直驱电机（精选7篇）
直驱电机 篇1
1 直驱电机及其冷却方式
直接驱动式电机简称直驱电机, 主要指电机在驱动负载时, 直驱电机 (直线电机或力矩电机) 直接连接到从动负载上, 实现对负载的直接驱动。采用此种结构, 所有机械传动部件 (滚珠丝杠副、齿条与齿轮、传动皮带/皮带轮以及齿轮箱等) 均被取消, 消除了由机械传动带来的反向间隙、柔度以及与之相关的其它问题。“直接传动”取消了中间环节的概念, 从根本上解决传统的传动链问题。目前直驱电机在机床行业得到广泛的应用。
由于直驱电机的特殊性, 直驱电机的保护问题越来越突出, 尤其是过热保护问题。为了避免直驱电机在工作中温度过高, 直驱电机必须配有冷却循环系统。本文主要以西门子直驱电机+西门子840D数控系统为研究对象, 研究直驱电机的过热保护问题。
2 温度检测和处理
温度信号检测和处理有两种方法:一种是使用直驱电机内含有PTC热敏电阻的Temp-S信号通过热敏继电器转换为开关量信号再送入PLC处理。另一种是将直驱电机含有KTY84温度传感器的Temp-F信号直接送入西门子611D驱动器的X411接口由数控系统处理。
2.1 Temp-S
不管是力矩电机还是直线电机, 至少包含一组热敏电阻。PTC热敏电阻是一种典型具有温度敏感性的半导体电阻, 超过一定的温度 (居里温度) 时, 它的电阻值随着温度的升高呈阶跃性的增高, 热敏电阻特性如图1所示。
根据其特性将其信号接入热敏继电器 (以西门子热敏继电器3RN10131BW10为例) 转化为开关量信号, 接入PLC处理, 如图2所示。
2.2 Temp-F
直驱电机除了PTC热敏电阻外还含有一组KTY84温度传感器。KTY84温度传感器是硅材料温度传感器, 其性能特征是根据测量范围-40℃~+300℃内的温度变化, 电阻值大致从300~2700Ω左右基本呈线性变化, 如图3所示。
根据其特点将其信号接入840D数控系统611D的X411接口, 具体连接如图4所示。
2.3 参数设置
西门子数控系统将此温度信号经过处理, 将其温度值显示到驱动参数1702里。如果此温度超过驱动参数1602设置的预警阈值温度值, 将出现300614轴%1驱动%2超过电机温度”报警。如果在驱动参数1603设置的时间段内电机温度降至1602设置的预警阈值温度值以下, 报警将撤消, 如果在此时间段内温度保持不变或超过驱动参数1607设置的温度值, 将出现300613“轴%1驱动%2超过电机最大允许温度”报警, 系统自自动切断此轴的使能。
3 结语
通过以上两种方法可以实时检测直驱电机的温度变化, 根据其变化采取有效措施更好地保护电机, 大大降低直驱电机损坏几率, 使其发挥更好的性能。
摘要：为了防止直驱电机的过热问题, 利用直驱电机自带的PTC热敏电阻和KTY84温度传感器, 设计了两套保护系统方案。
关键词：直驱电机,过热保护
参考文献
[1]SIEMENSContinuousLoadMotorsofthe1FN3ProductFamily[Z].
[2]SIEMENS 1FW6 Built-in torque motors[Z].
直驱电机 篇2
a.阵风风速b.风能利用系数c.叶尖速比 (6) d.参考转速与实际转速e.网侧变流器输出三相电流f.网侧变流器a相电压和a相电流 (局部) g.网侧变流器输出有功功率h.网侧变流器输出无功功率i.直流电容电压图5阵风状况下PMSG运行特性通过上述公式可知, 极对数np是永磁电机的参数, 是一个常量。忽略磁效应时, 永磁体的磁链ψf为常量, 如果对定子d轴电流控制, 使其为0, 对于永磁发电机来说, 电磁转矩与定子q轴电流成正比, 这样永磁发电机的电磁转矩可以通过iq的大小来调节, 对电机转速进行调节, 使得系统在最佳叶尖速比状态下运行, 从而实现最大风能捕获[8]。3直驱式永磁风力发电机组的控制发电机侧变流器与电网侧变流器经直流电容相连接。两个变流器的虽然结构完全一样, 但是, 在作用和控制策略方面存在差异。发电机的侧变流器是将交流电进行整流变成直流电, 进而捕获最大风能;网侧变流器是对直流电进行逆变处理使其成为交流电, 并维持直流母线电压的稳定。3.1发电机侧PWM变流器控制策略发电机侧变流器的控制策略实质上是按照预定的目标控制永磁发电机:3.1.1按照最大风能捕获要求控制风力机的转速。3.1.2将由于风速的不确定性而导致发电机发出的频率和电压变化无序的交流电能进行整流。3.1.3按照要求对永磁同步发电机的无功输出进行控制[9]。本文采用常用的零d轴电流控制策略, 其优点是算法简单, 转矩与电流呈线性关系、不存在退磁问题[9]。永磁同步电机稳态控制方程:ud=Rid-ωeLqiq uq=Riq+ωeLdid+ωeψf (5) 采用PI调节器控制id和iq跟踪各自参考值idref和iqref, 就可以控制发电机的转矩和转速。由于ud和uq之间存在耦合项ωeLqiq和ωeLdid, 利用前馈补偿方法[5,10]消除两者间的耦合。系统控制方程为:ud=Rid-ωeLqiq+kp (idref-id) +ki乙 (idref-id) dt uq=Riq+ωeLdid+ωeψf+kp (iqref-iq) +ki乙 (iqref-iq) d乙乙乙乙乙乙乙乙乙乙乙t对于机侧变流器来说, 发电机的转速是通过转速外环、电流内环的双闭环控制系统进行控制的, 如图3所示:3.2电网侧PWM变流器控制策略风电机组正常运行时的网侧变流器一般处于单位功率因数逆变运行, 它将上一环节整流后的直流电逆变为与电网频率和幅值均相同的争先交流电, 减少谐波, 同时控制直流电容电压处于恒定参考值。网侧变流器相对于电网的有功功率和无功功率为:P=ugdigd+ugqigqQ=ugqigd-ugdigq (7) 对于网侧变流器来说, 借助电网电压定向的矢量E控制[11], 在电网电压合成矢量d上对同步旋转坐标系的d轴306
进行定向, 进而得到电压的d、q轴分量:ugd=Eugq=!0 (8) 则公式7改写为:P=EigdQ=-Eigq! (9) 对于无穷大电网来说, 其电压值恒定。所以, 有功电流和无功电流可以分别控制。如图4所示, 通过电压外环和电流内环的闭环控制结构, 对d、q轴电流通过PI调节器进行分别调节, 加上交叉耦合电压补偿项, 就得到了d、q轴控制电压分量u′d、u′q[11]。4仿真与分析本文在Matlab/Simulink平台下搭建了直驱式永磁风力发电系统仿真模型, 在此基础上分析风速扰动时该系统的动态特性。该系统的额定数据及仿真参数为:额定功率2000k W, 定子电阻0.01Ω, d轴电感0.003H, q轴电感0.003H, 永磁体磁链1.67Wb, 转动惯量500Kg·m2, 转动粘滞系数0.005N·m·s, 极对数为32。4.1阵风扰动情况基本风风速10m/s, 阵风风速最大值2m/s, 起始时刻2.5s, 持续至3.5s, 仿真曲线如图5所示。由图5可以得出:在阵风干扰时, 随着风速的增大, 网侧逆变器输出的有功功率以及电流值也跟着增大, 但是由于风轮和发电机具有很大的转动惯量, 有功和电流的变化要略微滞后于风速。发电机转速成功跟踪参考转速, 并随着风速增大而升高。风能利用系数、叶尖速比和直流电容电压随风速变化不明显。图f所示的电压与电流相位相差180°, 这说明网侧变流器工作在单位功率因数逆变状态。整个系统输出的无功功率不受阵风影响, 始终保持为零参考值。4.2渐变风情况基本风风速为10m/s, 渐变风风速最大值2m/s, 起始时间为2.5s, 持续至3.5s, 仿真曲线如图6所示。由图6可以得出:渐变风干扰类似于阵风情况, 随着风速的增大, 系统的有功功率以及输出电流值也随之增大, 相对于风速变化略有延迟。网侧变流器的q轴电流分量iq始终为零, 进而对有功功率和无功功率实现了成功的解耦控制。风速不会对系统输出的无功功率构成干扰, 始终为零, 在单位功率因数逆变状态下, 网侧变流器进行工作。5结论5.1本文根据直驱式永磁同步风力发电机的各部分数学模型及双PWM变流器的控制策略建立了整个风电科学实践d.参考转速与实际转速e.网侧变流器输出三相电流f.网侧变流器d、q轴电流分量g.网侧变流器输出有功功率h.网侧变流器输出无功功率i.直流电容电压图6渐变风状况下PMSG运行特性a.渐变风风速b.风能利用系数c.叶尖速比307
机组的仿真模型。在仿真模型的控制系统中, 为了使该模型对有功和无功实现解耦控制, 进而采用了转子磁场定向的机侧控制策略和电网电压定向的网侧控制策略。5.2发电机转速、有功输出会随风速变化而改变, 但是存在一定的时间延迟, 直流电容电压不随风速变化而改变, 始终保持恒定值, 在单位功率因数逆变状态下, 使得网侧变流器进行工作, 确保无功功率的输出值为零, 验证了整个系统协调控制的正确性。5.3通常情况下, 发电机、直流电容电压、网侧变流器电流均受到风速扰动的影响, 但影响有限。参考文献:[1]韩肖清.含变速恒频风电机组的电力系统仿真与稳定性分析[D].太原理工大学, 2009.[2]谢丽蓉, 南新元, 高瑜.基于PM SG风力发电系统的最大功率追踪控制[J].水力发电, 2008, 5:100-103.[3]Kun Han and Guo-zhu Chen.A Novel Control Strategy of Wind Turbine M PPT Implementation for Direct-drive PM SGWind Generation Imitation Platform[J].IEEE, 2009.[4]李燕, 梁英.永磁直驱风电系统电压源型变流技术[J].电力系统及其自动化学报, 2010, 2:65-70.[5]张梅.直驱永磁同步风电机组建模及其控制系统仿真研究[D].西安理工大学, 2008.[6]倪受元.风力机的工作原理和气动力特性[J].太阳能, 2000 (3) :12-16.[7]严干贵, 魏治成, 穆刚.直驱永磁同步风电机组的动态建模与运行控制[J].电力系统及其自动化学报, 2009, 12.[8]董桐宇.直驱式风力发电机的建模与并网仿真分析[D].太原理工大学, 2011.[9]陈瑶.直驱型风力发电系统全功率并网变流技术的研究[D].北京交通大学, 2008.[10]尹明, 李庚银, 张建成等.直驱式永磁同步风力发电机组建模及其控制策略[J].电网技术, 2007, 8:61-65.[11]张爱玲, 牛维.三相电压型PWM整流器设计方法的研究[J].太原理工大学学报, 2008, 5:311-315.作者简介:董桐宇 (1986-) , 男, 硕士, 助理工程师, 主要从事电力系统运行与控制的研究工作。308
参考文献
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[9]陈瑶.直驱型风力发电系统全功率并网变流技术的研究[D].北京交通大学, 2008.
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直驱电机 篇3
风力发电是开发和利用可再生能源的最好工具之一,具有广阔的市场前景。省去齿轮箱的直驱式永磁同步风力发电机,因为具有机组寿命长、维护方便、效率高等优点,将成为未来风力发电发展的主要方向。因此,该机型的技术、运行特性、并网后功率的控制也相应地成为风电领域的重要研究课题。
近几十年发展起来的H∞鲁棒控制理论是一种比较成功且完善的理论体系,可以解决干扰抑制、鲁棒稳定、信号跟踪等问题。本文研究直驱式永磁风力发电机的H∞控制,应用Mat lab工具箱进行求解。
1 直驱式永磁同步风力发电系统的组成及其使用
直驱式永磁同步风力发电系统由风轮机、多极永磁同步发电机(PMSG)、PWM整流器、直流环节、PWM逆变器和电网组成(如图1所示),为了增加系统的可靠性和降低维修费用,取消了增速齿轮箱。由于永磁材料磁性能的改善和价格的降低,可用永磁体代替同步电机的励磁绕组,省去了滑环,简化了电机结构,并且永磁发电机与传统发电机相比可以使极距减小,所以电机的转速可以设计得较低,可以在20～200r/min之间,因而永磁发电机可以直接与风轮机相连,由变浆距风轮机直接驱动,构成直驱式永磁同步风力发电系统。
PWM整流器将发电机发出的交流电整流成恒定直流,并提供一个可供最大功率点追踪控制算法使用的直流信号和功率信号,实现最大功率控制;对整流器进行矢量控制,可以实现有功功率和无功功率的解耦控制。直流环节为PWM逆变器提供一个合适的直流电压,使得逆变器向电网输出一个期望的电流,以传输有功功率和无功功率。
发电机的单机容量为3～5 MW,也可以在每一台发电机机端配置整流器,通过直流母线实现与风电场其他机组(群)的并联运行,既提高了可靠性,又改进了效率。风电场由一台大容量公用逆变器把直流母线的直流电转换成50Hz的交流电,电压可以达12kV,以直接并入当地电网使用,还可以经变压器升压至更高电压后并入更高压电网传输到远处。
由于风能本身的波动性、随机性,使得并网运行的风电机群输出的有功功率也具有波动性、随机性,因此机群输出有功功率的控制目标是:在保证单台风电机组安全稳定运行的基础上,最大效率地利用风能,输出恒频恒压的电量。
由于风电机群具有一定的无功功率调节能力,所以无功优化的控制目标为:提高风电机群与接入系统的电压稳定,依据风速预测和地区系统无功优化方案,确定机群的无功输出及电压水平,以保证风电机群并网母线节点及系统关键节点的电压稳定。
本文着力研究利用H∞控制方法对有功、无功功率控制参考值的跟踪及内外部干扰的抑制,保持系统的安全运行。
2 直驱式永磁同步风力发电系统矢量控制时的数学模型
在两相同步速旋转d,q坐标系下,当采用定子磁场定向矢量控制,并将定子磁链矢量定向在d轴上,直驱式永磁同步风力发电系统矢量控制时的数学模型为[1]
式(1)中第1、2式为风力发电机系统的转子运动方程,式中θ,ω为转轴角位移和机械角速度,TW为风能转换到轮毂上的机械转矩
式中:kω=0.5Cp(λ,β)ρπR5/λ3,ρ为空气密度,R为风力机桨叶半径,Cp(λ,β)为风力机的风能利用系数,β为桨距角,λ=ωR/υ为叶尖速比,υ为风速。
J,B,K分别为风力发电系统的机械转动惯量、转动粘滞系数和扭矩系数。
式(1)的第3、4式为基于d-q同步旋转坐标系的发电机电压方程,式中u,i分别表示电压和电流,下标代表d,q轴分量,设d轴和q轴电感相等,即Ld=Lq=L,Ra为定子电阻,np为发电机磁极对数,ψ为每对磁极产生的磁链。
3 直接反馈线性化
直接反馈线性化(DFL)是我国学者提出并发展起来的基于系统输入-输出描述的一种反馈线性化方法[2],可以将非线性系统在全局范围内进行线性化处理[3,4]。与基于微分几何理论的线性化方法对比,它们采用了不同的描述方式和处理方法,得到相同的线性化效果。DFL的优点是所用的数学工具简单,物理概念清晰,适合于工程应用。
对式(3)、(2)进行坐标变换:采用状态变量的偏差量为输出变量,得输出方程
式中θref,ωref,idref,iqref为选定的参考值。将式(4)对t求导得
将不确定参数Ra,B,K用标称值和偏差值之和表示(温度变化引起Ra的偏差,转速变化和转轴的柔性变化引起B,K的偏差)
将式(4)～(6)代入式(1),得出具有参数摄动阵ΔA(t)和有界扰动B1w的不确定系统
式中x=[ΔθΔωΔipΔiq]T
B1w包含非线性内容或不确定值,代入参数的数值后,可估计出其上界B1w[5]。
设B2v第3、4行分别等于v1,v2,它们被称为虚拟控制变量,即
于是,B2v可写成
4 H∞控制器的求解
式(7)符合参数不确定系统的H∞控制标准形式[6],第1式为被控对象,其中ΔA(t)为参数摄动阵,可描述为
为有界干扰项系数,B2为控制项系数。第2式为干扰抑制性能评价指标,其中C1,D12为设定的加权函数,用来调节干扰抑制效果和控制输入大小之间的矛盾。式(7)的增广被控对象为
可用以求解具有鲁棒稳定、干扰抑制性能的状态反馈控制器。式(11)中ε>0,ε越小,意味着系统对干扰抑制性能越好,但过小的ε将会削弱系统的鲁棒稳定性。式中,D11为零矩阵。
式(7)的状态反馈控制器为
式中K为反馈系数,可以用求解Riccati不等式的方法或利用MATLAB软件中μ-分析与综合工具箱的hinffi.m函数求取[7],命令如下P=[A,B1,B2;C1,D11,D12]
sys=pss2sys(P,4)
[K,g,gfin,ax,hamx]=hinffi(sys,2,0.1,20,1,2,1e-6,1e-10)k11=K(1,1),k12=K(1,2),k13=K(1,3),k14=K(1,4)k21=K(2,1),k22=K(2,2),k23=K(2,3),k24=K(2,4)
由式(8)、(12)便可得出直驱式永磁同步风力发电系统的非线性H∞控制律:
5 算例及计算机仿真
直驱式永磁同步风力发电系统的参数如下:额定功率PN=2MW,额定电压UN=4 k V,风机额定转数ωg=23.87 r/min=2.5rad/s,发电机极对数np=40,永磁体磁链ψ=0.5634 Wb,定子电阻RaN=0.01Ω,定子电感L=0.003 H。额定风速υr=13 m/s,空气密度ρ=1.225 kg/m3,叶片半径r=42 m,等效转动惯量J=8000 kgm2,转动粘滞系数BN=3,扭矩系数KN=2。在运行过程中,不确定参数RaN,BN,KN变化可达其标称值±50℅。试设计H∞控制器并进行计算机数字仿真。
取θref=0,ωref=2.5 rad/s,idref=0 A,iqdref=260 A。取可能发生的最大偏差值:p1=0.005Ω,p2=1.5,p3=1,计算式(7)的各项系数,按式(11)指定E,F,取式(12)中ε=100。得
选定加权函数c1和d12,(由式(1)、(13)构成仿真模型来进行加权函数的优化)。
求得状态反馈控制器的反馈系数K
得上述直驱式永磁同步风力发电系统的H∞反馈控制律为
为了节省篇幅,给出下列一种运行情况作为例子进行仿真:设不确定参数Rc=0.01+0.005sintΩ,B=3+1.5sin2t,K=2+sin3t;随着风速变化风力机的转速曲线如图2所示。发电机所希望的输出有功功率(期望值)为1.8MW,试作仿真曲线。
图3给出了当系统具有如上参数摄动和扰动时的仿真曲线,(a)、(b)分别为风力发电机输出有功功率、无功功率,实线为响应值,虚线为期望值(如将视图放大,虚线可以看得更为清楚)。图4(a)、(b)分别为发电机定子d、q轴电流响应值及期望值曲线,图5(a)、(b)分别为H控制器的输出电压ud、uq。
从仿真结果可以看出系统具有很好的跟踪性能,实际响应值跟踪期望值,不受不确定参数和风速变化的影响。
6 结束语
本文对直驱式永磁同步风力发电机的H∞控制进行了研究,建立了直驱式永磁同步风力发电机的鲁棒控制模型,根据H∞控制理论,利用MATLAB工具箱设计了H∞控制器。仿真结果表明,在该控制器作用下,直驱式永磁同步风力发电机具备参数摄动镇定性能和干扰抑制性能,风速变化虽然使风力发电机的转速随之变化,但输出的有功功率、无功功率的实际响应值仍能很好地跟踪期望值曲线,发电机转子d、q轴电流响应值跟踪期望值曲线,安全可靠地获取最大风能,向电网输送恒频恒压的电能。
参考文献
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直驱电机 篇4
电网电压的跌落是最常见的电网故障。当风力发电在电网中所占比重较小时,若发生电网电压跌落,一般就直接把风力发电机切出电网,以保证风力发电机不被损坏。但是现在风力发电在电网中所占比重越来越大,随意切出电网有可能造成电网事故扩大及一系列的问题,所以现在一般要求风力发电机有一定的低电压穿越运行能力,即当电网故障或扰动引起风电场并网点的电压跌落时,风力发电机仍能够保持并网,甚至向电网提供一定的无功功率支持,直到电网恢复正常,从而“穿越”这个低电压时间(区域)。低电压穿越能力可以使风力发电机躲过继电保护动作时间,等故障切除后恢复正常运行,这样可大大减少风力发电机组在故障时反复并网的次数,减少对电网的冲击[3]。我国2009年颁布的《风电场接入电网技术规定》中明确规定了风电场的低电压穿越要求。基于此,本文对当前直驱式永磁同步风力发电机的低电压穿越方法进行了总结。
1提高低电压穿越能力的方法
因为电网电压跌落相对于发电机转速变化是一个瞬时的过程,在电压跌落的短时间内风力发电机所输出的功率不会变化,所以电网电压的跌落就必然会造成发电机输出电流的增大以保证输出功率的恒定。
在电网电压跌落次数发生较少或者电压跌落比较轻微时,不改变直驱式永磁同步风力发电机的变流器系统原有的拓扑结构,只通过提高变流器功率器件的耐电流等级,能使发电机的低电压穿越能力有所增强。此外,通过适当增加中间直流环节电容的容量可以使功率差的能量在电容上得到缓冲,在一定程度上可以提高低电压穿越能力。但是在电压跌落程度较为严重的情况下,此类方法并不适用,并且会大幅增加成本,所以通常不单独运用。
由于直驱式永磁同步风力发电机的变流器的主要开关器件一般是IGBT这种功率半导体器件,其所能承受的电流有限,如果长时间通过较大的电流很可能造成功率器件的烧毁,因此变流器输出电流一般有一个限定值。如果电网电压跌落的幅度较大、时间相对较长,则变流器输出的功率一定会减小,如果还想保持风力发电机和电网的功率平衡而不损坏器件,只有两种方法,一种是减小风力发电机的输出功率,使其与电网所能吸收的功率平衡;另一种是增强风力发电机后设备吸收过剩功率的能力,如增加Crowbar保护电路来吸收电网电压跌落所造成的功率差。而通常电网电压跌落相对于发电机转速的变化是一个较短的过程,减小风力发电机的输出功率反应较慢,不能适应低电压穿越的需求,所以现在大都采用Crowbar保护电路以增强变流器系统吸收过剩功率能力、从而实现风力发电机低电压穿越的方法[4,5]。Crowbar保护电路可以加在变流器系统的不同部位:发电机侧、中间直流侧和电网侧。
1.1发电机侧加入保护电路
卸荷Crowbar电路可以加在发电机定子侧实现保护作用,一般运用于传统的直驱型风电系统,如图1所示。
Pm—风力机叶片所吸收的功率;Ps—永磁同步发电机所发出的功率;Udc—中间环节电压;Pg—网侧变流器向电 网输出的功率;ug—电网电压。
当风速过大,超过限制的最大值时,可以在定子侧投入卸荷电阻消耗掉多余的能量[6]。故障造成电网电压跌落时,同样可以用这种方法来消耗发电机侧的多余能量,从而消除功率差,稳定输出电流。故障消除后再切除卸荷电阻,恢复正常的功率输出。通常在这种拓扑结构中采用的开关器件为晶闸管,它的电流承载能力和开关速度都符合定子侧保护的需求。保护电路的投入和切除控制方法与双馈式风力发电机定子侧一些保护控制方式类似。
这种Crowbar保护电路的优点是实现简单、成本较低,但是会对发电机的功率输出有一定影响,因此现在的新型直驱型风力发电机已经不采用这种保护电路。
1.2中间直流侧加入保护电路
在中间直流侧加入Crowbar保护电路是现在最常用的一种方法,主要分为3种:加入储能设备、加入辅助网侧变流器和加入卸荷电阻,其中在中间直流侧加入卸荷电阻的方法最常用。
1.2.1 加入储能设备
直流侧加入的储能设备一般为超级电容或蓄电池,如图2所示,直流环节并联储能设备和其控制电路。
在电网电压跌落时,控制电路投入运行,功率开关器件形成降压斩波电路,降低直流环节电压的同时在储能设备中储存能量。电网电压恢复以后,功率开关器件形成升压斩波电路,把储存起来的电能回馈给电网。此过程需要注意避开卸荷电路中功率器件的死区时间,以防止直流环节中的电容发生短路故障[7]。
这种方法面临的主要问题是电网电压跌落的时间一般比较短,而作为储能环节的蓄电池一般充放电时间较长,难以很好地实现保护作用。同时储能设备增加了系统结构的复杂度,额外的储能设备也会增加成本。
1.2.2 加入辅助网侧变流器
如图3所示,直流环节也可以加入辅助网侧变流器来给电网供电。
电网电压跌落之后变流器不能正常工作的主要问题是变流器的IGBT功率开关器件的过流能力有限,所以可以通过增加辅助变流器的方法来提高变流器的过流能力,从而实现低电压穿越。辅助变流器一般采用的功率器件是GTO等成本较低、过流能力较强的开关器件。但是这种方法也有其固有的缺点,例如网侧和辅助两个变流器控制的配合问题以及GTO等器件开关频率较低而造成的谐波问题。同时如果电网电压跌落幅度较大,这种方法同样较难实现低电压穿越。
1.2.3 加入卸荷电阻
在直流环节加入卸荷电阻的方法基本分为两类,一类是功率器件直接连接卸荷电阻与直流侧,另一类是通过Buck电路(降压式变换电路)将卸荷电阻接入直流侧,如图4所示。
系统正常工作时,Crowbar保护电路不投入工作。在电网电压跌落出现功率差时,Crowbar保护电路投入卸荷电阻消耗掉风力发电机和电网间的功率差(见图4(a)),否则有可能因为中间直流环节电压过高而损坏直流侧电容或逆变器中的功率开关器件。卸荷电阻直接接入直流侧较大的缺点是这部分能量通过电阻的发热消耗掉了,另外,功率器件直接与直流侧连接,因为直流母线电压较高,所以需要高压负载。如果通过Buck电路与直流环节相连(见图4(b)),因为Buck电路的降压作用,所以只需要低压负载就可以了,同时这种电路可以很好地限制启动电流。
实现这种控制方案需要单独的直流环节Crowbar保护控制电路,并通过两种不同的标准决定卸荷电阻是否投入工作。一种是以直流环节的直流电压作为判断标准,另一种是以直流环节两侧的功率差作为判断标准。为了避免频繁的投切,以直流侧电压为判断标准的卸荷电阻控制电路需要加上一定的延迟。而以功率差作为主判断标准、直流侧电压作为辅助判断标准的方法可以很好地保证保护电路投入卸荷电阻的准确性和快速性,如图5所示。
ΔP—功率差;ddamp—投入卸荷电阻时间的占空比。
1.3电网侧加入保护电路
保护电路同样可以加在电网侧,如图6所示。
这种情况需要一个与风力发电输出基本相匹配的负载,以在它们之间形成一个微网系统。另外,在电网与负载之间加入三相静态换向开关(一般由晶闸管反并联组成),从而完成微网和并网状态之间的切换。正常运行时,负载功率主要由风力发电提供,风力发电多余的电能输入给电网,负载不足的电能由电网提供。如果电网电压跌落,三相静止开关则断开电网与风力发电和负载的连接,这时风力发电和负载处于微网的状态,等待电网电压恢复之后再与电网相连接。微网状态时网侧变流器采用电压控制方式,并网状态时网侧变流器采用电流控制方式。
这种保护方式增加的硬件较少、成本较低,但是需要选择一个与风力发电输出相匹配的负载,同时控制方式的切换也是难点。
2结论
直驱式永磁同步风力发电机采用了Crowbar保护电路后,可以显著提高其低电压穿越能力。本文通过分析各种应用于直驱式永磁同步风力发电机的保护电路,总结了各种保护方案的优缺点,简单说明了保护电路的控制方法。其中,中间直流侧加入Crowbar保护电路因为可靠性和成本都较符合工业应用的需要,因而应用最为广泛。
摘要：随着风力发电机组容量的迅猛发展,低电压穿越能力成为风力发电机并网运行的必要条件。对于直驱式永磁同步风力发电机而言,可以通过在不同的位置加入撬棒(Crowbar)保护电路来增强其低电压穿越能力。笔者总结了各种Crowbar保护电路的特点和适用环境,并对其控制方法进行了说明,分析了各种保护电路的优缺点。分析结果表明直流环节Crowbar保护电路的实用性和稳定性较好,是目前风力发电机组主要采用的低电压穿越方法。
关键词：直驱式永磁同步风力发电机,低电压穿越,撬棒保护电路
参考文献
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直驱电机 篇5
根据车辆行驶的特点采用高功率因数的直驱永磁同步风力发电机(DDPMG)。该类型的发电机采用永磁体励磁,消除了励磁所损耗,提高了效率,实现发电机无刷化。采用风动机对发电机直驱的方式,取消齿轮箱,可以提高发电机的效率及其可靠性。风力机因有成熟产品,这里不再详述。
由于车辆行驶中速度是不断变化的,所形成的风力也是起伏变化的。发电机所发出的电压极不稳定。因此要设计相适应的控制电路来稳定发电机输出的电压,平抑因风力起伏引起的电势波动。
本发电系统主要由机械部分和电气控制部分组成。
1 机械组成
本系统采用双喇叭口空气导流罩和双风力机的组合方式。这一方式有利于最大限度的获得风力。喇叭口式结构能够促使风力压缩和提高风压。采用双风力机可以提高风能的利用率,增强输入发电机的功率。当车辆高速行驶时,迎面产生的风阻力进入空气导流罩,由双喇叭口导向风力机,并带动发电机运转。
2 电气控制
为平抑发电机因风力起伏引起的电势波动。设计如(图1、2)所示的电气控制系统。(图1)是电气控制组成框图。
主要有:输入滤波电路,VI-ARM可自动调整输入电压范围的整流模块,Vicor DC/DC变换器等组成。电气控制流程为:发电机发出的电压经滤波电路整形后输入到VI-ARM模块,进行电压调整,然后由DC/DC变换器变换成符合车辆使用要求的电源。应用电路如图2所示。
在通用输入电压范围内,VI-ARM模块直流出母线电压可保持在200~375 V之间。该模块可与VICOR公司的VI-260系列和输入电压为300 V的直流变换器模块配套,组成离线式开关稳压电源。VI-ARM模块的输入引脚L和N之间应加入输入滤波器。该滤波器由共模电感L3和Y电容(接在相线到地之间的电容)及两个附加电感L1、L2和X电容(接在相线与相线间的电容)等元件组成。在100 kHz~30MHz之间,该滤波器具有足够的共模和差模插入损耗,完全可以满足传导辐射B级极限值的要求。
引脚ST应接在串联滤波电容C5、C6的中点,以便控制整流器在全波整流与倍压整流状态之间的转换。电容器两端并联的气体放电管V1和V2可实现输入电压的瞬变保护,泄放电阻R1和R2在电流关断时,可谓滤波器电容提供放电通路。为扩大输出功率,可以将多个DC/DC变换器并联。VI-ARM模块的使用引脚EN必须接到所有变换器模块的PC引脚上,这样在电源接通过程中,可将所有变换器模块关断。VI-ARM模块给多个变换器模块供电时,为了消除各个变换器模块之间使能控制信号互相干扰,在每个变换器模块的PC引脚上应串入一个信号二极管。电源接通过程结束后,使能引脚EN对模块的负输出引脚(-V)的电压升高至15 V。当整流器输出母线电压超过400 V时,使能引脚将变为低电平,从而关断变换器模块。变换器模块关断后,VI-ARM电路中的热敏电阻的旁路开关打开,热敏电阻串入输入电路中,使母线电压降到安全值。这样可以限制气体放电管触发时的输入电流。DC/DC变换器采用V375A5C400A模块。该模块具有多块并联功能,并有故障容许能力,可灵活通过并联构成各种不同输出功率的单元。各模块电路的原理及参数数据都有资料可查。
3 结语
本文所述的是把风力发电技术运用在运动车辆上,将车辆运行中产生的可利用空气阻力转化为电能。该技术可用在各种车辆上,特别是当前倡导的混合动力车辆。所发出的电能作为后备电源,可增加电动车辆的行驶里程和车辆电器的耗能补充,是一种降低车辆运行能耗的有效办法。
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直驱电机 篇6
作为新型数控加工装备,并联机床相对于传统数控机床具有刚度高、承载能力强、动态性能好等诸多优点,因而具有十分广阔的应用前景。然而,随着研究的不断深入,研究人员发现,多自由度并联机床存在诸多缺陷,如工作空间小、位形奇异、运动耦合、加工精度低等,限制了并联机床的进一步实用化。因此,出现了基于少自由度并联机构的混联机床。混联机床属于并联机床概念范畴,在结构上扩大了工作空间,同时降低了机床设计和控制的难度。可以说,混联机床更具有灵活性和实用性,从而为并联机床的应用拓展了发展空间[1,2,3]。直线电机驱动伺服系统是当前国际上公认的最具前途的高速、高精度数控机床快速进给系统,采用直线电机和智能化数字式伺服控制的高速加工中心已成为当前主要机床制造商竞相研究和开发的关键技术和产品[4,5]。直线驱动技术的应用将原始的回转运动转变为直线运动,因此机床的速度、加速度、负载刚性、精度及动态性能彻底得到了改观。
笔者基于模块化设计技术,研制开发出了完全由直线电机驱动的新型四轴联动数控机床。以该机床并联主轴模块为研究对象,基于运动学和动力学建模分析,提出了机床配重质量配比优化方法,对单边并联双直线电机驱动力进行了优化研究。
1 新型机床结构描述
基于模块化设计技术,研制开发了一种完全由直线电机驱动的新型四轴联动数控机床(主要用于铣削一般铝合金零件),其三维结构如图1所示。该机床采用混联式单立柱结构,主要由2-DOF并联主轴头和XY工作台两大功能模块组成;除此之外,还包括配重机构、立柱和底座三大部分。并联主轴头为非对称式PR-PRR构型,由单边直线电机双动子驱动结构实现“Z轴平动+A轴转动”两自由度运动;XY工作台为十字形串联结构,由双直线电机驱动实现“X轴+Y轴”的XY平面运动。
图1所示的2-DOF非对称式PR-PRR并联主轴机构的运动学模型如图2所示。图2中,滑座D和滑座E分别与直线滚动导轨滑块及两直线电机动子直接相连(文中定义两运动实线轴为U轴和V轴),定长杆BC一端通过旋转副B与摆动平台相连,另一端通过旋转副C与滑座E相连,摆动平台通过旋转副A与滑座D相连,从而构成PR-PRR型非对称式并联机构。当单边直线电机的双动子在竖直导轨上以不同速度运动时,上下滑座驱动摆动平台和定长杆,使得摆动平台做“Z轴平动+A轴转动”两自由度运动,设计工作空间为[z,θ]=[0～320mm,0～1.57rad],即主轴头可实现立卧转换。
2 运动学分析
根据主轴机构运动学关系,建立了如图3所示的位置矢量图。由图3可知,动坐标系tyz在固定坐标系OYZ中的位置向量为(z,θ);OA矢量在OYZ中的位置为(0,z1),OC矢量在OYZ中的位置为(e,z2);l1在OYZ中的矢量为AB,l2在OYZ中的矢量为BC;ψ为矢量AB与Z轴逆时针方向夹角,φ为过C点作Z轴平行线,按逆时针方向转至与BC矢量相重合时所扫过的夹角,0≤φ<π/2;Z0(0,s0)为下滑座(或是t点)的初始位置点,Z1(0,s1)为下滑座(或是t点)行程的最大位置点,Z2(0,s2)为上滑座行程的最大位置点,π+θ+δ为AB与Z轴方向逆时针夹角。
由图3可知,封闭矢量方程为
在固定坐标系OYZ中,列式(1)的投影方程,得运动学方程如下:
综合图3中的几何关系,则机构的运动约束方程为
给定(z,θ)后,由运动学方程(式(2)～式(4))和约束条件(式(5)～式(7))可得位置逆解:
3 动力学建模
在运动学分析中以摆动平台的回转中心t作为并联主轴头的运动输出点,但是在机床实际加工中,刀尖点才是机床铣削的作用点,因此在动力学建模中以刀尖点T作为机床运动输出点。在刀尖点处建立动坐标系Tyz,如图4所示。
为了提高主轴机构的运动平稳性和可靠性,设计增加了两个配重W1和W2,分别通过具有较高刚性的链条与U轴滑座D和V轴滑座E相连。
3.1 速度和加速度分析
在图4所示的机床结构简化模型中,设刀尖点T在OYZ中的位置坐标为(yT,zT),由此可得铰链点A、B、C在OYZ坐标系中的坐标:
式中,RTA、RAB和RBC为旋转变换矩阵;I0为假定的刀尖点T到铰链点A回转中心的距离。
由式(9)～式(11)可知,铰链点A、B、C的速度可以由刀尖点T的速度得到:
式中,▽为平面叉乘算子矩阵。
由图4可以求出U轴滑座D和V轴滑座E的位移z1和z2,以及定长杆BC的旋转角度φ,然后分别对时间求导,可以得到相应的速度和角速度:
由式(12)～式(14)和式(15)～式(17)可知,滑座D和E的速度可由刀尖点T的速度重新表示为
式中,为机庆刀尖点T处的逆雅可比矩阵,。
对式(12)～式(17)求导,可分别得到铰链点A、B、C和滑座D、E的加速度aj(j=A,B,C,D,E)以及定长杆BC的角加速度。
3.2偏速度和偏角速度矩阵
考虑机床动力学系统在参考系R中的位姿由s个广义坐标q1,q2,…,qs来描述,则机床的雅可比矩阵可定义为机构主动关节的广义速度qk到末端执行器速度vT的映射。根据雅可比矩阵的表达形式,偏速度矩阵可以定义为[6]
同理,偏角速度矩阵可以定义为
式中,ωk为第k个运动部件的角速度。
选择每一个运动部件的铰链点作为建立偏速度矩阵和偏角速度矩阵的关键点,由式(19)和式(20)可分别计算滑座D和E、定长杆BC、摆动平台、配重W1和W2的偏速度和偏角速度矩阵。
选择D点为U轴滑座的关键点,根据式(15)可以得到滑座在D点的偏速度矩阵为
由于在运动过程中,U轴滑座只能沿直线导轨做平动,因此其偏角速度矩阵为0,即
同理,可求得V轴滑座在E点、定长杆BC在C点的偏速度矩阵Hj和偏角速度矩阵Gj(j=E,C)。
选择T点为摆动平台的关键点,其偏速度和偏角速度矩阵分别为
由于配重W1和W2与U/V轴滑座直接相连,由此可知配重的运动速度和滑座的运动速度大小相等,方向相反。选择质心作为配重块的关键点,由此可得偏速度矩阵和偏角速度矩阵分别为
3.3广义惯性力和惯性力矩
在主轴机构运动过程中,铰链中的轴承在良好的润滑条件下摩擦很小,因此可视为光滑铰链的理想约束。为了简化动力学模型,在建立并联主轴机构动力学模型的过程中忽略铰链的摩擦。刚体的运动可以分解为刚体质心的移动和刚体绕质心的转动。应用牛顿-欧拉法求得并联主轴机构中每个运动部件在求解偏速度和偏角速度矩阵时指定的关键点处的惯性力和惯性力矩。
由牛顿-欧拉方程可知,上下滑座在D点和E点、配重在其质心点处的合力和合力矩为
式中,mj下标j表示D、E、W1、W2,mj为滑座D、E和配重W1、W2的质量;g=[0,-9.81]T。
定长杆BC在C点的合力和合力矩为
式中,mC为BC杆的质量,rC为BC杆质心点到C点的距离;IC为BC杆关于C的转动惯量;为φ的角加速度矢量。
摆动平台在T点的合力和合力矩为
式中,mT为摆动平台的质量;rT为摆动平台质心点到T点的距离;为θ的角加速度矢量;IT为摆动平台关于T点的转动惯量;Fout为加工时T点处的铣削力,Fout=[Fx Fy Fz]T。
3.4 基于虚功原理的动力学模型
假设并联主轴机构存在一个q*的虚位移运动,因此有如下关系式成立[7]:
式中,u*为主动关节的虚速度;vj*为末端执行器的虚速度;ωj*为末端执行器的虚角速度。
由机构的虚速度和虚角速度,可以方便地求得在虚时间δt≠0时各运动部件的虚位移;根据虚功原理,所有力和力矩所作的虚功之和等于零。因此,可以得到
式中,Fj和Mj分别为并联主轴机构中第j个运动部件的合力和合力矩;F1和F2分别为U/V轴两直线电机提供的驱动力。
将并联主轴机构各运动部件的惯性力、惯性力矩、偏速度矩阵和偏角速度矩阵代入式(36),可以得到该并联机构刚体动力学模型:
式中,下标j表示D、E、C、W1、W2、T。
4 直线电机驱动力优化
4.1 运动规划
在实际加工过程中,考虑到并联主轴在快速直线和回转运动中加速度的跃变会对U/V轴直线电机产生较大的惯性冲击,从而影响机床的动态性能,因此,寻求较优的运动规划曲线,是优化电机推力控制、提升机床动态性能的重要措施。本文选择了一条典型的加工轨迹进行了两种运动控制规划:①T形速度规划。假设摆动平台经历加速0.1s、匀速0.3s和减速0.1s由(z,θ)=(200mm,0)空载运动到(z,θ)=(2 7 5mm,29°),基本运动参数如式(38)所示;②S形速度规划,假设摆动平台经历加速0.1s、匀速0.3s和减速0.1s由(z,θ)=(200mm,0)空载运动到(z,θ)=(260mm,23°),基本运动参数如式(39)所示。即
其中在加速段和减速段,采用S形(角)加速度规划,即摆动平台在加速段由加加速段、匀加速段及减加速段组成,减速段由加减速段、匀减速段及减减速段组成,如图5所示。
4.2 基于配重质量配比的电机驱动力优化
为了提高主轴的运动平稳性和可靠性,通常采用增加重力平衡的方法。目前,常用方法有:机械配重平衡、液压平衡、气压平衡和制动器锁紧等。考虑到研究开发成本和结构简单紧凑性,本文采用机械配重平衡,即重物配重方式。在立式加工中心中,传统的重物配重就是用链条或钢绳绕过立柱顶端的定滑轮,悬挂一个与运动部件等质量的重物,以此达到平衡运动的目的。但对于本文研究的并联主轴模块,采用等比配重的方法则不能完全起到优化电机驱动力的目的,因此,本文提出以并联主轴模块在运动过程中直线电机提供的最大驱动力(绝对值)的平均值最小作为配重质量配比优化的原则,以此减小电机的运动负载功率[8]。优化函数如下式所示:
式中,Fi为第i个直线电机提供的驱动力;ρi为第i个运动模块质量与总运动质量的比,即配重比。
对于本文研究的并联主轴机构n=2,由式(40)可知,当配重比从0变化到1时,得到U/V轴直线电机提供的最大驱动力的变化曲线,如图6所示。由图6可以看出,当0≤ρ1≤0.45时,U轴直线电机最大驱动力随ρ1线性减小,当0.45<ρ1≤1时,U轴直线电机最大驱动力随ρ1线性增大;当0≤ρ2≤0.57时,V轴直线电机最大驱动力随ρ2线性减小,当0.57<ρ2≤1时,V轴直线电机最大驱动力随ρ2线性增大。由此可得,最优配重比为:ρ1=0.45,ρ2=0.57。
4.3 数值仿真
经优化设计可确定该机床主轴机构结构参数如表1所示。基于UGS NX 4.0建立了三维实体模型,采用CAD方法对机床并联主轴机构进行了动力学参数辨识,辨识结果如表2所示。
根据并联主轴机构刚体动力学模型和动力学参数辨识结果,基于T形和S形曲线运动规划,对U/V轴两直线电机驱动力进行了数值仿真研究,并对不同配重质量配比情况下的电机驱动力优化效果进行了对比分析,仿真结果如图7和图8所示。
由图7与图8对比可以看出,无配重质量(ρ1=0,ρ2=0)的电机驱动力明显比最优配重质量的电机驱动力要大很多,因此增加优化配比的配重质量块,可以较大程度地减小电机负载,优化电机驱动力控制并由此提升电机性能。由图7b与8b对比可以看出,较优的运动规划曲线,可以大大减小电机推力在t=0.1s和t=0.4s时刻的变化率,从而可以避免电机推力在此时刻的跃变对机床产生冲击振荡,由此优化机床的动态性能。
5 结论
(1)在对主轴机构运动学分析的基础上,通过求得运动部件关键点处的偏速度和偏角速度矩阵、广义惯性力和惯性力矩,利用虚功原理建立了机床刚体动力学模型,为机床动态性能优化及其动力学控制奠定了基础。
(2)提出了机床配重质量配比优化方法,以此优化直驱系统电机驱动力控制。基于并联主轴模块动力学模型及其参数辨识值进行了仿真优化研究,结果表明:在相同运动规划条件下,该方法可显著降低电机驱动负载,同时,较优的运动规划曲线,可大大减小直线电机的推力波动,由此可大幅提升机床动态性能。
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直驱电机 篇7
永磁电机由于具有效率高、免维护等优点, 加上与全功率变流器组合后对电网优越的动态调节特性, 近10年来被越来越多地应用于大功率、并网型风力发电机组[124]。根据转速的不同, 应用永磁技术的风力发电机组又可分为低速直驱永磁风力发电机组和混合传动风力发电机组。相对传统的技术, 低速直驱永磁风力发电机组省去了维护量大、故障率高的齿轮箱, 其多极永磁电机由叶轮直接驱动。这种技术主要适用于3MW以内的风力发电机组, 当功率太大时, 电机过大的直径将使其制造、运输及吊装成本大幅上升;而混合传动永磁风力发电机组通过增加齿轮箱, 提高了电机的转速, 使得电机的尺寸减小, 同时又保持了永磁电机特有的技术优势。因此, 在近年新涌现出来的多兆瓦级近海风机中, 许多厂家均使用了这种概念。永磁电机采用永磁体励磁, 如果忽略温度对永磁体的影响, 转子励磁磁势保持恒定。因此, 当一台电机设计完成以后, 如忽略磁场饱和对电枢电感的影响, 则电机气隙磁场的改变只能通过调节交、直轴电流的分量来实现, 并达到调节电机输出特性的目的。永磁电机交、直轴电流的调节措施, 与其所配套使用的变流器中整流器的类型有直接关系。对于基于二极管的被动整流, 电机的输出电流矢量不能通过变流器控制, 只能通过调节并联或串联在电机与变流器之间的电容器来达到。如已大量投入商业运行的金风科技1200kW及1 500 kW直驱风力发电机组, 有部分机型就采用了并联电容补偿的二极管整流方式;而基于快速关断器件的主动整流变流器, 可对电机电流矢量进行更为快速、灵活的控制, 使电机性能达到最大限度地利用。
本文以金风科技1 200 kW永磁同步发电机为例, 对其采用的不同变流系统对电机性能的影响进行了综合的分析和对比, 并根据分析结果对电机与不同变流系统的匹配方案进行了评估, 对根据电机设计特点如何进行变流系统选型具有一定的指导意义。
1 发电机的电气模型和参数
本文所分析的发电机为金风科技1 200 kW直驱永磁同步发电机, 该机组为商业机组, 其电机参数为同类产品的典型参数。为了分析方便, 所有的发电机参数均被转化为标幺值, 基准参数分别为额定的电压、电流和频率。根据上述基准值的定义, 可以推算出所研究的1 200 kW发电机的定子电感L为0.45, 工作温度下的定子电阻为0.024。电机的一相等值电路图和向量图分别如图1、2所示。金风科技1 200 kW永磁同步发电机转子为面贴式结构, 转子磁场接近正弦波, 因此转子磁场在定子绕组中的感应电动势E可表示为:
在负载状态下, 定子绕组电流Is产生磁场, 其中一部分磁场通过定子齿、定子轭、气隙、磁钢和转子轭闭合, 称为电枢反应磁场, 其产生的电抗称为电枢反应电抗xsh;另一部分仅通过定子齿、槽和定子轭, 称为漏磁场, 其产生的电抗称为漏电抗。对于面贴式转子结构, 由于永磁体的相对磁导率μr接近空气, 交、直轴电抗值相同。在负载情况下电流、电抗及功角等量之间关系如图2所示。
根据上述分析, dq坐标系下的电压方程有:
式中:usd, usq——分别是交、直轴端电压;
isd, isq——分别是交、直轴定子电流;
Ld, Lq——分别为交、直轴定子电感。
在问题分析中, 定子瞬态磁链Ψsd和Ψsq可以忽略。在dq轴参考坐标系下, 发电机转矩可用式 (4) 描述:
2 整流系统的控制策略
对于主动整流系统, 电机有三种典型的向量图, 如图3所示。
第 (Ⅰ) 种控制方式为电机端电压和定子电流同相, 电机功率因数为1;第 (Ⅱ) 种控制方式为电机端电压的大小始终等于电机空载反电动势, 电流相位超前于端电压;第 (Ⅲ) 种控制方式的电流为纯q轴电流。第 (Ⅰ) 种控制方式基本等同于电机直接接电阻性负载或二极管整流负载, 第 (Ⅱ) 和 (Ⅲ) 种控制方式需要负载向电机提供容性的无功功率, 因此必须使用可控整流或带有电容补偿的二极管整流。在这三种不同的控制方式下, 相同的定子电流会导致不同的功率和定子磁链。对于第 (Ⅰ) 种控制方式, 合成磁链随着电流的增大而减小, 定子磁链没有得到有效利用;电机功率随着电流的增大先增大后减小, 当定子电流达到1时, 所研究的电机功率为0.89;当电流达到约1.6时, 达到峰值功率1.11。相比其他两种, 该控制方式的主要优点是变流器所需容量最小。对于第 (Ⅲ) 种控制方式, 定子为纯q轴电流, 全部用来产生转矩, 因此在相同大小电流的情况下, 能产生最高的功率, 但是合成磁链同时也随着电流的增大而增加, 这样会导致定子铁心饱和和铁损的增加, 因此, 该控制方式很少使用。而第 (Ⅱ) 种控制模式通过调节电机输出端电压始终等于空载反电动势, 定子磁链得到有效利用, 同时当定子电流小于1时, 产生的功率和第 (Ⅲ) 种控制模式产生的功率基本相同。
3 不同整流系统对电机性能的影响
由于二极管整流具有效率高、成本低的优点, 而得到一些风机厂商的使用, 例如本文所分析的金风科技62/1 200kW机组, 使用的就是二极管整流的被动整流方式。如前分析, 这种整流方式虽然变流器的设计容量最小, 但是发电机磁链不能得到有效利用, 其端电压随着电流的增加而大幅降低, 因此发电机的空载反电动势往往要比额定电压约大20%, 而且电机阻抗的设计值一般较小, 最终导致电机功率密度很低。为了解决这一问题, 一般采取在电机后端增加补偿电容的措施来抬高发电机侧端电压, 其中电容补偿又可分为串联补偿和并联补偿两种。下面主要分析图5所示二极管整流、二极管整流并联补偿、二极管整流串联补偿及主动整流第Ⅱ种控制方式这四种不同方案对电机的影响。
3.1 二极管整流
由于二极管整流具有成本低、效率高的优点, 所以会成为整流系统设计的首选, 但其最大的缺
点是电机输出端电压和电流同相位, 因此在大电流下电机端电压较低, 输出功率较低。为了使用这种廉价而又高效的整流系统, 派生出了并联补偿二极管整流和串联补偿二极管整流这两种方案。
3.2 并联补偿二极管整流
通过在发电机端并联补偿电容, 可以补偿发电机自身阻抗所消耗的无功电流, 从而改变电机定子电流的相位并减小端电压, 其向量图见图6。其中, I表示并联支路后的机端定子电流, Ic表示并联电容支路电流。图7为额定转速、额定电流下, 发电机磁链随补偿电容变化的曲线, 由图可见, 当补偿电容标幺值为0.25时, 发电机磁链达到标幺值1。在这种补偿模式下, 当电容大小一定时, 其无功补偿量主要与电机的端电压有关, 而对于风力发电机组来说, 一般在功率不到额定功率的50%时, 电机已经达到了额定转速, 如果忽略温度的影响, 这时电机的反电动势已经达到了额定值, 而此时的功率很低, 因此电流很小, 这样就会出现过度补偿现象, 电机的合成磁链较高, 从而导致高的铁损;随着功率的增加和电流的增大, 这种过度补偿会越来越小。同样, 这种补偿方式会带来一个问题, 当机组过速并突然掉电时, 会在整流器侧产生较高的电压, 因此设计时必须严格校核, 以免整流侧电力电子器件过压而烧毁。
3.3 串联补偿二极管整流
另外一种改善二极管整流弊端的有效措施是串联补偿二极管整流。串联电容补偿在空载状态下没有无功补偿, 而且无功补偿量随着电机电流的增大而增大, 因此基本不会出现过补或欠补的状态。串联电容补偿的向量图见图8。图9为额定电流下, 电机磁链随串联电容的变化, 由图可见, 当串联电容标幺值为4.4时, 电机磁链的标幺值为1。串联补偿的缺点是通过电容器的电流大, 而且电容器必须能够承受变流器侧短路所产生的短路电流。
3.4 可控整流
可控整流可以通过脉宽调制 (PWM) 整流系统任意调节负载电流的大小和相位, 因此无论电机的转速、功率如何, 其磁链都可以保持恒定, 因此电机不会过补偿或欠补偿。但是, 这种整流系统的缺点是成本较高, 而且损耗较大。
3.5 四种不同整流系统对电机性能影响的对比
以金风科技1 200 kW风力发电机组为例, 本文就这四种整流系统对电机的影响进行了对比分析。为了方便分析, 忽略了电机电阻对性能的影响, 电机的转速2功率曲线按照实际运行参数考虑, 见图10。
图11为额定转速、在不同功率下对应4种整流系统的电机合成磁链变化曲线, 从图中可以看出, 采用串联补偿二极管整流和恒电压控制整流方式时, 在任何电流下都具有恒定的定子磁链, 这使得电机磁路得到有效利用且不会导致饱和, 从磁路的角度来讲, 是最佳的控制方式。而对于并联补偿二极管整流, 如果设计合适的补偿电容使额定电流下的定子磁链标幺值为1, 则由于并联补偿的无功量与电机端电压成正比, 因此在部分功率下, 电机会过补偿, 尤其在额定转速、低功率下, 合成磁链将超过空载磁链1.1倍多, 而这种工况在风力发电机组中是大量出现的, 因此在电机设计时必须加以考虑, 以防止电机磁路的过饱和。二极管整流随着电机电流的增加, 其电流d轴分量产生去磁磁场, 导致定子磁链下降, 在额定功率下的磁链不到空载磁链的85%, 使得电机的磁路没有得到充分利用。
图12为额定转速下、4种不同的整流系统在不同电流下的功率, 从图中可以看出, 二极管整流并联补偿在低功率下, 由于过补偿产生较大的无功电流, 导致电机的功率因数较低, 因此与串联补偿和恒电压控制相比, 在低功率运行条件下的定子电流偏大。串联补偿二极管整流和恒电压控制具有几乎相同的功率2电流曲线, 而单纯的二极管整流由于电机端电压随电流升高而下降, 额定功率下的电流达到1.2倍额定电流之多。
4 不同整流系统与电机的匹配评估
通过对不同整流方式下, 电机在不同功率时的合成磁链与电流变化曲线进行对比分析得出, 对于单纯的二极管整流, 定子电流将在电枢反应电抗和漏电抗上产生电压降, 导致发电机输出端电压随着定子电流的增加而降低, 因此对于这种整流方式的电机设计, 电机的空载反电动势要高出额定电压约20%, 同时电机的感抗标幺值应设计在0.6以下。对于本文所分析的金风62/1200kW永磁同步发电机, 其电抗标幺值为0.45, 如采用这种整流系统, 在额定功率下的电流将达到1.2。因此, 这种整流系统将导致电机的极大浪费, 很少使用。
由于单纯二极管整流存在上述问题, 因此派生出二极管整流并联电容补偿和二极管整流串联电容补偿两种系统。对于并联电容补偿, 无功补偿量与电机的端电压有关, 这样会导致电机在低功率下出现过补偿, 有可能导致电机磁路饱和, 通过本文实例分析, 其部分功率下的合成磁链将大于空载磁链的10%, 即负载时端电压过高, 会导致电机铁耗的增加;同时, 这种补偿方式使电机在低功率下具有较高的电流, 进而导致较高的铜损耗。其优势是只有较小的电流流过补偿电容器, 因此补偿电容器的成本和损耗较低。
串联补偿二极管整流的无功补偿量取决于电机的定子电流, 这对于定转速、变功率的电机来说, 是最佳的补偿方式。但是对于风力发电机, 在小功率下的转速低于额定转速, 此时电机会出现较小量的过补偿情况。从这种角度来讲, 串联补偿二极管整流是比较合适的选择, 但是补偿电容要按照额定电流来设计, 同时还要满足在大电流冲击 (如短路) 下不受破坏。因此电容器的投资相对较高, 而且电容器若设计不当, 容易引起系统的振荡。基于主动整流的恒电压控制始终保持合成磁链恒定, 通过调节电机定子电流矢量来控制电机的功率和转矩, 这种控制方式能够使定子磁链得到最有效的利用, 而且定子电流也相对较低, 因此电机在整个运行功率范围内具有较高的效率, 是最佳的控制方式。缺点是这种整流系统成本相对较高, 而且对电机的绝缘会造成较高的冲击。
5 结语
本文以理论与实例相结合的方法阐述了不同整流系统对电机的性能影响, 并进行了对比分析,
可以看出不同的整流系统均有各自的优缺点。因此, 整个发电机、整流系统的设计必须作为一个系统进行综合考虑, 才能够得到性能和成本均为优化的组合。
摘要：在设计兆瓦级永磁直驱风力发电机组时, 为降低整个机舱的重量, 必须使多极永磁同步发电机具有较高的功率密度, 这就需要其具有较高的电感值。因此, 发电机出口侧整流器类型的选择对发电机的功率、再以金风科技股份有限公司1200kW直驱永磁同步发电机为实例, 对不同整流系统下, 电机磁链、电流、功率等参数的特性曲线进行了理论分析及对比说明, 详细阐述了二极管整流、串联电容补偿二极管整流、并联电容补偿二极管整流及晶体管主动整流这四种整流系统对发电机运行性能的影响;最后, 针对不同整流系统的控制策略及其电机的设计特点对四种整流系统的选型方案进行了综合评估。
关键词：永磁直驱,风力发电机,整流系统
参考文献
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[2]罗德荣, 林波, 王耀南, 等.兆瓦级直驱型风力风电变流系统的设计[J].计算机测量与控制, 2008, 16 (12) :183921840.