不平衡電網電壓下基于滑模變結構控制的雙饋風電系統轉子側變流器控制策略

張　迪　魏艷君　楊宗豐　丁　浩　漆漢宏

(燕山大學電氣工程學院　秦皇島　066004)

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不平衡電網電壓下基于滑模變結構控制的雙饋風電系統轉子側變流器控制策略

張迪魏艷君楊宗豐丁浩漆漢宏

(燕山大學電氣工程學院秦皇島066004)

在兩相靜止坐標系下，建立了基于功率控制的雙饋電機統一的數學模型，該模型在平衡和不平衡電網電壓條件下均適用。采用基于滑模變結構的直接功率控制方法實現了對雙饋風電系統轉子側變流器的控制，該方法控制結構簡單，動態響應快，魯棒性強。在不平衡電網電壓條件下，提出了一種新型的功率優化補償控制策略。該控制策略可直接對轉子側變換器的功率給定進行補償，無需對定、轉子電流進行正、負序分解，簡化了系統控制結構；更重要的是其能有效降低定子電流擾動對功率補償量的影響，系統魯棒性得到明顯提高。仿真和實驗結果均證明了該控制策略的正確性和有效性。

雙饋電機轉子側變換器滑模變結構控制直接功率控制不平衡電網電壓

0　引言

近年來，隨著新能源技術的快速發展，風力發電技術取得了長足的進步。雙饋風電系統因具有變流器容量低、調速范圍寬等優點，在許多場合尤其是大功率領域得到廣泛應用[1]。

雙饋風電系統的變流器多由兩個三相兩電平電壓型PWM變換器組成，它們通過直流母線以背靠背的方式進行連接，按照其位置分別稱為網側變換器(Grid-side Converter，GSC)和轉子側變換器(Rotor-side Converter，RSC)，如圖1所示。這種結構具有電流諧波含量低、功率可雙向流動、功率因數可調等優點。同時，兩個變換器通過直流母線電容實現解耦，可以分開獨立控制而不受干擾[2]。

圖1　雙饋風電系統拓撲結構Fig.1　Structure of a DFIG-based wind-power generation system

轉子側變換器的一端與直流母線相連，另一端接入雙饋電機轉子繞組，其主要作用是控制雙饋電機輸出的有功功率和無功功率，以實現系統的最大風能追蹤，保證并網系統運行的穩定性。

目前，轉子側變換器主要采用的是基于定子電壓定向或定子磁鏈定向的矢量控制技術。這類方法可以實現系統有功功率和無功功率的獨立控制，且穩態性能良好。然而，隨著近年來我國經濟的快速發展，大量非線性、沖擊性和不對稱性負荷不斷地接入電網，電能質量狀況日趨惡化；再伴隨著各種電力系統故障的發生，諧波、電壓跌落、電壓不平衡等電能質量問題尤為嚴重[3]。在電網電壓不平衡條件下，傳統的矢量控制技術已無法滿足系統的控制要求。基于矢量控制的改進的轉子側變換器控制策略的相關研究已相當成熟[4，5]，但由于其控制多在兩相旋轉坐標系下進行，需要獲取電網電壓相位信息并進行旋轉坐標變換，同時還要考慮電壓和電流的正、負序分量，控制系統結構往往比較復雜。而直接功率控制技術(Direct Power Control，DPC)因具有控制結構簡單、動態響應快、魯棒性好等優點，近年來得到了廣泛關注[6-8]。文獻[9]提出了一種能夠在不平衡電網電壓條件下消除電磁轉矩振蕩，同時保證并網電流正弦的直接功率控制策略。但該策略采用的是基于查表法的直接功率控制(LUT-DPC)，通過滯環實現，存在開關頻率不恒定的缺點，給濾波器的設計帶來一些困難。文獻[10]提出了一種基于滑模變結構控制(Sliding-Mode Control，SMC)的雙饋電機直接功率控制策略，采用基于SVPWM的定頻調制方案實現，便于進行功率變換器和濾波器設計。另外該控制方法無需同步坐標變換，同時不存在電流環，大大簡化了控制結構，提高了系統動態性能。但該控制方案是在理想電網條件下提出的。文獻[11]在不平衡電網條件下，采用比例積分控制器與諧振調節器相結合的直接功率控制方案，實現了對電網故障下基頻與二倍頻功率振蕩量的有效調節。文獻[12，13]在非理想電網條件下，采用基于滑模變結構直接轉矩控制策略來消除雙饋電機的電磁轉矩波動，并通過網側變換器補償定子電流諧波以確保系統輸出的總電流保持正弦。文獻[14]分析了傳統的理想電網條件下基于滑模變結構的直接功率控制策略在電網電壓不平衡情況下的狀態特性，提出了一種適用于不平衡電網電壓的基于滑模變結構的直接功率控制方案。該方案在兩相靜止坐標系下實現，無需進行坐標變換和電網的鎖相。但該方法需對磁鏈進行估算，同時還需對定子電壓和電流同時進行正、負序分解，系統結構略顯復雜，在控制器控制效果不理想的情況下，功率補償準確度還易受到定子電流擾動的影響。

本文在兩相靜止坐標系下建立了基于功率控制的雙饋電機統一數學模型，設計了基于滑模變結構的直接功率控制方法；通過對不平衡電網電壓下雙饋電機輸出功率進行分析，提出了一種新型的功率優化補償控制策略，該補償控制策略可直接對轉子變換器的功率給定進行補償，更重要的是其無需對定、轉子電流進行正、負序分解，消除了定子電流擾動對功率補償準確度的影響，同時系統控制結構也得到簡化，可以滿足雙饋風電系統在各類運行工況下的并網要求。

1　不平衡電網電壓下雙饋電機數學模型

兩相靜止坐標系下雙饋電機的數學模型為

(1)

式中，esα、esβ分別為定子電壓的α、β軸分量，V；urα、urβ分別為轉子電壓的α、β軸分量，V；isα、isβ分別為定子電流的α、β軸分量，A；irα、irβ分別為轉子電流的α、β軸分量，A；Rs、Rr分別為定、轉子繞組電阻，Ω；Ls、Lr分別為兩相靜止坐標系中定、轉子等效兩相繞組自感，H；Lm為兩相靜止坐標系中定、轉子同軸等效繞組間的互感，H；ωr為雙饋電機轉子旋轉角速度，rad/s。

式(1)推導過程中未對運行條件做任何假設，可適用于電網電壓波動、不平衡和諧波畸變等各種情況。將式(1)改寫為定子電流狀態方程的形式，可得

(2)

式中

雙饋電機定子輸出的瞬時有功和無功功率分別為

(3)

對式(3)求導，可得

(4)

在不平衡電網電壓條件下，電網電壓含有正序、負序與零序電壓分量。由于本文所研究的雙饋風電系統多為三相三線制結構，因此不含零序分量，在不平衡電網電壓下對雙饋電機的數學模型進行分析時只需考慮正序和負序分量。根據疊加原理，雙饋電機兩相靜止坐標系下等效電路可分解為正序與負序部分，如圖2所示。

圖2　不平衡電網電壓條件下雙饋電機等效電路Fig.2　The equivalent circuit of DFIG under unbalanced grid voltage conditions

由圖2可知，不平衡電網電壓條件下，電網電壓可分解為正序、負序之和

Esαβ=Esαβ++Esαβ-=esα+jesβ

=(esα++esα-)+j(esβ++esβ-)

(5)

式中，Esαβ+、Esαβ-分別為電網電壓正、負序矢量。

在電網電壓不平衡條件下，電網電壓的正、負序分量可分別描述為

(6)

由式(6)可得到電網電壓α和β軸正、負序分量的變化率的表達式為

(7)

進而可得到

(8)

將式(2)與式(8)代入到式(4)中，即可得到在不平衡電網電壓下，基于功率控制的雙饋電機數學模型的狀態空間表達式為

(9)

式中，ωslip為轉差角頻率，rad/s。

從式(9)中可知，式中的最后一個附加項是與電網電壓負序分量有關的量，若電網電壓負序分量為零，該附加項也變為零，此時的數學模型表達式即為理想電網電壓條件下雙饋電機的數學模型。因此，式(9)可作為雙饋電機基于功率控制的統一的數學模型，該模型在平衡和不平衡電網電壓條件下均適用。

2　不平衡電網電壓下基于滑模變結構直接功率控制的轉子側變換器控制策略

2.1基于滑模變結構的轉子側變換器控制策略

滑模控制具有良好的魯棒性，直接功率控制具有結構簡單、響應速度快等優點。本文將滑模控制與直接功率控制結合(SMC-DPC)，這種控制策略集合了兩種控制方法的優點，兼顧了系統的動態和穩態性能。

在系統運行過程中，滑模變結構控制系統運行包含到達過程與滑動過程兩個階段。系統的初始狀態通常遠離滑模面，系統由啟動到系統狀態變量運動至滑模面的過程稱為到達過程。系統狀態在滑模面上運動，滑動至平衡點的過程為滑動過程。到達過程與滑動過程共同決定系統的響應速度[15]。

滑模變結構控制系統中首先需要定義滑模面函數，通過對滑模面函數正負的判斷，不斷調整控制量以改變系統狀態變量，使系統狀態變量運行到滑模面，并沿滑模面滑動至平衡點。

結合直接功率控制的要求，定義滑模面函數為

(10)

式中，S1、S2分別為有功和無功功率的滑模面；Ps_ref、Ps分別為有功功率參考量與反饋量，W；Qs_ref、Qs分別為無功功率參考量與反饋量，var。

當系統有功功率、無功功率精準跟蹤功率給定時，其變化率為零，有

(11)

將式(11)代入到式(9)中，經過變換可得

(12)

式中

R2=LmRr(esβirα-esαirβ)+LmLrωr(esαirα+esβirβ)

式(12)即為采用SMC-DPC進行控制的控制方程；此方程實現了有功和無功功率的解耦控制，通過合理設計滑模控制器，即可通過轉子側變流器控制雙饋電機運行。

采用指數趨近律設計滑模控制器，可得

(13)

式中，K11、K12、K21和K22為正的控制參數；sgn(S1)和sgn(S2)為符號參數。

為了減小系統在滑模面切換過程可能出現的高頻抖動，采用飽和函數代替式(13)中滑模控制器的符號函數，式(13)改寫為

(14)

式中，sat(S1)和sat(S2)為飽和函數。

(15)

式中，λi為誤差帶，i=1，2。

根據式(13)～式(15)，重寫SMC-DPC的控制方程

(16)

式(16)給出了功率誤差信號的導數與變流器交流側調制電壓之間的關系。利用式(16)可根據功率誤差信號的導數直接求得變流器交流側調制電壓，驅動轉子側變換器開關管，實現基于滑模變結構的直接功率控制。圖3為基于SMC-DPC的雙饋電機控制策略。

圖3　基于SMC-DPC的雙饋電機控制策略Fig.3　Schematic diagram of the control strategy based on SMC-DPC for RSC

2.2不平衡電網電壓下的功率優化補償方案

在電網電壓不平衡條件下，并網電流的正、負序分量可分別描述為

(17)

結合式(11)中表示的電網電壓的正、負序分量，可得到不平衡電網電壓下有功和無功功率表達式

(esα+isβ-+esβ+isα-+esα-isβ++esβ-isα+)]

(18)

(esβ+isα--esα+isβ-+esβ-isα+-esα-isβ+)]

(19)

觀察式(18)與式(19)可知，不平衡電網電壓下，雙饋電機輸入到電網的能量除平均有功和無功功率外，還含有兩倍頻的有功、無功功率波動成分。

在電網電壓平衡的情況下，應用2.1節提出的基于滑模變結構的控制策略，只要給定有功功率、無功功率參考值為恒定值，即可有效控制網側變換器并網運行。但當電網不平衡時，由于負序分量引起的功率波動量的存在，使得我們不得不重新考慮功率參考量的給定，通過加入一定的補償量，來滿足雙饋風電系統的并網要求。

在不考慮直流母線電壓對轉子側變換器影響的情況下，根據不同運行狀況下對雙饋電機的控制要求，本文在不平衡電網電壓條件下為轉子側變換器設定了3個控制目標：

1)目標一：保持雙饋電機定子輸入電網的有功功率恒定，消除有功功率二倍頻波動。

在本控制目標下，式(18)中有功功率的二倍頻振蕩量為零，由此可得到

(20)

由式(20)可得到定子電壓和電流的正、負序分量幅值與相位的關系為

(21)

此時，有功功率和無功功率給定量均為式(18)和式(19)中的平均功率值。若要求有功功率中不含二倍頻振蕩，則有功功率給定量只要保持為原平均功率值即可，無需進行功率補償。而無功功率的二倍頻振蕩仍然存在；若不對無功功率給定值進行補償，則會使定子輸入電網的電流發生嚴重畸變，畸變電流會對雙饋電機和電力系統產生不利影響，這也是風力發電系統并網導則所不允許的。因此，有必要對無功功率給定值進行補償，以保證定子入網電流的正弦度。

將式(21)代入式(19)的振蕩分量中，可得到如式(22)所示的無功補償量。

Qs_comp=

(22)

2)目標二：保持定子輸入電網的無功功率恒定，消除無功功率和電磁轉矩中的二倍頻波動。

在本控制目標下，式(19)中無功功率的二倍頻振蕩量為零，由此可得到

(23)

由式(23)可得到正、負序電壓幅值與相位的關系為

(24)

此時，無功功率給定值為平均功率值，無需補償。同樣要保證定子入網電流的正弦度，需要對有功功率進行補償，將式(24)代入到式(18)的功率振蕩量中可得到有功功率補償量為

Ps_comp=

(25)

3)目標三：定子輸出對稱、正弦的并網電流，單位功率因數并網運行。

在不平衡電網電壓下，電網電流波形的不對稱主要由負序電流產生，為了獲得對稱、正弦的入網電流，需消除入網負序電流的影響。由功率角度分析，相當于消除由負序電流產生的功率波動分量。從補償角度看，消除功率波動成分等效于在上文有功和無功平均功率給定量基礎上，均都補償上由正序電流產生的功率波動分量。由以上分析可知，此時isα=isβ=0，計算可得有功功率和無功功率補償量分別為

(26)

綜上所述，在電網不平衡條件下，轉子側變流器的控制策略只需要在原來平衡電網電壓條件下的有功或無功功率給定值的基礎上，加入相應的補償量，即可實現不同的控制目標。圖4為不平衡電網電壓下基于滑模變結構直接功率控制的雙饋風電系統轉子側變換器控制結構。

圖4　基于滑模變結構控制的轉子側變換器控制結構Fig.4　Schematic diagram of the proposed control strategy based on SMC for RSC

3　仿真與實驗

3.1仿真結果與分析

為了證明本文所提出的控制策略的有效性，基于Matlab/Simulink仿真軟件，對一個額定容量為1.5 MW的雙饋風電系統進行了仿真研究。系統仿真主要參數為(折算到定子側后)：雙饋電機額定功率1.5 MW，額定頻率50 Hz，定子額定電壓690 V，轉子側開路電壓2 000 V，極對數為2，額定轉速1 800 r/min，定轉子繞組采用三角形/星形聯結，定子電阻0.002 05 Ω，轉子電阻0.001 82 Ω，定子自感3.99 mH，轉子自感3.977 mH，互感3.915 mH，轉動慣量97.5 kg·m2，直流母線電壓1 200 V，變換器開關頻率5 kHz。控制參數：K11=K21=10 000，K12=K22=1 000，滑模面寬度S1=S2=15 000。

由于電網故障一般持續時間很短，因此本文認為在電網發生故障期間，風力機轉速不變。該仿真是在系統額定運行狀態下進行的，此時雙饋風機轉速為1 800 r/min，輸出總功率為1.5 MW，定子側輸出功率為1.25 MW。假定風電系統通過三相并網隔離變壓器接入的10 kV高壓電網在0.2 s發生單相接地故障，并網變壓器高壓側A相在0.2 s跌落至0.8 (pu)，由于并網變壓器多采用三角形/星形聯結方式與三相電網相連，考慮到變壓器相位變換作用，使得DFIG定子端電壓產生了一個約為0.15 (pu)的兩相跌落。圖5為上述電網故障情況下采用3種控制目標的仿真波形。

圖5　不平衡電網電壓下采用所提出的控制策略的仿真波形Fig.5　Simulation results using the proposed control strategy under unbalanced grid voltage conditions

在0～0.2 s期間，定子電壓為三相平衡電網電壓。從圖5中可看出，在平衡電網電壓條件下，采用所提出的轉子側變換器控制策略可以實現對雙饋電機的有效控制，且控制效果良好，定、轉子電流均能保持三相平衡，且波形正弦、無畸變，定子輸出的有功和無功功率均保持恒定。在此值得注意的是，圖5f中的電磁轉矩波形存在基頻振蕩項，這是由雙饋電機起動時電網電壓瞬間變化所產生的暫態磁鏈直流分量引起的。由于本控制策略中并未加入相應的滅磁控制算法，這部分暫態磁鏈無法快速衰減，因此在較短的仿真時間內，電磁轉矩的這部分基頻振蕩量會一直存在。

定子電壓在0.2 s時發生上述的兩相跌落。在0.2～0.4 s期間，采用控制目標一，保持定子輸出有功功率恒定。從圖5d和圖5e中可知，定子輸出的有功功率恒定，無功功率存在二倍頻振蕩。圖5b中所示的定子入網電流出現三相不平衡，但波形正弦度良好，并未發生畸變。圖5c中轉子電流發生畸變，這主要是由定子兩相靜止參考坐標系下的負序電流轉換到實際的轉子坐標系時產生的，此時，轉子正序電流頻率為10 Hz，轉子負序電流頻率為60 Hz，故會產生畸變。圖5f中的電磁轉矩除含有暫態磁鏈產生的基頻振蕩成分外，還含有二倍頻振蕩成分。

在0.4～0.6 s期間，采用控制目標二，保持定子輸出無功功率恒定，消除無功功率和電磁轉矩中的二倍頻振蕩分量。從圖5d和圖5e中可知，定子輸出的有功功率存在二倍頻振蕩，無功功率恒定。圖5b中所示的定子入網電流出現三相不平衡，但波形正弦度良好，并未發生畸變。此時圖5c中轉子電流受60 Hz的負序電流的影響仍存在畸變。圖5f中電磁轉矩的二倍頻振蕩成分被消除，僅含有基頻振蕩。

在0.6～0.8 s期間，采用控制目標三，讓定子輸出三相平衡、正弦的并網電流，并保證單位功率因數并網運行。從圖5中可知，負序電流被消除后，圖5b所示的定子并網電流波形三相對稱平衡，且正弦度良好，并未發生畸變。此時圖5c中轉子電流也未發生明顯畸變。圖5d和圖5e中的有功和無功功率均存在二倍頻振蕩，但振蕩幅度都有明顯減小，約為前兩個控制目標下的一半，這正與式(26)中表示的功率補償關系相吻合。圖5f中的電磁轉矩振蕩幅度也隨之減小，但仍含有基頻和二倍頻振蕩成分。

從上述對仿真結果的分析可知，采用所提出的功率優化補償方案，可實現對3個控制目標的有效控制，所得到的結果與理論分析一致，證明了本文所提出基于SMC-DPC的功率優化補償控制策略的正確性和有效性。

另外，值得指出的是，本文所提出的功率優化補償算法在進行功率補償量的計算時，使用的是功率參考給定量和定子電壓正、負序分量幅值，這種補償量計算方法，雖然算法上略顯繁瑣，但與文獻[14]中提到的采用定子電壓和電流正、負序分量來計算功率補償量的計算方法相比，并未將系統控制量——定子電流引入到功率補償量的計算中。在穩態特性方面，可有效降低定子電流擾動對功率補償量的影響，提高系統功率補償量的準確度和穩定性。在暫態響應特性方面，可消除定子電流相序分解對系統動態響應性能的影響，有利于提高系統動態響應速度，特別是在定子電流發生瞬時擾動恢復后，可明顯縮短系統的動態響應時間。

3.2實驗結果與分析

為了驗證本文所提出的控制策略的可行性，構建了基于dSPACE實時仿真系統的雙饋風電系統實驗平臺，并利用可編程交流電源模擬了變流器運行所需不平衡電網，其系統結構如圖6所示。

圖6　基于dSPACE實時仿真系統的實驗平臺結構Fig.6　Schematic diagram of the experimental system based on dSPACE realtime simulation system

實驗平臺主要由變頻調速感應電機、雙饋電機及轉子側變換器三部分組成。變頻調速感應電機由變頻器驅動來模擬風輪機，雙饋發電機定子側接可編程交流電源，轉子側接變換器。為了通過可編程交流電源實現對電網故障的模擬，在雙饋電機與可編程電源之間并有一個三相交流負載，系統工作時，雙饋電機和可編程交流電源的能量都將流入這個負載，但此時雙饋電機定子側電壓會與交流電源輸出電壓一致，這樣就可以通過可編程交流電源與三相交流負載來實現對各類電網電壓跌落情況的模擬，其效果與實際電網故障基本一致。最后，系統通過轉接電路板與dSPACE實時仿真系統相連，實現整套系統的控制及實時狀態采集。圖7為所使用的實驗平臺的照片。

圖7　基于dSPACE實時仿真系統的變流器實驗平臺Fig.7　Experimental system based on dSPACE realtime simulation system

實驗平臺所用雙饋電機的主要參數為：額定功率 為10 kW，額定頻率為50 Hz，極對數為3，同步轉速為1 000 r/min，定轉子繞組均采用Y形聯結，定子電阻為0.5 Ω，轉子電阻(折算后)為0.595 Ω，定子自感為74.5 mH，轉子自感(折算后)為76.5 mH，互感為72.4 mH，轉子轉動慣量為0.131 kg·m2。

實驗功率2.5 kW，電機運行在亞同步狀態，轉速800 r/min，轉差率0.2，通過可編程交流電源輸入到定子線電壓有效值為180 V，直流母線電壓為350 V，直流母線電容為470 μF，開關頻率為20 kHz。

圖8為平衡電網電壓下的定子相電壓波形，為了模擬與仿真中所提到的同樣類型的故障，雙饋電機在正常并網運行后，使用可編程交流源，讓B、C兩相電壓產生跌落，跌落值約為20 V，A相不變，此時不平衡度約為6%。

圖8　平衡電網電壓條件下定子相電壓波形Fig.8　Stator phase voltage waveform under balanced grid voltage conditions

圖9為不平衡電網電壓條件下的定子相電壓波形。

圖9　不平衡電網電壓條件下定子相電壓波形Fig.9　Stator phase voltage waveform under unbalanced grid voltage conditions

圖10為平衡電網電壓以及上述不平衡電網電壓下，采用本文所提出的控制策略得到的實驗波形。

圖10　采用所提出的控制策略的實驗波形Fig.10　Experimental results using the proposed control strategy

圖10a為平衡電網電壓條件下采用本文所給出的基于SMC-DPC的控制策略所得到的實驗波形。從圖中可以看出，在平衡電網電壓下，采用上述控制策略，雙饋電機輸出的有功和無功功率均能得到有效控制，定、轉子電流波形均能保持正弦，無明顯畸變。同時由于實驗所采用的雙饋電機定子電阻較大，且實際控制效果并沒有仿真中那么理想，難免在定子中出現暫態電流，且實驗中電壓跌落較小。因此，定子的暫態磁鏈在實驗中已經被衰減掉，圖中電磁轉矩并未出現仿真中的基頻振蕩。

圖10b為不平衡電網電壓條件下，采用有功功率恒定的控制目標所得到的實驗波形。從圖中可以看出有功功率恒定，無功功率和電磁轉矩都存在明顯的二倍頻波動；定子電流出現三相不平衡，B、C相電流明顯高于A相電流，但正弦度良好；轉子電流由于負序分量的存在發生畸變。

圖10c為不平衡電網電壓條件下，采用無功功率恒定、消除轉矩二倍頻波動的控制目標所得到的實驗波形。從圖中可看出無功功率基本恒定，電磁轉矩也未出現明顯的二倍頻波動，有功功率存在二倍頻波動；定子電流不對稱正弦，A相電流明顯高于B、C相電流；轉子電流同樣存在明顯畸變。

圖10d為不平衡電網電壓條件下，采用定子電流對稱的控制目標所得到的實驗波形。從圖中可以看出，有功、無功功率以及電磁轉矩均存在二倍頻波動，但波動幅度比前兩種控制目標下的幅度明顯減小；定子電流對稱正弦，轉子電流波形無明顯畸變，正弦度明顯優于前兩種控制目標下的波形。

從上述實驗結果分析可知，采用所提出的控制策略可實現對本文中3個控制目標的有效控制，所得到的實驗結果與理論分析一致，由此可知本文所提出的控制策略是可行的。

4　結論

在兩相靜止坐標系下，建立了基于功率控制的雙饋電機統一的數學模型，采用基于滑模變結構的直接功率控制方法實現了對雙饋風電系統轉子側變換器的有效控制。在不平衡電網電壓下，提出了一種新型的功率優化補償控制策略。該控制策略無需對定子電流進行相序分解，簡化了系統控制結構，同時，改進后的功率補償量計算方法有效降低了定子電流擾動對功率補償量的影響，提高了系統功率補償量的準確度和穩定性。仿真和實驗結果均證明了本文所提出的控制策略的正確性和可行性。采用本文所提出的控制策略可有效改善雙饋電機在不平衡電網電壓條件下的運行品質，提高雙饋風電系統對電網擾動和故障的適應能力。

[1]Li H，Chen Z.Overview of different wind generator systems and their comparisons[J].IET Renewable Power Generation，2008，2(2)：123-138.

[2]Pena R，Cardenas R，Alepuz G，et al.Overview of control systems for the operation of DFIGs in wind energy applications[J].IEEE Transactions on Industrial Electronics，2013，60(7)：2776-2798.

[3]趙霞，王倩，邵彬，等.雙饋感應風力發電系統低電壓穿越控制策略研究及其分析[J].電力系統保護與控制，2015，43(16)：57-64.

Zhao Xia，Wang Qian，Shao Bin，et al.Low voltage ride through control strategy and its analysis of doubly fed induction generator generator[J].Power System Protection and Control，2015,43(16)：57-64.

[4]賀益康，胡家兵，徐烈.并網雙饋異步風力發電機運行控制[M].北京：中國電力出版社，2012.

[5]Hu Jiabing，He Yikang，Xu Lie，et al.Improved control of DFIG systems during network unbalance using PI-R current regulators[J].IEEE Transactions on Industrial Electronics，2009，56(2)：439-451.

[6]葉虹志，姜燕，黃守道，等.電壓型PWM整流器無差拍預測直接功率控制[J].電工技術學報，2015，30(4)：121-128.

Ye Hongzhi，Jiang Yan，Huang Shoudao，et al.Deadbeat predictive direct power control for three-phase voltage source PWM rectifiers[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2015，30(4)：121-128.

[7]周小杰，張霞，汪飛.基于功率變化子空間的直接功率控制[J].電工技術學報，2015，30(24)：142-151.

Zhou Xiaojie，Zhang Xia，Wang Fei.Direct power control based on subspace of power variation[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2015，30(24)：142-151.

[8]郭三明，孫鵬荊，敬樹仁，等.基于預測模型的STATCOM功率控制策略建模與仿真[J].電力系統保護與控制，2015，43(1)：88-92.

Guo Sanming，Sun Pengjing，Jing Shuren，et al.Research on modeling and simulation of power control method for STATCOM based on predictive model[J].Power System Protection and Control，2015,43(1)：88-92.

[9]Abad G，Rodriguez M A，Iwanski G，et al.Direct power control of doubly-fed-induction-generator-based wind turbines under unbalanced grid voltage[J].IEEE Transactions on Power Electronics，2010，25(2)：442-452.

[10]Hu Jiabing，Nian Heng，Hu Bin，et al.Direct active and reactive power regulation of DFIG using sliding-mode control approach[J].IEEE Transactions on Energy Conversion，2010，25(4)：1028-1039.

[11]Nian Heng，Song Yipeng，Zhou Peng，et al.Improved direct power control of a wind turbine driven doubly fed induction generator during transient grid voltage unbalance[J].IEEE Transactions on Energy Conversion，2011，26(3)：976-986.

[12]Martinez M I，Tapia G，Susperregui A，et al.Sliding-mode control for DFIG rotor-and grid-side converters under unbalanced and harmonically distorted grid voltage[J].IEEE Transactions on Energy Conversion，2012，27(2)：328-338.

[13]Martinez M I，Susperregui A，Tapia G，et al.Sliding-mode control of a wind turbine-driven double-fed induction generator under non-ideal grid voltages[J].IET Renewable Power Generation，2013，7(4)：370-379.

[14]Shang Lei，Hu Jiabing.Sliding-mode-based direct power control of grid-connected wind-turbine-driven doubly fed induction generators under unbalanced grid voltage conditions[J].IEEE Transactions on Energy Conversion，2012，27(2)：362-373.

[15]張迪，魏艷君，馬利軒，等.不平衡電網電壓下基于滑模變結構控制的雙饋風電系統網側變流器控制策略[J].電工技術學報，2015，30(10)：266-275.

Zhang Di，Wei Yanjun，Ma Lixuan，et al.Sliding-mode control for grid-side converters of DFIG-based wind-power generation system under unbalanced grid voltage conditions[J].Transactions of China Electrotechnical Society，2015，30(10)：266-275.

Sliding-Mode Control for Rotor-Side Converters of DFIG-Based Wind-Power Generation System Under Unbalanced Grid Voltage Conditions

Zhang DiWei YanjunYang ZongfengDing HaoQi Hanhong

(School of Electrical EngineeringYanshan UniversityQinhuangdao066004China)

A general mathematical model for the double fed induction generator (DFIG) is presented based on power control in the two-phase static coordinate，which is suitable for either balanced or unbalanced grid voltage condition.Direct power control based on sliding-mode control is used to realize the control of DFIG’s rotor-side converter.The controller has advantages of simple structure，rapid response，and high robustness.A novel optimization control strategy is proposed for compensating power under unbalanced grid voltage conditions.The proposed control strategy is implemented by directly increasing power compensation to the power reference value，which eliminates the sequence component extraction of the stator and rotor currents.Therefore the control structure is simplified.More importantly，the proposed control algorithm can reduce the influence of the stator current disturbance on the power compensation，thus improves system robustness.Simulation and experiment results confirm the reliability and validity of the proposed control strategy.

Doubly-fed wind generator (DFIG)，rotor-side converters，sliding-mode control，direct power control，unbalanced grid voltage

2015-07-14改稿日期2016-01-19

TM46

張迪男，1986年生，博士，研究方向為雙饋并網風力發電系統及其控制技術。

E-mail：dzhang1120@ysu.edu.cn

漆漢宏男，1968年生，教授，博士生導師，研究方向為新能源發電與功率變換技術。

E-mail：hhqi@ysu.edu.cn (通信作者)

河北省應用基礎研究計劃重點基礎研究項目(13964304D)和教育部高等學校博士學科點專項科研基金(20121333110007)資助。