系统的运行与控制荣飞，严家俊，孙文隆，黄守道(湖南大学电气与信息工程学院，湖南长沙410082)摘要：提出了 一种基于六边形模块化多电平交交变流器(H-MMC)的直驱式永磁同步风力发电系统，可以将 三相风力发电机通过一级交交变换后直接并入三相交流电网，具有功率损耗低、变流器电容电压纹波小、无 升压变压器并网的优点。详细分析了该系统的功率特性及变流器子模块电容电压波动的情况，提出了基于 环流控制的电容电压平衡控制和基于双比例谐振控制器的电流跟踪控制，最终实现了风力发电机最大功率 点跟踪下系统的稳定运行。MATLAB / Simulink仿真和RT-LAB硬件在环实验结果验证了基于H-MMC的风 电系统具有良好的稳态运行特性和动态响应特性。关键词：风电；直驱式;H-MMC；电容电压平衡；双比例谐振控制器中图分类号:TM 614 文献标志码:A
0引言DOI： 10.1608l/j.epae.202001001(Modular multilevel matrix Converter)的风力发电系
随着传统能源日渐枯竭，以风力发电为代表的 新能源发电技术受到世界范围的普遍关注⑴。其 中，直驱永磁同步风力发电系统因具有效率高、制造 方便、控制效果好等优点，逐渐成为风电研究的 热点⑵。为了提升风能利用效率和降低风电场单
位成本，直驱永磁风机单机容量已经达到10 MW 的功率等级⑷。风机端电压也逐渐从低压690 V升 至3.3 kV、6.6 kV等中压水平，以减小系统损耗和降 低成本⑷。对于风电变流器,受目前功率器件耐压水平的 限制，采用多电平技术是实现中压大容量风机并网 的现实方案⑸。文献［6］采用背靠背二极管箝位型 三电平变流器，实现三相中压风力发电机直接并入 三相中压交流电网。但三电平变流方案输出电压等 级有限，往往需要升压变压器并入中压电网,增大了 系统的体积和成本⑺。虽然采用箝位型多电平变流 器可以获得更高的输出电压，但是其中点电压平衡 控制将会更复杂,导致系统可靠性降低⑻。统，实现了 10 MW / 5.4 kV的风机并入5.4 kV的交
流电网。M3C同样具备模块化多电平的优点，且作 为只有一级变换的直接交交变流器，其效率较髙，但
M3C拓扑结构复杂，内部环流通路较多，控制难度
高，稳定性较差i⑷。文献［15］提出了一种新型六边形模块化多电平 交交变流器 H-MMC (Hexagonal Modular Multilevel
Converter),与 BTB-MMC 和 M3C 相比，H-MMC 只使
用6个桥臂就可以实现2个不同频率和幅值的三相 交流系统的连接,大幅降低了设备体积和生产成本,
而且H-MMC的电容电压波动较小，较适合于低频大 功率应用场合〔⑹。然而，目前对H-MMC的相关研究仅限于对其变
流技术理论的分析,没有对H-MMC应用于实际系统
中的可能性及相关性能进行深入探讨。本文将H- MMC应用于中压大功率直驱永磁同步风力发电系
统，并对该系统的运行特性进行了详细的分析。将
H-MMC应用于风电系统时，需考虑风机对风能的高
文献［9］采用背靠背模块化多电平换流器BTB-
MMC (Back-To-back Modular Multilevel Converter) 将中压风机并入中压交流电网。MMC具有模块化 设计、冗余特性良好、输出电压等级高、功率器件电
效利用，因此本文提出了相应的最大功率点跟踪控
制;文献［15-16］中要求变流器两侧三相系统无功平
压应力低等优势［lw，1o但这种结构存在低频时子模 块电容电压纹波大的问题，应用于风力发电系统中 时需要额外的电容电压波动抑制策略问。文献［13］ 提出一种基于模块化多电平矩阵式变流器M3C
收稿日期:2019-02-25 ；修回日期:2019-11-04 基金项目：国家自然科学基金资助项目(51977070)衡，而本文为了保证电网功率因数为1,利用环流和 中性点电压对风机无功进行补偿以实现电容电压的 平衡控制；考虑到变流器的桥臂电流包含机侧和网
侧2种频率,采用双比例谐振控制器直接对2种频率 的电流进行跟踪控制，最终实现了风力发电机最大
功率点追踪下系统的稳定运行。最后在仿真和实验 中，对风速恒定下系统的稳态性能以及风速变化时
Project supported by the National Natural Science Foundation
of China(51977070)系统的动态性能进行了验证，为H-MMC在风电系统 中的应用提供了有力的支持。第1期荣飞，等:基于H-MMC的直驱式永磁同步风力发电系统的运行与控制1拓扑结构根据基尔霍夫电压、电流定律和叠加原理，由图 2的简化电路可列出H-MMC各桥臂的电压和电流
根据H-MMC的拓扑结构3 ,可以搭建基于H- MMC的直驱永磁同步风力发电交流并网系统的拓 扑结构，如图1所示。系统包括1个H-MMC,该变流 器由6个相同的桥臂形成1个六边形环，每个桥臂由 N个全桥子模块SM(Sub-Module)和1个电感厶串联 而成。永磁同步发电机PMSG (Permanent Magnet Synchronous Generator)三相绕组A、B、C和电网的三 相U、V、W交替地连接到各个桥臂上。方程，以桥臂1和桥臂2为例,则有：=% -0“ -厶册/ck-””
«2
Ldijdt + v„_几2 + -3 _心）/3+心「其中,％为机侧和网侧中性点S、T的电压差;必”为环 流。同理可以得到其余桥臂的电压和电流方程。2运行特性2.1功率特性分析假设PMSG的各相电压、电流瞬时表达式如下：
T- 「 」⑶
PMSG= V„,sin 2吋融-仏 2 J\"•、尺 I c r . 2(k~ 1)1T= V 2 /n,sin ------------------ SFig」 Topology of system- • 、K • c r x 2(k~ 1)TT= V 2 vesin 27rftt----------------- u图2系统的简化电路模型Fig.2 Simplified circuit model of system压大功率风力发电中PMSG的电压输出频率较低， 远小于电网频率,人-九>0,所以每个桥臂瞬时功率 包含的功率常量部分只有P；。\"\其他功率分量随时 间做周期性波动。功率常量会造成桥臂能量的累 积,若要使系统稳定工作，各桥臂吸收功率的功率常 量部分必须为0,则有：电力41刃化筱备第40卷表1 H-MMC各桥臂的功率分量Table 1 Power components of H-MMC bridge arms频率桥臂％的功率分量表达式02人pr. = _(VmCOs 久+ 仏cos 件)/2+(-1 尸(-KAsin 久+ 仏sin 竹)/2辺 Vmcos[4<£-K+ir/6+(x-l)W3yV3 P产二 _DgCos[4唤一件一Wo +ir/6+(x-l)ir/3]/\\/3 p?-./” =(_ ]尸 2人 E人+人-fm )t-(p-(p0-Tr/2]/V3 +(-1 尸 VJmcos[2Tr(f-fm )t+(pm-(p0-iv/2]/\\/3x=2j-l 时,P^r- = VJ,coS[2ir(f+fa)^-^,-^-17/2+2^0-1)/3)/^+^/mcos[2Tr(/；+/；1 )/3]/v^3 ;x=2/W,+/,)(-^0-5^/6+2^0-1)/3^+^/^08(2^+/, )1-^^^+577/6+2^(/-1)/3)/^p；°”” = 0 (6)Wx (0=/ pxdt=/(p；\"n\"' +呼+P严 + P严 + P』) dr(13)根据图2定义的参考方向.PMSG发出的有功功 率P,„、无功功率Q”可表示为：[pm=-^yjmcos 严= 3/cos件b = 3臥sin仇max (/⑴)-min (『(/)) (出)将式(6)和式(7)代入表1中的P「“可得：P「“=£(P”-PJ+(-i)\"'¥F(Q” + Qj ⑼N因此可得到H-MMC电容电压波动系数为： max(W*(t))-min(W\")£ | =---------------------:------------- ( 15)2CNUI式(9)表明，变流器每个桥臂均匀分担风机发出 和电网吸收的有功功率之差，奇数桥臂和偶数桥臂 吸收功率的常量部分存在差异,主要取决于风机发 出和电网吸收的无功功率之和。为了保持电网的稳定，电网功率因数设定为1, 电网无功功率Q始终为0,此时变流器两侧无功无 法平衡.式(9)无法保持恒等于0,因此需要对风机 的无功功率进行补偿。本文以环流和中性点电压 差验作为控制量来补偿风机无功，在注入一个常数 分量的环流诂曲的同时附加一个中性点电压”” 则变流器桥臂吸收功率的功率常量为： pr1=右(几-pJ+(-1 厂(譽 Q” 一 诂皿_ j( 10)文献[17]给出了传统BTB-MMC桥臂子模块电 容电压波动系数勺的计算公式，具体如下：U丄 「，4t/Hl + sinV)] —、 e2 =--------------- 1--------------；-------- (16)仏CN亿 3UI.其中，为直流母线电压；〃*、人分别为交流侧输出 电压、电流幅值;a”为交流电压角频率;M为单个桥 臂子模块数坪为交流侧功率因数。以5MW/3.3 kV的风电机组并入10kV/50 Hz 电网的风电系统为例，表2给出了风电变流器分别 采用H-MMC和BTB-MMC的变流器参数。其中， BTB-MMC的母线电压是按照网侧MMC调制比为1 设定的。子模块电容电压额定值均设置为2500V, 可以计算出BTB-MMC网侧每个桥臂至少需要7个 子模块，机侧每个桥臂至少需要5个子模块。如表2表2采用H-MMC和BTB-MMC的变流器参数对比当满足式(11)和式(12)时，可以使各桥臂吸收 功率的常量部分P；- = 0,以保证系统稳定工作。巴-匕=0 冷暫Qm -几心他5『=。 (11)(⑵当电网功率因数设定为1,变流器两侧无功无 法平衡时，利用环流和中性点电压差来补偿风机无 功，由于风机发出的无功功率相比有功功率很小，因 此注入的环流和附加的中性点电压远小于各桥臂电 Table 2 Comparison of parameters betweenH-MMC and BTB-MMC参数数值H-MMCBTB-MMC12250016330网侧7,机侧520144桥臂数电容电压额定值/V62500流和电压的幅值，在保证PT'uO的同时，对表1中 其余各频率的功率分量的影响可以忽略。2.2电容电压波动分析对瞬时功率£进行积分,可得各桥臂级联模块 母线电圧/V桥臂子模块数电容值/mF—62014436IGBT 数电容数电感数72的能量波动函数：612第1期荣飞，等:基于H-MMC的直驱式永磁同步风力发电系统的运行与控制絢所示，H-MMC和BTB-MMC所需的IGBT数相同，但 H-MMC所需电容和电感数仅为BTB-MMC的一半， 因此降低了变流器设备的体积和生产成本。不同型号的5 MW/3.3 kV风机的额定频率也 不同，在电网功率因数为1,风机工作在额定功率且 忽略风机无功的情况下，根据式（15）和式（16）,以 PMSG额定频率£ rate为变量，可以绘出不同尤皿下 也“=（心+心/$）仏”-久） （⑼ 其中，心为比例系数;瓦为积分系数;〃5为子模块 电容电压的给定值；几为变流器所有桥臂子模块电 容电压的平均值。3.3电容电压平衡控制采用H-MMC的电容电压波动情况和采用BTB-MMC 的机侧桥臂电容电压的波动情况，如图3所示，图中 由式（12）可知,注入常数分量的环流廟”,同时 附加一个中性点电压％可以补偿风机的无功，以 &为波动系数。H-MMC桥臂子模块数量为6,为了 增强可比性，BTB-MMC还取了机侧桥臂子模块数为 6的这种情况，如图3所示。保证各桥臂吸收功率的常量部分为0。式（9）表明， 当电网不吸收无功时，变流器奇数桥臂和偶数桥臂 吸收功率的常量部分存在差异，这取决于风机无功 功率。所以将奇数桥臂和偶数桥臂电容电压的平均 值的差通过比例积分调节器，其输出作为参考值 ^cirl_rer 和= （心 + 心/s）（兀3.5 -乙2« J （20）。心,=（心+瓦/$）（%3,5-乙山） 人”/Hz图3电容电压波动情况（21）Fig.3 Capacitor voltage fluctuation situations从图3可以看出，在九””为5~20 Hz的范围内， H-MMC的电容电压波动均在4%以下，相较于BTB- MMC,H-MMC的电容电压波动很小，具有明显的低 频优势，更适合于中压风电交流并网的应用场合。3控制策略3.1最大功率点跟踪控制其中，心、心为比例系数;瓦、忌为积分系数;鬲.3,5、 久2血分别为变流器奇数桥臂、偶数桥臂子模块电容 电压的平均值。在实际系统中，不同桥臂之间的能量偏差是不 可避免的，为了平衡这种偏差，仅仅靠功率补偿是不 够的，本文通过控制环流进一步实现各桥臂之间子 模块电容电压的平衡。考虑桥臂子模块电容电压和 模块功率的关系，将各桥臂子模块电容电压平均值 和子模块电容电压给定值比较后通过一个比例调节 器，再与对应桥臂的输出电压相乘，最后将各组结果 相加,得到环流交流分量的参考值人2,『。具体计算 表达式如下：6 _最大功率点跟踪控制是实现风机高效利用风能 的基础。转速参考值的计算公式如下：% =入屏/« （17）其中，5』为转速参考值；九”为风机的最佳叶尖速 比，取8.1；”为当前风速;R为风机叶片半径。PMSG采用/0控制方式，将其d轴分量叮宀设 入2* =工耳％（〃5 - ％） x= 1（22）其中，K”为比例系数；0°为桥臂％的子模块电容电 压平均值;％为桥臂％的输出电压。因此可以得到环流参考值人”为：^cir_ref — ^cirl_ref + ^cir2_ref 为0,将转速参考值3*与实际转速3作差后通过一 （ 23 ）个比例积分控制器，得到PMSG的g轴电流分量的参 考值i略“。具体计算表达式如下：心”=（心+K“/s）（%-®） 其中,K”为比例系数;K “为积分系数。3.2网侧电流控制（18）通过以上控制可以实现变流器各桥臂之间子模 块电容电压平均值的平衡。但由于本文采用单极性 载波移相的调制方式，同一桥臂内各个子模块之间 的电容电压可能出现不平衡，因此需要叠加一个如 式（24）所示的补偿量到调制信号上，以控制同一桥 臂内各子模块之间的电容电压平衡。%”_rrf = 由式（11）可知，要想实现变流器稳定工作，需要 不断调整变流器网侧输岀功率，以实现电网吸收有 功与风机发出有功的平衡。为保证网侧功率因数为 1,将网侧g轴电流给定值為曲设为0。式（9）表明变 流器每个桥臂均匀分担风机发出和电网吸收的有功 K” （pCx ~ 〃C*”） （ 24）其中，％ ””为叠加到桥臂％的第n个子模块的电压补 偿量;心为比例系数；％”为桥臂％的第\"个子模块 的电容电压。3.4桥臂电流跟踪控制功率之差，所以将变流器所有子模块电容电压平均 值和子模块电容电压给定值比较后通过一个比例积 分调节器,输出作为网侧d轴电流给定值b*。将机侧电流和网侧电流呦轴分量的参考值通 过dq/abc坐标变换得到三相静止坐标系下的参考电力创动化筱备第40卷值,再与环流参考值一起代入式(2),可以得到各桥 臂电流的给定值lm。由于桥臂电流包含直流分量 以及风机频率和电网频率2种频率的交流分量，因 此本文采用准双比例谐振控制器，在三相静止坐标 系下对桥臂电流参考值进行无静差跟踪，可以得到 各桥臂电压参考值具体表达式如下：Vx_ref ~ [Kp? + —S ~+~- 如 。1S + 3” S +2a)^2s ' + 其中，心为比例系数;K“、K2*为谐振系数;轴、叫分 别为风机和电网的角频率；％|、3辺为截止角频率。附加的中性点电压％\"“也是通过叠加到各桥臂 调制信号上来实现,其叠加的正负号与式(1)中的符 号保持一致，即对于奇数桥臂则减去％5“对于偶数 桥臂则加上％g。综合式(21)、式(24)和式(25)可 得各个桥臂子模块的调制信号,具体表达式如下：叽曲=”5 + 叽曲 + ( - 1 ( 26)其中，％\"为第\"个桥臂的第“个子模块的调制 信号。根据上述控制策略，所绘制的系统控制框图如 附录中图A1所示。4仿真分析在MATLAB / Simulink软件中按照图1搭建了 一组额定功率为5 MW的基于H-MMC的直驱永磁同 步风力发电系统的仿真模型，仿真参数如下:额定功 率Pn=5 MW,额定风速为10 m/ s,叶片半径为74.4 m, 额定转速为10.46 r/min,极对数为54,电机额定线 电压为3.3 kV,转子磁链为45.5 Wb,电机的dg轴电 感为4 mH,定子电阻为0.05 Q,电网额定线电压为 10 kV,电网额定频率为50 Hz,桥臂子模块数N=6, 子模块电容容值C = 20 mF,电容电压给定值= 2 500V,桥臂电感厶=10 mH。4.1稳态仿真分析在额定风速下进行稳态仿真，结果如图4所示。图4(a),(b)分别为PMSG线电压、相电流的波 形图。对AB相线电压、A相相电流进行快速傅里叶 变换分析,基波频率均为9.357 Hz,线电压的基波幅 值为4568 V,谐波含量仅为0.26%；相电流基波幅值 为1270 A,谐波含量仅为0.16%o可见，在额定风速 下，风机稳定运行,电压电流波形畸变率很低。图4(c)为网侧相电流波形图。对电网U相相电 流进行快速傅里叶变换分析，基波幅值为405.2 A, 谐波含量仅有0.54%,系统的并网电流波形质量很高。从图4(d)中可以看出，发电机发出的有功稳定 在额定功率5.0 MW左右；电网吸收的有功在4.96 MW左右波动，系统效率很高。t/St/S(c)网侧相电流6匚4 -5.05 p2 -4-8 L2 1.3 1.40 1」-1.21.31.41.5t/s28002200 1.1-------------- 1.21-------------- 1.31-------------- 1.41-------------- 1.5t/s40 -\\ 20 -0 1.1-------------- 1.2-------------- 1.3-------------- 1.41-------------- 1.5l/s(h)变流器环流图4稳态仿真结果Fig.4 Steady state simulative results第1期荣飞.等:基于H-MMC的直驱式永磁同步风力发电系统的运行与控制从图4(e)中可以看出，桥臂电流包含2种频率 的交流分量，且实际值能很好地跟踪参考值。其余 各桥臂情况相似，在此不再给出。由此验证了基于 双比例谐振控制器的桥臂电流跟踪控制的有效性。从图4(f)可以看出，各桥臂子模块电容电压均 在给定值2500 V附近波动，波动幅度为5%左右，略 大于2.2节所计算出的理论值，这是因为理论计算时 对桥臂电感压降和环流等进行了忽略’从图4(g)中 可以看出，桥臂1内各子模块电容电压波动一致。 其余各桥臂情况相似，在此不再给出。图4(f)和(g) 说明电容电压平衡控制效果良好。图4(h)为变流器环流波形图。可以看出，环流 稳定在35 A以下，相较于桥臂电流而言非常小，对 变流器的成本及损耗的影响很小。从系统稳态仿真结果可以看出，在额定风速下， 系统能够稳定T.作在额定状态，稳态运行特性良好。 4.2动态仿真分析设风速从t=1.5 s开始，在0.5 s内从额定风速 10m/S线性下降到7m/s,对系统进行动态仿真分 析，结果如图5所示。从图5(a)—(d)可以看出，在风速下降过程中， PMSG线电压、PMSG相电流、网侧相电流和发电机 输出功率下降平稳，且在风速稳定后也很快稳定。 整个过程中，电网吸收的有功功率对风机输出有功 功率的跟随效果较好，说明网侧电流控制效果较好。从图5(e)可以看岀，在风速下降过程中，风机转 速下降平稳,虽然对转速参考值的跟踪稍有滞后，但 总体跟随效果较好,在风速稳定后,转速也能很快稳 定在参考值，说明系统最大功率点跟踪控制整体效 果较好。图5(f)说明电容电压平衡控制效果较好，整个 过程中，各子模块电容电压均在给定值附近波动。从仿真结果可看岀，系统的动态响应特性良好。为了验证2.2节的结论，搭建了一组基于BTB- MMC的直驱永磁同步风电系统的仿真模型,控制方 法与文献［9］中的一致。风机及电网参数与前文相 同,机侧桥臂子模块数取6,其余参数与表2—致。设定风速为额定风速，得到BTB-MMC机侧桥臂 电容电压的波形图，如图6所示。可以看出，各桥臂 子模块电容电压均在给定值2500V附近波动，波动 幅度为12%,与2.2节中计算出的理论值11 %接近。 而在相同情况下H-MMC桥臂电容电压仿真波形如 图4(f)所示，波动幅度仅为5%,减小了58%。该仿 真结果验证了 2.2节中相关分析的正确性。5实验结果£/s(a) PMSG线电压i/s(b) PMSG相电流1.0 1.5 2.0 f/s2.5 3.01/s(d)风机发出有功及电网吸收有功t/s t/s(f)各桥臂子模块电容电压平均值图5动态仿真结果Fig.5 Dynamic simulative results图6 BTB-MMC机侧桥臂电容电压平均值Fig.6 Generator-side arms* average capacitor voltages of BTB-MMC搭建RT-LAB硬件在环实验平台,采用TMS320- F28335作为控制器.RT-LAB OP5600模拟基于H- MMC的风力发电系统。实验参数与仿真参数一致。在额定风速下进行稳态实验，实验结果如图7 所示。从图7(a)可以看出.PMSG线电压、相电流波 形良好。AB相线电压幅值为4575 V,A相相电流幅电力窗幼化说备第40卷值为1 237 A.均十分接近额定值。从图7(b)可以看 出，网侧电压和电流波形良好，电网U相相电压幅值 为8 195 V,U相电流幅值为408 A,均接近额定值，两 者相位差为0,电网功率因数为1。从图7(c)可以看 出，桥臂1、桥臂2子模块电容电压平均值均在给定 值2500 V附近波动，波动幅度在±120 V以内。上P A-'PAOv、 O0O0：Z 0 =—.J I7丿'w入J、7t ：40 ms/div(a)风机AB相线电压、A相相电流EP'AooowaA-P'voos 二 2 (b)电网U相相电压和相电流AHVA OOU吕 二乞 40 ms/div(c)桥臂1、桥臂2子模块电容电压平均值图7稳态实验结果Fig.7 Steady state experimental results设定风速在0.5 s内从额定风速10 m/s线性下 降到7 m/s,进行动态实验，实验结果如图8所示。A-PA>^ml2 : 'ml ->、Po/oVoOAA/AzAz Owwj O=w.JWO£ ：200 ms/div(a)风机AB相线电压、A相相电流X ：200 ms/div(b)电网U相相电压和相电流i :200 ms/div(c)桥臂1、桥臂2子模块电容电压平均值 图8动态实验结果Fig.8 Dynamic experimental results从图8可以看出，随着风速的下降，风机电压、电 流和网侧电流均平稳下降，变流器电容电压均在 2 500 V附近波动，波动幅度也随着传输功率的下降 而平稳减小。通过以上实验结果可以看出，系统的稳态运行 特性和动态响应特性均较好。6结论本文提出一种基于H-MMC的直驱式永磁同步 风力发电系统，具有功率损耗低、变流器电容电压纹 波小、无升压变压器并网的优点，得到主要结论如下。(1) 本文详细分析了基于H-MMC的风电系统的 功率特性，提出通过环流和中性点电压对风机无功 进行补偿的方法，平衡了变流器的电容电压，并取得 了单位功率因数。(2) 对比了 BTB-MMC和H-MMC应用于风力发 电时的电容电压纹波，相较于BTB-MMC, H-MMC的 电容电压波动很小，具有明显的低频优势。(3) 本文所提控制策略实现了风力发电机最大 功率点追踪下整个风电系统的稳定运行。仿真和实 验结果表明，基于H-MMC的风电系统具有良好的稳 态运行特性和动态响应特性，验证了所提出的系统 及其控制策略的有效性。附录见本刊网络版(http://www.epae.cn)o参考文献：[1 ]王冕，陈国柱.风电背靠背PWM变流器直流能量平衡新方法[J].电力自动化设备.2016,36(7):28-33.WANG Mian, CHEN Guozhu. 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The power characteristics of the system and the voltage fluctua tion of arm capacitors are analyzed in detail, and the capacitor voltage balance control by regulating loop current and the current tracking control based on double proportional resonant controller are proposed to achieve the stable operation of system under the maximum power point tracking of wind turbine. The MAT・ LAB /Simulink simulations and RT-LAB hardware in loop experiments verify that the wind power genera・ tion system based on H-MMC has good steady state operation and dynamic response characteristics.Key words： wind power; direct-drive; H・MMC;capacitor voltage balance;double proportional resonant control・ ler 因篇幅问题不能全部显示，请点此查看更多更全内容