基于橫磁通發(fā)電機的永磁直驅風力發(fā)電系統(tǒng)

包廣清， 鄭文鵬， 毛開富

(1．蘭州理工大學電信學院，甘肅 蘭州 730050;2．中國電子科技集團公司第21研究所，上海 200233)

0 引言

隨著化石能源的日益枯竭與生態(tài)環(huán)境的不斷惡化，風力發(fā)電以其無污染和可再生性，受到世界各國的重視。近年來國際風電技術取得了突飛猛進地發(fā)展:單機容量不斷提高，兆瓦級風電機組實現(xiàn)商品化;為提高風電機組的運行效率，實現(xiàn)最大風能捕獲的新方案、新技術得到深入研究和廣泛應用;風力機的變槳距功率調節(jié)取代了定槳距調節(jié)，發(fā)電機的變速恒頻運行取代了傳統(tǒng)的恒速恒頻運行;運行控制上實現(xiàn)了風電場的實時監(jiān)控、遠程測控及計算機群控，提高了分布或并網運行的穩(wěn)定性和電能質量。然而，我國風電技術與世界先進技術相比還存在一定差距，因此，進行有自主知識產權的新型風電機組的理論與試驗研究十分必要。

在風電系統(tǒng)的機電能量轉換過程中，發(fā)電機及其控制系統(tǒng)是整個風電機組的核心，它不僅對系統(tǒng)的性能、效率和供電質量有決定性作用，而且也影響到風能吸收裝置的運行方式、效率和結構。隨著電機材料、加工工藝及其控制水平的不斷提高，新的電機拓撲結構與控制方式層出不窮，并逐步打破了傳統(tǒng)電機的設計方式和運行模式，在風力發(fā)電機組得到推廣應用［1－4］。

目前，直驅式變速恒頻風電系統(tǒng)是當今國際風電領域的主導技術之一，對直驅發(fā)電機的設計制造和運行控制主要以常規(guī)同步發(fā)電機為主，技術與性能上很難取得突破。橫磁通永磁電機是20世紀80年代由德國學者H．Weh教授提出的一種新型自控式永磁同步電機，在電動車、潛水艇等電力驅動領域得到初步應用［5］，近年來，在海洋波能發(fā)電、風力發(fā)電等可再生能源發(fā)電方面的應用也引起了廣泛關注［6］。其模塊化結構、高轉矩密度、低速、無刷化特性非常適宜在直驅式風力發(fā)電領域推廣，該研究在國內外均處于起步階段，國外文獻多從發(fā)電機單一角度開展討論，缺乏對橫磁通永磁風電系統(tǒng)的全面分析和綜合研究，而國內尚未有相關成果報道。

因此，本文提出一種以多相聚磁式橫磁通永磁發(fā)電機(transverse flux permanent magnet generator，TFPG)為核心的新型變速恒頻風力發(fā)電系統(tǒng)，研究適合于該電機模塊化結構的多相整流器拓撲和直流母線斬波控制方案，并根據(jù)風力機輸出特性，確定基于最佳電磁轉矩特性的最大功率追蹤策略;通過SVPWM控制的網側逆變器設計，實現(xiàn)發(fā)電機定子與電網用戶之間的“柔性”連接和電能的“綠色”變換;并搭建了10kVA動態(tài)模擬試驗系統(tǒng)，通過實驗測試結果證明該系統(tǒng)拓撲與控制策略的正確性和有效性，為今后推廣應用該新型直驅式風力發(fā)電機組奠定理論與實驗基礎。

1 TFPG原理

1.1 TFPG與傳統(tǒng)電機比較

TFPG是一種新型永磁同步電機，從圖1(a)所示的一對極結構可以看出，TFPG的電樞繞組與主磁路在結構上完全解耦，可以根據(jù)需要調整磁路尺寸和線圈窗口來確定電機的電磁負荷［7］。為滿足風電機組有限的安裝空間和重量要求，提高發(fā)電機的轉矩密度將是一種有效途徑。與傳統(tǒng)電機相比，TFPG的突出優(yōu)點就是具有較高的轉矩密度，下面進行對比分析。

根據(jù)電機學原理，忽略磁路飽和及漏磁等非線性因素，電機產生的平均電磁轉矩Ta為

式中:Bδ為氣隙磁密;I繞組電流安匝數(shù);l為導體有效長度;Da為轉子直徑。

為了便于直接從電機出力大小進行比較，這里定義一個極下單位氣隙截面的電磁轉矩為TFPG轉矩密度Tds

式中:w為電機的定子齒距;ws為定子齒寬;Bt為齒部磁密;Ss為槽面積;J為導體電流密度;τp為轉子極距。則有

式(4)中電流密度J和齒部磁密Bt分別取決于電機的冷卻方式和鐵磁材料的飽和程度，因此當電機結構確定后，只有通過增加齒寬ws和槽面積Ss來實現(xiàn)轉矩密度的提高。從圖1(b)看到，由于傳統(tǒng)徑向磁通電機(radial flux permanent magnet generator，RFPG)的定子齒和槽在同一截面內，因此在定子外徑確定的情況下，安置繞組所需的槽面積與導磁所需的齒寬存在矛盾，如果增加槽面積Ss，定子齒寬ws就會減小，反之亦然。對于圖1(c)所示的軸向磁通電機(axial flux permanent magnet generator，AFPG)，雖然其繞組位置與徑向磁通電機有所不同，但二者均存在磁路與電路爭奪同一位置空間的不足之處，因此很難從根本上進一步提高轉矩密度。對TFPG電機而言，環(huán)向電樞繞組與主磁路在結構上相對獨立，不存在增加氣隙磁通密度與繞組電流密度之間的相互制約關系，可以根據(jù)需要來調節(jié)電磁負荷，從本質上解決了提高電機轉矩密度的難題。

圖1 TFPG與傳統(tǒng)永磁發(fā)電機結構比較Fig．1 Configuration comparison between TFPG，RFPG and AFPG

自定位轉矩是永磁電機產生振動和噪聲的原因之一［8］，在直驅式風電機組中，發(fā)電機的自定位轉矩將引起葉片的轉速脈動和額外損耗，使風能轉換系統(tǒng)的利用率降低［9－10］。根據(jù)前期研究結果［7］，本文采用如圖2所示3相TFPG結構設計，經3相6單體模塊合成后，部分自定位轉矩相互抵消，降低了轉矩脈動［11］。對于大功率 TFPG，電機整體由多個小功率模塊組合而成，自定位轉矩還可以進一步降低，當某一模塊出現(xiàn)故障時可單獨退出，不影響其他模塊的發(fā)電運行，具有較強的容錯能力。

圖2 三相六單體TFPG結構及其電氣相位關系Fig．2 Configuration of three-phase TFPG

1.2 TFPG數(shù)學建模

由于TFPG各相之間沒有電磁耦合，繞組互感為零，參考圖3所示TFPG一相等效電路。

圖3 TFPG一相等效電路Fig．3 One-phase equivalent circuit of TFPG

建立n相TFPG電壓平衡方程為

忽略繞組損耗，電磁功率為

轉矩平衡方程為:

式中:J是轉動慣量;Kw是阻力系數(shù);TL是負載轉矩;ω是轉速。忽略磁路飽和，反電勢E與ω滿足E=KTω，即Tm=KTωi/ω =KTi，這里KT是由電機結構參數(shù)決定的電勢系數(shù)，只要控制TFPG轉矩與轉速符合最佳轉矩曲線關系即可實現(xiàn)最大風能跟蹤。

從以上分析看出，由于TFPG不存在換相問題，各相可以獨立分析與控制，避免了傳統(tǒng)發(fā)電機在解耦控制過程中復雜的坐標變換，極大的簡化了控制算法，節(jié)省了計算內存。

2 機側變流器控制

基于TFPG的直驅式風力發(fā)電系統(tǒng)有內轉子型和外轉子型兩種拓撲，本文采用如圖4所示的內轉子結構，即風力機和永磁體轉子同軸安裝，定子繞組通過全功率變流器與電網連接。這種結構的TFPG定子繞組和鐵心通風散熱好，轉子外形尺寸小，節(jié)省永磁材料。

圖4 內轉子型TFPG直驅式風電機組結構Fig．4 Direct-driven wind power configuration with inner rotor TFPG

2.1 多相整流電路拓撲

TFPG的多相結構與各相獨立特點決定其功率變換器適宜采用模塊化拓撲，圖5是發(fā)電機側不控整流電路拓撲，每相定子輸出由二極管H橋整流后饋送到公共直流母線，為減少直流輸出紋波，各相整流電路采用串聯(lián)結構。

根據(jù)傅氏級數(shù)分解，多相整流電壓udc1可表示為

已知單相H整流橋脈波數(shù)m=2，則整流平均電壓分量Udc10為

根據(jù)TFPG定轉子錯位設計規(guī)律，n相繞組間的電氣相位差為2π/n，因此多相整流電壓udc1的諧波分量為

式(13)表明多相整流電路輸出電壓中含有n=Nk(k=1，2，3，…)次諧波，隨著相數(shù)N的增加，最低次諧波的頻率隨之增加，其幅值隨之減小。

圖5 發(fā)電機側多相整流電路拓撲Fig．5 TFPG-connected multiphase rectifier

2.2 升壓斬波控制

如圖6所示，TFPG和整流器的組合等效于一臺直流發(fā)電機，發(fā)電機產生與轉速成正比的電動勢，這里引入Boost升壓斬波電路，其控制系統(tǒng)由轉矩外環(huán)和電流內環(huán)組成，忽略鐵耗、摩擦損耗及雜散損耗，按T*m=Topt控制發(fā)電機電磁轉矩，通過調節(jié)電流Idc1實現(xiàn)風力機最大功率點跟蹤。同時該升壓環(huán)節(jié)解決了低風速情況下網側逆變器輸入電壓偏低時逆變器運行特性差的缺點，因為當風速較低時，PWM逆變器輸入電壓很低，為實現(xiàn)并網，必須提高逆變器的調制深度，這將導致逆變器運行效率低，功率開關利用率低，峰值電流高及傳導損耗大等一系列問題［12－13］。通過升壓環(huán)節(jié)將逆變器直流母線電壓提高，使逆變器達到恰當?shù)恼{制深度，既提高了運行效率，又減小了系統(tǒng)損耗。

圖6 橫磁通永磁同步風力發(fā)電機最大功率追蹤控制Fig．6 Maximum power point tracking system

另外，傳統(tǒng)永磁同步發(fā)電機矢量控制中需要精確的轉子磁極位置信號來實現(xiàn)磁場定向，其控制精度對傳感器的分辨率具有強依賴性?；谟^測器、模型參考自適應等轉子位置估算的無位置傳感器控制策略雖然省去了傳感器，但存在計算復雜、誤差較大等缺陷［14－15］。本文TFPG采用了最佳轉矩－轉速跟蹤控制，PI調節(jié)器參數(shù)設計有成熟的工程設計方法，同時又不需要轉子磁場定向的坐標變換處理，避免了高成本的轉子位置角檢測，只需常規(guī)轉速測量即可完成控制任務，既簡化了控制結構又降低了系統(tǒng)成本。

3 網側逆變器控制

直驅式永磁風力發(fā)電系統(tǒng)需要全功率變換器，這里對網側逆變器采用電網電壓定向的矢量控制，其輸出有功和無功功率為

在d軸電網電壓定向的同步旋轉坐標系中，ugq=0，由式(14)可知，調節(jié)電流矢量的d、q軸分量就可以實現(xiàn)逆變器有功和無功的解耦控制。網側逆變器輸出電壓的dq軸分量為

式中:ugd、ugq分別是電網電壓的 dq 軸分量;igd、igq分別是逆變器輸出電流的dq軸分量;L是電網側電感;R是線路等效電阻;ωg是電網頻率。圖7是網側控制框圖，具體原理可以參考相關文獻，這里不再贅述［16－17］。

圖7 網側變換器控制框圖Fig．7 Control scheme of the grid-connected converter

4 試驗研究

根據(jù)以上分析，搭建了額定容量為10 kVA的實驗系統(tǒng)，主要包括上位機監(jiān)控系統(tǒng)、主控系統(tǒng)、模擬風力機的拖動變頻器及拖動電機、10 kW永磁發(fā)電機TFPG和直驅變流器。變流器額定電壓380 V，額定電流15 A，最大連續(xù)操作直流電壓750 V，額定連續(xù)直流電壓700 V。通過主控系統(tǒng)給定變頻器轉速，變頻器控制拖動電機旋轉來模擬風力機;直驅機組變流器由網側變流器和機側變流器兩部分構成。機側變流器連接發(fā)電機定子，網側變流器連接電網，通過全功率逆變向電網送電，發(fā)電機產生幅值、頻率均不恒定的交流電，通過機側變流器整流為直流電，經直流支撐電容穩(wěn)壓后輸送至網側變流器，控制系統(tǒng)通過SVPWM控制將直流電轉換為頻率幅值穩(wěn)定的交流電，饋入電網。圖8(a)是系統(tǒng)啟動過程，圖8(b)、圖8(c)是額定運行時的相關波形測量。由圖8(a)看出，網側變流器首先給母線電容預充電，直流母線電壓逐步上升，網側變流器在啟動時的沖擊較小，當轉速達到機組切入轉速時，機側變流器啟動，電流沖擊較小，由于是空載啟動，定子電流為零，此時發(fā)電機沒有輸出電功率。圖8(b)和8(c)的波形表明系統(tǒng)在額定條件下能夠平穩(wěn)運行，通過電能質量分析儀CA8335對系統(tǒng)饋入電網的電能進行測試，結果顯示變流器網側電流THD=2.8% ＜5%，功率因數(shù)0.98，完全符合入網要求［18］。

圖8 系統(tǒng)試驗波形測量結果Fig．8 The measurement results of test rig

5 結語

由于TFPG結構較為復雜，它在小型化時不具備傳統(tǒng)發(fā)電機的尺寸優(yōu)勢，更適宜采用大功率多極多相結構形式。隨著電力半導體器件和鐵磁材料的發(fā)展，在直驅式永磁風力發(fā)電系統(tǒng)中，占成本比例相對較高的全功率變換器和發(fā)電機性價比不斷提高，這種省去齒輪箱的直驅式風力發(fā)電系統(tǒng)具有廣闊的應用前景。搭建的10 kVA樣機試驗系統(tǒng)已經初步驗證了TFPG系統(tǒng)設計和控制策略的正確性和有效性，為了進一步提高系統(tǒng)的電網適應性，今后還需要對電網故障條件下該風電機組的低電壓穿越能力等方面開展研究。

［1］丁文，梁得亮．雙通道開關磁阻起動/發(fā)電機系統(tǒng)建模與仿真［J］．電機與控制學報，2011，15(5):7 －15．

DING Wen，LIANG Deliang．Modeling and simulation of dualchannel switched reluctance starter/generator system［J］．Electric Machines and Control，2011，15(5):7 －15．

［2］孟大偉，劉平宙．1MW高滑差繞線式異步風力發(fā)電機的設計研究［J］．哈爾濱理工大學學報，2011，16(4):26 －30．

MENG Dawei，LIU Pingzhou．Design and research of 1MW high slip wound asynchronous wind generator［J］．Journal of Harbin U-niversity of Science and Technology，2011，16(4):26－30．

［3］POLINDER H，VAN DER PIJL F F A，DE VILDER G J，et al．Comparison of direct-drive and geared generator concepts for wind turbines［C］//2005 IEEE International Conference on Electric Machines and Drives，May 15 － 18，2005，San Antonio，USA．2005:543－550．

［4］包廣清，李戰(zhàn)明，施進浩．一種新型組合式橫磁通永磁風力發(fā)電機［J］．中國電機工程學報，2012，32(3):83 －88．

BAO Guangqing，LI Zhanming，SHI Jinhao．Research on transverse flux permanent magnet generators with assembled configuration［J］．Proceedings of the CSEE，2012，32(3):83 －88．

［5］MITCHAM A J．Transverse flux motor for electric propulsion of ships［C］//IEE Colloquium on New Topologies for Permanent Magnet Machines，June 18，1997，London UK．1997:1 －6．

［6］MUELLER M A．Electrical generators for direct drive wave energy converters［J］．IEE Proceedings-Generation，Transmission and Distribution，2002，149(4):446 －455．

［7］包廣清．大功率聚磁式橫磁通永磁電機設計及其優(yōu)化技術研究［D］．上海:上海大學機電工程與自動化學院，2006:13－27．

［8］SCHMIDT E．3-D finite element analysis of the cogging torque of a transverse flux machine［J］．IEEE Transactions on Magnetics，2005，41(5):1836 －1839．

［9］耿華，許德偉，吳斌，等．永磁直驅變速風電系統(tǒng)的控制及穩(wěn)定性分析［J］．中國電機工程學報，2009，29(33):68 －75．

GENG Hua，XU Dewei，WU Bin，et al．Control and stability analysis for the permanent magnetic synchronous generator based direct driven variable speed wind energy conversion system［J］．Proceedings of the CSEE，2009，29(33):68 －75．

［10］SLOOTWEG J G，DE HAAN S W H，POLINDER H，et al．General model for representing variable speed wind turbines in power system dynamics simulations［J］．IEEE Transactions on Power Systems，2003，18(1):144 －151．

［11］包廣清，江建中，施進浩．多相聚磁式橫磁通永磁電機的自定位力矩研究［J］．中國電機工程學報，2006，26(15):139－143．

BAO Guangqing，JIANG Jianzhong，SHI Jinhao．Study on the cogging torque of poly-phase transverse flux permanent magnet machine with concentrated flux rotor［J］．Proceedings of the CSEE，2006，26(15):139 －143．

［12］CARRASCO J M，F(xiàn)RANQUELO L G，BIALASIEWICZ J T，et al．Power-electronic systems for the grid integration of renewable energy sources:a survey［J］．IEEE Transactions on Industrial E-lectronics，2006，53(4):1002 －1016．

［13］BOUSCAYROL A，DELARUE P，GUILLAUD X．Power strategies for maximum control structure of a wind energy conversion system with a synchronous machine［J］．Renewable Energy，2005，30(15):2273 －2288．

［14］胡書舉，趙棟利，李建林，等．基于永磁同步發(fā)電機的直驅風電雙脈寬調制變流器的研制［J］．動力工程，2009，29(2):195－200．

HU Shuju，ZHAO Dongli，LI Jianlin，et al．Development on dual-PWM converter for direct-driven wind power system based on PMSG［J］．Journal of Power Engineering，29(2):195 －200．

［15］BUEHRING I K，F(xiàn)RERIS L L．Control polices for wind-energy conversion systems［J］．IEE Proceedings C Generation，Transmission and Distribution，1981，128(5):253 －261．

［16］劉其輝，賀益康，趙仁德．變速恒頻風力發(fā)電系統(tǒng)最大風能追蹤控制［J］．電力系統(tǒng)及其自動化，2003，27(20):62 －67．

LIU Qihui，HE Yikang，ZHAO Rende．The maximal wind-energy tracing control of a variable-speed constant-frequency wind power generation system［J］．Autormation of Electric Power Systems，2003，27(20):62 －67．

［17］廖勇，莊凱，姚駿，等．直驅式永磁同步風力發(fā)電機雙模功率控制策略的仿真研究［J］．中國電機工程學報，2009，29(33):76－82．

LIAO Yong，ZHUANG Kai，YAO Jun，et al．Dual-mode power control strategy simulation study of direct-driven permanent magnet synchronous generator for wind turbine［J］．Proceedings of the CSEE，2009，29(33):76 －82．

［18］國家電網公司．Q/GDW 392－2009風電場接入電網技術規(guī)定［S］．北京:中國電力出版社，2009．