永磁同步发电机组（精选12篇）
永磁同步发电机组 篇1
摘要：风能是我国三大能源之一, 风电的不断建设, 对发电机的应用提出了较高的要求。直驱永磁同步发电机组 (DPMSG) 具有结构简单、效率高等优势, 近年来对其穿越能力 (LVRT和HVRT) 的讨论和应用逐渐趋于成熟, 越来越多的风力发电厂开始选用直驱永磁同步发电机组作为主要机型。现总结了直驱永磁同步发电机组低、高压穿越能力的理论研究成果, 对今后其在风力发电中的有效应用起到了促进作用。
关键词：永磁直驱,低压穿越,高压穿越,STATCOM
0 引言
风能近年来受到各界广泛关注, 作为一种清洁的可再生能源, 其不仅有利于环保, 还可以缓解能源危机, 并带来直接的经济效益和社会效益[1]。因此风电产业也发展迅猛, 目前全国在建或已建的风力发电场已有好几百个, 截至2015年底, 我国总装机容量为1亿k W[2]。
国家能源局还在《风电发展“十二五”规划》中提出, 到2020年风电并网装机总量要达到2亿k W。鉴于此, 更加深入地开展风电机组的技术研究, 建设经济、有长远发展潜力的风电机组, 更加高效地利用风力资源, 成为目前能源讨论的一个重要课题。
1 主流风力发电机系统
变速恒频系统桨距角可调, 能在较宽的风速范围内保持最佳叶尖速比, 能在最大功率点运行, 这些优势使得从定桨距恒速恒频逐渐向变桨距变速恒频过渡成为当前风电系统发展的趋势, 并形成了当前主要的两大风力发电机型:
(1) 双馈式感应发电机 (Doubly-Fed Induction Generator, DFIG) ;
(2) 直驱式永磁同步发电机 (Direct-driven Permanent Magnet Synchronous Generator, DPMSG) 。
1.1 双馈感应发电机的应用现状
国际上, 全球主要大型风电机组生产商如Vestas、Siemens、Repower等全都采用双馈感应风电技术。
国内具有代表性的是以华锐风电为代表的一批龙头风电企业, 其也把主要的战略方向定为双馈发电技术, 这主要是考虑到该技术较为成熟, 变桨变速、齿轮箱技术相对来说已发展得较为安全可靠。
1.2 直驱永磁发电机的应用现状
直驱发电机开始出现的时间和双馈发电机大致相同, 但相对后者来说, 其发展速度一直比较慢。
随着近几年技术的发展, 直驱发电机的优势才逐渐凸显出来, 并获得了跨越式快速发展。
在世界范围内, 欧美风电技术发展较早, 在直驱永磁发电技术上也有领先优势, 其中德国、丹麦、美国较为突出, 挪威有一个最大的风电场, 配置无齿轮直驱同步风电机组, 其效率最大值达98%, 该机组是德国西门子公司的产品;目前国内也有诸多企业争相进入这一代表风电未来发展趋势的领域, 如金风、华锐、明阳和其他同行企业, 其中湘电风能及金风科技等公司最具有代表性[3]。
2 主流直驱永磁同步型风力发电机组介绍
直驱永磁同步发电机组主要由风力机、永磁机、机侧整流器、直流电容器、网侧逆变器和控制系统构成, 如图1所示[4]。
将这种风电机和传统的变速恒频风力发电机相比较:
首先, 直驱低速永磁同步电机无需励磁, 增强了可靠性。
其次, 通过变流器可以灵活调节输入电网的有功和无功功率, 进而控制发电机转速, 使发电机处于叶尖速比最佳状态, 效率也可得到提高。
另外, 该系统能量流动向是单向的, 即从发电机朝向电网, 不需要像双馈电机那样的反向励磁电流, 从而可以简化变流器的结构。
直驱永磁同步风力发电机无齿轮箱, 体积可以大大减小, 且系统无齿轮箱故障, 稳定性增强, 运行噪声大大降低;其励磁结构是永磁体, 有内转子和外转子两种, 外转子内圆上有高磁能积永磁材料拼贴而成的磁极, 内转子永磁同步发电机内部带有永磁磁极, 是利用许多高性能的永磁磁钢组成, 提高了气隙磁密和功率密度, 在同功率等级下, 可以使电机体积做得更小。
在直驱式永磁风力发电系统中, 发电机组与电网隔离开, 和其他类型的风电系统相比, 其实现低电压穿越功能将更加容易, 可靠性和稳定性更高。
3 直驱永磁同步型风力发电机组LVRT研究
在世界范围内, 尤其是较发达地区, 风能的发展呈现出了大规模开发和快速商业化的趋势, 故对于电网的安全稳定运行, 风电机组的低电压穿越能力影响越来越大。
德国、丹麦等国为风电系统制定了新的电网运行规范, 使系统低电压穿越能力各项指标都有技术标准;我国也有了相关标准[5,6], 我国颁布的低电压穿越标准 (2011年) 如图2所示。
直驱永磁风电系统采用全功率变流器来与电网隔离, 在直流环节与网侧变流器设备中可采取适当措施, 这些措施不影响发电系统和机侧变流器的正常运行, 但能保证系统故障过后较快恢复到常态。这是直驱永磁风电系统相比双馈式风电系统的优势所在。
对于直驱永磁同步型风力发电机组的低电压穿越 (Low Voltage Ride Through, LVRT) 能力, 目前已有大量的研究成果和实践。
3.1 STATCOM模式的运用
文献[7-8]研究表明, 永磁直驱风力发电机采用的是背对背全功率变流器, 这种变流器用的是脉宽调制 (PWM) , 机侧变流器实现对永磁发电机的控制, 并对发电机进行转速调节和有功、无功的解耦控制;网侧变流器用于直流侧电压控制和输出有功、无功的解耦控制。在电网发生电压跌落故障时, 直驱风电系统运行静止无功补偿模式 (STATCOM模式) , 控制策略框图如图3所示。
常态时, 外环电压为0, 只向电网输送有功。非常态比如电压跌落时, STATCOM以无功电流为主控对象, 对有功参考电流进行限制。该模式运行关键是要通过对电网电压进行快速精确的检测来决定常态和非常态的切换。运用MATLAB7.0进行验证, STATCOM运用能使直驱风电机组有一定的LVRT能力。
文献[9]提出用SDBR提高风电场的LVRT能力, SDBR由控制器和电阻器及旁路开关组成, 常态时旁路开关闭合, 电阻被短路;电压跌落时旁路开关断开, 很大的短路电流在制动电阻上产生了压降, 从而使机端电压得以提升, 进而提高电磁功率, 转子的加速得到有效抑制。该策略关键之一在于SDBR值大小的选取, 具体可以风电场的额定功率、传输线的额定电压为参考值, 较大的SDBR易造成发电机功率和转速振荡, 故在综合考虑其他各条件的前提下, 取值较小值为宜。
3.2 增加Crowbar保护电路
文献[10-11]分析了直驱风电系统常用的Crowbar电路的三种形式:卸荷电阻位于直流侧、电路中附加储能装置、电路加辅助变流器, 分别如图4、图5、图6所示。
依次进行分析, 为保持变频器两侧功率平衡, 在发电机侧变频器、直流侧/网侧变频器这三处增加保护电路都能够达到消耗多余能量的目的。在机侧变频器和网侧变频器处增加保护电路存在两个缺点, 一是控制效果受所选变频器承受过电流能力的限制, 二是控制投切电路复杂。因此, 目前最常用的一种方式是在直流侧增加Crowbar电路, 即图4 (a) 方案。该方案中, 由于多余能量是通过卸荷电阻R纯粹消耗掉的, 有学者提出将卸荷电阻R与Buck降压电路串接后再与直流侧相连, 这样可降低卸荷电阻R两端电压, 从而减少能量的消耗。图4 (b) 是卸荷电阻通过Buck降压电路与直流侧连接的电路, 这需要增加电抗器, 从而增加电路复杂度, 相比较而言还是 (a) 方案可靠性高, 实现起来更简单, 但不足之处在于部分能量转为热能被消耗, 需要阻性负载较大。在详细分析的基础上, 提出一种新的基于 (a) 方案的卸荷电阻投切策略:直流电压超限时投入, 非超限状态切除, 并且基于PSCAD构造仿真模型进行验证, 该方案可大大提高系统的LVRT能力。
3.3 综合控制
文献[12]给出的DPMSG的综合控制模式, 其核心是用三电平双PWM变频交流调速系统建立DPMSG中心控制, 系统中各自用四个串联的功率器件建立在每个桥臂上, 使得能量能两个方向流动, 逆变和整流各自有独立的控制器。该系统中设置有直流卸荷电路, 卸荷电路中包含RCD和功率器件, 其中RCD起缓冲作用。图7为直流卸荷电路示意图。
Ca—吸收电容VDa—快速恢复二极管Ra—吸收电阻R0—大功率吸收电阻
图8是仿真模型结构图, 基于MATLAB/Simulink平台进行了仿真, 结果表明, 该系统有较好的LVRT能力, 能使电机常态下运行稳定, 同时可保证风力发电机在现行风机并网运行规定低压穿越范围内不脱网。
文献[13-14]推出的策略是:充分利用超级电容特性, 在电路中装置超级电容, 用超级电容吸、放电路中的有功功率。实施该策略的目的是满足大功率风电机组在故障瞬间能量快速大容量存储的要求, 其工作原理是:为了平衡直流母线两侧的功率, 达到平稳直流母线电压的目的, 采用由超级电容和功率元件组成的储能系统吸收 (或释放) 电能, 从而提高风电系统的LVRT能力。
文献[15-16]给出的综合控制策略是:保持直流链电压稳定与控制桨距角, 使二者紧密配合, 提高DPMSG的LVRT能力。该策略的要点可以归结为三点:
(1) 风电技术的发展使桨距角的控制技术趋于成熟, 该技术提出可以调节风力机的输入功率, 这种调节可类比发电机组的调节器, 主要是通过调节桨距角改变风能利用系数, 从而平衡电压跌落时的功率;
(2) 为控制直流链及电网侧逆变器的功率, 控制发电机电磁功率;
(3) 对于网侧变流器的控制, 在电压跌落时, 以电流内环的变量对应控制网侧变流器, 从而使直流链电压的波动减小, 达到有效控制的目的。
运用仿真分析软件PSCAD/EMTDC进行仿真, 结果验证了所提策略的有效性和可行性。
文献[17]给出的综合控制策略可以总结为两个措施, 其一是改进的网侧LVRT控制, 采用前馈控制, 以电网电压跌落参数作为网侧有功电流参考值, 当电压跌落时, 有功电流很快加大, 进而配合系统达到缓解系统功率不平衡的目的;其二是改进的机侧LVRT控制, 主控变量为变流器的电磁转矩, 以差值 (发电机的输出功率比较网侧变流器输出的有功) 通过PI控制器得出给定值和实际值的变化量来减小电磁转矩, 最后通过限制风轮输出功率达到维持直流电压稳定之效。
文献还深入研究了新的控制策略中机组转速变化与Crowbar投切电阻值之间的关系, 最后通过MATLAB/Simulink仿真验证了该方案可以在严重电网故障时提升DPMSG风电机组的LVRT性能的结论。
3.4 实例应用
文献[18]以某型永磁直驱风电机组为原型, 详细地对风机控制系统中的塔基控制、机舱控制、轮毂控制进行了介绍, 风电场总装机为50 MW, 25台机组 (每台2 000 k W) , 风机原型来自五凌电力窑坡山风电场 (湖南省临湘市境内) , 预计年等效满负荷小时数为2 031 h、年上网电量为10 135万k W·h, 容量系数为0.232。2015年12月31日, 我国自行设计制造的3 MW永磁直驱风力发电机组在内蒙古兴和县大西坡风电场成功并网发电, 是我国近年来大兆瓦直驱风电机组独立自主研发的一大成就, 类似这些风电场的运行, 给永磁直驱风电机组的理论和实际相结合以及推广应用提供了有力的支撑。
4 直驱永磁同步型风力发电机组HVRT研究
在全球范围内, 欧洲的风力发电技术世界领先, 有许多专有的技术标准, 特别是对低压穿越能力, 详细规定了风力发电机并网运行规范, 其他国家包括我国也先后有了较为详细的风电机组并网低压穿越能力的要求。而对于高电压穿越 (High Voltage Ride Through, HVRT) 而言, 目前澳大利亚、西班牙、德国、美国、丹麦等国家都已有明确的标准规定, 我国也于2013年在国家电网公司企业标准Q/GDW1878—2013《风电场无功配置及电压控制技术标准》中初步提出了高电压技术要求。表1为各国关于风电高电压穿越能力的要求。
关于永磁直驱风电系统高电压穿越方面的研究, 相对于低压穿越而言目前还比较少。文献[19]给出的方案是从两个方面对DPMSG实施控制:
(1) 对网侧变流器实施控制, 目的是使其能提供容性无功;
(2) 直流侧的电路采用有卸荷电阻的Crowbar电路, 两者互相配合。
其思路为:参考LVRT, 通过增加硬件电路和改进网侧变频器控制策略, 实现直驱式风电系统的高电压穿越。
电网电压骤升是影响直驱风电机组正常运行的关键因素, 文献[20-21]充分分析了这种状况, 提出不更改风机现有电路, 只对控制策略进行优化, 主要是优先分配无功功率, 在改进过程中可兼顾机组的改造成本, 优化的系统能协助电网电压快速恢复。该策略还将PWM驱动方式应用于直流卸荷电路, 保证了直流母线电压的稳定。仿真分析和现场实验研究表明, 该策略不仅能在电网电压骤升期间实现直驱风电机组的不脱网运行, 还能对故障电网提供一定的动态无功支撑。这是一个非常有效的控制策略, 能与现有低电压穿越策略相衔接, 综合实现电网电压幅值骤变故障下不脱网运行。
文献[22]给出的是基于双模控制的HVRT策略, DPMSG的特点是发电机和电网之间有全功率变流器, 控制机侧变流器即形成对发电机的控制, 故HVRT的主要控制方案落实在如何控制网侧变流器上。该策略应用网侧电压设定值与检测值之间的差值作为模式1的输入信号, 网侧有功电流不同的参考值作为模式2的输入信号, 机组常态与非常态时在不同的模式间转换, 实现系统的HVRT。该文献所采用的控制策略优点在于易与现有的低电压穿越控制策略相结合, 为直驱型风力发电机组高低电压穿越能力的研究提供了一个思考路径。
5 结语
永磁直驱风机维护成本较低, 一是因为无齿轮箱、碳刷和滑环, 大大降低了维护成本;二是由于传动系统部件减少, 提高了风力发电机组的可靠性和利用率, 在降低机组维护成本的同时也降低了运行成本。
永磁直驱风机电子化程度高, 技术较新, 发展和改进的空间很大。近年来, 电力电子技术不断进步, 一些新型的动态无功补偿装置或者其他设备 (如可变电阻等) 将会应用于永磁直驱风电系统。这些设备将进一步消除电网不对称故障引起的功率波动, 同时使风电机组机端电压在故障期间得以抬高, 风电机组暂态稳定性得以提升, 进而保证风电机组故障穿越能力的实现。
在风电故障发生时, 永磁直驱风电系统通过矢量控制可实现发电机有功和无功的独立调节, 并能在故障期间向电网提供一定容量的无功支撑, 其独有的优势能使电网电压较快得到恢复。
风力发电对我国意义尤为重大, 我国风能资源丰富, 储量位居世界第三, 特别是约有一半是三类风区, 更适合使用永磁直驱式风电机组。永磁直驱风机将是我国未来风力发电机发展的重要机型。
永磁同步发电机组 篇2
一．永磁同步电动机规则解析
（一）依据标准
1.新版规则：CQC31-461122-2014永磁同步电动机节能认证规则
旧版规则：2010版
2.更新内容：
(1)扩大规则适用的产品范围；
(2)依据标准变更为GB 30253-2013《永磁同步电动机能效限定值及能效等级》；
(3)修改认证模式，取消初始工厂检查内容；
(4)增加工厂自我能力评估报告资料要求。
（二）适用范围
电梯用永磁同步电动机：1000V以下的电压，变频电源供电，额定功率在0.55kW~110kW范围内
（三）认证模式
1.模式：产品检验+获证后监督
2.认证基本环节：认证申请→产品检验→认证结果评价与批准→获证后的监督→复审
（四）申请所需资料
1.正式申请书（网络填写申请书受理后打印）
2.永磁电动机产品描述（CQC31-461122.01-2014）
3.品牌使用声明（如使用商标做品牌，提交商标注册证明）4.工厂自我能力评估报告
5.申请人、制造商、生产厂的注册证明如营业执照、组织机构代
码
6.产品已获安全认证证书或工业产品生产许可证的复印件
7.申请人为销售者、进口上市，还需提交销售者和生产者、进口
商和生产者订立的相关合同副本
8.其它：代理人的委托授权书（如有），有效的监督检查报告（如
有）申请认证产品的技术条件标准，其他需要的文件(五)产品检验
1.基本要求
产品应满足GB755和GB14711（适用时）或防爆电机安全标
准（适用时）
(1)提供符合GB14711标准的安全认证证书或防爆电机提供
生产许可证；
(2)提供经中国实验室国家认可委员会认可的实验室出具的
有效的符合GB755标准的检验报告；
(3)剃发恭敬中国实验室国家认可委员认可的实验室出具的
有效的符合GB14711标准的检验报告（适时用）；
(4)如不满足上述要求，则对送检样机中最大、最小功率样机
进行相应的随机检测。
2.认证单元划分
电梯用永磁同步电动机中类型、结构相同的系列产品为同一
认证单元
类型结构包括产品名称、产品系列号、机座结构、电动机转
子结构，外壳防护等级（内外转子及隐极凸极结构）、冷却
方法等。
3.检测单元划分
电梯用永磁同步电动机，每个认证单元不划分检测单元
4.取样原则
（1）送样数量：应覆盖到配套电梯的不同载重量、梯速、电
动机转矩，应包括型谱中的最大、最小功率；
（2）送样要求：具体的送样规格及数量由CQC根据所申请
认证单元的产品型谱确定。
5.检验方法
参照GB/T 22669-2008（见附件）中10.2.1中的A法-输入、输出确定
6.关键零部件和原材料要求
（1）关键原材料为硅钢片、漆包线、永磁材料等影响电机能
效的原材料
（2）产品如选配多个关键原材料时，CQC原则上至指定一
种匹配进行样品检验，其他关键原材料进行备案管理，必要时进行样品检验
（3）为确保产品一致性，关键原材料的技术参数、规格型号、制造商发生变更时，持证人应及时提出变更申请，并送样检验
或提供书面资料确认，经CQC批准后方可在获证产品中使用。
（六）获证后的监督
1.监督内容：工厂部分质量保证能力+获证产品一致性检查
+现场指定试验+监督抽样
2.检查频次：对于初次获证的生产企业，一般在获证后12
个月内实施第一次监督检查，每年监督检查间隔不
超过12个月。
3.检查内容：CQC/F 002-2009《资源节约产品认证工厂质
量保证能力要求》和《工厂自我能力评估报告》
（七）复审
证书有效期满前6个月，持证人向CQC提交复审申请
按新要求进行产品检验 二．网上申请流程介绍
申请人填写申请书→关注网上认证机构的受理通知→向认证机构寄送资料→向检测机构寄送资料及样机→关注网上的认证进度及通知→收到费用通知并交费→配合分中心的监督检查。三．永磁电机节能认证资料要求
1.正式申请书
根据CQC要求，申请书上的申请人、制造商名称和地址必
须与申请人营业执照上的地址一致，如不一致请修改申请书。申 请书上请加盖公章。
2.产品描述
产品描述封面上申请人、制造商名称和地址必须与申请人
营业执照上的地址一致，如不一致，请修改产品描述。产品描
述上请加盖公章。参照《产品描述填写须知》填写相关资料，并同时提供一份电子版。
3.电机铭牌
永磁同步电机控制策略 篇3
永磁同步电机的材料组成是交流电机，应用激磁磁极转子这种高性能永磁材料，因此，其控制系统与普通同步电机不同，并且，电机的机械结构也不相同。因此，永磁同步电机的气隙磁密较高，而且，具有较小的转矩脉动，但转矩/惯量比较大，所以，与普通电机相比效率极高。因上述诸多优点，永磁同步电机应用范围逐渐扩大，应用领域包括高性能机床进给控制、位置控制和机器人等。为了能够更好的使永磁同步电机发挥出作用，就需要对永磁同步电机有一定的了解，并对其控制策略进行探讨。
永磁同步电机原理
永磁同步电机原理是，三相电流通入在电动机的定子绕组，使旋转磁场形成于電动机定子绕组中，因为转子上安装了永磁体，而永磁体的具有固定的磁极，磁极同性相吸异性相斥，因此，定子中的旋转磁场会影响转子，带动其进行旋转，最终，转子会和定子中产生的旋转磁极具有相同的旋转速度，所以，永磁同步电机启动过程可以看做是异步启动阶段和牵入同步阶段共同组成的。
永磁同步电机结构
永磁同步电机的组成是由转子、端盖和定子等部件。通常来说，永磁同步电机与普通感应电机结构十分相似是其最大的特点，而与其他电机的区别则在于其转子结构具有独特性。因为，永磁同步电机的转子上有质量较高的永磁体刺激。根据永磁安放位置的不同，可以将永磁同步电机分为内嵌式、面贴式和插入式三大类，具体如图1所以。
永磁同步电机控制策略
恒压频比控制。恒压频比控制是通过开关控制使电机运转维持一定的转速，简单来说，就是按照系统给定，通过空间矢量脉宽调制转化成理想的输出。恒压频比控制应用的依据是对电机稳态进行模拟，得到的是不理想的动态控制系统性能。因此，如果想获得动态性能较高，就需要数学模拟电机动态。永磁同步电机的动态数学模型较为复杂，是非线性、多变量的，其中包括角速度和电力的乘积项，因此，必须采用对角速度和电流解耦的方式才能够使控制性能更加精准。最近几年，为了能够更好的解决永磁同步电机非线性特定这一问题，已经对各种非线性控制器进行了研究。
矢量控制方案。F.Blaschke是德国西门子公司，该公司于1971年首次提出矢量控制原理，自提出起便被广泛关注，并且，对其理论和应用等方便都展开了较为深入的研究。简单来说，矢量控制就是利用普通的三相交流电机，对直流电机转矩的控制规律进行模拟，也就是说，把三相交流电机的定子电流进行分解，得出励磁电流和转矩电流的分量，并在磁场定向坐标上垂直的对励磁电流分量和转矩电流分量进行标记，使其独立后，分别的对其进行调节。通过这样的方式就使得交流电机与直流电机在转矩控制原理和特性上基本一致。而在进行矢量控制时，需要格外注意的就是定子电流幅值和空间位置的控制。矢量控制是以改善转矩控制性能为目的，以定子电流控制为最终的实施方式。因为，定子测的物理量均为交流量，所以，空间矢量在空间旋转是同步转速，这样十分不便于调节、控制和计算。所以，此时坐标变换十分有必要，这样能够将各物理量由静止转换到同步旋转坐标系。该准则是产生同样的旋转电动势，三相静止坐标系将交流电iA、1B和ic进行3/2变换以及d B/dp变换，便能够等效成同步旋转坐标系下的直流电1d、iq，观察者如果和旋转坐标系旋转速度相同，那么，就能够看到直流电机。
矢量控制方案也存在一定的不足，因为，矢量控制方案针对交流伺服电机控制较为有效，但由于需要矢量旋转变换，所以该方式较为复杂，而且，与电磁常数相比，电机的机械常数较慢，质量控制的中转矩相应速度不够。
直接转矩控制。直接转矩控制是由上世纪80年代德国学者Depenbrock提出，其优点是结构简单、转矩相应快等，更好的解决矢量控制中存在的问题。直接转矩控制采取定子磁链定向的方式，因此，不需要解耦控制和电流反馈，而是，通过离散的两点式控制对电机定子磁链和转矩进行调节。通过直接转矩控制可以使磁链和转矩双闭环控制得到实现。当电机的磁链和转矩值获得之后，便能够对永磁同步电机进行直接转矩控制。图2为永磁同步电机直接控制方案结构图，其组成是永磁同步电机、逆变器、转矩估算、磁链估算和电压矢量切换开关表等环节，其中的uD、uQ，iD、iQ是静止DQ坐标系下电压、电流分量。
永磁同步发电机组 篇4
近年来, 风力发电显著发展, 并逐渐成为新能源利用里面的重要分支。目前, 风力发电主要以双馈感应异步发电机 (DFIG) 及多级直驱式永磁同步发电机 (PMSG) 为主。同一工况条件下PMSG比DFIG发电量要高很多, 特别适合于小型风电系统[1]。永磁同步风电系统以永磁发电机和全功率变流器为核心。采用背靠背拓扑, 变流器可以根据实际需要优化电机控制性能, 提高风电系统效率。
永磁同步电机广泛采用矢量控制技术, 其优异性能得以实现的前提在于转速与转子位置信息的准确获取。风电控制系统中采用速度传感器会引起成本增加可靠性降低等问题, 无传感器控制系统成为变流器机侧控制系统的发展趋势[2]。目前无位置速度传感器的研究可以分为3类:基于基波模型的方法, 高频信号注入法及人工智能理论基础上的估算方法[3]。
大多数估算方法都需要准确的电机参数, 然而实际中发电机参数易受运行环境影响。利用滑模观测器估算转子位置和速度, 同其他方法相比较滑模运动与控制对象扰动无关, 对数学模型的精度要求也不高, 具有很好的鲁棒性[4]。大多数论文[2,3,4]讨论的滑模观测器都基于表贴式PSMG, 忽略了直轴电感Ld与交轴电感Lq之间的差值, 对于凸极效应弱的电机, 滑模观测器因鲁棒性好仍能应用, 但模型并不精确。引入拓展反电动势[5,6], 使得滑模观测器可以精确用于内嵌式PSMG。
双PWM直驱永磁同步风电系统可以通过检测风速, 查找最佳叶尖速比表格, 按照转速控制方式得到最大功率;也可以通过检测转速, 查找转速—最佳功率运行曲线, 按照功率控制方式来得到最大功率。以上两种方式都需要在风力发电机投入使用前进行大量的实验来获得相关数据。爬山法[7]是一种不依赖于系统电气参数的自适应算法。该算法根据输出信号的增量方向自动调节参考信号的增量方向, 使得输出信号不断逼近最大点。对于小型风力发电系统, 应用爬山法可以降低制造成本, 简单有效地达到最大功率跟踪。
本文首先介绍了基于滑模观测器及爬山法功率跟踪的双PWM永磁直驱小型风力发电系统及其机侧数学模型。采用基于扩展电动势的滑模观测器估计转子位置及速度。分析设计基于爬山法的最大功率跟踪控制器。最后搭建了1台5 k W的背靠背双PWM变流器样机, 对所得实验波形进行分析, 验证了系统设计的有效性。
2 双PWM永磁直驱小型风电系统
双PWM永磁直驱小型风电系统如图1所示。
图1中, 主电路采用背靠背双PWM变流器, 机侧通过整流器连接永磁同步电机及风机, 网侧通过逆变器连接电网。系统通过控制机侧变流器实现PMSG最大功率跟踪, 通过控制网侧变流器实现直流母线电压稳定及并网的单位功率因数控制。Ua, Ub, Uc表示机侧定子各相电压, Ia, Ib, Ic为机侧各相电流, 三相电压电流通过霍耳传感器采集得到。Uα, Uβ, Iα, Iβ分别为电压 (Ua, Ub, Uc) 、电流 (Ia, Ib, Ic) 进行Clarke变换, Ud, Uq, Id, Iq分别为电压 (Uα, Uβ) 、电流 (Iα, Iβ) 进行Park变换。对Id, Iq进行PI调节并且解耦得到Ud*, Uq*。对Ud*, Uq*进行反Park变换得到Uα*, Uβ*。Uα*, Uβ*通过空间矢量调制得到开关管控制信号Sa, Sb, Sc。滑模观测器通过观测定子电压电流信息得到转子位置θ和电机转速ω信号。最大功率跟踪控制器通过判断功率P及转速ω的增量方向输出参考转速ω*, 电机转速ω通过PI调节得到参考电流Iq*。
永磁同步电机在两相同步旋转dq坐标系下的数学模型为
式中:Ud, Uq, Id, iq分别为定子电压电流在dq轴的分量;Ψd, Ψq分别为定子磁链在dq轴的分量;ω为电机转速;Ψf为转子磁链;TL为负载转矩;Ld, Lq分别为直轴和交轴电感。
采用id=0磁场定向控制时, 电磁力矩和电枢电流成线性关系, 无去磁效应, 控制效率高。实现对电流iq的控制, 即实现对PMSG输出电磁转矩的控制。为了实现最大功率跟踪的目标, 采用功率环、速度环及电流环三闭环控制策略。功率环根据爬山法输出设定转速, 转速环用于实现转速跟踪, 电流内环根据转速外环的输出指令完成对电流的控制。
根据PMSG数学模型, 采用前馈解耦及PI控制器, 得到电流环控制规律如下:
转速环控制规律如下:
双闭环调速动态结构图如图2所示。
图2中, ASR, ACR分别为转速及电流PI控制器;Ton为转速滤波时间常数;Toi为电流环滤波时间常数;Ks为电流环放大系数;J为转动惯量;KT为转矩系数;Ke为反电动势系数;α为转速环反馈系数;β为电流环反馈系数;Ts为整流器惯性环节;ω为电机机械转速;Te为电磁转矩;TL为负载转矩。
电流环校正为Ⅰ型系统, 其开环传递函数为
取KT=0.25则:
式中:Ls为Ld或Lq。
转速环校正为Ⅱ型系统, 其开环传递函数为
设h=τ/T, 则:
网侧控制方法与机侧类似, 采用双闭环控制。转速外环改为电压外环, 滑模观测器改为软件锁相环, 转子磁链定向改为电网电压定向, 这里不再论述。
3 基于扩展电动势的滑模观测器
3.1 拓展电动势[5,6]
磁链定向旋转坐标系中, PMSG定子端电压方程可表述为
对式 (1) 进行坐标逆变换, 将其表示在两相静止坐标系α, β中, 可得:
其中, 2θ显示了内嵌式PMSG的凸级特性, 增加了转子位置观测的复杂性。为克服PMSG凸级特性对基波励磁磁链的不利影响, 将式 (1) 重新表述为
变换到两相静止坐标系α, β中:
式 (2) 右边第2项即为拓展电动势, 与转子位置同相位。
3.2 滑模观测器
定义滑模面, 根据滑模变结构理论可构建基于拓展电动势的滑模观测器:
式中:分别为静止坐标系下的估计电流;为开关函数, 下文用表示。为了消除抖动, 用饱和函数替代开关特性, 引入边界层参数ε:
式中:x为α或者β;k为滑模系数。
式 (3) 、式 (4) 中电机参数如果一致, 则有:
当电流误差趋于零, 反映了预估拓展反电动势与实际拓展反电动势的误差也趋于零。
取李雅普诺夫方程:
满足以下方程则收敛:
满足式 (5) 的充分条件为
忽略边界层, 则k必须满足:
开关增益k必须足够大, 但是k过大会增加抖振问题, 导致不必要的估计误差或估计失效。
包含拓展反电动势的信息, 对其进行低通滤波, 可得到拓展反电动势估计值:
从而得到转子角度:
考虑低通滤波引入相位延迟, 对估计角度进行补偿, 补偿角度为
滑模观测器模型如图3所示。
3.3 参数误差[8]
当滑模观测器参数与实际模型参数不一致时, 假设电机电阻R, 电感L (Ld=Lq) , 滑模观测器中电阻, 电感, 则
在此情况下式 (4) -式 (3) 得到:
式中:x为α或者β。
在滑模面进行滑模运动时:
结合式 (6) 、式 (7) , 只考虑电阻误差时:
按转子磁场定向的矢量控制系统, 采用Id=0的控制策略时, 矢量电流方向与电动势方向一致:
因此电阻误差情况下角度仍能估计准确。对于电感误差, 通过同样的分析, 情况一致。为确保滑模观测器估计准确, 在参数误差情况下, 需采用Id=0控制或者提高转速。转速较高情况下, 分析式 (8) , 位置估计误差可忽略。
4 基于爬山法的最大功率跟踪
根据贝兹理论, 风速ν时风机捕获的风能为
式中:ρ为空气密度;S为风机扫掠面积;R为风机半径;ν为风速;ω为风机旋转机械角速度;Cp (λ, β) 为风能利用系数, 反应风机利用风能的效率, 为叶尖速比λ与叶桨距β的函数。
由式 (9) 可知, 在一定风速下, 风机输出功率取决于风能利用系数, 在不同的风速下, 只有控制风机转速满足叶尖速比λ=λopt, 则CP (λ) =CPmax, 可得到不同风速下的最大功率。功率曲线如图4所示。
爬山算法旨在对转速进行扰动以寻找最佳转速, 然后通过转速控制外环跟踪最佳转速设定值, 从而输出最大功率。该算法需要测量功率及转速, 从而输出转速控制指令。
风力发电系统的输入机械功率P, 电磁功率Pm与电功率Pe分别为
式中:T为外加力矩;Tm为电磁功率;n为机械转速;ud, uq, id, iq分别为定子电压、电流采用等量原则的矢量变换。
发电情况下, P>Pm>Pe。对于小型风力发电系统, 风力机的转动惯量较小, 可以认为输入的机械功率能很快转换为输出的电功率, 将输出电功率等效为机械功率, Pe=Pm=P, 本文采用电功率Pe作为最大功率跟踪输入。
n=ωp, p为极对数, 可由电转速ω代替机械转速n作为转速环控制。电转速ω通过对滑模观测角度θ微分获得, 需要进行滤波处理, 以弱化纯微分引起的放大器噪声。
爬山法控制算法如图5所示。
图5中, 当转速增加但输出电功率减少时, 对转速进行反方向调整。基于爬山法的功率跟踪会使转速输出在最大功率点附近扰动。可通过调整转速变化步长, 减少转速抖动, 该方法要求设定的转速变化与测得的功率变化成正比。
5 实验
依据前述分析和设计, 搭建以TMS320F2812为主控芯片的实验样机, 选用的永磁同步电机参数如下:定子绕组电阻Rs=3Ω, 定子绕组电感Ls=0.04 m H, 极对数p=24, 转子磁链Ψf=0.47 Wb。发电实验通过异步电机拖动同步电机模拟风力发电情况, 调整异步电机转速可模拟风力变化。
图6所示为滑模观测器估计的转子位置与编码器观测的转子位置相比较, 由图6可知, 滑模观测器估计的转子位置能准确跟踪转子实际位置。
图7与图8分别为滑模观测器估计的静止两相坐标系下的电动势及电流, 当观测电流跟踪实际电流时, 估计的电动势则反映实际电动势。
图9和图10为使用MPPT控制器时, 控制器输出的设定转速及功率追踪情况。当系统未达到额定功率时, 采用功率跟踪确保输出最大功率。由图可知, 控制器通过不断调整转速使发电功率往上升方向调整, 最终达到最大功率跟踪。当功率较小时, 因测量误差及最大功率点附近功率变化不明显, 会存在转速抖动。
6 结论
本文设计了双PWM永磁同步风力发电控制器, 讨论了PI控制器, 滑模观测器及MPPT控制器的设计。实验结果表明该控制器针对永磁直驱小型风力发电系统, 能有效估计转子位置并快速调节电流及转速, 实现最大功率跟踪, 并且减少系统成本。
参考文献
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永磁同步发电机组 篇5
4总结
综上所述，通过对特种车辆永磁同步电动机的设计过程的分析，明确了它的设计要求和设计流程，对其基本结构的设计也进行了简要的总结。这有助于提升特种车辆的作业能力，具有较深刻的现实意义。
永磁同步发电机组 篇6
关键词：永磁同步电机；调速控制；免疫PID控制
中图分类号：TP273 文献标识码：A文章编号：1007-9599 (2011) 08-0000-01
Permanent Magnet Synchronous Motor Control System Study on Sewing Machine
Sun Lin
(Zhejiang Shuren University,Hangzhou310015,China)
Abstract:The traditional PID control and immune PID control in permanent magnet synchronous motor(PMSM)speed control system for comparison.The test results show that the immune control system PID control method has small overshoot,fast response,good robustness,the advantages of strong anti-interference ability.This is a very high performance requirements for sewing machines,the use of immune PID control better improve its performance.
Keywords:Permanent magnet synchronous motor;Speed control;Immune PID control
一、工业缝纫机系统
工业缝纫机伺服控制系统主要有四个部分组成伺服控制器、伺服电机、功率驱动器、电磁阀。伺服控制器和人机接口主要实现的功能：控制单台电机即主驱动电机的运动，面向操作者，接收设定的信息，显示运行状况，驱动电磁铁，完成辅助机构的功能，如：剪线、扫线、前后加固等。功率驱动器主要完成伺服电机的定子电流的产生，并保护电路不被损坏。电磁阀辅助缝纫机完成自动剪线、自动扫线、自动反缝、自动抬压脚等功能。
二、免疫控制系统设计原理
免疫控制器是借鉴生物系统的免疫机理而设计出的一种非线性控制器。免疫是生物体的一种特性生理反应，生物体的免疫系统对于外界入侵的抗原，可产生相应的抗体来抵御。抗原和抗体结合后，会产生一系列的生物反应，通过吞噬作用或产生特殊酶的作用而毁坏抗原。生物的免疫系统由淋巴细胞和抗体分子组成。淋巴细胞又由胸腺产生的T细胞（分别为辅助T细胞TH和抑制细胞）TS和骨髓产生的B细胞组成。当抗原侵入机体并经周围细胞消化后，将信息传递给T细胞。即传递给TH细胞和TS细胞，然后刺激B细胞。B细胞产生抗体以消除抗原。
生物免疫系统通过上述的免疫机理，可知其抗御抗原的自适应能力却非常明显。将其特性运用在永磁同步电机调速系统的动态调节过程中，也就是要求在保证系统稳定的前提下，快速消除转速误差，这与免疫系统的总目标是一致的。
由此，可以得出免疫PID控制器基本模型：假设第k代的抗原数量为e（k），由抗原刺激的TH细胞的输出为TH（k），Ts细胞对B细胞的影响为TS（k），则B细胞接受的总刺激为
=-（1）其中==
以PI控制器的输出作为抗原的数量e（k），即免疫控制器的输入；B细胞接受的总刺激作为系统输出，即永磁同步电机的控制电压。由此得到如下反馈规律：
={-}={1-}=（2）式中：，分别为细胞促进因子和细胞抑制因子；为选定的表示抑制比例的非线性函数，为控制响应速率，为控制稳定效果，=/。其中为常规PID控制器中输出的控制量，表达式如下：＝＋＋（3）将式（3）代入（2）式，得＝（4）其中，，分别为PID的比例，积分和微分参数。
三、采用免疫PID控制的调速系统结构
在负载波动较大或对速度转矩控制控制精度较高的缝纫机应用场合，传统的PID控制很难满足要求。所以需针对缝纫机伺服系统进行改进，速度环不再沿用常规的PI或PID调节器，而是替换为免疫PID控制器。其目的在于：充分发挥免疫机理和模糊控制两者的优点，在保证系统控制精度的前提下，达到提高系统快速性且确保控制鲁棒性的目的。
四、实验结果
为了验证效果，在PMSM调速系统上使用免疫PID控制，与采用常规PID控制方式进行比较。实验用永磁同步电机各项参数设置为：额定电压U=300V，额定功率P=400W，额定转速n3=2000r/min，定子每相绕组电阻R=7.5Ω，定子d相绕组电感Ld=32mH，q相绕组电感Lq=75mH，转动惯量J=0.0021kg·m2，电机极对数p=2。输入额定转速n3=2000r/min，免疫控制参数：k1=0.4，η=0.6。空载起动，在0.4s时突加负载TL=1N·m，得到的电机转速响应曲线如图4和图5所示。
图4.免疫PID控制速度曲线图5.常规PID控制速度控制
经比较可以看出：对于免疫PID控制，系统响应快速且超调量小，在突加负载的情况下，又能迅速恢复到平衡状态，稳态运行时无静差。对比常规PID控制（图5）可知：常规PID控制不仅使输出超调明显，而且在突加负载后转速偏差较大，控制精度较低。
五、结论
从实验结果可以得出：采用免疫PID控制的PMSM调速系统具有响应快、超调小、脉动幅度小、抗干扰能力好等特性，较常规PID控制具有良好的稳定性、响应速度、抗干扰能力等优势。验证了免疫PID控制应用于工业缝纫机的调速控制当中具有更快的启动速度、更平稳和更好的抗干扰能力。
参考文献：
[1]王明亮.基于永磁同步电机的工业缝纫机控制系统[J].2006
[2]王易.免疫学导论[M].上海中医药大学,2007
永磁同步发电机组 篇7
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。
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永磁同步发电机组 篇8
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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永磁同步发电机组 篇9
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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永磁同步发电机组 篇10
直驱永磁同步发电机 (PMSG) 常用于风力发电。其机侧变流器 (MSC) 调节定子电压, 跟踪最优转速以实现最大功率点跟踪 (MPPT) , 或调整转速/桨距角以实现有功调度。网侧变流器 (GSC) 将直流侧传输的有功功率注入电网, 并发出预定数量的无功功率。由于采用背靠背变流器并网, 可调转速范围、处于MPPT的风速范围宽, 有功调节和低电压穿越能力强[1,2,3]。由于避免使用齿轮箱, 可节约成本并提高运行可靠性。
规划设计时可近似认为风力机出力即为PMSG有功输出。但是如果计及电机损耗, 或者稳态解是暂态仿真初值, 则需要精确计算。对给定风速, 在MPPT方式下, 风力机转速和机械功率已知, PMSG待求量包括定子电压、电流、有功和无功功率。在调度方式下, 有功出力已知, 除了定子电压、电流外, 还需求解风力机转速、桨距角、机械功率。稳态解不同, 定子有功损耗和电机能量转换效率不同。
对于现有PMSG稳态建模研究, 归纳如下。
1) 文献[4-5]取其内电势恒定, 但是文献[6]严格证明, 同步发电机内电势与转速成正比。由于PMSG转速随风速变化, 因此内电势不是定值。在MPPT方式下, 文献[7]取恒kopt模型, 即风力机出力与转速立方成正比, 但是文献[8]证明, 转速由风速决定, 并非待求解变量, 而且风力机与PMSG出力也不相等, 两者相差定子损耗。
2) 文献[9-13]所谓的稳态建模和潮流控制, 时间尺度在秒级以下, 是相对于电力电子元件而言, 反映的是电力系统机电暂态而非稳态潮流。
3) 文献[14-16]从发电机设计和运行角度, 计及磁场非线性、负载 (饱和) 特性、谐波特性等, 偏于具体发电机结构, 对于风电系统分析价值有限。
PMSG稳态参数可由其电压和转矩方程联立求解。但是由于一般只确定GSC无功功率, 而MSC无功功率未知, PMSG稳态约束比变量数少一个, 因此有无穷多个解。若引入某一定向约束, 可保证稳态解唯一。但不同定向下, 解是否一致、是否适合电压源变流器 (VSC) 型PMSG, 缺乏研究。
本文分别基于定子电流和定子电压定向约束, 建立MPPT方式下PMSG稳态求解算法, 分析了稳态解受定向约束影响的原因。在有功调度方式下, 提出PMSG稳态解算法, 进一步验证两种定向约束下稳态解差异。研究结果为PSMG稳态和暂态分析提供了初值, 有利于风电系统安全经济运行。
1 MPPT方式下不同定向稳态解误差及其原因
MPPT方式下, 在转速约束和额定出力范围内, 搜索风力机转速ωwt以寻找最大出力Pwt。若后者越限, 将ωwt固定在其上限或下限, 调节桨距角β以调节有功功率。对于给定风速υw, 可先计算风力机参数ωwt, β, Pwt, 然后求解PMSG参数。
1.1 PMSG稳态约束
计及定子暂态, 忽略定子零轴分量和转子阻尼绕组, 按发电机惯例确定定子电流方向, PMSG的电压和磁链方程为:
式中:Rs, Ls, Vs, Is, ψs分别为定子电阻、电感、电压、电流和磁链;Lad为直轴反应电感;Rf, Lf, Vf, If, ψf, ωr分别为转子电阻、电感、电压、电流、磁链和转速, 均为标幺值;D为微分算子;下标d和q分别表示d, q轴分量。
PMSG转子采用永磁体 (见图1) , 近似认为ψf=LfIf≈LadIf, 即转子磁链全部耦合到定子d轴, 则有:
将定子磁链代入定子电压方程得式 (5) [17]。显然内电势ωrψf与转速有关, 受风速影响, 不是定值。
稳态分析中常忽略变流器损耗, PMSG有功出力PPMSG即为定子有功功率Ps:
式 (6) 等式右边第1项为穿过空气间隙的电磁功率, 第2项为定子电阻损耗, 第3项反映定子磁场能量瞬变[18]。稳态时, 输出有功功率为:
若额定有功功率对应额定电流, 则近似有ωrψf=1 (标幺值) , 即ωr和ψf标幺值大致成反比。将电网同步转速除以极对数pp, 即为转速基准值。考虑大型PMSG叶片安全, ωr小于1 (标幺值) , 要求ψf大于1 (标幺值) 。当ωrψf<1 (标幺值) 时, 定子电流大于1 (标幺值) 未必是过载。
类似定义定子输出无功功率Qs (见式 (8) ) , 全部由MSC吸收。不设定MSC无功功率控制目标时, 无功平衡不计入稳态安全约束。
忽略传动损耗, 以及定、转子间频率差, 将转矩平衡近似表达为风力机捕捉机械功率Pwt和电磁功率间平衡, 联立定子电压得非线性方程组:
在MPPT方式下, 对应给定风速υw, 转速和机械功率已知, 上式有4个未知量Vsd, Vsq, Isd和Isq, 有无穷多个解。选择定子电压或定子电流定向, 减少一个变量, 即可得唯一解。注意此时定向是稳态求解手段, 与解耦控制中矢量定向物理意义不尽相同。
假设转子对称, Lsd=Lsq。由式 (9) 可得:
定子有功损耗 (铜损) 为:
当Vsd=LsPwt/ψf时, ΔPs达到最小值。此时有:
1.2 定子电流定向 (方案A)
计及转子不对称, 由式 (14) 设计定子电流定向 (见图2 (a) ) , Isd=0, Isq=Is, 得到线性方程组 (见式 (16) ) , 解得定子电压和定子电流如式 (17) 所示。
将式 (17) 代入式 (6) 和式 (8) , 可忽略非线性项, PMSG稳态出力与式 (15) 一致, 但是基于不同前提, 前者假设转子结构对称, 后者假设d轴电流为零。显然, 按照定子电流定向, 求解得到的定子电压与定子电流呈线性关系, 而定子电流与机械功率成正比, 定子损耗与定子电流平方成正比, 即与机械功率平方成正比。此时不能调节MSC无功输出, 来减少PMSG有功损耗。
实际转子很难完全对称, 定子电压可能越限, MSC提供无功能力有限, 式 (15) 过于理想。
1.3 定子电压定向 (方案B)
考虑到PMSG一般采用VSC而非电流源变流器, 取定子电压定向, 即Vsd=Vs, Vsq=0 (见图2 (b) ) , 得稳态约束:
该非线性方程组可迭代求解, 但需要设定迭代初值。以下给出直接解法。从式 (18) 第1个式子得:
将其代入式 (18) 第2和第3个式子, 再由式 (18) 第2个式子得:
将式 (20) 代入式 (18) 第3个式子, 得到关于Isq的二次方程如式 (21) 所示, 有两个解如式 (22) 所示。至此, 式 (19) 、式 (20) 、式 (22) 确定了定子电压定向下PMSG稳态解。
考虑定子绕组和变流器发热, 取Isq绝对值较小的解。经检验比较, 本文计算时式 (22) 等式右边第2项取+号。
由于背靠背变流器存在, PMSG与电网只有有功功率联系, 稳态解无须与电网xy轴或其他同步机组dq轴统一, 因此理论上不同定向约束得到的稳态解, 只影响相对角位移, 不影响扰动后动态仿真。但是定子电流定向下的定子电压幅值 (见式 (23) ) , 与定子电压定向下结果不同。
究其原因, 定子电流/电压定向只是增加了一个边界条件, 使得不定方程组 (见式 (9) ) 有唯一解, 但并非对应MSC无功约束, 因此不能保证解一致。虽然电网并不关心MSC无功出力, 但是后者影响定子损耗, 进而影响PMSG有功出力和电网潮流。
2 有功调度方式下PMSG稳态解
风电机组的MPPT方式不能违反容量限制, 因此风速过大时需要限制出力。进一步考虑电网有功平衡, 调节风电有利于抑制其随机波动。目前国内风电场接受电网调度时, 多将部分风电机组停机以降低出力, 这样风电机组将反复启停, 不利于其运行安全和可靠性。风电旋转备用不仅必要, 而且可行。文献[19]将风电调度分为3个层次:电网、风电场、风电机组。电网调度中心基于有功平衡、网损优化, 计及风电机组一次调频特性, 确定各风电场有功出力。风电场将其分配至各变速风电机组。风电机组调整转速或桨距角, 实现给定调度出力。PMSG出力越小, 旋转备用容量越大。如果实际风速下最大出力小于调度值, 则按最大出力发电[8]。
设定PMSG有功出力为P*PMSG, 此时转速 (和/或桨距角) 未知, 需联立求解风力机和同步发电机:
计及风力机转速上下限约束、发电机额定容量约束, 恒kopt模型适用风速范围有限, 更不能适用于调度运行, 因此引入Cp函数[20]:
式中:ρ为空气密度;SB为基准容量;c1至c9为描述风力机出力特性的系数;ωN为电网额定角速度 (314rad/s) ;λ为叶尖速比;λi为中间变量;r为风力机半径;A为扫风面积。
联立式 (24) 和式 (25) , 消去Pwt和λ, 共有5个方程, 7个未知变量Vsd, Vsq, Isd, Isq, ωr, λi和β。由于稳态约束不能反映风力机转速和桨距角的关系, 因此只能取两者之一为变量, 以实现有功调度[21]。将定子电流定向 (方案A) 和定子电压定向 (方案B) , 细分为以下4种计算方案: (1) 方案A1, 定子电流定向+转速调节; (2) 方案A2, 定子电流定向+桨距角调节; (3) 方案B1, 定子电压定向+转速调节; (4) 方案B2, 定子电压定向+桨距角调节。
对方案A1和B1, 当转速高于或低于最优转速, 都可实现有功调度。但是考虑到PMSG允许转速范围较宽, 取转速高于最优转速。这样在外网有功缺额时, 可采用附加控制降低转速, 在增加出力同时, 释放转子动能, 进一步增强PMSG参与电网调频能力。对方案A2和B2, 转速和叶尖速比固定, 无须重复计算叶尖速比。尤其对方案A2, 部分变量可直接按式 (26) 计算。这样仅剩β和λi两个变量。如果把λi定义式代入Pwt, 则只有关于β的一个非线性方程待解。
定义同步发电机机电能量转换效率如式 (27) 所示。由于忽略风力机效率和传动损耗, η并非整个风电机组的风能利用效率。
与MPPT方式下稳态解只取决于风速和定向方式不同, 有功调度方式下, 解还与有功出力调度值有关。
3 算例分析
PMSG参数为:叶片直径为71 m, 极对数为32, c1=0.73, c2=151, c3=0.58, c4=0.002, c5=2.14, c6=13.2, c7=18.4, c8=-0.02, c9=-0.003[20], 额定功率为2 MW, 额定电压为0.69kV, Rs=0.002 5 (标幺值) , Lsd=0.45 (标幺值) , Lsq=0.5 (标幺值) , ψf=2.0 (标幺值) 。计及PMSG定子损耗, 当风力机出力超过1.05 (标幺值) 时, 启动桨距角控制。
3.1 MPPT方式下PMSG稳态解
不同风速下, 分别采用定子电流定向和定子电压定向时的PMSG稳态解见附录A表A1和表A2。可见, 采用定子电流定向时, 定子电压较大, 定子电流和有功损耗较小, 机电能量转换效率更高。对VSC型PMSG, 定子电流定向算法可能高估了其稳态有功出力。而采用定子电流定向时, 从MSC吸收无功功率更多。PMSG有功出力越大, 从MSC吸收无功功率越多。
3.2 有功调度方式
取风速为10m/s, 令有功功率参考值为0.3 (标幺值) , 迭代误差 (对数表示) 见表1。相对于桨距角, 采用转速为调节变量, 收敛速度更慢一些。
改变有功出力调度值, 得到PMSG稳态解如附录A表A3所示, 可得结论如下。
1) 相同调度出力下, 采用定子电流定向时, 所需风力机出力较小, 即机电能量转换效率更高。
2) 相同定向方式下, 采用转速调节时, 所需风力机出力较小, 即机电能量转换效率更高。该结论有效性, 与有功调度方式下偏离最优转速方向有关。
3) 采用定子电流定向或者采用桨距角调节时, 同步发电机吸收无功功率更多。
4 结论
本文提出不同定向约束和调度出力下PMSG稳态解算法, 研究其多解特性, 得到以下结论。
1) 当MSC无功出力未知时, MPPT方式下3个稳态约束方程对应4个变量, 需要增加边界条件才能得到唯一解。但是定向约束并非对应实际无功平衡, 因此定子电流和定子电压定向得到的稳态解不同。
2) 采用定子电流定向时, 定子电流和有功损耗较小, 机电能量转换效率更高, 但吸收无功功率更多。有功出力越大, 吸收无功功率越多。
3) 在MPPT方式下, 随风速增加, 定子电流定向时PMSG发电效率逐渐下降, 定子电压定向时发电效率逐渐增加。
4) 转速偏离最优转速或增加桨距角, 都可实现对PMSG的有功调度, 但同步发电机机电能量转换效率不同。采用桨距角调节时, 收敛速度快于转速调节。
永磁同步发电机组 篇11
关键词：永磁同步电机直接转矩控制DSP
中图分类号：TM3文献标识码：A文章编号：1007-3973(2010)012-091-02
1引言
由于永磁同步电机所具有：简单的结构、高能量的密度、高转矩惯量比、维修性好等优点。使其成为工业领域研究热点。而且近年来，直接转矩控制技术也受到了世界各国的学者和专家的重视，它可以避免相对比较复杂的解耦、坐标变换的计算。该控制结构简洁，易于数字化的实现。近年来，国内外学者开始将直接转矩控制技术开始用于永磁同步电机上。但是应用起来存在着一些问题，所以基于DSP永磁磁同步电机的直接转矩控制研究有十分重要的现实意义。
2永磁同步电机直接转矩控制理论
永磁同步电机直接转矩控制理论的指导思想是：保持定子磁链幅值饱和，便于利用电动机铁心：永磁同步电机转子的磁链幅值为恒定值，我们通常是改变定子和转子磁链的夹角大小，来改变电动机转矩的大小。
永磁同步电机直接转矩控制理论基础是：在保持定子的磁链幅值不变条件下，通过控制定子和转子磁链之间夹角达到控制电机转矩的目的。快速改变转矩角获得快速的转矩响应。
3基于DSP对永磁同步电机直接转矩控制系统硬件系统设计
本文设计的永磁同步电机直接转矩控制的硬件平台主要包括：(1)永磁同步电机；(2)上位机：(3)以TMS320F2812DSP为核心的控制系统及电压源逆变驱动器三个部分。其中上位机是模拟现代络筒机的主要的控制中心，它是由CAN总线向DSP控制系统进行发送指令，在此，DSP控制系统主要负责内容是实现本课题所提出的控制算法。使用的永磁同步电机是带有2000线的光电增量式编码盘，它可以用来反馈得到电机实际的转速值，更加便于进行结果的观察和对比。
3.1DSP2812控制系统介绍
永磁同步电机直接转矩控制系统的核心部分，本文采用美国TI公司的TMS320F2812芯片，它的外设资源非常丰富，系统的研发周期就可以得到缩短。同时系统的开发成本得到降低，因此，它的可靠性非常稳定。另一方面，TMS320C2000系列DSP芯片成本价格比较低，在控制领域不但得到广泛的应用，而且有着极高的功能。TMS320F2812的性能是TMS320C2000系列中用于数字控制领域在质量和性能方面都俱佳的DSP芯片。TMS320F2812芯片内部应用32位的定点DSP内核，可以达到150MIPS的速度，单个指令周期内，如此快的速度能够完成32位的乘法累加等复杂的运算，多种先进的外设在器件上得到了有效的集成，为实现电机的有效地的运动控制提供了硬件平台。
3.2主电路设计
控制系统的主电路部分是由整流电路、逆变电路以及滤波电路等组成的，根据电机的参数设置，输入功率部分选用的是基于三相桥式整流电路；由于整流输出经过中间环节的大电容滤波，来获得平滑的直流电压以便输出到逆变部分的开关器件。
3.3检测电路设计
为了直接转矩控制和相应保护功能的实现，检测电路设计主要包括：定子相电流检测和转速检测。
(1)定子相电流的检测电路。在控制系统中，控制器要准确及时测出绕组中实际电流的大小，以便于实现电流保护电路以及电流控制的设计。电流采样实现控制性能标准是：实时性、准确性、可靠性。在进行电流测量时，我们尽量使用方法简单、价格性能较好的电阻器测量。在此，我们使用电磁隔离霍尔元件来对电流进行检测。
(2)转速的检测。
对于转速的测量有多种方法，其中光电编码器是其中性能与精确性方面较好的一种方法，DSP芯片中QEP电路是专门接受光电编码器的输出信号。本论文使用的永磁同步电机带有2000线的光电增量式编码盘，该编码器有A、B、c三相电路输出，并且，A与B相之间的相位差是90度，主要作用是测速；其中z脉冲是转一圈输出的一个脉冲，它是主要作用是伺服控制系统的定位。
3.4时钟与复位电路
DSP数字信号处理器的工作以时钟为基准，要确保系统的可靠性、稳定性，就必须选用高性能的时钟。否则，就不能保证系统的稳定性以及可靠性。为了提高系统的稳定性、可靠性、抗干扰能力，本文选用有源晶振为数字信号处理器提供时钟信号。
对于DSP系统来说，上电复位电路的质量好坏直接影响着系统的可靠性与稳定性。另外，系统运行过程中，干扰等一些因素可能导致系统崩溃。对于这个缺点，本文选用了看门狗与复位电路，使系统在发生故障时，可以重新复位及时恢复正常工作。
4基于DSP对永磁同步电机直接转矩控制系统软件系统设计
本文设计的永磁同步电机直接转矩控制系统的软件部分的主程序，主要实现以下一些功能是：完成对全局变量与CPU和DSP外设的初始化，随后等待定时的中断，主程序是一个无限循环的过程。整个软件系统的核心部分是中断服务程序。中断服务程序的主要功能是：对转速进行辨识、对磁场的定向进行算法控制、对电机的电流与电压进行采样并进行模数的转换，进行电流环与速度环的算法控制以及CAN总线通信的显示等等。本文的软件设计采用以c语言为主的开发环境。
5系统控制效果测试
在系统构建结束之后，本文进行了实验测试。电机的参数如下：定子相绕组电阻Rs为1.2欧姆，定子d轴电感Lq是7.1e-3H，q轴电感Lq为5.5e-3H，转动惯量J是2.1e-3kg.m2，极对数pn为4，转子磁通uf大小为0.936Wb，粘滞摩擦系数Bm为零。另外，速度外环PI调节器的仿真参数Kp、Ki经过调解后选择的数值为18及0.4。从相关实验结果来看，本文构建的电机直接转矩控制系统真实有效，控制效果良好。
6结语
永磁同步发电机组 篇12
本文根据直驱式风电系统的特性,在Matlab中建立了风速、风轮机、永磁同步发电机的数学模型,研究了采用双脉宽调制全容量变流器控制策略及桨距角控制系统等,对并网型直驱式风力发电系统进行了暂态仿真研究。
1 直驱式风力发电系统结构
直驱式风力发电系统包括以下几个模块:风轮机、永磁同步发电机、变流器、变流器控制系统、桨距角控制系统。其结构示意图如图1所示。
2 数学模型
2.1 风速模型
风能具有随机性和间歇性的特点,为了描述风能,本文采用国内外使用较多的风速四分量模型[8]:基本风vwa(t)、渐变风vwr(t)、阵风vwg(t)和随机风vwt(t)。模拟实际作用在风轮机上的风速vw(t)为
其中,t1r、t2r、tr分别是渐变风的起始时间、终止时间和持续时间;t1g、tg分别是阵风的起始时间和持续时间;fi、φi分别是第i次频率分量的频率与初相角;h指风轮机轮毂高度;z0描述风场粗糙长度;l为影响范围。
2.2 风轮机模型
风轮机从风能中获得的机械功率:
其中,Pw为机械功率;ρ为空气密度;cp为风能转换系数;β为桨距角;Ar为风轮扫掠面积;λ为叶尖速比,即风轮叶尖线速度与风速之比。风能转换系数与叶尖速比λ=ωR/vw(ω为风轮机转速,R为风轮机半径)及桨距角间的关系[9]近似为
2.3 永磁同步发电机数学模型
永磁同步发电机电压方程为
转子运动方程为
电磁转矩计算公式为
矢量控制角为
功率方程为
其中,ωr为同步发电机电角速度。
2.4 保护系统
保护系统包括限流器和2个切换控制部分,切换控制分别用于当机端电压和电网频率偏离正常值且超过允许范围时将风轮机切出;限流器用于限制转换器的电流以保护电力电子转换器[10]。
3 控制策略
并网型风力发电系统的出力与风速有关,风力发电系统的运行有2种状态:一是最大功率追踪状态,在切入风速与额定风速之间,风力发电系统运行在最大功率追踪的状态,捕获最大风能;二是恒功率运行状态,在额定风速与切出风速之间,在桨距角控制系统的作用下,改变桨距角,减小风能捕获,使风力发电系统出力保持在额定功率附近。
3.1 最大风能追踪控制策略
3.1.1 转速控制
当桨距角一定时,风轮机运行于最佳叶尖速比λopt就可以获得最大风能利用系数cpmax,此时风轮机的转换效率最高。因此,对于某一特定风速vw,风轮机应在一个特定的转速下运行才能实现对风能的最大捕获,由此风轮机的最佳功率Popt只与风轮机转速ω有关[11]:
当切入风速为4 m/s,额定风速为12 m/s,桨距角为0°时,风轮机最佳功率跟踪特性曲线如图2所示(图中ω、Pw取标幺值),横坐标是风轮机转速。在低风速时,通过调节发电机转矩使风轮机转速保持在最小值附近;在中风速段,风轮机转速随风速变化而改变,按式(12)实时计算风轮机输出的最佳功率值;当风轮机转速达最大值时,发电机转矩保持在最大值[12]。
3.1.2 机侧变流器控制
电机侧变流器采用转子磁链定向控制技术,转子磁链定向在d轴上,usd=0,式(11)功率方程可写为Pe=usqisq,Qe=usqisd,可实现有功和无功解耦控制,由isq控制有功P,由isd控制无功Q。
要实现最大风能追踪,应在风速变化时及时调整风轮机转速,使其始终保持最佳叶尖速比运行,从而可保证系统运行于最佳功率曲线上。对风轮机转速的控制可通过风轮机变桨调节,也可通过控制发电机输出功率进行调节[11]。发电机的转速是由风轮机的机械转矩和发电机的电磁转矩控制的,改变发电机的电流即可改变电磁转矩,从而控制发电机输出的功率。通过控制发电机输出有功功率来调节发电机的电磁转矩,进而控制发电机转速。永磁同步发电机的功率关系:
其中,Pe、Pw、P0分别为发电机电磁功率、风轮机输出机械功率、机械损耗;Ps、Pcu、Pfe分别为发电机定子输出有功功率、铜耗、铁耗。为实现最大风能跟踪控制,应根据风轮机转速实时计算风轮机输出的最佳功率值Popt,从而实现永磁同步发电机发出的有功功率跟踪最大风能。
采用直接转子磁场定向控制。假设d q坐标系以同步速度旋转,且q轴超前于d轴,将d轴定位于转子永磁体的磁链方向上,永磁同步发电机的定子电压方程式(7)。
对检测得到的发电机定子电流进行三相静止坐标系到两相同步旋转坐标系的变换,得到q轴电流分量isq和d轴电流分量isd。
检测得到的转子速度按式(12)进行最佳功率Popt计算,减去各损耗后,与网侧有功功率进行比较,然后经过PI调节器得到转矩电流给定isqref。当风速大于额定风速时,由风轮机的额定功率与网侧输出有功功率进行比较,然后经过PI调节器得到q轴电流给定isqref(见图3,图中的选择开关功能框,上、下两端为数据输入端,中间为控制端。当开关打在上方第1输入端,输入功率按风速变化而改变;当风速超过额定风速时,开关打在下方的第3输入端,输入功率为额定功率);q轴电流给定isqref与定子电流q轴分量比较,经PI调节器,加上电压补偿分量后得到Usq;电网电压的给定值与定子电流d轴分量与电网电流的d轴分量产生的电压及电网的实际电压比较,经PI调节器得到d轴电流给定(见图4),再与定子电流d轴分量比较,经PI调节器,加上电压补偿分量后,得到Usd;再根据转子磁场位置角θr,对Usq、Usd进行两相同步旋转坐标系到三相静止坐标系的变换,得到发电机机端三相电压控制指令,将它们作为调制波与三角载波比较以产生SPWM脉冲去控制主电路IGBT的通断,以实现有功、无功控制。构造的电机侧变流器的控制器如图5所示。
3.1.3 网侧控制
网侧变流器的主要作用包括:提供稳定的直流电容电压;实现网侧功率因数调整及并网无功功率控制。目前对网侧变流器采用电网电压定向的矢量控制技术[13]。假设d q坐标系以同步速度旋转且q轴超前于d轴,将电网电压综合矢量定向在d轴上,电网电压在q轴上投影为0,即ug q=0,网侧变流器在dq坐标系下的电压、功率方程为
其中,Rg和Lg分别为网侧变流器进线电抗器的电阻和电感;ud和uq分别为网侧变流器控制电压的d、q轴分量;ugd、ugq、igd、igq分别为电网电压和电流的d、q轴分量;ωg为电网同步角速度。
有功、无功解耦控制,igd控制有功,igq控制无功。调节电流矢量在d、q轴的分量就可以独立控制变流器的有功和无功功率,实现单位功率因数运行。对网侧变流器可采用双闭环控制,外环为直流电压控制环,通过直流侧电压控制器确定d轴参考电流idref,控制变流器输出的有功功率,无功设定通常为0,可使系统运行在单位功率因数状态;内环为电流环,主要作用是跟踪电压外环输出的有功电流id以及设定的无功电流iqref,以实现快速的电流控制。对d、q轴电流可分别进行闭环PI调节控制,可得到最终的d、q轴控制电压分量ud和uq,结合电网电压综合矢量位置角θg和直流电容电压udc2,经空间矢量调制后可得到电网侧变流器所需的PWM驱动信号。这样既可保证发电机输出的有功功率能及时经网侧变流器馈入电网,又可实现发电系统的无功控制。
3.2 桨距角控制
桨距角的大小对cp的影响较大,其作用类似于发电系统的调速器[14]。本文设计的以风速和有功功率作为输入信号的桨距角控制器如图6所示。vw为实际风速;Peref为有功功率参考值;Pe为实际有功功率;τ=5 s;β为桨距角。
4 仿真
本文针对图7所示系统进行仿真,分析了其稳态特性及暂态特性。
风电场(含6台1.5 MW直驱式永磁风电系统)出口电压690 V经变压器升至10 k V,经30 km的10 k V输电线送入110 k V电网。在输电线10 km处有一负荷(2 MW),主要是电动机。风速变化时分析风电场特性;电网电压降落时分析风电场的特性;在母线B10发生单相接地短路、三相短路故障时,分析风电场的特性。
4.1 电网电压波动
110 k V电网的电压发生波动,在5 s时电网电压降为0.8 p.u.,持续0.5 s后电压恢复。仿真波形如图8所示。风电场出口母线电压U1_B690降到0.87 p.u.,电流I1_B690(标幺值)增加,风电场输出的无功功率增大,维持风电场出口电压,单台风力发电系统发出的有功功率P、无功功率Q及变流器的直流电压Udc有微小波动。
4.2 电网单相接地短路
风速保持8 m/s,在5 s时母线B10处发生单相接地短路,5.2 s故障消除,单台风力发电机机端电压、电流、有功功率、无功功率及直流电压的变化波形如图9所示。单相接地短路故障期间,发电机端电压降到0.8 p.u.,发电机的电流增大,输出的无功功率增大,输出的有功功率减小,风力发电机的保护装置不动作。变流器的直流电压在单相短路接地故障时波动较小,实现了不间断运行。
4.3 电网三相接地短路
风速保持8 m/s,在5 s时母线B10处发生三相短路接地,风力发电机电机侧整流器采用以变流器直流电压恒定为目的的电压调制时,风力发电机的机端电压、电流、有功功率、无功功率及直流电压的变化波形如图10所示(ωr取标幺值)。风力发电机的保护装置在5.01 s时动作,将风力发电系统从电网中切除,从图中可见,故障期间机端电压降为0,风电系统输出的电流、有功及无功功率为0,电网发生三相短路故障时,直驱式风力发电机不向短路点提供短路电流。此时发电机转速增大,直流母线电压Udc升高,在40 s时风轮机的桨距角开始调节,以减小风能利用率,限制风轮机转速增大。
5 结论
由以上仿真结果可知:
a.当风速小于额定风速变化时,直驱式永磁风力发电系统输出的有功功率跟踪风速的变化趋势,当风速大于额定风速时,风电系统输出额定有功功率;
b.当电网电压骤降时,直驱式风力发电系统输出无功功率,实现了有功和无功的解耦控制;
c.当输电线发生单相故障时,风力发电系统变流器直流侧电压保持恒定;
d.当发生三相故障时,直驱式风力发电机的转速升高,变流器直流侧电压升高,此时需采取一定的措施防止Udc升高,以免烧坏变流器。