基于RMC的海上風(fēng)電多端高壓直流輸電研究

鄧文浪， 陳勇奇， 郭有貴， 袁婷， 蔣衛(wèi)龍

(湘潭大學(xué)信息工程學(xué)院，湖南湘潭411105)

0 引言

海上風(fēng)力發(fā)電具有資源豐富，環(huán)境污染少等優(yōu)勢，已成為重要的可持續(xù)能源。在遠距離海上輸電中，高壓直流輸電(high voltage direct current，HVDC)比交流輸電具有更高的經(jīng)濟性、可靠性、穩(wěn)定性。受傳輸距離、維護成本、安裝空間的限制，海上風(fēng)電場HVDC要求換流器等設(shè)備具有高集成度、高效率等特點。目前傳統(tǒng)的換流器則普遍存在轉(zhuǎn)換級數(shù)較多、效率低等不足，電解質(zhì)電容的使用增大了換流器體積和重量，降低了系統(tǒng)的可靠性，難以滿足海上風(fēng)電的要求［1］。

精簡矩陣變換器(reduced matrix converter，RMC)是一種從傳統(tǒng)矩陣變換器拓?fù)渲醒苌鰜淼男滦凸β首儞Q器［2］，具有結(jié)構(gòu)緊湊、控制自由度大、輸入/輸出性能優(yōu)良等優(yōu)點。由RMC構(gòu)成的換流器具有轉(zhuǎn)換級數(shù)少、高功率密度、高可靠性和高效率等優(yōu)點，是海上風(fēng)電－HVDC系統(tǒng)一種頗具潛力的換流器［3］。近年來各國學(xué)者在RMC換流器的調(diào)制策略、換流技術(shù)、損耗分析以及在海上風(fēng)電－HVDC系統(tǒng)中應(yīng)用等方面展開研究，取得了一定的研究進展［4－7］。

目前，基于RMC的海上風(fēng)電－HVDC系統(tǒng)拓?fù)湟噪p端口為主(海上RMC換流器端口和岸上并網(wǎng)換流器端口)。在岸上交流電網(wǎng)電壓跌落期間，由于岸上換流器熱容量有限，須對輸出電流進行限制，這樣導(dǎo)致了并網(wǎng)輸出功率減少。當(dāng)風(fēng)電機組保持正常運行時，會引起HVDC系統(tǒng)有功功率傳輸不平衡，造成直流側(cè)電壓泵升［8］。目前基于RMC的海上風(fēng)電－HVDC系統(tǒng)控制策略研究以雙端口拓?fù)淇刂茷橹鳎?］，未對RMC－HVDC系統(tǒng)各種工況和電網(wǎng)故障情況下系統(tǒng)拓?fù)浜蛥f(xié)調(diào)控制做出深入研究。

本文在深入分析RMC雙極性電壓空間矢量調(diào)制策略(bi－polar voltage space vector pulse－width modulation，B－V－SVM)的基礎(chǔ)上，建立了基于RMC的三端口高壓直流輸電系統(tǒng)，提出了基于RMC的直驅(qū)型海上風(fēng)電－HVDC系統(tǒng)的控制策略，實現(xiàn)了風(fēng)電機組的最大風(fēng)能捕獲、HVDC岸上逆變器并網(wǎng)有功/無功功率的解耦控制。針對電網(wǎng)電壓跌落時引起的HVDC系統(tǒng)有功功率傳輸不平衡問題，利用超級電容器的快速充放電能力，提出了超級電容器儲能端口雙向DC－DC變換器的控制策略，DC－DC變換器根據(jù)直流電壓變化實時對超級電容進行充放電，使HVDC系統(tǒng)傳輸?shù)挠泄β蔬_到動態(tài)平衡，有效提高了海上風(fēng)電－HVDC系統(tǒng)的低電壓穿越能力，增強了系統(tǒng)的可靠性和穩(wěn)定性。仿真驗證了所提控制策略的正確性和有效性。

1 電壓源型RMC換流器拓?fù)浼捌湔{(diào)制策略

1.1 電壓型RMC換流器

電壓型RMC換流器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1所示，由RMC、高頻變壓器、二極管全橋整流器組成。電容C起緩沖橋臂關(guān)斷時的沖擊電流和減小直流側(cè)諧波等作用。

圖1 RMC拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.1 Topology structure of RMC

RMC拓?fù)渑c雙級矩陣變換器的整流級類似［10～11］，具有雙向流通能力。它將發(fā)電機輸出的三相交流電壓轉(zhuǎn)換成正負(fù)交變的高頻電壓，相當(dāng)于傳統(tǒng)換流器中的AC/DC－DC/AC的兩級變換器。因而可以減少轉(zhuǎn)換級數(shù)和開關(guān)數(shù)量，同時也提高了系統(tǒng)轉(zhuǎn)換效率和可靠性。高頻變壓器起到改變電壓等級、電氣隔離的作用，正負(fù)交替的高頻脈沖電壓進行升壓后，作為全橋整流的輸入。由于傳輸?shù)氖歉哳l電，變壓器、濾波器等元件的體積和重量大大減小。二極管全橋整流器將高頻變壓器輸出的高頻脈沖電壓轉(zhuǎn)換成直流電。

1.2 電壓型RMC雙極性空間矢量調(diào)制策略

傳統(tǒng)的電壓型PWM變換器輸出直流電壓極性不變，采用的是常規(guī)空間矢量調(diào)制，即利用扇區(qū)兩個相鄰的基本矢量與零矢量通過矢量合成得到所需的輸入電壓矢量。電壓型RMC輸出的是正負(fù)交替的脈沖電壓，其空間矢量調(diào)制在輸出電壓極性變化情況下進行，因而與常規(guī)SVM法不同。具體調(diào)制方法如圖2所示，參考輸入相電壓矢量由其所在扇區(qū)相鄰的2個基本矢量(用來輸出正脈沖電壓Udc)和與之相反的2個基本矢量(用來輸出負(fù)脈沖電壓－Udc)以及零矢量來合成。由于電壓型的RMC輸出極性有正有負(fù)，將這種調(diào)制策略稱為雙極性電壓空間矢量調(diào)制策略(bi－polar voltage space vector pulse－width modulation，B－V－SVM)。如圖2所示，以扇區(qū)1為例，基本矢量Uab、Uac和與之極性相反的基本矢量Uba、Uca與零矢量Uaa共同合成參考輸入相電壓矢量Ur。

圖2 輸入相電壓空間矢量分布和合成Fig.2 Distribution and synthesis of input phase voltage space vector

圖2中 Uab，Uac，Ubc，Uba，Uca和 Ucb共 6 個基本矢量，其中S為扇區(qū)號。設(shè)Ux1、Uy1和與之極性相反的Ux2和Uy2為合成某一參考輸入相電壓矢量Ur的基本矢量。φo為Ur與Ux1的夾角。B－V－SVM將一個開關(guān)周期分成前半周期和后半周期，在前半周期內(nèi)，由基本矢量Ux1、Uy1及零矢量Uz合成Ur，即

式中，Tp為一個PWM周期。此時RMC輸出的電壓為 Udc。dx1、dy1和 dz分別為 Ux1、Uy1和 Uz對應(yīng)占空比，有

式中:Tx1、Ty1為有效矢量 Ux1、Uy1的作用時間;m 為調(diào)制系數(shù)，0≤m≤1。

同理，在后半周期使用的基本矢量極性與前半周期的基本矢量相反，即由Ux2和Uy2及零矢量Uz來合成參考輸入相電壓矢量。此時RMC輸出與前半周期極性相反的電壓:－Udc。則在一個周期Tp內(nèi)

為了降低開關(guān)損耗，減少換流過程中開關(guān)動作次數(shù)，需要合理地分配各個矢量的作用順序。同樣以扇區(qū)S=1為例，合成Ur的基本矢量為Uab，Uac，Uba，Uca和零矢量Uaa。它們的動作時間和順序如圖3所示。

圖3 電壓型RMC的輸出電壓、矢量合成時間和順序Fig.3 The output voltage、the timing and sequence of vector synthesis for voltage source RMC

扇區(qū)S=1時，在一個開關(guān)周期內(nèi)各個IGBT的開關(guān)動作狀態(tài)分別如圖4所示。

圖4 扇區(qū)1內(nèi)空間矢量參考電壓開關(guān)動作Fig.4 Switching action of a reference voltage for space vector modulation in sector S=1

2 基于RMC三端海上風(fēng)電－HVDC并網(wǎng)拓?fù)浼皡f(xié)調(diào)控制

本文提出的直驅(qū)型海上風(fēng)電－HVDC的三端口系統(tǒng)拓?fù)淙鐖D5所示。

圖5 RMC-HVDC系統(tǒng)三端口框圖Fig.5 Block diagram of the RMC-HVDC system

為了使整個系統(tǒng)協(xié)調(diào)運行以及實現(xiàn)功率的靈活控制，各端口按如下要求具體控制:

1)電機側(cè)RMC換流器控制發(fā)電機輸出的有功功率以實現(xiàn)最大風(fēng)能跟蹤。

2)網(wǎng)側(cè)VSC換流站工作于定直流電壓和定無功功率控制模式，其控制目的是保持直流電壓穩(wěn)定以及對并網(wǎng)無功進行調(diào)節(jié)。

3)超級電容儲能系統(tǒng)在電網(wǎng)電壓跌落期間根據(jù)直流電壓的變化吸收直流側(cè)多余的能量，提高系統(tǒng)的功率平衡能力。

2.1 RMC換流器控制策略

機側(cè)RMC換流器的主要目標(biāo)是控制風(fēng)力機使其運行在最佳功率輸出點。槳距角一定時，一定風(fēng)速下，存在一個最優(yōu)轉(zhuǎn)速ω以及最佳葉尖速比λopt，使得風(fēng)能利用系數(shù)Cmax為最大，此時風(fēng)力機的轉(zhuǎn)換效率最高。因此，要實現(xiàn)最大風(fēng)能捕獲，就必須及時調(diào)整風(fēng)力機的轉(zhuǎn)速，使其始終保持在最佳葉尖速比運行。

當(dāng)槳距角一定時，一定風(fēng)速下風(fēng)力機的最佳功率Popt只與轉(zhuǎn)速有關(guān)，有

式中:風(fēng)力機的葉片半徑為r;空氣密度為ρ;風(fēng)力機轉(zhuǎn)速為ω。根據(jù)風(fēng)力機的實時轉(zhuǎn)速ω計算出最佳輸出功率Popt，減去風(fēng)力機的機械損耗P0、發(fā)電機的銅損Pcu、鐵損Pfe，得到發(fā)電機的最佳有功功率給定=Popt－P0－Pcu－Pfe。根據(jù)有功指令控制發(fā)電機的輸出有功功率，使風(fēng)力機按照最佳功率曲線逐步調(diào)整到最佳工作點［12－14］。

假設(shè)d－q坐標(biāo)系以同步速度旋轉(zhuǎn)且q軸超前于d軸，將d軸定于轉(zhuǎn)子永磁體的磁鏈方向上，經(jīng)過abc/dq0坐標(biāo)變換之后。得到電機定子電壓方程為

式中:L、R為定子電感和電阻;ud、uq為發(fā)電機端電壓的d、q軸分量;id、iq為定子電流d、q軸分量。ψ為永磁體磁鏈，ω為電角速度。對于極對數(shù)為p的隱極永磁同步電機Ld=Lq，電磁轉(zhuǎn)矩的表達式為

可見，通過控制定子電流的q軸分量可以控制發(fā)電機的電磁轉(zhuǎn)矩，進而達到控制發(fā)電機的轉(zhuǎn)速的目的。

發(fā)電機控制系統(tǒng)采用雙閉環(huán)控制結(jié)構(gòu)，控制框圖如圖6所示，外環(huán)為功率環(huán)，PI控制器輸出作為定子電流q軸分量給定，有

式中，Kp1、KI1分別為功率環(huán)PI調(diào)節(jié)器的比例調(diào)節(jié)增益和積分調(diào)節(jié)增益，定子電流d軸分量設(shè)定為0。

內(nèi)環(huán)為電流環(huán)，式(6)表明，d、q軸電流除了受控制量 ud、uq的影響，還受耦合項 － ωLiq、ωLid以及ωψ的影響。為了消除d、q軸之間的電流耦合影響，采用前饋解耦控制，d、q軸PI調(diào)節(jié)器輸出為ud'和uq'，分別加上耦合電壓補償項Δud和Δuq，得到d、q軸控制電壓分量ud和uq，即

式中，KP2、KI2分別為電流環(huán)PI調(diào)節(jié)器的比例調(diào)節(jié)增益和積分調(diào)節(jié)增益。

圖6 RMC控制框圖Fig.6 Control block diagram of RMC

2.2 電網(wǎng)VSC控制策略

采用電網(wǎng)電壓定向的矢量控制技術(shù)，同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系d軸按照電網(wǎng)電壓定向［15－16］，則q軸上的電網(wǎng)電壓分量為0，VSC控制框圖如圖7所示。

圖7 網(wǎng)側(cè)VSC控制框圖Fig.7 Control block diagram of grid-side VSC

egd、egq和 igd、igq分別為電網(wǎng)側(cè)電壓和電流的 d、q軸分量，ωg為電網(wǎng)角頻率，Lg為進線電抗器電感。在d－q坐標(biāo)系中，經(jīng)VSC并入三相交流電網(wǎng)的有功/無功功率為

由式(10)可知，通過分別控制d、q軸上的電流分量igd和igq即可獨立控制并網(wǎng)有功/無功功率。如圖7所示，VSC采用雙閉環(huán)控制。外環(huán)為電壓環(huán)，其PI調(diào)節(jié)器輸出量作為有功電流給定，并網(wǎng)無功功率控制通過設(shè)定無功電流給定實現(xiàn)，本文設(shè)為0。內(nèi)環(huán)為電流環(huán)，其PI調(diào)節(jié)器輸出量加上耦合電壓補償項 － ωgLgigd、ωgLgigq以及 egd，得到 VSC 的控制電壓參考信號，最后利用SVM調(diào)制產(chǎn)生驅(qū)動信號來控制功率開關(guān)管的通斷。

2.3 儲能端雙向DC/DC變換器控制策略

如圖8所示，儲能系統(tǒng)主要由雙向DC/DC變換器、超級電容、電抗器等組成。超級電容器可由一個理想電容與一個電阻串聯(lián)來等效。

圖8 DC/DC變換器Fig.8 DC/DC converter

DC/DC變換器的控制框圖如圖9所示。

圖9 DC/DC變換器的控制Fig.9 Control system of DC/DC converter

直流側(cè)電壓反饋值Udc和給定值的偏差經(jīng)PI調(diào)節(jié)后得到電流的給定值為

Ud與三角載波比較，作為雙向DC/DC變換器的PWM 控制信號［17］。

為了超級電容安全起見，在穩(wěn)定直流電壓的基礎(chǔ)上對電容電壓進行限幅控制。根據(jù)超級電容兩端電壓Uc的實際值，通過與超級電容允許的最大充電電壓以及允許的最小放電電壓比較，將參考電流限制在一定值內(nèi)，具體分析如下:

1)當(dāng)直流側(cè)電壓Udc超過參考值時，電流給定值為正，變換器工作在Buck模式，超級電容器充電儲能。當(dāng)充電電壓Uc未達到最高限幅值時，電流調(diào)節(jié)器的電流給定信號=;當(dāng)Uc達到限幅時，此時電流給定值由限幅模塊輸出決定。

2)當(dāng)直流側(cè)電壓Udc低于參考值時，電流給定值為負(fù)，變換器工作在Boost模式，超級電容器放電，當(dāng)放電電壓Uc未達到最低限幅值時，電流調(diào)節(jié)器的電流給定信號;當(dāng)Uc達到限幅時，此時電流給定值由限幅模塊輸出決定。

為了防止電容器頻繁的投入和投出，設(shè)置了一個滯環(huán)控制［18］，電壓偏差不大時，由送受兩端協(xié)調(diào)控制實現(xiàn)有功功率平衡傳輸，此時D=0，超級電容不工作。電壓偏差超過一定程度，說明兩端口協(xié)調(diào)處理功率能力有限，需要投入超級電容器來增強系統(tǒng)的有功功率處理能力。此時D=1，超級電容工作參與吸收有功功率。

3 仿真實驗

利用Matlab/SIMULINK搭建了系統(tǒng)仿真模型。仿真參數(shù)如下:1)永磁同步電機額定功率為1 MW，極對數(shù)為 p=32，定子電阻 R=0.29 Ω，交軸電感L=3.5 mH。2)直流線路:直流電容 C=6.8e－4F，直流線路總長L=85 km，直流線路電阻、電感、電容值分別為 Rdc=0.007 1 Ω/km，Ldc=0.013 mH/km，Cdc=0.23 μF/km，直流側(cè)電壓 Udc=10 kV。3)高頻變壓器額定容量Sn=1.5 MVA，額定工作頻率fn=10 kHz，變比為1:15。4)網(wǎng)側(cè)VSC進線電抗器電阻R=0.1 Ω，電感 L=0.6 mH，電網(wǎng)頻率 f=50 Hz，交流側(cè)電壓 Ug=6.6 kV。5)超級電容器組 Ceq=87.75 F，串聯(lián)等效電阻為Req=6.15 mΩ。文章仿真結(jié)果采用了標(biāo)幺值，其中直流電壓的基準(zhǔn)值為10 kV，交流電壓的基準(zhǔn)值為6 kV。

3.1 風(fēng)速變化情況下的仿真實驗

風(fēng)電機組定子電壓/電流如圖10(a)～圖10(b)所示。RMC輸出電壓如圖10(c)所示，其為正負(fù)交變的脈沖電壓。輸出電流波形如圖10(d)所示，每個PWM周期內(nèi)的脈沖電流由與5個基本矢量對應(yīng)的5級電流合成，這與文章1.2節(jié)提出的B－V－SVM算法相符。

當(dāng)t=0.5 s時，風(fēng)速由12 m/s降至10 m/s，發(fā)電機的轉(zhuǎn)速、最佳功率給定值、發(fā)電機組輸出功率以及并網(wǎng)電壓/電流、并網(wǎng)功率波形如圖10(e)～圖10(i)所示，風(fēng)速分別在12 m/s和10 m/s時，發(fā)電機的理論最佳轉(zhuǎn)速ω和實際轉(zhuǎn)速值ωopt非常接近，輸出功率Ps能夠較好地跟蹤最佳給定值。網(wǎng)側(cè)VSC并網(wǎng)無功功率為零，電流諧波少。如圖10(j)可知，網(wǎng)側(cè)換流器具有較強的維持直流電壓穩(wěn)定的能力，風(fēng)速波動時直流電壓基本保持穩(wěn)定。

圖10 RMC輸出及發(fā)電機組系統(tǒng)參數(shù)變化時波形Fig.10 The RMC output and waveforms of wind turbine parameter changes

3.2 未投入超級電容器時電網(wǎng)電壓跌落情況下的仿真實驗

如圖11(a)～圖11(c)所示，t=0.3 s時電網(wǎng)電壓出現(xiàn)一個0.5 pu跌落，持續(xù)時間為0.1 s，網(wǎng)側(cè)VSC輸出電流上升 (由于采取限流措施，輸出電流不會超過1.5 pu)，輸出有功功率Pg下降。HVDC系統(tǒng)輸入功率大于輸出功率，直流電壓出現(xiàn)泵升，如圖11(d)所示。

3.3 投入超級電容器時電網(wǎng)電壓跌落情況下的仿真實驗

當(dāng)儲能系統(tǒng)投入后，超級電容吸收了直流側(cè)所產(chǎn)生的多余能量Pc，維持了HVDC系統(tǒng)兩端的功率平衡，抑制了直流電壓的泵升。電網(wǎng)電壓/電流、并網(wǎng)有功功率波形如圖12(a)～圖12(c)所示，超級電容吸收的功率、兩端電壓/電流以及HVDC系統(tǒng)直流電壓波形如圖12(d)～圖12(g)所示。

圖11 電網(wǎng)電壓跌落0.5pu情況Fig.11 Waveforms during voltage drop 50%

圖12 儲能投入后仿真情況Fig.12 Waveforms with energy storage system

4 結(jié)語

本文介紹了電壓源型RMC的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，深入分析了電壓型RMC的B－V－SVM調(diào)制策略，提出了基于RMC的三端海上風(fēng)電－HVDC系統(tǒng)協(xié)調(diào)控制策略。機側(cè)RMC換流器控制策略實現(xiàn)了風(fēng)電機組的最大風(fēng)能捕獲，岸上 VSC換流器控制實現(xiàn)了HVDC直流電壓控制、并網(wǎng)有功/無功功率的獨立控制。提出了超級電容器儲能系統(tǒng)的雙向DC/DC變換器控制策略，在電網(wǎng)電壓跌落時，超級電容能夠吸收HVDC直流側(cè)多余的能量，有效提高了海上風(fēng)電－HVDC系統(tǒng)的低電壓穿越能力。

［1］MOGSTAD A B，MOLINAS M.Power collection and integration on the electric grid from offshore wind parks［C］//Nordic Workshop on Power and Industrial Electronics，June 9 －11，2008，Espoo，F(xiàn)inland，2008.

［2］GARCES A，MOLINAS M.A study of efficiency in a reduced matrix converter for offshore wind farms［J］.IEEE Transactions on Industrial Electronics，2012，59(1):184 －193.

［3］GARCES A，MOLINAS M.High frequency wind energy conversion from the ocean［C］//Proceedings of 2010 International Power E-lectronics Conference，June 21 － 24，2010，Sapporo，Japan.2010:2056－2061.

［4］MOGSTAD A B，MOLINAS M，OLSEN P K，et al.A power conversion system for offshore wind parks［C］//Proceedings of the 34th Annual Conference of IEEE on Industrial Electronics，November 10－13，2008，Orlando，F(xiàn)lorida，USA.2008:2016 －2112.

［5］GARCES A，MOLINAS M.Impact of operation principle on the losses of a reduced matrix converter for offshore wind parks［C］//Proceedings of 2011 IEEE Symposium on Industrial Electronics，July 4 －7，2010，Bari，Italy.2010:2412 －2419.

［6］鄧文浪，龍美志，李輝.基于精簡矩陣變換器的海上風(fēng)電高壓直流輸電控制策略［J］.電力系統(tǒng)自動化，2013，37(8):34 －40.DENG Wenlang，LONG Meizhi，LI Hui.HVDC transmission control strategy for offshore wind power generation based on reduced matrix converter［J］.Automation of Electric Power Systems，2013，37(8):34－40.

［7］GARCES A，MOLINAS M.Reduced matrix converter operated as current source converter for off-shore wind farms［C］//Power E-lectronics and Motion Control Conference(EPE/PEMC)，2010 14th International，September 6 － 8，2010，Ohrid，Macedonia.2010:T12－149－T12－154.

［8］張坤，毛承雄.基于儲能的直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)的功率控制［J］.電工技術(shù)學(xué)報，2011，7(26):7 －15.ZHANG Kun，MAO Chengxiong.Power control strategy of directly driven wind turbine with energy storage system［J］.Transactions of China Electrotechnical Society，2011，7(26):7 －15.

［9］GARCES A，MOLINAS M.Optimal control of a reduced matrix converter for off－ shore wind parks［C］//Power Tech，2011 IEEE Trondheim，June 19 －23，2011，Trondheim，Norway.2011:1 －8.

［10］鄧文浪，揚欣榮，朱建林.18開關(guān)雙級矩陣變換器的空間矢量調(diào)制策略及其仿真研究［J］.中國電機工程學(xué)報，2005，25(15):84－90.DENG Wenlang，YANG Xinrong，ZHU Jianlin.Space vector modulation strategy of two-stage matrix converter with 18 switches and it’s simulation study［J］.Proceedings of the CSEE，2005，25(15):84－90.

［11］文峰，姜久春，郭慧萍.基于矩陣變換器的AC－DC變換器［J］.電工技術(shù)學(xué)報，2009，3(24):128 －131.WEN Feng，JIANG Jiuchun，GUO Huiping.AC/DC converter based on matrix converter［J］.Transactions of China Electrotechnical Society，2009，3(24):128 －131.

［12］姚駿，廖勇，莊凱.永磁直驅(qū)風(fēng)電機組的雙PWM變換器協(xié)調(diào)控制策略［J］.電力系統(tǒng)自動化，2008，32(20):88 －92.YAO Jun，LIAO Yong，ZHUANG Kai.Coordination control strategy of back-to-back PWM converter for permanent magnet directdriven wind turbine［J］.Automation of Electric Power Systems，2008，32(20):88 －92.

［13］GARCES A，MOLINAS M.Electrical conversion system for offshore wind turbines based on high frequency AC link［C］//Proceedings of IX International Conference and Exhibition of RenewalEnergy and EcologicalVehicles，2009，Monaco-Ville，Monaco.2009.

［14］GARCES A，MOLINAS M.Comparative investigation of losses in a reduced matrix converter for off-shore wind turbines［C］//Proceedings of the 5th IET International Conference on Power Electronics，Machines and Drives，April 19 －21，2010，Brighton，UK.2010:1－6.

［15］傅曉帆，周克亮，程明.近海風(fēng)電場并網(wǎng)用多端口 VSCHVDC系統(tǒng)的無差拍協(xié)同控制策略［J］.電工技術(shù)學(xué)報，2011，7(26):51 －59.FU Xiaofan，ZHOU Keliang，CHENG Ming.Synergy deadbeat control scheme for multi-terminal VSC-HVDC systems for grid connection of off-shore wind farms［J］.Transactions of China Electrotechnical Society，2011，7(26):51 －59.

［16］雷霄，王華偉，曾南超，等.并聯(lián)型多端高壓直流輸電系統(tǒng)的控制與保護策略及仿真［J］.電網(wǎng)技術(shù)，2012，2(36):244 －249.LEI Xiao，WANG Huawei，ZENG Nanchao，et al.Control and protection strategies for parallel multi-terminal HVDC power transmission system and their simulation［J］.Power System Technology，2012，2(36):244 －249.

［17］畢大強，葛寶明，王文亮，等.基于釩電池儲能系統(tǒng)的風(fēng)電場并網(wǎng)功率控制［J］.電力系統(tǒng)自動化，2010，34(13):72 －78.BI Daqiang，GE Baoming，WANG Wenliang，et al.VRB energy storage system based power control of grid connected wind farm［J］.Automation of electric power systems，2010，34(13):72 －78.

［18］張布涵，曾杰，毛程雄，等.串并聯(lián)型超級電容器儲能系統(tǒng)在風(fēng)力發(fā)電中的應(yīng)用［J］.電力自動化設(shè)備，2008，4(28):1 －4.ZHANG Buhan，ZENG Jie，MAO Chengxiong，et al.Application of series-parallel energy storage system with super-capacitor in wind power generation［J］.Electric Power Automation Equipment，2008，4(28):1 －4.