楊 秀 郭 賢 臧海洋 郭 賀

(1.上海電力學(xué)院電力與自動化工程學(xué)院 上海 2000902.上海交通大學(xué)電子信息與電氣工程學(xué)院 上海 2002403.上海發(fā)電設(shè)備成套設(shè)計(jì)研究院 上海 200240)

1 引言

隨著經(jīng)濟(jì)社會的不斷發(fā)展，分布式發(fā)電技術(shù)以其高效、節(jié)能、環(huán)保的顯著優(yōu)勢，越來越受到人們的廣泛關(guān)注。其中，微型燃?xì)廨啓C(jī)（Micro-Turbine，MT）作為分布式發(fā)電能源的典型代表，不僅可以輸出恒定的功率，具有其他新能源所難以比擬的獨(dú)特優(yōu)勢，且發(fā)展時間早、技術(shù)上更為成熟，因而有著更為廣闊的商業(yè)應(yīng)用前景[1]。

微型燃?xì)廨啓C(jī)（MT）一般是指功率在幾十kW到幾百kW的燃?xì)廨啓C(jī)。按照動力渦輪和發(fā)電機(jī)是否同軸，可以分為單軸和分軸兩種形式，為了簡化分析，本文以單軸微型燃?xì)廨啓C(jī)為研究對象，其主要由燃?xì)廨啓C(jī)、壓氣機(jī)、燃燒室、回?zé)崞鳌l(fā)電機(jī)組成[2]。微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)出的中壓中頻的交流電必須經(jīng)過大功率電力電子器件變換后，輸出額定電壓為 380V的工頻交流電，可直接供給負(fù)荷使用，這樣就形成了典型的微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)（MTGS），其結(jié)構(gòu)框圖參見文獻(xiàn)[3]。

為了研究MTGS的相關(guān)問題，國內(nèi)外相關(guān)學(xué)者進(jìn)行了一系列建模的探究[3-6]。Rowen[4]建立了典型的機(jī)電一體化仿真模型，實(shí)現(xiàn)了系統(tǒng)間的協(xié)調(diào)控制設(shè)計(jì)。文獻(xiàn)[5]基于MTGS各個主要組成部分的工作原理，建立了系統(tǒng)的數(shù)學(xué)仿真模型，并進(jìn)行了仿真實(shí)驗(yàn)。但數(shù)學(xué)模塊建立的模型較為繁瑣，且難以實(shí)現(xiàn)與微網(wǎng)等其他系統(tǒng)的靈活連接，不便于孤島及并網(wǎng)運(yùn)行策略的研究，所以本文中對于發(fā)電機(jī)和電能變換部分均采用了Matlab/Simulink中的現(xiàn)成模塊，以建立MTGS的仿真模型，進(jìn)一步實(shí)現(xiàn)孤島及并網(wǎng)控制策略。

2 微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)的模型

2.1 微型燃?xì)廨啓C(jī)

本文中的微型燃?xì)廨啓C(jī)是基于W.I.Rowen提出的單軸單循環(huán)的重型燃?xì)廨啓C(jī)，控制系統(tǒng)主要包括轉(zhuǎn)速控制、溫度控制和加速度控制三個方面。其中，轉(zhuǎn)速控制使得微型燃?xì)廨啓C(jī)在一定負(fù)荷時維持轉(zhuǎn)速基本不變，而溫度控制保證了透平的入口溫度不至于過高，影響到透平的安全性和系統(tǒng)的壽命，加速度控制則主要是用于機(jī)組的啟動過程。其整體仿真模型如圖1所示，參數(shù)的具體選取均來自于文獻(xiàn)[4]。

圖1 微型燃?xì)廨啓C(jī)本體的仿真模型Fig.1 Simulation model of microturbine

2.2 發(fā)電機(jī)及電能變換部分

為了簡化分析，便于孤島及并網(wǎng)運(yùn)行控制策略的實(shí)現(xiàn)，本文對于發(fā)電機(jī)及電能變換部分的建模采用SimPowerSystems中的現(xiàn)成模塊。其中，由于永磁同步發(fā)電機(jī)模塊只能選取特定容量、轉(zhuǎn)速和輸出電磁功率的模塊，使仿真條件受到了限制，大多數(shù)條件下不能滿足對于設(shè)定特殊參數(shù)觀察響應(yīng)特性的要求，所以本文采用了勵磁電壓一定的普通交流同步發(fā)電機(jī)來代替永磁交流同步發(fā)電機(jī)，較好地解決了這一問題。整流器則是采用普通的三相不可控整流器模塊，逆變器是 PWM觸發(fā)電壓型模塊，可以控制其輸出電壓和輸出功率。

3 微型燃?xì)廨啺l(fā)電系統(tǒng)的控制策略

為了使MTGS具有良好的運(yùn)行性能，需要依據(jù)系統(tǒng)運(yùn)行方式的不同加入相應(yīng)的控制模塊。在微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)孤島運(yùn)行時，控制其輸出的電壓和頻率滿足負(fù)荷的要求，而并網(wǎng)運(yùn)行時，控制其輸出的功率滿足系統(tǒng)的要求。本文在孤島運(yùn)行時采用常規(guī)的V-f控制策略，并網(wǎng)時使用PQ解耦的雙閉環(huán)控制，使系統(tǒng)可以滿足相應(yīng)的要求。

3.1 孤島運(yùn)行的MTGS的控制策略

逆變器出口的電壓頻率即為50Hz，輸出頻率不需要加裝相應(yīng)的控制。而電壓調(diào)節(jié)器的控制原理如圖2所示，即將輸出電壓從三相靜止坐標(biāo)系abc轉(zhuǎn)換到dq0坐標(biāo)系后，再進(jìn)行簡單的PI調(diào)節(jié)，輸出與參考值相同的 PWM波形，從而控制逆變器出口電壓維持在220V左右[7]。

圖2 輸出電壓控制原理框圖Fig.2 Block diagram of voltage control model

3.2 并網(wǎng)運(yùn)行的MTGS的控制策略

3.2.1 PQ解耦的雙閉環(huán)控制

為了實(shí)現(xiàn) PQ的解耦，逆變器采用電流型逆變電路，且控制模塊的參數(shù)選取基于dq0旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系。其控制原理如圖3所示。鎖相環(huán)PLL用來獲取所需要的相位值，電壓環(huán)主要用來穩(wěn)定直流電壓，電流環(huán)則提高了逆變器網(wǎng)側(cè)電流的動、靜態(tài)性能[8]。

圖3 并網(wǎng)逆變器及控制系統(tǒng)原理圖Fig.3 Grid-connected inverter and its control system model

由基本的電路原理，可得

對式（1）進(jìn)行Park變換，將其轉(zhuǎn)化到dq0坐標(biāo)系下，得

式中，ωn表示系統(tǒng)額定角速度。

在與電網(wǎng)電壓保持同步的條件下，可以認(rèn)為V2q(t)=0，這樣一來，則有

從而通過 PQ的參考值和測得的電網(wǎng)電壓，就可以得到dq坐標(biāo)系下電流的參考值。

定義

則受控系統(tǒng)可以表示為

并考慮到空間矢量的表達(dá)式為

所以可得逆變器電流控制原理框圖如圖4所示。

圖4 逆變器的電流控制原理圖Fig.4 Current control of inverter block diagram

為了滿足系統(tǒng)穩(wěn)定性的要求，并盡可能地減小穩(wěn)態(tài)誤差，本文使用了兩階PI控制器，通過調(diào)節(jié)各個參數(shù)，使系統(tǒng)獲得最佳響應(yīng)，即實(shí)現(xiàn)了電流內(nèi)環(huán)的控制。

逆變器側(cè)直軸和交軸電壓的參考值表示為

根據(jù)式（9）可以得到dq坐標(biāo)系下電壓的輸出，將其轉(zhuǎn)化到abc坐標(biāo)系后，作為逆變器PMW控制脈沖波的輸入，即可以控制逆變器的輸出功率。具體框圖如圖5所示。

3.2.2 一種新型的并網(wǎng)控制策略

PQ解耦的雙閉環(huán)控制采用瞬時功率控制，有良好的響應(yīng)性能，但其調(diào)節(jié)結(jié)果仍存在不可避免的較大誤差，且對于常見的不平衡負(fù)載系統(tǒng)，控制調(diào)節(jié)效果不理想。由此，本文提出一種新型控制策略。

圖5 PQ雙閉環(huán)控制的基本原理框圖Fig.5 Block diagram for P-Q control of inverter

由于并網(wǎng)逆變器負(fù)荷側(cè)電壓始終維持額定運(yùn)行水平不變，輸出功率的變化間接反映為輸出電流的變化，基于此，本文將電流控制和并網(wǎng)逆變器的電壓控制相結(jié)合，從而實(shí)現(xiàn)微型燃?xì)廨啓C(jī)并網(wǎng)運(yùn)行時對其輸入電網(wǎng)功率的控制。其控制框圖如圖6所示。輸出電壓采用與 3.1節(jié)相類似的控制原理，只是將輸出電壓轉(zhuǎn)化到αβ兩相靜止坐標(biāo)系，對于不平衡負(fù)載的小擾動也具有良好的響應(yīng)特性。

圖6 滯環(huán)控制與αβ控制相結(jié)合的并網(wǎng)控制框圖Fig.6 Combined hysteresis-band current and voltage based on αβ control architecture

電流采用了滯環(huán)控制，廣泛用于控制并網(wǎng)逆變器的輸出電流。其基本原理是:與電網(wǎng)同頻率的電流參考值，經(jīng)滯環(huán)比較器對并網(wǎng)電流反饋信號與參考電流比較后，得到電流偏差控制信號，從而使逆變器的電流輸出可以與電網(wǎng)要求的電流保持一致。本文中采用的是三相電流的兩態(tài)電流滯環(huán)控制。其控制框圖參見文獻(xiàn)[9]。

4 仿真結(jié)果

基于Matlab/Simulink軟件，本文建立了微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)的相應(yīng)仿真模型，并進(jìn)行了MTGS孤島運(yùn)行時小擾動響應(yīng)性能的研究，且分別采用PQ解耦的雙閉環(huán)控制及新型控制策略，研究了并網(wǎng)系統(tǒng)功率輸出的響應(yīng)。

4.1 孤島運(yùn)行的微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)的動態(tài)響應(yīng)

采用SimPowerSystems中現(xiàn)成的模塊，搭建如圖7所示的微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)的模塊仿真圖。進(jìn)行動態(tài)響應(yīng)特性的實(shí)驗(yàn)，即在 0.4s時，通過斷路器的切換，將負(fù)荷從120kW變?yōu)?0kW，系統(tǒng)仿真時間為 1s，觀察逆變器出口電流 Ia、Ib、Ic、負(fù)載電壓Uab、整流輸出直流電壓Udc的波形如圖8所示。

圖7 微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)的仿真模型Fig.7 Simulation model for MTGS

圖8 微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)動態(tài)仿真波形Fig.8 Dynamic simulation results for MTGS

4.2 PQ解耦的雙閉環(huán)控制策略下MTGS并網(wǎng)仿真

基于3.2.1節(jié)所述的雙閉環(huán)控制的基本原理，在圖7孤島運(yùn)行的微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)的整體仿真模型中，將電壓控制模塊替換為 PQ解耦的雙閉環(huán)控制模塊，建立的仿真模型如圖9所示。其中，交流發(fā)電機(jī)采用額定功率為120kW、頻率為500Hz、線電壓為 600V的交流發(fā)電機(jī)模型，大電網(wǎng)仍是用三相交流電壓源來表示。

圖9 MTGS并網(wǎng)仿真模型（雙閉環(huán)控制）Fig.9 Simulation model for grid-connected MTGS with P-Q control

P-Q loop_control子系統(tǒng)基于圖5中PQ控制框圖搭建而成，參數(shù)選取文獻(xiàn)[3]中的典型參數(shù)。

設(shè)置系統(tǒng)基準(zhǔn)容量為 60kW，為了使觀察結(jié)果更為明顯，P、Q的參考值在不同時刻分別發(fā)生變化，即逆變器輸出有功功率 P的參考值，在 1.35s時從 0.7（pu）（42kW）階躍為0.5（pu）（30kW），無功功率參考值 Q在 1.5s時從 0變?yōu)?0.1（pu）（6kvar），在系統(tǒng)仿真1.7s后，a相的相應(yīng)參數(shù)U、I、P和Q的響應(yīng)如圖10所示。

由仿真結(jié)果可以看出，在整個變化過程中，相電壓Ua均維持在額定參考值220V左右，相電流Ia在 1.35s時發(fā)生了波動，幅值變小，這是由于輸出有功功率的減少造成的。而三相有功功率在 1.35s時從42.45kW變?yōu)?0.45kW，即從0.7075（pu）變?yōu)?0.5075（pu）；三相無功功率從 1.5kvar變?yōu)?.5kvar，即從 0.025（pu）變?yōu)?0.125（pu），誤差約為2.5%。在誤差允許的范圍內(nèi)，可以認(rèn)為這與參考值的變化相同，且PQ是分開控制的，實(shí)現(xiàn)了PQ的解耦，說明了 PQ雙閉環(huán)控制可以很好地調(diào)節(jié)輸出功率使其發(fā)生相應(yīng)的變化。

4.3 新型MTGS并網(wǎng)控制策略的仿真

采用3.2.2節(jié)所示的新型控制策略，來調(diào)節(jié)微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)在并網(wǎng)運(yùn)行時輸入電網(wǎng)的功率。其仿真模型如圖11所示。其中，電網(wǎng)用三相交流電壓源來代替。

圖10 MTGS并網(wǎng)仿真波形（雙閉環(huán)控制）Fig.10 Simulation results for grid-connected MTGS with P-Q control

圖11 MTGS的并網(wǎng)仿真模型（新型控制策略）Fig.11 Simulation model for grid-connected MTGS with the new control strategy

負(fù)載阻抗角為30°時，經(jīng)過計(jì)算，為使微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)的輸出功率P/Q為60kW/34.64kvar、30kW/17.32kvar，應(yīng)使電流滯環(huán)控制中每相電流的參考幅值相應(yīng)設(shè)為 149A、74.5A（其內(nèi)部附帶了計(jì)算電流幅值的模塊，只需輸入功率參考值變化的階躍），且在 1.35s時輸出功率發(fā)生變化。1.7s的仿真后，得到負(fù)荷電壓 Ua、Ub、Uc，逆變器出口電流 Ia以及逆變器輸出單相功率Pa、Qa的波形如圖12所示。

圖12 MTGS系統(tǒng)并網(wǎng)運(yùn)行的穩(wěn)態(tài)響應(yīng)波形Fig.12 Simulation results for MTGS with the new control strategy

由圖可以看出，在新的控制策略下，逆變器輸出電流確實(shí)是與參考值相同，且初始狀態(tài)時向電網(wǎng)輸出60kW/35kvar的功率，在負(fù)荷波動后，經(jīng)過0.02s的短暫過渡過程，即達(dá)到了新的穩(wěn)定，輸出功率為30kW/17.3kvar，誤差幾乎為 0，在這一過程中，負(fù)荷側(cè)電壓很好地維持在幅值為 311V的額定運(yùn)行電壓，達(dá)到了并網(wǎng)MTGS系統(tǒng)進(jìn)行功率控制的目的，說明了該種并網(wǎng)控制策略的可行性。

5 結(jié)論

（1）在詳細(xì)闡述 MT模塊化控制模型的基礎(chǔ)上，建立了包括微型燃?xì)廨啓C(jī)、永磁發(fā)電機(jī)、整流器、逆變器在內(nèi)的MTGS機(jī)電一體化仿真模型。

（2）將建立的MTGS的各個模型基于Matlab/Simulink，加入輸出電壓控制策略，進(jìn)行了孤島運(yùn)行的MTGS負(fù)荷波動的仿真分析，仿真結(jié)果表明其可以快速跟蹤負(fù)荷變化。且整個仿真過程很好地體現(xiàn)了微型燃?xì)廨啓C(jī)發(fā)電系統(tǒng)作為一個整體的特點(diǎn)，表現(xiàn)出了整個系統(tǒng)電氣變換部分的動態(tài)特性及相互間的影響與制約作用。

（3）在研究了并網(wǎng)MTGS的PQ解耦控制的基礎(chǔ)上，提出將電流滯環(huán)控制與αβ坐標(biāo)系下電壓控制相結(jié)合進(jìn)行并網(wǎng)控制，并通過實(shí)際的仿真，驗(yàn)證了該策略的可行性，誤差分析說明了該策略的調(diào)節(jié)性能更佳，且對不平衡負(fù)載有著更好的響應(yīng)效果。

下一步將結(jié)合微網(wǎng)系統(tǒng)，并考慮微型燃?xì)廨啓C(jī)的熱電聯(lián)供等功能進(jìn)行控制策略研究。

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