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1引言

風能作為最干凈的可再生能源，蘊含量巨大，取之不盡，用之不竭，早已成為全世界范圍的研究熱點?；\型轉(zhuǎn)子感應(yīng)電機因其具有價格低廉、結(jié)構(gòu)堅固簡單及可靠性等優(yōu)點，已成為獨立電源和風力發(fā)電系統(tǒng)的重要選擇之一[1,2]。而定子雙繞組感應(yīng)發(fā)電機（DWIG）作為籠型轉(zhuǎn)子感應(yīng)發(fā)電機中的一種，它具有的獨特電機結(jié)構(gòu)和諸多優(yōu)點，克服了傳統(tǒng)單繞組籠型轉(zhuǎn)子感應(yīng)電機發(fā)電系統(tǒng)的諸多不足，亦受到越來越多國內(nèi)外學者們的密切關(guān)注[3-6]。

DWIG有兩套定子繞組：一套稱為功率繞組，用于輸出發(fā)出的電能；一套稱為控制繞組，用來控制電機內(nèi)部的勵磁，兩套繞組之間無電氣連接，僅靠磁耦合，易實現(xiàn)高性能的控制[3]。功率側(cè)繞組接交流勵磁電容，通過整流橋負載輸出直流電，控制側(cè)繞組接入濾波電感消除控制側(cè)sec的開關(guān)管通斷引入的諧波以改善電流波形，通過對SEC的控制來實現(xiàn)連續(xù)調(diào)節(jié)電機內(nèi)部磁場，使系統(tǒng)輸出穩(wěn)定的直流電壓[4-6]。DWIG發(fā)電系統(tǒng)在恒速以及變速運行下的艦船、坦克以及飛機電源上的應(yīng)用均取得了一定的研究成果[5-9]，同時，DWIG發(fā)電系統(tǒng)在風力發(fā)電上應(yīng)用的研究也已展開[10-12]，并且針對當前各種機型的風力發(fā)電系統(tǒng)無法充分利用低風速下風能的不足，提出了新的拓撲和控制策略，使得系統(tǒng)在很寬的風速范圍內(nèi)均能輸出額定的高壓直流[13]。

寬風速運行的DWIG風力發(fā)電系統(tǒng)，與雙饋感應(yīng)電機（DFIG）風力發(fā)電系統(tǒng)相比，其優(yōu)勢在于兩系統(tǒng)勵磁控制器容量相當?shù)那疤嵯拢\型轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)更堅固，無電刷和滑環(huán)、易維護，且系統(tǒng)的輸出為直流電能，相對于輸出恒頻交流電的DFIG而言，更適合于采用直流輸電的海上風力發(fā)電[14]；與直驅(qū)式永磁電機風力發(fā)電系統(tǒng)相比，優(yōu)勢則在于弱磁控制的能力以及發(fā)電機本體和勵磁控制器（相比于永磁發(fā)電機側(cè)的控制變換器）的成本優(yōu)勢。因此，DWIG風力發(fā)電系統(tǒng)若要具備更強的競爭力，除了寬風速范圍運行的能力以外，對系統(tǒng)成本影響較大的SEC容量大小講起著決定性作用。

文獻[6,9-11]均以變速運行下的DWIG發(fā)電系統(tǒng)SEC容量最小為目標，分別進行了勵磁電容的優(yōu)化設(shè)計。文獻[6,9]主要對全轉(zhuǎn)速范圍恒功率運行（最低速設(shè)計為額定轉(zhuǎn)速）的獨立電源系統(tǒng)展開研究，未考慮額定轉(zhuǎn)速以下的情況和原動機特性；文獻[10,11]則針對于DWIG風力發(fā)電系統(tǒng)，兼顧了恒功率區(qū)轉(zhuǎn)速以下運行情況以及風力機（原動機）的功率特性，但是全文只針對功率繞組側(cè)輸出電能的運行方式，未對系統(tǒng)在寬風速下運行尤其是低風速下運行的控制及優(yōu)化作進一步的探討。

本文從寬風速范圍運行DWIG風力發(fā)電系統(tǒng)的實際運行控制要求出發(fā)，結(jié)合發(fā)電機的功率輸出特性，分析了系統(tǒng)在寬風速運行時控制側(cè)SEC的電流變化規(guī)律，以SEC容量最小為目標，得到適合于該系統(tǒng)的勵磁電容優(yōu)化方案，并在一臺37kW/1500r/min的DWIG樣機上進行了實驗驗證。

2系統(tǒng)構(gòu)成和工作原理

DWIG風力發(fā)電系統(tǒng)主要由風力機、一級增速齒輪、DWIG、SEC等主要部件組成，風力機經(jīng)一級增速齒輪箱拖動DWIG至發(fā)電狀態(tài)運行，將風能轉(zhuǎn)化為電能。功率側(cè)繞組接交流勵磁電容，通過整流橋輸出直流電，控制側(cè)繞組與SEC之間接有濾波電感，由SEC控制發(fā)電機內(nèi)部磁通，使得系統(tǒng)變速變負載情況下輸出穩(wěn)定的直流電壓。為了充分利用低風速下的風能，利用控制側(cè)繞組經(jīng)SEC發(fā)電，輸送至SEC直流母線，拓撲采用控制側(cè)SEC的直流母線經(jīng)功率二極管與功率側(cè)整流橋并接輸送電能的方式，具體的系統(tǒng)結(jié)構(gòu)框圖如圖1所示。

圖1所示的新拓撲使得DWIG風力發(fā)電系統(tǒng)在很寬的風速范圍內(nèi)都能輸出穩(wěn)定的直流電壓，充分利用低風速下的風能[13]。系統(tǒng)在低風速下運行時，由于發(fā)電機的轉(zhuǎn)速較低，功率側(cè)繞組的端電壓無法達到額定電壓的要求，因此通過控制側(cè)SEC的泵升作用，利用電機控制繞組的自身漏感和濾波電感作儲能，將SEC的開關(guān)管信號為零矢量時存儲的能量在非零矢量時泵升至直流母線側(cè)，使其端電壓達到指令值，發(fā)出的電能通過SEC的直流母線端經(jīng)并聯(lián)二極管往外送出。為了使DWIG具備良好的帶載能力，此時需維持發(fā)電機內(nèi)部的磁通恒定。

當風速逐漸上升，直至功率側(cè)繞組端電壓提升達到指令值時，由功率側(cè)的整流橋往外輸出電能，并聯(lián)二極管被阻斷，此時由并聯(lián)的交流勵磁電容和SEC共同向電機提供需要的勵磁無功，SEC的調(diào)控功能是維持其自身直流母線電壓恒定不變的同時，調(diào)節(jié)輸出的勵磁無功維持系統(tǒng)輸出直流電壓恒定。

3勵磁電容的優(yōu)化

特定的風力機在一定風速下，都存在一個最大功率輸出點，因此發(fā)電機輸出功率也會有一個最大點。將所有不同風速下的最大輸出功率點連接起來，即可得到發(fā)電機最優(yōu)輸出功率曲線，如圖2所示。

DWIG系統(tǒng)所需的勵磁無功容量主要取決于發(fā)電機參數(shù)、轉(zhuǎn)速范圍、負載等因素[9-11]，在發(fā)電機參數(shù)、轉(zhuǎn)速范圍等這些因素都確定的情況下，DWIG風力發(fā)電系統(tǒng)運行于圖2所示的最優(yōu)輸出功率曲線上，選擇不同大小的勵磁電容必然會影響SEC工作時的電流大?。喝绻x擇過小，系統(tǒng)在低速運行時SEC需要提供過大的勵磁無功；選擇過大，高速運行時會產(chǎn)生大量多余的勵磁無功需要由SEC吸收。

因此優(yōu)化選擇一個合適的勵磁電容值，可以使得SEC容量最小化。

3.1系統(tǒng)勵磁電容優(yōu)化的難點

由圖2所示，本系統(tǒng)以高低風速運行狀態(tài)的切換轉(zhuǎn)速ns為分界點，形成了兩段不同的運行區(qū)間：一為低風速區(qū)ABC段，包含風力機的起動、系統(tǒng)建壓以及低風速運行，此階段由控制側(cè)SEC直流母線端輸出電能，功率側(cè)的整流橋被阻斷，由勵磁電容和SEC共同提供勵磁無功以維持電機內(nèi)部磁通恒定，此時因發(fā)電機頻率低，勵磁電容低頻下提供的勵磁無功電流較小，勵磁無功由SEC提供，因此該運行區(qū)間內(nèi)控制繞組電流的大小取決于勵磁無功電流分量與有功電流分量的合成，根據(jù)發(fā)電機轉(zhuǎn)速與輸出功率之間的特性關(guān)系，可知兩種運行狀態(tài)之間的切換轉(zhuǎn)速會影響有功分量的大小，繼而也會影響勵磁電容的優(yōu)化選??；二為高風速區(qū)CDE段，包括部分額定轉(zhuǎn)速以下以及超過額定轉(zhuǎn)速的弱磁區(qū)，此時系統(tǒng)從功率側(cè)輸出電能，由SEC吸收勵磁電容提供的過多的勵磁無功，以此來調(diào)節(jié)電機內(nèi)部磁通，從而穩(wěn)定輸出的直流母線電壓，此時控制側(cè)SEC的有功損耗只占很小一部分，因此無功電流分量在控制繞組電流中占主要成分。

綜上所述，本文研究的寬風速運行的DWIG風力發(fā)電系統(tǒng)，與文獻[10,11]研究的系統(tǒng)在拓撲和控制上有非常大的不同，造成了系統(tǒng)存在著另外幾個影響勵磁電容優(yōu)化選取的關(guān)鍵點如下：一是系統(tǒng)存在兩種運行狀態(tài)，在有功和無功電流已解耦的情況下，高低風速兩種狀態(tài)下控制繞組電流中有功和無功分量的組成完全不同，造成了文獻[10,11]中的優(yōu)化原則對于本系統(tǒng)完全失去了作用，必須針對本系統(tǒng)探討新的優(yōu)化原則；二是何時從低風速運行切換至高風速運行，即兩種運行狀態(tài)之間切換時機的選擇將會影響勵磁電容的優(yōu)化選??；三是如何將高低風速兩種運行狀態(tài)不同控制方式下的控制電流綜合起來考慮勵磁電容的優(yōu)化，選擇一個合適的方案。

3.2控制繞組電流的計算

下面針對兩種不同的運行狀態(tài)，分析控制電流的組成。為了簡化分析，忽略定子繞組之間互漏感的影響，且只考慮系統(tǒng)的基波分量。假設(shè)負載為阻性，以RL表示，其中p,s,r分別代表功率繞組、控制繞組和等效的轉(zhuǎn)子繞組。兩種運行狀態(tài)下的DWIG電機數(shù)學模型均相同，不同之處在于各自運行狀態(tài)下電機發(fā)出的電能由何處輸出，由此導致系統(tǒng)的等效電路與相量圖與之前拓撲的系統(tǒng)有所不同。低風速下運行時，由控制側(cè)SEC的直流母線輸出電能，參考文獻[9]的DWIG數(shù)學模型，此時系統(tǒng)的等效電路與相量圖如圖3所示。由圖3a所示等效電路，根據(jù)基爾霍夫電流定律，可得各電流之間關(guān)系為由圖3b所示相量圖，可得mI的幅值與各電流的幅值關(guān)系為將上面各式全部代入式（2），得化簡可得控制繞組電流中的勵磁無功電流分量為最終控制電流可表示如下發(fā)電狀態(tài)下s為負值，依據(jù)參考文獻[9]，可得式中Pe——轉(zhuǎn)子側(cè)傳遞到定子側(cè)的電磁功率。由式（4）～式（6）可得低風速運行狀態(tài)下不同轉(zhuǎn)速和負載下控制繞組電流的大小。系統(tǒng)在高風速下運行時由功率側(cè)的整流橋輸出電能，此時由于控制側(cè)的有功損耗很小，可忽略不計，SEC提供的調(diào)節(jié)電機內(nèi)部磁通的勵磁無功電流可看成是一個可控電流源，依據(jù)參考文獻[6]，控制繞組電流為由式（6）和式（7）可得高風速運行狀態(tài)下不同轉(zhuǎn)速不同負載下控制繞組的電流大小Is。

3.3勵磁電容的優(yōu)化原則

根據(jù)上面的計算與分析，可得到低風速區(qū)ABC段和高風速區(qū)CDE段控制繞組電流隨電機轉(zhuǎn)速的變化規(guī)律，如圖4中曲線1，2所示，曲線定性地給出了兩種運行狀態(tài)下的電流變化趨勢，曲線2中的負值電流表示此時SEC正從發(fā)電機抽取過多的勵磁無功。而圖中曲線3表示電機轉(zhuǎn)速變化時勵磁電容可提供的無功電流變化趨勢。從控制繞組電流變化規(guī)律可以看出，低風速區(qū)控制繞組電流隨轉(zhuǎn)速呈現(xiàn)單調(diào)性變化，高風速區(qū)電流會出現(xiàn)減小至零再增大的變化過程，因此控制繞組電流最大值出現(xiàn)在低風速區(qū)運行段切換轉(zhuǎn)速時（圖4中A點）和高風速區(qū)運行段的高速滿載時（圖4中B點），即控制繞組最大電流Ismax可表示為通過選取一個合適的勵磁電容值，使得控制側(cè)繞組電流在A點和B點的值能保持：|Is|=|Ih|，即可使得控制繞組最大電流達到最小值，SEC容量達到最小。

4系統(tǒng)優(yōu)化勵磁電容的選取

下面在Matlab的Simulink環(huán)境下分別針對低風速運行狀態(tài)下不同運行轉(zhuǎn)速以及高風速運行狀態(tài)下高速滿載情況時的控制繞組電流變化分別進行仿真，以此尋找出最佳的切換轉(zhuǎn)速及最優(yōu)的勵磁電容值。

4.1勵磁電容大小對控制繞組電流的影響

本文用于仿真和實驗研究的37kW3/3相DWIG樣機的相關(guān)參數(shù)為：Rp=0.78，sR=0.535，rR=0.384，Llp=5.84mH，lsL=4.38mH，lrL=2.86mH，Lm=165.5mH，極對數(shù)p=2，額定轉(zhuǎn)速n=1500r/min，最高轉(zhuǎn)速nmax=2000r/min；功率側(cè)輸出額定電壓600V（發(fā)電機轉(zhuǎn)速需達到1000r/min以上）；功率繞組和控制繞組的有效匝數(shù)比Ns:Np=52:60?？刂撇呗匀匝佑脭?shù)字電流滯環(huán)控制[6]，仿真時以阻性負載來代替對應(yīng)的發(fā)電機輸出功率。根據(jù)式（4）～式（7），對低風速運行狀態(tài)下500～1400r/min以及高風速運行狀態(tài)下2000r/min滿載兩種情況，分別進行了不同勵磁電容大小的仿真，由此得到的控制繞組電流Is變化規(guī)律如圖5所示。圖5中曲線簇Is1和曲線Is2分別表示低風速運行狀態(tài)下不同轉(zhuǎn)速以及高風速運行狀態(tài)下高速滿載時的控制繞組電流變化規(guī)律，勵磁電容大小從100～300F，每5F為一間隔。曲線Is2為曲線Is2關(guān)于x軸的對稱曲線，它與曲線簇Is1的交點可表示為不同轉(zhuǎn)速下當勵磁電容為某一值時，控制繞組電流在整個工作過程中正向最大電流與負向最大電流相等。而本實驗樣機設(shè)計時在1000r/min以后才能輸出額定電壓600V，即1000r/min以下輸出額定電壓必須以低風速運行狀態(tài)運行，從控制側(cè)SEC直流母線端輸出電能。因此結(jié)合上面得到的仿真結(jié)果，可初步確定|Is|=|Ih|所對應(yīng)的最佳切換轉(zhuǎn)速與最優(yōu)勵磁電容在圖5中四邊形區(qū)域內(nèi)，其左側(cè)邊界點分別對應(yīng)為1000r/min，205F，|Ih|=15A。

4.2勵磁電容的優(yōu)化選取

由低風速運行狀態(tài)切換至高風速運行狀態(tài)時，發(fā)電機的輸出功率與轉(zhuǎn)速之間仍然要滿足發(fā)電機最優(yōu)輸出功率特性，且必須切換平滑，無沖擊及擾動，因此切換轉(zhuǎn)速的選取尤為重要，在切換后此轉(zhuǎn)速下功率側(cè)必須仍然具備輸出所需最優(yōu)功率的能力。仿真結(jié)果是理想化的，未考慮系統(tǒng)中的非線性因素，但是可以作為優(yōu)化選取的參考。本文在仿真結(jié)果的基礎(chǔ)上，結(jié)合了循環(huán)計算和實驗驗證的方法來獲取最佳切換轉(zhuǎn)速和最優(yōu)勵磁電容值，其流程圖如圖6所示。以邊界點1000r/min、205F為起始參考條件，判斷約束條件|Is+Ih|≤和Pout≤Popt(n)，當不滿足條件時，循環(huán)疊加對應(yīng)的C和n，直至找到最優(yōu)的勵磁電容值和最佳切換轉(zhuǎn)速。其中Popt(n)表示發(fā)電機最優(yōu)輸出功率曲線上轉(zhuǎn)速為n時對應(yīng)的輸出功率值。采用圖6所示的方法，經(jīng)過若干次循環(huán)計算和驗證之后，可求得優(yōu)化勵磁電容值Copt=235F，ns=1100r/min，此時控制繞組的正向最大和負向最小電流都約為18A。

5實驗研究

在實驗室一臺37kW的DWIG風力發(fā)電系統(tǒng)樣機上對前面理論分析和仿真優(yōu)化選取的結(jié)果進行實驗驗證。采用西門子MM440變頻器驅(qū)動一臺普通三相交流異步電機來模擬風力機[15]。實驗時負載采用自制的并網(wǎng)逆變器，效率達99%，THD＜5%，輸出的有功功率給定遵循DWIG的最優(yōu)輸出功率曲線。SEC選擇飛思卡爾MC56F8346DSP作處理器，硬件由MitsubishiIPM模塊構(gòu)建，控制周期為100s，濾波電感為4mH，勵磁電容為235F。

實驗中DWIG的最優(yōu)輸出功率與轉(zhuǎn)速的對應(yīng)關(guān)系滿足風力機的特性，轉(zhuǎn)速變化范圍為500～2000r/min，每隔100r/min給出對應(yīng)的發(fā)電機輸出功率及控制繞組電流大小，具體實驗結(jié)果如圖7所示，其中控制繞組電流值以有效值表示。系統(tǒng)在500～2000r/min轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)能運行穩(wěn)定，切換速度下控制繞組電流正向最大值與高速滿載抽取勵磁無功時負向最大電流基本相等，約為17.5A，SEC容量約為額定功率的31%，與原拓撲的DWIG風力發(fā)電系統(tǒng)的優(yōu)化結(jié)果相比（文獻[6]給出的結(jié)果為37%，文獻[11]中為33%），基本相當，從而也驗證了優(yōu)化方案的正確性和有效性。

圖8給出了幾個典型運行轉(zhuǎn)速下的實驗波形。圖8a為原動機轉(zhuǎn)速上升到500r/min時系統(tǒng)在蓄電池的輔助勵磁下建壓運行（輸出DC600V額定值）的波形。待建壓完成后，系統(tǒng)按最優(yōu)輸出功率曲線運行，在轉(zhuǎn)速范圍（500～1100r/min）內(nèi)為低風速運行狀態(tài)，通過電壓泵升原理由控制側(cè)SEC直流母線端輸出電能。圖8b為1000r/min時輸出8kW功率的實驗波形，此時SEC向發(fā)電機提供少量勵磁無功以維持發(fā)電機內(nèi)部磁通恒定以保證其足夠的帶載能力，控制繞組電流主要取決于其有功分量，這時的控制繞組線電流有效值約為16.1A。當轉(zhuǎn)速達到1100r/min后切換為高風速運行狀態(tài)，發(fā)電機的輸出功率約為12kW時，由功率側(cè)整流橋輸出電能，整個變速運行過程中，輸出的直流母線電壓（即并網(wǎng)逆變器的直流側(cè)電壓）均能保持穩(wěn)定，實驗波形如圖8c所示。當轉(zhuǎn)速較高時，勵磁電容提供的勵磁無功超出了發(fā)電機所需，SEC必須抽出多余的部分，圖8d給出最高轉(zhuǎn)速2000r/min輸出額定功率時的系統(tǒng)電壓和電流波形，此時控制繞組電流有效值約為17.3A。

6結(jié)論

采用新拓撲的DWIG風力發(fā)電系統(tǒng)通過利用低風速下控制側(cè)SEC的泵升作用由其直流母線輸出電能和高風速下功率側(cè)整流橋輸出電能相結(jié)合的方式，在寬風速范圍內(nèi)均能輸出穩(wěn)定的高壓直流。本文針對新系統(tǒng)特殊的控制策略，對其勵磁電容優(yōu)化方案即SEC容量最小化問題進行了深入研究，得出了和原拓撲系統(tǒng)完全不同的優(yōu)化原則：若能保證切換轉(zhuǎn)速時控制繞組電流正向最大值與最高速滿載時控制繞組電流負向最大值相等（|Is|=|Ih|）相等，選取的勵磁電容即可使得SEC容量最小化。結(jié)合發(fā)電機的最優(yōu)輸出功率曲線，通過詳細的理論推導和Simulink仿真研究，得到不同勵磁電容下兩種工作狀態(tài)下控制電流變化規(guī)律，采用循環(huán)計算和實驗驗證的方法得到最佳的切換轉(zhuǎn)速為1100r/min，最優(yōu)勵磁電容約235F。經(jīng)實驗驗證，系統(tǒng)在500～2000r/min的轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)運行穩(wěn)定，優(yōu)化選取勵磁電容后，SEC容量約占發(fā)電機額定功率的31%，與之前DWIG風力發(fā)電系統(tǒng)的SEC容量相當。可見，經(jīng)過優(yōu)化方案過后，在只需要增加一個單向功率二極管的前提下，即可通過新的拓撲和控制方法實現(xiàn)寬風速范圍內(nèi)（1:4）輸出穩(wěn)定的高壓直流電，充分利用了低風速下的風能。