变速风力单管非连续型整流器设计

1、变速风力单管非连续型整流器设计 引言风力发电作为新能源中最有发展潜力的绿色能源之一，受到广泛的关注，并在近年获得了迅速的发展。变速风力发电系统通常采用永磁式发电机和全功率变换的电力电子装置，通过交流-直流-交流的变换方式，将电能馈入电网。发电机侧的交流-直流变换通常采用二极管不控整流串接直流Boost升压的拓扑结构或三相六管全控整流结构1-3。对于二极管被动整流，定子电流将在电枢反应电抗和漏电抗上产生压降，电机空载反电动势要比额定电压高20%，造成发电机额定电流升高和制造上的浪费3，且其产生的低频谐波容易与塔架振动产生谐振效应4；基于主动整流的全控整流结构始终保持合成磁链的恒定，能够得到定子磁

2、链的最大利用，定子电流相对较低，电机在整个运行功率范围内都具有较高的效率，但是其制造和维护成本比较高。因此，探索简单可靠、性能稳定的整流装置对风力发电系统的发展具有重要意义。文献5分析了接入二极管不控整流装置和并网逆变器的内埋式永磁式风力发电机在不同转速下工作时的谐波成分，45kW的功率实验表明谐波成分以5次、7次和11次等低次谐波为主，在不同的转速下谐波成分百分比保持稳定，分别为22.0%、11.5%和9.2%。如此大的谐波电流会造成发电机温升和风力机震动（低次谐波靠近塔架自然频率），必须加以克服。文献6研究了采用三相单管非连续型Boost功率因数整流器（以下简称三相单管整流器）的风力发电系

3、统，认为与采用普通二极管整流器相比，发电机温升得到了有效的抑制（发电机效率提高了5%）。虽然总体发电效率只提高了2%（电力电子器件引入了开关损耗），但热损耗分散在电机和开关器件上，开关损耗可以通过散热设计解决。文献7提出的交错三相单管BoostPFC电路结构，在较低的器件开关频率下实现较高开关频率的效果，但文中没有对应用的转速范围和非连续边界条件进行讨论。三相单管整流器与同样能够工作在单位功率因数的三相六管整流器相比，主要有3个优点：结构简单，采用并联在直流侧的一个开关器件替代6个开关管；电流相位自动跟随电压相位，免除了对于电压相位检测的要求；直流端表现出强电流源特性，易于并联扩容。三相单管整

4、流器的缺陷在于功率因数受到限制，存在顽固的5、7次谐波成分，无法完全消除。这主要是由于其开关过程中电流下降阶段存在非线性变化的折点造成的；而且由于其工作过程中电流变化的非线性，给设计造成比较大的困难。在研究中发现这些缺点可以进行弥补或者克服利用。当六相双Y移相30绕组同步发电机外部接有串联或者并联的整流负载时8-10，绕组内部有自行消去较强的5、7次谐波磁势的功能，可以大幅减小定子谐波磁场在转子表面产生的附加损耗，表现出更加平顺的电磁转矩、更小的直流输出电压脉动。三相单管整流器中存留的5、7次谐波被电机内部消除，达到了高功率因数运行的目的。三相单管整流器的交流侧电感在开关过程中承受时变的电压，

5、电流不但随电压幅值发生变化，而且在一个开关过程中下降速率也会变化，给整流器的参数设计和优化带来困难。在对该整流器工作过程进行矢量分析的基础上，结合变速风力发电机的功率输出特点，本文提出了一种优化设计的方法。该方法通过在整流器最大功率点选择合理的电压变比M，优化交流侧储能升压电抗器参数，保证系统在风力机转速范围内工作在非连续模式，获得电能质量和器件应力的最佳折中设计。归一化处理使结果方便地应用于各个功率等级。实验结果验证了该方法的正确性。1风力发电机的输入功率风力机桨叶面积内的风能Pw与风速vw的立方成正比，可以表示为：其中，为空气密度；R为风力机桨叶半径。部分风能通过风力机转换为转动的机械能，

6、这部分风能与总风能的比例表征着风力机的运行效率，用Cp表示，Cp为风力机的桨叶角和叶尖速比的函数，其中=Rvw，为风力机转动的角速度。因此，风力机从风能中获取的能量P可以表示为：观察风力机的Cp曲线可以看出，虽然风力机在某一风速下可以工作在任意转速，但存在一个最佳叶尖速比opt使Cp获得最大值Cpmax。在风力机跟踪Cpmax曲线运行时，风力机获得的最大输出功率Popt为：因此，可以看出，风力发电机在不同风速下最大输出功率Popt是其转速立方的线性函数。2整流器的矢量分析三相单管整流器结构如图1所示。运行时，在开关VT导通之前，各相电流ia=ib=ic=0。开关VT导通后，由于直流侧短路，每相

7、电流呈线性上升，上升的斜率由相电压在导通时刻的瞬时幅值和电抗器L的感量决定。在开关VT关断后，电流下降的过程可以分成2个阶段：第1阶段中三相电流同时下降，直至有一相电流下降为零时，进入第2阶段；在第2阶段中导通的两相电流幅值相同，方向相反，继续下降直到同时到达零。在开关VT再次闭合之前，系统保持断流状态。保证整流器工作在非连续模式的关键是2个阶段完成总时间小于开关管的工作周期T。由于加载在电抗器L上的电压是时变的，不但随着电压相位变化，而且在2个电流下降阶段也发生了变化，给分析和设计工作造成了困难。为了得到精确的电流下降时间，采用矢量方法对整流器的工作模式进行分析。对于三相系统，有：其电压空间

8、矢量U是围绕零点，以定长U（相电压峰值）和角速度t在坐标平面内旋转。在开关管VT的开关频率远大于电压基波的情况下，可以认为在一个周期T内电压矢量U静止。在t0，6的区间内，一个周期内电抗器L上的电压和电流变化过程如图2所示。开关管闭合后，电抗器上的电流矢量在电压矢量U的作用下，沿着相同的矢量方向从零点线性增长，直至开关断开时的td1时刻。开关管断开后，相电流受到电压矢量U和整流器直流侧电压矢量UXXX的共同作用，其中X为0或1。定义整流器输入侧的6个电压矢量中二极管VD1、VD2、VD6导通时的电压矢量为U100，由于U100总是大于U，所以从td1时刻开始，在电压矢量（U-U100）的作用下

9、，相电流线性下降，直至td2时刻相电流ib下降为零。td2时刻后，电抗器L上电压矢量变为姨32（U-U100）（矢量在ib=0轴上的映射），在此电压矢量的作用下直至电流下降为零。从上面的分析可以看出，采用单相系统近似的分析方法8的结果不准确，实际下降时间比简化估算出的时间要长一些，原因在于在电流下降的第2阶段加载在电抗器两端的电压比估算值低。定义整流器的输出、输入电压变比M和开关管VT的占空比d：其中，U0为整流器直流侧电压幅值；U为交流侧相电压RMS值；ton为开关管VT的导通时间。当d=1时，整流器在连续非连续的边界模式运行，获得在此电压变比情况下的最大功率Pmax。在6个周期内，采用积分

10、的方法计算二极管V上的平均输出电流Io，可以近似表示为：3整流器的归一化设计为了简化系统设计，将设计结果方便地应用到不同功率等级，将电抗器L上可能产生的最大电流In=从图3可以看出，在输出电压保持恒定的情况下，Popt1曲线会与Pmax1曲线交汇于点A。在点A以下，输出功率Popt1随着转速的降低呈立方衰减，完全处于在Pmax1曲线的包络内，并且在交汇点A的占空比d时的Po1曲线之下。因此只要设计满足在点A的输出功率要求，就能够在风力机的所有电压输入条件下满足功率要求，并在其他工作点上有更宽的占空比d调节范围。交汇点A决定了整流器的工作性能。交汇点A越靠近左侧，电压输出变比M升高，谐波含量越低

11、，同时在开关周期内电抗器L上的电流峰值越大，输出相同功率时，开关器件VT所承受的电压和电流应力也增大。交汇点A越靠近右侧，M值越低，但是过低的M值会导致电压相位对电能质量的影响增加（这是造成三相单管整流器存在不可消除的低次谐波的主要原因），从而THD升高。过低的M值还会造成开关管关断到电流下降为零的时间（td3-td1）变得很长，占空比调节范围变小，器件的利用率降低。经过仿真分析，要保证THD在10%以下，功率因数在0.98以上，必须保证电压变比M1.73。因此，设计交汇点A处于靠近峰值并且能够满足THD对M值的要求的点是电能质量和器件应力的最佳折中点。选择合理的交汇点A的位置，可以确定最大功

12、率输出情况下的最大占空比d。为了保证在低交流电压输入情况下满足升压要求，根据式（15）的定义，交流侧电抗器L的取值应满足：其中，Po1A为交汇点A处Po1的值；Prated为整流器设计输出的额定功率。这样交流侧电抗器L上通过的峰值电流可以确定为：4实验验证采用以下参数对上述原理进行实验验证：额定相电压U140URMS；输入电压范围为40%100%；输出电压Uo=650V；开关频率1T=15kHz；整流器额定输出功率Prated=4.2kVA。将上述数据用于50kW的半直驱式风力发电装置样机研制。永磁直驱式风力发电设备取消了变速箱，结构简单，降低了制造和维护的成本。但是随着单机容量上升，发电机要

13、在低速下运行输出大的功率，就需有比较大的电磁转矩。在磁感应强度和线负荷一定的情况下，电磁转矩与电机气隙圆半径的平方以及气隙轴向长度成正比，因此，发电机的体积和直径需要做得很大，造成了电机材料上的浪费。更不可忽略的是发电机在运行一段时间后会有失磁的可能。采用机械同步的一级升速变速箱，同时驱动多个等容量小发电机的半直驱式风力发电机组降低了风力发电机制造的难度，还能够对失磁起到多重冗余防护作用。Clipper等公司采用这种多电机式半直驱拓扑结构11。在风轮侧大齿轮通过与周边的6组小齿轮啮合，将功率平均分配到与小齿轮连接的永磁发电机上，驱动发电机将机械能转换为电能。与传统的2种（直驱、三级变速箱升速）

14、驱动方式相比，这种半直驱方案具有以下优势：a.可以获得比直驱更高的转速，极大降低发电机对电磁转矩的要求，降低发电机制造成本；b.多个从齿轮和发电机共同承担力矩，提高齿轮的矩传递能力，具有自然的功率分流效果；c.升速箱结构简单，没有行星架的额外重量，整体机械加工难度小，精度要求低；d.采用多个发电机同时工作，对于永磁发电机在运行中的突然失磁现象具有冗余防护作用；e.发电机不需单独根据功率设计，采用增加或者减少发电机个数的方法实现功率等级变化；f.多个发电机或者机组可以共用一个独立逆变器并网，降低变流器成本；g.通过对发电机电角度的错位安装，可以实现多脉波整流，降低直流侧滤波电容；h.通过对发电机

15、投切运行控制，在低功率下实现发电效率的提升；i.利用发电机交流输出侧电气隔离的特点，对输出进行串、并联组合，适合市场上电力电子器件功率等级的功率变换，降低成本。本文采用6个8.3kW的六相发电机替代单个50kW永磁发电机，每个发电机采用2个三相整流装置，直流侧输出端顺极性串联，多个发电机的输出端并联起来形成1.3kV的直流母线，经过三电平逆变器并网运行。采用前端Boost电路控制转速来实现最大功率点跟踪，后端电压源并网逆变器保证母线电压的控制功率策略。通过直流母线电容解耦，两者能够独立地分别控制电流和电压。这样的分工能够保证风机速度快速地响应，达到最大风能的获取；同时后端稳定的电压源并网逆变器

16、实现了与风力机特性的不关联，便于通用产品的实现，同时稳定的直流电压也保证了输出电流谐波畸变率达到并网标准。在实际中采用2套TITMS2812DSP芯片分别独立控制整流和逆变单元，PLC控制器控制风力机的运行逻辑，控制器之间采用工业总线转换模块（HilscherNetx5000）实现每1ms通信信息的轮询交换，控制策略见图4。为了将直流纹波的波动范围限制在输出电压Uo的5%，确定直流侧电容量C20F。实际应用中采用耐压600V、240F的EACO薄膜电容器，两并两串联形成直流侧DC-link电容。选取10倍左右电容值的直流侧电容器有效地保证了前侧转速控制和后端功率控制的解耦，降低了直流侧电压控制

17、的动态控制要求，而且通过以太网连接的整流和逆变2个独立DSP控制器的通信延迟不影响控制的稳定性和动态性能。对于开关管VT的平均电流进行近似的三角形估算，可以采用耐压1200V、25A的IGBT实现。滤波电容C与发电机的漏感共同构成了二阶LC滤波器。通过测量发电机的漏感为2mH，采用2.5F的薄膜电容器进行滤波12。在固定占空比d=0.45的情况下，不同输入电压Uin得到的实验结果如表1所示。表中，功率裕度=PoPin100表征在该占空比（最大功率输出时的边界占空比）下整流器输出功率与风力机最大输出功率的比例。额定功率下滤波前后电抗器L上的电流波形如图5所示。在满功率时最大峰值电流为33A，电压

18、波形与电流同相位，如图5（a）所示；图5（b）显示滤波后电流波形为显著的5次谐波，经MATLAB分析，5次、7次和11次谐波的含量分别为7.45%、2.36%和0.92%，功率因数大于99%；图5（c）显示在电压变比M较大的情况下（50%电压输入），谐波含量有所改善。表2给出了交流侧相电流谐波成分的比较。对采用同样占空比d控制的多个发电机进行了功率平衡的实验。由于采用半直驱式驱动的硬性连接，发电机转速完全一致。将一个发电机的交流侧储能电感L增大10%，另一个发电机的交流侧电感减小10%，并在80%额定功率下运行，2个发电机的输出功率之间的误差从原来的6.7%变为7.2%。初步考虑在非连续模式下每个开关周期内电感上存储的能量相同，交流侧电感量对功率输出的影响不大。该实验说明工作在非连续模式下的半直驱式风力发电装置具有天然功率均流特性，发电机间的出力平均状况良好，取消了对发电机间的功率均流进行进一步控制调整的考虑。5结论结合变速风力发电系统的功率输出特点，本文对三相单管整流器进行矢量分析的基础上，