永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)中雙脈寬調(diào)制變換器的應(yīng)用

永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)中雙脈寬調(diào)制變換器的應(yīng)用

0雙vm變換器協(xié)調(diào)控制策略雙脈寬調(diào)節(jié)裝置（pm）具有良好的運(yùn)行特性和雙向功率流動(dòng)特點(diǎn)，受到風(fēng)電工程技術(shù)的廣泛關(guān)注和研究[1、2、3、4、5、6、7、8、9、10]。由于其運(yùn)行方式的靈活性,雙PWM變換器在交流勵(lì)磁電源系統(tǒng)及永磁直驅(qū)并網(wǎng)電路中得到普遍應(yīng)用。相對(duì)于采用雙PWM變換器進(jìn)行交流勵(lì)磁的雙饋感應(yīng)風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)而言,永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)中常采用全容量雙PWM變換器實(shí)現(xiàn)并網(wǎng)發(fā)電。雙PWM變換器直流鏈電壓的靜態(tài)穩(wěn)定性和動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)能力是發(fā)電系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行的關(guān)鍵所在,因此要求雙PWM變換器直流鏈電壓在發(fā)電機(jī)運(yùn)行狀態(tài)變化時(shí)的波動(dòng)盡可能小。永磁直驅(qū)用雙PWM變換器與交流勵(lì)磁用雙PWM變換器的顯著區(qū)別在于各自的運(yùn)行容量,交流勵(lì)磁用雙PWM變換器的運(yùn)行容量一般僅為交流勵(lì)磁發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)差容量,而永磁直驅(qū)用雙PWM變換器的運(yùn)行容量一般略大于永磁同步發(fā)電機(jī)(PMSG)的額定容量。與雙PWM變換器控制交流勵(lì)磁電源相比,當(dāng)風(fēng)速變化時(shí),PMSG定子輸出功率的變化幅度將大于交流勵(lì)磁電源轉(zhuǎn)子勵(lì)磁功率的變化幅度,因此,永磁直驅(qū)用雙PWM變換器的直流鏈電壓會(huì)隨著PMSG輸出功率的改變而出現(xiàn)大幅度波動(dòng),這對(duì)變換器功率器件的安全運(yùn)行及發(fā)電系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行非常不利。因此,在采用雙PWM變換器并網(wǎng)的永磁同步風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)中,更應(yīng)考慮在風(fēng)速變化時(shí)穩(wěn)定控制永磁直驅(qū)用雙PWM變換器直流鏈電壓的方法。本文結(jié)合文獻(xiàn)的分析,對(duì)采用雙PWM變換器并網(wǎng)的永磁直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)的運(yùn)行特點(diǎn)進(jìn)行了分析,提出一種適用于永磁直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組的雙PWM變換器協(xié)調(diào)控制策略。以一臺(tái)1MW商用永磁直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組為例,對(duì)傳統(tǒng)控制策略和改進(jìn)協(xié)調(diào)控制策略進(jìn)行了仿真對(duì)比計(jì)算,并建立了基于雙PWM變換器的直驅(qū)永磁同步風(fēng)力發(fā)電實(shí)驗(yàn)系統(tǒng),仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果均驗(yàn)證了所提出的協(xié)調(diào)控制策略的正確性和有效性。1網(wǎng)側(cè)變換器閉環(huán)控制圖1為采用雙PWM變換器并網(wǎng)的永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖。通過控制機(jī)側(cè)變換器實(shí)現(xiàn)PMSG的最大風(fēng)能跟蹤控制;通過控制網(wǎng)側(cè)變換器實(shí)現(xiàn)中間直流鏈電壓穩(wěn)定控制及并網(wǎng)無功功率控制。由圖1可知,PMSG輸出的有功功率Ps經(jīng)機(jī)側(cè)變換器后饋入中間直流環(huán)節(jié),忽略變換器損耗,機(jī)側(cè)變換器輸出的功率與發(fā)電機(jī)輸出功率相等,即有:式中:usd,usq,isd,isq分別為dq同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下發(fā)電機(jī)定子電壓、電流的d,q軸分量;udc為直流鏈電壓;is為機(jī)側(cè)變換器輸出的直流母線電流。流過直流側(cè)電容器的電流為:式中:C為直流電容器電容值;ig為網(wǎng)側(cè)變換器輸入的直流母線電流。網(wǎng)側(cè)變換器從直流側(cè)輸入的功率為:要使運(yùn)行過程中變換器功率保持平衡,即Ps=Pg,則udc應(yīng)為常量,需對(duì)udc采用閉環(huán)控制。目前,對(duì)于網(wǎng)側(cè)變換器常采用基于電網(wǎng)電壓定向的電壓、電流雙閉環(huán)矢量控制策略來實(shí)現(xiàn)直流鏈電壓的閉環(huán)控制。結(jié)合文獻(xiàn)的分析,當(dāng)機(jī)側(cè)變換器的輸出功率增大時(shí),采用傳統(tǒng)雙閉環(huán)控制方案的網(wǎng)側(cè)變換器的輸出功率無法及時(shí)增大,多余的能量將被直流側(cè)電容器所吸收,考慮到風(fēng)速增大時(shí)機(jī)側(cè)變換器的輸出功率將急劇增大,因此,直流電容器將被充電至較高電壓水平,這將對(duì)功率器件的耐壓水平提出很高的要求。如果進(jìn)一步忽略網(wǎng)側(cè)變換器和交流側(cè)電抗器的損耗,則網(wǎng)側(cè)變換器從直流側(cè)輸入的功率與雙PWM變換器饋入到電網(wǎng)的功率相等,即有:式中:egd,egq,igd,igq分別為dq同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下網(wǎng)側(cè)電網(wǎng)電壓、電流的d,q軸分量。當(dāng)將d軸定向于電網(wǎng)電壓綜合矢量上時(shí),式(4)可簡(jiǎn)化為:若能實(shí)現(xiàn)風(fēng)速變化時(shí)發(fā)電機(jī)輸出的有功功率經(jīng)雙PWM變換器后及時(shí)饋入電網(wǎng),則可實(shí)現(xiàn)運(yùn)行過程中直流側(cè)電容器的充放電功率變化很小,即有效維持風(fēng)速變化過程中直流鏈電壓的穩(wěn)定。根據(jù)式(1)、式(2)、式(5)有:當(dāng)電網(wǎng)d軸電壓egd為常數(shù)時(shí),式(6)可表示為:式(7)中的Ps/egd反映了發(fā)電機(jī)輸出的有功功率,當(dāng)風(fēng)速變化時(shí),為及時(shí)調(diào)節(jié)網(wǎng)側(cè)變換器的網(wǎng)側(cè)電流igd,使得發(fā)電機(jī)輸出的功率及時(shí)饋入電網(wǎng),應(yīng)將Ps/egd作為一個(gè)前饋補(bǔ)償量與網(wǎng)側(cè)變換器直流電壓比例積分(PI)調(diào)節(jié)器的輸出一起作為網(wǎng)側(cè)變換器電流內(nèi)環(huán)的d軸電流給定值i*gd,則當(dāng)風(fēng)速變化時(shí),d軸電流給定值i*gd將會(huì)及時(shí)改變,網(wǎng)側(cè)變換器電流內(nèi)環(huán)可以控制d軸電流快速跟蹤指令電流,從而實(shí)現(xiàn)網(wǎng)側(cè)變換器輸出功率與機(jī)側(cè)變換器輸入功率保持平衡,直流鏈電壓的變化率可大為減小。因此,對(duì)于采用雙PWM變換器并網(wǎng)的永磁直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)而言,同樣可以利用機(jī)側(cè)變換器和網(wǎng)側(cè)變換器的相關(guān)信息協(xié)調(diào)控制雙PWM變換器,從而有效減小風(fēng)速變化時(shí)直流鏈電壓的波動(dòng)及直流電容器電容值。2最大風(fēng)速控制裝置永磁直驅(qū)同步發(fā)電機(jī)常采用表貼式PMSG,目前主要采用轉(zhuǎn)子磁場(chǎng)定向的矢量控制技術(shù)實(shí)現(xiàn)對(duì)該類電機(jī)的控制?？刂齐姍C(jī)定子電流d軸分量為0,當(dāng)風(fēng)速變化時(shí),通過控制電機(jī)定子電流q軸分量可實(shí)現(xiàn)對(duì)電磁轉(zhuǎn)矩的控制。通過調(diào)節(jié)發(fā)電機(jī)的電磁阻轉(zhuǎn)矩來及時(shí)調(diào)整風(fēng)力機(jī)轉(zhuǎn)速,使其始終保持最佳葉尖速比運(yùn)行即可實(shí)現(xiàn)對(duì)發(fā)電機(jī)電磁功率和輸出有功功率的準(zhǔn)確控制,進(jìn)而實(shí)現(xiàn)永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機(jī)的最佳風(fēng)能跟蹤控制。當(dāng)風(fēng)速變化時(shí),PMSG輸出的最佳有功功率指令Ps*可表示為:式中:k=ρA(R/λopt)3Cpmax/2;ρ為空氣密度;A為風(fēng)力機(jī)掃風(fēng)面積;R為風(fēng)輪半徑;λopt為最佳葉尖速比;Cpmax為最大風(fēng)能利用系數(shù);ω為風(fēng)力機(jī)的機(jī)械角速度;ΔP=P0+PCus+PFes,P0,PCus,PFes分別為機(jī)械損耗、定子銅耗、定子鐵耗。按式(8)給出的有功指令Ps*控制發(fā)電機(jī)輸出的有功功率Ps可使風(fēng)力機(jī)實(shí)時(shí)捕獲最大風(fēng)能。PMSG控制系統(tǒng)外環(huán)可采用有功功率的閉環(huán)PI控制,其調(diào)節(jié)輸出量作為發(fā)電機(jī)定子電流q軸分量給定;控制系統(tǒng)內(nèi)環(huán)則分別實(shí)現(xiàn)定子d,q軸電流的閉環(huán)控制。根據(jù)文獻(xiàn),PMSG定子d,q軸控制電壓可分別表示為:式中:Ls為發(fā)電機(jī)定子電感;ωs為同步電角速度;Χ為轉(zhuǎn)子永磁體磁鏈;Δusd和Δusq分別為實(shí)現(xiàn)定子電壓、電流解耦控制的電壓補(bǔ)償項(xiàng);Kp1和τi1分別為電流環(huán)PI調(diào)節(jié)器的比例系數(shù)和積分時(shí)間常數(shù)。對(duì)于網(wǎng)側(cè)變換器,目前常采用基于電網(wǎng)電壓定向的矢量控制策略實(shí)現(xiàn)直流鏈電壓控制和并網(wǎng)無功控制。為充分利用機(jī)側(cè)變換器輸入功率的變化信息,可在直流電壓調(diào)節(jié)環(huán)輸出的基礎(chǔ)上增加反映發(fā)電機(jī)輸出有功功率的前饋量Ps/egd一起構(gòu)成內(nèi)環(huán)d軸電流給定,從而實(shí)現(xiàn)風(fēng)速變化時(shí)網(wǎng)側(cè)變換器d軸電流迅速變化,及時(shí)將發(fā)電機(jī)輸出的有功功率輸入電網(wǎng)。根據(jù)文獻(xiàn),網(wǎng)側(cè)變換器d,q軸控制電壓可分別表示為:式中:Lg為網(wǎng)側(cè)變換器進(jìn)線電抗器電感;ωg為電網(wǎng)電角速度;ugd,ugq,igd,igq分別為dq同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下網(wǎng)側(cè)變換器控制電壓、電流的d,q軸分量;Δugd和Δugq分別為實(shí)現(xiàn)網(wǎng)側(cè)電壓、電流解耦控制的電壓補(bǔ)償項(xiàng);Kp2和τi2分別為電壓環(huán)PI調(diào)節(jié)器的比例系數(shù)和積分時(shí)間常數(shù)。綜上所述,結(jié)合機(jī)側(cè)變換器和網(wǎng)側(cè)變換器相關(guān)信息所構(gòu)成的永磁直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)控制結(jié)構(gòu)框圖如圖2所示。3控制策略仿真為驗(yàn)證所提出的永磁直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)雙PWM變換器協(xié)調(diào)控制策略的正確性和有效性,本文建立了一臺(tái)1MW永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)仿真模型,對(duì)網(wǎng)側(cè)變換器采用傳統(tǒng)直流電壓閉環(huán)控制策略和改進(jìn)協(xié)調(diào)控制策略時(shí)永磁直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)的運(yùn)行特性進(jìn)行了仿真對(duì)比計(jì)算。系統(tǒng)參數(shù)如下:(1)PMSG:額定容量1MW,定子額定電壓690V,定子額定電流850A,極對(duì)數(shù)28,額定轉(zhuǎn)速2.3rad/s,定子相電阻0.006Ψ,交軸電感2.56mH,直軸電感2.56mH;(2)網(wǎng)側(cè)變換器:直流設(shè)定電壓1200V,直流側(cè)電容器電容值為38mF,網(wǎng)側(cè)無功功率設(shè)定為0,2種控制策略下直流電壓調(diào)節(jié)環(huán)的比例系數(shù)均為1,積分系數(shù)均為10;(3)風(fēng)力機(jī):槳距角0°,空氣密度1.225kg/m3,風(fēng)輪半徑30m,最佳葉尖速比6.25,最優(yōu)效率0.4381。圖3和圖4分別給出了不同控制策略下永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)的仿真波形。仿真過程中,假設(shè)6s時(shí)風(fēng)速?gòu)?0m/s突變?yōu)?1m/s。由圖3(a)和圖4(a)可知,在風(fēng)速變化前后,發(fā)電機(jī)運(yùn)行轉(zhuǎn)速分別為2.07rad/s和2.28rad/s,相應(yīng)的轉(zhuǎn)速理論計(jì)算值分別為2.08rad/s和2.29rad/s,實(shí)際轉(zhuǎn)速和理論計(jì)算結(jié)果吻合,發(fā)電機(jī)以最優(yōu)速度運(yùn)行實(shí)現(xiàn)最大風(fēng)能捕獲。由圖3和圖4可知,對(duì)于2種不同的直流電壓控制策略而言,當(dāng)風(fēng)速變化時(shí),發(fā)電機(jī)的運(yùn)行情況基本上保持一致,其定子q軸電流增大,發(fā)電機(jī)以最佳轉(zhuǎn)速運(yùn)行實(shí)現(xiàn)對(duì)風(fēng)能的實(shí)時(shí)捕獲。由圖3(b)可知,當(dāng)風(fēng)速突變后46ms時(shí)前饋補(bǔ)償電流Igdc就達(dá)到1.08kA,但此時(shí)直流電壓控制環(huán)輸出電流僅為0.95kA,因此網(wǎng)側(cè)變換器無法將發(fā)電機(jī)輸出的功率及時(shí)饋入電網(wǎng),多余的功率將流入直流電容器,使得直流電容器的電壓被充電至1.375kV,經(jīng)過0.5s后直流鏈電壓才恢復(fù)至設(shè)定值。由圖4可知,當(dāng)采用直流電壓協(xié)調(diào)控制策略時(shí),風(fēng)速突變后網(wǎng)側(cè)給定電流將隨前饋補(bǔ)償電流變化而及時(shí)變化,因此發(fā)電機(jī)輸出的功率及時(shí)經(jīng)雙PWM變換器饋入電網(wǎng),從而使直流鏈電壓始終保持在設(shè)定值附近,大大減小了風(fēng)速突變時(shí)直流鏈電壓的波動(dòng)。4基于dspacedf為進(jìn)一步驗(yàn)證永磁直驅(qū)風(fēng)電系統(tǒng)雙PWM變換器協(xié)調(diào)控制策略的可行性,利用基于雙PWM變換器的直驅(qū)永磁同步風(fēng)力發(fā)電實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。圖5為實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)結(jié)構(gòu),該系統(tǒng)包括PMSG、雙PWM功率變換器、電抗器、升壓變壓器、并網(wǎng)裝置以及H橋控制直流電動(dòng)機(jī)模擬風(fēng)力機(jī)等設(shè)備。為在實(shí)驗(yàn)室無風(fēng)條件下進(jìn)行風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)并網(wǎng)實(shí)驗(yàn)研究,在一塊dSPACEDS1103控制板上采用轉(zhuǎn)矩模擬算法控制直流電動(dòng)機(jī)來模擬風(fēng)力機(jī)特性。dSPACE實(shí)時(shí)仿真系統(tǒng)是德國(guó)dSPACE公司開發(fā)的一套基于MATLAB/Simulink的控制系統(tǒng)開發(fā)及半實(shí)物仿真軟硬件工作平臺(tái)。在DS1103控制板上利用設(shè)定風(fēng)速、直流電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速和電流即可準(zhǔn)確模擬風(fēng)力機(jī)在機(jī)組轉(zhuǎn)速及風(fēng)速變化時(shí)的運(yùn)行特性。當(dāng)設(shè)定風(fēng)速變化時(shí),結(jié)合電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速和風(fēng)力機(jī)特性可實(shí)時(shí)計(jì)算直流電動(dòng)機(jī)的輸出給定轉(zhuǎn)矩,通過對(duì)直流電動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)矩的閉環(huán)控制即可實(shí)現(xiàn)對(duì)風(fēng)力