基于双模运行的双馈风电机组设计研究

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分类号：TK83密级：公开UDC：621.3编号：201432502006河北工业大学硕士学位论文基于双模运行的双馈风电机组设计研究论文作者：秦晓帆学生类别：全日制专业学位类别：工程硕士领域名称：控制工程指导教师：王华君职称：教授 ThesisSubmittedtoHebeiUniversityofTechnologyforTheMasterDegreeofControlEngineeringDesignofdoublyfedwindturbinebasedondouble-modeoperationbyQinXiaofanSupervisor:Prof.WangHuajunMay2017 摘要随着风力发电技术的不断发展和应用与风电场造价的不断降低，风况良好的风场得到了充分开发，开发低风速地区的风能资源显得尤为重要。双馈风力发电机组是当今世界范围内的主流机型，由于在其变速恒频运行区间之外，尤其是在低风速区风能利用系数低，且铁损很大，研究提高双馈风力发电机组在低风速状态下发电效率的方法具有重要的现实意义。首先，分析了双馈风力发电技术与永磁直驱发电技术各自的特点，阐述了双馈风力发电机组的运行原理和控制策略及其与永磁直驱全功率发电机组相比在低风速运行过程中的几点不足。其次，在双馈风力发电机组的基础上，结合永磁直驱风力发电机组的特点，提出了一种新型的双馈双模风力发电机组的拓扑结构和运行模式——低风速超同步模式和传统双馈模式。并对低风速超同步模式的运行原理和控制策略进行了深入的分析，建立了最小铁损模型来计算定子参考功率，在PSCAD/EMTDC仿真软件中搭建了2MW双馈风力发电机系统的仿真模型，在定子与电网之间增加切换变流器，通过仿真验证双模机组低风速超同步模式控制策略的正确性。再次，根据低风速超同步模式下的运行数据和转子侧变流器容量的限制，求解出两种模式的切换点风速和定子侧切换变流器要求的容量。之后对两种模式互相切换的过程进行了框图分析，并且用MATLAB模拟了切换过程中风力发电机各项指标的变化曲线。最后，分析了传统双馈机组，笼型双模机组和变流器型双模机组三种风力发电机组的特点，得出变流器型双模机组在低风速下提升风能捕获，降低铁损有优势。根据北方某低风速风场一年的风速数据，对变流器型双模机组进行算例分析，验证了本文双模机组方案的经济实用性。关键字：双馈风力发电机双模运行技术低风速超同步最小铁损模型风机运行模式切换I II ABSTRACTWiththedevelopmentofwindpowergenerationtechnologyandthedecreasingcostofthewindfarm,thewindfieldswithgoodwindconditionshavebeenfullydeveloped.Doubly-fedwindturbinesarethemainstreammodelsintheworldnow,butduetothelowpowercoefficientandhighironlostoutofitsVSCFoperationrange,especiallyinthelowspeedwindarea,itisverysignificanttodoresearchonimprovingpowergenerationefficiencyofdouble-fedwindturbineinlowwindspeedconditions.Firstly,theconnectionanddifferencebetweenthedoubly-fedwindpowergenerationtechnologyandthedirect-drivenpermanentmagnetpowergenerationtechnologyareanalyzed.Somedisadvantagesofthedoubly-fedgeneratorcomparedtothedirect-drivenpermanentmagnetgeneratoratlowwindspeedaredescribed.Atthesametime,theoperationprincipleandcontrolstrategyofthetraditionaldoubly-fedgeneratorareexpoundedindetails.Secondly,basedontheoperationprincipleofthetraditionaldoubly-fedgeneratorandcombinedwiththecharacteristicsofthedirect-drivengenerator,thetopologyofanewdouble-modeofdoubly-fedgeneratorisproposed.Andthenewgeneratorhastwooperationmodes,low-speedandsuper-synchronousoperationmodeandtraditionaldoubly-fedoperationmode.Inthemeantime,theoperationprincipleandcontrolstrategyofthelow-speedandsuper-synchronousoperationmodeareanalyzedindepth,theminimumironlossmodelisproposedtocalculatethestatorreferencepower.Then,asimulationmodelof2MWtraditionaldoubly-fedgenerationsystemisestablishedonthePSCAD/EMTDCplatform.Basedonthesimulationmodelof2MWtraditionaldoubly-fedgenerationsystem,thisthesissetsaswitchingconverterbetweenstatorandpowernetwork,andthenverifiesthecontrolstrategyoflow-speedandsuper-synchronousoperationmodeindouble-modegenerator.Thirdly,accordingtooperationdatawhichgotinthelow-speedandsuper-synchronousoperationmodeandthelimitofthecapacityduetotherotor-sideconverter,theswitchingwindspeedofthetwomodesandtherequiredcapacityofstator-sideconverterissolved.Thentheprocessofmutualswitchingbetweenthetwomodesisanalyzedbyblockdiagram,andthesimulationcurvesofthewindturbinesintheswitchingprocessaresimulatedbyMATLAB.Finally,comparingthecharacteristicsofthetraditionaldoubly-fedgenerator,thetraditionaldoubly-modegeneratorandthenewdouble-modegeneratorproposedinthispaper,III thenewonehastheadvantagesofimprovingthecapacityoftheenergycapturedatlowwindspeedandreducingtheironloss.Basedonthewind-speeddataofalow-wind-speedfieldinthenorthfieldofChina,theanalysisofexamplesofthenewdouble-modegeneratoriscompleted,andtheeconomicpracticalityofdouble-modegeneratormentionedinthispaperisverified.KEYWORDS:doubly-fedwindpowergenerationtechnologydoublemodelow-speedandsuper-synchronousmodeminimumironlossmodeloperationmodeswitchofwindturbineIV 目录第一章绪论....................................................................................................................-1-1.1课题背景及选题意义.................................................................................................-1-1.2国内外常见风电机组研究现状.................................................................................-2-1.2.1风力发电机组常用拓扑方案..........................................................................-2-1.2.2发电机的变速恒频技术..................................................................................-3-1.3双馈风力发电技术的研究现状.................................................................................-4-1.3.1双馈风力发电机组拓扑结构研究现状..........................................................-4-1.3.2双馈风力发电机组控制策略研究现状..........................................................-4-1.4本文主要研究工作.....................................................................................................-5-第二章双馈风力发电机组的运行理论........................................................................-7-2.1双馈风力发电机组的工作原理.................................................................................-7-2.1.1双馈风力发电机组变速恒频原理..................................................................-7-2.1.2双馈风力发电机组的运行状态......................................................................-8-2.2双馈发电机的数学模型和坐标变换.......................................................................-10-2.2.1双馈发电机的等效电路................................................................................-10-2.2.2双馈发电机在三相静止坐标系下的数学模型............................................-10-2.2.3坐标变换基本原理........................................................................................-15-2.2.4双馈风力发电机在两相旋转坐标系下的数学模型....................................-16-2.2.5双馈发电机的定子磁链定向矢量控制........................................................-18-2.3双PWM变流器的数学模型及矢量控制................................................................-21-2.3.1双PWM变流器的拓扑结构.........................................................................-21-2.3.2三相静止坐标系下变流器的数学模型........................................................-22-2.3.3两相旋转坐标系下变流器的数学模型........................................................-22-2.3.4双PWM变流器的矢量控制方法.................................................................-23-2.4本章小结...................................................................................................................-24-第三章双模风力发电机组的设计研究......................................................................-25-3.1影响双馈风力发电机组发电量原因研究...............................................................-25-3.1.1风力机的运行特性........................................................................................-25-3.1.2直驱与双馈风力发电机组的运行特点比较................................................-27-3.2双模风力发电机组的概念和运行..........................................................................-28-3.2.1双模风力发电机组的拓扑结构....................................................................-28-3.2.2双模风力发电机组的运行流程....................................................................-29-3.3双模风力发电机组低风速超同步模式...................................................................-30-3.3.1双模风力发电机组低风速超同步运行原理................................................-31-3.3.2最小铁损模型的建立....................................................................................-31-3.4本章小结..................................................................................................................-34-V 基于双模运行的双馈风电机组设计研究第四章双模风力发电机组控制策略分析..................................................................-35-4.1双模风力发电机组低风速超同步模式控制策略...................................................-35-4.1.1低风速超同步模式机侧固有变流器控制策略............................................-35-4.1.2低风速超同步模式机侧切换变流器控制策略............................................-38-4.1.3低风速超同步模式的仿真结果....................................................................-39-4.2双模风力发电机组两种模式的切换点分析...........................................................-41-4.2.1双模风力发电机组切换点计算原理............................................................-41-4.2.2双模风力发电机组切换点风速的计算........................................................-42-4.3双模风力发电机组的切换控制策略.......................................................................-44-4.3.1低风速超同步模式切换至传统双馈模式....................................................-44-4.3.2传统双馈模式切换至低风速超同步模式....................................................-47-4.4本章小结...................................................................................................................-51-第五章双模机组的运行算例分析..............................................................................-53-5.1引言...........................................................................................................................-53-5.2算例分析...................................................................................................................-53-5.2.1风速数据分析................................................................................................-53-5.2.2三种风力发电机组的发电能力计算............................................................-54-5.2.3结果分析........................................................................................................-57-5.3三种风力发电机组的性能分析...............................................................................-57-5.4本章小结...................................................................................................................-58-第六章总结与展望......................................................................................................-59-参考文献..........................................................................................................................-61-致谢..........................................................................................................................-65-攻读学位期间所取得的相关科研成果..........................................................................-67-VI 河北工业大学硕士学位论文第一章绪论1.1课题背景及选题意义随着工业社会的不断发展，化石能源的大规模使用导致了严重的环境问题，低碳经济的概念由此被提出，发展可再生能源势在必行。节能减排技术和清洁能源技术成为低碳经济的核心。风能作为重要的清洁能源得到了飞速的发展与应用[1,2]。图1.1是全球风电2001-2016年的累计装机容量。图1.1全球风电2001-2016年的累计装机容量根据来源于全球风能理事会的数据，我国风电行业继续保持高速发展，截止到2016年年底，全国新增装机容量达到2332.8万千瓦[3]。在风电装机容量快速增加的背景下，风电并网的实际情况并不尽如人意，其增长速度远不及装机容量的增长速度。其中影响风电并网最突出的因素是弃风问题，这已经成为制约整个行业发展的重要因素[4,5]。尤其是在“三北”地区（东北、华北和西北地区），在风大的季节里，风力发电的输出远远高于电网的接纳能力，造成了大规模的弃风问题[6]。与之对应的是在中国的南方地区，电网容量较大，从消纳能力来看更适合进一步的发展风电。但与北方风场相比，南方可供开发风场的地区普遍属于低风速地区。按照欧洲IEC16400-1标准，将不同风况的风电场进行分类，即分为“IECⅠ、Ⅱ、Ⅲ”风电场。对于年平均风速低于7.5m/s，50年一遇最大风速低于37.5m/s的区域该标准并未进行分级定义[7]。随着风力发电系统的持续优化，风电场的造价成本随之降低，以及北方风电基地由于并网难度增大带来的弃风问题，各风电开发企业纷纷-1- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究开发年平均风速低于7.0m/s甚至低于5.5m/s的低风速区域。轮毂高度处年平均风速在5.5~7.0m/s，年利用小时数低于2000h的风电场均为低风速风电场[8]。提高风力发电机组在低风速条件下的发电效率，对于进一步开发我国低风速地区的风能资源，提高风能利用率有着重要的意义。1.2国内外常见风电机组研究现状1.2.1风力发电机组常用拓扑方案随着风电产业多年的发展，出现了多种风力发电机组。根据风力发电机组拓扑结构上的一些区别，可以做以下分类：根据变流器容量大小，可以分为全功率风力发电机组和双馈异步风力发电机组；根据有无齿轮箱，可以分为传统有齿轮箱风力发电机组和直驱风力发电机组[9]。当今的风电市场中，双馈异步风力发电机组和永磁直驱风力发电机组是两种最常用的机组，二者孰优孰劣，业内的讨论也很激烈[10]。下面对比永磁直驱风力发电机组以及双馈异步风力发电机组运行过程中各自的优缺点。（1）永磁直驱风力发电机组永磁直驱风力发电机组的转子采用永磁体，与风力机直接相连，定子通过全功率变流器接入电网，其拓扑结构如图1.2所示图1.2永磁直驱风力发电机由图1.2可知，传统系统中没有增速齿轮箱，可以避免齿轮箱的机械故障，降低传动过程中的损耗；但由于转子与风力机直接相连，没有经过增速齿轮箱的增速作用，机组运行过程中转子的机械转速很低，发电机的极对数很高，体积很大，而且风力机与发电机直接连接的设计，会导致叶片的冲击载荷能够直接传导至发电机，增加发电机的故障率。采用全功率变流器，隔绝了发电机和电网之间直接的电气联系，能够有效的解决低电压穿越问题，同时变流器容量较大，机组有较大的调速范围，能够提高风能的捕获效率；但全功率变流器的缺点也很明显：变流器容量与发电机相同，会增加整个机组的成本，体积和重量，同时产生的谐波影响也不可忽视。-2- 河北工业大学硕士学位论文（2）双馈异步风力发电机组双馈异步风力发电机组中风力机通过齿轮箱连接到发电机的转子，转子通过转差变流器接入电网，定子直接接入电网，其拓扑结构如图1.3所示。图1.3双馈异步风力发电机由图1.3可知，变流器位于转子和电网之间，只通过转差功率，变流器容量会大为减小，造价较低，同时谐波影响较小，无功功率控制更加方便；但变流器容量小，相应其控制能力较弱，对电网故障非常敏感。因此研究双馈风力发电机在电网电压跌落等电网故障下的动态特性，提高机组对电网故障的适应和穿越能力，是双馈异步风力发电机控制技术中的研究重点[11-13]。1.2.2发电机的变速恒频技术风力发电机及其控制系统是风力发电系统中的重要组成部分，能够直接影响其输出到电网的电能质量和效率。由于电网频率始终保持不变，当风力发电机并网运行时，其频率需要和电网频率保持一致，始终保持恒频。（1）恒速恒频风力发电技术恒速恒频是指在发电机并网运行过程中，通过电机的转子机械转速始终不变来维持频率恒定。但是自然风是一直保持变化的，为了保证转子机械转速恒定，风力机转速不能跟随风速的变化而变化，从而降低对风能的利用率；同时，当风速发生突变时，风力机和发电机都需要保持恒速，这会导致传动系统上产生较大的机械应力，增加风力机和发电机的故障率。（2）变速恒频风力发电技术变速恒频是指发电机并网运行时，发电机转子机械转速可以跟随风速的变化，同时能达到并网的恒频要求。风力发电机组的变速恒频范围内，风力机可以保持最佳叶尖速比运行，捕获最大的风能。当风速突变时，增加或降低的能量会通过转子机械转速的变化而储存或释放，从而避免在传统系统上产生过大的机械应力。通过变流器控-3- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究制励磁电流的软并网模式，能够降低风力发电机组对电网的冲击，保证系统运行更加安全和稳定。1.3双馈风力发电技术的研究现状1.3.1双馈风力发电机组拓扑结构研究现状随着风能产业的迅速发展，风电机组装机容量连年递增，改进并提高风电机组发电量的研究很有必要[14]。目前，国内外己经有大量关于改进双馈风力发电机组的拓扑结构以提高其发电量和稳定性的研究，并取得了一定的成果。文献[15]介绍了风电并网中使用储能技术辅助的相关导则和规定；文献[16]和[17]研究了风力发电机组中应用飞轮储能的相关结构和控制策略设计；文献[18]提出了一种在双馈风力发电机组变流器的直流侧接入储能装置的新型双馈风力发电系统；文献[19]提出了利用储能装置的方法来实现不同季节的调峰作用。文献[20]提出了一种控制策略用于抑制由于双馈风力发电机组应用储能系统带来的机网扭振。文献[21]设置了一个延长滑动操作，增强风电机组在低风速捕获的风能。文献[22]提出了一种基于双馈风力发电机组的双模运行系统，结合全功率发电技术和双馈发电技术的优点来提高双馈风力发电机组低风速下的风能捕获能力。文献[23]提出了一种定子通过变流器接入电网，转子直接接入电网的新型双馈机组，通过7.5KW的样机验证了该结构的可行性。文献[24]在考虑铁心损耗的基础上，通过配备能量转换系统（WECS）来优化双馈机组的输出功率。文献[25]在李亚普诺夫原理的基础上，改进了双馈风力发电机组的小干扰模型，提高了其稳定性。文献[26]提出了一种综合等效模型来描述基于双馈风力发电机组的三阶感应电机的动态特性。1.3.2双馈风力发电机组控制策略研究现状双馈发电机控制策略选择的准确性决定了其风能捕获和电机损耗的优化以及系统并网的稳定型和可靠性[27]。文献[28]在无速度传感器的情况下，采用带滞环控制器转子侧转换器设计，优化中低风速下电机的输出功率。文献[29]基于特定站点的风廓线数据等运行数据，优化定转子的绕组设计，提高电机输出的最大功率。文献[30]介绍了一种新型的结合矢量和直接功率控制的控制策略，相比矢量控制器具有响应快速、鲁棒性高等有点，相比直接功率控制具有谐波输出少、功率波动较小等优点。文献[31]在Terminal滑模变结构控制和等效滑模控制的理论基础上，推导了双馈风力发电机组在定子电压定向下的数学模型并进行了仿真验证。文献[32]提出了在故障情况下，采用主动向电网注入定量无功功率的控制方法，优化分配定、转子输出的无功功率，使-4- 河北工业大学硕士学位论文得定、转子铜耗及联络线损耗之和最小。文献[33]提出了一种双馈风力发电机组网侧变流器的控制策略，能够有效控制网侧变流器的输出量稳定。文献[34]提出了一种自适应增益调度LQG最优控制策略，实现了多系统的协调优化，减小了传动链载荷，使输出功率平滑。文献[35]使用分析方法确定适当的转子电流命令，能够最大限度地提高输出功率，同时最大限度地减少总铜损耗。文献[36]混合了线性和非线性控制策略，能够在两种模式之间无缝切换，同时调整无功功率以得到需要的功率因数。文献[37]提出了一种无刷双馈电机转子的参考电流选取方法，可以提高其低电压穿越的能力。文献[38]提出一种超扭转二阶滑模（SOSM）控制方案，可最大化双馈风力发电机组的风能捕获，并调节定子无功功率以符合电网要求。文献[39]提出了一种解耦控制策略，分别控制转子dq轴电流分量，最大化双馈风力发电机组的输出功率。文献[40]通过分析模型和遗传算法优化了双馈风力发电机组的结构参数，可以匹配最佳的单级齿轮箱和的背对背转换器。文献[41]基于神经模糊逻辑提出了一种控制策略，能够有效的实现最大风能捕获，提高发电机的输出功率。文献[42]基于Kaimal光谱对风速进行建模分析，提出了一种控制转子机械转速来优化风力发电机输出有功功率的方法。文献[43]应用双通道励磁控制策略来独立控制有功和无功功率，能够显著提高最大功率和发电机效率。文献[44]基于协调超速控制和俯仰控制提出了一种新型最大风能跟踪的控制策略，可以使风力机输出的机械功率最大程度上与参考功率相吻合。文献[45]研究了低至中等风速条件下的最大化能量转换，可最大程度上保证风能转换系统在高度波动的风力环境中输出功率的稳定。通过上述文献可知，随着风电的快速发展，如何提高风能利用效率、充分利用风能尤其是低风速地区的风能有重要意义。本文在双馈风力发电机组的基础上，通过对其拓扑结构的改进和相应控制策略的研究，提出了一种新型的双模发电系统。1.4本文主要研究工作在当今大力开发低风速地区风能资源的背景下，提高风力发电机组在低风速下的发电效率势在必行。双馈风力发电机组是当今的主流机型，对双馈风力发电机组进行改造，提高其在低风速下的风能利用系数，有助于达成这一目标。本文分为六章，每章的主要内容如下：第1章绪论。介绍本课题的背景及意义，描述风力发电机组的拓扑结构以及变速恒频技术，分析双馈风力发电技术和直驱永磁发电技术的联系和区别，阐述双馈风力发电机组的研究现状。第2章双馈风力发电机组的运行原理。分析双馈风力发电机组的运行原理，建立对应的数学模型，介绍其控制策略。为本文在双馈风力发电机组的基础上进行改造，-5- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究建立双模风力发电机组提供了理论支持。第3章双模风力发电机组的设计研究。分析提高双馈风力发电机组在低风速下发电效率的方法，提出变流器型双模风力发电机组的拓扑结构和最小铁损模型计算定子有功参考功率的方法。第4章双模风力发电机组的控制策略研究。对双模低风速超同步模式进行了深入分析，并在PSCAD仿真平台进行了仿真模型的搭建分析。分析低风速超同步模式和传统双馈模式之间切换过程中的情况，使用MATLAB计算出原理曲线。第5章双模机组的运行算例分析。对变流器型双模机组，笼型双模机组和传统双馈机组三种机组进行对比分析，在实际风场的风速条件进行算例分析，验证了变流器型双模机组的经济性。第6章总结与展望。总结本课题的主要成果和不足，在现有成果与不足基础上做下一步工作的展望。-6- 河北工业大学硕士学位论文第二章双馈风力发电机组的运行理论2.1双馈风力发电机组的工作原理随着风电技术的不断成熟，双馈型异步发电机（Double-FedInductionGenerator，简称DFIG）广泛应用于兆瓦级风力机组。DFIG的定子和转子均有三相绕组，定子直接与电网相连，转子通过变流器接入电网。通过变流器向DFIG转子通入三相交流电励磁，励磁电流的幅值、频率以及相位都可以控制，这为DFIG的变速恒频运行提供了必要条件[46]。“双馈”一词的来源是由于在DFIG的运行过程中，存在发电机的定子和转子同时向电网馈送能量的运行工况，所以称DFIG为双馈电机。双馈风力发电机组的变流器额定容量通常是发电机额定功率的几分之一，这样的设计大大缩小了变流器的容量，降低其成本。一般变流器的容量只有发电机额定功率的30%左右（相当于转差功率）[47]。2.1.1双馈风力发电机组变速恒频原理在交流电机中，旋转磁场的产生需要在三相对称绕组中通入三相对称的交流电，在DFIG的转子绕组中通入三相对称的交流电，得到的旋转磁场转速计算公式如下60f2（2.1）n2np式中，n为转差转速；2f为转子电流频率；2n为电机极对数。p由上式可知，频率与磁场转速之间成正比例关系，改变频率f可以改变n。DFIG22定子直接与电网相连，所以定子电流频率与电网频率始终保持一致。电机稳定运行的前提是定子磁场和转子磁场保持相对静止，可得nnn（2.2）21式中，为同步转速；n1-7- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究n为转子机械转速。在式（2.2）中，当n与旋转同方向时，nn取正值；反之，n取负值。222由于60f1（2.3）n1np式中，为定子电流频率。f1将式（2.3）、（2.1）代入（2.2）中可得nnpff（2.4）1260nn由于转差率和转速关系为s1，代入式（2.4）可得sn11sn1npf2f1f11sf1sf1（2.5）60由式（2.4）和（2.5）可知，当DFIG的转子机械转速n随风速的变化而变化时，只需要在转子绕组中通入转差频率（sf）的三相励磁电流，可以维持定子电流频率与1电网频率始终一致，DFIG就可以实现变速恒频运行。2.1.2双馈风力发电机组的运行状态由转子机械转速与电机同步转速的大小关系可得nnDFIG的三种不同运行状态：1亚同步运行状态、同步运行状态和超同步运行状态[48]。三种运行状态下，由于转子转速的不同，励磁电流频率也在不断的进行调整，功率流动关系也在不断变化，最终实现了DFIG变速恒频的控制目标。下面对DFIG三种运行状态的功率关系进行研究。（1）同步运行状态当发电机转子机械转速n与电机同步转速相等时，nDFIG的运行原理和电励磁1同步机完全一致，励磁变流器为转子提供直流励磁，发电机发出的有功功率都通过定子输入到电网。（2）亚同步运行状态当DFIG亚同步运行时，此时nn，0s1，变流器向转子绕组输入频率为f12的三相交流励磁电流，产生的旋转磁场的旋转方向与转子的机械转速方向相同，转差功率从电网通过变流器流入到发电机转子。此时DFIG的有功功率流动关系如图2.1所示。-8- 河北工业大学硕士学位论文图2.1DFIG亚同步发电运行状态由图2.1可得，此时DFIG的功率关系为ppsp1sp（2.6）mechsss式中，p为风力机的输入功率；mechp为定子输出的有功功率。s由上式可知，由于0s1，所以风力机的输入功率p小于双馈发电机定子输mech出的有功功率p。s（3）超同步运行状态当DFIG超同步运行时，nn，s0，转子中的电流相序与亚同步运行状态不1同。变流器向转子绕组输入频率为f的三相交流励磁电流，产生的旋转磁场的旋转2方向与转子的机械转速方向相反。此时，DFIG的定子和转子均可以发出有功功率至电网，此时DFIG的有功功率流动关系如图2.2所示。图2.2DFIG超同步发电运行状态由图2.2可得，此时DFIG的功率关系为ppsp1sp（2.7）mechsss由上式可知，由于s0，所以风力机的输入功率pmech大于双馈发电机定子输出的有功功率p，另一部分转差功率通过转子输入到电网。s-9- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究2.2双馈发电机的数学模型和坐标变换2.2.1双馈发电机的等效电路从结构上来看，DFIG与绕线式异步电机很相似，当DFIG转子通入三相交流励磁时，可以看作是在绕线式异步电机的转子侧施加一个电压，可以按照异步电机的分析方法，将转子侧的各个物理量折算到定子侧[49]。由此建立DFIG的模型等效电路如图2.3所示图2.3DFIG的等效电路图定子侧绕组采用发电机惯例，转子侧绕组采用电动机惯例，可以推导出DFIG的基本方程式如下U1E1R1jX1I1U'R'2E'2jX'I'222ss（2.8）EE'IRjX12mmmII'Im21式中，E1、I1、R1、X1分别为定子绕组中的感应电势、电流、电阻和漏抗；''''E、I、R、X分别为转子绕组中的感应电势、电流、电阻和漏抗折算到定2222子侧的值；Im、Rm、Xm为激磁绕组的激磁电流、磁化电阻和磁化电抗。2.2.2双馈发电机在三相静止坐标系下的数学模型为了分析方便，对DFIG分析时要作以下假设：(1)三相绕组是对称的，满足均匀气隙分布且彼此电角度之差为120度，同时只考虑基波分量，不考虑谐波分量，保证其产生满足正弦规律分布的磁动势；(2)忽略DFIG的铁心的磁滞、涡流损耗，同时忽略磁饱和的影响；-10- 河北工业大学硕士学位论文(3)转子的电阻和损耗忽略不计，转子能从励磁源获得满足要求的励磁电流；(4)电机定子接入的电网接近无穷大。在以上的假设和规定条件下，三相静止坐标系下DFIG的等效物理模型如图2.4所示[50]。图2.4三相静止坐标系下DFIG的物理模型由图2.4可以得出三相坐标系下DFIG的数学模型，主要包括电压方程、磁链方程、转矩方程和运动方程等。（1）电压方程定、转子侧参数分别选取下标S和下标r表示，定、转子各相绕组的电阻分别取值为rs和rr。于是，DFIG定子绕组电压方程为uripAssAsAsurip（2.9）BssBsBsuripCssCsCs转子绕组电压方程为uriparrararurip（2.10）brrbrbruripcrrcrcr将式（2.9）和（2.10）表示为矩阵形式可得-11- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究uAsrs00000iAspAsuBs0rs0000iBspBsuCs00rs000iCspCs（2.11）uar000rr00iarparu0000r0ipbrrbrbrucr00000rricrpcr式中，uAs、uBs、uCs、uar、ubr、ucr为定子和转子相电压的瞬时值；iAs、iBs、iCs、iar、ibr、icr为定子和转子相电流的瞬时值；As、Bs、Cs、ar、br、cr为各相绕组的全磁链；rs、rr为定子和转子的绕组电阻；dp为微分算子。dt（2）磁链方程定子和转子的磁链方程为AsLAALABLACLAaLAbLAciAsBsLBALBBLBCLBaLBbLBciBsCsLCALCBLCCLCaLCbLCciCs（2.12）arLaALaBLaCLaaLabLaciarLLLLLLibrbAbBbCbabbbcbrcrLcALcBLcCLcaLcbLccicr式中，电感矩阵中的元素下标以大写字母ABC代表定子元素，以小写字母abc代表转子元素，字母相同的代表自感，字母不同的代表二者之间的互感。由于各相绕组都是对称分布的，可认为定、转子各相漏感相等。定义定子绕组每相主电感为Lms，每相漏感为Lls，转子绕组每相主电感为Lmr，每相漏感为Llr。经过折算后转子绕组匝数与定子相同，而且磁阻相等，可得LmsLmr（2.13）定子各相自感为LLLLL（2.14）AABBCClsms转子各相自感为-12- 河北工业大学硕士学位论文LLLLL（2.15）aabbcclrmrDFIG中两相绕组之间的互感可分为两类：1）由于电机结构决定了定子各相相互之间的位置和转子各相相互之间的位置是一定的，故互感为常值；2）定、转子之间任意两相之间的位置是随着转子旋转而变化的，互感受转子绕组位置角的影响。r第一类互感，在空间中，三相绕组的轴线相位差是120，互感值为1LLcos120L（2.16）mslsms2有上式可得1LLLLLLLABBCCABACBAC2ms（2.17）LLLLLL1Labbccabacbacmr2第二类定、转子间互感。设互感的最大值为L，互感受转子绕组位置角的影srr响，于是LLLLLLLcosAaaAbBBbCccCsrr2LLLLLLLcos（2.18）AbbAAccABccBsrr32LLLLLLLcosAccABaaBCbbCsrr3代入式（2.12）可得sLssLsrIsLI（2.19）LLIrrsrrr其中TsAsBsCsTrarbrcrTIsiAsiBsiCsTIriaribricr-13- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究11LLLLmsls2ms2ms11LLLLLssmsmslsms2211LLLLmsmsmsls2211LLLLmrlr2mr2mr11LLLLLrrmrmrlrmr2211LLLLmrmrmrlr2222coscoscosrrr33T22LLLcoscoscosrssrsrrrr3322coscoscosrrr33Lrs和Lsr为互为转置的方块矩阵，矩阵中的元素值都与转子绕组位置角r有关，都是随r变化而变化的变量，这是导致DFIG系统非线性的重要原因。（3）转矩方程1TdLrsTdLsrTnIIII（2.20）eprssr2ddrr式中，Te为电机的电磁转矩；I为定子电流矩阵；sI为转子电流矩阵。r将Lrs和Lsr的相关数据代入式（2.20）并整理可得2TenpLmsiAiaiBibiCicsinriAibiBiciCiasinr3（2.21）2iAiciBiaiCibsinr3（4）运动方程-14- 河北工业大学硕士学位论文JdDKrTT（2.22）merrndtnnppp式中，Tm为原动机输入的机械转矩；为转子的电角速度；rJ为系统的转动惯量；D为与转速成正比的阻转矩阻尼系数；K为扭转弹性转矩系数。一般情况下，令D0，K0，可得JdrTT（2.23）mendtp综合式（2.11），（2.19），（2.20），（2.22）可以得出，三相静止坐标系下DFIG的数学模型是一个非线性、强耦合的高阶复杂系统。对其进行解耦和简化处理能够便于后续对发电机组的分析和控制，通常会通过矢量坐标变换将其变换为一个线性、解耦的系统。2.2.3坐标变换基本原理通过坐标变换可以用两相静止坐标系或者两相旋转坐标系中的矢量来表示三相静止坐标系下的DFIG相关物理量。坐标变换过程中必须遵循磁动势相同和功率不变的原理。坐标变换的位置关系如图2.5所示3s/2s变换2s/2r变换3s/2r变换图2.5坐标变换矢量图（1）三相静止ABC坐标系与两相静止坐标系之间的变换关系变换过程遵循恒功率变换的原则，变换关系如下：-15- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究11122233C3s/2s0（2.24）32211122211021T2131CCC（2.25）2s/3s3s/2s3s/2s3222131222（2）两相静止坐标系与两相旋转dq坐标系之间的变换关系cossinC（2.26）2s/2rsincoscossin1TCCC（2.27）2r/2s2s/2r2s/2rsincos（3）三相静止ABC坐标系与两相旋转dq坐标系之间的变换关系coscos120cos1202C3s/2rsinsin120sin120（2.28）31112221cossin21T21C2r/3sC3s/2rC3s/2r=cos120sin120（2.29）321cos120sin12022.2.4双馈风力发电机在两相旋转坐标系下的数学模型通过上述的坐标变换过程可以很容易推导出两相旋转dq坐标系下DFIG的物理模型，如图2.6所示-16- 河北工业大学硕士学位论文图2.6两相旋转坐标系下DFIG的物理模型如图2.6，可以在DFIG的物理模型的基础上推导出其两相旋转坐标系下数学模型。（1）电压方程uripdssds1qsdsuripqssqs1dsqs（2.30）udrrridr1rqrpdruqrrriqr1rdrpqr式中，uds，uqs、ids、iqs、ds、qs分别为定子电压、电流以及磁链dq的分量；udr、uqr、idr、iqr、dr、qr分别为转子电压、电流以及磁链dq的分量；为同步转速；1为转子的电角速度。r（2）磁链方程LiLidssdsmdrLiLiqssqsmqr（2.31）LiLidrmdsrdrLiLiqrmqsrqr式中，L，L为dq坐标系下定转子等效绕组自感值，且满足LLL，srsmls3LLL；L为dq坐标系下定转子绕组互感值，满足以下关系LL。rmlrmmms2（3）转矩方程-17- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究3TnLiiii（2.32）epmqsdrdsqr2（4）运动方程JdDKrTT（2.33）merrndtnnppp2.2.5双馈发电机的定子磁链定向矢量控制通过上述的坐标变换方法，将三相静止坐标系下的一个非线性、强耦合的系统变换为dq坐标系下线性、解耦的系统。为了能够更加简化数学模型，可以规定dq坐标系的取向，称之为坐标定向。常用的定向方法有定子磁链定向、定子电压定向、气隙磁链和电网虚拟磁链定向等[51]。下面介绍本文采用的定子磁链定向矢量控制方法，其空间矢量示意图如图2.7所示图2.7空间矢量示意图当DFIG并网运行时，定子与电网一直保持相连，其电流频率始终与工频电网频率相同，稳定在50Hz。在此频率下，DFIG定子绕组的电抗值比其电阻值大几个数量级，为了简化模型，这种情况下可以视电阻值为0，此时发电机的定子电压和定子磁链的相位差为90。在两相旋转dq坐标系中，当定子磁链矢量方向与轴重合时，由d于轴超前轴qd90，则定子电压矢量将落在轴上。可得qds（2.34）0qsu0ds（2.35）uuqsss在两相旋转dq坐标系在，DFIG的定子功率输出方程为-18- 河北工业大学硕士学位论文Puiuisdsdsqsqs（2.36）Quiuisqsdsdsqs式中，P为定子输出的有功功率；sQ为定子输出的无功功率。s将式（2.35）代入（2.36）可得Puissqs（2.37）Quissds由上式可知，定子有功功率P与定子轴电流qi成正比，无功功率Q与定子轴dsqss电流分量i成正比，此时定子的有功和无功功率就实现了解耦。由于DFIG是通过转ds子侧变流器来控制转子励磁电流，最终实现对定子输出功率的控制，所以能够推导出转子电流和转子电压与定子dq轴电流分量i、i之间的关系。dsqs将式（2.34）代入到式（2.31）中定子磁链方程可得LssiidrdsLmLm（2.38）LisiqrqsLm将式（2.38）代入到（2.31）中转子磁链方程中，用i、i来表示i、i可得drqrdsqsabidrsdr（2.39）biqrqr2LLmm其中a，bL1，将式（2.39）代入到（2.30）中定子电压方程可rLLLssr得dudrrrbidrb1riqrdt（2.40）duqrrrbiqra1rsb1ridrdt'd'd令式（2.40）中udrrrbidr，uqrrrbiqr，udrb1riqr，dtdtuabi。可得qr1rs1rdr-19- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究'uuudrdrdr（2.41）'uuuqrqrqr''式中，u、u为解耦项，、轴转子电压与转子电流之间的耦合已经消除；dqdrqru、u为补偿项，用于消除、轴转子电压和电流分量间的交叉耦合。dqdrdr利用式（2.41）再结合C的矢量变换方法，可以得到控制所需的三相坐标系下2r/3s双馈风力发电机组的转子电压分量，通过空间矢量调制（SVPWM）将电压分量转化为一个六脉冲信号，来控制机侧变流器中IGBT的开通与断开，进而产生所需三相励磁电流。由此可以设计出双馈风力发电机组机侧变流器的控制原理框图，如图2.8所示图2.8定子磁链定向矢量控制系统框图根据图2.8可知，转子侧变流器采用双闭环的控制结构，其中外层环为功率控制环，内层环为电流控制环。其中是根据风力机运行特性，通过其最佳转速来计算s得出的，而Q是根据电网的需求来设定的，为了追求输出最优的功率因数，往往设sQs0。有功和无功的反馈功率通过式（2.37）来求得。将有功和无功参考指令值与实际反馈的定子有功和无功值做差，通过PI调节器的运算，分别得出定子电流d轴参考分量i和q轴参考分量i，通过式（2.38）计算出转子电流d轴参考分量idsqsdr和q轴参考分量i；将得到的i和i与转子电流的dq轴反馈值i和i进行比较，qrdrqrdrqr-20- 河北工业大学硕士学位论文''通过PI调节器运算之后可输出转子电压的解耦项u和u，再与转子电压的前馈补drqr偿项u和u相加。最后得出了转子指令电压u和u，经过坐标变换后最终得drqrdrqr***出双PWM变流器所需的三相电压指令u、u和u。arbrcr采用定子磁链定向技术，需要对定子磁链进行观测，即检测其磁链的相位和幅值。本文采用u型磁链观测器来实现这一目标，如图2.9所示图2.9u型磁链观测器图2.9中KP变换是将直角坐标系转换为极坐标系，其表达式为uu2u21ssu（2.42）sarctanuus当时，tan，此时变换器的计算难以实现，由于uu2usinuustan（2.43）21cosuuu1sus由式（2.43）可知，可以用式子2arctan来计算。uuuu1s2.3双PWM变流器的数学模型及矢量控制双馈风力发电机组通常采用两电平电压型双PWM变流器，该变流器的功率因数可调，能保证较高的直流母线电压，具有能量双向流动的能力和稳定性高等优点。因此对其运行原理进行深入研究，对于后续的分析和设计很有意义。2.3.1双PWM变流器的拓扑结构两电平电压型双PWM变流器是由两个完全对称的PWM变流器组成[20]，所以只需要任选其中一侧变流器进行分析即可。下面对网侧变流器进行建模分析，其主电路拓扑结构如图2.10所示。-21- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究图中u、u、u分别为三相电网的相电压；L、L、L为每相进线的电感值；abcabcR、R、R为每相线路的总电阻；I、、II为每相输入的电流；为直流母线的Cabcabc电容；I为负责电流；u为直流侧母线电压。loaddc图2.10网侧变流器的主电路拓扑结构2.3.2三相静止坐标系下变流器的数学模型根据图2.10网侧变流器的拓扑结构，可以得到其数学模型为diuuuaabcLuIRuaaaaa1dt3diuuubabcLuIRubbbbb1dt3（2.44）diuuuLcuIRabcuccccc1dt3duCdSISISIaabbccdt式中，S、S、S为开关函数，当上桥臂导通，下桥臂关断时为1，当下桥臂导abc通，上桥臂关断时为0；u、u、u为网侧变流器交流侧线电压对应的相电压。开a1b1c1关函数的值对应双PWM的控制信号，电压信号由SVPWM调制之后的产生的六脉冲信号。2.3.3两相旋转坐标系下变流器的数学模型对式（2.44）进行C变换，可得3s/2r-22- 河北工业大学硕士学位论文didsLRiLiuugds1gdsdsddtdiqsLRiLiuu（2.45）gqs1gqsqsqdtdu3dcCSdidsSqiqsIloaddt2式中，ud、uq为电网电压的dq分量；ids、iqs分别为输入电流的dq分量；uds、u为变流器交流侧电压的dq分量；LLLL，RRRR。qsgabcgabc2.3.4双PWM变流器的矢量控制方法双馈风力发电机组采用基于电网电压定向的控制方法来达到维持直流母线电压稳定以及输入功率因数恒定的目的，即将电网电压矢量u的方向与轴相重合，可得dsuuds（2.46）u0q将式（2.45）代入到式（2.46）中可得didsLRiLiuuggdsgqsdssdt（2.47）diqsLRiLiuggqsgdsqsdtPuigsds（2.48）Quigsqs为了消除式（2.47）中的电流耦合项，需要采用前馈补偿的方法，即'uuuudsdsdss（2.49）'uuuqsqsqs'dids'diqs上式中udsLgRgids，uqsLgRgiqs，udsLgiqs，uqsLgids。dtdt''uds、uqs为解耦项；uds、uqs为补偿项。同时在此基础加上电网电压的前馈补偿，实现了对电流耦合项的解耦，网侧变流器的控制策略如图2.11所示-23- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究图2.11电网电压定向矢量控制系统框图通过上图可知，网侧变流器的控制策略采用双闭环的控制结构，其中外层环为电压控制环，内层环为电流控制环。u为直流侧电压给定。在电压外环中，直流侧给dcu定电压udc和电压反馈值dc的差值，然后经过PI调节器运算得到d轴的参考电流ids，而q轴的参考电流iqs0。内环根据电压外环得到的ids与ids进行比较，保证网侧PWM实现恒功率运行。最后通过PI调节器运算和坐标变换得出网侧变流器控制所需的**轴电压控制信号u、u，并对其进行空间矢量脉宽调制，可以产生对网侧变换器的ss控制驱动信号进而对其加以控制。2.4本章小结本章首先对双馈风力发电机组的工作状态进行描述，包括分析变速恒频的实现过程和对比三种发电运行状态的能量流动关系。然后建立了DFIG在不同坐标系下的数学模型，阐述了定子磁链定向控制方法和u型磁链观测器。最后建立了PWM的数学模型，介绍了电网电压定向的矢量控制方法。为后续在双馈风力发电机组拓扑结构及数学基础上做进一步改进研究做了理论准备。-24- 河北工业大学硕士学位论文第三章双模风力发电机组的设计研究3.1影响双馈风力发电机组发电量原因研究在当今新能源飞速发展的过程中，因为双馈风力发电机组可以实现变速恒频运行，大大提高了发电机组捕获风能的能力，同时通过转子侧的小容量变流器可以做到以较低的控制成本实现对机组有功和无功功率的调节，所以其应用越来越广泛。但双馈风力发电机组在低风速区域一般保持恒速运行，这会导致其在低风速区域不能保证最大风能捕获，所以提高双馈风力发电机组低风速下机械能捕获效率对提高其整体发电效率影响很大。3.1.1风力机的运行特性风力机捕获的风功率表达式为121213P=mvSvvSv（3.1）www222式中，P为风力机捕获的风功率；w为空气密度；S为风力机叶片迎风扫掠面积；wv为风速。根据贝茨理论，通过风轮扫掠面积的风能无法被风力机全部吸收，所以风力机真正得到的功率为13PSC,v（3.2）mwp2其中，C为风能利用系数，其表达式如下p18.41512.141Cp,0.730.580.00213.2e1（3.3）10.0031+13-0.021-25- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究其大小与叶尖速比和桨叶间距角有关。其中叶尖速比是用叶片尖端的线速度来除以风速值得到的，即Rww（3.4）v式中，为叶片旋转的角速度；wR为叶轮的叶片半径。w由式（3.3）中C与、的函数关系，可以得出变桨距风力机特性图如图3.1p所示。图3.1变桨距风力机特性曲线从图3.1中可得，当桨距角保持不变时，风能利用系数C的大小只与叶尖速比p有关，此时总存在唯一一个叶尖速比值使得风能利用系数C达到最大，称之为最p佳叶尖速比，用来表示，其对应的最大风能利用系数用C表示。如图3.2所示optpmax图3.2定浆距风力机特性曲线由式（3.2）可知，在风速不变的情况下，风力机捕获风能的大小完全取决于Cp的大小，即只要能保证，就能保证风力机维持在C的状态下运行。optpmax-26- 河北工业大学硕士学位论文3.1.2直驱与双馈风力发电机组的运行特点比较第一章的1.2.1介绍了两种常见的风力发电系统的拓扑结构，变速恒频的风力发电机组的主要模式有永磁同步直驱和双馈异步，以上两种发电模式均能实现无冲击并网的目标。在低风速运行状态下，双馈异步发电模式存在着转速下限的限制，因其在低风速状态下运行时，一直采用恒转速运行的模式，这样就不能保证风力机维持在C的pmax状态下运行，无法实现低风速下的最大风功率捕获。而永磁同步直驱运行模式不存在运行转速下限的限制，可以实现最大风功率捕获。这一点上看来，低风速下直驱运行模式与双馈运行模式比较具有优势。通过某风场的运行数据得到以下直驱和双馈两种发电系统的效率特性，如图3.3所示图3.3直驱和双馈两种发电系统的效率特性图从图中可以看出：当风力机在额定功率的47%之下运行时，由于直驱机组没有齿轮箱带来的机械损耗，同时其发电机运行效率较高，因而拥有最优的效率表现。而传统双馈机组在转速很低时，一直采用恒转速运行的模式，这样就不能保证风力机维持在C的状态下运行，无法实现低风速下的最大风功率捕获；且在双馈发电机的运pmax行过程中，定子始终与电网相连，电机的铁损很高。所以在低风速区，直驱风机比双馈风机的效率高。但是，当风力机在额定功率的47%之上运行时，双馈风机只有转差功率通过变流器流入电网，而直驱风机的全部功率都要通过全功率变流器流入电网，前者的损耗往往只有后者的1/3，这时双馈风机比直驱风机的效率高。从原理上讲，改进双馈风机在低风速下的运行模式，使其在低风速下不再受到最低并网转速的制约，就能够保证一直维持最佳叶尖速比，实现风能的最大捕获。opt-27- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究结合直驱和双馈两种机组的优点，本文提出了一种基于双馈风力发电机组的双模运行模式，在低风速情况下采用超同步的运行模式，在中高风速的情况下采用传统双馈的运行模式，理论上的功率曲线提升如图3.4所示图3.4理论功率曲线提升图把双馈运行模式与低风速超同步模式结合在一起，利用这种双模运行的新结构，尽可能的利用两种发电模式的优点，提高风能利用系数。由于低风速超同步模式无最低转速限制，所以上图中双模运行风机较双馈运行风机而言，最低并网风速更低，相应的对低风速情况下风资源的利用更加具有优势，接下来本文将系统的介绍双模风力发电机组的运行原理及控制方法。3.2双模风力发电机组的概念和运行3.2.1双模风力发电机组的拓扑结构双模风力发电机组是将双馈运行模式和低风速超同步模式结合在一起的新型风力发电机组，能够提升双馈风力发电机组在低风速下的风能捕获。如图3.5所示，双模风力发电机由以下几部分组成：叶轮，与所述叶轮机械连接的双馈发电机，连接所述双馈发电机及工频电网的变流器，所述变流器分为两个单元，包括：固有变流器单元和切换变流器单元，设置在所述双馈发电机定子与所述工频电网之间的开关单元以及设置在所述双馈发电机定子与所述切换变流器单元之间的开关单元，所述开关单元包括：第一开关单元和第二开关单元，与所述开关单元相连接的控制系统。通过所述开关单元各个开关的断开与闭合实现对所述风力发电机组工作-28- 河北工业大学硕士学位论文模式的切换。图3.5双模风力发电机组结构示意图图3.5中，双模风力发电机组的结构：1-双馈发电机；11-定子；12-转子；2-工频电网；3-变流器；31-机侧固有变流器单元；32-机侧切换变流器单元；33-网侧固有变流器；34-网侧切换变流器；4-叶轮；51-第一开关单元；52-第二开关单元；6-控制系统。3.2.2双模风力发电机组的运行流程如图3.6所示，双模风力发电机组的运行流程为：步骤（1），首先检测双模机组所处的当前风速，启动双模机组；步骤（2），判断双模机组所处的当前风速与预设的双模切换点风速的大小关系；步骤（3），如果双模机组所处的当前风速大于预设的双模切换点风速，则启动传统双馈模式，具体操作方式为：闭合第一开关单元，将双馈发电机的定子与工频电网导通；断开第二开关单元，将双馈发电机的定子与切换变流器单元断开。此时，所述双模机组进入至第二工作模式：双馈发电模式；步骤（4），如果双模机组所处的当前风速小于预设的双模切换点风速，则启动低风速超同步模式，具体操作方式为：闭合第二开关单元，将双馈发电机的定子与切换变流器单元导通；断开第一开关单元，将双馈发电机的定子与工频电网断开。此时，双馈发电机的定子由切换变流器单元通入三相电流，通过固有变流器单元和切换变流器单元分别对转子和定子的电势频率进行控制，降低转子和定子电势频率，使双馈发电机在低风速情况下，也可以进入超同步的运行模式。-29- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究图3.6双模风力发电机的切换示意图当双模机组所处的当前风速大于预设的双模切换点风速v，双模机组会处于传切统双馈模式。该模式的运行方式以及控制方法与传统双馈系统并无二致，相关原理在本文第二章进行了详细的描述，此处不再赘述。而当双模机组所处的当前风速小于预设的双模切换点风速v，双模机组处于低风速超同步模式，此时双模机组的与传统切双馈机相比，多出了一个切换变流器单元，下面详细阐述一下双模机组的低风速超同步模式的原理。3.3双模风力发电机组低风速超同步模式在低风速超同步模式下，定子通过机侧切换变流器单元、直流母线单元、网侧变流器单元与电网相连；转子通过机侧固有变流器单元、直流母线单元、网侧变流器单元与电网相连。低风速超同步，是在低风速（即小于双模预设切换点风速）情况下，双模风力发电机组以类似于双馈发电机组超同步的模式运行。低风速超同步模式和传统双馈机组的超同步运行模式在原理上有相似之处，但由于前者处于低风速的环境当中，其转子转速同样比较低，一定是小于同步转速的。传统双馈异步发电机组的超同步模式要建立在转子转速大于同步转速的情况下，这是由于其定子与电网直接相连，定子电流与工频电网的频率相同，从而限制了超同步运行条件。在本文的低风速超同步模式中，定子经过切换变流器单元接入电网。此时定子-30- 河北工业大学硕士学位论文端电流的频率是可以控制的，这就为低风速超同步的运行模式提供必要的控制条件。3.3.1双模风力发电机组低风速超同步运行原理由于在双模机组的低风速超同步模式下，定子不再与电网直接相连，而是通过切换变流器连接至电网，因此定子电势频率不再恒为50Hz，则双模机组低风速超同步运行原理如下图所示图3.7双模机组低风速超同步运行原理图如图3.7所示，在双模机组的低风速超同步模式下，定子电势频率是可以变化的，这时需要引入新的约束条件——铁损最小模型来确定合适的定子电势频率，从而确定低风速超同步模式下的定子参考功率。由2.12可知双馈风力发电机组的运行功率特性是，电网输入到双馈发电机转子的功率为转差功率，即PsP。在不同的风速条件21下，通过铁损最小模型来确定唯一最优的转差率，由此来确定定子的参考功率。s3.3.2最小铁损模型的建立低风速超同步模式中，由于转子和定子电流的频率都可以进行控制，进一步可以控制电机的损耗。在输入功率中有一定比例的功率被定子与转子的铁芯励磁损耗，称作铁芯损耗，简称为铁损；研究主要由铁损构成的异步电机能量损耗对电机运行过程中减少能量消耗有着重大意义[52]。常系数三项式模型如式（3.5）所示[53]221.51.5PkfBkfBkfB（3.5）Fehea-31- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究P221.51.5式中，Fe为铁损密度；khfB、kefB、kafB分别为磁滞损耗、涡流损耗和异常损耗，其中磁滞损耗的系数k，涡流损耗的系数k，异常损耗的系数k可以hea通过铁心损耗的测量数据拟合得到；f为频率，为按正弦变的磁通密度幅值。B在本文中，电机铁损的控制作为目的之一，为了方便计算，选择了如下的简化公式。对于一般的电工钢片，在正常的工作磁通密度范围内（1TB1.8T）铁损m可以近似的表示为[54]1.32PCfBG（3.6）FeFem式中，C为铁心损耗系数；G铁心重量。由上式可以看出铁心损耗的大小是和Fe频率的1.3次幂、最大磁通密度的二次幂还有铁芯的质量成正比例关系的。基于式（3.6），对于双馈电机而言，铁损分为定子铁损和转子铁损两部分，在满足运行条件的基础上，控制定子和转子的电流频率，使得定子和转子的铁损之和最小。总铁损公式如下PPP（3.7）FeFesFer式中，P为定子的铁损，P为转子的铁损。FesFer为了方便计算，设定子与转子铁损公式中铁心损耗系数C和最大磁通密度BFem均相等，可得21.31.3PCBfGfG（3.8）FeFem1s2r式中，为定子电流频率，ff为转子电流频率，G为定子铁心重量，G为转子12sr铁心重量。对于传统的双馈电机而言，定子铁心重量往往是转子铁心重量的1.5—2.8倍，此处取值为2，即G2G，代入到式（3.8）可得sr21.31.3PCBG2ff（3.9）FeFemr121.31.3由式（3.9）可得，在满足双模机组超同步运行的情况下，只要2ff的和最12小，则定转子的铁损之和最小。本文中的铁损最小模型是通过控制电机铁损最小，来确定在不同风速下符合要求的定子电势频率和转子电流频率ff，由此可得121.31.3y2ff12（3.10）fff12nnp式中，为本文中的铁损参数，由式（y2.4）可知，f为转子机械转速对应60的频率。则将式（2.4）代入到式（3.10）中可得-32- 河北工业大学硕士学位论文1.31.3y2ff12nn　　　　　　（3.11）pff1260随着风力机输入到转子的机械转速不断变化，总是存在一组特定的定子电势频率f和转子电流频率f使得yy，此时电机的铁损最小。12min通过matlab对式（3.11）进行计算，取n450r/min和n900r/min分别求得铁损最小时的定子端电势频率值(a)转子机械转速为450r/min（b）转子机械转速为900r/min图3.8不同转子机械转速下的最佳铁损频率组合由图3.8可知：当转子机械转速n450r/min时，定子端电势频率f1.4Hz，1npff13.6Hz，此时发电机铁损最小，铁损参数为y=y32.9，此时转差率21min60sff9.70，电机处于超同步运行模式；当转子机械转速n900r/min时，定21np子端电势频率f2.7Hz，ff27.3Hz，此时发电机铁损最小，铁损参数为12160y=y80.9，此时转差率sff10.10，电机处于超同步运行模式。min21图3.9最小铁损模型下：转差率和机械转速关系图-33- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究由图3.9可以看出，在双模机组低风速超同步模式下，转差率在10左右，定子侧的参考功率为*PmaxPmaxP（3.12）s1s11由式（3.12）可得：在低风速超同步模式下，通过定子侧流入电网的功率只有实1时总功率的左右，定子端与电网之间新增的切换变流器容量是依据该模式下定子流11向电网的最大功率决定的，这样的设计可以选用较小容量的切换变流器，大大降低传统双馈机组改造成为双模机组的成本，在本文第四章中会叙述切换变流器容量的选择方法。3.4本章小结本章首先分析了风力机的运行特性，对比了直驱永磁发电系统和双馈异步发电系统的风能利用系数随风速变化时的变化关系，就风能捕获能力得出了前者在低风速下有优势，后者在中高风速下有优势的结论。然后提出一种结合二者优势的双模风力发电系统，详细描述其拓扑结构以及运行原理，提出一种用最小铁损模型计算定子参考功率的方法，提高传统双馈机组低风速下风能利用系数的同时可以降低风力发电机组在低风速下的铁损消耗，为后续的仿真分析提供了理论基础。-34- 河北工业大学硕士学位论文第四章双模风力发电机组控制策略分析4.1双模风力发电机组低风速超同步模式控制策略本文2.3介绍了传统双馈机组的机侧变流器和网侧变流器的控制方式。在低风速超同步的运行模式下，固有变流器用于连接转子与电网，切换变流器用于连接定子与电网，此时与转子相连的固有变流器仍旧可以采用传统双馈模式下变流器的控制策略，即：机侧变流器的控制策略为基于定子磁链定向的-Q控制，网侧变流器的控制策略为基于电网电压定向的电压和电流双闭环控制。对双模机组的两种运行模式而言，与转子相连的固有变流器控制策略是相同的，便于控制策略的简化，同时能减少切换所用的时间。而与定子相连的切换变流器，其控制策略需要进一步研究。4.1.1低风速超同步模式机侧固有变流器控制策略在低风速超同步的运行模式下，机侧固有变流器的控制策略为基于定子磁链定向的-Q控制，在DFIG并网运行的情况下，定子绕组电流频率始终为50Hz。此时，DFIG定子绕组的电抗值比其电阻值大几个数量级，为了简化模型，在这种情况下可以视其电阻值为0，这是机侧变流器采用定子磁链定向的一个前提。在本文双模机组的低风速超同步模式下，定子的频率不稳定在50Hz，而是随着风机所处的平均风速变化而变化。在低风速超同步模式下定子的频率值会比50Hz小一个数量级，由3.3.2可知，定子电势频率可以低至2Hz左右，这种情况下，采用定子磁链定向的方式，系统稳定性是否会受到影响，需要通过仿真来做进一步分析。在PSCAD/EMTDC环境下搭建的2MW双馈风电系统模型，参数设置如表4.1所示。仿真中采用的标幺值的基值为：基值电压为690V，基值功率为2.0MVA，基准机械角速度为314.15926rad/s，最大风能利用系数为C0.441，最佳叶尖速比为pmax37.206，空气密度为=1.25kg/m，叶片半径为R38m，设额定风速为11m/s。opt起始风速大小为6.5m/s，采用阶跃风速，8秒后风速大小变为5.5m/s。-35- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究表4.12MW双馈风力发电系统参数双馈机组相关参数名称参数值电网电压V/Hz690/50定子电阻pu0.048定子漏感pu0.10转子电阻pu0.018转子漏感pu0.11激磁感抗pu3.0转动惯量s1.5极对数2定转子匝数比值0.5在PSCAD/EMTDC环境下建立的仿真模型如图4.1所示图4.1传统双馈风力发电系统仿真模型在图4.1的传统双馈风力发电系统中，机侧变流器采用基于定子磁链定向的-Q控制，网侧变流器的控制策略为电网电压定向控制采取电压和电流双闭环控制，分别在电网频率为50Hz和2Hz这两种情况下，进行了仿真。风速的初始值是6.5m/s，8s之后跃变为5.5m/s。风速随时间变化的关系如图4.2所示-36- 河北工业大学硕士学位论文图4.2风速随时间变化图电网频率为50Hz时，仿真结果如图4.3所示（a）直流母线电压（b）转子机械转速（c）定子有功功率（d）定子无功功率图4.3电网频率为50Hz时仿真结果图由图4.3可知，当电网频率为50Hz时，在双馈发电机启动过程中直流母线电压，转子转速，定子的有功、无功功率的暂态过程持续时间较短，持续1.5s左右，然后趋于稳定；在8s时，风速从6.5m/s变为5.5m/s，直流母线电压，转子转速，定子的有功、无功功率暂态过程持续时间非常短，可很快进入到稳定运行状态。下面将电网频率改为2Hz时，仿真结果如图4.4所示（a）直流母线电压（b）转子机械转速-37- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究（c）定子有功功率（d）定子无功功率图4.4电网频率为2Hz时仿真结果图由图4.4可知，当电网频率为2Hz时，在双馈发电机启动过程中直流母线电压，转子转速，定子的有功、无功功率的暂态过程持续时间约3s左右，而且在暂态变化过程中定子的有功功率瞬间值波动很大，暂态最大功率接近3（基准功率为2MW）。在8s时，风速从6.5m/s变为5.5m/s时，直流母线电压，转子转速，定子的有功功率与无功功率暂态过程时间很短，很快回到稳定运行状态。由上述分析可知，在传统双馈仿真模型中，机侧变流器的控制策略为基于定子磁链定向的-Q控制，网侧变流器的控制策略为电网电压定向控制采取电压和电流双闭环控制。2Hz的电网频率对双馈发电机启动过程中的暂态过程有比较明显的影响，对运行过程中风速改变引起的暂态过程影响不显著，对系统的稳态运行没有影响。由于低风速超同步模式下，定子电势频率可变，所以需要用铁损最小模型来确定定子电势频率，这时定子电势频率会出现2Hz的情况。由上述分析可知，定子电势频率为2Hz时，对于双馈发电机在低风速超同步模式下，电机各项指标随着风速变化时的稳态和暂态过程影响很小。所以只需要在发电机启动阶段，采用传统双馈机组的空载启动并网控制方式[55]，规避定子电势频率过低对发电机启动暂态过程影响。当双模机组运行在低风速超同步模式下时，机侧固有变流器的控制策略采用基于定子磁链定向的-Q控制，网侧固有变流器的控制策略采用基于电网电压定向的电压和电流双闭环控制，是可行的。4.1.2低风速超同步模式机侧切换变流器控制策略低风速超同步模式与传统双馈模式的最大区别在于定子侧与电网之间的切换变流器。网侧切换变流器与网侧固有变流器控制目标相同，都是保证直流母线电压的稳定和并网电压能够实时跟踪电网电压的变化[56]。所以网侧切换变流器的控制策略仍旧采用基于电网电压定向的电压和电流双闭环控制。对于机侧切换变流器，由式（2.30）和（2.31）可得-38- 河北工业大学硕士学位论文uripdssds1qsdsuripqssqs1dsqs（4.1）LiLidssdsmdrLiLiqssqsmqr根据式（4.1）设计机侧切换变流器的控制策略如图4.5所示图4.5定子机侧切换变流器控制策略图在图4.5中，系统采取双闭环的控制结构，外层环为功率控制环，内层环为电流*控制环。定子参考功率P由式（3.12）可以求得，而i是根据电网的需求来设定的，sds*为了追求输出最优的功率因数，往往设i0。将有功功率参考值与反馈值进行对比，ds**经过PI调节器运算，得出发电机定子的参考分量i。i和i与定子电流的反馈值作qsdsqs比较通过PI调节器之后可得定子电压的解耦项u*和u*，与定子电压前馈补偿相加，dsqs最后得出了定子指令电压u和u，并对其进行空间矢量脉宽调制，可以产生对网侧dsqs变换器的控制驱动信号进而对其加以控制。4.1.3低风速超同步模式的仿真结果在PSCAD/EMTDC环境下对低风速超同步模式进行仿真，定子机侧切换变流器的控制策略模型如图4.6所示-39- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究图4.6定子机侧切换变流器控制策略模型图基于上述的2MW双馈风力发电系统，在定子与电网之间加上切换变流器，建立了双模机组的模型，如图4.7所示图4.7双模机组仿真模型风速的初始值是6.5m/s，8s之后跃变为5.5m/s，仿真结果如图4.8所示（a）风速（b）转子机械转速-40- 河北工业大学硕士学位论文（c）定子有功功率（d）定子无功功率（e）转子有功功率（f）直流母线电压图4.8低风速超同步模型仿真图由图4.8可知：最开始的3s内电机启动，3s后电机进入稳态。在8s是风速从6.5m/s降到5.5m/s，在这个变化过程中，定子有功功率，无功功率，转子有功功率，转子机械转速，直流母线电压均快速恢复到稳态。在低风速超同步模式下，转子的有功功率一直为负，是定子有功功率的-10倍左右，与最小铁损模型求得的转差率值相符，同时定子无功功率一直稳定在0左右，证明了本文在低风速超同步模式下所采用的控制策略的可行性。4.2双模风力发电机组两种模式的切换点分析4.2.1双模风力发电机组切换点计算原理双模机组的切换点，是双模机组两种运行模式相互转换的一个标志，一个触发点。在本文中，切换点是以风速值来体现的。双模机组低风速超同步模式下，由风力机传到发电机的能量，经过发电机转换会全部通过固有变流器和切换变流器流入电网。定子端的输出功率全部通过切换变流器输送至电网，故新增的切换变流器单元容量的选择完全取决于低风速超同步模式下，定子通过切换变流器单元输送至电网的最大功率。切换点风速与定子侧变流器容量求解过程如图4.9所示-41- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究图4.9切换点风速与定子侧变流器容量求解框图由图4.9可知，双模风力发电机组中固有变流器的容量限制了低风速超同步模式中转子输出功率的最大值，考虑到固有变流器容量的限制以及对风力发电机最优输出功率的追求，得出切换点风速v。依据低风速超同步模式下，定子通过切换变流切器单元输送至电网的最大功率，完成对新增的切换变流器单元容量的选择。4.2.2双模风力发电机组切换点风速的计算由于传统双馈机组，转子通过变流器输入电网的功率为转差功率，即由式（2.6）和（2.7）可得sPsPP（4.2）rsmech1s式中，P为转子有功功率。r在传统双馈机组中，由于变流器容量的限制，转差率绝对值的最大值一般在20%s30%范围内[57]。令s20%。则由式（4.2）可知，当双馈机组处于满maxmax发状态时，风力机的输入净机械功率P最大，设为P，能够得到最大的转子有功mechmax功率值，此时双馈发电机处于超同步运行状态，转差率s0，即s0.2，由此可max得sPmaxmaxPP（4.3）rmaxmax1s6max式中，P为转子通过变流器的最大转差有功功率。rmax-42- 河北工业大学硕士学位论文双馈机组的网侧变流器通常运行在功率因数为1的工况下，即无功功率为0，所以网侧变流器容量为双馈风机的最大转差有功功率[58]，即为上式中的P。但实际rmax工程应用上，双馈风机的网侧变流器容量往往大于P。而双馈机组的机侧变流器rmax容量往往要大于网侧变流器容量，所以传统双馈机组的最大转差有功功率P可以rmax作为低风速超同步模式下，转子有功功率的约束条件。即PP（4.4）rrmax在本文的2MW仿真模型中，P2000kw，代入到（4.4）中可得maxPmaxP=333.33kw（4.5）rmax6由式（4.5）可知，在本文的2MW仿真模型中，转子与电网之间的的固有变流器可通过的最大有功功率为333.33kw，代入到式（4.4）可得PP333.33kw（4.6）rrmax在双模机组的低风速超同步模式下，不存在传统双馈机组的最低并网转速的限制，所以其风能利用系数与传统双馈模式下的变速恒频阶段一样始终处于最佳状态，即叶尖速比始终为7.206。下面计算双模机组在不同DFIG转子机械转速下为了保持opt最大风能利用系数所对应的风速，计算公式如下[59]nRv（4.7）30Ngearopt式中，N为齿轮箱增速比，取值N75。geargear将不同转子机械转速值代入式（4.7）可以求出对应的风速值，同时通过式（3.2）求得风力机在对应风速下捕获的最大功率，如表4.2所示表4.2DFIG机械转速与风速，风力机捕获功率对应表DFIG机械转速n(r/min)风速m/s风力机捕获功率kw4503.31145.3625003.68062.2816004.416107.6227005.152170.9018005.887254.9759006.623363.06112008.831860.687150011.0391681.143由表4.2可知，在低风速超同步模式下，当机械转速为450r/min时，对应风速为3.311m/s，风力机在该风速下捕获的最大功率为45.362kw；当机械转速为900r/min-43- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究时，对应风速为6.623m/s，风力机在该风速下捕获的最大功率为363.061kw。由图3.9和式（3.12）可知：低风速超同步模式下，转差率在10左右，令s10则可以得到*PmechPmechPs1s11（4.8）P*sP*10PmechP333.33kwrs11rmax当机械转速为900r/min时，对应风速为6.623m/s，风力机在该风速下捕获的最大功率为363.061kw。即此时P363.061kw，代入式（4.8）可得mech*10PmechP330.055kwP333.33kw（4.9）r11rmax由式（4.9）可知，风速为6.623m/s为双模机组低风速超同步模式和传统双馈模*PmechPmech式之间的切换点风速，此时P33.005kw为低风速超同步模式下定子侧s1s11输入到电网的最大功率，故定子侧的切换变流器容量要大于33.005kw，可以采用容量为50kVA的小容量变流器作为双模机组的切换变流器，50kVA的变流器价格一般在20000元人民币以内，可以看出传统双馈机组改造成为双模机组的成本较低。4.3双模风力发电机组的切换控制策略研究双模风力发电机组的切换控制策略的目的是在两种模式切换过程中，暂态响应过程不会出现过大的电压和电流，同时切换时间应尽量缩短，减少因为切换带来的风能损耗。由于在整个运行过程中转子绕组一直通过变流器与电网相连，转子三相电流始终是处于可控状态，这意味可以通过调节转子励磁电流来实现两种模式的平滑切换。上述分析可以知，风速6.623m/s为切换点风速，是双模机组在低风速超同步模式nn下的最大风速；风速8.831m/s对应的机械转速为1200r/min，转差率1，s=0.2n1即风速8.831m/s为传统双馈模式中变速恒频运行的最低风速。故选择风速在6.623m/s和8.831m/s之间变化来分析两种运行模式的切换过程，得到的结果具有代表性。4.3.1低风速超同步模式切换至传统双馈模式当前双模机组处于低风速超同步模式下，如果检测到当前风速大于切换点风速v，切控制双模机组切换至传统双馈模式，切换策略框图如下-44- 河北工业大学硕士学位论文图4.10低风速超同步模式切换为传统双馈模式控制框图如图4.10所示，以风速从6.623m/s突变为8.831m/s为例，对切换流程的分析如下：步骤（1），检测双模机组所处的当前平均风速，可以每10分钟或15分钟为区间，来求取平均风速。步骤（2），判断当前平均风速与切换点风速v的大小关系。如果当前平均风速小切于或等于切换点风速v，则保持低风速超同步模式不变；如果当前平均风速大于切换切点风速v，则通过控制系统向变流器发出切换指令，开始切换为传统双馈模式。切步骤（3），为了达到传统双馈模式下定子电势与电网电压的频率，幅值和相位相同的要求，所以需要对定子的电势频率进行调节。由式（2.4）可知，定子的电势频率是由转子励磁电流频率和转子机械转速两者共同决定。由于低风速超同步模式下，定子的电势频率是由最小铁损模型来确定的，由3.3.2可知，定子的电势频率很低，在切换点风速6.623m/s时，f2.7Hz，f-27.3Hz，12n900r/min，转差率s10。-45- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究当风速变为8.831m/s时，转子机械转速为n1200r/min，转差率s=0.2，定子电势频率为f50Hz，fsf10Hz，对应传统双馈模式中的亚同步运行模式。接到121控制系统切换信号后，定子电势频率不再由铁损最小模型来确定。在调节定子频率从2.7Hz到50Hz的过程中，转差率从-10变换到0.2，转子转速从900r/min快速上升至1200r/min，在保证对双模机组冲击较小的情况下，尽快完成对定子电势频率的调节。切换过程中，定子有功功率会增加。由于切换变流器的容量为50kVA，留出10%的裕量，结合式（3.12）可知*PmechP50(1-10%)kVA=45kVA（4.10）s1s由于式（4.2）可知PsP，在切换过程中，电网输入至转子侧的功率由转差率srs决定，为9kw。这样在切换过程中风力机捕获的功率为363.061kw，有45kw的功率通过定子侧切换变流器输入到电网中，另一部分能量储存在由于转子的机械转速升高而增加的机械能当中。起始风速为6.623m/s，5s之后突变为8.831m/s。切换过程中DFIG各项指标的变化如表4.3所示。表4.3低风速超同步切换至传统双馈过程中DFIG各项指标的变化表DFIG各项指标切换开始前瞬间开关动作前瞬间切换完成定子电势频率Hz2.75050转子电流频率Hz-27.31010转子机械转速r/min90012001200定子有功功率kw33.005451075.859转子有功功率kw-330.0559215.172转差率-100.20.2步骤（4），当定子电压满足并网条件之后，闭合第一开关单元，并断开第二开关单元，双模风力发电机组从低风速超同步模式切换至传统双馈模式。基于表4.3中发电机切换过程中各项指标的变化，下面在matlab平台上模拟这些切换指标在低风速超同步模式切换至传统双馈模式的变化过程，如图4.11所示（a）定子电势频率（b）转子电流频率-46- 河北工业大学硕士学位论文（c）转子机械转速（d）转差率（e）定子有功功率（f）转子有功功率图4.11低风速超同步模式切换为传统双馈模式过程图由图4.11可知，在5s时接到切换指令之后，经过3s的切换时间，8s时闭合第一开关单元，双模机机组由低风速超同步模式切换为传统双馈模式。由表4.3可知，当风速为8.831m/s，风力机捕获的总功率为860.687kw，此时转差率s0.2，则定转子Pmech的功率分别为：P1075.859kw，PsP215.172kw。在8s时，定子有功srs1s功率为45kw，转子功率为9kw，8s时开关动作，低风速超同步模式切换至传统双馈模式之后，定子有功功率迅速上升至1075.859kw，转子有功功率迅速上升至215.172kw，至此系统稳定，切换完成。4.3.2传统双馈模式切换至低风速超同步模式当前双模机组处于传统双馈模式下，如果检测到当前风速小于切换点风速v，控切制发电机切换至低风速超同步模式，切换策略框图如图4.12所示-47- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究图4.12传统双馈模式切换为低风速超同步模式控制框图如图4.12所示，以风速从8.831m/s突变为6.623m/s为例，对切换流程分析如下：步骤（1），检测双模机组所处的当前平均风速，可以每10分钟或15分钟为区间，来求取平均风速。步骤（2），判断当前平均风速与切换点风速v的大小关系。如果当前平均风速大切于切换点风速v，则保持传统双馈模式不变；如果当前平均风速小于或等于切换点风切速v，则通过控制系统向变流器发出切换指令，开始切换为低风速超同步模式。切-48- 河北工业大学硕士学位论文步骤（3），由于低风速超同步模式下，由于定子侧切换变流器容量的限制，所以开关动作之前，定子功率需要限制到45kw，同时转子机械转速也会上升，一直到电机最高转速1800r/min，此时转差率s0.2，双馈发电机处于超同步运行状态，转子发出有功功率至电网。发电机状态与切换之后的低风速超同步的运行模式相符，开关可以开始动作。步骤（4），闭合第二开关单元，将定子与切换变流器联通。步骤（5），断开第一开关单元，此时定子与电网直接的直接连接断开，传统双馈模式切换为低风速超同步模式。定子的电势频率不固定在50Hz，可以通过最小铁损模型对定转子功率进行分配。步骤（6），通过式（4.7）可知，在风速为6.623m/s时，基于最佳叶尖速比条件，可以计算出机械转速为900r/min。步骤（7），通过最小铁损模型来计算在风速为6.623m/s，转子机械转速为900r/min时，定子的频率参考值。由图3.9可知，定子电势频率为2.7Hz，转子励磁电流频率为-27.3Hz，转差率s10。由表4.3可知，定子参考功率为33.005kw，转子参考功率为-330.055kw。步骤（8）和步骤（9），通过步骤（7）求得的定子参考功率，分别对切换变流器和固有变流器进行控制，控制过程如第四章第一节中所述，将定子有功功率调整至33.005kw，将转子有功功率调整至-330.055kw。起始风速为8.831m/s，5s之后突变为6.623m/s。切换过程中DFIG各项指标的变化如表4.4所示表4.4传统双馈切换至低风速超同步过程中DFIG各项指标的变化表DFIG各项指标切换开始前瞬间开关动作前瞬间切换完成定子电势频率Hz50502.7转子电流频率Hz10-10-27.3转子机械转速r/min12001800900定子有功功率kw1075.8594533.005转子有功功率kw215.172-9-330.055转差率0.2-0.2-10基于表4.4中的切换过程中发电机各项指标的变化，下面在matlab平台上模拟这些切换指标在传统双馈模式切换至低风速超同步模式的过程，如图4.13所示-49- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究（a）定子电势频率（b）转子电流频率（c）转子机械转速（d）转差率（e）定子有功功率（f）转子有功功率图4.13传统双馈模式切换为低风速超同步模式过程图由图4.13和表4.4可知，在5s时接到切换指令之后，经过3s的切换时间后，在开关动作前一刻，定子有功功率为45kw，转子功率为-9kw，定子电势频率为50Hz，转子电流频率为-10Hz，转差率为-0.2，转子机械转速为1800r/min；8s时开关动作，低风速超同步模式切换至传统双馈模式，定子电势频率从50Hz降至2.7Hz，转子电流频率从-10Hz降到-27.3Hz，转差率从-0.2降到-10，转子机械转速从1800r/min降至900r/min，定子有功功率从45kw降到33.005kw，转子有功功率从-9kw降到-330.055kw，至此系统达到稳定，切换完成。-50- 河北工业大学硕士学位论文4.4本章小结分析了双模机组低风速超同步模式的控制策略，以2MW双模机组为例，在PSCAD/EMTDC平台上建立仿真模型，验证了低风速超同步模式控制策略的正确性。详细阐述了切换点的计算原理，对切换点风速计算做了全面的方法验证。最后对双模机组低风速超同步模式和传统双馈模式两种运行模式之间的切换策略进行了框图级的解释，同时分析了切换过程中的变化规律，并通过matlab模拟了两种运行模式切换时的暂态过程情况。-51- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究-52- 河北工业大学硕士学位论文第五章双模机组的运行算例分析5.1引言文献[22]提出了两种基于双馈风力发电机组的双模运行系统，以提高传统双馈机组在低风速下的风能利用系数，改造方法如下：方法（一），低风速下将转子与变流器断开，转子三相短接，定子与变流器接通，传统双馈运行方式改造成全功率异步机运行方式。这种方法在切换的时候开关动作过多，会造成较长的脱网时间，同时在传统双馈机组基础上的改造难度较大。方法（二），低风速下将定子与电网断开，定子三相绕组短接，转子仍旧通过变流器接入电网。风力机捕获的风能，通过转子和变流器输入电网。传统双馈机组改造成全功率异步机运行方式，其中定子电势频率为转差频率。文献[60]介绍远景能源在安徽来安风场的1.5MW，87米叶轮双模机组采用了方法（二），这是目前远景能源的智慧双模机组一贯采用的改造方法。远景能源在来安低风速风电场实施了包括改造传统双馈机组在低风速下双模运行等9项优化风电场发电量的措施，使发电量提升5%。这其中除了双模机组结构改进带来的发电量提升之外，还包括控制系统算法和风电场设计优化等方面对发电量的提升。本文从双馈机组拓扑结构优化的角度，提出了一种新型的双模机组。选择在定子与电网之间增加切换变流器的方式，使双馈发电机在低风速下可以超同步运行。同样可以解决了双馈机组在低风速下无法实现最大风能捕获运行的缺点，下面通过三种风力发电机组的算例分析和性能比较来展现本文提出的变流器型双模机组的优势。5.2算例分析5.2.1风速数据分析在双馈机组的基础上进行改进的双模机组，对于提高机组在低风速地区的发电量有很大作用。当风场的低风速时间在全年有效发电时间中占得比重越大，提升效果越明显。本算例风速数据来源于北方地区某风电场的2015年实测风速。风速最大值为-53- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究25.669m/s，全年平均风速为5.359m/s，每15min取一次平均风速值，全年总时间8760小时，一共35040个数据点。图5.1北方地区某风场风速概率分布图如图5.1所示，2015年的风速数据中，低于切换点风速6.623m/s的比重很大。对该风场的风速数据进行统计，数据如下表所示表5.1北方地区某风场风速数据分析表风速数据指标数值风速在3-25m/s之间的时间h6120.25风速在3-6.623m/s之间的时间h3350.25风速在6.623-25m/s之间的时间h2270全年相邻风速数据点跨越切换点次数2676由表5.1可知，2015年该风场风速在3-25m/s之间的时间为6120.25小时，其中，处于切换点风速6.623m/s之下的时间为3350.25小时，占全年可发电时间的54.7%，处于切换点风速6.623m/s之上的时间为2270小时，占全年可发电时间的45.3%。。2015全年内，相邻风速数据点跨越6.623m/s的次数为2676次，这意味双模机组在全年需要切换的次数为2676次，平均一天切换7至8次。由于变流器型双模机组不脱网切换的耗时很短，在接下来的发电能力计算中，由运行模式切换造成的能量损耗可以忽略不计。5.2.2三种风力发电机组的发电能力计算本文在图4.7仿真模型中采用的风力机参数为：最大风能利用系数为C0.441，pmax3最佳叶尖速比为7.206，空气密度为=1.25kg/m，叶片半径为R38m。下面opt基于上述参数对三种风力发电机组的风能捕获和铁损进行计算。-54- 河北工业大学硕士学位论文（1）机械能捕获计算由式（3.2）可得风力机捕获的机械能，对于每一个15min的平均风速数据，都能计算出其对应的功率以及能量13PSC,v（5.1）viwpi2式（5.1）中，为v3-6.623m/s之间的一个点，当风速为时，风力机捕获的最大vii能量为13E0.25P=SC,v（5.2）vivi8wpi式（5.2）中，E为风速对应的机械能，由于为vv15min的平均风速，所以通viii过E0.25P换算为一小时的总能量。则风力机在风速在3-6.623m/s之间的捕获的总vivi能量为13EmechEviSwCp,vi（5.3）8由于笼型双模机组和变流器型双模机组在风速低于切换风速6.623m/s时，风能利用系数C一直处于最大值状态，即C=C0.441，代入到式（5.3）中即可求出笼PPPmax型双模机组和变流器型双模机组捕获的总能量为498845.777kwh。对于传统双馈机组而言，当风速低于切换风速6.623m/s时，C随着风速而变化。P结合式（3.3）和式（4.6）可得18.41512.141iCp1i,0.730.580.00213.2e1i10.0031（5.4）1i30.021inRi30Nvgeari由式（5.4）可知，此时电机没有进入变速恒频的运行阶段，转子机械转速一直保持在最低并网转速1000r/min，桨距角0。对于每一个v，都能求出对应的iC,，代入到式（5.3）中即可求出传统双馈机组在风速低于切换风速6.623m/sp1i时捕获的总能量为406321.081kwh。（2）铁损计算对于传统双馈机组而言，定子始终与电网相连，同时转子机械转速保持在最低并np网转速1000r/min，所以f150Hz，f2f116.7Hz，根据工程实际取值60-55- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究CFe=0.00196，Bm1.2T，Gr=800kg，代入到式（3.9）电机铁损的计算模型中可得，传统双馈机组的铁损总能量为12663.881kwh。对于笼型双模机组和变流器型双模机组而言，低风速下风能利用系数CP一直处于最大值状态，所以对于每一个风速vi而言，均可以通过（4.7）求出对应的转子机械转速ni。对于笼型双模机组而言，由于其运行过程中，定子端三相绕组短接，此时运行模式类似于鼠笼异步发电机，笼型双模机组定子的作用类似于鼠笼异步发电机的转子，而其转子的作用类似于鼠笼异步发电机的定子。则笼型双模低风速运行模式下，定转子频率关系如下nnpff2160（5.5）fsf12在式（5.5）中，定子绕组的感应电流频率f一般较小，转子励磁频率f较大，12在低风速运行过程中，转差率变化较小，为了方便计算，结合工程经验，取s0.02。将ni代入到式（5.5）并结合式（3.9）可得笼型双模机组低风速运行模式下的铁损计算公式vRini30Ngearoptnnipf2f1（5.6）60fsf1221.31.3EFei0.25FeiCFeBmGr2f1if2i由式（5.6）可得，笼型双模机组在低风速下的铁损为1691.997kwh。对于变流器型双模机组而言，通过铁损最小模型进行功率分配，同样用到ni将代入到（3.11）可得双模机组在低风速下的铁损计算公式vRini30Ngearopty2f1.3f1.312（5.7）nnipff126021.31.3EFei0.25FeiCFeBmGr2f1if2i随着风力机输入到转子的机械转速不断变化，总是存在一组特定的定子电势频率-56- 河北工业大学硕士学位论文f1和转子电流频率f2使得yymin，此时电机的铁损最小。由（5.7）可得，此时变流器型双模机组在低风速下的铁损为1582.456kwh。5.2.3结果分析通过上述分析可知，变流器型双模机组相比于传统双馈机组和笼型双模机组在风能捕获，铁损降低等方面有较大的优势，当风速为3-6.623m/s时，三者发电能力对比如表5.2所示表5.2传统双馈机组、笼型双模机组和变流器型双模机组发电能力对比低风速能量指标传统双馈机组笼型双模机组变流器型双模机组捕获机械能kwh406321.079498845.777498845.777铁损kwh12663.8811691.9971582.456输出电能kwh393657.198487176.864497263.321输出电能提升kwh093519.666103606.123由表5.2可知，风速为3-6.623m/s时，传统双馈机组输出的电能为393657.198kwh；对于笼型双模机组而言，由于定子绕组会消耗其转差功率，则其最终输出电能为1-0.02498845.777-1691.997=487176.864kwh，与传统双馈机组相比输出电能提高了93519.666kwh；变流器型双模机组输出电能为497263.321kwh，与传统双馈机组相比输出电能提高了103606.123kwh。传统双馈机组在平均风速为5.5m/s左右的低风速风场中，年等效满发小时数一般为1800小时左右，即单台2MW传统双馈机组一年的发电量近似为3600000kwh。则与传统双馈机组相比，笼型双模机组全年提升的发电量为2.60%，变流器型双模机组全年提升的发电量为2.88%。按风机运行寿命为20年，度电费用0.61元来计算，则将传统双馈机组改造成变流器型双模机组预计可以增加利润126.399万元。5.3三种风力发电机组的性能分析传统双馈机组，笼型双模机组和变流器型双模机组，在风速大于切换点风速时，运行方式完全相同，性能差别集中在低风速运行阶段。通过5.2中对三种风力发电机组的在切换点风速之下的风能捕获能力，铁损以及输出电能的计算，可知本文提出的变流器型双模机组在提高低风速下发电效率这一方面具有很大的优势。下面对这三种机型在低于切换点风速条件下进行性能分析，如表5.3所示-57- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究表5.3切换点风速以下三种风力发电机组性能分析表性能传统双馈机组笼型双模机组变流器型双模机组受变速恒频范围限制，无低风速C可以达到C可以达到CPPmaxPmax法达到CPmax可以达到最佳风能捕可以达到最佳风能捕获，获，双馈发电机运行低风速输出无法达到最佳风能捕获，但是双馈发电机以异步机在超同步状态，可以功率输出功率较低的方式运行，定子绕组短输出风力机捕获的全接会增加额外的损耗部功率需要脱网切换，切换时间切换不需要脱网，切切换方式无较长，对电网及传动链载换时间较短，对电网荷均有冲击的冲击较小通过铁损最小模型来定子直接连接电网，频率定子绕组短接，其频率有低风速铁损求解定子参考功率，始终为50Hz，铁损很大转差率相对应，铁损较小铁损最小由表5.3可知，对比三种风力发电机组的特点，本文提出的变流器型双模机组在功率捕获和输出、降低铁损以及降低切换时对电网冲击都有一定的优势。5.4本章小结本章首先介绍了一种笼型双模风力发电机组的结构特性，对本文提出的双模机组的优点进行对比分析。然后以北方某低风速风场的风速数据为基础，对本文双模机组进行了算例分析。最后对比了传统双馈机组，笼型双模机组和本文双模机组三种风力发电机组的性能，验证了本文双模机组的经济性和对旧风电机机组改造的可行性。-58- 河北工业大学硕士学位论文第六章总结与展望在当今大力开发低风速地区风能资源的背景下，提高风力发电机组在低风速状态下的发电效率势在必行。双馈风力发电机组是当今世界范围内的主流机型，对其进行改造以提高其在低风速状态下的风能捕获能力，有重要意义。本文在传统双馈机组的基础上进行改进，提出了一种新型的双模机组的拓扑结构，并对其控制策略进行了深入研究，本文的主要工作和主要结论如下：(1)研究了双馈风力发电机组和直驱永磁全功率发电机组各自的优势与不足，结合二者的优点，提出了一种新型的双馈双模风力发电机组的拓扑结构和两种运行模式——低风速超同步模式和传统双馈模式。(2)在低风速超同步模式下，提出了最小铁损模型来计算定转子参考功率，并通过在PSCAD/EMTDC平台上建立2MW双模风力发电机系统的仿真模型，完成对双模机组控制策略的仿真验证，实现了在低风速下降低铁损，提高风能利用系数的目的。(3)根据低风速超同步模式下的运行数据和转子侧变流器容量的限制，求解出两种模式的切换点风速和定子侧切换变流器要求的容量。(4)对比了传统双馈机组，笼型双模机组和变流器型双模机组三种风力发电机组的特点，得出变流器型双模机组在低风速下有提高能量捕获，降低铁损的优势。由于受到时间、数据数量和数据质量以及作者科研水平所限，本论文的研究还有几方面需要进一步研究和完善,具体如下：(1)与笼型双模机组的脱网模式切换方法相比，本文提出的变流器型双模机组模式切换属于不脱网切换，在运行过程中，图3.5中的两个开关单元至少有一个导通。则变流器型双模机组切换过程中给电网和安全链带来的冲击相比现在实际应用的笼型双模机组而言要小得多。但是本文只模拟了两种模式不脱网切换的暂态情况，对于切换过程中可能出现的对电网和安全链的冲击研究还不够。(2)对于变流器型双模机组的低风速超同步模式下的低电压穿越问题有待进一步研究。(3)本文的变流器型双模机组是基于传统双馈机组基础上进行旧机组改造，所以在低风速超同步模式下，受转子侧固有变流器容量的限制，切换风速定为6.623m/s。制造新的双模机组时可以通过对固有变流器的选型和容量的改变，进一步提高切换风速，并尽可能地扩大最大风能捕获的范围。-59- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究-60- 河北工业大学硕士学位论文参考文献[1]孙鹤旭，王华君.河北省风电装备产业技术路线图[M].北京：机械工业出版社.2011,11-20.[2]FRIEDL，SAWYERS，etal.Globalwindreport:annualmarketupdate2012[R].Brussels，Belgium:GlobalWindEnergyCouncil(GWEC)，2013.[3]徐涛.2016年全球风电装机统计[A].风能产业（2017年第2期总第91期）[C].2017:6.[4]王秀强.2014年风电利用小时数下降弃风限电仍是短板[N].21世纪经济报道.2015-02-3.[5]Z.Hanetal.,"Studyoncalculationmethodsofwindfarm'sabandonedenergy,"AdvancedPowerSystemAutomationandProtection(APAP),2011InternationalConferenceon,Beijing,2011,pp.1996-1999.[6]董丹丹，赵黛青，廖翠萍.我国的风电技术和风电发展[J].可再生能源,2007,25(3):72-75.[7]张清清，李海波，李品.低风速风电场风资源开发分析[J].西北水电，2014，02:93-95.[8]呼津华.低风速风电项目风资源分析的几点体会[J].风能，2012，04:79.[9]沈德昌.我国大型风电机组技术发展情况[J].太阳能，2015，02:11-14.[10]谢鲁冰，张振华，武国洪.直驱与双馈风机技术流派对比分析[J].应用能源技术，2012，08:42-44.[11]G.Wen,Y.Chen,Z.ZhongandY.Kang,"DynamicVoltageandCurrentAssignmentStrategiesofNine-Switch-Converter-BasedDFIGWindPowerSystemforLow-VoltageRide-Through(LVRT)UnderSymmetricalGridVoltageDip,"inIEEETransactionsonIndustryApplications,vol.52,no.4,pp.3422-3434,July-Aug.2016.[12]D.VelascoandJ.Lopez,"LowVoltageRideThrough(LVRT)CapabilityofanenhancedDFIGSystem,"PCIMEurope2016;InternationalExhibitionandConferenceforPowerElectronics,IntelligentMotion,RenewableEnergyandEnergyManagement,Nuremberg,Germany,2016,pp.1-7.[13]王继飞,李培强,李欣然等.双馈风电机组低电压穿越的Crowbar优化控制策略分析[J].中国电力,2015,11:103-109.[14]Y.W.Shen,D.P.Ke,W.Qiao,Y.Z.Sun,D.S.KirschenandC.Wei,"TransientReconfigurationandCoordinatedControlforPowerConverterstoEnhancetheLVRTofaDFIGWindTurbineWithanEnergyStorageDevice,"inIEEETransactionsonEnergyConversion,vol.30,no.4,pp.1679-1690,Dec.2015.[15]江全元,龚裕仲.储能技术辅助风电并网控制的应用综述[J].电网技术,2015,12:3360-3368.[16]朱小军,姚骏,蒋昆等.电网不对称故障下含飞轮储能单元的永磁直驱风电系统增强运行控制策略[J].电网技术,2013,05:1454-1463.[17]S.IranmaneshandR.Fadaeinedjad,"UsingFlywheelEnergyStorageSystemtomitigatevoltageandpowerfluctuationsduetoaeroelasticaspectsofwindturbines,"201624thIranianConferenceon-61- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究ElectricalEngineering(ICEE),Shiraz,Iran,2016,pp.1499-1504.[18]陈仲伟,邹旭东,陈耀红等.带储能的双馈风力发电系统控制策略[J].电力系统自动化,2014,18:1-5+85.[19]F.Zhang,Z.XuandK.Meng,"Optimalsizingofsubstation-scaleenergystoragestationconsideringseasonalvariationsinwindenergy,"inIETGeneration,Transmission&Distribution,vol.10,no.13,pp.3241-3250,1062016.[20]赵祖熠,解大,楚皓翔等.基于储能系统的双馈风电机组机网扭振抑制策略[J].电力自动化设备,2016,08:1-7.[21]A.H.Kasem,E.F.El-Saadany,H.H.El-TamalyandM.A.A.Wahab,"MaximizingthewindpowerproductionofDFIG-basedwindturbinesatlowwindspeedoperation,"PowerSymposium,2008.NAPS'08.40thNorthAmerican,Calgary,AB,2008,pp.1-6.[22]王明军.提高双馈风电机组低风效率的方法[A].中国农机工业协会风能设备分会《风能产业》（2015年第7期）[C].:,2015:5.[23]N.DavidandD.C.Aliprantis,"ImprovedefficiencyofDFIGwindenergyconversionsystemsbyoperatingintherotor-tiedconfiguration,"ElectricalMachines(ICEM),2014InternationalConferenceon,Berlin,2014,pp.189-195.[24]A.S.Helmy,A.ShaltoutandN.Abdel-Rahim,"ImprovingtheefficiencyofaDoubly-FedInductionGeneratorinvariablespeedwindturbinesunderdifferentmodesofoperationconsideringcoreloss,"SmartEnergyGridEngineering(SEGE),2015IEEEInternationalConferenceon,Oshawa,ON,2015,pp.1-8.[25]魏巍,刘莹,丁理杰,李兴源.改进的双馈风力发电系统小干扰模型[J].电网技术,2013,10:2904-2911.[26]李欣然,马亚辉,曹一家等.一种双馈式风力发电系统的等效模型[J].电工技术报,2015,08:210-217.[27]H.WenandS.Cai,"ModelingandLVRTanalysisofDFIGwindpowersystem,"PowerandEnergyEngineeringConference(APPEEC),2015IEEEPESAsia-Pacific,Brisbane,QLD,2015,pp.1-5.[28]R.DevShuklaandR.K.Tripathi,"Speed-sensorlessvoltage&frequencycontrolinautonomousDFIGbasedwindenergysystems,"PowerEngineeringConference(AUPEC),2014AustralasianUniversities,Perth,WA,2014,pp.1-6.[29]TanZ,SongX,CaoW,etal.DFIGMachineDesignforMaximizingPowerOutputBasedonSurrogateOptimizationAlgorithm[J].IEEETransactionsonEnergyConversion,2015,30(3):1154-1162.[30]赵一心.结合矢量和直接功率控制的双馈风电机组研究[J].微特电机,2017,(04):71-76.[31]孙鹏.基于滑模控制的变速恒频双馈风力发电机控制策略研究[D].华北电力大学,2014.[32]陈剑平.基于PSASP的双馈风力发电机并网运行控制策略研究[D].天津大学,2014.[33]刘新宇,白珂.双馈异步风力发电机网侧换流器复合控制策略的研究[J].华北水利水电大学学报(自然科学版),2015,(06):72-77.[34]范晓旭.变速恒频风力发电机组建模、仿真及其协调优化控制[D].华北电力大学（北京）,2010.[35]A.S.Helmy,A.ShaltoutandN.Abdel-Rahim,"ImprovingtheefficiencyofaDoubly-FedInductionGeneratorinvariablespeedwindturbinesunderdifferentmodesofoperationconsideringcoreloss,"2015IEEEInternationalConferenceonSmartEnergyGridEngineering(SEGE),Oshawa,ON,2015,-62- 河北工业大学硕士学位论文pp.1-8.[36]Y.Guo,S.H.Hosseini,J.N.JiangandC.Y.Tang,"Voltage/pitchcontrolformaximizationandregulationofactive/reactivepowersinwindturbineswithuncertainties,"49thIEEEConferenceonDecisionandControl(CDC),Atlanta,GA,2010,pp.3956-3963.[37]U.Shipurkar,T.D.Strous,H.PolinderandJ.A.Ferreira,"LVRTperformanceofbrushlessdoublyfedinductionmachines-Acomparison,"2015IEEEInternationalElectricMachines&DrivesConference(IEMDC),Coeurd'Alene,ID,2015,pp.362-368.[38]X.Liu,Y.HanandC.Wang,"Second-orderslidingmodecontrolforpoweroptimisationofDFIG-basedvariablespeedwindturbine,"inIETRenewablePowerGeneration,vol.11,no.2,pp.408-418,282017.[39]S.Banerjee,D.JoshiandM.Singh,"Arationaltechniquetomaximizeactivepower&diminishlossesandreactivepowerofaDFIG,"2016IEEE6thInternationalConferenceonPowerSystems(ICPS),NewDelhi,2016,pp.1-6.[40]H.Dehnavifard,A.D.Lilla,M.A.KhanandP.Barendse,"DesignandoptimizationofDFIGswithalternatevoltageandspeedratingsforwindapplications,"2014InternationalConferenceonElectricalMachines(ICEM),Berlin,2014,pp.2008-2013.[41]I.Arul,M.Karthikeyan,S.MuthukumarandN.Krishnan,"Estimatorbasedneuro-fuzzycontrolformaximumpowerextractionfromwindelectricalpowergenerationsystem,"2010IEEEInternationalConferenceonComputationalIntelligenceandComputingResearch,Coimbatore,2010,pp.1-6.[42]TinLuuandA.Nasiri,"Outputpowermaximizingofawindturbinebyadjustingrotorspeed,"2008CanadianConferenceonElectricalandComputerEngineering,NiagaraFalls,ON,2008,pp.001591-001596.[43]H.Li.,Z.ChenandJ.K.Pedersen,"OptimalPowerControlStrategyofMaximizingWindEnergyTrackingandConversionforVSCFDoublyFedInductionGeneratorSystem,"2006CES/IEEE5thInternationalPowerElectronicsandMotionControlConference,Shanghai,2006,pp.1-6.[44]W.Chen,J.Wang,W.Gao,D.W.Gao,B.WangandH.Wang,"Poweroptimizationcontrolofdoublyfedinductiongeneratorbasedonactivepowerreserve,"2016NorthAmericanPowerSymposium(NAPS),Denver,CO,2016,pp.1-6.[45]E.B.Muhando,T.Senjyu,A.Uehara,T.FunabashiandC.H.Kim,"LQGDesignforMegawatt-ClassWECSWithDFIGBasedonFunctionalModels'FidelityPrerequisites,"inIEEETransactionsonEnergyConversion,vol.24,no.4,pp.893-904,Dec.2009.[46]刘其辉.变速恒频风力发电系统运行与控制研究[D].浙江大学,2005.[47]L.Lianbing,Z.PengandZ.Zhiguo,"No-loadgridconnectionstrategyresearchofDFIGbasedoncloseloopofvoltage,"201325thChineseControlandDecisionConference(CCDC),Guiyang,2013,pp.2701-2704.[48]马林.双馈风力发电机并网控制策略研究[D].内蒙古科技大学,2015.[49]崔峰.双馈风力发电机及风电场建模仿真研究[D].华北电力大学,2015.[50]李崇坚.交流同步电机调速系统[M].北京：科学出版社,2006.[51]Amantanvir,Adelmerabet,Rachidbeguenane.Real-TimeControlofActiveandReactivePowerforDoublyFedInductionGenerator(DFIG)-BasedWindEnergyConversionSystem[J].MolecularDiversityPreservationInternational(MDPI),2015,8(9):10389-10408.[52]牟树贞,赵海森,罗应立等.笼型异步电机在发电和电动工况下的损耗和无功特性研究[J].电机-63- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究与控制应用,2012,(03):1-6+28.[53]G.Bertotti,"Generalpropertiesofpowerlossesinsoftferromagneticmaterials,"inIEEETransactionsonMagnetics,vol.24,no.1,pp.621-630,Jan1988.doi:10.1109/20.43994[54]凌跃胜，黄文美，宋桂英.电机理论基础[M].中国电力出版社.2009,5-1[55]兰飞,姚知洋,黎静华等.双馈风力发电机空载并网运行控制建模与仿真研究[J].电力建设,2016,(09):123-131.[56]程志江,谢永流,李永东等.风力发电系统网侧逆变器双闭环控制策略研究[J].电测与仪表,2016,(09):40-46.[57]吴世展.2MW双馈发电机的研制和开发[J].电气技术,2012,No.149(6):38-41.[58]赵强,孟明,郭洁等.双馈风机无功出力极限及控制研究[J].科学技术与工程,2012,(27):6918-6922.[59]SnehapravaSwain,PravatKumarRay.ShortcircuitfaultanalysisinagridconnectedDFIGbasedwindenergysystemwithactivecrowbarprotectioncircuitforridethroughcapabilityandpowerqualityimprovement[J].InternationalJournalofElectricalPowerandEnergySystems,2016.[60]薛辰.5米多风速也有好生意[J].风能,2013,(06):21-26+20.-64- 河北工业大学硕士学位论文致谢本论文是在导师王华君教授的悉心指导下完成的。王老师在本文的选题直至最后完成过程中提出了许多宝贵的意见和建议，扩展了我的思路，开阔了我的视野，培养和锻炼了我独立思考和解决问题的能力。这为论文的完成奠定了坚实的基础。在两年半的学习和工程实践中，王老师严谨的治学态度和渊博的知识深深地鼓舞着我。同时王老师兢兢业业的工作作风和丰富的工程经验时时激励着我，这一切必将使我在以后的工作和生活当中受益终生。在论文完成之际，由衷地感谢王老师对我的指导与关爱。在论文写作过程中，还得到张家安老师，李洁老师的多次指导，得到了李轩、高艳红、聂伟等实验室同学的帮助，在此一并表示感谢。感谢实验室师兄师姐师弟师妹们的关心和帮助，感谢宿舍同窗们的悉心陪伴。最后，我还要感谢我的家人对我的关心与支持，每当我遇到困难的时候总能共同陪我度过，使我能够顺利完成学业。希望在以后的学习和生活中继续得到老师和同学的支持与帮助，期望获得更长足的进步。-65- 基于双模运行的双馈风电机组设计研究-66- 河北工业大学硕士学位论文攻读学位期间所取得的相关科研成果横向项目[1]王华君，秦晓帆，陈克然，白玉凯.双模运行小型双馈风电机组技术开发.-67-