楊曉萍， 郭 鑫

(西安理工大學水利水電學院， 西安 710048)

直驅式永磁風力發(fā)電機組并網(wǎng)控制

楊曉萍， 郭 鑫

(西安理工大學水利水電學院， 西安 710048)

為了省去直驅式永磁同步風力發(fā)電機組D-PMSG(direct-drive permanent magnet synchronous generators wind turbine)串接的交-直-交變流器，減少初期投資費用，文中設計了D-PMSG并網(wǎng)控制策略。通過對交-直-交變流器的控制，使發(fā)電機定子電壓與低頻母線電壓滿足準同期并網(wǎng)條件時，短接串連在主電路中的雙PWM變流器，將發(fā)電機定子直接連接在箱式變壓器上，電能以低頻傳輸?shù)奖晨勘硴Q流站，在換流站變換為工頻送入電網(wǎng)。運用PSCAD/EMTDC軟件仿真了兩臺機組的并網(wǎng)過程，并分析了并網(wǎng)控制策略的經(jīng)濟成本，結果表明這種并網(wǎng)方法具有一定的可行性。

風力發(fā)電； 直驅式永磁同步風電機組； 并網(wǎng)控制； 變流器

直驅永磁風電機組在運行時，風機不接增速齒輪箱，直接和發(fā)電機耦合；發(fā)電機的定子為三相繞組，轉子為永磁結構；定子發(fā)出非工頻的電能，電壓也隨轉速變化；發(fā)電機發(fā)出電壓和頻率都變化的電能經(jīng)變流裝置變成恒壓恒頻的電能送入電網(wǎng)[1～5]。由于目前普遍使用的PWM整流器后接電壓源型PWM逆變器型拓撲結構在運行時每臺機

組都串接一個全功率變流器，全功率變流器成本較高，約占整個系統(tǒng)成本的20%左右，且基本依靠進口。本文提出一種新型直驅永磁風電機組并網(wǎng)控制策略，試圖只使用一臺全功率變流器將多臺機組并接在低頻母線上，使每臺機組定子經(jīng)箱式變壓器與低頻母線相連，電能以低頻長距離送入背靠背換流站，在換流站中變換為工頻送入電網(wǎng)。

1 目前D-PMSG并網(wǎng)方式

目前直驅永磁風電機組變流器電路結構主要有不控整流器+網(wǎng)側PWM逆變器[6～9]、機側PWM整流器+網(wǎng)側PWM逆變器[10，11]2種結構。

不控整流器+網(wǎng)側PWM逆變器拓撲結構如圖1所示，這種結構的特點是將頻率和幅值都變化的交流電經(jīng)過不可控整流器變?yōu)橹绷麟姾螅ㄟ^PWM電壓源型逆變器連接電網(wǎng)。由于網(wǎng)側PWM變流器能量可雙向流動，因此可利用并網(wǎng)變換器對電容反向充電實現(xiàn)并網(wǎng)。因逆變器輸入電壓為不可控整流器的輸出，而發(fā)電機在不同轉速下輸出電壓不同，因此直流側的電壓一直在變化。PWM逆變器可通過改變調制比來實現(xiàn)并網(wǎng)電壓的頻率、幅值恒定，當風速較低時，PWM逆變器輸入電壓很低，為保證并網(wǎng)電壓恒定，必須提高逆變器的調制深度，而這會導致逆變器運行效率低、開關利用率低、峰值電流高和傳導損耗大。

圖1 不控整流器+網(wǎng)側PWM逆變器結構直接并網(wǎng)

機側PWM整流器+網(wǎng)側PWM逆變器型拓撲結構如圖2所示。通過矢量解耦控制PWM整流器，可以實現(xiàn)發(fā)電機的單位功率因數(shù)輸出、最大轉矩、最大效率和最小損耗控制。機組并網(wǎng)時，通過控制逆變器實現(xiàn)對輸出電壓幅值、頻率的控制，當開關K兩側電壓幅值差、頻率差、相角差滿足準同期并網(wǎng)條件時，開關K閉合，機組并入電網(wǎng)。

圖2 直驅式永磁風電場結構圖

2 并網(wǎng)控制策略

機側整流器控制風力發(fā)電機的轉速和電壓大小，控制發(fā)電機定子側電壓與網(wǎng)側電壓在幅值差、頻率差、相角差滿足準同期并網(wǎng)條件時，直接將發(fā)電機定子連接在箱式變壓器上，短接串接在主電路中的交-直-交變流器。

如圖3，開關K1和K2都閉合，開關K3斷開，風力機組運行狀態(tài)與傳統(tǒng)直驅永磁機組相同。通過控制機側整流器來控制發(fā)電機定子輸出電能的頻率和電壓幅值。控制風力機轉速接近低頻母線頻率對應的轉速。

圖3 D-PMSG并網(wǎng)控制過程

定子側電壓與網(wǎng)側低頻母線電壓滿足準同期并網(wǎng)條件時，開關K3閉合，K1與K2斷開。發(fā)電機定子直接與箱式變壓器連接，切除了交-直-交變流器，但發(fā)電機轉速也固定在母線頻率對應的轉速上，切除的交-直-交變流器再用以上方法將其他機組并網(wǎng)，最后的風力發(fā)電機組運行結構如圖4。

圖4 并網(wǎng)后D-PMSG運行結構

換流站的容量通常比較大，要求能承受高電壓大電流，常規(guī)的換流裝置無法滿足要求，可以采用背靠背換流站，既可滿足容量要求能力，又可以降低對器件的要求。在換流站中低頻電能變換為工頻后經(jīng)變壓器升壓送入電網(wǎng)。

3 轉速控制策略

這種并網(wǎng)方法最重要是在對發(fā)電機轉速的控制，本文采用在dq同步旋轉坐標系(q軸定向定子電壓空間矢量，d軸落后其90°)下的矢量控制實現(xiàn)轉速的控制。因d軸電流分量與無功功率相關，由于發(fā)電機和機側變流器沒有無功交換，設d軸電流參考值idref=0；因q軸電流分量與電磁轉矩相關，可通過控制q軸電流分量實現(xiàn)對電磁轉矩的控制，進而控制發(fā)電機的轉速。永磁同步發(fā)電機dq軸數(shù)學模型[12]如式(1)

(1)

式中：id、iq分別為定子電流的d、q分量；ud、uq分別為定子電壓的d、q分量；La和Ra分別為定子電感和電阻；λ0為永磁體的磁鏈；ωe為電角頻率，ωe=npωg，np為轉子極對數(shù)，ωg為機組機械角頻率。

由式(1)可知，d軸和q軸之間存在耦合項(ωeiq和ωeid)，通過前饋補償?shù)姆椒上咧g的耦合。

通過對機側變流器的控制，實現(xiàn)對發(fā)電機轉速的控制，機側變流器的控制框圖如圖5所示，圖中θ為永磁發(fā)電機轉子位置角，ωeref為給定的機組電角頻率。eq=ωeλ0為q軸的反電勢，ed=0為d軸的反電勢。

圖5 機側整流器控制框圖

網(wǎng)側變流器的控制目標是把直流電變換成符合并網(wǎng)條件的交流電，并維持直流電壓的穩(wěn)定。在電網(wǎng)電壓定向的同步旋轉坐標系(q軸定向電網(wǎng)電壓空間矢量，d軸落后其90°)中，網(wǎng)側逆變器的數(shù)學模型如式(2)

(2)

式中：ucd、ucq分別為網(wǎng)側變流器交流側電壓的d、q分量；isd、isq為網(wǎng)側變流器輸出電流的d、q分量；usd、usq為電網(wǎng)電壓d、q分量。Ls、Rs為連接電抗器的電感和等效電阻；ωs為電網(wǎng)電壓角頻率。

網(wǎng)側變流器采用雙閉環(huán)控制，內環(huán)為電流環(huán)，外環(huán)為電壓環(huán)。內環(huán)采用電流前饋解耦控制。q軸電流參考值isqref由電壓外環(huán)的電壓誤差信號經(jīng)PI調節(jié)后產(chǎn)生。d軸電流參考值isdref根據(jù)式(3)、(4)中的較小者確定。

isdref=Q/usq

(3)

(4)

式中：Q為電網(wǎng)需要的無功功率；i為逆變器允許最大電流有效值。

網(wǎng)側變流器的控制框圖如圖6所示。圖中usa、usb、usc是電網(wǎng)電壓瞬時值，isa、isb、isc，是注入電網(wǎng)的電流瞬時值，θ1電網(wǎng)電壓矢量相位角。

圖6 網(wǎng)側逆變器器控制框圖

4 仿真與分析

運用PSCAD/EMTDC軟件建立D-PMSG的仿真模型，具體參數(shù)如下：發(fā)電機額定功率2.5 MW，轉子極對數(shù)40；額定風速13 m/s；發(fā)電機額定頻率15.88 Hz；風力機風輪半徑36 m；等效轉動慣量J=0.51×103kgm2，轉動黏滯系數(shù)Bm=0。

4.1 并網(wǎng)過程(并第一臺機組)

如圖3所示，初始時K1和K2閉合，K3斷開；母線頻率為13.9 Hz。為了觀察風機控制的動態(tài)過程，假定風速在t=0.5 s時由10 m/s躍變到11.5 m/s。仿真結果如圖7所示。圖7(a)為K3兩側電壓波形，由于轉速增大，定子側電壓也增大，通過轉速控制使發(fā)電機定子電壓頻率接近低頻母線頻率，再通過檢測K3兩側電壓相角差，在1.05 s時滿足并網(wǎng)條件，閉合K3后再斷開K1和K2。1.05 s后K3有電流流過如圖7(b)。發(fā)電機定子電流如圖7(c)。圖7(d)為發(fā)電機轉速曲線，在1.05 s之前轉速已接近給定轉速，K3閉合時，轉速有微小的波動。圖7(e)為發(fā)電機輸出有功功率曲線，0.5 s時，由于轉速增大，功率也增大，并網(wǎng)時轉速波動導致功率很小振蕩。圖7(f)為風能利用系數(shù)Cp，風速躍變?yōu)?1.5 m/s時，由于風力機加速需要一定時間，Cp先是降低，隨著轉速不斷接近最佳轉速，Cp不斷升高直到最佳值，K3閉合時，由于轉速的振蕩，Cp有一些振蕩。圖7(g)為葉尖速比γ曲線，與Cp相同，0.5 s時先是降低，1.05 s時有一些振蕩。圖7(h)為發(fā)電機定子電流d軸分量，id與無功功率相關，在1.05 s之前由于PWM變流器的單位功率因數(shù)控制作用，其值為零，1.05 s之后切除PWM交-直-交變流器，永磁發(fā)電機輸出一定的無功功率。

4.2 并網(wǎng)過程(并第二臺機組)

第一臺機組已經(jīng)并在低頻(13.9 Hz)母線上，將第二臺機組以同樣方法并在低頻母線上。第二臺機組初始運行狀態(tài)：風速為13 m/s，機組串接PWM交-直-交變流器與低頻母線相連，仿真結果如圖8所示。

(a) ua(發(fā)電機定子a相電壓)和usa

(b) 流過K3a相電流

(c) 發(fā)電機定子a相電流

(d) ωgref(機械角速度給定值)和ωg

(e) 發(fā)電機有功功率

(f) 風能利用系數(shù)

(g) 葉尖速比

(h) 發(fā)電機定子電流d軸分量

由于母線頻率為13.9 Hz，t=2 s時在機側整流器轉速控制下，控制第二臺機組轉速降低，在滿足準同期并網(wǎng)條件時，將串接的PWM交-直-交變流器短接，發(fā)電機定子直接連接低頻母線。

圖8(a)為第二臺機組定子相電壓波形，在2 s時由于轉速下降,導致電壓幅值減小。

圖8(b)為第二臺機組的機械角速度，由于轉速控制作用機械角速度在2 s時下降，在3.5 s并網(wǎng)時有一些振蕩。

由圖8(c)和圖8(e)可看出，雖然兩臺機組轉速相同，但第二臺機組風速比第一臺機組風速高，因此，第二臺機組輸出有功功率比第一臺機組大。

由圖8(d)和圖8(f)可以看出,兩臺機組轉速相同，但風速不同，因此第二臺機組風能利用系數(shù)較小，導致第二臺機組沒有運行在最佳風能利用特性上。

(a) 第二臺機組定子a相電壓

(b) ωgref2:第二臺機組機械角速度給定值；ωg2:第二臺機組機械角速度

(c) 第二臺發(fā)電機有功功率

(d) 第二臺機組風能利用系數(shù)

(e) 第一臺發(fā)電機有功功率

(f) 第一臺機組風能利用系數(shù)

5 經(jīng)濟成本分析

本文設計的并網(wǎng)結構如圖9所示，以一條低頻母線上有15臺單機2.5 MW直驅式永磁機組為例，國際上2.5 MW風電整機的銷售價格約在250萬歐元(約合2375萬人民幣)，變流器的費用平均為風機系統(tǒng)的20%，15臺機組可節(jié)省475萬×14臺=6650萬元的費用。一組2.5×15=37.5 MW的換流站費用在3000萬左右。與傳統(tǒng)并網(wǎng)結構比較可以節(jié)省3650萬元設備費用。

圖9 新型直驅式永磁風電機組并網(wǎng)結構

根據(jù)我國風力發(fā)電目前的運行狀況，風力發(fā)電機年運行小時數(shù)約為2000 h，圖8(d)的仿真結果表明，有一些機組不能運行在最大風能利用曲線上，造成一定的風能損失。設計的風力機組額定風速為13 m/s，按年平均風速為額定風速的20%計算，15臺2.5 MW傳統(tǒng)并網(wǎng)機組年發(fā)電量約為6000萬kWh。本文提出的并網(wǎng)方式風能損失系數(shù)按照7%計算，一年將有420萬kWh電量損失。

根據(jù)2009年7月國家發(fā)展改革委發(fā)布了《關于完善風力發(fā)電上網(wǎng)電價政策的通知》，四類資源區(qū)風電標桿電價平均為0.56元/(kWh)，本文提出的并網(wǎng)結構一年將損失235萬元，低頻傳送電能線路損耗將減小，因此一年的損失略小于235萬元。初始投資節(jié)省3650萬元，但是每年損失235萬元發(fā)電量，3650/235=15(年)，因此在風電場以這種并網(wǎng)結構運行15年后，節(jié)省初始投資費用的優(yōu)勢將會消失，因此這種并網(wǎng)結構在減少風電場初期投資方面有積極的作用。

6 結論

本文的并網(wǎng)控制策略使用一臺全功率變流器將多臺機組并接在低頻母線上，使每臺機組定子經(jīng)箱式變壓器與低頻母線相連。電能以低頻傳送減小了線路損耗并增大了傳輸容量，在背靠背換流站變換為工頻送出電網(wǎng)。轉速控制策略中，機側整流器內環(huán)采用定子電壓定向的電流前饋解耦控制，外環(huán)實現(xiàn)轉速控制；網(wǎng)側逆變器采用電網(wǎng)電壓定向的電流前饋解耦控制，外環(huán)實現(xiàn)直流電壓控制。仿真結果表明，一條低頻母線上發(fā)電機被等效為一臺發(fā)電機，各機組轉速相同，通過調整母線頻率統(tǒng)一同步調整各發(fā)電機的轉速，由于各機組風速不同而轉速相同，導致部分機組不能運行在最佳風能曲線上。通過經(jīng)濟成本分析，本文的并網(wǎng)控制策略省去了每臺機組的交-直-交變流器，減少了投資費用，在減少初期投資方面有積極的作用。

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ControlStrategyofDirect-drivePermanentMagnetSynchronousGeneratorsWindTurbineConnectedtoGrid

YANG Xiao-ping， GUO Xin

(Institute of Water Resource and Hydro-electric Engineering, Xi'an University of Technology, Xi'an 710048, China)

The control strategy of D-PMSG grid-connection was designed in order to save AC-DC-AC convertor and redu-ce initial investment costs. When the stator voltage and low-frequency bus voltage were satisfied on the condition of qu-asi-synchronization the AC-DC-AC converter was shorted in the main circuit by controlling the AC-DC-AC double PWM convertor. The generator stator was directly connected to box-type transformer. Then the low-frequency power energy was transmitted to back-to-back convertor station. The power energy was converted into 50 Hz AC and transmitted into grid. Two unit generators processes were simulated by PSCAD/EMTDC，the economic costs of control strategy were ana-lyzed. The results show that the control strategy is certainly feasible.

wind power generation； direct-drive permanent magnet synchronous generator wind turbine； control strategy of grid-connection； convertor

2010-04-21；

2010-06-29

國家自然科學基金項目(90410019)

TM614； TM315

A

1003-8930(2011)06-0121-06

楊曉萍(1964-)，女，副教授，博士，研究方向為電力系統(tǒng)運行與控制、電力電子在電力系統(tǒng)中的應用。Email:yangxiaoping@xaut.edu.cn 郭 鑫(1985-)，男，碩士研究生，研究方向為電力系統(tǒng)運行與控制、電力電子在電力系統(tǒng)中的應用。Email:broughtcn@yahoo.com.cn