运行范围为s=±0.3)按功率因数 电磁转矩和定子无功功率的响应对比曲线，其中“1” C1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House.All rights reserved.http://www.cnki.net
68 中 国 电 机 工 程 学 报 第 27 卷 在电力系统中通常考虑的短路故障主要包括： 三相对中点短路、两相对中点短路、单相对中点短 路以及两相相间短路。三相对中点短路对系统危害 最大，属于对称短路，其他几类短路则属于不对称 短路。本文以三相对称短路故障和两相对中点短路 故障为例，利用图 3 构建的仿真模型进行仿真研究。 表 1 MW 商用交流励磁风力发电机参数 Tab. 1 Parameters of megawatt level commercial AC excited wind-power generator 参数 数值 额定容量/MW 2 额定频率/Hz 50 极对数 2 联接方式 Y/Y 定子额定线电压/V 690 定转子匝比 0.45 定子电阻/pu 0.00488 定子漏感/pu 0.1386 转子电阻(折算至定子方)/pu 0.00549 转子漏感(折算至定子方)/pu 0.1493 定、转子互感/pu 3.9527 转动惯量时间常数/s 3.5 表 2 升压变压器与双回输电线参数 Tab. 2 Parameters of step-up transformer and double transmission lines 参数 数值 额定容量/MW 2.5 额定频率/Hz 50 原方绕组 20kV-Delta 副方绕组 690V-Yg 短路阻抗/pu ZT=0.0098+j0.09241 输电线阻抗/pu Z1=Z2+Z3=0.01+j0.1 交流励 磁发电 机 发电机母线 Us 升压变压器 Yg / ∆ 风电场母线 UB 无穷大电网 Z1 Z2 Z3 故障 图 3 交流励磁发电机的系统连接图 Fig. 3 Configuration of ACEG system 在仿真中作如下假定：考虑到电网短路故障过 程较为短暂，可假设发电机在故障过程中转速基本 保持不变；故障过程中采用“crowbar protection” 方案时，为避免转子出现过电压，旁路保护电阻取 为 0.1Ω；为输出足够的励磁控制电压，假设双 PWM 励磁电源直流侧设定电压为 1200 V，则采用 SVPWM 调制方式时可输出的正弦波励磁电压最大 值为 690 V，选择该电压值作为转子励磁控制电压 矢量的限幅值。两种控制方案的仿真步骤设定如下： 假设电网三相短路故障在 t=3.5 s 时发生，并于 t=3.61s 时切除故障线路，短路发生后发电机定子电 压骤降至大约 0.3 pu，故障前发电机以最高转速 1950 r/min(假设最大运行范围为 s=±0.3)按功率因数 1 满载稳定运行。对于“crowbar protection”方案， 当检测到定子电压骤降时，立即将励磁主回路切断， 将旁路保护电阻接入转子回路，随着定子电压恢复 至正常值，在 t=4s 时重新接入励磁主回路恢复正常 励磁控制；对于本文所提方案，当检测到定子电压 骤降时，立即将基于定子磁链定向的矢量控制算 法[20]切换为电网故障时的励磁控制算法。由于故障 切除时发电机的电磁暂态过程与电网故障时类似， 因此故障切除时的励磁控制策略与电网故障时相 同。随着定子电压恢复至正常值，在 t=4s 时将控制 算法重新切换为矢量控制算法，电网故障励磁控制 结束，发电机重新恢复正常运行。 图 4 为电网三相对称短路故障时，采用 “crowbar protection”方案的发电机仿真结果。由 图 4 可知，虽然在故障时转子接入保护电阻限制电 流，但故障发生后发电机的电磁转矩峰值仍旧达到 2.22 pu，发电机定子方输出较大的有功功率，这就 使发电机产生较大的定子电流(最大值为 3.09 pu)和 转子电流(最大值为 3.21 pu)，这将极易损坏励磁电 源的功率器件；当故障切除，定子电压恢复后，发 电机作感应发电机运行，从系统吸收大量无功励磁， 同时产生较大的定、转子电流和有功功率。 图 5 为电网三相对称短路故障时，采用本文方 案的仿真结果。由图 5 可知，故障发生时，在故障 励磁控制算法作用下，发电机电磁转矩峰值为 1.52pu，定子有功功率输出迅速减小，无功功率有 一定波动而随即恢复至零左右。定子电流中的工频 交流分量立即减小，定子电流中主要含有自由衰减 的暂态直流分量，故障发生约 50 ms 后定子电流直 流分量基本衰减为零。定子电流最大值为 1.93pu， 转子电流最大值为 1.94pu，被有效限制在 2 倍额定 峰值电流以内。正常运行时的转子励磁电压峰值为 400 V，当故障发生后，转子励磁电压最大值被限制 为 690 V，如果提高转子励磁电压的限幅值还可进一 步提高故障时励磁控制的效果。当电网故障切除后， 定子电压重新恢复至额定值，由于此前已经成功地 限制了定子电流工频分量，因此发电机定子电流中 含有一定的直流分量且其迅速衰减，转子电流也因 此被限制在安全范围之内。发电机有功和无功功率 经过一定波动后逐步达到稳定，发电机从电网吸收 的无功功率较小，且能提供一定的有功功率支持。 图 6 和图 7 分别给出了故障时两种控制方案下 电磁转矩和定子无功功率的响应对比曲线，其中“1
第30期 姚骏等：电网短路故障时交流励磁风力发电机不脱网运行的励磁控制策略 69 为采用“crowbar protection”方案的结果，“2”为 采用本文方案的结果。由图可见，在故障励磁控制 作用下，故障发生和切除时发电机对电网的暂态电 磁冲击较小：发电机电磁转矩波动较小，对风力机 转轴的机械应力冲击较小。当故障励磁控制过程结 束后，发电机重新以功率因数1输出额定有功和电 磁转矩，为故障后电网的稳定运行提供必要支持。 3.4 3.7 4.0 4.3s 图6三相对称故障时电磁转矩响应对比 Fig.6 Comparison of electromagnetic torque response(three-phase fault) 500 w 3.4 3.7 4.0 4.3s 图7三相对称故障时定子无功功率响应对比 Fig.7 Comparison of stator reactive power response (three-phase fault) 图8为电网两相对中点短路故障时，采用 三1960 “crowbar protection”方案的发电机仿真结果。故 障点B、C两相发生对中点短路，其余仿真条件与 3.4 3.7 4.0 4.3s 三相对称故障时相同。图9为电网两相对中点短路 图4三相对称故障时crowbar保护控制下发电机仿真结果 故障时采用本文方案的仿真结果。 Fig.4 Simulation results of ACEG with crowbar protection (three-phase fault) 50 s00 2 -4 960 1960 1950 3.4 3> 4.0 4.3s 3.4 3.7 4.0 4.3s 图8两相对中点短路故障时crowbar保护 图5三相对称故障时电网故障励磁控制下发电机仿真结果 控制下发电机仿真结果 Fig.5 Simulation results of ACEG with ride-through Fig.8 Simulation results of ACEG with crowbar control (three-phase fault) protection (phase-phase-ground fault) C1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House.All rights reserved.http://www.cnki.net
第 30 期 姚 骏等： 电网短路故障时交流励磁风力发电机不脱网运行的励磁控制策略 69 为采用“crowbar protection”方案的结果，“2”为 采用本文方案的结果。由图可见，在故障励磁控制 作用下，故障发生和切除时发电机对电网的暂态电 磁冲击较小；发电机电磁转矩波动较小，对风力机 转轴的机械应力冲击较小。当故障励磁控制过程结 束后，发电机重新以功率因数 1 输出额定有功和电 磁转矩，为故障后电网的稳定运行提供必要支持。 3.4 3.7 4.0 4.3 t/s 1950 1960 0 4 −4 0 4 −4 0 −2 0 −2 0 500 −500 0 1 −1 0 2 Tem/pu Ur/V Us/pu Ps/pu n/(r/min) Ir/pu Is/pu Qs/pu 图 4 三相对称故障时 crowbar 保护控制下发电机仿真结果 Fig. 4 Simulation results of ACEG with crowbar protection (three-phase fault) 3.4 3.7 4.0 4.3 t/s 1950 1960 0 4 −4 0 4 −4 0 −2 0 −2 0 500 −500 0 1 −1 0 2 Tem/pu Ur/V Us/pu Ps/pu n/(r/min) Ir/pu Is/pu Qs/pu 图 5 三相对称故障时电网故障励磁控制下发电机仿真结果 Fig. 5 Simulation results of ACEG with ride-through control (three-phase fault) 3.4 3.7 4.0 4.3 t/s −3 −2 −1 0 1 Tem/pu 2 1 图 6 三相对称故障时电磁转矩响应对比 Fig. 6 Comparison of electromagnetic torque response(three-phase fault) 3.4 3.7 4.0 4.3 t/s −3 −2 −1 0 1 Qs/pu 2 1 图 7 三相对称故障时定子无功功率响应对比 Fig. 7 Comparison of stator reactive power response (three-phase fault) 图 8 为电网两相对中点短路故障时，采用 “crowbar protection”方案的发电机仿真结果。故 障点 B、C 两相发生对中点短路，其余仿真条件与 三相对称故障时相同。图 9 为电网两相对中点短路 故障时采用本文方案的仿真结果。 3.4 3.7 4.0 4.3 t/s 1950 1960 0 4 −4 0 4 −4 0 −2 0 −2 0 500 −500 0 1 −1 0 2 Tem/pu Ur/V Us/pu Ps/pu n/(r/min) Ir/pu Is/pu Qs/pu 图 8 两相对中点短路故障时 crowbar 保护 控制下发电机仿真结果 Fig. 8 Simulation results of ACEG with crowbar protection (phase-phase-ground fault)
70 中国电机工程学报 第27卷 电网两相对中点短路故障属于非对称故障，与 限制定子电流工频分量，抑制转子出现过电流，有 对称故障最主要的差别在于电网非对称故障时会在 效地保护了转子励磁变频器，使发电机能够保持不 定子电流中产生负序电流分量。由于定、转子电流 脱网运行：电网故障过程中发电机对电网和机械系 中的正序、负序以及暂态直流分量的相互作用，电 统的暂态冲击均被控制到较低限度，发电机从系统 磁转矩中将产生一系列的脉振分量，有功和无功功 吸收少量无功并能够在故障切除后迅速恢复正常运 率也将含有一系列的谐波分量。由图8可知，采用 行，实现对电网的及时支持。本文所提的改进励磁 “crowbar protection”方案时，转子电流峰值超过 控制策略可适用于实际电网上并网运行的交流励磁 电流限制值，达到343pu,电磁转矩波动很大，有 风电机组的有效控制，也有利于提高大型风电机组 功和无功功率波动较大且在故障切除后发电机从系 所并电网的运行稳定性。 统吸收大量无功励磁。由图9可知，在故障励磁控 参考文献 制算法的作用下，定子电流中的工频交流正序和负 序分量都得到有效限制，转子电流峰值为1.94pu, [)李品，宋家骅，王胜伟.大型变速恒频风力发电机组建模与仿真 U.中国电机工程学报，2004,246)：100-105. 被成功地控制在2倍额定峰值电流以内。发电机电 Li Jing,Song Jiahua,Wang Weisheng.Modeling and dynamic 磁转矩波动较小，在故障切除后仅从系统吸收少量 simulation of variable speed wind turbine with large capacity 无功，对系统的暂态电磁冲击和对风力机的机械冲 [J].Proceedings of the CSEE,2004,24(6):100-105(in Chinese). [2]刘其辉，贺益康，卞松江.变速恒频风力发电机空载并网控制.中 击均较小。本文所提改进方案同样适用于其他类型 国电机工程学报，2004,243)：6-11. 非对称故障时交流励磁发电机的不脱网运行控制。 Liu Qihui,He Yikang,Bian Songjiang.Study on the on-load cutting-in control of the variable-speed constant-frequency wind-power generator []Proceedings of the CSEE,2004,24(3):6-11(in Chinese). [3)林成武，王风翔，姚兴佳.变速恒频双馈风力发电机励磁控制技术 研究[0.中国电机工程学报，2003,2311)：122-125 Lin Chengwu,Wang Fengxiang.Yao Xingjia.Study on excitation control of VSCF doubly-fed wind power generator[J].Proceedings of the CSEE,2003,23(11):122-125(in Chinese). [4)李辉，杨顺吕，廖勇.并网双馈发电机电网电压定向的励磁控制研 究.中国电机工程学报，2003,23(8)：159-162. Li Hui,Yang Shuanchang.Liao Yong.Studies on excitation control of power system voltage oriented for doubly-fed generators connected to an infinite bus[].Proceeding of the CSEE,2003.23(8):159-162(in Chinese). )廖勇，姚骏，杨顺吕.交流励磁发电机励磁电源管压降引起的谐波 及其消除方法的研究).中国电机工程学报，2004,244)：151-156. Liao Yong,Yao Jun,Yang Shunchang.Analysis and elimination 8 method of harmonics produced by forward voltage drop of ACEG excitation power supply[J].Proceedings of the CSEE,2004,24(4): 151-156(in Chinese). 1950 [6郎永强，徐殿国，Hadianmrei S R,等.交流励磁双馈电机分段并 3.4 3.7 4.0 4.3 s 网控制策略月.中国电机工程学报，2006,26(19)：133-138. 图9两相对中点短路故障时电网故障励磁 Lang Yongqiang.Xu Dianguo,Hadianmrei S R.etal.Stagewise control 控制下发电机仿真结果 of connecting AC excited doubly-fed induction generator to the grid Fig.9 Simulation results of ACEG with ride-through [J].Proceedings of the CSEE,2006,26(19):133-138(in Chinese). control(phase-phase-ground fault) [门郭金东，赵栋利，林资旭，等.兆瓦级变速恒频风力发电机组控制 系统[).中国电机工程学报，2007,27(6)：1-6 4结论 Guo Jindong,Zhao Dongli,Lin Zixu,et al.Research of the megawatt level variable speed constant frequency wind power unit control system 分析了电网短路故障时交流励磁发电机转子过 [J].Proceedings of the CSEE,2007,27(6):1-6(in Chinese). 电流的原因，并提出了相应改进励磁控制策略。仿 [8周求宽，擦勇，姚骏.双PWM变换器励磁的交流励磁发电机励 真结果表明，改进方案无需增加任何硬件保护装置， 磁系统设计U.电力系统自动化，2007,31(6)：77-81. Zhou Qiukuan.Liao Yong,Yao Jun.Design of excitation system for 节约成本，系统实现较为简单：对于电网对称和非 AC excited generator excited by dual PWM converter [J].Automation 对称故障，当发电机定子电压严重骤降时均能有效 of Electric Power Systems,2007,31(6):77-81(in Chinese). C1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House.All rights reserved.http://www.cnki.net
70 中 国 电 机 工 程 学 报 第 27 卷 电网两相对中点短路故障属于非对称故障，与 对称故障最主要的差别在于电网非对称故障时会在 定子电流中产生负序电流分量。由于定、转子电流 中的正序、负序以及暂态直流分量的相互作用，电 磁转矩中将产生一系列的脉振分量，有功和无功功 率也将含有一系列的谐波分量。由图 8 可知，采用 “crowbar protection”方案时，转子电流峰值超过 电流限制值，达到 3.43pu，电磁转矩波动很大，有 功和无功功率波动较大且在故障切除后发电机从系 统吸收大量无功励磁。由图 9 可知，在故障励磁控 制算法的作用下，定子电流中的工频交流正序和负 序分量都得到有效限制，转子电流峰值为 1.94pu， 被成功地控制在 2 倍额定峰值电流以内。发电机电 磁转矩波动较小，在故障切除后仅从系统吸收少量 无功，对系统的暂态电磁冲击和对风力机的机械冲 击均较小。本文所提改进方案同样适用于其他类型 非对称故障时交流励磁发电机的不脱网运行控制。 3.4 3.7 4.0 4.3 t/s 1950 1960 0 4 −4 0 4 −4 0 −2 0 −2 0 500 −500 0 1 −1 0 2 Tem/pu Ur/V Us/pu Ps/pu n/(r/min) Ir/pu Is/pu Qs/pu 图 9 两相对中点短路故障时电网故障励磁 控制下发电机仿真结果 Fig. 9 Simulation results of ACEG with ride-through control (phase-phase-ground fault) 4 结论 分析了电网短路故障时交流励磁发电机转子过 电流的原因，并提出了相应改进励磁控制策略。仿 真结果表明，改进方案无需增加任何硬件保护装置， 节约成本，系统实现较为简单；对于电网对称和非 对称故障，当发电机定子电压严重骤降时均能有效 限制定子电流工频分量，抑制转子出现过电流，有 效地保护了转子励磁变频器，使发电机能够保持不 脱网运行；电网故障过程中发电机对电网和机械系 统的暂态冲击均被控制到较低限度，发电机从系统 吸收少量无功并能够在故障切除后迅速恢复正常运 行，实现对电网的及时支持。本文所提的改进励磁 控制策略可适用于实际电网上并网运行的交流励磁 风电机组的有效控制，也有利于提高大型风电机组 所并电网的运行稳定性。 参考文献 [1] 李晶，宋家骅，王胜伟．大型变速恒频风力发电机组建模与仿真 [J]．中国电机工程学报，2004，24(6)：100-105． Li Jing，Song Jiahua，Wang Weisheng．Modeling and dynamic simulation of variable speed wind turbine with large capacity [J]．Proceedings of the CSEE，2004，24(6)：100-105(in Chinese)． [2] 刘其辉，贺益康，卞松江．变速恒频风力发电机空载并网控制[J]．中 国电机工程学报，2004，24(3)：6-11． Liu Qihui，He Yikang，Bian Songjiang．Study on the on-load cutting-in control of the variable-speed constant-frequency wind-power generator [J]．Proceedings of the CSEE，2004，24(3)：6-11(in Chinese)． [3] 林成武，王凤翔，姚兴佳．变速恒频双馈风力发电机励磁控制技术 研究[J]．中国电机工程学报，2003，23(11)：122-125． Lin Chengwu，Wang Fengxiang，Yao Xingjia．Study on excitation control of VSCF doubly-fed wind power generator[J]．Proceedings of the CSEE，2003，23(11)：122-125(in Chinese)． [4] 李辉，杨顺昌，廖勇．并网双馈发电机电网电压定向的励磁控制研 究[J]．中国电机工程学报，2003，23(8)：159-162． Li Hui，Yang Shuanchang，Liao Yong．Studies on excitation control of power system voltage oriented for doubly-fed generators connected to an infinite bus[J]．Proceeding of the CSEE，2003，23(8)：159-162(in Chinese)． [5] 廖勇，姚骏，杨顺昌．交流励磁发电机励磁电源管压降引起的谐波 及其消除方法的研究[J]．中国电机工程学报，2004，24(4)：151-156． Liao Yong，Yao Jun，Yang Shunchang．Analysis and elimination method of harmonics produced by forward voltage drop of ACEG excitation power supply[J]．Proceedings of the CSEE，2004，24(4)： 151-156(in Chinese)． [6] 郎永强，徐殿国，Hadianmrei S R，等．交流励磁双馈电机分段并 网控制策略[J]．中国电机工程学报，2006，26(19)：133-138． Lang Yongqiang，Xu Dianguo，Hadianmrei S R，et al．Stagewise control of connecting AC excited doubly-fed induction generator to the grid [J]．Proceedings of the CSEE，2006，26(19)：133-138(in Chinese)． [7] 郭金东，赵栋利，林资旭，等．兆瓦级变速恒频风力发电机组控制 系统[J]．中国电机工程学报，2007，27(6)：1-6． Guo Jindong，Zhao Dongli，Lin Zixu，et al．Research of the megawatt level variable speed constant frequency wind power unit control system [J]．Proceedings of the CSEE，2007，27(6)：1-6(in Chinese)． [8] 周求宽，廖勇，姚骏． 双 PWM 变换器励磁的交流励磁发电机励 磁系统设计[J]．电力系统自动化，2007，31(6)：77-81． Zhou Qiukuan，Liao Yong，Yao Jun．Design of excitation system for AC excited generator excited by dual PWM converter [J]．Automation of Electric Power Systems，2007，31(6)：7781(in Chinese)．
第30期 姚骏等：电网短路故障时交流励磁风力发电机不脱网运行的励磁控制策略 11 [9]Muller S,Deicke M.De Doncker R W.Doubly fed induction generator 建模与控制).电力系统自动化，2006,30(8)：21-26. systems for wind turbines[].IEEE Industry Application Magazine. Hu Jabing,Sun Dan,He Yikang,et al.Modeling and control of DFIG 2002,83):26-33. wind generation system under grid voltage dip[J].Automation of [10]Bing Xie,Brendan Fox,Damian Flynn.Study of fault ride-through for Electric Power Systems,2006,30(8):21-26(in Chinese). DFIG based wind turbines[C].2004 IEEE International Conference on [18向大为，杨顺吕，冉立.电网对称故障时双馈感应发电机不脱网运 Electric Utility Deregulation,Restructuring and Power Technologies, 行的励磁控制策略).中国电机工程学报，2006,26(3)：164-170. Hong Kong,2004. Xiang Dawei,Yang Shunchang.Ran Li.Ride-through control strategy [11]Morren J,Sjoerd W H de Haan.Ridethrough of wind turbines with of a doubly fed induction generator for symmetrical grid fault doubly-fed induction generator during a voltage dip[J].IEEE Trans.on [J].Proceedings of the CSEE,2006,26(3):164-170(in Chinese). Energy Conversion,2005,20(1):435-441. [19肖刚.矩阵式交交变频器励磁的交流励磁发电机系统的建模与仿 [12]Janaka B Ekanayake,Lee Holdsworth.Wu XueGuang,et al.Dynamic 真D].重庆：重庆大学，2003. modeling of doubly fed induction generator wind turbines[J].IEEE Xiao Gang.Modeling and simulation of the alterating current Trans.on Power Systems,2003,18(2):803-809. excitation generator with the matrix ac-ac converter as an exciter [13]Sun T,Chen Z,Blaabjerg F.Voltage recovery of grid-connected wind [D].Chongqing:Chongqing University,2003(in Chinese). turbines with DFIG after a short-circuit fault [C].35th Annual IEEE [20]Pena R,Clare J,Asher G M.Doubly fed induction generator using Power Electronics Specialists Conferenc,Aachen Germany,2004. back-to-back PWM converters and its application to variable-speed [14]Holdsworth L,Wu X,Ekanayake J,et al.Comparison of fixed speed wind-energy generation [J].IEE Proc.EPA,1996,143(3):231-241. and doubly fed induction wind turbines during power system disturbances[J].IEE Proc.GTD,2003,150(3):343-352. 收稿日期：2007-06-13。 [15]Petersson A,Lundberg S,Thiringer T.A DFIG wind-turbine 作者简介： ride-through system influence on the energy production [J].Wind 姚骏(1979一)，男，博士研究生，讲师，主要从事新型电机及其 Energy,2005,8(3):251-263. 控制的研究，topyi@163.com: [16]Slavomir Seman,Jouko Niiranen,Antero Arkkio.Ride-through 廖勇(1964一)，男，博士，教授，博士生导师，主要从事电机运 analysis of doubly fed induction wind-power generator under 行与控制方向的教学和科研工作： unsymmetrical network disturbance[J].IEEE Trans.on Power 唐建平(1983一)，男，硕士研究生，主要从事新型电机及其控制的 Systems,2006,21(4):1782-1789. 研究。 17刀胡家兵，孙丹，贺益康，等.电网电压骤降故障下双馈风力发电机 (编辑王剑乔) C1994-2010 China Academic Journal Electronic Publishing House.All rights reserved.http://www.cnki.net
第 30 期 姚 骏等： 电网短路故障时交流励磁风力发电机不脱网运行的励磁控制策略 71 [9] Muller S，Deicke M，De Doncker R W．Doubly fed induction generator systems for wind turbines[J]．IEEE Industry Application Magazine， 2002，8(3)：26-33． [10] Bing Xie，Brendan Fox，Damian Flynn．Study of fault ride-through for DFIG based wind turbines[C]．2004 IEEE International Conference on Electric Utility Deregulation，Restructuring and Power Technologies， Hong Kong，2004． [11] Morren J，Sjoerd W H de Haan．Ridethrough of wind turbines with doubly-fed induction generator during a voltage dip[J]．IEEE Trans．on Energy Conversion，2005，20(1)：435-441． [12] Janaka B Ekanayake，Lee Holdsworth，Wu XueGuang，et al．Dynamic modeling of doubly fed induction generator wind turbines[J]．IEEE Trans．on Power Systems，2003，18(2)：803-809． [13] Sun T，Chen Z，Blaabjerg F．Voltage recovery of grid-connected wind turbines with DFIG after a short-circuit fault [C]．35th Annual IEEE Power Electronics Specialists Conferenc，Aachen Germany，2004． [14] Holdsworth L，Wu X，Ekanayake J，et al．Comparison of fixed speed and doubly fed induction wind turbines during power system disturbances[J]．IEE Proc．GTD，2003，150(3)：343-352． [15] Petersson A，Lundberg S，Thiringer T．A DFIG wind-turbine ride-through system influence on the energy production [J]．Wind Energy，2005，8(3)：251-263． [16] Slavomir Seman，Jouko Niiranen，Antero Arkkio．Ride-through analysis of doubly fed induction wind-power generator under unsymmetrical network disturbance[J] ． IEEE Trans ． on Power Systems，2006，21(4)：1782-1789． [17] 胡家兵，孙丹，贺益康，等．电网电压骤降故障下双馈风力发电机 建模与控制[J]．电力系统自动化，2006，30(8)：21-26． Hu Jabing，Sun Dan，He Yikang，et al．Modeling and control of DFIG wind generation system under grid voltage dip[J]．Automation of Electric Power Systems，2006，30(8)：2126(in Chinese)． [18] 向大为，杨顺昌，冉立．电网对称故障时双馈感应发电机不脱网运 行的励磁控制策略[J]．中国电机工程学报，2006，26(3)：164-170． Xiang Dawei，Yang Shunchang，Ran Li．Ride-through control strategy of a doubly fed induction generator for symmetrical grid fault [J]．Proceedings of the CSEE，2006，26(3)：164-170(in Chinese)． [19] 肖刚．矩阵式交-交变频器励磁的交流励磁发电机系统的建模与仿 真[D]．重庆：重庆大学，2003． Xiao Gang ． Modeling and simulation of the alternating current excitation generator with the matrix ac-ac converter as an exciter [D]．Chongqing：Chongqing University，2003(in Chinese)． [20] Pena R，Clare J，Asher G M．Doubly fed induction generator using back-to-back PWM converters and its application to variable-speed wind-energy generation [J]．IEE Proc． EPA，1996， 143(3)：231-241． 收稿日期：2007-06-13。 作者简介： 姚 骏(1979—)，男，博士研究生，讲师，主要从事新型电机及其 控制的研究，topyj@163.com； 廖 勇(1964—)，男，博士，教授，博士生导师，主要从事电机运 行与控制方向的教学和科研工作； 唐建平(1983—)，男，硕士研究生，主要从事新型电机及其控制的 研究。 （编辑 王剑乔）