CN103023072B - 一种永磁同步风力发电系统机侧变流器的优化控制方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种永磁同步风力发电系统机侧变流器的优化控制方法。所述方法包括根据永磁同步风力发电系统的数学模型，在电力系统实时数字仿真器RTDS中搭建风电系统模型；利用传统矢量控制搭建永磁同步风力发电系统机侧脉宽调制变流器的控制模型；基于所建立的控制模型，根据永磁同步电动机弱磁控制的电磁关系，分析永磁同步发电机内部的电磁关系，通过对id参考值进行重新设定，优化机侧脉宽调制变流器传统定子磁链定向id=0的矢量控制，其中id为直轴电流。该方法能够优化机侧变流器的控制策略，从而能够扩大机侧变流器跟踪最大功率的范围，达到弱磁降压、进而扩大跟踪范围的结果。

Description

一种永磁同步风力发电系统机侧变流器的优化控制方法

技术领域

本发明涉及风力发电系统技术领域，尤其涉及一种永磁同步风力发电系统机侧变流器的优化控制方法。

背景技术

目前，在永磁同步风力发电系统中，需要对机侧变流器进行很好的控制，以保证系统获得较大的最大风能跟范围。在变速发电系统中,风力机能在各种风速下通过调节转速到最佳值,可运行在最大功率点，为了实现最大功率点跟踪(MPPT)控制和产生尽可能多的输出功率，对许多控制方法进行了研究。

现有技术中，直驱永磁风力发电机在应用中所采用的控制策略主要有：模糊控制，滑膜控制、自适应控制与矢量控制等。例如采用矢量控制，系统的最大功率点跟踪功能主要在机侧变流器控制实现，网侧变流器主要实现功率解耦、稳定直流母线电压和保证系统谐波畸变率；通过对发电机电磁阻转矩的及时调节可实现对发电机电磁功率和输出有功的准确控制。但上述现有技术方案，机侧变流器最大功率点跟踪范围较小，进而影响了系统的输出功率。

发明内容

本发明的目的是提供永磁同步风力发电系统机侧变流器的优化控制方法，该方法能够优化机侧变流器的控制策略，从而能够扩大机侧变流器跟踪最大功率的范围，达到弱磁降压、进而扩大跟踪范围的结果。

本发明的目的是通过以下技术方案实现的，一种永磁同步风力发电系统机侧变流器的优化控制方法，所述方法包括：

根据永磁同步风力发电系统的数学模型，在电力系统实时数字仿真器RTDS中搭建风电系统模型；

利用传统矢量控制搭建永磁同步风力发电系统机侧脉宽调制变流器的控制模型；

基于所建立的控制模型，根据永磁同步电动机弱磁控制的电磁关系，分析永磁同步发电机内部的电磁关系，通过对id参考值进行重新设定，优化机侧脉宽调制变流器传统定子磁链定向id=0的矢量控制，其中id为直轴电流。

所述根据永磁同步风力发电系统的数学模型，在电力系统实时数字仿真器RTDS中搭建风电系统模型，具体包括：

通过永磁同步风力发电系统的传递函数来建立永磁同步风力发电系统的数学模型，并进一步在电力系统实时数字仿真器RTDS中搭建风电系统模型。

所述方法还包括；网侧脉宽调制变流器采用电网电压定向iq=0的矢量控制，其中iq为交轴电流；

机侧脉宽调制变流器采用定子磁链定向id=0的矢量控制。

在优化机侧脉宽调制变流器之后，所述方法还包括：

根据永磁同步发电机励磁与永磁同步风力发电系统无功功率的关系，利用永磁同步风力发电系统无功功率经过PI控制得到直轴电流id的参考值，利用所得到的id参考值在电力系统实时数字仿真器RTDS中对优化控制策略的效果进行验证。

由上述本发明提供的技术方案可以看出，所述方法包括根据永磁同步风力发电系统的数学模型，在电力系统实时数字仿真器RTDS中搭建风电系统模型；利用传统矢量控制搭建永磁同步风力发电系统机侧脉宽调制变流器的控制模型；基于所建立的控制模型，根据永磁同步电动机弱磁控制的电磁关系，分析永磁同步发电机内部的电磁关系，通过对id参考值进行重新设定，优化机侧脉宽调制变流器传统定子磁链定向id=0的矢量控制，其中id为直轴电流。该方法能够优化机侧变流器的控制策略，从而能够扩大机侧变流器跟踪最大功率的范围，达到弱磁降压、进而扩大跟踪范围的结果。

附图说明

为了更清楚地说明本发明实施例的技术方案，下面将对实施例描述中所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图仅仅是本发明的一些实施例，对于本领域的普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动的前提下，还可以根据这些附图获得其他附图。

图1为本发明实施例提供的永磁同步风力发电系统机侧变流器的优化控制方法流程示意图；

图2为本发明实施例所提供的永磁同步发电机PMSG基本矢量示意图；

图3为本发明实施例所提供的优化机侧变流器的控制结构示意图；

图4为本发明实施例所提供的优化控制策略较传统控制策略比较机端电压的示意图。

具体实施方式

下面结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅仅是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明的保护范围。

下面将结合附图对本发明实施例作进一步地详细描述，如图1所示为本发明实施例提供的永磁同步风力发电系统机侧变流器的优化控制方法流程示意图，所述方法包括：

步骤11:根据永磁同步风力发电系统的数学模型，在电力系统实时数字仿真器RTDS中搭建风电系统模型

在该步骤11中，永磁同步风力发电系统的数学模型可参考现有常用模型，具体可通过永磁同步风力发电系统的传递函数来建立永磁同步风力发电系统的数学模型，并进一步在电力系统实时数字仿真器RTDS中搭建风电系统模型，上述永磁同步风力发电系统可以包括风力机、永磁同步发电机（凸极机）、双PWM控制器、电网等，具体来说：

以风力机为例，风力机建模：

风力机的输入功率表达式如下：

$P=\frac{1}{2}{\mathrm{mv}}^2=\frac{1}{2}\left(\mathrm{\ρSv}\right)v^2=\frac{1}{2}\mathrm{\ρ}{\mathrm{Sv}}^3---\left(1\right)$

式中ρ为空气密度，通常情况下，取1.205kg/m³，S为风力机叶片迎风扫过的面积，v是空气进入风力机扫掠面之前的风速。实际上通过风轮旋转面的风能不是全部被风机所吸收利用，若用风能利用系数C_p表示，则风力机的输出机械功率为：

$P_0=C_{p}P=\frac{1}{2}\mathrm{\ρ}{\mathrm{Sv}}^3{C}_p---\left(2\right)$

以永磁同步发电机为例，永磁同步发电机建模：

永磁同步发电机电压的矩阵方程：

vabcs=-rsiabcs+pλabcs

vqdr＝rriqdr+pλqdr                  (3)

其中：

$f_{\mathrm{abcs}}^T=\left[\begin{array}{ccc}{f}_{\mathrm{as}}& f_{\mathrm{bs}}& f_{\mathrm{cs}}\end{array}\right]$

$f_{\mathrm{qdr}}^T=\left[\begin{array}{cccc}{f}_{\mathrm{kq}1}& f_{\mathrm{kq}2}& f_{\mathrm{fd}}& f_{\mathrm{kd}}\end{array}\right]---\left(4\right)$

式中，v_abcs、v_qdr为定转子电压矩阵，i_abcs、i_qdr为定转子电流矩阵，λ_abcs、λ_qdr为定、转子绕组磁链矩阵，r_s、r_r为定、转子绕组的电阻矩阵，微分算子p代替微分符号，下标s和r分别代表发电机的定子和转子绕组，其中定子和转子电阻矩阵为对角阵：

r_s=diag[r_s r_s r_s]

r_r＝diag[r_kq1 r_kq2r_fd r_kd]                      (5)

列写出系统磁链的矩阵方程：

$\left[\begin{array}{c}{\mathrm{\λ}}_{\mathrm{abcs}}\\ {\mathrm{\λ}}_{\mathrm{qdr}}\end{array}\right]=\left[\begin{array}{cc}{L}_s& L_{\mathrm{sr}}\\ L_{\mathrm{sr}}^T& L_r\end{array}\right]\left[\begin{array}{c}{-i}_{\mathrm{abcs}}\\ i_{\mathrm{qdr}}\end{array}\right]---\left(6\right)$

写出各个电感矩阵的表达式：

$L_s=\left[\begin{array}{ccc}{L}_{\mathrm{ls}}+L_A-L_B\cos {2\mathrm{\θ}}_r& -\frac{1}{2}{L}_A-L_B\cos 2({\mathrm{\θ}}_r-\frac{\mathrm{\π}}{3})& -\frac{1}{2}{L}_A-L_B\cos 2({\mathrm{\θ}}_r+\frac{\mathrm{\π}}{3})\\ -\frac{1}{2}{L}_A-L_B\cos 2({\mathrm{\θ}}_r-\frac{\mathrm{\π}}{3})& L_{\mathrm{ls}}+L_A-L_B\cos 2({\mathrm{\θ}}_r-\frac{2\mathrm{\π}}{3})& -\frac{1}{2}{L}_A-L_B\cos 2({\mathrm{\θ}}_r+\mathrm{\π})\\ -\frac{1}{2}{L}_A-L_B\cos 2({\mathrm{\θ}}_r+\frac{\mathrm{\π}}{3})& -\frac{1}{2}{L}_A-L_B\cos 2({\mathrm{\θ}}_r+\mathrm{\π})& L_{\mathrm{ls}}+L_A-L_B{({\mathrm{\θ}}_r+\frac{2\mathrm{\π}}{3})}_r\end{array}\right]$

$L_{\mathrm{sr}}=\left[\begin{array}{cccc}{L}_{\mathrm{skq}1}\cos {\mathrm{\θ}}_r& L_{\mathrm{skq}2}\cos {\mathrm{\θ}}_r& L_{\mathrm{sfd}}\cos {\mathrm{\θ}}_r& L_{\mathrm{skd}}\cos {\mathrm{\θ}}_r\\ L_{\mathrm{skq}1}\cos ({\mathrm{\θ}}_r-\frac{2\mathrm{\π}}{3})& L_{\mathrm{skq}2}\cos ({\mathrm{\θ}}_r-\frac{2\mathrm{\π}}{3})& L_{\mathrm{sfd}}\cos ({\mathrm{\θ}}_r-\frac{2\mathrm{\π}}{3})& L_{\mathrm{skd}}\cos ({\mathrm{\θ}}_r-\frac{2\mathrm{\π}}{3})\\ L_{\mathrm{skq}1}\cos 2({\mathrm{\θ}}_r+\frac{2\mathrm{\π}}{3})& L_{\mathrm{skq}2}\cos 2({\mathrm{\θ}}_r+\frac{2\mathrm{\π}}{3})& L_{\mathrm{sfd}}\cos 2({\mathrm{\θ}}_r+\frac{2\mathrm{\π}}{3})& L_{\mathrm{skd}}\cos 2({\mathrm{\θ}}_r+\frac{2\mathrm{\π}}{3})\end{array}\right]$

$L_r=\left[\begin{array}{cccc}{L}_{\mathrm{lkq}1}+L_{\mathrm{mkq}1}& L_{\mathrm{kq}1\mathrm{kq}2}& 0& 0\\ L_{\mathrm{kq}1\mathrm{kq}2}& L_{\mathrm{lkq}2}+L_{\mathrm{mkq}2}& 0& 0\\ 0& 0& L_{\mathrm{lfd}}+L_{\mathrm{mfd}}& L_{\mathrm{fdkd}}\\ 0& 0& L_{\mathrm{fdkd}}& L_{\mathrm{lkd}}+L_{\mathrm{mkd}}\end{array}\right]---\left(7\right)$

式中：下标l和m分别表示漏电感和励磁电感，θ_r是定子A轴和转子q轴间的空间位移角。

以变流器为例，变流器建模：

在此处引入开关函数Si（i=a，b，c）：

根据KCL和KVL可以得到：

$\left\{\begin{array}{c}{u}_{\mathrm{ga}}-R_g{i}_{\mathrm{ga}}-L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{ga}}}{\mathrm{dt}}=v_{\mathrm{ga}}\\ u_{\mathrm{gb}}-R_g{i}_{\mathrm{gb}}-L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gb}}}{\mathrm{dt}}=v_{\mathrm{gb}}\\ u_{\mathrm{gc}}-R_g{i}_{\mathrm{gc}}-L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gc}}}{\mathrm{dt}}=v_{\mathrm{gc}}\\ C\frac{{\mathrm{du}}_{\mathrm{dc}}}{\mathrm{dt}}=S_a{i}_{\mathrm{ga}}+S_b{i}_{\mathrm{gb}}+S_c{i}_{\mathrm{gc}}-i_L\end{array}\right.---\left(9\right)$

$\left\{\begin{array}{c}{v}_{\mathrm{ga}}=v_{(\mathrm{ga},n)}+v_{(n,0)}\\ v_{\mathrm{gb}}=v_{(\mathrm{gb},n)}+v_{(n,0)}\\ v_{\mathrm{gc}}=v_{(\mathrm{gc},n)}+v_{(n,0)}\end{array}\right.---\left(10\right)$

式（10）中v_(n0)表示直流侧负极性端与三相电源中点之间的电压；v_(gi,n)(i＝a,b,c)表示三相交流侧对直流侧负极性端的电压。根据状态空间平均法可以得到一个调制周期内三相交流侧电压瞬时值：

$\left\{\begin{array}{c}{v}_{(\mathrm{ga},n)}=S_a{u}_{\mathrm{dc}}\\ v_{(\mathrm{gb},n)}=S_b{u}_{\mathrm{dc}}\\ v_{(\mathrm{gc},n)}=S_c{u}_{\mathrm{dc}}\end{array}\right.---\left(11\right)$

稳态时认为电网三相电压平衡，所以有：

v_ga+v_gb+v_gc=0                             （12）

将式（11）、（12）代入式（10）得到：

$v_{(n,0)}=-\frac{S_a+S_b+S_c}{3}{u}_{\mathrm{dc}}---\left(13\right)$

将式（10）、（11）、（13）代入式（12）得到：

$\left\{\begin{array}{c}{L}_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{ga}}}{\mathrm{dt}}=-R_g{i}_{\mathrm{ga}}-(S_a-\frac{S_a+S_b+S_c}{3})u_{\mathrm{dc}}+u_{\mathrm{ga}}\\ L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gb}}}{\mathrm{dt}}=-R_g{i}_{\mathrm{gb}}-(S_b-\frac{S_a+S_b+S_c}{3})u_{\mathrm{dc}}+u_{\mathrm{gb}}\\ L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gc}}}{\mathrm{dt}}=-R_g{i}_{\mathrm{gc}}-(S_c-\frac{S_a+S_b+S_c}{3})u_{\mathrm{dc}}+u_{\mathrm{gc}}\\ C\frac{{\mathrm{du}}_{\mathrm{dc}}}{\mathrm{dt}}=S_a{i}_{\mathrm{ga}}+S_b{i}_{\mathrm{gb}}+S_c{i}_{\mathrm{gc}}-i_L\end{array}\right.---\left(14\right)$

化成矩阵形式得到：

$\left\{\begin{array}{c}{L}_g\left[\begin{array}{c}\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{ga}}}{\mathrm{dt}}\\ \frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gb}}}{\mathrm{dt}}\\ \frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gc}}}{\mathrm{dt}}\end{array}\right)={-R}_g\left[\begin{array}{c}{i}_{\mathrm{ga}}\\ i_{\mathrm{gb}}\\ i_{\mathrm{gc}}\end{array}\right]-\left(\begin{array}{ccc}\frac{2}{3}& -\frac{1}{3}& -\frac{1}{3}\\ -\frac{1}{3}& \frac{2}{3}& -\frac{1}{3}\\ -\frac{1}{3}& -\frac{1}{3}& \frac{2}{3}\end{array}\right)\left[\begin{array}{c}{S}_a\\ S_b\\ S_c\end{array}\right]u_{\mathrm{dc}}+\left[\begin{array}{c}{u}_{\mathrm{ga}}\\ u_{\mathrm{gb}}\\ u_{\mathrm{gc}}\end{array}\right]\\ C\frac{{\mathrm{du}}_{\mathrm{dc}}}{\mathrm{dt}}=[S_a,S_b,S_c]\left[\begin{array}{c}{i}_{\mathrm{ga}}\\ i_{\mathrm{gb}}\\ i_{\mathrm{gc}}\end{array}\right]-i_L\end{array}\right.---\left(15\right)$

其中有：

$\left[\begin{array}{c}{u}_{\mathrm{ga}}\\ u_{\mathrm{gb}}\\ u_{\mathrm{gc}}\end{array}\right]=U_{\mathrm{gm}}\left[\begin{array}{c}\cos ({\mathrm{\ω}}_{g}t+\mathrm{\α})\\ \cos ({\mathrm{\ω}}_{g}t-\frac{2\mathrm{\π}}{3}+\mathrm{\α})\\ \cos ({\mathrm{\ω}}_{g}t+\frac{2\mathrm{\π}}{3}+\mathrm{\α})\end{array}\right]---\left(16\right)$

（16）式中ω_g为电网的角频率；α为A相电压的初始电角度；U_gm为相电压的幅值。根据电网三相电压瞬时值可以合成电网电压空间矢量：

$U_{\mathrm{gd}}=\frac{2}{3}(u_{\mathrm{ga}}+e^{j2\mathrm{\π}/3}{u}_{\mathrm{gb}}+e^{j4\mathrm{\π}/3}{u}_{\mathrm{gc}})---\left(17\right)$

以电网电压空间矢量方向为d轴方向，超前其90度为q轴方向，采用电网电压定向可以得到：

$\left\{\begin{array}{c}{u}_{\mathrm{gd}}=\left|U_{\mathrm{gd}}\right|=\sqrt{\frac{3}{2}}{U}_{\mathrm{gm}}\\ u_{\mathrm{gq}}=0\end{array}\right.---\left(18\right)$

这里假设d-q坐标系的初始电角度与A相的初始电角度相等，从ABC三相静止坐标系到d-q同步旋转坐标系的变换矩阵为：

$C_{3S/2r}=C_{2S/2r}{C}_{3S/2S}=\frac{2}{3}\left[\begin{array}{ccc}\cos \mathrm{\ωt}& \cos (\mathrm{\ωt}-2\mathrm{\π}/3)& \cos (\mathrm{\ωt}+2\mathrm{\π}/3)\\ -\sin \mathrm{\ωt}& -\sin (\mathrm{\ωt}-2\mathrm{\π}/3)& -\sin (\mathrm{\ωt}+2\mathrm{\π}/3)\end{array}\right]---\left(19\right)$

（19）式中ω为d-q同步旋转坐标系的角频率。

然后将与ABC有关的变量转化为d-q坐标系统中的各个分量，于是得到：

$\left[\begin{array}{c}{X}_{\mathrm{gd}}\\ X_{\mathrm{gq}}\end{array}\right]=C_{3S/2r}{[X_{\mathrm{ga}},X_{\mathrm{gb}},X_{\mathrm{gc}}]}^T---\left(20\right)$

（20）式中X表示各处对应的电压电流。

开关函数的坐标变换为：

$\left[\begin{array}{c}{S}_d\\ S_q\end{array}\right]=C_{3S/2r}{[S_a,S_b,S_c]}^T---\left(21\right)$

再将式（10）、（20）、（21）代入式（15）就可以得到d-q轴系下网侧变流器的数学模型：

$\left\{\begin{array}{c}{L}_g=\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gd}}}{\mathrm{dt}}=-R_d{i}_{\mathrm{gd}}+{\mathrm{\ω}}_g{L}_g{i}_{\mathrm{gq}}-S_d{u}_{\mathrm{dc}}+u_{\mathrm{gd}}\\ L_g\frac{{\mathrm{di}}_{\mathrm{gq}}}{\mathrm{dt}}={-R}_g{i}_{\mathrm{gq}}-{\mathrm{\ω}}_g{L}_g{i}_{\mathrm{gd}}-S_q{u}_{\mathrm{dc}}+u_{\mathrm{gq}}\\ C\frac{{\mathrm{du}}_{\mathrm{dc}}}{\mathrm{dt}}=S_d{i}_{\mathrm{gd}}+S_q{i}_{\mathrm{gq}}-i_L\end{array}\right.---\left(22\right)$

以电网为例，电网建模：

假设电网为一无穷大电网，其幅值为U_g，则网侧变流器输入电压与电网电压的关系可表示为：

U_g∠0°=Z_gI_g+V_g＝(R_g+jX_g)(i_gd+ji_gq)+(v_gd+jv_gq) (23)

将上式写成幅值表达式：

$U_g^2=A_1^2+A_2^2$

A₁=R_gi_gd-X_gi_gq+v_gd

A₂＝R_gi_gq+X_gi_gd+v_gq                       (24)。

步骤12：利用传统矢量控制搭建永磁同步风力发电系统机侧脉宽调制变流器的控制模型；

在该步骤中，永磁同步风力发电的控制系统主要包括网侧脉宽调制变流器（PWM，Pulse Width Modulation）控制和机侧脉宽调制变流器（PWM，Pulse WidthModulation）控制，其中：网侧脉宽调制变流器采用电网电压定向iq=0的矢量控制，iq为交轴电流；机侧脉宽调制变流器采用定子磁链定向id=0的矢量控制。

本实施例针对机侧脉宽调制变流器，利用传统矢量控制搭建机侧脉宽调制变流器的控制模型。举例来说，机侧脉宽调制变流器控制过程具体如下：

机侧脉宽调制变流器的主要作用是控制发电机输出的有功功率以实现最佳风能跟踪控制，由于直驱永磁同步发电机多以低速运行，因此可采用多对极表贴式永磁同步发电机。

针对该类永磁同步发电机的机侧脉宽调制变流器常采用定子磁链定向id=0的矢量控制，假设d-q坐标系以同步速度旋转且q轴超前于d轴，将d轴定位于转子永磁体的磁链方向上，可得到永磁同步发电机的定子电压方程为：

$\left\{\begin{array}{c}{v}_{\mathrm{sq}}=R_s{i}_{\mathrm{sq}}+L_q{\mathrm{pi}}_{\mathrm{sq}}+{\mathrm{\ω}}_r{L}_d{i}_{\mathrm{sd}}+{\mathrm{\ω}}_r{\mathrm{\ψ}}_f\\ v_{\mathrm{sd}}=R_s{i}_{\mathrm{sd}}+L_d{\mathrm{pi}}_{\mathrm{sd}}-{\mathrm{\ω}}_r{L}_q{i}_{\mathrm{sq}}\end{array}\right.---\left(25\right)$

式中：R_s、L_d和L_q分别为永磁同步发电机的定子电阻和交直轴电感；v_sd、v_sq、i_sd、i_sq分别为d、q轴定子电压、电流分量；ω_r为同步电角速度；ψ_f为转子永磁体磁链。

电磁转矩可表示为：

T_e＝p_nψ_s×i_s                            （26）

式中p为永磁同步发电机极对数。通常控制定子电流d轴分量为零，由式(25)可知，发电机电磁转矩仅与定子电流q轴分量有关。

通过对上述永磁同步发电机电磁阻转矩的及时调节可实现对永磁同步发电机电磁功率和输出有功的准确控制。因此，结合永磁同步发电机的最佳风能跟踪控制原理，永磁同步发电机控制系统外环可采用有功功率的闭环PI控制，其调节输出量作为发电机定子电流的q轴分量给定；控制系统内环则分别实现定子d、q轴电流的闭环控制。

由式（25）可以知道，定子d-q轴电流除受控制电压v_sd和v_sq的影响外，还受耦合电压-ω_rL_qi_sq和ω_rL_di_sd、ω_rψ_f的影响。因此，永磁同步发电机的电流环控制除了需对d-q轴电流分别进行闭环PI调节控制得到相应控制电压v′_sd和v′_sq之外，还需分别加上交叉耦合电压补偿项-ω_rL_qi_sq和ω_rL_di_sd+ω_rL_mdi_f，从而得到最终的d-q轴控制电压分量v_sd和v_sq。又因为永磁同步发电机的输出有功功率与电磁转矩成正比，电磁转矩又正比于i_sq，所以

可以由永磁同步发电机输出功率P经过PI调节得到，而

采用传统的

步骤13：基于所建立的控制模型，根据永磁同步电动机弱磁控制的电磁关系，分析永磁同步发电机内部的电磁关系，通过对id参考值进行重新设定，优化机侧脉宽调制变流器传统定子磁链定向id=0的矢量控制。

在该步骤中，基于上述步骤12所建立的控制模型，根据永磁同步电动机弱磁控制的电磁关系，分析永磁同步发电机内部的电磁关系，并通过对id参考值进行重新设定，优化机侧脉宽调制变流器传统定子磁链定向id=0的矢量控制，使得id不为零，id重新设定，从而优化机侧变流器传统的矢量控制，其中id为直轴电流。

举例来说，对于永磁同步发电机PMSG来说，取永磁体基波磁场的方向为d轴（直轴），而q轴（交轴）顺着旋转方向超前d轴90电角度。转子参考坐标的旋转速度即为电角速度ω_r，它的空间坐标以d轴与A相定子绕组的夹角θ_r来确定，如图2所示为本发明实施例所提供的永磁同步发电机PMSG基本矢量示意图。

由图2可知：d轴电枢反应L_di_sd对永磁体的磁链ψ_f起反方向的作用，因此称为去磁作用。从他励直流电动机的调磁控制可得：当他励直流电动机端电压达到最大电压时，只能通过降低电动机的励磁电流，改变励磁磁通，在保证电压平衡的条件下，使电动机能恒功率运行于更高的转速。也就是说，他励直流电动机可以通过降低励磁电流达到弱磁扩速的目的。相同的，在保证转速不变的条件下，通过降低励磁电流可以达到较低电动机机端电压。由上述式（25）可以得到稳态情况下，机端的平衡电压为：

$u_s={\mathrm{\ω}}_r\sqrt{{\left(L_q{i}_{\mathrm{sq}}\right)}^2+{(L_d{i}_{\mathrm{sd}}+{\mathrm{\ψ}}_f)}^2}---\left(27\right)$

对于凸极率ρ=L_q/L_d和弱磁率ξ=L_di_sd/ψ_f较大的永磁同步发电机而言，通过增大i_sd，可以降低机端的输出电压，进一步扩大机端变流器最大功率的跟踪范围，本实施例中通过对id参考值进行重新设定，优化机侧变流器传统id=0的矢量控制。

在经过上述优化之后，进一步还可以根据永磁同步发电机励磁与永磁同步风力发电系统无功功率的关系，利用永磁同步风力发电系统无功功率时经过PI控制得到直轴电流id的参考值，利用所得到的id的参考值在电力系统实时数字仿真器RTDS中对优化控制策略的效果进行验证，由于直轴电流的去磁作用，弱化励磁磁场，达到弱磁降压、进而扩大功率的跟踪范围。

具体来说，首先根据上述机侧脉宽调制变流器控制的具体分析过程可得：直轴电流id直接控制着系统永磁同步发电机的无功功率，两者之间存在直接的关系，所以可以利用永磁同步风力发电系统无功功率重新设定id的参考值，如图3所示为本发明实施例所提供的优化机侧变流器的控制结构示意图，在电力系统实时数字仿真器RTDS中对传统机侧变流器控制过程和优化后机侧变流器的控制过程中的不同控制策略做仿真比较.

如图4所示为本发明实施例所提供的优化控制策略较传统控制策略比较机端电压的示意图，具体是根据机端电压在风速从8m/s阶跃到10m/s时两种控制策略的输出比较，图4上图为风速从8m/s阶跃到10m/s，传统机侧变流器id=0矢量控制得到的机端输出电压；图4下图为风速从8m/s阶跃到10m/s，经过优化机侧变流器控制得到的机端输出电压，从而验证了本发明所提供的优化控制策略能够扩大系统机侧变流器最大功率的跟踪范围。

综上所述，本发明实施例可以实现永磁同步风力发电系统扩大机侧变流器跟踪最大功率的范围，达到弱磁降压、进而扩大跟踪范围的效果。利用RTDS仿真验证了优化控制策略的有效性。

以上所述，仅为本发明较佳的具体实施方式，但本发明的保护范围并不局限于此，任何熟悉本技术领域的技术人员在本发明披露的技术范围内，可轻易想到的变化或替换，都应涵盖在本发明的保护范围之内。因此，本发明的保护范围应该以权利要求书的保护范围为准。

Claims (2)

1.一种永磁同步风力发电系统机侧变流器的优化控制方法，其特征在于，所述方法包括：

根据永磁同步风力发电系统的数学模型，在电力系统实时数字仿真器RTDS中搭建风电系统模型；

利用传统矢量控制搭建永磁同步风力发电系统机侧脉宽调制变流器的控制模型，所述传统矢量控制具体包括：网侧脉宽调制变流器采用电网电压定向iq=0的矢量控制，其中iq为交轴电流；机侧脉宽调制变流器采用定子磁链定向id=0的矢量控制；

基于所建立的控制模型，根据永磁同步电动机弱磁控制的电磁关系，分析永磁同步发电机内部的电磁关系，通过对id参考值进行重新设定，使id参考值不等于0，优化机侧脉宽调制变流器传统定子磁链定向id=0的矢量控制，其中id为直轴电流：

根据在稳态情况下，永磁同步发电机机侧的平衡电压公式：

$u_s={\mathrm{\ω}}_r\sqrt{{\left(L_q{i}_{\mathrm{sq}}\right)}^2+{(L_d{i}_{\mathrm{sd}}+{\mathrm{\ψ}}_f)}^2}$

对于凸极率ρ＝L_q/L_d和弱磁率ξ＝L_di_sd/ψ_f较大的永磁同步发电机而言，通过增大i_sd，可以降低机端的输出电压，进一步扩大机端变流器最大功率的跟踪范围，并通过对id参考值进行重新设定，优化机侧变流器传统id=0的矢量控制；

进一步的，在优化机侧脉宽调制变流器之后，所述方法还包括：

根据永磁同步发电机励磁与永磁同步风力发电系统无功功率的关系，利用永磁同步风力发电系统无功功率经过PI控制得到直轴电流id的参考值，利用所得到的id参考值在电力系统实时数字仿真器RTDS中对优化控制策略的效果进行验证。

2.根据权利要求1所述永磁同步风力发电系统机侧变流器的优化控制方法，其特征在于，所述根据永磁同步风力发电系统的数学模型，在电力系统实时数字仿真器RTDS中搭建风电系统模型，具体包括：

通过永磁同步风力发电系统的传递函数来建立永磁同步风力发电系统的数学模型，并进一步在电力系统实时数字仿真器RTDS中搭建风电系统模型。

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