JP6484506B2

JP6484506B2 - Generator control system

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Publication number: JP6484506B2
Application number: JP2015119721A
Authority: JP
Inventors: 益士郎久谷; 成幸中田; 靖之小川; 純二小野; 吉田　茂雄; 茂雄吉田; 宏之梶原
Original assignee: Kyushu University NUC; Mitsui E&S Holdings Co Ltd
Current assignee: Kyushu University NUC; Mitsui E&S Holdings Co Ltd
Priority date: 2015-06-12
Filing date: 2015-06-12
Publication date: 2019-03-13
Anticipated expiration: 2035-06-12
Also published as: JP2017005928A

Description

本発明は、トルク駆動系を備え、トルク制御を通して発電機出力等の変動抑制を行う発電機制御システムに関する。 The present invention relates to a generator control system that includes a torque drive system and suppresses fluctuations in generator output and the like through torque control.

例えば風力発電装置のドライブトレインは、風車の翼、回転軸、増速機、発電機等で構成される。ドライブトレインは、諸条件によりねじり振動を発生することがあり、このとき、回転数、トルク、出力等に大きな変動が生じ、機械装置としての損傷あるいは寿命の低下、電力系統への悪影響があり得る。このような問題を回避するためＰＩ制御などを通して発電機トルクを制御して回転数や出力の変動を抑えることが行われている（非特許文献１、２参照）。 For example, the drive train of a wind turbine generator is composed of windmill blades, rotating shafts, speed increasers, generators, and the like. The drive train may generate torsional vibrations depending on various conditions. At this time, large fluctuations in the rotation speed, torque, output, etc. may occur, resulting in damage to the machine or a decrease in lifespan and adverse effects on the power system. . In order to avoid such a problem, the generator torque is controlled through PI control or the like to suppress fluctuations in rotation speed and output (see Non-Patent Documents 1 and 2).

"Wind Energy Handbook", WILEY, p. 488"Wind Energy Handbook", WILEY, p. 488 「風力発電設備支持物構造設計指針・同解説」２０１０年度版、ｐ．１３７“Guidelines for Structural Design of Wind Power Generation Equipment Supports and Explanation”, 2010 edition, p. 137

一般的なＰＩ制御等を用いても変動抑制に対して一定の効果はあるが、制御系の設計におけるモデル誤差や、風の乱流等の様々な外乱要因により、必ずしも振動抑制効果が十分でないことがある。モデル誤差や外乱の影響を抑える方法としては、いわゆるロバスト性を持つスライディングモード制御（ＳＭＣ）の適用が考えられる。しかし、制御力を発生する操作部（発電機トルク駆動系）に１次遅れ等の動特性がある場合、ＳＭＣのロバスト性は必ずしも有効に働かない。 Even if general PI control etc. is used, there is a certain effect on fluctuation suppression, but the vibration suppression effect is not always sufficient due to various disturbance factors such as model error in design of control system and wind turbulence Sometimes. As a method for suppressing the influence of model errors and disturbances, it is conceivable to apply so-called robust sliding mode control (SMC). However, the robustness of the SMC does not always work effectively when the operation unit (generator torque drive system) that generates the control force has dynamic characteristics such as a first-order lag.

本発明は、発電装置のモデル誤差および発電機の操作部の動特性に対してロバスト性を有する発電機制御システムを提供することを目的としている。 An object of the present invention is to provide a generator control system having robustness with respect to a model error of a power generator and dynamic characteristics of an operation unit of the generator.

本発明の発電機制御システムは、発電機と、１次遅れ等の動特性を持つ発電機のトルクを操作する操作部と、状態変数に基づき操作部を通してトルクの基本制御を行う発電機トルク基本制御部と、状態変数に基づき基本制御に付加的なスライディングモード制御を行う発電機トルク付加制御部とを備え、スライディングモード制御は、モデル化誤差に関わる全てのパラメータが操作部への入力の係数行列のレンジスペースに配置されるように状態方程式を規定して定式化されることを特徴としている。 The generator control system of the present invention includes a generator, an operating unit that operates torque of a generator having dynamic characteristics such as first-order lag, and a generator torque basic that performs basic control of torque through the operating unit based on state variables. A control unit and a generator torque addition control unit that performs sliding mode control in addition to the basic control based on the state variable. In the sliding mode control, all parameters related to modeling errors are coefficients of input to the operation unit. It is characterized in that it is formulated by defining a state equation so as to be arranged in the range space of the matrix.

スライディングモード制御の定式化において、外乱も入力の係数行列のレンジスペースに配置されることが好ましく、発電機トルク基本制御部はＰＩ制御を含むことが好ましい。 In the formulation of the sliding mode control, the disturbance is preferably arranged in the range space of the input coefficient matrix, and the generator torque basic control unit preferably includes PI control.

本発明によれば、発電装置のモデル誤差および発電機の操作部の動特性に対しロバスト性を有する発電機制御システムを提供することができる。 ADVANTAGE OF THE INVENTION According to this invention, the generator control system which has robustness with respect to the model error of a generator, and the dynamic characteristic of the operation part of a generator can be provided.

本発明の第１実施形態の発電機制御システムを搭載した風力発電装置の制御ブロック線図である。It is a control block diagram of the wind power generator which mounts the generator control system of 1st Embodiment of this invention. 第２実施形態の発電機トルク付加制御部の構成を示す制御ブロック線図である。It is a control block diagram which shows the structure of the generator torque addition control part of 2nd Embodiment. 無制御（比較例１）、基本方式（比較例２）、関係式統合方式（実施例１）、直接相殺方式（実施例２）の過渡応答における変位ｘの変化を示すグラフである。It is a graph which shows the change of the displacement x in the transient response of a non-control (comparative example 1), a basic system (comparative example 2), a relational-integration system (Example 1), and a direct cancellation system (Example 2). 比較例１、２、実施例１、２の各々に単一の正弦波外乱を与えたときの変位ｘの変化を示すグラフである。It is a graph which shows the change of the displacement x when a single sine wave disturbance is given to each of Comparative Examples 1 and 2 and Examples 1 and 2. モデルシステムのパラメータを設計値から変化させたときの、比較例１、２、実施例１、２における過渡応答、外乱応答における変位ｘの変化を示すグラフをまとめた表である。It is the table | surface which put together the graph which shows the change of the displacement x in the transient response in the comparative examples 1 and 2, Examples 1 and 2, and a disturbance response when the parameter of a model system is changed from a design value.

以下、本発明の実施形態について添付図面を参照して説明する。
図１は、本発明の第１実施形態の発電機制御システムを搭載した風力発電装置の制御ブロック線図である。 Embodiments of the present invention will be described below with reference to the accompanying drawings.
FIG. 1 is a control block diagram of a wind turbine generator equipped with a generator control system according to a first embodiment of the present invention.

本実施形態の風力発電装置１０は、風車翼１２の回転力を発電機１６へと伝達するドライブトレイン１１を備える。ドライブトレイン１１は、例えば風車翼１２、低速軸１３、増速機１４、高速軸１５、発電機１６を備え、風車翼１２の回転は低速軸１３、増速機１４を介して増速され、高速軸１５を介して発電機１６に伝達される。また風力発電装置１０は、例えば発電機１６のロータ軸回転数に基づき発電機１６のトルク制御を行い、出力変動を抑える発電機トルク制御部１７と、ロータ軸回転数に基づき、翼ピッチ角の例えばＰＩ演算を含むピッチ角基本制御を行う翼ピッチ基本制御部１８とを備える。 The wind power generator 10 of this embodiment includes a drive train 11 that transmits the rotational force of the wind turbine blades 12 to the generator 16. The drive train 11 includes, for example, a wind turbine blade 12, a low speed shaft 13, a speed increaser 14, a high speed shaft 15, and a generator 16, and the rotation of the windmill blade 12 is increased through the low speed shaft 13 and the speed increaser 14, It is transmitted to the generator 16 via the high speed shaft 15. Further, the wind power generator 10 performs torque control of the generator 16 based on, for example, the rotor shaft rotational speed of the generator 16, and a generator torque control unit 17 that suppresses output fluctuations, and the blade pitch angle based on the rotor shaft rotational speed. For example, a blade pitch basic control unit 18 that performs pitch angle basic control including PI calculation is provided.

発電機トルク制御部１７は、例えばロータ軸回転数に基づきＰＩ制御を行う発電機トルク基本制御部１９と、ドライブトレイン１１の状態変数（回転数など）に基づきスライディングモード制御（ＳＭＣ）を行う発電機トルク付加制御部２０とを備える。発電機トルク基本制御部１９からの出力ｕ_PIと発電機トルク付加制御部２０の出力ｕは加算され、例えば発電機トルク駆動系の操作部２１に入力され、発電機１６のトルクが制御される。操作部２１は、その動特性として１次遅れを含み、入力（ｕ_PI＋ｕ）は１次遅れを含む入力ｑに変換された後、係数ｂを介して制御系へ入力される。なお、発電機トルク基本制御部１９からの出力ｕ_PIは、非特許文献２等に示されている既知の方式で算出されるので、以下ではｕ_PIの記述を省略する。また、発電機トルク付加制御部２０において、必要な状態変数は例えばオブザーバ（図示せず）を通して算出される。 The generator torque control unit 17, for example, a generator torque basic control unit 19 that performs PI control based on the rotor shaft rotation speed, and power generation that performs sliding mode control (SMC) based on the state variables (such as the rotation speed) of the drive train 11. And a machine torque addition control unit 20. The output u _PI from the generator torque basic control unit 19 and the output u of the generator torque addition control unit 20 are added and input to, for example, the operation unit 21 of the generator torque drive system, and the torque of the generator 16 is controlled. . The operation unit 21 includes a first-order lag as its dynamic characteristics, and the input (u _PI + u) is converted into an input q including the first-order lag, and then input to the control system via the coefficient b. Since the output u _PI from the generator torque basic control unit 19 is calculated by a known method shown in Non-Patent Document 2 and the like, description of u _PI is omitted below. Further, in the generator torque addition control unit 20, a necessary state variable is calculated through, for example, an observer (not shown).

次にスライディングモード制御を行う発電機トルク付加制御部２０における第１実施形態の制御方式（関係統合方式）について説明する。 Next, the control method (relationship integration method) of the first embodiment in the generator torque addition control unit 20 that performs the sliding mode control will be described.

ドライブトレイン１１に発生する捩り振動の単純化された力学モデルは、調和振動に速度に比例する抵抗力を発生する減衰項を付加したものとして表される。このときドライブトレイン１１の力学モデルに、ＰＩ制御を行う発電機トルク基本制御部１９の比例項、積分項を含ませた運動方程式は、変位ｘに対して下記（１）式で表される。
ｍ・ｄ²ｘ／ｄｔ²＋ｃ・ｄｘ／ｄｔ＋ｋ・ｘ＋ｋＩ・∫ｘｄｔ＝ｂ・ｑ＋ｆ_d （１） A simplified dynamic model of the torsional vibration generated in the drive train 11 is represented as a harmonic vibration with a damping term that generates a resistance force proportional to speed. At this time, the equation of motion including the proportional term and integral term of the generator torque basic control unit 19 that performs PI control in the dynamic model of the drive train 11 is expressed by the following equation (1) with respect to the displacement x.
m · d ² x / dt ² + c · dx / dt + k · x + kI · ∫xdt = b · q + f _d (1)

ここで、ｔは時間であり、左辺第１項は質量項、第２項は減衰項、第３項は発電機トルク基本制御部１９の変位ｘに対するＰ制御を含めた剛性項、第４項は発電機トルク基本制御部１９の変位ｘに対するＩ制御の積分項である。また、ｍは質量係数、ｃは減衰係数、ｋは剛性係数、ｋＩは積分ゲインである。また、右辺第１項は、制御系への１次遅れを含む入力項、第２項ｆ_dは外乱項である。 Here, t is time, the first term on the left side is the mass term, the second term is the attenuation term, the third term is the stiffness term including the P control for the displacement x of the generator torque basic control unit 19, and the fourth term. Is an integral term of I control with respect to the displacement x of the generator torque basic control unit 19. Further, m is a mass coefficient, c is a damping coefficient, k is a stiffness coefficient, and kI is an integral gain. The first term on the right side is an input term including a first-order delay to the control system, and the second term f _d is a disturbance term.

一方、制御入力ｕと時定数Ｔ_Eの一次遅れを含む制御入力ｑの関係は、下記（２）式で表される。
ｑ＋Ｔ_E・ｄｑ／ｄｔ＝ｕ（２） On the other hand, the relationship between the control input q containing first-order lag of the control input u and the time constant T _E is expressed by the following equation (2).
q + T _E · dq / dt = u (2)

（１）式および（２）式をラプラス変換して複素数ｓの領域で表し、Ｑ＝Ｌ[q]（Ｌ［・］はラプラス変換）を消去して両式を統合すると
（ｍ・ｓ²＋ｃ・ｓ＋ｋ＋ｋＩ／ｓ）（Ｔ_E・ｓ＋１）Ｘ
＝ｂ・Ｕ＋（Ｔ_E・ｓ＋１）ｆ_d （３）
が得られる。ただしＸ＝Ｌ［ｘ］、Ｕ＝Ｌ［ｕ］。
そして（３）式を逆変換すると変位ｘに関する３階の微分方程式
（ｍ・Ｔ_E）ｄ³ｘ／ｄｔ³＋（ｍ＋ｃ・Ｔ_E）ｄ²ｘ／ｄｔ²
＋（ｃ＋ｋ・Ｔ_E）ｄｘ／ｄｔ＋（ｋ＋ｋＩ・Ｔ_E）ｘ
＋ｋＩ・∫ｘｄｔ＝ｂ・ｕ＋ｍ・Ｔ_E・ｆ_dd （４）
が得られる。なお、ここでｆ_dd＝ｆ_d・（Ｔ_E・ｄｘ／ｄｔ＋１）であるが、以下これを修正された外乱として新たに定義する。 Expressions (1) and (2) are Laplace transformed and expressed in the domain of complex number s. When Q = L [q] (L [•] is Laplace transform) is eliminated and both expressions are integrated, (m · s ² + C · s + k + kI / s) (T _E · s + 1) X
= B · U + (T _E · s + 1) f _d (3)
Is obtained. However, X = L [x], U = L [u].
When the equation (3) is inversely transformed, a differential equation of the third order with respect to the displacement x (m · T _E ) d ³ x / dt ³ + (m + c · T _E ) d ² x / dt ²
+ (C + k · T _E ) dx / dt + (k + kI · T _E ) x
+ KI · ∫xdt = b · u + m · T _E · f _dd (4)
Is obtained. Here, f _dd = f _d · (T _E · dx / dt + 1), but this will be newly defined as a corrected disturbance hereinafter.

ここで（４）式における∫ｘｄｔ、ｘ、ｄｘ／ｄｔ、ｄ²ｘ／ｄｔ²を状態変数とし、状態ベクトルをξ＝（∫ｘｄｔ，ｘ，ｄｘ／ｄｔ，ｄ²ｘ／ｄｔ²）^Tとすると（右肩のＴは転置を表す）、（４）式の微分方程式は、次の状態方程式で定式化される。
ｄξ／ｄｔ＝Ａ・ξ＋Ｂ・ｕ＋Ｈ・ｆ_dd （５）
ここで行列Ａ、Ｂ、Ｈは、

である。 Here, ∫xdt, x, dx / dt, d ² x / dt ² in equation (4) is a state variable, and the state vector is ξ = (∫xdt, x, dx / dt, d ² x / dt ² ) ^T Then (T on the right shoulder represents transposition), the differential equation of equation (4) is formulated by the following equation of state.
dξ / dt = A · ξ + B · u + H · f _dd (5)
Here, the matrices A, B, and H are

It is.

スライディングモード制御では、状態空間内の所定の平面（超平面）を切換超平面として制御入力ｕを切り換える。切り換えは、切換関数σ（ξ）により規定される。状態空間の状態ベクトルをξ＝（ξ１，ξ２，ξ３，ξ４）^Tとし、切換超平面をＳ＝（ｓ０，ｓ１，ｓ２，１）とすると、切換超平面Ｓによる切り換え領域は、切換関数σ（ξ）＝Ｓ・ξの符号により規定される。すなわち、σ（ξ）＞０となる領域とσ（ξ）＜０となる領域で制御入力ｕが切り替えられ、σ（ξ）＝０となる切換超平面Ｓ上ではスライディングモードとなる。状態変数が切換超平面Ｓに到達すると、状態軌道は同面内に拘束され、滑り状態となる。 In the sliding mode control, the control input u is switched using a predetermined plane (hyperplane) in the state space as a switching hyperplane. Switching is defined by a switching function σ (ξ). When the state vector of the state space is ξ = (ξ1, ξ2, ξ3, ξ4) ^T and the switching hyperplane is S = (s0, s1, s2, 1), the switching area by the switching hyperplane S is the switching function σ. It is defined by the sign of (ξ) = S · ξ. That is, the control input u is switched between the region where σ (ξ)> 0 and the region where σ (ξ) <0, and the sliding hyperplane S where σ (ξ) = 0 is set to the sliding mode. When the state variable reaches the switching hyperplane S, the state trajectory is constrained in the same plane and becomes a slip state.

システムにスライディングモードが存在するとき、その切換入力を連続的な入力で置き換えた等価制御入力ｕ_EQは、状態軌道が切換超平面Ｓ内に拘束されるための必要条件σ・ｄσ／ｄｔ＜０、およびｄξ／ｄｔ＝Ａ・ξ＋Ｂ・ｕから、
ｕ_EQ＝−（Ｓ・Ｂ）^-1・Ｓ・Ａ・ξ （８）
として求められる。このときシステムの制御入力ｕは、連続関数である線形の状態フィードバック項に対応するｕ_EQと、不連続関数である非線形のフィードバック項ｕ_NL＝−（Ｓ・Ｂ）^-1・η・Ｓ・ξ／｜Ｓ・ξ｜の和として表される。なお、ここでηは収束速度、チャタリング等を考慮して決定される定数またはξ、ｔ等の関数であり、｜・｜はノルムを表す。 When the sliding mode exists in the system, the equivalent control input u _EQ in which the switching input is replaced with a continuous input is necessary condition σ · dσ / dt <0 for the state trajectory to be constrained in the switching hyperplane S. , And dξ / dt = A · ξ + B · u,
u _EQ = − (S ・ B) ⁻¹・ S ・ A ・ ξ (8)
As required. At this time, the control input u of the system includes u _EQ corresponding to a linear state feedback term which is a continuous function and a nonlinear feedback term u _NL = − (S · B) ⁻¹ · η · S · which is a discontinuous function. It is expressed as the sum of ξ / | S · ξ |. Here, η is a constant determined in consideration of convergence speed, chattering, or the like, or a function such as ξ, t, and | · | represents a norm.

これらのことから、発電機トルク付加制御部２０から出力される制御入力（ＳＭＣ制御則）ｕは、
ｕ＝ｕ_EQ＋ｕ_NL
＝−（Ｓ・Ｂ）^-1｛Ｓ・Ａ・ξ＋η・Ｓ・ξ／（｜Ｓ・ξ｜＋δ）｝（９）
とされる。ただし、ここでδは不連続性を緩和するために付加される緩和項である。 From these things, the control input (SMC control law) u output from the generator torque addition control unit 20 is
u = u _EQ + u _NL
= − (S · B) ⁻¹ {S · A · ξ + η · S · ξ / (| S · ξ | + δ)} (9)
It is said. Here, δ is a relaxation term added to relax discontinuity.

次に、切換超平面Ｓ、すなわち（９）式におけるＳ＝（ｓ０，ｓ１，ｓ２，１）の設定方法について説明する。（５）式の外乱を除いた線形システムにおいて、入力ｕを（８）式の等価制御入力ｕ_EQに置き換えると、
ｄξ／ｄｔ＝Ａ・ξ＋Ｂ・ｕ_EQ
＝（Ｉ−Ｂ・（Ｓ・Ｂ）^-1・Ｓ）Ａ・ξ （１０）
となる（ここでＩは単位行列である）。すなわち、スライディングモードにおいて本システムは、入力項のない線形システム
ｄξ／ｄｔ＝Ａ_EQ・ξ （１１）
Ａ_EQ＝（Ｉ−Ｂ・（Ｓ・Ｂ）^-1・Ｓ）Ａ（１２）
として表される。 Next, a method for setting the switching hyperplane S, that is, S = (s0, s1, s2, 1) in the equation (9) will be described. When the input u is replaced with the equivalent control input u _EQ of the equation (8) in the linear system excluding the disturbance of the equation (5),
dξ / dt = A · ξ + B · u _EQ
= (IB ・ (S ・ B) ⁻¹・ S) A ・ ξ (10)
Where I is a unit matrix. That is, in the sliding mode, this system is a linear system having no input term dξ / dt = A _EQ · ξ (11)
A _EQ = ( _IB · (S · B) ⁻¹ · S) A (12)
Represented as:

Ｓ＝（ｓ０，ｓ１，ｓ２，１）および（６）、（７）式におけるＡ、Ｂの値を（１２）式に代入して等価スライディングモードシステムＡ_EQの成分を求めると、

となる。すなわち、等価スライディングモードシステムＡ_EQには、ドライブトレイン１１のパラメータｍ、ｃ、ｋおよび操作部２１の時定数Ｔ_Eを含まず、本方法により実現されるスライディングモードでは、ドライブトレイン１１のモデル化誤差および操作部２１の１次遅れの影響を受けない。すなわち、本実施形態の制御入力（ＳＭＣ制御則）ｕを用いたシステムでは、ドライブトレインのモデル化誤差、操作部の１次遅れ等に関わるパラメータに対してロバスト性を示す。 Substituting the values of A and B in the equations (6) and (7) into the equation (12) to obtain the components of the equivalent sliding mode system A _EQ , S = (s0, s1, s2, 1)

It becomes. That is, the equivalent sliding mode system A _EQ, free of constant T _E when the parameter m, c, k and the operation unit 21 of the drive train 11, a sliding mode implemented by this method, a model of the drive train 11 It is not affected by the error and the first-order delay of the operation unit 21. That is, the system using the control input (SMC control law) u of the present embodiment shows robustness with respect to parameters related to drive train modeling error, first-order delay of the operation unit, and the like.

ここで、等価スライディングモードシステムＡ_EQからなるシステム（（１１）式）の特性方程式は、｜λ・Ｉ−Ａ_EQ｜＝０から
λ・（λ³＋ｓ２・λ²＋ｓ１・λ＋ｓ０）＝０（１４）
となる。固有値の決め方は種々あるが、例えば適当な３つの実数値−ｐ１、−ｐ２、−ｐ３（ｐ１，ｐ２，ｐ３＞０）に配置すると、ｓ０、ｓ１、ｓ２は、
ｓ０＝ｐ１・ｐ２・ｐ３
ｓ１＝ｐ１・ｐ２＋ｐ２・ｐ３＋ｐ３・ｐ１（１５）
ｓ２＝ｐ１＋ｐ２＋ｐ３
として求められる。 Here, the characteristic equation of the system (equation (11)) composed of the equivalent sliding mode system A _{EQ is} from | λ · IA _EQ | = 0 to λ · (λ ³ + s2 · λ ² + s1 · λ + s0) = 0 ( 14)
It becomes. There are various ways of determining eigenvalues. For example, when three proper values -p1, -p2, -p3 (p1, p2, p3> 0) are arranged, s0, s1, and s2 are
s0 = p1, p2, p3
s1 = p1 · p2 + p2 · p3 + p3 · p1 (15)
s2 = p1 + p2 + p3
As required.

以上のように、本発明の第１実施形態によれば、発電装置のドライブトレインの運動方程式と発電機トルク制御部の動特性とを統合し、システム由来のパラメータ（ｍ、ｃ、ｋ、Ｔ_Eなど）を全て入力ｕの係数行列ＢのレンジスペースＲａｎｇｅ（Ｂ）に配置できるので、モデル化誤差、操作部の動特性（１次遅れ）に関してロバスト性を備えるスライディングモード制御を実現できる。また、外乱項（Ｈ・ｆ_dd）に関しても、Ｂのレンジスペースに存在することになるので、スライディングモードにおいて本システムは外乱の影響を受けない。 As described above, according to the first embodiment of the present invention, the equation of motion of the drive train of the power generator and the dynamic characteristics of the generator torque control unit are integrated, and system-derived parameters (m, c, k, T _E ) can be arranged in the range space Range (B) of the coefficient matrix B of the input u, so that a sliding mode control having robustness with respect to modeling error and dynamic characteristics (first-order lag) of the operation unit can be realized. Also, the disturbance term (H · f _dd ) exists in the range space of B, so that the system is not affected by the disturbance in the sliding mode.

次に、図２を参照して、第２実施形態の風力発電装置の制御について説明する。図２は、図１の発電機トルク付加制御部２０の第２実施形態における構成を示す制御ブロック線図である。第２実施形態では、発電装置のドライブトレインの運動方程式に対してのみスライディングモード制御（ＳＭＣ）３０を適用し、操作部２１の動特性である１次遅れに対しては、スライディングモード制御３０の後段に配置され、この１次遅れを直接相殺する直接相殺伝達関数３１によりその影響を排除する。 Next, with reference to FIG. 2, control of the wind power generator of 2nd Embodiment is demonstrated. FIG. 2 is a control block diagram showing the configuration of the generator torque addition control unit 20 of FIG. 1 in the second embodiment. In the second embodiment, the sliding mode control (SMC) 30 is applied only to the motion equation of the drive train of the power generator, and the sliding mode control 30 of the sliding mode control 30 is applied to the first-order lag that is the dynamic characteristic of the operation unit 21. The influence is eliminated by a direct cancellation transfer function 31 which is arranged in the subsequent stage and directly cancels out this first-order lag.

すなわち、第２実施形態のスライディングモード制御３０では、（１）式における∫ｘｄｔ、ｘ、ｄｘ／ｄｔを状態変数とする。状態ベクトルをξ＝（∫ｘｄｔ，ｘ，ｄｘ／ｄｔ）^Tとすると、（１）式の微分方程式は、次の状態方程式で定式化される。
ｄξ／ｄｔ＝Ａ・ξ＋Ｂ・ｕ＋Ｈ・ｆ_d （１６）
ここで行列Ａ、Ｂ、Ｈは、

である。 That is, in the sliding mode control 30 of the second embodiment, ∫xdt, x, dx / dt in the equation (1) are used as state variables. Assuming that the state vector is ξ = (， xdt, x, dx / dt) ^T , the differential equation (1) is formulated by the following state equation.
dξ / dt = A · ξ + B · u + H · f _d (16)
Here, the matrices A, B, and H are

It is.

Ｓ＝（ｓ０，ｓ１，１）とするとともに、（１７）、（１８）式を（９）式に代入すると、スライディングモード制御３０から出力される制御入力ｕが求まる。また（１２）式に代入するとスライディングモード制御３０の等価スライディングモードシステムＡ_EQが求まる。同Ａ_EQのシステムの特性方程式に対して、極配置する実根−ｐ１、−ｐ２（ｐ１，ｐ２＞０）とすると、
ｓ０＝ｐ１・ｐ２
ｓ１＝ｐ１＋ｐ２（１９）
が求められる。 When S = (s0, s1, 1) and substituting the equations (17) and (18) into the equation (9), the control input u output from the sliding mode control 30 is obtained. Further, when substituting into the equation (12), the equivalent sliding mode system A _{EQ of the} sliding mode control 30 is obtained. If the real roots -p1, -p2 (p1, p2> 0) are arranged with respect to the characteristic equation of the A _EQ system,
s0 = p1 · p2
s1 = p1 + p2 (19)
Is required.

また、操作部２１の１次遅れ特性、１／（Ｔ_E・ｓ＋１）を相殺する直接相殺伝達関数３１の伝達関数Ｇ（ｓ）は、分母を２次式とし、ローパスフィルタ（ＬＰＦ）特性を持たせたもので、
Ｇ＝Ｇ_dc・（Ｔ_E・ｓ＋１）／｛（ｓ／ｗ_dc）²＋２・ζ_dc／ｗ_dc・ｓ＋１｝（２０）
とされる（Ｇ＝Ｇ（ｓ））。なお、Ｇ_dcは適宜設定される係数であり、角周波数ｗ_dc（＝２・π・ｆ_dc）は、ローパスフィルタのカットオフ周波数に対応する。 Further, the transfer function G (s) of the direct cancellation transfer function 31 that cancels 1 / (T _E · s + 1) of the operation unit 21 has a denominator of a quadratic expression, and a low-pass filter (LPF) characteristic. With
G = G _dc · (T _E · s + 1) / {(s / w _dc ) ² + 2 · ζ _dc / w _dc · s + 1} (20)
(G = G (s)). G _dc is a coefficient that is set as appropriate, and the angular frequency w _dc (= 2 · π · f _dc ) corresponds to the cutoff frequency of the low-pass filter.

すなわち、スライディングモード制御（ＳＭＣ）３０からの制御入力ｕは、直接相殺伝達関数３１の伝達関数Ｇにより修正制御入力ｕ_t＝Ｇ・ｕに変換され、ＰＩ制御を行う発電機トルク基本制御部１９からの出力とともに操作部２１に入力される。 That is, the control input u from the sliding mode control (SMC) 30 is converted into the corrected control input u _t = G · u by the transfer function G of the direct cancellation transfer function 31 and the generator torque basic control unit 19 that performs PI control. Is input to the operation unit 21 together with the output from the.

以上の構成により、第２実施形態では、ドライブトレインの運動方程式と外乱とからなるシステムに対してのみスライディングモード制御を適用し、操作部の動特性に対しては、これを直接相殺する伝達関数を用いる。すなわち、モデル化誤差に対するロバスト性は、スライディングモード制御により確保し、操作部の動特性に対するロバスト性は、動特性を相殺するための伝達関数により確保する。これにより、モデル化誤差および操作部の動特性に対して高いロバスト性を有する制御を実現できる。 With the above configuration, in the second embodiment, the sliding mode control is applied only to a system composed of a drive train equation of motion and disturbance, and the transfer function that directly cancels the dynamic characteristic of the operation unit. Is used. That is, the robustness against the modeling error is ensured by the sliding mode control, and the robustness against the dynamic characteristic of the operation unit is ensured by the transfer function for canceling the dynamic characteristic. Thereby, it is possible to realize control having high robustness with respect to the modeling error and the dynamic characteristic of the operation unit.

次に、第１実施形態に対応する実施例１（関係式統合方式）、第２実施形態に対応する実施例２（直接相殺方式）、無制御状態の比較例１、従来の方式（基本方式）で設計されたスライディングモード制御を用いた比較例２のシミュレーション結果を参照して、本実施形態の効果について説明する。 Next, Example 1 (relational formula integration method) corresponding to the first embodiment, Example 2 (direct cancellation method) corresponding to the second embodiment, Comparative example 1 in the uncontrolled state, and conventional method (basic method) The effect of the present embodiment will be described with reference to the simulation result of Comparative Example 2 using the sliding mode control designed in (1).

シミュレーションは何れも（１）式の運動方程式で表されるマスばねダンパ振動系と（２）式の１次遅れの操作部動特性を備える同一のモデルシステムに対して実施された。なお、比較例２の従来の方式で設計されるスライディングモードでは、状態ベクトルはξ＝（∫ｘｄｔ，ｘ，ｄｘ／ｄｔ，ｑ）^Tとされ、（１）式、（２）式は、次の状態方程式で定式化された。
ｄξ／ｄｔ＝Ａ・ξ＋Ｂ・ｕ＋Ｈ・ｆ_d （２１）
ここで行列Ａ、Ｂ、Ｈは、

である。 Both simulations were carried out on the same model system having the mass spring damper vibration system expressed by the equation of motion (1) and the first-order lag operating part dynamic characteristic of equation (2). In the sliding mode designed by the conventional method of Comparative Example 2, the state vector is ξ = (∫xdt, x, dx / dt, q) ^T. Equations (1) and (2) are Formulated with the equation of state.
dξ / dt = A · ξ + B · u + H · f _d (21)
Here, the matrices A, B, and H are

It is.

また、このときの等価システムＡ_EQは、切換超平面Ｓ＝（ｓ０，ｓ１，ｓ２，１）、固有値を−ｐ１、−ｐ２、−ｐ３（ｐ１，ｐ２，ｐ３＞０）に配置して、

であり、
ｓ０＝（ｐ１・ｐ２・ｐ３−ｋＩ／ｍ）・ｍ／ｂ
ｓ１＝（ｐ１・ｐ２＋ｐ２・ｐ３＋ｐ３・ｐ１−ｋ／ｍ）・ｍ／ｂ（２５）
ｓ２＝（ｐ１＋ｐ２＋ｐ３−ｃ／ｍ）・ｍ／ｂ
である。 Further, the equivalent system A _{EQ at} this time is arranged such that the switching hyperplane S = (s0, s1, s2, 1) and the eigenvalues are -p1, -p2, -p3 (p1, p2, p3> 0),

And
s0 = (p1, p2, p3-kI / m), m / b
s1 = (p1 * p2 + p2 * p3 + p3 * p1-k / m) * m / b (25)
s2 = (p1 + p2 + p3-c / m) · m / b
It is.

各シミュレーションにおいてシステムの各パラメータの値は以下の値（設計値）に設定された。
ｍ＝３．５１８ｅ＋５（ｋｇ）、ｃ＝ｃ０＝２．６５ｅ＋４（Ｎｓ／ｍ）
ｋ＝ｋ０＝５．００ｅ＋６（Ｎ／ｍ）、ｋＩ＝０
Ｔ_E＝Ｔ_E0＝０．３（ｓ）、ｂ＝３．５１８ｅ＋５
ｆ_d＝ａｄ１・ｓｉｎ（ω・ｔ）
ａｄ１＝３．３ｅ＋５（Ｎ）、 ω＝２・π・ｆｄ１、ｆｄ１＝０．３（Ｈｚ）
ｐ１＝ｐ２＝ｐ３＝１．５（ｒａｄ／ｓ）
η＝１０、 δ＝０．１
ｆ_dc＝１０（Ｈｚ）、Ｇ_dc＝１、 ζ_dc＝√２／２ In each simulation, the value of each parameter of the system was set to the following value (design value).
m = 3.518e + 5 (kg), c = c0 = 2.65e + 4 (Ns / m)
k = k0 = 5.00e + 6 (N / m), kI = 0
T _E = T _E0 = 0.3 (s), b = 3.518e + 5
f _d = ad1 · sin (ω · t)
ad1 = 3.3e + 5 (N), ω = 2 · π · fd1, fd1 = 0.3 (Hz)
p1 = p2 = p3 = 1.5 (rad / s)
η = 10, δ = 0.1
f _dc = 10 (Hz), G _dc = 1, ζ _dc = √2 / 2

図３（ａ）〜（ｄ）は、それぞれ無制御の比較例１、基本方式の比較例２、関係式統合方式の実施例１、および直接相殺方式の実施例２の過渡応答（時刻０で変位と加速度に初期値を与えたもの）における変位ｘの変化を示すグラフである。 3A to 3D show the transient responses (at time 0) of Comparative Example 1 without control, Comparative Example 2 of the basic method, Example 1 of the relational integration method, and Example 2 of the direct cancellation method, respectively. It is a graph which shows the change of the displacement x in the thing which gave the initial value to the displacement and the acceleration.

図３（ａ）に示されるように、無制御の場合、減衰比が１％しかなく、減衰の悪い波形であった。これに対し、スライディングモード制御を適用した比較例２の基本方式、実施例１の関係式統合方式、実施例２の直接相殺方式では、いずれの方式でも変位は振動的挙動を示すことなく速やかに０に収束した。 As shown in FIG. 3A, in the case of no control, the attenuation ratio was only 1%, and the waveform was poorly attenuated. On the other hand, in the basic method of Comparative Example 2 to which sliding mode control is applied, the relational expression integration method of Example 1, and the direct cancellation method of Example 2, the displacement does not show any vibrational behavior in any method, and quickly. Converged to 0.

図４（ａ）〜（ｄ）は、比較例１、２、実施例１、２の各々に単一の正弦波外乱を与えたときの変位ｘの変化を示すグラフである。正弦波外乱を印加した場合、図４（ａ）に示されるように比較例１（無制御）では外乱周波数０．３Ｈｚの大きな応答が一定振幅に近づき、固有周波数の０．６Ｈｚの過渡応答も含まれていた。次に図４（ｂ）の比較例２（基本方式）のスライディングモード制御では、大きな応答振幅が残った。一方、図４（ｃ）の実施例１（関係式統合方式）や、図４（ｄ）の実施例２（直接相殺方式）では、十分に応答振幅が抑えられ、外乱に対し高いロバスト性が示された。 4A to 4D are graphs showing changes in the displacement x when a single sine wave disturbance is applied to each of Comparative Examples 1 and 2 and Examples 1 and 2. FIG. When a sine wave disturbance is applied, as shown in FIG. 4A, in Comparative Example 1 (no control), a large response with a disturbance frequency of 0.3 Hz approaches a constant amplitude, and a transient response with a natural frequency of 0.6 Hz is also obtained. It was included. Next, in the sliding mode control of Comparative Example 2 (basic method) in FIG. 4B, a large response amplitude remained. On the other hand, in Example 1 (relational formula integration method) in FIG. 4 (c) and Example 2 (direct cancellation method) in FIG. 4 (d), the response amplitude is sufficiently suppressed, and high robustness against disturbance is obtained. Indicated.

図５は、モデルシステムの剛性係数ｋ、減衰係数ｃ、時定数Ｔ_Eを設計値から変化させたときの、比較例１、２、実施例１、２における過渡応答、外乱応答における変位ｘの変化を示すグラフをまとめて示した表である。図５には、上段から（ａ）比較例１（無制御）、（ｂ）比較例２（基本方式）、（ｃ）実施例１（関係式統合方式）、（ｄ）実施例２（直接相殺方式）に対応するシミュレーション結果が示される。また、最も左側の２列には、比較のため、図３、図４に対応する各グラフが示され、中央左側の２列には、剛性係数ｋの値を設計値ｋ０の８割にした場合、中央右側の２列には減衰係数ｃの符号を反転させ負減衰とした場合、最も右側の２列には、１次遅れの時定数Ｔ_Eを２倍にした場合のシミュレーション結果が示される。なお、各方式に対応する対となる列の左列に過渡応答における変位ｘの変化、右列に外乱応答における変位ｘの変化が示される。 Figure 5 is a stiffness coefficient of the model system k, when the damping coefficient c, the time constant T _E is changed from the design value, the transient response in Comparative Examples 1 and 2 Examples 1 and 2, the displacement x in the disturbance response It is the table | surface which showed the graph which shows a change collectively. FIG. 5 shows (a) Comparative Example 1 (no control), (b) Comparative Example 2 (basic method), (c) Example 1 (relational formula integration method), and (d) Example 2 (directly). The simulation result corresponding to the offset method is shown. For comparison, the graphs corresponding to FIGS. 3 and 4 are shown in the two leftmost columns, and the stiffness coefficient k is 80% of the design value k0 in the two leftmost columns. If, when the two rows of central right that negative damping by reversing the sign of the damping coefficient c, the most to the right of the two rows, first-order lag of time simulation when the constant T _E was doubled results shown It is. Note that the change in displacement x in the transient response is shown in the left column of the pair of columns corresponding to each method, and the change in displacement x in the disturbance response is shown in the right column.

まず、中央左側２列に示される剛性係数ｋの値を変化させた場合、（ｂ）の基本方式（比較例２）では、固有値が０．１４Ｈｚに変化し、外乱応答ではこの周波数での振動が大きい状態で減衰されなかった。また過渡応答もやや大きかった。（ｃ）の関係式統合方式（実施例１）および（ｄ）の直接相殺方式（実施例２）では、設計値ｋ０のときと変位ｘの挙動はほとんど変わらなかった。 First, when the value of the stiffness coefficient k shown in the left two columns in the center is changed, in the basic method (b) (Comparative Example 2), the eigenvalue changes to 0.14 Hz, and the disturbance response causes vibration at this frequency. Was not attenuated in a large state. The transient response was also slightly large. In the relational expression integration method (Example 1) of (c) and the direct cancellation method (Example 2) of (d), the behavior of the displacement x was almost the same as that at the design value k0.

次に、中央右側２列に示される減衰係数ｃの符号を反転させ負減衰にした場合、（ａ）無制御（比較例１）では、当然のことながら変位ｘは過渡応答、外乱応答の何れにおいても発散した。一方、スライディングモード制御を用いた（ｂ）の基本方式（比較例２）、（ｃ）の関係式統合方式（実施例１）、（ｄ）の直接相殺方式（実施例２）では、過渡応答に関しては、正の減衰である設計値ｃ０のときとあまり変わらず、変位ｘは直ちに０に収束した。しかし、外乱応答に関しては、（ｃ）の関係式統合方式（実施例１）および（ｄ）の直接相殺方式（実施例２）では、変位ｘは、設計値ｃ０のときと殆ど変らない変化を示したが、（ｂ）の基本方式（比較例２）では、外乱応答は大きいものとなった。 Next, when the sign of the attenuation coefficient c shown in the middle two right columns is reversed to be negatively attenuated, (a) in the case of no control (Comparative Example 1), the displacement x is naturally a transient response or a disturbance response. Also diverged. On the other hand, in the basic method (b) (comparative example 2) using the sliding mode control, the relational expression integration method (example 1) in (c), and the direct cancellation method (example 2) in (d), the transient response With respect to, the displacement x immediately converged to 0 without much difference from the design value c0 which is positive attenuation. However, with respect to the disturbance response, in the relational expression integration method (Example 1) in (c) and the direct cancellation method (Example 2) in (d), the displacement x changes almost unchanged from the design value c0. As shown, in the basic system (b) (Comparative Example 2), the disturbance response is large.

最も右側の２列に示される１次遅れの時定数Ｔ_Eを２倍にした場合、剛性係数ｋ、減衰係数ｃのモデル化誤差の場合と同様に、スライディングモード制御を用いた（ｂ）の基本方式（比較例２）、（ｃ）の関係式統合方式（実施例１）、（ｄ）の直接相殺方式（実施例２）では、何れも過渡応答は問題なかったが、（ｂ）の基本方式（比較例２）における外乱応答が大きいままであった。 If most have right constant T _E when the first-order lag shown in two rows doubled, stiffness coefficient k, as in the case of modeling error of the damping coefficient c, using a sliding mode control (b) In the basic method (Comparative Example 2), the relational expression integration method (Example 1) in (c), and the direct cancellation method (Example 2) in (d), there was no problem in transient response. The disturbance response in the basic method (Comparative Example 2) remained large.

以上のシミュレーションから、操作部に１次遅れの動特性のある場合、従来の状態方程式表現でスライディングモード制御を定式化した比較例２の基本方式では、過渡応答（非ゼロの初期条件を与えたときの応答）は概ね良好であるが、周期外乱を与えた応答は抑制できなかった。一方、本発明の方式で状態を定義し直した実施例１の関係式統合方式、および実施例２の１次遅れを直接相殺する伝達関数を挿入した方式では、何れも良好な変位応答が得られた。 From the above simulation, when the operation unit has a first-order lag dynamic characteristic, in the basic method of Comparative Example 2 in which the sliding mode control is formulated by the conventional state equation expression, the transient response (non-zero initial condition is given). Response) was generally good, but the response given periodic disturbance could not be suppressed. On the other hand, both the relational expression integration method of Example 1 in which the state is redefined by the method of the present invention and the method of inserting a transfer function that directly cancels the first-order lag of Example 2 can obtain a good displacement response. It was.

第１、第２実施形態は、モデル化誤差や操作部の１次遅れなどの動特性への対応に加え、システムのｍ、ｃ、ｋ、Ｔ_Eなどのパラメータの経時的な変化に対しても同様にロバスト性を示す。また、本実施形態では説明の便宜上、簡単なマスばねダンパ振動モデルを用いて説明を行なったが、力学系モデルはこれに限定されるものではなく、状態変数の数等も本実施形態に限定されるものではない。 In the first and second embodiments, in addition to the response to dynamic characteristics such as modeling error and first-order lag of the operation unit, the system changes over time in parameters such as m, c, k, and T _E. Is also robust. Further, in this embodiment, for the sake of convenience of explanation, the description is made using a simple mass spring damper vibration model. However, the dynamic system model is not limited to this, and the number of state variables is also limited to this embodiment. Is not to be done.

なお、発電機制御システムは、発電機と、１次遅れ等の動特性を持つ発電機のトルクを操作する操作部と、状態変数に基づき操作部を通してトルクの基本制御を行う発電機トルク基本制御部と、状態変数に基づき基本制御に付加的なスライディングモード制御を行う発電機トルク付加制御部とを備える。発電機トルク付加制御部において、スライディングモード制御は、例えばモデル化誤差に関わる全てのパラメータが操作部への入力の係数行列のレンジスペースに配置されるように状態方程式を規定して定式化される。また例えば、発電機トルク付加制御部は、操作部の動特性を相殺する伝達関数を含む。 The generator control system includes a generator, an operation unit that operates torque of a generator having dynamic characteristics such as first-order lag, and a generator torque basic control that performs basic torque control through the operation unit based on state variables. And a generator torque addition control unit that performs sliding mode control in addition to the basic control based on the state variable. In the generator torque addition control unit, the sliding mode control is formulated by defining a state equation so that all parameters related to the modeling error are arranged in the range space of the coefficient matrix of the input to the operation unit, for example. . Further, for example, the generator torque addition control unit includes a transfer function that cancels out the dynamic characteristics of the operation unit.

１０風力発電装置
１１ドライブドレイン
１６発電機
１７発電機トルク制御部
１９発電機トルク基本制御部
２０発電機トルク付加制御部（ＳＭＣ）
２１操作部 DESCRIPTION OF SYMBOLS 10 Wind power generator 11 Drive drain 16 Generator 17 Generator torque control part 19 Generator torque basic control part 20 Generator torque addition control part (SMC)
21 Operation unit

Claims

発電機と、
１次遅れの動特性を持つ前記発電機のトルクを操作する操作部と、
状態変数に基づき前記操作部を通して前記トルクの基本制御を行う発電機トルク基本制御部と、
状態変数に基づき前記基本制御に付加的なスライディングモード制御を行う発電機トルク付加制御部とを備え、
前記スライディングモード制御は、モデル化誤差に関わる全てのパラメータが前記操作部への入力の係数行列のレンジスペースに配置されるように状態方程式を規定して定式化される
ことを特徴とする発電機制御システム。 A generator,
An operation unit for operating torque of the generator having a first-order lag dynamic characteristic;
A generator torque basic control unit that performs basic control of the torque through the operation unit based on a state variable;
A generator torque addition control unit that performs sliding mode control in addition to the basic control based on a state variable,
The generator is characterized in that the sliding mode control is formulated by defining a state equation so that all parameters relating to modeling errors are arranged in a range space of a coefficient matrix of an input to the operation unit. Control system.

外乱が前記入力の係数行列のレンジスペースに配置されることを特徴とする請求項１に記載の発電機制御システム。 The generator control system according to claim 1, wherein the disturbance is arranged in a range space of the coefficient matrix of the input.

前記発電機トルク基本制御部がＰＩ制御を含むことを特徴とする請求項１または請求項２に記載の発電機制御システム。 The generator control system according to claim 1, wherein the generator torque basic control unit includes PI control.