收稿日期：2023-06-25

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金重點(diǎn)項(xiàng)目（51537007）；遼寧省教育廳面上項(xiàng)目（LJKZ0617）

通信作者：金 石（1981—），女，博士、教授、博士生導(dǎo)師，主要從事風(fēng)力發(fā)電、特種電機(jī)及其控制等方面的研究。wby-js@163.com

DOI：10.19912/j.0254-0096.tynxb.2023-0985 文章編號：0254-0096（2024）05-0009-09

摘 要：新型雙定子無刷雙饋發(fā)電機(jī)包括內(nèi)外功率繞組和內(nèi)外控制繞組，二者分別通過中間帶隔磁環(huán)的背靠背籠障轉(zhuǎn)子進(jìn)行磁場耦合。針對該新型雙定子無刷雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)提出一種直接功率控制方法，內(nèi)外功率繞組及內(nèi)外控制繞組分別串聯(lián)以保持各自同相繞組的電磁一致性，將功率繞組有功和無功功率滯環(huán)比較器輸出值及控制繞組磁鏈扇區(qū)號綜合，采用查找表得到控制繞組機(jī)側(cè)變流器所需輸出的電壓空間矢量。通過定量對比研究12/8極50 kW樣機(jī)控制系統(tǒng)階躍信號作用下的特性仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果，驗(yàn)證了所提雙定子無刷雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)直接功率控制在亞同步～超同步速度變化范圍內(nèi)變速恒頻發(fā)電、最大功率跟蹤、無功功率與單位功率因數(shù)控制等方面的正確性、可行性和有效性。

關(guān)鍵詞：無刷雙饋發(fā)電機(jī)；雙定子；背靠背籠障轉(zhuǎn)子；直接功率控制；最大功率跟蹤；單位功率因數(shù)控制

中圖分類號：TM614；TM315" " " " " " " "文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

0 引 言

無刷雙饋發(fā)電機(jī)（brushless doubly-fed generator，BDFG）去除了易引發(fā)故障的電刷和滑環(huán)，可靠性高、變流器容量小、僅為滑差功率［1］。BDFG通過特殊設(shè)計(jì)的轉(zhuǎn)子完成不同頻率、不同極數(shù)的定子功率繞組與控制繞組間的磁場調(diào)制和極數(shù)轉(zhuǎn)換。調(diào)整控制繞組勵磁電流的頻率和相序等，即可使BDFG在亞同步到超同步的較寬轉(zhuǎn)速范圍內(nèi)實(shí)現(xiàn)變速恒頻（variable speed constant frequency，VSCF）發(fā)電，使之極有可能成為風(fēng)電系統(tǒng)中的有力競爭者，在大型海上VSCF發(fā)電等復(fù)雜工況下得到推廣應(yīng)用［2-3］。

BDFG的直接轉(zhuǎn)矩控制（direct torque control，DTC）基于轉(zhuǎn)矩和磁鏈的滯環(huán)比較方式，無矢量控制復(fù)雜的坐標(biāo)旋轉(zhuǎn)變換及磁場定向計(jì)算［4-11］，對電機(jī)參數(shù)的依賴亦較少。直接功率控制（direct power control，DPC）是在DTC和瞬時(shí)無功功率基礎(chǔ)上發(fā)展起來的新型控制方法，將發(fā)電機(jī)系統(tǒng)中更為關(guān)注的有功功率和無功功率作為滯環(huán)比較器輸入，替代DTC中的轉(zhuǎn)矩和磁鏈環(huán)節(jié)，再綜合控制繞組磁鏈扇區(qū)號即可得到IGBT驅(qū)動信號，從而通過控制變流器輸出的勵磁電流頻率和相序?qū)崿F(xiàn)對BDFG功率的直接控制［12］。令其無功功率給定值為0，亦可實(shí)現(xiàn)單位功率因數(shù)控制（unit power factor control，UPFC）。

本文以大型海上風(fēng)電系統(tǒng)使用的背靠背籠障轉(zhuǎn)子磁場調(diào)制內(nèi)外雙定子無刷雙饋發(fā)電機(jī)（dual-stator BDFG，DS-BDFG）為控制對象［13］，首先給出DS-BDFG定轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)及VSCF、最大功率跟蹤（maximum power point tracking，MPPT）發(fā)電機(jī)理；接著，基于磁場調(diào)制理論給出空間矢量數(shù)學(xué)模型、轉(zhuǎn)矩表達(dá)式和機(jī)電功率平衡方程，分析新型籠障轉(zhuǎn)子對磁場耦合及電磁轉(zhuǎn)矩的增強(qiáng)作用；進(jìn)而，給出查找表直接功率控制（look-up table DPC，LUT-DPC），設(shè)計(jì)機(jī)側(cè)變流器電壓空間矢量選擇表；最后，基于Matlab軟件及實(shí)驗(yàn)測試平臺，對12/8極50 kW樣機(jī)控制系統(tǒng)進(jìn)行特性仿真與實(shí)驗(yàn)對比測試，發(fā)電機(jī)在亞同步～超同步較寬速度變化范圍內(nèi)的變速恒頻發(fā)電結(jié)果，證實(shí)了所提查找表直接功率控制策略的正確性、有效性和可行性。

1 DS-BDFG的機(jī)理

1.1 DS-BDFG的定轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)

DS-BDFG結(jié)構(gòu)示意如圖1所示［14-15］。圖1a中，DS-BDFG定子分為內(nèi)外兩部分，內(nèi)定子及外定子又分別包括內(nèi)功率繞組、內(nèi)控制繞組及外功率繞組、外控制繞組；圖1b為背靠背籠障轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)示意，在經(jīng)由非導(dǎo)磁層隔離的內(nèi)外多層磁障轉(zhuǎn)子中加入輔助的并聯(lián)短路籠條，以發(fā)揮磁阻轉(zhuǎn)子的低壓故障穿越能力和籠條轉(zhuǎn)子的起動性能，提高該轉(zhuǎn)子的磁場調(diào)制能力，提升發(fā)電機(jī)的力能指標(biāo)和效率特性。

1.2 DS-BDFG的空間矢量數(shù)學(xué)模型

文獻(xiàn)［16］給出了磁阻轉(zhuǎn)子及籠型轉(zhuǎn)子BDFG的統(tǒng)一數(shù)學(xué)

模型，由疊加原理可得到功率繞組發(fā)電機(jī)模式、控制繞組電動機(jī)模式下三相靜止坐標(biāo)系中DS-BDFG空間矢量數(shù)學(xué)模型，如式（1）所示。

[up=-Rpip+dψpdt+jωpψpuc=Rcic+dψcdt+jωcψc] （1）

式中：各磁鏈?zhǔn)噶?、電流矢量如式?）、式（3）所示。

[ψp=Lpip+Lpcipcψc=Lcic+Lpcicp] （2）

[ipc=icejθp=ice-jθcejθp+θc=i*cejθricp=ipejθcipe-jθpejθp+θc=i*pejθr] （3）

式中：[θp、θc、θr]——功率繞組、控制繞組、轉(zhuǎn)子與轉(zhuǎn)子磁動勢間的電角度、轉(zhuǎn)子位置角；下標(biāo)p、c、r——功率繞組、控制繞組、轉(zhuǎn)子各參數(shù)；[ipc]、[icp]——控制繞組和功率繞組通過轉(zhuǎn)子磁場調(diào)制后“映射”到對方繞組中且與對方繞組同頻率的電流矢量（[ejθr]為頻率變換）；[i*c]、[i*p]——控制繞組和功率繞組電流矢量共軛；[Lp]、[Lc]、[Lpc]——定子繞組的電感及二者間互感，[Lpc]暗含了內(nèi)外雙定子繞組增加的互感值。

DS-BDFG的電磁轉(zhuǎn)矩如式（4）所示。

[Tem=32prLpcIpmIcmsinγ=3（pp+pc）Lp2（LpLc-L2pc）ψpcψcsinγ] （4）

式中：[γ]——轉(zhuǎn)矩角，且滿足[γ=θp+θc]；[ψpc]、[ψc]——互感磁鏈?zhǔn)噶俊⒖刂评@組磁鏈?zhǔn)噶?，幅值滿足[ψpc=Lpcψp/Lp]。

由式（2）～式（4）可知，DS-BDFG因內(nèi)外兩套功率繞組與控制繞組之間互感及磁場調(diào)制的增強(qiáng)作用，使得該發(fā)電機(jī)的出力及功率密度等均得到改善。

2 DS-BDFG的VSCF-MPPT及DPC機(jī)理

2.1 DS-BDFG的變速恒頻風(fēng)力發(fā)電機(jī)理

DS-BDFG的典型風(fēng)電系統(tǒng)原理結(jié)構(gòu)如圖2所示，包括DS-BDFG、風(fēng)輪機(jī)、齒輪變速箱、背靠背變流器及隔離變壓器等。內(nèi)外功率繞組（極對數(shù)、頻率均為[pp、fp]）及內(nèi)外控制繞組（極對數(shù)、頻率均為[pc、fc]，且[ppgt;pc]）分別采用串聯(lián)方式連接，以保持內(nèi)外同相繞組電磁一致性。功率繞組與電網(wǎng)直接相連，饋送工頻電能；控制繞組因在亞同步和超同步時(shí)能量流動的方向不同，采用四象限變流器及隔離變壓器與電網(wǎng)相連，該變流器由機(jī)側(cè)變流器（machine side converter，MSC）和網(wǎng)側(cè)變流器（grid side converter，GSC）的背靠背拓?fù)錁?gòu)成。

“和調(diào)制”（[pr=pp+pc]）時(shí)DS-BDFG轉(zhuǎn)速與極對數(shù)和頻率關(guān)系如式（5）、式（6）所示。

[fp=nrpp+pc60±fc] （5）

[ωrm=2πnr60=ωp+ωcpr=ωsyn1+ωcωp] （6）

式中：[nr]、[ωrm]——發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速（r/min）、機(jī)械角速度（rad/s）；[ωp、ωc、ωsyn=ωp/pr]——功率繞組和控制繞組電角頻率、自然同步角速度（此時(shí)控制繞組為直流勵磁，[fc=0]）。當(dāng)[ωrmgt;ωsyn]時(shí)，發(fā)電機(jī)為超同步運(yùn)行，[fc（及ωc）gt;0]，式（5）取“-”，控制繞組電流相序方向與[nr]轉(zhuǎn)向相反；當(dāng)[ωrmlt;ωsyn]時(shí)，則為亞同步運(yùn)行?？梢?，DS-BDFG發(fā)電運(yùn)行時(shí)，只需按式（5）根據(jù)轉(zhuǎn)速（風(fēng)速）的變化調(diào)整控制繞組電流頻率和相序等參數(shù)，即可使發(fā)電機(jī)向電網(wǎng)饋送工頻電能，實(shí)現(xiàn)VSCF發(fā)電［17-19］。

2.2 DS-BDFG的最大功率跟蹤機(jī)理

選擇風(fēng)輪機(jī)起動、額定風(fēng)速分別為3.5、10.0 m/s，額定功率50 kW，風(fēng)輪半徑7.5 m，空氣密度1.184 kg/m3，齒輪箱增速比3.492。由空氣動力學(xué)理論可得到該風(fēng)輪機(jī)特性曲線如圖3所示。圖3a中[CP]隨β（槳距角）的增大而減小，β=0°時(shí)獲得最大風(fēng)能捕獲（[CP=0.48，][λ=8.1]）；圖3b中不同風(fēng)速時(shí)，風(fēng)輪機(jī)功率特性曲線上都有一個最大功率點(diǎn)，根據(jù)風(fēng)速（轉(zhuǎn)速）及時(shí)調(diào)整控制繞組勵磁電流頻率等參數(shù)，使發(fā)電機(jī)始終工作在最大功率點(diǎn)所需的速度，即可實(shí)現(xiàn)DS-BDFG的VSCF-MPPT發(fā)電。

2.3 DS-BDFG的直接功率控制機(jī)理

DS-BDFG功率繞組在兩相[α-β]靜止坐標(biāo)系下的功率計(jì)算，如式（7）所示。

[Pp=32upαipα+upβipβQp=32upβipα-upαipβ] （7）

將該有功和無功功率分別取代DTC中轉(zhuǎn)矩和磁鏈環(huán)節(jié)，構(gòu)成功率滯環(huán)比較器，再綜合控制繞組磁鏈扇區(qū)號信息，得到控制繞組MSC輸出的電壓矢量，進(jìn)而控制勵磁電流頻率和相序，實(shí)現(xiàn)VSCF-MPPT的DPC［18］。DS-BDFG的LUT-DPC原理框圖，如圖4所示。

由式（4）和式（6），得到機(jī)電功率平衡方程，如式（8）所示。

[Pm=Temωrm=TemωpprPpm≈Pp+TemωcprPcm≈Pc=Ppm1+ωcωp] （8）

式中：下標(biāo)m——機(jī)械功率及其分量。

圖2中功率繞組直接并網(wǎng)，其電壓幅值及磁鏈變化率（磁場儲能）近似不變，即[dWdt≈dψpdt≈0]，輸入發(fā)電機(jī)的機(jī)械功率與其電磁功率近似相等，即[Pm≈Pem。]實(shí)際中電機(jī)容量越大繞組阻值及銅耗越小，忽略定子銅耗可近似認(rèn)為：[Pem≈Pp，Pcm≈Pc]。因此，對DS-BDFG有功功率的控制可按照[γ→Tem→Ppm→Pp]的關(guān)系進(jìn)行。

對DS-BDFG功率繞組無功功率的控制，可用雙邊勵磁來進(jìn)行邏輯分析：假設(shè)定子繞組總勵磁不變，如果控制繞組提供的勵磁（與無功功率成正比）多些（或少些），則功率繞組提供的勵磁（無功功率值）就可以少些（或多些），即通過MSC電壓空間矢量對控制繞組無功功率進(jìn)行控制，進(jìn)而控制功率繞組的無功功率。

2.4 MSC電壓空間矢量選擇

圖2中兩電平背靠背變流器MSC電壓空間矢量及扇區(qū)如圖5所示。正六邊形頂點(diǎn)為有效電壓空間矢量[u1～u6]，零矢量[u7、u8]位于原點(diǎn)；扇區(qū)1～6以正六邊形各角平分線為界［17-19］。

由上述DPC機(jī)理可知，當(dāng)控制繞組磁鏈?zhǔn)噶縖ψc]位于圖5中的扇區(qū)1時(shí)，若MSC輸出選擇超前于[ψc]的[u2]或[u3]，則[ψc]將逆時(shí)針運(yùn)行，[γ、][Tem]均減小，發(fā)電機(jī)饋送的有功功率（[Pp]）將會減少；若選擇滯后于[ψc]的[u5]或[u6]，則[ψc]順時(shí)針運(yùn)行，[γ、 Tem]均增大，發(fā)電機(jī)饋送的有功功率（[Pp]）將增加。

無功功率控制與電壓空間矢量關(guān)系：[ψc]位于扇區(qū)1，若選擇電壓矢量[u1、u2、u6]，則[ψc]（幅值）將增加，此時(shí)控制繞組的無功功率將增加，功率繞組的勵磁無功將相應(yīng)減少；若選擇電壓矢量[u3、u4、u5]，則[ψc]及控制繞組提供的無功功率等都將減少，而功率繞組將需要提供更多的無功功率。但因此時(shí)[u1]或[u4]對系統(tǒng)無功功率變化的影響較為劇烈而將二者舍棄。另外，考慮到[u7]、[u8]在發(fā)電機(jī)超同步及亞同步時(shí)對功率的影響不同，本文為簡化設(shè)計(jì)未使用[u7]、[u8]。

綜上，得到LUT-DPC不同扇區(qū)中電壓空間矢量與有功和無功率功率控制關(guān)系如表1所示［17］。

LUT-DPC滯環(huán)比較器輸出如式（9）、式（10）所示，其在不同扇區(qū)中與電壓空間矢量關(guān)系如表2所示［17-19］。

[dPp=0，" P?p-Pplt;-δPp1，" P?p-Pp≥δPp] （9）

[dQp=0，" Q*p-Qplt;-δQp1，" Q*p-Qp≥δQp] （10）

式中：[δPp、][δQp]、[P?p]、[Q*p]——有功和無功功率滯環(huán)比較器閾值（滯環(huán)寬度的一半）及有功和無功功率給定的參考值。

綜合表1、表2，得到系統(tǒng)無功功率控制趨勢與ψc扇區(qū)號、MSC電壓空間有效矢量（[u1～u6]）間的關(guān)系，如表3所示［17-19］。

3 控制系統(tǒng)特性仿真與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 樣機(jī)參數(shù)及控制系統(tǒng)給定值

樣機(jī)參數(shù)及DPC給定值分別如表4和圖6所示。

圖中，階躍風(fēng)速給定值、對應(yīng)的[nr]及MPPT（[P*p]）分別為6.7、8.3和10.0 m/s；240、300和360 r/min；[-9.1、][-17.6]和[-30 ]kW；[Q*p]分別為2、0、[-2]和2 kvar，且[Q*p]與[P*p]不同時(shí)改變，其中0 kvar表示UPFC；功率負(fù)值表示向電網(wǎng)饋送功率。

3.2 控制系統(tǒng)特性仿真

采樣頻率為20 kHz，功率比較器閾值為±0.3 kW和±0.3 kvar，Matlab建模下LUT-DPC特性仿真結(jié)果如圖7a～圖7i所示，包括發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速、VSCF、MPPT、無功率控制、功率因數(shù)（UPFC）、控制繞組三相電流、功率繞組A相電流總諧波畸變率（THD）等。為節(jié)省篇幅，本文仿真與實(shí)驗(yàn)測試對比分析，將在3.3節(jié)中綜合說明。

3.3 樣機(jī)測試平臺及實(shí)驗(yàn)結(jié)果

DS-BDFG控制系統(tǒng)對拖實(shí)驗(yàn)測試平臺如圖8所示。包括：作為原動機(jī)模擬風(fēng)力機(jī)運(yùn)行的三相感應(yīng)電機(jī)及其變頻器；DS-BDFG及其背靠背四象限變流器；阻感容性智能負(fù)載、示波器、功率分析儀及冷卻水管等。

按照圖6所示的控制系統(tǒng)參數(shù)給定值，忽略啟動時(shí)過渡過程，可得到對應(yīng)于圖7a～圖7j仿真研究的實(shí)驗(yàn)測試結(jié)果，如圖9a～圖9k所示。其中，同樣包括VSCF、MPPT、無功功率控制、單位功率因數(shù)控制（unity power factor control，UPFC）、控制繞組三相電流在1.7 s及7.7 s有功功率不變、無功功率突變前后的波形、功率繞組A相電流總諧波畸變率（THD）等。

由圖7a、圖7b和圖9a、圖9b可知，當(dāng)風(fēng)力機(jī)在額定風(fēng)速以下運(yùn)行時(shí)，取[CP=0.48、β=0°]以捕獲最大風(fēng)能，此時(shí)DS-BDFG分別運(yùn)行于亞同步速240 r/min、同步速300 r/min和超同步速360 r/min（對應(yīng)風(fēng)速階躍變化的給定值6.7、8.3、10.0 m/s），控制繞組勵磁電流頻率（[fc]）分別為[-10 Hz]（與功率繞組相序相反）、0 Hz（直流勵磁）和10 Hz（與功率繞組相序相同），而功率繞組饋電頻率（[fp]）始終為工頻值50 Hz，系統(tǒng)較好地實(shí)現(xiàn)了VSCF發(fā)電；由圖7c、圖7d、圖7e和圖9c、圖9d、圖9e可知，發(fā)電機(jī)功率繞組有功功率跟蹤MPPT的給定值（[P*p]）[-9.1、][-17.6]和[-30] kW（負(fù)值表示向電網(wǎng)饋送功率），而無功功率值分別為給定值（[Q*p]）2、0、-2和2 kvar，在1.7～4.7 s之間，功率繞組無功功率值為0（僅由控制繞組提供DS-BDFG勵磁所需全部無功功率），其功率因數(shù)為1，系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)了MPPT、無功功率控制及UPFC，但此時(shí)系統(tǒng)功率波動較大，分別為[-0.3]～+1 kW、|±0.4|～|±0.5| kvar；由圖7f和圖9f～圖9g可知，發(fā)電機(jī)控制繞組三相電流在1.5～1.9 s（亞同步運(yùn)行、[Pp=-9.1]kW，[Qp]由2 kvar減少到0 kvar）、7.5～7.9 s期間（超同步運(yùn)行、[Pp=-30 kW，][Qp]由[-2 ]kvar增加到2 kvar），三相電流幅值分別在1.7 s增加和7.7 s減少，電流相序分別為acb（與功率繞組反相序）和abc（與功率繞組同相序），驗(yàn)證了前述所提直接功率控制和變速恒頻發(fā)電機(jī)理等分析的正確性和可行性；由圖7g～圖7j和圖9h～圖9k可知，發(fā)電機(jī)功率繞組A相電流在1.00～1.04 s（亞同步運(yùn)行、[Pp=-9.1 kW]、[Qp=2]kvar）、4.00～4.04 s（兩個周期信號，同步運(yùn)行、[Pp=-17.6 kW、][Qp=0 kvar）、]7.00～7.04 s（超同步運(yùn)行、[Pp=-30 kW、][Qp=-2 kvar）、]8.00～8.04 s（超同步運(yùn)行、[Pp=-30 kW、][Qp=-2 kvar）]期間，仿真和實(shí)驗(yàn)測試結(jié)果的總諧波畸變率變化范圍僅分別為1.74%～3.80%和2.81%～3.85%，系統(tǒng)滿足并網(wǎng)時(shí)總諧波畸變率5%及以下的要求。

4 結(jié) 論

針對新型DS-BDFG提出LUT-DPC，進(jìn)行額定風(fēng)速及以下控制系統(tǒng)亞同步、同步和超同步運(yùn)行等較寬速度變化范圍內(nèi)的控制系統(tǒng)特性仿真研究及實(shí)驗(yàn)測試，主要得到以下結(jié)論：

1）通過控制控制繞組頻率及相序（-10 Hz、與功率繞組相序相反；0；10 Hz、與功率繞組相序相同），可保證功率繞組饋電頻率恒定為工頻50 Hz，實(shí)現(xiàn)VSCF發(fā)電。

2）功率繞組有功和無功功率可分別跟蹤對應(yīng)的MPPT（-9.1、-17.6和-30 kW）及階躍變化給定值2、0（UPFC）、[-2]和2 kvar，有功和無功功率偏差為[-0.3]～+1 kW和|±0.4|～|±0.5| kvar，實(shí)現(xiàn)了最大功率跟蹤、無功功率控制及單位功率因數(shù)控制。

3）仿真及實(shí)驗(yàn)結(jié)果中功率繞組A相電流總諧波畸變率分別為1.74%～3.80%、2.81～3.85%，滿足發(fā)電機(jī)并網(wǎng)時(shí)的總諧波畸變率不高于5%的要求。

［參考文獻(xiàn)］

［1］ 闞超豪， 鮑習(xí)昌， 王雪帆， 等. 無刷雙饋電機(jī)的研究現(xiàn)狀與最新進(jìn)展［J］. 中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)， 2018， 38（13）： 3939-3959， 4036.

KAN C H， BAO X C， WANG X F， et al. Overview and recent developments of brushless doubly-fed machines［J］. Proceedings of the CSEE， 2018， 38（13）： 3939-3959， 4036.

［2］ AGHA KASHKOOLI M R， JOVANOVI? M G. Sensorless adaptive" "control" "of" "brushless" " doubly-fed" "reluctance generators" "for" "wind" "power" applications［J］." Renewable energy， 2021， 177： 932-941.

［3］ BETZ R E. Comparison of rotor side converter protection for DFIGs and brushless doubly fed reluctance machines under fault conditions［C］//2021 23rd European Conference on Power Electronics and Applications （EPE’21 ECCE Europe）. Ghent， Belgium. 2021： 1-10.

［4］ ZHANG C G， CHENG M， ZENG Y. Design and analysis of dual-stator brushless doubly-fed generator for wind turbine［J］. IEEJ transactions on electrical and electronic engineering， 2022， 17（2）： 276-286.

［5］ KUMAR M， DAS S， KIRAN K. Sensorless speed estimation of brushless doubly-fed reluctance generator using active power based MRAS［J］. IEEE transactions on power electronics， 2019， 34（8）： 7878-7886.

［6］ JOVANOVI? M， ADEMI S， BINNS R. Sensorless variable speed operation of doubly-fed reluctance wind generators［J］. IET renewable power generation， 2020， 14（15）： 2810-2819.

［7］ CHAAL H， JOVANOVI? M G. Toward a generic torque and reactive power controller for doubly fed machines［J］. IEEE transactions on power electronics， 2012， 27（1）： 113-121.

［8］ 夏超英， 田聰穎， 張耀華， 等. 基于多目標(biāo)排序的無刷雙饋電機(jī)預(yù)測控制［J］. 太陽能學(xué)報(bào)， 2020， 41（6）： 1-7.

XIA C Y， TIAN C Y， ZHANG Y H， et al. Predictive control of BDFM based on a multi-objective ranking method［J］. Acta energiae solaris sinica， 2020， 41（6）： 1-7.

［9］ LIU Y， ZHANG M X， XU W， et al. Optimized torque ripple suppression method for standalone brushless doubly fed" "induction" "generator" "with" "special" "loads［J］." IEEE transactions on power electronics， 2022， 37（9）： 10981-10993.

［10］ 郭海宇， 楊俊友， 張曉光， 等. 基于反饋線性化的無刷雙饋電機(jī)模型預(yù)測控制策略［J］. 太陽能學(xué)報(bào)， 2020， 41（1）： 342-348.

GUO H Y， YANG J Y， ZHANG X G， et al. Model predictive control strategy based on feedback linearization for brushless doubly fed machine［J］. Acta energiae solaris sinica， 2020， 41（1）： 342-348.

［11］ 王一丁， 蘇建徽， 解寶， 等. 變速恒頻無刷雙饋發(fā)電機(jī)集成耦合參數(shù)辨識［J］. 太陽能學(xué)報(bào)， 2023， 44（4）： 17-22.

WANG Y D， SU J H， XIE B， et al. Identification of integrated coupling parameters of variable speed constant frequency brushless doubly-fed generator［J］. Acta energiae solaris sinica， 2023， 44（4）： 17-22.

［12］ JOVANOVI? M， CHAAL H. Wind power applications of doubly-fed" reluctance" "generators" "with" "parameter-free hysteresis control［J］. Energy conversion and management， 2017， 134： 399-409.

［13］ 劉豪， 于思洋， 張鳳閣. 雙定子無刷雙饋發(fā)電機(jī)繞組分布對性能影響分析［J］. 電機(jī)與控制學(xué)報(bào)， 2021， 25（3）： 38-45.

LIU H， YU S Y， ZHANG F G. Analysis of effect of winding" "distribution" "on" "performance" "in" "dual-stator brushless doubly-fed generator［J］. Electric machines and control， 2021， 25（3）： 38-45.

［14］ WANG H， YU S Y， JIN S， et al. Electromagnetic and mechanical design of module dual stator brushless doubly-fed generator for offshore wind turbine［J］. IET renewable power generation， 2021， 15（3）： 631-640.

［15］ WANG H， ZHANG Y， JIN S， et al. Novel rotor design of dual-stator brushless doubly fed generator based on surrogate" "model［J］." IET" "renewable" power" "generation， 2021， 15（9）： 2033-2041.

［16］ 張鳳閣， 王鳳翔， 徐隆亞. 磁阻和籠型轉(zhuǎn)子無刷雙饋電機(jī)的統(tǒng)一等效電路和轉(zhuǎn)矩公式［J］. 中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)， 1999， 19（11）： 27-31， 45.

ZHANG F G， WANG F X， XU L Y. The equivalent circuit and torque formula of doubly fed brushless machine with reluctance and cage rotor［J］. Proceedings of the CSEE， 1999， 19（11）： 27-31， 45.

［17］ 蘇曉英， 朱連成， 金石， 等. 一種復(fù)合轉(zhuǎn)子無刷雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)直接功率控制研究［J］. 電工技術(shù)學(xué)報(bào)， 2020， 35（3）： 494-501.

SU X Y， ZHU L C， JIN S， et al. Research on direct power control for brushless doubly-fed wind power generator with a" "novel" "hybrid" "rotor［J］." "Transactions" "of" "China Electrotechnical Society， 2020， 35（3）： 494-501.

［18］ 要宇霞， 張曉威， 殷關(guān)賢， 等. 無刷雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)的直接功率控制仿真研究［J］. 遼寧科技大學(xué)學(xué)報(bào)， 2019， 42（5）： 374-382.

YAO Y X， ZHANG X W， YIN G X， et al. Simulations on direct power control for brushless doubly-fed wind power generators［J］." "Journal" "of" "University" "of" "Science" "and Technology Liaoning， 2019， 42（5）： 374-382.

［19］ 朱連成. 開繞組無刷雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)直接功率控制策略研究［D］. 沈陽： 沈陽工業(yè)大學(xué)， 2017.

ZHU L C. Study on direct power control strategy for open-winding brushless doubly-fed wind power generator［D］. Shenyang： Shenyang University of Technology， 2017.

DIRECT POWER CONTROL FOR NOVEL DUAL-STATOR

BRUSHLESS DOUBLY-FED WIND POWER GENERATOR

Zhu Liancheng1，Xiao Yang1，Su Xiaoying2，Jin Shi2，Chen Xiaohong1

（1. School of Electrical Engineering， Liaoning University of Technology， Jinzhou 121001， China；

2. School of Electrical Engineering， Shenyang University of Technology， Shenyang 110870， China）

Abstract：The novel dual-stator brushless doubly-fed generator （DS-BDFG） consists of inner and outer power windings and inner and outer control windings. The inner power and control windings are coupled by the inner magnetic field of inner cage-barrier rotor， the outer power and control windings are coupled by the outer magnetic field of outer cage-barrier rotor， and the inner and outer rotors are designed as back-to-back rotors where isolated with a non-magnetic ring. A novel direct power control （DPC） for the dual-stator brushless doubly-fed wind power generator is proposed. The inner and outer power windings also inner and outer control windings are connected in series， respectively， where the electromagnetic characteristics of the inner and outer power wingdings also inner and outer control windings can be kept consistent. By synthesizing the output values of the active and reactive power hysteresis comparator of power winding and the flux sector number of control windings， the voltage space vector of machine side converter can be determined by using the look-up table （LUT） method. The characteristic simulation and experimental results of the 12/8 pole 50 kW prototype control system under the action of step signal are studied by quantitative comparison. The correctness， feasibility and effectiveness of VSCF， MPPT， reactive power control and unit power factor control （UPFC） of the proposed LUT-DPC for the novel DS-BDFG in the range of speed variation from sub-synchronous to super-synchronous are verified.

Keywords：brushless double-fed generator； dual-stator； back-to-back cage-barrier rotor； direct power control； maximum power tracking； unit power factor control