變速抽蓄交流勵磁網側變換器控制系統研究

王 舒，梁廷婷，孫 靜，汪宇懷

(1.南瑞集團有限公司(國網電力科學研究院有限公司)，江蘇 南京 211106；2.國電南瑞科技股份有限公司，江蘇 南京 211106；3.國網新源控股有限公司，北京 100761；4.國網浙江省電力有限公司，浙江 杭州 310007)

采用交流勵磁系統的可變速抽水蓄能機組由于其變速恒頻的運行特性，可以在發電、抽水兩種工況下更好地適應水頭的變化，始終運行在最優轉速，提高了機組的運行效率，降低了對環境水頭的要求，目前在國外的水電行業已經得到了比較廣泛的應用[1- 4]。

機組的交流勵磁系統目前應用最廣泛的是交-直-交結構的變頻器，可以看作是網側和機側兩個相同結構的變換器通過直流側的電容相連組合而成。目前對交流勵磁系統變頻器的控制策略基本是將網側變換器和機側變換器看成兩個通過直流側電容實現解耦的獨立部分分別進行控制。實際運行過程中，由于水頭和功率的改變，變速抽蓄機組的轉速在超同步速和次同步速之間調節，對于大容量的變速抽蓄機組，當轉速調節快時，變頻器上的功率變動大，如果網側變換器的控制性能不佳，容易導致直流側電容的過壓或者欠壓。針對這個問題，本文提出根據機側變換器的控制結果，對網側變換器的控制增加一個功率前饋控制分量來提高對直流側電壓的控制效果，并通過仿真與動模試驗進行了驗證[5-10]。

1 網側變換器雙閉環矢量控制

變速抽蓄機組的電機交流勵磁系統基本電路結構如圖1所示。

圖1 變速抽蓄機組交流勵磁系統結構

圖1中，e為電網電壓；u為網側變換器交流側電壓；i為網側變換器交流側電流；R為網側變換器交流側電阻；L為網側變換器交流側濾波電感；下標中的a、b、c代表三相坐標系ABC軸的量；udc為交流勵磁變頻器直流側電壓；C為直流側穩壓電容；ic為電容上流過的電流；iL為變頻器從直流側流入機側變換器的電流。

機組穩態運行時，網側變換器和機側變換器中流過的功率平衡，直流側的電容上電壓為定值，因此，網側變換器和機側變換器可以看作是兩個獨立的變換器分別進行控制。

對網側變換器的控制目標在于控制直流側的電壓穩定在參考值，同時調節交流側的功率因數。

根據網側變換器的電路圖，可以得到其電壓電流的關系式為

(1)

轉換到兩相同步旋轉坐標系中，得到

(2)

式中，ed、eq分別為電網電壓d、q軸分量；id、iq分別為網側變換器交流側電流d、q軸分量；ud、uq分別為網側變換器交流側電壓d、q軸分量；ω0代表同步轉速，即ω0=2π×50。

對于網側變換器的坐標變換，采用電網電壓矢量定向，即將兩相同步旋轉坐標系的d軸定位于電網電壓矢量方向，q軸超前d軸90°，在電壓矢量定向的兩相同步旋轉坐標系下，電流d軸分量為有功分量，q軸分量為無功分量。因此

(3)

式中，es為電網電壓矢量的幅值，將式(3)帶入式(2)即得到

(4)

通過采用前饋補償的方法，就可以實現網側變換器交流側電壓電流d、q分量的解耦控制。

因此，對交流側電流閉環控制采用PI調節器，根據交流側電流的參考值與反饋值的誤差，得到交流側電壓的控制目標值，電流環的控制方程為

(5)

根據功率平衡的原理，不考慮有功損耗時，網側變換器交流側從電網吸收的有功功率與直流側消耗的功率相等，得到

(6)

將式(3)帶入式(6)可以推導得到

(7)

因此，對直流側電壓閉環控制采用PI調節器，根據直流側電壓的參考值與反饋值的誤差，得到交流側電流d軸分量的參考值，電壓環的控制方程為

(8)

綜上，即得到網側變換器基于電網電壓矢量定向，直流側電壓外環，交流側電流內環的雙閉環控制系統。

2 網側變換器功率前饋控制

常規網側變換器雙閉環控制系統中，外環的直流電壓環是根據直流電壓的波動調節內環交流側電流有功分量的參考值，本文在此基礎上對內環交流側電流有功分量參考值增加了功率前饋控制分量。

根據電機學的基本原理，可以得到基于定子磁鏈矢量定向的兩相同步旋轉坐標系下的電機磁鏈與電流的關系式為

(9)

式中，Ψ、L、i分別為電機定轉子側的磁鏈、電感、電流；下標中的s代表定子側；r代表轉子側；Lm為電機定轉子之間的互感。

對于電機模型的坐標變換，采用定子磁鏈矢量定向，即將兩相同步旋轉坐標系的d軸定位于電機定子磁鏈矢量方向，q軸超前d軸90°。電機定子電壓矢量與磁鏈矢量相位角相差90°，因此，在定子磁鏈矢量定向的兩相同步旋轉坐標系下，電流d軸分量為無功分量，q軸分量為有功分量。

定子磁鏈矢量定向的兩相同步旋轉坐標系下，定子磁鏈的d、q軸分量為

(10)

式中，Ψs為定子磁鏈矢量的幅值。

定子電壓的d、q軸分量為

(11)

式中，us為定子電壓矢量的幅值。

將式(10)帶入式(9)可以推導得到電機的定轉子電流關系為

(12)

根據式(11)、(12)得到電機定子側有功功率

(13)

式中，Ps為電機定子側有功功率。

采用交流勵磁的變速電機定轉子側功率滿足

(14)

式中，Pr為電機轉子側有功功率，也就是交流勵磁變頻器的輸出功率；s為電機轉差率；n為電機的實際轉速；n0為50 Hz的同步轉速。

交流勵磁系統中變頻器的輸出功率為

(15)

根據功率平衡原理，不考慮有功損耗的情況下，變頻器網側輸入有功為

Pin=edid+eqiq=esid=Pr

(16)

從而得到變頻器網側變換器的交流側電流與電機的轉子電流之間的關系為

(17)

式中，irq為機側變換器輸出的轉子電流有功分量；電網電壓es和定子電壓us在電機穩態運行時可以認為是常數；Lm和Ls是電機的電感參數；n0是50 Hz的同步轉速。因此，可以得到對網側變換器交流側電流的功率前饋控制分量為

id=KP(n-n0)irq_ref

(18)

式中，KP為功率前饋控制分量的比例系數；irq_ref為機側變換器控制系統中轉子電流有功分量參考值。

優化后的網側變換器控制系統如圖2所示。

圖2 優化后網側變換器控制示意

3 仿真與實驗

3.1 MATLAB仿真

對上述的交流勵磁控制系統，在MATLAB中搭建仿真模型，模型參數采用實際1.5 MW雙饋電機試驗平臺參數，額定功率1.5 MV·A，電機定子電阻0.002 4 Ω，定子電感0.004 3 H，轉子電阻0.003 3 Ω，轉子電感0.004 1 H，定轉子互感0.003 2 H。

設定機組初始運行在45 Hz(1 350 r/min)，仿真時間0.3 s時電機定子側開始建壓，經過0.5 s完成同期并網控制，0.8 s時并入電網開始輸出功率，0.4 s內達到滿載1.5 MW有功功率輸出，之后，維持輸出的有功功率不變，1.5 s時機組轉速開始從45 Hz(1 350 r/min)逐漸上升到1.7 s時的55 Hz(1 650 r/min)，對于網側變換器，直流側電壓參考值設置為1 100 V。在機組調節輸出有功功率和變轉速運行的仿真過程中，機組輸出的有功功率、轉速和變頻器直流側電壓如圖3所示，其中，直流電壓波形中實線為網側變換器采用常規的雙閉環控制策略的仿真結果，虛線為網側變換器采用本文提出的優化后的控制策略的仿真結果。

圖3 仿真運行結果

根據仿真運行結果可以看出，本文所建立的網側變換器優化控制系統能夠抑制機組變速變功率運行過程中變頻器直流側的電壓波動。

3.2 動模試驗

基于1.5 MW雙饋電機試驗平臺，對所建立的網側變換器優化控制系統的控制性能進行驗證。

通過拖動變頻器控制電機轉速為55 Hz(1 650 r/min)時，通過交流勵磁系統控制電機建壓并網運行后，調節電機輸出的有功功率從300 kW增加到1 MW，功率調節過程中，交流勵磁變頻器的直流側電壓和電機輸出有功功率波形如圖4a所示。

交流勵磁系統控制電機輸出有功功率維持在300 kW時，通過拖動變頻器使電機轉速從55 Hz(1 650 r/min)逐漸下降到45 Hz(1 350 r/min)，轉速調節過程中，交流勵磁變頻器的直流側電壓和電機轉速波形如圖4b所示。

圖4 動模實驗結果

根據動模實驗結果可以看出，在電機變速變功率運行過程中，交流勵磁變頻器的直流側電壓基本穩定在參考值1 100 V，所建立的網側變換器優化控制系統具有良好的控制性能。

4 結 論

本文針對變速抽蓄機組中交-直-交變頻器的網側變換器部分，在常規的電網電壓矢量定向，直流電壓外環、交流側電流內環雙閉環控制系統的基礎上，引入功率前饋控制分量，對控制系統進行了優化，并通過仿真和動模試驗對所建立的控制系統進行了驗證，證明其對于直流側電壓的控制效果有所改善，具有良好的控制性能。考慮到實際的變速抽蓄機組容量可以達到幾百MW，交流勵磁變頻器上流過的功率達到幾十MW，在機組變速變功率運行時，要求變頻器網側能夠實現快速的功率調節，保證直流側電壓的穩定，本文給出的網側變換器優化控制方案具有一定的參考價值。