永磁风力发电系统及其功率变换技术

夏长亮

（1.天津市电工电能新技术重点实验室 天津工业大学 天津 300387 2.天津大学电气与自动化工程学院 天津 300072）

1 引言

随着能源安全问题日益突出，世界各国对风能这一绿色、可再生能源的开发与利用极为关注[1]。特别是进入21世纪后，全球风力发电新增装机容量和总装机容量大幅提升，据全球风能协会最新统计，至2011年全球新增装机容量达40 564MW，总装机容量接近240 000MW，而我国新增装机容量与总装机容量均位于全球首位，占全球新增装机容量和总装机容量比例分别为 43%和 26.2%[2]。在各国政府政策与财政的扶持下，风力发电及其相关技术的革新极为迅速，如单机容量从较小的千瓦级系统发展到目前广泛应用的兆瓦级系统，叶片控制从单一的定桨距失速控制技术发展到更为先进的变桨距控制技术，运行方式从以往的恒速恒频技术发展到目前普遍采用的变速恒频技术等。

发电机作为风力发电系统中的核心设备之一，其性能的不断提高，在一定程度上影响着风力发电技术的发展方向。早期的恒速恒频风力发电系统中多采用笼型异步发电机，此类发电机通过齿轮箱与风机相连，其定子端输出电压随风速变化而改变，需配备体积较大、价格昂贵的全功率变换器才能实现并网运行[3]。因此，随着对风力发电系统要求的不断提高，特别是单机容量激增和变速恒频技术的广泛采用，使得采用双馈绕线式异步发电机的双馈风力发电系统和采用永磁同步发电机的永磁风力发电系统占据了风力发电领域中的主导地位。双馈风力发电系统中转子绕组通过能量可双向流动的功率变换器与电网连接，该变换器只需传输转差功率（一般为风力发电系统容量的1/3），从而降低了对变换器容量的需求[4-7]。但双馈发电机定子绕组直接与电网相连，系统与电网间的相互影响较强，因此双馈风力发电系统中功率稳定输出、低电压穿越、电网电压不平衡下的稳定运行等问题有待于进一步完善[8-10]。此外，双馈发电系统中风机通过增速齿轮箱与发电机相连，因此降低了风能的转换效率，同时增加了系统的故障率，降低了可靠性。永磁风力发电系统中，发电机定子通过全功率变换器与电网相连，发电机与电网间形成隔离，使得两者间相互影响较小。低速永磁风力发电系统一般采用直驱式结构，提高了系统的效率和运行可靠性。但随着单机容量的增大，低速永磁同步发电机体积过于庞大、永磁体用料增加、运输与安装难度增大，加之采用全功率变换器，系统成本较高。目前半直驱结构在大容量永磁风力发电系统中应用较为普遍[11,12]。

近年来，随着电机及其控制技术的进一步发展，无刷双馈发电机、开关磁阻发电机等也进入到风力发电领域，成为学术界研究的热点问题。无刷双馈发电机具有两套极数不同的定子绕组，其中，功率绕组直接与电网相连，控制绕组通过功率变换器与电网相连。无刷双馈风力发电系统与双馈发电系统除具有同样的优点之外，电机转子为笼形结构，省去了集电环与电刷，降低了电机成本，提高了系统的运行可靠性。但无刷双馈风力发电系统电机本体设计理论比较复杂，制造困难，技术相对不够成熟，目前仍处于实验研究阶段，未获得大规模应用，需要在电机本体制造及设计理论上做进一步探索[13-15]。开关磁阻发电机定子设有集中绕组，无转子绕组，即没有独立的励磁绕组，系统通过分时控制使定子绕组工作于励磁与发电运行状态，因此该系统的控制器设计较为复杂，有待于进一步完善[16-18]。

由此可以看出以无刷双馈发电机与开关磁阻发电机代表的新型发电机在风力发电系统中广泛应用还需要在技术上进一步完善，双馈风力发电系统与永磁风力发电系统还将占据风力发电领域的主导地位。永磁风力发电系统由于其在大容量风力发电领域的显著优势，发展前景较为广阔。

2 永磁风力发电系统技术特点及运行特性

2.1 永磁风力发电机

永磁风力发电机的电磁结构具有形式多样的特点，其电磁结构的设计与选取与发电机性能及应用场合息息相关。通常根据主磁通方向的不同，永磁风力发电机可以分为常规磁通结构、轴向磁通结构和横向磁通结构三类[19]。

2.1.1 常规磁通结构

常规磁通结构的永磁风力发电机中，主磁通沿径向由永磁体经气隙进入定子铁心。根据永磁体在转子上的位置分布，常规磁通永磁风力发电机分为表面式和内置式两种结构。

（1）表面式结构。表面式永磁风力发电机转子结构如图1所示。其中，图1a和图1b中永磁体分别采用径向充磁和平行充磁方式，图1c和图1d中永磁体采用Halbach充磁方式，图1c是对永磁环整体按照一定的规律连续顺序充磁，图1d是将多个预充磁的永磁体按一定的充磁方向顺序组合而成[20]。

图1 表面式永磁风力发电机转子结构Fig.1 Rotor structures of surface mounted PMSGs used for WECSs

对于径向充磁方式，永磁体中各点的磁化强度矢量仅含径向分量，气隙磁通密度波形趋于矩形波。而对于平行充磁方式，永磁体磁化方向平行于永磁体中心线，因此，磁化强度矢量不仅含有径向分量，还存在切向分量，气隙磁通密度趋于正弦分布。Halbach阵列产生的气隙磁场正弦性好，谐波含量少；具有聚磁效果，能够提供更高的气隙磁通密度，具有自屏蔽特性，转子心可采用非铁磁材料[21,22]。

（2）内置式结构。内置式永磁风力发电机转子，根据磁路不同又可分为径向式、切向式以及混合式三种结构，如图2所示。

图2 内置式永磁风力发电机转子结构Fig.2 Rotor structures of interior PMSGs used for WECSs

径向式磁路结构，气隙磁通密度相对较低，漏磁系数小、转子轴无需采取隔磁措施。切向式磁路结构，气隙磁通密度相对较大，且极数越多，效果越明显；该结构漏磁系数较大、转子轴需采取隔磁措施，如增加非磁性衬套、采用非磁性转轴或空气槽隔磁等。混合式磁路结构结合了径向式和切向式磁路结构的优点，但其结构和制造工艺较前两者复杂。

采用内置式永磁转子结构，电机交直轴磁路不再对称，呈现凸极电机特征。与表面式永磁转子结构相比，内置式永磁转子结构提高了永磁体的抗不可逆退磁能力。由于永磁体受到极靴的保护，内置式永磁转子结构多用于转速较高的场合。

常规磁通永磁风力发电机因结构相对简单、制造成本低、制造工艺相对成熟，广泛应用于永磁风力发电系统。与其他结构相比，常规磁通永磁风力发电机工作性能良好，可靠性高，能够在较宽转速范围内运行。此外，电机直径与轴向长度可独立设计，根据实际应用场合，常规磁通永磁风力发电机可设计成粗短型或细长型结构。

2.1.2 轴向磁通结构

轴向磁通永磁风力发电机中，根据定、转子数目及其相对位置，轴向磁通永磁风力发电机大致可分为单定子-单转子、单定子-双转子、双定子-单转子以及多定子-多转子四种结构。

（1）单定子-单转子结构。该结构中定-转子间存在较大的单边磁拉力，为防止永磁转子发生轴向窜动，需要增加推力轴承，从而导致加工工艺复杂，其结构如图3所示。

图3 单定子-单转子轴向磁通结构Fig.3 Axial magnetic flux structure of single stator-single rotor

（2）单定子-双转子结构。单定子-双转子结构如图4所示。图4a和图4b中定子铁心分别采用了有齿槽和无齿槽形式。对于无齿槽形式，定子绕组可以粘结在定子铁心上，或是均匀环绕于铁心上，形成环形绕组。图4c所示的单定子-双转子结构中，中间定子仅与一侧永磁转子作用产生电磁转矩，而另一侧转子用于平衡定、转子之间的磁拉力。单定子-双转子结构可以解决单定子、单转子结构中存在的单边磁拉力问题，但增加了永磁材料和铁心材料使用量，增加了电机损耗。

图4 单定子-双转子轴向磁通结构Fig.4 Axial magnetic flux structures of single stator-dual rotors

（3）双定子-单转子结构。双定子-单转子结构如图5所示。图5a中，中间转子与两侧定子构成双气隙，通过合理设计磁路，平衡转子与两侧定子间的磁拉力。图5b中，中间转子仅与一侧定子作用产生电磁转矩，而另一侧定子用于平衡定、转子之间的磁拉力。与单定子、双转子结构类似，双定子、单转子结构同样解决了单定子、单转子结构中存在的单边磁拉力问题，但增加了永磁材料和铁心材料使用量，增加了电机损耗。

图5 双定子-单转子轴向磁通结构Fig.5 Axial magnetic flux structures of dual stators-single rotor

（4）多定子-多转子结构。多定子-多转子轴向磁通结构如图6所示。该结构中，多个定子和转子交错排列组成多气隙，因此可等效为多台电机共同作用，从而有效减小电机直径，便于运输和安装。相对其他结构而言，采用多定子-多转子结构，电机铁心磁滞损耗和涡流损耗较小，通风冷却效果良好。

图6 多定子-多转子轴向磁通结构Fig.6 Axial magnetic flux structure of multi stators-multi rotors

与常规磁通结构相比，轴向磁通永磁风力发电机轴向尺寸短，结构紧凑；电枢绕组端部的长度相对较短，铜耗小，且散热条件好；电机直径与质量相对较大，转动惯量大，有利于发电机在有外部扰动情况下正常运行。但此类永磁风力发电机结构复杂，制造困难，且体积与质量较大，不便于运输安装。因此，为使轴向磁通永磁风力发电机在永磁风力发电领域更好地发挥其优势，需要对电机结构进一步改进，以便加工制造。

2.1.3 横向磁通结构

横向磁通永磁风力发电机中，磁力线所在平面与转子旋转方向垂直[23]。根据永磁体在转子上的位置分布，横向磁通永磁风力发电机分为表面式和聚磁式两种结构。

（1）表面式结构。表面式横向磁通永磁发电机转子结构如图7所示。图7a中N、S两种极性永磁体交错排列在转子铁心表面，U形定子元件以两倍极距呈圆周分布，且两个定子齿对应的永磁体极性不同，在U形定子元件凹槽内为环形线圈。在该结构中，仅有一半的永磁体与定子元件相互作用，永磁体分布极性相反，未与定子元件构成回路的永磁体产生的漏磁反而会削弱定子中的主磁通。在图7a所示的单边布局结构的基础上，图7b中增加了软磁材料制成的梯形磁桥，提供磁通并联支路。改进后的结构铁心材料用量少、重量轻，且铁心中磁滞损耗和涡流损耗小，可更充分地利用永磁体、减少漏磁，但磁桥占用了部分定子绕组空间，一定程度上削弱了定子绕组磁势。

与单边布局结构相对应，图7c为双边布局结构示意图。该结构转子内外两侧均安装定子铁心，构成双气隙，内外定子元件沿周向错开一个极距。与单边布局结构相比，双边布局结构气隙磁通密度有所改善，转矩密度和功率因数提高，但结构相对复杂，制作工艺要求高。

图7 表面式横向磁通结构Fig.7 Surface mounted transverse flux structures

（2）聚磁式结构。常见的聚磁式结构有U形、C形和E形结构，如图8所示。采用聚磁式结构，电机可获得较高的气隙磁通密度。但与表面式结构相比，聚磁式横向磁通永磁风力发电机结构复杂，制作工艺要求高。

图8 聚磁式横向磁通结构Fig.8 Concentrating transverse flux structures

图8a所示 U形聚磁结构中，永磁体位于转子内部，永磁体极性分布规律与表面式结构相同，相邻两永磁体之间为转子铁心。为提高永磁材料利用率，电机采用双边定子结构，U形定子元件沿周向均匀分布于转子内外两侧，且分别错开一个极距。环形线圈位于U形定子元件凹槽内。图8b所示的C形聚磁结构中，采用C形定子元件，且每个元件的两个定子齿相错一个极距，对应两个不同极性的永磁体。该结构将原先两组定子铁心、电枢绕组以及永磁转子简化为一组，且实现了相同的效果，简化了电机制造工艺。但C形定子元件制造过程比较复杂，需要特殊的加工工艺。图 8c所示的 E形聚磁结构在C形聚磁结构的基础上引入中间过渡铁心，定子铁心无需扭转，制造工艺相对简单，但与U形结构相比，电机结构仍较复杂，对加工工艺的要求较高。

横向磁通结构的永磁风力发电机电负荷和磁负荷在空间上解耦，铁心尺寸和线圈大小可独立设计，且极距可做到很小；电机各相之间没有耦合，可独立分析与控制，其模块化结构也更易制成多相，提高电机容错能力。但电机结构复杂，元、部件较多，对于某些元件需要特殊加工工艺，制造成本高，因此，需要进一步简化电机结构，改善制造工艺，使其更具发展潜力。

2.2 永磁风力发电系统驱动结构及特点

2.2.1 直驱式结构

对于单机容量相对较小的永磁风力发电系统一般多选用极对数较多的低速永磁同步发电机，风机与发电机之间通常采用直驱式结构如图9所示。

图9 直驱式永磁风力发电系统结构示意图Fig.9 Schematic diagram of direct-driven WECS based on PMSG

目前国内生产的永磁风力发电系统多采用直驱式结构，最大单机容量达5MW。该结构决定了系统具有较高的风能转换效率以及较好的低风速区运行性能；由于省去齿轮箱，降低设备维护频率，提高了系统可靠性。但低速永磁同步发电机的极数多、体积大、永磁体用料多、运输与安装困难，使得此类发电机制造、运输及安装成本相对较高；此外，风机导致的各种冲击载荷全部由发电机承受，从而加大了永磁风力发电机的设计与优化难度。

2.2.2 半直驱式结构

随着永磁风力发电系统单机容量的不断攀升，若仍采用直驱式结构，将导致发电机极数过多、体积过大，因此可选用极对数较少的中高速永磁同步发电机，风机与发电机之间采用单级或多级齿轮箱增速的半直驱结构，如图10所示。

图10 半直驱式永磁风力发电系统结构示意图Fig.10 Schematic diagram of half-direct-driven WECS based on PMSG

目前 Gamesa生产的永磁风力发电系统多采用2级增速齿轮箱，Vestas生产的3MW以上永磁风力发电系统更是采用了4级增速齿轮箱。半直驱式永磁风力发电系统采用低增速比齿轮结构，可提高发电机的额定转速、减少发电机极数，从而减小发电机体积与重量、降低成本，同时有利于机组的运输与安装。在某种意义上，半直驱式永磁风力发电系统是对双馈风力发电系统与直驱式永磁风力发电系统优点与不足的一种权衡与优化，符合风电系统向大容量发展的趋势。

2.3 永磁风力发电系统运行特性

永磁风力发电系统将风能转换为机械能进而转换为电能的过程主要是由风机、永磁同步发电机、功率变换器及控制系统实现的。

风机作为永磁风力发电系统的关键部件之一，直接影响着系统的性能和效率。根据风机的结构及其在气流中位置的不同，主要分为水平轴和垂直轴两种形式[24]。垂直轴风机可从任意方向获得风能，简化了风机的结构设计，而且由于齿轮箱、发电机及其相邻的电气控制柜等装置可以放置于地面上，便于风机的安装与维护；垂直轴风机的缺点也较为明显，其只能在一定风速下达到最大的风能利用率，风能吸收的控制调节较难实现，旋转部分不易供电，信号检测及传输困难，风机启动、调速以及制动过程的控制复杂，稳定性较差，叶片不均衡受力导致风机易产生振动，运行时噪声大。因此，在实际中垂直轴风机并未获得广泛应用。水平轴风机的旋转轴与风向平行，其特点是风能利用率较高，并且可灵活地控制其对风能的吸收。上风向水平轴风机在塔架的前方迎风旋转，运行时需要偏航装置以保持风机的迎风状态。下风向水平轴风机安装在塔架的下风位置，能够自动对准风向，无需对风调向装置，但由于一部分空气通过塔架后再吹向风机，塔架干扰了流过叶片的气流而形成塔影效应，使风机的运行性能有所降低。目前商业化兆瓦级风力发电系统中多采用上风向水平轴风机。

发电机及其控制系统是永磁风力发电系统的核心部分，其运行状况和控制技术决定着整个风电系统的性能、效率和输出电能质量。永磁风力发电系统的运行方式可分为恒速恒频方式和变速恒频方式。恒速恒频方式只能运行于某一特定转速，当风速改变时风机的风能利用系数偏离最大值，导致运行效率下降、风能资源浪费、增大系统机械载荷及风机磨损、缩短风机寿命。而随着风力发电系统单机容量的增大，变速恒频方式在提高整个风力发电系统的运行效率方面的优势更为显著。与恒速恒频方式相比，变速恒频方式突破了机电系统必须严格同步运行的传统观念，风机转速不受电机输出频率限制，而其输出电压的频率、幅值和相位也不受转子转速的影响。风电系统通过励磁控制和变桨距调节可运行于最佳工作状态，在较宽的风速范围内保持近乎恒定的最佳叶尖速比，从而提高了系统的运行效率和稳定性。风速跃变产生的转矩波动，通过风机的加速过程以动能的形式存储于风机中，避免了主轴及传动机构承受过大的扭矩及应力[25,26]。此外，通过对风力发电系统的励磁控制，能够实现无电流冲击的软并网，使系统的运行更加平稳和安全。变速恒频方式下风电系统的并网运行过程主要包括额定风速以下的最优功率输出控制以及高于额定风速时的恒功率控制，系统运行的静态最优曲线如图11所示。

图11 变速恒频风力发电系统运行曲线Fig.11 Operation characteristics variable speed constant frequency WECSs

由图11可以看出，根据不同的风速范围，变速恒频永磁风电系统的运行可以分为启动阶段（A～B）、低风速时的最优功率输出阶段（B～D）以及高于额定风速时的恒功率输出阶段（D～E）阶段。启动阶段完成风力发电系统由停机到并网的操作。最优功率输出阶段通过调节电机电磁转矩实现系统的变速运行，保证系统在不同风速条件下均能最大程度地捕获风能。在此阶段又分为变速区和恒速区。在变速区，系统通过调节风机转速，使风机运行于最佳叶尖速比，确保系统的风能利用系数始终保持为最大值。在恒速区，电机转速被限制于额定转速附近，以避免风机转速过高而导致桨叶、转轴、发电机等部件的损毁；恒速区对应的系统风能利用系数将偏离最大值，输出功率虽然在达到额定值之前持续增长，但其变化速度低于变速区输出功率的变化速度。恒功率输出阶段，风机能量的获取将受到功率变换器容量等物理性能的限制，控制系统将保持风力发电系统恒定的功率输出并使传动系统具有良好的柔性[27,28]。

3 永磁风力发电系统功率变换器拓扑结构与运行控制

永磁风力发电系统中采用全功率变换器，而适用于该场合的变换器拓扑结构较多，针对不同变换器拓扑结构的控制也不尽相同。通过控制此类变换器可以实现发电机转速调节、转矩调节以及发电机与电网间的柔性连接等。以下分别简要介绍几种不同的永磁风力发电功率变换器典型拓扑结构及其控制特点[29]。

3.1 Back-to-Back两电平变换器

Back-to-Back两电平变换器如图12所示。

图12 Back-to-Back两电平变换器拓扑结构Fig.12 Back to back two-level converter topology

该拓扑结构由发电机侧变换器、直流母线以及网侧变换器构成，技术较为成熟、应用较为广泛。由于具有中间的直流环节，发电机与电网间的能量交换得到缓冲，且发电机侧变换器与网侧变换器可实现解耦，拓扑结构相对简单，可控的功率器件较少，易于数字实现。但对于大容量及超大容量永磁风力发电系统，其大量的直流侧电容会导致系统的体积、重量增大，不利于功率变换器的高度集成化。由于直流侧仅有两种电平，因此发电机侧变换器的交流端需加装电抗器，以避免发电机绕组上产生过电压。网侧变换器的交流端则需加装滤波器，以避免对电网的谐波电流污染。此外，该变换器的拓扑结构不易于灵活地拓展，因此其容量直接受功率器件容量的制约，难以满足系统向更大容量方向发展的要求。

3.2 具有Boost斩波的两电平变换器

基于 Boost斩波的不控整流型变换器拓扑结构如图13所示。

图13 基于Boost斩波的不控整流型变换器拓扑结构Fig.13 Converter topology with diode rectifier and boost chopper

此类拓扑结构中发电机侧连接二极管整流桥，决定了通过整个变换器的能量只能由发电机至电网单向流动，因此这种拓扑结构常见于永磁风力发电系统[30-34]。与Back-to-Back形式的PWM变换器相比，发电机侧变换器的拓扑结构得到了简化，省去了多个功率开关器件及其驱动电路，提高了系统的可靠性，降低了功率器件的开关损耗和系统成本。仅通过 Boost斩波器中唯一的功率器件即可实现最大功率点跟踪和功率因数校正，且发电机的控制不需要采用矢量控制策略，因此发电机侧变换器的调制算法得到了极大地简化，易于数字实现。采用Boost斩波的功率变换器不但适合小容量风力发电系统，而且Boost斩波电路可通过串并联技术增大其容量，能较好地适应大容量风力发电系统的要求[35,36]。目前采用Boost斩波电路的功率变换器已经应用于2MW的永磁风力发电系统中。

Boost斩波电路中电感电流纹波较高，该电流纹波通过整流桥直接影响永磁发电机的定子电流，进而导致发电机的转矩波动。为降低这一电流纹波，通常选取感值较大的升压电感，因此必然会增加变换器的体积和重量。Boost斩波电路工作于电流连续模式时，电感电流与输出电压纹波最低，然而实际设计中并不能通过无限增大升压电感保证其工作于该模式，因此通过Boost斩波电路控制发电机的运行范围受到限制[37]。此外，输出端电压纹波对Boost斩波电路控制稳定性也会造成不利影响[38]。

3.3 多电平变换器

随着风电系统容量与日俱增，大容量、多电平技术已经渗透到风力发电领域，并成为风电系统功率变换器的发展趋势。20世纪80年代初，Nabae A首次提出了三电平变换器拓扑结构[39]，历经 30年的研究与实践，目前主要的多电平变换器拓扑类型包括：二极管钳位型多电平变换器、飞跨电容钳位型多电平变换器以及H桥级联型多电平变换器。由二极管钳位型拓扑和飞跨电容钳位型拓扑分别构成的Back-to-Back双向多电平变换器几乎适用于所有类型的风力发电系统[40～41]。以三电平拓扑为例，其结构如图14所示。

由图14a中可以看出，二极管钳位型多电平变换器电平数越多，其交流侧电压越接近正弦，因此谐波含量越低；运行过程中，功率器件的电压应力降低，因此相比于两电平变换器，采用相同规格的功率器件时，二极管钳位型N电平变换器直流侧电压可提高N-2倍，从而增大了变换器容量，同时特别符合电机高压化的发展趋势；二极管钳位型变换器可较为方便地构成Back-to-Back拓扑形式，调制与控制相对容易；在特定的调制算法下，功率器件的开关频率低于采样频率，从而可降低开关损耗。

图14 多电平变换器拓扑结构Fig.14 Multi-level converter topology

但二极管钳位型多电平变换器随电平数的增加，调制算法的复杂程度会急剧提高，因此实际应用中此类变换器的电平数一般不超过5；此类变换器存在直流侧电容电压不平衡的问题，虽然可通过适当地改变调制算法或增加附加电路缓解这一问题，但随之增加了系统的复杂性，降低了系统的可靠性和实用性，电平数越多该问题就越突出；采用大量的功率器件和钳位二极管，增加了变换器成本。但近年来功率器件价格不断下降，促进了此类变换器的进一步推广和应用。

图14b所示的飞跨电容钳位型多电平变换器具有二极管钳位型多电平变换器的主要优、缺点。不同的是，飞跨电容钳位型多电平变换器的直流侧电容均压问题相对容易解决；变换器中大量的钳位电容，一方面增加了系统体积和重量；另一方面为保证钳位电容电压的平衡，增加了系统控制的复杂性，降低了系统的可靠性。

由H桥级联型拓扑构成的Back-to-Back多电平变换器，发电机侧与网侧变换器开关信号难以保持同步，容易导致短路，实际应用中该结构较难实现[42]。目前，风电系统中H桥级联型功率变换器，常采用图14c所示的拓扑结构。

图中，网侧逆变电路由多个H桥单元级联构成，无需大量的钳位二极管或钳位电容；相比于钳位型的多电平变换器，电平数相同时所需功率器件最少，且H桥单元结构易于封装；变换器的调制算法的复杂程度受电平数影响相对较小，当高于五电平时其优势更加明显；每一个H桥单元直流侧均为独立的电压源，不存在直流电容均压的问题，且有利于网侧变换器拓扑结构的拓展；发电机侧的控制通过Boost升压斩波实现，因此发电机侧变换器不需要大量的功率开关器件，调制算法与控制策略相对简单，易于实现；此外，该结构应用于多相发电机系统时，可省去多绕组移相变压器。

但该拓扑结构能量仅能单相流动，不易实现四象限运行，因此一般适用于永磁风力发电系统[43～45]；应用普通三相电机时，由于需要多绕组移相变压器，且电平数越高，变压器体积和重量越大，因此增加了系统集成化的难度。

3.4 矩阵变换器

矩阵变换器的概念于 1976年由 Gyugyi L和Pelly B首次提出，此后Venturini M和Alesina A于1980年利用晶体管构成的双向功率器件研制了首台矩阵变换器样机[46-48]。经过30余年的发展，矩阵变换器已经实现了产品化。目前，三相-三相拓扑结构成为矩阵变换器的主要形式，也是最具实际应用价值的一种矩阵变换器，其拓扑结构如图15所示。

图15 三相—三相矩阵变换器拓扑结构Fig.15 Three phase to three phase matrix converter topology

矩阵变换器是一种交-交变换器，其继承了交-交变换器、Back-to-Back PWM变换器等，可四象限运行、能量可双向流动的优点，几乎可满足所有类型风力发电系统的基本要求[49,50]；同时，矩阵变换器弥补了传统的交-交变换器输出频率范围窄、功率因数低的缺点；与交-直-交变换器相比，省去了大量直流电容，有利于功率变换器的集成化；矩阵变换器通过改变拓扑结构，可实现M相-N相的形式，理论上适合用于多相发电机与多相电网间的接口。

但矩阵变换器目前存在的问题也较为突出。矩阵变换器中的双向开关多采用图1～图13中所示的结构，大量的功率器件必然导致调制算法和换流控制较为复杂，从而降低了系统的可靠性；省去直流储能环节后，当电网出现不平衡、电压跌落等故障时，矩阵变换器仅能通过调制算法保证其正常工作，因此应对故障的实时性与可靠性不高；发电机侧产生的谐波电流会直接反映到电网侧，造成谐波电流污染，因此需要在发电机侧增加滤波器，但随之也增加了系统的体积与重量；矩阵变换器的电压利用率较低，仅为0.866，如需提高电压利用率，目前多采用在输出侧注入谐波分量的方法，但需以降低输入、输出电能质量为代价；实际应用中，矩阵变换器的输入端与输出端之间需要通过一个二极管桥式钳位电路连接，以防止过电压损坏主电路，因此当变换器容量较大时，这部分保护电路所导致体积与重量的增加就不容忽视了。

矩阵变换器存在的诸多不足尚待完善，因此限制了其进一步推广与应用。目前矩阵变换器产品及实验样机的容量仍停留在数百千瓦等级上，在应用于大容量风力发系统的众多功率变换器中，其竞争力尚显不足。

4 永磁风力发电技术的发展趋势

4.1 永磁风力发电系统巨型化

大容量机组能够降低风力发电场运行维护成本，提高风力发电的市场竞争力；同时提高单机容量，可以有效地降低机组的单位功率重量，提高能量的转换效率。因此，目前风电场所采用的并网型风力发电系统多为兆瓦级系统。随着电力电子技术不断取得突破，风力发电系统单机容量将进一步摆脱功率变换器容量的束缚，预计在未来的5～10年中，单机容量超过10MW的巨型风力发电系统将成为研究的热点，甚至有可能成为商业化风力发电系统的主流产品。从目前的大容量风力系统的商业化产品来看，永磁风力发电系统相比于其他类型风力发电系统更有可能占据巨型风力发电系统领域的主导地位。

4.2 永磁风力发电系统向海上发展

海上潜在的风能资源极为丰富，空间尤为广阔，因此，随着开发利用技术的不断提高和普及，海上风力发电将成为风力发电发展的重要方向。自2007年开始，海上风力发电系统装机容量增速明显加快。目前，海上风力发电的开发利用主要集中于欧洲，截至2011年末，欧洲海上风力发电系统总装机容量已经达到3 813MW。计及当前正在建设以及将要建设的海上风力发电项目，预计在2020年欧洲海上风力发电系统装机容量将达到 40 000～55 000MW；至2030年，欧洲投入使用的海上风力发电系统容量有望达到150 000MW。目前，Vestas、Gamesa等风力发电设备厂商针对欧洲海上风力发电所设计的离岸型风力发电系统均采用永磁风力发电的技术方案。对于我国而言，海岸线长达18 000km，大陆架也极为宽广，且沿海地区风能资源潜力巨大，海上风力发电具有极为广阔的发展前景。目前，试点性的近海风力发电场已在部分沿海省份建成。据《可再生能源中长期发展规划》，截至2020年，我国的海上风力发电系统容量将达到1 000MW。目前，国内风力发电设备厂商也较多地在离岸型风力发电系统中采用了永磁风力发电的技术方案。由此不难看出，在海上风能大规模利用与开发的过程中，永磁风力发电系统将起着至关重要的作用。

4.3 核心设备性能不断提升

风力发电设备性能的提升主要体现在风机、发电机、功率变换器等核心环节，这些核心设备性能的提升有助于风能的高效利用和风力发电的可持续发展。

对于风机而言，目前多采用水平轴、三叶片的形式，预计该形式仍将是风机的主流形式。但风力发电系统单机容量不断增大，将导致风机叶片长度也要相应地增加，因此对叶片制造工艺和变桨控制方面提出了更高的要求，同时也成为了该领域的研究热点。目前德国Enercon公司的E-126型风机，风轮直径达到126m，其叶片采用两段式的结构，但该结构在叶片连接处的刚性断裂问题需要其他技术加以弥补，如采用新型制造材料、更为精确的应力检测技术以及更为快速的响应控制技术等。丹麦Vestas公司的V164—7.0 MW Offshore离岸型风力发电系统，风轮直径更是达到164m。

对于发电机而言，在商业化风力发电机组装机容量方面，永磁风力发电系统装机容量增长迅速。同时，以采用混合励磁同步发电机、开关磁阻发电机、高压发电机、储能式发电机等机组形式的新型风力发电系统也处在研究尝试阶段。此外，在永磁风力发电机的驱动形式方面，综合齿轮箱可降低电机体积、发电机通过功率变换器与电网隔离的优点，形成半直驱式永磁风力发电的系统结构，该结构目前已被较多风力发电设备厂商所采用。

在功率变换器方面，永磁风力发电系统采用全功率变换器，为顺应风力发电系统整体容量不断提升的趋势，风力发电系统功率变换器在容量提升方面也需要进一步突破。功率变换器容量的提升，可通过提升功率器件单体容量和改进变换器拓扑结构得以实现。在功率器件单体容量方面，当前高端IGBT的额定电压/电流可达到 6 500V/750A、4 500/1 200A，IGCT则可达到 6 500V/4 000A，而额定电压高达10 000V的IGCT也已进入了样品研发阶段。在变换器拓扑结构方面，多电平与多重化技术的应用进一步推动风力发电系统功率变换器更新换代，但变换器的调制及控制策略更为复杂，因此对其运行可靠性提出了更高的要求。

4.4 与新型控制技术的有机结合

随着并网型风力发电系统容量的不断提升，其与电网互联后对电网的影响更加突出，因此其运行稳定性和电能质量愈显重要，这就为风力发电系统相关控制技术提出新的要求和挑战。目前，风力发电系统无功补偿、谐波抑制、低电压穿越与电网不对称运行等问题均有待于进一步加以解决。现代控制理论的不断发展和完善，如自适应控制、非线性状态反馈控制、滑模控制、鲁棒控制等现代控制技术将与风力发电系统控制有机结合，使风力发电系统在满足电网基本运行要求的同时，能够适应电网更高层次需求，进而增强电网的稳定性。此外，网络通信及计算机技术的快速发展，为集群化风力发电系统的协同运行提供了有利条件。

5 结论

永磁风力发电技术的进步是多个科研领域共同发展的结果，这种多学科的交叉将会呈现出愈加紧密的态势，这些相关学科领域的快速发展必将为永磁风力发电系统的进一步推广与应用提供重要的技术保证。此外，巨型风力发电系统已成为风力发电领域，特别是海上风力发电领域的必然趋势，作为最适合这一发展趋势的风力发电系统之一，永磁风力发电系统必将具有广阔的发展前景。

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