ES2219807T3

ES2219807T3 - Turbina eolica de velocidad variable.

Info

Publication number: ES2219807T3
Application number: ES98111304T
Authority: ES
Inventors: Robert D. Richardson; William L. Erdman
Original assignee: General Electric Co
Current assignee: General Electric Co
Priority date: 1991-02-01
Filing date: 1992-01-31
Publication date: 2004-12-01
Anticipated expiration: 2012-01-31
Also published as: EP1432115A3; ES2127216T3; DK0569556T3; DE69228053D1; DE69228053T2; US5083039B1; WO1992014298A1; DE9219171U1; JPH06505618A; EP0884833A1; DE69233343T2; CA2100672A1; CA2100672C; EP0569556A4; US5225712A; JP3435474B2; DE69233343D1; EP0569556B1; DK0884833T3; EP1432115A2

Abstract

UNA TURBINA EOLICA DE VELOCIDAD VARIABLE TIENE UN CONTROLADOR DE GENERADOR ACOPLADO A UN CONVERTIDOR DE POTENCIA CON CONMUTADORES ACTIVOS OPERABLES PARA CONTROLAR LAS CANTIDADES ELECTRICAS DEL ESTATOR PARA UN GENERADOR MULTIFASE DE LA TURBINA CON EL FIN DE PERMITIR EL CONTROL DEL PAR EN LA TURBINA EOLICA.

Description

Turbina eólica de velocidad variable.

Antecedentes de la invención Campo de la invención

Esta invención está relacionada en general con las turbinas eólicas que operan a velocidad variable bajo las condiciones variables del viento, y está relacionada más en particular con un convertidor de energía para convertir la energía del viento en una energía eléctrica de corriente alterna (CA) con un factor de potencia controlado, y para controlar el par motor generado por la turbina eólica.

Descripción del arte relacionado

Las turbinas eólicas proporcionan una fuente primaria de energía que puede ser convertida en electricidad y suministrada a las redes de energía eléctrica. La conversión de la energía del viento en energía eléctrica se lleva a cabo en una turbina eólica mediante el accionamiento de un generador eléctrico, comúnmente un generador de inducción de corriente alterna (CA). Si la energía eléctrica generada en una turbina eólica se tiene que suministrar a una red de energía eléctrica, entonces es necesario que tenga una frecuencia constante, por ejemplo 60 Hz, es decir, sincronizada con la frecuencia de la línea de suministro eléctrico. Esto puede llevarse a cabo mediante el accionamiento del generador a una velocidad rotacional constante, la cual a menos que se utilice una transmisión de velocidad variable, requiere que la turbina eólica gire a una velocidad constante. Desgraciadamente, la operación con velocidad constante de una turbina eólica limita su conversión de energía en forma eficiente, debido a las condiciones del viento variable. La velocidad del rotor de la turbina necesita que sea proporcional a la velocidad del viento para conseguir una recuperación de energía óptima.

Las turbinas eólicas de velocidad variable han sido propuestas como una forma de incrementar los rendimientos de conversión de la energía de las turbinas eólicas de velocidad constante. Mediante la variación de la velocidad del rotor en condiciones de viento variable, puede conseguirse una recuperación mejorada de la energía a través de un rango de velocidades del viento. Así mismo es importante que los esfuerzos mecánicos máximos provocados por las ráfagas de viento puedan ser reducidos mediante la limitación del par de fuerzas que reaccionan sobre la turbina eólica por el generador y permitiendo que la turbina eólica se acelere en respuesta a las ráfagas de viento. La energía cinética incrementada del rotor provocada por las ráfagas de viento sirve como medio de almacenamiento de energía a corto plazo para mejorar todavía más la conversión de energía. Dicha operación, no obstante, requiere un sistema de detección de control del par motor.

Aunque las turbinas eólicas de velocidad variable son ventajosas desde el punto de vista de la conversión de energía incrementada y de esfuerzos reducidos, el sistema de generación eléctrico es más complicado que el de una turbina eólica de velocidad constante. Puesto que se utiliza usualmente un generador acoplado a un rotor de velocidad variable a través de una transmisión de velocidades de relación fija, la energía eléctrica generada por el generador tendrá una frecuencia variable. Esto requiere una conversión a partir de la salida de corriente alterna (CA) de frecuencia variable del generador a una frecuencia constante de corriente alterna (CA) para su suministro a una red de distribución de energía eléctrica. La conversión puede llevarse a cabo directamente por un convertidor de frecuencia o bien a través de una conversión intermedia a corriente continua (CC) mediante un rectificador y la reconversión a una frecuencia fija de corriente alterna (CA) mediante un inversor.

Un ejemplo de una turbina eólica de velocidad variable del arte previo es el expuesto en el documento US-A-4700081 (Kos y otros), que incluye un sistema lógico de prevención, a fin de impedir que la turbina pueda mantener en forma prolongada una velocidad crítica, la cual tendería a provocar una vibración excesiva. Expone también el uso de un convertidor de frecuencia para convertir la corriente alterna de frecuencia variable generada por la turbina eólica en una corriente alterna de frecuencia fija para ser suministrada a la red de distribución de energía eléctrica. Adicionalmente, la 17ª conferencia anual de Especialistas de Electrónica de Potencia IEEE, PESC'86, páginas 94 a 501, en un artículo de BE.T.OOI y otros, expone un "Sistema de control de CA integrado utilizando un enlace rectificador/inversor PWM controlado por corriente".

El documento D1 (DE-3727696) expone un método y un aparato para la elevación asíncrona de revoluciones de un generador asincrónico que puede ser utilizado en turbinas eólicas. El documento D1 trata sobre el problema que usualmente se exige al equipamiento adicional, con el fin de acelerar el rotor del generador desde una velocidad baja o de una parada total hasta su velocidad operacional. Lo que expone el documento D1 trata de evitar este equipamiento adicional, y proporciona un método/aparato para la elevación de revoluciones del generador, que utiliza básicamente solo el equipo requerido durante la operación "normal" del generador.

Tal como puede observarse a partir del documento D1, el método/aparato de acuerdo con el documento D1 está basado en una configuración en la que los devanados del rotor de un generador G están conectados a un convertidor DU y los devanados del estator del generador G están conectados a una red N.

En consecuencia, el método de acuerdo con el documento D1 comprende las etapas: a) los devanados del estator están desconectados de la red y están cortocircuitados o conectados a los devanados del rotor (incluyendo una inversión de la secuencia de las fases); b) se calcula el ángulo del campo; y c) basándose en un vector de configuración del rotor orientado al campo predeterminado (iL(F)), se forman señales de control (iL(L)* para el convertidor DU. Durante la elevación de revoluciones del generador, el generador es operado como un motor.

El documento D2 (EP-A-0244341) expone un método para controlar una turbina eólica, el cual evita que la turbina mantenga una velocidad crítica que por otra parte tendería a provocar una vibración excesiva. Lo que se expone de acuerdo con el documento D2 está basado en el hecho de que la energía cinética disponible de una ráfaga de viento entrante varía en la dimensión del área barrida, en su densidad y con el cubo de la velocidad del viento. Se ha demostrado que no más del 59% de la energía puede ser extraída, y que la capacidad de cualquier turbina eólica para acercarse a dicho máximo ha sido denominada como el factor de rendimiento C_{p}. El factor C_{p} está relacionado con las características aerodinámicas de una máquina dada, particularmente con la relación de velocidad de avance con respecto a la velocidad de la punta de las palas del rotor, la cual se define como la relación de la velocidad tangencial de la punta de la pala con respecto a la velocidad del viento entrante. Si esta relación puede ser mantenida con un factor de pico del rendimiento de la máquina haciendo que la velocidad del rotor siga la velocidad del viento, entonces la turbina eólica llegará a ser altamente eficiente.

Con el fin de mantener la relación de velocidades en el punto en el cual es máximo el factor del rendimiento, el documento D2 expone el diseño de una turbina eólica de velocidad variable.

En consecuencia, el generador de corriente alterna CA tiene un eje del rotor del generador fijado a la parte de alta velocidad de la caja de velocidades. El par motor Q_{S} del rotor de la turbina acciona el rotor del generador a través de la caja de velocidades. El generador proporciona un par del entrehierro Q_{E}, el cual se opone al par del rotor de la turbina accionada en su entrada. El generador de CA proporciona una CA de frecuencia variable en una línea hasta un convertidor de frecuencia, el cual convierte la CA de frecuencia variable en una CA de frecuencia fija en una línea, la cual a su vez es suministrada a una red de distribución de energía eléctrica. Se muestra un controlador de turbina eólica de velocidad variable, que es sensible a la velocidad detectada y a señales de energía eléctrica, y que proporciona también una señal del par motor de control en la línea hasta el convertidor de frecuencia. El controlador de la turbina eólica de velocidad variable comprende una programación que incluye una relación funcional entre los valores de las señales de energía eléctrica detectadas y los valores de las señales de referencia (control) de la velocidad del generador correspondientes. Basándose en esta información, el controlador de la turbina eólica de velocidad variable determina realmente como deberá ser el par del entrehierro, a fin de obtener el rendimiento máximo. Además de ello, el control del rotor puede estar provisto para proporcionar un control del par motor aerodinámico por encima de un par motor de limitación, con el fin de limitar el empuje. Esto puede tomar la forma de un control del ángulo de paso de las palas o del movimiento de guiñada de la turbina.

Siguiendo con esta estrategia de la operación de velocidad variable, existirán no obstante ciertas velocidades dentro del rango de la operación para las cuales se producirán resonancias en el sistema. En consecuencia, el documento D2 proporciona un método para evitar una velocidad crítica, la cual pueda provocar vibraciones no deseables en la turbina eólica. El método de acuerdo con el documento D2 tiene en cuenta el deseo de mantener un régimen de velocidad de rendimiento máximo en una línea ascendente, mientras que al mismo tiempo se evite que el régimen de incremento pueda conducir a velocidades correspondientes a la velocidad crítica.

Ninguno de los documentos D1 y D2 expone, tanto en forma individual o en combinación, el uso de medios de control del par motor significa el poder definir una señal de referencia del par motor utilizada por los medios de control del generador, para controlar los conmutadores activos de un convertidor de energía de la turbina eólica de velocidad variable, a través de medios de orientación del campo que definan una corriente deseada en las coordenadas del campo y medios de control de conmutación para controlar los conmutadores activos.

Sumario de la invención

La invención está definida por las características de las reivindicaciones independientes. Las realizaciones preferidas están definidas en las reivindicaciones dependientes.

Breve descripción de los dibujos

La figura 1 es un diagrama de bloques de una turbina eólica.

La figura 2 es un diagrama esquemático de un circuito convertidor de energía eléctrica y un diagrama de bloques de los circuitos de control asociados.

La figura 3 es un diagrama de bloques del sistema de control utilizado para controlar el par del generador.

La figura 4 es un diagrama gráfico que muestra la relación angular entre un sistema fijo de coordenadas del estator, un sistema rotativo de coordenadas del rotor, y un sistema de coordenadas orientadas al campo giratorio.

La figura 5 es un diagrama de bloques de una unidad de control del generador.

La figura 6 es un diagrama de bloques de un convertidor de orientación del campo.

La figura 7 es un diagrama de bloques de un controlador de corrientes del modulador en conexión Delta.

La figura 8 es un diagrama de bloques de un controlador de corrientes de índice de distorsión.

La figura 9 es un diagrama de bloques de una implementación alternativa del controlador de corrientes de índice de distorsión de la figura 8.

La figura 10 es una representación gráfica, en coordenadas \alpha, \beta, de los vectores del voltaje resultantes de ocho posibles estados de conmutación del rectificador activo.

La figura 11 es un diagrama de bloques de un controlador de voltaje.

La figura 12 es un diagrama de bloques de un programa de ordenador utilizado en la unidad de control del generador.

La figura 13 es un diagrama de bloques de una unidad de control del inversor de la presente invención.

La figura 14 es un diagrama de bloques de un controlador de la corriente utilizado en la unidad de control del inversor de la figura 13.

La figura 15 es un diagrama de bloques de un programa de ordenador utilizado en la unidad de control del inversor de la presente invención.

Descripción detallada de la invención

Las figuras 1 a 15 de dibujos exponen varias realizaciones de la presente invención con fines solamente ilustrativos. El técnico especializado en el arte observará a partir de la siguiente exposición que las realizaciones alternativas de las estructuras y métodos ilustrados pueden ser utilizados sin desviarse de los principios de la invención, según se encuentran reivindicados.

La realización preferida de la presente invención es una turbina eólica de velocidad variable con un convertidor de energía eléctrica que suministra una energía de alta calidad de frecuencia constante, y con un factor de potencia ajustable, a una red de distribución eléctrica. Tal como se muestra en la figura 1, la turbina eólica 10 incluye un rotor 12 de la turbina de paso variable, que está acoplado mecánicamente a través de una caja de velocidades 14 a dos generadores 16 y 18 de inducción de corriente alterna trifásicos. La caja de velocidades 14 incluye una transmisión de engranaje multiplicador de relación fija, de forma que el generador gire con un múltiplo fijo de la velocidad del rotor de la turbina. Los generadores 16 y 18 generan electricidad de corriente alterna trifásica a una frecuencia variable que es proporcional a la velocidad del rotor de la turbina. La electricidad generada por cada generador 16 y 18 es convertida desde una corriente alterna de frecuencia variable a una corriente alterna de frecuencia fija mediante convertidores de energía que comprenden los rectificadores activos 20 y 22, los enlaces 24 y 26 de voltaje de corriente continua, inversores 28 y 30, y los filtros 32 y 34. Las salidas de los filtros 32 y 34 están combinadas en un transformador 36, cuya salida es suministrada a la red de distribución eléctrica.

Los dos generadores, que giran en todo momento cuando gira el rotor de la turbina, son preferidos con respecto a un solo generador en esta realización, con el fin de construir una turbina eólica de alta capacidad, utilizando mientras tanto generadores disponibles fácilmente. La invención, por supuesto, puede ser implementada en una turbina eólica con un solo generador o con más de dos generadores.

Cada uno de los generadores 16 y 18 están controlados independientemente por los controladores de los generadores 38 y 40, los cuales según se expone más adelante, controlan el par motor de reacción de los generadores mediante el control de las corrientes o voltajes de los estatores. Los sensores de velocidad de los ejes 42 y 44 monitorizan la velocidad de los rotores de los dos generadores, respectivamente, y suministran información de la velocidad de los rotores a los controladores de los generadores 38 y 40, y a un dispositivo de control del par motor 46. Los inversores 28 y 30 están controlados independientemente por los controladores de los inversores 50 y 52. El controlador del factor de potencia 54 controla los controladores de los inversores 50 y 52 para proporcionar la corrección del factor de potencia mediante el desfase de la corriente de salida con respecto al voltaje de salida.

El dispositivo de control del par motor 46 monitoriza los parámetros de rendimiento de la turbina eólica y genera señales de control del par motor para los controladores de los generadores 38 y 40, y señales de control del ángulo de paso a una unidad de control del ángulo de paso 48. Almacenada dentro de un dispositivo de control del par motor 46 se encuentra una tabla de valores óptimos del par motor, ángulo de paso, y velocidad del rotor para distintas condiciones operativas. Estos valores se proporcionan en función de una velocidad del viento estimada, la cual se determina mediante un modelo aerodinámico de la turbina eólica, que tiene entradas de la velocidad del rotor desde los sensores de velocidad 42 y 44, el ángulo de paso medido desde la unidad de control del ángulo de paso 48, y el par medido de los controladores de los generadores 48 y 40. Con el fin de mejorar la estabilidad dinámica del sistema de control global, se utiliza una señal de control de la velocidad para ajustar los valores óptimos del ángulo de paso y del par motor encontrados en la tabla. La señal de control de la velocidad es proporcional a la diferencia entre la velocidad deseada óptima de la tabla y la velocidad medida de los sensores de velocidad 42 y 44. El dispositivo de control del par motor 46 determina así los valores deseados del par motor y del ángulo de paso basándose en las condiciones operativas detectadas, y suministra las señales de control del par motor y del ángulo de paso a los controladores de los generadores 38, 40 y la unidad de control del ángulo de paso 48, respectivamente.

En términos generales, el convertidor de energía para cada generador incluye un rectificador activo, un enlace de voltaje de corriente continua, un inversor, filtros, y los controles asociados. Ambos convertidores de energía son idénticos, por lo que se expondrá solo uno. Más en particular, según se muestra en la figura 2, el rectificador activo 20 incluye tres pares de dispositivos de conmutación activos 60, dispuestos en un circuito puente entre una barra +CC 68 del enlace de corriente continua 24 y cada una de las tres tomas de energía del estator 72-74 del generador 16. Cada par de dispositivos de conmutación está acoplado entre las barras de corriente continua 68 y 70, y conectados en un punto intermedio a una de las tomas de energía del estator. Las señales de conmutación que provocan que los dispositivos de conmutación activos conmuten entre la activación y la desactivación en una unidad de control del generador 76, suministran señales a los dispositivos de conmutación a través de un circuito de control 78. La unidad de control del generador 76 y el circuito de control 78 están aislados del rectificador 20 mediante aisladores ópticos para minimizar las interferencias. Las señales de conmutación son complementarias para cada par de dispositivos de conmutación, provocando que un dispositivo de conmutación de cada par sea activado y que el otro dispositivo de conmutación del par se desactive, según sea lo apropiado para conseguir las corrientes o voltajes deseados del estator. Los dispositivos de conmutación 60 del rectificador 20 controlan las corrientes y voltajes del estator en los devanados trifásicos del estator.

Los dispositivos de conmutación 60 del rectificador pueden ser cualquier número de tipos diferentes de conmutadores activos, incluyendo los transistores bipolares de puerta aislada (IGBT), transistores bipolares de unión, transistores de efecto de campo, transistores Darlington, tiristores de desactivación de puerta, o rectificadores controlados de silicio. En la realización preferida, los dispositivos de conmutación 60 del rectificador son transistores IGBT, con dos transistores IGBT conectados en paralelo para cada uno, mostrados en la figura 2, para un total de doce dispositivos en el rectificador 20.

La unidad de control del generador 76, la cual es parte del controlador del generador 38, recibe entradas del sensor de las corrientes de los estatores i_{s1}, i_{s2}, i_{s3}, y la velocidad del rotor \omega_{r}, recibe un valor de referencia del par T_{ref} del dispositivo de control del par 46 (figura 1), y genera señales de conmutación moduladas en anchura de los impulsos (PWM), que se suministran a los conmutadores del rectificador 60 a través del circuito de control 78. Aunque la figura 2 muestra la detección de todas las tres corrientes del estator, solo se necesita detectar dos corrientes porque la tercera puede calcularse a partir de la relación i_{s1} + i_{s2} + i_{s3} = 0. La operación de la unidad de control de los generadores 76 se expondrá con detalle más adelante.

En enlace de voltaje de corriente continua 24 consiste sencillamente en dos barras 68 y 70, más un condensador 80 de almacenamiento de energía, conectado entre las dos barras. En la realización preferida, en la que cada generador tiene 150 Kilovatios, la capacidad del condensador 80 es de aproximadamente 15000 microfaradios, y el voltaje nominal del enlace de corriente continua es de aproximadamente 750 Voltios.

Situado en el otro lado del enlace del voltaje de corriente continua respecto del rectificador activo 20, el inversor 28 incluye también tres pares de dispositivos de conmutación activos 82 dispuestos en un circuito puente, entre la barra 68 de +CC y la barra 70 de +CC del enlace de voltaje de CC 24. Los puntos intermedios de los pares de dispositivos de conmutación activos 82 forman tres tomas de salida 84-86 desde las cuales circula la electricidad trifásica a través de los filtros 32 y del transformador 36 hasta la red de distribución de energía eléctrica. Las señales de conmutación de los dispositivos de conmutación activos 82 se originan en una unidad de control del inversor 88, que suministra las señales a los dispositivos de conmutación a través del circuito de control 90. La unidad de control del inversor 88 y el circuito de control 90 están aisladas del inversor 28 mediante aisladores ópticos. Las señales de conmutación son complementarias para cada par de dispositivos de conmutación, provocando que un dispositivo de conmutación de cada par se active, y que el otro dispositivo de conmutación del par se desactive en cualquier instante dado. En la realización preferida, los dispositivos de conmutación 82 del inversor 28 comprenden dos transistores IGBT dispuestos en pares en paralelo, al igual que los dispositivos de conmutación 60 del rectificador.

La unidad de control del inversor 88, la cual es parte del controlador del inversor 50, recibe entradas del sensor de las corrientes de los inversores i_{o1}, i_{o2}, i_{o3}, los voltajes de los inversores v_{o1}, v_{o2}, v_{o3}, y el voltaje del enlace en CC v_{cc}. Las corrientes del inversor están detectadas en las tomas de salida, mientras que los voltajes del inversor están detectados en la salida de los filtros 32 y estando aislados a través de los transformadores de potencia 92. La unidad de control del inversor 88 recibe también, desde el controlador del factor de potencia 54, una señal del factor de potencia, una señal de energía reactiva, y una señal del modo de operación, que definen el factor de potencia deseado. En respuesta, tal como se expondrá con más detalla más adelante, la unidad de control del inversor 88 genera señales de conmutación moduladas según la anchura de los impulsos, y las suministra a los conmutadores del inversor 82, a través del circuito de control 90. Además de ello, la unidad de control del inversor 88 suministra también una señal de realimentación, Q_{real} al controlador del factor de potencia 54, que indica la potencia reactiva que están siendo suministrada por el inversor 50.

La estructura de control de la turbina eólica se muestra en la figura 3 para uno de los generadores 16. La unidad de control del generador 76 incluye un convertidor de orientación del campo 94, que convierte la referencia del par motor T_{ref}, y la velocidad del rotor \omega_{r} en las corrientes de control de campo orientado, i^{*}_{sd} e i^{*}_{sd}, y un ángulo del flujo del rotor, \theta^{*}_{s}. Estas variables de control, que están identificadas como variables de control por el superíndice *, se utilizan por un controlador PWM 95 junto con las corrientes del estator trifásicas detectadas, i_{s1}, i_{s2}, i_{s3}, para generar las señales de conmutación, D_{1}, \upbar{D}_{1}, D_{2}, \upbar{D}_{2}, D_{3}, \upbar{D}_{3}. La notación D_{n} y \upbar{D}_{n} por ejemplo se refieren a las señales de control de base para los dispositivos superior (D_{n}) e inferior (\upbar{D}_{n}) de un par de conmutadores rectificadores 60. El controlador PWM 85, tal como se expondrá con más detalle más adelante, controla las magnitudes eléctricas del estator, bien sea las corrientes del estator o los voltajes del estator, dependiendo del monitor del rotor 97 que monitoriza las corrientes del estator, generando una señal indicativa del par motor real, T_{real}, y realimentándola hacia el dispositivo de control del par motor 46.

El control de las corrientes y voltajes del generador en términos de coordenadas del campo es un elemento clave de la presente invención. El par eléctrico de una máquina de inducción de CA puede ser expresado en términos de las corrientes del estator y del rotor, pero dicha expresión es difícil de utilizar en un sistema de control del par motor, puesto que las corrientes del rotor de un generador de inducción de jaula de ardilla no pueden ser medidas directamente. El control de la orientación del campo elimina dicha dificultad.

Es importante comprender que, en cualquier instante, el flujo del rotor de una máquina de inducción puede estar representado por un vector radial \lambdar con una magnitud \lambdar y un ángulo \thetas. El principio de orientación del campo define la corriente del estator en términos de un sistema rotatorio de coordenadas d, q., en donde un eje directo (d) está alineado con el vector del flujo del rotor instantáneo \lambdar con un ángulo \thetas y un eje de cuadratura (q) que es perpendicular al vector del flujo del rotor. Esto se muestra en la figura 4. El vector de la corriente del estator, i_{s}, puede ser degenerado en una componente, I_{sd}, que es paralela al vector \lambdar del flujo del rotor, y una componente i_{sq}, que es perpendicular al vector del flujo del rotor. Las corrientes i_{sd} e i_{sq} en el ángulo \thetas, son la representación de las coordenadas del campo del vector de la corriente del estator.

La figura 4 muestra también que \omega_{r} está definida como la velocidad angular del vector del flujo del rotor. La velocidad de deslizamiento de la máquina, w_{si}, que es la velocidad del vector de la corriente del estator con respecto al rotor, es la diferencia entre \omega_{s} y \omega_{r}.

El sistema de coordenadas d, q aísla o desacopla una corriente que crea el campo del flujo del rotor i_{sd}, en el eje directo, a partir de una corriente que crea el par i_{sq}, en el eje de cuadratura. Definiendo las corrientes del generador en las coordenadas de orientación del campo permite a la unidad de control del generador 76 el poder convertir las ordenes de control del par directamente en una corriente del eje de cuadratura deseada i^{*}_{sq}, la cual se utiliza entonces por el controlador PWM 95 para llevar a cabo las ordenes del par motor del dispositivo de control del par motor 46.

El control del generador de esta forma precisa de la conversión entre las coordenadas del estator estacionarias y las coordenadas del campo rotativo. Las corrientes del estator en un sistema de coordenadas de tres fases equilibrado, según se representa por las corrientes en las tres tomas de energía del estator 72-74 (figura 2), pueden estar designadas por las variables i_{s1}, i_{s2}, e i_{s3}. Las corrientes del estator trifásicas equilibradas son equivalentes a las corrientes del estator bifásicas, i_{s\alpha} e i_{s\beta}, definidas por la siguiente ecuación matricial:

1

Las corrientes del estator bifásicas, i_{s\alpha} e i_{s\beta}, pueden ser convertidas en las corrientes de las coordenadas del campo, i_{sd} e i_{sq}, en función del ángulo del flujo del rotor, \theta_{s}, mediante la siguiente transformación:

2

La transformación de las coordenadas de campo a las coordenadas bifásicas se lleva a cabo mediante la invención de la ecuación (2), lo que da lugar a lo siguiente:

3

La transformación de las coordenadas bifásicas a las coordenadas trifásicas equilibradas se calcula mediante la inversión de la ecuación (1):

4

En la figura 4 se muestran las representaciones del vector de la corriente del estator en el sistema de coordenadas de campo d,q en rotación, en el sistema de coordenadas \alpha, \beta de dos fases estacionario, y en el sistema de coordenadas trifásico equilibrado estacionario.

La estructura de la unidad de control del generador 76 se muestra en forma de un diagrama de bloques en la figura 5. La unidad de control del generador está implementada preferiblemente en un procesador de señales digitales ("DSP"), modelo TMS320C25 de Texas Instruments. El código de ordenador para la implementación de la invención en un microprocesador DSP está expuesto en el apéndice de una microficha.

Funcionalmente, la unidad de control del generador 76 incluye el convertidor de orientación de campo 94, el monitor del par motor 97, y el controlador PWM 95. En la realización preferida, el controlador PWM 95 incluye un controlador de corriente 96, un controlador de voltaje 98, y un circuito selector 100. Estos componentes serán expuestos con más detalle más adelante, pero generalmente el convertidor de orientación de campo 94 genera los parámetros de control basándose en la velocidad del rotor y en las señales de referencia del par motor, el controlador de corriente 96 o el controlador de voltaje 98 genera las señales de conmutación PWM para su suministro a los dispositivos del circuito de control 78. El monitor de par motor 97 detecta las corrientes del estator en curso, i_{s1}, i_{s2}, i_{s3}, las convierte a valores de coordenadas de campo utilizando las ecuaciones (1) y (2), y calcula una señal del par motor, T_{fb}, utilizando la ecuación (8) (véase más adelante) para la realimentación al dispositivo de control del par motor 46. El monitor del par motor 97 infiere así el par del generador a partir de las corrientes medidas. Los cálculos realizados dentro del DSP de la unidad de control del generador 76 son digitales, lo cual requiere una conversión A/D de las señales externas.

El convertidor de orientación de campo 94, mostrado en la figura 6, convierte las señales de control del par y del flujo del rotor en coordenadas de campo. Utilizando una corriente de eje directo deseado, i^{*}_{sd}, el convertidor de orientación de campo 94 calcula la magnitud deseada del flujo del rotor, \lambda^{*}_{r}. La corriente del eje directo de producción de flujo deseada, i^{*}_{sd}, es una función del generador particular utilizado, y puede estar predeterminada y almacenada en el DSP. En la realización preferida, i^{*}_{sd} se supone que es constante. Alternativamente, i^{*}_{sd} puede ser variada para proporcionar un control de debilitamiento del campo, si así se desea. la notación sd^{*} designa un valor deseado generado por el sistema de control en oposición al de un valor en curso.

El flujo del rotor deseado, \lambda^{*}_{r}, está definido por la ecuación siguiente:

(5)\lambda^{*}_{r} = \frac{-R_{r}\lambda^{*}_{r}}{L_{r}} + \frac{R_{r} L_{o} i^{*}_{sd}}{L_{r}}

en donde:

\lambda^{*}_{r} = flujo del rotor deseado;

\lambda^{F}_{r} = derivada en el tiempo del flujo del rotor deseado;

R^{r}_{r} = resistencia del rotor;

L_{o} = inductancia mutua;

L_{r} = autoinductancia del rotor.

En el caso general, la ecuación (5) puede estar representada por la siguiente ecuación recursiva:

(6)\lambda^{*}_{r(k)} = \lambda^{*}_{r(k-1)} - \frac{\Delta t R_{r} \lambda^{*}_{r(k-1)}}{L_{r}} + \frac{\Delta t R_{r} L_{o} i^{*}_{sd(k-1)}}{L_{r}}

en donde:

\lambda^{*}_{r(k)} = \lambda^{*}_{r} en el instante = k;

\lambda_{r(k-1)} = \lambda^{*} en el instante = k-1;

i_{sd(k-1} = i^{*}_{sd} en el instante = k-1;

\Deltat = periodo de tiempo de muestra entre el instante = k-1 y el instante = k.

En el caso en que i^{*}_{sd} es constante, la derivada en el tiempo \lambda^{*}_{r} = 0, de forma que la ecuación (6) se simplifica como:

(7)\lambda^{*}_{r} = L_{o} i^{*}_{sd}

Una vez que el flujo es conocido, la referencia del par motor puede ser convertida en una corriente del eje en cuadratura. En coordenadas de campo, el par motor en reacción por el generador está dado por:

(8)T = \frac{P L_{o} \lambda_{r} i^{*}_{sq}}{3L_{r}}

en donde:

T = par motor del generador;

P = número de polos del generador;

i_{sq} = corriente del eje en cuadratura.

La resolución de la ecuación (8) para i_{sq}, proporciona la siguiente expresión para la corriente del eje en cuadratura de generación del par motor deseado como una función de la referencia del par motor suministrado por el dispositivo de control del par motor 46:

(9)i^{*}_{sq} = \frac{3L_{r} T_{ref}}{P L_{o} \lambda^{*}_{r}}

en donde T_{ref} es la señal de referencia del par motor suministrada a la unidad de control del generador por el dispositivo de control del par motor 46.

Una vez que se haya determinado el flujo del rotor deseado, \lambda^{*}_{r}, y la corriente del eje en cuadratura deseada i^{*}_{sq}, puede encontrarse el ángulo del flujo del rotor deseado, \theta^{*}_{s}, en un instante en particular en el tiempo. Esto se lleva a cabo resolviendo las ecuaciones siguientes:

(10)\omega^{*}_{s1} = \frac{R_{r} L_{o} i^{*}_{sq}}{L_{r} \lambda^{*}_{r}}

(11)\omega^{*}_{s} = \omega_{r} + \omega^{*}_{s1}

(12)\theta^{*}_{s} = \int\omega^{*}_{s} dt, \ 0 \leq \theta^{*}_{s} \leq 2\pi

en donde:

\omega^{*}_{s1} = velocidad deseada de deslizamiento de la máquina;

\omega_{s} = velocidad del flujo del rotor deseada;

\omega_{r} = velocidad del roto en curso;

\theta^{*}_{s} = ángulo de flujo instantáneo deseado del rotor.

La velocidad de deslizamiento de la máquina \omega^{*}_{s1} se calcula a partir de los valores calculados del flujo del rotor deseado, \lambda^{*}_{r}, y la corriente del eje en cuadratura deseada, i^{*}_{sq}, utilizando la ecuación (10). La velocidad medida del rotor, \omega_{r}, se suma entonces a la velocidad de deslizamiento de la máquina, \omega^{*}_{s1}, para calcular la velocidad deseada del flujo del rotor, \omega^{*}_{s}, de acuerdo con la ecuación (11). La velocidad deseada del flujo del rotor, \omega^{*}_{s}, es el modulo integrado 2\pi para encontrar el ángulo deseado instantáneo del flujo del rotor, \theta^{*}_{s}.

Los valores calculados de las corrientes deseadas orientadas al campo, i^{*}_{sd} e i^{*}_{sq}, flujo del rotor, \lambda^{*}_{r}, velocidad del flujo del rotor, \omega^{*}_{s}, y el ángulo del flujo del rotor, \theta^{*}_{s}, se suministran a los controladores de corriente y voltaje 96 y 98 (figura 5), para la determinación de las señales de conmutación PWM. La transformación de las corrientes deseadas del estator a partir de las coordenadas de campo en las coordenadas \alpha, \beta bifásicas estacionarias o en las coordenadas trifásicas equilibradas, si se precisa por parte del controlador PWM, puede llevarse a cabo bien sea en el convertidor de orientación de los campos o en el controlador PWM. En este caso, se supone que la transformación tiene lugar fuera del convertidor de orientación del campo 94.

En respuesta a los valores calculados por el convertidor de orientación del campo 94, el controlador de corriente 96 o el controlador de voltaje 98, dependiendo del que sea seleccionado, determina los estados de los conmutadores de los dispositivos de conmutación activos (figura 5). El controlador de corriente 96 genera las señales de conmutación PWM mediante la selección de un estado de conmutación que provoque que las corrientes del estator se aproximen a las corrientes deseadas, definidas por el convertidor de orientación del campo. El controlador de voltaje 98 genera las señales de conmutación PWM, mediante la conversión de las corrientes deseadas orientadas de los campos en los voltajes deseados orientados al campo, transformándolas en coordenadas del estator, y seleccionando así el estado de conmutación apropiado para obtener los voltajes deseados del estator.

Un sencillo método de control de la corriente es el que se muestra en la figura 7, un controlador de corriente de modulador en Delta. El controlador de corriente de modulador Delta convierte las corrientes deseadas orientadas al campo en coordenadas del estator bifásicas estacionarias, y después a coordenadas del estator trifásicas, para generar las corrientes deseadas del estator trifásicas, i^{*}_{s1}, i^{*}_{s2}, i^{*}_{s3}.

La transformación de las corrientes deseadas a partir de las coordenadas de los campos rotatorios en las coordenadas \alpha, \beta bifásicas estacionarias se consigue mediante la ecuación (3), la cual se reduce a la siguiente expresión:

(13)i^{*}_{s\alpha} = i^{*}_{sd}cos\theta^{*}_{s} - i^{*}_{sq}sin\theta^{*}_{s}

(14)i^{*}_{s\beta} = i^{*}_{sd}sin\theta^{*}_{s} + i^{*}_{sq}cos\theta^{*}_{s}

Las corrientes del estator deseadas se transforman entonces en coordenadas trifásicas con la utilización de la ecuación (4).

Después de convertir las corrientes del estator deseadas a partir de las coordenadas de campo en coordenadas trifásica, el controlador de corriente del modulador en Delta compara entonces periódicamente cada corriente del estator deseada, i^{*}_{s1}, i^{*}_{s2}, i^{*}_{s3}, con la corriente del estator en curso correspondiente, i_{s1}, i_{s2}, i_{s3}, utilizando los dispositivos de comparación y de retención 102. Si la corriente del estator deseada de una fase es mayor que la corriente del estator en curso, entonces el dispositivo de conmutación superior es activado, y el dispositivo de conmutación inferior es desactivado, o de otra forma, el dispositivo superior es activado y el dispositivo inferior es desactivado. Los dispositivos de comparación y retención 102 configura las señales de conmutación PWM, D_{1}, \upbar{D}_{1}, D_{2}, \upbar{D}_{2}, D_{3}, \upbar{D}_{3} para llevar a cabo la conmutación deseada. El estado de conmutación así seleccionado se mantiene efectivo hasta que tenga lugar el periodo de muestreo siguiente, en cuyo instante se ejecutan las comparaciones con los valores en curso actualizados y los valores deseados.

Otro método del control de la corriente, que minimiza el índice de distorsión, es el mostrado en las figuras 8-10. Este método genera señales PWM mediante la minimización periódicamente de un índice de distorsión relacionado directamente con la distorsión armónica total (THD). En comparación con el controlador de corriente del modulador en Delta, o con un controlador lineal con el cruce triangular, este método es preferible debido a una THD menor en las frecuencias de comparación, mientras que se precisa de menos eventos de conmutación y, en consecuencia, menor pérdidas de potencia debidas a la conmutación. El índice de distorsión que se minimiza puede ser definido como la suma de los cuadrados de los errores en curso:

(15)J_{1} = (i^{*}_{s1} - i_{s1})^{2} + (i^{*}_{s2} - i_{s2})^{2} + (i^{*}_{s3} - i_{s3})^{2}

en donde, i^{*}_{s1}, i^{*}_{s2}, i^{*}_{s3}, son las corrientes del estator trifásicas deseadas, e i_{s1}, i_{s2}, i_{s3} son las corrientes del estator trifásicas en curso. Alternativamente, el índice de distorsión puede ser definido como la suma de los valores absolutos de los errores en curso.

(16)J_{2} = |i^{*}_{s1} - i_{s1}| + |i^{*}_{s2} - i_{s2}| + |i^{*}_{s3} - i_{s3}|

Minimizando el índice de distorsión, J, incluye la determinación de cual será uno de los ocho posibles estados de conmutación de los conmutadores del rectificador que generará las corrientes del estator en curso más próximas en su valor a las corrientes del estator deseadas. Una forma de llevar a cabo esto se muestra en la figura 8. Las decisiones de la conmutación se efectúan periódicamente, basándose en las corrientes del estator medidas más recientemente. Las corrientes del estator en curso, i_{s1}(k), i_{s2}(k), e i_{s3}(k), se miden en el instante = k, y se efectúa una proyección de las corrientes del estator i_{s1}(k+1), i_{s2}(k+1), e i_{s3}(k+1) en el siguiente intervalo de tiempo, para cada estado de conmutación posible. Puesto que existen dos configuraciones de conmutación posibles de los tres pares de conmutadores, existen ocho posibles estados de conmutación (2^{3}) para los conmutadores rectificadores. Las corrientes del estator proyectadas i_{s1}(k+1), i_{s2}(k+1), e i_{s3}(k+1) se calculan mediante el modelado del generador y del rectificador de acuerdo con la ecuación siguiente derivada de un modelo simplificado:

(17)\underline{V} = \underline{E} + L_{o}\frac{d}{dt}(\underline{i}_{s})

en donde:

V = vector de voltaje resultante de un estado del conmutador en particular;

\overline{E} = vector de la fuerza electromotriz (fem) del generador;

\overline{i}_{s} = vector de la corriente del estator.

La evaluación de la derivada con respecto al intervalo de tiempo discreto, \Deltat, da por resultado lo siguiente para las corrientes proyectadas:

(18)\underline{i}_{s}(k+1) = \frac{\Delta t}{L_{o}}V(k) - \underline{E}(k) + \underline{i}_{s}(k)

Las corrientes de estator proyectadas pueden hallarse así para cada estado de conmutación mediante la ecuación de evaluación (18) utilizando el vector de voltaje que resultaría a partir del estado de conmutación.

Después de hallar las corrientes del estator proyectadas, el índice distorsión, J, puede ser calculado mediante las ecuaciones (15) o (16) para cada posible estable de conmutación. El estado de conmutación que da por resultado el valor mínimo de J es suministrado al selector 100.

Aunque el método anteriormente descrito definirá un estado de conmutación que minimiza el índice de distorsión, es preferible otro método equivalente debido a su tarea computacional reducida. El método alternativo de calcular el estado de conmutación que minimiza el índice de distorsión es el mostrado en las figuras 9 y 10. Este método convierte el vector de la corriente del estator deseada en un vector de voltaje deseado equivalente, y después calcula el estado de conmutación que se aproximaría más cerca del vector del voltaje deseado. Este método minimiza en efecto un índice de distorsión equivalente definido en el sistema de coordenadas \alpha, \beta con respecto al error de voltaje:

(19)J_{3} = (v^{*}_{s\alpha} - v_{s\alpha})^{2} + (v^{*}_{s\beta} - v_{s\beta})^{2}

o bien:

(20)J_{4} = |v^{*}_{s\alpha} - v_{s\alpha}| + |v^{*}_{s\beta} - v_{s\beta}|

en donde:

V^{*}_{s\alpha} = voltaje del eje \alpha deseado;

V_{s\beta} = voltaje del eje \beta deseado;

V_{s\alpha} = voltaje del eje \alpha en curso;

V_{s\beta} = voltaje del eje \beta en curso.

Puede mostrarse que la minimización de las diferencias de voltaje de las ecuaciones (19) ó (20) es equivalente a minimizar las diferencias de las corrientes de las ecuaciones (15) ó (16), puesto que los índices de distorsión varían solo mediante factores constantes o proporcionales. Debido a esta equivalencia, la minimización del índice de distorsión definido por las ecuaciones (19) o (10) no controla las corrientes del estator, incluso aunque las corrientes deseadas sean convertidas en voltajes deseados para evaluar el índice de distorsión.

Tal como se muestra en la figura 9, los cálculos se llevan a cabo utilizando el sistema de coordenadas \alpha, \beta bifásicas en lugar del sistema de coordenadas trifásicas, con el fin de eliminar algunas etapas de cálculo redundantes. Las corrientes del estator trifásico medidas, i_{s1}, i_{s2}, e i_{s3}, se convierten en el sistema de coordenadas \alpha, \beta bifásicas utilizando la ecuación (1). Las corrientes de coordenadas de campo deseadas, i^{*}_{sd} e i^{*}_{sq}, según lo recibido del convertidor de orientación de campo 94 (figura 5), se convierten en las corrientes de estator \alpha, \beta deseadas en el instante (k), i^{*}_{s\alpha}(k) e i^{*}_{s\beta}(k), utilizando la ecuación (3). Estos valores se proyectan hacia delante en el tiempo utilizando las fórmulas:

(21)i^{*}_{s\alpha}(k+1) = 2i^{*}_{s\alpha}(k) - i^{*}_{s\alpha}(k-1)

(22)i^{*}_{s\beta}(k+1) = 2i^{*}_{s\beta}(k) - i^{*}_{s\beta}(k-1)

La fuerza electromotriz (fem) del generador, en coordenadas \alpha, \beta, se estima mediante:

(23)E_{\alpha} = \lambda^{*}_{r} \frac{d}{dt}(cos \theta^{*}_{s}) = \omega^{*}_{s} \lambda^{*}_{r} sin(\omega^{*}_{s}t)

(24)E_{\beta} = \lambda^{*}_{r} \frac{d}{dt}(sin \theta^{*}_{s}) = \omega^{*}_{s} \lambda^{*}_{r} cos(\omega^{*}_{s}t)

Los voltajes deseados en coordenadas \alpha, \beta, v^{*}_{s\alpha} y v^{*}_{s\beta}, se estiman mediante el modelo de generador de la ecuación (17), el cual define las ecuaciones siguientes:

(25)v^{*}_{s\alpha} = \frac{L_{o}(i^{*}_{s\alpha}(k+1)-1_{s\alpha})}{\Delta t} + E_{\alpha}

(26)v^{*}_{s\beta} = \frac{L_{o}(i^{*}_{s\beta}(k+1)-1_{s\beta})}{\Delta t} + E_{\beta}

A continuación, en lugar de resolver la ecuación (19) o (20) para cada estado de conmutación posible, los voltajes de los ejes \alpha, \beta deseados, v^{*}_{s\alpha} y v^{*}_{s\beta}, se comparan con el número limitado de los vectores de voltajes que podrían resultar de los ocho posibles estados de los conmutadores. Estos vectores de voltaje, mostrados en la figura 10, tienen una magnitud de ceo o del voltaje del enlace de CC, v_{cc}, y están alineados con los ejes s_{1}, s_{2} y s_{3}. Los vectores de voltaje están definidos de acuerdo con la tabla siguiente:

5

Puesto que los estados 0 y 7 definen el mismo voltaje cero, existen siete voltajes del estator posibles que podrían resultar de las ocho configuraciones de los conmutadores posibles de los dispositivos de conmutación activos del rectificador.

La minimización del índice de distorsión se lleva a cabo mediante la localización de cual es el vector de voltaje de estator más cercano al vector de voltaje deseado definido por v^{*}_{s\alpha} y v^{*}_{s\beta}. Gráficamente, el espacio de coordenadas \alpha, \beta puede ser dividido en siete zonas: un circulo interno 104 de radio v_{cc}/2, más seis sectores de 60º 106-111 de radio exterior v_{cc} rodeando el circulo interior, en que cada sector tiene un estado del conmutador centrado en el radio exterior del mismo.

La determinación del vector de voltaje más cercano es una cuestión de localizar cual será la zona en que cae el vector de voltaje deseado. Para hacerlo de esta forma, la magnitud del vector de voltaje deseado se compara primeramente con v_{cc}/2, para determinar si el vector de voltaje deseado cae dentro del circulo interior 104. Si la magnitud del vector de voltaje deseado es inferior a la mitad de v_{cc}, entonces el estado 0 o el estado 7 será el estado del conmutador deseado. La selección entre el estado 0 y el estado 7 se lleva a cabo mediante la selección del estado que requiera el numero menor de conmutadores para cambiar el estado desde la configuración de conmutación anterior.

A continuación, si la magnitud del vector de voltaje deseado excede de v_{cc}/2, entonces los signos de v^{*}_{s\alpha} y v^{*}_{s\beta} se examinan para determinar cual es el cuadrante en que cae el vector de voltaje. Si el signo de v^{*}_{s\alpha} es positivo, entonces los estados 1, 2 ó 6 son candidatos, y si es negativo, entonces serán candidatos los estados 3, 4 ó 5. Si son positivos ambos valores de v^{*}_{s\alpha} y v^{*}_{s\beta}, por ejemplo, entonces bien sea el estado 1 o el estado 2 será el vector de voltaje más próximo. Para v^{*}_{s\alpha} y v^{*}_{s\beta} positivos, el estado 1 es el más cercano si v^{*}_{s\alpha} > \surd3 v^{*}_{s\beta}, de lo contrario el 2 es el más cercano. Esto es así porque la línea de división 112 entre el sector 106 del estado 1 y el sector 107 del estado 2 está inclinada con 30º hacia el eje \alpha, y porque:

(27)tan 30º = \frac{v^{*}_{s\beta}}{v^{*}_{s\alpha}} = \frac{1}{\sqrt{3}}.

Las selecciones entre los estados 3 y 4, 4 y 5, y 1 y 6 en los demás cuadrantes se desarrolla de la misma forma. Una vez que se localiza el vector de voltaje más cercano, el estado del conmutador asociado con dicho vector de voltaje se lleva al selector 10.

Con referencia de nuevo a la figura 5, la operación del controlador de corrientes 96 que genera las señales de conmutación PWM tiene lugar a velocidades relativamente bajas, en donde el enlace de voltaje de CC ofrece un voltaje substancialmente máximo. En dicha situación, el controlador de corrientes 96 mantiene las corrientes del estator en concordancia cercana con los valores deseados de las corrientes del estator. Esta operación da lugar realmente a fuentes de corrientes para los devanados del estator, lo cual permite al controlador de corrientes ignorar los voltajes del estator.

A altas velocidades, no obstante, en las que la fuerza electromotriz (fem) se aproxima al voltaje del enlace de voltaje de CC, los voltajes del estator ya no pueden ser ignorados. En esta zona de la operación, el controlador de voltajes 98 tiene en consideración los voltajes del estator.

El selector 100 detecta la velocidad del rotor, \omega_{r}, y selecciona el controlador de voltaje 98 en lugar del controlador de corrientes 96, cuando la velocidad del rotor excede de un valor predeterminado. Este valor puede ser determinado empíricamente mediante la observación de la distorsión de la forma de onda de la corriente durante la operación del controlador de corriente a varias velocidades. En la presente realización, utilizando un generador de inducción de jaula de ardilla de cuatro polos con una velocidad síncrona de 1800 r.p.m, y operando a un voltaje nominal de 750 voltios, el punto de conmutación es de aproximadamente 1780 r.p.m. Preferiblemente, se establece cierta histéresis en el punto de conmutación del selector 100, de forma que las pequeñas oscilaciones de la velocidad del rotor alrededor del punto de conmutación no provocan una conmutación repetida entre el control de la corriente y el control del voltaje. Como una alternativa o como una adición para monitorizar la velocidad del rotor, el voltaje del enlace de CC y la fuerza electromotriz del generador pueden ser monitorizados para determinar el punto en el cual conmutar entre el control de corriente y el control de voltaje. La monitorización del voltaje de la línea de CC no es necesaria en la realización preferida, porque la unidad de control del inversor 88 mantiene dicho voltaje a un valor claramente constante.

Al igual que el controlador de corriente 96, el controlador de voltaje 98 genera periódicamente un conjunto de señales de conmutación PWM para la activación y la desactivación de los conmutadores activos del rectificador. El controlador de voltaje monitoriza el par motor deseado en curso y el flujo, según lo definido por las corrientes orientadas del campo, i^{*}_{sd} e i^{*}_{sq}, compensa los voltajes del estator, y genera voltajes de control orientados a los campos, v^{*}_{sd} y v^{*}_{sq}, los cuales se utilizan para generar las señales de conmutación.

Los voltajes del estator, en coordenadas del campo, están definidos por las ecuaciones siguientes:

(28)\frac{\sigma L_{s} i^{*}_{sd}}{R_{s}} + i_{sd} = \frac{v_{sd}}{R_{s}} - \frac{(1-\sigma) L_{s} \lambda_{r}}{R_{s} L_{o}} + \frac{\sigma L_{s} \omega_{s} i_{sq}}{R_{s}}

(29)\frac{\sigma L_{s} i^{*}_{sd}}{R_{s}} + i_{sd} = \frac{v_{sd}}{R_{s}} - \frac{(1-\sigma) L_{s} \omega_{r} \lambda_{r}}{R_{s} L_{o}} - \frac{\sigma L_{s} \omega_{s}i_{sd}}{R_{s}}

en donde:

\sigma = factor de fugas total o global;

L_{s} = inductancia del estator;

R_{s} = resistencia del estator.

Los dos últimos términos de los segundos miembros de las ecuaciones (28) y (29) son términos de acoplamiento para los cuales se precisa de la compensación, para eliminar el interacoplamiento entre los ejes directo y en cuadratura. El objetivo es generar v^{*}_{sd} como una función de i^{*}_{sd} y v^{*}_{sq} en función de i^{*}_{sq}. La eliminación de los términos de interacoplamiento permite que v^{*}_{sd} controle el flujo del rotor, y que v^{*}_{sd} controle el par motor.

La operación del controlador de voltaje 98 se muestra en la figura 11. Las corrientes del estator trifásicas en curso, i_{s1}, i_{s2}, i_{s3}, se convierten en coordenadas orientadas al campo por las ecuaciones (1) y (2). El voltaje deseado en el eje en cuadratura, v^{*}_{sq}, se genera primeramente mediante la substracción de la corriente en cuadratura en curso, i_{sq}, de la corriente en cuadratura deseada, i^{*}_{sq}, y entregando el resultado a través de un controlador proporcional-integral (PI) 114, para generar v^{*}_{sq}, el cual es una medida del error en curso del eje en cuadratura. El controlador PI suministra una salida proporcional/integral de la forma:

(30)v^{*}_{sq} = K_{p}(i^{*}_{sq} - i_{sq}) + k_{i}\int(i^{*}_{sq} - i_{sq})dt

en donde k_{p} y k_{i} son coeficientes seleccionados para proporcionar la estabilidad adecuada. La ecuación (30) puede ser evaluada en el tiempo discreto por la siguiente fórmula:

(31)V^{*}_{sq}(k) = v^{*}_{sq}(k-1) + (k_{p} + \Delta t k_{i})(i^{*}_{sq}(k)-i_{sq}(k)) - k_{p}(i^{*}_{sq}(k-1)-i_{sq}(k-1))

El valor de v^{*}_{sq} es compensado entonces mediante la adición de un factor de desacoplamiento, que comprende dos términos de acoplamiento de voltaje en el segundo miembro de la ecuación (29), lo que da lugar a v^{*}_{sq} tal como sigue:

(32)v^{*}_{sq} = v^{*}_{sq} + \frac{(1-\sigma)L_{s} \omega^{*}_{s} \lambda^{*}_{r}}{R_{s} L_{o}} + \frac{\sigma L_{s} \omega^{*}_{s} i_{sd}}{R_{s}}

De forma similar, el voltaje deseado en el eje directo, v^{*}_{sd}, se genera primeramente mediante la substracción del flujo del rotor dividido por la inductancia mutua, \lambda^{*}_{r}/L_{o}, de la corriente del eje directo deseada, i^{*}_{sd}. El resultado se entrega a otro controlador PI 116, el cual genera v^{*}_{sd}, como una medida del error de la corriente del eje directo. El controlador PI 116 es similar al controlador PI 114 para el componente en cuadratura. El valor de v^{*}_{sd} se compensa entonces mediante la adición de un factor de desacoplamiento consistente en los dos términos de acoplamiento de voltaje en el segundo miembro de la ecuación (28), lo cual da por resultado a v^{*}_{sd} como sigue:

(33)v^{*}_{sd} = v^{*}_{sd} + \frac{(1-\sigma)L_{s} \lambda^{*}_{r}}{R_{s} L_{o}} + \frac{\sigma L_{s} \omega^{*}_{s} i_{sq}}{R_{s}}

Una vez que los voltajes deseados de coordenadas de campo, v^{*}_{sd} y v^{*}_{sq}, hayan sido generados, se transforman en los voltajes del estator trifásicos mediante las ecuaciones (3) y (4), dando lugar a v^{*}_{s1}, v^{*}_{s2}, y v^{*}_{s3}. Estos voltajes de referencia se modulan mediante una onda de portadora triangular, para generar las señales de conmutación PWM, D_{1}, \upbar{D}_{1}, D_{2}, \upbar{D}_{2}, D_{3}, y \upbar{D}_{3}, que se envían al selector 100 (figura 5). En la realización preferida, la onda de la portadora triangular tiene una frecuencia de aproximadamente 8 KHz, mientras que las comparaciones entre los voltajes de referencia y la onda portadora se ejecutan continuamente o bien a una velocidad mucho más alta de 8 KHz.

La figura 12 muestra la forma en la que un programa de ordenador se encuentra estructurado para la ejecución en el procesador de señales digitales de la unidad de control del generador. El programa consiste principalmente en un bucle principal y una rutina del servicio de interrupciones. El bucle principal inicializa las variables necesarias, y después efectúa un bucle hasta que se interrumpe, lo cual tiene lugar periódicamente, a aproximadamente 8 KHz en la realización preferida. La rutina del servicio de interrupciones ejecuta los cálculos necesarios para la generación de las señales de conmutación PWM, y después actualiza las variables de control. Al tener lugar la interrupción, la rutina del servicio de interrupciones lee primeramente las corrientes del estator, y después ejecuta el código del controlador de corrientes o del controlador de voltajes, para generar y dar salida a los estados de los conmutadores apropiados. La rutina de interrupciones lee entonces un valor para la referencia del par motor, T_{ref}, y actualiza el valor correspondiente de la corriente del eje en cuadratura deseada, i^{*}_{sq}. La rutina lee entonces el sensor de velocidad y calcula un nuevo valor para la velocidad del rotor, \omega_{r}. La rutina actualiza el valor para el flujo del rotor deseado, \lambda^{*}_{sq}, y el ángulo instantáneo deseado del flujo del rotor, \theta^{*}_{s}. La rutina de interrupciones retorna entonces al bucle principal, en el que espera hasta la siguiente interrupción periódica, en cuyo instante se utilizarán los valores actualizados para calcular los estados de conmutación. Todas las constantes utilizadas en los cálculos se calculan por adelantado,. y las expresiones se configuran para evitar la división, la cual se ejecuta relativamente en forma lenta en un DSP. Las etapas ejecutadas en el programa del ordenador pueden ser ejecutadas en orden diferente al mostrado en la figura 12, pero es importante calcular y dar salida a los estados de conmutación tan pronto como sea posible después de leer las corrientes del estator en curso.

Volviendo ahora a la parte del inversor del sistema de la turbina eólica, los detalles de la unidad de control del inversor 88 se muestran en las figuras 13-15. Al igual que en la unidad de control del generador 76, la unidad de control del inversor está implementada preferiblemente con un procesador de señales digitales, correspondiente al modelo TMS320C25 de Texas Instruments. El código del ordenador para implementar la función de control del inversor en un DSP se encuentra expuesto en el apéndice de una microficha.

La unidad de control del inversor controla la matriz de conmutación del inversor, para suministrar energía eléctrica a la red de distribución con un factor de potencia ajustable y con un bajo nivel de THD. El inversor y su unidad de control pueden suministrar o absorber potencia reactiva según sea necesario, mediante el ajuste de la diferencia de fases entre el voltaje y la corriente de salida. Se consigue una baja distorsión armónica de la misma forma que en el controlador de corrientes de la unidad de control del generador, minimizando periódicamente el índice de distorsión. Adicionalmente, la unidad de control del inversor controla el voltaje del enlace de voltaje de CC, para mantenerlo a un valor deseado.

Tal como se muestra en la figura 13, la unidad de control del inversor utiliza el voltaje de salida como referencia de la forma de onda sinusoidal, rotando la forma de onda de referencia mediante un cierto ángulo de fase, para generar una forma de onda de referencia rotada, o "plantilla", y multiplicando entonces la forma de onda de la plantilla por un factor, I_{ref}, derivado del voltaje del enlace de CC, v_{cc}, para generar una forma de onda deseada de la corriente. Las corrientes en curso se comparan con las corrientes deseadas para generar las señales de conmutación PWM para los conmutadores del inversor. Todos los cálculos de la unidad de control del inversor se ejecutan periódicamente. En la realización preferida, el microprocesador DSP ejecuta ciclos a través de sus cálculos en cada 125 microsegundos, que es igual a una velocidad de 8 KHz.

El factor de multiplicación, I_{ref}, se calcula según se expone a continuación. El voltaje del enlace de CC medido, v_{cc}, se resta de un valor deseado del voltaje del enlace de CC, v^{*}_{cc}, para generar un error, el cual es introducido entonces a un controlador PI 130. El controlador PI suministra una salida proporcional/integral de la forma:

(34)I_{ref} = k_{p}(v_{dc}-v_{dc}) + k_{i}\int(v^{*}_{dc}-v_{dc})dt

en donde k_{p} y k_{i} son coeficientes seleccionados para proporcionar la estabilidad adecuada. En un tiempo discreto, la ecuación (34) puede ser evaluar según sigue:

(35)I_{ref}(k) = I_{ref}(k-1)+(k_{p} + \Delta t k_{i})(v^{*}_{dc}(k) - v_{dc}(k))- k_{p}(v^{*}_{dc}(k-1) - v_{dc}(k-1))

La transformación rotacional de la forma de onda de referencia puede ser llevada a cabo en coordenadas trifásica o bifásicas. En coordenadas trifásicas, la forma de onda de plantilla, que se gira mediante un ángulo \phi, se calcula según se expone a continuación:

(36)v_{t1} = \left(cos \phi + \frac{\sqrt{3}}{3}sin \phi \right)v_{o1} + \left(\frac{2\sqrt{3}}{3}sin \phi \right)v_{o2}

(37)v_{t2} = \left(cos (\phi + \frac{2\pi}{3})+ \frac{\sqrt{3}}{3}sin (\phi + \frac{2\pi}{3}) \right)v_{o1} + \left(\frac{2\sqrt{3}}{3}sin (\phi + \frac{2\pi}{3}) \right)v_{o2}

(38)v_{t3} = -v_{t1}-v_{t2}

Estos valores pueden ser transformados en el sistema de coordenadas \alpha, \beta bifásicas, utilizando la ecuación (1). El resultado es v_{t\alpha} y v_{t\beta}. Los valores de la plantilla que resultan de la transformación rotacional, v_{t\alpha} y v_{t\beta}, se multiplican entonces por el valor de I_{ref}, para generar las corrientes deseadas de salida bifásicas, i^{*}_{o\alpha} e i^{*}_{o\beta}. Las corrientes de salida deseadas son introducidas en un controlador de corrientes 132, el cual las compara con las corrientes en curso, y genera las señales de conmutación PWM apropiadas para los conmutadores del inversor.

El controlador de corrientes 132 de la unidad de control del inversor puede ser implementado en las distintas formas descritas anteriormente para el controlador de corrientes 96 de la unidad de control del generador, incluyendo el modulador Delta. Preferiblemente, no obstante, el controlador de corrientes 132 genera estados de conmutación que minimizan el índice de distorsión, J, de una forma similar a la descrita anteriormente con respecto a las figuras 9 y 10. Con referencia a la figura 14, el controlador de corriente del inversor genera los voltajes de salida deseados, v^{*}_{o\alpha} y v^{*}_{o\beta}, de acuerdo con las ecuaciones siguientes:

(39)v^{*}_{o\alpha} = \frac{L_{o}(i^{*}_{o\alpha}(k+1)-i_{o\alpha})}{\Delta t} + v_{o\alpha}

(40)v^{*}_{o\beta} = \frac{L_{o}(i^{*}_{o\beta}(k+1)-i_{o\beta})}{\Delta t} + v_{o\beta}

en donde: L_{o} es la impedancia de salida;

i^{*}_{o\alpha}(k+1) e i^{*}_{o\beta}(k+1) son las corrientes de salida medidas en coordenadas \alpha, \beta;

i^{*}_{o\alpha} e i^{*}_{o\beta} son las corrientes de salida medidas en coordenadas \alpha, \beta;

v_{o\alpha} y v_{o\beta} son los voltajes de salida medidos en coordenadas \alpha, \beta; y

\Deltat es el periodo de muestreo.

Los voltajes de salida deseados, v^{*}_{o\alpha} y v^{*}_{o\beta}, se comparan entonces con los siete vectores disponibles, y se selecciona el estado de conmutación asociado con el vector de voltaje más próximo y suministrándolo a los conmutadores del inversor. La determinación del vector de voltaje más cercano se lleva a cabo de la misma forma según se explicó anteriormente con respecto al controlador de corrientes del generador de las figuras 9 y 10.

El programa de ordenador dirige la operación del procesador de señales digitales de la unidad de control del inversor, para ejecutar los cálculos descritos anteriormente. Tal como se muestra en la figura 15, el programa de ordenador está estructurado de forma igual que la unidad de control del generador porque un bucle principal lo ejecuta periódicamente hasta que se interrumpa periódicamente, y en donde una rutina del servicio de interrupciones actualiza las entradas detectadas, el estado de conmutación PWM, y las variables calculadas. La rutina del servicio de interrupciones que se ejecuta en la unidad de control del inversor DSP lee primeramente las corrientes de salida, los voltajes de salida y el voltaje del enlace de CC. Calcula entonces el estado de conmutación óptimo, el cual es entregado a los conmutadores del inversor. A continuación la rutina de interrupciones ejecuta los cálculos necesarios para el siguiente cálculo del estado de conmutación, mediante la rotación de la referencia de voltaje, para definir la forma de onda de la plantilla, calculando el factor de multiplicación I_{ref}, y multiplicando la forma de onda de la plantilla por I_{ref}, para calcular las corrientes deseadas para la siguiente interrupción. El control pasa después al bucle principal, en donde espera hasta que se interrumpa de nuevo. En la realización preferida, las interrupciones tienen lugar a una velocidad de aproximadamente 8 KHz.

Con referencia de nuevo a la figura 2, el controlador del factor de potencia 54 puede controlar bien sea el ángulo del factor de potencia, \phi, o la magnitud de la potencia reactiva para suministrar VAR (voltios-amperios-reactivos) a la red de distribución de energía. El tipo de control del factor de potencia está especificado por la señal del modo de operación, que es introducido en el controlador del factor de potencia. Si el ángulo del factor de potencia está controlado, el controlador del factor de potencia 54 suministra a la unidad de control del inversor 88 un valor constante de \phi que está definido por la señal de entrada del factor de potencia. Si se controla la potencia reactiva, el controlador del factor de potencia monitoriza la señal de realimentación de la potencia reactiva, Q_{real}., la compara con el nivel de potencia reactiva deseado definido por la señal de entrada de la potencia reactiva, y ajusta el ángulo del factor de potencia, \phi, para obtener la potencia reactiva deseada.

El dispositivo de corrección del factor de potencia de la unidad de control del inversor puede ser utilizado incluso cuando la turbina eólica no esté en funcionamiento, mediante la operación en un modo VAR estático. Para hacerlo de esta forma, el controlador del factor de potencia 54 ajusta el ángulo del factor de potencia \phi igual a 90º. Después de cargar el enlace de CC por el dispositivo a través del inversor, la unidad de control del inversor opera tal como se ha descrito anteriormente, para rotar la corriente de salida para que esté adelantada con respecto al voltaje en 90º. Esto hace que se suministre energía reactiva al dispositivo para compensar las cargas reactivas que absorben potencia de la red de distribución general.

A partir de la descripción anterior, será evidente que la invención expuesta proporciona una turbina eólica novedosa y ventajosa de velocidad variable. La exposición anterior expone y describe sencillamente métodos a modo de ejemplo, y realizaciones de la presente invención. Tal como se comprenderá por los técnicos especializados en el arte, la invención puede ser realizada en otras formas específicas sin desviarse de las características esenciales de la misma. Por ejemplo, algunos aspectos de controlador en curso pueden ser ejecutados de varias formas equivalentes a la aquí expuestas, incluyendo la utilización de un control de histéresis o bien una oscilación forzada con intersección triangular. El generador no necesita ser un generador de inducción de jaula de ardilla trifásico, sino que puede ser cualquier generador multifásico, incluyendo un generador síncrono. Ciertos aspectos del control del generador podrían ser ejecutados en bucle abierto, en lugar del control de bucle cerrado aquí expuesto. Así mismo, el convertidor de potencia podría tener un enlace de corriente CC, o podría ser un convertidor cíclico en lugar de un enlace de CC. Adicionalmente, el monitor del par motor podría medir directamente el par motor con un transductor, en lugar de inferir el par motor a partir de las corrientes del estator medidas. En consecuencia, la exposición de la presente invención tiene por objeto la ilustración, aunque sin limitación, del alcance de la invención, que está expuesta en las siguientes reivindicaciones.

Claims

1. Una turbina eólica de velocidad variable que comprende:

un rotor de turbina que incluye al menos una pala montada en un eje giratorio;

un generador polifásico que tiene un estator y un rotor acoplados al eje de la turbina para su rotación con el mismo;

un convertidor de potencia que incluye conmutadores selectivos operables para controlar las magnitudes eléctricas del estator para cada una de las fases del generador;

medios de control del par motor asociados con los sensores de los parámetros de la turbina, para definir una señal de referencia del par motor; y

medios de controlador del generador acoplados al convertidor de potencia, para controlar los conmutadores activos, incluyendo medios de orientación del campo sensibles a la señal de referencia del par motor, para definir una corriente deseada del eje en cuadratura en coordenadas del campo, y

medios de control de conmutación para controlar los conmutadores activos para generar magnitudes eléctricas del estator que correspondan a la corriente deseada del eje en cuadratura.

2. Una turbina eólica según la reivindicación 1, en la que el generador polifásico comprende un generador polifásico alimentado en el estator.

3. Una turbina eólica según la reivindicación 1, en la que las magnitudes eléctricas del estator son corrientes del estator, y en la que los medios de control de conmutación incluyen medios para controlar los conmutadores activos para generar corrientes del estator que se correspondan con la corriente deseada del eje en cuadratura.

4. Una turbina eólica según la reivindicación 3, que comprende además sensores de corriente delestator operables para detectar las corrientes del estator, en la que los medios del controlador del generador incluyen además medios para convertir la corriente deseada del eje en cuadratura en corrientes deseadas del estator, y en la que los medios de control de los conmutadores incluyen además medios de regulación de la corriente para comparar las corrientes deseadas del estator con las corrientes del estator detectadas, y para controlar los conmutadores activos para incrementar la corriente en cada fase, si la corriente del estator en curso para dicha fase es inferior a la corriente del estator deseada para dicha fase, y disminuyendo la corriente si la corriente del estator en curso es mayor que la corriente del estator deseada.

5. Una turbina eólica según la reivindicación 4, en la que los medios de regulación en curso comprenden un modulador Delta.

6. Una turbina eólica según la reivindicación 3, que comprende además sensores de la corriente del estator operables para detectar las corrientes del estator, en la que los medios de control del generador incluyen además medios para convertir la corriente deseada del eje en cuadratura en corrientes deseadas del estator, y en la que los medios de control de los conmutadores incluyen además medios para minimizar el índice de distorsión, indicando la magnitud de los errores en curso entre las corrientes detectadas y las deseadas del estator.

7. Una turbina eólica según la reivindicación 1, en la que las magnitudes eléctricas del estator son voltajes del estator, y en la que los medios de control de los conmutadores incluyen medios para controlar los conmutadores activos, para producir voltajes del estator que se correspondan con la corriente deseada del eje en cuadratura.

8. Una turbina eólica según la reivindicación 7, que comprende además sensores de la corriente del estator operables para detectar las corrientes del estator, en la que los medios de control del generadorincluyen además medios para convertir la corriente deseada del eje en cuadratura en el voltaje deseado del eje en cuadratura, para compensar el interacoplamiento entre los ejes directo y en cuadratura, y en la que los medios de control de los conmutadores incluyen además medios para controlar los conmutadores activos para producir los voltajes del estator que correspondan al voltaje deseado del eje en cuadratura.

9. Una turbina eólica según la reivindicación 1, en la que las magnitudes eléctricas del estator soncorrientes del estator cuando el generador está operando a bajas velocidades rotacionales, y siendo voltajes del estator a velocidades rotacionales más altas, y en la que los medios de control de los conmutadores incluyen medios sensibles a la velocidad rotacional del generador, para controlar los conmutadores activos, para producir corrientes del estator que se correspondan con la corriente deseada del eje en cuadratura a velocidades rotacionales bajas, y producir voltajes del estator que se correspondan con un voltaje deseado del eje en cuadratura a velocidades rotacionales más altas.

10. Una turbina eólica según la reivindicación 1, que comprende además medios sensores de la velocidad del rotor, para definir una señal de la velocidad del rotor, indicativa de la velocidad rotacional del rotor del generador, en la que el convertidor de potencia establece un campo de flujo en el rotor del generador que gira a una velocidad de deslizamiento con respecto al estator, y en la que los medios del controlador del generador incluyen además medios para definir la magnitud del campo del flujo del rotor en función de una corriente deseada del eje directo en coordenadas del campo alineadas con la dirección del campo del flujo, y medios para definir la dirección del campo del flujo del rotor en función de la velocidad de deslizamiento y de la velocidad del rotor.

11. Una turbina eólica según la reivindicación 10, en la que los medios para definir la dirección delvector del flujo del rotor incluyen medios para definir la velocidad de deslizamiento en función de la corriente y de la magnitud del flujo del rotor, e incluyendo medios para sumar la velocidad de deslizamiento a la velocidad del rotor e integrando la suma para obtener un ángulo del flujo del rotor.

12. Una turbina eólica según la reivindicación 10, que comprende además medios para convertir periódicamente las corrientes deseadas de los ejes directo y en cuadratura a partir de las coordenadas de campo rotativo en coordenadas de estator fijas, para definir las magnitudes eléctricas deseadas del estator, y en la que los medios de control de conmutación incluyen medios para seleccionar periódicamente un estado de conmutación de los conmutadores activos, que produzcan magnitudes eléctricas del estator que se correspondan con las magnitudes eléctricas deseadas del estator.

13. Una turbina eólica según la reivindicación 12, en la que los medios para convertir periódicamente las corrientes deseadas de los ejes directo y en cuadratura a partir de las coordenadas del campo giratorio en coordenadas del estator fijas incluyen medios para determinar un ángulo instantáneo del flujo del rotor que define una transformación de coordenadas para la conversión.

14. Una turbina eólica según la reivindicación 1, que comprende además sensores de las corrientes del estator operables para detectar las corrientes del estator y un monitor del par motor, operables para determinar una medida del par motor del generador, en la que el monitor del par motor incluye medios para convertir las corrientes del estator detectadas en coordenadas de campo, y convertir después las mismas en un valor del par motor detectado.

15. Una turbina eólica según la reivindicación 1, que comprende además sensores de las corrientes del estator operables para detectar las corrientes del estator y un monitor del par motor, operables para determinar una medida del par motor del generador, en la que el monitor del par motor incluye medios para convertir las corrientes del estator detectadas en coordenadas de campo, y convertir después las mismas en un valor del par motor detectado.

16. Una turbina eólica según la reivindicación 15, que comprende además medios de sensores de la velocidad del rotor para detectar la velocidad del rotor del generador y medios de sensores del ángulo de paso de la pala de la turbina, y en la que los medios de control del par motor son sensibles al ángulo de paso de la pala, velocidad del rotor, y par motor detectado, para definir la señal de referencia del par motor.

17. Una turbina eólica según la reivindicación 1, en la que los medios del controlador del generador incluyen un procesador de señales digitales que recibe periódicamente una señal de referencia del par motor, indicativa del par motor deseado del generador, y una señal de velocidad del rotor, indicativa de la velocidad rotacional del generador, que calcula la corriente deseada, y la convierte en coordenadas del estator, y determinando las señales de la modulación por el ancho de los impulsos para la conmutación de los conmutadores activos para producir las magnitudes eléctricas del estator que correspondan con la corriente deseada.

18. Una turbina eólica según la reivindicación 1, en la que el convertidor de potencia incluye un rectificador, inversor, y un enlace de voltaje de CC acoplado entre el rectificador y el inversor, en el que el rectificador incluye un par de conmutadores activos para cada fase del generador acoplado entre el enlace de voltaje de CC y el devanado del estator del generador, y operable para conmutar las magnitudes eléctricas del estator entre los mismos, para establecer un campo del flujo giratorio en el rotor del generador.

19. Una turbina eólica según la reivindicación 1, en la que los medios de control de conmutación incluyen medios para definir las señales de conmutación de la modulación por el ancho de los impulsos, para la conmutación de los conmutadores activos del convertidor de potencia.

20. Una turbina eólica según la reivindicación 1, en la que el generador incluye una toma de energía del estator para cada fase; y en la que el convertidor de potencia incluye un rectificador, inversor, y un enlace de CC acoplado entre el rectificador y el inversor, en el que el rectificador incluye un par de conmutadores activos para cada fase del generador acoplado entre el enlace de voltaje de CC y una toma de energía del estator y operable para conmutar las corrientes del estator entre los mismos, para establecer un campo de flujo giratorio en el rotor del generador, y en el que el inversor incluye un par de conmutadores activos para cada fase de la potencia de salida acoplada entre el enlace de voltaje de CC y una toma de salida, y operable para conmutar las corrientes del inversor entre los mismos;

medios del controlador del generador acoplados al rectificador y sensibles a la señal de referencia del par motor y a la señal de la velocidad del rotor, para controlar los conmutadores del rectificador para regular las magnitudes eléctricas del estator, en el que los medios de orientación del campo definen la magnitud del campo del flujo del rotor como una función de la corriente deseada del eje directo en coordenadas del campo giratorio alineadas con la dirección del campo del flujo del rotor, y convirtiendo las señales de la referencia del par motor y de la velocidad del rotor en una corriente deseada del eje en cuadratura en coordenadas del campo orientado en sentido normal al vector del flujo del rotor, y además incluyendo medios de modulación para controlar los conmutadores del rectificador, para generar magnitudes eléctricas del estator que correspondan a las corrientes deseadas en los ejes en cuadratura y directo;

medios de sensores de la velocidad del rotor para monitorizar la velocidad del rotor del generador y para definir la señal de la velocidad del rotor de acuerdo con la misma.

21. Una turbina eólica según la reivindicación 20, en la que el campo del flujo del rotor gira a una velocidad de deslizamiento con respecto al rotor, y en la que los medios del controlador del generador incluyen además medios para definir la dirección del campo del flujo del rotor como una función de la velocidad de deslizamiento y de la velocidad del rotor.

22. Una turbina eólica según la reivindicación 21, en la que los medios para definir la dirección del vector del flujo del rotor incluyen medios para definir la velocidad de deslizamiento en función de la corriente del eje en cuadratura y de la magnitud del flujo del rotor, e incluyendo medios para sumar la velocidad de deslizamiento a la velocidad del rotor e integrar la suma del módulo 2\pi para obtener un ángulo del flujo del rotor.

23. Una turbina eólica según la reivindicación 21, que comprende además medios para convertir periódicamente las corrientes deseadas de los ejes directo y en cuadratura a partir de coordenadas de campo en coordenadas del estator, para definir las magnitudes eléctricas deseadas del estator, y en la que los medios de modulación comprenden además medios para seleccionar periódicamente un estado de conmutación para los conmutadores del rectificador que genere las magnitudes eléctricas del estator que correspondan a las magnitudes eléctricas deseadas del estator.

24. Una turbina eólica según la reivindicación 23, en la que los medios para convertir las corrientes deseadas de los ejes directo y en cuadratura a partir de las coordenadas de campo en coordenadas del estator incluyen medios para determinar un ángulo instantáneo del flujo del rotor que defina una transformación de coordenadas para la
conversión.

25. Una turbina eólica según la reivindicación 16, que comprende además sensores de corriente del estator acoplados al convertidor de potencia y operables para detectar las corriente del estator, un sensor del ángulo de paso de la pala acoplado a la turbina de la pala para detectar el ángulo de paso de la pala de la turbina, y un monitor del par motor acoplado a los sensores de la corriente del estator, y operables para definir una magnitud del par motor del generador, en el que el monitor del par motor incluye medios para convertir las corrientes del estator detectadas en coordenadas de campo, y convertirlas en una señal de realimentación del par motor.

26. Una turbina eólica según la reivindicación 20, en la que los medios del controlador del generador incluyen un procesador de señales digitales, que recibe periódicamente la señal de referencia del par motor y la señal de la velocidad del rotor, calculando la corriente deseada en cuadratura y el ángulo del flujo del rotor y convirtiendo las corrientes deseadas en cuadratura y directa en coordenadas del estator, y determinando las señales de modulación por anchura de los impulsos para conmutar los conmutadores del rectificador, para producir las magnitudes eléctricas del estator que correspondan a las corrientes deseadas en cuadratura y directa.

27. Un método para controlar el par motor en una turbina eólica, que tiene un generador acoplado al convertidor de potencia con conmutadores activos, en el que los conmutadores activos establecen un campo de flujo giratorio en el rotor del generador, comprendiendo el método las etapas de:

definir una señal de referencia del par motor indicativa de un par motor deseado del generador;

convertir la señal de referencia del par motor en una corriente deseada en cuadratura que represente un par motor en coordenadas de campo giratorio normal al campo del flujo del rotor; y controlar los conmutadores activos del convertidor de potencia para producir magnitudes eléctricas del estator que correspondan a la corriente deseada del eje en cuadratura.

28. Un método para controlar el par motor en una turbina eólica según lo expuesto en la reivindicación 27, que comprende además las etapas de:

determinar una corriente deseada del eje directo que represente un flujo del rotor en una dirección alineada con el campo del flujo del rotor en coordenadas de campo;

detectar la velocidad rotacional del rotor del generador;

definir un ángulo del flujo del rotor indicativo de la posición instantánea del campo del flujo del rotor; y

convertir las corrientes deseadas en cuadratura y directa en magnitudes eléctricas del estator en un sistema de coordenadas estacionario del estator, utilizando el ángulo del flujo del rotor;

y en el que la etapa de controlar los conmutadores activos incluye la etapa de producir magnitudes eléctricas del estator que correspondan a las magnitudes eléctricas deseadas del estator.

29. Un método para controlar el par motor en una turbina eólica en la reivindicación 27, en el que la etapa de definir una señal de referencia del par motor incluye las etapas de detección de las corrientes del estator, convirtiendo las corrientes del estator detectadas en una corriente del eje en cuadratura normal al campo del flujo del rotor, para definir una señal de realimentación del par motor, indicativa del par motor del rotor, y utilizando la señal de realimentación del par motor para definir la señal de referencia del par motor.

30. Un motor para controlar el par motor en una turbina eólica según la reivindicación 27, comprendiendo además las etapas de definir un ángulo del flujo del rotor, mediante la definición de una velocidad de deslizamiento del flujo del rotor como una función de la corriente deseada del eje en cuadratura y de la magnitud del flujo del rotor, detectando la velocidad del rotor y sumando la velocidad del rotor a la velocidad de deslizamiento, para definir una velocidad del flujo del rotor, e integrando la velocidad del flujo del rotor para obtener el ángulo del flujo del rotor.

31. Un método para controlar el par motor en una turbina eólica según la reivindicación 27, que comprende además las etapas de definición de un ángulo del flujo del rotor, indicativa de la rotación relativa entre las coordenadas de campo y las coordenadas estacionarias, y transformando la corriente deseada del eje en cuadratura en una trama estacionaria de referencia utilizando el ángulo del flujo del rotor.

32. Un método para controlar el par motor en una turbina eólica en la reivindicación 27, en el que las magnitudes eléctricas del estator son corrientes del estator, y en el que la etapa de control de losconmutadores activos incluye la etapa de producir corrientes del estator que se correspondan con las corrientes deseadas del estator.

33. Un método para controlar el par motor en una turbina eólica según la reivindicación 32, en el que la etapa de control de los conmutadores activos incluye las etapas de detección de las corrientes del estator, y minimizando el índice de distorsión que indica la magnitud de los errores de las corrientes entre las corrientes detectadas y las deseadas del estator.

34. Un método para controlar el par motor en una turbina eólica según la reivindicación 27, en el que las magnitudes eléctricas del estator son voltajes del estator, en el que el método comprende además la etapa de convertir la corriente deseada del eje en cuadratura en un voltaje deseado del eje en cuadratura, y en el que la etapa de control de los conmutadores activos incluye la etapa de producir voltajes del estator que correspondan al voltaje deseado del eje en cuadratura.

35. Un método para controlar el par motor en una turbina eólica según la reivindicación 27, en el que las magnitudes eléctricas del estator son corrientes del estator cuando el generador se encuentra operando a bajas velocidades rotacionales, y siendo voltajes del estator a velocidades rotacionales más altas, y en el que la etapa de controlar los conmutadores activos incluye la etapa de producir una corriente del estator que corresponda a la corriente deseada del eje en cuadratura a velocidades rotacionales bajas y produciendo la corriente del estator.