基于柔性直流的海上風電送出系統設計與研究

王紹東

(中廣核新能源南通有限公司,江蘇,南通 226400)

0 引言

一般來說,基于VSC-HVDC的海上風電送出系統包含一個整流站和一個逆變站,整流站將海上風電場產生的電能傳輸至直流線路上,逆變站接收直流線路上的電能向岸上交流電網傳輸。目前,有研究采用二極管整流器作為整流站的拓撲,以減小整流站的占地規模和造價[4-5],然而,這種拓撲無法為風機提供啟動功率,不能向風電場提供無功功率,無法維持風電場交流電壓穩定。而將兩電平VSC作為逆變站的拓撲則會對交流電網造成諧波畸變,需要配置電容濾波器,增加了控制難度。

針對上述問題,本文提出了一種基于柔性直流的海上風電送出系統,其整流站采用兩電平VSC拓撲結構,逆變站采用MMC拓撲結構。建立系統的數學模型并設計相應的控制系統,實現了有功和無功功率的靈活控制和風電場交流電壓的穩定控制,MMC拓撲的應用使得無需在交流側配置電容濾波器,便可提供較高的波形質量,顯著降低了交流電網的諧波水平。

1 基于VSC-HVDC的海上風電送出系統拓撲

圖1給出了基于VSC-HVDC的海上風電送出系統拓撲圖。相較于傳統LCC換流站,VSC具有能夠提供無功功率補償和沒有換相失敗風險等優勢,且其建造占地面積更小,結構更加緊湊,非常適合于海上整流站的建造,因此本文海上整流站采用兩電平VSC拓撲結構。以岸上逆變站為例,其交流側接入交流電網,需要將直流側有功輸送至交流電網,因此對交流側電壓波形質量有很高要求,而MMC由于其模塊化設計,便于擴展至不同電壓和功率等級,交流側電壓波形質量高和低諧波畸變等優勢[6],被應用至岸上逆變站的拓撲結構。

圖1 基于VSC-HVDC的海上風電送出系統拓撲

2 整流站和逆變站數學模型

2.1 整流站數學模型

整流站采用兩電平VSC拓撲結構,其內部電路拓撲結構如圖2所示。圖中,usa、usb、usc為風電場匯流母線三相相電壓,ica、icb、icc為整流站三相輸入電流,Rc為整流站交流等效電阻,Lc為整流站交流等效電感,uca、ucb、ucc為整流站在交流側生成的三相參考電壓,udc為直流線路極間電壓,Cdc為直流濾波電容。

圖2 整流站兩電平VSC拓撲結構

整流站交流側電壓和電流的動態特性可通過列寫交流側電感的微分動態方程得到,如式(1):

(1)

為了便于對控制系統進行設計,需要三相abc坐標系下的交流側微分動態方程變換至同步旋轉dq坐標系下,此過程需要通過派克變換實現,變換后交流側微分動態方程如式(2):

(2)

其中,icd、icq為整流站輸入電流dq分量,usd、usq為風電場匯流母線電壓dq分量,ucd、ucq為整流站在交流側生成的三相參考電壓dq分量,ωf為風電場角頻率。

2.2 逆變站數學模型

逆變站采用MMC拓撲結構,其內部電路拓撲結構如圖3所示。圖中,usa、usb、usc為交流電網三相相電壓,iva、ivb、ivc為逆變站三相輸入電流,Rarm為MMC橋臂等效電阻,Larm為MMC橋臂等效電感,uva、uvb、uvc為逆變站在交流側生成的三相參考相電壓,udc為直流線路極間電壓,Cdc為直流濾波電容。

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圖3 逆變站MMC拓撲結構

與整流站類似,同樣可以列寫逆變站交流側動態微分方程,如式(3):

(3)

將式(3)變換至同步旋轉dq坐標系下后可得:

(4)

式(4)即同步旋轉dq坐標系下MMC交流側微分動態方程。其中,ivd、ivq為逆變站輸入電流dq分量,usd、usq為交流電網電壓dq分量,uvd、uvq為逆變站在交流側生成的三相參考電壓dq分量,ωg為交流電網角頻率。

與兩電平VSC不同的是,MMC橋臂內三相子模塊電容電壓并不完全相同,三相電壓間的偏差會在橋臂內部造成環流,環流呈現負序二倍頻特性。其同步旋轉dq坐標系下動態微分方程如式(5):

(5)

式(5)即同步旋轉dq坐標系下MMC橋臂環流微分動態方程。icird、icirq為橋臂環流dq分量,uc2d、uc2q為橋臂二倍頻調制信號dq分量。

3 整流站和逆變站控制系統設計

3.1 整流站控制系統設計

根據式(2)所描述的VSC交流側電流動態特性,對其中電流微分項可采用PI控制進行補償,其補償值表達式如式(6):

(6)

圖4 整流站內環電流控制器

對于外環控制器,當VSC連接至雙饋異步風電機時,可采用控制交流側電壓和頻率的控制方式。此時,控制系統直接向風電場提供基準頻率,無需鎖相環對頻率進行追蹤,交流側電壓通過對電壓dq分量的偏差進行PI控制得到交流電流dq分量參考值進行調節。其控制框圖如圖5所示。

圖5 整流站外環電壓控制器

3.2 逆變站控制系統設計

MMC內環電流控制器的控制結構與VSC類似,推導過程和結構不再贅述。對于外環控制器,MMC交流側連接有源電網,有穩定的交流電壓和頻率支撐,而VSC的控制策略需要依靠穩定的直流極間電壓,因此,MMC的控制目標為保持直流極間電壓的穩定,其可通過直流電壓的偏差PI控制得到交流電流d軸分量的參考值來實現。另外,交流電流q軸分量可用來調節交流側的無功補償,其控制框圖如圖6所示。

圖6 逆變站外環控制器

與VSC不同,MMC還需對橋臂內的二倍頻環流進行抑制,以減少運行損耗和增強系統的穩定性。類似的,根據式(5)所描述的MMC橋臂環流動態特性,對環流微分項可采用PI控制進行補償,其補償值表達式如式(7):

(7)

其中,kp2,ki2分別為環流抑制PI控制器比例和積分增益系數。同樣忽略Rarm的影響,根據式(5)和(7)可對橋臂環流抑制控制器進行設計,如圖7所示。

圖7 逆變站環流抑制控制器

4 仿真結果和分析

為了驗證所提出的海上風電送出系統拓撲和控制方式的正確性和有效性,本節在MATLAB/Simulink平臺中搭建了如圖1所示的海上風電送出系統,其中海上風電場由可控功率源進行等效,岸上交流電網由可控交流源進行等效,VSC應用整流站控制系統,其對風電場的交流電壓和頻率進行控制,MMC應用逆變站控制系統,其對直流線路電壓和交流側輸出無功進行控制。整個系統的電路和控制參數如表1所示。

表1 系統電路和控制參數

令系統穩態初始運行點為風電場等效功率源輸出功率80 MW,MMC向交流側輸出無功功率0 MVar,t= 0.5 s時,風電場輸出功率由80 MW階躍至100 MW,系統暫態特性波形如圖8所示。

(a) 有功無功暫態波形

由圖8(a)可得,t= 0.5 s時風電場輸出有功功率由80 MW快速提升至100 MW,無功功率在小幅度波動后恢復至原穩態運行點。圖8(b)顯示了風電場電壓dq分量波形,由圖可見,在風電場功率增加后,PCC處出現了功率盈余導致電壓瞬時升高,之后迅速恢復至額定電壓值,說明了VSC外環交流電壓控制器的有效性。圖8(c)直流線路電壓波形,t= 0.5 s時受功率盈余影響,直流電壓上升1%左右,其后受MMC直流電壓控制的影響,逐漸恢復至原穩態運行點。圖8(d)為逆變站MMC橋臂環流dq分量波形,由圖可見在t= 0.5 s前環流dq分量保持為零不變,在受到功率擾動后,環流dq分量出現了短時暫態波動,0.6 s后恢復至原穩態運行值,驗證了環流抑制控制器的正確性和有效性。

5 總結

本文提出了一種基于柔性直流的海上風電送出系統拓撲,其中整流站采用兩電平VSC拓撲,逆變站采用MMC拓撲,分別建立了其數學模型并設計了相應的控制系統,給出了具體的控制框圖,使整流站VSC實現了風電場交流電壓和頻率的穩定控制,逆變站MMC實現了直流線路極間電壓和交流側無功功率的穩定控制,同時橋臂內部環流得到了有效抑制,顯著降低了MMC的運行損耗和交流電網的諧波水平。最后,以一個簡化的海上風電送出系統為例,測試了其在風電場輸出功率提升工況下系統的暫態響應特性,結果表明所提出的海上風電送出系統拓撲能夠有效應對風電場功率波動,各外環內環控制器控制效果良好,暫態響應迅速且具有良好的穩定性。