一种海上风电场全直流电能汇聚设计方案

 孙冠群，蔡慧，陈卫民

 （中国计量学院机电工程学院，浙江杭州 310018）

摘要：高压直流输电已是海上风电场的首选输电方式。取消海上变电站的全直流电能汇聚是当前海上风电场高压直流输电的发展趋势之一。在直流串并联拓扑结构基础上，提出了一种直流混联矩阵( DC hybridmatrix．DCHM)的拓扑结构。该拓扑结构在不同支路的相邻机组间设有常开电力龟子开关，当一方机组停机时．电力电子开关闭合，由相邻的机组承载，明显降低过电压值。在DCHM结构基础上，提出了风电场布局优化设计方案  经仿真验证表明，该方案能降低电气元件采购成本、提高发电效益和风电场可靠性。

关键词：风电场；直流串并联；直流混联矩阵；过电压和过电流；布局设计

0引言

 高压直流输电技术的线路损耗小、稳定性好，受到越来越多的重视。风电行业尤其是中远距离海上风电场采用高压直流输电方式已成为业界的普遍共识。海上风电场单机功率的增大虽然能明显提高发电效益并降低成本，但随着单机功率的加大，安装的成本越来越高，因此对其轻重量小尺寸追求比较迫切。海上设备的维护不如陆地上的方便．对结构简单化也有迫切追求。此外，提高输电效益也是海上风电发展的关键。

 基于海上风电发展的需求，无海上变电站的全直流电能汇聚及其高压直流研究成为发展趋势，文献[9-13]聚焦于采用直流串联的风电场拓扑结构及其控制。直流串联结构的最大优点除了无海上变电站，也极易控制，但最大的缺点是：当海底电缆一处断路时，整个串联风场将完全中断。文献[4]对直流串并联拓扑结构的设计方法、协调控制等问题进行了较为深入的研究。直流串并联结构的拓扑结构克服了直流串联结构的缺点，可靠性和效益有所提高，但也存在凶个别机组故障停机时，与其串联的可发电机组需要被迫停机的可能，发电效益没有最大化。

 本文给出了一种海上风电场全直流电能汇聚结构设计方案，通过与直流串并联拓扑结构的对比分析给出所提出的拓扑结构的优势，并通过计算给出风电场布局设计方案，最后进行仿真验证该方案的有限性。

1  风电场新型直流输电拓扑结构

1.1  DCHM拓扑结构方案

本文提出的新型拓扑结构为：多台永磁直驱同步发电机( PMSG)组（各自内部经整流、隔离、直流变换后输出）先串联为一条支路，多条这样的支路之间并联，属于不同支路但横向相邻的发电机组之间也通过电力电子器件连接，以而形成一种既有串联、并联，又有相邻互联的矩阵结构，定义为直流混联矩阵(DC hybrid matrix，DCHM)拓扑结构。此拓扑方案无需海上变电站，可节省大量投资，而且海上所有输电线路全为直流，损耗小。如图1为本项目提出的DCHM结构方案。

1.2  与其他结构方案比较分析

 对于并联结构的海上风电场，一般需建设海上变电站。对于串联结构的风电场，考虑到中国东南沿海的各省份，大部分近海区域地质复杂，岛屿众多，人口密集，经济活动非常频繁，如若一处海底电缆因人为因素或经济活动发生破坏被迫中断．则整个风场将中断电力供应，尤其离岸较远的大型海上风电场，不适宜采用串联拓扑汇聚电能。因此本文对这2种拓扑结构的风场不做讨论。

串并联结构的风场拓扑如图2所示。假定所有发电机组均经最大功率点跟踪(maximum powerpoint tracking，MPPT)控制后，运行于额定点，各参量额定点标么值为1．则全部额定正常运行时如图1和图2所示结构中总输出电压均为m.总电流均为n。

 下面以mXn=5x4的机组数为例．对图1和图2这2种拓扑结构进行比较分析。鉴于欧洲风场的试验经验，一台机组故障停机后，第二台机组故障停机出现在串联的相邻机组的几率最高：也考虑到相邻的机组间地理位置靠近、风速接近，如若遇到超低或超高风速时，常出现相邻机组同时脱网的情况。本文针对这2种拓扑结构，比较其中一条支路上一至数台机组同时停机脱离供电的情况。

若出现某机组停机，串并联结构拓扑往往采用旁路掉该机组的方法，如图3所示。

 设每台机组电压限值为1.5。假设31机组停机被旁路，此时因并联关系，该支路的电压5不变，原31机组承担的电压均分到同支路的其他4台机组上，因此各为1.25．如图3所示。如若此支路31机组和另外一台机组同时停机旁路．则相应的同支路其他机组电压将达到1.667．超过了限定值，不能长期运行；更严重的情况是：若同支路3台机组同时停机旁路，则其他完好机组要各承担2.5倍的更高电压，此时只能是将本来完好的11、21机组也立刻停机。冈此在以上条件下，小于或等于5机组串联的串并联拓扑结构限定了每条支路上最多只能有一台机组旁路，达到或超过2台机组冈故障或风速等原因需停机时．只能是该支路其余机组全部退出供电，则大大降低了发电场效益。解决方案之一是提高选用的开关器件的耐压限值，但这不可避免地增加了采购成本．并且当前主流的IGBT中的最高电压等级也不超过7 kVc161。

采用DCHM模式，同样考虑这3台机组停机。如图4a）所示，31、41、51机组停机，开关VT2闭合互联，32、42、52机组承载了停机的3台机组。此时最大机组电压来自非互联机组．为1.429；最大机组电流来自互联的承载机组，为1.4。总输出电流与图3相同，输出电压凶各支路支撑不变，从而总输出功率也不变。而串并联时最高电压为2.5，可见改用DCHM结构后，第2支路互联后机组最高电压降低了很多，同时降低了机组变流器内部IGBT开关管及其他相关电气元件的耐压限值，降低了成本。

 进一步将第3、4支路先后拖人承载，如图4b)和c）所示．VT6和VT10先后闭合，最高电压分别下降到1.25和1.176．最大电流分别下降到1.2和1.133。而总输出功率保持不变。可见，停机机组同时互联的支路越多，最高电流电压下降幅度越大．但总的输出功率还是维持不变，因此可采用机组停机之后将全部支路的同位置相邻机组间全部互联起来的方式，可获得最小的电压和电流限值．而输出总功率与互联前相比没有变化。

 从以上的初步分析可见，采用DCHM及相应的控制方式后，降低了选择功率器件及其他耐压元件的最高电压等级，节省了成本。相比串并联结构，明显提高了发电效益。

 下面具体分析这种方法的通用设计计算方法。主要根据机组功率变换器给定的最高耐压和耐流条件．以及预期允许的最高可停机机组数量，获取DCHM结构的mxn限定公式。

2基于DCHM结构的风电场设计

设ay和q分别代表机组功率变换器允许超出额定电压和额定电流后的限值（即假如要求电压≤1.5，则a=0.5），p为风电场总输出直流功率，均用标么值表示，全部正常运行时，假设均运行于额定状态，则总功率

式中：m为串联机组数，即为风电场总直流电压值：n为并联支路数，即为风电场总直流电流值。

 另外，设g代表允许的最高停机机组数量，s表示停机发生后互联的支路数（s<n．如图4c）所示。=3条支路互联），根据1.2节的结论，本处令s=n-1．以获得最小过电压过电流为前提条件。

考虑有某支路g个机组停机情况，采用DCHM结构方案时，总输出功率为

此时因并联支撑使得支路电压即总电压不变，总电流为

Vg=m,是支路电压也是总电压。根据图4可知．被互联的支路中电流相对更大，此时电路中机组最大电流值为

根据式(5)，参考图4，未被互联的支路机组的电流均相同，表示为

由于O<g/mn<1，可见i。值明显小于1。

采用类似的方法，因互联支路中的机组电压更小．未与停机机组互联的支路机组电压最大，所以电路中机组最大电压值为

其中，因假定额定状态，并且各机组均处于额定功率输出，则p。=1为单台机组功率；∥(mn-g)≤a，即

联立式(7)和式(8)可得

m、n均取整数，变换式(9)又可得

 式(9)和式(10)即为根据已知条件获得的风电场机组DCHM布局设计的约束条件。

 当出现不同支路中的不同机组停机情况时．按照相邻支路内停机机组数由少到多的顺序互联，即优先选择相邻无停机机组的支路互联．并且与前述一样．只要最高耐压和电流不小于某一限定值如1.5．则按前述规则持续互联直至形成最大s即（n-1）个支路互联。

另外，关于经济性问题，该DCHM结构相比串并联结构．所增加的开关管的数量为

 由式(11)可见，风电场开关管增加的数量少于机组数量，而每套机组的功率变换器中开关管数量众多，与d相比往往是数量级的关系。因此，可以预期．采用DCHM结构后可采购较低的耐压限流值的开关管模块．其节省的总成本应大于d个互联所需的开关管模块的采购成本．而DCHM结构所增加的控制部分．则主要体现在控制软件中，并不会增加额外硬件投资。此外，更重要的是．部分机组停机时DCHM结构及以上控制方案对电力传输效益的提高是很可观的．因此采用DCHM结构是合适的，尤其适合机组功率变换器结构复杂，机组数量众多的大型海上风电场。

3仿真分析

 仿真针对1.2节所示的5x4=20台机组的串并联结构和DCHM结构．考虑最多3台机组同时出现停机。仿真运行中，假定风速不变（保持额定值）．每套PMSG机组均自行采取MPPT控制，所有机组均在额定点运行（所有变量均为1）。

先进行串并联结构的机组停机后的电压电流动态仿真。根据如图3所示情况，在1 s时出现31机组停机旁路．3 s时加入41机组停机旁路．5 s时再加入51机组成为第3台被旁路的机组。图5给出了最大电压和停机支路电流的动态变化过程。

 对照图3所示的理论值，仿真结果相仿。旁路后电压电流基本在0.5 s以内达到新的稳定状态，动态反应快，并且电压电流均基本无超调。虽然停机支路电流小于额定值．但最大电压随着停机及旁路机组越多近乎成倍增大。

根据图4的DCHM结构，考虑1号支路的31、41、51机组同时停机。1 s时发生3组停机并与2号支路互联（见图4a））；3s时3号支路加入互联（见图4 b））；5s时4号支路加入互联（见图4c））。相应的最大电压和最大电流动态仿真变化情况如图6所示。

 对照图4的理论结果可见．仿真基本达到预期效果，相对串并联情况．DCHM开关闭合后电压开始时出现略微振荡的情况．这是由于仿真中各发电机组控制的影响．而电流无振荡情况源自线路等效电感的存在．并且也基于等效电感的影响．由图6可见，最大电流的动态调整过程时问较长，当然，鉴于海上风力的相对稳定性，秒级的动态调整过程也是可以接受的。另外，虽然DCHM结构下最大电压和最大电流均有一定的超调．但基本在10%以内。

4结语

 本文所述DCHM结构下的承载方式．有效降低最高电压．不浪费所需ICJBT等电气元件的定额电压，提高发电效益和风电机组利用率。根据风电场实际情况，在确定最大停机数量或比例后，即可在风场运行中进行相应的承载控制．保证完好机组在可发电风速范围内的正常运行发输电。