永磁直驱风电机组的机侧多整流器并联运行控制研究

吕志香

(扬州工业职业技术学院，江苏 扬州 225127)

永磁直驱风电机组的机侧多整流器并联运行控制研究

吕志香

(扬州工业职业技术学院，江苏 扬州 225127)

永磁直驱风电机组的容量通常达到了兆瓦级，采用并联型结构是主要的扩容方式。传统的风电变流器机侧整流器具有独立的直流母线，虽具有控制简单的优点，但也存在成本高、体积增加等问题。针对这个问题，提出了一种新型的永磁直驱风电机组机侧多整流器共直流母线并联运行控制策略。该控制策略的控制目的是抑制共直流母线的整流器模块之间由于不同步造成的环流，因此首先对具有公共直流母线的多整流器运行的直流环路和零序电流动态进行了建模和分析，设计了独立的电流控制器，并通过同步载波移相配合生成了多簇脉冲调制信号给不同的整流器模块，但相互的控制器使用了同一个转子位置观测器，从而实现了每个模块的电流同步和均衡，并匹配了最优的总发电机转矩。最后，为了验证控制策略的有效性，基于1.5MW的永磁直驱风电机组试验平台进行了试验研究。试验结果表明，在新型控制策略下，变流器机侧多整流器模块能正常运行，并具有较优的性能。

风力发电； 永磁同步发电机； 并联运行； 零序电流； 公共直流母线

0 引 言

在各种新能源发电系统中，风力发电是最有前景的新能源利用形式[1-3]。基于永磁同步发电机(Permanent Magnet Synchronous Generator， PMSG)的风电机组由于复杂度的降低和可靠性的提高，得到了商业化利用，占据了相当大的市场份额[4-6]。

PMSG接入到电网使用的是全功率变流器，虽然功率半导体器件的发展迅速，单个器件的额定容量在不断上升，但是受限于技术和经济成本，变流器的最大容量是有限的。因此，对于兆瓦级低压永磁直驱风电机组，采用并联型结构的变流器进行扩容是较好的解决方案[7-8]。变流器采用并联模式具有可靠性高、效率高、电网侧输出谐波含量低等优点[9]。对于采用并联结构的背靠背全功率变流器可以分为两类，一类采用独立直流母线，还有一类采用公共直流母线。前者虽具有控制简单的优点，但也存在成本高、体积增加的问题[10]。若采用第二种结构并联，则由于数字控制器使用了离散空间矢量脉宽调制(Space Vector Pulse Width Modulation， SVPWM)，以及开关特性和不同变流器输出阻抗的差异，即使采用同步脉冲控制，也会在并联的变流器之间产生环流，将对系统产生不利，例如增加器件损耗，降低设备可靠性，增加故障检测难度等。因此，文献[11]提出了一种方法将两个并联的三相变流器当成六相变流器进行控制，从而避免零序环流能，但是必须将两个变流器当成一个整体进行脉宽调制，失去了调制灵活性。文献[12]提出了一种不使用零矢量的调制策略，避免了离散型SVPWM使用时造成的并联变流器之间的相互影响，但是并没有完全避免零序扰动，输出阻抗不匹配仍然可以导致零序电流，即使不使用零矢量。文献[13]提出了一种新型的控制方法，引入了一个新的控制变量来调整零矢量的持续时间，而不是消除零矢量，这可以有效地抑制零序环流，但其推导的零序分量数学模型是平均值模型，并不能预测零序电流峰值，而且平均电流模式控制容易产生较大的纹波。

针对这个问题，本文提出了一种永磁直驱风电机组的机侧多整流器并联运行控制方案。推导并分析了零序环流的数学模型，揭示了并联多个变换器的零序环流的机理。设计了一种改进的SVPWM并联调制策略来抑制零序环流，并对每个功率支路实现了独立的电流调节。最后通过试验对控制器的性能进行了验证。

1 环流控制器设计

1. 1 永磁直驱风电机组和风电变流器

并联型永磁直驱风电机组结构图如图1所示。桨叶和机械系统构成前端能量输入，然后PMSG通过并联型结构的全功率背靠背变流器接入到电网[14-15]。这种拓扑结构下的风电变流器机侧和网侧的控制是独立的。

图1 并联型永磁直驱风电机组

图1中Lg1和Lg2为机侧接入电抗；iga1、igb1和igc1以及iga2、igb2和igc2为机侧两个并联整流器的输入电流；udc为直流侧电压；C1和C2为并联的直流侧电容；ila1、ilb1和ilc1以及ila2、ilb2和ilc2为网侧两个并联逆变器的输出电流。

1. 2 变流器机侧环流表达式

n个并联运行的三相PWM整流器结构示意图如图2所示。图2中功率器件假设为理想开关，S1ap、S1an、S1bp、S1bn、S1cp和S1cn为1号整流器的功率器件，Snap、Snan、Snbp、Snbn、Sncp和Sncn为n号整流器的功率器件，C为总直流电容，R为总的等效并联电阻，L1和Ln分别为1号和n号整流器的接入电感，ia1、ib1和ic1以及ian、ibn和icn为并联的1号和n号整流器输入电流，ua1、ub1和uc1以及uan、ubn和ucn为并联的1号和n号整流器输入电压，i1p和i1n以及inp和inn为并联的1号和n号整流器输出到直流侧的电流，usa、usb和usc为发电机等效输出电动势，uN为发电机等效输出电动势中点电位，ref(0)为参考零电位。

图2 多个三相PWM整流器并联结构图

通过电压平衡法则，可以对每个并联整流器单元的A相建立以下方程：

(1)

式中：uNO——中点电位和参考零电位之间的电压。

定义Zj=Ljd/dt+Rj，j∈{1，2，…，n}，那么式(1)可以重新写为

ikj=-ukj/Zj+(usk+uNO)/Zj

(2)

式中：k——a,b,c相，k∈{a，b，c}；ikj——第j个整流器的第k相电流；ukj——第j个整流器的第k相输入电压；usk——第k相发电机等效输出电动势。

n个整流器并联后的环流通路如图3所示。

图3 多个整流器并联后的环流通路

首先考虑图中第一条支路B1，cck12代表支路B1和B2之间的环流，cck13代表支路B1和B3之间的环流，以此类推，cck1n代表支路B1和Bn之间的环流。因此，1号变流器的第k相环流cck1是由n个分量组成的，具体如下：

cck1=cck12+cck13+…+cck1n

(3)

可以推导出第j号整流器的第k相环流的表达式，文献[14]给出了环流的数学定义如下：

(4)

式中：iki，ikj——第i号和第j号的第k相电流。

第j号变流器的环流通用表达式可以推导为

(5)

从式(5)可以看出，输出直流电压和三相输入电压将对环流产生影响，环流通路上的阻抗对环流幅值也有影响。如果所有环流通路上的阻抗都相等，那么交流三相输入电压将对环流的影响降低到最小。如果所有变流器模块都实现参数一致和完全同步控制，则环流将减低至0。但是，实际上各个模块环流通路上的阻抗差别较大，因此环流是实际存在的，即使尽量让控制器同步控制各个模块。同时功率器件的开关动作也是存在差异的，有限的器件开通或关断时间不一致也将导致环流。

1. 3 变流器并联时abc系下的环流数学模型

文献[11]给出了两电平三相整流器平均值模型，具体如图4所示。

图4 两电平三相整流器平均值模型

图4中La、Lb和Lc，以及Ra、Rb和Rc为发电机等效电感和电阻，da、db和dc为控制输出的三相等效占空比，ip和in分别为输入到电容正极和负极电流，iz为受控电压源输出电流。在图4中运用电压平衡法则和节点电流定律可以推导出以下方程：

(6)

将式(6)写成矩阵的形式为

(7)

对于具有公共母线的n个并联的变流器，将可以推导出3n-1个微分方程加上1个代数方程。对环流通路应用电压平衡法则，可以得到3n- 1个微分方程如下：

(8)

其中k∈{a，b，c}，而Rs和Ls分别为PMSG的等效电阻和等效电感。对节点n应用节点电流定律，可以推导出剩下的1个代数方程为

ia1+ib1+ic1+ia2+ib2+ic2+…+

ian+ibn+icn=ia+ib+ic=0

(9)

对式(9)取微分，可得

(10)

假设L1=L2=…=Ln，且R1=R2=…=Rn，那么可以进一步得到状态空间方程描述如下：

(11)

式中：X=[ia1，ib1，ic1，ia2，ib2，ic2，…，ian，ibn，icn]T——状态变量；U——输出变量，具体的表达式为U=[ua1，ub1，uc1，ua2，ub2，uc2，…，uan，ubn，ucn]T；

Y——输出变量。

状态矩阵A为

输入矩阵B为

输出矩阵C是一个3n×3n的单位矩阵，而I为3×3的单位矩阵，而T为

基于上述状态空间描述可建立传递函数方程：

G(s)=C(sI-A)-1B=

(12)

式(12)中第一部分代表了环流，第二部分代表了从PMSG到变流器的输入电流。

1. 4 变流器并联时dq系下的环流数学模型

假设直流电压udc和电流是连续且只有较小纹波的，那么相电压ukj=dkjudc，而且相对于电感，每相的电阻值很小，可以忽略，那么可以得到两个变流器并联时的状态空间方程为

(13)

(14)

将式(13)和式(14)从静止abc三相坐标系转换到dq同步旋转坐标系，即可以推导出如下dq坐标系下的方程：

(15)

(16)

(17)

其中：u0=usa+usb+uscd0=da+db+dc

式中：id1、iq1、iO1、id2、iq2、iO2——1号和2号变流器在dq坐标系下的d轴、q轴和O轴电流分量；

ud、uq、u0——dq坐标系下的d轴、q轴和O轴电压分量；

ω——交流电角频率；

dd1、dq1、dO1、dd2、dq2、dO2——1号和2号变流器在dq坐标系下的等效占空比。

双机并联的三相整流器在dq坐标系下的等效电路如图5所示。从图5可以看到零序电流是并联系统中一个不可忽视的环节。

图5 dq坐标系下三相整流器并联等效电路

1. 5 零序环流控制策略

根据前述双机并联的三相整流器在dq坐标系下的等效电路和零序动态模型，可以设计零序环流控制器如图6所示。图6中虚线框中包括了一个改进的SVPWM控制算法。算法具体描述如下： 首先零序电流参考和实际值相减，结果输出到PI调节器，输出零序电压u0。常规d轴电流环和q轴电流环的计算结果为d轴和q轴参考电压ud和uq，转换为αβ坐标系下的uα和uβ，进而由常规SVPWM算法生成了调制波。然后，零序输出电压通过归一化后与调制波叠加。最终生成的调制波与载波相比较，输出控制脉冲。

图6 零序电流控制器

如图6所示，dq坐标系下三相整流器双机并联等效电路中，在O轴等效电路中存在零序环流，并取决于O轴等效占空比dO1和dO2的差异。根据式(15)和式(16)，i0的动态方程为

(18)

式(18)中，右边第二项可以看作是扰动。就抑制i0而言，控制器可以考虑设计为一个PI调节器，输入是i0，而输出是u0。开环传递函数GOL(s)前向通路包含了一个数学控制延迟环节，具体为

GOL(s)=GPI(s)·GPlant(s)e-sTs=

(19)

式中：e-sTs——控制延迟的数学表达式；Ts——采样周期。

如果Ts足够小，延迟可以近似表示为1-sTs，从而闭环传递函数可以写为

(20)

时间乘以绝对误差的积分被纳入控制器的设计。二阶系统的特征多项式的最佳系数是由式(21)决定的：

(21)

式中：ωn——系统固有频率，可以通过定义的阻尼比和稳定时间计算得到。

对比式(20)和式(21)，可以得到Kp和Ki：

(22)

(23)

零序环流控制器的带宽应该设计得尽量宽，从而可以实现对零序电流的较好抑制。对于n台整流器并联的情况，零序电流之和等于0，即i01+i02+…+i0n=0。由于零序电流之间相互作用，独立的零序电流数目为n-1，因此零序电流控制器的数量应该是n-1。

2 风电变流器机侧整体控制设计

风电变流器发电机侧的整流器模块并联拓扑结构如图1所示。风力发电系统连接到电网后，由于风电场一般距离偏远和电网容易存在扰动，其可靠性不高导致了维护成本增加。使用并联拓扑结构风电变流器以后，与单台变流器相比，具有更高的可靠性，更高的效率，以及较低的电网谐波。

在并联拓扑结构下，一个变流器单元将在功能上作为主机，其他作为从机，然后在不同单元之间建立起串行通信总线，每个单元都有自己的调制周期计数器，并且在串行通信消息的基础上互相同步。

以这种方式，调制计数器可以同步工作。载波移相调制技术应用在并联拓扑结构变流器中具有很大的优势[10]。当一个模块停止工作时，主控制器只是改变了相应的载波相位角，并限制了系统的容量，其他模块依然可以继续工作，待机单元也可以被激活，并且可以实现全功率运行。变流器机侧并联结构PWM整流器的控制框图如图7所示。图7中PMSG由两个整流器并联连接在转子上，采用了旋转坐标系下的dq控制，采用d轴沿转子磁链矢量位置定向。在这种方式下，d轴电流保持为零，得到最小电流和最大电磁转矩。最佳有功功率或转矩参考设置可根据最大功率跟踪算法计算得到。两组PWM信号采用单独的电流控制器经由载波相移同步产生。转子位置由无位置传感器的转子位置观测器供给。每个变流器模块是相互独立的，独立得到转子磁链位置。每个模块的电流是平衡的，同步的，彼此配合产生最佳的总发电机转矩。这种设置将减少平衡电流时所需要的大阻抗，并支持后续可能的扩容要求。零序电流控制器已被集成到总控制器框图中，如图7所示。

图7 变流器机侧并联拓扑的控制总体结构

3 试验验证

为了验证所提出的永磁直驱风电机组的机侧多整流器并联运行控制策略的有效性，基于 10kW 的PMSG原理样机搭建了试验平台，对所提出的控制策略进行了试验研究。样机的具体参数如表1所示。数字控制器由主流的DSP和FPGA框架构成，前者执行解耦电流调节，零序电流控制和转子位置估计算法，FPGA实现了一些保护功能。

表1 PMSG相关参数

前述已经对并联控制器进行了描述。利用试验平台，对无零序电流控制和有零序电流控制这两种情况分别进行了测试和记录。

如图8所示，零序环流的峰值约6A，而单台整流器的相电流峰值约为10A，因此环流的比例达到了总电流的30%。同时可以观察到一个较强的零序相互作用。正是由于环流的存在使得同一相的分支电流波形失真，均流度较差，谐波增加。

图8 无零序环流控制时的分支相电流和环流波形

在控制器中增加零序环流控制后，样机系统在额定10kW运行时的两台变流器机侧电流波形和直流电压波形如图9所示。由图9可以看出，并联运行后A相总电流峰值达到40A，分支电流为20A，电流波形质量较高，均流度较好，谐波含量少，直流电压稳定在470V，波动很小。

图9 零序环流控制时的额定工况机侧电流和直流电压波形

在控制器中增加零序环流控制后，双机并联样机系统在额定10kW运行时的单台变流器机侧环流和网侧环流波形如图10所示。从图10可以看出，零序环流得到了抑制，因此均流效果较好；只是高频电流纹波仍然存在，但经由滤波器得到了衰减，所以显示机侧环流和网侧环流最大幅值都限制在5A以内了。

图10 零序环流控制时的额定工况下机侧和网侧环流波形

4 结 语

本文对永磁直驱风电机组的机侧多整流器并联运行控制进行了相关研究。现总结主要工作和结论如下：

(1) 推导了多台整流器并联运行时的零序环流动态数学模型及其相关表达式，为控制器设计提供了理论依据。

(2) 本文所设计的零序电流控制器能够很好地对整流器并联运行时产生的环流进行抑制，并通过了试验验证。

(3) 根据本文提供的控制方案，整流器并联系统不再需要大的阻抗进行均流，因此具有较好的经济性。

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Control of Parallel Rectifiers for Direct-Drive Permanent Magnet Wind Power Generator

LÜZhixiang

(Yangzhou Polytechnic Institute， Yangzhou 225127， China)

The capacity of the direct driven permanent magnet wind turbine was usually reached megawatt， and the parallel structure was the main solution for expansion. The generator side of the traditional wind power converter was always has an independent DC bus. Although it had the advantages of a simple controller， but the cost would higher and the volume would increase. Aiming at it， a new control schema of parallel rectifiers for a direct drive permanent magnet wind power generator had been proposed. The purpose of the controller was to suppress circulation current caused by asynchronization between the paralleled rectifiers. Therefore， the loop circulation current between the multiple rectifiers had been analyzed, and the dynamic of zero sequence current had been modeled at first. Then, the independent current controllers havd been designed， and it generated the pulse modulation signal to the rectifiers through the synchronous carrier phase shift generator. Each controller used the same rotor position observer， so as to realize the current of each module synchronization and equalization， and the total generator torque optimal matching. In order to verify the performances of the proposed controller， the platform based on 1.5MW wind power system was built， and some experiments had been done. The results showed that the rectifier modules of the converter operators well with the new controller， and the performances of the controller were good.

wind power； permanent magnet synchronous generator(PMSG)； parallel operating； zero sequence currents； common DC link

江苏省扬州市2015重点研发计划项目(YZ2015084)

吕志香(1979—)，女，硕士研究生，研究方向为电力电子与电力传动和新能源发电。

TM 461

A

1673-6540(2017)05- 0090- 08

2016-07-14