風電機組變流器電流諧波水平案例分析?

趙梓航，王海云，唐新安，王佳

（1．新疆大學電氣工程學院，烏魯木齊830047；2．北京金風科創風電設備有限公司，北京100176）

0 引 言

2016年我國風電機組累計裝機容量達到1．69億千瓦［1］，隨著風電累計裝機容量和海上累計裝機容量的持續增長，風電變流器產品的需求呈現出整體增長模式。其中風電機組單機容量的不斷增大，也使得機組變流器的系統拓撲結構不斷發生變化。

為實現風力發電機組能夠理想可靠地向電網提供電力，分析的風力發電機組不同變流器對并網電能質量產生的影響就顯得尤為重要［2-4］。

樊熠等基于對風電場的數據分析，得出變流器網側濾波電容容抗與箱變感抗是引起機組諧振的主要原因［5］；Melício 等比較了變流器的三種拓撲結構，相比經典的整數階控制策略［6］，發現采用分數階控制的多電平變流器能有效改善風電機組的諧波釋放；Yin Xiuxing等利用模糊積分滑模電流控制策略，配合諧波補償器［7］，達到了消除機組機側高次電壓諧波的目的；Noshahr仿真研究了微網中永磁同步電機在全功率變頻器切換操作下的諧波釋放水平［8］，發現對諧波的釋放和抗擾度影響特別大的頻率區間為2 kHz-150 kHz；Seixas等介紹了五次諧波含量對PMSG風機影響的計算模擬［9］，為此提出了一種新的輸出電壓矢量選擇控制策略；He Yifei等基于VSC變流器使用PI、PR級聯控制器［10］，仿真發現能有效地補償負序電流，抑制諧波水平；Huo Xianxu等為補償風電機組的電壓畸變［11］，在多級同步旋轉坐標系下轉入相應次級的電流諧波，達到了很好的效果。以上文獻都從仿真角度出發研究風電機組變流器的諧波水平，并未考慮實際工況下機組變流器諧波、間諧波、高頻分量的釋放水平及特征。

基于兩種不同類型的并網風力發電機組，詳述了機組I型被動整流變流器與II型主動整流變流器，結合IEC標準方法，以現場試驗數據結果為基礎，對比分析了I型被動整流變流器與II型主動變流器電流諧波、電流間諧波和電流高頻分量的釋放水平及特征。

1 變流器區別

變流器在風力發電機組中主要起到解耦和電能轉換的作用，當風力發電機組配備不同的變流器時，變流器性能結構的優缺點也直接影響到了機組。表1為兩組變流器主要信息的對比。

表1 變流器信息比較Tab．1 Information comparison between two converters

在核心元件方面，I型被動整流變流器的核心元件為10支結構相同的IGBT模塊，相互可以互換，拆卸便捷，缺點是抗干擾能力稍差。II型主動整流變流器技術相對成熟，應用廣泛，但高度的整合使得更換變流器時成本要比I型變流器高出許多。

在冷卻方式方面，I型被動整流變流器采用空冷的方式，II型主動整流變流器采用水冷的方式。因為水的比熱系數大，所以水冷的方式更有利于變流器柜體的散熱，但同時獨立的柜體使制造成本加大，并且如果水冷柜發生漏水現象，會大大增加機組的故障率。

在柜體結構方面，I型被動整流變流器中的IGBT單元在柜中疊加布置，結構緊湊，節約了大量空間，缺點是一旦其中的元件被燒毀，可能會造成相鄰元件的附加損傷。而II型主動整流變流器在柜體中采用并排獨立的安裝方式，結構上顯然會優于I型變流器。

以下章節詳細介紹了I型被動整流變流器和II型主動整流變流器的拓撲結構與控制原理。

2 I型被動整流變流器

I型被動整流變流器整體可近似分為整流、升壓、逆變三大部分。主回路、控制回路和配電回路共同組成整個I型變流器的硬件部分。

主電路拓撲結構如圖1所示。在網側斷路器閉合之前，預充電回路先對直流母排進行預充電，以此防止網側主斷路器閉合時，直流母排上大容量的電容對電網造成大的沖擊傷害。

圖1 I型變流器主拓撲結構Fig．1 Main circuit topology of type I converter

當母線電壓達到一定值，預充電完成，網側主斷路器閉合。機側補償電容的作用是，補償非線性負載的無功，使發電機端電壓、電流同相位。當發電機轉速滿足并網要求時，電能經過二極管整流橋模塊（兩套三相全橋不可控整流），將頻率、電壓不穩定的交流電轉換為直流電，這使得電路中雜散電感幾乎不存在。

定子電流表達式如公式（1）所示，式中ik為各次諧波電流，φik為各次諧波電流相位，k=6n±1（n=0，1，2…，k＞0），機側采用不控整流后，電流存在 6n±1次諧波。

經過并聯電容對所得直流電濾波和穩壓之后，三重Boost電路升壓后控制整流后的電流，由斬波相位互差120°的斬波模塊完成。對于這三支IGBT模塊，發揮功能的是其中上橋臂和下橋臂反并聯的二極管。并聯的電容中點接地，分割直流母線電壓，降低絕緣等級。制動模塊利用制動電阻釋放多余能量，從而維持直流母線電壓穩定。

逆變部分為三相全橋有源逆變，采用SPWM控制方式，三相由六支IGBT模塊兩兩連接組成。將升壓斬波后的直流電，變換成與電網同相位、工頻50 Hz的交流電。同時考慮并網電流中的高頻諧波分量，加入濾波電容，以滿足電網對并網電流畸變率的要求。

3 II型主動整流變流器

基于全控器件的PWM變流器能夠實現能量的雙向流動，如果將直流母線電壓近似恒定，則雙PWM變流器即等效為兩個變流器背靠背串接。

3．1 機側控制原理

電機側變流器控制目標為實現電機發出的交流電整流，通過控制電機轉矩，精確地對電機轉速進行控制。由于風力發電系統永磁同步電機與風機同軸，對電機轉速的控制就是對風機扇葉的轉速控制，從而改變獲得風能的大小。

如圖2所示，II型主動整流變流器，機側采用了基于磁場定向矢量控制的雙閉環結構。為實現磁鏈ψf和電磁轉矩Te的解耦，加以對定子磁場磁鏈矢量方向的控制。通過控制機側電流iW、iV、iU，實現對發電機的控制和功率傳輸，對發電機扭矩進行實時跟蹤，間接控制發電機轉速，追蹤機組的最大功率輸出。同時對發電機端電壓uDC進行控制，在高轉速時，施加弱磁控制，維持發電機端電壓穩定。電機電流方程如下：

式中ωe為電角速度；Rs為定子電阻；空載電勢Es=ωeψf。

相較傳統的電機控制，需要利用速度傳感器觀測轉子位置而言，這里機側變流器采用了無速度傳感器控制技術，可減小誤差、提高系統魯棒性。

圖2 機側控制原理框圖Fig．2 Block diagram of generator side converter

3．2 網側控制原理

電網側變流器在保證直流母線電壓恒定且高于電網電壓的同時，有效的將良好的電能輸送至電網。當電網出現故障，電壓跌落時，需要變流器向電網進行無功補償。

II型變流器網側采用了電網電壓定向矢量控制，控制原理上與機側變流器類似。圖3的應用軟件框圖中，功率變換器的電壓控制模式為可選模式，無功電流可以根據機組控制器的無功指令Q、電網電壓Us直接給定：

電流ia，ib，ic從三相靜止坐標，兩相靜止坐標，在經過兩相旋轉坐標系后，其數學模型可表示為：

變換后可以發現，id、iq電流除受控制量ud、uq影響外，還受到耦合項與網側電壓ed、eq的干擾。于是利用電網基波正序分量矢量的定向約束，在工頻同步旋轉坐標系下對有功、無功電流解耦，得到最終簡化狀態方程如式5所示。

這里，網側變流同時利用電網電壓定向矢量控制構成電流內環、直流母線電壓外環的控制系統，當母線電容大小合適，控制參數整定合理的情況下，有效維持母線電壓近似恒定，以實現機側與網側變流器的獨立。

式中Kp、Ki為控制環的比例參數與積分參數，i?d，i?q為交流側逆變指令電流。

通過調整有功無功大小，網側變流可在全功率因數范圍內運行，電網電壓低時，可以發出容性無功，支撐電網電壓。電網電壓過高時，吸收感性無功，降低電網電壓。

圖3 網側控制原理框圖Fig．3 Block diagram of grid side converter

4 試驗方法

IEC標準規定，風機連續運行時的電流諧波（至少50倍基波分量）、間諧波（2 kHz以下）和高頻分量（2 kHz～9 kHz）都應當進行測量［12］。

試驗時，每個10%功率區間至少采集了9個（三次測量和三相）10分鐘的瞬時電流連續測量量。頻譜的測量和分組符合IEC 61000-4-7［13］的要求。對于測得的矩陣加權電流，都應用離散傅里葉變換（Discrete Fourier Transform，DFT）。本系統使用10周期采樣。

同時，變流I型機組通過35 kV升壓變接入風場，箱變高壓側短路容量為186 MV·A；變流II型機組通過38．5 kV升壓變接入風場，箱變高壓側短路容量為204 MV·A。電流線圈統一安裝在圖4風電機組變流器網側母排上，數采設備使用DEWE 3020型數據采集系統，風速信號由機艙風速計獲得。

圖4 電能質量測量點Fig．4 Test points of power quality

在電網畸變率最小的情況下，測量結果基于每一個有功功率區間觀測10分鐘。剔除了明顯地被電網背景噪聲作用的測量數據。對任何次諧波其諧波電流如果小于In的0．1%，則不記錄。總諧波電流畸變率（Total Harmonic Current Distortion， THC）計算如下：

式中Ih為第h次諧波電流的有效值；In為風機額定電流。

這里并沒有測量風機啟動或其他開關操作引起的短時間諧波。

5 試驗結果

試驗期間機組無功功率設定為Q=0，變流I型機組數采設備采樣頻率40 kHz，變流II型機組采樣頻率20 kHz。為更好地顯示出每組結果數據的特性，下列圖組中右側刻度并沒有使用統一的量度。

圖5、圖6兩類機組變流器的各次諧波電流含量中，I型變流器出現 2、3、4、5、7、19、23 次電流諧波，3、5、7次電流諧波含量高，尤其是3次諧波，在所有功率區間平均值達到2．64%，滿發狀態下最大值為3．4%。

圖5 I型變流器各功率區間各次諧波電流含量Fig．5 Content of harmonic currents for each active power bin of converter I

II型變流器出現 2～8、11、13、17、19、23 次諧波，諧波次數出現率遠高于變流I型機組，同時最大電流諧波含量出現在5次諧波上，平均值為1．21%，最大值為1．45%。另外，兩類機組變流器31次～50次諧波電流含量均為零，這里并沒有表示出來。

可以發現，兩類機組變流器電流諧波含量均出現在2、3、6k±1（k為正整數）等諧波次數上，含量隨著次數的增高而降低。II型變流器較I型變流器而言，產生的電流諧波幅值小、分布相對分散，這是由于機組變流系統采用了不同的調制方式［14-15］。并且I型變流器未出現大面積的偶次諧波，說明其產生的電流波形具有良好的半波對稱性。

圖6 II型變流器各功率區間各次諧波電流含量Fig．6 Content of harmonic currents for each active power bin of converter II

圖7 、圖8間諧波結果圖中，總頻率范圍為75 Hz～1 175 Hz，統計間隔為 50 Hz。I型變流器在 75 Hz、125 Hz、175 Hz、225 Hz頻率出現間諧波含量，均值為0．18%，最大值為 0．28%。

圖7 I型變流器各功率區間間諧波含量Fig．7 Content of inter-harmonics for each active power bin of converter I

圖8 II型變流器各功率區間間諧波含量Fig．8 Content of inter-harmonics for each active power bin of converter II

II型變流器間諧波含量分布則表現出不均勻、不連續的趨勢，在 75 Hz～225 Hz、775 Hz～975 Hz都出現電流間諧波，均值為0．19%，最大值為1．04%。兩類機組變流器在1 175 Hz～1 975 Hz都沒有出現間諧波含量。需要指出的是，目前IEC間諧波檢測方法并不完善，檢測結果存在一定的泄漏效應［16］。

圖9、圖 10中，電流高頻分量的中心頻率為 2．1 kHz～8．9 kHz，統計間隔 0．2 kHz。 I 型變流器在 4．7 kHz、4．9 kHz頻率出現電流高頻分量，幅值均勻，均值為0．16%，最大值為0．17%；II型變流器出現范圍更廣，頻率更高，在 3．3 kHz～3．9 kHz、6．9 kHz～7．3 kHz 頻率都出現電流高頻分量，均值為0．23%，最大值0．39%。

圖9 I型變流器各功率區間電流高頻分量Fig．9 Content of higher frequency components for each active power bin of converter I

圖10 II型變流器各功率區間電流高頻分量Fig．10 Content of higher frequency components for each active power bin of converter II

總諧波電流畸變率如圖11所示，兩類機組變流器總諧波電流畸變率THC指標都沒有超出IEC標準限定值5%。隨著機組輸出功率的上升，I型變流器THC呈現上升趨勢，II型變流器呈現平穩發展趨勢；其中II型變流器產生的 THC含量低于 I型變流器，最值為2．52%，I型變流器為 3．44%。

圖11 總諧波電流畸變率Fig．11 THC distortion rate

6 結束語

基于兩類并網風力發電機組，以不同變流器系統為出發點，依據現場試驗數據，得到以下結論：

（1）兩類機組變流器電流諧波釋放水平均符合并網規范。I型變流器采用了不控被動整流方式，II型變流器采用可控主動整流方式。II型變流器電流諧波水平 2．52%低于 I型變流器3．44%；

（2）當機組相同配置時，風電機組變流器系統不同時，諧波釋放水平是不同的。在分析風場級的諧波問題時，風電機組變流器的具體控制參數是有必要說明的。