辛紹杰, 李 釗, 寧尚賢, 陳慧婷

(上海電機學(xué)院 a. 機械學(xué)院; b. 電氣學(xué)院， 上海 201306)

一體化變槳驅(qū)動器的實驗研究

辛紹杰a, 李 釗b, 寧尚賢b, 陳慧婷b

(上海電機學(xué)院 a. 機械學(xué)院; b. 電氣學(xué)院， 上海 201306)

目前運行的風(fēng)電機組的電動變槳系統(tǒng)有獨立設(shè)計的核心部件，主要由伺服驅(qū)動器和備用電源組成。由于該組合的結(jié)構(gòu)復(fù)雜，使用中常導(dǎo)致變槳系統(tǒng)出現(xiàn)故障。為確保風(fēng)電機組安全、穩(wěn)定運行，根據(jù)變槳系統(tǒng)工作要求，搭建了驗證一體化變槳驅(qū)動系統(tǒng)的實驗平臺，對伺服驅(qū)動器和備用電源的一體化結(jié)構(gòu)進行了實驗研究，完成了不同工作模式下的性能和系統(tǒng)的低壓穿越性能測試。實驗結(jié)果表明，系統(tǒng)具有較好的運行特性，符合設(shè)計要求。

伺服驅(qū)動器； 備用電源； 一體化變槳驅(qū)動器； 實驗研究

電動變槳系統(tǒng)是以隨風(fēng)速的大小調(diào)節(jié)風(fēng)機葉片的槳距角、進而優(yōu)化風(fēng)機的輸出功率為目的。在風(fēng)力發(fā)電機組的起動階段，風(fēng)速從零上升到切入風(fēng)速，當(dāng)風(fēng)速大于或等于切入風(fēng)速時發(fā)電機發(fā)電，并通過變槳系統(tǒng)改變槳距角來調(diào)節(jié)機組的轉(zhuǎn)速，使其保持恒定。在最大風(fēng)能追蹤過程中，槳距角保持不變；當(dāng)風(fēng)電機組達到最高轉(zhuǎn)速時，通過調(diào)節(jié)風(fēng)機葉片的槳距角來保證其在最大轉(zhuǎn)速上實現(xiàn)恒轉(zhuǎn)速發(fā)電；當(dāng)發(fā)電機功率達到最大值時，通過調(diào)節(jié)槳距角實現(xiàn)恒功率控制；當(dāng)風(fēng)電機組在運行時遇到故障就需要進行變槳。由此可見，電動變槳系統(tǒng)應(yīng)具備較強的動態(tài)響應(yīng)能力和魯棒性。當(dāng)風(fēng)機處于轉(zhuǎn)速較高的工況時，在風(fēng)機輪轂內(nèi)存在較強的震蕩，這易導(dǎo)致獨立設(shè)計的電動變槳系統(tǒng)核心部件出現(xiàn)連接不穩(wěn)定甚至完全斷開的故障，對風(fēng)電系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運行帶來嚴(yán)重影響；同時，伺服驅(qū)動器和備用電源之間繁瑣的接線也使變槳系統(tǒng)的維修難度和成本提高很多。針對上述問題，文獻[1-2]中完成了伺服驅(qū)動器和備用電源的一體化結(jié)構(gòu)設(shè)計。本文基于該一體化變槳驅(qū)動系統(tǒng)進行實驗研究，以驗證該系統(tǒng)在不同工作模式下的工作性能以及系統(tǒng)在低壓穿越情況下的性能。

1 一體化變槳驅(qū)動器的結(jié)構(gòu)

一體化驅(qū)動器結(jié)構(gòu)[1]中的變槳電動機采用永磁同步電動機，備用電源采用超級電容，其整體結(jié)構(gòu)如圖1所示。由圖可見，超級電容的充電主回路整合在了永磁同步電動機驅(qū)動主回路上，形成一體化主回路，從而使伺服驅(qū)動器與備用電源間的連接端點得到了簡化，并省去了它們之間的接線，提高了風(fēng)電系統(tǒng)的安全性和可維護性。一體化驅(qū)動器的動力源是電滑環(huán)電網(wǎng)電源，驅(qū)動器通過總線傳輸控制指令向在輪轂中的風(fēng)機主控制器發(fā)送驅(qū)動系統(tǒng)的反饋信息[3-11]。

圖1 一體化驅(qū)動器整體結(jié)構(gòu)

2 實驗平臺

本文搭建的一體化變槳驅(qū)動系統(tǒng)實驗平臺如圖2、3所示。變槳電動機參數(shù)如表1所示;備用電源的輸出電壓為DC 370～450 V，電容為2 F，工作效率為85%，工作溫度為-25～50 °C。

圖2 一體化變槳驅(qū)動系統(tǒng)實驗平臺

圖3 負(fù)載及槳距角測試平臺

參數(shù)數(shù)值參數(shù)數(shù)值額定電流/A25額定功率/kW6．6額定交流電壓/V380額定轉(zhuǎn)速/(r·min-1)2100額定轉(zhuǎn)矩/N·m30最大轉(zhuǎn)速/(r·min-1)3000最大電流/A75轉(zhuǎn)動慣量/(kg·cm2)113

為測試一體化變槳驅(qū)動系統(tǒng)的帶載能力，在實驗中采用負(fù)載電動機作為變槳電動機的負(fù)載，計算得到變槳電動機的負(fù)載轉(zhuǎn)矩為

TL=IL·KL

(1)

式中，KL為電流轉(zhuǎn)矩轉(zhuǎn)換系數(shù)，本文中KL=1.25～1.45 N·m/A；IL為負(fù)載電流。

搭建槳距角實驗機以便實時檢測葉片槳距角，實驗平臺上的減速裝置減速比為600，槳距角的數(shù)值由光電編碼器檢測得到。

3 實驗研究

實驗參數(shù)如下：輸入交流電壓380 V，母線直流電壓約535 V，正常運行階段槳距角的旋轉(zhuǎn)范圍為0～80°，初始變槳電動機轉(zhuǎn)速為300 r/min，電動機正、反轉(zhuǎn)運行。

3.1 工作定位模式

當(dāng)t=0～20 s時，變槳驅(qū)動系統(tǒng)處于空載運行，此時槳距角旋轉(zhuǎn)速度為3°/s，旋轉(zhuǎn)范圍為0°～80°。為避免因頻繁停、啟電動機而引起的電流沖擊與損耗，在槳距角達到邊界值時電動機自動反轉(zhuǎn)；當(dāng)t=20 s時，變槳驅(qū)動系統(tǒng)加入T=20 N·m的轉(zhuǎn)矩負(fù)載，圖4給出了工作定位模式下的實驗結(jié)果。

(a) 電動機轉(zhuǎn)速波形

(b) 電流波形

(c) 槳距角波形

由圖4(a)可見，轉(zhuǎn)向瞬間電動機轉(zhuǎn)速存在波動；系統(tǒng)在t=20 s時突然加入負(fù)載后，電動機轉(zhuǎn)速微降，由300 r/min降至295 r/min左右，又在0.2 s內(nèi)恢復(fù)到了300 r/min，其下降相對值與恢復(fù)時間均在合理范圍內(nèi)，說明系統(tǒng)采用的控制策略是快速、可靠的。由圖4(b)可見，變槳電動機轉(zhuǎn)向瞬間的電流同樣存在波動，反向電流值在空載狀況下達到了18 A，電動機基本無損耗；當(dāng)t=20 s時，電動機的電流值由1 A迅速升至15 A。由圖4(c)可見變槳電動機的正、反轉(zhuǎn)運行狀態(tài)。當(dāng)t=20 s時，槳距角轉(zhuǎn)速基本不受變槳電動機轉(zhuǎn)速變化的影響，這說明系統(tǒng)的控制策略是合理的。

圖5顯示了突加負(fù)載瞬間時電動機電流的變化過程，電動機電流最大值約70 A，達到新的穩(wěn)定值僅需約0.3 s，說明系統(tǒng)的控制是有效、快速的。

圖5 突加負(fù)載后的電動機電流波形

3.2 安全運行模式

實驗初始階段，TL=20 N·m，當(dāng)t=621 s時，主通信鏈的連接斷開，TL增至25 N·m，變槳系統(tǒng)進入緊急順槳工作模式，實驗結(jié)果如圖6所示。

由圖6(a)的電動機轉(zhuǎn)速波形圖可見，當(dāng)t=621 s時，手動斷開系統(tǒng)主通信鏈，原模式運行4.5 s，此過程中電動機以300 r/min速度正常反轉(zhuǎn)；當(dāng)t=625.5 s時，電動機順槳轉(zhuǎn)速由300 r/min迅速升至1 300 r/min;運行6.8 s后，電動機轉(zhuǎn)速迅速降到0。由圖可見，電動機轉(zhuǎn)速在通信鏈斷開的瞬間基本無下降，這表明一體化變槳系統(tǒng)的控制策略具有較好的魯棒性。

由圖6(b)的電動機電流波形圖可見，當(dāng)t=621 s時TL增加，此時電流存在一定下降，運行4.5 s后變槳系統(tǒng)進入緊急順槳模式，電動機轉(zhuǎn)速增加導(dǎo)致其電流產(chǎn)生較大波動，電流由15 A增加到45 A，持續(xù)約0.5 s后又下降至15 A。電流波動盡管較大，但也屬波動合理范圍，且很快恢復(fù)到了穩(wěn)定值，這表明系統(tǒng)具有較好的魯棒性。

(a) 電動機速度波形

(b) 電動機電流波形

(c) 槳距角波形

由圖6(c)的槳距角波形圖可見，當(dāng)t=626 s時變槳系統(tǒng)進入緊急順槳工作模式。在3 s內(nèi)，槳距角轉(zhuǎn)速增到13°/s，并迅速達到完全順槳角度96°。

實驗結(jié)果說明：順槳過程共用時約14 s，能夠滿足遇到通信故障時變槳風(fēng)機在15 s內(nèi)應(yīng)完成收槳的要求，其控制系統(tǒng)的魯棒性較好。

3.3 緊急狀態(tài)模式

初始階段，TL=10 N·m，當(dāng)t=150 s時電網(wǎng)供電斷開，改由超級電容器為系統(tǒng)供電，TL升至25 N·m，實驗結(jié)果如圖7所示。

圖7(a)為電動機轉(zhuǎn)速波形圖。變槳電動機在t=150 s時反轉(zhuǎn)，此時電網(wǎng)供電斷開，TL從10 N·m增加到25 N·m；此后5 s內(nèi)變槳電動機速度保持在300 r/min；電網(wǎng)在t=155 s時仍未接入風(fēng)電系統(tǒng)，此時，變槳系統(tǒng)進入緊急順槳模式，變槳電動機的輸出轉(zhuǎn)速迅速增加到700 r/min，并以此速度運行約9.8 s后又下降到60 r/min，而后以此速度運行約11 s直至電動機停止運行。

(a) 電動機轉(zhuǎn)速波形

(b) 電動機電流波形

(c) 槳距角波形

(d) 超級電容電壓波形

圖7(b)為電動機電流波形圖。當(dāng)t=150 s時TL增加，電流值由-8 A升到18 A，此過程電流最大值為22 A;系統(tǒng)在t=155 s時進入緊急順槳工作模式，此過程中電流最大值為24 A。在緊急順槳過程中，由于電流波動時間很短，可認(rèn)為波動的電流最大值屬合理范圍。

圖7(c)為槳距角波形圖。當(dāng)t=150 s時電網(wǎng)掉電，槳距角線性增加，到155 s時槳距角增加到17°，并進入緊急順槳模式，槳距角隨后快速升至89°，t=164 s時開始緩慢增加到順槳狀態(tài)結(jié)束時的96°。圖7(d)為備用電源超級電容電壓波形圖。由于t=150 s時電網(wǎng)供電斷開后啟動了備用電源供電，因此，超級電容電壓緩慢下降；當(dāng)t=153 s時電壓下降了約3 V，進入了緊急順槳模式。整個過程結(jié)束后，超級電容電壓值降到377.5 V，還是高于系統(tǒng)的最低工作電壓280 V，這表明備用電源的能夠滿足變槳系統(tǒng)實際需求。

由圖8可見，階段1，系統(tǒng)正常運行3 s，系統(tǒng)電流隨TL增加而增大，在電動機反轉(zhuǎn)開始時波動較大；階段2，系統(tǒng)進入緊急順槳模式，電流達到130 A峰值，又在0.1 s內(nèi)恢復(fù)至穩(wěn)定值；階段3，變槳電動機轉(zhuǎn)速在槳距角達到89°后又降到60 r/min，槳距角則緩慢升至96°，電流值達到了80 A峰值，在0.1 s內(nèi)又恢復(fù)到穩(wěn)定值。因此，在模式轉(zhuǎn)換的3個階段，變槳電動機電流有一定的波動，但很快又在0.1 s內(nèi)恢復(fù)到穩(wěn)定值，表明系統(tǒng)的魯棒性較強。

圖8 緊急狀態(tài)模式下的電流波形

4 低壓穿越實驗

采用手動斷開與閉合電網(wǎng)開關(guān)來模擬低壓穿越條件，電動機轉(zhuǎn)速300 r/min，TL=25 N·m。實驗全過程電網(wǎng)開關(guān)共斷開、閉合3次，每次時間差均在3 s以內(nèi)：第1次，當(dāng)t=19.5 s時斷開，持續(xù)2 s；第2次，當(dāng)t=30.5 s時斷開，持續(xù)1.5 s；第3次，當(dāng)t=42.5 s時斷開，持續(xù)3 s。實驗結(jié)果如圖9所示。

圖9 低壓穿越試驗波形

由圖可見，在電網(wǎng)斷開瞬間，系統(tǒng)切換為備用電源——超級電容供電，此時電容電壓有所下降；在此期間，變槳電動機的轉(zhuǎn)速、電流及轉(zhuǎn)矩等工作參數(shù)基本保持穩(wěn)定，系統(tǒng)處于正常運行模式；當(dāng)電網(wǎng)供電恢復(fù)后，超級電容器快速充電，電容電壓恢復(fù)至電網(wǎng)斷開前水平；在此期間，變槳電動機轉(zhuǎn)速、電流及轉(zhuǎn)矩等工作參數(shù)同樣不受影響，表明了一體化系統(tǒng)的低壓穿越特性較為優(yōu)越，能夠滿足風(fēng)機的實際需要。

5 結(jié) 語

本文針對伺服驅(qū)動器和備用電源的一體化結(jié)構(gòu)進行了實驗研究，根據(jù)風(fēng)電機組的需求搭建了實驗平臺，并進行了工程實驗，獲得了一體化變槳驅(qū)動系統(tǒng)在工作定位模式、安全運行模式、緊急狀態(tài)模式以及系統(tǒng)低壓穿越情況下，實驗平臺上位機和示波器顯示的波形，驗證了一體化系統(tǒng)結(jié)構(gòu)的技術(shù)可行性。

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Experimental Study of Integrated Variable Pitch Driver

XINShaojiea,LIZhaob,NINGShangxianb,CHENHuitingb

(a. School of Mechanical Engineering; b. School of Electrical Engineering, Shanghai Dianji University, Shanghai 201306, China)

Electric pitch systems in the currently operating wind turbines has their core components designed independently. The components mainly include a servo driver and a backup power. In a complex structure, they often cause faults in operation. To ensure safe and stable operation of wind turbines, an experimental study is performed on integrated design of the servo driver and backup power. An experimental platform is set up to verify performance of the integrated variable pitch drive system under different operating modes. Actual demands of a wind turbine are considered. The results show that the system has good operating characteristics, and meets the design requirements.

servo driver; backup power; integrated variable pitch driver; experimental study

2017 -01 -11

辛紹杰(1963-)，男，教授，博士，主要研究方向為機械設(shè)計及理論、機器人技術(shù)，E-mail： xinsj@sdju.edu.cn

2095 - 0020(2017)01 -0001 - 05

TM 614

A