鄧文浪，陳勇奇，郭有貴，龍美志，胡畢華，邵國安

（湘潭大學(xué)信息工程學(xué)院，湘潭411105）

基于RMC和VSC的海上風(fēng)電混合多端-HVDC系統(tǒng)

鄧文浪，陳勇奇，郭有貴，龍美志，胡畢華，邵國安

（湘潭大學(xué)信息工程學(xué)院，湘潭411105）

為了提高海上風(fēng)電高壓直流傳輸?shù)男屎涂煽啃?，增?qiáng)系統(tǒng)在風(fēng)速波動(dòng)、岸上電網(wǎng)跌落和負(fù)荷擾動(dòng)等情況下功率平衡控制能力。文中把精簡矩陣變換器RMC（reduced matrix converter）應(yīng)用到海上風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)中，建立了一個(gè)由RMC換流站和VSC換流站組成的海上風(fēng)電串并聯(lián)混合高壓直流輸電多端口模型，分析了RMC換流器的雙極性空間矢量調(diào)制策略和閉環(huán)控制策略，提出了各個(gè)端口之間的協(xié)調(diào)控制策略。Matlab仿真驗(yàn)證了所提拓?fù)浜涂刂撇呗缘恼_性和可行性。

精簡矩陣變換器；雙極性電壓空間矢量調(diào)制；風(fēng)力發(fā)電；高壓直流輸電；電壓源換流器

相比于陸地風(fēng)電場，海上風(fēng)力場具有資源豐富、風(fēng)速穩(wěn)定、低湍流、風(fēng)切變小等優(yōu)勢，近年來已成為世界各國可再生能源發(fā)展領(lǐng)域的焦點(diǎn)。海上風(fēng)力發(fā)電高壓直流傳輸對換流器的重量、體積及可靠性的要求很高。傳統(tǒng)的換流器存在轉(zhuǎn)換環(huán)節(jié)多、效率低、能量損耗大等不足，電解質(zhì)電容的使用增大了換流器體積和重量，難以滿足海上風(fēng)電要求[1]。由精簡矩陣變換器RMC構(gòu)成的換流器具有轉(zhuǎn)換級數(shù)少、高集成度、高功率密度、高可靠性和高效率等優(yōu)點(diǎn)[2]。

文獻(xiàn)[3-6]對RMC換流器的調(diào)制策略、換流技術(shù)以及并網(wǎng)拓?fù)涞日归_研究并取得一定成果。目前基于RMC的海上風(fēng)電-HVDC應(yīng)用研究以雙端口為主，控制策略只涉及到一端換流器，對于系統(tǒng)在風(fēng)速波動(dòng)、電網(wǎng)跌落等擾動(dòng)情況下的協(xié)調(diào)控制策略還鮮見文獻(xiàn)涉及。為提高海上風(fēng)電場風(fēng)能捕獲率、HVDC系統(tǒng)可靠性以及實(shí)現(xiàn)功率靈活控制，本文在深入分析RMC的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)及其雙極性電壓空間矢量調(diào)制策略B-V-SVM（bi-polar voltage space vector pulse-width modulation）的基礎(chǔ)上，提出了基于RMC和VSC的五端口混合高壓直流輸電系統(tǒng)模型和相應(yīng)的協(xié)調(diào)控制策略，通過控制RMC換流器實(shí)現(xiàn)了風(fēng)電機(jī)組最大風(fēng)能捕獲、控制HVDC岸上逆變器實(shí)現(xiàn)了并網(wǎng)有功和無功的解耦控制。在風(fēng)速波動(dòng)、電網(wǎng)電壓跌落、負(fù)荷突變時(shí)，實(shí)現(xiàn)了各換流站功率的靈活控制。

1 RMC拓?fù)浼捌湔{(diào)制策略

1.1 基于RMC和VSC混合拓?fù)?/p>

海上風(fēng)電場每組風(fēng)能轉(zhuǎn)換單元包括1臺直驅(qū)型永磁同步風(fēng)電機(jī)、RMC、1臺高頻變壓器（high frequency transformer）和全橋整流器。RMC換流器將發(fā)電機(jī)輸出的三相交流電變換成頻率很高的脈沖電，經(jīng)高頻變壓器升壓，二極管全橋整流器最后將經(jīng)過升壓后的高頻脈沖電轉(zhuǎn)換成直流電。RMC換流器與每臺風(fēng)力發(fā)電機(jī)組安裝在同一機(jī)艙中，從外部結(jié)構(gòu)看，每臺海上風(fēng)電設(shè)備輸出的是高壓直流電。為了提升系統(tǒng)的傳輸容量和電壓傳輸?shù)燃?，可通過串聯(lián)多臺RMC換流器和改變變壓器變比來實(shí)現(xiàn)，這樣省去了額外的升壓環(huán)節(jié)，也不再需要其他海上電能轉(zhuǎn)換裝置，既降低了建設(shè)換流站所需的投資成本和占地面積，又大大減少了因轉(zhuǎn)換環(huán)節(jié)多而帶來的多余能量損耗。

本文提出的直驅(qū)型海上風(fēng)電-HVDC的五端混合輸電拓?fù)淙鐖D1所示，將風(fēng)電場中風(fēng)力機(jī)分成若干機(jī)組群，各個(gè)組群可運(yùn)行在不同的轉(zhuǎn)速下，為了便于分析，每個(gè)組群可以用一臺風(fēng)力發(fā)電機(jī)組來等效。如圖1所示整流側(cè)兩組等效的風(fēng)電機(jī)組通過兩臺RMC換流器串聯(lián)，岸上HVDC并聯(lián)三端口分別為：VSC1和VSC2向交流電網(wǎng)供電，VSC3負(fù)責(zé)為負(fù)載供電[7]。

圖1 RMC-HVDC系統(tǒng)五端口框圖Fig.1Block diagram of the RMC-HVDC 5-ports system

1.2 電壓型RMC換流器

如圖2所示，電壓型RMC換流器結(jié)構(gòu)由RMC、高頻變壓器和全橋整流器構(gòu)成。

RMC是由6組雙向開關(guān)構(gòu)成，每組雙向開關(guān)由兩個(gè)絕緣柵雙極型晶體管IGBT（insulated gate bipolar transistor）并聯(lián)而成，具有雙向流通能力。它可以直接將三相交流電轉(zhuǎn)換成正負(fù)交變的高頻脈沖電，傳統(tǒng)換流器完成此過程一般都要經(jīng)過AC/ DC和DC/AC兩級轉(zhuǎn)換，因而RMC的采用減少了能量轉(zhuǎn)換級數(shù)、開關(guān)數(shù)量，同時(shí)也提高了整個(gè)風(fēng)電系統(tǒng)的轉(zhuǎn)換效率和可靠性。高頻變壓器起到改變電壓等級、電氣隔離的作用，它將正負(fù)交替的頻率很高的脈沖電壓進(jìn)行升壓后，作為全橋整流的輸入。由于傳輸?shù)氖歉哳l脈沖電，大大降低了變壓器、濾波器等元件的體積和重量。二極管全橋整流器作用是將變壓器輸出經(jīng)過升壓后的高頻脈沖轉(zhuǎn)換成高壓直流電[8-9]。

圖2 RMC電路拓?fù)銯ig.2Circuit topology of RMC

1.3 B-V-SVM調(diào)制策略

與常規(guī)SVM調(diào)制不同，RMC輸出的是正負(fù)交替的脈沖電，其空間矢量調(diào)制在輸出電壓極性變化情況下進(jìn)行。具體調(diào)制方法如圖3所示，參考輸入相電壓矢量由其所在扇區(qū)相鄰的2個(gè)基本矢量（用來輸出正的脈沖電壓Udc）和與之相反的2個(gè)基本矢量（用來輸出負(fù)的脈沖電壓-Udc）以及零矢量來合成。由于電壓型的RMC輸出電壓極性是正負(fù)交變的，將這種調(diào)制策略稱為雙極性電壓空間矢量調(diào)制策略B-V-SVM。圖3中Uab、Uac、Ubc、Uba、Uca和Ucb為6個(gè)基本矢量，其中S為扇區(qū)號[10]。

圖3 B-V-SVM調(diào)制Fig.3B-V-SVM modulation

以扇區(qū)1為例進(jìn)行分析，基本矢量Uab、Uac和與之極性相反的基本矢量Uba、Uca與零矢量Uaa共同合成參考輸入相電壓矢量Ur。其中φo為Ur與Uab的夾角。B-V-SVM將一個(gè)開關(guān)周期分成前半周期和后半周期，在前半周期內(nèi)，基本矢量Uac、Uab及零矢量Uaa合成Ur，即dx、dy和dz分別為Uac、Uab和Uaa對應(yīng)占空比為

式中：dx、dy為有效矢量Uac、Uab的作用時(shí)間；m為調(diào)制系數(shù)，0≤m≤1。

φo=（ωit-φi）+30°，-30°≤（ωit-φi）≤+30°（3）

同理，在后半周期基本矢量極性與前半周期相反，即由Uca和Uba及零矢量Uaa來合成參考輸入相電壓矢量。此時(shí)RMC輸出與前半周期極性相反的電壓：-Udc。則在一個(gè)周期Tp內(nèi)，即

扇區(qū)S=1時(shí)，在一個(gè)開關(guān)周期內(nèi)各個(gè)IGBT的開關(guān)動(dòng)作狀態(tài)分別如圖4所示。

圖4 扇區(qū)1內(nèi)空間矢量參考電壓開關(guān)動(dòng)作Fig.4Switching action of a reference voltage for space vector modulation in sector 1

2 混合多端海上風(fēng)電-HVDC協(xié)調(diào)控制策略

電機(jī)側(cè)RMC換流器控制發(fā)電機(jī)輸出的有功功率以達(dá)到最大風(fēng)能跟蹤的控制目的。岸上VSC1換流站工作于定直流電壓和定無功功率控制模式，其控制目的是保持直流電壓穩(wěn)定以及對并入電網(wǎng)1的無功進(jìn)行調(diào)節(jié)。VSC2采用的是定有功功率和無功功率控制，控制目標(biāo)對并入電網(wǎng)2有功和無功潮流進(jìn)行獨(dú)立調(diào)節(jié)。負(fù)載側(cè)VSC3采用定交流電壓控制，保證輸出恒壓恒頻的交流電壓。當(dāng)電網(wǎng)2側(cè)的電壓跌落時(shí)，由于VSC2控制系統(tǒng)的電流限幅作用，使得VSC2有功功率輸出受限，造成HVDC輸入輸出功率傳輸?shù)牟黄胶?，直流電壓上升，此時(shí)，VSC1控制系統(tǒng)根據(jù)直流電壓變化自動(dòng)產(chǎn)生調(diào)節(jié)作用，增加向電網(wǎng)輸出有功功率，使得系統(tǒng)受送兩端功率繼續(xù)保持平衡，穩(wěn)定直流電壓。負(fù)載側(cè)由于交流電壓給定值是不變的，所以負(fù)載兩端電壓和消耗功率都不受影響[11]。

2.1 機(jī)側(cè)RMC換流器控制策略

當(dāng)槳距角一定時(shí)，一定風(fēng)速下風(fēng)力機(jī)的功率為

式中：ρ為空氣密度；ω為風(fēng)力機(jī)轉(zhuǎn)速；r為葉片半徑；Cp為風(fēng)能轉(zhuǎn)換系數(shù)。

槳距角不變時(shí)，一定風(fēng)速下存在一個(gè)最優(yōu)轉(zhuǎn)速ω和最佳葉尖速比λopt，此時(shí)風(fēng)能利用系數(shù)Cp最高，風(fēng)力機(jī)輸出的功率Popt最大。機(jī)側(cè)RMC換流器的主要目標(biāo)是控制風(fēng)力機(jī)使其運(yùn)行在最佳功率輸出點(diǎn)。因此，要實(shí)現(xiàn)最大風(fēng)能捕獲，就必須及時(shí)調(diào)整風(fēng)力機(jī)的轉(zhuǎn)速大小，使其始終運(yùn)行在最佳葉尖速比。根據(jù)實(shí)時(shí)檢測的風(fēng)力機(jī)轉(zhuǎn)速ω按式（5）可以計(jì)算出最佳輸出功率Popt，減去發(fā)電機(jī)的銅損PCu、鐵損PFe以及風(fēng)力機(jī)機(jī)械損耗P0，得到發(fā)電機(jī)的最佳有功功率給定值為

根據(jù)有功指令控制發(fā)電機(jī)的輸出有功功率，使風(fēng)力機(jī)按照最佳功率曲線逐步調(diào)整到最佳工作點(diǎn)。

將d軸定于轉(zhuǎn)子永磁體的磁鏈方向上，經(jīng)過abc/dq0坐標(biāo)變換之后。得到電機(jī)定子電壓方程為

式中：L、R為定子電感和電阻；ud、uq為發(fā)電機(jī)端電壓的d、q軸分量；id、iq為定子電流d、q軸分量。ψ為永磁體磁鏈；ω為電角速度。對于極對數(shù)為p的隱極永磁同步電機(jī)Ld和Lq相同，電磁轉(zhuǎn)矩的表達(dá)式為

由式（8）可以看出，發(fā)電機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩Te只與q軸電流分量相關(guān)，通過控制iq大小可以達(dá)到控制發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)速的目的。

發(fā)電機(jī)控制系統(tǒng)框圖如圖5所示，外環(huán)為功率環(huán)，PI控制器輸出作為定子電流q軸分量給定為

式中，KP1、KI1分別為功率環(huán)PI調(diào)節(jié)器的比例調(diào)節(jié)增益和積分調(diào)節(jié)增益，定子電流d軸分量設(shè)定為0。

內(nèi)環(huán)為電流環(huán)，式（7）表明，d、q軸電流除了受控制量ud、uq的影響，還受耦合項(xiàng)-ωLiq、ωLid以及ωψ的影響。采用前饋解耦控制，d、q軸PI調(diào)節(jié)器輸出量為ud′和uq′，分別加上耦合電壓Δud和Δuq，得到d、q軸控制電壓分量ud和uq，即

圖5RMC控制系統(tǒng)框圖Fig.5Control block diagram of RMC control system

式中，KP2、KI2分別為電流環(huán)PI調(diào)節(jié)器的比例調(diào)節(jié)增益和積分調(diào)節(jié)增益[12-14]。

2.2 網(wǎng)側(cè)VSC控制策略

與電網(wǎng)連接的VSC1和VSC2分別采用定直流電壓控制模式和定有功功率控制模式。將d軸定于電網(wǎng)電壓合成量eg上，采用基于dq坐標(biāo)系的雙閉環(huán)PI控制，egd、egq和igd、igq分別為電網(wǎng)側(cè)電壓和電流的d、q軸分量[15-17]。

如圖6所示VSC1外環(huán)為電壓環(huán)，電壓環(huán)的PI輸出量作為有功電流給定值i*gd，VSC2外環(huán)為功率環(huán)，有功電流給定由功率環(huán)輸出得到；內(nèi)環(huán)都為電流環(huán)，d、q軸上電流調(diào)節(jié)器的輸出控制量u*和u*分別加上耦合電壓補(bǔ)償項(xiàng)-ωgLgigd、ωgLgigq以及egd，得到d、q軸控制電壓分量ud和uq，經(jīng)過dq/abc變換后得到VSC的控制電壓參考信號，最后利用SVM調(diào)制產(chǎn)生驅(qū)動(dòng)信號來控制功率開關(guān)管的通斷。

2.3 負(fù)載側(cè)VSC定交流電壓控制

為了保證負(fù)載兩端為恒壓恒頻的交流電壓，VSC3采用定交流電壓控制模式，控制框圖如圖7所示，將檢測到負(fù)載端的三相交流電壓通過abc/dq變換后，與交流電壓dq參考給定值進(jìn)行比較，偏差信號經(jīng)PI調(diào)節(jié)器，再經(jīng)dq/abc變換，最終得到所需的SVM脈沖發(fā)生器的輸入信號[18]。

圖7 負(fù)載側(cè)交流電壓控制框圖Fig.7Control diagram for load side VSC

3 仿真實(shí)驗(yàn)

3.1 風(fēng)速變化情況下的仿真實(shí)驗(yàn)

t=0.3 s時(shí)風(fēng)速發(fā)生階躍變化，風(fēng)力機(jī)1風(fēng)速從12 m/s突變到15 m/s，風(fēng)力機(jī)2風(fēng)速從12 m/s突變到13 m/s，風(fēng)電機(jī)組1定子電壓/電流如圖8（a）和（b）所示。由圖8（c）和（d）可知RMC輸出是正負(fù)交變的，每個(gè)周期內(nèi)，RMC輸出電流由與5個(gè)基本矢量對應(yīng)的5級電流合成。

風(fēng)速變化時(shí)最佳功率給定值、發(fā)電機(jī)組輸出功率波形如圖8（e）～（h）所示，發(fā)電機(jī)輸出功率Ps1和Ps2能夠及時(shí)跟隨功率給定變化。并入電網(wǎng)功率和負(fù)載消耗功率波形如圖8（i）～（k）所示，風(fēng)速增大時(shí)，有功功率Ps1和Ps2的變化均自動(dòng)流向VSC1被電網(wǎng)1吸收，引起有功功率P1明顯增大，有功功率P2和負(fù)載消耗功率P3則不受影響。

圖8 RMC輸出及風(fēng)速變化時(shí)波形Fig.8RMC output and waveforms of wind changes

3.2 電網(wǎng)跌落

t=0.3 s時(shí)電網(wǎng)2電壓出現(xiàn)一個(gè)0.5 p.u.跌落，持續(xù)時(shí)間為0.1 s。如圖9（a）～（b）所示，電網(wǎng)2輸出電流上升，但由于采取限流措施，并網(wǎng)電流不會(huì)超過限流值，輸出功率P2下降。電網(wǎng)側(cè)功率、負(fù)載電壓及其消耗功率波形如圖9（c）～（f）所示，電網(wǎng)2側(cè)部分功率流向VSC1被電網(wǎng)1吸收。由于負(fù)載端采用的是定交流電壓控制，負(fù)載兩端的電壓和消耗功率保持不變。直流電壓波形如圖9（g）所示基本保持穩(wěn)定，說明系統(tǒng)在電網(wǎng)發(fā)生擾動(dòng)時(shí)，具有良好的抗擾能力。

3.3 負(fù)載突變

t=0.3～0.4 s期間，負(fù)載負(fù)荷突增，其所消耗的功率如圖10（a）所示也隨之增大，電網(wǎng)側(cè)功率波形如圖10（b）和（c）所示，電網(wǎng)2的有功不受影響，負(fù)載消耗增加的功率由電網(wǎng)1傳輸?shù)截?fù)載側(cè)，VSC1輸出功率P1在t=0.3～0.4 s間出現(xiàn)下降。負(fù)載兩端電壓及直流電壓波形如圖10（d）和（e）所示，交流電壓保持恒定，直流側(cè)電壓出現(xiàn)微小的波動(dòng)，但總體保持穩(wěn)定。

圖9 電網(wǎng)跌落時(shí)波形Fig.9Waveforms during voltage drop

圖10 負(fù)載擾動(dòng)時(shí)波形Fig.10Waveforms during load disturbance

4 結(jié)語

本文介紹了電壓源型RMC拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，分析了電壓型RMC的B-V-SVM調(diào)制策略，提出基于RMC和VSC的海上風(fēng)電混合五端高壓直流輸電拓?fù)浼捌鋮f(xié)調(diào)控制策略。RMC換流器控制策略實(shí)現(xiàn)了風(fēng)電機(jī)組最大風(fēng)能捕獲，岸上VSC實(shí)現(xiàn)了HVDC直流電壓穩(wěn)定控制和并網(wǎng)有功/無功功率的獨(dú)立控制，并在風(fēng)速波動(dòng)、電網(wǎng)跌落、負(fù)載擾動(dòng)等情況下實(shí)現(xiàn)功率的靈活控制，增強(qiáng)了電網(wǎng)穩(wěn)定性。

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[18]傅曉帆，周克亮，程明（Fu Xiaofan，Zhou Keliang，Cheng Ming）.近海風(fēng)電場并網(wǎng)用多端口VSC-HVDC系統(tǒng)的無差拍協(xié)同控制策略（Synergy deadbeat control scheme for multi-terminal VSC-HVDC systems for grid connection of off-shore wind farms）[J].電工技術(shù)學(xué)報(bào)（Transactions of China Electrotechnical Society），2011，26（7）：51-59，67.

Study on Multi-Terminal HVDC Transmission for Offshore Wind Power Generation Based on RMC and VSC

DENG Wenlang，CHEN Yongqi，GUO Yougui，LONG Meizhi，HU Bihua，SHAO Guoan
（College of Information Engineering，Xiangtan University，Xiangtan 411105，China）

In order to improve offshore wind power HVDC transmission efficiency and reliability，and to enhance system power balance controlling capability during wind speed variation，grid drop and load disturbance，the reduced matrix converter（RMC）is applied to offshore wind power generation system.This article designs a HVDC series and parallel connection hybrid model based on RMC and VSC converter station，analyzes the bi-polar voltage space vector pulse-width modulation of RMC and its closed-loop controlling strategy，and proposes coordinated control strategy among ports.Matlab simulation results verify the correctness and feasibility of the proposed topology and control strategy.

reduced matrix converter（RMC）；bi-polar voltage space vector pulse-width modulation（B-V-SVM）；wind power generation；high voltage direct current（HVDC）；voltage source converter（VSC）

TM46

A

1003-8930（2015）08-0001-07

10.3969/j.issn.1003-8930.2015.08.01

鄧文浪（1970—），女，博士，教授，碩士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)殡娏﹄娮蛹夹g(shù)、風(fēng)力發(fā)電控制技術(shù)。Email：dengwenlang@ sohu.com

2013-12-23；

2014-04-10

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（50977080，51277156）

陳勇奇（1988—），男，碩士研究生，研究方向?yàn)殡娏﹄娮蛹夹g(shù)、風(fēng)力發(fā)電。Email：cyq0735@126.com

郭有貴（1968—），男，博士，副教授，碩士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)殡娏﹄娮蛹夹g(shù)、計(jì)算機(jī)控制技術(shù)。Email：guoyougui@sina. com