付 媛，王 毅，張祥宇，羅應(yīng)立

（華北電力大學(xué) 新能源電力系統(tǒng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北 保定 071003）

0 引言

多端直流 MTDC（Multi-Terminal Direct Current）輸電技術(shù)為新能源大規(guī)模并網(wǎng)提供了一種靈活、可靠的技術(shù)解決方案。電壓源型MTDC（VSC-MTDC）系統(tǒng)不僅擁有雙端直流輸電所具備的有功/無(wú)功功率獨(dú)立控制、向無(wú)源負(fù)荷供電、潮流反轉(zhuǎn)、穩(wěn)定交流母線電壓等運(yùn)行特性[1-6]，并且在多電源供電、多落點(diǎn)受電的組網(wǎng)模式下，多端直流輸電能夠?qū)⒌乩砦恢貌煌姆植际诫娫绰?lián)網(wǎng)，向多個(gè)負(fù)荷中心供電，從而更有效地解決新能源并網(wǎng)消納問(wèn)題[7-8]。

VSC-MTDC可以隔離各端電網(wǎng)間的相互影響，有利于系統(tǒng)接納具有間歇性、隨機(jī)性的新能源，然而系統(tǒng)受到擾動(dòng)后，多端換流站間則需要通過(guò)協(xié)調(diào)控制來(lái)增強(qiáng)系統(tǒng)運(yùn)行可靠性。為確保VSC-MTDC系統(tǒng)安全運(yùn)行，電網(wǎng)受到擾動(dòng)后通?？刹捎靡韵?種控制方案維持直流網(wǎng)絡(luò)功率平衡：控制直流電壓側(cè)換流站故障時(shí)，選取系統(tǒng)中具有功率調(diào)節(jié)能力的換流站進(jìn)行定功率控制與定直流電壓模式切換，確保直流網(wǎng)絡(luò)的穩(wěn)定運(yùn)行[9-12]；控制直流電壓側(cè)換流站故障或限流時(shí)，各端換流站采用直流電壓下垂控制，共同分擔(dān)系統(tǒng)中不平衡功率，有效避免單個(gè)換流站過(guò)載[13]；系統(tǒng)中各換流站均采用直流電壓下垂運(yùn)行方式，發(fā)揮各端電網(wǎng)的調(diào)節(jié)能力，但直流電壓會(huì)出現(xiàn)一定程度的波動(dòng)[14-16]。以上控制方案發(fā)揮出了系統(tǒng)多端功率可控的優(yōu)勢(shì)，但并未充分考慮多換流站參與功率調(diào)節(jié)后各端電網(wǎng)的安全運(yùn)行。此外，針對(duì)不同類型擾動(dòng)對(duì)系統(tǒng)安全運(yùn)行造成的影響，VSC-MTDC應(yīng)采取的解決方案尚需進(jìn)一步完善。

為保證任一端電網(wǎng)受到擾動(dòng)后，VSC-MTDC系統(tǒng)能夠維持穩(wěn)定運(yùn)行，本文提出一種新的有功協(xié)調(diào)控制策略。在判斷擾動(dòng)位置后，根據(jù)擾動(dòng)對(duì)電網(wǎng)電能質(zhì)量的危害程度，系統(tǒng)可運(yùn)行在所提出的自由、下垂和限流3種運(yùn)行模式下，換流站則根據(jù)直流電壓－有功以及有功－頻率調(diào)節(jié)特性，采取相應(yīng)的功率協(xié)調(diào)方案，削弱因擾動(dòng)引起的功率不平衡對(duì)MTDC系統(tǒng)安全運(yùn)行的影響。為驗(yàn)證所提控制方案的有效性，本文建立VSC-MTDC系統(tǒng)及其控制模型，對(duì)系統(tǒng)運(yùn)行在各模式下，各端換流站參與功率協(xié)調(diào)的動(dòng)態(tài)過(guò)程進(jìn)行仿真研究。

1 VSC-MTDC系統(tǒng)結(jié)構(gòu)與控制策略

常規(guī)火電與分布式新能源聯(lián)合組網(wǎng)以MTDC輸電的形式送至遠(yuǎn)方負(fù)荷中心，可以大幅提高新能源的輸送能力，降低外送成本。圖1為含風(fēng)電的MTDC系統(tǒng)環(huán)形拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)圖。風(fēng)電場(chǎng)換流站W(wǎng)-VSC將匯集的風(fēng)電功率經(jīng)整流后輸送到直流電網(wǎng)，與常規(guī)電網(wǎng)換流站G-VSC組成送端換流站，通過(guò)直流網(wǎng)絡(luò)連接遠(yuǎn)方負(fù)荷中心，并由換流站L-VSC1和L-VSC2組成受端換流站。

為保證MTDC系統(tǒng)電壓穩(wěn)定，VSC-MTDC系統(tǒng)內(nèi)通常選取一端具有較強(qiáng)功率調(diào)節(jié)能力的換流站G-VSC控制直流電壓；W-VSC則采用恒壓恒頻控制，保證本端電網(wǎng)的電能質(zhì)量，并實(shí)時(shí)匯集風(fēng)電功率；其余各端換流站L-VSC可根據(jù)發(fā)電計(jì)劃，采用定功率控制實(shí)現(xiàn)功率分配，將風(fēng)電功率及部分火電廠功率送至負(fù)荷中心。分布式風(fēng)電經(jīng)W-VSC匯集后，可削弱新能源自身的波動(dòng)性對(duì)系統(tǒng)的擾動(dòng)，而系統(tǒng)相對(duì)獨(dú)立的送電通道也可避免落點(diǎn)過(guò)于集中，從而提高了大規(guī)模風(fēng)電的集中輸送能力。

目前，VSC-MTDC系統(tǒng)為發(fā)揮多端換流站的功率協(xié)調(diào)能力，各端換流站在控制直流電壓側(cè)故障或限流時(shí)通常采用下垂特性控制，自然分配系統(tǒng)功率變化量。但該控制方案需改進(jìn)以下幾點(diǎn)：各端換流站應(yīng)針對(duì)不同位置擾動(dòng)，采取相應(yīng)的控制措施實(shí)現(xiàn)功率協(xié)調(diào)；各端換流站參與功率協(xié)調(diào)時(shí)，應(yīng)考慮該側(cè)電網(wǎng)的電能質(zhì)量；合理整定并啟動(dòng)下垂控制，避免直流電壓頻繁波動(dòng)。

圖1 MTDC系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure of MTDC system

2 VSC-MTDC系統(tǒng)的功率協(xié)調(diào)控制策略

2.1 擾動(dòng)對(duì)VSC-MTDC系統(tǒng)的影響

VSC-MTDC系統(tǒng)內(nèi)的擾動(dòng)可按其發(fā)生位置分為3類，即來(lái)自G-VSC端、L-VSC端以及W-VSC端的擾動(dòng)，確定擾動(dòng)位置后進(jìn)而采取相應(yīng)的功率協(xié)調(diào)控制方案，維持系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行。其中，G-VSC端擾動(dòng)主要有該側(cè)電網(wǎng)負(fù)荷變化、換流站故障或退出運(yùn)行；L-VSC端擾動(dòng)主要包括本端負(fù)荷的變化以及功率外送線路發(fā)生故障，造成外送功率阻塞；W-VSC端擾動(dòng)主要體現(xiàn)在新能源輸送功率的不穩(wěn)定性，如風(fēng)速變化、風(fēng)電機(jī)組故障脫網(wǎng)，以及匯流線路發(fā)生故障使饋入直流網(wǎng)絡(luò)功率受限。

系統(tǒng)遭受上述擾動(dòng)后，直流電網(wǎng)內(nèi)將出現(xiàn)不平衡功率，威脅各端換流站及所連電網(wǎng)的安全運(yùn)行。VSCMTDC系統(tǒng)應(yīng)首先判定擾動(dòng)類型，進(jìn)而采取合適的功率協(xié)調(diào)解決方案，如G-VSC退出運(yùn)行，系統(tǒng)需重新選取具有較大功率裕量的換流站將其控制模式切換至定直流電壓控制；W-VSC饋入系統(tǒng)功率不穩(wěn)定，則需要G-VSC或與L-VSC共同進(jìn)行功率調(diào)節(jié)，削弱新能源對(duì)系統(tǒng)安全運(yùn)行的影響；L-VSC端電網(wǎng)無(wú)法穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)，則需要改變其定功率控制模式，尋求G-VSC端的功率支持。因此，多端換流站之間的功率協(xié)調(diào)控制需要針對(duì)不同類型的擾動(dòng)采取相應(yīng)的解決方案。

2.2 G-VSC端受擾動(dòng)后的功率協(xié)調(diào)控制策略

G-VSC（或與常規(guī)電網(wǎng)交流連接的遠(yuǎn)方電網(wǎng)2）端受到擾動(dòng)，常規(guī)電網(wǎng)和遠(yuǎn)方電網(wǎng)2可在自身功率裕量?jī)?nèi)進(jìn)行功率調(diào)節(jié)，但如果擾動(dòng)期間無(wú)法保證該側(cè)電網(wǎng)電能質(zhì)量，則需其余端電網(wǎng)參與功率協(xié)調(diào)，為其提供有效的支持。因此，綜合考慮擾動(dòng)對(duì)系統(tǒng)造成的影響，根據(jù)G-VSC端電網(wǎng)頻率和電流，將VSC-MTDC系統(tǒng)分為自由運(yùn)行、下垂運(yùn)行和限流運(yùn)行3種運(yùn)行模式，對(duì)應(yīng)圖2中分別用N=1，2，3表示。和It2分別為控制模式切換處的門檻頻率和門檻電流。本文考慮到電網(wǎng)的電能質(zhì)量和常規(guī)電網(wǎng)的功率裕量，和It2分別選定為0.2 Hz及1.2 p.u.。為避免運(yùn)行過(guò)程中工作方式的頻繁切換，在切換點(diǎn)處分別采用頻率和電流滯環(huán)控制。量滿足，電流滿足 I＜1.2 p.u.，對(duì)應(yīng)于圖2中N=1。該模式下，VSC-MTDC系統(tǒng)始終能夠?yàn)橛脩籼峁﹥?yōu)質(zhì)的電能質(zhì)量。當(dāng)系統(tǒng)經(jīng)受擾動(dòng)時(shí)，G-VSC和L-VSC2端交流電網(wǎng)共同承擔(dān)系統(tǒng)全部不平衡功率，并維持直流電壓恒定，各端換流站無(wú)需參與有功協(xié)調(diào)控制。當(dāng)G-VSC的功率調(diào)節(jié)超出一定容量致使電網(wǎng)電能質(zhì)量得不到保障時(shí)，VSC-MTDC系統(tǒng)進(jìn)入下垂運(yùn)行模式。

圖2 VSC-MTDC系統(tǒng)的3種運(yùn)行模式Fig.2 Three operating modes of VSC-MTDC system

b.下垂運(yùn)行模式。

a.自由運(yùn)行模式。

自由運(yùn)行模式中，G-VSC端交流電網(wǎng)頻率的變化圖2中N=2。為保證電網(wǎng)的頻率質(zhì)量，需要與G-VSC直接聯(lián)網(wǎng)的L-VSC2進(jìn)行有功功率/系統(tǒng)頻率（P/f2）下垂控制，以便多端共同參與功率協(xié)調(diào)。L-VSC2的有功功率可表示為：

其中，P*dc_L2為L(zhǎng)-VSC2端換流站功率Pdc_L2的基準(zhǔn)值；kL2為 P/f2的下垂系數(shù)，kL2=ΔPL2_max/0.5，ΔPL2_max為L(zhǎng)-VSC2功率最大調(diào)節(jié)量；ΔfL為L(zhǎng)-VSC2端電網(wǎng)頻率。

圖3為L(zhǎng)-VSC2的控制結(jié)構(gòu)圖。

圖3 L-VSC2控制結(jié)構(gòu)圖Fig.3 Control structure of L-VSC2

在此基礎(chǔ)上，G-VSC由定直流電壓控制變?yōu)橹绷麟妷?/直流電流（Udc/Idc）下垂控制，使各端共同分擔(dān)G-VSC的功率調(diào)節(jié)壓力。Udc/Idc下垂特性表示為：

其中，kG為 Udc/Idc的下垂系數(shù)，kG=0.1/Idc_Gmax，Idc_Gmax為G-VSC直流側(cè)電流Idc_G的最大值；U*dc_G為直流電壓Udc_G的參考值。

G-VSC控制結(jié)構(gòu)如圖4所示。

圖4 G-VSC控制結(jié)構(gòu)圖Fig.4 Control structure of G-VSC

G-VSC采用Udc/Idc下垂控制，使得L-VSC1和W-VSC可以根據(jù)直流電壓的變化量參與功率協(xié)調(diào)。L-VSC1在定功率P*dc_L1基礎(chǔ)上增加功率變化量ΔPL1，分擔(dān)系統(tǒng)不平衡功率。直流電壓/有功功率（Udc/P）下垂特性可表示為：

其中，kL1為 Udc/P 的下垂系數(shù)，kL1=0.1/ΔPL1_max；U*dc_L1為L(zhǎng)-VSC1側(cè)直流電網(wǎng)電壓Udc_L1的參考值。

L-VSC1的控制結(jié)構(gòu)如圖5所示。

圖5 L-VSC1控制結(jié)構(gòu)圖Fig.5 Control structure of L-VSC1

c.限流運(yùn)行模式。

當(dāng)G-VSC電流 I≥1.2 p.u.后，VSC-MTDC系統(tǒng)進(jìn)入限流運(yùn)行模式，對(duì)應(yīng)于圖2中N=3。在限流模式下，G-VSC功率調(diào)節(jié)能力已達(dá)到極限，直流網(wǎng)絡(luò)電壓將出現(xiàn)劇烈波動(dòng)。此時(shí)，系統(tǒng)需重新選擇具有較大功率裕量的L-VSC1控制直流電壓，維持系統(tǒng)功率平衡，G-VSC則保持極限功率恒定，控制結(jié)構(gòu)如圖4和圖5所示。

2.3 L-VSC1端受擾動(dòng)后的功率協(xié)調(diào)控制策略

L-VSC1端電網(wǎng)自身受到擾動(dòng)時(shí)，由于換流站定功率控制，使直流電網(wǎng)內(nèi)功率平衡狀態(tài)未受影響，但這將造成該端電網(wǎng)缺乏功率調(diào)節(jié)能力，導(dǎo)致擾動(dòng)后電能質(zhì)量下降。為保證電網(wǎng)的頻率質(zhì)量以及從直流網(wǎng)絡(luò)中獲得功率支持，需要L-VSC1仿照式（1）進(jìn)行有功功率/系統(tǒng)頻率（P/f1）下垂控制，以便多端共同參與功率協(xié)調(diào)。

L-VSC1采用P/f1下垂控制后，G-VSC和L-VSC2端電網(wǎng)即可進(jìn)行功率支持。若L-VSC1端電網(wǎng)出現(xiàn)嚴(yán)重?cái)_動(dòng)，則需要G-VSC啟動(dòng)Udc/Idc下垂控制，甚至進(jìn)入限流模式，使得其余換流站W(wǎng)-VSC能夠進(jìn)一步分擔(dān)不平衡功率。

2.4 W-VSC端受擾動(dòng)后的功率協(xié)調(diào)控制策略

W-VSC采用恒壓恒頻控制策略，保證了新能源側(cè)電網(wǎng)的電能質(zhì)量，并且機(jī)組輸出功率保持最大功率跟蹤，因此，VSC-MTDC系統(tǒng)其余端擾動(dòng)對(duì)新能源電網(wǎng)運(yùn)行的影響很小。W-VSC端電網(wǎng)若參與功率協(xié)調(diào)控制，減小功率突變初期的沖擊，可在系統(tǒng)進(jìn)入下垂運(yùn)行模式后，通過(guò)直流電壓/新能源機(jī)組輸出功率（Udc/Pg）下垂控制為系統(tǒng)提供短時(shí)的功率支持，可仿照式（3）表示。

然而，當(dāng)W-VSC端電網(wǎng)出現(xiàn)擾動(dòng)后，G-VSC和L-VSC2端電網(wǎng)應(yīng)首先承擔(dān)功率調(diào)節(jié)，若系統(tǒng)進(jìn)入下垂運(yùn)行，G-VSC采用Udc/Idc下垂控制，則L-VSC1可通過(guò)Udc/P控制參與功率協(xié)調(diào)，直至G-VSC功率調(diào)節(jié)能力達(dá)到極限，換流站切換控制模式使得平衡點(diǎn)轉(zhuǎn)移。

綜上，任一端電網(wǎng)受到擾動(dòng)后，VSC-MTDC系統(tǒng)各端換流站采取的功率協(xié)調(diào)控制策略如表1所示。

首先確定VSC-MTDC系統(tǒng)的擾動(dòng)類型，進(jìn)而根據(jù)受擾動(dòng)程度分成3種運(yùn)行模式，并分別采取相應(yīng)的功率協(xié)調(diào)控制方案，合理啟動(dòng)下垂控制，避免直流電壓頻繁波動(dòng)，保證各端電網(wǎng)為直流系統(tǒng)提供功率支持的同時(shí)，改善VSC-MTDC系統(tǒng)的可靠性和供電質(zhì)量。

表1 各端換流站的功率協(xié)調(diào)控制策略Tab.1 Power coordinated control strategies of different terminal converters

3 仿真分析

3.1 系統(tǒng)簡(jiǎn)介

為驗(yàn)證在所提控制策略下，VSC-MTDC系統(tǒng)通過(guò)各端間功率協(xié)調(diào)，對(duì)擾動(dòng)承受能力的改善作用，利用MATLAB/Simulink仿真軟件建立了如圖6所示的交直流混聯(lián)仿真系統(tǒng)。系統(tǒng)中3個(gè)常規(guī)火電廠（G2、G3和 G4）裝機(jī)容量分別為 1800 MV·A、800 MV·A 和600 MV·A，2個(gè)風(fēng)電場(chǎng)分別由300臺(tái)2 MW雙饋風(fēng)電機(jī)組組成，風(fēng)電場(chǎng)和火電廠均視為等值機(jī)組。下面給出具體參數(shù)（未注明單位的均為標(biāo)幺值）。2 MW風(fēng)機(jī)參數(shù)為：定子電阻Rs=0.0108，定子電感Ls=0.102，轉(zhuǎn)子電阻Rr=0.01，轉(zhuǎn)子電感Lr=0.11，勵(lì)磁電感Lm=3.362，轉(zhuǎn)動(dòng)慣量H=3 s。同步發(fā)電機(jī)G2參數(shù)為：直軸電抗Xd=2，暫態(tài)直軸電抗X′d=0.35，次暫態(tài)直軸電抗Xd″=0.252，交軸電抗 Xq=2.19，次暫態(tài)交軸電抗 Xq″=0.243，定子電阻 Rs=0.0045，定子電抗 X1=0.117，直軸暫態(tài)時(shí)間常數(shù)T′d0=8，直軸次暫態(tài)時(shí)間常數(shù)T″d0=0.0681，交軸暫態(tài)時(shí)間常數(shù)T″q0=0.9，轉(zhuǎn)動(dòng)慣量H=5.2s。同步發(fā)電機(jī)G3和G4參數(shù)為：直軸電抗Xd=2.13，暫態(tài)直軸電抗Xd′=0.308，次暫態(tài)直軸電抗Xd″=0.234，交軸電抗Xq=2.07，次暫態(tài)交軸電抗Xq″=0.234，定子電阻Rs=0.005，定子電抗Xl=0.117，直軸暫態(tài)時(shí)間常數(shù)Td0′=6.09，直軸次暫態(tài)時(shí)間常數(shù)Td0″=0.033，交軸次暫態(tài)時(shí)間常數(shù)Tq0″=0.029，轉(zhuǎn)動(dòng)慣量H=3.84 s。系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)，各端換流站功率分配情況見(jiàn)表2。下面給出在所提控制方案下，直流網(wǎng)絡(luò)出現(xiàn)功率不平衡后，各端換流站的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。仿真結(jié)果中功率、電壓均采用標(biāo)幺值，下標(biāo)0表示采用協(xié)調(diào)控制前的響應(yīng)情況。

表2 各端換流站的功率分配Tab.2 Power distribution among different terminal converters

3.2 G-VSC端的負(fù)荷變化

仿真過(guò)程中，G-VSC端負(fù)荷L1在3s時(shí)由300MW增至450 MW，13 s時(shí)再減至300 MW，引起該側(cè)電網(wǎng)頻率突變。圖7為負(fù)荷變化后，系統(tǒng)采用所提功率協(xié)調(diào)控制策略前后，G-VSC端電網(wǎng)頻率、直流電壓以及其余各端換流站功率支持的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。

圖6 仿真系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.6 Structure of simulation system

圖7 G-VSC端負(fù)荷變化下VSC-MTDC系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)Fig.7 Dynamic responses of VSC-MTDC system to load variation at G-VSC side

如圖7所示，G-VSC端3 s時(shí)負(fù)荷增加，在交流聯(lián)網(wǎng)的兩端共同功率支持下，G-VSC側(cè)電網(wǎng)頻率降低，此時(shí)需要直流網(wǎng)絡(luò)為其提供功率支持，維持電網(wǎng)的頻率質(zhì)量。首先與G-VSC交流聯(lián)網(wǎng)的L-VSC2進(jìn)行P/f2下垂控制，G-VSC獨(dú)立進(jìn)行功率支持，當(dāng)G-VSC提供的功率不足以維持本端電網(wǎng)電能質(zhì)量時(shí)，系統(tǒng)由自由運(yùn)行模式進(jìn)入下垂運(yùn)行階段。G-VSC通過(guò)Udc/Idc下垂控制，系統(tǒng)直流電壓出現(xiàn)明顯降落，達(dá)到0.96 p.u.，直流網(wǎng)絡(luò)的其他端根據(jù)直流電壓的變化參與系統(tǒng)內(nèi)功率協(xié)調(diào)。L-VSC1通過(guò)檢測(cè)直流電壓信號(hào)，減小了受電需求，而W-VSC則通過(guò)增加饋入系統(tǒng)功率，緩解了擾動(dòng)對(duì)G-VSC側(cè)電網(wǎng)安全運(yùn)行的影響。另外，該側(cè)電網(wǎng)負(fù)荷在13 s減小后，在多端功率共同協(xié)調(diào)下，G-VSC端電網(wǎng)頻率始終保持在允許值范圍（0.2 Hz）內(nèi)，使得系統(tǒng)的功率協(xié)調(diào)能力得到了顯著增強(qiáng)。

3.3 W-VSC端的風(fēng)速變化

初始風(fēng)速為8 m/s，風(fēng)電機(jī)組采用最大功率跟蹤控制。仿真過(guò)程中，在3s時(shí)風(fēng)速由8m/s增至9m/s，在13 s時(shí)再減至7 m/s，引起風(fēng)電功率的突變，導(dǎo)致VSC-MTDC系統(tǒng)內(nèi)功率不平衡。圖8為系統(tǒng)采用有功協(xié)調(diào)控制方案前后，W-VSC端電網(wǎng)頻率、直流電壓和各端換流站的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。

如圖8所示，風(fēng)速在3 s時(shí)突增至9 m/s，風(fēng)電場(chǎng)的功率增至0.3 p.u.，在交流聯(lián)網(wǎng)的兩端共同支持下，直流電網(wǎng)電壓保持穩(wěn)定，系統(tǒng)頻率fG0增加到50.3Hz。為改善該側(cè)電網(wǎng)電能質(zhì)量，系統(tǒng)需進(jìn)入下垂運(yùn)行，由直流網(wǎng)絡(luò)的L-VSC1換流站分擔(dān)不平衡功率。在所提功率協(xié)調(diào)控制策略下，G-VSC采用Udc/Idc下垂控制，直流電壓Udc_G快速升高至1.07 p.u.。而L-VSC1根據(jù)直流電壓變化，在Udc/P下垂控制下，增加了部分功率需求，吸收系統(tǒng)內(nèi)過(guò)剩的功率，從而分擔(dān)了G-VSC的功率調(diào)節(jié)壓力，該側(cè)電網(wǎng)頻率升高幅度減小了33%。另外，13 s時(shí)，風(fēng)速減小，G-VSC和L-VSC2端電網(wǎng)共同補(bǔ)償風(fēng)功率引起的功率缺額，造成該側(cè)頻率跌落。然而，通過(guò)G-VSC、L-VSC1和L-VSC2功率協(xié)調(diào)控制，G-VSC側(cè)頻率質(zhì)量得到改善，削弱了風(fēng)電功率波動(dòng)對(duì)系統(tǒng)安全運(yùn)行的影響。

圖8 W-VSC端風(fēng)速變化下VSC-MTDC系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)Fig.8 Dynamic responses of VSC-MTDC system to wind speed variation at W-VSC side

3.4 L-VSC端的負(fù)荷變化

仿真過(guò)程中，在3s時(shí)負(fù)荷L31由300MW增至450 MW，在13 s時(shí)再減至300 MW，引起該側(cè)電網(wǎng)頻率發(fā)生突變。圖9為采用功率協(xié)調(diào)控制前后，G-VSC端電網(wǎng)頻率、直流電壓和各端換流站功率的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。

由圖9知，采用所提協(xié)調(diào)控制策略后，L-VSC1在P/f1下垂控制下增加受電需求，G-VSC和L-VSC2端電網(wǎng)無(wú)法承擔(dān)150MW突增負(fù)荷，系統(tǒng)頻率大幅跌落。系統(tǒng)進(jìn)入下垂運(yùn)行，直流電網(wǎng)電壓Udc_G快速減小。而風(fēng)電在根據(jù)直流電壓變化，在UdcW/Pg下垂控制下，調(diào)整有功功率輸送，從而分擔(dān)了G-VSC的功率調(diào)節(jié)壓力，也使電網(wǎng)頻率質(zhì)量得到了明顯改善。13 s時(shí)，負(fù)荷L31減小，通過(guò)功率協(xié)調(diào)，L-VSC1端電網(wǎng)剩余功率被其余端共同分擔(dān)，保證了該側(cè)電網(wǎng)的供電質(zhì)量。

圖9 L-VSC1端負(fù)荷變化下VSC-MTDC系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)Fig.9 Dynamic responses of VSC-MTDC system to load variation at L-VSC1side

4 結(jié)論

本文研究了VSC-MTDC系統(tǒng)的有功協(xié)調(diào)控制技術(shù)。針對(duì)任一端的電網(wǎng)擾動(dòng)，各端換流站可通過(guò)相應(yīng)的控制方案，削弱其對(duì)系統(tǒng)安全運(yùn)行的影響，得出如下結(jié)論。

a.綜合考慮換流站功率裕量及電網(wǎng)頻率質(zhì)量，根據(jù)擾動(dòng)對(duì)系統(tǒng)的影響程度將其分為自由、下垂、限流3種運(yùn)行模式，進(jìn)而合理啟動(dòng)下垂控制，避免直流電壓頻繁波動(dòng)，并可利用各端換流站的功率協(xié)調(diào)能力，增強(qiáng)系統(tǒng)運(yùn)行可靠性。

b.當(dāng)系統(tǒng)進(jìn)入下垂運(yùn)行后，換流站可根據(jù)各自的下垂特性協(xié)調(diào)分配系統(tǒng)內(nèi)的不平衡功率，發(fā)揮系統(tǒng)內(nèi)多端功率可控的優(yōu)勢(shì)，有效避免單個(gè)換流站限流，但下垂控制下，直流電壓不再維持恒定。

c.系統(tǒng)應(yīng)根據(jù)遭受擾動(dòng)情況分析擾動(dòng)來(lái)源，本文通過(guò)直流電壓－有功及有功－頻率調(diào)節(jié)特性設(shè)定下垂控制環(huán)節(jié)，確保任一端電網(wǎng)出現(xiàn)擾動(dòng)，系統(tǒng)均可采取相應(yīng)的功率協(xié)調(diào)措施，在保證各端電網(wǎng)電能質(zhì)量的同時(shí)，使多端共同參與功率調(diào)節(jié)。