proyecto aerogenerdora

8/17/2019 Proyecto aerogenerdora

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Modelizaci ón din ámica y control de un aerogenerador de velocidad variablecon una m áquina de inducción doblemente alimentada en PSS

TME 1

Resumen

Hoy en d́ıa, debido a la creciente penetraci´ on de la enerǵıa eólica en la red eléctrica, losOperadores del Sistema de Transmisi´ on (TSO) se han visto obligados a revisar los reque-rimientos de conexión a la red ( Grid Codes ), con el n de garantizar una correcta calidadde la enerǵıa, tanto a nivel de abilidad como de estabilidad.

Aśı pues, para asegurar el correcto funcionamiento de los parques existentes y de los futuros,se requieren modelos dinámicos ables y detallados, que permitan reproducir faltas con lasuciente exactitud como para vericar la idoneidad de estos.

A tal n, en este proyecto se desarrolla un modelo din´ amico mediante el programa de simu-lación PSS

TME. Dicho modelo comprende un aerogenerador de velocidad variable, de aspas

orientables, y con generador de inducci´ on doblemente alimentado (DFIG). El dise˜ no del con-trol se lleva a cabo a dos niveles: a alto nivel (control de velocidad o extracci´ on de máximapotencia del viento y control de pitch ) y a bajo nivel (control del convertidor mediante latécnica del control vectorial). Adicionalmente, se a˜ nade al dise ño de control una regulaci´ onde frecuencia para el control de su estabilidad.

Finalmente, se simulan unas situaciones de interés con el modelo completo y se verica quese cumpla con los nuevos requisitos que imponen los TSO.

Mikel de Prada Gil


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2Modelizaci ón din ámica y control de un aerogenerador de velocidad variable

con una m áquina de inducci´on doblemente alimentada en PSSTM

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Mikel de Prada Gil


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TME 3

Índice general

Resumen 1

Glosario 13

Prefacio 17

Introducci´ on 19

1. Descripci´ on del modelo 21

1.1. Descripci ón de un aerogenerador de velocidadvariable con DFIG . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 21

2. Modelizaci´ on del sistema 23

2.1. Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 23

2.2. Modelizaci ón de la turbina . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 24

2.3. Modelizaci ón de la transmisión . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 25

2.4. Sistema de Orientaci´ on de aspas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26

2.4.1. Mecanismo de orientación de aspas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 26

2.5. Modelizaci ón del generador . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 27

2.5.1. Circuito equivalente en dq . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 30

2.6. Modelizaci ón del convertidor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 31

2.6.1. Circuito del lado de la red . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 32

2.6.2. Chopper . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33

2.6.3. Tensi ón del bus de continua . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 33

2.6.4. Consideraciones sobre el circuito del lado del rotor . . . . . . . . . . . 34

3. Diseño del control del sistema 35

3.1. Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 35

3.2. Control de velocidad para la extracci´ on óptima de potencia . . . . . . . . . . 37

3.3. Diseño del control de pitch . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 39

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E

3.4. Control del convertidor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 41

3.4.1. Control del convertidor del lado del rotor . . . . . . . . . . . . . . . . 41

3.4.2. Control del convertidor del lado de red . . . . . . . . . . . . . . . . . . 46

3.4.3. Activaci ón y desactivación del Chopper . . . . . . . . . . . . . . . . . 50

4. Regulaci´ on Potencia-Frecuencia 51

4.1. Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51

4.2. Equilibrio entre generací on y demanda . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 51

4.3. Requerimientos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 52

4.4. Algoritmo de control . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53

5. Estudio de casos con simulaciones din´ amicas 55

5.1. Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55

5.2. Escenario de aplicación . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 56

5.3. Simulacíon de la respuesta del sistema ante un hueco de tensi´ on simétrico . . 56

5.4. Simulacíon de la respuesta del sistema ante una disminuci´ on de la velocidaddel viento en forma de escalón . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 60

5.5. Simulacíon de la respuesta del sistema ante un incremento de la velocidad delviento en forma de escalón . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62

5.6. Simulacíon de la respuesta del sistema ante un incremento en la frecuencia detipo escal ón . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63

Conclusiones 65

Futuros trabajos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 65

Agradecimientos 67

A. Análisis din´ amico de la m´ aquina de inducci´ on en base dq 69

A.1. Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69

A.2. C álculo de las inductancias . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 69

A.3. Interpretaci´ on f́ısica de la transformaci´ on dq . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 72

A.4. Relaci ón matemática entre las variables en base dq y en base abc . . . . . . . 74

A.5. Aplicaci ón de la transformaci´ on dq a las ecuaciones de la m áquina DFIG . . . 76

A.5.1. Flujos concatenados por los debanados dq en funci´ on de sus corrientes 76

A.5.2. Ecuaciones de tensiones en dq . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 76

A.6. Elecci ón de ωd . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 79

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TME 5

B. Control Vectorial o SVPWM de inversores trifásicos alimentados por fuentede tensi´ on 81

B.1. Descripci ón de la técnica SVPWM . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 81B.2. Limitaciones sobre el módulo V̂ s del vector de tensión espacial vs . . . . . . . 85

C. PSSTM

E ( Power System Simulation for Engineering ) 87

C.1. Simulaciones dinámicas . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 87

C.1.1. Clasicací on de las variables . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 88

C.1.2. Secuencia de una simulací on din ámica . . . . . . . . . . . . . . . . . . 89

C.1.3. Selección de canales de salida . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 91

D. Presupuesto 93D.1. Introducción . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 93

D.2. Presupuesto para el proyecto de modelizaci´ on din ámica y control de un sis-tema de generación de la energı́a eólica en PSS

TME . . . . . . . . . . . . . . . 93

D.2.1. Presupuesto del hardware . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 93

D.2.2. Presupuesto del software . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 93

D.2.3. Presupuesto de la mano de obra . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 94

D.2.4. Suma por caṕıtulos . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 94

E. Impacto ambiental 95

Bibliograf́ıa 98

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3.14. Activaci ón y desactivación del Chopper . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 50

4.1. Balance entre generaci´ on y demanada en función de la frecuencia del sistema. 514.2. Curva potencia-frecuencia caracteŕıstica del Grid Code de Dinamarca. . . . . 52

4.3. Regulador de frecuencia. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 53

5.1. Modelo de red eĺectrica equivalente (esquema unilar). . . . . . . . . . . . . . 56

5.2. Esquema de conexi ón del aerogenerador a la red. . . . . . . . . . . . . . . . . 56

5.3. Detalle de la tensión en valor ecaz (rosa) y potencias activa (verde) y reactiva(azul) del nudo 501 al producirse un hueco de tensi´ on simétrico de 150ms deduraci ón a los 40 segundos transcurridos desde el inicio de la simulaci´ on.Valores en [pu]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58

5.4. Detalle de la tensión en valor ecaz (rosa) y potencias activa (verde) y reactiva(azul) del nudo 501 al producirse un hueco de tensi´ on simétrico de 550ms deduraci ón a los 40 segundos transcurridos desde el inicio de la simulaci´ on.Valores en [pu]. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 58

5.5. Detalle de la velocidad y el par del rotor del generador ECO conectado alnudo 501 al producirse un hueco de tensi´ on simétrico de 150ms de duraci´ ona los 40 segundos transcurridos desde el inicio de la simulaci´ on. Valores enunidades del SI. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59

5.6. Detalle de la velocidad y el par del rotor del generador ECO conectado alnudo 501 al producirse un hueco de tensi´ on simétrico de 550ms de duraci´ ona los 40 segundos transcurridos desde el inicio de la simulaci´ on. Valores enunidades del SI . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 59

5.7. Evoluci ón del par de la turbina (verde), el par electromagnético del generador(azul) y la velocidad del rotor de la m´ aquina (rosa) conectada al nudo 501ante una disminuci´ on de la velocidad del viento (negro) en forma de escal´ ona los 20 segundos. Valores en unidades del SI. . . . . . . . . . . . . . . . . . . 61

5.8. Par real del generador y par consignado por el control de velocidad para undescenso en la velocidad del viento en forma de escal´ on. . . . . . . . . . . . . 61

5.9. Respuesta de la tensi´ on en valor ecaz (negro) y potencias activa (verde) yreactiva (rosa) del nudo 501 ante una disminuci´ on de la velocidad del viento(azul) en forma de escalón a los 20 segundos. Valores en [pu] excepto lavelocidad del viento en m/s. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 62

5.10. Respuesta de la tensi´ on en valor ecaz (negro) y potencias activa (verde) yreactiva (rosa) del nudo 501 ante un incremento de la velocidad del viento(azul) en forma de escalón a los 20 segundos. Valores en [pu] excepto lavelocidad del viento en m/s. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63

5.11. Respuesta del sistema frente a una subida de frecuencia de tipo escal´ on paraun viento de 9 m/s. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 64

A.1. Inductancia magnetizante de una fase . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 70

A.2. Debanados de estátor y rotor . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 72

A.3. Representación del vector is en los ejes abc (a) y en los ejes dq (b) . . . . . . 74

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TME 9

A.4. Est átor y rotor en los ejes dq . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 75

A.5. Arrollamientos equivalentes del est´ ator en ejes αβ y en dq . . . . . . . . . . . 77

A.6. Arrollamientos equivalentes del rotor en ejes αβ y en dq . . . . . . . . . . . . 79

B.1. Esquema de un inversor trif´ asico . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 82

B.2. Vectores b ásicos espaciales de un inversor trif´ asico ( v0 y v7 no se muestran) . 83

B.3. Vector de tensí on espacial en el sector 1 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 84

B.4. Aplicaci ón sucesiva de los 4 vectores b ásicos de tensi ón para el sector 1( v0 , v1 , v3 y v7); z = z0 + z7 . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 85

B.5. Ĺımite de la amplitud V̂ s . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 86

C.1. Estructura b´ asica del programa PSS

TM

E para realizar simulaciones din´ amicas. 88C.2. Secuencia de una simulaci´on din ámica con PSS

TME. . . . . . . . . . . . . . . 91

C.3. Pasos a seguir para visualizar los resultados de un simulaci´ on din ámica. . . . 91

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TME 11

Índice de tablas

5.1. Par ámetros de base utilizados por PSSTM

E. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 55

5.2. Par ámetros de los huecos de tensi´ on. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 57

5.3. Caracteŕısticas del cortocircuito en el nudo PCC (201). . . . . . . . . . . . . . 57

5.4. Par ámetros caracterı́sticos de la simulaci´ on de un hueco simétrico. . . . . . . 57

5.5. Par ámetros caracteŕısticos de la simulaci´ on de un descenso de la velocidaddel viento. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 60

5.6. Par ámetros caracterı́sticos de la simulaci´ on de un incremento de la velocidaddel viento. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 63

5.7. Par ámetros caracteŕısticos del control frecuencia-potencia activa. . . . . . . . 64

C.1. Matrices de simulaciones din´ amicas. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 89

C.2. Especicaciones para la selecci´on de canales de salida. . . . . . . . . . . . . . 92

D.1. Presupuesto del hardware. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 93

D.2. Presupuesto del software. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 94

D.3. Presupuesto de la mano de obra. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 94

D.4. Suma por caṕıtulos. . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . 94

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TME 13

Glosario

Sı́mbolos

C P Coeciente de potencia o Factor de Betz

i l Intensidad que circula por el circuito del lado red

ir Intensidad que circula por el circuito del rotor

is Intensidad que circula por el circuito del est´ ator

ichopper Intensidad que circula a través del Chopper

iDCcl Intensidad que circula por el lado de continua del convertidor de la red

iDCcr Intensidad que circula por el lado de continua del convertidor del rotor

iDCE Intensidad que circula a través del condensador del bus de continua

iDC Intensidad que circula por el lado de continua entre los dos convertidores

J m Constante de inercia de la masa del rotor del generador

J tot Constante de inercia de la masa del sistema equivalente

J t Constante de inercia de la masa del rotor de la turbina

K i Constante integradora de un controlador PI

K p Constante proporcional de un controlador PI

K C P opt Coeciente de par óptimo de la turbina

Lm Inductancia magnetizante global por fase del est´ ator

Lr Par ámetro compactado de inductancia de los debanados del rotor

Ls Par ámetro compactado de inductancia de los debanados del est´ ator

Lcred Inductancia de ltro del lado de la red

Lcrot Inductancia de ltro del lado del rotor

L lr Inductancia de dispersi´ on de los debanados del estátor

L ls Inductancia de dispersi´ on de los debanados del estátor

Lm, 1−fase Inductancia magnetizante de una sola fase del est´ ator

Lmutua Inductancia entre fases del est´ ator

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E

Ls,fase Inductancia de una fase del est´ ator

P r Potencia activa del circuito del rotor del generador

P s Potencia activa del circuito del est´ ator del generador

P chopper Potencia activa del Chopper

P cl Potencia activa del lado de alterna del convertidor de la red

P cr Potencia activa del lado de alterna del convertidor del rotor

P DC Potencia activa del condensador del bus de continua

P N Potencia nominal del aerogenerador

P t Potencia mecánica de la turbina

P maxt Potencia mecánica m áxima extraı́ble del vientoP wind Potencia cinética del viento

P w Potencia mecánica del viento

Ql Potencia reactiva del lado de red

Qr Potencia reactiva del circuito del rotor del generador

Qs Potencia reactiva del circuito del est´ ator del generador

R r Resistencia de los circuitos del rotor

R s Resistencia de los circuitos del estátor

Rchopper Resistencia del Chopper

r cred Resistencia del ltro del lado red

vl Tensi ón del lado de red del extremo del ltro opuesto al convertidor

vr Tensi ón del rotor

vs Tensi ón del est átor

v1 Velocidad del viento antes de la turbina

v2 Velocidad del viento después de la turbina

vcl Tensi ón que aplica el convertidor del lado de red

vcr Tensi ón que aplica el convertidor del lado del rotor

V max Velocidad de viento máxima admisible para el funcionamiento del aerogenerador

V min Velocidad de viento ḿınima admisible para el funcionamiento del aerogenerador

V N Velocidad de viento nominal para el funcionamiento del aerogenerador

vw Velocidad del viento al atravesar la turbina

A Área barrida por la turbina

C Capacidad del condensador del bus de continua

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TME 15

E Tensi ón del bus de continua

K Ganancia de la planta

p Número de pares de polos de la máquina eléctrica

R Radio de la turbina. Longitud del aspa

Śımbolos griegos

β Ángulo de paso o de pitch

β ref Ángulo de pitch de referencia

δ Constante de tiempo arbitraria

Γm Par electromagnético de la m´ aquina

Γt Par mec ánico de la turbina

λ Tip Speed Ratioλ s Flujo magnético del est´ ator del generador

λopt Tip Speed Ratio óptimo de la turbina

λ r Flujo magnético del rotor del generador

ωm Velocidad angular del eje del rotor del generador

ωt Velocidad angular del eje del rotor de la turbina

ωdA Velocidad angular a escoger de los ejes dq relativa a la fase A del rotor

ωd Velocidad angular a escoger de los ejes dq relativa a la fase a del est´ ator

ρ Densidad del aireτ Constante de tiempo de la planta del sistema

τ actuador Constante de tiempo del servomotor del pitch

θm Ángulo entre dos fases iguales una del est´ ator y otra del rotor

θdA Ángulo entre la fase A del rotor y el eje d

θda Ángulo entre la fase a del estátor y el eje d

υ Relación de la caja de cambios entre el eje de la turbina y el eje del generador

Acrónimos

DFIG Doubly Fed Induction Generator , generador de inducción doblemente alimentado

IGBT Insulated Gate Bipolar Transistor

IMC Internal Model Control

MPPT Maximum Power Point Tracking

PCC Punto de Conexi´ on Común

PI Controlador lineal con parte Proporcional y parte Integradora

PSS/E Power System Simulation for Engineering

SGEE Sistema de Generaci´ on de Enerǵıa Eólica

SVPWM Space Vector Pulse Width Modulation

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TME 17

Prefacio

La enerǵıa eólica ha experimentado un fuerte crecimiento a nivel mundial en los ´ ultimosaños. Tanto es aśı, que la potencia instalada ha pasado de ser 47,6 GW en el a˜ no 2004 a120 GW a nales del 2008 [1]. Hoy en dı́a, la energı́a e´ olica, ası́ como otras fuentes de energı́as

renovables, se encuentran en auge, present´ andose como una alternativa real a otras fuentesbasadas en combustibles f´ osiles como el carbón o el gas. En referencia al caso europeo, segúnun informe publicado en 2008 por la European Wind Energy Association (EWEA) [1], elviento puede jugar un papel muy importante y hacer frente a la quinta parte de la necesidadenergética de Europa, eliminando los riesgos econ´ omicos de los variables e inciertos preciosdel combustible, y proporcionando una soluci´ on natural, pr´ actica y duradera a la actualcrisis que nos acoje. Y es que, tal y como dice el proverbio chino: “Cuando el viento sopla,algunos construyen refugios, otros, construyen molinos de viento” .

A nivel estatal, Espa˜ na es un referente en todo el mundo. Actualmente ocupa el tercerpuesto en cuanto a potencia instalada, con m´ as de 18.000 MW (s ólo por debajo de EEUUy Alemania), lo cual representa un 19 % de toda su capacidad de generací on [2]. A nalesde 2009, la energı́a eólica en Espa ña cubri ó un 13 % de la demanda media anual de enerǵıa

eléctrica [2], y, de la misma manera que en el resto del mundo, la tendencia en Espa˜ na es quecada a ño siga creciendo. Del 2008 al 2009, por ejemplo, la potencia instalada aument´ o enun 16,4% [2].

Esta alta penetraci´ on repentina de parques e´ olicos en la red eléctrica, unida a la gran varia-bilidad que presenta este tipo de energı́a debido al comportamiento estoc´ astico del viento,ha provocado una creciente preocupaci´ on por los problemas que puedan surgir tanto en lared como en el propio aerogenerador.

Es por ese motivo, que ya desde hace unos a˜ nos existen unos reglamentos, llamados Grid Codes , que han de cumplir los productores de enerǵıa para integrarse a la red de un páıs ydonde se recoge el comportamiento que debe cumplir un parque e´ olico en presencia de huecosde tensi ón. De esta manera, se intenta regular la calidad de suministro a la red eléctrica.

Este proyecto nace del inteŕes de disponer de modelos din´ amicos de simulaci ón, medianteel programa PSS

TME, que permitan estudiar estas cuestiones gracias al convenio de co-

laboraci ón entre el Centre d’Innovaci´ o Tecnològica en Convertidors Est` atics i Actuadors (CITCEA) de la Universitat Politècnica de Catalunya (UPC) y una empresa del sector.

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TME 19

Introducci´ on

En este proyecto se presenta la modelizaci´ on din ámica y el control de un sistema de gene-raci ón de la energı́a eólica (SGEE), implementado mediante el programa de simulaci´ on desistemas eléctricos de potencia PSS

TME. Este sistema consiste en un aerogenerador de ve-

locidad variable con una m´ aquina de inducción doblemente alimentada y con un convertidorest ático, de tipo back-to-back , conectado al rotor, que es la m´ as común de todas las topoloǵıasde SGEE que existen hoy en d́ıa.

El documento se ha dividido en 5 caṕıtulos:

El capı́tulo 1, descripci´ on del modelo , explica en que consiste el conjunto de todo el sistema.

El caṕıtulo 2, modelizaci´ on del sistema , est á basado en [3] y [4], donde explican como con-seguir un modelo dinámico completo del aerogenerador. A la hora de modelizar el generador,no obstante, se ha seguido el planteamiento mostrado en [5], donde se exponen las ecuacionesde la máquina en ejes dq, mostrando una interpretaci´ on f́ısica de las mismas. Respecto almodelo de la turbina, se ha profundizado en su estudio gracias a [ 6], donde se dene unafunción analı́tica como aproximaci´ on a la curva de respuesta. Finalmente, la modelizaci´ on

del actuador de pitch se ha realizado como un sistema de primer orden con saturacionestanto en la velocidad de las aspas como en su ´ angulo de giro, acorde con [7].

El capı́tulo 3, dise˜ no del control del sistema , muestra los objetivos de control, aśı como lasestrategias a seguir según [7]. En cuanto al control eléctrico del generador, se ha empleadouna variación del control vectorial mostrada en [ 3] y [4], analizando el dise ño del control delos bucles de corriente acorde con lo expuesto en [ 8].

El capı́tulo 4, control de frecuencia , trata de analizar como debe comportarse el aerogene-rador, frente a un incremento de frecuencia en el sistema. Para ello se han estudiado losart́ıculos [9] y [10] y se ha diseñado un control adicional al obtenido en el caṕıtulo anterior,que consiga bajar la potencia generada por la m´ aquina seg ún indica el Grid Code que seexpone en [11].

Por último, el capı́tulo 5, estudio de casos con simulaciones din´ amicas , presenta los resul-tados de las simulaciones realizadas con el programa PSS

TME para cuatro casos de interés:

comportamiento del aerogenerador frente a huecos de tensi´ on, ante un incremento o dismi-nuci ón brusca en la velocidad del viento, o cuando se produce un aumento de frecuencia enla red eléctrica del sistema.

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E

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TME 21

Caṕıtulo 1

Descripci´ on del modelo

1.1. Descripcí on de un aerogenerador de velocidadvariable con DFIG

Los sistemas de generación de enerǵıa eólica se basan en el aprovechamiento de la enerǵıacinética del viento para su conversi´ on en energı́a mecánica y posteriormente, en enerǵıaeĺectrica.

Para ello, el aerogenerador se compone de una turbina e´ olica que transere el movimientoa través de una caja de transmisi´ on al eje del generador eléctrico. Éste se trata de unamáquina de inducción doblemente alimentada, con un rotor bobinado conectado a la red a

través de un convertidor voltage-source back-to-back compuesto de IGBTs y con el est´ atorconectado directamente a la red. El convertidor se dimensiona a una fracci´ on de potenciadel generador (normalmente un 20 %) y es capaz de operar en ambas direcciones. Con tal deoptimizar la eciencia del sistema, el convertidor permite regular la velocidad de la turbinapara cada velocidad de viento. La gura 1.1 muestra esquemáticamente la góndola de unaerogenerador que contiene estos elementos.

R e d

C o n ve r tid o r

Figura 1.1: G óndola de un aerogenerador genérico.

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E

La turbina consta de tres aspas orientables mediante un sistema de posicionamiento llamadocontrol de pitch . Est á diseñada para trabajar dentro de un rango de velocidades de vientocomprendidas entre 3 y 30 m/s y a velocidades de giro relativamente bajas (entre 9 y 40min −1). La conversi ón electromec ánica requiere de reǵımenes de giro muy elevados que vana partir de 750 min −1 pudiendo llegar hasta 3000 min −1 en funci ón de la frecuencia dela red y el número de pares de polos de la m´aquina. Esta diferencia de velocidades de girogeneralmente justica la necesidad de colocar una caja de transmisi´ on o multiplicadora entreambos ejes. Normalmente, éstas son de tipo planetario de varias etapas y con una relaci´ onde transmisi´on constante de entre 50 y 150.

Por último, el sistema dispone de un mecanismo de protecci´ on, llamado Chopper , que consisteen una impedancia de valor bajo que se activa para poder consumir grandes excedentes depotencia que el convertidor del lado de red no es capaz de absorber.

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TME 23

Caṕıtulo 2

Modelizaci´ on del sistema

2.1. Introducci´ on

En este caṕıtulo se explica la modelizaci´ on de todo el sistema, compuesto por un aero-generador de velocidad variable con una m´ aquina de inducción doblemente alimentada.Como se muestra en la gura 2.1 la estructura general de todo el modelo est´ a compuestapor varios bloques que interact´ uan entre ellos, los cuales se pueden englobar dentro de dossubsistemas: un subsistema mec´ anico formado por los bloques del viento, la turbina, latransmisión y el pitch y otro subsistema eléctrico compuesto por los bloques del generador,

el convertidor con sus respectivos controles y la red eléctrica.

A continuación, se explican cada uno de los bloques de la gura 2.1, a excepción de losbloques del viento y de la red y del bloque relativo al control del sistema, el cual se analizadetalladamente en el caṕıtulo 3.

Todo se modeliza en PSSTM

E, unos en los modelos de usuario, a través del lenguaje deprogramación FORTRAN, y la red en modelos disponibles de PSS

TME (Librerı́as).

Viento Modelo de laturbina Modelo dela transmisión

Modelo delgenerador de

induccióndoblementealimentado

Red Eléctrica

Modelo delconvertidor

Modelo delsistema de

orientación delas aspas

- Control de velocidad- Control eléctrico

Velocidaddel viento

Ángulo de pitch

Velocidad dela turbina

Par de laturbina

Par de lamáquina Velocidaddel rotor

delgenerador

Tensión yfrecuencia

Tensión yfrecuencia

Potencia activa

y reactiva

Consignas de pary de reactiva

Tensionesrotóricas

Figura 2.1: Estructura general del sistema.

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E

2.2. Modelizaci´ on de la turbina

Una aeroturbina es una m´ aquina que transforma la energı́a cinética del viento en energı́amecánica de rotaci´on, útil para efectuar trabajo. Dado un ujo de aire, su potencia cinéticatiene la siguiente expresi´ on:

P wind = 12

ṁv 2w = 12

ρAv 3w (2.1)

donde

ṁ ujo másico,vw velocidad del viento,ρ densidad del aire,A área a través de la cual pasa el ujo de aire.

Como se puede observar, si se supone constante la densidad del aire, dicha potencia dependeúnicamente de la velocidad del viento, de forma c´ ubica. Si se realiza un balance de potenciasen un volumen de control que contenga la turbina se obtiene:

P t = 12

ρ(A1v31 −A2v32 ) (2.2)

donde

A1 sección de entrada del ujo de aire antes de la turbina,

A2 sección de salida del ujo de aire después de la turbina,v1 velocidad del viento antes de la turbina,v2 velocidad del viento despúes de la turbina,P t potencia de la turbina.

Como las velocidades del viento antes y después de atravesar la aeroturbina no son las mis-mas, la potencia extráıda por la turbina es tan solo una fracci´ on de la potencia cinéticadisponible del viento y ambas magnitudes se relacionan a trav́es de un coeciente C P de-nominado coeciente de potencia o Factor de Betz :

P t = C P P wind (2.3)

Este coeciente C P depende del cociente de las velocidades antes y despúes de la turbinay se obtiene reordenando los términos de la ecuaci´ on 2.2 e igualando dicha expresi´on a laecuación 2.3 [6].

P t = 14

ρA (v1 + v2) v21 −v22 = C P P wind = C P 12

ρAv 31 (2.4)

donde

C P = 12

1 −v2v1

2

1 + v2v1

(2.5)

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TME 25

Derivando la expresión de la potencia mecánica e igual ándola a cero, se obtiene que el factorde Betz es m áximo cuando v1 = 3v2 y posee un valor de 16/27 (59,3 %). Dicho valor se conocecomo lı́mite de Betz e indica que una turbina e´ olica puede convertir en enerǵıa mec´ anica,como máximo, un 59,3 % de la enerǵıa cinética del viento que incide sobre ella [ 6].

El coeciente de potencia, C P , es caracteŕıstico de cada turbina y depende de un coecienteλ, llamado tip speed ratio , que se dene como el cociente entre la velocidad a la que semueve el extremo del aspa y la velocidad del viento a la entrada de la turbina. En el casode turbinas con aspas orientables, el coeciente de potencia C P , adem ás de depender deltip speed ratio λ, depende también del ´ angulo de orientación de las aspas, β , denominadoángulo de paso o de pitch .

Los valores de C P pueden ser obtenidos directamente de una look-up table para un deter-minado modelo o bien se pueden calcular mediante una funci´ on analı́tica como la siguiente[12]:

C P (λ, β ) = c1 c2 1Λ −c3β −c4β c5 −c6 e−c7

1Λ (2.6)

con

λ = ωt R

v1(2.7)

1Λ

= 1

λ + c8β − c91 + β 3

(2.8)

donde ci es un conjunto de constantes llamadas coecientes de potencia (caracteŕısticos decada turbina), ωt es la velocidad angular del eje de la turbina y R, el radio de la turbina.

2.3. Modelizaci´ on de la transmisi´ on

El sistema mec ánico, compuesto por la turbina, la transmisi´ on, la multiplicadora y el ejedel generador, se ha modelado como una inercia equivalente de todo el conjunto sobre lacual act úan dos fuerzas: el par que ejerce el viento sobre la turbina y el par que realiza elgenerador. Aśı pues, de acuerdo con la ley de la cantidad de movimiento, la ecuaci´ on querelaciona la velocidad con el par es la siguiente [13]:

Γt + υΓm = J totddt ωt (2.9)

donde

Γt par de la turbina,Γm par del generador,υ relación de transmisión de la multiplicadora,ωt velocidad angular de la turbina,J tot inercia equivalente del sistema.

Dicha inercia equivalente, J tot , engloba la inercia de la turbina (que representa un 90 % deltotal del tren de transmisi´ on) y la del generador, y se dene como:

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E

J tot = J m + J tυ2

(2.10)

Al ser un sistema ŕıgido de una masa, la velocidad de la turbina est´ a relacionada con lavelocidad de giro del rotor del generador mediante la relaci´ on de transmisi´on de la multipli-cadora, de forma que:

ωmec = υ ·ωt (2.11)donde ωmec es la velocidad mec ánica del rotor del generador.

2.4. Sistema de Orientaci´ on de aspas

La conguraci ón del sistema de orientaci´ on de aspas se divide en dos bloques como muestrala gura 2.2. El primero determina el ´ angulo de paso de referencia, β ref , a partir de ladiferencia entre la velocidad del rotor real y la deseada, y se explica con todo detalle en elcapı́tulo 3. El segundo bloque consiste en un mecanismo que trata de orientar las aspas conángulo determinado β igual al deseado. Dicho subsistema se explica a continuaci´ on en elsiguiente apartado.

β ref β ω Δ

Figura 2.2: Conguraci´ on general del sistema de orientaci´ on de aspas.

2.4.1. Mecanismo de orientaci´ on de aspas

Con el paso del tiempo, los aerogeneradores han ido aumentando su tama˜ no y los mecanismosde orientaci´on de aspas que antes eran rudimentarios mecanismos mec´ anicos con contrapesos,han pasado a ser ahora mecanismos hidr´ aulicos o electromagnéticos muy sosticados. Graciasa ello, hoy en d́ıa se pueden implementar estrategias de control m´ as ables y ecientes conel objetivo de limitar la potencia y la velocidad a sus valores nominales [ 7].

El actuador de pitch es un servomotor no lineal que permite rotar la aspas, generalmentetodas a las vez, sobre su eje longitudinal. En lazo cerrado, este dispositivo mec´ anico se puedemodelar como un sistema de primer orden con saturaciones tanto en la se˜ nal de salida delsistema ( ángulo de pitch ) como en la velocidad de las aspas [ 7], tal y como se puede ver enla gura 2.3 donde se muestra el diagrama de bloques del sistema.

ref β β

sactuador τ

1

•

β

Figura 2.3: Diagrama de bloques del mecanismo de orientaci´ on de aspas.

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E

Las variables del rotor se expresan vistas desde el est´ ator. Ambos debanados tienen elmismo número de espiras.

Para representar las ecuaciones de la m´ aquina se adopta el convenio de signos del generador,es decir, se toma como positivo el sentido de las corrientes que salen de la m´ aquina y comonegativo las que entran. Todos los términos est´ an en unidades del SI. Los debanados dela máquina, tanto los del est´ ator como los del rotor, se conectan en estrella con el neutroconectado y el cero de tensiones al neutro. De esta manera, las ecuaciones que describen elcomportamiento din´ amico de la m áquina y relacionan tensiones e intensidades de est´ ator yrotor, en forma de vectores espaciales, son:

vas (t) = Rs ias (t) + ddt

λ as (t)

vAr (t) = R r iAr (t) + ddt λAr (t)

(2.14)

donde

R s resistencia de los debanados del est´ ator,R r resistencia de los debanados del rotor,vas (t) vector espacio de tensión del est átor en referencia fase a del estátor,vAr (t) vector espacio de tensión del rotor en referencia fase A del rotor, ias (t) vector espacio de intensidad del est́ ator en referencia fase a del est átor, iAr (t) vector espacio de intensidad del rotor en referencia fase A del rotor, λ as (t) vector espacio de ujos concatenados de los debanados del est´ ator

en referencia fase a del estátor, λAr (t) vector espacio de ujos concatenados de los debanados del rotor

en referencia fase A del rotor.

Los ujos concatenados est´ an relacionados con las corrientes de est´ ator y rotor de la manerasiguiente:

λ as (t) = Ls ias (t) + Lm iar (t)

λAr (t) = Lr iAr (t) + Lm iAs (t)(2.15)

donde

Ls = L ls + LmLr = L lr + Lm

(2.16)

siendo

L ls inductancia de dispersi´ on de los debanados del estátor,L lr inductancia de dispersi´ on de los debanados del rotor,Lm inductancia magnetizante.

La técnica de los vectores espaciales ayuda a compactar las expresiones de tensi´ on y ujo,pero éstas son de d́ıcil soluci´ on numérica al contener términos como la derivada del ujo,que depende a su vez de la posición del rotor. Para ver esta dependencia de una manera m´ asclara se procede de la siguiente manera:

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TME 29

Si se expresa el vector espacio de corriente del est´ ator, respecto a su propia referencia del ejedel est átor en vez de la del rotor y, an´ alogamente para el vector espacio del rotor se tiene:

iAs (t) = ias (t)e−jθ m

iar (t) = iAr (t)ejθ m(2.17)

Introduciendo estas ecuaciones en 2.15, se tiene:

λ as (t) = Ls ias (t) + Lm iAr (t)ejθ m

λAr (t) = Lr iAr (t) + Lm ias (t)e−jθ m(2.18)

De esta forma se ve claramente la dependencia de la posici´ on del rotor con el ujo magnético.Esta dependencia implica que no resulte f´ acil resolver estas ecuaciones diferenciales y, es enparte por ello, que se utiliza la transformaci´ on a ejes d y q1 , que hacen referencia a lascomponentes directa y en cuadratura, respectivamente.

Esta transformaci´ on no se realiza únicamente por el hecho de facilitar y agilizar los c´ alculos,sino que su principal ventaja radica en que permite controlar independientemente el par y lavelocidad de una m´aquina bajo condiciones din´amicas, de forma que si se pretende estudiarcon ejes abc resulta francamente complicado.

Los ujos concatenados de los debanados del est´ ator y rotor, respectivamente, vistos desdelos ejes d y q son:

λ sd = Ls isd + Lm ird

λ sq = Ls isq + Lm irq

λ rd = Lr ird + Lm isd

λ rq = Ls irq + Lm isq

(2.19)

En cuanto a las ecuaciones de tensi´ on en ejes d y q, éstas presentan la siguiente forma [5]:

vsd = Rs isd + ddt λ sd −ωd λ sqv

sq = R

sisq

+ ddt

λsq −

ωdλ

sd

vrd = R r ird + ddt λ rd −ωdA λ rqvrq = R r irq + ddt λ rq + ωdA λ rd

(2.20)

donde ωd es la velocidad angular de los ejes dq y ωdA = ddt θdA es la velocidad instant´ anea(en radianes eléctricos por segundo) de los ejes d y q respecto del rotor, es decir:

ωdA = ωd −ωm (2.21)1 En el apéndice B se desarrollan con detalle las ecuaciones din´ amicas de la m´ aquina de inducci´ on en la

base dq.

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E

La velocidad ωm se mide en radianes eléctricos por segundo y est´ a relacionada con la veloci-dad mec ánica del eje (radianes por segundo) a través de los pares de polos de la siguientemanera:

ωm = p2

ωmec (2.22)

El par eléctrico se calcula como [5]:

Γm = 32 p(λ rq ird −λ rd irq ) (2.23)

o expresado mediante inductancias y corrientes [5]:

Γm = 32 pLm (isq ird −isd irq ) (2.24)

Por su parte, las ecuaciones de potencia activa y reactiva se calculan como [12]:

P = P s + P r = 32 (vsd isd + vsq isq + vrd ird + vrq irq )

Q = Qs + Qr = 32 (vsq isd −vsd isq + vrq ird −vrd irq )(2.25)

La potencia reactiva que calcula la ecuaci´ on 2.25, no necesariamente debe ser igual a lapotencia reactiva que alimenta a la red, la cual se usa para resolver un ujo de cargas. Éstadepende de la estrategia de control que siga el convertidor conectado a la red, pudiendo

generar o consumir potencia reactiva seg´ un convenga. No ocurre lo mismo con la potenciaactiva, ya que el convertidor no la puede generar, consumir o almacenar. La expresi´ on deP en la ecuaci ón 2.25 muestra, por lo tanto, el total de potencia activa producida por elgenerador doblemente alimentado. A excepci´ on de las pérdidas que determinan la ecienciadel convertidor, toda la potencia activa que consumen o generan los debanados del rotor,será generada o consumida por la red, respectivamente.

2.5.1. Circuito equivalente en dq

Sustituyendo el ujo en términos de inductancias dentro de las ecuaciones de tensi´ on (2.20)se obtiene:

vsd = Rs isd −ωd λ sq + Lls ddt isd + Lm ddt (isd + ird )vsq = Rs isq + ωd λ sd + Lls ddt isq + Lm

ddt (isq + irq )

vrd = R r ird −ωdA λ rq + Llr ddt ird + Lm ddt (isd + ird )vrq = R r irq + ωdA λ rd + Llr ddt irq + Lm

ddt (isq + irq )

(2.26)

Gr ácamente, estas ecuaciones se pueden representar mediante su esquema equivalente enla gura 2.4.

Mikel de Prada Gil


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TME 31

DC

DC

DC

DC

(a) eje d

(b) eje q

+

-

-

-

-

+

+

+

+

+

+

- -

- -

+

s R

s R r R

r Rls L

ls L lr L

lr L

sqdt d

λ rqdt

d λ

rd dt d

λ sd dt

d λ

m L

m L rqvsqv

sd v rd v

sqd λ ω

sd d λ ω

sd i

rqi

rd i

sqi

rd dAλ ω

rqdAλ ω

Figura 2.4: Circuito equivalente en los ejes dq.

2.6. Modelizaci´ on del convertidor

Como se ha comentado previamente en el caṕıtulo 1, el sistema contiene un convertidortrif ásico CA/CC/CA tipo back-to-back controlado por tensi´ on, cuyo objetivo es controlarel funcionamiento de la m´aquina a traves del rotor. Dicha topologı́a de convertidor consiste

en una recticador y un inversor conectados en serie a través de un bus de continua con uncondensador en paralelo. Se suele hacer corresponder al recticador con el convertidor dellado red mientras que el inversor se trata del convertidor del lado del rotor. No obstante,este tipo de convertidor es bidireccional permitiendo trabajar en los cuatro cuadrantes delplano PQ y, por consiguiente, ambos convertidores pueden trabajar indistintamente comorecticadores o inversores.

En este caso concreto también se dispone de una impedancia en paralelo con el bus decontinua denominada Chopper , para controlar que la tensi´ on del condensador no aumenteen exceso como ocurre por ejemplo, cuando se produce un hueco de tensi´ on.

La gura 2.5 muestra el esquema eléctrico del convertidor. Tal y como se puede observar, elconvertidor est´a conectado a la red a trav́es de unas inductancias Lcred y unas impedanciasr cred y al rotor por unas inductancias Lcrot .

Ambos convertidores emplean un control vectorial o técnica de modulaci´ on por ancho depulso del vector espacio 2 (SVPWM) cuya modelizaci´ on resulta compleja. No obstante, si seadoptan una serie de consideraciones tales como que las commutaciones sean ideales, sinpérdidas y de una frecuencia muy elevada, el modelo se podria aproximar [4] considerandoque los harm ónicos generados por el SVPWM quedaŕıan totalmente ltrados y las tensionesque aplicarı́an los convertidores seŕıan las de consigna.

2 En el apéndice B se describe en detalle la técnica del control vectorial o SVPWM.

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E

+

SVPWM SVPWM

Convertidordel rotor

Convertidorde la red

Red

RedC

Algoritmo de control

crot L cred L

chopper R

*

_ αβ cr v *

_ αβ clv

Figura 2.5: Esquema del convertidor back-to-back .

2.6.1. Circuito del lado de la red

La gura 2.6 muestra el esquema eléctrico del tramo de circuito comprendido por la tensi´ ondel punto de conexión a la red 3 (ECO) y la tensión que proporciona el convertidor. Entreambas tensiones, vl y vcl , respectivamente, se encuentra conectada la impedancia de ltro dela red. La ecuaci ón que relaciona tensiones con corrientes en formato de vectores espacialeses:

val −vacl = r cred ial + Lcredddt

ial (2.27)

donde

val vector espacial de tensión del lado red,vacl vector espacial de tensión del lado del convertidor, ial intensidad que circula por el circuito,

r cred resistencia del ltro de red,Lcred inductancia del ltro de red.

cred r cred Lclav

clbv

clcv

+

+

+

+

+

+

lav

lbv

lcv

lai

lbi

lci

cred L

cred L

cred r

cred r

RedConvertidor

Figura 2.6: Circuito eléctrico del lado de la red vista desde el convertidor.3 Nótese que debido a la topoloǵıa del sistema, las tensiones v l , v s y la del bus de conexi´ on ECO (mirar

apartado 5.2) son iguales al estar conectadas eléctricamente al mismo punto. De aquı́ en adelante se seguir´ andiferenciando pese a que podrı́an tratarse indistintamente todas por igual.

Mikel de Prada Gil


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TME 33

De la misma manera que el apartado 2.5 para el modelo del generador, la ecuaci´ on 2.27 seexpresa en base dq para facilitar el dise˜ no del control del convertidor.

vld −vcld = r cred i ld + Lcred ddt i ld −ωd Lcred i lqvlq −vclq = r cred i lq + Lcred ddt i lq + ωd Lcred i ld

(2.28)

2.6.2. Chopper

El Chopper es una impedancia baja que act´ ua como elemento protector en caso de un procesotransitorio provocado, por ejemplo, por un hueco de tensi´ on en la red o una r áfaga de vientode gran intensidad. En estos casos, el Chopper se conecta en paralelo al bus de continua,consumiendo parte del excendente de potencia que la m´ aquina entrega por el rotor y elconvertidor no es capaz de absorber por sı́ solo. La gura 2.7 muestra el esquema eléctricocomprendido entre los dos convertidores donde se conecta el Chopper .

DCE i

DC i DCcli

chopper i

DCcr i

chopper R

Figura 2.7: Circuito eléctrico conectado entre los convertidores del lado red y del lado rotor.

Al tratarse de una simple resistencia se puede calcular f´ acilmente la potencia que consumeen caso de estar conectada:

P chopper = E ·ichopper = E 2

Rchopper(2.29)

2.6.3. Tensi´ on del bus de continua

La tensi ón del bus de continua se puede calcular mediante la siguiente expresi´ on:

E = E 0 + 1C t0 iDCE dt = E 0 + 1C t0 (iDCcl −iDC ) dt (2.30)

donde

E 0 tensi ón del bus de continua o condensador para t=0,C capacidad del bus de continua o condensador,iDCE corriente que circula a través del condensador,iDCcl corriente que proviene del convertidor conectado a la red,iDC corriente que proviene del convertidor conectado al rotor del generador

en caso de que el Chopper se encuentre desconectado.

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TME 35

Caṕıtulo 3

Dise ño del control del sistema

3.1. Introducci´ on

El objetivo de control de un SGEE es maximizar la enerǵıa extráıda del viento y entregarlaa la red en forma de enerǵıa eléctrica, teniendo en consideraci´ on restricciones tanto f́ısicascomo económicas. Es habitual representar dicho objetivo mediante la gura 3.1, donde semuestra la curva ideal de potencia generada en funci´ on de la velocidad del viento.

I II III

N P

minV maxV N V Ω N V

wv

Figura 3.1: Curva de potencia ideal.

Se observa que el rango de velocidades de viento est´ a delimitado por una velocidad mı́ni-ma (V min ) conocida normalmente por cut-in y una m áxima ( V max ) denominada cut-out .Fuera de estos lı́mites, la turbina permanece parada, ya que por debajo de V min la energı́adisponible del viento no es lo sucientemente grande como para compensar los costes deoperaci ón, y por encima de V max la turbina se detiene por protecci´ on para evitar sobrecar-gas. Resulta inviable ec´onomicamente construir una turbina lo sucientemente robusta comopara soportar los problemas mec´ anicos que surgen a altas velocidades de viento. De hecho,aunque la cantidad de enerǵıa que se puede obtener en tales condiciones climatol´ ogicas esmuy grande, la contribuci´ on que esto supondŕıa a la media anual seŕıa negligible [7].

La gura 3.1 divide la curva en tres regiones. La primera se sit´ ua por encima de la velocidadde cut-in hasta la velocidad de viento en la cual la m´ aquina trabaja a velocidad nominal. Lasegunda comprende la zona entre dicha velocidad y la velocidad de viento que proporcionala potencia nominal de la m´ aquina. Finalmente, la tercera regi´ on abarca desde la velocidadde viento anterior hasta la velocidad cut-out .

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E

Cada zona tiene un objetivo de control diferente. A vientos bajos (regi´ on I) se trata deextraer toda la potencia disponible del viento, ya que ésta es menor a la nominal. A vientosaltos (regi ón III), en cambio, se trata de limitar la potencia generada a su valor nominal paraevitar sobrecargas. La regi´ on II es un intermedio entre las regiones I y III. En este proyecto seha prescindido de esta regi´ on al suponer que el momento de alcance de la potencia nominal dela máquina coincide cuando ésta adquiere su velocidad nominal. Las regiones I y III tambiénse denominan región de funcionamiento a carga parcial y a plena carga, respectivamente.

Tal y como se observa en la gura 3.2, el sistema de control está dividido en dos niveles: unalgoritmo de control de alto nivel y otro de nivel m´ as bajo (el convertidor).

El sistema de control de alto nivel, toma como variables de entrada, la velocidad del vientoy la velocidad de rotación de la turbina 1 e interpreta sus valores con el n de analizar suzona de funcionamiento. De esta manera, si el sistema trabaja a plena carga, el algoritmode control de alto nivel act´ ua sobre el control de pitch orientando las aspas de tal maneraque limite la generación de potencia a su valor nominal. Asimismo, envia un se˜ nal de control

al convertidor (sistema de bajo nivel) indic´ andole que debe mantenerse a la velocidad degiro nominal de funcionamiento, y en consecuencia, el par del generador, Γ ∗m se consignaconstante. En cambio, si el sistema se encuentra dentro de zona I, es decir, a carga parcial, elcontrol de alto nivel desactiva el control de pitch manteniendo las aspas jas (normalmentea 0o o -2o) y regula la velocidad de giro de la turbina con el objetivo de extraer la m´ aximapotencia disponible del viento.

DFIGTrans-

misiónwv RED

pitchθ

Control Convertidorlado Rotor

Control Convertidorlado Red

Control de alto nivel

*

mΓ *

sQ *

lQ*2 )( E

*cr v

*clv

wvt

ω

red v

Figura 3.2: Dise ño del control del sistema.

A parte de trabajar en una zona segura de operaci´ on y mejorar la eciencia, los diseños delos sistemas de control se han ido incrementando con el paso del tiempo a medida que lasturbinas crećıan en tama˜ no y potencia, hasta tal punto, que hoy en d́ıa también se exigecumplir con una cierta calidad de la enerǵıa que se suministra a la red. Esta calidad sedetermina principalmente mediante estudios de estabilidad frecuencial y de tensi´ on en el

1 Habitualmente también toma datos de tensi´ on de la red para ası́ regular las consignas de potenciareactiva, pero en este trabajo no se ha tenido en cuenta al no disponer de un control de tensi´ on.

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TME 37

punto de conexión a la red y por la emisi ón del icker [15]. En el caṕıtulo 4 se explica eldiseño del control de frecuencia que se ha implementado para este proyecto. El estudio delicker y el control de tensión, en cambio, no se han tenido en cuenta.

Este caṕıtulo se ha dividido en tres apartados: primero se explica el control de velocidado control de alto nivel para carga parcial, seguidamente se expone el control de pitch y,nalmente, se detalla el control de bajo nivel o control del convertidor.

3.2. Control de velocidad para la extracci´ on óptima depotencia

La potencia extraı́da por la turbina e´ olica, tal y como se ha visto en la ecuación 2.4, dependede la velocidad del viento (de forma c´ ubica) y de un coeciente de potencia llamado C P (λ, β ),

que a su vez vaŕıa en funci´ on de la velocidad de giro de la turbina y el ´ angulo de orientaciónde las aspas. Por consiguiente, para una determinada velocidad de viento concreta y unaorientación de las aspas ja, existe una velocidad de giro ´ optima que maximiza su extracci´ onde potencia. El problema radica, entonces, en la necesidad de disponer constantemente deuna medida able de la velocidad del viento que permita realizar correctamente el dise˜ nodel control.

Debido a la alta variabilidad del viento esto resulta arduamente complicado, y desde yahace un tiempo, se han ido proponiendo diferentes métodos de control para la extracci´ on demáxima potencia (MPPT), sin la necesidad de depender de una medida de la velocidad delviento. En este caso, se ha implementado el control conocido como tip speed ratio constante[4] el cual se explica a continuación.

Control de tip speed ratio constante

El control de tip speed ratio constante, consiste en determinar una curva de par ´ optima,que dependa únicamente de la velocidad de giro de la turbina, y consignarla al convertidorde tal manera que, manteniendo el ´ angulo de pitch constante a 0 o e independientementede la velocidad del viento que sople (siempre y cuando ésta se encuentre por debajo de lanominal), el sistema mecánico se estabilice en el punto de extracci´ on de máxima potencia.

El proceso es el siguiente:

P maxt = 12

C maxP ρAv3w (3.1)

Como se observa, la potencia de la turbina es m´ axima para un coeciente de potencia C P máximo ( vw y β constantes). Aśı pues, derivando la expresi´ on de C P respecto la variable λformulada en 2.6 (para β = 0 o), teniendo en cuenta la ecuaci´ on 2.8, e igualando a cero yresolviendo el sistema, se obtiene un valor de λopt para el cual C P es máxima. En un casohabitual donde el ángulo de pitch se sitúe a 0o dicha expresión de λ opt queda:

λopt β =0 o = c2c7

c7c2c9 + c7c6 + c2(3.2)

dando lugar a un C maxP de:

C maxP

β =0 o = C P (λopt ) =

c1c2

c7 ·e−

c 6 c 7 + c 2c 2 (3.3)

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E

Por lo tanto, utilizando estos valores calculados de λopt y C maxP que aseguran la m áximaextracci ón de potencia, se calcula el par que tendr´ a que dar la m áquina para trabajar demanera óptima. Para no depender de la velocidad del viento, ésta se expresa en funci´ on dela velocidad de giro y de λ de la siguiente manera:

λ = ωt ·R

vw ⇒ vw =

ωt ·Rλ

(3.4)

Γ∗t = 12

C maxP ρAv3wωt

= 1

2C maxP ρA

( ω t ·Rλ opt )3

ωt= K C P opt ·ω2t (3.5)

donde K C P opt es una constante denominada coeciente de par ´ optimo de la turbina.

De esta forma, el par de consigna que asegura extraer el m´ aximo de potencia del viento,depende de forma cuadr´ atica con la velocidad de giro de la turbina. Aśı pues, si se consignaal convertidor un par igual al de la expresi´ on 3.5 y se supone que la máquina es capaz deproducirlo (ya que la din´ amica eléctrica es mucho m´ as r ápida a la mec ánica), la expresiónde la aceleraci ón angular del aerogenerador queda:

dωtdt

= 1J

(Γ t −Γm ) = 1J

(ρAC p(vw , ωt )v3w

2ωt −K C P opt ω2t ) (3.6)

La gura 3.3 muestra los diferentes puntos de equilibrio de la ecuaci´ on anterior ( 3.6), entre elpar aerodinámico de la turbina para diversos vientos y el par de la m´ aquina que se consignaal convertidor. Nótese que éste no se encuentra en el punto m´ aximo de las curvas del par dela turbina, sino ligeramente a la derecha, ya que el punto m´ aximo corresponde a las curvasde potencia y no de par.

Figura 3.3: Curvas de par de la turbina en funci´ on de su velocidad de giro y diferentesvelocidades de viento. En negrita, curva de par ´ optima consignada al convertidor.

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TME 39

Existe literatura acerca de métodos de comprobaci´ on para notar que el sistema es estable(asintóticamente) en un entorno cercano al punto de equilibrio, como por ejemplo a través delmétodo indirecto de Liapunov presentado en [3]. No obstante, en este proyecto ´ unicamente secomprobará la estabilidad del sistema de un modo cualitativo. Supongamos que el punto deequilibrio se sit úa en A (gura 3.3) cuando se produce una bajada repentina en la velocidaddel viento. El par aerodin´ amico pasará a ser entonces el punto B, mientras que la consignade par y, por lo tanto, el par de la m´ aquina seguirá siendo el correspondiente al punto A.De acuerdo con la ecuación 3.6, la velocidad de rotación de la turbina deber´ a disminuir, alser su aceleraci ón angular negativa, y por lo tanto, el sistema tender´ a de nuevo hacia otropunto de equilibrio, el C. An´ alogamente se puede comprobar que ocurre lo mismo para lospuntos D, E y F, cuando se produce un aumento brusco en la velocidad del viento debido auna r áfaga.

3.3. Diseño del control de pitch Como se ha explicado en el apartado 2.4 del caṕıtulo anterior, el dise˜ no de control de pitch se divide en dos subsistemas: el cálculo del ángulo de paso de referencia y el mecanismo deorientación de las aspas. Éste segundo bloque referente al actuador ya se ha visto y, por lotanto, este apartado se centra ´ unicamente en el primer subsistema.

PIGAINS+ -

*

t ω

t

ref β

Figura 3.4: Dise ño del control del ángulo de pitch de referencia.

Este subsistema consiste en realizar un control de velocidad de la turbina de la forma ex-puesta en la gura 3.4. La velocidad real de la turbina (obtenida a partir del bloque detransmisión, apartado 2.3) se compara con una de referencia, y el error resultante pasa porun Gain Scheduling más un controlador PI, a n de obtener el ´ angulo de pitch demandado.

La función Gain Scheduling se utiliza para tratar de estudiar un sistema que en su conjuntoes no-lineal, en peque ños tramos lineales. En este caso, la funci´ on GAINS equivale a la inversade la variaci ón de la ganancia de la planta del sistema ( G(s) = ωt (s )β ref (s ) ) al modicarse elángulo de pitch . De esta manera, la variaci´ on de la ganancia de la planta se compensa,relativamente, con la inversa de su misma variaci´ on, quedando aśı sin alterarse en deması́ala función de transferencia en lazo cerrado de todo el sistema.

Finalmente, una vez se ha explicado la teoŕıa acerca de c´ omo se ha implementado el diseñodel control de pitch en el sistema, se muestran dos guras, en las cuales se puede comprobarlos resultados obtenidos de dicho control. En la primera (gura 3.5) se observa como elsistema regula la velocidad cuando se produce una fuerte r´ afaga de viento repentina (enforma de escal ón). Esto correspondeŕıa al primer bloque de la gura 2.2.

Por su parte, la gura 3.6 muestra la se ñal del ángulo de pitch de referencia (verde) calculadamediante el diagrama de bloques de la gura 3.4, y cómo el angulo de paso de las aspasreal, tanto en rad (azul) como en grados (rosa), trata de seguirla acorde a una respuesta deprimer orden y con una din´ amica lenta (unos 7 segundos).

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E

Figura 3.5: Detalle de la velocidad del rotor de la m´ aquina (verde) conectada al nudo 501ante una disminuci´ on de la velocidad del viento (azul) en forma de escal´ on a los 20 segundos.Valores en unidades del SI.

Figura 3.6: Respuesta del actuador de pitch ante un ángulo de paso de referencia β ref .

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E

Γ∗m = 32 pLm (

λ sq −Lm irqLs

ird + Lm ird

Lsirq ) (3.8)

Si se desarrolla la expresión se observa como dos términos se cancelan y como ahora lavariable consigna Γ ∗m depende de manera directa de ird .

Γ∗m = 32 pLm (

λ sq irdLs −

Lm irq ird

Ls+

Lm ird irq

Ls) (3.9)

Finalmente, si se despeja i rd de la expresi ón anterior, se obtiene la consigna instantanea decorriente que se deberá controlar.

i∗rd = 2Ls Γ∗m3 pLm λ sq

(3.10)

De la misma manera que para el par de la m´ aquina, se desarrollan las ecuaciones paraobtener la corriente i∗rq de consigna en funci ón de la potencia reactiva de consigna Q∗s . Aśı setiene que la expresión de la potencia reactiva del est´ ator es:

Qs = 32

(vsq isd −vsd isq ) (3.11)que en términos de corrientes del rotor y del ujo del est´ ator en vez de corrientes del est´ atorse expresa como:

Q∗s =

3

2(

−vsq

Lm ird

Ls −vsd

λ sq −Lm irqLs

) (3.12)

Tal y como se ha orientado la referencia qd, vsd es muy peque ña debido a la baja resistenciade los debanados del estátor, y por lo tanto aproximadamente se cumple que:

Q∗s = 32

(

−vsq Lm ird

Ls − vsd λ sq

Ls+

vsd Lm irqLs

) (3.13)

Q∗s ≈ 3vsd2Ls

(Lm irq −λ sq ) (3.14)

donde la consigna de corriente i∗rq es aproximadamente:

i∗rq ≈λ sq +

2Q ∗s L s3v sd

Lm(3.15)

Diseño de los lazos de corriente del rotor

Existen diversos métodos de dise˜ no de control para la regulaci´ on de corrientes del rotor,como por ejemplo el propuesto en [ 16] denominado IMC (Internal Model Control) o el en-foque de loop shaping basado en el dominio de la frecuencia y presentado en [13]. En estecaso, se ha aplicado una metodoloǵıa diferente, conocida como Śıntesis Directa y explicadaen detalle en [8].

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E

Y (s)W (s)

= G p(s)M (s)

G(s) + ( G p(s)

−G(s))M (s)

(3.19)

De la fórmula 3.19 se deduce que si la planta real G p y la del modelo G(s) son exac-tamente iguales: Y (s )W (s ) = M (s). Sin embargo, por errores de modelado, éstas siempreserán algo diferentes y, por lo tanto, la respuesta del sistema vendr´ a dada por 3.19.

No se puede aplicar a sistemas inestables en lazo abierto, ya que si G p(s) tiene polosa la derecha del plano imaginario, Y (s )W (s ) también los tendr´ a.

Si el sistema es de fase no-ḿınima, el controlador ser´ a inestable al tener polos conparte real positiva.

Sólo se cancelar án sin problemas polos y zeros bien amortiguados, es decir, aquellosque estén muy a la izquierda del plano imaginario.

Al calcular el regulador R(s) seg´ un 3.19 puede ocurrir que éste no sea f́ısicamenterealizable por tener mayor grado en el numerador que en el denominador. Para ello,se añaden polos muy rápidos (muy a la izquierda del eje imaginario) que permitanrealizarlo sin alterar mucho la respuesta del sistema.

No pueden existir retardos puros en la planta G(s) para conservar el principio decausalidad.

Tal y como se obtuvo en 2.5.1 y teniendo en cuenta que Lr = Llr + Lm (2.16), las ecuacionesde la máquina en variables dq referentes a la tensi´ on del rotor son:

vrd = R r ird −ωdA λ rq + Lr ddt ird + Lm ddt isdvrq = R r irq + ωdA λ rd + Lr ddt irq + Lm

ddt isq

(3.20)

Basándose en la hip ótesis de que la velocidad mecánica evoluciona muy lentamente en com-paraci ón con la corriente del generador, se ha introducido al dise˜ no de control una reali-mentación que, a través de las medidas de velocidad y corrientes, compensa los términosafectados por la velocidad del rotor.

vrd = v̂rd −ωdA λ rqvrq = v̂rq + ωdA λ rd (3.21)

donde ωdA = ωd −ωmAśımismo, si se sustituyen las tensiones del rotor de la ecuaci´ on 3.21 en 3.20 y se desprecianlas derivadas de las corrientes del est´ ator por ser sucientemente peque˜ nas para produciralgún efecto notable en el rotor, se obtiene:

vrd = R r ird + Lr ddt irdvrq = R r irq + Lr ddt irq

(3.22)

donde se observa que se trata de un sistema lineal desacoplado al cual se le puede aplicarfácilmente la transformada de Laplace, obteniendo ası́ una funci´ on de transferencia de primerorden para la planta del sistema, G(s), igual a:

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TME 45

idqr (s) = 1

R r + L r s 00 1

R r + L r s

G (s )v̂dqr (s) (3.23)

con una ganancia K igual a 1R r y una constante de tiempo τ =L rR r .

De esta manera, aplicando el método de Sı́ntesis Directa de controladores PI explicado ante-riormente (considerando como planta la funci´ on G(s) y como M(s) una funci´on de transfer-encia también de primer orden con λ como par ámetro de dise˜no) se obtiene:

M (s) = i rd (s )i ∗rd (s ) = i rq (s )i ∗rq (s )

= 1δs +1

G(s) = K τs +1 =1

R r

s L rR r +1

(3.24)

y por lo tanto:

K p = τ Kδ

= Lr

δ y K i =

1Kδ

= Rr

δ (3.25)

Diagrama de bloques del dise˜ no de control de Γ∗m y Q∗s

A modo de resumen, las guras 3.9 y 3.10 muestran el bucle de control del par de la m´ aquinay de la potencia reactiva del est´ ator, respectivamente:

PIsqm

msrd pL

Li

λ 32 ** Γ=

rqmsqssq i Li L +=λ

*m

Γ *rd i +

−

rd i

+ +

))·(( _ rqr sqmmd comprd i Li LV +−−= ω ω sqirqi

rd V ^

comprd V _

SVPWM *

rd V

ConvertidorLado Rotor

sqλ

sqi

rqi

Figura 3.9: Diagrama de bloques del control del par de la m´ aquina.

PI

*

sQ

sqλ

*

rqi

+

−

rqi

+ +

))·(( _ rsr sd mmd comprq i Li LV +−= ω ω sd ird i

comprqV _ ∧

rqV SVPWM *

rqV

Convertidorlado rotor

rqmsqssq i Li L +=λ sqi

rqi m

sd

sssq

rq LV

LQ

i 3

2 *

*

+

=

λ sd V

*

rqi

Figura 3.10: Diagrama de bloques del control de la potencia reactiva del est´ ator.

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E

3.4.2. Control del convertidor del lado de red

De forma an áloga a lo visto anteriormente, el convertidor del lado de red se encarga deaplicar unas tensiones a sus terminales trif´ asicos con tal de controlar, en este caso, la ten-sión al cuadrado del bus de continua que alimenta al convertidor del rotor ( E 2)∗ y la potenciareactiva que uye entre la red y el convertidor ( Q∗l ).

Diseño de control de la tensi´ on del bus de continua y c´ alculo de las consignasde corriente del lado de red

Gracias a aplicar un control vectorial, los objetivos de control del convertidor del lado de redpueden ser planteados como 2 problemas independientes: el control de la tensi´ on del bus decontinua y el control de la potencia reactiva que circula por la red del lado del convertidor.

Para el segundo análisis, el cálculo de la consigna de corriente i∗lq a partir de la consignapotencia reactiva Q∗

l resulta muy sencillo, ya que si se toma como referencia el vector tensi´ on

de red vl alineado con el eje d, se tiene:

Ql = 32

(vlq i ld −vld i lq ) = −32

vld i lq (3.26)

y de manera directa:

i∗lq = −2Q∗l3vld

(3.27)

El cálculo de la consigna de corriente i∗ld para el control de la tensi´ on del bus de continuaresulta algo más complejo. Si antes las consignas de potencia reactiva (tanto de est´ ator como

de red) eran constantes y la consigna de par proveniente del control de velocidad se consi-deraba también ja para el control (al ser la din´ amica mec ánica muy lenta en comparaci´ ona la eléctrica), ahora no sucede lo mismo con la tensí on del bus de continua. Aśı pues, seplantea una estrategia de control en cascada, con la existencia de un lazo externo para elcontrol de la tensión y uno interno para el control de la corriente (gura 3.12).

Para ello, se hacen las siguientes consideraciones:

Se parte de la base que el lazo de corriente de i ld es sucientemente rápido como parapoder suponer que se tiene una fuente de corriente ideal.

Se considera que la dinámica del lazo externo es bastante m´ as lenta que la del lazointerno debido a que la gran capacidad del condensador hace que las tensiones no

evolucionen con rapidez.Se desprecia el valor de las inductancias tanto del lado del rotor como del lado de lared del convertidor, considerando ası́ iguales las tensiones vcr y vr , ası́ como vcl y vl .

Se considera que el convertidor es ideal, con un rendimiento del 100 % y genera ten-siones sin harm ónicos.

La impedancia Chopper se deja desconectada y no se tiene en cuenta en el dise˜ no delcontrol.

Como en el caso del diseño de control del lazo de corriente, existen diversos metodologı́as aaplicar como por ejemplo la expuesta en [4]. Sin embargo, se ha optado por el mismo métodode Śıntesis Directa explicado con anterioridad para el convertidor del rotor.

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TME 47

G(s)R(s)2 E

*

DC P*2 )( E

+ -

Figura 3.11: Sistema en lazo cerrado del control de la tensi´ on al cuadrado del bus de continua.

La gura 3.11 muestra el sistema a analizar, donde la entrada W corresponde a ( E 2)∗, u esigual a P ∗DC y la salida y es E 2 .

De la ecuaci ón 2.29, se puede obtener la función de transferencia de la planta, siendo estade la forma G(s) = K s donde la ganancia K es igual a

2C .

G(s) = E 2

P ∗DC = 2c ·s (3.28)

Si se quiere tener una función de transferencia en lazo cerrado, M(s), de primer orden, conδ como par ámetro de diseño, entonces:

M (s) = 1

δs + 1 (3.29)

De este modo, ya se está en disposici ón de calcular los parámetros del regulador. En estecaso, como se observa en 3.30, este corresponde a una constante y, por lo tanto, basta uncontrolador proporcional P para poder sintonizarlo.

R(s) = M (s)G(s)(1 −M (s))

=1δs +1

K s (1 − 1δs +1 )

= 1Kδ

(3.30)

Aśı,

K p = 1Kδ

= C 2δ

(3.31)

No obstante, pese a que un controlador P seŕıa suciente para controlar el sistema, eneste proyecto se ha optado por incorporar un regulador PI con un tiempo integral lo su-cientemente grande para no tenérsele en cuenta su din´ amica y, de esta manera, conseguir unafunción de transferencia en lazo abierto de orden 2, lo cual implica tener error estacionarionulo frente a una entrada tanto escal´ on como rampa.

Como se observa en la gura 3.12 la consigna de potencia del bus de continua, P ∗DC , se sumaa la potencia proveniente del rotor, P r , obteniendo ası́ la consigna de potencia, P ∗cl , quedeber á generar el convertidor (aplicando la tensi´ on adecuada a sus terminales) para podercontrolar la tensi´ on del bus de continua.

Gracias a las hipótesis comentadas previamente, la potencia del convertidor de red P cl y P lse pueden considerar iguales al despreciarse el valor de la inductancia que las une.

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E

Por lo tanto,

P l = 32(vld i ld + vlq i lq ) =

32vld i ld (3.32)

de donde f ácilmente se despeja el valor de i∗ld :

i∗ld = 2P ∗cl3vld

(3.33)

Diseño de los lazos de corriente del lado de red

El diseño de control de los lazos de corriente del lado de red del convertidor es el mis-mo que en 3.4.1 con la diferencia de que ahora la planta del sistema G(s) cambia. Ahora,ésta no relaciona tensiones y corrientes de la m´ aquina de inducción doblemente alimenta-da, sino que reeja el comportamiento f́ısico de la red del convertidor. De esta forma, lasecuaciones de la red en referencia dq, alineando el vector tensi´ on de red vl con el eje d son:

vld −vcld = r cred i ld + Lcred ddt i ld −ωd Lcred i lq

−vclq = r cred i lq + Lcred ddt i lq + ωd Lcred i ld(3.34)

donde ωd corresponde a la velocidad de sincronismo ωs , y por lo tanto el sistema dependede la frecuencia de la red (50Hz).

vcld = − ˆvcld + vld + ωd Lcred i lqvclq = − ˆvclq −ωd Lcred i ld

(3.35)

Aplicando un control feed-forward (ecuaci ón 3.35) como en el caso anterior, para compensarla dependencia dinámica con la frecuencia de la red, y aplicando la transformada de Laplace,se obtiene el siguiente sistema lineal, desacoplado en varibles dq y de primer orden:

idql (s) = 1

r cred + L cred s 00 1r cred + L cred s

G (s )

v̂dqcl (s) (3.36)

De este modo, una vez obtenidas las consignas de corriente de la red calculadas previamente,se aplica de nuevo el método de control de Śıntesis Directa y se compara con un PI, dandocomo resultado los siguientes par´ ametros:

K p = τ Kδ

= Lcred

δ y K i =

1Kδ

= rcred

δ (3.37)

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TME 49

Diagrama de bloques del dise˜ no de control de (E 2)∗ y Q∗l

Igual que para el caso del convertidor del lado del rotor, se exponen las guras 3.12 y3.13 para resumir el dise˜no del control del cuadrado de la tensi´ on del bus de continua y dela potencia reactiva del lado de red que se ha aplicado en este apartado:

compcld V _

SVPWM

*

cld V

lqcred d ld compcld i LV V ω += _ ld V

lqi

ld i

*ld i

ld

clld V

Pi

32 **

= PI+

−

+

PI+

−

+ +

Convertidorlado red

2 E

2* )( E

r P

* DC P

*clP cld V

∧

−

Figura 3.12: Diagrama de bloques del control del cuadrado de la tensi´ on del bus de continua.

PI

*

lqi +−

lqi

+

ld i

compclqV _ ∧

clqV SVPWM

*

clqV *

lQ

ld V ld l

lq V Q

i3

2 ** −=

Convertidor

lado red

ld cred d compclq i LV ω −= _

−

Figura 3.13: Diagrama de bloques del control de la potencia reactiva del lado del rotor.

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E

3.4.3. Activaci´ on y desactivaci´ on del Chopper

Como ya se ha comentado en el apartado 2.6.2 del capı́tulo anterior, el Chopper actúa comoelemento protector en procresos transitorios como por ejemplo r´ afagas de viento muy fuerteso huecos de tensi ón en la red.

En estos casos, es posible que la potencia que la m´ aquina transmite a través del convertidordel rotor aumente considerablemente llegando a provocar que el convertidor del lado de redse sature. De esta manera, la enerǵıa restante que no se puede transferir a la red, se vaalmacenando en el condensador acorde con la ecuaci´ on 2.30 y, en consecuencia, la tensi´ondel bus de cont́ınua va creciendo. Al conectarse durante un cierto instante la impedancia deChopper , gran parte de esa enerǵıa se disipa por efecto Joule y la tensi´ on del bus de contı́nuavuelve a bajar. Asimismo, el convertidor del lado de red deja de estar saturado pudiendocontrolar de nuevo la te

proyecto aerogenerdora

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