權(quán)利要求書(shū)：

 1.基于雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗特性的次同步振蕩抑制方法，其特征在于，包括：(1)采集雙饋風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子電流的dq軸分量，經(jīng)過(guò)隔離直流電流后得到次同步電流分量；(2)對(duì)次同步電流分量引入雙饋風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)變流器新增控制支路，基于雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗特性得到雙饋風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)變流器新增控制支路的增益系數(shù)，利用該增益系數(shù)減小風(fēng)機(jī)端口阻抗的相角值，完成次同步振蕩抑制。

2.如權(quán)利要求1所述的次同步振蕩抑制方法，其特征在于，所述步驟(2)的具體實(shí)現(xiàn)方式為：根據(jù)雙饋風(fēng)機(jī)的運(yùn)行參數(shù)和控制參數(shù)建立雙饋風(fēng)機(jī)的阻抗模型，計(jì)算雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗的幅值和相角；基于含有串聯(lián)補(bǔ)償電容輸電網(wǎng)絡(luò)的實(shí)際運(yùn)行參數(shù)，計(jì)算網(wǎng)絡(luò)端口阻抗的幅值和相角；根據(jù)雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗的幅值和相角、網(wǎng)絡(luò)端口阻抗的幅值和相角，計(jì)算出雙饋風(fēng)機(jī)并網(wǎng)系統(tǒng)的振蕩頻率ωx，并由此計(jì)算出該諧振頻率處的相角差θx；基于雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗和相角差θx，計(jì)算出雙饋風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)變流器新增控制支路的增益系數(shù)。

3.如權(quán)利要求2所述的次同步振蕩抑制方法，其特征在于，所述新增控制支路的增益系數(shù)為KR和KX，通過(guò)以下公式求解：θ′DFIG＝θDFIG?Δθ?(θx?180°)其中，Rs為轉(zhuǎn)子電阻，Lss為定子的等效自感，Lrr為轉(zhuǎn)子的等效自感，Lm為雙饋風(fēng)機(jī)定轉(zhuǎn)子之間的等效互感，Kp1為轉(zhuǎn)子側(cè)變流器功率控制比例增益，Ki1為轉(zhuǎn)子側(cè)變流器功率控制積分增益，Kp2為轉(zhuǎn)子側(cè)變流器電流控制比例增益，Ki2為轉(zhuǎn)子側(cè)變流器電流控制積分增益，usd0為定子電流d軸分量穩(wěn)態(tài)運(yùn)行值，ωb為基準(zhǔn)角頻率，Gfil為濾波器傳遞函數(shù)，θDFIG為雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗的相角，θ′DFIG為雙饋風(fēng)機(jī)經(jīng)轉(zhuǎn)子側(cè)變流器新增控制支路補(bǔ)償后的端口阻抗的相角，θx為雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗相角與網(wǎng)絡(luò)端口阻抗相角的相角差，Δθ為預(yù)留的相角補(bǔ)償裕度。

4.如權(quán)利要求3所述的次同步振蕩抑制方法，其特征在于，基于雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗特性得到的雙饋風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)變流器新增控制支路的增益系數(shù)KR和KX有多種組合方式，選取使得兩者之和最小的最優(yōu)解。

5.基于雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗特性的次同步振蕩抑制裝置，其特征在于，包括：次同步電流獲取模塊，用于采集雙饋風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子電流的dq軸分量，經(jīng)過(guò)隔離直流電流后得到次同步電流分量；

次同步振蕩抑制模塊，用于對(duì)次同步電流分量引入雙饋風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)變流器新增控制支路，基于雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗特性得到雙饋風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)變流器新增控制支路的增益系數(shù)，利用該增益系數(shù)減小風(fēng)機(jī)端口阻抗的相角值，完成次同步振蕩抑制。

6.如權(quán)利要求5所述的次同步振蕩抑制裝置，其特征在于，次同步振蕩抑制模塊包括：阻抗模型建立單元，用于根據(jù)雙饋風(fēng)機(jī)的運(yùn)行參數(shù)和控制參數(shù)以及雙饋風(fēng)機(jī)并網(wǎng)系統(tǒng)的線路結(jié)構(gòu)與參數(shù)，建立雙饋風(fēng)機(jī)的阻抗模型，計(jì)算雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗的幅值和相角；基于含有串聯(lián)補(bǔ)償電容輸電網(wǎng)絡(luò)的實(shí)際運(yùn)行參數(shù)，計(jì)算網(wǎng)絡(luò)端口阻抗的幅值和相角；相角差計(jì)算單元，用于根據(jù)雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗的幅值和相角、網(wǎng)絡(luò)端口阻抗的幅值和相角，計(jì)算出雙饋風(fēng)機(jī)并網(wǎng)系統(tǒng)的振蕩頻率ωx，并由此計(jì)算出該諧振頻率處的相角差θx；增益系數(shù)計(jì)算單元，用于基于雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗和相角差θx，計(jì)算出雙饋風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)變流器新增控制支路的增益系數(shù)。

7.如權(quán)利要求6所述的次同步振蕩抑制裝置，其特征在于，所述新增控制支路的增益系數(shù)為KR和KX，通過(guò)以下公式求解：θ′DFIG＝θDFIG?Δθ?(θx?180°)其中，Rs為轉(zhuǎn)子電阻，Lss為定子的等效自感，Lrr為轉(zhuǎn)子的等效自感，Lm為雙饋風(fēng)機(jī)定轉(zhuǎn)子之間的等效互感，Kp1為轉(zhuǎn)子側(cè)變流器功率控制比例增益，Ki1為轉(zhuǎn)子側(cè)變流器功率控制積分增益，Kp2為轉(zhuǎn)子側(cè)變流器電流控制比例增益，Ki2為轉(zhuǎn)子側(cè)變流器電流控制積分增益，usd0為定子電流d軸分量穩(wěn)態(tài)運(yùn)行值，ωb為基準(zhǔn)角頻率，Gfil為濾波器傳遞函數(shù)，θDFIG為雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗的相角，θ′DFIG為雙饋風(fēng)機(jī)經(jīng)轉(zhuǎn)子側(cè)變流器新增控制支路補(bǔ)償后的端口阻抗的相角，θx為雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗相角與網(wǎng)絡(luò)端口阻抗相角的相角差，Δθ為預(yù)留的相角補(bǔ)償裕度。

8.如權(quán)利要求7所述的次同步振蕩抑制裝置，其特征在于，基于雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗特性得到的雙饋風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)變流器新增控制支路的增益系數(shù)KR和KX有多種組合方式，選取使得兩者之和最小的最優(yōu)解。

說(shuō)明書(shū)： 基于雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗特性的次同步振蕩抑制方法及裝置技術(shù)領(lǐng)域[0001] 本發(fā)明屬于電氣工程技術(shù)領(lǐng)域，更具體地，涉及基于雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗特性的次同步振蕩抑制方法及裝置。

背景技術(shù)[0002] 風(fēng)力發(fā)電具有可再生、低污染等優(yōu)點(diǎn)，成為了現(xiàn)代電力產(chǎn)業(yè)中不可替代的一部分。大規(guī)模風(fēng)電場(chǎng)站主要分布于偏遠(yuǎn)地區(qū)，為解決遠(yuǎn)距離輸電的難題，固定串補(bǔ)被廣泛用于輸電網(wǎng)絡(luò)中。然而，固定串補(bǔ)的引入會(huì)給系統(tǒng)帶來(lái)次同步振蕩(Subsynchronousoscillation，SSO)的風(fēng)險(xiǎn)。目前，國(guó)內(nèi)外均已報(bào)道過(guò)多起次同步振蕩事件。美國(guó)德州雙饋風(fēng)場(chǎng)曾在2009年發(fā)生次同步振蕩事故，事故導(dǎo)致大量風(fēng)機(jī)脫網(wǎng)，部分設(shè)備被損壞。在2012年至2014年期間，我國(guó)沽源地區(qū)的風(fēng)場(chǎng)也曾發(fā)生過(guò)多起次同步振蕩事故。

[0003] 現(xiàn)有技術(shù)中，抑制雙饋風(fēng)機(jī)經(jīng)串補(bǔ)輸電線路并網(wǎng)系統(tǒng)次同步振蕩的方法共分為兩類(lèi)：其中一類(lèi)是借助柔性交流輸電(FACTS)裝備抑制SSO；另一類(lèi)則是通過(guò)改變風(fēng)機(jī)內(nèi)部的控制方式抑制SSO。

[0004] 在利用FACTS裝備抑制SSO中：可控串補(bǔ)(TCSC)在次同步頻率段具有正電阻效應(yīng)，將線路的部分固定串補(bǔ)由可控串補(bǔ)替代可對(duì)次同步振蕩具有一定的抑制效果；靜止同步補(bǔ)償器(STATCOM)能改變系統(tǒng)的無(wú)功分布，同時(shí)也可在STATCOM中添加阻尼控制抑制SSO。但是，添加FACTS裝備會(huì)增加電力系統(tǒng)額外的建設(shè)成本，給實(shí)際系統(tǒng)的運(yùn)營(yíng)帶來(lái)負(fù)擔(dān)。

[0005] 在改變風(fēng)機(jī)內(nèi)部的控制方式抑制SSO中：已有發(fā)明通過(guò)借鑒傳統(tǒng)火電機(jī)組的附加阻尼控制(supplementarysub?synchronousdampingcontroller，SSDC)，設(shè)計(jì)出應(yīng)用于雙饋風(fēng)機(jī)的次同步振蕩抑制策略。SSDC通過(guò)對(duì)輸入的轉(zhuǎn)速信號(hào)進(jìn)行濾波、移相、放大處理，產(chǎn)生附加轉(zhuǎn)矩以抑制SSO。然而，SSDC中的移相環(huán)節(jié)參數(shù)需基于某種特定工況設(shè)計(jì)，當(dāng)工況發(fā)生改變時(shí)，移相參數(shù)需要重新整定計(jì)算，這給風(fēng)場(chǎng)的實(shí)際運(yùn)行帶來(lái)了巨大難度。虛擬電阻法通過(guò)在轉(zhuǎn)子側(cè)變流器控制(RSC)中添加新的支路抑制風(fēng)機(jī)SSO，由于支路中不含移相環(huán)節(jié)，克服了原有SSDC在實(shí)際運(yùn)行中操作復(fù)雜的問(wèn)題。但虛擬電阻法抑制能力有限，當(dāng)系統(tǒng)阻尼較弱時(shí)，單一虛擬電阻法可能無(wú)法完全抑制次同步振蕩。

發(fā)明內(nèi)容[0006] 針對(duì)現(xiàn)有技術(shù)的缺陷，本發(fā)明的目的在于提供一種基于雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗特性的次同步振蕩抑制方法及裝置，旨在在現(xiàn)有抑制技術(shù)的基礎(chǔ)上進(jìn)一步提高系統(tǒng)的阻尼，增強(qiáng)系統(tǒng)的穩(wěn)定性，抑制風(fēng)機(jī)次同步振蕩。

[0007] 為實(shí)現(xiàn)上述目的，本發(fā)明一方面提供了一種基于雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗特性的次同步振蕩抑制方法，包括：[0008] (1)采集雙饋風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子電流的dq軸分量，經(jīng)過(guò)隔離直流電流后得到次同步電流分量；

[0009] (2)對(duì)次同步電流分量引入雙饋風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)變流器新增控制支路，基于雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗特性得到雙饋風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)變流器新增控制支路的增益系數(shù)，利用該增益系數(shù)減小風(fēng)機(jī)端口阻抗的相角值，完成次同步振蕩抑制。

[0010] 進(jìn)一步地，步驟(2)的具體實(shí)現(xiàn)方式為：[0011] (21)根據(jù)風(fēng)機(jī)狀態(tài)空間模型的參與因子分析，建立雙饋風(fēng)機(jī)用于分析次同步振蕩問(wèn)題的簡(jiǎn)化數(shù)學(xué)模型；

[0012] (22)基于風(fēng)機(jī)實(shí)際運(yùn)行參數(shù)，計(jì)算出雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗的幅值和相角|ZDFIG(ω)|和θDFIG(ω)；

[0013] (23)基于含有串聯(lián)補(bǔ)償電容輸電網(wǎng)絡(luò)的實(shí)際運(yùn)行參數(shù)，計(jì)算出網(wǎng)絡(luò)端的阻抗的幅值和相角|ZNET(ω)|和θNET(ω)；

[0014] (24)根據(jù)雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗的幅值和相角、網(wǎng)絡(luò)端口阻抗的幅值和相角，計(jì)算出雙饋風(fēng)機(jī)并網(wǎng)系統(tǒng)的振蕩頻率ωx，并由此計(jì)算出該諧振頻率處的相角差θx；

[0015] (25)基于雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗和所需補(bǔ)償?shù)南嘟遣?，?jì)算出雙饋風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)變流器新增控制支路的增益系數(shù)。

[0016] 進(jìn)一步地，雙饋風(fēng)機(jī)用于分析次同步振蕩問(wèn)題的簡(jiǎn)化數(shù)學(xué)模型僅保留感應(yīng)電機(jī)模型、轉(zhuǎn)子側(cè)變流器控制模型，忽略其它數(shù)學(xué)模型。

[0017] 進(jìn)一步地，雙饋風(fēng)機(jī)的端口阻抗表達(dá)式為：[0018][0019] 其中，Rs為轉(zhuǎn)子電阻，Lss為定子的等效自感，Lrr為轉(zhuǎn)子的等效自感，Lm為雙饋風(fēng)機(jī)定轉(zhuǎn)子之間的等效互感，Kp1為轉(zhuǎn)子側(cè)變流器功率控制比例增益，Ki1為轉(zhuǎn)子側(cè)變流器功率控制積分增益，Kp2為轉(zhuǎn)子側(cè)變流器電流控制比例增益，Ki2為轉(zhuǎn)子側(cè)變流器電流控制積分增益，usd0為定子電流d軸分量穩(wěn)態(tài)運(yùn)行值，ωb為基準(zhǔn)角頻率，ω為頻率函數(shù)變量。

[0020] 通過(guò)計(jì)算上式中ZDFIG的幅值和相角，可分別得到|ZDFIG(ω)|和θDFIG(ω)數(shù)值函數(shù)。[0021] 進(jìn)一步地，含有串聯(lián)補(bǔ)償電容的端口阻抗表達(dá)式為：[0022] ZNET＝RΣ+jLΣω/ωb+1/(jCcω/ωb)[0023] 其中，RΣ為輸電網(wǎng)絡(luò)的等效電阻之和，LΣ為輸電網(wǎng)絡(luò)的等效電感之和，Cc為串補(bǔ)裝置的等效電容。

[0024] 通過(guò)計(jì)算上式中ZNET的幅值和相角，可分別得到|ZNET(ω)|和θNET(ω)數(shù)值函數(shù)。[0025] 進(jìn)一步地，風(fēng)機(jī)與網(wǎng)絡(luò)的諧振點(diǎn)為：[0026] |ZDFIG(ωx)|＝|ZNET(ωx)|[0027] 進(jìn)一步地，風(fēng)機(jī)與網(wǎng)絡(luò)在諧振頻率處的相角差為：[0028] θx＝θDFIG?θNET[0029] 進(jìn)一步地，系統(tǒng)所需預(yù)留的相角裕度為Δθ(Δθ＞0°)：[0030] θ′DFIG＝θDFIG?Δθ?(θx?180°)[0031] 即：[0032] θ′DFIG＝θNET?Δθ+180°[0033] 進(jìn)一步地，風(fēng)機(jī)經(jīng)轉(zhuǎn)子側(cè)變流器新增支路補(bǔ)償后的相角為：[0034][0035] 其中，Lrr為轉(zhuǎn)子的等效自感，KR和KX為新增控制支路的比例系數(shù)，Gfil為濾波器傳遞函數(shù)。

[0036] 綜上所述，本發(fā)明與現(xiàn)有技術(shù)相比存在以下優(yōu)點(diǎn)：[0037] (1)本發(fā)明提出了一種基于雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗幅相特性的次同步振蕩抑制方法，該方法僅在風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)變流器中新增控制支路來(lái)抑制次同步振蕩，在實(shí)際運(yùn)用中可以代碼的形式封裝于轉(zhuǎn)子側(cè)變流器控制中。相較于利用TCSC、STATCOM等電力電子器件抑制系統(tǒng)次同步振蕩的方法而言，本發(fā)明具有明顯的成本優(yōu)勢(shì)。

[0038] (2)本發(fā)明中濾波器設(shè)計(jì)可隨著運(yùn)行工況的不同而綜合考量，當(dāng)系統(tǒng)運(yùn)行參數(shù)變化較小時(shí)，可采用帶寬較小濾波器，削弱新增支路對(duì)于風(fēng)機(jī)暫態(tài)性能的影響；而系統(tǒng)參數(shù)變化較大時(shí)，則采用帶寬較大的濾波器。相較于SSDC控制只能針對(duì)于某一種工況的運(yùn)行設(shè)計(jì)，本發(fā)明可運(yùn)行于風(fēng)機(jī)的多種工況下。并且，本發(fā)明參數(shù)設(shè)計(jì)較為簡(jiǎn)單，相比于SSDC復(fù)雜的相位測(cè)量和移相補(bǔ)償環(huán)節(jié)，本發(fā)明中僅需整定KX和KR值，因而更具有實(shí)際操作價(jià)值。

[0039] (3)本發(fā)明對(duì)于次同步振蕩的抑制能力較好，相比于傳統(tǒng)的虛擬電阻法，本發(fā)明能夠向系統(tǒng)提供更大的阻尼，進(jìn)而增強(qiáng)系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

附圖說(shuō)明[0040] 圖1是本發(fā)明實(shí)施例提供的雙饋風(fēng)機(jī)經(jīng)串聯(lián)補(bǔ)償電容并網(wǎng)系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)示意圖；[0041] 圖2是本發(fā)明實(shí)施例提供的基于雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗特性的次同步振蕩抑制方法的RSC控制框圖；[0042] 圖3是本發(fā)明實(shí)施例提供的未添加任何控制時(shí)雙饋風(fēng)機(jī)和輸電網(wǎng)絡(luò)的端口阻抗幅值和相位曲線；[0043] 圖4是本發(fā)明實(shí)施例提供的阻抗表達(dá)式中因式G1、G2的幅相曲線；[0044] 圖5是本發(fā)明實(shí)施例提供的阻抗表達(dá)式中因式G1、G2的矢量圖，(a)為未添加抑制裝置時(shí)風(fēng)機(jī)阻抗和因式G1、G2的矢量關(guān)系，(b)為利用減小G2負(fù)相角來(lái)減小θDFIG的矢量圖，(c)為利用減小G2幅值來(lái)減小θDFIG的矢量圖；[0045] 圖6是本發(fā)明實(shí)施例提供的阻抗表達(dá)式中因式G3、G4的幅相曲線；[0046] 圖7是本發(fā)明實(shí)施例提供的加入虛擬電阻控制和本發(fā)明所設(shè)計(jì)的控制時(shí)，雙饋風(fēng)機(jī)和輸電網(wǎng)絡(luò)的端口阻抗幅值和相位曲線；[0047] 圖8是本發(fā)明實(shí)施例提供的在不同風(fēng)速工況下，本發(fā)明和傳統(tǒng)虛擬電阻抑制效果的時(shí)域仿真對(duì)比波形，(a)為風(fēng)機(jī)在7m/s時(shí)的時(shí)域仿真波形，(b)為風(fēng)速在11m/s時(shí)的時(shí)域仿真波形，(c)為風(fēng)速在13m/s時(shí)的時(shí)域仿真波形。

具體實(shí)施方式[0048] 為了使本發(fā)明的目的、技術(shù)方案及優(yōu)點(diǎn)更加清楚明白，以下結(jié)合附圖及實(shí)施例，對(duì)本發(fā)明進(jìn)行進(jìn)一步詳細(xì)說(shuō)明。應(yīng)當(dāng)理解，此處所描述的具體實(shí)施例僅僅用以解釋本發(fā)明，并不用于限定本發(fā)明。此外，下面所描述的本發(fā)明各個(gè)實(shí)施方式中所涉及到的技術(shù)特征只要彼此之間未構(gòu)成沖突就可以相互組合。[0049] 圖1所示為本發(fā)明實(shí)施例提供的雙饋風(fēng)機(jī)經(jīng)串聯(lián)補(bǔ)償電容并網(wǎng)系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)示意圖。雙饋風(fēng)機(jī)由一臺(tái)100MW的風(fēng)機(jī)等效而成，風(fēng)機(jī)經(jīng)0.69k/35k和35k/230k的升壓變壓器接入輸電網(wǎng)絡(luò)。在輸電網(wǎng)絡(luò)中，RL為輸電線路的等效電阻，XL為輸電線路的等效電抗，XC為串聯(lián)補(bǔ)償電容的等效感抗(串補(bǔ)度為30％)，E為由交流電壓源等效的無(wú)窮大網(wǎng)絡(luò)。

[0050] 風(fēng)機(jī)的主要結(jié)構(gòu)包括有風(fēng)機(jī)軸系模型、風(fēng)輪機(jī)、感應(yīng)電機(jī)、轉(zhuǎn)子側(cè)變流器控制(RSC)、網(wǎng)側(cè)變流器控制(GSC)、轉(zhuǎn)速控制、槳距角控制和鎖相環(huán)等。其中，槳距角控制在風(fēng)機(jī)的恒功率區(qū)啟動(dòng)，其主要功能為控制風(fēng)機(jī)葉片輸入的風(fēng)功率大?。晦D(zhuǎn)速控制為RSC提供有功功率的參考值，其在最大功率跟蹤區(qū)間內(nèi)采用MPPT曲線控制，在恒轉(zhuǎn)速區(qū)和恒功率區(qū)采用最大轉(zhuǎn)速控制；RSC將輸入的功率參考值和實(shí)際輸出功率對(duì)比，利用PI調(diào)節(jié)控制風(fēng)機(jī)的功率；GSC的控制目標(biāo)則為維持直流電壓和輸出無(wú)功功率恒定；而鎖相環(huán)則基于風(fēng)機(jī)定子電壓定向，為測(cè)量和觸發(fā)環(huán)節(jié)提供相位參考。

[0051] 圖2是本發(fā)明實(shí)施例提供的基于雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗幅相關(guān)系的次同步振蕩抑制方法的RSC控制框圖。圖中，Psref、Qsref為風(fēng)機(jī)定子輸出有功、無(wú)功功率的參考值；Ps、Qs為風(fēng)機(jī)定子輸出有功、無(wú)功功率的實(shí)際值。RSC外環(huán)采用PI控制，其中比例系數(shù)為Kp1，積分系數(shù)為Ki1。有功和無(wú)功外環(huán)控制的輸出分別為轉(zhuǎn)子電流參考值的d軸分量(irdref)和q軸分量(irqref)。電流內(nèi)環(huán)采取PI控制將轉(zhuǎn)子電流的實(shí)際值(ird和irq)跟蹤轉(zhuǎn)子電流的參考值，并輸出轉(zhuǎn)子電壓的指令值(urd和urq)。在前饋通道中，Lmm為風(fēng)機(jī)定轉(zhuǎn)子之間的等效互感，Lrr為風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子的等效自感，ωs為風(fēng)機(jī)的同步轉(zhuǎn)速，ωr為風(fēng)機(jī)的實(shí)際轉(zhuǎn)速，isd和isq為風(fēng)機(jī)定子電流的實(shí)際值。帶有虛線方框?yàn)楸景l(fā)明中新增控制支路，其具體功能將在下述說(shuō)明中介紹。

[0052] 圖3是本發(fā)明實(shí)施例提供的未添加任何控制時(shí)雙饋風(fēng)機(jī)和輸電網(wǎng)絡(luò)的端口阻抗幅值和相位曲線；風(fēng)機(jī)與輸電網(wǎng)絡(luò)幅值的交點(diǎn)頻率為16.8Hz，交點(diǎn)處相位差大于180°，系統(tǒng)處于不穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)。圖3中風(fēng)機(jī)端口阻抗表達(dá)式推到過(guò)程如下：[0053] 對(duì)圖2中RSC各控制方程線性化，得如下表達(dá)式(簡(jiǎn)化模型忽略了轉(zhuǎn)速控制環(huán)節(jié)，將Psref和Qsref視為常量，Δ表示各物理量線性化結(jié)果)：[0054][0055][0056][0057] 其中，Kp1為RSC外環(huán)PI控制比例增益，Ki1為RSC外環(huán)PI控制積分增益，Kp2為RSC內(nèi)環(huán)PI控制比例增益，Ki2為RSC內(nèi)環(huán)PI控制積分增益。

[0058] 進(jìn)一步對(duì)式(1)和式(2)化簡(jiǎn)，將上式中的2×2的dq阻抗矩陣以正序復(fù)向量的形式表示。正序阻抗復(fù)向量的轉(zhuǎn)化過(guò)程如式(4)所示(忽略負(fù)序阻抗的影響)，轉(zhuǎn)換后的內(nèi)環(huán)和外環(huán)控制復(fù)向量表達(dá)式分別如式(5)和式(6)所示：[0059][0060] Δirrref＝H1ΔPQs+(5)[0061] Δur＝H3Δirref+(?H3+jLrr(ωs?ωr))Δir+jLm(ωs?ωr)Δis(6)[0062] 式中，Zdd、Zdq、Zqd、Zqq為dq坐標(biāo)系下的阻抗。[0063] 將定子的功率方程代入，并聯(lián)立式(5)和式(6)，得到式(7)所示方程：[0064] Δur＝(?H2+jLrr(ωs?ωr))Δir+(H2H1usd0+jLm(ωs?ωr))Δis(7)[0065] 轉(zhuǎn)子磁鏈方程如下：[0066][0067] 式中，Rr代表轉(zhuǎn)子電阻，ωb為基準(zhǔn)角頻率。[0068] 將式(8)與式(7)聯(lián)立，得到轉(zhuǎn)子電流與定子電流的關(guān)系式，如式(9)所示：[0069][0070] 定子磁鏈方程如下：[0071] Δus＝(Rs+sLss/ωb+jLssωs)Δis+(sLm/ωb+jLmωs)Δir(10)[0072] 再將式(10)中與式(9)聯(lián)立，得到雙饋風(fēng)機(jī)端口電壓和電流的阻抗表達(dá)式：[0073][0074] 式中，Rs代表轉(zhuǎn)子電阻。[0075] 用(jω?jωb)替換式(11)中的s，得到風(fēng)機(jī)端口阻抗在abc三相坐標(biāo)系下的頻率表達(dá)式：[0076][0077] ZDFIG,abc即為圖3中風(fēng)機(jī)端口阻抗曲線的函數(shù)表達(dá)式。[0078] 圖4是本發(fā)明實(shí)施例提供的阻抗表達(dá)式中因式G1、G2的幅相曲線。因式G1、G2由風(fēng)機(jī)端口阻抗表達(dá)式拆分而來(lái)，具體表達(dá)式為：[0079][0080] 圖5是本發(fā)明實(shí)施例提供的阻抗表達(dá)式中因式G1、G2的矢量圖及設(shè)計(jì)思路。圖5中的(a)中，矢量G1、G2首尾相連，共同構(gòu)成風(fēng)機(jī)端口阻抗矢量ZDFIG，ZDFIG的相角以θDFIG表示。由于矢量G1僅由風(fēng)機(jī)固有物理結(jié)構(gòu)決定，當(dāng)風(fēng)機(jī)制造完成后，其值已經(jīng)確定，故難以對(duì)G1進(jìn)行修改。矢量G2包含RSC變流器控制部分，現(xiàn)代風(fēng)機(jī)的變流器控制大多以代碼的形式封裝實(shí)現(xiàn)，通過(guò)修改控制器設(shè)計(jì)代碼即可實(shí)現(xiàn)對(duì)矢量G2修改。

[0081] 具體地，為了減小風(fēng)機(jī)與網(wǎng)絡(luò)的相角差，需減小風(fēng)機(jī)ZDFIG的相角，該方法在圖5中具體表現(xiàn)為減小θDFIG的值，提出了兩種通過(guò)改變矢量G2減小θDFIG的方法。圖5中的(b)中通過(guò)減小矢量G2的負(fù)相角以減小θDFIG；而圖5中的(c)則是通過(guò)減小G2的幅值來(lái)減小θDFIG。

[0082] 圖6是本發(fā)明實(shí)施例提供的阻抗表達(dá)式中因式G3、G4的幅相曲線。因式G3、G4的表達(dá)式為：[0083][0084] 圖6中，因式G4在諧振點(diǎn)處相位為?80°，通過(guò)在因式G4在中加入補(bǔ)償項(xiàng)?KR，增大因式G4的負(fù)相角，可以使G4趨于?90°，達(dá)到圖5中的(b)中減小矢量G2負(fù)相角的設(shè)計(jì)目標(biāo)。同時(shí)，因?yàn)?80°的正弦值約為?0.98，所以因式G4主要由負(fù)虛部組成，通過(guò)在因式G4在中加入補(bǔ)償項(xiàng)?jKX即可增大G4的幅值，進(jìn)而減小矢量G2的幅值以達(dá)到圖5中的(c)的設(shè)計(jì)要求。

[0085] 具體地，圖5和圖6中的設(shè)計(jì)目標(biāo)可以通過(guò)圖2中的新增支路實(shí)現(xiàn)。其中，圖5中的(b)中減小G2負(fù)相角的控制策略由圖2中引入ird到urd以及irq到urq的支路實(shí)現(xiàn)，該控制在結(jié)構(gòu)上與傳統(tǒng)的虛擬電阻法相同。另一種控制策略(圖5中的(c))用圖2中新增ird到urd以及irq到urq的耦合通道實(shí)現(xiàn)，其控制目標(biāo)是減小G2的幅值。

[0086] 具體地，采用本發(fā)明后的雙饋風(fēng)機(jī)端口阻抗表達(dá)式為：[0087][0088] 式中，Gfil為濾波器的傳遞函數(shù)。[0089] 本發(fā)明利用轉(zhuǎn)子電流作為輸入變量，將轉(zhuǎn)子電壓視為輸出變量，在原有RSC變流器的基礎(chǔ)上新增兩個(gè)控制支路，通過(guò)減小風(fēng)機(jī)端口阻抗的相角以達(dá)到抑制系統(tǒng)次同步振蕩的

目的。本發(fā)明中帶通濾波器一方面濾除轉(zhuǎn)子電流的低頻成分，充當(dāng)控制中的“隔直環(huán)節(jié)”，消除新增支路對(duì)于風(fēng)機(jī)穩(wěn)態(tài)值的影響；另一方面濾除電流的高頻成分，削弱新增支路對(duì)于高頻動(dòng)態(tài)特性的影響。

[0090] 圖7是本發(fā)明實(shí)施例提供的加入虛擬電阻控制和本發(fā)明所設(shè)計(jì)的控制時(shí)，雙饋風(fēng)機(jī)和輸電網(wǎng)絡(luò)的端口阻抗幅值和相位曲線。當(dāng)系統(tǒng)阻尼較弱時(shí)，采用傳統(tǒng)的虛擬電阻法可能無(wú)法完全抑制振蕩，風(fēng)機(jī)與網(wǎng)絡(luò)的相位差依舊大于180°。而采用本發(fā)明的控制時(shí)，系統(tǒng)的阻尼得到進(jìn)一步提高，風(fēng)機(jī)與網(wǎng)絡(luò)的相位差小于180°，系統(tǒng)處于穩(wěn)定狀態(tài)。

[0091] 在國(guó)際通用的電磁仿真軟件PSCAD/EMTDC中搭建圖1所示的雙饋風(fēng)機(jī)經(jīng)串補(bǔ)輸電網(wǎng)絡(luò)并網(wǎng)系統(tǒng)時(shí)域仿真模型。算例中，所有開(kāi)關(guān)管均采用PSCAD/EMTDC模型庫(kù)中的標(biāo)準(zhǔn)模型。其余結(jié)構(gòu)均與圖1所示模型保持一致。圖8是本發(fā)明實(shí)施例提供的在不同風(fēng)速工況下，加入虛擬電阻和本發(fā)明后系統(tǒng)輸出有功功率的時(shí)域仿真波形。圖8選取了三種風(fēng)速，分別代表風(fēng)機(jī)運(yùn)行于最大功率跟蹤區(qū)、恒轉(zhuǎn)速區(qū)、恒功率區(qū)三種不同的工況下。并網(wǎng)風(fēng)機(jī)在15s時(shí)投入虛擬電阻控制，其系統(tǒng)的次同步振蕩并未完全消失。在17s時(shí)投入本發(fā)明所提出的控制后，系統(tǒng)的振蕩迅速收斂。時(shí)域仿真結(jié)果表明，本發(fā)明能有效地抑制雙饋風(fēng)機(jī)經(jīng)串補(bǔ)并網(wǎng)系統(tǒng)的次同步振蕩。

[0092] 本領(lǐng)域的技術(shù)人員容易理解，以上所述僅為本發(fā)明的較佳實(shí)施例而已，并不用以限制本發(fā)明，凡在本發(fā)明的精神和原則之內(nèi)所作的任何修改、等同替換和改進(jìn)等，均應(yīng)包含在本發(fā)明的保護(hù)范圍之內(nèi)。