直驱式风力发电系统（共7篇）
直驱式风力发电系统 篇1
0 引言
直驱式风力发电系统其发电机主要采用低速永磁同步发电机,具有性能好、效率高、无需励磁、体积小、重量轻的特点。而且这种发电系统拓扑结构较简单、控制方法相对容易,因此受到了人们的广泛关注。
在大功率风力发电中,为了降低变流器的容量经常采用单位功率因数控制,即电机的端电压和输出电流同相。本文采用双PWM方式实现风机的并网,该方式具有发电机侧和电网侧可以分别控制,无论风速大小,发电机发出的功率均可以并入电网,注入电网的电流为正弦波,功率因数为1等优点。
本文通过对永磁直驱电网侧的控制进行研究,采用了PWM整流器的前馈解耦控制策略和空间矢量脉宽调制SVPWM调制方式,并通过仿真试验验证了采用此控制策略的逆变器具有动态响应快、能够保持直流电压稳定、输出电流可以实现单位功率因数控制、直流母线电压稳定以及THD低等优点。
1 三相PWM逆变器数学模型及前馈解耦控制策略
1.1 三相静止坐标系下的数学模型
三相PWM逆变电路拓扑结构如图1所示。由图可得三相静止坐标系(a、b、c)下的方程为(2)式所示。
式(2)中,Sa、Sb和Sc分别表示三相桥臂的开关函数,S=1代表上管通,下管关;S=0代表下管通,上管关。对三相对称平衡且无中线系统有:
将式(1)代入式(2),整理可得:
1.2 两相旋转坐标下的数学模型
上述数学模型物理意义清晰、直观,但由于整流器交流侧均为时变交流量,不利于控制系统的设计。因此,通过坐标变换将三相静止坐标系(a、b、c)转换成以电网基波频率同步旋转的坐标系(d、q),得到整流器在两相旋转d、q坐标系中的数学模型如下:
1.3 前馈解耦控制
由式(4)可看出,d、q轴电流不独立,存在交叉耦合关系。这是由于整流电路虽是静止电路,但变换至旋转坐标系中,经电感作用会使d、q轴之间产生耦合。控制系统只有通过解耦才能单独控制id、iq。
式(4)中,Vd、Vq分别为电网电压空间矢量Us在两相旋转坐标系下的d、q轴分量,
由式(5)可知,d、q轴电流除受控制量Vd、Vq的影响外,还受到交叉耦合电压ωLiq、-ωLid扰动和电网电压ed、eq的扰动。因此单纯的d、q轴电流负反馈不能实现解耦。为此引入前馈解耦控制。采用前馈解耦控制即可实现由Vd、Vq分别独立控制两电流。此时有:
前馈解耦控制框图如图2所示:
2 空间矢量PWM控制技术
2.1 电网电压和参考电压空间矢量
设电网电压为三相对称电压在采用电压空间矢量PWM控制系统中,定义如下空间矢量:
(1)电网电压空间矢量
式中,a=ei2π/3,Usα、Usβ为电压空间矢量Us在两相静止坐标系(α、β)中的分量。
(2)参考电压空间矢量
式中,a=ei2π/3,Urα、Urβ为电压空间矢量Uref在两相静止坐标系(α、β)中的分量。
2.2 电压空间矢量计算的简化
图3为空间电压矢量分布图。其中,Urα、Urβ为Uref在α、β轴上的坐标值,矢量Uref与α轴上的夹角为γ,且。按传统方法,由tanγ确定Uref在空间矢量上的角度,进而通过反正切、正弦函数求出矢量作用的时间T1、T2。事实上,由于反正切技术复杂,即使采用高速数字处理芯片DSP,也难以用传统方法计算电压空间矢量的位置和作用时间。下面介绍一种电压空间矢量的简单算法,可直接采用参考电压来判断扇区和作用时间。
(1)矢量的作用时间
根据参考电压矢量Uref,可直接计算空间矢量在各个扇区的作用时间。以第一扇区为例,假设参考电压Uref在图3第I扇区所示的位置,则它由第一扇区中相邻的两个有效空间矢量V4、V6和零矢量进行合成。则有:
式中,Ts为采样周期,V*dc为直流侧电压矢量。
根据式(10)和(11),可以算出V4(100)和V6(110)在一个控制周期内的作用时间T1和T2,在其余各扇区内均有此类似关系。
零矢量的作用时间为T0=Ts-T1-T2
(2)扇区的选择
根据参考电压矢量Uref及其在α、β坐标系的分量Urα、Urβ,定义
若X>0,则A=1,否则A=0;Y>0,则B=1,否则B=0;Z>0,则C=1,否则C=0。
设N=A+2B+4C,则参考电压空间矢量所在扇区由N确定。
(3)开关矢量的合成为保证系统在各种情况下,每次切换都只涉及一只开关,电压空间矢量采用七段空间矢量合成方式:每个矢量均以(000)开始和结束,中间矢量为(111),非零矢量保证每次只切换一只开关。各扇区开关矢量分配表如表1所示。图4为第I扇区内空间矢量作用时间图。
通过对矢量作用时间、矢量扇区和开关矢量的分析可知,根据参考电压在不同的扇区,选用适当的开关矢量,计算出矢量作用时间,即可合成所需要的参考电压空间矢量。上述算法无需计算反正切,也无需查表求取角度,明显优于传统算法,且便于数字实现。
双PWM永磁直驱风力发电系统的原理,如图5所示。图中主控系统评估发电机的输出功率,把功率指令传给机侧变流器进行整流,网侧变流器维持直流母线电压的平衡,并把直流电转变成与电网同频、同相的交流电输入电网,当发电机输出功率增加时,直流母线电压升高,网侧变流器向电网馈送的功率增加以维持直流母线电压平衡。
3 系统仿真
由图2可知,系统在实现id、iq解耦控制后,可得到控制量Vd、Vq,然后通过SVPWM调制算法,即可生成相应6路脉冲,从而控制三相整流桥功率管的开断,合成Vd、Vq对应的电网电压空间矢量Us,间接地控制网侧电流。为了实现单位功率因数控制,控制算法采用电网电压定向,即令以同步速度旋转的三相电网电压空间矢量Us=Eq。若要实现单位功率因数控制,则必须使三相网侧电流空间矢量I=iq,即令id=0。整个控制电路由电压外环和电流内环组成,电压外环经PI调节后的输出作为电流环的给定。其中电压外环保证直流母线电压的稳定,电流内环用于提高系统的动态性能和实现限流保护。
图5为直驱式风力发电系统并网控制框图。系统的仿真参数为:角速度100pi,输入电感0.2m H,输入电阻忽略不计,直流母线电压指令为1100V,输入负载电阻3,开关频率20k Hz,采用可变步长ode23tb,仿真时间为0.3s。仿真结果如图6~8所示。其中,图6为直流母线电压波形图,图7为A相电压、电流波形图,图8为A相输入电流总谐波畸变图。
4 仿真分析
由图6可知,PWM逆变器输出直流电压稳定在给定值1100V左右,超调量小(小于4.5%),调节时间短,而且稳态直流电压误差极小(小于0.13%)。图7是系统并网发电稳态时网侧A相电流电压波形,可见网侧输出电流和电压相位相差1800,实现了单位功率因数并网发电。网侧电流动态响应快,电流与电网电压同相。经检测,稳态时的A相输入功率因数为0.9997。图8为A相输入电流总谐波畸变图。经检测,稳态时的THD=0.39%,由此可见A相电流的畸变非常小。产生以上结果的原因是系统采用了在前馈解耦的基础上产生的电压电流双闭环的控制结构。其中电压外环保证了稳定的直流输出,电流内环提高了电流的动态响应速度,并且这种控制方法使电流的相位和输入电压的相位保持一致,从而保证了输入功率因数接近单位功率因数,减小了电流的畸变,同时开关频率的提高也有利于降低电流的畸变。图9、图10反映了并网变流器直流侧发生功率扰动(例如风力发电系统中风速突然变化)时的交流电流和直流侧电压的响应情况,从中可以看出无论功率是正向阶跃还是由发电状态变为电动状态,并网变流器都能迅速的将直流电能装换为交流电能馈入电网以及在发电和电动状态快速切换以避免直流电压突变和风机在切入风速时发生停机现象。反映出系统具有良好的鲁棒性和稳定性。
5 结束语
本文研究了一种用于直驱式风力发电系统的并网控制策略。仿真结果表明,本文采用的控制策略是行之有效的。具有以下特点:
(1)有功电流和无功电流的解耦控制使得系统对有功功率和无功功率的控制更加方便,可以实现网侧单位功率因数和较高的电能质量以及保持直流母线电压的稳定。
直驱式风力发电系统 篇2
1 直驱式风力发电变流系统概述
双PW M全功率变流器是目前投入商业化运行的直驱式风力发电系统中使用范围最广的变流器。在风力发电技术研究起步比较早的欧美国家, 双PW M全功率变流器控制技术已经成熟。以双风力PW M全功率变流器为变流器, 发电机采用永磁同步发电机是直驱式风力发电系统比较常见的配置。与变流器相对应, 目前最常用的的变流器拓扑是如图1所示的变流器拓扑及其变型。其工作原理是:首先, 由永磁同步电机产生幅值和频率都变化的交流电, 经过机侧变流器转换成直流电, 待直流电经过支撑电容滤波和稳压后输送给网侧变流器, 最后, 通过网侧变流器转换为频率和幅值稳定的交流电馈入电网。
通过实践中对图1所示的变流器拓扑及其变型几种拓扑的对比分析, 发现这几种拓扑的性价比程度都差不多。然而, 考虑到长远的发展, 随着风力发电机的运用范围逐渐扩大, 发电机的维护简易性和性能可靠性对发电机发展越来越重要。因此, 虽然国外对双PW M变流器控制的研究已经比较成熟了, 但是对大型直驱式风电系统变流器的研究还是会不断深入, 根据实际检验挑选出最符合实际需要的拓扑。国内的相关研究机构和企业应该抓住这一机遇, 不断研发自己的核心直驱式技术, 提高直驱式风电系统的性能, 争取在将来的风电技术发展中占有一席之地。一般来说, 控制直驱式风力发电变流系统拓扑的基本原则就是:在尽可能提高单台变流器容量的前提下, 采用变流器的多重化并联技术。
2 直驱式风力发电变流系统拓扑控制策略研究
2.1 基于功率模块并联的变流器扩容方案
要构建大功率的机侧变流系统, 关键在于突破单变流器容量。通过并联数个功率模块, 可以提高系统的容量。由于并联功率模块各自拥有独立的驱动电路, 即使进入功率模块的是同一路驱动脉冲, 各功率模块实际的开关动作时刻仍不可避免地存在一定微小差异, 不同功率模块输出电流存在较大的瞬时差异, 导致各并联功率模块的单变流器扩容方案可能存在瞬间电流峰值超限、器件致损的缺陷。要对这个问题进行控制和避免, 就要需要在并联功率模块间额外串入交流电感来对并联功率模块之间输出电流存在的瞬时差异, 即动态环流进行抑制。功率模块并联的数量是限制的, 当数量超过一定限度时, 就会对主电路结构的对称性产生影响。因此, 要进一步扩大系统容量, 就要从变流器并联入手, 研究变流器并联的方案。
2.2 基于变流器并联的系统扩容方案
2.2.1 网侧变流器系统扩容方案分析
网侧变流器在系统中起着稳定母线电压的作用。网侧变流器对电流的无功、有功功率进行控制, 以保证向电网输送的电流符合要求。
将两网侧变流器直接并联主电路拓扑如图2所示, 将数个变流器并联时, 可以借助错时矢量调制技术现谐波对消, 大大减小注入电网的电流谐波。
网侧变流器并联时会出现零序环流的问题, 即当数个变流器的主电路参数和控制存在一定差异时, 会导致变流器发生过电流保护。要控制零序环流就要从根本上消除零序环流, 切断零序环流通路。主要有两种方法, 一是采用多绕组变压器, 侧隔离两变流器的交流;一是采用独立的直流电源。
2.2.2 机侧变流器并联的系统扩容方案
机侧变流器采用矢量控制, 提高电机使用频率的稳定性。机侧变流器控制电机转速及电机电流波形, 并实现最大转矩/电流比最优控制。通过机侧变流器的控制, 能使发电机电流几乎为正弦, 有效解决由低次谐波和同步电抗所带来的效率低、输出功率低等问题, 提高电机的功率因数, 在设计系统时可减小发电机及变流器的设计容量。机侧变流器并联的设计方案如图3所示:
与网侧变流器不同, 机侧变流器与电机直接相连, 没有交感电流通过。当处于同一拓扑的变流器开关动作不一致时就会导致直流电母直接短路。通过在交流侧额外加入适当大小的交流电感可以抑制这种现象的发生。然而这种解决方法存在一定的缺陷:一方面这种方案必然会使系统主电路复杂化, 加大系统运转的工作量, 带来加大维护难度、噪音、机体发热等问题。另一方面, 这种方案采取两台变流器交流侧和直流侧分别相连的方法, 必然会导致零序环流。要同时解决机侧变流器直流瞬间短路和零序环流, 一个简单有效的解决方案是增加永磁同步发电机定子绕组相数, 对变流器交流侧之间进行电器隔离。
3 结语
综上, 可以采取并联功率模块和并联变流器的变流系统拓扑方案来增大直驱式风力发电变流系统的容量。采用功率模块并联扩大单台变流器容量的方案简单易行, 但是对并联数量有所限制, 功能作用一般。利用变流器并联的方案, 操作难度大, 系统的方案设计比较复杂, 但是可以进一步扩大系统容量, 减小注入电网电流谐波。
参考文献
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[2]申洪, 王伟胜, 戴慧珠.变速恒频风力发电机组的无功功率极限[J].电网技术, 2003.
直驱式风力发电系统 篇3
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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[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.
直驱式风力发电系统 篇4
关键词：永磁风力发电机,最大风能跟踪,PWM,软件实现
随着电力电子技术的发展和新一代大功率电力电子器件的产生, 直接驱动型的风力发电机组引起研究人员的极大兴趣。传统的齿轮箱是在目前MW级风力发电机组中过载和过早损坏率较高的部件, 而直驱式永磁风力发电系统采用多级异步电机或同步电机与叶轮直接连接进行驱动的方式, 免去齿轮箱这一传统部件, 在今后风力机发展中有很大的发展空间[1,2]。德国西门子公司开发的直驱式 (无齿轮) 同步发电机被安装在世界最大的挪威风力发电场, 据称效率达98%[3]。其中, 直驱式永磁风力发电系统的软件实现中最大风能跟踪 (功率调节) 的控制技术是实现风力系统安全经济运行的关键技术。
1 直驱式永磁风力发电系统结构
永磁同步发电机直接驱动风力发电系统的变流器的主电路结构如图1所示。采用永磁同步发电机作为风力发电机, 经整流将频率不稳、电压不稳的交流电变换为直流电, 再经适当控制的逆变器将其转化为恒频、恒压的交流电, 然后再经升压变压器接入电网。
2 最大风能跟踪的任意波形PWM调制算法
由于风速的随机性, 导致逆变器直流侧母线电压的随机波动, 所以对逆变器提出了更高的要求, 需要在不同直流电压输入情况下, 输出恒定的电压, 故对逆变器的调制波其波形并非严格的正弦波, 而且由一系列不同频率正弦波所组成, 故无法使用SPWM调制生成我们所需要的信号。这时, 需要另外一种方法来实现对任意波形的PWM调制, 而且保证逆变器输出能跟踪最大风能的捕获。
在采样控制理论中有一个重要的结论:冲量相等而形状不同的窄脉冲加在具有惯性的环节上, 其效果基本相同。这一结论是PWM控制的重要理论基础。对于任意波形的实现, 我们知道, 可以在一个周期内, 对信号进行等间距采样, 只要采样频率足够高 (大于两倍的信号频率) , 是可以根据采样点对信号重新进行刻画的。所以当我们采样频率取得足够高的时候, 我们可以将任意相邻两个采样点之间用直线连接起来, 通过与三角载波的比较, 输出PWM波, 从而生成我们所需要的信号。下面将具体介绍实现的过程, 采用规则采样法使每个脉冲的中点与三角波的中心重合, 使得计算大为简化。
如图2所示, A, B为相邻的两采样点。Tc为采样周期。若取载波周期, N为整数, G为三角载波的幅值, K为直流电压的幅值, 则相邻两采样点间有N个三角载波。
取第n个三角波作分析 (1≤n≤N) , 设等腰三角形的中心线与信号线的交点为D点, 过D点做一条跟横轴平行的直线与等腰三角载波相交于E点和F点, 由图2中图b可知, 取tE, tF做为控制时刻, 根据等腰三角形的比例计算得到脉冲的宽度为:
根据面积相等原则, A、B点与横坐标轴组成的面积应该等于响应的脉冲部分的面积, 可以推导出, 即三角载波的幅值是等于直流电压的幅值。从而公式 (1) 中各个变量均可确定, 即可以根据各个变量求得PWM脉冲的宽度。
3 最大风能跟踪控制技术的软件实现
TMS320F2407是当今世界上最先进的16位定点DSP芯片。它不但运行速度快, 功能强大, 而且具有丰富的片内外围设备, 便于接口和模块化设计, 其性价比极高, 尤其适用于数字马达控制、工业自动化和电力电能转换系统。自身具有的特点特别便于本文设计的变流装置的控制系统实现[4]。利用TMS320LF2407A来生成任意波形脉冲的基本思想是利用DSP的事件管理器中的全比较单元、通用定时器、死区发生单元以及输出逻辑来生成PWM波, 经复用的I/O引脚输出。DSP设置在连续增/减计数方式工作时, 产生对称的PWM脉冲输出。在这种计数方式下, 计数器的值由初始值开始增加, 当达到TxPR值时, 开始递减, 直到变成0后又重新增加。在计数器跳变的过程中, 计数器的值与比较寄存器CMPRx的值作比较, 当计数器的值与比较寄存器的值相等时对应的方波输出发生电平转换。在一个定时器周期内, 输出方波将发生2次翻转, 从而形成一个脉冲。根据公式 (1) , 写入DSP CMPR的值应该为:
式中TxPR为DSP中定时器计数系数。
在数字PWM方法中, 必须产生精确的PWM定时信号, 并且对每对控制上下桥臂功率开关的PWM信号必须有一小部分的导通延时 (即死区时间) , 在DSP中, 可通过设置死区控制寄存器来设定死区时间, 死区时间用于保证在任何情况下, 每个比较单元相关的两路PWM输出控制一对正向导通和负向导通设备时没有重叠, 即在一个器件在没有完全关断时, 另一个器件不导通, 避免了发生短路而击穿器件。
最大风能跟踪的任意波形PWM调制程序软件部分分为初始化模块和运行模块, 包括主程序、A/D采样子程序、最大风能跟踪计算子程序、调制生成PWM波子程序、功率驱动模块保护子程序[5~6]。图3为最大风能跟踪控制技术的部分软件流程图, 其他程序在此不再赘述。
4 结语
本文提出的这种基于DSP的任意波形PWM调制技术, 利用了DSP2407的高度集成化, 数字化和高速的运算功能, 用它来做数字直接控制时, 可获得高稳定性, 高可靠性, 小型化、便于维护和提高性能等控制效果。实验证明, 这种方法在应用于直驱式永磁风力发电系统中, 较好的实现了最大风能捕获及跟踪。
参考文献
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直驱式风力发电系统 篇5
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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直驱式风力发电系统 篇6
关键词：风力发电机组,水冷系统,变桨系统
0引言
通过对风力发电机组常规控制策略的深入研究可知,其可分为四个阶段[1]:a)风机切入前的阶段;b)最大功率追踪阶段;c)额定转速至额定功率阶段;d)额定功率至大风切出阶段。以永磁直驱同步风力发电机组为研究对象,利用MATLAB/simulink仿真工具搭建1.5 MW直驱式风机系统仿真模型,对风速在3 m/s~10m/s连续变化的情况进行仿真,仿真数据与理论数据基本一致,验证了仿真模型的准确性。
1仿真模型的建立
通过对风机控制策略的深入研究,以永磁直驱同步风力发电机组为研究对象,逐步建立发电机、风机和转速控制数学模型[2]。
风力发电机从风中所能获得的能量为:
式(1)中,P为风力发电机从风中所能获得的能量,k W;ρ为空气密度,kg/m3;A为叶轮扫过的面积,m2;V为风速,m/s;CP为最大风能吸收系数。
风机在最大功率阶段始终在追踪最大风能吸收系数CP,也就是要维持最佳λopt,即:
式(2)中,λopt为最佳叶尖速比;ω为叶轮角速度,rad/s;R为叶轮半径,m。
对于直驱型机组,由式(1)和式(2)可得机组最大输出功率为:
式(3)中,λ为叶尖速比。
从上式可得发电机此时的扭矩为:
式(4)中,Tm为发电机此时的扭矩,N·m;Kopt为最优模态增益值。
其中:
1.1发电机数学模型
最大风能吸收系数CP与叶片设计的桨距角和叶尖速比有关,即:
式(6)中,β为中间变量;θ为桨距角,rad。其中:
由式(1)至式(7)可得风力发电机组传动系统模型为:
式(8)中,Te为电磁转矩,N·m;Bm为转动粘滞系数,N·m/rad;J为机组的等效转动惯量,kg·m2;ω为发电机转子的转速,rad/min。
在dq同步旋转坐标系下建立的永磁同步发电机组数学模型为:
式(9)中,id和iq分别为发电机的d轴和q轴电流,A;Ld和Lq分别为发电机的d轴和q轴电感,H;Ra为定子电阻,Ω;ωe为电角频率,rad/s;λ0为永磁体的磁链,Wb;ud和uq分别为输入电压ug的d轴和q轴分量[3],V。其中:
式(10)中,np为发电机转子的极对数。
定义q轴的反电势:
式(11)中,eq为q轴的反电势,V。
d轴的反电势:
假设发电机d轴和q轴电感相等,即Ld=Lq=L,则式(9)可写为:
由上述分析可得到PMSG(直驱式永磁同步发电系统)的发电机模型,见图1。
图1中,s为拉普拉斯算子。
1.2风机数学模型
根据风速的不同,PMSG有2个控制目标:当实际风速低于额定风速时,使得风机始终处于最大功率追踪阶段,也就是保持最大Cp;当实际风速大于额定风速时,受各种机械强度、发电机及变频器等容量的限值,机组进行变桨,使功率、转速维持在额定值附近[4]。根据以上说明,建立的风机数学模型如图2所示。
图2中,t为时间,s;h为海拔高度,m。
2仿真分析
根据上述理论基础,运用Matlab/Simulink仿真软件建立的PMSG仿真模型进行仿真,具体参数设置如下:PMSG的额定容量Pnom=1.5 MW;PMSG的额定电压Vnom=690 V;频率fnom=50 Hz;直流母线电压VDC-nom=1 200 V;定子电阻Ra=0.006 6Ω;电感L=0.0014 H;极对数np=44;切入风速V切入=3 m/s;额定风速V额定=12m/s;风力机转子半径R=38.5 m;等效转动惯量J=4×106kg·m2;转动粘滞系数Bm=0。
对风速在3 m/s~10 m/s连续变化时发电机组的功率曲线、实际功率曲线及功率偏差曲线进行仿真,由于模型在10 s内控制器需反向调节,调整时间较长,波动较大,故摒除了前10 s的数据,仿真结果见图3至图5所示。
对仿真数据进行拟合,具体数据如表1所示。可见,仿真功率与理论功率基本一致,验证了仿真模型的准确性。
3结语
利用MATLAB/simulink仿真工具搭建的1.5 MW直驱式风机系统仿真模型,对风速在3 m/s~10 m/s连续变化的情况进行仿真,仿真数据与理论数据基本一致,验证了仿真模型的准确性,可用于对风力发电机组的进一步优化设计、优化控制。
参考文献
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直驱式风力发电系统 篇7
与恒速恒频风力发电机相比,变速恒频风力发电机在并网操作与稳定运行方面有诸多优点,因此受到了更广泛的关注,并成为近年来大力发展的首选机型。 它包括双馈式异步风力发电机和直驱式永磁同步风力发电机(PMSG)2种类型。 与双馈式风机相比,直驱式永磁风机不仅省去了故障率较高的齿轮箱结构,而且通过全功率变流器连接电网,对电网故障具有更强的穿越能力。 随着永磁体价格的下降, 直驱式风机近年来所占的市场份额越来越大,具有更广阔的发展前景[1,2]。 变速风电机组在不同的风速下有着不一样的控制策略:在风速高于额定风速时, 启动变桨距控制保证输出功率不超过额定功率;在风速低于额定风速时,采用最大功率点跟踪的运行方式。 增强对最大功率点的跟踪能力,可实现对风能的最大捕获,提高对风能的利用效率,因此研究风力发电系统的最大功率跟踪控制具有重要的意义。
最大功率跟踪运行的实质是风电机组的转速控制过程,通过控制发电机的电磁转矩来实现。 对于直驱式永磁同步风电发电机,电磁转矩与dq解耦控制后的有功电流成线性关系,即可通过控制发电机变流器电流实现对转速的控制[3,4]。 传统最大功率跟踪控制方法主要有叶尖速比法、爬山法[5]和最佳特性曲线法[6,7]。 由于风速难以被精确测量,导致叶尖速比法实用性不高;爬山法适用于转动惯量小且参数不明确的小型风机系统[8],虽然不需知道风机的特性曲线,但当风速变化较快时存在跟踪失效的现象;最佳特性曲线法是指控制风机输出功率或转矩与风机转速满足最佳功率曲线或最佳转矩曲线[9],但是由于系统损耗的存在,导致传统的功率反馈法具有缺陷。 文献[10]建立考虑损耗转矩的风机模型,通过给出最佳电流实现最大功率跟踪,但需要根据实验测得损耗系数,对于不同容量的发电机或当风机运行在不同风速下时,其损耗参数是变化的,因此实验所得的损耗系数不具有通用性,导致该方法的实用性不高。
风力发电系统具有强非线性,不仅风机具有较大的转动惯量,而且在运行过程中伴随着多种扰动,系统模型参数具有不确定性,传统的方法难以实现对最佳转速的快速跟踪。 针对此问题,滑模变结构控制[11,12,13]、自适应控制[14,15]、自抗扰控制[16,17]等方法[18,19]得以引入,在线估计不确定参数扰动,使得风电机组在低风速阶段能快速跟踪最大功率点,提高了对风能的捕获效率。
但是上述传统方法与非线性控制器设计时并没有考虑到风机的输入饱和问题。 当风速快速变化时,最优转速也快速变化。 由于系统惯性的存在使风机实际转速不会瞬间变化,为了达到快速跟踪的效果,系统将产生较大的控制输入量,导致出现输入饱和的情况[20],输入饱和受限与线性控制器的windup现象相似,如果不加以控制,饱和约束将会降低控制系统的稳定性[21]。 因此,对于风力发电系统,设计一种考虑输入饱和与模型参数不确定性的风机转速控制器,提高风机对最大功率点的跟踪能力,并保证系统在特殊运行情况下的稳定性,具有重要意义。
本文针对直驱式永磁同步风力发电机组,提出了一种同时考虑输入饱和与参数不确定性的自适应转速控制策略,使风机能在低风速阶段快速跟踪最大功率点,提高对风能的捕获效率。 首先对直驱式永磁风力发电机运行特性与风机最大功率跟踪原理进行分析,然后分别就不考虑输入饱和与考虑输入饱和2种情况设计基于Lyapunov稳定性理论的自适应转速控制器,并对控制器性能进行分析,并通过仿真验证控制器的有效性。
1 风力发电系统模型
1.1 风力机模型
直驱式永磁同步风力发电机的电路拓扑结构如图1所示。 风力机将风能转化为机械能,通过传动轴将能量传递到采用多级永磁结构的同步发电机, 发电机将能量转化为电能,通过背靠背全功率变流器与电网相连接。
图1所示为将风力机与发电机等效为一质量块 (如图中虚线框所示)的刚性轴模型。 根据风机叶片的空气动力学理论可知,风力机捕获转化的机械功率Pm为[22]:
其中, ρ 为空气密度;R为风轮叶片半径;v为风速; CP(λ, β)为风能利用系数 ,表征风力机运行功效 ,是桨距角 β 与叶尖速比 λ 的非线性函数。
根据贝兹理论可知,风能利用系数的最大值为0.593[22], 其值越大 , 表明风力机捕获转化风能的能力越强,风力机的效率越高。 通常情况下,难以获取CP(λ, β)的准确值,可用下式表述:
其中,β 为桨距角;λ 为叶尖速比,即为桨叶尖部速度与风速之比。
其中,ω 为风力机的转速。
变桨距风力机的特性曲线如图2(a)所示,当桨距角固定后,存在一个最大的风能利用系数CPmax以及相对应的最佳叶尖速比 λopt。 随着桨距角的增大 , 对应的风能利用系数逐渐减小。 当风机运行在最佳叶尖速比状态时,风力机转速和风速构成线性关系:
此时,风力机输出的机械功率可表示为:
图2(b)表示在不同风速下风力机输出的机械功率与转速的关系,将不同风速下最大功率点相连接, 即获得风机的最大功率输出曲线(如虚线所示)。 当风速变化时,通过调整转速使风机能稳定地运行在最佳叶尖速比下,可获得最大的输出功率,此过程即为风力发电系统的最大功率跟踪过程。
由式(6)可得风力机轴上的机械转矩Tm:
机械功率通过传动轴传递给发电机。 由于在功率传递的过程中,传动轴上势必会产生扭转损耗,发电机内部也会产生铁耗、铜耗以及杂散损耗。 损耗Tloss随着风速的变化而变化,不可被忽略[10],但又难以获得其准确值,可用下式表示:
风力机刚性传动链特性数学模型为:
其中,J为等效转动惯量;Te为发电机电磁转矩。
1.2 永磁同步电机模型
最大功率跟踪运行的实质是风电机组的转速控制过程,通过控制发电机的电磁转矩来实现。 对于直驱式永磁同步风力发电机,基于转子磁场定向矢量控制技术,在dq坐标系下,根据电动机惯例,可得电机的定子电压方程[23]:
其中,uds、uqs分别为定子电压d、q轴分量;ids、iqs分别为定子电流d、q轴分量;Ld、Lq分别为d、q轴电感;Rs为定子电阻;ωe为发电机转子转速;ψf为永磁体磁链。
电磁转矩如下:
其中,pn为发电机转子的极对数。
对于隐极式发电机,或者当控制定子电流的d轴分量始终为0时,电磁转矩可简化为:
2 最大功率跟踪自适应控制器设计
2.1 考虑参数不确定性的转速控制器
由1.1节知,最大功率跟踪的实质是对转速的控制,考虑风机模型参数不确定性,设计如下自适应转速控制器,提高在低风速阶段风机最大功率跟踪能力。
由式(8)和式(9)可得:
其中,θ 为转子角度。
定义转子角度误差e与转子转速误差觶e如下:
其中,θd和ωd分别为转子角度和转速的最优参考值。
为使风机时刻运行于最佳叶尖速比下,需要保证式中的转速误差项觶e趋向于0。 为了使系统响应速度更快,同时引入转速积分项的误差,即角度误差e。 定义复合误差q = 觶e + αe,其中 α 为大于0的常数, 表示误差权重,可根据试验获取其值变化对系统响应的影响规律,得到使系统控制性能较优的值。 由复合误差q可得:
将式(13)代入式(15)中,可得系统跟踪误差:
当不考虑系统输入饱和,只考虑模型参数不确定性时,可按下式设计控制器:
即变流器最佳控制电流值为:
其中,参数对角阵 Γ1=diag(γ11,γ12,γ13,γ14),γ11、γ12、γ13、 γ14为自适应控制器学习率,值均大于0。 自适应律保证了风力发电系统的参数矩阵 φ 可以被在线估计,即使参数具有不确定性,控制器仍可自适应调整控制输入,实现发电机转速的精确跟踪。
利用Lyapunov稳定性理论对控制器的稳定性进行分析。 定义系统估计误差 φ軒 = φ - 赞φ ,式(20)所设计的自适应律可以改写为:
构造如下Lyapunov能量函数:
对能量函数求导并将式(21)代入可得:
根据Lyapunov稳定性原理,如果能量函数V满足V>0且觶V< 0,则系统是全局渐近稳定的。
根据上文的分析可知,觶V(t)是半负定且一致连续的,并且V(t)存在且有界。 根据巴尔巴拉引理可知:
由式(23)中觶V与复合误差q的关系,可得:
当t∞ 时,q(t)趋向于0,e(t)和觶e (t)均趋向于0,即保证了转子角度误差和转子转速误差均趋向于0。 因此 ,针对模型参数不确定的风力发电系统 ,若对变流器q轴电流采用式(19)所示的控制律,对系统待估计参数采用式(20)所示的自适应律,闭环系统是稳定的。 并且通过调整控制器参数,可使转子转速的跟踪误差充分小,即风速变化时,可完成对风能的快速追踪,较好地实现最大功率点跟踪运行。
然而,若风速快速变化,最优转速 ωd也将快速变化,导致复合误差q瞬间增大,为了达到快速跟踪的效果,系统将产生较大的控制输入量,导致出现输入饱和的情况。
2.2 考虑输入饱和与参数不确定性的转速控制器
2.2.1转速控制器设计
当出现输入饱和限制时,若继续使用2.1节所设计的控制器,将使跟踪误差不可控制地增大,从而导致系统的稳定性遭到破坏。 基于此,借用控制器内补偿思想[24],改进为考虑输入饱和限制的控制器,使系统保持稳定。
考虑电磁转矩Te的限制,则变流器q轴电流的输入限制如下:
其中,iqs M、iqsm为最佳输入量的限值;iqs χ为要设计的输入量。
根据式(27)可得中间输入变量u的限值,即:
按下式设计内补偿辅助函数:
其中,η 为常量参数。 重新定义跟踪误差軈q=q- χ,得到系统跟踪误差:
考虑到控制器输入饱和特性,式(18)与式(20) 所示的控制律及自适应律修正为:
其中,参数对角阵 Γ2= diag (γ21,γ22,γ23,γ24),γ21、γ22、 γ23、γ24为控制器参数,值均大于0,具有与对角阵 Γ1相同的作用;控制量 ζ=-k3·sgn(軈q),旨在提高系统的鲁棒性。
最终得到变流器最佳控制电流值为:
2.2.2转速控制器稳定性分析
采取与2.1节相同的方法分析控制器的稳定性。 首先构造Lyapunov能量函数:
对式(34)构造的Lyapunov能量函数V求导,并将式(21)与式(30)代入可得:
由于 ε*与u*均有界,若能选择k3≥ε*u*,则可以使得 -軈q(k3·sgn(q軈)-ε*u*)≤0,即保证:
因此,根据Lyapunov稳定性原理,能量函数V满足V>0且觶V< 0,系统是全局渐近稳定的 。 并且由2.1节的分析可知,在t∞ 时,e(t)和觶e (t)趋向于0。
因此,针对带有模型参数不确定的风力发电系统,当考虑风速的快速变化导致控制输入电流短时达到饱和限制时,通过引入式(29)所定义的内补偿辅助函数,采用式(33)所示的控制律及式(32)所示的自适应律,并使参数k3≥ε*u*,可保证闭环系统稳定。 并且通过调整控制器参数,可使转速跟踪误差充分小,克服了饱和受限引起的不稳定现象。
从对内补偿辅助函数的定义中可看出,当控制输入达到饱和值时,虽然转子角度误差和转速误差共同决定的复合误差量q持续增大,但是此时函数 χ 也持续增大,因此可保证新的复合误差q軈不会出现较大冲击。 但在2.1节的控制方法中,复合误差突然变化后产生连锁反应,对系统稳定性产生破坏作用。 而故障消除后,函数 χ 减小到0,系统恢复正常运行,此时的控制器与2.1节保持一致。
3 仿真分析
为了验证所提控制方法的有效性,在MATLAB / Simulink上仿真分析分别采用传统PID控制、自适应控制以及考虑输入饱和的自适应控制方法时,发电机转子转速跟踪情况。
风机的主要参数如下:额定功率P = 1.5 MW,风机额定转速 ωN= 2 rad / s,额定转矩Te N= 75 000 N·m, 风轮半径R=38.5 m,惯性时间常数Tj=5 s,空气密度 ρ = 1.225 kg / m3,极对数pn= 46,摩擦系数B = 0.01 p.u., 输入饱和限制为1.1 p.u.。 控制器参数如下:参数k1= 10,k2= 10,k3= 5;自适应学习率 γ11= γ21= 0.01,γ12= γ22= 0.1,γ13= γ23= 0.1,γ14= γ24= 1;补偿系数 η = 800; 参数初始值为0。 控制器参数是在仿真中经过反复试验和比较后得到的。 对风机采用标幺值系统建模,选取额定功率、额定转矩为基值。 在标幺制下,最佳控制电流与最佳控制转矩相等,考虑转矩的限制为1.1 p.u.,因此输入饱和限制为1.1 p.u.。
图3所示为风速曲线。 在60 ~ 65 s时间段内, 出现阵风扰动。 系统损耗参数的扰动(标幺值)如图4所示。 图5所示为只考虑参数不确定性时,在自适应控制与传统PID控制方法下的转速跟踪误差(标幺值)。 图6给出了分别在2种控制方法下的控制输入(标幺值)。 从图中可以看出,在前60 s内,模型参数具有不确定性,在PID控制方法下,系统的控制输入连续振荡,转速跟踪误差较大;而自适应转速控制方法可以克服参数不确定性带来的影响,保证发电机转速较好地跟踪最佳转速,达到最大功率跟踪的目的。
再考虑变流器电流达到饱和限制时对发电机转速的影响。 阵风扰动导致控制输入受到饱和限制。 图7所示为最佳转速与在考虑饱和自适应控制、自适应控制、PID控制3种方法下的实际转速(标幺值) 曲线;图8所示为在3种控制方法下的转速跟踪误差(标幺值)。 从图7、图8中可看出,在恢复阶段,在PID控制方法下转速出现剧烈振荡现象且持续较长时间;在自适应控制方法下,转速跟踪误差出现较大的超调量,需要较长时间的调整过程;而在考虑饱和自适应控制方法下,经过短暂的调整可以迅速恢复对最佳转速的跟踪。
图9给出了在3种控制方法下的控制输入量(标幺值),即变流器电流的大小。 在恢复阶段,在PID控制方法下,控制输入经过较长时间的振荡后恢复稳定,振荡幅值在上下限值间不断切换。 在自适应控制方法下,控制输入在受限后需要经过一段时间的调整过程才恢复稳定;而考虑饱和自适应控制器使控制输入不会出现长时间振荡过程,在受限后能迅速恢复稳定。
在实际运行中,风速变化具有多种可能,在连续出现大阵风扰动的情况下,如果控制方法不考虑输入饱和限制,将导致闭环系统失稳,从而降低对最大风能的捕获效率。 而通过上述分析可以看出,考虑饱和的自适应控制方法,即使面对恶劣的风速变化,仍能较好地实现最大功率跟踪。
4 结论