風電機組可變電氣拓撲技術開發(fā)與應用

文 | 趙燕峰，萬宇賓，李慧新

由于受到輸電能力不足等多種因素影響，我國風電開發(fā)中心向中東南部地區(qū)轉(zhuǎn)移。相對三北地區(qū)，中東南部地區(qū)年平均風速明顯減弱，為了滿足經(jīng)濟性需求，需采取多種措施提升風電機組發(fā)電量。

雙饋和直驅(qū)均是當前風電機組的主流機型，隨著目標風電場風速下降，雙饋機組在低風速下運行的不足逐漸顯現(xiàn)。最低并網(wǎng)轉(zhuǎn)速的存在使得雙饋機組無法在低風速段實現(xiàn)最優(yōu)Cp（風能利用系數(shù)）追蹤，風速越低雙饋機組的Cp也越低，葉片無法發(fā)揮全部性能；在低風速下雙饋電機仍必須維持較高的轉(zhuǎn)速，使得低風速下雙饋機組傳動鏈機械損耗占輸入功率的比重較大；雙饋機組的定子電壓為電網(wǎng)電壓，基本恒定且不可調(diào)節(jié)，導致雙饋電機低風速運行時鐵耗等損耗與滿發(fā)運行時近似相同，成為固定損耗且占比較大；雙饋電機定子并網(wǎng)電壓恒定也導致變頻器的勵磁電流恒定，損耗占比較大。以上多種因素共同導致雙饋機組在低風速段運行時，葉片捕獲風能的效率下降，而傳動鏈和發(fā)電系統(tǒng)損耗又降低有限，導致整機效率偏低。

本文針對雙饋機組低風速運行的不足，深入分析內(nèi)在根源，提出了可變電氣拓撲技術。該技術消除雙饋機組最低并網(wǎng)轉(zhuǎn)速的約束，實現(xiàn)低風速段最優(yōu)Cp追蹤；降低傳動鏈機械損耗，降低雙饋電機鐵耗和變流器勵磁損耗；改善了雙饋機組低風速下運行特性，年發(fā)電量提升不低于3%。

低風速下雙饋機組的不足

滿發(fā)工況附近，齒輪箱效率約為98%，雙饋電機的效率通常為97%，變頻器效率也是97%，不足1/3的功率經(jīng)變頻器進行有損變換后送入電網(wǎng)，剩余超過2/3的功率經(jīng)電纜和開關等部件幾乎無損送入電網(wǎng)；直驅(qū)永磁電機滿發(fā)工況附近效率通常不超過95%，全部能量經(jīng)變頻器有損變換后送入電網(wǎng)，變頻器效率同樣為97%，兩種機組風輪后端效率對比如式（1）：

由式（1）可知，大風時段，風輪后端雙饋的效率高于永磁直驅(qū)的效率，這是雙饋機組的優(yōu)勢，但與優(yōu)勢相生相伴的便是雙饋機組的不足。

一、捕風性能不足

風輪保持適當?shù)娜~尖速比才能實現(xiàn)最優(yōu)風能捕獲，在低風速段實現(xiàn)最優(yōu)風能捕獲要求雙饋電機能在較低的轉(zhuǎn)速下實現(xiàn)并網(wǎng)。雙饋電機轉(zhuǎn)子電壓可以表示為式（2）：

式中，vr表示雙饋電機運行時轉(zhuǎn)子電壓，也是機側變頻器的電壓；n表示轉(zhuǎn)速；n0表示同步轉(zhuǎn)速；vopn表示雙饋電機的轉(zhuǎn)子開路電壓。通常vopn在1800～2300V之間（對應690V并網(wǎng)電壓）；對于某款具體電機，同步轉(zhuǎn)速（由電網(wǎng)頻率和電機極對數(shù)決定）是不變的。低風速段實現(xiàn)高捕風效率要求雙饋機組具有低的電機并網(wǎng)轉(zhuǎn)速，也就是實現(xiàn)轉(zhuǎn)差增大，最終的結果就是轉(zhuǎn)子電壓vr增大，而變頻器通常為690V變頻器，最高電壓能力為759V，不能控制更高的電壓，為了保證變頻器的安全可靠，要求雙饋機組的轉(zhuǎn)差不能過大。以上因素導致雙饋機組存在最低并網(wǎng)轉(zhuǎn)速，導致雙饋機組在低風速時不能實現(xiàn)最優(yōu)風能追蹤，無法獲得最優(yōu)捕風效率。

二、傳動鏈機械損耗占比大

雙饋機組傳動鏈主要由主軸和齒輪箱組成，在傳遞轉(zhuǎn)矩過程中產(chǎn)生損耗，可以用式（3）的二次函數(shù)近似描述：

式中，pm表示傳動鏈機械損耗，ka和kb為損耗系數(shù)，c為常量，ω為轉(zhuǎn)速；這些數(shù)值都可以從傳動鏈試驗數(shù)據(jù)中得出。如前所述，雙饋電機最低可用轉(zhuǎn)速的存在導致傳動鏈存在最小機械損耗，實驗表明這個損耗比機組額定功率的1%稍多，在機組小功率運行時，占比較大。式（3）表明，如果能降低雙饋電機的最低并網(wǎng)轉(zhuǎn)速，也就降低了傳動鏈的轉(zhuǎn)速，傳動鏈的損耗能顯著降低。

三、低功率時電磁損耗占比大

另一方面，雙饋機組定子并網(wǎng)電壓為箱變電壓，基本不變，而電機鐵耗可以表示為式（4）：

式中，pfe表示雙饋電機鐵耗，u表示并網(wǎng)電壓，rfe表示鐵耗等效電阻?？梢姡F耗基本與功率大小無關，主要由并網(wǎng)電壓決定；雙饋電機的鐵耗通常比其額定功率的1%稍多，低風速運行時，由于并網(wǎng)電壓固定，鐵耗基本固定且占比大。

并網(wǎng)電壓固定導致在相同轉(zhuǎn)速下變頻器的勵磁電流不可調(diào)節(jié)且較大，變流器由于勵磁電流較大因而產(chǎn)生的損耗較大?？梢姷凸β蔬\行時，雙饋電機和變流器的電磁損耗占比大。

四、低功率時散熱系統(tǒng)自耗電占比大

當前風電機組的散熱系統(tǒng)大多采用按需控制的方式，即需要散熱時開啟散熱系統(tǒng)。由以上分析可知，低風速運行時，雖然輸入功率降低很多，但雙饋系統(tǒng)自身的損耗并未減少太多，仍然需要消耗與大功率運行時相當?shù)纳峁β?，導致低風速運行時自耗電占比大。

綜上所述，雙饋系統(tǒng)特性決定其必然存在最低并網(wǎng)轉(zhuǎn)速，進而導致低風速時風輪無法實現(xiàn)最優(yōu)風能捕獲。低風速下前端能量輸入減少，同時機組傳動鏈機械損耗、電磁損耗、散熱系統(tǒng)的自耗電等并未明顯減少，這些因素導致雙饋機組在低風速下整機效率不高，發(fā)電性能不優(yōu)。

可變電氣拓撲

從上一節(jié)的分析可知，要想解決雙饋機組低風速下性能不足的問題，需要突破雙饋電機最低并網(wǎng)轉(zhuǎn)速的約束，同時設法降低發(fā)電機和變流器的固有損耗（如鐵耗和勵磁損耗等）。

一、常規(guī)雙饋機組電路拓撲

當前雙饋機組電路拓撲如圖1所示。由圖可知，雙饋電機定子直接與電網(wǎng)連接，轉(zhuǎn)子通過變頻器進行能量變換后再連接到電網(wǎng)，整個運行過程中，電路拓撲保持不變。

二、可變電壓型拓撲電路

風電機組中通常存在2個或以上電壓等級，例如690V的發(fā)電電壓和400V的用電電壓。發(fā)電和用電是相對的，400V電壓也可以作為發(fā)電的并網(wǎng)端口，通過400V向電網(wǎng)輸送電能?？蓪⑷鐖D1所示的常規(guī)電路拓撲改為圖2所示的可變電壓電路拓撲。

在圖2中，c1和c2為電路連接開關，接受控制系統(tǒng)控制。當c1閉合且c2斷開時，雙饋電機定子連接400V電路；而c1斷開且c2閉合時，雙饋電機定子連接690V電路，此時是常規(guī)的雙饋機組。

當c1閉合且c2斷開時，雙饋電機定子為400V電壓，在式（2）中，vopn同步降低為原來的倍，此時變頻器的電壓能力沒有降低，因此轉(zhuǎn)差率可以擴展到原來的倍（例如原來最低并網(wǎng)轉(zhuǎn)速為1000rpm的四極電機，現(xiàn)在可以在640rpm時并網(wǎng)）。在式（4）中，u由原來的690V變?yōu)?00V，此時鐵耗降低為原來的1/3。

可見電路拓撲的變化，可以有效改善雙饋機組低風速性能不足的問題，既可以拓展雙饋電機的轉(zhuǎn)速范圍，顯著下調(diào)最低并網(wǎng)轉(zhuǎn)速；同時可以將雙饋電機的鐵耗降低到原來的1/3，顯著降低了系統(tǒng)的固有損耗。

三、星-三角轉(zhuǎn)換拓撲電路

圖1 常規(guī)雙饋機組電路拓撲

圖2 可變電壓拓撲電路

大型電機通常將繞組引出本體外再進行電路連接，當前主流的雙饋電機也均是如此。在電機本體外部，繞組可以被連接為三角型電路，也可以被連接為星型電路?？稍陔姍C本體之外，增加一個轉(zhuǎn)換裝置，按需要將電路連接為星型或三角型，如圖3所示。

圖3中的轉(zhuǎn)換柜內(nèi)部電路如圖4所示。通過外部轉(zhuǎn)換柜內(nèi)電路開關的狀態(tài)組合，可以將電機繞組轉(zhuǎn)換為星型連接或三角連接接入電網(wǎng)L1/L2/L3。

在常規(guī)的三角連接中，電機繞組電壓就是電網(wǎng)電壓，如690V；在星型連接中，繞組電壓為400V時即可產(chǎn)生690V的外部電壓。當繞組電壓為400V時，式（2）中的vopn同步降低為原來的倍，而變頻器的電壓能力沒有降低，因此轉(zhuǎn)差率可以擴展到原來的倍，例如原來最低并網(wǎng)轉(zhuǎn)速為1000rpm的四極電機，同樣可以在640rpm時并網(wǎng)。在式（4）中，u由原來的690V變?yōu)?00V，此時鐵耗降低為原來的1/3。

星-三角轉(zhuǎn)換的拓撲電路與可變電壓拓撲電路，對雙饋機組低風速性能不足，也就是最低并網(wǎng)轉(zhuǎn)速的約束和鐵耗等不變損耗占比較大且不可調(diào)節(jié)等問題，能夠產(chǎn)生顯著的改善。

四、組合拓撲電路

將上述兩種拓撲變換電路結合起來即為組合拓撲電路，如圖5所示。在圖5所示的拓撲電路中，當電機采用星接同時向400V并網(wǎng)，式（2）中的vopn同步降低為原來的1/3，完全在變流器的控制范圍內(nèi)，此時可以實現(xiàn)雙饋機組的0機械轉(zhuǎn)速并網(wǎng)；同時將雙饋電機的鐵耗等固有損耗降低到傳統(tǒng)雙饋機組對應損耗的1/9，變頻器的勵磁電流同步降低到傳統(tǒng)模式的1/9；在此過程中傳動鏈機械損耗隨并網(wǎng)轉(zhuǎn)速的降低而同步降低，不再維持在不可調(diào)節(jié)的較高值。

通過組合式的電路拓撲變換，將雙饋機組的風輪轉(zhuǎn)速范圍拓展到與直驅(qū)相同的狀態(tài)，風輪的效率與直驅(qū)一致，在低風速段同樣能實現(xiàn)最優(yōu)風能捕獲；同時在拓撲電路變換中，顯著降低了原來基本不變且占比大的機械和電磁損耗，解決了導致雙饋機組低風速段性能不足的兩個根本問題。

發(fā)電量提升

組合式可變拓撲電路可以解決雙饋機組低風速下性能不足的根源問題，通過最優(yōu)化風輪的捕風效率增加前端能量輸入，通過顯著降低（降低到原來的1/9）后端的機械損耗和電磁損耗來提升轉(zhuǎn)換效率，同時降低了部件溫升從而減少散熱系統(tǒng)耗電量，因此能夠提升發(fā)電量。

圖3 拓撲轉(zhuǎn)換電路

圖4 電路拓撲對比

圖5 組合拓撲電路

一、捕風性能優(yōu)化

傳統(tǒng)雙饋機組受限于最低并網(wǎng)轉(zhuǎn)速，低風速下無法實現(xiàn)最優(yōu)風能捕獲；通過組合式拓撲變換電路突破轉(zhuǎn)速的約束后，雙饋機組在低風速段，可以沿著以接近理想Cp的曲線運行，如圖6所示，將風輪潛力發(fā)揮到極致。同時可以降低切入風速，從原來的3m/s降低到2m/s。

雖然低風速下機組發(fā)電功率相對小，但在中東南部地區(qū)的風電場，2～5m/s風速的時長達到3500小時，累積結果仍很可觀。

二、轉(zhuǎn)換效率提升

式（3）中的機械損耗可進一步分為嚙合損耗和摩擦損耗，嚙合損耗由齒輪箱的升速比、加工工藝、成本等決定，主要與傳遞的轉(zhuǎn)矩有關；摩擦損耗與轉(zhuǎn)速強相關，在相同情況下，降低傳動鏈轉(zhuǎn)速同步也降低了摩擦損耗，從而提升傳動鏈的機械效率。

雙饋機組低風速運行時，比較多種機型的實測數(shù)據(jù)，電磁損耗通常為機械損耗的2倍，在電磁損耗中，雙饋電機的鐵耗又占比1/2以上，此處以鐵耗為例進行說明。雙饋電機鐵耗數(shù)學描述如式（4），在組合式可變拓撲電路中，星接將繞組電壓降低為常規(guī)模式的，向400V并網(wǎng)又將繞組電壓降低為，依據(jù)式（4）此時鐵耗被降低到原來的，實際運行中由于電機的非線性，真實鐵耗不足原來的1/10。同理，變頻器的勵磁電流也降低為原來的1/3，低風速下變頻器的損耗也大幅降低。

采用可變拓撲電路，可以改變且顯著降低原來基本不變的固有損耗，低風速下機組的能量轉(zhuǎn)換效率顯著提升。

三、散熱系統(tǒng)耗電減少

由于齒輪箱、發(fā)電機、變流器損耗降低，發(fā)熱減少，散熱系統(tǒng)耗電可相應減少。散熱系統(tǒng)采用分檔控制，齒輪箱、發(fā)電機等部件溫度較低時采用小功率散熱檔位，溫度升高到一定值后，采用中功率檔位散熱，再上升到較高值后采用高功率檔位散熱。

四、實驗驗證

如圖7所示，在機艙對機艙的全功率實驗臺位，進行全運行范圍內(nèi)的動態(tài)實驗驗證。實驗中最大限度模擬真實運行工況，能夠測試傳動鏈機械損耗、發(fā)電機損耗、變頻器損耗的變化。實驗沒有模擬自耗電下降性能及葉片捕風性能優(yōu)化。

本次實驗可以定量測得傳動鏈和發(fā)電系統(tǒng)損耗的優(yōu)化，數(shù)據(jù)如圖8所示。

由圖可以看出，在低風速段，機組傳動鏈的機械損耗和電磁損耗確實顯著減少。例如2.5m/s風速附近，機組轉(zhuǎn)換損耗減少了40kW，隨著功率（風速）上升，損耗減少的程度逐漸下降，這些減少的損耗都將變成發(fā)電功率送入電網(wǎng)。

五、仿真分析

將以上的實驗實測值導入仿真軟件中，采用標準空氣密度，瑞利風頻分布，計算不同年平均風速下發(fā)電量提升百分比（表1）。

由表1可知，年平均風速越低提升比例越大，在5m/s年平均風速下，仿真得到的發(fā)電量提升比例為3.2%。

應用實例

以某低風速機組為例說明應用效果。目標機組2016—2018年平均風速分別為：5.2m/s、4.6m/s、5.1m/s，最低并網(wǎng)轉(zhuǎn)速為1000rpm，從4.6m/s風速開始實現(xiàn)最優(yōu)Cp追蹤。

圖6 Cp變化比較

圖7 機艙對機艙的全功率實驗

圖8 不同風速下的損耗減少量

表1 不同年平均風速下發(fā)電量提升比例

圖9 轉(zhuǎn)換柜實物

圖10 切入發(fā)電風速

圖11 不同模式下功率曲線比較

采用組合式可變拓撲電路技術對其進行升級改造，機艙加裝完成電路拓撲變換的轉(zhuǎn)換柜實物如圖9所示。

原來需要平均風速3m/s才能切入發(fā)電，升級后機組在不足2m/s風速開始并網(wǎng)切入發(fā)電，并網(wǎng)轉(zhuǎn)速降低到不高于350rpm，如圖10所示。

采用等時間片獲取同一機組不同模式下功率曲線，即一段時間片內(nèi)機組運行在常規(guī)模式下，相鄰時間片機組又運行在組合式可變拓撲電路模式下。通過近1年的數(shù)據(jù)積累，獲取功率曲線對比如圖11所示。

圖11中，大風模式為常規(guī)雙饋模式，小風模式為組合式可變拓撲電路模式，可見在不高于8m/s（對應機組功率為1.4MW）范圍內(nèi)，組合式可變拓撲電路的模式具有優(yōu)勢；在8m/s（對應機組功率為1.4MW）以上，由于組合式可變拓撲電路模式的其他損耗（如銅耗等）迅速增加而不再有優(yōu)勢。主控系統(tǒng)自動在常規(guī)雙饋模式和組合式可變拓撲電路模式中為機組選擇最優(yōu)效率的運行模式，保證機組總發(fā)電量最高。

全功率實驗數(shù)據(jù)的仿真計算結果表明該技術可提升發(fā)電量3.2%，SCADA運行記錄與相似/臨近機組對比結果顯示提升發(fā)電量4.66%，基于等時間片切換在SCADA運行記錄中形成的功率曲線計算結果表明提升發(fā)電量3.1%；綜合以上認為發(fā)電量提升不低于3%。

結論

由于組合式可變拓撲電路技術可以解決制約雙饋機組低風速性能的兩個根源問題，大幅提升雙饋系統(tǒng)的基本屬性，堪稱超級，也簡稱超級雙饋技術。該技術通過了北京鑒衡認證中心的認證。

理論分析、實驗驗證、風電場實機驗證，都表明組合式可變拓撲電路技術可以解決雙饋機組低風速性能不足的根本問題，在不降低機組性能的同時具備極高可靠性，機組發(fā)電量提升幅度可觀。