陆上风电直流汇集系统拓扑结构优化设计方法

孙 瑶，樊艳芳，卢俊龙，侯俊杰，王一波，白雪岩

（1. 新疆大学电气工程学院,新疆维吾尔自治区乌鲁木齐市 830000；2. 中国科学院电工研究所,北京市 100190）

0 引言

大规模风电经直流输电线路并入交流系统有效发挥直流输电的技术优势,可更好地实现新能源的高效接入和新能源波动时负荷侧的稳定供电［1-3］。但目前风电直流并网系统中的风电均以交流汇集后经逆变器接入直流系统,这种汇集方式的电能需经多次变换升压,不利于风电场经济、稳定运行［4-5］。鉴于交流汇集存在的缺陷,文献［6］提出将原有交流风机改造,使风机发电单元发出的交流电经整流器变为直流电汇集。

汇集系统作为风电汇集与传输的关键环节,其拓扑结构的可靠性和经济性是风电场良好运行的基础,因此,风电汇集系统拓扑结构的评估及优化具有重要意义。文献［7］对比了风电直流汇集系统不同拓扑结构的经济性、可靠性和损耗,结果表明串并联型拓扑更适用于未来风电直流汇集系统的发展。文献［8］计及系统电气设备多状态及部分故障状态,详细评估了交、直流汇集系统的经济性和可靠性,但并未涉及进一步的结构优化问题。文献［9］以汇集系统投资成本最低为目标函数,采用单亲遗传算法对汇集系统拓扑结构进行优化,但并未考虑系统损耗。文献［10］以电缆建设成本和损耗成本最低为目标,计算最优升压站位置,确定最优电缆优化布置方案。文献［11］提出一种汇集线路路径优化及变电站位置优化方法,从经济性和可靠性两个角度确定了风电汇集系统最优布局方案。但上述文献均为风电交流汇集的优化设计,而针对风电直流汇集系统优化设计的研究较少。文献［12］对串联型和串并联型风电直流汇集系统拓扑结构进行了可靠性评估,并提出通过增加冗余支路的方案提高系统可靠性,但并未对方案进行具体分析。上述文献均针对海上风电展开研究,相较于技术成熟、经验丰富的陆上风电,海上风电的核心装备技术研发薄弱,工程应用落后［13］,近5 年要实现大容量、远距离的海上风电全直流发电系统较为困难。

中国西部风电大型基地所处电网网架结构薄弱,风电的汇集及远距离传输亟需具有稳定性优势的直流电网。而目前鲜有文献针对陆上风电直流汇集系统提供优化设计思路。在此背景下,本文基于风机分组串并联的风电直流汇集系统拓扑结构,对结构中不同的风机分组方案进行可靠性和经济性评估；以系统预期投资成本及可靠性带来的缺电损失成本最低为目标函数,并兼顾各种技术约束条件,提出风电直流汇集系统拓扑结构优化模型。最后,以某实际陆上风电场为例,将优化后的汇集系统拓扑结构与风电交流汇集系统拓扑结构进行对比,验证了所提风电直流汇集系统拓扑结构及优化设计方案的可行性及优势。

1 风电全直流发电系统关键设备及汇集系统拓扑结构

风电全直流发电系统使风能通过直流技术汇集后再经直流传输并网,有效减少电能变换环节,提高发电效率,在远距离大容量输电工程中经济性明显,在未来风电基地汇集及传输系统中具有广阔的发展前景［14］。风电全直流发电系统中关键设备的发展水平及合理的直流汇集系统拓扑结构是实现该系统大范围推广的关键因素。本章针对风电全直流发电系统中的关键设备研究现状及直流汇集系统拓扑结构进行分析。

1.1 直流型风机

为方便直流汇集,风机将风能转换为直流电能,使其具有直流输出能力,本文将其简称为直流型风机。直流型风机是由交流风机改造而来的［6,14］,基于全功率变流器的直驱式交流风机凭借其损耗小、运行可靠性高等优势,在实际风电系统中得到广泛应用。基于直驱式交流风机改造的直流型风机拓扑结 构 主 要 有 两 种［15-16］,如 附 录A 图A1 所 示。由 图A1 可以看出,与基于电压源型换流器（VSC）的直流型风机结构相比,基于机侧整流器的直流型风机只保留全功率变换器的机侧AC/DC 变流器,控制原理简单、传输效率高,在大型直流型风机中经济优势明显［16］。

考虑到当前主流发电机技术和未来的发展趋势,大容量交流风机AC/DC 变流器出口直流电压约为1 kV～5 kV［12］。如果在这个电压等级下直接汇集并网,汇集网内线路损耗不可忽略。为降低传输损耗,需在风机出口接DC/DC 变换器升压后经中压直流电网汇集,随后直接传输或再经DC/DC变换器升压传输并入交流电网。

1.2 DC/DC 变换器

DC/DC 变换器正在从理论研究发展到试验示范阶段,多用于储能与直流电网的连接、各电压等级直流网络互联等中低压小功率场合［17］。国内外直流变换器在中压直流系统工程中的应用情况如附录A 表A1 所示［18-19］。德国亚琛工业大学研制出目前国际上单机容量最大的5 kV/5 MW 直流变换器样机；中国科学院电工研究所研制出了世界首台、电压等级最高的±30 kV/1 MW 集中型DC/DC 变换器。而在风电全直流发电系统中,结合大功率直流型风机主流技术的要求,变换器的电压等级和传输容量要向更高水平发展。

DC/DC 变换器是在风电全直流发电系统中的直流升压变换核心设备。如附录A 图A2 所示,DC/DC 变换器可用于两种场景:配置在单台风机或几台风机出口处的中压汇集DC/DC 变换器及配置在升压站中的集中升压DC/DC 变换器［17］。

上述两种应用于风电全直流发电系统的DC/DC 变换器技术需求如表1 所示。

集中升压DC/DC 变换器的额定电压达到数百千伏,这对电力电子器件的电压应力提出了极高的要求。为实现高压大容量DC/DC 变换器,需要将大量功率模块串并联连接,均压均流策略复杂,功率损耗大,转换效率低且成本高。由此看出,集中升压DC/DC 变换器的技术需求远超出现阶段DC/DC变换器的发展水平,在实现上有一定难度。就电压等级和容量而言,中压汇集DC/DC 变换器技术优势明显。

1.3 基于风机分组串并联的风电直流汇集系统拓扑结构

目前,风电直流汇集系统结构的研究主要集中在串联升压型结构和风机并联+DC/DC 变换器升压型结构。其中,串并联型风电直流汇集系统拓扑结构可靠性高且经济优势明显,在风电直流汇集系统中有一定的发展前景［7］。而在大规模风电场中将所有风机全部按照串并联的方式连接并不现实,因为并联风机越多汇集线路上输送容量越大,且汇集线路输送能力有限,无法将所有风机集中汇集送出。因此,本文将串并联型风电直流汇集系统拓扑结构与风机分组思想结合,对风机进行分组,组内风机出口接中压汇集DC/DC 变换器后再串并联连接,每组风机汇集后共同接入中压直流汇集母线。

风电直流汇集系统拓扑中采用基于Boost 全桥升压隔离变换器（Boost full-bridge isolated converter,BFBIC）模块的DC/DC 变换器拓扑结构,风电全直流系统正常运行时功率流向固定,为节省DC/DC 变换器投资成本,子模块高压侧采用二极管整流桥结构。该拓扑将Boost 电路与全桥电路结合,利用Boost 结构实现部分升压功能,减轻变压器的升压压力。为实现DC/DC 变换器的大功率应用,本文采用输入并联、输出串联（input parallel output series,IPOS）和输入并联、输出并联（input parallel output parallel,IPOP）混合式的两级模块化集成技术提高输出电压及输送功率,以满足系统要求。基于BFBIC 的DC/DC 变换器结构如附录A 图A3 所示。考虑到单向DC/DC 变换器无法在网侧实现风机自启动,需要增配外部电源为风机建立直流电压。本文在直流型风机AC/DC 变流器侧配置储能装置给风机出口直流电容充电,用于风机自启动［20］。综上,基于风机分组串并联的风电直流汇集系统拓扑结构如图1 所示。

图1 基于风机分组串并联的风电直流汇集系统拓扑Fig.1 Topology of wind power DC collection system based on wind turbine grouping in series and parallel

汇集系统中,风机的分组情况及每组风机串并联个数尚未确定,风机不同的分组对风机电压、容量、集电线长度等技术参数产生影响。因此,有必要根据风电场规范要求,挑选出符合实际工程需求的风机分组方案。

设风机分为g组,每组有p条支路并联,每条支路串联风机s台,则

式中:PN为风电场额定容量；Pwt为单台风机容量；N为风电场内风机数量；Uout为DC/DC 变换器出口电压；U为风电场汇集母线电压。

风电直流汇集系统拓扑结构面向风电全直流发电系统［13］,目前暂无对应的实际工程。参考交流风电场接入电力系统［21］及直流配电网技术规定,应遵循的风电全直流发电系统技术规范包括:风电场并网电压、风电场直流传输电压等级、电压汇集能力、汇集线路电压降。

为保证风电场并网时换流站内VSC 的稳定运行,直流输电电压应与并网交流电压有效衔接,VSC 的调制比计算如下［22］:

式中:mVSC为VSC 的调制比,且mVSC≤1；Uac为并网交流电压；Udc为风电场直流输出电压；Δ为允许电压偏差。并网点电压允许电压偏差范围为标称电压的-3%～7%［21］。

此外,对于风电直流传输系统和汇集系统,宜选用序列化的额定电压。中国将3（±1.5） kV 至±50 kV 划定为中压范围［23］。具体中压直流系统电压标准如附录A 表A2 所示。

长距离汇集系统的线路投资和损耗对整个汇集系统的经济性起决定性的作用。直流电压等级一定时,汇集容量越大,线路中流过的电流越大,线路的投资和损耗可能就越大。因此,一般汇集容量越大,汇集距离越远,所需汇集电压等级就越高。基于国内已建直流配电工程及标准［24］,得出直流中压电压等级与容量的关系如附录A 表A3 所示。

风电汇集系统内允许线路最大压降为5%［25］。组内风机并联数越多,每组的主汇集线电流越大,需要选择具有相应载流能力的直流电缆,电缆型号的选择要满足风电汇集系统内汇集线路允许最大压降要求。以风机满发时风机距离汇集母线最远距离进行校验,直流电缆压降Δu可表示为［26］:

式中:Pg为每组风机的容量；L为组内风机到汇集母线的最远距离；ξ为计算系数；S为导体横截面积。

由于不同的风机分组方案易产生汇集系统内的损耗、成本及可靠性的巨大差异,有必要兼顾可靠性及经济性约束,对挑选出的满足技术规范的风机分组方案做进一步评估及优化。

2 风电直流汇集系统评估模型

综合考虑汇集系统预期成本和系统可靠性问题带来的缺电损失成本,对不同风机分组方案进行评估,优选出总成本最低的风机分组方案。

2.1 汇集系统可靠性评估模型

汇集系统的缺电损失成本表示为系统内因设备故障导致设备停运带来的缺电损失费用［27］。缺电损失成本Alost由可靠性指标系统的电量不足期望值（expected energy not supplied,EENS）REENS描述,具体可表示为［28］:

式中:m为能源价格。

2.1.1 汇集系统停运率模型

风电汇集系统是由电缆和大量风机、DC/DC 变换器、断路器等设备串并联构成的复杂系统。风电直流汇集系统的停运率Qg为:

式中:Qwt为直流型风机停运率；QDC/DC为DC/DC 变换器的停运率；kwt,max为每条支路允许风机最大故障数；Qbrk为直流断路器停运率；Qcable为直流电缆停运率；is为串联支路故障风机数；jp为停运支路数；jg为停运组数。具体推导过程见附录B。

2.1.2 风电直流汇集系统可靠性指标计算方法

非序贯蒙特卡洛模拟法利用对元件工作状态的模拟,对系统元件随机状态的持续时间分布情况进行抽样分析,能精确快速地计算规模较大且复杂系统的可靠性［28］。因此,本文选择非序贯蒙特卡洛模拟法评估风电汇集系统的可靠性。

为保证非序贯蒙特卡洛模拟法的收敛可靠性,以可靠性指标的方差系数η作为收敛系数,其表示为估计值与实际值之间的误差,如式（7）所示。

式中:Fins(X)为第ins次抽样时系统可靠性指标；Ns为抽样次数。

方差系数η越小,可靠性评估结果精度越高,可见系统可靠性评估的精度取决于可靠性指标的选取［28-29］。本文选取EENS 作为系统可靠性指标,具体表示为:

式中:REENS,ins为第ins次抽样时系统年电量不足期望值。

基于非序贯蒙特卡洛法计算汇集系统可靠性指标的步骤如下:

步骤1:输入抽样次数ins=1、最大方差系数ηmax、最大抽样次数Ns,max、风电场全年负荷数据、风电直流汇集系统拓扑结构和对应的停运率模型。

步骤2:模拟风电汇集系统全年的出力序列。

步骤3:利用汇集系统停运概率抽样修正风电汇集系统全年出力序列。

步骤4:根据式（8）计算风电场汇集系统可靠性指标。

步骤5:根据式（7）计算可靠性指标的方差系数η。

步骤6:判断方差系数是否小于设定的ηmax,若是则评估停止,否则进行步骤7。

步骤7:判断抽样次数是否达到Ns,max,若是则评估停止、输出REENS,否则转到步骤3。

2.2 汇集系统预期成本评估模型

风电直流汇集系统预期成本包括汇集系统投资成本、维护成本及损耗成本。

2.2.1 投资成本

风电汇集系统投资成本包括直流型风机成本Cwt、储能成本CE、DC/DC 变换器成本CDC/DC、直流断路器成本Cbrk和直流电缆成本Ccable。风电直流汇集系统成本参数见附录A 表A4［30-33］。

直流电缆的成本模型可以表示为［6］:

式中:Pcable为电缆输送功率；Lcable为电缆长度；Ucable为电缆极间电压；Icable为电缆输送电流；Adc和Bdc为电缆成本系数［6,16］,取值与电压等级有关。

本文采用中压直流断路器为混合式直流断路器,主要由快速机械开关、绝缘栅双极型晶体管（IGBT）及控制设备构成［34］。中压直流断路器的成本参数如附录A 表A5 所示。

考虑到DC/DC 变换器中高频变压器的绝缘水平影响到DC/DC 变换器的成本,若将所有DC/DC变换器的高频变压器隔离电压都设计为汇集系统电压,则不利于风电场的经济性。本文在中压等级范围内设置3 种隔离电压等级的高频变压器,以满足绝缘和经济性要求。参考市场价格,3 种高频变压器成本见附录A 表A6。

DC/DC 变换器成本模型为:

式中:CIGBT为DC/DC 变换器中IGBT 的成本；CD为二极管成本；Ctrans为高频变压器成本；Cother为其他成本,包括其他元件、控制器、人工费等。

在阅读教学中，学生的“说”，除了表现在回答问题外，还表现在小组讨论的合作学习中。小组讨论，指的是在教师的指导下，通过众多的学生之间的对话，相互交流，实现教学目标的一种方法。

综上,风电汇集系统的投资成本Cinvest为:

2.2.2 维护成本

风电汇集系统的维护成本Cmt包括人力、物力、财力等支出费用。根据运行经验,一个风电场平均每年维护成本折合到每台风机的费用为7 万元/台。DC/DC 变换器和直流电缆的年维护成本以占各自投资成本的百分比形式给出。参照低压DC/DC 变换器,其年维护成本占其投资成本的0.2%［31］,直流输电电缆的年维护成本占其投资成本的0.5%［30］。

2.2.3 损耗成本

风电直流汇集系统损耗Closs主要分为:风电机组损耗Pwt,loss和汇集网内损耗Pco,loss。风电机组的损耗包括发电机损耗Pge,loss和风机内变流器损耗Pvsc,loss。风电场汇集网内损耗又分为DC/DC 变换器功率损耗PDC/DC,loss、传输线路损耗Pcable,loss和弃风损耗Pv,loss。风机内发电机损耗在风机损耗中所占的百分比可参考文献［6］。风电直流汇集系统损耗模型见附录C。

2.3 汇集系统生命周期内总成本评估模型

在风电场全生命周期内,风电场的投资成本和维护成本、损耗成本及缺电损失成本发生在不同的时期,考虑到资金的时间价值,采用现金流折算模型,将设备年维护费用、系统年损耗费用和缺电损失费用折算到资金现值［35］。风电直流汇集系统在全生命周期内总成本C按成本现值进行折算后可表示为:

3 汇集系统分组方案优化模型

本文结合汇集系统可靠性和经济性,建立以综合费用最少为目标的数学模型,属于最小值的优化问题。

3.1 目标函数

模型的目标函数G为:

3.2 约束条件

1）直流传输电压约束

考虑到与交流电网电压的合理衔接及VSC 的稳定运行,VSC 的调制比应在0.7～0.8 之间［26-27］,结合风电场并网允许电压偏差,风电场直流传输电压应满足:

式中:N*表示正整数集。

3）电压汇集能力约束

风电直流汇集系统内汇集电压等级对应的每组汇集容量参照附录A 表A3 选取。

式中:f(Udc,Pg)为汇集电压等级与每组汇集容量间的关系。

g可具体表示为:

5）电力电子器件通流约束

DC/DC 变换器的工作电流应在电力电子器件的长期通流能力内,即

式中:ISM,in为每个子模块的输入电流；IIGBT为IGBT额定电流；ISM,out为每个子模块的输出电流；ID为二极管额定电流。

基于上述目标函数和约束条件,利用无网格光线寻优算法（light ray optimization based on grid free method,FLRO）优选风机分组方案。

3.3 风电直流汇集系统分组方案优化模型求解方法

风电直流汇集系统是由多设备构成的复杂系统,影响其经济性和可靠性的因素较多,且各个因素联系紧密,表现出强非线性。FLRO［36］在求解非线性优化问题上能够在保证收敛速度的同时表现出稳定的收敛性能。因此,本文采用FLRO 对汇集系统分组方案进行优化。利用FLRO 对风电直流汇集系统分组方案优化模型求解的具体步骤如下:

步骤1:设定初始点X（0）=（x（0）,y（0））、初始方向P（0）=（d（0）,q（0））、步长λ、迭代次数k=0,输入已知参数1 和约束条件。

步骤2:计算下一迭代点X（k+1）。

步骤3:计算点X（k+1）对应的目标函数,即该点的速度v（k）。

步骤4:判断是否满足终止迭代条件,若满足则停止迭代、输出结果,否则转步骤5。

步骤5:计算各试探点的速度vx（k+1）和vy（k+1）。

步骤6:比较各维度试探点与点X（k+1）的速度,判断是否反射或折射,并计算下一个迭代点的方向P（k+2）。

步骤7:转到步骤2 进行迭代,直到满足终止迭代条件并输出结果。终止迭代条件为:

式中:NFLRO为最大迭代次数。

本文设置步长为0.1,初始点为（4,5）,初始方向为（-1/50.5,2/50.5）。风电汇集系统分组方案优化设计流程图如图2 所示。根据图2（b）可知,目标函数的计算流程图分为3 个区域,分别表示为:1）采用非序贯蒙特卡洛模拟法计算汇集系统REENS；2）汇集系统投资成本、维护成本及损耗成本；3）汇集系统生命周期内总成本。

图2 汇集系统分组方案优化设计流程图Fig.2 Flow chart of optimal design of grouping scheme for collection system

流程图中已知参数1～3 见附录A 表A7 至表A9。

4 算例分析

以中国西北某实际风电场为例,该风电场额定容量为50 MW,直流型风机具体参数如表2 所示。

表2 直流型风机参数Table 2 Parameters of DC wind turbines

4.1 合理的风机分组方案

根据直流电压等级序列和约束条件,考虑到与35 kV 交流电压有效衔接,该风电场直流传输电压等级为±35 kV,即汇集系统内电压为±35 kV。可得直流汇集系统有10 种合理风机分组方案,见附录A 表A10。

4.2 可靠性评估结果

风电直流汇集系统的可靠性参数如附录A 表A11 所示［12,37-38］。风电直流汇集系统在不同风机分组方案下的可靠性指标REENS如图3 所示。

图3 不同风机分组方案下的REENSFig.3 REENS with different grouping schemes of wind turbines

由图3 可以看出,当s一定时,随着p的增加,汇集系统的REENS逐渐降低；而当p一定时,REENS可能随s的增大而减小。由附录B 式（B6）和式（B7）可知［39-40］,风机串联结构中,只有风机故障数达到kwt,max时,整条串联支路才会停运,一定程度提高了串联风机的可靠性,因此出现串联风机数越多、REENS反而减小的情况。在kwt,max相等的条件下,串联风机数越多,汇集系统可靠性越低；而每组内风机支路并联且各组风机并联汇集,削弱了设备间的耦合作用,一定程度上提高了汇集系统的可靠性。

4.3 预期成本评估结果

汇集系统中风机变流器的参数参照文献［6］。器件开关频率为2 kHz。设D为单台风机叶轮直径,组内两风机之间的距离为7D［10］,组与组之间的距离为8D,组内风机与汇集线的最近距离为1 km。

根据上述预期成本模型和算例参数,风电场汇集系统生命周期内预期成本如图4 所示。

图4 不同风机分组方案下的预期成本Fig.4 Expected cost of different grouping schemes of wind turbines

由图4 可以看出,直流型风机的预期成本主要与风电场的容量有关,不随s和p变化；直流断路器的投资随串联支路数和分组数的变化而变化,风机分组数越多且总串联支路数越多,风电汇集系统内配置的直流断路器数量越多,断路器投资增大；DC/DC 变换器预期成本的变化主要体现在投资成本上,不同风机分组方案对DC/DC 变换器中高频变压器的绝缘要求不同,随着s的增大,每台风机连接的DC/DC 变换器电压等级及隔离变压器的绝缘要求降低,导致成本减小。汇集系统内直流电缆的预期成本的增加主要与p有关,当s一定时,组内电压等级一定,风机并联支路数p越多,组内汇集线越长,汇集线内电流越大,导致线路的投资成本和损耗增大。汇集系统的弃风成本主要与串联风机数有关,s越大,串联支路上风机功率相关性越小,导致风机功率损失越大。

由风电直流汇集系统的预期成本和可靠性评估结果可知,两者总体成反比,综合考虑预期成本和缺电损失成本对汇集系统风机分组方案进行优化。

4.4 风电直流汇集系统优化结果

本文所提风电直流汇集系统在不同风机分组方案下的全生命周期内总成本如表3 所示。

表3 不同风机分组方案下的全生命周期内总成本Table 3 Total cost of whole life cycle with different grouping schemes of wind turbines

从表3 可以看出,综合考虑经济性和可靠性,风机分组方案（s,p,g）为（5,2,2）时总成本最低,为42 243.69 万元,具体方案为:20 台风机分为2 组,每组有4 条并联支路,每条支路串联5 台风机。如图5 所示,该方案汇集系统每组内电压为±35 kV,DC/DC 变换器额定出口电压为14 kV,风机距离汇集母线最远距离为1.63 km,汇集线电缆横截面积为240 mm2,汇集线路电压降为0.07%。

图5 最优风机分组方案Fig.5 Optimal grouping scheme of wind turbines

4.5 风电汇集系统拓扑结构比较

目前,风电交流汇集系统的主要结构有链型结构、单/双边环型结构和星型结构。其中,链型结构因其经济优势成为风电交流汇集系统主要结构。将优化后的风电直流汇集系统拓扑结构（结构1）与链型结构（结构2）进行对比。

风电链型汇集系统结构如附录A 图A4 所示。交流汇集系统的成本参数如表A12 所示［9］,可靠性参数如表A13 所示［8］。两种汇集系统结构的比较结果如表4 所示。

由表4 可以看出,与链型结构相比,本文所提拓扑结构中有部分风机串联连接,可靠性较低,但由于不需要无功补偿装置且线路投资和损耗较少,预期成本低。综合预期成本和缺电损失成本将两种汇集系统结构进行比较,本文所提汇集系统拓扑结构总成本更低。随着风电汇集系统规模的扩大,风电直流汇集系统的经济优势将更加明显。

表4 两种拓扑结构比较结果Table 4 Comparison results of two kinds of topologies

5 结语

本文针对陆上风电全直流发电系统,提出一种风电直流汇集系统拓扑结构优化设计方法。将风机串并联与分组结合,给出基于风机分组串并联的风电直流汇集系统拓扑结构。基于此,在满足风电全直流发电系统技术规范的条件下,对该结构中不同的风机分组方案进行可靠性和经济性评估,并综合考虑风电汇集系统的预期成本和可靠性问题带来的缺电损失成本,优选出总成本最低的风机分组方案。结果表明,所提风机分组方案优化设计方法将风电汇集系统的可靠性用缺电损失成本量化,可统筹考虑系统的可靠性及经济性,优选出总成本最低的风机分组方案。以50 MW 风电场为例,验证所提拓扑结构和风机分组方案优化设计的有效性,得到50 MW 风电直流汇集系统最优风机分组方案为:20 台风机分为2 组,每组风机由2 条支路并联,每条支路串联5 台风机,DC/DC 变换器额定电压为14 kV。将优化后的拓扑结构与风电交流汇集的链型结构相比,在预期成本和综合成本上具有明显优势,为风电直流汇集系统拓扑结构优化设计提供了参考。

本文选用50 MW 风电场作为算例分析,风电全直流发电系统在更大规模风电场中仍具有经济性优势,后续将结合大规模风电场技术规范及并网要求,分析该风电直流汇集系统拓扑结构优化设计方法的适应性及优势。此外,本文在可靠性评估中尚未考虑天气因素的影响,后续将结合复杂气候环境对风电汇集系统进行更加精确的评估。

附录见本刊网络版（http：//www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx），扫英文摘要后二维码可以阅读网络全文。