基于最優(yōu)功率分配的多端直流網(wǎng)絡(luò)改進(jìn)下垂控制策略

冉曉洪　苗世洪　吳英杰　錢(qián)甜甜

(強(qiáng)電磁工程與新技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(華中科技大學(xué))　武漢　430074)

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基于最優(yōu)功率分配的多端直流網(wǎng)絡(luò)改進(jìn)下垂控制策略

冉曉洪苗世洪吳英杰錢(qián)甜甜

(強(qiáng)電磁工程與新技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(華中科技大學(xué))武漢430074)

摘要由于多端直流系統(tǒng)各輸電通道距離不一致以及直流線路本身電阻較大，導(dǎo)致遠(yuǎn)距離、大容量直流輸電系統(tǒng)的銅耗較大。為了實(shí)現(xiàn)整個(gè)系統(tǒng)銅耗最小的站間協(xié)調(diào)控制，構(gòu)建未考慮本地負(fù)荷與考慮本地負(fù)荷時(shí)直流電壓下垂系數(shù)的計(jì)算方法，提出一種改進(jìn)的直流電壓下垂控制策略。引入換流站可調(diào)容量大小，使得各換流站“量力而行”地參與下垂控制功率調(diào)整。利用PSCAD/EMTDC建立該四端直流系統(tǒng)的詳細(xì)模型，仿真驗(yàn)證了正常運(yùn)行及故障工況下該系統(tǒng)的運(yùn)行特性。結(jié)果表明，所提出的控制方法可有效減少直流系統(tǒng)銅耗，有效改善交流側(cè)故障引起的直流側(cè)功率振蕩，實(shí)現(xiàn)緊急功率支援。

關(guān)鍵詞：改進(jìn)下垂控制銅耗最小多端直流輸電最優(yōu)功率分配可調(diào)容量

0引言

由于我國(guó)能源分布與負(fù)荷需求在區(qū)域上不一致的矛盾，導(dǎo)致大容量、遠(yuǎn)距離的輸電方式將成為我國(guó)電力輸送的重要支撐，其中多端直流輸電技術(shù)將成為解決我國(guó)輸電走廊緊缺與大規(guī)?？稍偕茉床⒕W(wǎng)的有效技術(shù)手段之一[1，2]。多端直流輸電是指3個(gè)及以上的換流站，通過(guò)串聯(lián)、并聯(lián)或混聯(lián)方式連接而成的直流輸電系統(tǒng)[3，4]。基于電壓源型的高壓直流輸電(Voltage Source Converter-High Voltage Direct Current Transmi-ssion，VSC-HVDC)由于能獨(dú)立靈活地控制其傳輸?shù)挠泄β逝c無(wú)功功率[5]，沒(méi)有換相失敗，且在與可再生能源并網(wǎng)和異步交流電網(wǎng)互聯(lián)等輸電領(lǐng)域具有重要優(yōu)勢(shì)，在未來(lái)電力發(fā)展中具有重要應(yīng)用前景[6]。

雖然基于電壓源型的多端直流輸電系統(tǒng)(Voltage Source Converter Multi-terminal DC，VSC-MTDC)相比于兩端直流系統(tǒng)擁有更加靈活的運(yùn)行方式，但是VSC-MTDC系統(tǒng)的控制與保護(hù)策略也更為復(fù)雜多變。由于系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行的前提是要維持直流電壓的穩(wěn)定，因此，許多學(xué)者為此展開(kāi)了詳細(xì)的研究。目前，VSC-HVDC的直流電壓控制方法主要有主從控制[7]、直流電壓偏差控制[8]、直流電壓下垂控制[9]以及以上方法結(jié)合控制方法[10]等。主從控制是一種需要換流站間通信系統(tǒng)的控制方法，將其中一個(gè)換流站作為松弛節(jié)點(diǎn)實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)直流電壓的穩(wěn)定，其他換流站采用定功率控制策略[11]。雖然主從控制結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，但對(duì)高層控制有較大依賴(lài)，對(duì)通信的速度與準(zhǔn)確度要求較高。直流電壓偏差控制是一種無(wú)需通信系統(tǒng)的控制方法，當(dāng)控制直流電壓的主換流站失去直流電壓控制能力的時(shí)候，控制直流電壓的從換流站能夠檢測(cè)到較大直流電壓偏移而轉(zhuǎn)到定直流電壓控制模式，從而保證整個(gè)系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行。直流電壓下垂控制是一種定直流電壓與定有功功率相互制約的結(jié)合體，每個(gè)換流站都有獨(dú)立的直流電壓與功率的P-U關(guān)系曲線，以實(shí)現(xiàn)不同運(yùn)行方式下系統(tǒng)的功率快速分配[12]。

針對(duì)VSC-MTDC系統(tǒng)的穩(wěn)定控制，文獻(xiàn)[13]利用直流電壓偏差控制與下垂控制相結(jié)合的方法實(shí)現(xiàn)直流系統(tǒng)的多點(diǎn)直流電壓控制，但是如果裕度選擇不當(dāng)，可能導(dǎo)致系統(tǒng)穩(wěn)定工作時(shí)出現(xiàn)功率振蕩。文獻(xiàn)[10]提出了一種直流電壓偏差斜率控制策略，利用直流電壓偏差特性，實(shí)現(xiàn)直流功率的跟蹤，利用直流電壓斜率特性，加快了系統(tǒng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)能力。但是當(dāng)VSC-HVDC系統(tǒng)端數(shù)比較多時(shí)，各換流站參數(shù)之間的協(xié)調(diào)配合將變得很復(fù)雜。文獻(xiàn)[14]分析了直流輸電線路電壓下降對(duì)于潮流分布的影響，得出直流電壓下垂系數(shù)決定了各個(gè)換流站功率分擔(dān)水平。文獻(xiàn)[15]提出了一種改進(jìn)直流電壓下垂控制策略，引入公共直流參考電壓參加下垂控制的功率調(diào)整，并滿(mǎn)足多端直流系統(tǒng)安全運(yùn)行的N-1法則。但是當(dāng)系統(tǒng)發(fā)生故障時(shí)，并非剩下所有換流站都能按照相同比例參加功率缺額補(bǔ)償，因?yàn)椴糠謸Q流站已接近最大容量運(yùn)行。因此，在文獻(xiàn)[15]基礎(chǔ)上，文獻(xiàn)[16]考慮每個(gè)換流站的可調(diào)容量大小，提出了一種自適應(yīng)下垂控制方法，使得各個(gè)換流站“量力而行”地參與到功率調(diào)整。但上述文獻(xiàn)都沒(méi)從多端直流受端系統(tǒng)的各直流線路功率最優(yōu)分配角度，以期減少系統(tǒng)銅耗為目的去研究直流電壓下垂控制方法，從而實(shí)現(xiàn)逆變站各線路功率最優(yōu)分配并能提高系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行能力。

本文以VSC-MTDC系統(tǒng)銅耗最小為目標(biāo)，在系統(tǒng)逆變側(cè)引入公共直流參考電壓，推導(dǎo)出逆變站相應(yīng)下垂系數(shù)計(jì)算方法。根據(jù)每個(gè)換流站可調(diào)容量的大小，提出一種改進(jìn)直流電壓下垂控制策略，使得各換流站“量力而行”地參與多點(diǎn)直流電壓控制與站間功率協(xié)調(diào)控制，并設(shè)計(jì)相應(yīng)的控制器。利用PSCAD/EMTDC搭建四端直流系統(tǒng)的控制模型并進(jìn)行仿真驗(yàn)證，在穩(wěn)態(tài)運(yùn)行、換流站退出運(yùn)行與交流側(cè)故障條件下驗(yàn)證所提出下垂控制策略的有效性。

1VSC-HVDC電路及運(yùn)行特性

1.1VSC-HVDC電路的運(yùn)行特性

三相兩電平換流器如圖1所示，其中Us為換流器母線電壓基波分量，Uc為換流器輸出電壓基波分量，Uc滯后于Us的角度為δ，X為換流電抗器的電抗。

圖1　電壓源型換流器Fig.1　Voltage source converter

忽略線路電阻，且考慮到δ很小，則換流器所吸收的有功功率與無(wú)功功率分別為[17]

(1)

式中，X=ωL。

當(dāng)柔性直流輸電系統(tǒng)采用SPWM控制時(shí)，其電壓源換流器輸出的交流基波線電壓為

(2)

式中，μ為SPWM直流電壓利用率；M為SPWM的調(diào)制度(0≤M≤1)；Udc為直流側(cè)電壓。

根據(jù)文獻(xiàn)[17]，d-q旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下VSC換流器吸收的有功、無(wú)功功率表達(dá)式為

(3)

假定旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系d軸與三相靜止坐標(biāo)系a軸重合，則有：Usd=Us，Usq=0，式(3)變?yōu)?/p>

(4)

1.2VSC-MTDC系統(tǒng)的控制方法

VSC-HVDC是基于電壓源型換流器并采用IGBT等全控器件和脈寬調(diào)制技術(shù)的輸電方式，不僅能實(shí)現(xiàn)有功、無(wú)功功率獨(dú)立控制，還能為交流電網(wǎng)提供動(dòng)態(tài)無(wú)功支撐，起到靜止無(wú)功補(bǔ)償?shù)淖饔谩Ｒ虼?，近年?lái)VSC-HVDC輸電技術(shù)得到了快速的發(fā)展與應(yīng)用。為了能凸顯其優(yōu)點(diǎn)與滿(mǎn)足電力快速發(fā)展的需要，已經(jīng)從初期的雙端直流輸電技術(shù)逐漸向多端直流輸電發(fā)展。VSC-MTDC一般采用并聯(lián)形式的接線方式，其拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)主要有星型拓?fù)渑c環(huán)形拓?fù)?，而其他更?fù)雜的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)都可以看作為這兩種拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的擴(kuò)展。相比于環(huán)形拓?fù)涞闹绷鬏旊娤到y(tǒng)，星型拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的VSC-MTDC更有利于實(shí)現(xiàn)整個(gè)系統(tǒng)安全穩(wěn)定，而且潮流控制相對(duì)獨(dú)立。本文主要研究四端直流系統(tǒng)穩(wěn)定控制，并設(shè)計(jì)相應(yīng)穩(wěn)定控制器，其拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖2所示。

針對(duì)圖2所示的四端直流輸電系統(tǒng)，其中換流站1與換流站2采用定有功功率與無(wú)功功率控制，保證換流站的功率輸出穩(wěn)定，圖3為相應(yīng)的控制框圖。換流站3與換流站4采用直流電壓下垂控制，保證整個(gè)直流系統(tǒng)的直流電壓穩(wěn)定，圖4為直流電壓下垂控制的控制框圖。

圖2　四端直流輸電系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)圖Fig.2　Topology of four-terminal HVDC

圖3　換流站1與換流站2控制框圖Fig.3　Control diagram of VSC1 and VSC2

圖4　換流站3與換流站4控制框圖Fig.4　Control diagram of VSC3 and VSC4

2直流電壓下垂系數(shù)的改進(jìn)

2.1輸電線路功率分配策略

圖5為輸電線路功率分配策略。其中，支路x與y的電流、電阻與末端電壓分別為IGSx與IGSy、RGSx與RGSy、UGSx與UGSy。此外，饋入到兩條支路之前電壓與電流分別為Ut與It。

圖5　輸電線路功率分配圖Fig.5　Power shares between transmission lines

根據(jù)圖5可知，輸電線路的銅耗為

(5)

對(duì)輸電線路銅耗求導(dǎo)并令其等于零。

(6)

根據(jù)文獻(xiàn)[18]可得出

(7)

如果有n條直流輸電線路，使得系統(tǒng)的銅耗最小，則各條輸電線路的功率分配比例為

(8)

2.2直流電壓下垂系數(shù)改進(jìn)

為了降低VSC-MTDC系統(tǒng)銅耗，根據(jù)2.1節(jié)分配策略，實(shí)現(xiàn)合理分配每條直流輸電線路的功率，本文提出一種改進(jìn)下垂控制方法。其實(shí)現(xiàn)方法為，任選擇一個(gè)逆變站為基準(zhǔn)換流站，對(duì)其采用傳統(tǒng)下垂控制，然后將基準(zhǔn)逆變站輸出功率信號(hào)傳遞到其他換流站。其他各逆變站根據(jù)自身輸出功率與基準(zhǔn)逆變站輸出功率的差額，自適應(yīng)地調(diào)節(jié)各自換流站的下垂系數(shù)。

針對(duì)直流線路上較大電阻造成的電壓降使得各換流站端口電壓而有所不同，但同時(shí)與送端換流站直流電壓差異不大。為了使系統(tǒng)更加穩(wěn)定運(yùn)行，在受端系統(tǒng)引入公共直流電壓作為參考電壓，一般情況下選取定直流電壓控制換流站的直流側(cè)端口電壓。

改進(jìn)下垂控制實(shí)現(xiàn)過(guò)程為：將逆變站3定為基準(zhǔn)逆變站，并采用傳統(tǒng)下垂控制，根據(jù)文獻(xiàn)[15]有

(9)

(10)

第i個(gè)(i≠1)逆變站采用改進(jìn)下垂控制策略

(11)

(12)

假設(shè)第i(i≠1)個(gè)逆變站輸出的有功功率為PGSi，為了使整個(gè)直流輸電系統(tǒng)的銅耗最小，各條直流輸電線路需要根據(jù)與基準(zhǔn)換流站承擔(dān)功率的大小自適應(yīng)調(diào)節(jié)下垂系數(shù)，則κi計(jì)算過(guò)程為：

對(duì)于逆變換流站i，當(dāng)δ=0，則PGSi=0；當(dāng)δ≠0，則有

(13)

由于第1個(gè)逆變站被選為基準(zhǔn)換流站，則根據(jù)式(9)、式(11)與式(13)有

(14)

因此，當(dāng)δ=0時(shí)，則有

(15)

當(dāng)δ≠0時(shí)，則有

(16)

(17)

式中，PLoadi為第i個(gè)逆變站的本地負(fù)荷。此外，計(jì)算κi所需數(shù)據(jù)可由VSC-MTDC系統(tǒng)通信裝置獲得，而且公共直流電壓也需要換流站之間通信完成。

3改進(jìn)直流電壓下垂控制

3.1直流電壓自適應(yīng)下垂系數(shù)

傳統(tǒng)下垂控制一般采用固定下垂系數(shù)進(jìn)行控制，其下垂系數(shù)取決于各換流站的額定容量。在多端直流輸電系統(tǒng)中，當(dāng)一個(gè)換流器出現(xiàn)故障，而其中有些換流站已經(jīng)接近于容量上限時(shí)，并不是所有換流站都能夠按下垂系數(shù)去承擔(dān)由于故障換流站所帶來(lái)的功率缺失。因此，每個(gè)換流站更應(yīng)該根據(jù)實(shí)際可調(diào)節(jié)的容量大小來(lái)承擔(dān)系統(tǒng)功率缺失。

在每天同一時(shí)間段觀察并記錄發(fā)芽的種子數(shù)目。發(fā)芽種子數(shù)如果連續(xù)3天無(wú)變化，就視為其他種子不再發(fā)芽。發(fā)芽觀察結(jié)束后，運(yùn)用下述公式求出種子的發(fā)芽率（Germination rate，縮寫(xiě)為“GR”）、發(fā)芽指數(shù)（Germination index，縮寫(xiě)為“GI”）和化感效應(yīng)指數(shù)（Response index，縮寫(xiě)為“RI”）。

定義：第i個(gè)換流站容量可調(diào)空間為

(18)

式中，φi為第i(i≠1)個(gè)換流站的額定容量；νi為第i(i≠1)個(gè)換流站的可調(diào)容量大小。

(19)

3.2VSC-MTDC動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析

為了維持VSC-MTDC系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行，必須保證系統(tǒng)中各換流站輸出的有功功率平衡，即

(20)

式中，Pi為VSC-MTDC中第i個(gè)換流站在交流側(cè)公共耦合點(diǎn)處注入到交流系統(tǒng)的有功功率；Plosses為所有換流站損耗與直流輸電線路的功率損耗。

若VSC-MTDC系統(tǒng)中共有m個(gè)換流站，為了保證系統(tǒng)有功功率平衡，則有

(21)

根據(jù)系統(tǒng)有功功率平衡可知

(22)

此外，根據(jù)VSC-MTDC系統(tǒng)下垂控制方法可知，系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)，滿(mǎn)足

(23)

(24)

假如第m個(gè)換流站發(fā)生故障需要退出運(yùn)行，則

(25)

式中，P′losses為故障后直流輸電線路的總損耗，則系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行點(diǎn)變?yōu)?/p>

(26)

(27)

對(duì)比故障后與故障前，第i個(gè)換流站所承擔(dān)的功率變化量為

(28)

其中，改進(jìn)自適應(yīng)下垂控制框圖如圖6所示。

圖6　不考慮本地負(fù)荷的改進(jìn)下垂控制Fig.6　Improved droop scheme without local load

此外，若將圖6中PGS1修改為PGS1-Pload1，且將PGSi修改為PGSi-Ploadi，即為VSC-MTDC系統(tǒng)考慮本地負(fù)荷時(shí)的改進(jìn)下垂控制策略。

3.3通信故障時(shí)系統(tǒng)的后備控制策略

由于所設(shè)計(jì)的改進(jìn)下垂控制方法需要站間通信，若系統(tǒng)通信出現(xiàn)故障時(shí)，則系統(tǒng)的公共直流電壓及計(jì)算系數(shù)κi的參數(shù)將無(wú)法獲取。為了能保證系統(tǒng)安全穩(wěn)定運(yùn)行，其后備控制策略設(shè)計(jì)如下。

(29)

直流系統(tǒng)功率缺失可表示為

(30)

(31)

根據(jù)式(31)可知，下垂系數(shù)的大小決定了直流系統(tǒng)中不平衡的有功功率分配到各換流站的多少。一般情況下是根據(jù)換流站的額定容量來(lái)確定的。但為了避免出現(xiàn)額定容量大的換流站達(dá)到功率極限時(shí)仍然需要承擔(dān)功率缺額的情況，從而影響該換流站的電壓質(zhì)量。因此，改進(jìn)自適應(yīng)下垂控制方法的后備控制策略下垂系數(shù)仍采用式(19)。

4算例仿真

4.1仿真測(cè)試系統(tǒng)

為進(jìn)一步驗(yàn)證本文所提控制策略的有效性，在PSCAD/EMTDC中搭建了如圖2所示的控制系統(tǒng)，并將本文提出的改進(jìn)下垂控制策略應(yīng)用于四端直流系統(tǒng)。VSC-MTDC電壓等級(jí)為300 kV，直流電纜的參數(shù)如表1所示，各換流站基本參數(shù)如表2所示。

表1　直流電纜的基本參數(shù)

表2　各換流站的基本參數(shù)

系統(tǒng)額定容量為2 180 MV·A，額定交流電壓為175 kV，串聯(lián)電抗器為10 mH，直流電容器為100 μF，SPWM開(kāi)關(guān)頻率為1 950 Hz。此外，VSC-MTDC系統(tǒng)的基準(zhǔn)直流電壓為300 kV，換流站1、2額定容量都為440 MW，換流站3、4額定容量為900 MW與400 MW。本文換流站3、4允許的最大、最小直流電壓分別為309 kV與291 kV，換流站3額定容量的最大、最小值分別為972 MW與828 MW，換流站4額定容量的最大、最小值分別為432 MW與368 MW，τ=2.5，φmax=900 MW。

4.2仿真分析

4.2.1穩(wěn)態(tài)仿真部分

圖7為穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)VSC-MTDC的響應(yīng)曲線。換流站1、2的有功功率指令值為350 MW，換流站3、4有功功率指令值分別為525 MW與175 MW。根據(jù)圖7與表2可知，由于VSC-MTDC存在線路電阻，故直流系統(tǒng)的整流側(cè)與逆變側(cè)直流電壓有較大差別，其中，逆變側(cè)直流電壓約為300 kV，低于整流側(cè)的直流電壓308 kV，符合工程實(shí)踐要求。若輸電容量與直流線路電阻更大，則送端系統(tǒng)與受端系統(tǒng)電壓降會(huì)更明顯。此外，根據(jù)圖7所示，采用本文提出的改進(jìn)下垂控制策略，逆變側(cè)直流電壓都維持在300 kV，為逆變側(cè)功率的分配提供了穩(wěn)定的直流電壓，而且控制系統(tǒng)能快速跟蹤系統(tǒng)的有功功率指令值。

圖7　穩(wěn)態(tài)時(shí)多端直流系統(tǒng)響應(yīng)曲線Fig.7　Response curves of VSC-MTDC in steady state

不考慮本地負(fù)荷時(shí)對(duì)VSC-MTDC系統(tǒng)進(jìn)行仿真，整流站1、2的直流功率整定指令Pref都設(shè)定為350 MW，逆變側(cè)3、4有功功率指令值比值分別設(shè)為：P3ref/P4ref=6、3、1、1/3、1/6等5個(gè)不同的典型運(yùn)行方式。采用傳統(tǒng)固定下垂控制方法與改進(jìn)下垂控制方法，逆變站在5種不同的典型運(yùn)行方式下，未考慮本地負(fù)荷時(shí)系統(tǒng)的銅耗如表3所示。此外，直流系統(tǒng)在不同運(yùn)行方式下，交流系統(tǒng)電壓都保持不變。

表3　銅耗損失情況(未考慮本地負(fù)荷)

根據(jù)表3可知，與傳統(tǒng)下垂控制相比，改進(jìn)下垂控制方法能夠有效降低直流系統(tǒng)的銅耗。由于直流輸電線路4與線路3的電阻比值為：1.302 0/0.433 75=3.001，因此根據(jù)3.1節(jié)內(nèi)容可知，當(dāng)P3ref/P4ref=3時(shí)整個(gè)直流系統(tǒng)的銅耗達(dá)到最小，為21.947 4MW。此外，當(dāng)P3ref/P4ref比值偏離最優(yōu)值P3ref/P4ref=3越嚴(yán)重，采用本文所提出的方法時(shí)直流系統(tǒng)銅耗減少得越為明顯。

考慮本地負(fù)荷時(shí)，逆變站3、4分別擁有80MW與60 MW本地負(fù)荷，在P3ref/P4ref不同比值情況下，采用改進(jìn)下垂控制策略時(shí)系統(tǒng)銅耗減少情況如表4所示。根據(jù)表4可知，本文所提出的控制方法能有效降低系統(tǒng)銅損，與表3相比較，考慮本地負(fù)荷時(shí)所引起的銅損要比未考慮本地負(fù)荷時(shí)的低。

表4　銅耗損失情況(考慮本地負(fù)荷)

4.2.2逆變站4退出運(yùn)行

如果控制策略選擇不當(dāng)，當(dāng)換流站突然退出運(yùn)行時(shí)將導(dǎo)致VSC-MTDC站間出現(xiàn)功率振蕩，更嚴(yán)重會(huì)使得系統(tǒng)失穩(wěn)。本文在2.5s時(shí)，逆變站4退出運(yùn)行以驗(yàn)證所提出改進(jìn)下垂控制的有效性，仿真波形如圖8所示，其中傳統(tǒng)下垂控制方法是采用文獻(xiàn)[14]控制方法。

從圖8a可知，在換流站4退出運(yùn)行時(shí)采用改進(jìn)下垂控制方法，換流站3能按照換流站自身可調(diào)容量空間承擔(dān)系統(tǒng)的功率缺額，避免換流站退出運(yùn)行時(shí)出現(xiàn)較大的過(guò)電壓或者電壓跌落，并能快速恢復(fù)到直流電壓額定值附近。從圖8b可知，與傳統(tǒng)下垂控制相比較，改進(jìn)下垂控制承擔(dān)更多功率的補(bǔ)償。因?yàn)楦倪M(jìn)下垂控制策略確定了比傳統(tǒng)下垂控制策略更大的下垂系數(shù)，以使換流站實(shí)現(xiàn)功率缺額補(bǔ)償時(shí)有利于減小系統(tǒng)銅耗。

圖8　換流站4退出運(yùn)行后系統(tǒng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)Fig.8　Dynamic response of VSC4 outage

表5與表6分別示出了逆變站4退出運(yùn)行時(shí)，在P3ref/P4ref=3時(shí)整個(gè)VSC-MTDC銅耗情況。根據(jù)表5、表6可知，不管考慮本地負(fù)荷與否，改進(jìn)下垂控制方法都能減少系統(tǒng)銅耗。因?yàn)閾Q流站3能夠根據(jù)自身可調(diào)容量空間大小，動(dòng)態(tài)調(diào)整各換流站下垂系數(shù)，確定合適的P-U曲線，以減少系統(tǒng)的銅耗。

表5　換流站4退出運(yùn)行系統(tǒng)銅耗損失(未考慮本地負(fù)荷)

表6　換流站4退出運(yùn)行系統(tǒng)銅耗損失(考慮本地負(fù)荷)

4.2.3逆變站4交流側(cè)三相瞬時(shí)故障

本文通過(guò)在換流站4交流側(cè)施加三相瞬時(shí)故障以驗(yàn)證本文所提控制方法在暫態(tài)情況下的有效性。

在2.5 s時(shí)，直流輸電系統(tǒng)換流站4交流側(cè)發(fā)生三相短路故障，故障持續(xù)時(shí)間為200 ms，仿真波形圖如圖9所示，其中傳統(tǒng)固定下垂控制方法是采用文獻(xiàn)[14]的方法。根據(jù)圖9可知，相比于傳統(tǒng)下垂控制方法，改進(jìn)下垂控制控制方法能使直流系統(tǒng)的直流電壓與直流側(cè)功率變化更加平穩(wěn)，波動(dòng)性變小。因此，本文提出的改進(jìn)下垂控制有效改善了交流側(cè)故障引起的直流電壓波動(dòng)與直流側(cè)功率振蕩，從而更加有效地提高多端直流輸電系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行的能力。

圖9　三相短路故障時(shí)多端直流系統(tǒng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)Fig.9　Dynamic response of VSC-MTDC under three-phase short-circuit fault

5結(jié)論

1)針對(duì)VSC-HVDC的逆變站功率分配問(wèn)題，本文提出了一種VSC-MTDC系統(tǒng)的改進(jìn)下垂控制方法。該控制方法是以第1個(gè)逆變站為基準(zhǔn)，對(duì)其采用傳統(tǒng)下垂控制，其他逆變站根據(jù)與基準(zhǔn)換流站功率的差值自適應(yīng)地調(diào)節(jié)逆變站的下垂系數(shù)，最終實(shí)現(xiàn)有功功率在逆變站之間的合理分配。與傳統(tǒng)下垂控制方法相比，本文提出的改進(jìn)下垂控制方法能夠有效減少系統(tǒng)的銅耗。

2)在PSCAD/EMTDC中搭建了四端直流控制系統(tǒng)模型，在逆變站中引入一個(gè)基于公共直流電壓的下垂控制環(huán)節(jié)，根據(jù)每個(gè)逆變站的可調(diào)容量空間大小，提出了改進(jìn)下垂控制方法，并與傳統(tǒng)下垂控制相比較。仿真結(jié)果表明，改進(jìn)下垂控制方法可有效改善換流站交流側(cè)故障引起的電壓與有功功率的振蕩，提升了整個(gè)直流系統(tǒng)的穩(wěn)定性。此外，當(dāng)其中一個(gè)逆變站退出運(yùn)行時(shí)，該策略也能夠有效改善直流電壓發(fā)生的電壓跌落與過(guò)電壓，實(shí)現(xiàn)了換流站間的緊急功率增援，保證整個(gè)直流輸電系統(tǒng)正常運(yùn)行。

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作者簡(jiǎn)介

冉曉洪男，1984年生，博士研究生，研究方向?yàn)橹绷鬏旊娤到y(tǒng)控制與保護(hù)、能量?jī)?yōu)化與控制等。

E-mail：562133934@qq.com

苗世洪男，1963年生，博士，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)殡娏ο到y(tǒng)繼電保護(hù)與運(yùn)行控制、微電網(wǎng)與配電網(wǎng)新技術(shù)等。

E-mail：shmiao@hust.edu.cn(通信作者)

An Improved Droop Control Strategy for Multi-Terminal DC Grids Based on Optimal Active Power Allocation

Ran XiaohongMiao ShihongWu YingjieQian Tiantian

(State Key Laboratory of Advanced Electromagnetic Engineering and Technology Huazhong University of Science and TechnologyWuhan430074China)

AbstractDue to various distances of transmission lines as well as higher resistance for the voltage source converter multi-terminal direct current (VSC-MTDC)system，the copper loss for the whole system，especially the long distance and large capacity high voltage direct current (HVDC) system，is larger.In order to realize the coordinated control between different stations achieving the minimum copper loss for the HVDC system，the calculation method of the voltage droop coefficient for the VSC-MTDC system without/with local load is built，and a DC voltage droop control strategy is proposed.By introducing the remaining capacity space，each converter station can participate in the power compensation according to its remaining capacity.The PSCAD/EMTDC is used to build the detailed models of the VSC-MTDC system.The simulation verifies operating characteristics in normal/fault conditions.Simulation results show that the proposed control can reduce the copper loss effectively，restrain the DC power oscillation caused by AC fault，and realize the emergency power support.

Keywords：Improved droop control，minimum copper loss，voltage source converter multi-terminal direct current，optimal power allocation，remaining capacity

中圖分類(lèi)號(hào)：TM72

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51377068)。

收稿日期2015-04-13改稿日期2015-07-09