王建建，孫凱祺，李可軍，劉智杰，孫媛媛

（山東大學(xué)電氣工程學(xué)院，山東省濟(jì)南市 250061）

0 引言

隨著分布式電源滲透率的不斷提高以及負(fù)荷類型的多樣化，傳統(tǒng)的交流配電系統(tǒng)運(yùn)行模式受到了挑戰(zhàn)［1］?；陔娏﹄娮蛹夹g(shù)的柔性互聯(lián)配電網(wǎng)可提高系統(tǒng)的控制靈活性和運(yùn)行可靠性，將成為未來配電網(wǎng)的發(fā)展趨勢［2-3］。但是高比例的可再生能源以及高比例的電力電子設(shè)備接入導(dǎo)致交流系統(tǒng)出現(xiàn)低短路比（short-circuit ratio，SCR）的弱電網(wǎng)特征，同時，可再生能源發(fā)電的波動性、發(fā)電機(jī)脫機(jī)以及負(fù)荷轉(zhuǎn)供等工況造成系統(tǒng)的SCR 波動顯著，對柔性互聯(lián)配電網(wǎng)換流器的穩(wěn)定、高效運(yùn)行構(gòu)成了挑戰(zhàn)。

目前，柔性互聯(lián)配電網(wǎng)中的換流器一般采用基于鎖相環(huán)（phase-locked loop，PLL）［4］的電流矢量控制（current vector control，CVC）模式［5-6］。然而，弱電網(wǎng)下PLL 參數(shù)將嚴(yán)重影響系統(tǒng)的穩(wěn)定性［7-8］。由于PLL 與電網(wǎng)阻抗之間存在耦合關(guān)系，且耦合關(guān)系會隨著電網(wǎng)強(qiáng)度的減小及PLL 帶寬的增大而加?。?-10］。當(dāng)系統(tǒng)SCR 小于1.3 時，基于電流矢量控制的換流器在額定工況下已難以維持穩(wěn)定運(yùn)行［10］。此外，弱電網(wǎng)下的PLL 會引入不對稱正反饋環(huán)路［11］，將嚴(yán)重影響系統(tǒng)的穩(wěn)定性，且PLL 的滯后效應(yīng)還會對電流環(huán)產(chǎn)生不利影響，加劇換流器的靜態(tài)穩(wěn)定風(fēng)險［12］。為提高電壓源換流器（voltage source converter，VSC）向弱交流系統(tǒng)供電時的穩(wěn)定性，文獻(xiàn)［13］提出了功率同步控制（power synchronization control，PSC）策略。文獻(xiàn)［14］則在此基礎(chǔ)上加入了電流環(huán)，有效抑制了短路電流并增加了換流器的慣性支撐能力。功率同步控制以模仿同步電機(jī)的運(yùn)行特性為基礎(chǔ)，規(guī)避了向弱電網(wǎng)供電時PLL 引入的穩(wěn)定性問題，更適用于與弱電網(wǎng)連接的換流器［15-17］。然而，當(dāng)系統(tǒng)SCR 較大時，由于換流器采用功率同步控制后減小了系統(tǒng)的阻尼比，因此系統(tǒng)的穩(wěn)定性會隨著SCR 的增大而降低［18］。文獻(xiàn)［19］通過對比功率同步控制及電流矢量控制在交流側(cè)故障后的響應(yīng)特性，建議SCR 大于1.4 時采用電流矢量控制，反之采用功率同步控制。

對于強(qiáng)度不斷變化的交流系統(tǒng)，采用單一控制模式的換流器已無法滿足系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行需求。基于電流矢量控制與功率同步控制在不同電網(wǎng)強(qiáng)度下的特性差異，開展換流器多種控制模式的組合和切換研究，以實現(xiàn)交流系統(tǒng)強(qiáng)度大范圍波動下的穩(wěn)定控制非常必要。針對上述問題，文獻(xiàn)［20］提出了一種電流源控制與電壓源控制共存的雙模式控制策略，實現(xiàn)了不同電網(wǎng)強(qiáng)度下的系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行，但針對2 種控制模式之間的切換策略及切換過程中可能產(chǎn)生的擾動并未深入研究。文獻(xiàn)［21］針對交直流并聯(lián)運(yùn)行的場景，提出了一種電流矢量控制與電壓-頻率（V/f）控制的平滑切換策略。文獻(xiàn)［22］為了提高換流器在不同故障工況下的運(yùn)行穩(wěn)定性，提出了電流矢量控制與功率同步控制的無擾動切換策略，但未考慮交流系統(tǒng)強(qiáng)度變化的運(yùn)行工況。文獻(xiàn)［23］針對并網(wǎng)換流器有功功率-無功功率（P/Q）控制模式與虛擬同步機(jī)控制模式切換問題，提出了一種基于控制器狀態(tài)跟隨的并行切換方法，但切換策略中的電流指令數(shù)值緩啟動器會影響控制模式切換的快速性，且未考慮系統(tǒng)強(qiáng)度變化引入的擾動問題，同時其所采用的電流矢量控制無外環(huán)部分，僅能實現(xiàn)P/Q控制，無法實現(xiàn)其他控制方式，切換策略的通用性不足。文獻(xiàn)［24］中提出了一種并網(wǎng)逆變器的虛擬同步機(jī)控制和P/Q控制的平滑切換方法，但該方法同樣未考慮系統(tǒng)強(qiáng)度變化及通信延時的影響。

因此，考慮電流矢量控制與功率同步控制適用電網(wǎng)強(qiáng)度的不同，為使換流器能適應(yīng)不同的系統(tǒng)運(yùn)行工況，提升系統(tǒng)在不同電網(wǎng)強(qiáng)度下的運(yùn)行穩(wěn)定性，本文提出了一種電流矢量控制與功率同步控制間的平滑切換策略。首先，通過小擾動穩(wěn)定和暫態(tài)穩(wěn)定分析，揭示了功率同步控制和電流矢量控制在不同電網(wǎng)強(qiáng)度下的穩(wěn)定性差異性；然后，分析了控制模式切換過程產(chǎn)生擾動的關(guān)鍵因素；最后，以抑制相位角及dq軸電流指令值的突變?yōu)槟繕?biāo)，提出了一種電流矢量控制與功率同步控制方式間的平滑切換策略，并通過在功率同步環(huán)（power synchronization loop，PSL）增加功率前饋環(huán)節(jié)進(jìn)一步減小了SCR 變化帶來的擾動。

1 VSC 控制方式

1.1 電流矢量控制

電流矢量控制策略是以快速電流反饋為特征的直接電流控制策略，能夠獲得高品質(zhì)的電流響應(yīng)，在VSC 控 制 中 得 到 了 廣 泛 應(yīng) 用［19，25］。本 文 所 采 用 的電流矢量控制如圖1 所示。圖中，Pref和P分別為換流器輸出有功功率指令值和實際值；vsm，ref和vsm分別為換流器輸出交流電壓幅值指令值和公共連接點（point of common coupling，PCC）處的交流電壓幅值；vd、vq和id、iq分 別 為 交 流 電 壓 和 電 流 的dq軸 分量；id，ref和iq，ref分 別 為d軸 和q軸 電 流 指 令 值；f0為 電網(wǎng) 額 定 頻 率；Δf為 電 網(wǎng) 頻 率 波 動；fpll和θpll分 別 為PLL 跟蹤獲得的電網(wǎng)頻率和相位角；PI 為比例-積分控制器。

從圖1 可知，該電流矢量控制共包含PLL 模塊、外環(huán)控制器、內(nèi)環(huán)控制器3 個部分。其中，PLL 模塊主要用于跟蹤電網(wǎng)電壓相位，為坐標(biāo)變換提供相位角基準(zhǔn)。內(nèi)環(huán)控制器跟蹤dq軸電流指令值，實現(xiàn)對電流的控制，而外環(huán)控制器則通過跟蹤有功功率、交流電壓幅值等參考量獲得dq軸電流指令值，最終與內(nèi)環(huán)控制器形成串聯(lián)，以實現(xiàn)換流器的控制目標(biāo)。基于dq軸解耦特性，外環(huán)控制器能夠針對有功類變量和無功類變量進(jìn)行獨立控制，除了圖1 中所示的有功功率控制、交流電壓幅值控制外，還可實現(xiàn)無功功率控制、直流電壓控制、直流電壓下垂控制等。這些控制器的組合共同構(gòu)成了VSC 的基本控制方式。

圖1 電流矢量控制示意圖Fig.1 Schematic diagram of current vector control

1.2 功率同步控制

功率同步控制的核心思想是，基于同步發(fā)電機(jī)的搖擺方程進(jìn)行換流器有功功率控制器設(shè)計，使得VSC 模擬同步發(fā)電機(jī)外特性，能夠自主控制輸出交流電壓的頻率和相位，而不是被動跟蹤交流電網(wǎng)的頻率和相位。同步發(fā)電機(jī)的搖擺方程為

式中:ω為實際電氣角頻率；ω0為電網(wǎng)額定角頻率；δ為發(fā)電機(jī)功角；Pm為原動機(jī)機(jī)械功率；Pe為發(fā)電機(jī)電磁功率；TJ為發(fā)電機(jī)慣性時間常數(shù)；D為阻尼系數(shù)。

基于式（1），利用換流器輸出功率指令Pref代替Pm，換流器實際功率P代替Pe，即可構(gòu)造PSL 控制器，如圖2 所示［13-14］。通過模擬同步發(fā)電機(jī)特性，PSL 可在控制換流器輸出有功功率的同時產(chǎn)生相位角θpsl，是實現(xiàn)換流器與交流電網(wǎng)同步的關(guān)鍵。此外，功率同步控制還包括內(nèi)環(huán)控制器和外環(huán)控制器，其中，內(nèi)環(huán)控制器的設(shè)計與電流矢量控制完全相同，但功率同步控制的有功類變量控制是由PSL 完成。因此，外環(huán)控制器的設(shè)計與電流矢量控制有較大差異。外環(huán)控制器的d軸控制目標(biāo)為跟蹤交流電壓指令 值vsm，ref，q軸 控 制 目 標(biāo) 為 跟 蹤q軸 電 壓 指 令 值vq，ref，共同實現(xiàn)對換流器無功類變量的控制。與電流矢量控制類似，除圖2 中所示的控制方式外，功率同步控制也可實現(xiàn)無功功率控制、直流電壓控制、直流電壓下垂控制等基本控制方式。

圖2 功率同步控制示意圖Fig.2 Schematic diagram of power synchronization control

2 電流矢量控制與功率同步控制穩(wěn)定性對比

為了對比電流矢量控制與功率同步控制在不同電網(wǎng)強(qiáng)度下的小擾動穩(wěn)定性及暫態(tài)穩(wěn)定性特點，按照如附錄A 圖A1 所示的系統(tǒng)拓?fù)湓赑SCAD/EMTDC 中搭建了仿真模型。VSC 為模塊化多電平換流器（modular multilevel converter，MMC），直流側(cè)接直流電壓源，與換流器相連的交流系統(tǒng)用戴維寧等效電路（理想電壓源與系統(tǒng)阻抗Zs串聯(lián)）表示［18］，通過改變Zs的大小模擬不同強(qiáng)度的交流系統(tǒng)，其中，Zs的阻抗角為50°。仿真模型相關(guān)參數(shù)如附錄A 表A1 和表A2 所示。

2.1 小擾動穩(wěn)定性對比

正常狀態(tài)下?lián)Q流器運(yùn)行于逆變狀態(tài)，采用P/V控制方式，交流電壓幅值指令值為1.1 p.u.，有功功率指令值為1 p.u.（設(shè)換流器容量極限Smax=1.3，有功功率上限Pmax=1.2，無功功率上限Qmax=0.5）。附錄A 圖A2 和圖A3 顯示了5 s 時系統(tǒng)受到小擾動（負(fù)荷突增0.1 p.u.，持續(xù)時間為0.02 s）時，不同電網(wǎng)強(qiáng)度下?lián)Q流器采用電流矢量控制和功率同步控制的仿真結(jié)果。從圖中可知，若換流器采用電流矢量控制模式，在交流系統(tǒng)SCR 等于3 時，小擾動過后換流器輸出的有功功率波動較小，且功率振蕩衰減速度較快，有較強(qiáng)的穩(wěn)定性。但隨著系統(tǒng)強(qiáng)度逐漸減小，小擾動后換流器輸出的有功功率波動幅度增大，且功率振蕩衰減速度變緩，小擾動穩(wěn)定性逐漸變差。與之相反，若換流器采用功率同步控制模式，則系統(tǒng)的小擾動穩(wěn)定性會隨著交流系統(tǒng)強(qiáng)度的增大而呈下降趨勢。

2.2 暫態(tài)穩(wěn)定性對比

附錄A 圖A4 和圖A5 顯示了5 s 時系統(tǒng)交流側(cè)出現(xiàn)三相短路故障時（故障持續(xù)時間為0.1 s），不同電網(wǎng)強(qiáng)度下?lián)Q流器采用電流矢量控制和功率同步控制的仿真結(jié)果。從圖中可知，電流矢量控制模式下，當(dāng)系統(tǒng)SCR 分別為3 和2 時，故障消除后換流器輸出有功功率能快速上升并恢復(fù)穩(wěn)定，換流器能夠穿越交流側(cè)三相短路故障，具有較好的暫態(tài)穩(wěn)定性。但當(dāng)系統(tǒng)SCR 下降至1.4 時，故障消除后換流器輸出有功功率已無法恢復(fù)，出現(xiàn)了失穩(wěn)現(xiàn)象。若換流器采用功率同步控制模式，則表現(xiàn)出了與電流矢量控制模式下相反的特性。當(dāng)系統(tǒng)SCR 較小時，系統(tǒng)具有較強(qiáng)的暫態(tài)穩(wěn)定性，但隨著交流系統(tǒng)SCR 的持續(xù)增大，系統(tǒng)的暫態(tài)穩(wěn)定性逐漸減弱，當(dāng)SCR 增大至3 時，故障消除后換流器輸出有功功率經(jīng)3 s 振蕩后仍未恢復(fù)穩(wěn)定，系統(tǒng)的暫態(tài)穩(wěn)定性已較差。

經(jīng)對比分析可知，換流器所連交流系統(tǒng)的強(qiáng)度對系統(tǒng)的穩(wěn)定性有顯著影響，且換流器采用的控制模式不同，運(yùn)行特性也不同。若換流器采用電流矢量控制，由于弱電網(wǎng)時PLL 會在基頻附近引入負(fù)阻尼［26］，電網(wǎng)SCR 較大時，系統(tǒng)阻尼仍較大，但隨著電網(wǎng)SCR 的減小，系統(tǒng)阻尼大幅度減小。因此，系統(tǒng)的小擾動穩(wěn)定性和暫態(tài)穩(wěn)定性均隨電網(wǎng)強(qiáng)度減小呈下降趨勢。若換流器采用功率同步控制，系統(tǒng)SCR較大時系統(tǒng)的阻尼較小，只有當(dāng)系統(tǒng)SCR 較小時系統(tǒng)阻尼才會比較大［19］。因此，隨著系統(tǒng)SCR 的增大，系統(tǒng)的小擾動穩(wěn)定性和暫態(tài)穩(wěn)定性均會逐漸降低。

綜上所述，基于電流矢量控制與功率同步控制在不同電網(wǎng)強(qiáng)度下的穩(wěn)定運(yùn)行特性差異，當(dāng)交流系統(tǒng)強(qiáng)度發(fā)生變化時，合理選擇換流器的控制模式并實現(xiàn)不同控制模式之間的平滑切換以提高系統(tǒng)的穩(wěn)定性，具有重要意義。

3 平滑切換策略

對于柔性互聯(lián)配電網(wǎng)來說，正常運(yùn)行工況下，交流系統(tǒng)的強(qiáng)度較為穩(wěn)定。但當(dāng)交流配電網(wǎng)中發(fā)生故障時，基于N-1 原則，故障線路被斷開后聯(lián)絡(luò)開關(guān)將動作，以實現(xiàn)失電區(qū)域的負(fù)荷轉(zhuǎn)供電，這將使得配電網(wǎng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)發(fā)生變化，從而可能導(dǎo)致系統(tǒng)強(qiáng)度大幅度降低。此后，隨著故障被清除，配電網(wǎng)拓?fù)浠謴?fù)原狀態(tài)，系統(tǒng)的強(qiáng)度也隨之恢復(fù)。整個負(fù)荷轉(zhuǎn)供電的過程將導(dǎo)致電網(wǎng)強(qiáng)度的大范圍變化，這種情況下，單一的換流器控制策略已難以滿足系統(tǒng)的穩(wěn)定、靈活控制需求。為更好地適應(yīng)系統(tǒng)的運(yùn)行狀態(tài)變化，結(jié)合電流矢量控制與功率同步控制的特點，使換流器在交流系統(tǒng)強(qiáng)度較大時能夠運(yùn)行于電流矢量控制中，強(qiáng)度較小時能夠運(yùn)行于功率同步控制中是一種可行的解決方案。但由于電流矢量控制與功率同步控制的原理不同，通常情況下，2 種控制模式間的直接切換將導(dǎo)致較大的擾動或無法成功切換。為實現(xiàn)2 種控制模式間的平滑切換，本文針對切換過程中造成擾動的關(guān)鍵因素進(jìn)行了分析，并基于此提出了相應(yīng)的控制模式平滑切換策略。

3.1 造成切換過程擾動的因素分析

穩(wěn)態(tài)工況下?lián)Q流器與交流系統(tǒng)的簡化等效模型如附錄A 圖A6 所示［18］，由此可得換流器與交流系統(tǒng)間傳輸?shù)墓β蕿?

式 中:Q為 無 功 功 率；Vsvc和θsvc分 別 為PCC 處 交 流電壓的幅值和相位角；E和θs分別為交流電源的電壓幅值和相位角；Zs=Rs+jXs為系統(tǒng)的等效阻抗；α為系統(tǒng)阻抗角；Rs和Xs分別為交流系統(tǒng)等效阻抗的電阻分量和電抗分量。

對于同一系統(tǒng)，假設(shè)PLL 與PSL 處于并行狀態(tài)，則當(dāng)換流器運(yùn)行于電流矢量控制模式時。由于PSL 控制器無法構(gòu)成閉環(huán)，且積分器具有累積作用，則此時PSL 所輸出的相位角θpsl與換流器當(dāng)前控制目標(biāo)下所需要的相位角并不相等。因此，θpll與θpsl之間存在差異，具體如附錄A 圖A7 所示。若換流器輸出交流電壓幅值不變，則切換前后換流器輸出功率將存在差值，其差值大小可由式（3）推出。由式（3）可知，θpll與θpsl之間差值越大，則切換后功率的變化越大，從而導(dǎo)致切換過程中出現(xiàn)較大的功率波動。

式中:ΔP和ΔQ分別為有功功率和無功功率的波動。

通過對比功率同步控制與電流矢量控制的原理圖可以發(fā)現(xiàn)，2 種控制模式下的內(nèi)環(huán)控制器完全相同，因此，直接切換策略通過切換功率同步控制與電流矢量控制的dq軸電流指令值實現(xiàn)換流器在2 種控制模式間的切換。但正常運(yùn)行狀態(tài)下，換流器內(nèi)有且僅有一種控制模式處于運(yùn)行狀態(tài)。因此，另一控制模式無法形成反饋回路，從而導(dǎo)致其輸出的dq軸電流指令值與當(dāng)前運(yùn)行狀態(tài)并不對應(yīng)。若直接切換，則切換瞬間dq軸電流指令值存在突變，從而造成擾動，如附錄A 圖A8 和圖A9 所示（SCR 為1.8，切換瞬間θ保持不變，5 s 時從電流矢量控制切換為功率同步控制，10 s 時切換回電流矢量控制）。

3.2 控制模式平滑切換策略

為了解決切換過程中θ突變造成的擾動問題，利用積分環(huán)節(jié)輸出連續(xù)不突變的特性［27］，平滑切換策略對θ的跟蹤環(huán)節(jié)進(jìn)行了改進(jìn)，如圖3 所示。圖中:Δω為角頻率的波動。

圖3 相位角平滑切換框圖Fig.3 Block diagram of smooth switching for phase angle

電流矢量控制模式下，切換開關(guān)處于位置2，此時，PLL 處于運(yùn)行狀態(tài)，θ=θpll。由于穩(wěn)態(tài)運(yùn)行情況下有P=Pref，因此PSL 獲得的角頻率有ωpsl=ω0。收到切換指令后，開關(guān)位置由2 變?yōu)?，換流器控制模式由電流矢量控制切換至功率同步控制。由于切換開關(guān)后存在積分器，且積分器輸出具有連續(xù)不突變的特性，因此，切換瞬間的θ=θpsl=θpll，切換瞬間的θ無突變。由電流矢量控制向功率同步控制的切換完成后，開關(guān)處于1 位置時，此時PLL 與PSL 處于同步運(yùn)行狀態(tài)，由于PLL 具有跟蹤電網(wǎng)相位的特點，功率同步控制模式運(yùn)行期間，始終存在θpll=θpsl，且PLL 獲得的角頻率始終保持ωpll=ωpsl。因此，當(dāng)切換開關(guān)由位置1 切換為位置2 時，換流器由功率同步控制切換為電流矢量控制，切換瞬間θ無突變。

為了解決切換過程中dq軸電流指令值突變造成的擾動問題，本文構(gòu)造了如圖4 所示的dq軸電流指 令 值 平 滑 切 換 結(jié) 構(gòu)。圖 中:id，cref和iq，cref分 別 為 電流 矢 量 控 制 下 的dq軸 電 流 指 令 值；id，pref和iq，pref分 別為功率同步控制下的dq軸電流指令值；vsm，pref和vq，sw，ref分別為電流矢量控制模式下功率同步控制外環(huán)的交流電壓與q軸電壓指令值；vsm，cref與Psw，ref分別為功率同步控制模式下電流矢量控制外環(huán)的交流電壓與有功功率指令值。

圖4 dq 軸電流指令值平滑切換框圖Fig.4 Block diagram of smooth switching for current reference value in dq axis

當(dāng)圖4 中的所有切換開關(guān)處于2 位置時，id，ref與模 塊B 相 連，控 制 有 功 功 率P跟 蹤Pref；iq，ref與 模 塊D相連，控制交流電壓幅值vsm跟蹤vsm，ref，換流器處于電流矢量控制模式。同時，在電流矢量控制運(yùn)行期間，模塊A 和模塊C 將獨立運(yùn)行，實現(xiàn)功率同步控制輸出的dq軸電流指令值與電流矢量控制輸出的dq軸 電 流 指 令 值 之 間 的 同 步，即 讓id，pref、iq，pref跟 蹤id，cref和iq，cref，最 終 使 得id，pref=id，cref，iq，pref=iq，cref。當(dāng) 圖4中 的 所 有 切 換 開 關(guān) 處 于 位 置1 時，id，ref與 模 塊A 相連，控 制d軸 電 壓vd跟 蹤vsm，ref；iq，ref與 模 塊C 相 連，控制q軸電壓vq跟蹤vq，ref，換流器處于功率同步控制模式。此時，模塊B 和模塊D 將獨立運(yùn)行，實現(xiàn)電流矢量控制輸出的dq軸電流指令值與功率同步控制輸出的dq軸電流指令值之間的同步，即讓id，cref、iq，cref跟 蹤id，pref和iq，pref，最 終 使 得id，cref=id，pref，iq，cref=iq，pref。通 過 對2 種 控 制 模 式 間dq電 流 指 令 值的同步，當(dāng)換流器的控制模式進(jìn)行切換時，無論切換開關(guān)位置從1 切換為2，還是從2 切換為1，在切換瞬間 始 終 有id，cref=id，pref，iq，cref=iq，pref。因 此，id，ref與iq，ref在切換瞬間將保持不變，從而解決了切換過程中dq軸電流指令值突變引入的擾動問題。

除 切 換 過 程 中θ與id，ref、iq，ref突 變 造 成 的 內(nèi) 部 擾動外，若在交流系統(tǒng)SCR 變化的同時進(jìn)行控制模式切換，則SCR 的變化也會為系統(tǒng)帶來一定的外部擾動。由式（2）可知，換流器與交流系統(tǒng)間傳輸?shù)墓β逝c系統(tǒng)的等效阻抗相關(guān)，根據(jù)SCR 的定義可知，等效阻抗的模與系統(tǒng)SCR 成反比關(guān)系。因此，系統(tǒng)SCR 的變化必將導(dǎo)致|Zs|發(fā)生變化，從而使換流器輸出功率出現(xiàn)波動。為使功率恢復(fù)原值，在PCC 處電壓不變的情況下，則必須要改變PCC 處電壓相位。然而，當(dāng)換流器由電流矢量控制切換為功率同步控制后，其輸出電角度θ仍為SCR 變化前所需電角度θSCR1，為了達(dá)到穩(wěn)態(tài)，必須逐漸變化至當(dāng)前SCR 下所需電角度θSCR2，該動態(tài)過程的變化速度與其引起的功率波動大小由功率同步控制的慣性與阻尼環(huán)節(jié)決定。為了不改變控制系統(tǒng)的參數(shù)而影響換流器在其他工況下的運(yùn)行性能，同時減小該動態(tài)過程中功率的最大變化量、加快動態(tài)響應(yīng)速度，在控制模式切換過程中引入功率前饋環(huán)節(jié)，如圖5 所示。圖中:K為常數(shù)；kint為積分環(huán)節(jié)增益。

圖5 功率前饋Fig.5 Power feedforward

正常情況下，開關(guān)S1和S2處于開通狀態(tài)，當(dāng)換流器接收到由電流矢量控制向功率同步控制進(jìn)行切換的信號后，開關(guān)S1和S2閉合，從而在PSL 環(huán)節(jié)增加一個功率前饋環(huán)節(jié)，加快θ的變化。當(dāng)Ks≤ε時，開關(guān)S1和S2打開并將積分環(huán)節(jié)復(fù)位，功率前饋環(huán)節(jié)退出運(yùn)行。ε為功率前饋環(huán)節(jié)退出運(yùn)行的判據(jù)。需要說明的是，雖然本文所提出的換流器控制模式平滑切換策略是以P/V控制方式為例進(jìn)行設(shè)計，但該平滑切換策略的原理對于P/Q控制等其他換流器控制方式下的控制模式平滑切換同樣適用。

4 平滑切換策略驗證分析

4.1 穩(wěn)態(tài)切換

為驗證系統(tǒng)強(qiáng)度不變的穩(wěn)態(tài)運(yùn)行情況下，控制模式平滑切換策略的有效性，基于附錄A 圖A1 在PSCAD/EMTDC 中搭建了對應(yīng)的仿真模型，對控制模式平滑切換策略與直接切換策略進(jìn)行了效果對比。直接切換策略的原則是:不考慮平滑切換措施，在θ以及id，ref、iq，ref處直接切換。其中，仿真模型參數(shù)見附錄A 表A1 和表A2。

假設(shè)交流系統(tǒng)SCR 為1.8，換流器于5 s 時從電流矢量控制切換至功率同步控制，10 s 時從功率同步控制切換回電流矢量控制，采用直接切換策略與平滑切換策略下，VSC 輸出有功功率、交流端電壓及θ與id，ref、iq，ref的 變 化 情 況 如 圖6 所 示。從 圖 中 可知，平滑切換策略下，無論是電流矢量控制向功率同步控制切換還是其逆過程，在切換瞬間，θ與dq軸電流指令值均未產(chǎn)生突變，換流器輸出有功功率的最大變化量約為原值的3.6%，而交流端電壓波形在切換前后幾乎無變化，切換過程十分平滑。在直接切換策略下，當(dāng)電流矢量控制向功率同步控制切換時，由于θpll與θpsl之間以及2 種運(yùn)行模式下dq軸電流指令值的差異性，導(dǎo)致在切換瞬間的θ與id，ref、iq，ref均存在明顯突變；當(dāng)功率同步控制向電流矢量控制切換時，雖然切換瞬間的θ不存在突變，但id，ref、iq，ref仍有明顯突變。因此，在直接切換策略下，2 種控制模式間的切換過程導(dǎo)致?lián)Q流器輸出有功功率及交流端電壓波形均出現(xiàn)了較大波動。由上述分析可知，在交流系統(tǒng)強(qiáng)度不變的情況下，在電流矢量控制與功率同步控制的切換過程中，平滑切換策略均未造成任何擾動，驗證了平滑切換策略的有效性和正確性。

圖6 穩(wěn)態(tài)時換流器控制模式切換響應(yīng)Fig.6 Switching response of converter control mode in steady state

4.2 電網(wǎng)強(qiáng)度變化下切換

配電網(wǎng)中，基于N-1 原則的負(fù)荷轉(zhuǎn)供電策略將導(dǎo)致系統(tǒng)的SCR 發(fā)生大范圍變化。因此，為保證系統(tǒng)運(yùn)行的穩(wěn)定性，考慮在系統(tǒng)SCR 變化時，對換流器的控制模式進(jìn)行切換。根據(jù)附錄A 圖A2 至圖A5 的仿真結(jié)果可知，當(dāng)交流系統(tǒng)SCR 不大于1.4時，電流矢量控制已無法在故障后恢復(fù)穩(wěn)定運(yùn)行；當(dāng)交流系統(tǒng)SCR 不小于3.0 時，功率同步控制模式下的換流器輸出功率在故障消除后出現(xiàn)了較長時間且較大幅度的振蕩。因此，本文中將選擇交流系統(tǒng)SCR 為1.5 和3.0 時作為2 種控制模式間的切換邊界，構(gòu)成如附錄A 圖A10 所示的滯環(huán)切換回路，以減少非必要情況下的控制模式頻繁切換。

基于圖7 所示的柔性互聯(lián)配電網(wǎng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)在PSCAD/EMTDC 中搭建仿真模型，換流器各參數(shù)參照附錄A 表A1 和表A2 所示。其中，交流系統(tǒng)1和交流系統(tǒng)2 的額定電壓均為10 kV（IEEE 33 節(jié)點算例）［28］，換流器1 和2 完全相同，換流器2 采用定直流電壓控制，換流器1 采用P/V控制。初始狀態(tài)下，交流系統(tǒng)1 的SCR 為3.53，換流器運(yùn)行于電流矢量控制模式，5 s 時線路29-30 因故障被斷開，為向失電區(qū)負(fù)荷進(jìn)行轉(zhuǎn)供電，線路18-33 間的聯(lián)絡(luò)開關(guān)閉合，交流系統(tǒng)1 的SCR 瞬間下降為1.37。由于此時SCR 小于1.50，換流器控制模式將由電流矢量控制切換為功率同步控制。運(yùn)行一段時間后，在10 s 時故障被清除，線路18-33 間的聯(lián)絡(luò)開關(guān)斷開，線路29-30 恢復(fù)運(yùn)行，交流系統(tǒng)1 的SCR 恢復(fù)。此時，SCR 恢復(fù)至3.53，換流器控制模式切換回電流矢量控制。由于整個切換過程中需通過檢測當(dāng)前系統(tǒng)中聯(lián)絡(luò)開關(guān)的狀態(tài)，并根據(jù)事先構(gòu)造的聯(lián)絡(luò)開關(guān)不同狀態(tài)下交流系統(tǒng)SCR 集合判斷換流器控制模式是否需要切換，從而發(fā)送切換信號，考慮到聯(lián)絡(luò)開關(guān)的狀態(tài)檢測、信號傳輸、切換指令判定等均需一定的時間，因此，本文中將考慮20 ms 的通信延遲。

圖7 雙端柔性互聯(lián)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.7 Structure diagram of two-terminal flexible interconnected system

直接切換策略、完整平滑切換策略及無功率前饋環(huán)節(jié)的平滑切換策略下VSC1 輸出有功功率、交流 端 電 壓 及θ、id，ref、iq，ref的 響 應(yīng) 結(jié) 果 如 圖8 所 示。從圖 中 可 知，在 直 接 切 換 策 略 下，因id，ref和iq，ref在 切 換瞬間的突變、SCR 變化帶來的影響及θ在電流矢量控制切換為功率同步控制瞬間的突變，在電流矢量控制向功率同步控制切換時出現(xiàn)了較大的有功功率波動以及過電壓，且dq軸電流指令值達(dá)到了限值，控制模式切換失敗。同時，在功率同步控制向電流矢量控制切換時，換流器輸出有功功率及交流端電壓曲線也出現(xiàn)了較大波動。相比之下，平滑切換策略 因抑 制 了θ與id，ref、iq，ref在 切 換 瞬 間 的 突 變，在2 種控制模式的切換過程中，換流器輸出有功功率及交流端電壓曲線更為平緩，實現(xiàn)了2 種控制模式間的平滑切換。同時，在換流器由電流矢量控制向功率同步控制切換時，引入功率前饋環(huán)節(jié)后，切換過程中的有功功率波動幅值大幅度下降，最大幅值由0.726 9 p.u.下降至0.666 2 p.u.，有效削弱了SCR 變化所帶來的擾動。

圖8 SCR 變化下?lián)Q流器控制模式切換響應(yīng)Fig.8 Response of converter control mode switching with changing SCRs

圖9 為換流器分別采用本文提出的控制模式平滑切換策略、文獻(xiàn)［23］提出的基于控制器狀態(tài)跟隨的并行切換方法的仿真結(jié)果。由圖9 可知，在換流器由功率同步控制向電流矢量控制切換的過程中，2 種切換策略下的系統(tǒng)響應(yīng)均較平穩(wěn)；在換流器由電流矢量控制切換至功率同步控制的過程中，采用本文所提平滑切換策略后，有功功率最大波動量為0.066 2 p.u.，交流端電壓最大波動量為0.033 8 p.u.，而在采用基于控制器狀態(tài)跟隨的并行切換控制策略下，切換過程中的功率和電壓波動相對較大，有功功率的最大波動量為0.168 5 p.u.，交流端電壓最大波動量為0.066 0 p.u.。

圖9 SCR 變換下不同切換控制策略響應(yīng)Fig.9 Response of different switching control strategies with changing SCRs

5 結(jié)語

為適應(yīng)柔性互聯(lián)配電網(wǎng)不同運(yùn)行工況下的控制需求，充分發(fā)揮電流矢量控制與功率同步控制在不同電網(wǎng)強(qiáng)度下的優(yōu)勢，通過抑制電網(wǎng)相位角θ及id，ref、iq，ref在 切 換 瞬 間 的 突 變，本 文 提 出 了 一 種 電 流矢量控制與功率同步控制間的平滑切換策略，提升了系統(tǒng)對復(fù)雜工況的適應(yīng)性。

1）隨著交流系統(tǒng)強(qiáng)度的降低，電流矢量控制方式下的系統(tǒng)小擾動及暫態(tài)穩(wěn)定性均呈下降趨勢，而由于控制原理的不同，功率同步控制下的系統(tǒng)小擾動及暫態(tài)穩(wěn)定性隨交流系統(tǒng)強(qiáng)度變化的特性與電流矢量控制存在較大差異。

2）電網(wǎng)相位角θ與dq軸電流指令值在切換瞬間的突變以及SCR 的變化是造成控制模式切換時出現(xiàn)擾動的主要因素。

3）所提出的平滑切換策略可實現(xiàn)在交流系統(tǒng)強(qiáng)度變化時電流矢量控制模式與功率同步控制模式間的無擾動切換，與直接切換相比擁有更平滑的切換效果，同時可以削弱SCR 變化帶來的擾動。

本文所提方法暫未考慮柔性互聯(lián)配電網(wǎng)兩側(cè)換流器均需切換的場景。在后續(xù)工作中仍需考慮更加復(fù)雜的切換場景，并在此基礎(chǔ)上對換流器的控制模式切換策略進(jìn)行改進(jìn)和完善。

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