趙莉華，金陽，畢大強(qiáng)，張亞超，梁勇

（1. 四川大學(xué)電氣信息學(xué)院，成都 610065；2.電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，清華大學(xué)電機(jī)系，北京 100084）

基于雙PWM變換器的軸帶發(fā)電系統(tǒng)控制策略研究

趙莉華1，金陽1，畢大強(qiáng)2，張亞超1，梁勇1

（1. 四川大學(xué)電氣信息學(xué)院，成都 610065；2.電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，清華大學(xué)電機(jī)系，北京 100084）

本文提出了一種由雙PWM變換器構(gòu)成的新型軸帶發(fā)電系統(tǒng)控制策略，其整流側(cè)將軸帶發(fā)電機(jī)發(fā)出的電壓、頻率變化的交流電變換為直流電；逆變側(cè)采用虛擬同步發(fā)電機(jī)控制策略，使逆變器具有與柴油發(fā)電機(jī)相似的輸出下垂特性和電氣、機(jī)械特性，保證該軸帶發(fā)電系統(tǒng)能與常規(guī)的柴油發(fā)電機(jī)組長期穩(wěn)定并聯(lián)運(yùn)行。在MATLAB/Simulink環(huán)境下搭建了該新型軸帶發(fā)電系統(tǒng)的仿真模型，對(duì)其與柴油發(fā)電機(jī)組的并聯(lián)運(yùn)行進(jìn)行了模擬，對(duì)模型中轉(zhuǎn)動(dòng)慣量對(duì)系統(tǒng)的影響進(jìn)行了分析，驗(yàn)證了該控制策略的可行性。

軸帶發(fā)電機(jī) 柴油發(fā)電機(jī) 虛擬同步發(fā)電機(jī) 下垂特性 并聯(lián)運(yùn)行

0 引言

在遠(yuǎn)洋船舶輔助供電系統(tǒng)中，軸帶發(fā)電機(jī)由于是利用主機(jī)的功率裕量發(fā)電，具有提高主機(jī)的運(yùn)行效率、減少柴油發(fā)電機(jī)運(yùn)行時(shí)間、減少燃油消耗、降低維護(hù)成本等優(yōu)點(diǎn)而占有日益重要的地位[1]。

船舶軸帶發(fā)電機(jī)由主機(jī)驅(qū)動(dòng)，其轉(zhuǎn)速隨主機(jī)轉(zhuǎn)速的變化而變化，而主機(jī)的轉(zhuǎn)速又是根據(jù)船舶航行的需要經(jīng)常改變的，因此軸帶發(fā)電機(jī)輸出電壓大小和頻率都是不斷變化的，不能直接并網(wǎng)發(fā)電，所以軸帶發(fā)電系統(tǒng)首先必須解決恒壓恒頻的問題。目前使用最廣泛的可控硅逆變器式軸帶發(fā)電系統(tǒng)，應(yīng)用可控硅逆變裝置及控制系統(tǒng)調(diào)節(jié)頻率，用同步補(bǔ)償機(jī)提供無功，維持電壓穩(wěn)定。但這種軸帶發(fā)電系統(tǒng)輸出諧波電流大，參數(shù)匹配復(fù)雜[2]，在改善電能質(zhì)量、能耗、體積、重量、控制速度等方面出現(xiàn)了許多不足[3]。

本文提出了一種由雙PWM變換器構(gòu)成的新型軸帶發(fā)電系統(tǒng)控制策略，其整流側(cè)采用基于矢量控制的PWM整流方式，將交流電變換為直流電，并維持直流側(cè)電壓恒定；逆變側(cè)采用虛擬同步發(fā)電機(jī)控制策略，采用發(fā)電機(jī)的二階機(jī)電暫態(tài)模型，通過模型中轉(zhuǎn)動(dòng)慣量J的引入，使得逆變器具有與柴油發(fā)電機(jī)相似的電氣和機(jī)械特性；并且把實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)下垂特性的功頻控制器模塊和勵(lì)磁控制器模塊引入到該控制策略中，使軸帶發(fā)電系統(tǒng)的逆變器側(cè)具有與柴油發(fā)電機(jī)相似的輸出下垂特性。

1 基于雙PWM變換器的軸帶發(fā)電系統(tǒng)

基于雙PWM變換器的軸帶發(fā)電系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1所示軸帶發(fā)電系統(tǒng)中，PWM整流器將軸帶發(fā)電機(jī)發(fā)出的電壓和頻率不斷變化的交流電整流成直流，并維持直流側(cè)電壓恒定。采用全控橋式PWM整流方式，不僅使同步發(fā)電機(jī)輸出諧波變小，直流側(cè)電壓可控且紋波較小，還可使該軸帶發(fā)電系統(tǒng)在較大的轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)正常運(yùn)行。

2 虛擬同步發(fā)電機(jī)控制策略

2.1 虛擬同步發(fā)電機(jī)建模

根據(jù)不同的實(shí)際問題，同步發(fā)電機(jī)的模型可以有不同程度的簡化。本文期望實(shí)現(xiàn)發(fā)電機(jī)有功功率-頻率和無功功率-電壓下垂特性，因此，可采用同步電機(jī)的二階機(jī)電暫態(tài)模型[4]。

式（1）和式（2）中，J為轉(zhuǎn)動(dòng)慣量，Ω為機(jī)械角速度，MT為機(jī)械轉(zhuǎn)矩，Me為電磁轉(zhuǎn)矩，為勵(lì)磁電動(dòng)勢(shì)，為電樞端電壓，為電樞電流，Ra為電樞電阻，XS為同步電抗。此模型包含電機(jī)轉(zhuǎn)子機(jī)械特性和定子電氣特性，并能有效避免復(fù)雜的電磁暫態(tài)過程，減少影響逆變電源輸出特性的因素，提高模型的實(shí)用性。

取同步電機(jī)極對(duì)數(shù)為1，則電機(jī)電角速度ω等于機(jī)械角速度Ω，對(duì)公式（1）變形可得：

式（3）中，ω為電角速度，ωN為同步電角度，PT為機(jī)械功率，Pe為電磁功率，θ為電角度。

根據(jù)公式（2）、（3），便可在MATLAB/Simulink環(huán)境下搭建虛擬同步發(fā)電機(jī)模型，模型的輸入量為機(jī)械功率PT、電磁功率Pe、電樞電流、勵(lì)磁電動(dòng)勢(shì)E0，輸出量為電樞端電壓˙。

2.2 有功功率-頻率控制

發(fā)電機(jī)有功功率-頻率靜態(tài)特性如圖2所示，假設(shè)發(fā)電機(jī)初始運(yùn)行于額定工作點(diǎn)N,對(duì)應(yīng)額定頻率fN，額定有功功率PN。當(dāng)系統(tǒng)負(fù)荷增加，使得頻率下降到f1，原動(dòng)機(jī)調(diào)速系統(tǒng)的作用使發(fā)電機(jī)組輸出功率增加到P1，發(fā)電機(jī)重新穩(wěn)定運(yùn)行于1點(diǎn)?？梢妼?duì)下降的頻率Δf，發(fā)電機(jī)組輸出有功功率增加ΔP，即發(fā)電機(jī)具有有功功率-頻率下垂特性。定義調(diào)差系數(shù)為R，有：

以兩臺(tái)并聯(lián)運(yùn)行的發(fā)電機(jī)組為例，當(dāng)負(fù)荷波動(dòng)時(shí)，兩臺(tái)發(fā)電機(jī)輸出有功功率變化量分別為ΔP1、ΔP2，并聯(lián)運(yùn)行時(shí)，頻率變化量相等，即Δf1=Δf2，因此：

由式（5）可知，發(fā)電機(jī)組有功功率分配與機(jī)組調(diào)差系數(shù)成反比，因此，根據(jù)發(fā)電機(jī)組的容量大小，來調(diào)整各發(fā)電機(jī)的調(diào)差系數(shù)，便可實(shí)現(xiàn)有功功率的合理分配。

根據(jù)以上原理設(shè)計(jì)的虛擬同步電機(jī)的有功功率-頻率控制器如圖3所示。

圖3中，控制器輸出量為虛擬同步發(fā)電機(jī)輸出的有功功率P1，忽略發(fā)電機(jī)損耗，發(fā)電機(jī)發(fā)出的有功功率與原動(dòng)機(jī)機(jī)械功率相等，即P1=PT。

2.3 無功功率-電壓控制

同步發(fā)電機(jī)作為系統(tǒng)中最主要的無功電源，其無功輸出通過勵(lì)磁系統(tǒng)控制，通過勵(lì)磁系統(tǒng)調(diào)差環(huán)節(jié)可改變發(fā)電機(jī)外特性，以實(shí)現(xiàn)無功的合理分配，其電壓調(diào)節(jié)特性如圖4所示。

假設(shè)發(fā)電機(jī)初始運(yùn)行于額定工作點(diǎn)N,對(duì)應(yīng)額定電壓VN，額定無功QN。當(dāng)系統(tǒng)無功負(fù)荷增大到Q1，發(fā)電機(jī)發(fā)出無功不足時(shí)，系統(tǒng)降低電網(wǎng)電壓到V1，以滿足無功平衡，發(fā)電機(jī)重新穩(wěn)定工作于1點(diǎn)?？梢姲l(fā)電機(jī)組升高無功ΔQ，輸出電壓降低ΔV ，即具有無功功率-電壓下垂特性。定義調(diào)差系數(shù)為δ，則有：

以兩臺(tái)并聯(lián)運(yùn)行的發(fā)電機(jī)組為例，當(dāng)負(fù)荷波動(dòng)時(shí)，兩臺(tái)發(fā)電機(jī)輸出的無功變化量分別為ΔQ1、ΔQ2。并聯(lián)運(yùn)行的發(fā)電機(jī)電壓變化量相等，即ΔV1=ΔV2，有：

由式（7）可知，發(fā)電機(jī)組的無功分配與機(jī)組的調(diào)差系數(shù)δ成反比，因此，根據(jù)發(fā)電機(jī)組的容量大小，來調(diào)整各發(fā)電機(jī)的調(diào)差系數(shù)，便可實(shí)現(xiàn)無功的合理分配。根據(jù)以上原理設(shè)計(jì)虛擬同步電機(jī)的無功功率-電壓控制器（即勵(lì)磁控制器）如圖5所示。

圖5中，V為電網(wǎng)實(shí)際電壓，VM為實(shí)際電壓的幅值，將其與虛擬同步發(fā)電機(jī)的電壓幅值參考值Vref的差值進(jìn)行PI調(diào)節(jié)，輸出虛擬同步發(fā)電機(jī)的勵(lì)磁電動(dòng)勢(shì)幅值E0。

將功頻控制器的輸出P1（P1=PT）與勵(lì)磁控制器的輸出E0分別接入虛擬同步發(fā)電機(jī)模型中，便可使該虛擬同步發(fā)電機(jī)模型擁有與柴油發(fā)電機(jī)組相似的輸出下垂特性。其總控制策略原理如圖6所示。

在該控制策略中，通過功頻控制器模塊和勵(lì)磁控制器模塊的引入，使逆變器具有與柴油發(fā)電機(jī)相似的輸出下垂特性；虛擬同步發(fā)電機(jī)模型采用公式（2）、（3）所示的二階機(jī)電暫態(tài)模型，其轉(zhuǎn)動(dòng)慣量J的選取，應(yīng)與柴油發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量一致，使二者擁有相似的暫態(tài)響應(yīng)特性。最后，將虛擬同步發(fā)電機(jī)模型的輸出電樞端電壓U作為參考值，輸入到SVPWM調(diào)制模塊中，生成相應(yīng)的脈沖信號(hào)，完成逆變側(cè)的控制。

3 仿真分析

在MATLAB/Simulink環(huán)境下搭建了該軸帶發(fā)電系統(tǒng)的仿真模型，虛擬同步發(fā)電機(jī)的主要參數(shù)如下：轉(zhuǎn)動(dòng)慣量J=0.1 kg?m2，電樞電阻Ra=0.01 Ω，同步電抗XS=0.25 Ω，額定有功功率PN=20 kW，額定無功功率QN=15 kVar，調(diào)差系數(shù)R=0.00005，δ =0.00064；與其并聯(lián)運(yùn)行的柴油發(fā)電機(jī)額定有功功率PN'=80 kW，額定無功功率QN'=60 kVar，轉(zhuǎn)動(dòng)慣量J'=0.1 kg?m2。

系統(tǒng)初始運(yùn)行在額定負(fù)荷下，有功負(fù)荷100 kW，無功負(fù)荷75 kVar；3 s時(shí)減小有功負(fù)荷10 kW，無功負(fù)荷5 kVar；5 s時(shí)再減小有功負(fù)荷1 0kW，無功負(fù)荷5 kVar。軸帶發(fā)電系統(tǒng)發(fā)出的有功功率和系統(tǒng)頻率分別如圖7（a）、（b）所示。

由圖7可以看出，軸帶發(fā)電系統(tǒng)的輸出特性按照有功功率-頻率下垂特性變化，有功負(fù)荷減小，系統(tǒng)的頻率升高。軸帶發(fā)電系統(tǒng)發(fā)出的無功功率和系統(tǒng)電壓幅值分別如圖8（a）、（b）所示。由圖8可以看出，軸帶發(fā)電系統(tǒng)的輸出特性按照無功功率-電壓下垂特性變化，無功負(fù)荷減小，系統(tǒng)的電壓升高。

軸帶發(fā)電系統(tǒng)與柴油機(jī)并聯(lián)運(yùn)行的有功和無功負(fù)荷分配如圖9（a）、（b）所示。由圖9可以看出，兩者能長期穩(wěn)定并聯(lián)運(yùn)行，且當(dāng)負(fù)荷發(fā)生變化時(shí)，能按照各自的容量比（1:4）合理分配變化的負(fù)荷△P、△Q。

4 結(jié)論

本文提出了一種新型的基于雙PWM變換器結(jié)構(gòu)的軸帶發(fā)電系統(tǒng)，其整流側(cè)將軸帶發(fā)電機(jī)發(fā)出的電壓、頻率變化的交流電變換為直流電；逆變側(cè)采用虛擬同步發(fā)電機(jī)控制策略，使其具有與柴油發(fā)電機(jī)相似的輸出下垂特性和電氣、機(jī)械特性。在MATLAB/Simulink環(huán)境下搭建了該新型軸帶發(fā)電系統(tǒng)的仿真模型，對(duì)其控制策略進(jìn)行了驗(yàn)證。與其他軸帶發(fā)電系統(tǒng)相比，本文介紹的基于雙PWM變換器結(jié)構(gòu)的軸帶發(fā)電系統(tǒng)具有結(jié)構(gòu)緊湊、成本低、可控性強(qiáng)、能耗小、輸出電能質(zhì)量高等優(yōu)點(diǎn)，具有廣泛的應(yīng)用前景。

[1] Liu Yijian. Development of a new-type shaft-driven generator. electronic measurement and instruments, 8th International Conference on 2007.

[2] T. Kataoka, S.Nislukata. Transient performance analysis of self-controlled synchronous Motors. IEEE Trans.on industry applications. 1981, 17(2)：100-103.

[3] 李亮, 劉以建, 喻多祥. 船舶軸帶發(fā)電機(jī)的發(fā)展與新方法的研究. 船電技術(shù), 2009, 29(5):5-9.

[4] Z. Haznadar. Modeling of ship’s shaft generator. International Symposium on Power Electronics, 2006.

Research on Control Strategy of Shaft-driven Generator System with Dual PWM Converter

Zhao Lihua1，Jin Yang1, Bi Daqiang2，Zhang Yachao1，Liang Yong1
(1.College of Electrical Engineering & Information, Sichuan University, Chengdu 610065, China; 2. State Key Lab of Power System, Dept of Electrical Engineering, Tsinghua University, Beijng 100084, China)

A new control strategy of marine shaft-driven generator system with dual PWM converter is introduced in this paper. The rectifier side changes varying AC to DC, and the inverter side adopts the virtual synchronous generator based on control algorithm to achieve the droop characteristics and electrical-mechanical characteristics, which are similar with the diesel generator system. This will ensure the marine shaft-driven generator system can operate with the diesel generator system in parallel for a long time. The simulation model of the new shaft-driven generator system is built by using MATLAB/Simulink and the parallel operation with the diesel generator system is simulated, the influence of the rotational inertia in the model is analyzed, and the control strategy is verified.

shaft-driven generator; diesel generator; virtual synchronous generator; droop characteristics; parallel operation

TM34

A

1003-4862（2014）03-0065-04

2013-09-17

趙莉華（1968-），女，碩士，副教授。研究方向：開關(guān)電源、電力電子設(shè)備控制技術(shù)。