梅柏杉 ，鄧德衛(wèi) ，傅闖 ，暴國輝 ，姚鋼

（1.上海電力學院 電氣工程學院，上海 200090；2.湘潭大學 信息工程學院，湖南 湘潭 411100；3.上海交通大學 電子信息與電氣工程學院，上海 200240）

1 引言

LabVIEW［1］是一種用圖標代替文本創(chuàng)建應用程序的圖形化編程語言，編程方便快捷，熟練的LabVIEW用戶所花的開發(fā)時間，大約是熟練的C程序員的1／5左右，節(jié)省了大量的編程時間。本文采用由LabVIEW編程的控制系統(tǒng)平臺，它由美國國家儀器公司的PXI控制器和硬件模塊組成，系統(tǒng)由雙控制器組成，一個為Intel的雙核CPU，也即PXI-8108RT實時控制器；另一個為Xilinx公司的FPGA，即PXI-7854R模塊。此外PXI機箱擴展了兩個擴展槽，擴展4塊9239同步隔離采集卡。用來采集電壓電流等模擬信號。PXI-8108RT實時控制器本質上就是一臺安裝了實時操作系統(tǒng)的高性能電腦，所以對于浮點運算和矢量控制等復雜算法，通常放在該處理器上處理；PXI-7854R模塊上的嵌入式FPGA，方便配置輸入輸出通道，且對于可靠性要求高的場合，PWM驅動脈沖由FPGA負責產生，充分利用CPU強大處理能力和FPGA高實時性和可靠性的優(yōu)點。整個永磁同步風力發(fā)電控制系統(tǒng)有著非常好的實時性和可靠性，NI儀器應用于控制領域也體現(xiàn)出其獨特的性能優(yōu)勢。

2 網側變換器的數(shù)學模型及控制策略

網側變換器的拓撲結構［2］如圖1所示。

圖1 網側變換器拓撲結構Fig.1 Topology of grid-side converter

變換器的交流側經電感L濾波后并至三相電網，兩相dq坐標系下網側變流器的數(shù)學模型為

式中：id，iq為dq坐標系中網側變流器交流側電流分別在 d，q軸上的分量；ed，eq為電網電壓在d，q軸上的分量；ud，uq為網側變換器交流側電壓 ui（i=a，b，c）在 d，q 軸上的分量；ω0表示dq坐標系相對于三相靜止abc坐標系的旋轉速度。

網側PWM變換器矢量控制策略如圖2所示。

圖2 網側PWM變換器矢量控制圖Fig.2 Vector control block diagram of grid-side PWM converter

網側變換器與電網之間交換的有功功率Pg和無功功率Qg的表達式為

網側變換器采用基于電網電壓定向的矢量控制，將同步旋轉坐標系d軸定位于電網電動勢矢量，q軸在旋轉方向上超前d軸90°，則電網電壓向量在q軸上的分量eq=0，此時有：

當電網電壓恒定時，ed也為定值，則有功功率Pg和無功功率Qg將分別由id與iq決定。只需要控制id的正負即可實現(xiàn)有功功率的雙向流動，而q軸代表無功分量參考軸，控制iq就可以控制無功功率，從而實現(xiàn)網側有功功率和無功功率的獨立控制。

3 機側變換器的數(shù)學模型及控制策略

假設dq與電機轉子的電角速度同步旋轉且q軸超前d軸90°，將d軸定位于轉子永磁體的磁鏈方向，可以得到電機的定子電壓方程為［3］

式中：Rs，Ls分別為發(fā)電機的定子電阻及電感；usd，usqisd，isq分別為 d，q 軸定子電壓、電流分量；ωe為轉子電角速度；Ψf為轉子永磁體的磁鏈。通常采用isd＝0的控制方式，則電磁轉矩為

式中：p為電機極對數(shù)。

由式（4）可知，定子的 d，q軸電流既受控制電壓usd，usq的影響， 同時還受到耦合電壓－ωeLsisq和ωeLsisd＋ωeΨf的影響。因此，電機的電流內環(huán)控制除了需要對dq軸電流分別進行閉環(huán)PI調節(jié)控制，得到相應控制電壓之外，還需要分別加上交叉電壓補償項－ωeLsisq和 ωeLsisd＋ωeΨf，從而得到最終的 d，q 軸電壓分量 usd，usq。

發(fā)電機的功率可由下式表示：

式中：Pe為發(fā)電機發(fā)出的電磁功率；Te為發(fā)電機的電磁轉矩。

由式（5）、式（6）可知，調節(jié)發(fā)電機的電磁轉矩，能夠調節(jié)發(fā)電機的輸出有功功率。而控制發(fā)電機的電流q軸分量可調節(jié)發(fā)電機的電磁轉矩，所以，將功率外環(huán)的PI調節(jié)器輸出作為發(fā)電機電流q軸分量的給定值，通過有功功率和電流雙閉環(huán)來實現(xiàn)發(fā)電機輸出功率的調節(jié)。因為通過控制電網側變流器可將直流母線電壓保持在恒定值，因此在系統(tǒng)運行過程中直流母線上的電容充放電功率變化不大，如果再忽略變流器的損耗，則可以認為發(fā)電機發(fā)出的有功功率經全功率變流器后全部饋入電網。因此，發(fā)電機發(fā)出的有功功率可通過測量電網側變流器回饋到電網的有功功率Pg來近似獲得。采用有功功率外環(huán)的電機側變流器的控制框圖如圖3所示。

圖3 機側控制策略框圖Fig.3 Control strategy block diagram of motor-side PWM converter

4 系統(tǒng)設計與實驗

4.1 系統(tǒng)器件設計

永磁風力發(fā)電模擬平臺如圖4所示，系統(tǒng)采用直流電機模擬風機帶動永磁電機發(fā)電，采用PLC控制西門子直流調速裝置對直流電機進行調速，PXI控制雙PWM控制器進行功率變換。

圖4 永磁風力發(fā)電模擬平臺系統(tǒng)框圖Fig.4 System block diagram of PMSG wind power generation simulation platform

網側和機側PWM變換器采用英飛凌公司的IGBT模塊，直流側為2個電容并聯(lián)，網側變換器交流側額定電壓380 V，直流側額定電壓650 V。表1為驅動平臺相關器件具體參數(shù)。

表1 永磁風力發(fā)電模擬平臺系統(tǒng)器件參數(shù)Tab.1 Device parameters of wind power system simulation platform

4.2 系統(tǒng)軟件設計

網側變換器軟件分成兩個部分，主程序模塊和中斷服務程序模塊。主程序模塊主要完成系統(tǒng)初始化、外設模塊控制寄存器初始化、用戶自定義變量初始化，中斷開放并等待進入中斷服務子程序。主程序流程如圖5a所示。

中斷服務程序是網側變換器的核心部分，大部分工作都是在中斷服務程序中完成。中斷服務程序采用模塊化設計，主要功能包括對電動機電流電壓、直流母線電壓、永磁電機定子三相電流電壓、網側變換器三相電流、機側變換器三相電流、電網三相電壓的采樣，3s/2r變換和反變換［4］，直流電壓 PI控制，有功電流、無功電流PI控制，SVPWM［5］信號的生成和過流過壓保護。中斷服務程序框圖如圖5b所示。

圖5 程序流程圖Fig.5 Flow chart of program

4.3 系統(tǒng)實驗和數(shù)據分析

在永磁同步風力發(fā)電系統(tǒng)模擬平臺上，對網側和機側變流器進行實驗研究。風力機捕獲機械功率的數(shù)學模型［6］為

式中：R為風輪葉片的半徑，半徑為1 m；ρ為空氣密度取 1.15；Cp為最大風能利用系數(shù)，取0.48。

網側變流器直接接電網電壓，所有波形通過Fluke435記錄。風速設定為漸近風，由上位機監(jiān)控平臺風速模擬界面給出，風速模擬曲線如圖6所示。實驗時長4 min，初始風速10 m/s，在120 s時風速上升，至150 s時風速變?yōu)?0 m/s。圖7為從網側逆變器測得的發(fā)電系統(tǒng)發(fā)出的有功功率。

圖6 風速模擬曲線圖Fig.6 Wind speed simulated curve diagram

圖7 網側變換器發(fā)出功率Fig.7 The power generated grid-side converter

根據風力機捕獲機械功率的數(shù)學模型算出20 m/s風速時捕獲最大功率理論值應為6.933 kW，與實驗測得的發(fā)電功率相差0.786 kW。實驗中變流器損耗約為0.5 kW，此外還存在著機械傳動損耗和電機銅耗、鐵耗等。因此，風力機在該風速下的實際發(fā)電量跟風機理論最大風能捕獲的機械功率是相近的。電機發(fā)電過程中有兩段穩(wěn)定的時期，分別對應兩個不同的風速階段。圖8a為風速10 m/s時對應的電機三相電流波形，圖8b為風速20 m/s時對應的電機三相電流波形，此時的電流明顯比前一個風速下對應的波形幅值大，頻率也增大了約1倍。運行過程中電機電流諧波畸變率較低，約為5.8%，電機A相電流諧波畸變率如圖9所示。上述實驗數(shù)據表明，機側變流器矢量控制策略實現(xiàn)了最大風能追蹤，且在恒定風速下系統(tǒng)能保持穩(wěn)定運行，電流諧波畸變率低，驗證了機側變流器控制的有效性。

圖8 電機定子三相電流波形Fig.8 Three phase current wareforms of stator

圖9 機側A相電流FFTFig.9 FFT of stator′s A phase current waveform

在實際實驗平臺中，母線電壓給定值設定為650 V。從圖10中可以看出，穩(wěn)態(tài)時直流母線電壓值約為655 V，與母線電壓給定值650 V相比偏差為0.77%，偏差值在容許的范圍內，網側控制策略很好地實現(xiàn)了直流側電壓穩(wěn)定。

圖10 直流母線電壓波形Fig.10 DC-bus voltage waveform

圖11為兩段時間內的逆變器A相電壓電流，可以看出，無功電流給定不為零時，網側A相電壓電流波形不再完全反相，電流值由8.3 A變到10.08 A，將兩者相除可得功率因數(shù)為0.823，與圖12功率因數(shù)趨勢圖測量結果一致。實驗數(shù)據表明，網側的電網電壓定向矢量控制能夠很好地調節(jié)PMSG發(fā)出的無功功率，實現(xiàn)無功功率因數(shù)自由可調。從而驗證了網側變流器的控制策略是正確有效的。

圖11 網側逆變器A相電壓電流波形Fig.11 A phase′s voltage and current waveforms of grid-side

圖12 功率因數(shù)趨勢圖Fig.12 Power factor tendency diagram

5 結論

本文介紹了永磁發(fā)電機模擬平臺全功率變換器的數(shù)學模型及其控制原理，在此基礎上搭建了PMSG硬件平臺并作了實驗驗證。從實驗波形可以看出，采用基于電網電壓定向的雙閉環(huán)控制基本能實現(xiàn)直流母線電壓穩(wěn)定和網側變換器的單位功率因數(shù)運行，機側變流器的矢量控制策略能實現(xiàn)PMSG的穩(wěn)定運行和最大風能跟蹤。為實際的PMSG風力發(fā)電機組的控制實現(xiàn)提供了一些參考依據。

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