基于RMC的海上风电多端高压直流输电研究

邓文浪， 陈勇奇， 郭有贵， 袁婷， 蒋卫龙

(湘潭大学信息工程学院，湖南湘潭411105)

0 引言

海上风力发电具有资源丰富，环境污染少等优势，已成为重要的可持续能源。在远距离海上输电中，高压直流输电(high voltage direct current，HVDC)比交流输电具有更高的经济性、可靠性、稳定性。受传输距离、维护成本、安装空间的限制，海上风电场HVDC要求换流器等设备具有高集成度、高效率等特点。目前传统的换流器则普遍存在转换级数较多、效率低等不足，电解质电容的使用增大了换流器体积和重量，降低了系统的可靠性，难以满足海上风电的要求［1］。

精简矩阵变换器(reduced matrix converter，RMC)是一种从传统矩阵变换器拓扑中衍生出来的新型功率变换器［2］，具有结构紧凑、控制自由度大、输入/输出性能优良等优点。由RMC构成的换流器具有转换级数少、高功率密度、高可靠性和高效率等优点，是海上风电－HVDC系统一种颇具潜力的换流器［3］。近年来各国学者在RMC换流器的调制策略、换流技术、损耗分析以及在海上风电－HVDC系统中应用等方面展开研究，取得了一定的研究进展［4－7］。

目前，基于RMC的海上风电－HVDC系统拓扑以双端口为主(海上RMC换流器端口和岸上并网换流器端口)。在岸上交流电网电压跌落期间，由于岸上换流器热容量有限，须对输出电流进行限制，这样导致了并网输出功率减少。当风电机组保持正常运行时，会引起HVDC系统有功功率传输不平衡，造成直流侧电压泵升［8］。目前基于RMC的海上风电－HVDC系统控制策略研究以双端口拓扑控制为主［9］，未对RMC－HVDC系统各种工况和电网故障情况下系统拓扑和协调控制做出深入研究。

本文在深入分析RMC双极性电压空间矢量调制策略(bi－polar voltage space vector pulse－width modulation，B－V－SVM)的基础上，建立了基于RMC的三端口高压直流输电系统，提出了基于RMC的直驱型海上风电－HVDC系统的控制策略，实现了风电机组的最大风能捕获、HVDC岸上逆变器并网有功/无功功率的解耦控制。针对电网电压跌落时引起的HVDC系统有功功率传输不平衡问题，利用超级电容器的快速充放电能力，提出了超级电容器储能端口双向DC－DC变换器的控制策略，DC－DC变换器根据直流电压变化实时对超级电容进行充放电，使HVDC系统传输的有功功率达到动态平衡，有效提高了海上风电－HVDC系统的低电压穿越能力，增强了系统的可靠性和稳定性。仿真验证了所提控制策略的正确性和有效性。

1 电压源型RMC换流器拓扑及其调制策略

1.1 电压型RMC换流器

电压型RMC换流器拓扑结构如图1所示，由RMC、高频变压器、二极管全桥整流器组成。电容C起缓冲桥臂关断时的冲击电流和减小直流侧谐波等作用。

图1 RMC拓扑结构Fig.1 Topology structure of RMC

RMC拓扑与双级矩阵变换器的整流级类似［10～11］，具有双向流通能力。它将发电机输出的三相交流电压转换成正负交变的高频电压，相当于传统换流器中的AC/DC－DC/AC的两级变换器。因而可以减少转换级数和开关数量，同时也提高了系统转换效率和可靠性。高频变压器起到改变电压等级、电气隔离的作用，正负交替的高频脉冲电压进行升压后，作为全桥整流的输入。由于传输的是高频电，变压器、滤波器等元件的体积和重量大大减小。二极管全桥整流器将高频变压器输出的高频脉冲电压转换成直流电。

1.2 电压型RMC双极性空间矢量调制策略

传统的电压型PWM变换器输出直流电压极性不变，采用的是常规空间矢量调制，即利用扇区两个相邻的基本矢量与零矢量通过矢量合成得到所需的输入电压矢量。电压型RMC输出的是正负交替的脉冲电压，其空间矢量调制在输出电压极性变化情况下进行，因而与常规SVM法不同。具体调制方法如图2所示，参考输入相电压矢量由其所在扇区相邻的2个基本矢量(用来输出正脉冲电压Udc)和与之相反的2个基本矢量(用来输出负脉冲电压－Udc)以及零矢量来合成。由于电压型的RMC输出极性有正有负，将这种调制策略称为双极性电压空间矢量调制策略(bi－polar voltage space vector pulse－width modulation，B－V－SVM)。如图2所示，以扇区1为例，基本矢量Uab、Uac和与之极性相反的基本矢量Uba、Uca与零矢量Uaa共同合成参考输入相电压矢量Ur。

图2 输入相电压空间矢量分布和合成Fig.2 Distribution and synthesis of input phase voltage space vector

图2中 Uab，Uac，Ubc，Uba，Uca和 Ucb共 6 个基本矢量，其中S为扇区号。设Ux1、Uy1和与之极性相反的Ux2和Uy2为合成某一参考输入相电压矢量Ur的基本矢量。φo为Ur与Ux1的夹角。B－V－SVM将一个开关周期分成前半周期和后半周期，在前半周期内，由基本矢量Ux1、Uy1及零矢量Uz合成Ur，即

式中，Tp为一个PWM周期。此时RMC输出的电压为 Udc。dx1、dy1和 dz分别为 Ux1、Uy1和 Uz对应占空比，有

式中:Tx1、Ty1为有效矢量 Ux1、Uy1的作用时间;m 为调制系数，0≤m≤1。

同理，在后半周期使用的基本矢量极性与前半周期的基本矢量相反，即由Ux2和Uy2及零矢量Uz来合成参考输入相电压矢量。此时RMC输出与前半周期极性相反的电压:－Udc。则在一个周期Tp内

为了降低开关损耗，减少换流过程中开关动作次数，需要合理地分配各个矢量的作用顺序。同样以扇区S=1为例，合成Ur的基本矢量为Uab，Uac，Uba，Uca和零矢量Uaa。它们的动作时间和顺序如图3所示。

图3 电压型RMC的输出电压、矢量合成时间和顺序Fig.3 The output voltage、the timing and sequence of vector synthesis for voltage source RMC

扇区S=1时，在一个开关周期内各个IGBT的开关动作状态分别如图4所示。

图4 扇区1内空间矢量参考电压开关动作Fig.4 Switching action of a reference voltage for space vector modulation in sector S=1

2 基于RMC三端海上风电－HVDC并网拓扑及协调控制

本文提出的直驱型海上风电－HVDC的三端口系统拓扑如图5所示。

图5 RMC-HVDC系统三端口框图Fig.5 Block diagram of the RMC-HVDC system

为了使整个系统协调运行以及实现功率的灵活控制，各端口按如下要求具体控制:

1)电机侧RMC换流器控制发电机输出的有功功率以实现最大风能跟踪。

2)网侧VSC换流站工作于定直流电压和定无功功率控制模式，其控制目的是保持直流电压稳定以及对并网无功进行调节。

3)超级电容储能系统在电网电压跌落期间根据直流电压的变化吸收直流侧多余的能量，提高系统的功率平衡能力。

2.1 RMC换流器控制策略

机侧RMC换流器的主要目标是控制风力机使其运行在最佳功率输出点。桨距角一定时，一定风速下，存在一个最优转速ω以及最佳叶尖速比λopt，使得风能利用系数Cmax为最大，此时风力机的转换效率最高。因此，要实现最大风能捕获，就必须及时调整风力机的转速，使其始终保持在最佳叶尖速比运行。

当桨距角一定时，一定风速下风力机的最佳功率Popt只与转速有关，有

式中:风力机的叶片半径为r;空气密度为ρ;风力机转速为ω。根据风力机的实时转速ω计算出最佳输出功率Popt，减去风力机的机械损耗P0、发电机的铜损Pcu、铁损Pfe，得到发电机的最佳有功功率给定=Popt－P0－Pcu－Pfe。根据有功指令控制发电机的输出有功功率，使风力机按照最佳功率曲线逐步调整到最佳工作点［12－14］。

假设d－q坐标系以同步速度旋转且q轴超前于d轴，将d轴定于转子永磁体的磁链方向上，经过abc/dq0坐标变换之后。得到电机定子电压方程为

式中:L、R为定子电感和电阻;ud、uq为发电机端电压的d、q轴分量;id、iq为定子电流d、q轴分量。ψ为永磁体磁链，ω为电角速度。对于极对数为p的隐极永磁同步电机Ld=Lq，电磁转矩的表达式为

可见，通过控制定子电流的q轴分量可以控制发电机的电磁转矩，进而达到控制发电机的转速的目的。

发电机控制系统采用双闭环控制结构，控制框图如图6所示，外环为功率环，PI控制器输出作为定子电流q轴分量给定，有

式中，Kp1、KI1分别为功率环PI调节器的比例调节增益和积分调节增益，定子电流d轴分量设定为0。

内环为电流环，式(6)表明，d、q轴电流除了受控制量 ud、uq的影响，还受耦合项 － ωLiq、ωLid以及ωψ的影响。为了消除d、q轴之间的电流耦合影响，采用前馈解耦控制，d、q轴PI调节器输出为ud'和uq'，分别加上耦合电压补偿项Δud和Δuq，得到d、q轴控制电压分量ud和uq，即

式中，KP2、KI2分别为电流环PI调节器的比例调节增益和积分调节增益。

图6 RMC控制框图Fig.6 Control block diagram of RMC

2.2 电网VSC控制策略

采用电网电压定向的矢量控制技术，同步旋转坐标系d轴按照电网电压定向［15－16］，则q轴上的电网电压分量为0，VSC控制框图如图7所示。

图7 网侧VSC控制框图Fig.7 Control block diagram of grid-side VSC

egd、egq和 igd、igq分别为电网侧电压和电流的 d、q轴分量，ωg为电网角频率，Lg为进线电抗器电感。在d－q坐标系中，经VSC并入三相交流电网的有功/无功功率为

由式(10)可知，通过分别控制d、q轴上的电流分量igd和igq即可独立控制并网有功/无功功率。如图7所示，VSC采用双闭环控制。外环为电压环，其PI调节器输出量作为有功电流给定，并网无功功率控制通过设定无功电流给定实现，本文设为0。内环为电流环，其PI调节器输出量加上耦合电压补偿项 － ωgLgigd、ωgLgigq以及 egd，得到 VSC 的控制电压参考信号，最后利用SVM调制产生驱动信号来控制功率开关管的通断。

2.3 储能端双向DC/DC变换器控制策略

如图8所示，储能系统主要由双向DC/DC变换器、超级电容、电抗器等组成。超级电容器可由一个理想电容与一个电阻串联来等效。

图8 DC/DC变换器Fig.8 DC/DC converter

DC/DC变换器的控制框图如图9所示。

图9 DC/DC变换器的控制Fig.9 Control system of DC/DC converter

直流侧电压反馈值Udc和给定值的偏差经PI调节后得到电流的给定值为

Ud与三角载波比较，作为双向DC/DC变换器的PWM 控制信号［17］。

为了超级电容安全起见，在稳定直流电压的基础上对电容电压进行限幅控制。根据超级电容两端电压Uc的实际值，通过与超级电容允许的最大充电电压以及允许的最小放电电压比较，将参考电流限制在一定值内，具体分析如下:

1)当直流侧电压Udc超过参考值时，电流给定值为正，变换器工作在Buck模式，超级电容器充电储能。当充电电压Uc未达到最高限幅值时，电流调节器的电流给定信号=;当Uc达到限幅时，此时电流给定值由限幅模块输出决定。

2)当直流侧电压Udc低于参考值时，电流给定值为负，变换器工作在Boost模式，超级电容器放电，当放电电压Uc未达到最低限幅值时，电流调节器的电流给定信号;当Uc达到限幅时，此时电流给定值由限幅模块输出决定。

为了防止电容器频繁的投入和投出，设置了一个滞环控制［18］，电压偏差不大时，由送受两端协调控制实现有功功率平衡传输，此时D=0，超级电容不工作。电压偏差超过一定程度，说明两端口协调处理功率能力有限，需要投入超级电容器来增强系统的有功功率处理能力。此时D=1，超级电容工作参与吸收有功功率。

3 仿真实验

利用Matlab/SIMULINK搭建了系统仿真模型。仿真参数如下:1)永磁同步电机额定功率为1 MW，极对数为 p=32，定子电阻 R=0.29 Ω，交轴电感L=3.5 mH。2)直流线路:直流电容 C=6.8e－4F，直流线路总长L=85 km，直流线路电阻、电感、电容值分别为 Rdc=0.007 1 Ω/km，Ldc=0.013 mH/km，Cdc=0.23 μF/km，直流侧电压 Udc=10 kV。3)高频变压器额定容量Sn=1.5 MVA，额定工作频率fn=10 kHz，变比为1:15。4)网侧VSC进线电抗器电阻R=0.1 Ω，电感 L=0.6 mH，电网频率 f=50 Hz，交流侧电压 Ug=6.6 kV。5)超级电容器组 Ceq=87.75 F，串联等效电阻为Req=6.15 mΩ。文章仿真结果采用了标幺值，其中直流电压的基准值为10 kV，交流电压的基准值为6 kV。

3.1 风速变化情况下的仿真实验

风电机组定子电压/电流如图10(a)～图10(b)所示。RMC输出电压如图10(c)所示，其为正负交变的脉冲电压。输出电流波形如图10(d)所示，每个PWM周期内的脉冲电流由与5个基本矢量对应的5级电流合成，这与文章1.2节提出的B－V－SVM算法相符。

当t=0.5 s时，风速由12 m/s降至10 m/s，发电机的转速、最佳功率给定值、发电机组输出功率以及并网电压/电流、并网功率波形如图10(e)～图10(i)所示，风速分别在12 m/s和10 m/s时，发电机的理论最佳转速ω和实际转速值ωopt非常接近，输出功率Ps能够较好地跟踪最佳给定值。网侧VSC并网无功功率为零，电流谐波少。如图10(j)可知，网侧换流器具有较强的维持直流电压稳定的能力，风速波动时直流电压基本保持稳定。

图10 RMC输出及发电机组系统参数变化时波形Fig.10 The RMC output and waveforms of wind turbine parameter changes

3.2 未投入超级电容器时电网电压跌落情况下的仿真实验

如图11(a)～图11(c)所示，t=0.3 s时电网电压出现一个0.5 pu跌落，持续时间为0.1 s，网侧VSC输出电流上升 (由于采取限流措施，输出电流不会超过1.5 pu)，输出有功功率Pg下降。HVDC系统输入功率大于输出功率，直流电压出现泵升，如图11(d)所示。

3.3 投入超级电容器时电网电压跌落情况下的仿真实验

当储能系统投入后，超级电容吸收了直流侧所产生的多余能量Pc，维持了HVDC系统两端的功率平衡，抑制了直流电压的泵升。电网电压/电流、并网有功功率波形如图12(a)～图12(c)所示，超级电容吸收的功率、两端电压/电流以及HVDC系统直流电压波形如图12(d)～图12(g)所示。

图11 电网电压跌落0.5pu情况Fig.11 Waveforms during voltage drop 50%

图12 储能投入后仿真情况Fig.12 Waveforms with energy storage system

4 结语

本文介绍了电压源型RMC的拓扑结构，深入分析了电压型RMC的B－V－SVM调制策略，提出了基于RMC的三端海上风电－HVDC系统协调控制策略。机侧RMC换流器控制策略实现了风电机组的最大风能捕获，岸上 VSC换流器控制实现了HVDC直流电压控制、并网有功/无功功率的独立控制。提出了超级电容器储能系统的双向DC/DC变换器控制策略，在电网电压跌落时，超级电容能够吸收HVDC直流侧多余的能量，有效提高了海上风电－HVDC系统的低电压穿越能力。

［1］MOGSTAD A B，MOLINAS M.Power collection and integration on the electric grid from offshore wind parks［C］//Nordic Workshop on Power and Industrial Electronics，June 9 －11，2008，Espoo，Finland，2008.

［2］GARCES A，MOLINAS M.A study of efficiency in a reduced matrix converter for offshore wind farms［J］.IEEE Transactions on Industrial Electronics，2012，59(1):184 －193.

［3］GARCES A，MOLINAS M.High frequency wind energy conversion from the ocean［C］//Proceedings of 2010 International Power E-lectronics Conference，June 21 － 24，2010，Sapporo，Japan.2010:2056－2061.

［4］MOGSTAD A B，MOLINAS M，OLSEN P K，et al.A power conversion system for offshore wind parks［C］//Proceedings of the 34th Annual Conference of IEEE on Industrial Electronics，November 10－13，2008，Orlando，Florida，USA.2008:2016 －2112.

［5］GARCES A，MOLINAS M.Impact of operation principle on the losses of a reduced matrix converter for offshore wind parks［C］//Proceedings of 2011 IEEE Symposium on Industrial Electronics，July 4 －7，2010，Bari，Italy.2010:2412 －2419.

［6］邓文浪，龙美志，李辉.基于精简矩阵变换器的海上风电高压直流输电控制策略［J］.电力系统自动化，2013，37(8):34 －40.DENG Wenlang，LONG Meizhi，LI Hui.HVDC transmission control strategy for offshore wind power generation based on reduced matrix converter［J］.Automation of Electric Power Systems，2013，37(8):34－40.

［7］GARCES A，MOLINAS M.Reduced matrix converter operated as current source converter for off-shore wind farms［C］//Power E-lectronics and Motion Control Conference(EPE/PEMC)，2010 14th International，September 6 － 8，2010，Ohrid，Macedonia.2010:T12－149－T12－154.

［8］张坤，毛承雄.基于储能的直驱风力发电系统的功率控制［J］.电工技术学报，2011，7(26):7 －15.ZHANG Kun，MAO Chengxiong.Power control strategy of directly driven wind turbine with energy storage system［J］.Transactions of China Electrotechnical Society，2011，7(26):7 －15.

［9］GARCES A，MOLINAS M.Optimal control of a reduced matrix converter for off－ shore wind parks［C］//Power Tech，2011 IEEE Trondheim，June 19 －23，2011，Trondheim，Norway.2011:1 －8.

［10］邓文浪，扬欣荣，朱建林.18开关双级矩阵变换器的空间矢量调制策略及其仿真研究［J］.中国电机工程学报，2005，25(15):84－90.DENG Wenlang，YANG Xinrong，ZHU Jianlin.Space vector modulation strategy of two-stage matrix converter with 18 switches and it’s simulation study［J］.Proceedings of the CSEE，2005，25(15):84－90.

［11］文峰，姜久春，郭慧萍.基于矩阵变换器的AC－DC变换器［J］.电工技术学报，2009，3(24):128 －131.WEN Feng，JIANG Jiuchun，GUO Huiping.AC/DC converter based on matrix converter［J］.Transactions of China Electrotechnical Society，2009，3(24):128 －131.

［12］姚骏，廖勇，庄凯.永磁直驱风电机组的双PWM变换器协调控制策略［J］.电力系统自动化，2008，32(20):88 －92.YAO Jun，LIAO Yong，ZHUANG Kai.Coordination control strategy of back-to-back PWM converter for permanent magnet directdriven wind turbine［J］.Automation of Electric Power Systems，2008，32(20):88 －92.

［13］GARCES A，MOLINAS M.Electrical conversion system for offshore wind turbines based on high frequency AC link［C］//Proceedings of IX International Conference and Exhibition of RenewalEnergy and EcologicalVehicles，2009，Monaco-Ville，Monaco.2009.

［14］GARCES A，MOLINAS M.Comparative investigation of losses in a reduced matrix converter for off-shore wind turbines［C］//Proceedings of the 5th IET International Conference on Power Electronics，Machines and Drives，April 19 －21，2010，Brighton，UK.2010:1－6.

［15］傅晓帆，周克亮，程明.近海风电场并网用多端口 VSCHVDC系统的无差拍协同控制策略［J］.电工技术学报，2011，7(26):51 －59.FU Xiaofan，ZHOU Keliang，CHENG Ming.Synergy deadbeat control scheme for multi-terminal VSC-HVDC systems for grid connection of off-shore wind farms［J］.Transactions of China Electrotechnical Society，2011，7(26):51 －59.

［16］雷霄，王华伟，曾南超，等.并联型多端高压直流输电系统的控制与保护策略及仿真［J］.电网技术，2012，2(36):244 －249.LEI Xiao，WANG Huawei，ZENG Nanchao，et al.Control and protection strategies for parallel multi-terminal HVDC power transmission system and their simulation［J］.Power System Technology，2012，2(36):244 －249.

［17］毕大强，葛宝明，王文亮，等.基于钒电池储能系统的风电场并网功率控制［J］.电力系统自动化，2010，34(13):72 －78.BI Daqiang，GE Baoming，WANG Wenliang，et al.VRB energy storage system based power control of grid connected wind farm［J］.Automation of electric power systems，2010，34(13):72 －78.

［18］张布涵，曾杰，毛程雄，等.串并联型超级电容器储能系统在风力发电中的应用［J］.电力自动化设备，2008，4(28):1 －4.ZHANG Buhan，ZENG Jie，MAO Chengxiong，et al.Application of series-parallel energy storage system with super-capacitor in wind power generation［J］.Electric Power Automation Equipment，2008，4(28):1 －4.