兆瓦级永磁同步风力发电机矢量控制策略

第33卷第3期　2010年3月
合肥工业大学学报
(自然科学版)
J OU RNAL OF H EFEI UN IV ERSIT Y OF TECHNOLO GY
Vol.33No.3　
Mar.2010　
收稿日期:2009203212;修改日期:2009205214基金项目:“十一五”国家科技支撑计划资助项目(2006BAA01A20)作者简介:汪令祥(1976-),男,安徽安庆人,合肥工业大学博士生;
张　兴(1963-),男,上海市人,合肥工业大学教授,博士生导师;张崇巍(1945-),男,安徽巢湖人,合肥工业大学教授,博士生导师.
兆瓦级永磁同步风力发电机矢量控制策略
汪令祥1,　张　兴1,　张崇巍1,　谢　震1,　曹仁贤2
(1.合肥工业大学电气与自动化工程学院,安徽合肥　230009;　2.合肥阳光电源有限公司,安徽合肥　230088)
摘　要:文章针对兆瓦级永磁同步风力发电直驱系统的应用,提出了一种基于定子电流定向的永磁同步风力发电机复合矢量控制策略;该策略在发电机切入速度与转折速度间采用最大转矩电流比控制方式提高系统的发电功率,在转折速度至极限速度间,采用最大功率输出的弱磁控制方式提高系统的稳定性;根据实时检测的发电机运行状况,2种控制策略实现相互转换,应用所提方案于兆瓦级永磁同步风力发电机的控制系统,通过仿真和实验验证所提方案的正确性和可行性。

关键词:永磁同步风力发电机;矢量控制;最大转矩电流比;弱磁控制
中图分类号:T K89 文献标识码:A 文章编号:100325060(2010)0320379205
On the vector control method for MW level direct driven wind turbines
WAN G Ling 2xiang 1,　ZHAN G Xing 1,　ZHAN G Chong 2wei 1,　XIE Zhen 1,　CAO Ren 2xian 2
(1.School of Electric Engineering and Automation ,Hefei University of Technology ,Hefei 230009,China ;2.Hefei Sungrow Power Sup 2ply Co.,Ltd.,Hefei 230088,China )
Abstract :Aimed at t he application of MW level direct 2drive wind power generating system ,one perma 2
nent magnet synchronous generator (PMSG )compound vector control scheme based on stator current orientation is p ropo sed in t his paper.Between t he cut 2in speed and t urning speed of generator ,t he scheme adopt s t he maximum ratio of torque to current cont rol mode to advance t he system generating power ,and uses t he flux 2weakening cont rol of maximum power outp ut between t he t urning speed and limiting speed ,to imp rove t he system stability.According to t he real time monitoring generator oper 2ating stat us ,two cont rol st rategies mentioned above can t ransform each ot her.Accuracy and feasibili 2ty of t he p ropo sed scheme used in t he MW level PMSG control system have been proved by t he simu 2lation and experiment.
K ey w ords :permanent magnet synchronous generator ;vector control ;maximum ratio of torque to cur 2rent ;flux 2weakening co nt rol
0　引 言
随着电力电子技术和永磁同步电机制造技术的发展,变速恒频风力发电技术中,采用PMSG 的直驱系统由于省略了齿轮箱、发电机与电网之间没有直接耦合等特点,因而具有能量损失少、维护成本低、抗电网波动能力强及可靠性高等优点,从而成为变速恒频风力发电最具发展潜力的主流技术之一[1-3]。

兆瓦级永磁同步风力发电直驱系统中,为保证PMSG 的发电功率,在较低风速点系统会要求变流器实现最大发电功率控制。

由永磁同步电机典型的几种矢量控制策略可知[4],此时需采用最大转矩电流比控制来减小电机损耗和降低变流器的电流容量,提高系统效率,获取最大发电功率;当PMSG 在较高转速直至极限转速运行时,为保
证变流器能实时工作在额定条件,对PMSG 的控
制不仅需考虑较大的输出功率,同时更需考虑变流系统的稳定性,为此需采用最大功率输出的弱磁控制策略[5]。

1　基于定子电流定向复合矢量控制策略
当PMSG 结构确定后,其转子磁场便为不可
控。

根据PMSG 矢量控制理论可知,对PMSG 的控制,实质为控制定子电流矢量i s
的幅值和相位。

常用的矢量控制系统为定向同步旋转dq 坐标系于转子磁场位置,通过调节坐标系中d 轴和q 轴电流分量i d 、i q 值,从而获得i s 幅值和相位的准确控制,实现控制电磁转矩和电磁功率的性能。

为此讨论i s 矢量与PMSG 其他矢量间的联系,通过其他变量获取到i s 矢量的准确信息,便可以建立基于定子电流的控制坐标系,实现与常用的矢量控制策略相似的控制性能。

(1)PMSG 矢量图及数学模型。

基于发电机惯例的PMSG 矢量如图1所示。

图1　PMSG 空间矢量图
图1中,ψf
为转子磁链;ψs 为电枢合成磁链;
u s 为定子相电压;i s 为定子相电流;R s 为定子相电阻;L q 、L d 为交、直轴电感;δ为功率角;α为功率因数角;<为内功率因数角;ωs 为同步电角速度;dq 坐标系中q 轴以转子空载电动势e 0定向;d i s q i s 坐标系中q i s 轴以定子电流矢量i s 定向;i d 、i q 为i s 在dq 坐标系中的d 、q 轴分量。

dq 坐标系中,PMSG 数学模型为[6]
:
u d =u s sin δ=-R s i d -pL d i d +ωs L q i q (1)u q =u s co s δ=-R s i q -ωs L d i d -pL q i q +ωs ψf
(2)
T em =115p n [ψf i s co s <+015(L q -L d )i 2
s sin2<]
(3)
P em =115ωs [ψf i s cos <+015(L q -L d )i 2
s sin2<]
(4)
其中,u d 、u q 为u s 的d 、q 轴分量;T em 为电磁转矩;
P em 为电磁功率;p 为微分算子;p n 为极对数。

(2)复合矢量控制的定子电流矢量轨迹。

若
忽略发电机的损耗,则PMSG 的电磁功率P em 为系统的发电功率P,在变流器额定条件下,为实时获取最大的发电功率P max ,需采用最大转矩电流比矢量控制。

在dq 坐标系中,凸极式电机应满足[5]:
T em =115p n ψf i q -015i q p n
ψ2f +4(L q -L d )2i 2
q
(5)
i d =
(-ψf +
ψ2f +4(L q -L d )2i 2q )2(L q -L d )
(6)i s =i 2d +i 2
q
(7)<=arttan (i d /i q )≥0
(8)当为隐极式电机时,(6)式应满足:
i d =0
(9)
最大转矩电流比控制时,根据(5)～(7)式,一定的转矩给定条件下,i s 与T em 的函数关系便可唯一确定,并且可明确i s 在dq 坐标系中的轨迹,如图2中曲线OB A 所示。

图2　定子电流矢量轨迹
实际兆瓦级风力发电系统中,PMSG 是由电流可控的变流器控制发电,而变流器的变送电能力会受到其容量的限制,因此当电机工作在较高转速直至极限转速时,其定子电流和电压均有一
个极限值。

对于定子电流,有:
i 2
d +i 2
q ≤i 2
smax
(10)
其中,i smax 为变流器额定电流。

对于定子电压,根据(1)式、
(2)式,同时较高转速下,可忽略定子相电阻R s 的影响,从而有:
u 2d +u 2q =(ωs L q i q )
2+(-ωs L d i d +ωs ψf )2≤u 2smax
(11)
其中,u smax 由变流器直流电压额定值决定。

定义永磁同步风力发电机的转折速度ωst 为:
83 合肥工业大学学报(自然科学版)第33卷　
采用最大转矩电流比控制且恒转矩运行时,定子电流为极限值,定子电压达到允许的极限值时的转子速度[4],即
ω
st=
u smax
(ψf-L d i d)2+(L q i q)2i smax
=i2d+i2q
(12)
其中,i d、i q值满足(6)式。

当转速超过ωst,如仍然采用最大转矩电流比矢量控制,则在额定转矩条件下,电机的定子线电压峰值将会超过变流器直流侧电压值,从而使变流器失去电流控制能力,系统稳定性将受到极大影响。

为此在ωst至极限速度间,需要采用弱磁控制方式,并且此控制方式中系统仍然能获取到最大的发电功率。

弱磁控制的定子电流矢量轨迹如图2所示的电流极限圆的A C(电流矢量幅值保持不变,但相位变化)。

并且由(10)式、(11)式可得,极限电流矢量轨迹为一个圆,而极限电压矢量轨迹为一个随转速ωs变化的椭圆(当为隐极式时为极限圆)。

图2中,ωs1为转折速度,A点对应的电磁转矩为T em1,其为ωs1状态下可以输出的最大转矩,当转速进一步升高到ωs2,最大转矩电流比矢量控制电流轨迹与电压极限椭圆相交于B点,此点对应的转矩为T em2(T em2<T em1),在B点处,电流矢量值小于变流器额定电流i
smax
,没有充分利用变流器的容量,但如果此时电流偏离最大转矩电流比控制时的电流轨迹,从A点直接移动到C点,则电机可以输出较大的电磁转矩T em3(T em2< T em3<T em1),比较电机的电磁功率P em,则会有: P em2<P em1<P em3,从而当风速过高时,在保证系统平稳运行的基础上,采用此种弱磁控制仍然能保证电机的最大发电功率。

从以上分析可得,在不同的转速点和转矩条件下,只要控制定子电流按OB A C的轨迹运行,便可实现最大转矩电流比和弱磁的相互切换控制。

为此,可建立基于定子电流矢量方向的定向
坐标系d i
s q i
s
,根据(5)～(7)式的转矩到电流的
转换关系,求出i s的幅值,便可实现本文所提的复合矢量控制策略。

2　定子电流定向复合矢量控制系统构建根据以上理论分析,构建了基于定子电流定向复合矢量控制结构,如图3所示。

图3中转矩给定
T3em由风机控制器发出,经过(5)～(7)式转矩到电流转换算法,得到定子电流给定值i3s作为基于定子电流定向的q i
s
轴电流给定i3q
i s
,d i
s
轴电流给定
i3d
i s
为0;复合矢量控制坐标系定向角度^θis,可以通过转子速度及位置检测以及弱磁定向控制器和(8)式获取。

图3中电流环的控制方程为:
v d
i s
=K P+K I/s(i3d
i s
-i d
i
s
)(13)
v q
i s
=K P+K I/s(i3q
i s
-i q
i s
)(14)其中,K P、K I为电流环比例调节增益和积分调节增益。

图3　基于定子电流定向复合矢量控制
复合矢量控制策略中,当进行最大转矩电流比控制时,弱磁定向控制器不调节,Δ<为0,控制坐标系定向角度^θis由检测的转子位置角θs和<获得(如图1所示的相量关系)。

当定子电压值大于u smax时,系统需进入弱磁控制调节,此刻由(5
)～(7)式提供的i3q与i3d与实际的i d,i q值不相等,从而由(8)式计算的<值将不准确,弱磁定向控制器开始调节,输出内功率因数角偏差值Δ<,调节控制坐标系角度,以控制定子电压在允许的最大值。

控制框图如图4所示。

图4　弱磁定向控制器
图4中,u s为可调量,通过闭环调节Δ<,使u s 实时跟踪u smax值,实现控制坐标系的定向。

3　控制系统的仿真及实验
图3构造的基于定子电流定向复合矢量控制系统,实验室进行了详细的仿真分析和实验研究,为验证原理,这里T3em由模拟风机控制器直接给定,仿真和实验的电机参数见表1所列[7,8]。

(1)系统仿真。

图5所示为复合控制策略与最大转矩电流比矢量控制仿真对比波形,由图5
183
　第3期汪令祥,等:兆瓦级永磁同步风力发电机矢量控制策略
可得,在额定转矩条件时,当设定发电机线电压最大值为750VAC 时,电机的转折速度为1812r/min 。

这表明当发电机在正常转速范围内工作时,仍然需要弱磁控制以提高系统的稳定性。

图5中在转折速度以下,采用所提控制策略获得的电机性能与最大转矩电流比矢量控制完全吻合,而在转折速度以上直至最大转速,图5a 显示所提控制策略能使电机端电压稳定在设定值,而最大转矩电流比控制的电机端电压却随转速的增大而增大,在极限转速处达900VAC ,
严重影响变流器极限参数的设计;图
5b 显示当忽略定子电阻影响时,最大转矩电流比控制的功率因数几乎保持不变,而所提控制策略使电机的功率因数随转速的增大而增加;图5c 中所提控制策略的发电功率虽然比最大转矩电流比控制时低,但仍然随转速的增大而增加,在正常转速范围内,发电功率最大相差30kW ,损失不多,但却极大地减小了变流器的极限容量(视在功率)的设计。

图5　最大转矩电流比与复合矢量控制仿真对比图
表1　兆瓦级永磁同步风力发电机参数参数名称仿真及实验参数
转动惯量/kg ・m 2
25000转速范围/(r ・min -1)10～20极限转速/(r ・min -1)
22额定功率/kW 1500额定电压/V 727额定电流/A 1350/2电机极对数60定子电阻/Ω
01008直轴电感/m H 114交轴电感/m H 114转子磁链/Wb 41623
电机相数(类型)
六相(2组三相绕组无相差)
图6所示为控制策略各矢量仿真图。

图6　基于定子电流定向各矢量角仿真图
其中,图6a 为低速下(15r/min )获得的各点波
形,由图6a 可知,低速时定子电流定向角^θi s 与转子位置e 0的定向角θs 相重合,从而进一步验证了所提控制策略与最大转矩电流比控制性能吻合,相电流滞后线电压的角度固定,但角度超前相电压。

图6b 为极限速度运行在额定转矩时获得的波形,由图6b 可知,极限转速时,定子电压仍然稳定在750VAC 保持不变,此时转子位置e 0的定向角θs 与线电压V ab 的定向角θvab 相重合,从而可得,图1中的δ近似为30°,相电流超前相电压的角度比图6a 中的小,由于讨论的为隐极式电机,
由(8)式计算的<为0,故图6b 中θs 与^θis 的差值为Δ<。

2
83 合肥工业大学学报(自然科学版)
第33卷　
图6中,1为定子线电压V ab(350V/格);2为A相电流i a(600A/格);3为V ab定向角θvab;4为e0定向角θs;5为A相电流定向角θi s;6为V a矢量角θva
(2)系统实验。

在某兆瓦级低速永磁同步风力发电直驱试验站,采用带转矩给定的兆瓦级变流器控制变频异步电机,拖动兆瓦级PMSG样机,进行了相关实验研究,图7所示为获取的实验波形。

从图7中可看出,在不同的转速,所提控制策略中的2种控制方式能良好切换控制,定子电流有良好的跟踪性能;图7b运行在极限转速点以上,由图7b可得定子线电压稳定在设定值,系统运行稳定;图7c和图7d中实测的电机端口波形可得,2绕组电流无相差,电机端口电压尖峰值较低(<1300V)。

图7a、图7b中,1为定子线电压V ab(1000 V/格);2为A相电流i a(1250A/格);3为A相电流矢量角θi s;4为V ab矢量角θs
图7c、图7d中,1为定子线电压V ab(1000 V/格);2、3为两组B相电流i b(500A/格)。

图7　实验波形
4　结 论
针对兆瓦级永磁同步风力发电直驱系统工程应用,提出一种基于定子电流定向的复合矢量控制策略,并进行了详细的理论、仿真和实验研究。

仿真和实验结果表明,该策略可根据实际发电机不同的转速,实现最大转矩电流比矢量控制和弱磁控制的良好切换,从而验证了在风速可能的范围内,所提复合控制策略的正确性。

[参　考　文　献]
[1]　Wu W,Ramsden V S,Crawford T,et al.A low2speed,high2
torque,direct2drive permanent magnet generator for wind turbines[C]//IEEE Industry Applications Conference,Vol 1,2000:147—154.
[2]　Spooner E,G ordon P,Bumby J R,et al.Lightweight iron2
less2stator PM generators for direct drive wind turbines[J].
IEE Proc:Electr Power Appl,2005,152(1):17-26.
[3]　Morimoto S,Ueno T,Sanada M,et al.Effect s and compen2
sation of magnetic saturation in permanent magnet synchro2 nous motor drives[C]//Conference Record of t he1993 IEEE Industry Applications Society Annual Meeting,Vol 1,1993:59-64.
[4]　王成元,夏加宽,杨俊友,等.电机现代控制技术[M].北
京:机械工业出版社,2006:125-130.
[5]　李崇坚.交流同步电机调速系统[M].北京:科学出版社,
2006:255-269.
[6]　汤蕴璆,史　乃.电机学[M].北京:机械工业出版社,1999:
301-310.
[7]　湖南湘电风能有限公司.Z7222000永磁同步风力发电机规
范说明书[R].湘潭:湖南湘电风能有限公司,2007.
[8]　江西麦德风能有限公司.MDZ21500风力发电机说明书
[R].吉安:江西麦德风能有限公司,2009.
(责任编辑　张　镅)
383
　第3期汪令祥,等:兆瓦级永磁同步风力发电机矢量控制策略。