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直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究


分 类 号

密级

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制 研究

研 究 生 姓 名:

曹明锋

指导教师姓名、职称 : 王欣 教授 学 研 科 究 专 方 业: 向: 电力电子与电力传动 复杂机电系统信息集成与协调控制

湖 南 工 业 大 学 二○一三

年 六 月 十 日

摘 要
在过去的 20 年中,由于化石燃料的成本增加、储备有限及其对 环境的不利影响,可再生能源被高度关注。风能作为一种清洁友好的 能源,是目前发展最快的可再生能源之一。在常见的几种风电系统结 构中,直驱型风力发电系统可以不需要齿轮箱而正常运行,提高了系 统效率,降低了投资和维护成本,是目前研究的热点之一。在该系统 中,变流器用于控制发电机的转速、转矩和反馈到电网的有功无功功 率, 变流器控制技术的提高能改善直驱型风力发电系统的电能质量和 提高机组运行效率。 论文首先介绍了国内外风电产业的发展现状, 然后通过对风力发 电技术发展的介绍 , 分析了由不同的变流器拓扑结构组成的风电系 统,本文选择的是双 PWM 变流器的结构。接着给出了风力机的数 学模型,并结合坐标旋转变换,分别给出了永磁同步发电机和背靠背 双 PWM 变流器在三相静止坐标系和两相旋转坐标系下的数学模型, 并将 SVPWM 控制技术应用于双 PWM 变流器控制中。 其次,在机侧变流器控制中,建立基于转子磁场定向的双闭环 PWM 变流器控制系统;在网侧变流器控制中,建立基于电网电压定 向(VOC)的双闭环 PWM 变流器控制系统。仿真结果表明,风电机 组可以实现对风速的快速跟随,捕获最大风能,网侧实现了单位功率 因数控制及维持了直流母线电压稳定。 针对 VOC 控制存在谐波,响应速度慢的问题,对网侧变流器建 立基于直接功率控制(DPC)的模型; 并针对传统 DPC 控制策略做出改 进,提出基于空间矢量调制的 DPC 控制系统。对控制系统进行仿真 研究,仿真结果表明电能谐波率得到了降低。 最后, 为实现最大风能追踪 (MPPT) , 对传统的爬山搜索法(HCS) 做出改进,提出变步长的 HCS,并进行仿真分析,仿真结果表明系 统采用变步长爬山搜索法能快速跟踪风速的变化, 实现最大风能的追 踪。 关键词: 永磁直驱风力发电,双 PWM 变流器,直接功率控制,最 大风能追踪
I

ABSRTACT
Over the last twenty years, renewable energy sources have been attracting great attention due to the cost increase, limited reserves, and adverse environmental impact of fossil fuels. Wind energy is environmentally friendly, inexhaustible, safe, and capable of supplying substantial amounts of power and is one of the fastest growing renewable energy sources. The direct-drive wind power system which doesn’t need gear-box to improve system efficiency and reduces investment and maintenance costs has become one of the hot spot in common several kinds of wind power system structure. In the direct driving wind power system, the converters are employed to control the speed/torque of the generator and also the active/reactive power to the grid. The improvements of converter control technology ameliorate efficiency of the unit and power quality. Firstly, the current situations of wind power industry at home and abroad were described in this paper. By the development of wind power technology, the paper analyzes the kind of different inverter topologies in wind power system and it focuses on the structure of back-to-back PWM converter topological. The wind turbine, permanent magnet synchronous generator and PWM converter which their mathematical models under the three-phase static coordinate system and two-phase rotating coordinate system were builted in Simulink. Space vector pulse width modulation (SVPWM) control technical is adopted by the back-to-back PWM converter. Secondly, the double closed-loop control based on the rotor magnetic field oriented control strategy in the generator side and the closed-double loop control based on the voltage oriented control strategy in the grid side were designed. Then the simulation model of the system on the MATLAB was established and the simulation results show that the generator could follow the wind speed, capture the maximum wind energy. The gird-side could achieve unity power factor control and the voltage of DC-bus could keep constant.
II

Thirdly, the model based on direct power control in grid was builded due to slow response and the harmonic problem. Then an improvement of the direct power control (DPC) system was given out and the model of simulate based on the SVPWM was builded in Simulink. The results of simulation show that the system power harmonic rate was reduced. Finally, by studying the hill-climb searching algorithm (HCS), an improvement of traditional HCS was gaven out in this paper to achieve the maximum power point tracking (MPPT). This paper puts forward a variable step HCS hill-climb searching algorithm (HCS) and build the simulate models. The results of simulation show that the variable step perturbation MPPT method could track the change of wind speed and improve the precision and rapidity of tracking the maximum power point. Key Words: PMSG direct-drive wind turbine system, back-to-back PWM converter, direct power control, MPPT

III

目 录
摘 要.............................................................................................................................. I ABSRTACT .................................................................................................................. II 第一章 绪论..................................................................................................................1 1.1 课题的研究背景及意义...................................................................................1 1.2 风电产业的发展现状及前景...........................................................................2 1.2.1 世界风电产业的发展状况.....................................................................2 1.2.2 我国风电产业的发展状况.....................................................................4 1.2.3 风力发电的发展趋势.............................................................................5 1.3 风力发电技术的发展.......................................................................................6 1.3.1 不带变流器的定速风力发电系统.........................................................7 1.3.2 基于部分功率变流器的变速风力发电系统.........................................7 1.3.3 基于全功率变流器的变速风力发电系统.............................................9 1.4 直驱型风力发电系统变流控制技术研究现状.............................................11 1.5 本文主要的研究内容.....................................................................................12 第二章 风力发电系统模型........................................................................................13 2.1 风力机数学模型.............................................................................................13 2.2 永磁同步电机数学模型................................................................................14 2.2.1 永磁同步电机在三相静止坐标系下的数学模型...............................14 2.2.2 永磁同步电机在两相旋转坐标系下的数学模型...............................16 2.3 全功率变流器数学模型................................................................................18 2.3.1 PWM整流器数学模型 .........................................................................18 2.3.2 直流环节数学模型...............................................................................20 2.4 空间电压矢量脉宽调制.................................................................................21 2.4.1 开关状态..............................................................................................21 2.4.2 空间矢量..............................................................................................22 2.4.3 作用时间计算......................................................................................23 2.4.4 开关序列的选择..................................................................................25 2.5 本章小结........................................................................................................26 第三章 永磁同步风力发电系统控制策略研究与仿真............................................27 3.1 永磁同步电机的控制策略.............................................................................27 3.2 机侧控制模型.................................................................................................30 3.3 机侧仿真结果分析........................................................................................32 3.4 网侧变流器控制策略.....................................................................................34 3.5 网侧控制目标的仿真验证.............................................................................37 3.6 本章小结........................................................................................................40 第四章 基于直接功率控制的网侧变流器模型与仿真............................................41 4.1 引言.................................................................................................................41 4.2 瞬时功率的计算.............................................................................................42 4.2.1 三相静止ABC坐标系下瞬时功率的计算 .........................................42 4.2.2 两相静止αβ坐标系下瞬时功率计算 ..................................................43 4.2.3 两相旋转dq坐标系下瞬时功率计算...................................................43
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4.3 瞬时功率控制的实现.....................................................................................44 4.3.1 瞬时功率控制的理论依据..................................................................44 4.3.2 逆变器瞬时功率控制的系统结构......................................................45 4.3.3 电压空间矢量扇区划分及开关表的确定..........................................45 4.3.4 功率滞环比较器..................................................................................47 4.4 基于常规的直接功率控制的改进................................................................47 4.5 仿真与实现.....................................................................................................48 4.6 本章小结........................................................................................................51 第五章 风力发电系统的最大风能追踪与仿真实现................................................52 5.1 引言.................................................................................................................52 5.2 最大风能跟踪算法分析.................................................................................52 5.3 爬山搜索法原理及其改进............................................................................54 5.3.1 爬山搜索法原理..................................................................................54 5.3.2 变步长的爬山搜索法..........................................................................56 5.4 仿真分析........................................................................................................57 5.5 本章小结........................................................................................................60 第六章 总结与展望....................................................................................................61 6.1 研究工作总结................................................................................................61 6.2 展望................................................................................................................62 参考文献......................................................................................................................63 攻读学位期间主要的研究成果..................................................................................67 致 谢............................................................................................................................68

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硕士学位论文

第一章 绪论

1.1 课题的研究背景及意义
在过去的 20 年中,由于化石燃料的成本增加、储备有限及其对环境的不利 影响,可再生能源被高度关注。与此同时,随着新能源技术的进步、成本的降低 以及政府不断推出的鼓励措施,进一步增强了可再生能源的竞争力,其中风能是 发展最快的可再生能源之一。风能作为一种清洁能源,储量非常丰富,据科学估 算,地球上的风能储存总量大约是 2.74×109 MW ,大约有 2×107 MW 的风能可 被开发,比地球上可开发利用的水能总量还要大 10 倍 很可观的。 早在几百年前人们就开始利用风能,将风能转化成不同的能量来满足生产生 活需要,像利用风能来进行航海、研磨谷物、抽水等。风能近些年来主要被用于 风力发电,来缓解全球能源危机和环境污染。经过不断发展完善直到20世纪80年 代,风力发电技术才变得相对成熟起来,能可靠地、高效地产生电能。风电的主 要优越性体现在:随着风力机组的单机容量提升至兆瓦级,风能利用效率和电能 质量不断提高;风场建设周期短。风电场的建设从基础设施建设、设备安装到投 产,少则数月多则一年时间,而且还可以实现多台机组同时安装。另外,风电场 多建在人烟稀少的地区或者海上,因此不会占用居民的用地。 在过去的20多年中,随着电力电子技术的进步,电子器件成本的降低,风力 发电技术得到了飞速发展,风能转换效率越来越高,使得发展风能成为世界各国 能源发展战略的重要举措。根据《中国发电发展报告》数据显示截止到2011年年 底,全球风电累计装机容量接近240 GW ,约占全球发电装机容量的5%[2]。由此 可见风能不再是一种可有可无的补充能源, 已经逐渐成为世界新能源利用开发中 最具有商业化发展前景的能源领域, 开始在世界能源短缺问题中扮演着越来越重 要的角色,特别是针对像沿海岛屿,偏远山区及一些电力输送很困难的地方,用 来提供生产和生活能源起着举足轻重的作用。结合我国实际国情,大力发展风力 发电是可持续发展战略中十分重要的一个环节, 对风能的开发利用和对风力发电 技术的研究是解决全球气候难题、保障能源安全、促进社会可持续发展具有非常 重要的作用。
[1]

,因此风能的利用还是

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直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

1.2 风电产业的发展现状及前景
1.2.1 世界风电产业的发展状况 全球风能资源分布广泛, 受全球经济环境的影响, 风能凭借自身具有的优势, 成为可再生能源发电包括像太阳能发电、潮汐发电、生物质能发电中的首选,是 过去十年中全球发展最快的能源。迄今为止开发利用风电的国家和地区已有 83 个,其中 75 个国家有商业运营的风力装机,装机容量超过 1 GW 的国家有 22 个
[2]

,其中欧洲、亚洲、北美洲是开发规模最大的三个地区。全球风力发电的装机

容量在最近 20 年一直持续增长,从 1996 年的约 6 GW 到 2011 年的 238 GW ,表 1-1 为 2006-2011 全球风电市场增长率,表中数据来自全球风能理事会(GWEC)
[2]

。从表 1-1 可以看出在 2007-2009 这三年中,风电市场呈爆发式增长,年均涨

幅接近 30%,全球累计装机实现了超过 20%的年增长。
表 1-1 2006-2011 全球风电市场增长率 年份 2006 2007 2008 2009 2010 2011 新增装机/MW 15245 19866 26560 38610 38828 40564 增速/% -30 34 45 1 4 累计装机/MW 74052 93820 120291 158864 197637 237669 增速/% -27 28 32 24 20

在经历了2010年的增长放缓后,2011年风电市场的增长进一步放缓。虽然 2011年全球风电市场不景气, 但是风电产业的根基在经过近些年的发展已经变得 十分牢固, 2011年全球风电发展的一个很显著的特点就是新增装机容量主要在拉 丁美洲、非洲和亚洲的一些非经合组织国家,在这些地区国家风电强劲增长的带 动下,全球风电仍表现良好,新增装机达到40564 MW ,致使全球累计装机达到 238 GW ,实现了超过20%的年增长[2-3]。 中国最近几年在政府的扶持下,风电事业得到大力的发展,虽然风电面临的 挑战也很大,但是一直处于亚洲的领袖地位。除中国外,印度也是拉动亚洲风电 发展的另一架马车。 得益于印度政府的大力的激励政策, 私营投资不断涌入, 2011 年印度风电产业实现了里程碑式发展,新增装机3019 MW ,同比增长50%[2]。风 力发电产业给美国带来了大量的就业机会,受全球经济环境大影响,美国国会延 长了风能生产税抵减政策,通过刺激风电产业来降低失业率,所以2011年美国风 电市场出现了反弹, 新增装机6810 MW
[2]

, 相比上年增幅高达28%。 从2009年起,

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巴西政府已组织了三次大型可再生能源项目招标, 其中风电项目是招标项目的重 头,推动了巴西市场的繁荣。加拿大2011年风电装机同比翻番,新增装机 1267 MW ,累计容量达到5265 MW
[2-3]


[2]

相比之下, 欧洲的发展相对平稳, 2011年欧盟的新增装机容量为9616 MW



风电市场趋于稳定,但是也涌现了像罗马尼亚新兴市场。虽然欧洲总体装机容量 增长不够显著,但是海上风电已成为他们发展重点。2011年,欧洲海上风电累计 装机容量达到3813 MW ,新增装机容量的87%发生在英国,然后是德国,其次是 丹麦和葡萄牙,罗马尼亚、波兰和土耳其增长强劲。德国在弃核政策的影响下也 表现出发展海上风电等可再生能源的更强决心,除此之外值得一提的是,德国开 始启动对旧风电场进行增容改建的项目,逐渐淘汰小容量、老旧风电机组,使用 大容量、高性能风电机组。日本受2011年福岛危机的影响,现已关闭了绝大多数 的核电站,空出来的用电需求将有新能源发电所替代,目前风电只占日本全国电 力供应的0.5%, 可以预见的是政府将会对风电产业有所扶持。 目前日本已经开始 了4个漂浮式海上风电相关的项目,对海上风电市场进行开拓。所以风电市场仍 然有着广阔的发展前景。 图 1-1 所示为截止到 2011 年全球风机装机容量前十的国家,图 1-2 所示为 1996-2011年全球累计风机装机容量。照目前发展速度,预计到2012年全球新增 装机容量将在2011年的基础上再增加6 GW 左右,四后年将有望达到59 GW 。到 2020年全球累计装机容量有望突破490 GW
其他国家 葡萄牙 加拿大 英国 意大利 法国 印度 6.8% 西班牙 9.1% 美国 19.7% 中国 26.2%
[3]



德国 12.2%

图 1-1 截止到 2011 年全球风机装机容量前十的国家

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直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

300000

MW

250000
197637 158864

238351

200000

150000
120291 93832 74052 59091 39431 47620

100000

50000
6100 7600 10200 13600 17400

23900

31100

0 1996 1997 1998 1999 2000 2001 2002 2003 2004 2005 2006 2007 2008 2009 2010 2011

年份

图 1-2 1996-2011 年全球累计风机装机容量

1.2.2 我国风电产业的发展状况 据最新全国风能资源详查和评估结果显示,全国 70 米高风能资源潜在开发 量约为 25.8 亿千瓦,其中陆地约为 23.8 亿千瓦,5-25 米水深线以内近海约为 2 亿千瓦[3],其主要分布在两个风力地带:一是东部沿海地区以及附近的岛屿、近 海海域;二是东北、华北和西北北部地区。所以我国风电产业有着巨大优势。 为了鼓励和发展风电产业, 我国政府把包括风电在内的可再生能源纳入国家 能源中长期发展战略和规划并制定《可再生能源法》 ,为包括风电在内的可再生 能源发展提供了法律和政策保障。其中风电产业是发展最快的可再生能源之一, 风力发电被列入国家清洁发展机制项目的优先领域,除此之外,我国政府还特意 针对风电采取了一些行动来扶持风电技术和产业的发展, 例如制定出台了一系列 的经济激励政策:风电特许权项目、产业化专项支持项目等。 通过近些年发展,我国风电产业取得了骄人成绩。在 2003 年底,全国风电 场总装机容量仅为 0.567 GW , 占全国总装机容量的 0.14%[4], 风电机组主要在兆 瓦级以下,大约只占总机组容量的 11%左右。 “十一五”时期我国风电进入快速 发展阶段,风电装机容量从 2005 年的 1.26 GW 迅速增长到 2010 年的 31 GW , 成为世界上累计装机容量第二大的国家,截止到 2010 年底,中国的新增装机容 量占全球新增的 49%,在全球年新增市场的处于领先地位,到 2011 年该数字变 为 43%,继续巩固了其领先地位,凭借 62 GW 的累积装机容量也使其成为全球 风电累计装机容量的领军国家[3]。 纵观中国风电产业的发展历史,可以得到中国风电产业发展三个特点: (1) 地区由传统的“三北”地区向内陆地区转变。 在中国风电开发的起步阶段和快速发展阶段, 风电场项目明显集中于 “三北” 地区和东南沿海地区。由于“三北”地区地理环境优越,发展风电具有得天独厚
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的条件,加上建设条件简单、可成片开发等优势;东部沿海除了地理环境外,并 网条件好,因此一直是各开发企业争夺的重点区域。但是随着大规模集中开发风 电场程度的增加,使得风电场发电容量超过用电负荷,导致了不断增加的限电、 “弃风” ,也使这些地方风电场的效益大打折扣。内陆地区人口密集,电力负荷 大,风电场接网条件好,基本上不会限电,风电机组不断提高的风能转换效率和 对各种建设条件的适应性, 使得在这些地区建设风电场不仅可行还可以获得可观 的经济效益。 (2) 大型风电基地建设成果显著。 截止到 2011 年,中国大型风电基地前期工作进展顺利,开发建设取得初步 成果,其中酒泉一期等 7 个百万风电基地已获国家批复开展前期工作或已经核 准,另有贺兰山百万基地等正在积极推进前期工作[3]。 (3) 海上风电有序推进。 中国海岸线长约18000km,岛屿6000多个。近海风能资源主要集中在东南沿 海及其附近岛屿,除了丰富的海上风能资源外,经济发达,对能源的需求量大; 电网结构强, 因此风电并入电网的条件成熟, 所以中国发展海上风电很具有前景。 2009年1月,国家能源局组织召开全国海上风电工作会议,正式启动海上风电规 划工作,到目前已取得一些进展,江苏如东 150 MW 海上风电场示范工程完成 100 MW 风电机组吊装;上海安装了单机容量 3.6 MW 和 5 MW 的试验机组各一 台;到2011年年底,全国海上风电共完成吊装容量242.5 MW
[3]



在短短几年时间里,中国己经成为全球风电装备最大的消费者和生产者。中 国在大规模发展风电方面有良好的风能资源条件、有广阔充足的土地资源条件、 有较为成熟的风电产业基础、 有分布广泛和技术较为先进的电网以及未来电网进 一步完善的发展作为支撑,尤其是,中国未来持续发展的经济和今后一段时期内 仍将增长的能源需求,使大规模发展风电既是必需的,又是可行的。 1.2.3 风力发电的发展趋势 随着风力发电技术的不断提高,未来风力发电总体朝着以下几个趋势发展: 一是单机容量不断增大;二是直驱式风力发电系统将更加普及;三是先进的控制 技术将取缔原先的控制,如变桨调节取代失速功率调节;四是海上风力发电将得 到进一步的发展。 随着空气动力学、电力电子技术、材料学、计算机和控制技术的发展,风力 发电技术的发展极为迅速,单机容量不断增大,早在20世纪80年代初,风力机的 额定功率才50 KW ,现在我国的华锐和联合动力都推出了1.5 MW 低风速风力发 电机; 三一电气推出了2 MW 的低速风机。 现在的风力机额定功率可突破10 MW , 华锐等不少表示已经开始对10 MW 风机的研发,相信用不了多久就会面市。目
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直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

前风力机的容量范围比较大,从商业或住宅用的几千瓦到大型风电场用的几兆瓦 的风机都开始出现。在国外中小型风力机通常可安装在农场和企业中,达到降低 市电消耗目的。虽然多数投入运行的风力机都是并网型的,其生产的电能直接馈 送至电网,但是在离电网很远或者入网成本很高的岛屿、农村和偏远山区,可以 将小型风力发电和光伏发电,柴油机发电一起形成一个独立的离网发电系统,利 用光伏发电,柴油机发电来补充风力发电,使之能稳定的发电。 海上风电作为全球风电的最新的技术发展趋势, 作为未来最有可能降低风力 发电成本的新技术一直是备受全球关注的一个热点话题。 大容量的风电场通常建 立在陆地上,这是因为建立在陆地上有施工方便、维护成本低、靠近输电线路等 优点, 但是考虑到陆地风力资源有限, 特别是在欧洲一些人口密集的地区和国家, 都致力于开发海上风电场。海上风电场还具有风速大,风力稳定,对环境污染小 等优点。 尽管世界各地均有海上风力机的样机在运行,但是只有少数国家,主要集中 在欧洲在经营海上风力发电场,主要包括有英国、德国、丹麦和荷兰。英国提出 了2016年8 GW ,2020年10 GW 的海上风电发展目标,德国正在建设海上风电项 目和待建设的总共有近10 GW
[3]

,其中前者占五分之一,荷兰是最早利用风电的

国家, 现在风电已基本接近国内的饱和状态, 主要出口设备和发展海上风电为主。 截止到2009年, 整个欧洲的海上风电装机总容量只占风电总容量的1.3%, 但是海 上风电增长很快,从2000年的不足0.1 GW 到2009年的超过2 GW 。2011年全球海 上风电新增装机容量约1000 MW ,其中90%以上的装机容量发生在欧洲,特别集 中在北海、波罗的海、英吉利海峡等地;余下的不足10%主要发生在亚洲,特别 是中国。根据欧洲风能协会的预测,到2020年欧洲海上风电将达到40 GW 的容量 减排二氧化碳8700万吨[3]。

1.3 风力发电技术的发展
风力机、发电机、变流器及控制系统、变桨控制系统、输变电及保护装置以 及其它机械设备组成了一个完整的风力发电系统, 其中电气部件主要有发电机和 变流器,变流器主要有机侧变流器和网侧变流器及相应的控制器,对电气部分选 用不同部件和组合方式就可以组成不同的风力发电系统,可分为三类: (1)不带变流器的定速风力发电系统; (2)基于部分功率变流器的变速风力发电系统; (3)基于全功率变流器的变速风力发电系统。 近年来,风电系统经历了由恒速到变速、由定桨到变桨的发展过程,这是因 为伴随着风力发电技术的水平逐渐提高和电力电子器件的飞速发展。 加上风力发
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电机组对系统的可靠性、发电质量和利用效率等要求,变速恒频成为当前风力发 电发展的主流技术[5]。目前,根据开发出来的风力机可以分为水平轴和垂直轴风 力机及定速和变速风力机。在水平轴变速恒频风力发电机组中,最有竞争力的两 种机型结构分别是双馈型风力发电机组和直驱型风力发电机组[6-7],其中双馈机 组主要应用于部分功率变流的风力发电系统中, 直驱型机组在部分变流系统和全 功率变流系统中都有应用,下文将对其拓扑结构进行说明。 1.3.1 不带变流器的定速风力发电系统 定速恒频风力发电系统是从上世纪80年代末开始兴起的, 电机多采用笼型感 应发电机。图1-3是不带变流器的定速风力发电系统。在该发电系统中发电机通 过变压器直接与电网相连,发电机一般选用笼型感应异步发电机,发电机的转速 取决于定子绕组极数和电网频率,由于电网频率恒定和定子绕组极数固定,所以 在不同风速下,转速变化范围小,变化小于额定转速的1%,转子转速近似不变。 所以称为定速风力发电系统。由于转速很低,为了使风力机在额定风速下发出额 定功率,所以风力机与发电机中需要用增速齿轮箱,来配合风机和发电机之间的 转速差异。该系统启动时要安装软起动装置来抑制浪涌电流,启动之后,软启动 器靠一个旁路开关来进行旁路。正常工作时不需要任何变流装置,安装一组三相 无功补偿电容来补偿异步发电机所吸收的无功功率。 这种风力发电系统功能简单,控制简单,制造和维护成本低,运行可靠,其 主要缺点包括系统只有在额定风速下才提供额定功率, 在其他风速下能量转换效 率很低,其次,由于转速恒定,注入电网的功率会随着风速的变化还能产生较大 的脉动,对电网造成扰动。

风 机 齿轮箱 笼形异步 发电机 软启动器

变压器

电网

功率因数补偿

图 1-3 不带变流器的定速风力发电系统

1.3.2 基于部分功率变流器的变速风力发电系统 变速恒频发电是20世纪70年代中期逐渐发展起来的一种新型风力发电系统, 它能通过变流器控制发电机转速随风速变化而变化, 在风速允许波动范围内实现 最大风能捕获,大幅提高风能利用率。与定速恒频风力发电系统相比,具有许多 优点: 首先, 在发电机调速运行时, 可以实现最大风能捕获, 提高能量转换效率,
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直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

降低阵风引起的机械应力,使大型风力机组成为可能;其次,它还减少了变速箱 和轴承的磨损,噪音污染也随之减小,延长了系统的使用寿命,降低维护要求; 最后,电力电子变流装置的引入使其控制更加灵活、可靠,变流器的使用使得电 网跟发电机独立开来,可以控制网侧有功和无功功率的调节。变速恒频机组需要 增加变流器来控制发电机的转速,由于电力电子变流装置的使用,从而增加了系 统的成本和控制系统的复杂性,这是其主要缺点。 基于部分功率变流器的变速风力发电系统与绕线转子异步发电机一起运行, 通过控制电机转子电流来实现变速运行,不需要流过系统的全部功率。该绕线转 子异步发电机一般有两种配置方法:一是采用可变电阻,二是采用部分功率的四 象限变流器。 (1) 带可变转子电阻的绕线转子异步发电机 带可变转子电阻的绕线转子异步风力发电机在20世纪90年代中期就已出现, 额定功率可达兆瓦级。图1-4为转子回路带可变电阻的绕线转子异步发电机系统 的典型框图,通过转子电阻变化来对发电机进行调速,从而实现变速运行。因为 随着系统变速运行时,转子电阻上有能量损失,所以一般要配置软启动器及无功 功率补偿。

图 1-4 带可变电阻的绕线转子异步发电机系统的框图

(2) 带转子侧变流器的双馈异步发电机 图 1-5 为一带转子侧变流器的双馈异步发电机的框图。 与带绕线转子相 比基本配置一样, 将可变电阻换成与电网相连的变流器, 不再需要软启动器。 从图 1-5 可以看出,发电机仍是异步双馈电机,变流器提供转子产生旋转磁 场的励磁电流,定子经一变压器后直接与电网相连,转子通过旋转在定子上 感应出的工频电压经变压器后送入电网。当转速随着风速的变化而变化时, 利用变流器调节输入转子的励磁电流频率以改变转子磁场的旋转速度, 发出 恒定频率的电能
[8]

。 该系统的功率因素可由变流器调节, 并且由于变流器允

许转子回路的能量双向流动,因此提高了发电机调速范围。由于变流器调节 的是转差功率而不是全功率,因此减小了变流器的容量,降低了成本。

8

硕士学位论文

双馈异步发电机 风 机 齿轮箱 部分功率变流器 变压器 电网

图 1-5 带转子侧变流器的双馈异步发电机的框图

双馈风力发电机组结构如图 1-6 所示,主要包括风力机、增速齿轮箱、双馈 发电机、变流器及控制系统和变浆控制系统等部件。

图 1-6 双馈风力发电机组结构示意图

1.3.3 基于全功率变流器的变速风力发电系统 基于全功率变流器的变速风力发电系统中发电机通过全功率变流器并入电 网,大幅增强了风力发电系统的性能。绕线转子同步发电机、笼形异步发电机, 永磁同步发电机都可以采用这种方式并网,其中电机和电网完全解耦,可以实现 全部转速范围内工作,系统与电网平稳连接。如果使用低速多级同步发电机,风 力发电系统则不需要齿轮箱而正常运行,我们称这样的风力发电系统为直驱型风 力发电系统。 目前,直驱型风力发电系统中发电机较为普遍的采用永磁同步发电机,该电 机转子上转有永磁体,不需再对其进行励磁,因此不存在励磁绕组上的铜耗,这 样使得电机效率较高。在直驱式永磁风力发电系统中,风力机与发电机是直接相 连的,省掉了成本高、易损坏的增速齿轮箱,通过全功率变流器经过交直交变换 后将频率变化的电能变为幅值频率恒定的电能送入电网。
9

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

永磁直驱型风电系统相比于双馈型发电机组的优点在于: 由于采用直驱型省 略掉了齿轮箱,整个系统的传动部件减少,减小了系统损耗,降低了维护成本, 不仅整个系统的可靠性提高了而且提高了系统效率; 省略齿轮箱可以降低机组的 噪音污染; 发电机定子与电网通过全功率变流器相连接, 变流器起到了隔离作用, 减小了电网故障时对发电机组冲击; 电力电子功率变换器件对并网有功功率和无 功功率控制更加灵活[9]。 目前,永磁直驱风力发电系统常用的变流器拓扑结构主要有以下两种: (1) 不可控整流+Boost 升压电路+逆变电路 图 1-7 所示为发电机侧接不可控整流、升压 Boost 电路和电网侧接 PWM 变 流器的基本结构,采用这种方式的变流器结构简单,采用二极管整流成本低。 Boost 电路能够提高直流母线电压并使其稳定在合理的范围内,当网侧的逆变器 调制比处于合适的值时,可以使得开关利用率高。但是机侧变流器不可控整流桥 的非线性特性使得输入侧电流含有较大的谐波,给发电机带来较大波动,转矩振 荡降低了发电机使用寿命,发电机功率因数低,发电效率低。

图 1-7 发电机侧接不可控整流电路的永磁直驱结构图

(2)背靠背结构(双 PWM)的两电平电压源逆变器 双 PWM 变流器系统典型拓扑结构图如图 1-8 所示,系统由机侧整流器,直 流侧电容、网侧逆变器三部分组成,能实现能量的双向流动,将频率和幅值变化 的交流电转换成频率和幅值符合并网要求的电能送入电网。目前,采用该系统结 构的风电系统成为大型风力发电机组的主流, 变流器的控制技术也成为研究热点 之一。 使用这种拓扑结构通用性很强,系统通过解耦控制后,就可以采用多种控制 策略来灵活实现不同的控制目标,来提高系统的运行特性。发电机侧整流器与发 电机定子相连接,通过调节机侧整流器的开通顺序来控制发电机的定子侧的 d、 q 轴的电流,从而改变发电机的电磁转矩和无功功率(设定为 0) 。在风速发生变 化时通过对风力发电机的转速的控制,使风机运行在最佳叶尖速比状态,实现最 大风能追踪。同时控制发电机转矩减小发电机的转矩脉动,减少发电机和主轴的 疲劳载荷,延长机组的使用寿命[10];电网侧 PWM 变流器通过调节开关管的导通
10

硕士学位论文

顺序来调节网侧的 d、q 轴的电流,控制直流母线电压稳定,并且实现有功功率 p 和无功功率 q 的解耦[11]。风电机组运行在单位功率因数下效率最高,因此给定 无功功率输出为 q=0。此外,为满足电网的并网条件,电网侧变流器的控制系统 还需要使得输出的电流谐波尽可能小。

图 1-8 发电机侧接可控整流的永磁直驱结构图

1.4 直驱型风力发电系统变流控制技术研究现状
功率变流器已在风力发电系统得到广泛的应用,对于定速风力发电系统,功 率变流器起着抑制系统启动过程中的冲击电流和转矩波动的作用; 而在变速风力 发电系统中功率变流器则用于控制发电机的转速、 转矩以及反馈到电网的有功和 无功功率,因此对功率变流的控制技术是直驱型风力发电系统研究的重点,这也 是目前国内外学者的研究热点。功率变流器分为机侧变流控制和网侧变流控制。 通过对机侧变流器的控制,可以实现对最大风能跟踪,也可以实现维持直流 母线电压的稳定,国内一般侧重于对前者的研究[12-16]。文献[14]和文献[15]针对不 可控整流器+斩波电路+可控逆变器的结构,提出了通过改变 Buck 斩波电路和 Buck-Boost斩波电路的占空比来改变不控整流器直流输出电压, 文献[17]提出了不 可控整流器+双重斩波+可控逆变器,设计了一种双重变化率的MPPT的算法,实 现了最大风能快速有效跟踪。文献[18-21]针对背靠背双PWM变流器,机侧采用转 子磁场定向的矢量控制, 其中文献[18]在矢量控制的基础上设计了对电流的模糊PI 控制策略。 文献[22]将自抗扰技术应用于直驱风力发电系统中永磁同步发电机转速 控制,没有对变流器进行研究。文献[23]对发电机采用了直接转矩控制,设计了2 自由度PID控制器,并用粒子群进行优化,文献[24]对矢量控制与直接转矩做了对 比分析,但是没有单独进行仿真分析。文献[25]在机侧采用直接转矩控制发电机, 网侧采用直接功率控制,仿真结果证明了控制策略的可行性。 对网侧变流器的研究主要可以分为两类: 在理想电网条件下的控制技术和在 非理想电网条件下, 在非理想电网条件下主要考虑发生电网电压跌落时如何提高 风机低电压穿越能力[20,24,26-28]。在理想电网条件下基于坐标变换理论的PI调节获

11

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

得广泛应用。 根据坐标变换的不同可以分为电网电压定向的矢量控制[29-32]和直接 功率控制[33-36]。文献[30]搭建了实验室仿真平台并实验验证了控制策略,文献[32] 通过对中间直流电压的估算减少了一个电压传感器。 文献[33-34]研究对比了无电网 网压传感器的VOC和DPC控制策略的优缺点。文献[35]提出了非固定18扇区矢量 空间划分方法, 文献[36]对直接功率控制中的开关表进行改进, 但只是局限在整流 器模型。

1.5 本文主要的研究内容
第一章对风电产业的发展现状和前景进行分析, 然后介绍了风力发电的几种 主要系统变流器拓扑结构,说明了国内外的研究现状。 第二章对整个风力发电系统进行建模。首先风力机的特性进行了分析,根据 坐标变换理论, 分别建立在三相静止坐标系和两相旋转坐标下的永磁同步电机数 学模型;对功率变流器进行建模,包括机侧整流器在 dq 同步旋转坐标系下和对 直流环节的分析,然后阐述了空间电压矢量调制的原理。 第三章分析了变流器的控制策略,通过对数学模型分析,机侧变流器的选定 零 d 轴电流矢量控制策略和网侧基于电网电压定向的矢量控制策略, 分别介绍了 变流器控制系统的结构框图,并按照框图搭建好仿真模型和进行仿真分析,仿真 结果表明所选控制策略的正确性。 第四章分析了直接功率控制理论,对直接功率控制中的扇区如何进行划分、 开关表的选择、功率滞环控制器进行了详细说明,针对传统直接功率控制中开关 频率不固定容易给滤波器的设计带来困难,本文提出了一种改进分析,用 SVPWM 代替开关表,从而得到固定频率的开关频率。根据分析搭建好基于直接功率控制 网侧变流器的控制模型,然后再对整个风力发电系统进行仿真分析,完成理论验 证工作。 第五章研究了风力发电系统中最大风能追踪的几种算法, 通过比较几种主流 的最大风能追踪算法,选定爬山算法进行研究。针对爬山搜索存在步长选择固定 导致系统稳定性差或跟踪速度慢等问题,提出了变步长的爬山算法,并根据控制 框图搭建好仿真模型,然后应用到风力发电系统中进行仿真。仿真结果表明,在 给定随机风速的时候,转速能跟随风速的变化而变化,风能利用系数一直保持在 最大值附近,完成理论验证工作。

12

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第二章 风力发电系统模型

2.1 风力机数学模型
风力机由若干个可实现动能到电能转换的部件组成,通过风机轮毂上的叶片 实现动能到机械能的转换,转换的机械能通过传动系统送至发电机,进而转化为 电能。所以风力机是整个风力发电系统的关键部件之一,直接影响着风力发电的 效率。 由空气动力学知识可计算出气流功率为[37]: 1 3 Pw = ρ Avw 2 掠面积(m2) ;νm 为风速(m/s) 。 叶片捕获的风能功率及转换的机械功率: 1 3 Pm = ρ Avw Cp 2

(2-1)

式中,ρ 为空气密度,在海平面气温为 15℃的条件下,ρ=1.2 kg/m3;A 为扫

(2-2)

式中, C p 为风能利用系数。根据贝兹(Betz)极限,该系数的最大理论值为

0.59。 风力机扫掠面积 A 只与风机的物理尺寸相关, 空气密度 ρ 一般是看作常量,
所以在风速给定后,从式(2-2)可以看出,风能利用系数Cp决定了风力机获得功率 的大小[38]。 风轮转动时, 叶尖转速与输入的风速的比值定义为叶尖速比 λ, 其表达式为:

λ=

ωm R νw

(2-3)

式中,ωm 为叶片的角速度,R 为叶轮半径。 对于变桨距机组来说,Cp 可由下式近似表示出: ? 116 ? C p ( λ ,β ) =0.5176 ? -0.4 β -5 ? e λi +0.0068λ ? λi ? 式中,β 为桨距角,λi 由下式决定:
21

(2-4)

1

λi

=

1 0.035 - 3 λ +0.08β β +1

(2-5)

由Cp的表达式知Cp为风力机叶尖速比λ和桨距角β的函数,当桨距角β取不同 的值时,叶尖速比λ与Cp的关系如图 2-1 所示。从图 2-1 不难得到以下结论:当β

13

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

增大时,Cp是减小的;对应某一个固定的β,存在在唯一的λ使Cp达到最大,此时 的λ定义为最佳叶尖速比λopt,由λ的定义,换句话说也就是在某一风速下只存在 唯一的转速使得此时功率系数Cp最大[39], 对于特定的叶片而言, 最佳叶尖速比λopt 为固定值。根据式(2-4),为获得最大的功率Pm和风能利用系数Cp,必须根据风速 对风力机的转速进行调节。
0.5 β=0 0.45 β=5 0.4 0.35 0.3 Cp 0.25 0.2 0.15 0.1 0.05 0 0 2 4 6 8 λ opt 10 12 λ 14 β=20 β=10

β=15

图 2-1 风力机叶尖速比与风能利用系数的关系曲线

从上图可以看出,当桨距角 β 取不同值时,对应的 Cpmax 的值也不同,理论 上当 β=0 时,Cp 有最大值为 0.59。但是在当前技术条件下,现代风力机的功率 因数通常在 0.2-0.5 之间。在风速小于或等于额定值时,桨距角被保持在最优角 度处,此时风力机可在当时的风速下捕获到可利用的最大功率。当风速大于其额 定值时,变桨机构将改变桨距角值,对风力机的输出功率进行调节和限制,从而 将输出功率保持在其设计的能力范围内[40]。

2.2 永磁同步电机数学模型
2.2.1 永磁同步电机在三相静止坐标系下的数学模型
同步发电机现已广泛应用于千瓦级到兆瓦级的风力发电系统中, 同步发电机 主要可分为两类:绕线转子同步发电机和永磁同步发电机。在直驱型风力发电系 统中发电机一般选用永磁同步电机。 永磁同步发电机利用永磁材料代替了励磁绕 组,永磁体产生转子磁链,属于无刷电机,由于不存在转子绕组,故大大的减小 了其尺寸和重量,没有转子绕组损耗,转子的热应力也得到降低。随着稀土永磁 材料和电机控制理论的发展, 永磁同步发电机受到了从事风电研究人员的普遍重 视。 永磁同步电机的定子结构与普通感应电机的定子基本相同, 转子的磁路结构 是区别于其他电机的主要因素,图 2-2 表示了永磁同步电机的物理模型。

14

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图 2-2 永磁同步电机的物理模型

为了简化对永磁同步电机的分析,建立现实可行的同步电机模型,做如下理 想化假设[41]: (1) 发电机定子绕组三相对称,各绕组轴线在空间相互差 120°; (2) 忽略发电机感应电动势的谐波, 定子电流在气隙中只产生正弦规律变化的 磁势,忽略高次谐波磁势; (3) 忽略发电机的磁路饱和、磁滞和涡流的影响,视电机磁路是线性的; (4) 永磁体没有阻尼作用。 本文中按照发电机惯例来规定永磁同步电机各个物理量的正方向。 三相定子绕组的电压方程为:
?U a =-Ria +pψ a ? ?U b =-Rib +pψ b ?U =-Ri +pψ c c ? c

(2-6)

式中,Ua、Ub、Uc 为 A、B、C 三相绕组的相电压;

ia、ib、ic 为 A、B、C 三相绕组的相电流; Ψa、Ψb、Ψc 为三相绕组磁链;p 为微分算子。
磁链方程为:
?ψ a ? ? Laa ?ψ ? = ? M ? b ? ? ba ? ? ?ψ c ? ? ? M ca M ab Lbb M cb M ac ? ?ia ? ?ψ fa ? ? ? ? ? M bc ? ? ?ib ? + ?ψ fb ? ? ?i ? ? ? Lcc ? ? c ? ?ψ fc ?

(2-7)

式中,Laa 、Lbb 、Lcc 为三相绕组的电感;

Mab= Mba、Mac= Mca、Mbc= Mcb 为三相绕组间的互感; Ψfa、Ψfb、Ψfc 为转子磁场和定子磁链间的交链磁链,其表达式为:

15

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

? ? ?cos θ ? ?ψ fa ? ? ? ? ? ? ? 2 ?? ?ψ fb ? =ψ f ?cos ? θ - π ? ? ?ψ ? ? ? 3 ?? ? fc ? ? ? 2 ?? ?cos ? θ + π ? ? ? ? 3 ??
Ψf 表示永磁体磁链,θ 为转子角位移。

(2-8)

从(2-7)可以看出,在ABC坐标系中,同步电机的定转子磁、电结构不对称, 转子磁链在三相定子绕组上的投影与转子位置角时时相关, 同步电机的数学模型 是一组与转子瞬间位置有关的非线性时变方程,难以分析和控制。因此需要将其 进行坐标变换,将变系数的微分方程转变为常系数的微分方程进行分析和求解。

2.2.2 永磁同步电机在两相旋转坐标系下的数学模型
坐标变换的基本思想是: 在三相坐标系中用一组向量表示该坐标平面的任意 一个矢量,那么该矢量同样能在两相坐标系中表示出来,即该矢量在两个坐标系 下的表达式可以通过一个变换矩阵达到统一
[42]



在矢量控制中的不同坐标系下,发电机的电压、电流等变量的空间矢量也是 不同的。静止坐标系和同步旋转坐标系是矢量控制在比较常用的两种坐标系,永 磁同步电机在同步旋转坐标系下的数学模型更有利于对电机进行分析和求解。 变 换过程中用到以下两种坐标系[43]: (1)两相静止坐标系 αβ 将 α 轴固定在三相静止坐标系的 A 轴上,逆时针旋转 90°得到 β 轴,这样 的坐标系就是 αβ 坐标系,因为 A 轴为定子绕组 a 相轴线,对应三相静止坐标系

ABC 的叫法,αβ 坐标系也称为两相静止坐标系。αβ 坐标轴与 ABC 坐标轴的位
置关系如图 2-2 所示。

ABC 坐标系到 αβ 坐标系下的转换矩阵为:
? 1 2? ? C3s/ 2 s = 3? 0 ? ? 1 2 3 2 1 ? 2 ? ? 3? ? 2 ? -

(2-9)

0 ? ? 1 ? 2? = 3/2 ? C2 s /3 s =C 3-1 ?-1/2 s/2s 3? ? ?-1/2 - 3/2 ?
(2)两相旋转坐标系 dq

(2-10)

dq 坐标系是随电机气隙磁场同步旋转的坐标系,可将其视为放置在电机转
16

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子上的旋转坐标系,其 d 轴方向为永磁同步电机转子的励磁磁链方向,q 轴超前

d 轴 90°。 αβ 坐标系到 dq 坐标系下的转换矩阵为: ? cos θ C2 s / 2 r = ? ? -sin θ sin θ ? ? cos θ ? sin θ ? ? cos θ ?
cos (θ +2π /3) ? ? -sin (θ +2π /3) ?

(2-11)

? cos θ -1 C2 r / 2 s =C2 s / 2r = ? ? -sin θ
cos (θ -2π /3)

(2-12)

所以,从三相静止 ABC 坐标系到两相旋转 dq 坐标系下的转换矩阵为:

C3 s / 2 r =

2 ? cos θ ? 3 ?-sin θ
-1 3s / 2r

-sin (θ -2π /3)

(2-13)

C2 r /3 s =C

cos θ -sin θ ? ? 2? ? = cos (θ -2π /3) -sin (θ -2π /3) ? 3? ? ? cos (θ +2π /3) -sin (θ +2π /3) ? ?

(2-14)

永磁同步发电机在 dq 轴下的数学模型为:
di ? ud =-Rid +ω Lq iq -Ld d ? ? dt ? ?u =-Ri -ω L i +ωψ -L diq q q d d f q ? dt ?

(2-15)

式中,ud、uq、id、iq 分别为等效的 d、q 轴电压和电流,Ld、Lq 分别为发电 机定子绕组的 d、q 轴电感;R 为发电机每相定子绕组的电枢电阻;ψf 为发电机 中永磁体磁链;ω 为发电机定子的电角速度。 图 2-3 为同步发电机在 dq 旋转坐标系下的等值电路模型,这里利用恒定电 流源 If 来表示转子绕组中的永磁体。 id ud
R

ψ qωe

iq
L
dψ q dt

R

ψ d ωe

Ls

dψd dt

+

+
dψq dt
Lq

If

uq

定子

-

(a)d 轴等值电路 (b)q 轴等值电路 图 2-3 同步发电机的通用 dq 轴模型

根据永磁电机理论可得电机的运动方程为: d ωm =Te -Tm -Bmωm J dt

(2-16)

17

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

式中,Tm 为输入的机械转矩,Te 为永磁同步发电机的机械转矩,Bm 为转动 粘滞系数,在本文中认为为 0,J 为机组的等效转动惯量。
电磁转矩方程为:

3 Te = n p ? ( Ld -Lq ) id iq +iqψ f ? ? 2 ?

(2-17)

2.3 全功率变流器数学模型
功率变流器已在风力发电系统中得到广泛的应用, 为实现整个风力发电系统 的最优控制,先建立变流器的数学模型。本文针对永磁同步直驱风力发电系统进 行研究,功率变流器选择的是双 PWM 变流器,即采用两个完全相同的两电平电 压型 PWM 变流器经一个大电容背靠背连接而成,如图 1-6 所示,因此也称为背 靠背变流器。永磁同步电机发出的电经 AC-DC-AC 变换后送至电网,所以整流 器也称为机侧变流器,逆变器成为网侧变流器。采用背靠背变流器可以实现功率 的双向流动,系统效率高。

2.3.1 PWM整流器数学模型
本文中采用的是电压型变流器(VSI)。针对VSI一般数学模型的建立,通常做 以下假设[44]: 首先,电感和电容均为理想器件,不考虑电感的饱和,认为电容值足够大, 直流电压是恒定的,忽略一切开关损耗和线路损耗。其次,变流器的开关周期远 远小于交流电网的周期,在一个开关周期内认为交流电网的电压不变。最后,交 流侧输入的电网电压均为三相对称电源。三相 PWM 整流器(VSR)的拓扑结构如 图 2-4 所示:
idc

iL

0

ea eb ec

R
R R

L L L

ia

ib ic

+

udc
-

C

RL

N

图 2-4 三相电压型 PWM 整流器拓扑结构

为方便分析,我们首先定义单极性二值逻辑开关函数 Sk 为
?0 Sk = ? ?1 上桥臂导通,下桥臂关断 上桥臂关断,下桥臂导通

( k =a,b,c )

(2-18)

根据基尔霍夫电压定律建立三相 VSR 回路方程为:
18

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dia ? ?uaN =udc Sa =ea -L dt -Ria -u NO ? dib ? -Rib -u NO ?ubN =udc Sb =eb -L dt ? dic ? ?ucN =udc Sc =ec -L dt -Ric -u NO ?
考虑三相对称系统则有:

(2-19)

ea +eb +ec =0
可得中性点电压为:

ia +ib +ic =0

(2-20)

u NO =-

udc 3

k =a .b.c



Sk

(2-21)

对直流电容正极节点应用基尔霍夫电流定律,得 du C dc =ia Sa +ib Sb +ic Sc -iL dt 表达式:

(2-22)

将式(2-21)代入(2-19)后,联立(2-22)可得三相VSR一般数学模型的状态变量

X =AX + BU ,其中引入状态变量 X = [ia ,ib ,ic ,udc ]
式中,

i

T

? ? ? ? 1 0 0 - ? S a - ∑ S k ? /L ? ? -R / L 3 k =a ,b ,c ? ? ? ? ? ? ? ? 1 ? 0 -R / L 0 - ? Sb - ∑ S k ? / L ? A= ? 3 k =a ,b ,c ? ? ? ? ? ? ? ? 1 ? 0 - R / L - ? Sc - ∑ Sk ? / L ? ? 0 3 k =a ,b ,c ? ? ? ? ? ? S C S C S C / / / 0 b c ? a ? 0 0 ? ?1/L 0 ? 0 1/L 0 0 ? ? ? B= ?0 0 1/L 0 ? ? ? 0 0 -1/C ? ?0
E = [ ea ,eb ,ec ,0] = [U m cos(ω t),U m cos(ω t-2π /3),U m cos(ω t+2π /3),0]
T T

(2-23)

(2-24)

(2-25)

以上数学模型是建立在三相静止坐标系下的一般模型,具有直观、物理意义 清晰等优点,但是也由于里面包含时变交流量,不利于控制系统的设计,为此可 以通过坐标变换转换到 dq 坐标系下来简化控制系统的设计。 坐标变换公式 (2-9)-(2-14) 已做介绍,将三相 VSR中的相关变量进行 C3s/2r 变
19

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

换,即:

? ?id ? ? ud ? ? ed ? ? Sd ? did ? ? R ? dt ? ? - L ? ? ? ? diq ? ? ? dt ? = ? -ω ? ? ? ? dudc ? ? ? 3Sd ? ? 2C ? dt ? ? ?

iq ? ? =C3 s / 2 r [ia
T

ib ub eb

ic ]

T

uq ? ? =C3 s / 2 r [ua
T

uc ] ec ]
T

T

eq ? ? =C3 s / 2 r [ ea
T

(2-26)
T

Sq ? ? =C3 s / 2 r [ S a
T

Sb

Sc ]

PWM 整流器在 dq 坐标系下的数学模型为:

ω
? R L 3Sq 2C

?

Sd ? L? 0 ? ? ud ? ? ? i ? ?1/L 0 Sq ? ? d ? ? ?u ? ? ? ? iq ? + ? 0 1/ L 0 ? ? ? q? L ?? ?udc ? ? ? ?0 ?? ? iL ? ? 0 1/ C ? ? 0 ? ?

(2-27)

由于背靠背 PWM 变流器是采用的两个完全相同的两电平电压型 PWM 变流 器组成,整流器与逆变器的结构完全相同,只是两者规定的正方向不同,所以本 文就不在对逆变器的数学模型再做介绍了。

2.3.2 直流环节数学模型 PWM 整流器将发电机发出来的电整流成直流,经直流环节后向逆变器输送
到电网,结构示意图如图 2-5 所示。直流环节一般用个电容来表示,用来稳定直 流侧电压。直流电容使得机侧网侧的变流器的控制实现了解耦,如果发电机运行 不正常时,相当于给网侧变流器施加了一个小扰动,逆变器仍能将直流母线电压 稳定在一个范围;同样,通过控制机侧变流器,即使在电网端有轻微的故障时, 仍能实现最大风能追踪。 机侧变流 器
idc iL udc

Pm

网侧变 流器

Pg

图 2-5 直流环节示意图

Pm 为发电机的输出功率,Pg 为网侧逆变器向电网侧输入的功率。
机侧输出的瞬时功率为:

Pm =udc idc
网侧吸收的瞬时功率为:

(2-28)

Pg =udc iL
20

(2-29)

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要使得机侧输出与网侧吸收的功率相等,udc 必须为一定值,所以要对直流 电压进行闭环控制,在后面章节中可以看到都是采用直流电压外环的控制方式。

2.4 空间电压矢量脉宽调制
空间电压矢量脉宽调制技术(SVPWM)是一种实时调制技术,现在被广泛 (机侧变流器) , 应用电压源逆变器的数字控制中。 因为 SVPWM 既可用于整流器 也可用于逆变器(网侧变流器),这里以逆变器来进行讨论,其工作原理可以从 以下四个方面来阐述。

2.4.1 开关状态
a
b

c
U L L L R R R

eU

U DC

V

eV
eW

0

W

图 2-6 三相逆变器结构图

图 2-6 为三相逆变器结构图,其中 U DC 为直流母线侧电压,逆变器输出的三 相相电压为 U u 、U v 、U w ,其分别加在空间上互差 120°的三相平面静止坐标系 上,可以定义三个电压空间矢量 U u ( t ) 、 U v ( t ) 、 U w ( t ) ,它们的方向始终在各 相的轴线上,而大小则随时间按正弦规律做变化,相位互差 120°。假设 U m 为 相电压有效值,f 为频率,则有:
? ?U (t ) = U cos (θ ) m ? u ? 2 ? ? ?U v (t ) = U m cos ? θ ? π ? 3 ? ? ? ? 2 ? ? ?U w (t ) = U m cos ? θ + π ? 3 ? ? ?

(2-30)

其中,θ=2πft,则三相电压空间矢量相加的合成空间矢量 U 就可以表示为:
2π 4π j j ? ? U = ? U u + U v e 3 + U we 3 ? ? ?

(2-31)

逆变器开关器件的运行状况可以由开关状态表示, 逆变器每个桥臂有上下两 个器件,规定某一桥臂开关状态: “1”表示逆变器该桥臂上管导通,下管关断; “0”则表示该桥臂上管关断,下管导通。Sa、Sb、Sc 的全部可能组合共有八个, 包括 6 个非零矢量 Ul(001)、U2(010)、U3(011)、U4(100)、U5(101)、U6(110)和两 个零矢量 U0(000)、U7(111)。
21

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

由此可以推导出逆变器的三相输出电压与开关状态矢量[a,b,c]T 之间的数学 关系:
?U u ? ?U ? = U DC ? v? 3 ? ?U w ? ? ? 2 ?1 ?1? ? a ? ? ?1 2 ?1? ? b ? ? ?? ? ? ? ?1 ?1 2 ? ?? ?c ? ?

(2-32)

式中a、b、c=0,1。由式(2-32)可以得到逆变器工作模式与输出电压之间 的逻辑关系表 2-1。
表 2-1 逆变器工作模式与输出电压之间的逻辑关系 a 0 1 1 0 0 0 1 1 b 0 0 1 1 1 0 0 1 c 0 0 0 0 1 1 1 1

Uu
0

Uv
0

Uw
0

2U DC 3 U DC 3 U DC ? 3 2U DC ? 3 U ? DC 3 U DC 3
0

U DC 3 U DC 3 2U DC 3 U DC 3 U ? DC 3 2U ? DC 3
?
0

U DC 3 2U ? DC 3 U DC ? 3 U DC 3 2U DC 3 U DC 3
?
0

2.4.2 空间矢量
逆变器的 8 种可能的开关状态组合得到 8 个电压空间矢量,如图 2-7 所示。 两个零电压矢量 U0、U7 位于的中心位置,需要指出的是这两个零电压矢量虽然 看起来是多余的,但是冗余开关状态可实现开关频率的最小化。其中六个电压矢 量大小均为 2/3U DC ,两个相邻电压矢量之间相差 60 度。

22

硕士学位论文

U3 (010)

β Ⅱ
ω uref

U2 (110)


U7


U1 (100)

U4 (011)

(111)

(000) θ

U0

α



U5 (001)
U6



(101)

图 2-7 电压矢量关系图

对于给定幅值(长度)和位置(θ),电压矢量 uref 可以由三个相邻的静态矢量合 成,再此基础上就可以选择逆变器的开关状态并产生相应的开关器件控制信号。 当 uref 旋转一周时,逆变器输出电压变化一周期。 uref 的转速对应于逆变器的输 出频率,逆变器的输出幅值可以通过调整 uref 幅值来控制。

2.4.3 作用时间计算
给定电压 uref 可由三个静态矢量合成,静态矢量的作用时间相当于所选择开 关器件的开通或者关断时间在一个采样周期 TS 内的占空比。假设采样时间 TS 足 够小,可以认为 uref 在 TS 是一个常量, uref 可以由两个非零矢量和一个零矢量合 成。例如, uref 位于第一区间时,由 U1 、 U 2 和 U 0 合成得到。如图 2-8 所示。

β
U 2 (110)

T2 U2 Ts



uref
U1 (100)

π /3 θ
T1 U1 Ts



α

图 2-8 电压矢量的线性组合

根据伏-秒平衡的计算公式有:

T1 T2 ? ?U n = U1 + U 2 TS TS ? ?T = T + T + T 1 2 0 ? S

(2-33)

根据表 2-1 中 U1 、 U 2 的表达式,代入到(2-33),所得结果分为 αβ 坐标系下

23

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

的实轴和虚轴分量,有:
2 1 ? 实部 uref ( cos θ ) Ts = U DCT1 + U DCT2 ? 3 3 ? ? ?虚部 uref ( sin θ ) Ts = 1 U DCT2 ? 3 ?

(2-34)

联立 TS = T1 + T2 + T0 解得作用时间:

? 3TS ?π ? uref sin ? -θ ? ?T1 = U DC ?3 ? ? ? ?T = 3TS u sin θ ( ) ref ? 2 U DC ?

(2-35)

由于在不同的扇区两个相邻的电压矢量的作用时间的求法也具有通性。 为方 便计算,定义三个变量 X ,Y,Z 来表达各扇区的电压矢量作用时间。首先定义:

X=

3TS T T U β , Y = S (3U α + 3U β ), Z = S (?3U α + 3U β ) U DC 2U DC 2U DC T1 T2 ? ?Uα = T U1 + T U 2 cos 60 ? s s ? ?U = T2 U sin 60 β 2 ? Ts ?

(2-36)

(2-37)

用 N 代表扇区,则扇区与作用时间 T1 和 T2 的关系用下表表示:
表 2-2 作用时间与扇区的关系

N

1

2

3

4

5

6

T1 T2

Z Y

Y -X

-Z X

-X Z

X -Y

-Y -Z

利用表 2-2,只要判别电压矢量所处的扇区,就可以得到其作用时间,下面 对如何进行扇区的判别做介绍。 电压矢量 uref 在三相坐标下投影的经变换矩阵 C3s/ 2 s 变换后,可在 αβ 下表示 出来。具体公式如下:

? ?uref 1 = U β ? 3 1 ? Uα ? U β ?uref 2 = 2 2 ? ? 3 1 Uα ? U β ?uref 3 = ? 2 2 ?

(2-38)

24

硕士学位论文

为了确定扇区N的数值,我们引入三个变量A,B,C,并根据式(2-38)定义 如下: 当uref 1 > 0时,令A = 1,否则A = 0;
当uref 2 > 0时, 令B = 1, 否则B = 0; 当uref 3 > 0时,令C = 1, 否则C = 0。

而扇区N = A + 2B + 4C。 根据表 2-2 就可以得到基本空间电压矢量的作用时 间 T1 和 T2,而零矢量作用时间 T0 = TS ? T1 ? T2 ,当 T1 + T2 < TS 时,求出的数值可 以直接作为电压矢量的作用时间,但是如果 T1 + T2 > TS 时,就要进行饱和处理:
T1 = T1 × TS , T1 + T2 T2 = T2 × TS T1 + T2 (2-39)

又由占空比的定义可得:
TS ? T1 ? T2 ? ? ta = 4 ? T1 ? ? tb = t a + 2 ? T2 ? ?tc = tb + 2 ?

(2-40)

其中 ta ,tb ,tc 为定义的占空比参数, 而实际三相PWM波形占空比 tcm1 ,tcm 2 ,
tcm 3 可定义如表2-3,就可以在不同的扇区下对 tcm1 , tcm 2 , tcm 3 进行赋值。
表2-3 占空比与扇区的关系 N 1 2 3 4 5 6

tcm1 tcm 2 tcm 3 2.4.4 开关序列的选择

tb ta tc

ta tc tb

ta tb tc

tc tb ta

tc ta tb

tb tc ta

当选定空间矢量并计算得到各矢量的作用时间后,下一步就是设计开关序 列。一般说来对于一个给定的 uref ,开关序列的设计不是唯一的,但是为了减少 开关器件的开关频率,开关序列应该满足两个条件:(1)开关状态之间的转换只 设计同一逆变器桥臂的两个开关期间,一个导通则另一个关断;(2) uref 从一个 扇区移至下一个扇区,不需要或者只需要最少次数的的开关转换。表2-4给出了7 段式开关序列表。

25

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究 表2-4 7段式开关序列表 开关序列 扇区 1 2 3 4 5 6 7



U0
000

U1
100

U2
110

U0
111

U2
110

U1
100

U0
000



U0
000

U3
010

U2
110

U0
111

U2
110

U3
010

U0
000



U0
000

U3
010

U4
011

U0
111

U4
011

U3
010

U0
000



U0
000

U5
001

U4
011

U0
111

U4
011

U5
001

U0
000



U0
000

U5
001

U6
101

U0
111

U6
101

U5
001

U0
000



U0
000

U1
100

U6
101

U0
111

U6
101

U1
100

U0
000

SVPWM目前在电机调速、逆变器的数字控制中得到了广泛的应用,在本文

第三章中,根据SVPWM理论来搭建了仿真模型。

2.5 本章小结
本章主要对直驱型永磁同步风力发电系统各个组成部件进行分析, 给出了风 力机的数学模型,并结合坐标旋转变换,分别给出了永磁同步发电机和背靠背双 PWM 变流器在三相静止坐标系和两相旋转坐标系下的数学模型。其中变流器包括
PWM 整流器,直流环节和 PWM 逆变器的数学模型,为下一步的控制策略研究

打下基础;最后详细介绍了空间电压矢量调制技术的原理。

26

硕士学位论文

第三章 永磁同步风力发电系统控制策略研究与仿真

对同步发电机风力发电系统,需要严格监控三个系统变量:一是在一定风速 下,风力机所能输出的最大有功功率;二是由风力机监视控制器或电网调度设定 的、向电网输送的无功功率;三是功率变流器的直流环节电压。对于采用背靠背 其变流器的控制分为两个 双 PWM 变流器的直驱型永磁同步风力发电系统来说, 部分:靠近发电机端的变流器,也称为机侧变流器;靠近电网端的变流器,也叫 网侧变流器,所以通过机侧和网侧的变流器来控制以上三个系统变量。在本文中 机侧基于最佳叶尖速比控制,来实现对风能的追踪,网侧变流器主要用于维持直 流母线电压的稳定,实现有功无功功率的解耦。

3.1 永磁同步电机的控制策略
因为风能具有很强的随机性,风机捕获的风能也变化频繁,为最大可能的利 用风能,需要控制机组实现最大风能追踪[45]。在机侧变流器控制器中,通过对发 电机的转速控制既可以实现风电机组最大风能捕获, 也可以维持直流母线电压的 稳定,国内学者一般研究的是在通过对机侧变流器的控制来实现最大风能捕获。 在永磁直驱风力发电系统中,发电机侧变流器控制器主要达到以下控制目标[46]: 一是在额定风速下的时候,要对发电机的转速进行控制,维持风电机组最佳叶尖 速比运行状态;二是控制发电机的转矩,减小转矩脉动,延长机组的使用寿命。 目前, 对机侧变流器的控制策略主要有基于转子磁场定向的矢量控制 (FOC) 和基于定子磁场定向的直接转矩控制(DTC)两种。其中矢量控制按照控制方法 的不同可以分为:零 d 轴电流(Zero d-axis Current, ZDC)控制、恒定气隙磁链 控制、单位电流最大转矩(Maximum Torque Per Ampere, MTPA)和单位功率因 数(Unit Power Factor, UPF)控制,通过不同的控制方法去控制同步发电机,能 实现不同的目标,其优缺点对比如表 3-1 所示[47-49],本文选定的是零 d 轴电流的 矢量控制策略。

27

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究 表 3-1 采用不同控制方法控制永磁同步电机的优缺点 控制策略 零 d 轴电流(ZDC) 控制 优点 缺点

不存在退磁, 算法简单易于实 气隙磁链高, 电机端电压高, 电 现,转矩与电流呈线性关系, 机端口功率因数低, 对凸极式发 对隐极式发电机转速调速范 电机转速调速范围受限 围不受限 电机定子铜耗低效率高, 加上 算法复杂,存在退磁危险 其他控制可以改善电机恒功 率运行区电机输出转矩性能, 凸、 隐极式发电机转速调速范 围不受限 输出转矩小, 凸、 隐极式发电机 转速调速范围受限 最大输出转矩受限, 电机运行效 率不高

单位电流最大转矩 (MTPA)

单位功率因数(UPF) 电机端口功率因素高等于 1 控制 恒定气隙磁链控制 气隙磁链低, 电机端口功率因 素高接近于 1,电机端电压低

由第二章磁发电机转矩公式(2-17)可知:id、iq两个量决定着电磁转矩Te。将 变换后通过 静止坐标系下的三相定子电流变换为同步旋转坐标系下的dq轴分量。 控制将d轴分量id调节为 0。当d轴定子电流为 0 时,定子电流等于q轴电流分量iq。 i =i +ji =ji ? ?s d q q 当id =0时 (3-1) ? 2 2 i = i + i = i ? s d q q ?

式中 is 为定子电流空间矢量, is 表示其幅值,也是三相静止坐标系下的定子 电流峰值。根据第二章给出的发电机电磁转矩公式(2-17),此时发电机转矩公式 可简化为: 3 3 Te = n p iqψ f = n p isψ f 2 2 (3-2)

从(3-2)可以看出发电机转矩正比于定子电流is。 在转子磁链ψf恒定的情况下, 转矩和定子间呈线性关系,电磁转矩Te只与iq有关。如果己知Te*时,改写(3-2)就 得到了发电机电流的给定参考值:
* ? ?id =0 ? * * ? ?iq =2Te / ( 3n pψ f

)

(3-3)

通过转速ωm* 由电机的运动方程(2-16)可知风力发电系统的转速ωm与Te相关, 可以获得iq*。因此,所以可以通过调节q轴电流iq控制电磁转矩,进而控制电机转 速。 从(2-15)可以看出ud、uq之间存在耦合项ωLqiq和ωLdid,这里我们引入一种解
28

硕士学位论文

耦控制来消除两者之间的耦合,将ωLqiq和ωLdid作为前馈补偿。 引入 id、iq 和 ω 的状态反馈后,在 dq 坐标下定子电压方程可以为
* ? ?ud = ?ud ? ω Lq iq ? * ? ?uq = ?uq + ω Ld id

(3-4)

ud*和uq*分别表示dq轴非耦合部分电压,代入公式(2-15)有:
? * ? did ? ?ud = ? Rid + Ld dt ? ? ? ? ? ?u * = ? Ri + L diq ? + ωψ ? q ? q q f ? dt ? ? ?

(3-5)

令 ud*=0 就可得到 id =0 的解耦控制,这种解耦控制叫电压前馈解耦控制, 是一种完全线性化的解耦控制方案。具体控制框图如图 3-1 所示。
id * =0

ud *

id

ω Ld

iq
iq*

ω Lq
uq *

ωψ f
图 3-1 机侧解耦控制器的控制框图图

风机的控制取决于当前的风速,一般可分为两种情况:当风速在额定风速以 下时,此时设定的桨距角为 0,通过对发电机的控制来实现捕获最大风能;当风 速超出额定风速后, 通过对桨距角进行控制, 维持风力发电系统工作在额定状态, 使之输出额定功率,也能实现对风能的最大利用。本文针对第一种工作模式下的 最大风能捕获进行分析研究。 这种控制的主要目标是在不同的风速下实现风力机 捕获的功率的最大化,可通过将叶尖速比维持在最佳值处,同时调节风力机转速 的方式来实现。本文中采取电流内环、转速外环的双闭环控制策略,具体控制策 略如下: 为实现最大风能捕获,采用基于最佳叶尖速比的控制方法,具体控制策略本 得到转速给定值 ωm*,与检测到的转速 ω 相减得到转速差 Δω 后 文第五章有分析, 经 PI 控制器得到 q 轴电流的给定值 iq*,无功电流的给定设定为 id*=0。通过安装 在发电机转轴上的编码器测得转子磁场位置角 θ,将检测到的三相定子电流 ia、 ib、ic(在实际系统中通常只需要检测两相电流,因为对于三相对称系统,三相 定子电流之和为 0) ,利用变换矩阵 C3s/2r 得到 dq 坐标系下的电流 id,iq,得到的
29

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

电流差经电流内环的解耦控制器后得到发电机定子 d、q 轴的给定电压 ud*、uq*, 利用变换矩阵 C2r/2s 得到两相静止 αβ 标系下给定电压 uα*、 uβ*, 最后送到 SVPWM 模块控制开关管的关和断, 使得发电机定子端输出三相电压的实际值跟踪给定值 来实现对发电机有功功率控制,从而实现最大风能捕获的目的[50]。
ωψ f
ωm *
* uq

PI

i

* q

PI
wLq

αβ



wLd
* id

PI
id

dq
* ud


ia

abc
dq
θ

iq

ic

ib

PMSG

ωm

图 3-2 直驱永磁风力发电系统机侧控制原理图

3.2 机侧控制模型
为验证上述理论分析,本文借助 MATLAB 仿真软件在 Simulink 环境下搭建 仿真模型,通过来数据和波形分析验证。 (1) 风力机模型 依据第二章风力机的数学模型,风力机仿真模型如图 3-3 所示。其中,输入 量为风速 v,桨距角 β,风力机的机械角速度 ωm,输出为风机的机械转矩。由于 考虑的是在额定风速下风电系统,桨距角 β=0。 (2) 机侧控制系统仿真模型 按照机侧 id=0 的控制框图搭建的机侧变流器控制系统模型如图 3-4 所示。 (3) SVPWM 脉冲输出仿真模型 根据 SVPWM 空间矢量控制的 原理,可在 Simulink 环境下搭建如下的 SVPWM 的脉冲输出仿真模块,如图 3-5 所示。 (4) 永磁直驱风电机侧控制仿真模型 建立风电系统机侧控制的 根据直驱永磁风力发电系统机侧的整体控制框图, 整体仿真模型, 如图 3-6 所示, 在仿真模型中用 1200V 的直流电压源代替直流侧 电压。
30

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-C4 Pm Pm Pm

u^3 1 wind speed
lambda

lembda

Cp

Divide 2 generator speed 1e-6 Constant 2 39 Switch 3 piotch angel R

Saturation 2

piotch angle

Scope 1

Subsystem -1 Divide 1 1 Tm

Scope 6 Scope 5 lamda Scope 7

Scope 4

Scope 2 Divide 2 -CConstant 1 39 R2

3 wm*

2 cp

图 3-3 风力机模型
0 id ref PI
Ud Uq theta Ubelt

Ualfa

1 Ualfa 2 Ubeta

I- PARK wgd KGain 2 26 Gain 1 Scope 1 26
w wLqid w

PI

PI -Ccilian

1 wm

0.5*pi Add Constant 4 3 ia 4 ib 5 ic
Ia Ib Ibelta Ic

Gain

2 theatm

-CLq Product 4

Ialf Id Ibelt Iq theam

Ialf

Clarke

PARKE

-CLd
wLdiq

Scope 2

图 3-4 机侧控制系统模型

31

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

Scope 3 1 Ualfa 2 Ubeta
Ubeta Ualfa N

Scope 6 Scope 1 Scope

N1 -CConstant 1
Ualfa Y Ubeta Z T

N T1 X X T2 Tcm2 Z T2 T Tcm2 pulse T1 Tcm1 Tcm1

Y

1 pluse

3 Udc

Udc

T

N

Tcm3

Tcm3

X.Y.Z

Subsystem

Subsystem1

produce PWM

图 3-5 SVPWM 脉冲输出模型

Discrete , s = 1e-005 powergui
wm v wm * Tm
wind speed Tm wm cp theatm Ualfa

Step wm
generator speed

wm*

Cp wgd

ia ib ic Ubeta Ualfa pluse

0 Beta

piotch angel

Pm

Control Pm

Ubeta

fengliji

SVPWM iabc
iq id is_abc Iq Id wm m m

1
Tm A B C

z

i - +

g A

+

id /iq wm

+ i -

i

thetam Te

Demux 2

Permanent Magnet Synchronous Machine

i - +

i - +

B C

Universal Bridge 1 wm

图 3-6 机侧的整体控制仿真图

3.3 机侧仿真结果分析
本文选取一台 2MW 的隐极式永磁同步电机,具体参数如下:定子绕组 Rs=0.821?,Ld= Lq=1.5731 mH,磁链 ψf = 6.5029 Wb。空气密度系数 ρ=1.225 Kg/m3,风机叶轮半径 R=39m,风机额定转速 v=12m/s,在 0.25s 的时候风速突 变,由 8m/s 变化至 12m/s。SVPWM 中的开关频率选取 2KHz。仿真波形如下所 示。

32

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0.5 0.48 0.46 0.44 0.42 0.4 0.38 0.36 0.34 0.32 0.3

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0.4

0.45

0.5

t/s

图 3-7 风能利用系数 Cp 的动态波形

Cp 波形如图 3-7 所示。当风速为 8m/s 时,很快最大风能利用系数就稳定在 最大值 0.48 处。在 0.25s 风速突变后,可以看出 Cp 仍能稳定在 0.48,说明在风 速变化时,实现了对风能的跟踪。
x 10 2 1.8 1.6 1.4 1.2 1 0.8 0.6 0.4 0.2 0 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45 0.5
6

t/s

图 3-8 风机机械功率的动态波形

当风速在 8m/s 时,根据第 2 章风力机功率计算公式可以计算出此时风力机 的功率在 0.7MW 左右。从图 3-8 能得到,仿真是与实际相吻合的。当风速达到 额定风速 12m/s 时,机械功率与额定功率也是相等的。 图 3-9 为转速的变化波形,可以看出转速达到稳定所需时间很短,机侧转速 响应很快, 在额定风速条件下, 转速也达到永磁同步发电机的额定转速 2.37 rad/s, 与电机的额定风速 22.5r/min 相等。
3.5 3

2.5

rad/s

2

1.5

1

0.5

0

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0.4

0.45

0.5

t/s

图 3-9 永磁同步发电机的转速波形

三相定子电流波形如图 3-10 所示,可以看到定子电流对称且稳定,呈正弦 规律变化。

33

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

4000 3000 2000 1000 0 -1000 -2000 -3000 -4000

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0.4

0.45

0.5

t/s

图 3-10 三相定子电流动态波形

机侧电流 d 轴分量、 q 轴分量的波形图如图 3-11 所示, 在风速变化条件下仍 能实现了 id=0 控制,进行最大风能追踪。
1000 500 0 -500 -1000 -1500 -2000 -2500 -3000 -3500

id

iq

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0.4

0.45

0.5

t/s

图 3-11 机侧电流 d 轴分量动态波形

3.4 网侧变流器控制策略
风力机通过网侧变流器给电网传输电能,在变速风力发电系统中,网侧变流 器主要起着控制反馈到电网的有功和无功功率的作用。 具体控制思路是通过运算 求出交流输出电流指令值,再引入交流电流反馈,通过对交流电流的直接控制使 其跟踪指令电流值来调节并网电流的大小从而控制并网有功功率和无功功率, 这 属于“直接电流”控制方法,对比原先的通过对电压控制达到控制电流的目的的 “间接电流”控制方法而言,具有响应迅速、系统鲁棒性好等优势。 本文中机侧变流器用于实现最大风能捕获,使风机输出最大功率,所以在永 磁同步风力发电系统中的网侧变流器用于控制直流电压和注入电网的无功功率。 由于对无穷大电网而言电网电压是恒定的, 所以对输入电流实施有效的控制就能 达到所期望的控制目标[51]。 在直接电流控制的前提下,如果以电网电压矢量进行定向,通过控制网侧变 流器输出电流的幅值与相位,即可控制逆变器的有功功率和无功功率,以实现网 侧变流器的并网控制。由于是想对电网电压矢量位置的电流矢量控制,因此该控 制方法也被称为基于电网电压定向的矢量控制策略(VOC)[52]。
34

硕士学位论文

把同步旋转坐标系按照电网电压矢量 V 旋转,且电压矢量保持与 d 轴重合, 得到如图 3-12 所示的变流器输出电流矢量图。 根据瞬时功率理论,系统的瞬时有功功率、无功功率分别为[53]: 3 3 ? Pg = ( vdg idg +vqg iqg ) = vdg idg ? ? 2 2 ? 3 ?Q = ( v i -v i ) =- 3 v i g qg dg dg qg dg qg ? ? 2 2

当vqg =0时

(3-6)

式中,Pg、Qg 为系统的有功功率和无功功率,vdg、idg 为电网电压 V 在 d 轴 的电压电流分量,vqg、iqg 为电网电压 V 在 q 轴的电压电流分量。

β轴
q轴



I

ωt
d轴


iq
?

id

V
vdg = V

θ





α轴

图 3-12 基于电网电压定向的变流器输出电流矢量图

在不考虑电网电压波动的情形下,vdg是为一定值的,所以vqg =0,由 (3-6)知 逆变器的瞬时有功功率Pg和无功功率Qg与d、q轴的电流分量idg、iqg成正比,故只 需控制dq轴上的电流分量就能达到控制并网逆变器的有功功率和无功功率的目 的。 通过第二章对直流侧电容分析可知直流侧输入的瞬时有功功率为: P =idcudc (3-7)

不考虑逆变器的损耗, 其交流侧的有功功率应该与直流侧有功功率相等, 即: 3 idc udc = vdg idg (3-8) 2 可见, 当电网电压不变且忽略逆变器的损耗时, 通过控制有功功率即控制 idg 来实现控制逆变器直流侧电压 vdc。 如前所述,网侧变流器系统的电能传输是双向的。当电能从电网注入网侧变 流器直流侧(Pg>0)时,逆变器工作于整流模式;而当电能从直流侧注入到电网 (Pg<0)时,网侧变流器工作于逆变器。 逆变器的状态方程在 dq 坐标系下的公式如下:

35

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

? didg = ( vdg -vdi +ω g Lg iqg ) /Lg ? ? dt ? ? diqg = v -v -ω L i /L ( qg qi g g dg ) g ? ? dt

(3-9)

式中,ωg为同步坐标系的角速度,也是电网的角频率,Lg为电网侧电感,主 要为降低网侧电流畸变, 电网侧电阻一般非常小并且对系统性能影响很小所以不 考虑。ωgLgiqg和ωgLgidg是在静止坐标系向旋转坐标系变换过程中由三相电感Lg 产生的“转速电压” ,由式(3-9)表明d轴电流idg的导数与d轴和q轴变量均有关系, 表明系统是交叉耦合的,针对这个问题提出了一种解耦控制器。 在本系统中,d、q 轴电流采用 PI 控制器,解耦控制器的输出可以表示为: ? ki ? ?vdi =- ? k p + s ? ? ? ?v =- ? k + ki qi ? p s ? ? ? ? * ? ( idg -idg ) +ω g Lg iqg +vdg ? ? * ? ( iqg -iqg ) -ω g Lg idg +vqg ?

(3-10)

式中,idg*、iqg*是d、q轴电流给定值。将式(3-10)代入到(3-9)后有
? didg ? k ? = ? k p + i ? ( idg * -idg ) /Lg ? s? ? dt ? ? ? d iqg = ? k + ki ? i * -i /L ? p s ? ( qg qg ) g ? ? ? dt ?

(3-11)

上式表明 d、q 轴网侧电流的微分方程各自只含有与之对应的 d、q 轴分量, 实现了 d、q 轴的解耦控制,使得系统更加稳定。 网侧变流器双闭环控制结构框图如图 3-13 所示。
vqg
uqg *

iqg *

iqg

ωg Lg

idg

ωg Lg
idg *

udc*

Δudc

udg *

udc

vdg

图 3-13 网侧变流器双闭环控制框图

在图 3-13 基础上再加上坐标旋转变化得到如图 3-14 所示基于电网电压定向 的网侧变流器的控制结构图。系统共有三个反馈控制环:两个电流内环和一个直

36

硕士学位论文

流电压外环,分别用于实现 dq 轴电流 id 和 iq 的准确控制、直流电压 Vdc。在电压 定向的控制下,ABC 静止坐标系下的三相线电流 ia、ib、ic 被变换到 dq 坐标系下 的两相电流 id、iq,对这两个分量进行分别进行控制,是系统实现有功功率和无 功功率独立控制的一种有效方法。
Vdc

V

* dc

PI
idg iqg
* iqg

* i dg

PI
we L

* u dg

vdg
udg

αβ



we L

PI
idg

u

* qg

uqg dq
vqg


ia ib ic
L

iqg

abc
dq
θ

R

vdg
vqg

αβ eα dq


αβ

abc

eb
ec

ea

esa

esc

图 3-14 基于 VOC 的网侧变流器的控制结构图

3.5 网侧控制目标的仿真验证
加入网侧变流器控制系统后所组成的直驱风电系统的整体仿真如图 3-15 所 示,参数设置如下:直流电容 C=0.05349 μF,网侧等效电阻 R=0.0207 ?,等效 滤波电感 L=0.1098 mH,直流电压给定值 Vdc*为 1200V,开关管的开关频率为 2 KHz。仿真时间设定为 1 s,风速在 0.5s 时从 8m/s 突变到风速 10m/s。

37

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究
Discrete, s = 1e-005 powergui

Tm wm v wm
Tm wind speed cp generator spe

Cp wgd
wm theatm ia ib Ubeta Ualfa Ubeta pluse Udc Ualfa

0 Beta

wm* piotch angel Pm

fengliji

Pm

ic

SVPWM Control 1 z Three -Phase Series RLC Branch
g + A + v C B C

iabc
iq id

is_abc Iq Id wm m m

Three -Phase V-I Measurement
Vabc A

Tm A B C

i + -

Three -Phase Programmable Voltage Source
A

g + A

+i -

A B C

A B C

Iabc a b c C B

B C

N

wm

thetam Te

Demux 2

Permanent Magnet Synchronous Machine

i + -

i + -

B

wm

Universal Bridge 1

Universal Bridge

udc

V/I

udc

g

uabc V I Mag_V_I P Q Pin Qin

P/Q

iabc

PF

grid _control

Active & Reactive Power

Calculate

PF

图 3-15 直驱风电系统整体仿真图

详细的闭环控制框图如图 3-16 所示。
-CUd Uq theta Ubelt Ubeta Ualfa Ualfa pulse

1 g

Clock1

5e-4 1 udc
In1 Out1

T scope1 Udc

mod

-C-

Scope

2*pi

1200

Ualf Ud Ubelt Uq theam

Ualf Uabc Ubelta

2 uabc

In1Out1 Ialf

0

Id Ibelt Iq theam Ialf Iabc Ibelta

3 iabc

图 3-16 网侧闭环控制框图

风能利用系数 Cp 波形如图 3-17 所示,可以看出整个风力发电系统在风速变 化中,能一直跟踪最大风能,对风能的利用率高。

38

硕士学位论文
0.5 0.45 0.4 0.35 0.3 0.25 0.2 0.15 0.1 0.05 0

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

t/s

图 3-17 风能利用系数 Cp 的波形
2000

ia b c

0

-2000

t/s iq
0 -1000 -2000 -3000

t/s
20 0

id

-20 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1

t/s

图 3-18 机侧电流变化波形

图 3-18 为发电机的电流变化波形,最上面为电机定子三相电流,可以看出 呈正弦规律变化,中间为电流 iq,风速变化前后能稳定在某一值处,下面的是电 流 id 波形,可以看出 d 轴分量稳定在 0 附近,验证了 id=0 的控制策略,实现了 机侧 d、q 电流的解耦。
1400

1300

1200

1100

1000

900

800

700

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

t/s

图 3-19 直流母线电压变化波形

直流母线电压如图 3-19 所示,在整个风能追踪过程中,直流母线电压能维 持在 1200V 左右,说明在风速变化时网侧变流器具备较强的维持直流母线电压 的能力,验证了网侧控制策略的正确性。

39

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

12

x 10

5

10

8

P

6

4

2

Q

0

-2

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

t/s

图 3-20 电网有功无功功率波形

电网的有功无功波形如图 3-20 所示,可以看出无功功率 Qg=0,实现了系统 的有功无功功率的解耦。 电网电压、电流波形如图 3-21 所示。从图 3-21 可以看出输出电压、电流波 形的相位能一致,说明网侧变流器实现了单位功率因数控制。需要指出的是,由 于时间有限,本文在逆变器端加三相滤波,导致电流波形存在一定的谐波,但总 体说来还是验证了前文的控制策略的正确性。
2500 2000 1500 1000 500 0 -500 -1000 -1500 -2000 -2500

ia

ua

0

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

t/s

图 3-21 电网电压电流波形

3.6 本章小结
本章主要对永磁同步直驱风力发电系统的并网变流器的控制进行了研究和 仿真。对背靠背双 PWM 变流器的机侧和网侧控制策略经分析后,机侧选定零 d 轴电流控制来研究基于永磁同步电机转子磁场定向的矢量控制策略, 网侧选定基 于电网电压定向的矢量控制策略。结合上一章的数学模型,搭建了整个风力发电 系统的仿真模型,先单独对机侧进行仿真分析,然后结合网侧控制模块再进行仿 真分析,最后仿真结果验证了控制策略的正确性。

40

硕士学位论文

第四章 基于直接功率控制的网侧变流器模型与仿真

4.1 引言
目前最常用的网侧控制策略是以坐标变换理论为基础的双闭环控制, 从上一 节可以看出,基于同步旋转坐标系的电网电压定向矢量控制通过d、q轴上的相关 电流来实现对有功无功功率的控制,具有高功率因数、算法和控制结构简单的特 点,但是一旦电网有谐波,会影响电压矢量的相位检测,导致定向的准确度使系 统发生振荡,而且还需要较复杂的坐标变换过程。 根据坐标变换的不同定向以及控制对象的不同, 可以分为基于电网电压定向 控制(VOC), 直接功率控制(Direct Power Control), 基于虚拟磁链的网侧电压定向 控制 (VF-VOC)和基于虚拟磁链的直接功率控制(VF-DPC)[54-55],具体优缺点如 表 4-1 所示。
表 4-1 网侧变流器控制策略优缺点对比 控制策略 电压定向控制 优点 缺点

开关频率固定,网侧滤波电感 坐标变换过程复杂,闭环设计 设计方便,非瞬时值控制,对 参数整定繁琐,容易受到电网 采样要求不高, 静动态性能好。 电压畸变的影响。 不需要单独的 PWM 发生单元, 瞬时控制时采样要求高,开关 无需坐标变换, 闭环设计简洁, 频率变化影响滤波器的设计, 动态性能好。 有功无功计算容易受到电网电 压畸变的影响。 能有效防止电压畸变,开关频 率固定,滤波电感设计方便, 非瞬时值控制,对采样要求不 高,静动态性能好。 闭环设计参数整定繁琐,算法复 杂计算量大,解耦控制复杂。

直接功率控制

基于虚拟磁链的 电压定向控制

基于虚拟磁链的 直接功率定向控 制

不需要单独的 PWM 发生单元, 瞬时控制时采样要求高,开关 能避免电网电压畸变影响,闭 频 率 变 化 易 影 响 滤 波 器 的 设 环设计简洁,无需坐标变换, 计,控制算法复杂。 动态性能好。

与采用电流闭环的矢量定向控制策略不同,直接功率控制(DPC)无需将功率 变量换算成相应的电流来进行计算,用功率环代替了电流内环,直接以功率作为 被控量来进行闭环控制,省了坐标变换过程,改进了系统的动静态性能,因此直
41

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

接功率控制受到了广泛关注。

4.2 瞬时功率的计算
传统理论中定义有功功率、 无功功率是以电压电流呈周期性变化为假设前提 的,以平均值或向量为基础,一旦电压电流发生畸变,传统的有功无功理论就不 再适用了。自日本学者Hirofumi Akagi提出三相电路瞬时有功、无功功率理论以 来,国内外学者运用这一理论,解决了许多实际问题,经过不断的完善发展,使 得这一理论更加成熟[56-58]。 4.2.1 三相静止ABC坐标系下瞬时功率的计算 设三相电路中, 静止坐标 ABC 坐标系下的瞬时相电压矢量为 Vabc=(va,vb,vc), 瞬时相电流矢量为 Iabc=(ia,ib,ic)。电压矢量的模为 Vabc = va 2 +vb 2 +vc 2 ,电流矢量的模为
I abc = ia 2 +ib 2 +ic 2 。如果把电压矢量进行定向,则电流矢量可分解为有功电流分

量 ip 和无功电流分量 iq 如图 4-1 所示[59]。
b

Vabc
ip
?

a
iq

I abc

c

图 4-1 相电流矢量 Iabc 的有功无功电流分量

瞬时有功功率 p 定义为相电压矢量 Vabc 与相电流矢量 Iabc 的标量积, 定义瞬 时无功功率 q 为相电压矢量 Vabc 与相电流矢量 Iabc 的矢量积。 ? ? p =Vabc i I abc =va ia +vb ib +vc ic = Vabc I abc cos ? = Vabc i p ? * * * ? ?q = Vabc × I abc =va ia +vb ib +vc ic = Vabc I abc sin ? = Vabc iq 与三相正弦交流电路中功率因数相对应,定义瞬时功率因数: cos ? = p p +q 2
2

(4-1)

(4-2)

φ 为相电压矢量 Vabc 与相电流矢量 Iabc 的相位差。 在三相静止坐标下瞬时有功功率,无功功率可改写为:
? p ? ? va ? q ? = ?v * ? ? ? a ?i ? vc ? ? a ? ?ib ? vc* ? ? ?i ? ? c?

vb vb*

(4-3)

42

硕士学位论文

式中的 va*,vb* vc*可有下式确定: ?va* ? ? vb -vc ? ? vbc ? 1 ? ? ? *? 1 ? ? ? vb ? = 3 ? vc -va ? = 3 ? vca ? ? vc* ? ? ? ?va -vb ? ? ? vab ? ? ? ? 将三相静止坐标系下的无功矢量 Qabc 改写成矢量表达式为:
? vb ? ? ib ? qa ? ? ? = ? vc q Qabc = ? b ? ? ?i c ? ? qc ? ? ? ? va ? ia ? vc ? ? ic ? va ? ? ia ? ? vb ? ib ? ?

(4-4)

(4-5)

瞬时无功功率 q 为:
q = Qabc = qa 2 +qb 2 +qc 2

(4-6)

4.2.2 两相静止αβ坐标系下瞬时功率计算 前面第二章已经介绍从静止 ABC 坐标系下到两相静止 αβ 坐标系下的变换矩 阵,这里不再介绍。Vabc, Iabc 经变换后在 αβ 坐标系下的电压 Vαβ,电流矢量 Iαβ 为:
? vα ? ? Vαβ = ? ? vβ ? ? ? v0 ? ? ?iα ? ? Iαβ = ? ?iβ ? ? ? i0 ? ?

(4-7)

式中,v0,i0 为零序电压电流分量。 这样可得瞬时有功功率 p,瞬时无功功率 q 在坐标系 αβ 下的计算公式为: p =Vαβ i Iαβ =vα iα +vβ iβ q =vα iβ -vβ iα 将上面两式改写成矩阵形式:
? p ? ? vα ? q ? = ?-v ? ? ? β vβ ? ?iα ? ? ? vα ? ? ?iβ ?

(4-8) (4-9)

(4-10)

4.2.3 两相旋转dq坐标系下瞬时功率计算 三相 ABC 坐标系下相电压矢量 Vabc,瞬时相电流矢量 Iabc 经旋转变换矩阵 (变换矩阵第二章已有介绍)变换后在两相旋转 dq 坐标系下的表达式为:

43

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

Vdq=[vd,vq]T, Idq=[id,iq]T。基于前文对瞬时功率的定义可得,在两相旋转 dq 坐标系
下瞬时有功功率 p 和瞬时无功功率 q 的计算表达式为: p =vd id +vq iq q =vq id -vd iq 对于三相对称电压,经变换矩阵后有:
? 3 ?ud = U m 2 ? ?u =0 ? q

(4-11) (4-12)

(4-13)

Um为峰值电压。所以,由式(4-11)、(4-12)可得: ? ? p= ? ? ?q =? ? 3 U mid 2 3 U miq 2

(4-14)

4.3 瞬时功率控制的实现
4.3.1 瞬时功率控制的理论依据 从(4-14)可以看出,如果把瞬时有功功率p和瞬时无功功率q当做被控量,就 能控制有功电流id和无功电流iq,通过变换矩阵的逆变换后,相当于控制了PWM 逆变器的三相电流。 下面将利用公式推导说明在直接功率控制系统中可以通过控 制PWM逆变器开关管的开通与关断,便可以控制其瞬时有功功率和无功功率。 三相电压型逆变器在两项旋转 dq 坐标系下的数学模型为[59]:
? did =ud +ω Liq -urd L ? ? dt ? ? L diq =-ω Li -u d rq ? ? dt

(4-15)

式中, urd = Sd uDC , urq = Sq uDC , Sd =Sα cos ωt +S β sin ωt , Sq =S β cos ωt -Sα sin ωt 。 对(4-15)做如下变形:第一式两边同乘ud,第二式同乘-ud,改写(4-15)为:
? did L ud =ud 2 +ω Liq ud -urd ud ? ? dt ? ?- L diq u =ω Li u -u u d d d rq d ? ? dt
由于 ud =

(4-16)

3 U m ,所以 2
44

硕士学位论文

? dp 3 2 3 ? L = U m -ω Lq- U murd ? dt 2 2 ? ? L dq =ω Lp + 3U u m rq ? 2 ? dt

(4-17)

由(4-17)可以看出逆变器的控制对象是输出功率了,所以控制网侧逆变器的 开关管的关断,就能控制逆变器交流侧电压urd、urq就能控制瞬时有功功率p和无 功功率q。不难看出,通过选择适当的交流侧电压矢量,改变它们在dq轴上的投 影urd、urq的符号,使得(4-17)中右侧式子是增大还是减小,这样瞬时有功、无功 功率p、q在下一个周期里就能沿着正方向增大或者减小了。 4.3.2 逆变器瞬时功率控制的系统结构 结合前面的理论分析和第3章的控制思路,外环仍是直流母线电压,将电网 有功功率给定值pref由直流 电压定向(VOC)控制中的电流内环换成功率内环控制, 电压闭环得出,为实现单位功率因数控制,无功功率给定值qref直接给定为0,系 统控制如图4-2。 检测到的三相相电压ea、eb、ec和相电流ia、ib、ic,通过计算得到系统瞬时有 同时将三相电压通过旋转变换得到在两相静止αβ坐标系下的 功功率和无功功率, 的eα、eβ,然后根据eα、eβ计算出在已划分好的电压矢量扇区内的扇区信号θn。无 功功率的给定值qref=0,有功功率给定值pref由直流侧电压外环输出与电压的乘积 计算得到。功率差值送入功率滞环比较器,得到Sp、Sq开关信号,再根据Sp、Sq、 θn查找矢量开关表得到相应的开关驱动信号Sa、Sb、Sc,来实现并网控制[60]。
Vdc

* Vdc

PI

I pi*

p*

Sp

Sa

Sb
Sq

Sc

q* =0

i a i b ic

L
ea eb

q

p

θn





ec

esa esb esc

图 4-2 直接功率控制系统结构图

4.3.3 电压空间矢量扇区划分及开关表的确定 将三相电压 ea、eb、ec 通过旋转变换得到在两相静止 αβ 坐标系下的的 eα、eβ
45

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

后,根据公式 arctan (eβ /eα ) 就可以确定电压矢量 E 的相位角 θ,然后根据 θ 来确 定 E 的位置。三相电压型 PWM 逆变器由 8 个矢量组成,即 V0、V1 、…、V7, 其中 V0、 V7 为零矢量。 电压的值由 Sa、 Sb、 Sc、 udc 决定, SaSbSc=000~111,即 V0 (000)、 V1 (100)、V2 (110)、V3 (010)、V4 (011)、V5 (001)、V6 (101)、V7 (111)。把空间矢 量平面划分为 12 个扇区,如图 4-3 所示。扇区在 αβ 平面范围计算公式为:

( n-2 ) π /6 ≤ θ n ≤ ( n-1) π /6, ( n=1, 2, ..., 12 )
例如, arctan (eβ /eα ) =0°~30°,说明电压空间矢量 E 在扇区 θ2 内。
V3

(4-18)

β

V2

V4

θ7 θ8

θ6

θ5 θ 4 θ 3

θ2
θ10 θ11 θ12

α
θ1

θ9

V1
T ( E -V5 ) L

V5

V6

图 4-3 矢量扇区的划分示意图

从 V0、V1 、…、V7 选择不同的电压矢量,对系统瞬时有功功率和无功功率 的影响也是不同的,因此必须选择合适的电压矢量来调节有功、无功功率,所以 开关表的确定是直接功率控制中的核心。当电压空间矢量 E 运行到实现划分好 的某个扇区后,根据开关表选择不同的电压矢量 Vn(n=0~7)。对逆变器主回路进 行分析有: I =I (0)+ 1 t (E - Vr )dt L ∫0 (4-19)

考虑一个采样周期T内E-Vr保持不变,并假设当前 0 时刻的电流矢量为I,而 此时的参考电流矢量为I*,改写(4-19): T I * =I + ( E ? Vr ) L 了有功和无功功率增量的大小和方向[61]。 假设 E 在扇区 θ1 内,此时 Sp=1、Sq=1,有功无功功率都需要增大。I*为与 p 、q*对应的参考电流矢量,若 I 滞后并小于 I*,如图 4-3 所示。这时候就应选 择电压矢量 U5(001),使得电流矢量 I 沿着矢量 E-V5 的方向趋近与 I*, 有功无功功 率趋近与各种给定值 p*、q*,从而确定了开关状态 SaSbSc=001。同理可推,得到 传统的开关表。
表 4-2 直接功率传统开关表
46
*

(4-20)

E-Vr在水平和垂直方向上的投影长度(相对于原点)分别决定 由式(4-20)可知,

硕士学位论文

sp 0 1 0 1

sq 0 0 1 1

θ1

θ2

θ3

θ4

θ5

θ6

θ7

θ8

θ9

θ10

θ11

θ12

101 100 100 110 110 010 010 011 011 001 001 101 101 111 100 000 110 111 010 000 011 111 001 000 100 110 110 010 010 011 011 001 001 101 101 000 111 111 100 000 110 111 010 000 011 111 001 000

4.3.4 功率滞环比较器 从图 4-2 可以看出,有功(无功)功率给定值与实际估算值的差值 Δp(Δq) 输入到有功(无功)功率滞环比较器,输出 Sp(Sq)为反映实际有功(无功)功率偏 离给定值的程度的函数, Sp 和 Sq 只有 0 或 1 两种状态。滞环比较器滞环特性如 图 4-4 所示。

sp
1
-H p

sq
1
p* -p

Hp

-H q

Hq

q* -q

图 4-4 有功、无功功率滞环比较器滞环特性

对于滞环比较器可做如下描述:
当 Δ p > H p 时, s p =1; 当 -H p < Δ p < H p 时, d Δ p /d t <0, s p =1。 当 Δ p < -H p 时, s p =0; 当 -H p < Δ p < H p 时, d Δ p /d t >0, s p =0 。 d Δ q /d t <0, sq =1。 当 Δ q > H q 时, s q =1; 当 -H q < Δ q < H q 时, 当 Δ q <-H q 时, s q =0; 当 -H q < Δ q < H q 时, d Δ q /d t >0, sq =0 。

4.4 基于常规的直接功率控制的改进
常规的直接功率控制虽然实现起来很容易,但是存在一些不足。国内外学者 对此进行了大量的研究改进,主要从三方面来进行:开关表的改进;开关管的调 制方式改进和功率计算方法改进。 传统的开关表依靠使用零矢量来减少开通关断 的次数来降低系统损耗的目的,但考虑到零矢量对无功功率调节的效果不理想, 存在无功失控区,加上有功无功功率相互耦合,致使有功无功功率的调节都受影 响。文献[36]采用改进的开关表,可改善电流波形,减小了电流的畸变率。 在三相PWM逆变器中一般采用2个电压传感器和一个电流传感器, 电压传感 器检测直流母线端电压和电网电压。为了减少系统成本,国内外学者对此研究后

47

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

提出了两种功率计算方法:一是无交流电压传感器计算方法,二是由波兰学者 Mariusz Malinowksi提出的基于虚拟磁链定向的直接功率控制(VF-DPC)[62]。 基于电网电压定向的直接功率控制具有结构、算法简单,功率因素高,谐波 小等优点,但是采用了功率内环的滞环控制,滞环控制最显著的一个缺点就是开 关频率不固定,这给输出滤波器的设计带来了困难。所以本文对传统的直接功率 控制的脉冲调制方式做如下改进:将滞环控制器用PI控制器替代,用SVPWM调制 模块替换开关表, 这种结构所组成的控制器就是基于开关频率恒定的直接功率控 制。控制结构框图如图4-5所示。 检测到Vdc与给定值Vdc*比较,送至PI调节器,根据前文分析可知直流电压外 环的PI调节器输出量为有功电流内环的电流参考值ipi*。检测到的三相相电压ea、 eb、ec和相电流ia、ib、ic,通过计算得到系统瞬时有功功率和无功功率和电网电 压电角度θ。无功功率的给定值qref=0,有功功率给定值pref由直流侧电压外环输出 ipi*与电压的乘积计算得到。p与pref和q与qref比较后的差值经PI环节后得到ud、uq, 经左边旋转变换得到在两相静止αβ坐标系下的的uα、uβ,经空间矢量脉宽调制 (SVPWM)模块后得到逆变器开关信号Sa、Sb、Sc,从而控制主电路IGBT开关 管的通断。

* V dc

Vdc
PI

I pi*

p*

PI

αβ
dq




Sa
Sb

Sc

q* =0

PI

p
ia i b ic

L
ea eb

θ

ec

esa esb esc

图4-5 基于空间矢量调制的直接功率控制框图

4.5 仿真与实现
直接功率控制的是网侧逆变器,其中 SVPWM 模块仍如第 2 章分析,具体 模块参见第三章。 所搭建的网侧直接功率控制如图 4-6 所示。 模型右侧为机侧控 制策略,仍采用基于转子磁场定向的矢量控制。
48

硕士学位论文
Discrete, Ts = 5e-006 s. powergui
[p_ref ] p_ref1 gonglv
Ualf P P

0 Constant
Q' Q P' P ud uq Ud Uq theta Ubelt Ualfa

Scope 5

Ualfa Ubeta Udc pluse

1 z Unit Delay

[Pulses] Pulses

hysteresis Scope 9

[Ialf ] Ialf 1 Ialf /Ibet [Ibet ] Ibet 1

Ubet Ialf Ibet Q

[Vdc] Vdc 3

SVPWM

Q

angle
Ubet theta Ualf

Scope 10

p_ref [p_ref ]

Scope 8

+ v -

UA + v UB + v UC

Ua

Ualf

p* Out1 In1

1200 Vdc * Vdc 1 [Vdc ]

Ub

Ubet

Ualf /Ubet [Ialf ] VA/IA
IA IB IC Ibet Ialf

Product

Uc

u3/u2

Ialf [Ibet ] Ibet [Pulses] Pulses1
A g +

I3/I2
+ i i i -

Udc

A B C

A B

Ia
+ B C + v -

Ib C
+

[Vdc ] Vdc

Three -Phase Series RLC Branch

Ic Universal Bridge

图4-6采用空间矢量调制的直接功率控制网侧控制模型

仿真风速设定为8m/s,机侧基本上没有什么变化。从下面的仿真图可以看出 机侧实现了最大风能追踪,风能利用系数维持在0.48附近。
0.5

0.48

0.46

0.44

0.42

0.4

0.38

0.36

0.34

0.32

0.3

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0.4

0.45

0.5

t/s

图4-8 风能利用系数Cp的波形

49

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

8

x 10

5

7

6

5

4

3

2

1

0

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0.4

0.45

0.5

t/s

图4-9 输出机械功率曲线

电网电流波形如图4-10所示,截取0.2s-0.4s的波形与前文采用电网电压定向 的矢量控制做对比,母线电压如图4-12所示。
2000

1500

1000

500

0

-500

-1000

-1500

-2000 0.2

0.22

0.24

0.26

0.28

0.3

0.32

0.34

0.36

0.38

0.4

t/s

图4-10 基于DPC控制的电网电压电流0.2-0.4s波形
2000 ia 1500

1000

500 ua 0

-500

-1000

-1500

-2000 0.2

0.22

0.24

0.26

0.28

0.3

0.32

0.34

0.36

0.38

0.4

t/s

图4-11 基于VOC控制电网电压电流0.2-0.4s波形

50

硕士学位论文

1300

1200

1100

1000

900

800

700

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0.4

0.45

0.5

t/s

图4-12 基于DPC控制直流母线电压波形
1400

1300

1200

1100

1000

900

800

700

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

0.3

0.35

0.4

0.45

0.5

t/s

图4-13 基于VOC控制直流母线电压波形

通过对比分析,电网电流的谐波明显比基于 VOC 控制电网电流谐波量小, 直接母线电压稳定时间比基于 VOC 控制要快得多,说明采用直接功率控制降低 了系统谐波,响应速度快等优点,达到了理论控制效果。

4.6 本章小结
本章主要针对网侧变流器进行了改进研究。 首先分析了 PWM 变流器直接控 制策略的理论, 然后对传统的直接功率控制中开关频率不固定提出了改进的直接 功率控制。根据前面研究,搭建好网侧变流器的直接功率控制模型,把模型运用 在直驱风力发电系统中,并仿真验证。仿真结果表明,采用直接功率控制的网侧 变流器具有响应速度快,谐波小的优点。

51

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

第五章 风力发电系统的最大风能追踪与仿真实现

5.1 引言
众所周知,风能是一种不稳定、随机性很强的能源。通过第二章分析知当风 速发生变化时,会直接导致风力机转速的变化,影响风机对风能的利用率。风力 发电系统按照电机转速控制的区别可以分为恒速恒频风电系统和变速恒频系统。 恒速恒频发电方式顾名思义即为在风力发电过程中保持发电机转速不变。 从第二 章可知,风机将风能转换成机械能的效率可用 Cp 表示,并且叶尖速比为某一确 定值时 Cp 才有最大值,此时风机对风能的捕获效率最高。如果发电机的转速固 定不变,只能对应某一特定风速能实现最大风能追踪,而一旦风速发生变化,显 然 Cp 不可能保持在最佳值, 所以在大多风速下系统风能的利用率低下,整个风力 发电系统的效率也就不高。 变速恒频风力发电系统让风力机转速随风速的变化而变化, 通过采用一些控 制方式来得到恒频电能。我们知道风能的获取除了与其机械特性密不可分外,好 的控制方法可以控制风机转速能跟随风速变化维持在最佳叶尖速比处, 实现对风 能的最大利用。 在变速恒频系统中一般采用最大功率点追踪 (MPPT) 的控制策略。 风力发电系统一般有两种运行模式:最大功率输出运行和额定功率输出运 行。前者一般对应风机启动至风速上升至额定风速的过程中,通过对功率的检测 来控制发电机的转矩,从而控制转速使风机运行最佳叶尖速比处,当超出额定风 速后偏航控制系统就开始作用,调节桨距角来维持转速在额定转速下,系统按照 额定功率进行输出。 风速不可能一直维持在额定风速之上,这是随机风的特性所决定的,所以风 电系统在多数时间里还是按照最大功率输出模式运行的, 如何在该模式下保证风 机输出最大功率是风力发电系统的一个研究重点, 因此对风力发电系统最大风能 跟踪控制的研究就显得很有必要了。

5.2 最大风能跟踪算法分析
风力机对风能跟踪的特性是由其自身决定的,从前面分析可以看出,风力机 吸收的风能与风机的转速有很大关系, 只有在风力机的转速与此时的风速差不多 时吸收的风能才是最大的。 因此根据当前的风速寻找一个最优的风机转速一直是 风力发电中的一个研究热点。 目前常用的最大风能跟踪控制按基本原理可分为三

52

硕士学位论文

类:最佳叶尖速比法(Tip speed ratio, TSR),功率反馈法(Power Signal Feedback, PSF)和爬山搜索法(Hill-climb Searching,HCS) (1)最佳叶尖速比法(TSR) 最佳叶尖速比法顾名思义就是控制风机在在最佳叶尖速比处运行。 由前文叶 尖速比-风能利用系数曲线图可知,对应任一风速存在一最佳转速,使风机的风 能利用系数最大。 该方法直接简单, 控制目标最直接, 但是需要测量风速、 转速, 由于风速的实时测量较为困难并且会增加系统成本, 而且在风速转速的测量上存 在较大的误差。除此之外,还需要知道风力机固有的叶尖速比曲线,由于风机型 号的不同,曲线也不尽相同,因此这种方法的移植性差。
参考叶尖速比 +
控制 逆变器输出要求 风力能源系统
[63-65]



风速

÷

风机转速
图5-1 最佳叶尖速比控制方法框图

(2)功率反馈法(PSF) 功率反馈法首先要在离线状态下测得风机的最优功率曲线, 然后对风机进行 基于最优功率曲线进行控制:首先测量得到转速,根据风力机的最优功率曲线计 算此时的发电机输出参考功率, 使得机组在不同发电机转速下的输出功率跟随指 令值,实现最大风能跟踪。 改写公式(2-2) 、(2-3)有: 1 rω 3 ) P = π r 2 ρ C p ( λ ,β ) ( λ 2

(5-1)

在高于额定风速时一般通过变桨控制来实现最大风能追踪, 低于额定风速下 时,桨距角 β=0,由图 2-1 可看出,当风力机保持最佳叶尖速比 λopt 时,功率最 大为:
1 rω 3 Pmax = π r 2 ρ C p max ( ) λopt 2

(5-2)

根据公式(5-2)可知,在不测量风速的情况下,只需根据风力机的参数λopt和 Cpmax就能计算出风力机当前的功率或转矩的最大值。图5-2功率反馈法的控制框 图。相比叶尖速比控制,该方法省去了风速测量。但需知道风力机固有的最优功 率曲线和转速测量,不仅带来了功率反馈控制难度而且还增加了实际应用的成 本,在实际的运行中如果系统参数出现变化就会影响风能追踪的跟踪效果。

53

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

图5-2 功率反馈法的控制框图

(3)爬山搜索法(HCS) 从前面两种算法可以看出,都需要测量风力机的固有特性,移植性不强,并 且有较大误差。爬山搜索法克服了以上缺点,只需要通过人为给转速施加扰动, 然后通过测量功率的变化,若风力机输出功率增加,那么继续按原有方向改变转 速; 如果输出功率变小, 则反向改变风力机转速。 图 5-3 爬山搜索法的控制框图。

图5-3 爬山搜索法的控制框图

5.3 爬山搜索法原理及其改进
5.3.1 爬山搜索法原理 爬山搜索的原理简单,容易实现,在风速稳定的时候有不错的控制效果。在 图5-4中,假设此时系统功率处于B点,功率为P(ω-1),给转速一个扰动后, 计算风机当前的功率P (ω), 并和P (ω-1)比较, 如果功率增大 (对应图上的C点) , 那么不改变转速指令的扰动dω符号,如果功率减小(对应图上的A点),改变dω 符号。这样使得风机功率达到最大P1,最后上个周期的转速值加上当前的转速扰 动值就是新的转速值。 在转速-功率曲线图上可以看到,对应某一风速的曲线P (ω)都存在一个最大 功率点,且转子最优转速ω随着风速v的增加而增加的,这就说明如果风速是不 变的话,系统的工作点在图5-4中的某条P (ω)曲线上来回移动,这样爬山法可以 控制系统使其工作在最佳工作点。如果风速突然发生变化,由于系统的惯性作用 而此时风机的转速不会立马随之变化, 系统的工作点将会随着风速的变化而移到

54

硕士学位论文

另一条P (ω)曲线上,风速从 v1变为v2时,风力机的工作点将从D点开始搜索寻找 最优。整个系统工作点变化如B-C-D-E-F-G曲线所示
P

P3
E
D

v1 < v2 < v3
G

P2
P1

H

F

v3 v2

B A

C

v1

ωstep

ω1 ω2

ω3

ω

图5-4 爬山搜索法的原理图

爬山搜索法一般包含以下几个步骤[69]: (1)初始化,确定步长,选择初始参考转速; (2)测量发电机的输出功率; (3)通过增加或者减小步长来改变转速并再次测量发电机的输出功率; (4)计算 Sign(ΔP) 和 Sign(Δω ) ; (5) ωref ( n ) =ωref ( n-1) +Sign ( ΔP ) Sign ( Δω ) ; (6)重复步骤(4)直到到达最优的运行点。

图5-5 传统爬山搜索法的控制流程图

一旦风速变化较快,系统不能跟随风速做出较快的响应,就会出现逻辑判断
55

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

错误, 难以达到较好的控制效果。 对于大转动惯量系统来说, 由于转动惯量较大, 风机转轴加速或减速较慢。风机轴上会储存大量的能量,这些能量只有在加速或 减速过程完成后才能变成输出功率输出。当外界风速发生突然变化的时候,输出 的能量不会变化太大,控制系统无法通过判断输出功率的变化及时的动作,这个 过程将影响爬山法的准确度和效率。 对于大转动惯量风机来说,风机转轴加速或减速较慢。风机的机械运动方程 为:
Pin =Pout +T f ω +ω J dω dt

(5-3)

式中,Pin为风机捕获功率;Pout为输出功率;Tf为摩擦系数,较小;J为转动 惯量,大容量风机的转动惯量J 较大,故上式右边的第三项不能忽略。当风速发 生变化的时候,大量的能量会储存在风力发电系统的转轴上,无法在短时间内输 出。由于没法及时检测系统的功率变化,会导致爬山搜索法没法使系统工作在最 佳工作点。 5.3.2 变步长的爬山搜索法 由于传统的爬山算法采用的是固定步长的扰动,当步长设置过大,虽然会加 快跟踪速度,但是系统工作点会在最大功率点附近来回波动,稳定性差,当步长 设置过小,保证了稳定性,但是会降低跟踪速度。所以针对上述情况提出了变步 长的扰动方法[66-67]。 变步长的爬山搜索法设定了一个功率的变化量的限制值,通过前后功率差 与该这设定值进行比较,如果大于,说明此时系统的输出功率离最大功率点还较 远,就会增大扰动量来加快跟踪速度;如果小于,说明此时系统的输出功率正在 逐渐接近最大功率处,为了保证系统的稳定性就选用较小的扰动步长。但是通过 改变扰动量的大小来保证系统的稳定性,增大和减小扰动量的值不好确定,增大 时选取的值过大,会导致系统振荡严重,过小则满足不了快速性的要求。同样, 扰动量减小时,选取的值过大会使系统在低风速时不稳定,过小也会造成系统的 不稳定。 为了加快对系统最大功率点的追踪速度和保证稳定性, 先对变步长的最大功 率跟踪控制算法作一点变化[68-69]: 同样是将系统的实际输出功率与上一周期进行 比较,但是不以此比较值作为扰动的参考,而是算出其与转速变化的比值。

dPs Ps ( n ) -Ps ( n-1) = , dω ω ( n ) -ω ( n-1)
转速扰动值:

n ≥1

(5-4)

56

硕士学位论文

Δω =K

dPs dω

(5-5)

式中,Ps 为发电机定子输出功率,ω 为转子转速,K 为通过经验或实验获取 的转速扰动函数的比例系数
[70-71]



在每个控制周期内都给转速一个扰动值Δω,由式(5-4)可以看出,功率差与 转速差的比值来给定扰动信号的,相当于在图 5-4 中P-ω曲线的斜率变化,风速 变化越大,斜率也就越大,给的扰动信号相应的大,使系统尽量最快达到最大功 率工作点;在风速变化较小或风速不变时,斜率也就小,给的扰动信号小,风机 转速越平稳,系统工作也更稳定。

5.4 仿真分析
机侧的控制策略采用第3章所分析的转子磁场定向,只是转速参考值不再是 由最佳叶尖速比来确定,而由爬山法来寻找最佳转速。控制流程图如图5-6所示。
ωψ f

ω

*

PI
iq

i

* q

PI
ωLq
ω Ld

u

* q

uq

αβ



id
* id

PI
id

dq
* ud

ud


ia ib ic

iq

abc dq
θ

ω
Tm

PMSG

图5-6 风电系统最大风能追踪机侧控制框图

测量发电机转速ωm和转矩Tm,输入到改进的爬山搜索法控制器中,输出为 给定的转速ω*,经过PI控制器后得到q轴电流的给定值iq*,仍然采用零d轴控制,

d轴电流的给定值id*=0;通过安装在发电机转轴上的编码器测得转子磁场位置角 θ,将检测到的三相定子电流ia、ib、ic(在实际系统中通常只需要检测两相电流,
因为对于三相对称系统,三相定子电流之和为0) ,利用3s/2r变换到dq坐标系下的 电流id、iq;同时利用电流内环转速外环环控制可得定子d、q轴的给定电压ud*、
57

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

uq*,再经过Park反变换得到两相静止坐标系下给定电压uα*、uβ*,最后根据空间
矢量脉宽调制(SVPWM)的方法产生PWM波形来对机侧整流器进行控制,使得发 电机定子端输出三相电压的实际值跟踪给定值来实现对发电机有功功率控制, 从 而实现最大风能捕获的目标。 根据控制框图在Simulink环境下搭建的仿真模型如图5-7所示。
wind speed

Discrete , Ts = 5e-007 s. powergui
Twind (N*m)

Wind Turbine
wind speed(m/s)

v

Pwind(W)

pitch angle(deg)

0

[v]

Cp

generator speed(r/min)

-K-

[wr] v1

Cp

[i_abc]

i_abc

Tm A A

Vabc Iabc

[V] [I] [SVPWM]

g A B C

[wr]

wr

m

m B

+

+

B

a b

i -

[Idc]

Te

C
n -K-

C

c

-

+ - v

[Vdc ]

PMSG

[V] [wr] [i_abc ]
wr

abc(L-L)

abc(P-G)

Vabc

Vabc

Vabc PQ

i_abc

SVPWM

[SVPWM]

[I]

Iabc

Iabc

Iabc

n_ref

n_ref

[Vdc] Controller [Idc]

Vdc

Vdc

Fo=25 Hz
P Idc Idc n_ref

[wr] P

wr

[n] 260

Fixed step -size HCS

图5-7 风电系统最大风能追踪模型

永 磁 同 步 发 电 机 参 数 设 置 为 : 定 子 电 阻 Rs=0.75? , 电 感 Ld=0.00684H ,

Lq=0.01162 H,极对数P=11,磁通幅值Ψ=0.5173 Wb,风轮半径R=6 m,桨距角 β=0°,仿真时间为30s。
风速变化曲线如图5-8所示,需要指出的是风机的额定风速是9m/s,而本文 所进行最大风能一般是在额定风速下。 在风速超过额定风速的时候给定发电机的 额定转速300r/min。
10 9.5

9

8.5

8

7.5

7

6.5

0

5

10

15

20

25

30

t/s

图 5-8 风速变化曲线图

58

硕士学位论文
0.5 0.45 0.4 0.35 0.3 0.25 0.2 0.15 0.1 0.05 0

0

5

10

15

20

25

30

t/s

图 5-9 风能利用系数 Cp 波形图

图5-10为风速变化曲线,从图中我们可以看出在风速变化的时候Cp 波动较 小,一直在最大值附近变化,说明能较好的追踪风速实现最大风能跟踪。 图 5-8 为电机转速变化图。从图 5-8 可以看出,电机转速能较好的跟随风速 的变化而变化,当超过额定风速时,发电机的转速也稳定在 300r/min 处。
400

350

300

250

r/min

200

150

100

50

0

0

5

10

15

20

25

30

t/s

图 5-9 发电机转速波形图

图 5-10 为输出功率曲线图,可以看出输出功率与风速的波形保持一致。
7000

6000

5000

4000

3000

2000

1000

0

0

5

10

15

20

25

30

t/s

图 5-10 电机输出功率波形图

59

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

5.5 本章小结
本章首先介绍了风力发电系统最大风能追踪的算法分析, 通过比较后选定爬 山搜索法来进行最大风能追踪, 针对爬山搜索存在步长选择固定导致系统稳定性 差或跟踪速度慢等问题,提出了变步长的爬山算法,并搭建好仿真模型,然后应 用到风力发电系统中进行仿真。仿真结果表明,提出的变步长爬山算法能很好的 追踪风速,系统对风能的利用率高。

60

硕士学位论文

第六章 总结与展望

6.1 研究工作总结
随着经济的发展,资源的约束越发突出,因此我国提出“资源节约型、环境 友好型”的两型社会。风能对环境基本无污染和可重复利用的优点得到了世人的 关注。风力发电作为风能的主要利用方式,从上世纪 80 年代开始快速发展,技 术日益成熟,单机容量不断提高,另外控制技术也得到日新月异的发展。 我国在制作技术方面已经步入国际先进行列,但是核心技术方面,我国仍远 远落后于世界风电强国。作为跨越多个领域,包含多个学科的技术,风力发电技 术的中国化任重道远。目前变流器控制技术是风力发电技术的关键技术之一。 本文主要是针对直驱永磁同步风力发电系统变流器的控制进行研究, 主要研 究内容如下: (1)对直驱型永磁同步风力发电系统各个组成部件进行分析,给出了风力 机的数学模型,并结合坐标旋转变换,分别给出了永磁同步发电机和背靠背双 PWM 变流器在三相静止坐标系和两相旋转坐标系下的数学模型,详细介绍了空间 电压矢量调制技术(SVPWM)的原理。 (2)对风力发电系统变流器的控制策略进行研究。通过永磁同步发电机进 行分析研究, 机侧选定零 d 轴电流控制来研究基于永磁同步电机转子磁场定向的 矢量控制策略;网侧选定基于电网电压定向的矢量控制(VOC)控制策略。根 据分析搭建了变流器控制系统模型,仿真表明,针对风能资源的不确定性和随机 性,机侧变流器可以实现机组的最大风能捕获,网侧变流器可以维持直流母线电 压稳定,实现有功功率和无功功率解耦,满足系统要求。 (3)对电网侧变流器控制策略进行改进研究。为满足并网电能的动态响应 好和谐波小的要求,网侧 PWM 变流器控制器采用直接功率控制策略。先是直接 功率控制进行理论分析, 针对传统的直接功率控制中使用滞环控制器和开关表容 易造成逆变器端的开关频率不固定,从而增加系统滤波器设计难度的问题,提出 一种固定开关频率的控制方法,即基于空间矢量的直接功率控制策略 (DPC-SVM) 。 搭建基于空间矢量的直接功率控制策略的仿真模型并进行仿真研 究,仿真结果与传统直接功率控制相比响应速度快,降低了系统谐波率,提高了 电能质量,证明了系统的可行性。 (4)对风力发电系统的最大风能追踪算法进行研究。通过比较几种主流的 最大风能追踪算法,选定爬山算法进行研究。针对爬山搜索存在步长选择固定导
61

直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

致系统稳定性差或跟踪速度慢等问题,提出了变步长的爬山算法,并根据控制框 图搭建好仿真模型,然后应用到风力发电系统中进行仿真。仿真结果表明,在给 定随机风速的时候,转速能跟随风速的变化而变化,风能利用系数一直保持在最 大值附近,证明了本文提出的变步长爬山算法能很好的追踪风速,系统对风能的 利用率高。

6.2 展望
针对直驱永磁同步风力发电系统并网的问题,本文经过一年多的研究工作, 虽然取得了一些研究成果,但还存在着一些不足: (1) 在风力发电的实际机组中,整个系统除了变流控制外还包括像变桨控 制、偏航控制等多个控制器,这些控制器是组成一个统一的整体,如果单独进行 分析肯定会忽略它们之间的协调控制。由于研究时间有限,本文并网时并没有考 虑滤波器。 (2) 本文中对风力发电系统建模只是局限在数学模型, 而在实际过程中要考 虑很多因素对系统的影响,主要进行的只是在仿真软件进行仿真研究,没有在实 际的软硬件平台中得到验证。 (3)尽管本文已经对爬山算法进行了改进,但是仍然是在传统的爬山搜索基 础上,没有考虑将智能控制算法加进来。风力发电系统包含多个子系统,具有高 度非线性特点,所以智能控制技术在风力发电系统中有着很好的发展前景,如果 风力发电系统中应用智能化控制技术, 一定能够提高风电机组的稳定性和延长机 组的使用。

62

硕士学位论文

参考文献

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硕士学位论文

攻读学位期间主要的研究成果

1、参与的科研工作 [1] 国家自科基金项目(61074067)“分布式鲁棒强化学习及其在解耦控制中的应
用研究”;

[2] 横向科研项目“株洲市清水塘工业区工业废水综合处理利用自动化控制系统
工程(核心部分)”。

2、发表的论文 Wang Xin, Cao Mingfeng, Qiu Li ect.Control of Direct-drive Permanent-magnet Wind Power System Grid-Connected Using Back-to-back PWM Converter [C].The 3rd International Conference on Intelligent Systems Design and Engineering Applications, 2012(3) :478-481.

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直驱型永磁同步风力发电系统变流器的控制研究

致 谢

时光飞逝,如白驹过隙,三年的研究生学习生涯即将结束了。在这论文完成之际,谨向 所有关怀和帮助我的人致以最诚挚的谢意。 首先要深深感谢我的导师王欣教授。本论文的研究工作是在王老师的悉心指导下完成 的,从论文的选题、立意,到写作、修正,整个过程都倾注了王老师大量的心血。恩师严谨 的治学态度、勤奋的治学作风、渊博的专业知识和豁达的学者胸怀深刻地影响着我,并将使 我终生铭记和受益。王老师为人宽厚,对学生热情负责;她平易近人的处世之道,让我感受 到了浓厚的师生之情。 在此, 谨向王老师对我一直以来的关心和帮助表示最衷心最诚挚的谢 意! 感谢秦斌教授对我论文的建议和帮助! 衷心感谢我的家人和我的亲人, 在我求学过程中他们给予的所有鼓励和全力支持, 使我 能够专心致志地学习和研究,并顺利的完成学业。祝他们工作顺利,身体健康! 真诚的感谢周浩、 李平川等同班同学们学习期间给予我的帮助和支持, 在共同学习和生 活中结成的友谊使我终生难忘! 感谢测控技术研究所的邱丽等研究生对我论文的全力支持和帮助,祝愿他们学业有成。 感谢所有支持和帮助过我的人, 我将在以后的人生道路上继续不断努力, 争取获得更大 的进步。

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