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（中廣核工程有限公司，廣東深圳 518024）

1 引言

直驅型風力發(fā)電系統是一種新型的風力發(fā)電系統，采用風機直接驅動多極低速永磁同步發(fā)電機發(fā)電，然后通過全功率變流器將轉換后的電能并入電網。相對DFIG風電系統，因其省去了傳動齒輪箱，提高了系統效率和運行可靠性，并具有更容易實現低壓穿越功能的優(yōu)點，所以直驅型風力發(fā)電系統具有廣泛的應用前景。

全功率變流器是直驅型風力發(fā)電系統的關鍵設備，既實現對電網轉換優(yōu)質電能的功能，又對永磁同步發(fā)電機進行控制。其中永磁同步發(fā)電機的控制需要獲得可靠的轉子信息，現多采用光電碼盤、旋轉變壓器等裝置測量［1］，會帶來成本增加、安裝維護困難、外界干擾等問題。因此，實現永磁同步發(fā)電機的無傳感器控制是全功率風電變流器的關鍵技術，具有重要的研究意義［2］。

目前，估算轉子位置角的方法主要有高頻信號注入法、模型參考自適應法、狀態(tài)觀測器估算法、人工智能法等［3-7］。這些方法處理和實現過程復雜，多處于理論研究階段，有待于在實際應用中驗證。本文根據兩相靜止坐標系下永磁同步發(fā)電機的數學模型，利用其電磁、電氣關系，提出了一種基于轉子磁鏈閉環(huán)鎖相環(huán)的永磁同步發(fā)電機位置的計算方法，仿真和實驗結果表明了該方法估計永磁同步發(fā)電機位置和轉速的可行性和有效性。

2 PMSG的控制原理

為建立PMSG的數學模型，首先作如下假設：忽略電機的鐵心飽和；不計電機中的渦流和磁滯損耗；電機的電流為對稱三相正弦波電流。

采用基于發(fā)電機轉子磁場定向的同步旋轉坐標系，規(guī)定d軸正方向為轉子磁極直軸的正方向，q軸的正方向為超前于d軸90°（電角度）的方向，dq軸隨著轉子磁極的旋轉而旋轉。則在該dq坐標系下，發(fā)電機的定子電壓方程可以表示為

電機的電磁轉矩方程為

式中：Vd，Vq為永磁同步發(fā)電機定子電壓的dq軸分量；id，iq為定子電流的dq軸分量；Rs為定子電阻；Ld，Lq為定子dq軸的電感；ωe為轉子的電旋轉角速度；Ψf為永磁磁通；p為電機的磁極對數。

采用id=0的控制模式，使電機d軸磁鏈沒有去磁分量，式（2）簡化為

由式（3）知，發(fā)電機的電磁轉矩與定子電流iq成線性關系，通過控制iq即可控制電機的轉矩大小。

結合式（1），采用id=0控制方式的永磁同步發(fā)電機的控制如圖1所示。

圖1 基于=0矢量控制的永磁同步發(fā)電機控制框圖Fig.1 Vector control diagram based on=0of PMSG

3 基于轉子磁鏈鎖相環(huán)的同步發(fā)電機位置估計原理

在兩相靜止坐標系下，永磁同步發(fā)電機簡化的電壓方程為

磁鏈方程為

式中：uα，uβ，iα，iβ分別為發(fā)電機定子電壓和電流的α，β軸分量；L，R分別為發(fā)電機的定子電感和電阻；Ψα，Ψβ分別為發(fā)電機定子磁通的α，β軸分量。

由式（4）～式（5）可得Ψf在α-β方向上的分量分別為

設發(fā)電機轉子的實際位置角度為θ，估算的轉子的位置角度為，根據圖2則有下式：

當估算的角度與實際轉子的位置角度差很小時，即有

當θ=時，Δe=0。利用PI調節(jié)，使Δe→0，從而使估算的位置角跟蹤住實際的轉子位置角度。同時，轉子的角速度ωe可直接通過PI控制器輸出。采用的鎖相環(huán)具有閉環(huán)跟蹤特性，克服了直接計算法易受外界高頻干擾，計算誤差大的缺點，具有更好的魯棒性和計算精度。

圖2 基于磁鏈閉環(huán)鎖相的位置估計算法框圖Fig.2 Diagram of position estimation algorithm based on flux closed loop PLL

由圖3知，鎖相環(huán)的傳遞函數為對于這個二階系統，可按照標準震蕩環(huán)節(jié)設計其PI參數。

圖3 轉子位置鎖相環(huán)路Fig.3 Diagram of rotor position PLL loop

4 仿真和試驗驗證

4.1 仿真驗證

根據實際的電機參數，在Matlab Simulink里搭建如下仿真模型，如圖4所示。

圖4 基于磁鏈閉環(huán)鎖相的位置估計算法仿真模型Fig.4 Simulation model of position estimation algorithm based on flux closed-loop PLL

在圖5c中，曲線1是根據轉子的機械角度計算出的轉子位置；曲線2是采用本文控制算法估算出的轉子位置。由仿真結果可以看到，這種基于電機轉子磁鏈閉環(huán)鎖相環(huán)計算出的轉子位置的估計誤差在穩(wěn)態(tài)時幾乎為零。電機的轉速和轉矩電流在范圍內動態(tài)變化時，對轉子的位置估計基本沒有影響。

4.2 試驗結果

2.0 MW永磁直驅風電變流器的試驗系統如圖6所示。該系統采用通用變頻器驅動三相異步電機拖動永磁同步發(fā)電機運行，模擬風力發(fā)電機輸入。變流器采用背靠背雙WMM結構，電機側和電網側各由4個500 kV·A的功率單元組成。其中電機側單元1和2與永磁同步發(fā)電機繞組1相連，電機側單元3和4與永磁同步發(fā)電機繞組2相連，繞組1和2同相之間無相位差。電網側單元通過LCL濾波器濾波及690 V/11 kV變壓器升壓后與電網相連。

圖5 基于無速度傳感器控制的仿真輸出波形Fig.5 Simulation output of sensorless control

圖6 2.0 MW直驅風電變流器試驗系統Fig.6 2.0 MW direct-drive wind power converter experimental system

圖7為試驗中軟件示波器捕捉的采用機械編碼器測量和本文算法估計的電機轉子位置的波形圖。

圖7 機械編碼器測量和估計的轉子位置的測試結果Fig.7 Position test result of mechanical encoder measurement and estimation algorithm

圖7中，曲線1為機械編碼器測量的轉子位置角度的cos值；曲線2為本文算法估算的轉子位置角度的cos值；曲線3為機械編碼器測量的轉子位置角度的sin值；曲線4為本文算法估算的轉子位置角度的sin值。

以上曲線中的cos值、sin值都采用了Q14定標。通過比較圖7中的波形可知，采用本文算法估計的轉子位置和采用編碼器測量的轉子位置之間的誤差很小，二者基本一致。

圖8為采用基于轉子磁鏈閉環(huán)鎖相環(huán)的無速度傳感器算法控制的變流器實際運行的波形。通過設定拖動變頻器的頻率調節(jié)永磁同步發(fā)電機的轉速，試驗中測試了發(fā)電機在不同轉速、負載變化情況下的運行狀況。在圖8中，曲線1為直流母線電壓波形，曲線2為電網側單元的相電流波形，曲線3為電機側繞組1單元的相電流波形，曲線4為電機側繞組2單元的相電流波形。

圖8 基于無速度傳感器控制的變流器實驗波形Fig.8 Wind power converter test result of control with sensorless estimation algorithm

從圖8中可以看到，變流器在不同的負載條件下，發(fā)電機定子輸出電壓頻率在4～8.5 Hz（對應轉速8～17 r/min）范圍內變化時，直流母線電壓保持穩(wěn)定，電機側定子的電流與電網側電流波形正弦度都較好，具有較低的THD，且機側不同繞組的單元均分電流效果很好，變流器具有良好的控制性能。

5 結論

本文針對永磁直驅風電變流器的特點，依據PMSG的數學模型，設計了一種基于轉子磁鏈閉環(huán)鎖相環(huán)的轉子位置和轉速的估算方法，并通過Matlab建模仿真和將其應用于實際開發(fā)的變流器設備中進行驗證。仿真和實驗結果表明：采用該無傳感器的估算方法能夠準確計算出發(fā)電機轉子的實際位置，控制的2.0 MW永磁直驅風電變流器具有良好的性能。本文提出的無位置傳感器控制技術具有較高的可靠性和顯著的成本優(yōu)勢，能夠取代常規(guī)的機械式編碼器在永磁直驅式風電變流器中的應用。

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