雙定子無刷雙饋風(fēng)力發(fā)電機無速度傳感器超螺旋滑模直接功率控制

摘 要：結(jié)合新型背靠背籠障轉(zhuǎn)子耦合內(nèi)外雙定子無刷雙饋發(fā)電機，提出一種無速度傳感器直接功率控制方法。將電機內(nèi)、外同相功率繞組及內(nèi)、外同相控制繞組各自串聯(lián)連接，采用超螺旋滑?？刂萍癝VPWM技術(shù)，以固定開關(guān)頻率驅(qū)動控制繞組機側(cè)變流器功率器件，以模型參考自適應(yīng)系統(tǒng)和Popov超穩(wěn)定性理論設(shè)計發(fā)電機速度觀測器，取代易發(fā)生故障的傳統(tǒng)機電式轉(zhuǎn)速/位置傳感器。通過12/8極50 kW樣機控制系統(tǒng)的特性仿真，驗證了所提無速度傳感器超螺旋滑模直接功率控制策略的正確性和有效性。

關(guān)鍵詞：海上風(fēng)電；風(fēng)力機；雙定子無刷雙饋發(fā)電機；超螺旋滑模直接功率控制；最大功率跟蹤；模型參考自適應(yīng)系統(tǒng)

中圖分類號：TM614；TM315 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI：10.19912/j.0254-0096.tynxb.2023-1305

文章編號：0254-0096（2024）08-0595-08

1. 遼寧工業(yè)大學(xué)電氣工程學(xué)院，錦州 121001；

2. 沈陽工業(yè)大學(xué)電氣工程學(xué)院，沈陽 110870

0 引 言

風(fēng)力發(fā)電正在向大型海上風(fēng)電系統(tǒng)發(fā)展，對發(fā)電機系統(tǒng)的單機容量、可靠性、性價比和功率控制特性等的要求越來越高。目前廣泛應(yīng)用的有刷雙饋感應(yīng)發(fā)電機及永磁同步發(fā)電機系統(tǒng)，前者因電刷存在的固有可靠性問題，后者因變流器容量、永磁體退磁及稀土資源管控等，使兩者均無法完全滿足風(fēng)電系統(tǒng)大型化及高可靠性的客觀發(fā)展需求［1］。無刷雙饋發(fā)電機（brushless doubly-fed generator，BDFG）無電刷、滑環(huán)而幾乎免維護(hù)，變流器容量小，性價比和可靠性均較高，極有可能成為海上風(fēng)力發(fā)電機的有力競爭者［2-3］。

無刷雙饋發(fā)電機高性能控制包括矢量控制、直接轉(zhuǎn)矩控制和直接功率控制（direct power control，DPC）［2-8］，后兩者無矢量控制中的坐標(biāo)變換復(fù)雜、需要磁場/電壓定向控制、高度依賴電機數(shù)學(xué)模型的參數(shù)精確性等問題，而DPC更是因其可滿足風(fēng)電系統(tǒng)對發(fā)電機有功和無功功率的控制需求在風(fēng)電系統(tǒng)中得到青睞。

本文以海上風(fēng)電系統(tǒng)使用的雙定子無刷雙饋發(fā)電機（dual-stator brushless doubly-fed generator，DS-BDFG）為控制對象［2-9］，給出DS-BDFG的特殊結(jié)構(gòu)及變速恒頻最大功率跟蹤機理，根據(jù)空間矢量數(shù)學(xué)模型闡述背靠背籠障轉(zhuǎn)子對雙定子磁場調(diào)制性能的改進(jìn)，基于超螺旋滑?？刂萍翱臻g矢量脈寬調(diào)制（space vector pulse width modulation，SVPWM）技術(shù)，優(yōu)化直接功率控制策略，基于波波夫超穩(wěn)定性，設(shè)計模型參考自適應(yīng)系統(tǒng)（model reference adaptive system，MRAS）的轉(zhuǎn)速辨識模型，基于Matlab軟件，對12/8極50 kW樣機進(jìn)行隨機風(fēng)速下無速度傳感器的超螺旋滑模直接功率控制仿真研究，結(jié)果表明所提DS-BDFG超螺旋滑?？刂频倪m用性和準(zhǔn)確性。

1 雙定子無刷雙饋風(fēng)力發(fā)電機基礎(chǔ)

1.1 DS-BDFG的定、轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)

DS-BDFG的定、轉(zhuǎn)子結(jié)構(gòu)如圖1所示［9］，分為內(nèi)、外功率繞組和內(nèi)、外控制繞組，背靠背籠障轉(zhuǎn)子是在帶隔磁環(huán)的內(nèi)外磁阻轉(zhuǎn)子非導(dǎo)磁層中嵌入并聯(lián)籠條，以改進(jìn)內(nèi)、外定子繞組的磁場調(diào)制性能和發(fā)電機力能指標(biāo)。

1.2 DS-BDFG的數(shù)學(xué)模型

將磁阻和籠型轉(zhuǎn)子BDFG數(shù)學(xué)模型進(jìn)行疊加，得到DS-BDFG的數(shù)學(xué)模型，如式（1）～式（3）所示［10-11］。

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

[ψp=Lpip+Lpcipcψc=Lcic+Lpcicp] （2）

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

式中：[Rp]、[Rc]——功率及控制繞組每相電阻，Ω；[ip]、[ic]——功率繞組和控制繞組電流矢量，A；[up]、[uc]、[ψp]、[ψc]——功率繞組和控制繞組的電壓矢量（V）及磁鏈?zhǔn)噶浚╓b）；[ipc、][icp]——不同頻率的控制和功率繞組電流經(jīng)過磁場調(diào)制的極數(shù)和頻率轉(zhuǎn)換后，“映射”到功率繞組和控制繞組的電流矢量，A；上標(biāo)*——共軛；下標(biāo)p、c——功率繞組和控制繞組參數(shù)；[θr、θp、θc]——轉(zhuǎn)子位置角、定子繞組與同極數(shù)轉(zhuǎn)子磁場軸線夾角，rad；[ejθr]——頻率變換（非坐標(biāo)變換）；[Lp]、[Lc]、[Lpc]——定子繞組的自感、互感，H。

DS-BDFG的電磁轉(zhuǎn)矩為［2］：

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

式中：[pp]、[pc]——內(nèi)、外功率繞組和控制繞組的極對數(shù)；[ψpc]、[ψc]——互感磁鏈和控制繞組磁鏈幅值（[ψpc=Lpcψp/Lp]）；[γ]——轉(zhuǎn)矩角（rad），[γ=θp+θc]。

由圖1可知，正是由于DS-BDFG的背靠背籠障轉(zhuǎn)子耦合內(nèi)、外雙定子結(jié)構(gòu)，利用了轉(zhuǎn)子內(nèi)腔空間，增加了內(nèi)功率繞組和內(nèi)控制繞組，提高了[Lpc]及[Tem]，從而增加了發(fā)電機的功率密度及出力。

1.3 DS-BDFG的變速恒頻發(fā)電機理

DS-BDFG應(yīng)用于風(fēng)電系統(tǒng)的拓?fù)鋱D如圖2所示［2］，包括風(fēng)力機、齒輪變速箱、DS-BDFG、背靠背拓?fù)涞目刂评@組機側(cè)變流器（machine side converter，MSC）和網(wǎng)側(cè)變流器（grid side converter，GSC）、隔離變壓器等，內(nèi)、外功率繞組及內(nèi)、外控制繞組各自同相串聯(lián)，以確保內(nèi)、外側(cè)同相繞組間的電磁一致性［9］，功率繞組直接連接工頻電網(wǎng)，控制繞組經(jīng)隔離變壓器和背靠背變流器與電網(wǎng)相連?！昂驼{(diào)制”下功率繞組頻率為式（5）所示。

[fp=nrpp+pc60±fc] （5）

式中：[nr]——發(fā)電機轉(zhuǎn)速，r/min，自然同步轉(zhuǎn)速[nr0=60fp/pr]；[fp、fc]——內(nèi)、外功率繞組和控制繞組的頻率（Hz）， [fc=0]時代表直流勵磁；[nrgt;nr0]時代表發(fā)電機超同步運行，[nrlt;nr0]時代表亞同步運行，[nr=nr0]時表示同步運行。

顯然，當(dāng)[nr]變化時，及時調(diào)節(jié)[fc]使[fp]不變，即可實現(xiàn)變速恒頻（variable speed constant frequency，VSCF）發(fā)電。

1.4 DS-BDFG的最大功率跟蹤機理

按照貝茲的空氣動力學(xué)理論可得到風(fēng)力機的特性曲線，如圖3所示［10］。由圖3a可知，風(fēng)能捕獲系數(shù)（[CP]）隨槳距角（[β]）的增大而減小，為捕獲最大風(fēng)能，風(fēng)速小于額定值時應(yīng)設(shè)置[β=0]，此時得到最佳葉尖速比[λ=8.1]、[CP=0.48]。由圖3b可知，不同風(fēng)速（[vw]）風(fēng)力機捕獲的機械功率（[Pm]）都有一個最大功率點，只要使發(fā)電機工作于該點對應(yīng)的轉(zhuǎn)速（[nr]），就能控制發(fā)電機實現(xiàn)最大功率跟蹤（maximum power point tracking，MPPT），此即表明DS-BDFG其有適用于風(fēng)電系統(tǒng)的潛在優(yōu)勢。

2 超螺旋滑模直接功率控制及轉(zhuǎn)速辨識

2.1 DS-BDFG的直接功率控制機理

DS-BDFG的機電功率平衡方程如式（6）所示。考慮到發(fā)電機容量越大其繞組電阻越小，忽略發(fā)電機繞組銅耗及電磁儲能變化，根據(jù)式（4）、式（6），按照[γ→][Tem→Pm→] [Ppm→Pp]可控制該有功功率。

[Pm=Temωrm=TemωpprPpm≈Pp+TemωcprPcm≈Pc=Ppm1+ωcωp] （6）

式中：[ωp]、[ωc]、[ωrm]——定子電角頻率和轉(zhuǎn)子機械角速度，rad/s。

對發(fā)電機無功功率的控制邏輯為：假設(shè)DS-BDFG總磁場不變，若增加（或減少）控制繞組的勵磁，則功率繞組的勵磁應(yīng)相應(yīng)減少（或增加），而無功功率與勵磁磁場成正比，因此功率繞組無功功率（[Qp]）的增加（或減少）可通過減少（或增加）控制繞組無功（即勵磁）來實現(xiàn)，即[|ψc|→Qc→|ψp|][→] [Qp]，進(jìn)而通過由控制繞組承擔(dān)定子所有勵磁可實現(xiàn)功率繞組的單位功率因數(shù)控制（unit power factor control，UPFC）。上述功率繞組[Pp]、[Qp]的控制過程即為DPC的控制思想［10］。

2.2 直接功率控制與機側(cè)變流器電壓空間矢量關(guān)系

控制繞組機側(cè)兩電平變流器電壓矢量及扇區(qū)劃分如圖4所示，其中[uref]為SVPWM的電壓參考矢量［2］。如圖4所示，DS-BDFG發(fā)電運行，[ψc]位于扇區(qū)1，互感磁鏈?zhǔn)噶縖ψc]逆時針旋轉(zhuǎn)且超前[ψc]。此時，如果[uref]逆時針（或順時針）旋轉(zhuǎn)，且超前（或滯后）[ψc]的角度為0°～180°，則[ψc]將按照[uref]的方向逆時針（或順時針）旋轉(zhuǎn)，功率繞組的有功功率可通過[γ→Tem→Pm→Ppm→Pp]進(jìn)行控制，如果[uref]與[ψc]之間角度小于（或大于）90°，則控制繞組磁鏈幅值（[|ψc|]）及其無功功率[Qc]均將增加（或減少），此時功率繞組的無功功率可通過[|ψc|→Qc→|ψp|→Qp]進(jìn)行控制。綜上，可通過合理選擇某扇區(qū)位置的[uref]控制功率繞組的有功和無功功率來實現(xiàn)直接功率控制。

2.3 超螺旋滑模直接功率控制器設(shè)計

設(shè)置超螺旋滑模直接功率控制（super-twisting sliding mode DPC，STSM-DPC）的切換函數(shù)如式（7）所示［12］。

[SP=P?p-PpSQ=Q?p-Qp] （7）

[Pp=32updipd+upqipqQp=32upqipd-updipq] （8）

式中：下標(biāo)[P、Q]——有功和無功功率分量，kW、kvar；[P?p]、[Q?p]——有功和無功功率的參考值；下標(biāo)[d、q]——兩相[dq]旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系中的分量。

記[S=[SP" SQ]T]，顯然，當(dāng)[S=0]時，系統(tǒng)有功和無功功率可準(zhǔn)確跟蹤參考值，即[S=dS/dt=0]。

取Lyapunov函數(shù)及其導(dǎo)數(shù)如式（9）、式（10）所示。

[V=12STS=12S2P+S2Q] （9）

[dVdt=SPdSPdt+SQdSQdt=STdSdt] （10）

對式（7）求導(dǎo)，并將式（8）求導(dǎo)后代入，則：

[dPpdt=32upddipddt+upqdipqdt+ipddupddt+ipqdupqdtdQpdt=32-upddipqdt+upqdipddt+ipddupqdt-ipqdupddt] （11）

[dq]軸電壓分量及其導(dǎo)數(shù)分別為：

[upd=Upmcosωptupq=Upmsinωpt] （12）

[dupddt=-ωpUpmsinωpt=-ωpupqdupqdt=ωpUpmcosωpt=ωpupd] （13）

由式（1）～式（3）得到功率繞組電流[dq]軸分量導(dǎo)數(shù)為：

[dipddt=1σLpupd+Rpipd+ωpLp+ωcL2pcLcipq-" " " " " " "1σLpLpcLcucd-Rcicd+ωrLpcicqdipqdt=1σLpupq+Rpipq-ωpLp+ωcL2pcLcipd+" " " " " " "1σLpLpcLcucq-Rcicq-ωrLpcicd] （14）

將式（7）、式（11）、式（14）代入系統(tǒng)滑模面導(dǎo)數(shù)，簡記為：

[dSdt=-dPpdt-dQpdtT=F+DUc] （15）

[F=FPFQT" "=32LpcσLpωrupqupd-updupq-RcLcupd-upqupqupdicdicq+" " " "-RpσLpωp1+σσ+ωc1-σσ-ωp1+σσ-ωc1-σσ-RpσLpPpQp-" " " 32·1σLpu2pd+u2pq0] （16）

[D=32·LpcσLpLcupd-upqupqupd] （17）

[Uc=ucducqT] （18）

[Uc=-D-1F+AtanhSεdt+BS12tanhSε] （19）

[u=-AtanhSεdt+BS12tanhSε] （20）

[A=a100a2]，[B=b100b2] （21）

式中：[Uc]——STSM-DPC的控制律；[a1]、[a2]、[b1]、[b2]、ε——待定的正值常數(shù)；用tanh（·）代替?zhèn)鹘y(tǒng)滑?？刂频姆柡瘮?shù)sgn（·），以降低系統(tǒng)抖振。

DS-BDFG的STSM-DPC原理框圖如圖5所示。

2.4 STSM-DPC的Lyapunov穩(wěn)定性分析

將式（15）～式（17）及式（19）代入式（10），得到式（22）。

[dVdt=-SPa1tanhSPεdt+b1S2P+S2QtanhSPε-" " " " " "SQa2tanhSQεdt+b2S2P+S2QtanhSQε] （22）

式中：若[SP≠0、SQ≠0]，則可簡寫為：

[dVdt=-（k21+k22）lt;0] （23）

[k21=SPa1tanhSPεdt+b1S2P+S2QtanhSPεk22=SQa2tanhSQεdt+b2S2P+S2QtanhSQε] （24）

由式（9）、式（23）可知，所提STSM-DPC滿足Lyapunov漸進(jìn)穩(wěn)定條件，DPC系統(tǒng)的功率值收斂于真值。

2.5 STSM-DPC系統(tǒng)的魯棒性分析

考慮到系統(tǒng)未建模態(tài)及外界擾動影響，將式（15）寫為式（25），則Lyapunov函數(shù)導(dǎo)數(shù)如式（26）所示。

[dSdt=F+DUc+H] （25）

[dVdt=STF+DUc+H] （26）

式中：[H]——系統(tǒng)總擾動，[H=[H1nbsp; H2]T]。

顯然，只要設(shè)計[A、B]與[H]之間滿足式（27），即可保證式（26）滿足負(fù)定的條件，而式（23）、式（24）則可變換為：

[AtanhSεdt+BS12tanhSεgt;H?" " "a1tanhSPεdt+b1S2P+S2QtanhSPεgt;H1a2tanhSQεdt+b2S2P+S2QtanhSQεgt;H2] （27）

[dVdt=-k′21+k′22lt;0] （28）

[k′21=SPa1tanhSPεdt+b1S2P+S2QtanhSPε-H1k′22=SQa2tanhSQεdt+b2S2P+S2QtanhSQε-H2] （29）

可見，系統(tǒng)仍滿足Lyapunov漸進(jìn)穩(wěn)定條件，即所提STSM-DPC對系統(tǒng)未建模態(tài)及外界擾動具有魯棒性。

2.6 無速度傳感器的轉(zhuǎn)速觀測器設(shè)計

基于MRAS的參考模型如式（30）所示。

[x=Ax+Buy=Cx] （30）

[A=a1a10a2-a3ωr-a10a1-a3ωr-a2-a4-a5ωr-a6a11-a5ωra4-a11-a6B=a70-a800a70a8-a80a900a80a9C=1000010000100001] （31）

式中：[x]、[u]、[y]——狀態(tài)向量、輸入向量和輸出向量，[x=[ipd ipq" icd" icq]T、][u=[upd" upq" ucd" ucq]T]；[A、B、C]——系統(tǒng)矩陣、輸入矩陣和輸出矩陣［13-14］；[a1=Rp/（σLp）]，[a2=LpcRc/（σLpLc）]，[a3=Lpc/（σLp）]，[a4=LpcRp/（σLpLc）]，[a5=Lpc/（σLc）]，[a6=Rc/（σLc）]，[a7=1/（σLp）]，[a8=Lpc/（σLpLc）]，[a9=1/（σLc）]，[a10=ωr（1-σ）/σ+ωp]， [a11=ωr/σ-ωp。]

MRAS的可調(diào)模型為：

[x=Ax+Buy=Cx] （32）

式中：“?”——估計值，參數(shù)類似式（31）所示。

定義MRAS系統(tǒng)的偏差如式（33）所示，求其導(dǎo)數(shù)并將式（30）～式（32）代入得到式（34）。

[e=x-x=ipd-ipdipq-ipqicd-icdicq-icqT] （33）

[dedt=ddtx-x=Ax+Bu-Ax+Bu" " " =Aee-ΔAx=Aee+W1=Aee-W] （34）

[ΔA=A-A=ΔAωrωr-ωr] （35）

[W=Δωr1-σσipq-LpcσLpicq-1-σσipd-LpcσLpicd-LpcσLcipq+1σicq-LpcσLcipd-1σicdΔAωr=01-σσ0-LpcσLp-1-σσ0-LpcσLp00-LpcσLc01σ-LpcσLc1-1σ0] （36）

定義MRAS的非線性時變反饋系統(tǒng)如式（37）所示，其應(yīng)滿足Popov超穩(wěn)定性理論的積分不等式要求，對其逆向求解，則可得到式（38）。

[?t1gt;0， η0，t1=0t1vTW1dt≤r20?0t1eTWdt≥-r20] （37）

[ωr=0tF1v，t，τdτ+F2v，t+ωr0] （38）

式中：[r0]——較小的正數(shù)。

令[ωr0]=0，并與式（32）、式（35）、式（36）代入式（37），得到：

[η0，t1=0t10tF1v，t，τdτ+ωr0-ωreTWdt+0t1F2v，teTWdt=η10，t1+η20，t1≥-r20] （39）

式中：分別設(shè)前項、后項滿足[η1（0， t1）≥-r21]、[η2（0， t1）≥-r22]，其中[r1]、[r2]為較小的正數(shù)。

將式（40）進(jìn)一步改寫為式（41）、式（42），并對式（42）求導(dǎo)，得到式（43）。

[0t1dftdtkftdt=k2f2t1-f20≥-k2f20] （40）

[dftdt=eTW] （41）

[kft=0tF1v，t，τdτ+ωr0-ωr] （42）

[F1v，t，τ=KIeTW] （43）

式中：[k]、[KI]——正實數(shù)。

將式（43）代入式（39）前項，使[η1（0， t1）≥-r21]成立，對于式（39）后項，令：

[F2v，t=KPeTW] （44）

將式（43）、式（44）代入式（39），得到Popov超漸進(jìn)穩(wěn)定條件下的轉(zhuǎn)速自適應(yīng)律，如式（45）、式（46）所示。

[ωr=0tKIeTWdτ+KPeTW+ωr0] （45）

[eTW=1-σσip×ip-LpcσLpipd-ipdicq+ipq-ipqicd-" " " " " "LpcσLcicd-icdipq+icq-icqipd+1σic×ic] （46）

MRAS的DS-BDFG轉(zhuǎn)速觀測器如圖6所示，由該轉(zhuǎn)速進(jìn)一步可得到MPPT，從而實現(xiàn)STSM-DPC。

3 控制系統(tǒng)的特性仿真研究

12/8極50 kW DS-BDFG樣機參數(shù)如表1所示，隨機風(fēng)速Kaimal模型如式（47）所示［15］。

[Hs=σ0.0182a2s2+1.3653as+0.98461.3463a2s2+3.7593as+1L2vw0] （47）

式中：[σ=vw0ti]，其中[ti]為湍流強度，[ti=0.15]；[a]——系數(shù)，[a=L/（2πvw0）]；[L]——湍流長度比，[L=1000]；[vw0]——平均風(fēng)速，[vw0=8 m/s]。

設(shè)采樣頻率為20 kHz，有功和無功功率滯環(huán)比較器分別為±0.3 kW和±0.3 kvar，得到控制系統(tǒng)Matlab仿真結(jié)果，如圖7所示。

圖7a為設(shè)定的隨機風(fēng)速特性曲線，最大和最小值分別為9.396、7.18 m/s，圖7b為隨機風(fēng)速下對應(yīng)的發(fā)電機最高、最低轉(zhuǎn)速，分別為338.4 r/min（超同步速）、258.6 r/min（亞同步速），圖7c為轉(zhuǎn)速估計值與測量值的偏差，約為±0.836 r/min，圖7d為定子功率繞組和控制繞組頻率，[fp]約為工頻值[50 Hz]、偏差±0.07 Hz，發(fā)電機最高和最低轉(zhuǎn)速對應(yīng)的[fc]值分別為6.452、-6.97 Hz，圖7e為功率繞組MPPT值，最高和最低轉(zhuǎn)速時分別為[-24.83、][-10.96 kW]（負(fù)號表示向電網(wǎng)饋送工頻電能），圖7f為有功功率估計值與測量值間的偏差，約[±0.3 kW]，圖7g為無功功率階躍給定值及測量值，分別為2、0（UPFC）、-2（向電網(wǎng)饋送工頻無功功率）和2 kvar，其偏差約為±0.3 kvar，圖7h為功率繞組功率因數(shù)，其中在50～100 s內(nèi)實現(xiàn)了UPFC，圖7i、圖7j為超同步和亞同步運行時，功率繞組A相電流總諧波畸變率（total harmonic distortion，THD），分別約為2.18%和2.17%。

4 結(jié) 論

大型海上風(fēng)電系統(tǒng)背景下的雙定子無刷雙饋風(fēng)力發(fā)電機利用轉(zhuǎn)子內(nèi)腔空間增設(shè)內(nèi)部功率繞組及控制繞組，為保證各繞組同相電磁特性的一致性，將內(nèi)、外功率繞組及內(nèi)、外控制繞組各自同相串聯(lián)。設(shè)計螺旋滑模直接功率控制器，并分析Lyapunov漸進(jìn)穩(wěn)定性及其魯棒性。基于模型參考自適應(yīng)系統(tǒng)和Popov超穩(wěn)定性條件設(shè)計發(fā)電機轉(zhuǎn)速觀測器。根據(jù)發(fā)電機樣機參數(shù)，基于Matlab軟件搭建MRAS STSM-DPC模型，進(jìn)行隨機風(fēng)速下DS-BDFG的VSCF-MPPT、無功功率控制及UPFC、THD等的仿真特性研究，得到如下主要結(jié)論：

1）采用MRAS及STSM-DPC可較準(zhǔn)確地估計DS-BDFG轉(zhuǎn)速，實現(xiàn)VSCF發(fā)電，轉(zhuǎn)速及功率繞組頻率偏差分別約為±0.836 r/min、±0.07 Hz。

2）有功功率可實現(xiàn)MPPT、偏差約為±0.3 kW，無功功率可直接跟蹤階躍給定值2、0、[-2]和2 kvar，偏差約為[±0.3 kvar]，在50～100 s時間范圍內(nèi)，無功功率值為0，實現(xiàn)了UPFC。

3）系統(tǒng)THD較小，超同步及亞同步運行時A相電流THD分別約為2.18%和2.17%。

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SENSORLESS SUPER-TWISTING SLIDING MODE DIRECT

POWER CONTROL FOR 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：A novel dual-stator brushless doubly-fed generator （DS-BDFG） coupled with inner and outer back-to-back cage-barrier rotor and an improved speed sensorless direct power control （DPC） are presented. The inner and outer in-phase power winding and control winding are all connected in series， respectively， the super-twisting sliding mode （STSM） and space vector pulse width modulation （SVPWM） control technologies are used to drive and control the power devices of the machine side converter （MSC） of the control winding with an fixed switching frequency. The model reference adaptive system （MRAS） and Popov hyperstability theorem are applied to design the generator speed observer and used to replace the traditional electromechanical speed/position sensor which is prone to failure. With the simulation results of the 12/8-pole 50 kW prototype control system， the correctness and effectiveness of the proposed sensorless super-twisting sliding mode direct power control （STSM-DPC） strategy are verified in detail.

Keywords：offshore wind power； wind turbines； dual-stator brushless doubly-fed generator； super-twisting sliding mode direct power control； maximum power point tracking； model reference adaptive system