同步电机和开关磁阻操作(完整版)实用资料.doc

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1、同步电机和开关磁阻操作（完整版）实用资料(可以直接使用，可编辑 完整版实用资料，欢迎下载）同步电机和开关磁阻操作永磁交流(PMAC 电机是一个同步电机,这意味着它的转子以与电机内部旋转磁场相同的速度旋转。其他交流同步技术包括磁滞电机,较大的直流励磁电机和普通磁阻电机。后者包括具有多个突起的定子和转子;定子极被缠绕有被激励的绕组,而转子的透磁钢突起用作通过磁阻存储磁能的凸极-利用磁通沿着最小磁阻的路径的趋势,以便重复地对准转子和定子极。 这种开关磁阻电机迭代可以构建为提供高达200马力,与感应和PMAC 电机功能重叠。在开关磁阻电机中,定子线圈与转子旋转同步地通电,相位重叠。尽管磁阻电机通常用作

2、开环步进电机,但其开关磁阻导数(有时也称为可变磁阻通常在闭环控制下运行。事实上,步进电机有点类似于开关磁阻,并逐步到达每个定义的转子位置,从而导致高重复性和准确性。 开关磁阻电机产生高效率和控制,并无限期地产生100%的转矩-适用于需要保持的应用。最后,尽管必须克服转矩波动,开关磁阻电机可以以比PMAC 更高的速度运行,因为它们缺乏反电动势的限制。 第28卷第12期中国电机工程学报V ol.28 No.12 Apr.25, 2021开关磁阻电机减振降噪和低转矩脉动控制策略孙剑波,詹琼华,王双红,马志源(华中科技大学电气与电子工程学院,湖北省武汉市430074Control Strategy o

3、f Switched Reluctance Motor to Restrain Vibration,Acoustic Noise and Torque RippleSUN Jian-bo, ZHAN Qiong-hua, WANG Shuang-hong, MA Zhi-yuan(School of Electrical and Electronics Engineering, Huazhong University of Science and Technology,Wuhan 430074, Hubei Province, ChinaABSTRACT: The problems of vi

4、bration noise and torque ripple limit the application of switched reluctance motors (SRM. Previously various efforts for solving problems in these two aspects are isolative. A novel control strategy that can decrease the vibration and the torque ripple simultaneously is presented, by introducing the

5、 two-step and three-step commutation methods into the direct instantaneous torque control (DITC. The vibrations can be effectively suppressed under various operation modes, including chopping control and single pulse control, by adopting the novel control strategy. Furthermore, the novel control str

6、ategy minimizes the torque ripple under the torque chopping control. The design of time parameters of the three-step commutation method is also proposed. The experimental results verify the validity of the novel control strategy.KEY WORDS: switched reluctance motor; vibration; acoustic noise; torque

7、 ripple摘要:开关磁阻电机的振动噪声和转矩脉动问题制约了其推广应用,先前这2个方面的研究都彼此孤立。该文通过将2步和3步换相法引入直接瞬时转矩控制,提出了一种能同时减振降噪和减小转矩脉动的新控制策略。采用新的控制策略,在斩波控制和单脉冲控制下,振动都可得到有效抑止,且新控制策略可在转矩斩波控制下减小转矩脉动。该文还提出了3步换相法的时间参数设计方法。实验结果验证了新控制策略的有效性。关键词:开关磁阻电机;振动;噪声;转矩脉动0 引言开关磁阻电机(switched reluctance motor, SRM具有结构简单、成本低、鲁棒性、免维护等一系列优点,甚至可以缺相运行1-2。但是由于S

8、RM的双凸极结构和很强的磁场非线性使噪声和转矩脉动问题较其它传统电机更加严重。通过测量一台SRM附近的噪声发现:噪声与径向力引起的定子径向振动直接有关3。近年来许多文献报道减小SRM定子径向振动的方法来降低噪声,如2步换相法4-8和3步换相法9,文献10-14对SRM的定子振动特性进行了分析。转矩脉动可以通过控制技术在比较宽的运行范围内得到减小,这些控制方法可分为离线15-17和在线18-19电流波形计算以及电流分配控制器。只有很少文献讨论了直接瞬时转矩控制(direct instantaneous torque control, DITC20-22。在DITC中,使用转矩闭环控制取代电流闭环

9、控制。尽管在降低噪声和减小转矩脉动这2个方面已有许多方法提出,但无一种方法可同时减小这两者。绝大多数方法都受制于一定条件。本文在已有的各种降噪和低转矩脉动控制方法的基础上,提出了一种能同时减振降噪和减小转矩脉动的新控制策略。1 低转矩脉动控制策略DITC22中包含数字式转矩滞环控制器,它通过结合开关角信号和给定与参考转矩比较信号而产生逆变器开关信号,根据实际转矩与参考转矩的偏差,给电机相绕组施加正电压、零压或者负电压。开关状态S=1表示每相桥臂的2个主开关器件开通,正的直流母线电压+U s施加在电机相绕组两端,如图1所示。开关状态S=0表示每相桥臂的2个主开关器件只有一个开通,另一个关断,电机

10、相绕组通过二极管自然续流,电机相电压为0,如图2所示。开关状态S=1表示每相桥臂的2个主开关器件都关断,电机相绕组通过2个二极管续流,电机相电第12期 孙剑波等:开关磁阻电机减振降噪和低转矩脉动控制策略 135压为U s ,如图3所示,直至续流结束,该相绕组就处在非工作状态,此时开关状态S =X 。在DITC 控制策略中,一相的导通(如N 相可以分为4个区间:I 、II 、III 和IV ,如图4所示。S 1 S 2相绕组U s+_图1 开关状态S =1 Fig. 1 Switching state S = 1S 1 S 2相绕组U s+_图2 开关状态S =0 Fig. 2 Switchin

11、g state S =0S 1 S 2相绕组U s+_图3 开关状态S =1 Fig. 3 Switching state S =1N 1相N 相 N +1相I II IIIIV图4 导通区间的划分(以N 相为例Fig. 4 Region division for DITC在区间I 中,称N 1相为上一相,而称N 相为下一相。上一相尚未关断,下一相就已经开通。总的合成转矩T total 由上一相和下一相共同调节。当下一相可以独立调节T total 时,下一相使用两电平转矩控制策略,如图5所示,而上一相进入自然续流状态,即S =0。当下一相不能独立调节T total 时,上一相将使用三电平转矩控

12、制策略,如图6所示,以帮助下一相调节T total 。具体来讲,当下一相不足以产生要求的转矩时,上一相的开关状态S 由0变为1;当T total 超过了所要求的转矩值时,上一相的开关状态S 由0变为1。在区间II 中, N 1相开始关断。T total 由N 相单独调节。N 1相采用单电平转矩控制策略,如图7所示。N 相采用两电平转矩控制策略,如图5所示。如果T total 小于所要求的转矩,则N 相的开关状态S 由0变为1。如果T total 大于所要求的转矩,则N 相的开关状态S 由1变为0。在区间III 中, N 相成了上一相,N +1相成了下一相。其转矩调节和前面区间I 中的分析一样。

13、在区间IV 中,N 相开始关断。T total 由N +1相独立调节,其转矩调节和前面区间II 中的分析一样。这样,总的合成转矩得到控制,总在所要求转矩值附近的一个滞环带中变化,因而转矩脉动得到减小。T ref T totalSST err1 0 +_图5 两电平转矩控制策略Fig. 5 Torque control scheme of two-level voltageT ref T totalSST err1 01 +_图6 三电平转矩控制策略Fig. 6 Torque control scheme of three-level voltageT ref T totalSST err1 X

14、 +_图7 单电平转矩控制策略Fig. 7 Torque control scheme of one-level voltage2 减振降噪控制策略2步换相法首先由Wu CY 和Pollock 提出4,它将传统换相的一步电平突变(由+U s 变为U s 分为2步进行,从而达到减小电机定子振动的目的。第1步,相电压由+U s 变为0。在半个定子固有周期(固有频率的倒数后,进行第2步相电压变化,由0变为U s 。2次电平变化所引起的振动因为互差180相位而相互抵消。文献4的作者提出了3步换相法9。它克服了2步换相法无法在不能提供零电压逆变器上使用的缺点,但是该文献没有给出3步换相法的时间参数优化设

15、计方法。本文将阐述其时间参数的优化设计方法。文献4-9中提出的这些方法在电机运行在单脉136 中 国 电 机 工 程 学 报 第28卷冲状态时可以取得比较理想的减振降噪效果。但是当电机运行在电流斩波状态时,减振效果并不理想。文献6提出了一种改进的2步换相法,用以减小电流斩波状态时换相时刻以后的振动。但是笔者通过实验发现,在电流斩波期间的振动已经比较严重。同样,在转矩斩波期间的振动也非常严重。改进的2步换相法仍然无法解决这些在斩波期间出现的振动。本文利用3步换相法的思想,提出了一种减小斩波期间振动的控制方法。假设t =0时刻,2步或3步换相法的第1步发生。在2步换相法中,第2步发生在t =t 0

16、时刻,t 0=T 0/24。其中,T 0为电机定子固有频率所对应的周期。在3步换相法中,第2步和第3步分别发生在t =t 1和t =t 2时刻。本文将给出时间参数t 1和t 2的设计方法。类似于2步换相法,3步换相法的换相过程分为3步进行:(1t =0时刻进行第1步,相电压由+U s 变为U s 。由第1步所引起的振动可表示为010(e sin (t f t k tU t = (1式中:k 为幅值因子;为阻尼比;00022/f T =为固有角频率;f 0为固有频率;T 0为固有频率对应的周期;U (t 为阶跃函数。1, 0(0, 0t U t t = (2 (2t =t 1时刻进行第2步,相电

17、压由U s 变为+U s 。由第2步引起的振动可表示为01(2021(esin (t t f t k t t U t t = (3 (3t =t 2时刻进行第3步,相电压由+U s 变为U s 。由第3步引起的振动可表示为02(3022(esin (t t f t k t t U t t = (4当t t 2时,总的合成振动为001(001(e sin e sin (t t t f t k t k t t =+02(02esin (t t k t t (5从式(5可以看出,3步换相法的减振效果的好坏直接与时间参数t 1和t 2的取值有关。因为振动系统的阻尼比通常都比较小,可以假设=0,则式(5

18、可以简化为00102(sin sin (sin (f t k t k t t k t t =+ (6式(6还可进一步写为1212000(sin 2cos (sin 22t t t tf t k t t +=+(7 如果令1200121sin 22( 22t t t t =+= (8则式(7的值为零。由式(8,可以得到:1201202622t t t t =+=(9 因此0010002=(10 但是,文献9给出的3步换相法时间参数公式为1 3/207/20t T t T = (11 为了比较式(10与式(11的减振效果,进行了仿真。仿真的条件为k =1,0 =27 000 rad/s 和=0.0

19、1。仿真结果如图8所示。图中,虚线表示使用减振方法前的振动加速度波形;点划线表示使用式(11的时间参数3步换相法后的振动加速度波形;实线表示使用式(10的时间参数3步换相法后的振动加速度波形。可以看出,本文提出的3步换相法时间参数优化取值比文献9的取值减振效果好。t /ms a /(m /s 2图 8 减振效果比较(=0.01Fig. 8 Effect of vibration reduction (=0.013 综合控制策略通过恰当地将2步和3步换相法引入DITC 中,可以形成一种既可以减振降噪,又可以减小转矩脉动的新型控制策略。为了减小斩波期间的振动,在每次转矩斩波之后触发一次3步换相法。

20、3步换相法的电平跳跃幅度与之前的转矩斩波电平跳跃幅值相同。因此,每次转矩斩波所引起的振动都被其后紧跟的3步换相法削弱。另外,在换相时刻,根据关断第12期孙剑波等:开关磁阻电机减振降噪和低转矩脉动控制策略 137相的实际电平来决定所采用的减振方法。具体来讲,在换相时刻,当关断相的电压为+U s 时,采用2步换相法减振,第1步,相电压由+U s 变为0,第2步,相电压由0变为U s ;当关断相电压为0时,采用3步换相法减振,第1步,相电压由0变为U s ,第2步,相电压由U s 变为0,第3步,相电压由0变为U s ;当关断相的电压为U s 时,则关断相保持U s 直至电流减为0。控制频率f c

21、的设计可由图9来表示。首先假设每次控制周期T c (1/f c 中都有一次开关动作。由前面的分析,每一次开关动作都会触发一次3步换相法。前一次转矩斩波所引起的3步换相法的第3步开关动作与后一次的转矩斩波之间的时间间隔t tol 必须大于开关管最高工作频率所对应周期的一半。由图9可得到如下关系:c tol 3T T t =+ (12 式中:T c 为控制周期,T c =1/f c ;T 0为固有频率对应的周期;t tol 为2次开关动作之间的时间间隔。 图 9 控制频率f c 的设计Fig. 9 Design of control frequency f c如果开关管的最高工作频率为25 kHz

22、 ,则2次开关动作的最小时间间隔为20 s 。同时考虑一定的裕度,如20 s ,可以得到如下关系:tol 2 40t += (13因此0c 6c 031140103f f T f =+ (14 式中:f c 为控制频率,Hz ;f 0为固有频率;f 0=1/T 0。 以实验样机为例,f 0=6 488 Hz ,因此c 03140103f f f =+ 63648810 9441401036488+ (15控制频率f c 可以选择为10 kHz 以满足式(15。4 实验结果以一台三相12/8极SRM 驱动系统为实验平台。所提出的控制策略在TI 公司的TMS320LF2407 DSP 控制板上得以

23、实现。直流母线电压为30 V 。电机运行速度为800 r/min 。图10是传统电流斩波控制方式下的实验结果。从图10(a可以看出,在斩波期间存在着较大的振动,它是由斩波时的开关动作引起的。图10(b显示在传统电流斩波控制方式下,转矩脉动比较严重。图11是文献22提出的DITC 控制方式下的实验结果。从图11(a可以看出,在瞬时转矩控制方式下,电流波形不再是方波。在斩波期间,斩波开关动作会引起一些比较大的振动。文献4-9提出的各种减振方法都是针对换相时刻振动的,不能减小在斩波期间出现的振动。图11(b显示,采用了DITC 后,转矩脉动得到减小。图12是新控制策略下的实验结果。比较图11(a和图

24、12(a,可以看出相电流波形几乎一样,而新控制策略下的振动比DITC 下的振动小。比较图11(b和图12(b,可以发现新控制策 t (1 ms/格t (5 ms/格a (5 000 (m /s 2/格 i (25 A /格T (0.862 (N m /格ai(a 相电流和振动加速度 (b 瞬时合成转矩图10 传统电流斩波控制Fig. 10 Traditional current chopping controlt (2.5 ms/格t (5 ms/格a (5 000 (m /s 2/格 i (25 A /格T ( 0.862 (N m /格ai(a 相电流和振动加速度 (b 瞬时合成转矩图 1

25、1 直接瞬时转矩控制(DITC Fig. 11 Previous DITCt (2.5 ms/格t (5 ms/格a (5 000 (m /s 2/格 i (25 A /格T (0.862 (N m /格ai(a 相电流和振动加速度 (b 瞬时合成转矩图 12 新控制策略Fig. 12 Novel control strategy138 中国电机工程学报第28卷略下的转矩脉动较DITC方式下的转矩脉动有一点增大。比较图10(b和图12(b,可以看出新控制策略下的转矩脉动还是较传统电流斩波方式下的转矩脉动小很多。因此,新控制策略可以在减小转矩脉动的同时减小振动。5 结论较大的振动噪声和转矩脉动是

26、SRM的主要缺点。先前各种针对改善这两大缺点的方法都彼此孤立。本文通过恰当地将2步、3步换相法引入到直接瞬时转矩控制方法中,提出一种能同时减小转矩脉动和振动的控制策略。采用新的控制策略,不论电机运行在单脉冲状态还是斩波状态,振动都可以在很大程度上被抑止。而且新控制策略在转矩斩波运行方式下减小了转矩脉动。同时本文还给出了3步换相法的时间参数优化设计方法。实验结果验证了新控制策略的有效性。参考文献1 詹琼华.开关磁阻电动机M.第1版.武汉:华中理工大学出版社,1992.2 Materu P N,Krishnan R.Steady-state analysis of the variable-spe

27、edswitched-reluctance motor driveJ.IEEE Transactions on Industrial Electronics,1989,36(4:523-529.3 Cameron D E,Lang J H,Umans S D.The origin and reduction ofacoustic noise in doubly salient variable-reluctance motorsJ. IEEE Transactions on Industry Applications,1992,28(6:1250-1255. 4 Wu CY,Pollock C

28、.Time domain analysis of vibration and acoustic5 Wu C Y,Pollock C.Analysis and reduction of vibration and acousticnoise in the switched reluctance driveJ.IEEE Trans.on Industry Applications,1995,31(1:91-98.6 Michaelides A,Pollock C.Reduction of noise and vibration in switchedreluctance motors:new as

29、pectsC.Thirty-First IAS Annual Meeting Industry Applications Conference,San Diego,CA,1996.7 王宏华.基于两步换相控制策略的SR电机直接数字控制系统设计J.中国电机工程学报,2001,21(7:18-21.Wang Honghua.Direct digital control of switched reluctance motor based on the new commutation strategJ.Proceedings of the CSEE, 2001,21(7:18-21(in Chine

30、se.8 王宏华,陈永校,许大中,等.开关磁阻调速电机定子振动抑制J.电工技术学报,1998,13(3:9-12.Wang Honghua,Chen Yongxiao,Xu Dazhong,et al.The reduction of vibration in the switched reluctance driveJ.Transactions of China Electrotechnical Society,1998,13(3:9-12(in Chinese.9 Pollock C,Wu Chiyao.Acoustic noise cancellation techniques fors

31、witched reluctance drivesJ.IEEE Transactions on Industry Applications,1997,33(2:477-484.10 吴建华,陈永校,王宏华.开关磁阻电机定子固有频率的计算J.中国电机工程学报,1997,17(5:326-329.Wu Jianhua,Chen Yongxiao,Wang Honghua.Calculation of natural frequencies of stators for switched reluctance motors J. Proceedings of the CSEE,1997,17(5:3

32、26-329(in Chinese .11 Tang Zhangjun,Pillay P,Omekanda A M,et al.Youngs modulus forlaminated machine structures with particular reference to switched reluctance motor vibrationsJ.IEEE Transactions on Industry Applications,2004,40(3:748- 754.12 吴建华.基于物理模型开关磁阻电机定子模态和固有频率的研究J.中国电机工程学报,2004,24(8:109-114.

33、Wu Jianhua.Study on the stator mode shapes and natural frequencies of switched reluctance motor based on real structural modelJ.Proceedings of the CSEE,2004,24(8:109-114(in Chinese. 13 王宏华,王治平,江泉.开关型磁阻电动机固有频率解析计算J.中国电机工程学报,2005,25(12:133-137.Wang Honghua,Wang Zhiping,Jiang Quan.Analytical calculatin

34、g of natural frequencies of stators of switched reluctance motor based on electromechanical analogy method J.Proceedings of the CSEE,2005,25(12:133-137(in Chinese.14 孙剑波,詹琼华,黄进.开关磁阻电机的定子振动模态分析J.中国电机工程学报,2005,25(22:148-152.Sun Jianbo,Zhan Qionghua,Huang Jin.Modal analysis of stator vibration for swit

35、ched reluctance motors J.Proceedings of the CSEE, 2005,25(22:148-152 (in Chinese.15 Ilic-Spong M,Marino R,Peresada S,et al.Feedbacklinearizing controlof switched reluctance motors J.IEEE Trans.Automatic Control,1987,32(5:371-379.16 Schramm D S,Williams B W,Green T C.Torque ripple reduction ofswitche

36、d reluctance motors by phase current optimal profilingC.IEEE PESC92,Toledo,Spain,1992.17 Wallace R S,Taylor D G.A balanced commutator for switchedreluctance motor to reduce torque rippleJ.IEEE Trans.on Power Electronics,1992,7(4:617-626.18 Husain I,Eshani M.Torque ripple minimization in switched rel

37、uctancemotor drives by PWM current control C.IEEE PESC94,Orland, FL,1994.19 Bassily E,Hallouda M.A fuzzy tracking current controller for torqueripple optimization of switched reluctance motorsC.ICEM98,Istanbul,Turkey,1998.20 Moreira JC.Torque ripple minimization in switched reluctance motorvia bi-cu

38、bic spline interpolationC.IEEE PESC92,Toledo,1992.21 Cheok A D,Hoon P H.A new torque control method for switchedreluctance motor drivesC.IEEE IECON,Nagoya,Japan,2000.22Inderka R B,De Doncker R W A A.DITC-direct instantaneous torquecontrol of switched reluctance drivesJ.IEEE Transactions on Industry

39、Applications,2003,39(4:1046-1051.收稿日期:2007-12-07。作者简介:孙剑波(1976,男,博士,讲师,研究领域为开关磁阻电机驱动系统,电磁装置设计,sjb_sjbtom ;詹琼华(1938,女,教授,博士生导师,研究领域为开关磁阻电机驱动系统,新型特种电机。(责任编辑王剑乔 收稿日期:2021-01-22作者简介:赵兴勇(1965,男,山西太原人,博士,教授,硕士生导师,从事电力系统稳定与控制、先进能源发电及智能电网方low voltage ride -through 的定量标准。经过多年的研究和实践,我国即将有正式的规则出台。直驱永磁同步发电机组具有较

40、好的低电压穿越能力,代表了风力发电机的发展方向。因此,研究直驱永磁同步风力发电机组低电压穿越具有重要的现实意义。文献2提出利用耗能电阻或储能系统实现低电压穿越;文献3提出利用与网侧直接相连的HVDC-link 来提高风电机组的低电压穿越能力;文献4提出结合桨距角控制改善机组的低电压穿越特性;文献5提出通过控制直流侧过电压和逆变侧过电流提高风电机组的低电压穿越能力;文献6通过网侧变频器改善风电机组的低电压穿越能力。上述文献大多是从某一角度提出改善风电机组低电压穿越能力的措施。本文提出将保持直流链电压稳定与桨距角控制相结合的综合控制策略,提高直驱永磁同步风电机组(direct -driven wi

41、nd turbine unit withpermanent magnet synchronous generator,DDPMSG 低电压穿越能力。利用PSCAD/EMTDC 对直驱永磁同步风力vector pulse width modulation 变流器并入电网,发电机与电网不存在直接耦合。风电机组注入电网的有功功率P e 如式(1所示7:P e =u d i d +u q i q (1式中:u d 、u q 和i d 、i q 分别为变流器电网侧电压与电流在d 、q 轴上的分量。为了便于分析,取电网电压方向与q 轴一致,即u d =0,则式(1可简化为式(2:P e =u q i q

42、(2假定网侧变流器工作于单位功率因数状态且已经达到额定电流,i q 达到限定值。当电网电压跌落时,注入电网的有功功率随电压跌落幅度正比减少。由于机侧变流器与电网解耦,发电机的输出功率基本不变,导致直流侧功率不平衡,引起直流链(DC-link 电压升高8,威胁变流器电力电子器件的安全。当变流器直流侧电压在一定范围内波动时,电机侧变流器均可保持可控性,通过减少发电机输出功率,就可保持直流侧功率平衡,限制直流电压升高,实现低电压穿越。别为发电机定子电压在d、q轴上的分量;为发电机电角速度;为永磁体磁链。图2是机侧变流器控制框图(MPPT:最大功率跟踪。机侧变流器控制旨在保持直流链电压恒定,可实现DD

43、PMSG最大风能的跟踪捕捉。电网电压正常时,通过控制指令控制发电机输出的有功功率,使风力机实现最大功率追踪。当电网发生故障,引起网时网侧变流器按电流内环控制的方法,即故障过程中,d轴电流给定分量id*设定为反映发电机输出有功功率的前馈量。在电压跌落时,根据发电机定子功率的变化及时调节电网侧变流器的d轴电流,可最大限度地减小直流链电压的波动,有效控制直流链电压的变化。图1桨距角控制器Fig.1Pitch angle controller图2机侧变流器控制Fig.2Diagram of generator-side controller图3网侧变流器控制Fig.3Diagram of grid-s

44、ide controller第44卷中国电力新能源图4机侧有功功率Fig.4Generator -side active power图6直流链电压Fig.6DC -link voltage 图5网侧有功功率Fig.5Grid -side active power图7桨距角控制Fig.7pitch angle control 在DC-link 电压控制过程中,当发电机转速或输出功率越限时,启动桨距角控制,通过减小风力机的功率,进而减小发电机的输出功率。3仿真计算与分析在分析DDPMSG 低电压穿越特性的基础上,利由图47可知,在电网发生三相短路的瞬间,由于机侧功率不能突变,直流链电压升高,随着机

45、侧控制的作用,发电机输出功率减小,直流链电压趋于稳定,发电机侧及电网侧的功率都在减少,但转速略有升高。因此,在故障发生大约130ms 后,桨距角控制启动,减小输入发电机的机械功率,维持功率平衡及转速在额定值附近。,提出一种,即在电网故障引起电压跌落时,通过采用,限制输入,采用考虑发电机,以限制直流链电压的波,本文所提控制策略,通过控制机,有效限制了直流链过电压,易于实现。:,杨淑英,等.风力发电低电压穿越技术综述J .电,2021,20(21-8.Xing,ZHANG Long -yun,YANG Shu -ying,et al .Low voltage technologies in win

46、d turbine generation J .Proceedings 2021,20(2:1-8.J F,WATSON R.Low voltage ride -through of a full converterwith permanent magnet generator J .IET Renewable 2007,1(3:182-189.T D,KAUTIVA X I,VOVOS N A,et al .Control of an HVDCa wind turbine farm to the grid for fault ride -through J .IEEE Transactions on Power Systems,2007,22(4:李山,王强刚,等.直驱型变速恒频风力风电系统建模及析J .重庆理工学院学报(自然科学版,2021,12(3:-lin,LI Shan,WANG Qiang -gang,et al .Modeling and of direct -driven variable -speed constant -frequency wind system J .Jou