液压型风力发电机组(共8篇)
液压型风力发电机组 篇1
0 引言
液压型风力发电机组[1,2,3]是新型的风力发电机型, 采用液压传动系统, 与励磁同步发电机有效组合, 提高了发电质量, 降低了机舱质量以及对电网的冲击。
液压型风力发电机组主要由风力机、定量泵-变量马达闭式液压传动系统和同步发电机组成[4]。风力机驱动定量泵输出高压油, 高压油输入到变量马达, 最后变量马达驱动同步发电机并网发电。机组通过实时调整变量马达的摆角实现同步发电机的转速控制, 从而使同步发电机稳定于工频转速实现并网发电。
风力机是液压型风力发电机能量转化的关键动力部件, 约占整机成本的20%~30%[5,6], 并且随着风电行业的发展越来越受到重视。为了在不具备风场环境的情况下能够进行风力发电技术的研究, 本文在液压型风力发电机组半物理仿真实验台以及相关厂家提供的数据基础上, 利用变频器控制变频电机, 使变频电机的输出特性与实际风力机的输出特性相吻合[7]。
1 局部负载区风力机特性
根据贝兹极限[8], 风力机捕获风能的效率极限值为59.3%, 而由于功率损失等影响, 效率一般都小于该极限值。因此, 风力机作为整个风力发电机组的能量源头, 对其特性的研究具有重要意义。
在不同的风速下, 希望机组发电功率总在最大功率点上, 故需对现有风力机参数建立数学模型以得到风力机捕获功率以及气动转矩对转速的特性。风力机捕获的功率和气动转矩[9]计算式为
式中, P为风力机输出功率;CP为风能利用系数;ρ为空气密度;Tm为气动转矩;v为风速;ω为风力机角速度;λ为叶尖速比;β为桨距角度, 在额定负荷区内其值为0°;A为扫略面积。
故在特定风速下, 由式 (1) 和式 (2) 可得出风力机输出功率和气动转矩变化规律, 如图1和图2所示。
风力机输出功率和气动转矩出现图1和图2所示的变化规律, 主要是由于风能利用系数CP (λ, β) 变化所致。风能利用系数[10?11]计算式为
根据厂家数据, 最佳叶尖速比λ=8 (图3) , 最大风能利用系数CP=0.4496。各系数确定为:C1=0.5176, C2=116, C3=0.4, C4=5, C5=21, C6=0.00303。
在工程应用时, 可通过调整上述相关参数的变化, 得到吻合得比较好的风力机特性数学模型。
风力机输出功率和输出气动转矩仿真模型以式 (1) 和式 (2) 为依据, 相应参数取值见表1。
基于数学模型, 利用MATLAB中Simulink工具建立的仿真模块如图4所示, 功率、转矩对风力机转速仿真结果分别如图5和图6所示。
把仿真结果和相关合作公司给出的数据 (图7) 进行对比, 其变化趋势和每种风速下的最大功率点的数据误差在0.3%以内, 从而验证了风力机仿真模型的正确性。
2 等效风力机模型实验
为在无风的条件下进行液压型风力发电机组的功率追踪以及转速控制等方面的研究, 需要对等效风力机模型进行实验研究。
在进行风力机模型等效实验时, 需要在计算机里建立风力机特性数学模型, 通过给定风速, 检测出等效风力机 (变频电机) 的转速, 然后由风力机数学模型计算出所需要的转矩给变频器, 由变频器根据给定转矩控制变频电机模拟风力机。风力机相似等效实验台实物以及原理分别如图8和图9所示。
实验时为模拟真实风力发电机的发电能力, 需满足一些相似等效条件, 计算过程如下:变量马达 (二次元件) 最大功率为30kW, 但在工作时, 仅使用其80%的能力, 即实验时最大功率取24kW, 通过流量关系, 可得定量泵的转速 (即电机的转速) 为
变量马达 (二次元件) 工作在24kW时, 对应真实风力机的最大功率点为850kW, 此时真实风力机的转速约为45r/min (图10所示是生产厂家给出的风力机转速在局部负载区随风速变化的要求) 。
定义相似系数如下:Kn为转速系数, KP为功率系数, KR为半径系数, Kλ为叶尖速比系数。
根据上述已知关系, 可知在相似等效时, 转速之间和功率之间的比例分别为
式中, 下标s表示模拟实验。
在相似变换时, 要保证风能利用系数和实际值相同, 因此对应的叶尖速比λ要发生变化。
由式 (1) 可得
又有
故相应实验条件下的叶尖速比相对于真实风力机的叶尖速比有一个相似变换的关系, 由式 (3) 、式 (4) 和式 (11) 可得实验时的等效风能利用系数:
由式 (1) 和式 (12) 可得实验时的等效风力机输出功率, 进而可得等效转矩。
由于等效系统在工作时, 可以看成是刚体绕定轴转动, 故根据刚体绕定轴转动的微分方程有
式中, TP为负载转矩;J为风力机转动惯量。
等效时按几何相似计算, 具体方法如下:将风力机看作一个均质圆盘, 半径为Rs, 面密度为ρ, 按几何相似等效原则, 其转动惯量为
联立式 (13) 和式 (14) 可求出在某一风速下变频器对电机转矩的给定值, 从而模拟出风力机的特性。
但由式 (14) 可知, 按照上述方法求出的模拟风力机转动惯量比实验系统的固有转动惯量大很多, 所以需要对实验系统进行转动惯量的模拟补偿。
基于能量守恒, 对变频器采用转速控制模式, 估计出目标转速后直接输入变频器, 转矩补偿由变频器根据给定转速自行计算得出。
假设没有功率损失, 根据风力机动能守恒, 参考模型为
目标转速为
式中, PG为发电机发出的功率。
观测变频电机转速ω1, 由ωs到ω1经控制律kp+ki/s (kp为比例调节系数, ki为积分调节系数) , 计算功率补偿值ΔP, 使实验系统角加速度与参考模型角加速度相同, 即ω1=ωs, 控制框图如图11所示。
图11中, 转速给定值可与实际系统的真实转动惯量发生联系, 转矩补偿在变频器中以转速闭环形式进行调整, 得到模型参考的目标转速, 进而得到了等效风力机输出功率和等效转矩的曲线, 分别如图12和如图13所示。
实验时的等效转矩特性曲线如图13所示。
由图12和图13所示的风力机输出的功率以及转矩特性曲线分析可知:在风速为4 m/s至13m/s时, 所对应的等效风力机的输出功率以及转矩分别随着等效风力机的转速先增大后减小, 并存在最佳功率和转矩点。
将上述等效风力机输出功率实验结果乘以相似等效转换系数, 得到在现有实验条件下的实验结果, 如图14所示, 并将其与相关厂家提供的数据 (图7) 和仿真结果 (图5) 进行对比。
由图14可知, 将风力机输出功率乘以转换系数之后的实验结果与仿真结果以及相关厂家提供的输出功率特性曲线变化趋势和每种风速下的最大功率点的数据误差在允许误差范围 (3%~5%) 之内, 即可实现风力机精准模拟, 从而进一步验证了该模拟方法的准确性。
3 结束语
通过建立数学模型, 从理论和实验两个角度分析液压型风力发电机组工作时的风力机特性, 并进行仿真分析和等效实验研究, 采用转速控制方法回避了实际系统转动惯量太小、固有频率很高的不足, 并和已有的工厂数据进行对比分析, 验证该模型的精确性, 能比较好地反映工程实际情况, 从而为液压型风力发电理论和实验的研究提供了良好的参考。
摘要:在不具备风场环境的情况下, 针对液压型风力发电机组风力机特性模拟问题, 在实际数据的基础上, 建立了风力机输出特性数学模型, 依据相似模拟的原理, 采用转速控制的补偿方法对风力机特性进行了实验研究。将等效功率实验数据乘以转换系数之后的结果、仿真结果以及相关合作公司提供的850kW风力机的实际数据进行了对比。结果表明:系统能够在误差允许范围内精准模拟风力机的输出功率和输出转矩。
关键词:液压型风力发电机组,风力机特性,惯量模拟,风力机模型
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液压型风力发电机组 篇2
基本信息
【英文名称】Wind turbine generator system under typhoon condition 【标准状态】现行 【全文语种】中文简体 【发布日期】2015/5/15 【实施日期】2016/2/1 【修订日期】2015/5/15 【中国标准分类号】F11 【国际标准分类号】27.180
关联标准
【代替标准】暂无 【被代替标准】暂无
【引用标准】GB/T 2900.53,GB 4208-2008,GB/T 4797.5-2008,GB/T 18451.1-2012,GB/T 19072-2010,GB/T 19292.1-2003,GB/T 25383,GB/T 25385,GB/Z 25427-2010,GB/Z 25458-2010,GB 50007-2011,GB 50010-2010,GB 50057-2010,GB 50135-2006,NB/T 31001-2010,ISO 2394
适用范围&文摘
本标准规定了台风型风力发电机组(以下简称“机组”)的最低技术要求和机组的安全等级,对台风模型和台风状态下的各种工况进行了描述和定义。此外,本标准还涉及机组的机械系统、电气系统、控制和安全保护系统以及运行与维护等要求。
液压型风力发电机组 篇3
风能作为一种丰富可再生的绿色能源[1,2,3], 是最具大规模开发应用前景的可再生能源之一 。 随着大容量风电机组的出现 , 并网冲击[4]成为一个迫切需要解决的问题 。 并网冲击严重时不仅导致电力系统电压的大幅度下降 , 并且可能对发电机和机械部件造成严重损坏 。 因此 , 风力发电机组并网冲击抑制是决定机组性能的关键技术之一 , 也是其顺利并网的一项基本要求 。
国内外学者对风力发电机组并网冲击抑制展开了一系列研究 。 文献 [ 5 ] 针对双馈式风力发电机组 , 通过定子磁链定向和转子电流闭环的控制方法实现并网过程冲击电流抑制 ; 文献 [ 6 ] 针对永磁直驱风力发电机组 , 通过柔性直流换流器控制实现机组的柔性并网和冲击抑制 ; 文献 [ 7 ] 针对液压型风力发电机组 , 对准并网时机组冲击特性展开研究 , 并进行了仿真分析 。
本文所述液压型风力发电机组由定量泵变量马达液压调速系统组成 , 以配合励磁同步发电机 。 为保证机组可靠性与电能质量 , 与传统风力发电机组一样 , 需要抑制并网冲击 。 因此 , 本文针对液压型风力发电机组并网冲击展开研究 , 提出了一种并网冲击抑制方法 , 通过发电机稳速控制 、 励磁电压控制和准同期监控相结合对机组并网冲击进行抑制 。
1液压型风力发电机组简介
1.1工作原理简介
液压型风力发电机组[8,9]主要包括风力机 、 定量泵 、 变量马达 、 同步发电机等 , 其工作原理如图1所示。风力发电机同轴驱动定量泵,定量泵输出高压油经定量泵-变量马达液压调速系统驱动变量马达旋转,将液压能转化为机械能。最后,同步发电机在变量马达驱动下实现并网发电。机组工作过程中,通过实时调整变量马达摆角,实现液压调速系统传输特性的控制。
1.2机组准同期并网控制要求
液压型风力发电机组采用准同期并网法实现并网控制,即机组在实际并网过程中允许一定的偏差,机组并网时的准同期条件[10]为:1发电机频率与电网频率的最大允许误差为额定频率的 ±0.5%;2发电机电压与电网电压的最大允许误差为额定电压的±10%;3发电机同期合闸时同期点两侧电压相位差不大于5°,在断路器触头闭合瞬间应接近于零。
上述三条分别是机组实现准同期 并网的频 率、电压和相位要求。具体来讲,机组准同期并网要求发电机在与电网相位差为零的瞬间闭合合闸开关,即当脉动电压包络线在零点时,机组完成并网。在此条件下,整个风力发电机组可平滑柔性切入电网,减小冲击。
2数学模型分析
2.1风力机数学模型
风力机驱动定量泵旋转,是整个系统的能量捕获机构,同时风力机的波动能量输入为并网冲击问题带来了一定的影响。风力机输出功率与转矩的数学模型分别为
式中,P为风力机输出功率;ω 为风力机角速度;ρ为空气气流密度;R为叶片半 径;v为风速;Tv为风力机 输出转矩;CP(λ,β)为风能利用系数。
进一步,风力机动力学方程为
式中,Tp为定量泵负载转矩;J为风力机等效转动惯量。
2.2液压调速系统数学模型
液压型风力发电机组通过定量泵 -变量马达闭式系统实现能量传输,其原理如图2所示。
由数学模型分析可得,变量马达角速度数学模型[11]为
式中,ph为系统压力,ph0为ph的初始值;γ为变量马达斜盘倾角与其最大倾角比值,γ0为γ的初始值;Km为变量马达排量梯度,Km0为Km初始值;ωm为变量马达角速度, ωm0为ωm的初始值;Ct为总泄漏系数;V0为单个腔室的总容积;qVp为定量泵额定流量;βe为有效体积弹性模量;Jm为变量马达和负载 的总惯量;Tm为变量马 达负载力 矩; Bm为变量马达侧黏性阻尼系数。
2.3励磁同步发电机及励磁系统数学模型
2.3.1励磁同步发电机数学模型
同步发电机模型相对复杂,变量比较多,在实际工程实现时比较困难,所以,常用派克 (Park) 变换[12]对方程中的变量进行变换处理。
经派克变换后,同步发电机电压方程为
经派克变换后,同步发电机磁链方程为
式中,ud、uq、u0分别为机端电压在d轴、q轴和零轴的分量;uf为励磁电压;ψd为直轴磁链;ψq为交轴磁链;ψ0为零轴磁链;ψf为励磁绕组磁链;ψD为纵轴阻尼绕组磁链;ψQ为横轴阻尼绕组磁链;Xd、Xq、X0分别为直轴、交轴和零轴的同步电抗;Xad、Xaq分别为直轴和交轴反应电抗;XD、 XQ分别纵轴、横轴阻尼 绕组电抗;Xf为励磁绕 组电抗; id、iq分别为负载电流在d轴和q轴的分量;ra、rb、rc为定子三相绕组电阻;rf为励磁绕组电阻;rD、rQ为纵轴、横轴阻尼绕组电阻;iD、iQ、i0分别为纵轴、横轴和零 轴的阻尼 绕组电流;if为励磁绕组电流。
2.3.2励磁系统数学模型
本文所研究的同步发电机采用无 刷励磁系 统[13],省去了滑环和电刷,主要组成部分有励磁调节器、交流励磁机、旋转整流器等,其结构原理如图3所示。
同步发电机在工作过程中,由励磁系统对其工作状态进行控制,其控制框图见图4。图4中, UR为励磁调节器输出电压;U为发电机 机端电压;Uref为给定励磁电压;KA为综合放大倍数;KR为电压比例 系数;KE为自励系 数;SE为饱和系 数;TA为综合时间常数;TR为电压测量系统时间常数;TE为励磁时间常数;KG为发电机放大倍数;TG为发电机时间常数。
由图4传递函数框图可知,同步发电机机端电压输出传递函数为
2.4并网冲击特性数学模型
2.4.1冲击电流数学模型
并网合闸时须保证发电机机端电压与电网母线电压保持相等,否则在合闸瞬间会产生一定的冲击电流,冲击电流有效值为
式中,ΔU为发电机电动势与电网母线电压瞬态差值;X″d为发电机系统次暂态电抗。
2.4.2冲击转矩数学模型
并网合闸时,电磁转矩数学模型为
式中,E为电网母线电压;Xx为系统阻 抗;δ 为发电机 机端电压U超前母线电压E的相角;t为时间。
3并网冲击抑制方法研究
以上述数学模型为基础,为抑制液压型风力发电机组并网冲击,实现机组柔性并网,本文提出了一种并网冲击抑制方法,其控制框图见图5。
由图5可知,液压型风力发电机组并网冲击抑制主要包括三部分:发电机稳速控制、励磁电压控制和准同期监控。
机组在准同期并网过程中,首先利用发电机稳速控制[14],将风轮转 速折算为 变量马达 摆角值,并通过变量马达输出转速反馈,实现发电机 (变量马达 )输出转速 稳定于1500 r/min (±6r/min);然后加入励磁电压控制,发电机在励磁作用下,其电压与电网电压逐步接近相等;最后,实施准同期监控,调整变量马达转速使发电机携带一定有功功率,在同期点两侧电压相位差为零瞬间合闸并网,使机组平滑柔性切入电网。
4仿真与实验研究
依据液压型风力机组并网冲击抑 制控制原 理,以30kV·A液压型风力发电机组实验台为基础,利用MATLAB/Simulink软件搭建系统仿真平台,仿真平台具体包括风速与风轮特性模块、 主控与稳速控制模块、励磁同步与准同期监控模块等,其中发电 机仿真模 型采用Simulink软件Synchronous Machine模块,该模型考 虑了发电 机内部电压、磁链与电流等关键参量之间的数学模型关系,同时也可反映励磁系统对发电机的控制关系。仿真平台见图6,系统参数设定见表1。
实验过程中,通过变频器控制变频电机模拟风力机特性。采用相似模拟原理,并对转动惯量进行模拟补偿[15],可对风力机输出转矩、转速和转动惯量进行相似模拟。实验平台见图7。
4.1风力机输出仿真与实验研究
考虑到风能本身的间歇性和不完全可控性, 风力机输入液压系统的转矩和转速存在一定的波动,为并网冲击问题带来了一定的影响。
依托燕山大学30kV·A液压型风力发电机组实验台,模拟波动风速下风力机输出特性,对其输出转矩和转速进行研究,得到仿真和实验结果如图8所示。
由图8仿真和实验结果可知,采用相似模拟原理,通过变频器控制变频电机对风力机特性进行模拟可以得到波动风速下风力机转速和输出转矩的特性曲线。风力机输出转矩和转速作为并网冲击过程的波动能量输入,是并网冲击抑制过程的重要因素。
4.2并网冲击仿真研究
依据所提出的并网冲击抑制方法,利用仿真平台进行研究。在第1s时刻模拟合闸并网,采用所提出的并网冲击抑制方法进行并网仿真研究,结果如图9所示。
由图9仿真结果可知,在发电机电压和相位角与电网基本一致时合闸并网。其中,相角差为0°左右(不大于5°);电压幅值差控制在0V上下 (不超过电压幅值的最大允许误差)。采用并网冲击抑制方 法,并网瞬间 冲击转矩 标幺值只 有0.05,冲击电流标幺值只有0.09;同时发电机转速稳定于1500r/min(±3r/min),即发电机频率误差不超过同期并网频率的最大允许误差,保证了机组并网运行,系统压力在并网后逐渐提高,提升了机组输入电网的有功功率。采用所提出并网冲击抑制方法,可使机组在稳定并网的同时,实现并网冲击电流和冲击转矩的抑制,使机组柔性切入电网。
4.3并网冲击实验研究
对上述并网冲击抑制方法进行实验研究。采用变频电机模拟风力机典型工况,在第1s时刻合闸并网,所得实验结果如图10所示。
由图10实验结果可知,在实验过程中,并网相角差为1°左右(不大于5°);机端电压与网侧电压差控制在0V上下(不超过电压幅值的最大允许误差);发电机转速误差稳定在±4r/min内(不超过发电频率的最大允许误差)。采用并网冲击抑制方法,发电机转速和有功功率小幅波动后趋于稳定;系统压力在并网后逐渐增大,提高了机组传输功率;整个过程无较大的并网冲击。
5结论
(1)建立了机组风力机数学模型、定量泵-变量马达液压调速系统数学模型和励磁系统同步发电机数学模型,推导了并网冲击转矩与冲击电流数学模型。
(2)提出了一种液压型风力发电机组并网冲击抑制方法,通过发电机稳速控制、励磁电压控制和准同期监控相结合对机组并网冲击进行抑制, 实现机组的柔性并网。
(3)仿真和实验分析结果表明,所提出的并网冲击抑制方法具有良好的控制效果。
摘要:以液压型风力发电机组为研究对象,针对其并网冲击问题,建立了风力发电机数学模型、定量泵-变量马达液压调速系统数学模型、同步发电机与励磁系统数学模型,推导了并网过程的冲击电流与冲击转矩数学模型。以数学模型为基础,提出了液压型风力发电机组并网冲击抑制方法,即通过发电机稳速控制、励磁电压控制和准同期监控相结合对机组并网冲击进行抑制。以30kV·A液压型风力发电机组实验台为仿真和实验基础,对机组并网冲击抑制展开研究。仿真和实验结果表明,所提出的并网冲击抑制方法对并网冲击转矩和冲击电流具有较好的控制效果,基本实现了机组柔性并网。
液压型风力发电机组 篇4
液压型风力发电机组采用定量泵-变量马达柔性传动与励磁同步发电机配合, 降低了风力发电机组机舱重量, 提高了发电质量, 降低了对电网的冲击, 国内外相关学者对该机型展开了一系列的研究[1,2,3]。
液压型风力发电机组采用定量泵-变量马达闭式液压调速系统作为风力机与发电机之间的功率传输系统, 通过控制变量马达的摆角实现发电机转速的实时调整, 从而控制发电机工作于同步转速, 控制励磁同步发电机并网发电。
低电压穿越是风力发电技术研究的一个重要方向, 液压型风力发电机组同样需要具备低电压穿越能力。针对液压型风力发电机组低电压穿越控制技术, 国内外鲜见相关文献报道。对于双馈型风力发电机组, 文献[4]提供了一种在电网故障时通过将捕获的风能合理分配给转子和电网从而实现低电压穿越的控制方法;文献[5]提出了基于磁通跟踪的低电压穿越控制策略, 当检测到电网故障时, 控制定子磁通跟踪以减小转子电流;文献[6]在双馈发电机定子端安装一系列转换器以减轻短路效果, 从而缓解不平衡短路故障的影响。对于直驱永磁风力发电机组, 文献[7]提出了一种新型控制策略, 由网侧变流器完成有功无功协调与最佳功率跟踪, 机侧变流器实现直流电压的稳定控制。液压型风力发电机组在国外尚处于中试阶段, 其中只有ChapDrive公司的专利针对液压型机组低电压穿越 (low voltage ride through, LVRT) 控制方法给出了简要的描述, 即通过节流发热的方法实现低电压穿越控制[8]。
本文提出一种基于直接控制变量马达摆角的低电压穿越控制方法, 重点解决低电压穿越过程中液压系统瞬态功率快速调整问题。
1 液压型风力发电机组低电压穿越控制要求与关键问题
1.1 风力发电机组低电压穿越控制要求
低电压穿越, 指风电场并网点由于电网故障或扰动而发生跌落时, 机组在不间断并网运行的前提下, 向电网提供一定的无功支撑, 直到电网恢复正常, 最终“穿越”这个低电压阶段[9]。
我国依据相关行业标准[10]对风电发电机组低电压穿越控制提出的具体要求如图1所示。
1.2 液压型风力发电机组低电压穿越控制关键问题
当风电场并网点电压由于故障或扰动而跌落时, 液压型风电机组需要解决两个问题:首先, 当电网电压跌落时, 发电机瞬态有功功率不变, 会导致发电机电流瞬时增大, 易烧毁发电机;其次发电机瞬态电磁转矩在电网电压跌落瞬时产生振荡, 变量马达输入转矩不能快速跟随调整。此时, 转子上产生的不平衡转矩导致其发生转速波动。因此需要对系统进行控制, 防止机组发生脱网事故。
为克服上述问题, 液压型风电机组首先需要液压主传动系统快速调整传输的有功功率, 尽量减少发电机定子过载电流持续时间, 减小对发电机的损伤;其次需要根据发电机动态电磁转矩的变化规律, 控制变量马达转速使发电机稳定工作于工频转速保持并网;最后, 在电压恢复后, 快速提升注入电网的有功功率。
2 液压主传动系统数学模型
图2所示为机组液压主传动系统原理图, 依据其工作原理建立定量泵-变量马达调速系统数学模型[11]。
变量马达角速度的传递函数为
式中, ωp为定量泵的角速度;Dp为定量泵的输出流量;γ为变量马达摆角与最大摆角的比值, 0≤γ≤1;γ0为γ的初始值;Dm0为变量马达的最大排量;V0为单个腔室的总容积;ph0为调节变量马达时高压侧初始压力;ωm0为变量马达的初始角速度;βe为有效体积弹性模量;TL为作用在变量马达轴上的任意外负载力矩;Bm为变量马达黏性阻尼系数;Jm为变量马达和负载的总惯量;Ct为总泄漏系数。
变量马达输出转矩传递函数为
式中, Th为变量马达输出的液压转矩;Km为变量马达排量梯度。
变量马达输出功率传递函数为
式中, Ph为变量马达输出的功率。
3 液压型风力发电机组低电压穿越控制策略
针对低电压穿越过程中液压系统功率需要快速调整的要求, 本文提出基于变量马达摆角直接控制的方法。
文献[12]采用斜坡限幅环节完成给定功率, 从而实现机组低电压穿越的控制, 但由于斜坡限幅环节的存在, 液压系统不能满足低电压穿越过程中功率快速调整的要求。
因此, 本文提出一种基于直接摆角控制的低电压穿越控制方法, 其控制框图如图3所示。控制框图中, 摆角计算器由输入的功率给定值与马达摆角基准值计算得出对应的补偿的基准值;积分控制器利用功率给定值与功率反馈值得出的偏差信号计算变量马达的摆角补偿调整值, 最终提高功率控制精度。
依据上述控制原理, 可得基于直接摆角控制的液压型风力发电机组低电压穿越控制框图, 如图4所示。
采用直接摆角控制实现低电压穿越, 其基本控制策略如下:首先, 监控到电网跌落后, 通过实时调整变量马达摆角, 快速下调系统输出的有功功率, 使发电机转子转矩平衡, 进而控制发电机稳定于工频转速;其次, 依据同步发电机动态电磁转矩的变化规律, 控制发电机的转速工作于工频转速保持并网;最后, 当发电机励磁系统输出无功功率支撑电网恢复到额定电压的90%时, 机组以每秒10%额定功率的变化率向发电机输入有功功率, 实现发电功率的快速恢复。通过上述控制策略, 即可满足机组的控制要求, 实现低电压穿越。
在低电压穿越过程中, 采用变量马达摆角直接控制方法, 通过增大变量马达排量, 使液压系统功率迅速降低, 从而使定量泵转速提高, 将多余的能量储存到风力机中。机组既满足液压系统功率快速调整的要求, 又避免了能源的浪费, 实现了能量的有效利用。
4 液压型风力发电机组低电压穿越控制仿真与实验研究
以上述低电压穿越控制原理为基础, 搭建30kV·A液压型风力发电机组模拟实验台, 依托该实验台完成仿真与实验研究。模拟实验台整体结构如图5所示, 分为控制系统、并网发电系统、液压传动系统和风力机模拟系统四部分。工作原理如下:变频器控制变频电机转动来模拟风力机;变频电机驱动定量泵转动, 输出高压油经管道进入变量马达, 从而驱动变量马达旋转;与马达输出轴刚性连接的发电机在马达的驱动下以同步转速运行, 实现并网发电。实验台采用30kV·A无刷励磁同步发电机、55kW变频电机、ABB公司ACS550变频器、高性能电量采集仪表Shark200、ABB自动电压调节器UN1000-7等。
4.1 液压型风力发电机组的低电压穿越控制实验平台与仿真模型
4.1.1 液压型风力发电机组的低电压穿越控制实验平台
30kV·A液压型风力发电机组模拟实验台如图6所示, 其液压系统工作参数见表1。
4.1.2 液压型风力发电机组的低电压穿越控制仿真模型
仿真模型采用联合仿真技术实现, 其中液压系统仿真模块采用AMESim软件搭建, 控制系统、并网系统、液压传动系统和风力机模拟系统采用MATLAB/Simulink软件搭建, 最后通过相关接口实现联合仿真。仿真模型包括低电压穿越控制模块、同步发电机与并网控制模块和液压系统仿真模块;联合仿真参数的设定见表2和表3。
4.2 液压型风力发电机组的低电压穿越控制仿真分析
4.2.1 发电机有功功率快速调整仿真分析
当电网故障引起机端电压瞬时跌落时, 通过直接控制马达摆角, 满足低电压穿越过程中机组有功功率快速调整的要求。
模拟风力机典型工况, 设置定量泵转速为800r/min, 研究马达摆角直接控制对机组有功功率调整的影响, 得到的仿真结果如图7所示。
4.2.2 直接控制马达摆角实现机组低电压穿越控制仿真分析
当电网电压大幅度跌落, 超过强励装置负荷能力时, 马达摆角比值直接控制发挥作用。模拟电网电压跌落典型工况, 在仿真模型中于第0s时设定电网电压跌落为50%, 持续1s后故障切除, 得到的仿真结果如图8所示。
由同步发电机定子电压变化曲线可知, 第0s时电压幅值跌落50%到0.5 (标幺值) , 故障切除后 (第1s时) 定子电压快速恢复。由马达摆角比值响应曲线可知, 在第0s时, 马达摆角比值由0.65阶跃至0.75, 故障切除后 (第1s时) 逐渐恢复稳定。由马达转速响应曲线可知, 马达转速在电压跌落和电压恢复瞬时都存在一定波动, 恢复到同步转速的稳定时间为2s。由液压系统高压压力响应曲线可知, 系统压力迅速下跌到10.8MPa后逐步回升。由励磁电压变化曲线可知, 励磁电压幅值瞬时增大至3.5 (标幺值) 后逐渐恢复稳定。由同步发电机输出的有功功率响应曲线可知, 电压跌落和电压恢复瞬时有功功率存在明显的振荡, 故障切除后 (第1s时) 有功功率按2.5kW/s的速率快速提升。由励磁系统无功功率变化曲线可知, 在电压跌落过程中同步发电机励磁系统向电网提供了一定的无功支撑。由同步发电机的电磁转矩响应曲线可知, 电磁转矩在电压跌落和电压恢复瞬时振荡后逐渐趋于稳定。
仿真结果表明, 低电压穿越过程中, 采用直接摆角控制方法, 可以保证变量马达转速基本稳定, 防止脱网, 发电机输出的有功功率快速下降, 同时为电网提供一定的无功支撑, 最终在故障切除后有功功率快速恢复至故障前状态。
4.3 液压型风力发电机组的低电压穿越控制实验分析
由于条件所限, 实验室尚不具备模拟电网电压大幅跌落的条件, 因此, 实验主要针对液压系统输出功率快速调整进行验证。设定定量泵转速为700r/min, 给定不同的初始发电功率。试验台模拟低电压穿越过程中变量马达摆角的快速调整过程, 为研究液压系统输出功率动态响应特性, 快速调整马达摆角分析系统输出响应, 具体实验结果如图9所示。
由实验结果可知, 马达摆角快速调整过程中, 系统高压压力迅速降低, 同时发电功率在1s左右快速下调至49%~66%, 马达转速 (发电机转速) 存在一定波动 (±6r/min) , 最终基本稳定于工频转速。实验结果表明, 基于变量马达摆角直接控制的低电压穿越方法使发电机稳定于工频转速同时系统瞬态有功功率能够快速调整, 即对低电压穿越具有良好的控制效果。
5 结束语
采用基于变量马达摆角直接控制的低电压穿越方法, 建立了液压型风力发电机组定量泵-变量马达调速系统数学模型。以发电机稳定于工频转速、液压系统瞬态调整时间短为控制目标, 提出一种摆角直接控制的低电压穿越控制方法。通过仿真平台和实验模拟得出基于摆角直接控制的低电压穿越方法的动态响应参数, 最终表明该方法对发电机功率快速调整最终实现低电压穿越具有良好控制效果。
摘要:以液压型风力发电机组作为研究对象, 根据机组低电压穿越控制过程对液压系统功率快速调整的要求, 以发电机稳定于工频转速和液压系统瞬态调整时间最短为控制目标, 提出一种基于直接控制变量马达摆角的低电压穿越控制方法。以30kV·A液压型风力发电机组模拟实验台为仿真和实验平台, 针对提出的低电压穿越控制方法展开研究, 仿真和实验分析表明, 直接控制变量马达摆角的方法具有较好的低电压穿越控制效果。
关键词:风力发电,同步发电机,液压传动,低电压穿越,摆角直接控制
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液压型风力发电机组 篇5
液压型风力发电机组是一种新型风力发电机型,与传统机型相比,有众多优势,如减小发电机体积、减轻机舱重量、省去庞大的整流逆变电力电子装置[1]。
风力发电机组的整机效率体现了风能转化为电能的效率,传统机型传动链采用齿轮箱,其传动效率是很高的,对于此种新型液压机型来说传动效率有待进一步研究。
针对风力发电机组效率以及泵控马达传动系统效率问题,国内外学者展开了一系列研究。文献[2]介绍了影响风电机组效率的最重要参数。文献[3]针对陆上风电场所处的环境,研究了陆上风力发电场驱动效率的问题。文献[4]针对闭式泵控马达液压系统效率问题,分析了变排量和变转速两种情况下系统的效率。
本文对燕山大学孔祥东教授团队在研究过程中搭建的30kV·A液压型风力发电机组模拟实验台进行简单介绍,并以该实验台为平台对液压型风力发电机组液压主传动系统的效率进行理论与实验研究。
1 30kV·A液压型风力发电机组模拟实验台工作原理
30kV·A液压型风力发电机组模拟实验台主要由风力机模拟系统、液压传动系统、并网发电系统和控制系统四部分构成,如图1所示,原理如图2所示。其工作原理为:变频器控制变频电机转动来模拟风力机;变频电机驱动定量泵转动,输出高压油驱动变量马达旋转;与马达输出轴刚性连接的发电机在马达的驱动下以同步转速运行,实现并网发电。在整个系统运行的过程中,通过主控制器控制变量马达斜盘摆角位置,实现马达转速控制和发电机发电功率控制[5,6]。
2 液压主传动系统(定量泵变量马达闭式系统)的效率建模
该风电机组中定量泵-变量马达闭式系统为恒流源工作状态,即正常工作状态下没有溢流[7,8]。由于液压型风力发电机组液压主传动系统工作时必须满足同步发电机准同期并网要求,故变量马达转速理论上要保持1500r/min的同步转速不变。因此该闭式系统与传统定量泵-变量马达系统作为恒功率调速的应用不同,需要对此系统传统意义上的效率公式进行深入探索,以得到准确实用的液压型风力发电机组液压主传动系统的效率公式。
2.1 传统闭式系统的效率建模
实验系统中定量泵采用轴向柱塞泵,效率主要受摩擦和泄漏的影响,随着系统工作压力的升高,摩擦泄漏量会有所增加。
2.1.1 定量泵效率理论表达式
(1)定量泵容积效率[9,10]。液压泵的容积效率是指液压泵的实际输出流量Q1a与其理论输出流量Q1t之比。定量泵理论流量的计算公式为
式中,n1为定量泵转速;q1为定量泵理论排量,取63mL/r。
定量泵实际流量的计算公式为
式中,ΔQ1为定量泵的泄漏流量。
影响定量泵泄漏流量的因素主要有泄漏间隙h、进出口压差Δp及油液的黏度μ,即,一般液压泵有h∝Vath,Vth为定量泵的容腔容积,取a=1/3,故泄漏流量为
式中,Cs为无因次层流泄漏系数,取2×10-9。
于是,定量泵容积效率的计算公式为
(2)定量泵机械效率。液压泵的机械效率是指液压泵的理论输出功率与其实际输入功率之比,一般用液压泵的理论输出转矩T1t与其实际输入转矩T1a之比来表示。定量泵理论输出转矩为
定量泵实际输入转矩为
式中,ΔT1为定量泵内部存在的摩擦损失转矩;Cf为无因次机械摩擦因数,取0.01;CV为无因次层流摩擦因数,取3×105。
于是,定量泵机械效率为
(3)定量泵的总效率。液压泵的总效率是指液压泵的实际输出功率与输入功率之比,其表达式为
2.1.2 变量马达效率的理论表达式
变量马达效率主要受摩擦、泄漏和马达斜盘摆角等因素的影响。
(1)变量马达容积效率。马达的容积效率是指液压马达的理论输入流量Q2t与实际输入流量Q2a之比。变量马达理论输入流量的计算公式为
式中,n2为变量马达转速;q2m为变量马达最大理论排量,取40mL/r;γ为变量马达斜盘位置,区间为[0,1]。
变量马达理论实际流量的计算公式为
式中,ΔQ2为变量马达的泄漏流量。
和定量泵的泄漏流量推导方式一样,变量马达泄漏流量为
于是,变量马达容积效率为
(2)变量机械效率。液压马达的机械效率是指液压马达的实际输出转矩T2a与理论输出转矩T2t之比。变量马达理论转矩的计算公式为
变量马达实际输出转矩的计算公式为
式中,ΔT2为变量马达摩擦损失转矩。
变量马达机械效率为
(3)变量马达的总效率。液压马达的总效率是指液压马达的实际输出功率与输入功率之比,其表达式为
2.1.3 定量泵-变量马达传动系统的总效率
为了计算简便,方便分析,忽略传输介质在管道中的沿程损失、局部损失等,那么定量泵-变量马达传动系统的总效率为
2.2 风力发电机组液压主传动闭式系统效率建模
公式推导前提条件为系统压力相对稳定,则流量连续性方程为
将式(1)、式(3)、式(9)以及式(11)代入式(18)可得
将式(19)代入式(4)、式(7)、式(12)和式(15)得:
定量泵容积效率为
定量泵机械效率为
变量马达容积效率为
变量马达机械效率为
式(20)~式(23)即为液压型风力发电机组定量泵-变量马达闭式系统的效率公式。从中可以看出,定量泵和变量马达的容积效率和定量泵的转速和变量马达摆角有关,定量泵和变量马达的机械效率除了和定量泵转速、变量马达摆角有关之外,还与定量泵与变量马达的固有参数Cs、CV、Cf有关。可以看出,简化后的公式与式(17)相比,减少了可变参数Δp、μ。
3 主传动系统的效率实验
本文效率测试是在研究液压型风力发电机组的关键控制技术(最佳功率追踪)的过程中进行的。最佳功率追踪是在给定的风速下,控制系统控制风力机获取此风速下最大风能。由于系统只有在实际最大发电功率点效率才达到最高,因此只有在进行最佳功率追踪研究的过程中测试机组的效率才具有现实意义。给定风速阶跃7-8-9m/s和9-8-7m/s,得到定量泵转速、变量马达斜盘位置以及发电功率曲线,如图3所示。
取功率平稳阶段实验数据进行研究。总实验时间是120s,从图中可以看出0~10s、60~70s、110~120s三段时间里发电功率已经相对平稳。其数据处理结果如表1所示。
通过以上三组数据的对比可知,由实验直接测得的效率与理论计算得到的效率比较接近。从而说明,在前提条件的约束范围内,理论推导的公式可以近似作为由定量泵-变量马达闭式传动系统组成的液压型风力发电机组的效率计算公式。
注:表中实际效率根据图3c和图3f实验数据所得;计算效率通过结合模拟得到的不同风速下风力机输出转速[11]和式(20)~式(23)计算所得。
4 结束语
本文介绍了30kV·A液压型风力发电机组模拟实验台的结构、组成和工作原理,详细推导了液压型风力发电机组闭式主传动系统效率计算公式,并以30kV·A液压型风力发电机组模拟实验台为实验平台,通过实验数据和理论计算数据对比验证了效率公式的正确性。
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直驱型风力发电机组控制策略研究 篇6
近年来, 随着永磁材料性能的不断提升, 功率半导体器件技术的飞速发展, 市场对大功率风电机组的需求越来越强烈。永磁同步发电机 (PMSG) 配合全功率变流器的直驱型风力发电机组的技术方案越来越受到风电行业的青睐。这种方案中PMSG不从电网吸收无功功率, 无需励磁绕组和直流电源, 也无需滑环碳刷, 其结构简单且技术可靠;PMSG与全功率变流器配合的直驱型风力发电机组可以显著改善电能质量, 对电网运行影响小, 能够减轻对低压电网的冲击, 保障风电并网后的电网可靠性和安全性, 与双馈型风力发电机组型相比, 全功率变流器更容易实现低电压穿越等功能, 从而满足电网对风电机组并网日益严格的要求[1]。
直驱型风力发电机组的发展趋势是大容量、海上型机组。而这样的机组单台造价很昂贵, 对可靠性、噪音等性能的要求很高。因而对直驱型机组的制造工艺、维护保养的要求高, 只有这样才能更好地发挥直驱型机组的优势。对于机组的核心部分 (控制策略) 也要充分考虑这些要求, 尽可能地减小负荷变动的冲击, 使机组工作在尽可能均衡的状态, 只有这样才能使机组的噪音尽可能小, 减小机械负荷变动的冲击, 提高机组的可靠性, 降低机组维修的成本, 提高发电利用率, 从而延长机组的寿命, 取得更好的经济效益[2]。
本研究采用理论结合实际的方法分析传统直驱型风力发电机组控制策略中由于风速的变化, 引起机组扭矩和转速变化过大, 给机组带来冲击, 从而影响机组可靠性和寿命。笔者利用仿真和测试平台的技术和手段对传统风电机组控制策略进行优化, 并验证优化控制策略后的风电机组性能。
1 直驱型风电机组的常规控制策略
直驱型风力发电机组, 自启动阶段到最高转速或扭矩阶段, 都是在跟随机组设计的转速-扭矩曲线的, 如图1所示。
在该曲线中机组工作在3个不同的阶段[3]。即启动阶段, 执行柔性并网技术, 以减小对电网的冲击;最大功率追踪阶段, 执行最大风能利用系数CP, 以最大限度地输出电功率;恒转速阶段, 追求机组工作在额定转速和功率范围内, 以确保机组安全[4]。
1.1 启动阶段
当处于待机状态的机组检测到当前3 s (或10 s) 内的平均风速达到机组的切入风速 (常规3 m/s) 时, 机组执行变桨, 当检测到的风速不同时, 为保证机组的安全启动将执行不同的启动桨叶节距角[5], 如表1所示。
当机组的转速逐步上升到机组的切入转速Ns, 并且持续一定时间时, 机组的主控系统向变流器发出启动并网指令, 变流器接收到并网指令后, 执行机组并网;一旦变流器执行并网后, 主控系统向变流器发送对应启动转速的扭矩指令, 图1中的QB, 而变流器为减小对机组和电网的冲击, 执行柔性并网, 即从零扭矩逐步加大、直至主控系统给出的启动扭矩QB;而在此期间的主控系统判断实测的风速是否超出切出风速, 如果超出切出风速, 则执行停机;否则按一定的速率逐步将桨距角调节到设计的最小值, 常规机组设计的最小节距角有0°、0.5°、-0.5°, 即将叶轮展开成最大的迎风面, 以吸收风中的能量;同时不断的按照当前的转速给出相对应的扭矩。机组完成启动, 如图1中A-B所示[6]。
1.2 最大功率追踪阶段
当机组完成启动后, 主控系统调节桨叶节距角, 机组转速不断地上升, 此时的机组进入最大功率追踪区, 转速处于启动转速和额定转速之间, 处于图1中的B-C段。在最大功率追踪区, 机组的主要控制任务就是捕捉最大的风能[7,8];即始终都在追求最大的风能利用系数CP。
在该区间内, 桨叶节距角总处于机组设计的最小角度, 以最大迎风面来接收风能。如果主控系统在一段时间内 (一般为10 s) 测出平均风速为V, 则此时的叶尖速比为:
式中:R—叶轮的半径, ω—叶轮的角速度。
在式 (1) 中的λ可取任意值, 由机组的叶轮特性决定, 只有在一个最佳的叶尖速比λOPT时, 叶轮才能从风能中吸取最大的风能, 也就是存在一个最大的风能吸收系数CPOPT。机组风轮特性决定机组具有特定的风能吸收系数Cp与叶尖速比λ的关系, 常规机组Cp-λ曲线如图2所示。
在某一风速V时, 为保持机组的最大风能吸收系数, 则必须追求最佳的叶尖速比λOPT, 从而能确定出所需要的叶轮转速:
对于特定的机组, 其λOPT和风轮半径R都是确定的, 因而风速与叶轮转速是完全对应的。因而在实际机组的控制中, 用于计算在当前风速下的机组功率和扭矩时, 采用风速参与计算, 不如采用叶轮的转速参与计算。因为测量叶轮转速比测量风速的稳定性和可靠性要大得多。对于直驱型机组叶轮的转速和发电机的转速ωg完全相同;对于半直驱型机组, 叶轮转速和发电机转速ωg的关系为:
(图中3条曲线代表不同的最小桨叶节距角)
式中:G—齿轮箱变比。
因而无论对于直驱型还是半直驱型机组, 测量发电机转速ωg和测量风速V是相当的, 并且测量发电机的转速的稳定性和可靠性要远优于测量风速[9]。
物体的动能公式为:
从上式可以推出, 叶轮从风能吸收的能量为:
式中:ρ—空气密度, R—风轮半径, V—风速, CP (λ) —对应λ的风能吸收系数, λ—叶尖速比。
将式 (3) 代入式 (1) , 可得到:
将式 (6) 代入式 (5) 可得到:
从上式可得出发电机此时的扭矩为:
其中:
从式 (9) 可知:机组在设计时就确定了最佳叶尖速比λOPT, 因而也确定了最佳风能吸收系数CPOPT。因而在机组在追踪最大功率阶段的控制策略中认定kλ为一常数, 主控系统根据式 (8) 计算当前的扭矩, 并将该值传送给变流器, 变流器接收该扭矩后, 执行该扭矩。
1.3 恒转速工作阶段
在图1中, 机组的转速工作在C-D段时, 机组进入恒转速区, 此时机组的控制目标是保持机组的转速恒定在额定转速, 同时输出额定功率。
额定转速下的桨距角、发电机扭矩、发电机转速、电气功率—风速关系曲线如图3所示, 当风速达到V0时, 发电机转速达到或超过了额定转速, 但此时的发电机扭矩和电气功率均未达到额定值, 此时主控系统执行其中的一套P-I控制器, 通过检测发电机实际转速与额定转速的微小差额, 来计算发送给变流器的扭矩值, 不再追求最佳叶尖速比, 而追求机组工作在额定转速。当风速达到V'0时, 发电机扭矩和电气功率达到额定值, 此时主控系统启动另一套P-I控制器, 发送给变流器的扭矩为额定值;而通过检测发电机实际转速与额定转速的微小差额, 来计算出需要改变的桨叶节距角来减少吸收的风能, 保持机组工作在额定的转速和扭矩。
2 直驱型风电机组控制策略的优化
在机组经过柔性并网后, 即进入最大功率追踪区, 此时机组的控制目标是追求最大的功率, 当风速稳定为V1时, 此时的叶轮转速应稳定在:
此时的主控系统可根据发电机的转速ωg1, 通过式 (8) 计算出当前的扭矩Q1, 并将该扭矩Q1传送给变流器, 变流器接收该扭矩值、执行该扭矩;此时机组处于该稳态下, 保持恒定。如果此时, 风速突然增大到V2, 叶轮加速, 按理论计算、此时的叶轮和发电机转速应该为:
此时理论的扭矩为:
但由于主控系统需要检测发电机转速、计算扭矩值, 将该值传送给变流器、变流器接收扭矩值, 变流器完成相关计算、输出脉冲波、都需要一定的时间, 因而在时间上具有一定的滞后性, 此时变流器施加给发电机的扭矩为Q1, 小于此时的理论值Q2, 此时发电机的转速不会稳定在ωg2, 而会越过ωg2, 到达ωg3;而主控系统此时检测到的转速为ωg3, 并给出对应ωg3的扭矩Q3, 而Q3大于Q2, 发电机转速会下降到小于ωg2, 主控系统再根据该实际转速计算出扭矩、该扭矩又会小于Q2, 变流器执行该扭矩后, 发电机转速又会稍大于ωg2, 因而形成了围绕ωg2的阻尼振动, 最终稳定在ωg2。在此期间, 变流器都在根据主控的扭矩指令Q, 频繁地改变施加给发电机的扭矩, 不仅给变流器的功率器件带来负荷冲击, 同时给机组的传动链带来冲击, 引起机组的振动、带来噪音、磨损, 从而影响机组的寿命。
引起该振荡的原因是由于主控系统计算的扭矩的依据是发电机的转速, 而检测到的当前发电机转速并不承受与当前风速相对应的负荷, 其承受的负荷要小于或大于当前风速所对应的负荷, 所以发电机的转速要高于或低于理论的转速。为克服该不良影响, 应努力使该振荡的幅值尽可能的小, 时间尽可能短, 以最快的速度趋近ωg2;为减弱这种不良影响, 本研究在变流器的控制策略中, 引入一个扭矩比例系数KP。
当变流器稳定的工作在扭矩为Q1、对应的发电机转速为ωg1, 此时风速增大, 由于控制系统检测、计算等需要一定的时间, 当主控系统检测到发电机转速时, 此时的发电机机转速已到达ωg3, 并根据ωg3计算出Q3, 传送给变流器, 变流器接收到该扭矩时, 并不执行Q3, 而是执行:
式中:KP—取值为一小于1的常数, 则Q′2相比于Q3更接近于Q2, 因而此时引起的振荡的幅值要小的多, 稳定在ωg2所需的时间也会短的多。
当风速减小时, 引入扭矩比例系数KP的方法同样有效。在图1中, 如果机组开始稳定地工作在ωg1, 此时风速突然减小到对应ωg4的V4, 如果不增加扭矩比例系数KP, 则机组就会围绕在ωg4为中心的两侧产生振荡, 该振荡的幅值为 (ωg5-ωg4) 。如果引入比例系数KP, 则该阻尼振荡的幅值会明显减小。增加扭矩比例系数和不加扭矩比例系数的仿真波形如图4所示, 从图中可明显的看出增加扭矩比例系数KP的影响。
从图4中可看出, 扭矩比例系数越小, 振荡衰减的越快, 因而对机组的冲击也会越小。但实际使用时不可将扭矩比例系数设置的过小, 否则, 机组对风速变化的响应会变慢。应根据机组设计超速能力综合考虑, 机组超速额度越大, 则KP可取小一些。实际使用KP应接近0.5, 或稍大于0.5。
当机组工作在图3中的C-D时、转速达到额定值, 此时的控制目标是保持机组工作在额定转速, 确保机组不超速成为主要控制目的, 不再追求最大功率, 同时此时机组的负荷已达到额定的0.7左右, 一定范围内的负荷变动量占已有负荷的比重较小, 对机组转速的影响较小, 因而对机组的传动系统的冲击也较小。因而在该段区间内, 控制策略中不再增加扭矩比例系数KP, 变流器接收到主控系统给定的扭矩时, 直接执行该扭矩, 确保快速的控制机组的转速稳定在额定转速。当机组工作在图3中的D点之后, 此时的扭矩已达额定值, 也不需要增加扭矩比例系数KP了。
3 结束语
上面的仿真试验能够验证优化后的控制策略能有效地减弱机组的扭矩和转速振荡。为进一步验证该优化的控制策略, 本研究在风电机组测试平台上通过实物进行了试验;该测试平台的拖动系统由事先设置好的扭矩递增曲线控制;拖动一台由全功率变流器控制的PMSG;由主控系统根据发电机后端的编码器来实时计算当前应传送给变流器的扭矩。通过该测试平台, 本研究试验了传统和优化后的两种控制策略。试验时分别记录测试平台的振动、噪音、实测的扭矩、变流器反馈电网的功率等参数。试验的结果和仿真的结果非常接近, 进一步验证了该优化后的控制策略要优于传统的控制策略[10]。
摘要:针对直驱型风力发电机组常规控制策略中因扭矩和转速振荡幅值大、持续时间长, 导致整个机组在较长的时间内受到损害, 从而影响机组可靠性及寿命的问题, 对当前的直驱型风力发电机组的特点及需求进行了总结, 阐述了直驱型风力发电机组的常规控制策略的基本原理。结合直驱型风力发电机组的特点及需求分析了常规控制策略中扭矩和转速振荡幅值大, 且稳定时间较长的不足, 在此基础上提出了在直驱型风力发电机组变流器控制策略中引入扭矩比例系数来优化传统控制策略的方法。仿真和测试平台试验结果验证了优化后控制策略的性能明显优于传统的控制策略;在风速变化范围相同的条件下, 优化后的风电机组的扭矩和转速振荡幅值比传统控制策略的机组减少了40%, 且振荡持续时间也减少了1/3, 对风电机组的损害明显减小。该优化方法能明显的提高机组的可靠性, 从而能有效延长机组的使用寿命。
关键词:直驱型风力发电机组,控制策略,优化,扭矩比例系数
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液压型风力发电机组 篇7
近年来风电产业飞速发展, 2013年全国新增风电并网容量1449万千瓦, 累积并网容量7716万千瓦, 同比增长23%。年发电量1349亿千瓦时, 同比增长34%。虽然新增风电并网容量大部分是陆上型风电机组, 但海上风电机组也在稳步发展。2014年国家能源局在京召开风电产业监测会议, 会上表示, 2014年国家能源局将进一步优化风电开发布局, 积极推动海上风电开发建设。鉴于海上风电机组具有维护不便的突出特点, 需要不断优化机组设计来提高海上型风电机组的稳定性和可靠性[1]。本文针对海上风电机组特点, 并结合GL标准的要求, 为充分保障机组的安全性, 对安全链进行改进, 设计了一套适用于海上风力发电机组的冗余安全链系统。该系统通过冗余设计提高了海上机组运行的安全性, 同时应对不便维护的问题, 设计了电网断电自复位和远程复位安全链的功能。
1 安全链保护功能
安全链是独立于PLC控制系统的硬件保护措施, 即使控制系统发生异常, 也不会影响安全链执行保护机组安全的动作。安全链是将可能对风力发电机造成致命伤害的故障串入安全链作为输入, 通常采用失效-安全的原则, 即信号“1”为正常状态。当安全链动作后将引起紧急停机, 安全链的输出将控制机组执行相应的安全动作, 如紧急顺桨、机组瞬间脱网, 偏航锁定等, 从而最大限度地保证机组的安全。当安全链断开后, 必须通过区别于常规故障复位的安全链复位, 使安全链恢复正常, 才能让机组再次起机运行。
2 现有安全链设计
目前风电行业普遍采用的安全链方式有两种, 一种采用经典的安全继电器为主体构成安全链路;另一种是采用独立于控制系统的安全链逻辑控制器为主体配置安全链。无论采用哪一种安全链的构成方式, 其安全链的设计都是单链路设计, 而且没有电网断电恢复后的安全链自复位功能[2,3]。
单链路的安全链系统, 其常闭安全节点完全依赖于硬件器件, 如果硬件器件的反馈点动作出现问题, 如开关卡死等问题, 将会使当机组真正出现安全问题时, 使安全链动作失效, 进而使机组发生致命的伤害。而且, 在现有的风机安全链设计中, 当电网断电恢复后, 需要到风机进行人工安全链复位, 才能使机组起机运行, 需要人工值守操作。
3 冗余安全链设计
针对单链路安全链的弊端, 设计出一套双链路安全链, 使两条链路互为保障, 可大大提高安全链的安全性。该冗余安全链系统可实现电网断电恢复后的安全链自复位功能, 当电网恢复后, 不需要人工进行每台风机的安全链复位, 可有效节约人力成本以及发电时间。
冗余安全链设计基于Beckhoff控制器的Twin SAFE安全逻辑模块, Twin SAFE安全逻辑模块满足IEC 61508 SIL 3和EN 954 Cat.4.的安全要求, 具备更高的安全等级[4]。
3.1 安全链输入
所有安全链的输入点均为双通道冗余硬件开关配置
安全链输入主要有:
(1) 风轮超速保护 (Rotor overspeed 1;Rotor overspeed 2) ; (2) 发电机超速保护 (Generator overspeed 1;Generator overspeed 2) ; (3) 超功率保护 (Over power 1;Over power 2) ; (4) 震动保护 (Shock switch 1;Shock switch 2) ; (5) 扭缆保护 (Twist switch 1;Twist switch 2) ; (6) 机舱急停按钮1 (Nacelle EM Button 1-1;Nacelle EM Button 1-2) ; (7) 机舱急停按钮2 (Nacelle EM Button 2-1;Nacelle EM Button 2-2) ; (8) 轮毂急停按钮 (Hub EM Button 1;Hub EM Button 2) ; (9) 塔底急停按钮 (Tower EM Button 1;Tower EM Button 2) ; (10) 发电系统短路保护 (Short circuit 1;Short circuit 2) ;控制系统失效保护 (PLC failure 1;PLC failure 2) ;变桨系统急停 (Pitch EM 1;Pitch EM 2) ;变流器系统紧停 (Converter EM 1;Converter EM 2)
3.2 安全链输出
(1) 风轮刹车抱闸 (To brake) ; (2) 偏航刹车抱闸 (To yaw) ; (3) 变桨系统执行急停动作 (To pitch) ; (4) 变流器系统执行急停动作 (To converter)
3.3 安全链复位
(1) 塔底安全链复位按钮 (Tower reset button) ; (2) 远程安全链复位 (Remote reset) ; (3) 电网断电自复位 (Auto reset)
3.4 安全链逻辑及配置
1) 塔底安全链输入配置如图1所示:
2) 机舱安全链输入配置如图2所示:
3) 安全链复位配置如图3所示:
其中“Auto reset”, 通过上电后发出一次性脉冲信号的继电器来实现。
4) 安全链逻辑配置如图4所示:
其中, “Redundence chain”是所有安全链输入的冗余点的独立串联链路, 如图5所示:
4 结语
冗余安全链设计可有效提高机组的安全性, 并且全面考虑了各安全链输入节点的冗余处理方式及安全链输入输出复位的逻辑配置, 还有电网断电恢复后的安全链自动复位方式的处理。因而当电网断电恢复后, 在安全链状态正常的情况下, 可实现自动复位, 无需人工操作, 节约人力及维护成本, 尤为适合海上型风电机组维护困难的特点。
摘要:海上型风力发电机组具有维护不便的突出特点, 对机组的可靠性及安全性提出了更高的要求。安全链是风力发电机组最后一道保护, 对机组的安全性起到了至关重要的作用。为提高机组的安全性, 提出一种适用于海上风力发电机组的冗余安全系统, 并通过倍福TwinSAFE安全逻辑模块实现了风电机组的冗余安全链设计。
关键词:海上型,风力发电,安全系统,安全链
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用于风力发电的双馈型电机 篇8
如今, 煤炭和石油的污染问题十分严重, 而可再生资源的利用是针对这一问题最有效的解决办法之一。作为一种清洁的可再生能源, 风能受到了世界各国的重视。由于风力资源总量非常巨大, 并且在几乎所有国家和地区都有分布, 因此在利用风能发电方面, 基本上不会受到缺乏资源这一因素的限制。与火电、核能、水力等发电方式相比较, 风力发电的环境效益和社会效益都很显著。
然而, 根据风的性质, 当风被用于产生电能时, 存在着一个突出的问题, 由于风速的不可控, 造成了输入的不稳定。为了能够在风速变化的情况下, 输出恒定频率的电能, 发展出了不同类型用于风力发电系统中的发电机[1], 变速恒频模式是风力发电的发展趋势, 在这种发电模式下, 风力发电机的输出频率不会受到风速变化的影响, 可以保持恒定。
1 概述
1.1 风力发电的发展现状
目前, 风力发电技术最显著的进步在于大型风力发电机的发电规模, 如图1所示, 风力发电机的单机容量随着时间的推移大幅提升, 在1980年, 风力发电机的单机容量只有20~50 k W, 但在2010年, 风力发电机的最大单机容量已经达到5 MW。
在2005年的后半年, RE power公司首次开发出了5 MW的大功率风力发电机, 在之后的一段时间一直是世界上单机容量最大的风力发电机。
表1是几家国际公司所生产的双馈发电机的单机容量, 有的公司也已经具备了生产5 MW以上双馈发电机的能力。
近年来, 随着全球风力发电技术的快速发展, 风力发电机的可靠性大大增加, 发电成本显著降低, 并逐渐接近常规能源发电机的发电水平。风力发电机的单机容量逐渐增加, 并从早期的定桨失速控制向变速恒频的方向发展[2]。
最受关注的变速恒频方案是交流励磁变速恒频风力发电系统, 它通常使用绕线转子异步电机作为发电机。由于绕线转子异步发电机具有滑环和电刷的结构, 这种摩擦接触的结构不适合在恶劣环境中运行的风力发电设备, 因此需要发展出一种新型的发电机。
无刷双馈电机由两组绕线转子异步电机组成, 两个转子不使用滑环和电刷, 直接同轴连接, 更为简单和可靠。
风力工程的经验表明, 在技术可行和价格合理的条件下, 容量越大, 越经济。
由于电力电子元器件的容量越来越大, 所以双馈发电机组的励磁系统调节能力也越来越强, 这使得双馈机的单机容量得以提高。虽然, 部分理论还在完善当中, 但是随着双馈反应发电机的广泛应用这一趋势将越来越明显。
本文的重点在于风力发电系统机箱内部的发电机的设计。如今可再生资源的利用是针对煤炭及石油污染问题最有效的解决办法之一, 因此, 风能是一种具有很好发展前景的能源。发电机是风力发电系统的核心, 为了确保发电机的性能, 需要比较不同类型的发电机, 本文的主要目的在于, 了解常见的风力发电系统中发电机的分类和原理, 并选择合适的发电机。
1.2 用于风力发电系统的发电机的分类
首先, 根据高风速对转子效率的影响, 风力发电系统可分为三种常见类型:
(1) 鼠笼式感应发电机系统;
(2) 双馈绕线转子异步发电机系统;
(3) 直接驱动的同步发电机系统。
通常, 鼠笼式感应发电机用于多级变速箱控制的定速风力发电机系统;双馈异步发电机用在多级变速箱控制的变速风力发电机系统;第三类是一种无齿轮变速风力发电机系统, 它一般用在高转矩低频的情况下。
由于各种发电机都有自己的特点, 它们分别适用于不同的条件。然而, 当它们用在风力发电机中时, 变速发电机, 也就是双馈型异步发电机更实用。
另外, 也可以从速度控制方面对用于风力发电系统的发电机进行分类, 下面将分别说明这几种发电机系统的特点。
1.2.1 固定速度的鼠笼式感应发电机系统
图2为固定速度的鼠笼式感应发电机系统的结构组成。鼠笼式感应发电机只能运行在狭窄的同步转速范围内, 因此通常被称为定速风力发电机。由于它总是从电网获得无功功率, 需要电容器做无功功率补偿[3]。
图3所示为定速鼠笼式感应发电机的等效电路, 这种类型的发电机不需要滑环或励磁系统。转子绕组由金属杆组成, 并在末端由端环短接。大部分转子电流流过鼠笼导条, 只有小部分转子电流通过其他部分。在导条和端环部分是典型的低电压高电流, 高效率的发电机通常会使用铸铜作为鼠笼导条来降低转子的电阻。
感应电动机可以运行在三种状态:电动机状态、发电机状态和电磁制动状态[4], 如图4所示。
感应电动机的速度不可能达到定子中旋转磁场的速度 (同步转速) , 如果转子转速达到同步转速nS, 转子和导体之间没有相对运动, 因此不会产生旋转电磁场, 也就不会产生电磁力和转矩来驱动转子旋转。
转差率是一个非常重要的物理量, 可以显示出感应电动机的运行状态和特性。
在发电机状态下, 定子的磁场不能提供足够大的转矩, 使转子可以以n>nS的速度旋转, 因此转子此时从原动机吸收机械功率, 电功率由定子输出到电网。
这种发电机的恒频输出可以通过定桨失速控制[2]。
当风速高于额定风速时, 气流攻角增加, 会在风力涡轮叶片表面产生涡流, 并将发电机的速度维持在一个恒定值, 来保证发电机端频率和输出电压幅值不变。由于操作范围很窄, 所以它只能利用一定风速下的风, 当风速变化时, 风会偏离最优运动速度, 造成工作效率下降, 并会增加风力涡轮机的磨损[8]。
因此这种类型的系统在速度变化的情况下适用性比较差, 这种情况下, 引出了另外两种类型的发电机。
1.2.2 有限变速绕线转子异步发电机系统
图5为有限变速绕线转子异步发电机系统的结构。绕线转子异步发电机的定子连接到电网, 转子绕组与一个电阻串联。对可变速度的控制, 可以通过控制从转子里提取的能量来实现, 转速的控制取决于电阻的大小[3]。
绕线转子电动机在原理方面类似于普通的异步电动机, 主要的不同在于结构, 绕线转子异步电动机的转子使用的是分布式绕组, 如果用集电环把转子绕组短接, 电动机相当于一个普通的笼式异步电动机。
绕线转子电动机有两部分绕组:定子绕组和转子绕组。转子绕组也是三相绕组, 连接方式是星形连接, 线圈的绕组是由连接到转子轴滑环上的线圈组成, 滑环通过碳刷连接到一个可变电阻器。
绕线转子线圈的阶段总是分布在三个相位, 转子和定子的极对数相等, 但是定转子的相位不一定相等, 定子可以只有两相, 但是转子必须是三相。
1.2.3 变速双馈风力发电机系统
图6为变速双馈风力发电机系统。定子直接连接到电网, 转子通过转换器连接。这种类型的系统对应一个很广的速度范围, 并且速度的规模和范围取决于转换器的大小[3]。
图7是双馈风力发电机的等效电路。双馈意味着双端励磁。目前, 大部分应用在工业上的双馈电机, 是使用绕线转子的三相电机。
双馈电机的结构类似于绕线转子感应电机, 定子和转子使用的都是三相对称绕组[4,5,6,7], 所不同的是, 双馈感应电机的转子是由三相交流电流馈电[5], 当使用交流励磁时, 转子速度受到励磁频率的影响, 使双馈发电机内部的电磁关系不同于异步电机和同步电机, 然而, 它同时具有同步电机和异步电机的一些特点。
在变速恒频发电机的发电过程中, 风力发电机的速度随着风的速度变化而变化。由于在同一风速下转速不同会输出不同的输出功率, 来满足最佳功率曲线, 因此只有转速ωm随风速变化不断调整, 才能保持最佳的叶尖速度 (速度比
在这种情况下, 风速的变化不会影响输出功率的频率, 并在发电机组和电网之间实现柔性连接, 因此, 它们与传统的定速恒频系统相比, 可以更好地实现并行操作和运行。
1.2.4 三种类型风力发电系统的比较
比较数据见表3。实际上, 随着发电机逐渐由单馈结构向双馈结构发展, 转速范围变得更广泛, 并且获得了更大的容量。
2 双馈风力发电机
图8为双馈风力发电机系统模型, 双馈式感应发电机是本文设计和分析的主要组件。
2.1 双馈电机的工作原理
2.1.1 双馈感应发电机
在双馈感应电机 (Doubly Fed Induction Generator) 中, 定子的频率f1和定子所产生旋转磁场的转速之间的关系是
转子的旋转磁场和转子之间的相对速度为, 假设转子的转速n, 为了保证电机的稳定运行, 需要满足n±n2=n1的条件。
因此定子频率f1、转子频率f2和转子转速nr, 以及电机极对数p之间的关系如下[5],
如图9所示, 双馈式感应电机可以运行在四种不同的状态。
双馈电机的使用过程中必须使用变频器。变频器可以输出频率为转差频率的电流, 作为转子的励磁电流, 并调节励磁电流的振幅、频率、相位, 来实现恒压恒频的定子输出, 因此可以在风速波动的前提下, 保证输出功率的相对稳定性。
变频器可以保证在欠同步和过同步转速状态下电机的发电功率[8]。在过同步操作期间, 两个通道同时对电网释放能量, 逆变器把直流侧能量反馈给电网;在欠同步操作期间, 定子侧对电网释放能量, 转子侧吸收能量, 从而产生一个制动转矩, 使电机工作在发电状态[5]。
在任何情况下, 转子励磁电源提供转差功率, 这为励磁电源的设计提供了理论依据。
双馈电机可以调整振幅, 频率和相位:当励磁频率改变时, 转速可随之改变;当励磁电流相位变化时, 发电机的电动势和电网电压间的位置向量也随之改变;改变电机功率角, 就可以调节有功功率和无功功率。
2.1.2 无刷双馈风力发电机
双馈感应发电机在风力发电机系统的应用有很多优势。它可以通过降低其功率等级大大减少转换器的成本。然而, 在双馈感应发电机的应用中仍然存在有一些问题, 比如电弧, 由于需要使用到滑环和电刷, 因此一般的双馈感应电机很容易产生电弧。
为了解决这些问题, 新一代的无刷双馈电机使用的是两个独立的定子绕组。这两个绕组, 分别被称为功率绕组和控制绕组, 一个绕组用作发电, 另一个绕组则是为了避免滑环和电刷的使用而存在。两组绕组的极对数不同, 从而避免直接耦合[9]。
当无刷双馈电机的两个定子绕组间不存在直接的电磁耦合, 它们之间的联系只能完全通过转子绕组来实现[5]。当无刷双馈电机带负载运行时, 转子导体分别切割功率绕组和控制绕组的气隙磁场, 从而产生相应的感应电动势。
当无刷双馈电机的主绕组连接到电网[6], 励磁绕组是由转换器馈电, 电机工作于双馈调速模式, 由正弦电源供电, 如果两个线圈处于相同的相序, 电机工作于过同步状态, 否则, 它会工作于欠同步状态, 电动机的转速可以通过改变控制侧变频器的输出频率来调整[10,11]。
磁阻转子可以用来限制磁通流过的路径, 调制定子磁动势产生的气隙磁场, 从而实现电磁能量转换。
对于双定子的无刷双馈电机, 在分别固定在电机座和中心轴的两个定子间放置调制钢, 调制钢起到转子的作用。当转子旋转时, 两组定子绕组的磁通线会穿过调制钢。
对于单定子无刷双馈电机和双定子无刷双馈电机, 无论使用哪一种转子, 工作原理都是为了限制磁通路径, 并在直轴和交轴方向产生磁阻, 所以不同极数的主绕组和励磁绕组产生的气隙磁场都可以调制[11]。
2.2 双馈电机的结构
2.2.1 双馈感应发电机的基本结构
大体上, 双馈感应发电机的结构与鼠笼式感应电动机基本上是相同, 主要区别在于转子绕组的设计, 鼠笼式感应电动机的转子只需要插入转子槽导条, 但双馈型感应电机需要转子绕组的设计, 并且转子是由低频交流电流供电, 双馈感应电机的转子绕组与普通三相异步电动机定子绕组是类似的, 都是星型连接的三相平衡绕组。
2.2.2 无刷双馈发电机的基本结构
为了直接减少两个定子绕组的直接耦合, 在极对数的设计中, 两个绕组的极对数必须相差较大[12]。在无刷双馈电机中, 转子极对数与定子绕组极对数有关, 当功率绕组和控制绕组的极对数是2 p和2 q, 为了实现极对数的匹配, 转子的极对数有两种选择。
分析两种不同定子结构的无刷双馈电机:单定子结构和双定子结构。
(1) 单定子结构
单定子结构中, 主绕组和励磁绕组使用相同的定子绕组, 但单定子绕组的两个端口, 却是不同的端口, 这时, 绕组存在不同的极对数2 p和2 q, 因此, 单个定子绕组可以同时作为功率绕组和控制绕组, 为了在产生两个磁场时使绕组对称分布, 经常使用的形式为“Y”型连接。
假设功率绕组极对数p和控制绕组极对数q, 那么电机速度。 (pp+pc) 的值限制电机转速范围, 并且pp必须是pc的2倍或3倍。为了避免不平衡力, pp和pc的差别不小于2。
(2) 双定子结构
在双定子结构中, 两个绕组分别独立, 所以在绝缘和对称方面没有问题, 两个绕组参数的选择互不影响, 唯一需要注意的是, 两个绕组的耦合问题。
气隙中的调制钢是用来调节每个定子绕组产生的磁场, 从而把机械能转换为电能。
3 结论
在风力发电的应用中, 双馈电机与普通电机相比较, 更能够适应风力发电中不断变化的风速, 而无刷双馈电机去掉了双馈感应电机中的电刷结构, 又使得电机的运行更加稳定可靠, 同时相对来讲使用成本低, 机械特性硬, 动态特性良好。与其他交流调速传动系统相比, 将无刷双馈电机用于风机的节能调速, 具有无可比拟的优势。
摘要:风能是一种可再生的清洁能源。与火电、核能、水力发电相比, 风力发电的环境效益和社会效益显著。风力发电机是将风能转换成机械能, 再把机械能转换成电能的机电设备, 通常由风轮、对风装置、调速装置、传动装置、发电机、塔架、停车机构等组成。在风力发电系统中, 发电机是一个非常重要的部分, 在很大程度上影响整个风力发电系统的性能。变速恒频模式是风力发电的发展趋势, 因此重点分析变速恒频发电方案, 主要针对几种常用的双馈风力发电机, 并比较它们的性能。重点分析3种类型的风力发电机, 分别是双馈感应发电机、单定子无刷双馈磁阻发电机和双定子无刷双馈磁阻发电机。
关键词:风力发电,变速恒频,双馈电机
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