張文娟， 彭婧， 榮飛

(1.長沙學(xué)院 電子信息與電氣工程系，湖南 長沙 410002; 2.湖南大學(xué) 電氣與信息工程學(xué)院，湖南 長沙 410082)

VSC-HVDC串并聯(lián)型D-PMSG風電場機組功率—電壓協(xié)調(diào)控制

張文娟1， 彭婧2， 榮飛2

(1.長沙學(xué)院 電子信息與電氣工程系，湖南 長沙 410002; 2.湖南大學(xué) 電氣與信息工程學(xué)院，湖南 長沙 410082)

針對串并聯(lián)型D-PMSG風電場中同一串聯(lián)簇機組在不同風速下最大功率追蹤控制存在過電壓、過調(diào)制問題，分析基于柔性直流輸電的串并聯(lián)型D-PMSG風電場機組的運行特性，提出一種適用于該拓撲型風電場機組的功率—電壓協(xié)調(diào)最大功率追蹤控制方法，并探討直流母線電壓上限值的設(shè)定原則。該方法不僅可以將同一串聯(lián)簇中其他各機組直流母線電壓都鉗制在安全范圍內(nèi)，還減少限壓期間下的機組的棄風。搭建相應(yīng)的仿真模型，仿真結(jié)果表明所提出的方法可確保各機組在安全范圍內(nèi)尋找最佳功率點。

柔性直流輸電；串并聯(lián)拓撲；功率—電壓協(xié)調(diào)控制；直流母線電壓上限值

0 引 言

柔性高壓直流輸電[1-2](voltage source converter-high voltage direct current，VSC-HVDC)克服了傳統(tǒng)傳輸方式傳輸距離短、傳輸容量小等缺點而逐漸成為海上風電遠距離傳輸優(yōu)選方式。為更好將之與海上風電場對接，有學(xué)者提出了直流匯集式[3-4]海上風電場與柔性直流輸電技術(shù)的結(jié)合的方案，該方案被證明是實現(xiàn)海上風電場容量的擴充及風能遠距離傳輸最有潛力的方案。

直流匯集式風電場的拓撲結(jié)構(gòu)主要有并聯(lián)拓撲、串聯(lián)拓撲、串并聯(lián)拓撲[5-7]。其中，并聯(lián)拓撲雖然結(jié)構(gòu)簡單，但由于單臺機組出口電壓等級低，機組直流匯集后仍需要大容量的DC-DC變電站抬升直流母線電壓以達到直流輸電電壓的等級，這種方案工程難度大、成本高。串聯(lián)拓撲將所有的機組在直流側(cè)串聯(lián)使直流母線電壓達到直流輸電電壓等級，省去了DC-DC升壓模塊。可串聯(lián)型風電場具有容量擴充難，容錯性能差的缺點，單臺機組發(fā)生故障會導(dǎo)致整個串聯(lián)簇機組運行受影響。相比于串聯(lián)拓撲與并聯(lián)拓撲，串并聯(lián)拓撲解決了這兩種拓撲型風電場存在的問題，并顯示出諸多的優(yōu)點。但串并聯(lián)拓撲中，同一串聯(lián)簇中機組間的耦合特性增加了系統(tǒng)的控制難度。同一串聯(lián)簇中機組處于不同風速時，串聯(lián)簇中各機組的直流母線電壓值隨其捕獲的功率變化，因此，采用傳統(tǒng)的MPPT控制，同一串聯(lián)簇中處于高風速下機組存在過電壓的問題，而處于低風速的機組存在過調(diào)制的問題。

針對上述問題，文獻[8-9]提出在機組直流側(cè)裝設(shè)DC-DC變換器，通過DC-DC變換器與機側(cè)AC-DC變流器協(xié)調(diào)電壓限幅控制，避免串聯(lián)簇中部分機組直流母線電壓過高。文獻[10]為減少系統(tǒng)硬件投入，針對不裝設(shè)DC-DC變換器的系統(tǒng)提出改進的轉(zhuǎn)速變步長爬山最大功率追蹤算法，并在各機組直流母線設(shè)定上下限值，但由于直流電壓超出下限值的機組輸出的功率在當前風速下已經(jīng)為最大值，無任何儲能設(shè)備時直流母線電壓無法抬升，所以通過設(shè)定下限值并沒有解決過調(diào)制的問題。此外，上述文獻均沒有考慮直流母線電壓限值對發(fā)電機過調(diào)制的影響，也沒有給出直流母線電壓限值設(shè)定依據(jù)。

本文結(jié)合串聯(lián)簇中機組運行特性，提出了適用于功率—電壓協(xié)調(diào)最大功率追蹤控制方法，并從過電壓與過調(diào)制兩方面出發(fā)，合理的設(shè)定了控制算法中直流母線上限值。當串聯(lián)簇中機組運行于特殊風況時，通過電壓控制調(diào)節(jié)該串聯(lián)簇中風速最高機組輸出功率，進而調(diào)節(jié)低風速運行機組輸出功率占該串聯(lián)簇輸出總功率的比例，使低風速下運行機組的直流母線電壓鉗制在安全范圍。最終，有效地解決了特殊風況下存在的過電壓與過調(diào)制的問題。

1 風電場拓撲結(jié)構(gòu)及運行特性分析

1.1 風電場拓撲結(jié)構(gòu)

本文設(shè)計的直流匯集式串并聯(lián)型風電場的拓撲如圖1所示，Y臺機組于直流側(cè)串聯(lián)組成一個串聯(lián)簇，相同的X列串聯(lián)簇并聯(lián)后將X×Y臺機組輸出的電能經(jīng)VSC-HVDC系統(tǒng)傳輸，最后經(jīng)MMC多電平換流站逆變并網(wǎng)。串聯(lián)簇中各機組直流母線電壓為Ux,y，輸出功率為Pex,y，串聯(lián)簇端口電壓為Udc，Udc的穩(wěn)定由MMC多電平換流站控制。

相比于傳統(tǒng)串聯(lián)結(jié)構(gòu)，新型拓撲結(jié)構(gòu)取消了各機組直流側(cè)的DC-DC模塊。此外，為確保故障機組安全隔離檢修，每臺機組裝設(shè)旁路開關(guān)與泄放電路，旁路開關(guān)將故障機組從串聯(lián)簇中隔離切除后，通過泄放電路使直流母線降壓。

圖1 串并聯(lián)拓撲結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure of series-parallel wind farm

1.2 串聯(lián)簇中機組運行特性

設(shè)圖1中每臺風力機的參數(shù)相同，第x列串聯(lián)簇中所有機組輸出的總功率為

PS=UdcIdc=Pex,1+Pex，2…+Pex,y…+Pex,Y。

(1)

式中：Idc為串聯(lián)支路電流；Pex,1、Pex,2…Pex,Y為同一串聯(lián)簇中各臺機組輸出的電磁功率。

第x列串聯(lián)簇中第y臺機組輸出的電磁功率為

Pex,y=Ux,yIdc。

(2)

結(jié)合式(1)與式(2)，在同一串聯(lián)簇中，由支路電流相等得

(3)

由式(3)可知，串聯(lián)簇中機組直流側(cè)電壓Ux,y隨自身捕獲功率占整個串聯(lián)簇輸出功率比例變化。

本文以相同型號的4臺機組組成的串聯(lián)簇為例，分析了串聯(lián)簇機組的動態(tài)運行特性，如圖2所示。

圖2 串聯(lián)簇中機組運行特性分析Fig.2 Working-point of series-paralled D-PMSG with conventional algorithm

設(shè)該拓撲中，初始狀態(tài)下，四臺機組處于相同的風況下即捕獲的功率相同，各機組直流側(cè)電壓也相等，工作點重合于A點。下一狀態(tài)時，串聯(lián)簇中第四臺機組風力機風速減小，Pex,4隨之減小。Pex,4減小使Pex,1、Pex,2、Pex,3占串聯(lián)簇輸出總功率的比重增大，直流母線電壓Ux,1、Ux,2、Ux,3增大，第一、二、三臺機組工作點轉(zhuǎn)移至B點； 而Pex,4減小使Pex,4占總功率的比重減小，其直流母線電壓Ux,4減小，第四臺機組工作點轉(zhuǎn)移至C點。

結(jié)合圖2可知，同一串聯(lián)簇中各機組所處風速差異較大時，將導(dǎo)致串聯(lián)簇部分機組直流母線電壓過高發(fā)生過電壓擊穿故障，另一部分機組因直流母線電壓過低而導(dǎo)致過調(diào)制，隨之引發(fā)機組諧波含量升高、風機振動等問題。

2 串聯(lián)簇中機組功率與電壓協(xié)調(diào)控制策略

綜上分析， 對于串并聯(lián)拓撲型直流風電場的永磁同步發(fā)電機組而言，為避免機組過電壓、過調(diào)制的問題。本文對永磁同步發(fā)電機組的傳統(tǒng)控制方法從以下兩方面進行改進：

1)改進MPPT算法，實現(xiàn)功率—電壓協(xié)調(diào)控制，即保證機組在安全范圍內(nèi)尋找最佳工作點。結(jié)合式(2)與式(3)可知，功率—電壓的協(xié)調(diào)控制可通過調(diào)節(jié)Pex,y或Idc實現(xiàn)，為使各運行狀態(tài)下，機組在MPPT狀態(tài)與限壓控制狀態(tài)更好切換，本文功率—電壓的協(xié)調(diào)控制通過調(diào)節(jié)Pex,y實現(xiàn)。

2)針對功率—電壓協(xié)調(diào)控制，設(shè)定合理的直流母線電壓限值。因為直流電壓超出下限值的機組輸出的功率在當前風速下已經(jīng)為最大值，所以此無任何儲能設(shè)備時直流母線電壓無法抬升，通過設(shè)定下限值并沒有解決過調(diào)制的問題。本文從過電壓與過調(diào)制兩方面出發(fā)，提出通過設(shè)定合理的直流母線電壓上限值，結(jié)合功率—電壓協(xié)調(diào)控制，調(diào)節(jié)高風速下機組輸出的功率，進而調(diào)節(jié)低風速運行機組輸出功率占該串聯(lián)簇輸出總功率的比例，鉗制其直流母線電壓，避免過電壓與過調(diào)制。

2.1 直流母線上限值設(shè)定分析

本文對各運行狀態(tài)下串聯(lián)簇中輸出功率最大及最小的機組進行研究，并根據(jù)機組直流母線電壓Ux,y存在最大值Ux,max與最小值Ux,min的狀態(tài)及條件，設(shè)定合理的上限值Umax。

設(shè)串聯(lián)簇中機組輸出功率的最大值與最小值為Pex,max、Pex,min,且PN≥Pex,max≥Pex,min≥Pcut-in(PN為機組額定功率，Pcut-in為機組運行于切入風速時輸出的功率)。輸出電磁功率為Pex,max、Pex,min機組對應(yīng)的直流母線電壓分別為Ux,max ，Ux,min。對于確定的Pex,max、Pex,min，串聯(lián)簇存在以下3種運行形式：

1)簇中Y臺機組輸出的功率均相等，此時機組直流母線出口電壓均相等，則

(4)

2)簇中n(1≤n

(5)

3)簇中n(1≤n

(6)

系統(tǒng)以第1種形式運行時，串聯(lián)簇中各機組端電壓相等，不存在部分機組過電壓而部分機組過調(diào)制的問題。所以，主要研究第2與第3種運行形式，對比第2)與第3)種運行形式，易知PS1>PS2，則由式(5)與式(6)可知，當串聯(lián)簇以第二種形式運行是輸出功率最小的機組母線電壓最低。

但以第二形式運行時，n取值的不同也會影響Ux,min的大小，式(5)也可表示為

(7)

將式(2)帶入式(7)可得

(8)

式(8)表明，機組直流母線電壓為最小值Umin除了與運行狀態(tài)有關(guān)，還與處于低風速機組的臺數(shù)有關(guān)。由于式(8)對n的導(dǎo)數(shù)大于零，所以Y臺機組組成的串聯(lián)簇，當其中1臺機組以最小功率Pex,min運行，其他Y-1臺機組以最大功率Pex,max運行時，這一臺機組直流母線電壓為最小值Umin。

要保證機側(cè)整流器采用SVPWM調(diào)制時處于線性可調(diào)制狀態(tài)，機組直流母線電壓Ux,y與發(fā)電機線電壓幅值Ugx,y之間必須滿足以下關(guān)系[11]

m×Ux,y≥Ugx,y。

(9)

式中m為調(diào)制比，0.8≤m≤0.95。

為避免機組發(fā)生過調(diào)制，以Umin=Ugx,y/m作為系統(tǒng)安全運行的臨界狀態(tài)，并將其帶入式(8)可得直流母線最大值即上限值Umax為

(10)

Y臺機組均正常運行的串聯(lián)簇，按式(10)可求出相應(yīng)的直流母線上限值Umax，通過限壓控制，確保機組直流母線電壓在安全范圍內(nèi)。但式(10)得到的母線電壓上限值Umax是以Y臺機組均正常運行為條件，在運行過程中，如果同一串聯(lián)簇中k臺機組發(fā)生故障從串聯(lián)簇中切除時，母線電壓上限值Umax為

(11)

根據(jù)式(11)可知，當同一串聯(lián)簇中退出運行的機組數(shù)k不斷增大時，不僅會提高整流器調(diào)壓范圍的要求，還會增大系統(tǒng)的安全隱患。因此，同一串聯(lián)簇中k取值都存在最大值Kmax，即當退出運行的機組數(shù)k超出一定范圍時，整個串聯(lián)簇會被切除。

PWM整流器中，電容量的計算是在滿足直流電壓抗擾性能要求的條件下進行的[12]，最大值Kmax確定時，直流母線電容的取值存在唯一值。所以，當退出運行的機組數(shù)k在允許范圍以內(nèi)時，按式(11)設(shè)定直流母線電壓的上限值Umax可保證任意運行狀態(tài)下，不會出現(xiàn)過調(diào)制及過電壓擊穿。

2.2 機組功率—電壓協(xié)調(diào)控制

按照是否依賴風場數(shù)據(jù)，最大功率追蹤控制方法可以分為已知給定法、黑箱法、混合控制法[13]。但大功率海上風電場機組轉(zhuǎn)動慣量較大，黑箱法和混合控制法難以適用，目前大功率機組主要采用已知給定法實現(xiàn)最大功率追蹤。已知給定法中功率信號反饋法具有較高的實用價值，傳統(tǒng)的功率信號反饋法[14]要先測量出的風力機當前轉(zhuǎn)速，再根據(jù)風力機最大功率曲線獲取該轉(zhuǎn)速下風力機輸出的最大功率Pm，并將Pm作為發(fā)電機功率給定，通過調(diào)節(jié)發(fā)電機功率以調(diào)節(jié)發(fā)電機轉(zhuǎn)速ωr獲取最大功率。

因為，串并聯(lián)型結(jié)構(gòu)的海上風電場采用傳統(tǒng)的功率信號反饋法時，存在過電壓、過調(diào)制的問題。結(jié)合限壓值的設(shè)定，本文對傳統(tǒng)的MPPT控制進行改進，以適應(yīng)串并聯(lián)型海上風場機組，改進后的控制框圖如圖3所示。

圖3 串并聯(lián)拓撲機組控制框圖Fig.3 Control diagram of series-paralled D-PMSG

該算法在電壓限幅期間， PMSG輸出的電磁功率Pex,y被限制，引起 PMSG的機械功率Pmx,y與電磁功率Pex,y的不平衡，直接采用變槳調(diào)節(jié)會增加“棄風”。鑒于發(fā)電機轉(zhuǎn)子具有4%～8%[15]的增速范圍，所以本文風力機采用轉(zhuǎn)子儲能與風力機變槳協(xié)調(diào)控制方式，其控制原理圖如圖4所示。實時監(jiān)控轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速ωr，在轉(zhuǎn)子超過限制值ωrth時啟動變槳控制及時限制轉(zhuǎn)速。該方法既可減少“棄風”，又能防止 PMSG轉(zhuǎn)速波動及過速保護動作。

3 仿真結(jié)果分析

按照圖1所示拓撲結(jié)構(gòu)，利用Matlab/SIMULINK搭建了同型號12臺D-PMSG機組構(gòu)成的4串3并型風電場的仿真模型。電容量的計算以同一串聯(lián)簇中4臺機組最多允許1臺機組退出運行為條件，其他參數(shù)如表1所示。

表1 仿真模型主要參數(shù)Table 1 Parameters of simulation system

以第一列串聯(lián)簇為例，分別通過以下兩種運行狀態(tài)對本文所提出的方法進行驗證。情形一：串聯(lián)簇中4臺機組均正常運行，且4臺機組在前2 s都以11 r/min的轉(zhuǎn)速運行，第3 s時第4臺機組轉(zhuǎn)速突變?yōu)? r/min，第6 s時4臺機組轉(zhuǎn)速均恢復(fù)為11 r/min。情形二：串聯(lián)簇中第1臺機組退出運行，且前2 s 3臺機組都以6 r/min的轉(zhuǎn)速運行，第3 s后第4臺以16 r/min運行,第6 s后第3臺機組轉(zhuǎn)速突變?yōu)?1 r/min。

圖4為按情形一所述狀態(tài)運行時系統(tǒng)的仿真波形，其中圖4(e)為該運行狀態(tài)下系統(tǒng)傳輸母線電壓Udc的仿真波形，Udc的穩(wěn)定由網(wǎng)側(cè)MMC變流器控制，整個運行狀態(tài)下Udc維持在4 800 V。

圖4(a)、(b)、(c)、(d)為該運行狀態(tài)下串聯(lián)簇中四臺機組直流母線電壓、轉(zhuǎn)速及輸出功率的仿真波形。由圖可知，1～3 s內(nèi)，由于各機處于相同的轉(zhuǎn)速，各機組輸出的電磁功率相等，直流母線電壓也均為1 200 V。第3 s時，第四臺機組所處環(huán)境的風速下降使Pe1,4逐漸減小，隨著Pe1,4的減小，Pe1,4占該串聯(lián)簇輸出總功率比例逐漸減小，而其他三臺機組輸出功率占總功率的比例不斷上升，因此U1,4逐漸減小，U1,1、U1,2、U1,3則不斷增大。當U1,1、U1,2、U1,3升高至1 273 V左右后系統(tǒng)進入限壓控制，由圖可知，電壓限幅期間，Pe1,1、Pe1,2、Pe1,3減小，即通過限制Pe1,1、Pe1,2、Pe1,3，使Pe1,4在后期減小過程中U1,4被鉗制至980 V左右維持不變。限幅期間Pe1,1、Pe1,2、Pe1，3被限制，引起轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速上升并儲存部分能量。第5 s時，第四臺機組轉(zhuǎn)速恢復(fù)與其他三臺相等，隨著第四臺機組輸出的功率Pe1,4增加，第一、二、三臺機組退出限幅期，轉(zhuǎn)子釋放之前儲存的能量，Pe1,1、Pe1,2、Pe1,3快速恢復(fù)至初始狀態(tài)。直流母線電壓還原至初始狀態(tài)。

圖4 以情形一運行時仿真結(jié)果Fig.4 Simulation results for Case 1

通過圖4的仿真結(jié)果可以看出，第四臺機組以9 r/min的轉(zhuǎn)速運行時，輸出的功率為900 kW，其他三臺機組以11 r/min運行，輸出的功率均為1 200 kW。采用傳統(tǒng)的控制，第四臺機組直流母線會減小至800 V，對于額定電壓為660 V的機組，機組會發(fā)生過調(diào)制振蕩。而采用本文所述方法，可以限制其直流母線電壓的降低。

圖5為以情形二運行時的仿真波形，1～3 s內(nèi)，三臺機組處于相同的風速，輸出的電磁功率相等，直流母線電壓均為1 600 V。第3 s時，第四臺機組風速增大使其輸出的功率增大。隨著Pe1,4的增大，Pe1,4占總功率的份額逐漸增大，Pe1,2與Pe1,3占總功率的份額減小。當Pe1,4增大到1200 kW時，U1，4升高至1 830 V進入限幅區(qū)，Pe1,4停止增大并穩(wěn)定到當前值，相應(yīng)U1，2與U1，3被鉗制至1 480 V左右保持不變。而第四臺機組進入限幅階段后，由于輸出功率受到限制，第四臺機組轉(zhuǎn)子開始加速。第6 s時，第三臺機組風速增大至16 r/min，Pe1,3占總功率的份額增大引起U1，3增大。第四臺機組在當前風速與轉(zhuǎn)速下一直處于限幅階段，U1，4，P1,4保持不變。當Pe1,3增大至一定值，第三臺機組也進入限幅期，Pe1,3保持恒定，U1，3也穩(wěn)定到1 830 V。Pe1,2占總功率的份額停止減小，U1，2被鉗制在1 140 V。第四臺機組從第4 s以后一直處于限幅階段，所以轉(zhuǎn)子不斷加速，當轉(zhuǎn)速達到一定值后啟動變槳控制，使機組轉(zhuǎn)速停止上升。

圖5 以情形二運行時仿真結(jié)果Fig.5 Simulation results for Case 2

圖5的仿真結(jié)果中，第三臺機組達到13 r/min運行，輸出最大功率為1 500 kW，如果采用傳統(tǒng)的控制，系統(tǒng)中第四臺機組直流母線會增大至2 116 V，第二臺則會減小到1 006 V，這將可能同時引起過調(diào)制與過電壓。由圖5仿真結(jié)果可知，采用本文所述方法同樣可以有效避免上述結(jié)果。

4 結(jié) 論

本文通過分析基于柔性直流輸電的串并聯(lián)型海上D-PMSG風力發(fā)電場機組的運行特性，通過對直流母線電壓設(shè)定合理的上限值，結(jié)合功率—電壓協(xié)調(diào)最大功率追蹤控制，避免了同一串聯(lián)簇中機組運行在不同風速時過電壓與過調(diào)制問題的出現(xiàn)。仿真結(jié)果驗證了本文所提出的方法的正確性。同時，對比情形1與情形2的仿真結(jié)果可知，當串聯(lián)簇中有機組退出運行時，電壓上限值增大，相應(yīng)變流器電壓調(diào)節(jié)范圍要求提高。所以，對于不同的系統(tǒng)，應(yīng)該考慮設(shè)定最多允許退出的的機組數(shù)K，以提高系統(tǒng)的經(jīng)濟性。以上結(jié)果驗證了本文的研究對于基于柔性直流輸電的串并聯(lián)型D-PMSG海上風力發(fā)電系統(tǒng)具有一定的參考意義。

[1] 王洪斌，賀晙華，賀輝.具有優(yōu)化步長的最速下降法MPPT控制[J].電機與控制學(xué)報, 2012, 16(10): 21. WANG Hongbin，HE Junhua，HE Hui. Algorithm with optimal step size and steepest descent method in MPPT control[J].Electric Machine and Control, 2012,16(10): 21.

[2] 雷鳴，李耀華，葛瓊璇，等．MMC變流器模塊電壓波動對輸出電壓的影響[J]．電機與控制學(xué)報2014.18(3):25． LEI Ming, LI Yaohua, GE Qiongxuan,et al. Effects of the module voltage fluctuation on the output voltage of modular multilevel converter[J].Electric Machine and Control, 2014,18(3):25.

[3] DE PRADE,M.IGUALADA,I.CORCHERO,C.Hybrid AC-DC offshore wind power plant topology:optimal design[J].IEEE Transactions on Sustainable Energy,2014,9(16):2.

[4] MUYEEN S M，RION T，JUNJI T．Operation and control of HVDC-connected offshore wind farm [J]．IEEE Transactions on Sustainable Energy，2010，1(1)：30.

[5] 施剛，王志冰，曹遠志,等.適用于高壓直流傳輸?shù)暮Ｉ现绷黠L電場內(nèi)網(wǎng)拓撲的比較分析[J].電網(wǎng)技術(shù)，2014,38(11): 3060. SHI Gang,WANG Zhibing,CAO Yuanzhi,et al.Comparative analysis of internal grid topology of offshore DC wind farm suitable for HVDC transmission[J].Power System Technology,2014,38(11):3060.

[6] ROBINSON J,JOVCIC D,JOOS G.Analysis and design of an offshore wind farm using a MV DC grid [J].IEEE Transactions on Power Delivery,2010,25(4): 2168.

[7] ZHAO Kun,LI Gengyin,WANG Bozhong,et al.Grid-connected topology of PMSG wind power system based on VSC-HVDC[C]//International Conference on Electric Utility Deregulation and Restructuring and Power Technologies (DRPT 2011) 4th,300.

[8] 何大清，施剛，吳國祥，等.直流串聯(lián)型風電機組控制及仿真研究[J].南方電網(wǎng)技術(shù)，2012,6(6): 95-99. HE Daqing,SHI Gang,WU Guoxiang,et al.The control strategy of DC series-type wind turbines and its simulation [J].Southern Power System Technology,2012,6(6): 95.

[9] 姚良忠，施剛，曹遠志，等.海上直流風電場內(nèi)網(wǎng)中串聯(lián)直流風機的變速控制[J].電網(wǎng)技術(shù)，2014,38(9): 2410-2415. YAO Zhongliang,SHI Gang,CAO Zhiyuan,et al.Variable speed control of series-connected DC wind turbines in the internal grid of offshore DC wind farm [J].Power System Technology,2014,38(9): 2410.

[10] HUANG Sheng,WANG Hui,LIAO Wu,et al.Generator side converters coordinated control strategy based on VSC-HVDC DD-PMSG wind turbine series-parallel connection[C].Transportation Electrification Asia-Pacific (ITEC Asia-Pacific),2014 IEEE Conference and Expo.

[11] Lenke R U,De Doncker R W,Mu-Shin h,et al.Field weakening control of interior permanent magnet machine using improved current interpolation technique[C]//37th IEEE Power Electronics Specialists Conference.Jeju,Korea: IEEE,2006: 1-5.

[12] 陳德志，白保東，王鑫博，等.逆變器母線電容及直流電抗器參數(shù)計算[J].電工技術(shù)學(xué)報,2013,28(2):285. CHEN Dezhi,BAI Baodong,WANG Xinbo ,et al.Inverter bus capacitor and parameters calculation of DC reactor[J].Transactions of China Electrotechnical Society,2013,28(2):285.

[13] 趙仁德.工永軍.張加勝.直驅(qū)式永磁同步風力發(fā)電系統(tǒng)最大功率追蹤控制[J].中國電機工程學(xué)報.2009,27(1): 106. ZHAO Rende,WANG Yongjun,ZHANG Jiasheng.Maximum power point tracking control of the wind energy generation system with direct-driven permanent magnet synchronous generators[J].Proceedings of the CSEE,2009,27(1):106.

CoordinatedcontrolofpowerandvoltagebasedonVSC-HVDCseries-paralleltopologyD-PMSGbasedwindfarm

ZHANG Wen-juan1， PENG Jing2， RONG Fei2

(1.Department of Electronic Information and Electrical Engineering,Changsha University,Changsha 410002,China; 2.College of Electrical and Information Engineering,Hunan University,Changsha 410082,China,)

For series-parallel topology wind farm,adopting traditional maximum power point tracking (MPPT) control strategy will lead to over voltage and over modulation when the wind turbines in same series branch under different wind speeds.To solve this problem,the paper investigates the operation characteristics of series-parallel direct-drive permanent magnet synchronous generator(D-PMSG) wind farm based on voltage source converter-high voltage direct current (VSC-HVDC),and a power-voltage coordination control strategy suitable for series and parallel topology MPPT is proposed.In addition,the upper limit of DC voltage was quantitatively analyzed,which ensured the system operates within an upper and low voltage limit in any operation states.The result of simulation proved the method can achieve the purpose of maximum wind power capture in a safe range.

VSC-HVDC; power-voltage coordination control strategy; series-parallel topology; upper limit of DC voltage

(編輯：劉素菊)

2017-02-01

國家自然科學(xué)基金(51507016)；湖南省教育廳一般項目(15C0120)；長沙市科技計劃項目(ZD1601025)

張文娟(1986—)，女，博士，研究方向為風力發(fā)電控制技術(shù)； 彭 婧(1990—)，女，碩士研究生，研究方向為直驅(qū)永磁風力發(fā)電技術(shù)； 榮 飛(1978—)，男，副教授，研究方向為柔性直流輸電技術(shù)。

張文娟

10.15938/j.emc.2017.08.012

TM 614

:A

:1007-449X(2017)08-0088-07