2021双馈式风力发电机组柔性并网运行与控制

目录TOC\o"1-3"\h\u15573 528276第1 5267731.1​ 5103461.2​ 532471.3​ 5105601.4​ 564941.5​ 520929第2 5163372.1​ 5234662.2​ 548492.3​ 521978第3 5305473.1​ 599773.2​ 591553.3​ 5292823.4​ 5161323.5​ 5228653.6​ 519645第4DFIG 588784.1​ 5273104.2​ 6260834.3​ 6103964.4​ 6311284.5​ 622683第5DFIG 6116165.1​ 6252405.2​ 6198505.3​ 6157035.4​ 6109315.5​ 667第6 6273526.1​ 6237366.2​ 6225116.3​ 66936.4​ 616467第7 6215327.1​ 6244547.2​ 689347.3​ 6148757.4​ 623026第8 6280938.1​ 6116118.2​ 6160528.3​ 657568.3.1​ 6139168.3.2​ 7166458.4​ 7604第9RTDS 7311869.1​ 76829.2​ 7300549.3​ 79372第1 8130991.1 8234481.2 10112531.3 12194861.4 1511608第2 2192772.1 214292（一） 2213502（二） 2413457（三） 26144662.2 2836802.3两相同步旋转坐标系下双馈发电机动态数学模型（Kron方程 3625571第3 42106123.1 42256313.1.1 42145843.1.2 43304803.2 43259313.2.1 43178623.2.2 45298903.3 48165663.3.1 48131983.3.2 48293413.3.3 48234513.4 48100613.4.1 4811933.4.2 49281463.4.3 4997103.5 49313943.5.1 49158703.5.2 50187313.5.3 5068703.6 50131713.6.1 50192463.6.2 5732763第4DFIG 67193354.1转子侧变换器PI 67207934.1.1电流环PI 67216524.1.2转速环PI 68258204.2 6976584.2.1 69190134.2.2 70161474.3 71127294.4 74272714.5 76169104.5.1 76228024.5.2 7943304.5.3 8312712第5DFIG 87311785.1网侧PWM 87227245.2 90129025.2.1 90111955.2.2 91120915.3空间电压矢量脉宽调制（SVPWM） 9540135.4SVPWM 99166925.4.1基于MATLAB 99145855.4.2基于PSCAD 104240125.5 10730562第6 111197476.1 111297656.1.1 11155966.1.2 112316326.1.3 112319316.2 113279916.3 115241546.4 11995356.4.1基于MATLAB 11970276.4.2 123199936.4.3基于PSCAD 129216506.4.4 1352904第7 138225657.1 138284977.1.1 138323267.1.2 138113657.2 139183667.3 14283217.4 1425137.4.1 14355297.4.2 147587.4.3 14999957.4.4 15114760第8 154315048.1 154245288.2 159144898.2.1 159213308.2.2 15995598.2.3 159216098.3 161298848.3.1 161297858.3.2 163225758.4 16514167第9章基于RTDS 18586609.1 18547869.2RTDS 18757749.2.1RTDS 18744209.2.2RTDS 188125919.2.3RTDS 190308419.2.4RTDS 194265999.3基于RTDS 194231449.3.1RTDS 194200859.3.2基于RTDS 19596809.3.3​基于RTDS的双馈式风力发电系统在线仿真分析 197第1风能在世界各国呈快速增长趋势，风力发电已经不再是补充能源，而是最具有商业化发展前景的新兴能源。截止到2010年，世界风电总装机容量达194400，其中2009年增量为37466，风电增长率为30，2010年增量为35800，风电增长率约为23，增速有所下降。2009年世界所有安装的风力机发电量约为3400亿kh，相当于世界第八大经济国意大利全年的用电需求，占全球电力消耗总量的2。就风电总装机容量而言，中国超过美国跃居世界第一；就风电新增装机容量而言，中国和印度新增装机容量占世界增量的56.4，成为了名副其实的风电大国。世界风电十强之外的国家风电装机容量也开始上升，这说明世界上许多国家都认识到了风电的重要性，其中拉丁美洲显示了令人鼓舞的增长，新增装机容量超过一倍，这主要归功于巴西和墨西哥风力发电的迅猛发展。表1-12010来全球风力发电技术经历了快速发展，在欧洲，双馈发电机从2002年开始成为主导技术，市场占有率超过50。采用双馈发电机和通过电力电模的扩大，风电场对地区电网的稳定性造成的影响不可忽视，大型风电低电压穿越技术开始受到关注，双馈发电机采用ob电路实现低电压穿越运行技术也成了研究热点。我国幅员辽阔，海岸线长，风能资源比较丰富。根据气象部门的资料，我国10高度陆地风能理论储量为32.26亿k，估计10再考虑到实际风轮扫掠面积为圆形与正方形的差别系数为0.785，则陆地风能实际可开发量约为2.53亿k，近海风能资源大约为7.5亿k，仅次于美国和俄罗斯，居世界第三位。我国从20世纪70年代就将风能的开发利用列入六五国家科技攻关计划，但以离网型风电为主，主要解决常规电网覆盖不了的边远农牧民、岛屿居民的生产生活用电。在七五、八五和九五期间，国家计划委员会和国家科学技术委员会分别组织了综合性风能科技攻关，内容涉及风能资源、风力机空气动力学、结构动力学、电机、控制和材料等。我国的大型风力发电从20世纪80年代中后期开始真正起步，先引进了定桨距恒速风力发电机组；90年代，引进了变桨距恒速风电机组；近年来又引进了变速恒频风电机组。表1-22002年以来中国历年总装机容量（1.2。整个内蒙古风电总装机容量达到了1385.8万k，风电装机量占全国总量的31；并网容量为870万k，风力发电177.2亿kh为72，占全国风力发电量的35.4。此外，海上风力发电由于资源富集、风速稳定、不占用土地、不受地形地貌影响、单机容量大等优点成为当今国际上风电发展的一个新趋势。目前，海上风电技术日趋成熟，并开始进入规模化开发阶段，丹麦、德国、西班牙、瑞典等国家均在建设大型海上风电场，还有许多国家也在制订近海风电发展计划。我国江苏响水20万k风电场是国家第三批风电特许权项目，由中国长江三峡集团公司所属长江新能源开发有限公司负责开发，风电场首批23台1.5的风力机于2010年5月18日并网运行，项目计划于2011年上半年实现全部134台风力机并网发电；江苏盐城中电大丰风力发电有限公司规划了二期风电场工程，总容量为20万k；浙江慈溪也在一、二期10万k风电场的基础上，又规划近海风电场装机容量10万k；国家海上风电示范项目、上海市重大工程——东海大桥10万k海上风电场34台3风力机于2010年7月6调试，并投入并网运营。8的理论结论，而丹麦并网运行风力发电穿透功率水平早已高于20，这就产生一个问题：如何采用新技术进一步提高我国风电穿透功率水平？网（通过控制发电机与电力系统之间作并网开关的双向晶闸管的触发延迟角来控制和减小冲击电流）种基于电压源换流器的交、直流混合风力发电场并网技术，具有一定新意，并给出了基于（电力系统计算机辅助设计）的仿真分析结果。变桨距风力机双馈发电机作为新型风力发电机组，是目前研究的热点。国内对双馈发电机的研究主要集中在单机建模、空载并网、柔强，对其柔性并网运行与控制的关键技术有待进一步充实。同时，国内也在积极开展兆瓦级变速恒频风力发电机组的研发工作，兆瓦级变速恒频风电机组是国家863计划重大课题，1变速恒频发电机组已于2005年8月并网运行。中国科学院电工研究所在承担国家863科技攻关计划的基础上开发研制了1.5控制系统及励磁变换器。兰州电机厂与清华大学及沈阳工业大学合作，2005年4月自主研发了国内首台1.5变速恒频双馈异步发电机，并成（集团）风力发电系统按照发电机运行方式可分为恒速恒频（ConstantSpeedConstantFrequency，CSCF）风力发电系统和变速恒频（VariableSpeedConstantFrequency，VSCF）风力发电系统两大类。在笼型异步发电机恒速恒频风力发电的基础上，在定子侧配备变频装置，即可构成笼型异步发电机变速恒频风力发电系统，其系统结构示意如图11网之间增加一个变频器环节，先整流再逆变就可以把频率变化的电能转换为与电网频率相同的恒频电能送入电网。这种方案实现了变速恒频，具有变速运行范围宽的优点，适用于风速变化较大的环境，而且维护简便。但是由于变频器在发电机定子侧，变频器的容量必须与发电机的容量相等，属于全功率变换，导致变频器体积大、重量大，系统成本较高。图1-1交流励磁双馈发电机是在同步发电机和异步发电机的基础上发展起来的一种新型发电机，其结构类似绕线转子异步电动机，具有定、转子两套绕组，其转子一般由接到电网上的电力电子变换器进行交流励磁，由于发电机的定、转子均接交流电（双向馈电），双馈发电机由此得名，其本质上是具有同步发电机特性的交流励磁异步发电机。双馈发电机（oubydnduonno，）的变速恒频控制方案是在转子电路实现的，其系统结构示意如图12所示。图1-2率的一小部分，而且可以双向流动。因此，和转子绕组相连的励磁变频器的容量也仅为发电机容量的30左右，属于转差功率变换，这就大大优点，由双馈发电机构成的并网型变速恒频风力发电系统已经成为目前风力发电方面的研究热点和发展趋势。无刷双馈发电机变速恒频风力发电系统如图13组，通过双向变换器接电网。无刷双馈发电机转子为特殊设计的笼型或磁阻式结构，取消了电刷和集电环，转子的极对数应为定子两个绕组极对数之和。无刷双馈发电机定子的功率绕组和控制绕组的作用分别相当于标准型双馈发电机的定子绕组和转子绕组。无刷双馈变速恒频控制方案是在定子电路实现的，但流过定子控制绕组的功率仅为发电机总功率的一小部分，因此控制绕组外接变频器的容量也仅为发电机容量的一小部分，从而大大降低了变频器的体积和重量。尽管标准型的双馈发电机和无刷双馈发电机的运行机制有着本质的区别，但却可以通过完全相同的控制策略实现变速恒频控制。图1-3图1-4在常规火力发电系统中，同步发电机使用最为普遍。同步发电机在运行时既能输出有功功率，又能提供无功功率，且频率稳定，被电力系统广泛接受。在同步发电机中，发电机的极对数、转速及频率之间有着严格不变的固定关系，以便维持发电机的频率与电网的频率相同，否则发电机将与电网解列。永磁同步发电机变速恒频风力发电系统如图14需外部提供励磁电源，提高了效率。该系统的变速恒频控制也是在定子电路实现的，把永磁发电机发出的频率变化的交流电通过交直交并网变频器转变为与电网同频的交流电，因此变频器的容量与系统的额定容量相同。采用永磁发电机可做到风力机与发电机的直接耦合，省去齿轮箱，即为直接驱动式结构，这样可大大减小系统运行噪声，提高可靠性。由于直驱型永磁发电机的转速很低，致使发电机体积增大、成本增加，但由其构成的风电系统不使用价格昂贵的齿轮箱，所以系统的总成本有所降低。开关磁阻式风力发电系统以开关磁阻发电机为机电能量转换核心，其系统结构示意如图15转子均为凸极齿槽结构，定子上设有集中绕组，转子上既无绕组也无永磁体，故机械结构简单、坚固，可靠性高。此外，由于风力机的功率特性有其自身的特点，为了使风能捕获的效果最佳，就必须使开关磁阻发电机与风力机能够良好地配合，通过对发电系统的控制，使风力机工作在最佳功率特性曲线上。图1-5这是一种由反并联的晶闸管相控整流电路构成的交管的触发延迟角，就可以改变输出交流电压的幅值。这种变换器的输出电压是由若干段电网电压拼接而成，因而含有大量的低次谐波，其输入、输出特性一般不理想，但功率可双向流动。通常由36管6脉波三相桥式电路构成的交交变换器输入功率因数低，输出电压中低次谐波含量大，对发电机和电网均造成严重的谐波污染和负面效应；采用72管结构的12脉波变换器虽然降低了谐波含量，但结构和控制复杂，不适合用作的励磁电源，因此不宜在双馈式风力发电系统中作转子励磁变换器应用。矩阵式变换器自1976年被提出以来，欧美和日本的许多大学和公司对其进行了大量深入的研究。矩阵式交交变换器是一种交交直接变换电路，所用的开关器件为全控型，主电路拓扑结构简单，可在功率因数接近于1的工况下运行，能量也可以双向流动，但目前无商品化大功率双向开关器件。日本富士电机公司在2003年开发出了适用于矩阵式变换器的逆阻式（veokng，）模块；日本安川电机公司于2004年研制成功22k矩阵式变换器产品样机；英国ongh大学也于2004年成功开发了一台用于军用装甲车传动的150k矩阵式变换器异步电机调速系统。理论上讲，采用矢量控制的矩阵式交交变换器是一种输入、输出特性好，无电力谐波，无需电容等无源器件，用作风力发电系统励磁电源时，功率可双向流动，是一种绿色变换器，是兆瓦级变速恒频风力发电未来的最优化选择之一，但这方面还缺乏深入的理论研究和大功率工程应用，其故障保护也存在问题，离兆瓦级大功率实用化尚有一定距离。随着技术和高速自关断型功率器件的发展，变换器已不是一般传统意义上的变换器，当变换器从电网吸收电能时，它运行于整流工作状态；当变换器向电网输出电能时，它运行于有源逆变工作状态。变换器实际上是一个交、直流侧均可控的四象限运行变换器，既可工作于整流状态，又可工作于逆变状态，其网侧电流和功率因数都是可控的，其更科学的称谓为靠背（kok）的变换器组成的双型变换器可作为转子交流励磁变换器，在变速恒频风力发电系统中的应用原理如图16所示。图中靠近转子的变换器称为转子侧变换器，靠近电网的变换器称为网侧变换器。图1-6双PWM非单位功率因数运行状态：此时电源电流的基波与电源电压具有一定的相位关系。当控制电源电流为正弦波形，且与电源电压具有的相位差时，变换器可作为静止同步补偿器（）运行。另外，在变换器非单位功率因数运行时，也可控制其电源电流为所需的波形和相位，即可作并联型电能质量控制器（）运行，可实现电能质量和功率因数控制，使传统的网侧变换器同时实现风电并网、谐波抑制和无功功率补偿的功能，即实现柔性并网运行和无功补偿一体化功能。随着风电机组装机容量的进一步增大，对大容量、高品质励磁电源有了新的需求，两电平双交流励磁电源将显露出一定不足之处。在当前的电力电子器件制造水平条件下，变换器采用多电平方式可以获得更多级输出电压，波形更接近正弦，谐波含量更少，电压变化率更小，可获得更大的输出容量。采用飞跨电容型拓扑结构的多电平变换器由于电容实际数值的容差，使上、下桥臂元器件的死区时间不准确，再加上负载不平衡等诸多因素，该变换器普遍存在电容电压不均衡问题；采用二极管钳位型拓扑结构时，其分压电容也存在电压均衡问题；级联式多电平拓扑结构不存在电容电压均衡问题，不需要钳位二极管和电容，适合于调速控制，但是需要多套独立直流电源，直流电源电路复杂。这些缺点都制约了多电平变换器目前在大型风力发电领域的广泛应用。尽管如此，公司已开发出采用中点钳位（）三电平变频结构、器件采用的三电平全功率变换器产品，随着海上风力发电的迅猛发展，多电平变换器在风力发电中的商业化应用必将获得进一步推广。馈式风力发电系统中的网侧变换器实际上就是通常的三相电压型变换器。一般来说，凡是满足上述控制目标的变换器的控制策略均直接功率控制四种。电网电压定向的矢量控制将电网输入电压和电流转换到两相同步旋转坐标系下，然后使用双闭环调节器来实现对网侧变换器的控制，其中内环调节器控制d轴和q轴的电流，而外环调节器控制直流侧电压和无功功率。基于电网电压定向的直接功率控制通过检测直流侧电压、为零，然后根据功率的差值来选择功率开关管的工作状态，采用类似于直接转矩控制的ngng控制。比照感应电机的控制方法，可以将变换器系统看成为一个虚拟电机，虚拟磁链定义为电网相电压的积分，滞后于电网电压90，将电网输入电阻、电抗和电网相电压分别认为是虚拟电机的定子电阻、定子漏抗和反向电动势。这样就可以将变换器视为一个感应电机来实施矢量控制或直接功率控制。性比较低，但是需要较高的开关频率，需要高档的处理器和转换器。它们都可以实现有功功率和无功功率的解耦控制，理论上都可以应用的开关周期限制了它的使用，所以在实际的风力发电中，网侧变换器的控制主要还是使用基于电网电压定向的矢量控制。西安交通大学的董晓鹏在传统的电压电流双闭环基础上增加了负载电流前馈控制，很大程度上提高了变换器的抗负载扰动能力。浙江大学的贺益康、赵仁德在完成了风电网侧变换器传统的电压电流双闭环控制实验的基础上，提出了一种改进的q*0明该方案可以较大程度上提高网侧变换器的抗负载扰动能力。合肥工业大学的张崇巍等针对采用型滤波器的大功率风力发电网侧变换器提出了利用变换器输出电流闭环控制与电压电流双前馈补偿相结合的控制策略，并进行了仿真研究，表明系统不仅响应速度快，而且具有较好的抗干扰性和鲁棒性。新的风电并网导则要求风力发电机在电网故障时能够不脱网运行，这也就是说，要求网侧变换器能够在三相电网不平衡的状态下正常工作，这就要求控制器具有大范围稳定及良好的跟踪性能。但是，由于变换器本身的多输入、多输出、强耦合、非线性的系统特性，以上大多数的控制方法都是依赖于近似线性化的模型或者带补偿的线性控制器，这些方法在诸如具有大电容的特定条件下或者有限的工作范围内才能正常工作，所以依赖于近似线性化的模型，系统的全局稳定性以及跟踪特性的严格理论证明很难得到。为了改进以上所提到的缺点，ouug和uk基于李亚普诺夫函数构建了一个具有全局稳定性并可以硬件实现的控制方法，具有良好的动态响应。但是控制器的实现需要稳态时的镇定点，而这个镇定点依赖于电路参数和负载电阻，从而在状态变量中会有轻微的稳态误差，而且其鲁棒性还需要进一步研究。nnhn等将微分几何理论的非线性控制理论引入到变换器的控制中，实现了变换器的输入输出精确线性化控制，实验表明利用精确解耦线性化的变换器控制策略，加速了直流电压响应，直流电压的跟踪比常规的控制快，电流波动小，同时电容器的电容量大大减小，增加了系统的可靠性，并可减少设备的成本。但是这种状态反馈线性的方法将问题引入到几何域中进行研究，利用复杂抽象的微分几何的方法，运算复杂，控制方法在工程上较难实现。双馈发电机可以被看做是具有旋转二次绕组的变压器，其中定子和转子绕组之间的耦合系数随转子位置的变化而连续变化，发电机模型可以通过具有时变电感的微分方程来描述，但是这种模型往往很复杂。20世纪20年代，kR提出了一种新的电机分析理论（即著名的k变换），可将三相电机等效为两相电机来表示，巧妙地消除了由于电路的相对运动和电路磁阻的变化引起的全部时变电感；30年代，nyH指出通过将转子变量变换成与假想的静止绕组关联的变量，异步电机的电压方程中由于电路做相对运动导致的时变电感也可被有效消除，转子变量被变换到一个固定在定子上的静止参考坐标系。后来，on提出了一个将定子和转子共同变换到一个与旋转磁场一起运动的同步旋转考坐标系的变换，这种变换非常重要。u和ho提出了通过将定子和转子变量归算到一个共同的以任意转速旋转的参考坐标系（任意参考坐标系）上，onD提出了一个将定子变量变换到固定在转子上的旋转参考坐标系上的变换，通过这些变换都可有效消除时变电感。dkns 在总结前人工作的基础上并结合自己多年对电机的研究成果，撰写了闻名于世的《交流电机统一理论——在实际问题上的应用》书。1971年，unP和kA在美国联合申请了异步电动机定子电压的坐标变换控制专利，公司的hke和oorW提出了异步电动机磁场定向控制理论，即采用矢量变换的方法研究交流电动机的动态控制过程，实现了以转子磁链定向为基础的磁通和转矩的解耦控制，从而使得交流电动机传动控制系统的动态特性有了显著的改善，开辟了电气传动领域的新纪元，成为现代交流调速技术发展的开端，这在电气传动自动化发展史上具有划时代的意义。尽管矢量控制具有很好的动态调速性能，但是由于矢量控制实现时需要进行复杂的坐标变换，并且对被控电机的参数精确性要求较高，从而使得系统的实际控制效果难以达到理论分析的结果。1985年，德国鲁尔大学的pnbok教授在电压矢量控制和磁通轨迹控制的基础上，首次提出了直接转矩控制（toqueono，）的理论，随后又有学者将该理论推广到弱磁调速范围内。与矢量控制不同，为了避免矢量控制中复杂的坐标变换，直接转矩控制估计的磁通为定子磁通，而非矢量控制中的转子磁通。因为定子磁通仅与定子电阻有关系，从而大大减小了对电机参数的依赖性。该方法跳出了交流传动调速技术研究的传统思维框架，不去考虑各个物理量如何解耦，而将定子电流分解为转矩分量和励磁分量，取消坐标旋转变换，简单地通过检测到的定子电压和定子电流，并根据与给定值比较所得的差值，利用定子磁场定向和离散的两点式调节（ngng控制）产生信号，直接对逆变器的开关状态进行最佳控制，以获得转矩的高动态性能，实现磁链和转矩的直接控制，从而使得直接转矩控制异步电动机调速系统更为简单。经过二十多年的发展，直接转矩控制的性能有了较大提高，理论比较成熟的是德国和日本，已进入实用化阶段。ohdO一种新颖的保持转子功率因数为1的基于开关表的滞环直接转矩控制策略，实验证实了采用该控制策略的双馈发电机可运行于超同步和亚同步状态。由于采用直接转矩控制在双馈发电机起动和低速运行时系统性能恶化，在直接转矩控制的基础上，提出了直接功率控制（torono，），克服了转子电流采用控制器时系统性能高度依赖精确的电机参数的缺点，简化了系统设计，提高了系统稳态、暂态性能，是今后值得研究的一种控制策略。RashedM提出了将滑模控制应用于变速恒频双馈发电机风力发电系统，标准的滑模控制是典型的非线性控制，可应用于系统模型不确定和学模型的被控对象，所以在双馈发电机转子侧采用模糊控制器取代传统控制器，使得发电机运行中比例、积分参数可以自适应调整，系统动态响应更快、稳态误差更小、控制精度更高。无论风电场采用何种风电机组，风电接入电网都会对接入地区电网带来不同程度的影响，而在风电穿透功率较大的电网中，风电会对电力系统电能质量、电压稳定、有功暂态稳定性及频率稳定性都会发生变化。统的稳态电压分布状态的，但其改善程度随风力发电机类型、风电场接入位置、风电场容量、接入电网系统的比值不同而有差异，如果选择不当会导致过电压。对于比值低的线路，分布式发电系统需要用有功功率来进行有效电压控制；对于在风力发电系统中，风能是不可预测的能源，有功功率随风速变化而不断变化。如果风电场与电网连接线路的比较低，那么在风速波动较大的情况下，会使电网电压有较大幅度的波动，严重时将危及系统的电压稳定。而在比值较高的线路中，可以装设无功补偿设备来抵消随风速变化的有功功率引起的电压波动。因此，选择合适的线路比值有利于风电并网系统的电压稳定性。因此，有学者提出采用静止同步补偿器（）应用于风电场动态无功补偿，可以达到稳态电压调整、暂态电压支撑以及改善电能质量的目的，确保风电顺利并入交流主网。研究结果充分说明是一种非常适合大型风电场并网动态无功补偿的电力电子装置。1997年西门子公司将8vr投入丹麦bog风电工程，器件采用，主电路采用2电平电路，该装置能够实现四象限运行，可向风电场发出或吸收无功功率，优化了风力发电机的输出功率。表1-3风力发电系统低电压穿越（LVRT）跌落时能够保持不脱网运行，即要求DFIG风电机组具备低电压穿越（LowVoltageRideThrough，LVRT）能力。LVRT随着风力发电装机容量的不断扩大，电力部门对风力发电机（或者风电场）电网电压控制、低电压穿越（）控制以及电能质量控制等。对于双馈型风力发电机而言，由于在双馈发电机的定子电压方程中含有两个换器中电力电子器件的耐压和过电流能力的限制，使其难以承受双馈发电机这一严重的过渡过程，为了保护转子侧变换器，通常采用obr电路对其进行保护，即所谓的撬棒保护电路。在图17图的主要区别在于电压跌落度和持续运行时间的要求不同。这些特性曲线表明，当电网电压处在图中低电压线以上区域时，风力发电机不得脱离电网，并且必须按要求向电网提供有功功率和无功功率的支持。为了风力发电能够得到大规模的应用，并网风力发电机必须具备能对风电设备的故障运行进行了大量研究，并提出了各种技术。按照低电压穿越硬件保护电路安装位置的不同，下面分别介绍了定子侧、直流母线、转子侧三种通过增加硬件设备实现的方法。图1-7在采用硬件保护电路协助双馈发电机实现低电压故障穿越的技术中，定子侧开关方法的基本思想是在电网电压跌落期间采用定子并网开关将变换器向电网提供无功功率。该方法的优点是可以避免电网电压的骤降和骤升对于网侧变换器的容量较小，对电网恢复的作用比较有限。加拿大nosd等人提出一种新颖的风电机组装置及其控制方法，该装置由一系列与双向交流开关并联的电阻阵列构成，连接在定子与电网传输线之间，如图18所示。当电网电压正常时，所有交流开关导通；一旦检测到电网电压下降，则通过控制交流开关的触发延迟角来调节整个装置的等效阻抗，输出的电流流过该阻抗后将提高定子端电压，从而保证端电压在一定的数值之上。这种方法的优点是可以在电网电压跌落的情况下保持与电网的连接，缺点是需要大量大功率晶闸管，硬件成本较高，且电阻损耗大，目前该方法实际应用很少。图1-8DFIG.hn和..nny等人提出附加一个额外的电网侧串联变换器来提高机组的能力，其电路拓扑结构如图19所示，该网侧串联变换器具有以下几个功能：图1-9具有电网侧串联变换器的DFIG电网电压跌落时，电压降低导致网侧变换器控制直流母线电压的能力减弱，不能及时将转子侧过剩的能量传递到电网，可能导致直流母线电压快速泵升，危害直流母线电容安全。为此有必要使用直流ob电路，利用电阻吸收转子侧多余的能量，防止直流母线电压过高，其电路拓扑结构如图110所示。直流ob电路可将母线电压泵升限制在一定数值以下，但是对由电网故障引起的直流母线电压降低则无能为力。针对上述直流ob电路的缺点，.bby等人提出在电网电压跌落期间使用不间断电源（nnupbeoruppy，）来维持直流母线电压的方法，电路拓扑结构如图110b所示。中的能量存储系统（）使用超级电容储能，其优点是既可以在直流母线电压过高的情况下吸收直流母线上的能量，也可以在直流母线电压过低的情况下释放能量，从而可以维持直流母线电压在一定的范围之内。该方案的缺点是成本过高，限制了其商业化推广应用。图1-10使用ob电路的优点是可以确保励磁变换器的安全，加快故障电流的衰减，缺点是obr电路动作期间将短接转子绕组，使复杂。此外ob电路的投入和切除时刻选择也十分重要，选择不当将一方面引起obr电路多次动作，另一方面可能引起大电流冲击，这将是ob技术要深入研究的内容。图1-11两种典型的Crowbar图1-12带钳位单元的新型Crowbar第2图2-1（一）式中 实际上，可以认为双馈发电机中交链各绕组的磁通只有两类：一类是只与定子或转子某一绕组交链而不穿过气隙的漏磁通；另一类是穿过气隙的公共主磁通。用表示定子漏磁通所对应的定子漏感值，用表示转子漏磁通所对应的转子漏感值，用表示与主磁通对应的与定子一相绕组交链的最大互感磁通所对应的定子互感值，用表示与主磁通对应的与转子一相绕组交链的最大互感磁通所对应的转子互感值（折算后定、转子绕组匝数相等，且各绕组间互感磁通都通过气隙，磁阻相同，所以可认为）。那么定子、转子的自感分别为把转子电流、b、和转子磁链ψ、ψb、ψ折算到定子侧，折算的原则是转子的匝数从2变为1，折算前后磁链不变，那么折算后的转子电流和磁链为（二）把转子电压ua、ub、uc，转子电流ia、ib、ic，转子磁链ψa、ψb、ψc以及转子电阻Rr可见，Mrs=MT。把磁链方程（2-13）代入电压方程（2-14），（三）式中，aK双馈发电机中定、转子共有六个绕组（载流回路），可令I=（iAiBiCiaibic）T，ψ=（ψAψBψCψaψbψc）T式中

图2-2，那么0，所式（218）、式（227）、式（229）组成了、、静止坐标系统中双馈发电机的基本方程式。由于式（218）中的阻抗阵是角的周期性函数，自然也就随时间变化，故而在、、种数学模型较少被采用。早在20世纪20年代，科学家们就开始了电机理论的新探索，其中kR则，实际上就是用同步转速随转子旋转的假想绕组的变量来代替与同步电机定子绕组相关联的变量，其本质是将定子变量变换到或归算到一个固定在转子上的同步旋转参考坐标系上。通过这种变换（k变换），消除了由于电路的相对运动和电路磁阻的变化引起的全部时变电感。30年代，nyH量被变换到一个固定在定子上的静止参考坐标系（、、0变换）。后来，on提出了一个将定子和转子变量共同变换到一个与旋转磁场一起运动的同步旋转参考坐标系的变换（d、q、0变换）。这种坐标变换的优点是当、、坐标系中的变量为正弦函数时，d、q坐标系中的变量为直流量，目前大多数双馈发电机的计算机仿真建模选用这种模型。onD提出了一个将定子变量变换到固定在转子上的旋转参考坐标系上的变换，后来u和ho指出通过将定子和转子变量归算到一个共同的以任意转速旋转的参考坐标系上，都可以把时变电感消除。通常采用各种坐标变换来改造式（218）和式（227），使双馈发电机的动态特性的分析和求解变得比较容易进行。通过这些线性变换，能得到一个具有清晰物理意义的简化形式，在新的坐标系统中，双馈发电机的基本方程式被称为该坐标系统中双馈发电机的数学模型。下面将对坐标变换和两相同步旋转坐标系上双馈发电机的数学模型进行较为详细的介绍。图2-3设变换前电压矩阵方程为式中，IT，I′T分别为I和I′式中，InC-1=CT（2-可逆的。这种变换存在的问题是变换前后绕组匝数不等，失去了静止坐标系（、、坐标系）和同步旋转坐标系（d、q、0坐标系）下变量之间单位对单位的对应关系。图2-4三相/三相静止到两相旋转（3s/2r）取垂直的坐标d、q，如图24所示，d轴与定子相轴线之间的夹角为1，d轴与转子a相之间的夹角为2，转子轴超前定子轴的角度为采用d、q两相系统取代换、、三相系统，这种变换可以看成一种将定子量折算到转子侧的手段，类似于在变压器中用匝数比将二次侧量折算到一次侧。设三相系统每相绕组匝数为3，两相系统每相绕组匝数为2，令三相系统总磁动势等于两相系统总磁动势，则有再定义一个零轴电流，设，如果d、q轴与定子旋转磁场（也是转子旋转磁场）同步旋转，那么d1dp11（1是定子旋转磁场角速度），ddp（是转子旋转角速度），d2d2（2是转子转差角速度，21-）。这种变换被称为同步旋转d、q变换。变换后的系统被称为同步旋转d、q坐标系统。三相静止到两相静止（3s/2s）如果把两个互相垂直的坐标轴d、q固定在定子上，并且取d的方向与定子相绕组轴线一致，那么这种变换被称为静止三相两相变换，为了将它区别于旋转的d、q变换，通常用互相垂直的、轴代替d、q轴，并称为、变换（轴类似d轴且与定子轴同方向），如图24所示。在、变换中，因为图24中的10，p10，所以类似于公式（24），我们有变换阵在、变换中，若转子各量也变换到与定子相同的、系统，则转子变换阵中的某些元素就应该是角的函数，而不全是常数。因为原转子a、b、系统与变换后的、系统之间有相对运动，如果我们把转子a、b、系统中的各量变换到与转子a相绕组相对静止的、β系统（常取轴与转子a轴方向相同），那时变换阵中的元素类似于式（24），全是常数，这当然也是由于变换前后的两个坐标系统之间没有相对运动之故。两相静止到两相旋转（2s/2r）其中，变换矩阵C2s/2r及其反变换矩阵C2r/2s 况相一致，当采用变换阵的系数为时，等效的d、q轴绕组的匝数是abc绕组 倍，这就失去了静止坐标系和同步旋转坐图2-5二相静止/两相同步旋转坐标系下双馈发电机动态数学模型（Kron方程图2-6两相同步旋转dq（一）d、q、0 得因为θ1把以上三式代入转子a相绕组电压方程 得（二）d、q、0把式（244）和式（24）的定子和转子三相电流代入式（213），再把式（21）的定子和转子三相磁链代入式（243）和式（247）的定子和转子d、q磁链方程，即得到式（262）、式（26）、式（266）就是双馈发电机在d、q、0系统中的电压和磁链方程式。由于在这三个式子中零轴电压、电流、磁链独立于d、q轴参数，它们的求解与d、q轴变量无关，图27给出了双馈发电机按电动机惯例的d、q动态模型等效电路，同步旋转d、q效电路的一个突出优点是：当、、系统中的变量为正弦波时，d、q变量是直流。电机中所有电压、电流、磁链、转矩公式都是从数学上的坐标变换关系求得的，其实，d、q系统中的电压和磁链方程及转矩方程也都可以根据其物理意义直接引出。图2-7双馈发电机的d-q轴动态等效电路-d、q 为dq坐标系等效两相定子绕组的自感 式中，ω1为d、q轴系统的旋转速度 步旋转d、q（三）d、q、0式（270）～式（27）为双馈发电机在两相同步旋转dq0于两轴互相垂直，之间没有互感的耦合关系，当三相静止坐标系中的电压和电流是对称正弦交流时，等效的两相变量是直流，简化了控制系统的设计与实现。图2-8双馈发电机的d-q轴动态等效电路-将磁链方程代入电压方程，得到dq坐标系下的电压—（三）变换到dq第3风电场场址的选择是一项复杂的工作，涉及工业技术、经济指标、自然地理、环境保护等诸多方面。综合考虑风能资源和非气象因素（接入系统的条件、交通条件等），能资源，取得该场址内的风能资源数据。应用软件对测风数据和气象数据进行风能资源评价和年理论发电量计算，在此基础上进行机型比选和相应的计算，采用nd软件进行机位布置，通过对若干方案的技术、经济指标比较论证后，确定风电场选定的风电机组形式、单就是使整个项目的经济性最好。图3-1表3-1风的湍流是风速、风向和垂直分量的快速扰动和不规则变化。这是非常重要的现场特征，因为高的湍流将引起风电机组输出功率下降以及部件严重超载。对于选址来说，最普通的湍流指标是风速的标准偏差（）。将这个值用平均风速来标准化后给出湍流强度（），整体评估风电场的湍流。的定义为10n内标准风速偏差与平均风速的比值：式中，n为平均时段内的记录数目；ρ为空气密度，单位为kg/m3；v3为第i个风速（m/s）式中，p0为标准海平面大气压（101325Pa）或当地风电场调整到实际海平面的压力读数；g为重力加速度常数（9.8m/s2）；z代入p0、R和g图3-2WAsPnd是英国dn公司和其合作者于1998年推出的用于风电场设计和分析的软件，主要用于分析、设计、优化风电场（多应用于微观选址），可同时考虑地形和尾流效应来计算风电场发电量，现在越来越被大家认可。该软件使用了软件的部分结果，又进一步开发了许多风电场设计所需的功能，目前的最新版本是4.1。MCP+图3-3WindFarmernd是世界著名风能咨询公司——丹麦公司开发的风电场规划设计软件，经过20好的风资源分析与风电场设计软件之一。全世界有900多家公司、机构，包括主要的风机制造商、开发商、工程公司、电网公司，政府规划部门和研究机构都在使用该软件。兼容多种数字化资源文件，如卫星照片、SRTM（ShuttleRadarTopologi-calMission）等高线数据等，为描述规划风电场外围10km的粗风能资源测量是一项很重要的工作，主要指导文件为GB/T18709—2002《风电场风能资源测量方法》。此外，必须注意以下方面：根据T5067—1996程地质条件、接入系统条件，还应初步选择一种机型，比较各场址的年发电量，比较各场址的地形和交通条件，比较各场址的工程地质条件，比较各场址的接入系统条件。由于场址的空气密度一般不等于标准空气密度1.225kg/m3气密度之比，这种方法与实际情况相差较大。目前在风力发电项目可行性研究报告中，通常假设尾流效应造成的能量损失是1%～3，或者仅考虑均匀风速场情况。应根据风力发电场风向玫瑰图和风能密度玫瑰图显示的盛行风向、年平均风速等条件，确定主导风向，机组排列应与主导风向垂直。对平坦、开阔的场址，可以单排或多排布置风力发电机组；在多排布置时应尽量考虑呈“梅花形盐城市响水县位于盐城市北部，盐城、淮安、连云港三市交汇处，介于东经11929′～12005′、北纬3056′～3432′之间，地处淮河下游，东临黄海，县域地势四面环水，西高东低，略呈帆型，气候上属暖温带南缘，大陆性季风气候区。盐城市海岸线长，滩涂广阔，土地资源丰富，尤其是射阳河口以南，是淤长型海岸，滩涂向外海不断淤积，且浅海区辽阔，是建设风电场的理想地区。盐城南部海域，416万2可建容量100万kW的风电场；971万2的潮间带可建容量200万k的风电场；在向东延伸的1387万2近陆海域潮下带，可建容量300万k量是丹麦最大风电场的35倍，是建设近海风电场的理想场所，周围环境空旷平坦，交通便利，并网条件较好。表3-2为了有效评估风电场的风能资源，应对原始的测风数据进行验证，检验其连续性、完整性和合理性，检验出不合理的数据和缺测数据，并对其进行处理。根据T18710—2002对比分析，根据有效值范围，分析判断找出不合理的测风数据。经统计计算，5001#测风塔的有效数据完整率为97.4%，5002#测风塔的有效数据完整率为91%，满足T18710—200《风电场风能资源评估方法》中有效数据完整率应在90%以上的要求。根据GB/T18710—2002标准，对不合理数据再次进行判别，挑出符合实际情况的有效数据，回归原始数据组。根据测风塔的相关关系，以表3-32007年5001#表3-470m图3-45001#测风塔70m图3-5测风塔70m图3-65001#测风塔70m图3-75001#测风塔70m图3-85001#测风塔70m高度测风年风速和风能频率分布直方图及风速Weibull图3-95001#测风塔70m根据GB/T18710—2002标准中“风功率密度等级表”（见表3-5），表3-5注：1.不同高度年平均风速参考值是按风切变指数为1/72.与风功率密度上限值对应的年平均风速参考值按海平面标准大气压及风速频率符合瑞利分布推算。风电场地区风能资源较好，对照GB/T18710—2002，各高度处风功率密度等级属于根据风能资源分析评估结果：风电场70m高度年平均风速为6.3m/s，年平均风功率密度为269.6W/m2，年有效风速小时数为SL77-1500、东汽FD77A、丹麦VESTASV90-2000、金风GW90-2500。各风力发电机组机型特征参数见表3-6，各风力发电机组功率曲线如图3-表3-6（续图3-10对选定的风机机型进行优化，采用nd软件进行机位布置，优化前对软件相关参数进行设置，同时软件在优化排布时考虑了安装风机的最大坡度角，尾流模型采用软件内置的修正模型。从风能资源分布图上可以看出，风场区域内地形平坦，没有大的起伏，风能资源分布均匀。因此，为提高风机对有效风能的利用率，采用最小风机间距为5（为风机叶轮直径）的方式进行机组布置，考虑到尾流损失、湍进行综合比选，最后采用计算各种方案理论年发电量，各机型技术经济指标见表37。表3-7风电场各风机年理论发电量和等效满负荷小时数最高的为90200次为771500、77、902500、771500。从年理论发电量和等效满负荷小时数的高低方面考虑，选取90200风电机组作为进一步优化比选的机型。风电场地区风能资源较好，对照GB/T18710—2002，风功率密度等级属2级，利用1∶5000地形图可计算出较为详细的风能资源分布情况，图3-11从风能资源分布图上可以看出，本工程风场区域内地形平坦，没有大的起伏，风能资源分布均匀。针对90200机型进行最小间距4布置、5布置，行间距规则布置采用垂直于主导风向4、平行于主导风向6，即46布置，进行年理论发电量计算和综合比对。由于场区属于平坦地形，采取最小间距4的布置方案进行布机使得风机间距过于紧凑，增大了尾流，减小了发电量；而采用4电量比5间距布置的发电量稍小，同时，部分风机的尾流超过了10。因此，为提高风机对有效风能的利用率，采用最小间距5的布置方案更为合理，即考虑了风机间的合理距离，又增大了发电量。5机位布置方案年上网电量见表3，布机方案如图312所示。表3-85D图3-125D表3-9风电机组布机点坐标及年理论发电量（V90-2000×100台（续（续（续第4DFIG的运行控制是通过其转子变换器实现的，双馈发电机转子侧控制的主要目的就是通过定子磁链定向矢量控制（或其他矢量控制）达到对电机转速的控制，使转子转速跟踪风速的变化，使定子侧输出电流频率恒定，从而达到变速恒频，通过对其转子侧变换器采用磁链定向与前馈控制结合的策略达到控制电机转速及有功、无功功率，实现有功和无功功率的解耦，进而获得灵活的无功调节能力，同时实现发电运行状态最大风能追踪控制。其中电流内环和转速外环的设计优劣对系统性能起至关重要的作用，本书对电流内环和转速外环采用常规控制器、内模控制器（nnlodlono，）、模糊控制器进行对比分析，针对850k风机进行了仿真分析；在此基础上，研究了目前国际上比较新颖的直接功率控制（torono，），该方法通过直接对逆变器的开关状态进行最佳控制，就可以对有功功率和无功功率进行高效的动态控制，在很大程度上减少了电机参数变化对精度的影响，而且具有动态响应快、鲁棒性好、控制单元简化的优点，并对小功率双馈式风电系统进行了相应的仿真研究。转子侧变换器PI基于定子磁链定向的双馈式变速恒频风力发电系统转子侧变换器的控制，实质上是一个双闭环控制系统，主要由内环—转子电流控制环和外环功率控制环组成。内环由d和q两个控制通道组成，采用输出带限幅的控制器，电流误差经调节后输出电压控制量，然后叠加上电压前馈解耦补偿分量，即可得到同步旋转坐标系中的转子电压控制量，再经过坐标变换和空间矢量脉宽调制的流。外环为功率控制环，根据有功、无功功率给定和经过计算得出的反馈值进行比较后输入控制器，有功功率控制环节，根据当前的风速计算出对应于风力机最佳叶尖速度比的有功功率值作为有功功率环节的给定，和经计算得到的反馈值比较后的差值送入带输出限幅的型控制电流环PI由转速外环和电流内环构成的双闭环系统。由转速外环和电流内环的开环传递函数构成的系统并不是典型系统，一般可以采用调节器，将电的调节器参数一般并不是最终的结果，只是给出了参数的大致范围。设计的一般原则是：从内环开始，一环一环地逐步向外扩展。在这里，先从电流环入手，先设计好转子d、q轴电流环节的调节器，然后把q轴电流环看做是转速调节系统中的一个环节，再设计转速调节器。因此，需要设计的共有三个调节器参数：两个电流内环控制器和一个转速外环控制器。图4-1电流环PI令，则校正后的电流环开环传递函数转速环PI转速环控制闭环系统原理图如图42所示，在负载扰动（风力机驱动转矩扰动）差，必须在扰动作用点之前设置一个积分环节，因此将转速环设计成Ⅱ型系统。风力发电中风速常会突变，转速控制系统需要有较好的抗干扰性能，典型Ⅱ型系统能够满足这一要求。图4-2转速环PI τω=hT∑（4-在具体的系统调试中，计算得到的调节器参数只是给出了参数的大致范围，在调试时，上述计算结果作为调节器的初始参数，然后需在双馈风力发电系统电流内环和转速外环的控制中，一般多应用常规控制器。内模控制结构是由oo首次提出，aC等人于1982年发展了内模控制。由于不过分依赖被控对象的准确数学模型，对模型精度要求低，系统跟踪调节性能好，抗干扰性强，且设计的控制器结构简单，参数单一，可减少试错的步骤，易于工程实现。对于低阶系统，的优点是可以使用或型控制器，并且在一定的系统参数和满意的闭环带宽中，的参数可以直接用代数解析式表示。可用于任何交流电机的电流或速度控制，因此本书尝试将应用于变速恒频双馈发电机风力发电系统的电流环和转速环的设计。图4-3 时，上式简化图4-4 根据电机转矩机械特性方程，假定电流内环相应要比转速外环快得多，可以认为Te=Tref，再将T作为电磁转矩控制对象的干扰量，应用内 图4-5图4-6双馈发电机的动态dq适应控制规律，对参数变化的线性或非线性对象有很强的鲁棒性。它的控制规则只用逻辑语言变量的形式定性表示，即可建立被控对象的模糊模型，特别适用于不易获得精确数学模型的被控对象。图47为一般情况下矢量控制系统中的模糊速度控制器模块。该控制器根据速度误差信号更新输出，以使实际速度跟踪上给定速度*。模糊控制器有两个输入信号，即偏差和偏差变化量（与偏差的导数有关）。在矢量控制系统中，控制器输出量是转矩电流增量q*，它的和或积分产生实际的控制信号或转矩电流给定量q*。结合风力发电系统中转速环节控制原理，可以建立如图48糊逻辑控制的双馈发电机发电运行控制框图。K1E+K2CE=DU（4-式中，K1和K2为非线性系数或增益因数，考虑到图4-7图4-7图4-8典型反馈系统中的模糊控制结构如图49所示。闭环偏差和偏差变化量通过除以各自的量化因子，被转化为对应的单位信号和。输出控制信号由量化因子和单位输出相乘得到，然后对其求和得到实际的控制信号用到同类性质的所有被控对象中，这使得模糊控制器的设计更为方便。量化因子可以是常数也可以是可编程的，可编程的量化因子可用来调节不同控制区域的灵敏度，或使同样的控制策略可应用到相似的反馈闭环系统中。图4-9对于图49所示的模糊转速控制系统，其输入信号为和，输出信号为，各信号的模糊集及其对应的三角形隶属函数分布如图410所示。定义模糊集合如下：零，S正小，正中，正大，S负小，负中，负大，S正非常小，S负非常小。涵盖整个区间的各变量论域用单位值表示。信号（pu）和（pu）有7个（隶属度函数），因为在原点处（稳态点）定有9个，所有在变量的正负半轴是对称的。模糊控制规则库由一系列型模糊逻辑条件语句构成。表51给出了转速模糊控制器中对应的规则表。规则矩阵的第一行和左数第一列表示输入变量和的模糊集合，矩阵主体元素表示输出变量的。规则库共包含7749条规则。在模糊控制器的设计中，一般有如下规则：①如果（pu）和（pu）都为零，那么保持目前的控制量，令du（pu）0；②如果（pu）零，但却以理想的速度接近零，那么保持目前的控制量；③如果（pu）增长，那么根据信号（pu）和（pu）的大小改变控制信号du（pu）使（pu）趋于零。图4-10

图4-10转速模糊控制的隶属函数（续表4-1图412到图414为采用三种控制策略时转子电压、电流与转速仿真波形。设定转速在仿真第1时从超同步速1650n突降为亚同步速1350n，在第2时突然恢复到1650n，无功电流在第3时从零突增为300。从各图转子电流、电压波形可以看出，在超同步速时以单位功率因数运行于整流状态，在亚同步速时以单位功率因数运行于逆变状态，第3之后具有提供一定容量无功功率的能力。图4-11三种控制策略下DFIG图4-12采用PI控制时DFIG图4-13采用内模控制时DFIG图4-14采用模糊控制时DFIG直接转矩控制系统简称（toqueono）系统，是继矢量控制系统之后发展起来的另一种高动态性能的交流电动机变压变频调速系统。1985年，德国鲁尔大学的pnbok教授在电压矢量控制和磁通轨迹控制的基础上，首次提出了直接转矩控制理论，该方法跳出了交流调速技术研究的传统思维框架，不去考虑各个物理量如何解耦，而将定子电流分解为转矩分量和励磁分量，取消坐标旋转变换，简单地通过检测到的定子电压和定子电流，并根据转矩偏差和定子磁链幅值偏差的符号，直接对逆变器的开关状态进行最佳控制，以获得转矩的高动态性能，实现磁链和转矩的直接控制，从而使得直接转矩控制异步电动机调速系统控制更为简单。1994年，成功地将应用到异步电动机的通用变频器上。PowerControl，DPC），克服了系统性能高度依赖精确的电机参数的缺点，简化了系统设计，提高了系统稳态、暂态性能，是今后值得研究的式中，、为定、转子磁链；、I为定、转子电流；、为定、转子电压；、、为互感、定、转子漏感；、为定、转子绕组自感；、为定、转子绕组电阻；上标表示静止坐标系；r上标表示旋转坐标系；下标表示定子；下标表示转子。图4-15图4-16θs=ω1-ωr（4-从上式可以看 为恒定的参数，变量 ，所以通过分别调 就可以达到分别控制有功功率和无功功率的目的，这说明定子有功功率和无功功率的控制可以转化到对图4-17上式显示了非零电压矢量对有功功率和无功功率的作用效果在电机运行于超同步速和亚同步速时是完全不同的。在超同步速时（ω1-0由以上分析可知，电压矢量能使转子磁链向靠近给定电压矢量的方向移动。只要已知转子磁链位置，就可以求出每个电压矢量对转子磁链的调节作用。进一步可以得到这些电压矢量对变量的调节作用，这样有功功率和无功功率的控制就化为对这八个电压矢量的调节。表4-2开关电压矢量对功率作用效果表（↑增加；↓降低 值偏小，要达到有功功率的给定值，必须选择一个电压矢量使磁链增加。以扇区2为例：可以选择u4、u5使有功功率增加，其他扇区可以类推 时，则Sp保持不变。无功功率控制与此相似，不再赘述图4-18表4-3（续为了计算旋转坐标系下的定子磁链，先必须计算在静止坐标系下的定子磁链ψs的值。在静止坐标系下，定子磁链可以通过下式计算得图4-19定子磁链的u-i图4-20表4-4图421为双馈发电机从亚同步变为超同步仿真波形。通过分析转子电流的波形可以得出，在0.9时双馈发电机达到同步转速，进行直流励磁，转子电流频率为零，转速超过同步速后，转子电流反相序，转子电流波形左右对称于同步转速点，与理论分析高度一致，转子电流的频率加上转子的频率等于定子电压的频率，实现了变速恒频运行目的。图4-21图422为双馈发电机在同步转速时，定子侧输出有功功率和无功功率发生阶跃突变时的仿真波形。其中有功功率的给定值在0.4的7500变为3000，无功功率的给定值在0.6由原来的0vr变为2000v（其中号表示输出功率）。当有功功率的给定值在0.4减小时，定、转子电流均降低，无功功率的给定值在0.6增加时，定子电流有所增大，发出无功功率。图4-23第5DFIG双馈发电机励磁变换器工作状态的切换是由运行区域决定的。当亚同步运行时，转子需要从直流环节吸收能量，转子侧变换器在磁场定向矢量控制下工作于逆变状态，直流环节的电容由于放电，会导致其两端的直流电压有下降的趋势，为了保持直流电压稳定，在电网电压定向矢量控制下网侧变换器工作于整流状态；当制下转换成整流状态，将侧变换器需要将直流环节的电能回馈电网，因此网侧变换器在电网电压定向矢量控制下工作状态转换成逆变状态。可见，转子侧变换器在定子磁链定向矢量控制、网侧变换器在电网电压定向矢量控制的共同作用下，两个变换器的工作状态随着转速的改变而自动切换运行状态。网侧PWM（ogeoueonv，）进行分析。假设系统在理想稳态工作时，变流器输出直流电压平均值不变，开关器件按照空间电压矢量脉宽调制，变流器交流侧的输出电压和逆变器是相同的。由于输入电感的滤波作用，忽略变流器交流侧输出交流电压的谐波，变换器可以看做可控三相正弦电压源。它与电网正弦基波电压共同作用于输入电感，产生正弦输入电流。图51为其基波等效电路模型。图5-1图5-2网侧变换器a功率因数不为1的运行状态。此时，交流侧电流基波与电网电压具有一定的相位关系。当交流侧电流正弦且与电网电压保持90系时，变换器可作为静止同步补偿器（）运行。此外，在变换器非单位功率因数运行时也可控制交流侧电流为所需的谐波补偿电流波形，使网侧变换器作并联型电能质量控制器（）运行。式中，u、ub、u为等效三相电网电压；a、b、c为变流器输入三相电流；dc为变流器直流侧输出电流；od为变流器直流侧负载电流；udc为变流器输出直流电压；S、Sb、S分别为三相桥臂的开关函数，当S1时，表示第相上管导通，当S0时，表示第相下管导通。在三相三线制无中性线系统中，三相电流之和为零，有b0，且三相电压平衡，即有uubu0，将这两个条件带入式（51）中，可得三相电压型变流器在三相静止b坐标系下的数学模型为针对双馈发电机网侧变换器的控制策略主要有两种类型：电网电压定向控制（VoltageOrientedControl，VOC）（VirtualFluxOrientedControl，VFOC）利用网侧变换器在两相同步旋转dq式中，uds、uqs为变流器交流侧电压的d、q轴分量，uds=Sdudc，uqs=Squdc上式表明d、q轴电流除受控制量ud、uq的制约外，还受交叉耦合项1d、1q和电网电压的影响。仿照转子侧变换器的控制，可以改写式（58）为图5-3 上式中u′d、u′q与各自的电流分量具有一阶微分关系，可作为解耦项，Δud、uq网电压前馈补偿量，与反馈控制相得益彰，实现了d、q轴电流的独立控制，还可提高系统动态性能。具体控制原理图如图53所示。网侧变换器采用双闭环控制，电压外环主要控制三相变流器的直流侧电压，直流电压给定与反馈的误差，经电压调节器计算有功电流给定i*，其值决定有功功率的大小，符号决定有功功率的流向。电流内环按照电压外环输出的电流指令进行电流控制，为实现功率因数为1的整流或逆变，应使无功电流分量i*0。变换器交流侧参考电压u*、u*经坐标变换后进行 根据瞬时有功、无功功率定义，电网电压定向dq可见当电网电压恒定时，调节d轴电流d1即可控制变流器输入的有功功率，调节q轴电流q1现变流器有功和无功分量的解耦控制。1＞0时，变流器工作在整流状态，从电网吸收能量；1＜0时，变流器工作在逆变状态，能量从直流侧回馈电网。1＞0时，表示变流器相对电网呈感性，吸收感性无功功率；1＜0时，表示变流器相对电网呈容性，吸收容性无功功率。网侧测直流侧负载电流，众多传感器及其信号处理电路会使结构更复杂和成本更高。直流母线电压传感器用于保证直流电压的稳定，交流电流传感器提供电流反馈信号，实现过电流保护，两者一般不能省去。无电网电压传感器控制方式应运而生，其主要实现方案分为直接功率控制图54是三相电压型整流器的主电路，其中u、ub和u分别是三相电网电压，、是进线电抗器的电感与电阻，d是直流母线电压。图54b是一台由三相变频器供电的三相交流电动机，其中a、b、e分别是电机三相定子绕组的感应电动势，、分别是定子绕组的漏感与电阻。比较两图可以发现二者存在着一些相似处。器的电感和电阻分别相当于电动机的定子绕组的漏感和电阻。在三相交流电动机的矢量控制中，普遍采用磁链作为矢量控制中的定向矢量。利图5-4PWM式中，Sd、Sq为dq坐标系中的开关函数；ud为电网电压的d轴分量；id、iq为电流的d、q图5-5d轴虚拟电网磁链定向下PWM通过式（517）就可以把对角的观测转化为对虚拟磁链的、分量的观测。式（514）给出了虚拟电网磁链与已知量的关系，但由于等号右边含有积分项，而积分的初始值未知，所以直接积分得到的结果会含有与积分初始值有关的直流偏置。这样得到的磁链轨迹在坐标系中不是以原点为圆心的圆，而是一个以相应的直流偏置为圆心的圆。磁链观测器的设计，在式（514）的基础上构造整流器开环虚拟电网磁链观测器，如图56效果。当然，高通滤波器会造成一定的幅值和相位的误差，但只要选择合适的截止频率，误差就能控制在一定范围内，这在工程上是可以忽略不计的。图5-6图5-7d轴虚拟电网磁链定向的无电压传感器SVPWM空间电压矢量脉宽调制（SVPWM）空间电压矢量脉宽调制（peoruedhoduo，M）技术与常规的正弦波脉宽调制（）相比具有直流母线电压利用率高，电流波形畸变小和易于数字化实现等优点，因而在电力电子与电气传动领域获得越来越广泛的应用。采用技术即使不做过调制处理，变换器输出交流线电压基波的最大值为直流母线电压，也比采用一般的M的变换器的输出交流电压高了15。un是当前最为流行的仿真软件之一，其中的oys库包含电气传动领域中的大部分模块，大大方便了仿真研究。但是没有现成的模块，因此在对变速恒频双馈风力发电机转子交流励磁用双M变换器的仿真中，需要自行构造的仿真模型。本书下节内容对此作详细介绍。表5-1在dq坐标系中，输出的三相相电压相对应的d、q图5-8本书对其算法作如下说明，假设参考电压矢量Uout位于1扇区，则Uout可以用U0°和U60°用dq式中，T为开关周期；T1、T2为U0°、U60°作用时间；T0为零矢量作用时间 的幅值都 ，可计算得同理，可计算参考矢量在其他扇区时相邻矢量的作用时间。当然，必须进行饱和判断，即如果T1+T2＞T由前面分析可知，如果要计算T1、T2，则必须要知道参考电压矢量所在的扇区。设N=A+2B+4C 表5-2N与扇区及矢量作用时间T1、T2若已知的调制周期，根据上面的算法很容易计算相邻矢量作用时间。但必须合理选择零矢量000和零矢量111，才能限制开关频率，减少开关损耗。选择零矢量的原则是，使逆变器开关状态每个周期只变化一次。确定好每个扇区开关状态的先后顺序，以减少不必要的开关动作。以扇区1为例，如图59所示。假设零矢量000和111在一个开关周期中作用时间相同，生成的是对称作用时间都一分为二，按000、100、110、111、110、100、000的作用顺序，可以看出，每次只有一个开关变化。

图5-9扇区1表5-3SVPWM基于MATLAB图5-10图5-11图5-12计算X、Y、Z图5-13计算T1、T2图5-14计算Ta、Tb、Tc图5-15Tcm1、Tcm2和Tcm3、和3与周期为、幅值为2的三角波进行比较，利用上下桥臂驱动脉冲互补确定电压空间矢量脉宽调制的六路驱动脉冲，实现该功能仿真模型如图516所示。图5-16基于PSCAD22图5-17SVPWM图5-18Ua，Ub，Uc→Uα，Uβ图5-19图5-20计算X、Y、Z图5-21计算作用时间Tx、Ty和T0图5-22CMPR1、CMPR2和CMPR3图5-23SVPWM图5-24a图5-25图5-27图528所示的是网侧变换器由亚同步运行到超同步运行下的仿真结果，由图可以看出网侧变换器在亚同步和超同步时功率流向相反，再结器整流到逆变的转换过程中都能很好地保持在给定值，达到了直流电压稳定的控制目标。图5-28第6重要的地位，有必要进行仿真建模研究。本章在对双馈式风力发电系统并网方式概述的基础上，基于不同软件平台和对双馈认识水平。图6-1图6-2变速恒频DFIG交流励磁变速恒频风力发电系统带独立负载并网结构如图63所示。发电机并网前投入励磁系统，定子带负载（如电阻）运行，此时2闭合，因此对转子有电磁力矩作用，能对转子转速进行控制。在励磁变频器的控制下，当满足并网条件时，1闭合接入电网，同时2负载电阻切出。图6-3变速恒频DFIG时，闭合断路器S1，使发电机接入电网。交流励磁变速恒频DFIG风力发电系统孤岛并网系统结构如图6-4图6-4变速恒频DFIG孤岛运行阶段。此时断开S2当双馈发电机处于空载状态时，定子侧和电网脱离，定子电流d、q轴分量dq0，将dq0代入dq坐标系下按发电机惯例列写的电压和磁链方程式（273）～式（276），得到空载时的电压和磁链方程：图6-5交流励磁DFIG 由三相电网电压，得到电网电压的幅值u和相角u，进而计算出定子磁链的幅值Ψ和相角，和转子位置角一起用于矢量控制中的坐标变换。根据式（612），得到转子电流d轴分量i*，转子电流q轴分量由式（612）知应该为0。通过调节器实现转子电流i馈电流的误差经调节后得到转子d轴参考电压分量u*，u*由式（614）得到。u*和u*经过坐标变换得到转子电压在、轴上的参考分量u 图66为风力机运行过程中功率与转速的关系曲线。其中形状类似抛物线的曲线为不同风速下符合风力机特性的功率转速关系曲线，从下到上风速依次增加，连接各条曲线峰值点构成的曲线为最大功率曲线（即最大功率追踪控制时的有功功率给定参考曲线），用功率给定控制的最大风能追踪过程进行分析。图6-6假设原来在风速1下，风力机稳定运行在op曲线的点上，此时风力机的输出功率和发电机的输入功率相平衡，都为，风力机稳定运行在转速1上。如果某时刻，风速升高至2，风力机的运行点就会由点跳至点，输出功率突变至，由于惯性和调节过程的滞后，发电机仍暂时运行在点，其输入功率大于输出功率，功率失衡导致转速上升。在转速增加的过程中，风力机和发电机分别沿着和曲线增速，当达到风力机功率曲线与最佳曲线相交的点时，功率再一次平衡，转速稳定为2，2就是对应于风速2的最佳转速。同理，风速由3下降到2用类似的方法分析。般多选择定子电压或定子磁场定向方式。这里采用定子磁链定向，将同步旋转dq坐标系的d轴定向在定子磁链Ψ1方向上。依据发电机惯例的定子磁链定向矢量空间关系示意图如图67所示。即0，感应电动势近似等于定子电压，按照发电机惯例，感应电动势1滞后磁链ψ190，故1位于q轴负方向，有ud0，uqu1，其中u1为定子电压矢量的幅值，当定子端并入理想电网时，u1等于电网电压矢量，为常数。图6-7 式中，udr′、uqr′为实现转子电压、电流解耦控制的解耦项；Δudr、Δuqr在定子磁链定向矢量控制策略下，将uds=0，uqs=-u1图6-8 整个系统为双闭环结构，内环为转子电流控制环，由d、q两个控制通道组成，均采用带积分和输出限幅的I调节器，电流误差经调节后输出电压控制量，叠加Δud、Δuq前馈电压补偿量，即可得到同步旋转坐标系中的转子电压控制量，再经坐标变换得到双馈发电机转子两相静止电压控制指令u*、u*，经调制后产生所需的励磁电压及电流。外环为功率控制环，根据有功、无功功率给定和经过计算得出的反馈值进行比较后输入I控制器，有功功率控制环节可等效简化为转速控制环，根据当前的风速计算出对应于风力机最佳叶尖速度比的转速