风力发电及双馈电机控制系统

风力发电及双馈电机控制系统摘要：文章首先指出了风力发电技术的巨大潜能。然后分析了风力发电的发展现状和趋势，由分析可知风力发电在未来具有广阔的前景，但是同样存在较大的技术挑战。接着根据风力发电系统技术向变速恒频发展的趋势比较了现有的鼠笼型感应电机、电励磁同步电机、永磁同步电机、双馈感应电机和无刷双馈电机几种变速恒频风力发电机组，从比较中总结了双馈发电机的优势。之后将重点放在目前应用较广的双馈感应电机主要控制问题研究现状分析。对双馈风力发电机组的最大风能跟踪问题、同步并网控制问题、转矩和功率控制问题以及低电压穿越问题研究情况进行了详细分析。最后分析了比双馈感应电机更加可靠但是目前技术尚未成熟的无刷双馈电机的控制方法的国内外研究现状。

关键词：风力发电；变速恒频；双馈感应电机；无刷双馈电机

0引言

全球的可利用的风能约为2×107MW，比地球上可开发的水能总量大10倍，相当于1000一10000座100万瓦量级的原子能发电站。我国的风能资源比较丰富，全国可利用的风能资源为2.53亿kW，风能丰富地区的风能密度为200一300W/m2，有效风力出现时间概率为70%左右，风速大于3.5而s的全年累计时数在5000一7000h[1]。风能作为一种清洁的新能源，已经成为了具有广阔应用前景的发电方式之一。与其它一些新能源相比，风能的投资建设回报周期相对较短。与核能相比风能更加安全，与水力发电相比风力发电具有更大的开发潜能，与光伏发电相比风力发电的成本更低。经过多年的发展随着风力发电技术的进步产业化水平的提高风力发电产业已经逐渐成熟，使得风力发电技术有了大规模和商业化发展的巨大潜能[2]。

1风力发电的发展现状和趋势

持续增长的能源需求和化石能源消耗对环境的恶劣影响引起了全球范围内风能发电迅速增长。据全球风能理事会(GWEC)统计数据显示世界累计安装的风电机组容量从2001年的24GW增加到2014年的370GW，到2018年估计会正增长到596GW。亚洲连续17年成为全球最大的风电市场，2014年新增容量26GW。其中中国始终引领亚洲的发展，2014年新增容量23GW，累计安装容量达到114GW，风电装机容量为世界之最[2]。

但是由于风能来源于空气的流动，空气密度小，导致风能量密度较低，另一方面气流变化频繁，风的脉动、日变化、季节变化等都十分明显，波动很大，具有季节性、随机性等特点存在，仍有待研究先进的风力发电机技术使得未来的风力发电系统比需要目前的技术更有效率，更健壮且成本更低[3]。

为提高风力发电效率、降低成本、改善电能质量、减少噪声、实现稳定可靠运行，风电技术正朝着大容量、低成本、高效率、长寿命、变转速、直驱化、无刷化、智能化以及微风发电等方向发展。风电系统的主要发展趋势为：⑴风电机组由定桨矩失速型向变桨矩和变速恒频型发展；⑵电机馈型由单馈型向双馈型发展；⑶传动技术由有齿轮箱向无齿轮箱(直驱

型、半直驱型)发展；⑷电机电刷由有刷型向无刷型发展；⑸励磁方式由电励磁向永磁方向发展；⑹新型电机在风电系统中的应用由少品种向多品种发展；⑺单机容量由小向大发展；

⑻电机品种由单一型向大、中、小型风机系统并列发展；⑼运行方式由独立运行向并网大型化与离网分散化互补运行发展；⑽风电成本由高向低发展；⑾电机控制算法由传统控制向智能控制发展；⑿电机控制算法由传统控制向智能控制发展[4]。

2变速恒频风力发电及双馈电机的优势

早期的并网风力发电机组输出电压和频率受电网约束，其转速基本不变，属于恒速恒频发电方式。恒速恒频风力发电机组只有在某一特定风速下才能达到最高运行效率，当风速改变时风力机就会偏离最佳运行点，导致风能转换效率下降，而且由于转速固定，风速的波动将会对叶片、齿轮箱和传动轴等机械设备造成冲击应力，缩短机械设备的寿命。另外，鼠笼式感应电机输出的电能质量比较差，功率因数比较低，而且当无穷大电网的假定不存在时，每一台风力机的运行状态调整都会对局部电网产生很大的影响，风速和风向的随机性和不稳定性都会导致发电机的输出电压、频率和功率发生变化。鉴于恒速恒频风力发电机组存在的各种问题，变速恒频风力发电机组越来越受到广泛的重视。变速恒频风力发电机组可以提高风能转换效率，消除传动链中的机械应力，改善输出电能质量和功率因数，而且在必要时能向电网提供电压和频率支撑，这对于电网中风电所占比重日益增加的发展趋势而言，显得非常重要[5-8]。

目前变速恒频风力发电机组主要有以下几种类型：基于笼型感应电机的采用全功率变换器的齿轮箱增速型；基于永磁同步电机的采用全功率变换器的直驱型；基于双馈感应电机的采用滑差功率变换器的齿轮箱增速型；基于无刷双馈电机的采用滑差功率变换器的齿轮箱增速型[9]。

2.1基于笼型感应电机的风力发电机组

基于笼型感应电机的变速恒频风力发电机组由风力机、齿轮箱、发电机、整流器和逆变器构成，如图1所示。风力机经过齿轮箱增速后与笼型感应电机的转子联接，发电机的定子绕组通过全功率的交直交变换器接入电网。整流器将发电机输出的变频变压的交流电转换为直流电，再经逆变器转换为与电网同频同压的交流电，从而实现变速恒频发电。通过调节逆变器输出电流的幅值和相位，可以控制风力发电机组输出的有功功率和无功功率，并调节发电机的转速，使风力机在不同风速下始终处于最佳运行点。这类风力发电机组的功率变换器安装在主电路中，其容量必须大于等于发电机的容量，因此称为全功率变换器。由于大功率电力电子器件的价格较为昂贵，全功率变换器增加了风力发电机组的成本。另外，为了实现低速的风力机与高速的发电机的机械联接，需要使用增速齿轮箱。齿轮箱的存在也增加了风力发电机组的成本，并且降低了可靠性与机械传动效率。

图1 基于笼型感应电机的变速恒频风力发电机组

2.2基于电励磁的同步发电机组

电励磁同步发电机变速恒频直驱风力发电系统如图2所示，电压源型逆变器的直流侧提供电机转子绕组的励磁电流，发电机发出的是电压和频率都在变化的交流电，经整流逆变后变成恒压恒频的电能输网。通过调节逆变装置的控制信号可以改变系统输出的有功功率和无功功率，实时满足电网的功率需要。在变速恒频直驱风力发电机组中，整流逆变装置的容量需要与发电机容量相等。

图2电励磁同步发电机直驱风力发电系统

采取直驱方式，发电机运行在低速状态，其电磁转矩相对较大，同时发电机极对数较多，意味着发电机的体积也较大。但由于省去了齿轮箱，系统的效率和可靠性都得到了提高。变换器为全功率变换器，在整个调速范围能使并网电流平滑，具有噪声低、电网电压闪变小及功率因数高等优点。该系统主要缺点是系统成本较高，功率变换器损耗较大。

2.3基于永磁同步电机的风力发电机组

永磁同步发电机变速恒频直驱风力发电系统结构如图3所示，它采用的电机是永磁发电机，无需外加励磁装置，减少了励磁损耗；同时它无需电刷与滑环，因此具有效率高、寿命长、免维护等优点。在定子侧采用全功率变换器，实现变速恒频控制。系统省去了齿轮箱，这样可大大减小系统运行噪声，提高效率和可靠性，降低维护成本。所以，尽管直接驱动会使永磁发电机的转速很低，导致发电机体积很大，成本较高，但其运行维护成本却得到了降低。采用直接驱动永磁发电机具有传动系统简单、效率高以及控制鲁棒性好等优点，因此具有越来越大的吸引力。目前已有多家公司可以提供商业化的多极永磁风力发电机系统，如

Enercon，WinWind等公司。该系统的主要缺点是永磁材料价格较高，且在高温下易被去磁，功率变换器容量与发电机容量相同，变换器成本较高。

图3永磁同步发电机直驱风力发电系统

2.4基于双馈感应电机的风力发电机组

由双馈异步发电机(Doubly fed induction gener—ator，DFIG)构成的变速恒频控制方案是在转子电路实现的，如图4所示。流过转子回路的功率是双馈发电机的转速运行范围所决定的转差功率，该转差功率仅为定子额定功率的一小部分。一般来说，转差率为同步速附近30％左右，因此，与转子绕组相连的励磁变换器的容量也仅为发电机容量的30％左右，这大大降低了变换器的体积和重量。采用双馈发电方式，突破了机电系统必须严格同步运行的传统观念，使原动机转速不受发电机输出频率限制，而发电机输出电压和电流的频率、幅值和相位也不受转子速度和瞬时位置的影响，变机电系统之间的刚性连接为柔性连接。

图4双馈式变速恒频风力发电机系统

相对于绕线式发电机，双馈发电机的转子能量没有被消耗掉，而是可以通过变换器在发电机转子与电网之间双向流通。变换器可以提供无功补偿，平滑并网电流。正是DFIG具有上述优点，目前大多数大可变速风力发电系统都采用这种方式，例如Ves—tas，Gamesa，GE，Nordex等公司都有此类产品。但其控制系统也相对复杂，尤其是双向变换器的DFIG励磁控制技术和双向并网发电控制技术，对于DFIG系统而言，是至关重要的难点之一。

双馈发电机系统具有的缺点：存在多级齿轮箱及滑环、电刷，不可避免地带来摩擦损耗，增大了维护量及噪声等[10]。

2.5基于无刷双馈电机的风力发电机组

上述双馈感应电机实际上是一种交流励磁的绕线式感应电机，其转子绕组需通过电刷和滑环与功率变换器连接，为了解决电刷和滑环的磨损问题，国内外学者开始致力于无刷双馈电机的研究。基于无刷双馈电机的变速恒频风力发电机组在整体框架上与基于双馈感应电机

的变速恒频风力发电机组非常相似，其区别主要在于发电机本身的结构。无刷双馈电机的定子上有极对数不同且正交的两套绕组，分别称为功率绕组和控制绕组，转子采用特殊设计的类鼠笼型结构或磁阻结构。无刷双馈电机的功率绕组直接接入电网，用于传递大部分功率，其作用相当于双馈感应电机的定子绕组，控制绕组由功率变换器励磁，只传递滑差功率，其作用相当于双馈感应电机的转子绕组。与双馈感应电机不同的是，无刷双馈电机的功率绕组和控制绕组在理论上没有直接的电磁联系，它们需通过转子实现耦合。

无刷双馈电机具有双馈感应电机的所有优点，而且消除了滑环和电刷，可靠性更高，在理论上具有更好的应用前景。然而，为了在定子上同时嵌套两套绕组且相互间不能有直接的电磁耦合，使电机设计和加工制作的难度大大增加。此外，由于控制绕组、功率绕组和转子绕组的电流频率各不相同，因而存在效率与谐波等问题。由于无刷双馈电机目前尚处于实验室研究阶段，功率等级较低，且未实现产品化和规模化生产，目前的主流大功率变速恒频风力发电机组主要使用双馈感应电机。

3双馈感应风力发电机组主要控制问题研究现状

基于双馈电机的变速恒频风力发电机组，具有以下优点：可独立调节电磁转矩和无功功率、可实现最大风能捕获、传动链机械应力小、输出电能质量高、能向电网提供必要的电压和频率支撑。与其他变速恒频风力发电机组相比，其功率变换器只需传递滑差功率，从而降低了风力发电机组的成本。因此，双馈电机在风力发电领域得到了广泛的应用［11］。

国内外许多学者对双馈感应风力发电机组的控制进行了多方面的深入研究，主要包括：最大风能捕获控制；额定风速以上的恒功率控制；同步并网控制；功率解耦、直接转矩和直接功率控制；低电压穿越控制；电网电压不平衡工况下的控制等。

3.1最大风能捕获与恒功率控制

由于风能的能量密度低，是否能最大程度地将风能转换为电能的问题也就是系统是否能实现对风力发电机组的最大功率点进行跟踪控制的问题是我们需要重点研究的问题。

如图5所示变速恒频风力发电机组在正常运行时根据风速的不同有三种典型的运行状态，即恒功率系数、恒转速和恒功率[12]。当风速高于切入风速时，风力发电机组开始启动，首先进入恒功率系数运行状态，即图5中的区域I。风力机的转速跟随风速变化，以维持运行于最佳功率系数，从而实现最大风能捕获。在这个区域内，风力机的转速与风速呈线性关系，其输出功率随风速的增大而增大。

图5风力发电机组的三个运行状态

由于机械结构的强度限制，风力发电机组存在转速极限。当风速增加到一定程度时，风力机的转速达到极限，便进入恒转速运行状态，即图5所示的区域II。在这个区域内，由于风力机的转速恒定，其功率系数随风速的增大而减小，但风力发电机组的输出功率仍然随风速的增大而增大。由于电气负荷的容量限制，风力发电机组存在功率极限。当风速超过额定风速时，风力机输出功率达到极限，进入恒功率运行状态，即图5中的区域III。在这个区域内，通过调节桨距角或者转子速度，以限制风力机捕获的风能，使其输出功率维持在额定值。

如图6所示，在不同的风速下风力机捕获最大功率时所对应的转速不同。因此，在区域I 中风力发电机组的控制目标是根据风速调节风力机转速，使风力机始终运行于图6中由不同风速下的最大功率点连成的虚线上，以实现最大风能捕获[13，14]。

图6不同风速下风力机捕获功率与转子速度的关系

为了提高风力发电机组的运行效率，国内外学者对最大风能捕获控制进行了深入的研究，提出了多种控制方法。文献[15，16]采用基于叶尖速比的控制方法，根据当前测量的风速调整风力机的转速，使其维持在最佳叶尖速比。在实际的风力发电机组中，测风仪不是安装在风力机叶片的旋转平面上，而是安装在旋转平面后面的机舱上，因此无法准确的测得流过叶

片旋转平面的风速，影响了最大风能捕获控制的效果。

文献[17一19]将爬山法应用于最大风能捕获控制。爬山法是基于实时测量的风力机转速和输出功率进行控制的。控制器对风力机转速控制指令施加某一方向的转速扰动，观测风力机输出功率的变化趋势，若输出功率增加，则维持转速扰动的方向不变，反之，若输出功率减小，则改变转速扰动的方向，从而自动寻找到最大功率点。爬山法的优点是不需测量风速，但是其所施加的转速扰动会导致风力机转速产生较大的波动，此外，在风速快速变化时，控制步长的选择会对跟踪精度产生影响。

文献[20一22]提出基于最佳功率给定的最大风能捕获控制方法。假定当前风速为10米/秒，风力机初始转速等于图6中B点的转速，控制器根据风力机最佳功率曲线和转速，计算出发电机输出电功率的参考值等于B点的功率，此时风力机实际捕获的机械功率等于C点的功率。由于风力机捕获的机械功率高于发电机输出的电功率，风力机旋转速度增加，在风力机的转速改变后，控制器根据最佳功率曲线和当前转速计算出新的输出电功率参考值。按照上面分析，风力机输出的电功率将沿着图6中的虚线BA变化，而捕获的机械功率将沿着曲线CA变化，最终电功率和机械功率将在A点处取得平衡，风力机的转速不再改变，运行于最大功率输出点A，从而实现最大风能捕获。同理也可分析风速为8米/秒，初始状态处于A点时，从A点到B点的逆调节过程。

基于最佳功率给定的最大风能捕获控制方法只需测量风力机转速，无需测量风速，而且在稳态和动态下都可以很好的实现风力机的最大风能跟踪。

由于风力发电机组机械结构的强度限制，当风速增加到一定程度时，风力机的运行状态将进入图5中区域II的恒转速运行。文献[23]对其进行了专门的研究。文献[23]指出当风力机运行在恒速阶段时，叶片划过非均匀的风场会造成传动链转矩振荡，因此控制器必须能够消除传动链转矩振荡并减小传动链的动态负载和闪变，以减小发电成本和提高电能质量，并在此基础上设计了双馈感应风力发电机组的双环鲁棒控制算法，其中内环用于控制电磁转矩，外环采用离散极点配置和灵敏度修正函数的方法，在将旋转速度维持在额定值的同时减小电磁转矩振荡。

由于风力发电机组电气负荷的容量限制，当风速高于额定风速时，风力机的运行状态将进入图5中区域III的恒功率运行。在区域III中，通过变桨距或失速效应减少风力机所捕获的风能，主要有三种气动功率调节方式：定桨距失速、变桨距和主动失速。定桨距失速控制是指风轮的桨叶与轮毅刚性联接，通过翼型自身的失速效应限制风能捕获；变桨距控制是指根据风速改变风轮叶片的桨距角，通过增大桨距角的方式减少风能捕获；主动失速是前两种功率调节方式的组合，风速增大时通过减小桨距角使叶片失速程度加深以减少风能捕获。

风力发电机组恒功率控制所面对的是一个大范围扰动的强非线性对象，其工作点随风速的变化而大范围变化，一般的线性控制器不能满足要求，需要非线性控制方法。文献[24]根据恒速变桨距主动失速型风力机仿射非线性模型，基于微分几何理论设计了恒速风力机的全局精确线性化控制器，在额定功率以上调节桨距角，将输出功率维持在额定值。文献[25]从

空气动力学角度出发，分析了通过降低风力机转速以实现变速定桨距风力机额定风速以上恒功率控制的原理，通过微分几何反馈线性化变换，将风力机的非线性模型全局精确线性化，并在此基础上设计了恒功率控制器。为了改进恒功率运行区域内的控制效果，文献[26]基于自抗扰控制理论设计了变速变桨距风力机的变桨距控制器，通过扩张状态观测器观测外部扰动并加以前馈补偿以提高系统的鲁棒性，同时配置了非线性状态误差反馈控制率以提高系统的响应速度和改善动态性能。

3.2 同步并网控制

风电场并网是大规模开发利用风能的最经济有效的方式之一，一般由几十台至上千台机组构成，容量可达几兆瓦到几百兆瓦。风电场容量的增加及风电的不确定性和易变性的特点，使得风电接入电网后对电网的供电质量，如电压、谐波与闪变、频率及稳定性都会产生影响。因此，风电并网技术越来越受到关注和重视。实现风力发电机组的无冲击并网，不仅能有效的保护发电机、功率变换器和传动机构等部件，而且对于电力系统的安全稳定运行也具有至关重要的作用。无冲击并网的控制目标是调节并网前发电机定子电压跟踪电网电压，使其具有相同的幅值、频率和相位，从而避免并网时刻的电流冲击。目前双馈感应电机的并网控制主要包括空载并网、负载并网和孤岛并网三种方式。

空载并网方式中，发电机定子在并网前不带负载，因此发电机无法参与能量与转速的控制，转子速度仅仅由风力机决定，这种并网方式的优点是系统结构简单。负载并网方式中，发电机定子并网前带独立电阻负载，通过改变负载的大小，可以调节发电机的输出能量，使其与风力机配合实现对能量与转速的控制，这种并网方式降低了对风力机调速能力的要求，但是增加了系统的复杂性。孤岛并网方式分为三个阶段：第一阶段为励磁阶段，电网通过预充电回路向交直交变换器的直流电容充电，充电完成后转子侧变换器向双馈感应电机输出励磁电流，使定子电压达到额定值；第二阶段为孤岛运行阶段，网侧变换器开始工作，通过调节定子绕组与直流电容之间的能量传递，将电容电压提升到所需的值，该阶段中能量在转子侧变换器、双馈感应电机和网侧变换器之间循环流动，形成“孤岛”；第三阶段为并网阶段，在孤岛阶段中通过转子侧变换器的控制，双馈感应电机的定子电压获得与电网电压相同的幅值、频率和相位，符合并网条件，因此在该阶段中可实现双馈感应电机的无冲击并网[27]。

上述三种并网方式中，空载并网使用的设备最少，而且并网前发电机定子电流为零，有利于模型降阶与控制算法简化，因此目前的并网控制研究主要针对空载并网[28，29]。

为解决传统矢量控制方法依赖电机精确参数的问题，文献[30]将自抗扰控制与矢量控制相结合，设计了双馈感应电机并网控制方法，在保留矢量控制优良性能的基础上，提高了系统的鲁棒性。通过对PI矢量控制和自抗扰控制进行仿真对比，证明提出的自抗扰控制算法对模型不确定性和外部扰动具有较强的鲁棒性。

文献[31]将直接转矩控制算法的思想应用于双馈感应电机的同步并网控制。如图1-12所示，基于直接转矩控制的同步并网控制器采用与直接转矩控制相同的开关表，但更换了外部参考指令。转子磁链由滞环控制器调节，滞环控制器外部有两个控制器分别调节定子电压的

幅值和频率，频率控制器的参考指令由外部的相位控制器产生，从而实现对定子电压幅值、频率和相位的控制，使其满足并网条件。

文献[32]提出直接虚拟转矩控制方法以实现双馈感应电机的同步并网控制，通过调节发电机的转子磁通和作者自己定义的虚拟转矩，控制双馈感应电机的定子电压跟踪电网电压。该方法的优点在于：控制算法只需要测量电网电压、转子电流和转子位置，简化了系统结构；由于没有使用PI控制器，解决了控制器参数调节和控制算法依赖电机精确参数的问题；并网控制和转矩控制使用相同的开关表，简化了控制算法。

3.3转矩和功率控制

双馈感应风力发电机组的电磁转矩(或有功功率)和无功功率可独立调节。通过对电磁转矩(或有功功率)的调节，可以控制风力机的转速，使其在风速变化时始终工作于最佳叶尖速比，以实现最大风能捕获；通过对无功功率的调节，可以满足电网的无功功率需求，或降低发电机损耗。

国内外许多学者对双馈感应电机的功率解耦控制进行了深入的研究，文献[33]设计了基于定子磁链定向的功率解耦控制方法，文献[34]设计了基于定子电压定向的功率解耦控制方法，实现了对有功功率和无功功率的独立调节。定子磁链定向控制与定子电压定向控制的区别主要在于与同步旋转坐标重合的是定子磁链矢量还是定子电压矢量，其控制思想和控制器结构基本相同。

由于矢量控制效果依赖电机的精确参数，文献[35]将直接转矩控制应用于双馈感应电机。直接转矩控制具有动态响应快且不依赖电机参数等优点。然而，由于使用了滞环控制，功率变换器的开关频率是变化的，而且会产生电流畸变，从而影响输出电能质量。文献[36]在直接功率控制中引入空间矢量调制技术，提出了开关频率固定的直接功率控制方法。由于空间矢量调制技术可以通过调制开关时序输出任意幅值和相位的电压矢量，基于空间矢量调制的直接功率控制方法，不再使用传统直接转矩或直接功率控制中的查表方式，而是在每个固定的时间周期内，根据定子磁链、转子位置、功率参考值和实际值的偏差直接计算出功率变换器应输出的转子电压矢量，从而使开关频率固定，改善了输出电能质量。在此基础上，文献[37]提出了基于转子磁链、转子电流和电磁转矩的三种开关频率固定的直接功率控制策略。

3.4 低电压穿越控制

根据文献[38]的分析，双馈感应电机对电网扰动非常敏感。当电网发生故障导致双馈感应电机的定子电压跌落时，发电机定子绕组的电流急剧增加，从而在转子绕组上感应出很大的电流，同时使直流电容电压快速上升，造成励磁变换器损坏。随着风电装机容量在电网中所占比重的增加，风力发电机组与局部电网之间的相互影响也越来越大，大规模的风力发电机组在电网故障时退出电网，将会引发更大的后继故障，危及电网的安全稳定运行。

风电并网新国标中，不仅要求风电机组具有无功电压调节能力，也要求具备低电压穿越能力。低电压穿越技术是目前风力发电研究的热点问题之一。低电压穿越是指在系统电压跌落时风电机组保持与电网并网的能力。目前双馈风力发电机组的低电压穿越控制主要有三种思路：改进励磁控制策略、采用转子短路保护、增加电网侧串联变换器。

改进励磁控制策略的方法是在对双馈感应电机的模型进行深入分析的基础上，有针对性的设计控制算法以限制电网电压骤降时发电机和变换器的过电压和过电流，在维持风力发电机组并网运行的同时保护发电机和变换器。该方法不需要增加新的硬件，但是由于受励磁变换器容量的限制，只适用于电网电压跌落程度不大的情况。文献[39]指出电网电压跌落时双馈感应电机转子电流剧增是定子磁链的暂态直流分量造成的，提出通过调节转子励磁电压，以生成与定子磁链暂态直流分量相反的转子电流空间矢量及相应的漏磁场分量，利用转子漏磁场抵消定子磁链中的暂态直流分量，从而实现双馈感应电机在电网故障下的不脱网运行。文献[40]指出传统的定子磁链定向或定子电压定向矢量控制策略是基于电网电压幅值恒定的理想情况设计的，忽略了定子磁链的暂态过程，因此在电网电压跌落时会产生转子电流冲击，提出在传统控制器的基础上增加计及定子磁链暂态的补偿量，以削弱转子冲击电流的幅值，保护励磁变换器。

转子短路保护方法是在电网电压跌落时采用电阻短接转子绕组，以旁路转子侧变换器，为转子浪涌电流提供通路，同时消耗多余的能量以加快故障电流的衰减，待电网恢复后切除短接电阻，使转子侧变换器恢复正常工作，这种方法适用于电网电压跌落较严重的情况。该方法的缺点是双馈感应电机的转子短路后以笼型感应电机的方式运行，将从电网吸收大量的无功功率，进一步削弱电网的稳定性。因此，如果电压跌落时间超过0.1秒，必须断开短路电阻并控制双馈感应电机向电网输出无功功率。文献[41]提出将转子短路保护方法和的抵消暂态定子磁链相结合的方法，以缩短双馈感应电机运行于笼型异步方式的时间，使其能尽快向电网提供无功支撑。短路保护装置只在电压跌落瞬间接通，因为此时抵消定子磁链暂态所需的转子电流大大超过了变换器的容量，当抵消定子磁链暂态所需的转子电流低于变换器容量时，立即切除短路电阻并令转子侧变换器投入工作，以尽快消除暂态定子磁链的影响，并向电网输出无功功率。

文献[42]提出在双馈感应风力发电机组原有交直交变换器拓扑的基础上，增加一个额外的电网侧串联变换器以提高低电压穿越能力。新增变换器的主要功能是对故障电压进行补偿，以维持双馈感应电机的定子磁链稳定，从而减小或消除定子电压突变引发的暂态问题，并将多余的能量送入电网，防止直流母线过电压。该方法可实现零电压穿越，其缺点是成本高、控制复杂。

4无刷双馈风力发电机控制方法的国内外研究现状

无刷双馈电机取消了电刷和滑环，其可靠性要比双馈感应电机高很多。早期受电力电子技术和控制技术的限制,使无刷双馈电机应用研究一直未取得较大突破。近二十年来,伴随着电力电子器件的发展和控制技术的提高,国际上形成了对无刷双馈电机及其控制系统的研究

热潮。其中研究较为深入的高等院校和科研机构有：美国以Wisconsin大学、Ohio州立大学、Oregon州立大学为代表；英国以Cambridge大学为代表；澳大利亚以Aalborg大学为代表。最近的代表性进展是：2009年,英国University of Cambridge可再生能源实验室研制了世界首台20kW笼型转子结构无刷双馈风力发电机为Whittle实验室供电；2010年,美国Ohio State University设计研制了一台200kW磁阻转子结构无刷双馈发电机,测得的电机效率为88~98%；2011年,英国University of Cambridge研制了一台250kW中速无刷双馈发电机。我国对无刷双馈电机的研究较晚,90年代初期沈阳工业大学最早对磁阻式转子无刷双馈电机进行了重点研究，沈阳工业大学获得了1995年国家自然科学基金的资助],华中科技大学获得了2003、2012年国家自然科学基金的资助，合肥工业大学获得了2013年国家自然科学基金的资助。此外获得省自然科学基金资助的有：西安交通大学,浙江大学,湖南大学,重庆大学等单位。除了控制绕组在定子上而不是在转子上，无刷双馈发电机的变速恒频的控制方法与双馈感应发电机相似。但是BDFG作为一种新型电机,定子绕组与转子绕组经过特殊设计,有独特的运行机理。BDFG数学模型比异步电机和双馈电机复杂得多。人们对BDFM 的新型控制策略开展了卓有成效的研究，提出了BDFM 的自抗扰控制、无源性控制和滑模变结构控制。下面具体介绍上述三种BDFM 新型控制策略[43]。

4.1自抗扰控制

自抗扰控制技术的核心是把系统的未建模动态和未知外扰作用归结为对系统的“总扰动”而进行评估并给予补偿。采用的方法是充分运用特殊的“非线性”效应，构造自抗扰控制器( 以下简称ADRC)。ADRC 由跟踪－微分器( 以下简称TD) 、扩张观测器( 以下简称ESO) 和非线性状态误差反馈( 以下简称NLSEF) 三部分组成。其工作原理：首先，用TD 来对系统输入信号v( t) 进行快速无超调地跟踪，并对其给出广义各阶微分信号；然后通过ESO 对系统的状态和总扰动分别进行估计；将上述两种信号分别做差得到的误差信号；最后，NLSEF 根据误差信号获得控制量来补偿扰动分量Δ( t) ，进而达到预期的控制目标。

根据以上原理，文献［44-45］先后对应用于风力发电系统中的BDFM 自抗扰功率解耦控制进行了研究。文献［44］将BDFM分为功率绕组子系统和控制绕组子系统，并分别建立了各自同步坐标系下的数学模型，进而得出了BDFM 的功率解耦数学模型。在此基础上，设计了TD、ESO、NLSEF 构成ADRC。仿真结果表明，该控制策略能较好地实现BDFM 的功率解耦控制。文献［45］则着眼整个风力发电机组的稳态运行情况，对BDFM 功率解耦控制进行了研究。仿真结果表明，此控制方法能根据电网的实际需求调节机组的无功功率输出，成功实现了有功功率与无功功率的解耦控制。文献［46］对电流型变频器供电的BD FM 转矩、转速的自抗扰控制进行了研究，通过仿真验证了该方法的有效性，实现了转速环和磁链环的准确解耦。考虑到实际应用情况，ADRC 适合于阶数较低( 如小于3) 的被控对象，当被控对象的阶数大于 3 时，得到一组满意的非线性函数及相应的参数比较困难；同时计算量大，实时性变差，导致控制周期变长，影响电机的控制性能。基于ADRC 的BDFM 控

制策略研究处于起步阶段，其理论分析和仿真研究尚不深入，尤其在控制器数整定及发电运行时的并网控制方面需进一步研究。

4.2无源性控制

无源性控制( 以下简称PBC)着眼于系统的能量特性，首先配置系统能量耗散特性方程中的无功分量，然后设计相应的控制器迫使系统总能量跟踪期望的能量函数，进而使系统的状态变量渐进收敛至设定值，最终达到预期的控制目标。基于PBC 方法，文献［47］提出了一种新型转矩和转速控制结构，并设计了相应的非线性控制器。仿真结果显示，新型控制器可以准确实现BDFM 转矩、转速的跟踪控制，具有控制结构简单、动态响应性能优良、鲁棒性好的优点。而且PBC 方法比矢量控制方法减少了计算量；比直接转矩控制方法减小了转矩脉动。

由于PBC 基于能量的观点，是本质的非线性控制，能够全局稳定且无奇异点、鲁棒性强，因此PBC适用范围广泛，例如电机低速或起动、系统参数发生变化及受到外来扰动等情况［48］。目前针对感应电机控制策略的研究文献表明，在诸多控制策略中无源性控制性能是非常好的。鉴于BDFM 本身就是一种特殊的交流感应电机，且PBC 策略对机电系统具有广泛的适用性，因此对BDFM 的无源性控制策略的研究将是一个非常有价值的研究方向，值得深入研究。

4.3滑模变结构控制

文献［49］对基于滑模变结构控制的BDFM 有功功率和无功功率解耦控制进行了研究。首先根据BDFM 电压源dq轴数学模型得到状态方程，然后根据有功功率、无功功率给定值P* 、Q* 选取滑模面s1= P－P* ，s2 = Q－Q* ，利用Lyapunov函数求得相应有功功率、无功功率滑模控制律，进而对BDFM进行滑模变结构控制。仿真结果表明，该方法能够成功实现风力发电中BDFM有功功率与无功功率的解耦控制，同时实现风能的最大功率捕获，证明该控制器具有较强的鲁棒性。文献［50］针对BDFM 直接转矩控制系统磁链和转矩脉动大的问题，引入滑模变结构控制策略。以转矩和磁链两个滑模控制器来代替传统直接转矩控制中的两个滞环控制器，进而应用指数趋近率方法设计滑模控制器并由Lyapunov方法求得相应的滑模变结构控制律。仿真结果表明，该控制策略能有效减小转矩脉动，改善定子磁链和电流波形，同时仍可保持直接转矩控制固有的转矩快速响应的优点，提高系统的稳定性和鲁棒性。

针对滑模变结构控制BDFM 调速系统的抖振问题，文献［51］提出多输入高阶滑模控制方法实现了BDFM 功率解耦控制，文献［52］则提出了基于自适应模糊方法的滑模变结构控制策略。仿真结果表明，上述控制方法都能有效消除滑模变结构控制的抖振，从而表明该方法的正确性及有效性。滑模变结构控制具有不依赖系统结构和参数、整个设计过程思路

清晰、易于实现等特点，在风力发电系统中已有成功应用［53］。但是目前针对BDFM滑模变结构控制的理论分析和仿真研究还不够深入，且相关实验验证尚未见报道。此外，滑模变结构控制策略本身也有控制律中存在不利抖振、匹配条件局限等缺点［8］。因此，对BDFM 的滑模变结构控制开展更深入的理论分析、仿真研究和实验验证，以及如何更好地弥补上述缺点，是值得进一步深入研究的问题。

5结论

文章首先分析了风力发电的发展现状和趋势，由分析可知风力发电在未来具有广阔的前景，但是同样存在较大的技术挑战。然后根据风力发电系统技术向变速恒频发展的趋势比较了现有的几种变速恒频风力发电机组，从比较中总结了双馈发电机的优势。接着分析了目前应用较广的双馈感应电机主要控制问题研究现状，经过各国研究者做出的许多努力这些控制问题在理论上和实践中都已经部分得到解决，但是仍然存在很大的研究发展空间。最后分析了比双馈感应电机更加可靠但是目前技术尚未成熟的无刷双馈电机的控制方法的国内外研究现状，虽然有许多的学者针对无刷双馈电机的提出了一些先进的非线性控制算法，并且进行了仿真验证，但是对这些控制算法的理论研究还不够深入，将这些应用于实际工程当中还需要更进一步的研究。

参考文献

[1] 叶昌林,风力发电的前景探讨,东方电气评论,11(3),1997,(9):181一185

[2] Chen L, Ponta F L, Lago L I. Perspectives on innovative concepts in wind-powergeneration[J]. Energy for Sustainable Development, 2011, 15(4): 398-410.

[3] Shen Z, Ritter M. Forecasting volatility of wind power production[R]. Sonderforschungsbereich 649, Humboldt University, Berlin, Germany, 2015.

[4] 程启明, 程尹曼, 王映斐, 等. 风力发电系统技术的发展综述[J]. 自动化仪表, 2012, 33(1): 1-8.

[5] Tang Y, Xu L. A flexible active and reactive power control strategy for a variable speed constant frequency generating system[J]. Power Electronics, IEEE Transactions on, 1995, 10(4): 472-478.

[6] Ramtharan G, Jenkins N, Ekanayake J B. Frequency support from doubly fed induction generator wind turbines[J]. IET Renewable Power Generation, 2007, 1(1): 3-9.

[7] Hughes F M, Anaya-Lara O, Jenkins N, et al. Control of DFIG-based wind generation for power network support[J]. Power Systems, IEEE Transactions on, 2005, 20(4): 1958-1966.

[8] Holdsworth L, Wu X G, Ekanayake J B, et al. Comparison of fixed speed and doubly-fed induction wind turbines during power system disturbances[J]. IEE Proceedings-Generation, Transmission and Distribution, 2003, 150(3): 343-352.

[9] Y?J?Luo,G?J?Hwang,K?T?Liu?Design of Synchronous Reluctance Motor [C]?Electrical Electronics Insulation Conference,1995:373-379?

[10] 程明, 张运乾, 张建忠. 风力发电机发展现状及研究进展[J]. 电力科学与技术学报, 2009 (3): 2-9.

[11]陈思哲. 双馈感应风力发电机组的控制研究[D].华南理工大学,2010.

[12] 赵仁德.变速恒频双馈风力发电机交流励磁电源研究〔D].杭州:浙江大学,2005

[13] 卞松江.变速恒频风力发电关键技术研究〔D].杭州:浙江大学,2003

[14]Bianchi F D, De Battista H, Mantz R J. Wind turbine control systems: principles, modelling and gain scheduling design[M]. Springer Science & Business Media, 2006.

[15]Thiringer T, Linders J. Control by variable rotor speed of a fixed-pitch wind turbine operating in a wide speed range[J]. Energy Conversion, IEEE Transactions on, 1993, 8(3): 520-526.

[16] Teodorescu R, Blaabjerg F. Flexible control of small wind turbines with grid failure detection operating in stand-alone and grid-connected mode[J]. Power Electronics, IEEE Transactions on, 2004, 19(5): 1323-1332. [17] Wai R J, Lin C Y, Chang Y R. Novel maximum-power-extraction algorithm for PMSG wind generation system[J]. Electric Power Applications, IET, 2007, 1(2): 275-283.

[18]贾要勤,曹秉刚,杨仲庆.风力发电的MPPT快速响应控制方法[J].太阳能学报,2004,25(2):171一17

[19]Datta R, Ranganathan V T. A method of tracking the peak power points for a variable speed wind energy conversion system[J]. Energy conversion, ieee transactions on, 2003, 18(1): 163-168.

[20] Tapia G, Tapia A. Wind generation optimisation algorithm for a doubly fed induction generator[C]Generation, Transmission and Distribution, IEE Proceedings-. IET, 2005, 152(2): 253-263.

[21] 胡家兵,贺益康,刘其辉.基于最佳功率给定的最大风能追踪控制策略【J].电力系统自动化,2005,29(24):32一38

[22] 刘其辉,贺益康,赵仁德.变速恒频风力发电系统最大风能追踪控制【J].电力系统自动化,2003,27(20):62一67

[23] Camblong H, Tapia G, Rodriguez M. Robust digital control of a wind turbine for rated-speed and variable-power operation regime[C]//Control Theory and Applications, IEE Proceedings-. IET, 2006, 153(1): 81-91.

[24]包能胜,叶枝全.水平轴失速型风力机主动非线性控制[J].太阳能学报,2004,

25(4):519一524

[25] 陈思哲,吴捷,姚国兴,ctal.基于微分几何的风力发电机组恒功率控制[J].控制

理论与应用,2008,25(2):336一340

[26] 夏长亮,宋战锋.变速恒频风力发电系统变桨距自抗扰控制【J].中国电机工程学报,2007,27(14):91一95

[27]李亚西,王志华,赵斌,ctal.大功率双馈发电机“孤岛”并网方式[J1.太阳能学报,

2006,27(1):1一6

[28]Tapia G, Santamaria G, Telleria M, et al. Methodology for smooth connection of doubly fed induction generators to the grid[J]. Energy Conversion, IEEE Transactions on, 2009, 24(4): 959-971.

[29]赵栋利,许洪华,赵斌,etal.变速恒频风力双馈发电机并网电压控制研究【J].太阳能学报,2004,25(5):587一

[30]付旺保,赵栋利,潘磊,etal.基于自抗扰控制器的变速恒频风力发电并网控制[J1.中国电机工程学报,2006,26(3):13一18

[31]Gómez S A, Amenedo J L R. Grid synchronisation of doubly fed induction generators using direct torque control[C]IECON 02 [Industrial Electronics Society, IEEE 2002 28th Annual Conference of the]. IEEE, 2002, 4: 3338-3343.

[32] Arbi J, Ghorbal M J B, Slama-Belkhodja I, et al. Direct virtual torque control for doubly fed induction generator grid connection[J]. Industrial Electronics, IEEE Transactions on, 2009, 56(10): 4163-4173.

[33]贺益康,郑康,潘再平,etal.交流励磁变速恒频风力发电系统运行研究[J1.电力

系统自动化,2004,28(13):55一68

[34] Chondrogiannis S, Barnes M. Stability of doubly-fed induction generator under stator voltage orientated vector control[J]. IET Renewable Power Generation, 2008, 2(3): 170-180.

[35] Liu Z, Mohammed O A, Liu S. A novel direct torque control of doubly-fed induction generator used for variable speed wind power generation[C]//Power Engineering Society General Meeting, 2007. IEEE. IEEE, 2007: 1-6.

[36] Zhi D, Xu L. Direct power control of DFIG with constant switching frequency and improved transient performance[J]. Energy Conversion, IEEE Transactions on, 2007, 22(1): 110-118.

[37]郭晓明,贺益康,何奔腾.双馈异步风力发电机开关频率恒定的直接功率控制[J].电力系统自动化,2008,32(l):61一65

[38] Seman S, Niiranen J, Kanerva S, et al. Performance study of a doubly fed wind-power induction generator under network disturbances[J]. Energy Conversion, IEEE Transactions on, 2006, 21(4): 883-890.

[39]向大为.双馈感应风力发电机特殊运行工况下励磁控制策略的研究[D].重庆:重庆大学,2006

[40]胡家兵,孙丹,贺益康.电网电压骤降故障下双馈风力发电机建模与控制【J].电力系统自动化,2006,30(8):21一26

[41] López J, Gubía E, Olea E, et al. Ride through of wind turbines with doubly fed induction generator under symmetrical voltage dips[J]. Industrial Electronics, IEEE Transactions on, 2009, 56(10): 4246-4254.

[42] Flannery P S, Venkataramanan G. A fault tolerant doubly fed induction generator wind turbine using a parallel grid side rectifier and series grid side converter[J]. Power Electronics, IEEE Transactions on, 2008, 23(3): 1126-1135.

[43] 朱云国. 无刷双馈风力发电机无速度传感器控制的研究[D]. 合肥工业大学, 2014.

[44] 张有松, 杨俊华, 林健华, 等. 无刷双馈风力发电机的自抗扰解耦控制[J]. 水电能源科学, 2008, 25(6): 146-149.

[45] 张先勇, 舒杰, 吴捷. 无刷双馈风力发电机组的自抗扰功率解耦控制[J]. 太阳能学报, 2009, 29(12): 1477-1483.

[46] 刘重春. 无刷双馈电机的自抗扰控制策略研究[J]. 江汉大学学报: 自然科学版, 2006, 34(1): 60-62.

[47] 韩力, 潘红广, 刘航航, 等. 无刷双馈电机转矩和转速的无源性控制[J]. 电机与控制学报, 2011, 15(11):

[48] 王久和. 交流电动机的非线性控制[M]. 北京: 电子工业出版社,2009: 5-7,166-167.

[49] 张先勇, 吴捷, 杨俊华, 等. 无刷双馈风力发电机滑模功率解耦控制[J]. 太阳能学报, 2007, 28(1): 68-73.

[50] 杨俊华, 刘远涛, 谢景凤, 等. 无刷双馈电机滑模变结构直接转矩控制[J]. 控制理论与应用, 2011, 28(9): 1195-1201.

[51] Valenciaga F. Active and reactive power control of a brushless doubly fed reluctance machine using high order sliding modes[C]//Electrical Machines, 2008. ICEM 2008.18th International Conference on. IEEE, 2008: 1-6.

[52] Shao Z, Zhan Y. Adaptive Fuzzy Sliding Mode Control for Brushless Doubly Fed Machine[C]//Computational Intelligence and Design, 2009.ISCID'09.Second International Symposium on. IEEE, 2009, 2: 73-77.

[53] Valenciaga F, Evangelista C A. 2-sliding active and reactive power control of a wind energy conversion system[J]. Control Theory & Applications, IET, 2010, 4(11): 2479-2490.

[54] 贺昱曜,闫茂德. 非线性控制理论及应用[M]. 西安: 西安电子科技大学出版社2007: 149-155,161-163,185-188.