崔鶴松 李雪萍 黃 晟 黃凌翔 沈非凡 黃守道 羅德榮吳公平

（1.湖南大學(xué)電氣與信息工程學(xué)院 長(zhǎng)沙 410082 2.哈電風(fēng)能有限公司 湘潭 411102 3.長(zhǎng)沙理工大學(xué)電氣與信息工程學(xué)院 長(zhǎng)沙 410114）

0 引言

高電壓、大功率、高可靠性的海上風(fēng)電系統(tǒng)是未來(lái)深遠(yuǎn)海風(fēng)電場(chǎng)發(fā)展的趨勢(shì)[1-3]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)大型海上風(fēng)電經(jīng)濟(jì)高效的收集和傳輸進(jìn)行了廣泛的研究。傳統(tǒng)海上風(fēng)電場(chǎng)仍采用交流集電系統(tǒng)，風(fēng)機(jī)塔架中需要安裝重型交流變壓器，以滿足集電系統(tǒng)的電壓水平。交流海底電纜長(zhǎng)距離輸電造成功率波動(dòng)大、并網(wǎng)連接薄弱、電能損耗高等問(wèn)題[4]?；陔妷涸葱妥兞髌鳎╒oltage-Source Converter,VSC）的高壓直流輸電（High-Voltage DC Transmission,HVDC）技術(shù)無(wú)需大型濾波器[5-6]，并且能夠降低運(yùn)輸、安裝和維護(hù)成本，VSC-HVDC 已成為遠(yuǎn)距離、大容量電能傳輸?shù)睦硐爰夹g(shù)路線。具有直流集電與傳輸系統(tǒng)的風(fēng)電場(chǎng)具有良好的發(fā)展前景[7-12]。與傳統(tǒng)的VSC-HVDC 交流集電系統(tǒng)相比，全直流風(fēng)電場(chǎng)具有消除大型交流變壓器、提高效率和功率密度、減小電纜尺寸和質(zhì)量等優(yōu)點(diǎn)[8-9]。

全直流海上風(fēng)電場(chǎng)的串并聯(lián)拓?fù)淠芙档图娤到y(tǒng)網(wǎng)損，無(wú)需海上換流器，具備減少建設(shè)與維護(hù)成本的優(yōu)勢(shì)[10]。串并聯(lián)拓?fù)渲型伙L(fēng)機(jī)串聯(lián)簇各機(jī)組的可用風(fēng)能不同，風(fēng)速較高的風(fēng)機(jī)由于其端電壓可能超過(guò)閾值而存在過(guò)電壓的風(fēng)險(xiǎn)。針對(duì)串并聯(lián)直流風(fēng)電場(chǎng)過(guò)電壓抑制控制策略，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)進(jìn)行了深入研究[11-15]。文獻(xiàn)[11-12]提出DC-DC 變流器與機(jī)側(cè)變流器的協(xié)調(diào)控制方法，來(lái)避免直流母線側(cè)出現(xiàn)過(guò)電壓。文獻(xiàn)[13]提出串并聯(lián)直流連接風(fēng)電場(chǎng)的過(guò)電壓抑制方法，分析了串并聯(lián)直流連接風(fēng)電場(chǎng)拓?fù)涞奶攸c(diǎn)，研究保證其安全運(yùn)行的控制策略。文獻(xiàn)[14-15]提出了適用于串并聯(lián)型風(fēng)電場(chǎng)風(fēng)電機(jī)組的過(guò)電壓協(xié)調(diào)最大功率追蹤控制策略，抑制風(fēng)機(jī)過(guò)電壓，但是并沒(méi)有考慮傳輸電纜上的網(wǎng)損和壓降。

近年來(lái)，模塊化多相永磁同步發(fā)電機(jī)（Permanent Magnet Synchronous Generator,PMSG）在大功率風(fēng)能轉(zhuǎn)換系統(tǒng)中得到了廣泛的應(yīng)用[16-17]。模塊化多相 PMSG 具有較強(qiáng)的容錯(cuò)性和較小的定子電流，可通過(guò)多模塊變流器直接并網(wǎng)[17-19]。此外，模塊化多相PMSG 無(wú)需變速箱，能降低風(fēng)能轉(zhuǎn)換系統(tǒng)的損耗，提高了系統(tǒng)的效率和可靠性[20-21]。文獻(xiàn)[22-24]提出一種基于開端繞組PMSG 的風(fēng)能轉(zhuǎn)換系統(tǒng)，該系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)了開端繞組PMSG 良好的動(dòng)、穩(wěn)態(tài)運(yùn)行性能。文獻(xiàn)[25]提出一種用于風(fēng)能轉(zhuǎn)換系統(tǒng)的模塊化電力電子解決方案，可實(shí)現(xiàn)大功率模塊化多相PMSG 的高可靠性和容錯(cuò)性。文獻(xiàn)[26]提出了采用模塊化多相PMSG 的風(fēng)電系統(tǒng)直流輸電技術(shù)，但沒(méi)有從系統(tǒng)角度考慮模塊化多相 PMSG 的特性和風(fēng)電場(chǎng)電壓穩(wěn)定控制問(wèn)題。文獻(xiàn)[22-26]中采用常規(guī)PI 控制器，模塊化多相PMSG 可以獲得優(yōu)良的動(dòng)、穩(wěn)態(tài)控制性能。然而，PI 控制器很難在整個(gè)風(fēng)速變化范圍內(nèi)獲得滿意的控制性能。與傳統(tǒng)的PI 控制器相比，模型預(yù)測(cè)控制器在變風(fēng)速下具有跟蹤精度高、動(dòng)態(tài)響應(yīng)速度快等優(yōu)點(diǎn)，得到了廣泛的關(guān)注和研究[27-29]。

若模塊化多相PMSG 內(nèi)部的多個(gè)變流器串聯(lián)在直流環(huán)節(jié)，則模塊化多相PMSG 的直流側(cè)總電壓是單相PMSG 的6 倍。因此，需要串聯(lián)一些PMSG 來(lái)滿足高壓輸電的要求。模塊化多相PMSG 比傳統(tǒng)單相PMSG 更適用于串并聯(lián)直流連接的風(fēng)電場(chǎng)。因此，本文針對(duì)基于模塊化多相PMSG 的海上風(fēng)電場(chǎng)提出一種新型的串并聯(lián)直流連接拓?fù)?。分析了基于模塊化多相PMSG 的串并聯(lián)直流風(fēng)電場(chǎng)的特性，建立模塊化多相PMSG 的數(shù)學(xué)模型，提出適用于模塊化多相永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)的無(wú)差拍功率預(yù)測(cè)控制策略，可實(shí)現(xiàn)dq 軸電流指令的快速精確跟蹤。此外，針對(duì)基于模塊化多相PMSG 的串并聯(lián)直流風(fēng)電場(chǎng)，提出一種考慮直流風(fēng)電場(chǎng)功率潮流的協(xié)調(diào)控制策略，來(lái)調(diào)節(jié)風(fēng)電場(chǎng)內(nèi)各風(fēng)機(jī)的有功出力，達(dá)到抑制串并聯(lián)直流風(fēng)電場(chǎng)的風(fēng)機(jī)過(guò)電壓的目的。

1 基于模塊化多相PMSG 的串并聯(lián)直流海上風(fēng)電場(chǎng)

1.1 基于模塊化多相PMSG 的直流風(fēng)電場(chǎng)拓?fù)?/h3>

基于模塊化多相PMSG 的串并聯(lián)直流海上風(fēng)電場(chǎng)的拓?fù)淙鐖D1 所示，風(fēng)電場(chǎng)包含m×n個(gè)基于模塊化多相PMSG 的風(fēng)機(jī)。m個(gè)基于模塊化多相PMSG的風(fēng)機(jī)通過(guò)電纜串聯(lián)連接形成風(fēng)機(jī)串聯(lián)簇，以滿足電壓傳輸?shù)囊螅渲忻颗_(tái)風(fēng)機(jī)位置距離為2 km。n個(gè)風(fēng)機(jī)串聯(lián)簇并聯(lián)以增加風(fēng)電場(chǎng)的總?cè)萘?，風(fēng)電場(chǎng)采用串并聯(lián)直流連接拓?fù)洌恍枰Ｉ仙龎貉b置、交直流變換器和平臺(tái)。

圖1 基于模塊化多相PMSG 的串并聯(lián)直流海上風(fēng)電場(chǎng)的拓?fù)銯ig.1 The topology of the multi-phase PMSG-based series-parallel DC connected offshore WF

1.2 模塊化多相PMSG 的運(yùn)行特性與模型建立

模塊化多相PMSG 由特性一致的三相永磁電機(jī)單元組成，其結(jié)構(gòu)如圖2 所示。三相永磁電機(jī)單元之間的電、磁、熱相互隔離。對(duì)于模塊化多相PMSG，三相永磁電機(jī)單元可以通過(guò)旁路保護(hù)系統(tǒng)直接串聯(lián)。此外，模塊化多相PMSG 具有定子電流小、容錯(cuò)性高、可靠性高等優(yōu)點(diǎn)，可有效提高串并聯(lián)直流風(fēng)電場(chǎng)的安全可靠性。

圖2 模塊化多相PMSG 結(jié)構(gòu)Fig.2 Structure diagram of modular multi-phase PMSG

同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下模塊化多相PMSG 的電壓狀態(tài)空間方程可描述[30]為

式中，j為發(fā)電機(jī)序號(hào)；idj與iqj分別為發(fā)電機(jī)j的d、q 軸電流；Ro、Ldo與Lqo分別為定子電阻、定子d、q 軸電感；ωe為電氣角速度；ψro為永磁體磁鏈；udj與uqj分別為第j相繞組的d、q 軸電壓。

模塊化多相PMSG 的電磁轉(zhuǎn)矩Te可表示為

式中，np為電機(jī)極對(duì)數(shù)；N為電機(jī)相數(shù)。

圖3 為基于模塊化多相PMSG 的風(fēng)電系統(tǒng)結(jié)構(gòu)。風(fēng)機(jī)主要包括模塊化多相 PMSG、全功率 AC-DC變流器和旁路保護(hù)系統(tǒng)。AC-DC 變流器采用功率預(yù)測(cè)控制算法來(lái)對(duì)模塊化多相PMSG 的有功出力進(jìn)行控制。每個(gè)AC-DC 變流器連接到一個(gè)DC-DC 變流器，DC-DC 變流器的作用是在保持AC-DC 變流器直流環(huán)節(jié)電壓恒定的同時(shí)，將AC-DC 變流器側(cè)直流電壓提升到更高的水平，DC-DC 變流器的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖3 所示。全橋變流器在變壓器一次側(cè)產(chǎn)生高頻方波的同時(shí)，通過(guò)調(diào)節(jié)占空比維持直流環(huán)節(jié)電壓穩(wěn)定，二次電壓通過(guò)變壓器提高到更高的水平，二次側(cè)高壓方波經(jīng)二極管橋整流，輸出濾波器將紋波減小到合適的范圍。

圖3 基于模塊化多相PMSG 的風(fēng)電系統(tǒng)結(jié)構(gòu)Fig.3 Structure diagram of wind power system based on modular multi-phase PMSG

為了防止單段定子繞組在模塊化多相PMSG 中引發(fā)連鎖故障，本文設(shè)計(jì)了旁路保護(hù)系統(tǒng)來(lái)隔離故障定子繞組。DC-DC 變流器輸出端的直流斷路器可以直接切斷整個(gè)故障繞組連接，保證發(fā)電機(jī)的正常運(yùn)行。與傳統(tǒng)三相PMSG 相比，本文提出的新型模塊化多相PMSG 風(fēng)電系統(tǒng)結(jié)構(gòu)具有更高的可靠性。

2 模塊化多相PMSG 的功率預(yù)測(cè)控制

以6 段模塊化多三相PMSG 為例，模塊化多相PMSG 的6 段定子繞組的AC-DC 變流器并聯(lián)結(jié)構(gòu)如圖4 所示。根據(jù)模塊化多相PMSG 的數(shù)學(xué)模型，模塊化多相PMSG 的矢量控制與傳統(tǒng)三相PMSG 類似。為了使控制算法易于實(shí)現(xiàn)，模塊化多相PMSG控制器同時(shí)向6 個(gè)AC-DC 變流器發(fā)出相同的激勵(lì)信號(hào)，對(duì)整個(gè)模塊化多相PMSG 進(jìn)行控制。

圖4 模塊化多相PMSG 的6 段定子繞組AC-DC 變流器并聯(lián)結(jié)構(gòu)Fig.4 Parallel structure diagram of 6-segment stator winding AC-DC converter of modular multi-phase PMSG

模塊化多相PMSG 狀態(tài)方程式（1）的解可表示為

令to=kTs，Ts為采樣周期，假設(shè)采樣周期足夠短，可以得到

由此可得模塊化多相PMSG 的離散狀態(tài)方程為

在實(shí)際的數(shù)字控制系統(tǒng)中，預(yù)測(cè)控制器的實(shí)際輸出電壓與指令電壓之間存在一個(gè)不可逆的單拍延時(shí)，使得在kTs時(shí)刻計(jì)算得到的電壓矢量，如udj(k)、uqj(k)被應(yīng)用于(k+1)Ts時(shí)刻。為了消除單拍延時(shí)對(duì)模塊化多相PMSG 動(dòng)靜態(tài)性能的影響，采用Smith 預(yù)測(cè)控制器預(yù)測(cè)下一次采樣電流，即在(k+1)Ts時(shí)刻的idj(k+1)、iqj(k+1)的值。并可以根據(jù)采樣電流idj(k+1)、iqj(k+1)來(lái)計(jì)算下一控制周期的電壓值udj(k+1)、uqj(k+1)。因此，為了補(bǔ)償單拍延時(shí)，式（5）改寫為

式中，udj(k+1)與uqj(k+1)分別為(k+1)Ts時(shí)刻無(wú)差拍電流控制器的d、q 軸電壓；分別為(k+2)Ts時(shí)刻 d、q 軸參考電流值；idj(k+1)與iqj(k+1)分別為(k+1)Ts時(shí)刻d、q 軸電流值。

根據(jù)式（6）可知，預(yù)測(cè)控制器輸出的電壓矢量需依賴準(zhǔn)確的電流響應(yīng)值idj(k+1)、iqj(k+1)與電流參考值。本文利用Smith 預(yù)測(cè)控制器來(lái)預(yù)測(cè)下一時(shí)刻的電流響應(yīng)值，如式（7）所示。

根據(jù)式（2），假定idj(k)=0，模塊化多相PMSG的電磁轉(zhuǎn)矩離散表達(dá)式為

模塊化多相PMSG 功率P(k)離散表達(dá)式為

結(jié)合式（8）與式（9），可以得到

式中，Pref(k)為電機(jī)功率參考值。

d、q 軸電流參考值可以通過(guò)拉格朗日外推法求解得到，即

本文提出的模塊化多相PMSG 功率預(yù)測(cè)控制策略如圖5 所示。該策略采用電流預(yù)測(cè)控制器來(lái)調(diào)節(jié)dq 軸電流，從而實(shí)現(xiàn)模塊化多相PMSG 的功率預(yù)測(cè)控制，來(lái)代替常規(guī)的PI 控制器，同時(shí)采用Smith 預(yù)測(cè)控制器來(lái)補(bǔ)償實(shí)際數(shù)字控制系統(tǒng)中的單拍延時(shí)。

圖5 模塊化多相PMSG 功率預(yù)測(cè)控制策略Fig.5 Modular multi-phase PMSG power predictive control strategy

3 基于模塊化多相PMSG 的串并聯(lián)直流風(fēng)電場(chǎng)過(guò)電壓抑制控制

在串并聯(lián)直流風(fēng)電場(chǎng)中，串聯(lián)簇內(nèi)的每個(gè)風(fēng)機(jī)流過(guò)的電流相同。在總風(fēng)電場(chǎng)側(cè)直流電壓不變的情況下，各風(fēng)機(jī)的直流端電壓的大小與其有功出力相關(guān)。在大多數(shù)實(shí)際風(fēng)電場(chǎng)中，風(fēng)機(jī)的調(diào)度命令大多采用易于實(shí)施的比例分布控制，同時(shí)也考慮了可用風(fēng)功率[31]。

考慮到風(fēng)能的隨機(jī)性和間歇性以及尾流效應(yīng)，每個(gè)風(fēng)機(jī)的可用風(fēng)能可能不同，從而造成風(fēng)機(jī)直流端電壓的差異。風(fēng)速較高的風(fēng)機(jī)端電壓較高，容易超過(guò)電壓極限值而造成過(guò)電壓，研究考慮過(guò)電壓抑制的風(fēng)機(jī)協(xié)調(diào)控制策略對(duì)風(fēng)電場(chǎng)安全穩(wěn)定運(yùn)行具有重要意義。目前針對(duì)串并聯(lián)直流風(fēng)電場(chǎng)過(guò)電壓抑制控制策略并沒(méi)有考慮傳輸電纜上的網(wǎng)損和壓降，沒(méi)有最大限度地利用風(fēng)電場(chǎng)的可用風(fēng)功率。因此，本文提出了考慮網(wǎng)損和輸電電纜壓降的新型過(guò)電壓抑制控制策略，來(lái)提高風(fēng)電場(chǎng)的過(guò)電壓抑制能力。

本文所提的基于模塊化多相PMSG 的串并聯(lián)直流海上風(fēng)電場(chǎng)拓?fù)淙鐖D6 所示。假定網(wǎng)側(cè)逆變器的直流側(cè)電壓為UDC，風(fēng)電場(chǎng)側(cè)直流電壓為UDWCF，HVDC 傳輸電纜的電阻為Rh，第i個(gè)風(fēng)機(jī)串聯(lián)簇的輸出功率為Pc,i，可以得到

圖6 基于模塊化多相PMSG 的串并聯(lián)直流海上風(fēng)電場(chǎng)結(jié)構(gòu)Fig.6 Topology diagram of series-parallel DC offshore wind farm based on modular multi-phase PMSG

定義每臺(tái)風(fēng)機(jī)的輸出功率與端電壓分別為Pwt,i與Uwt,i，第i簇風(fēng)機(jī)串聯(lián)簇的電流為Ii，每簇風(fēng)機(jī)串聯(lián)簇的總電阻為Rc，考慮每簇風(fēng)機(jī)串聯(lián)簇的功率損耗和電阻，可以得到

結(jié)合式（16）與式（17）可得

式（18）可改寫為

根據(jù)式（19），可得到每臺(tái)風(fēng)機(jī)端電壓的計(jì)算公式為

根據(jù)模塊化多相PMSG 的特性，各段繞組的端電壓UG都相等，因此，風(fēng)機(jī)端電壓與模塊化多相PMSG 的各段繞組端電壓的關(guān)系為

由式（22）可知，只要模塊化多相PMSG 的總端電壓不超過(guò)閾值，各段繞組的端電壓就不會(huì)出現(xiàn)過(guò)電壓?jiǎn)栴}。

圖7 為過(guò)電壓抑制控制策略的流程。風(fēng)機(jī)過(guò)電壓可以通過(guò)以下步驟來(lái)解決：

圖7 過(guò)電壓抑制控制策略流程Fig.7 The flow chart of overvoltage limitation control strategy

（1）根據(jù)各風(fēng)機(jī)的可用風(fēng)功率，利用式（23）計(jì)算各風(fēng)機(jī)的初始指令。

（2）根據(jù)式（21），利用各風(fēng)機(jī)的有功功率參考值預(yù)測(cè)各風(fēng)機(jī)的端電壓。若各風(fēng)機(jī)的端電壓未達(dá)到電壓閾值Ulimit（即Uwt,i＜Ulimit），則風(fēng)機(jī)可以安全穩(wěn)定運(yùn)行，無(wú)過(guò)電壓，風(fēng)機(jī)的有功功率參考值根據(jù)式（23）計(jì)算得到。如果第i臺(tái)風(fēng)機(jī)的端電壓超過(guò)電壓閾值，即Uwt,i＞Ulimit，則風(fēng)機(jī)會(huì)出現(xiàn)過(guò)電壓。根據(jù)式（19），利用電壓閾值可以計(jì)算得到第i個(gè)風(fēng)機(jī)的功率極值為

（4）重新分配每個(gè)風(fēng)機(jī)的有功功率，使得到的每臺(tái)風(fēng)機(jī)的有功功率不超過(guò)極限功率。每臺(tái)風(fēng)機(jī)重新分配的有功功率可以表示為

（5）得到每臺(tái)風(fēng)機(jī)新的有功功率參考值，返回步驟（2），重復(fù)迭代，直至消除風(fēng)機(jī)的過(guò)電壓。

4 仿真結(jié)果

本文搭建圖1 所示的基于模塊化多相PMSG 串并聯(lián)直流海上風(fēng)電場(chǎng)模型來(lái)驗(yàn)證所提控制方法的有效性。風(fēng)電場(chǎng)包含三個(gè)風(fēng)機(jī)串聯(lián)簇，每簇風(fēng)機(jī)由6×10 MW 的模塊化六相PMSG 風(fēng)機(jī)組成，每個(gè)風(fēng)機(jī)串聯(lián)簇中風(fēng)機(jī)的位置相距2 km。HVDC 的傳輸電纜長(zhǎng)度為80 km。網(wǎng)側(cè)變流器控制電網(wǎng)側(cè)直流電壓維持在額定電壓值120 kV。利用Simwindfarm 動(dòng)態(tài)風(fēng)電場(chǎng)建模工具箱，建立了考慮尾流效應(yīng)和湍流的海上風(fēng)電場(chǎng)模型。將提出的功率-電壓協(xié)調(diào)控制策略與常規(guī)比例分配控制方案進(jìn)行了比較，仿真時(shí)間設(shè)定為600 s。

4.1 正常運(yùn)行情況下風(fēng)電場(chǎng)的控制性能

圖8 所示為風(fēng)電場(chǎng)的有功功率參考和總可用風(fēng)電功率曲線。在 0～200 s 內(nèi)，可用總風(fēng)電功率在130 MW 左右波動(dòng)，設(shè)定有功調(diào)度指令為122 MW。在200～400 s，可用風(fēng)電功率逐漸增加到160 MW，有功功率參考值隨著風(fēng)電功率的增加而增加。在400～600 s，風(fēng)電場(chǎng)運(yùn)行于最大功率跟蹤控制模式，圖9 為風(fēng)電場(chǎng)側(cè)直流端電壓，其隨著風(fēng)電場(chǎng)輸出有功功率的波動(dòng)而變化。

圖8 風(fēng)電場(chǎng)有功功率參考值及可用風(fēng)電功率Fig.8 Active power reference and available wind power of WF

圖9 風(fēng)電場(chǎng)側(cè)直流端電壓Fig.9 DC voltage of WF side

圖10 為WT1 和WT7 的有功輸出。在0～200 s內(nèi)，風(fēng)機(jī)的有功輸出在6.5～7.0 MW 之間波動(dòng)。在200～400 s，風(fēng)機(jī)的有功功率輸出逐漸增加到9 MW。在400～600 s，風(fēng)機(jī)的有功功率輸出逐漸減小到7.5 MW。圖11 為風(fēng)機(jī)串聯(lián)簇1、2、3 的電流波形，電流大小隨風(fēng)機(jī)有功功率輸出而變化。

圖10 WT1 及WT7 有功輸出Fig.10 Active power output of WT1 and WT7

圖11 串聯(lián)風(fēng)機(jī)簇1,2,3 電流波形Fig.11 Current waveforms of clusters 1,2 and 3

圖12 為WT1 和WT7 的電壓波形，縮放部分顯示，風(fēng)機(jī)端電壓幅值范圍在21.3～21.5 kV 之間，端電壓波動(dòng)值僅0.2 kV。風(fēng)機(jī)端電壓均保持在可行范圍內(nèi)，提出的串并聯(lián)直流連接的風(fēng)電場(chǎng)能夠安全運(yùn)行。

圖12 WT1 及WT7 端電壓Fig.12 Terminal voltage of WT1 and WT7

4.2 模塊化多相PMSG 控制性能分析

本文提出的模塊化多相PMSG 功率預(yù)測(cè)控制仿真結(jié)果如圖13 和圖14 所示。圖13 給出了模塊化多相PMSG 的d 軸和q 軸電流在300～307 s 內(nèi)的仿真結(jié)果，結(jié)果表明，采用所提出的預(yù)測(cè)功率控制方法，d 軸和q 軸電流均能準(zhǔn)確跟蹤參考電流。圖14 給出了模塊化多相PMSG 定子電流在300～307 s 內(nèi)的仿真結(jié)果，從圖14 中可以看出，定子電流波形沒(méi)有畸變。仿真結(jié)果表明，所提出的功率預(yù)測(cè)控制方法能夠保證風(fēng)機(jī)控制器在風(fēng)速變化情況下準(zhǔn)確跟蹤功率參考值。

圖13 模塊化多相PMSG 的dq 軸電流測(cè)量值與參考值Fig.13 d-and q-axis current and references of modular multi-phase PMSG

圖14 模塊化多相PMSG 定子電流波形Fig.14 Stator current waveforms of modular multi-phase PMSG

4.3 過(guò)電壓情況下風(fēng)電場(chǎng)的控制性能分析

為了驗(yàn)證所提功率-電壓協(xié)調(diào)控制策略的過(guò)電壓抑制能力，將WT5 和WT6 的可用風(fēng)電功率設(shè)為8 MW 以上，其他風(fēng)機(jī)保持在7 MW 左右。各風(fēng)機(jī)可用風(fēng)電功率變化曲線如圖15 所示。圖16 為過(guò)電壓控制性能的比較。當(dāng)不采用所提出的過(guò)電壓抑制控制策略時(shí)，WT5 和WT6 的端電壓明顯超過(guò)24 kV。如縮放部分（A）和（B）所示，采用所提出的過(guò)電壓抑制控制策略可以在風(fēng)速波動(dòng)下有效抑制 WT5和WT6 的過(guò)電壓。

圖15 各風(fēng)機(jī)有功功率輸出Fig.15 WT active power output of the representative cluster

圖16 過(guò)電壓控制性能比較結(jié)果Fig.16 Comparison results of overvoltage control performance

5 結(jié)論

本文建立了基于模塊化多相永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)的新型串并聯(lián)直流海上風(fēng)電場(chǎng)拓?fù)?，提出了模塊化多相永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)串并聯(lián)直流海上風(fēng)電場(chǎng)功率-電壓協(xié)調(diào)控制方法，以滿足高電壓、大功率、高可靠性的大型海上風(fēng)電系統(tǒng)風(fēng)電傳輸需求。針對(duì)模塊化多相永磁風(fēng)力發(fā)電機(jī)的特性，提出了無(wú)差拍功率預(yù)測(cè)控制方法，來(lái)達(dá)到提升dq 軸電流精確快速跟蹤的目的，并實(shí)現(xiàn)了單拍延時(shí)的補(bǔ)償。此外，提出了考慮傳輸電纜網(wǎng)損和壓降的串并聯(lián)直流海上風(fēng)電場(chǎng)功率-電壓協(xié)調(diào)控制策略，解決了直流串聯(lián)拓?fù)湟鸬娘L(fēng)機(jī)過(guò)電壓?jiǎn)栴}，提高了風(fēng)機(jī)的過(guò)電壓抑制性能，保證了風(fēng)電場(chǎng)的安全運(yùn)行。仿真結(jié)果證明了所提無(wú)差拍預(yù)測(cè)控制策略能夠獲得良好的功率跟蹤精度，功率-電壓協(xié)調(diào)控制策略能提升風(fēng)電場(chǎng)在波動(dòng)風(fēng)速下的過(guò)電壓抑制能力。