基于自適應功率調節(jié)的多端柔性直流配電網主從控制策略

余江盛, 黃勻飛, 袁燦培, 張育賓, 陳喆, 李海波, 江坷滕

(1. 廣東電網有限責任公司東莞供電局, 廣東 東莞 523109；2. 清華四川能源互聯網研究院，四川 成都 610213)

可再生能源大多通過直流形式接入現有電網，多端柔性直流配電網(multi-terminal flexible DC distribution network，MFDCDN)憑借換流環(huán)節(jié)少、損耗低、投資省、占地少、容量大、控制靈活等優(yōu)勢，在中低壓配電系統(tǒng)得到廣泛的關注與應用[1-4]。但是MFDCDN的控制依然存在很多問題，例如：直流電壓受傳輸功率和實時潮流的影響，容易產生電壓偏差，在閾值附近波動，影響供電可靠性和系統(tǒng)穩(wěn)定性；系統(tǒng)發(fā)生故障等工況切換時，系統(tǒng)動態(tài)響應特性差，過渡時間冗長，過電壓現象明顯，可能導致系統(tǒng)失衡[5]；某些換流站控制方法需要考慮其他換流站狀態(tài)，模式切換的判據難以確定，且高度依賴通信系統(tǒng)進行信號傳遞，對通信系統(tǒng)的同步能力要求高，增加了系統(tǒng)不確定性[6]。

MFDCDN的控制模式主要分為主從控制(master-slave control, MSC)和下垂控制[1]。MSC模式能有效控制系統(tǒng)額定電壓穩(wěn)定在給定值附近，但是工況變化的暫態(tài)過程調節(jié)速度慢，可能導致電壓超調、換流站過載等問題，且高度依賴通信系統(tǒng)。下垂控制模式可根據系統(tǒng)電壓動態(tài)調節(jié)輸出功率，能實現系統(tǒng)功率的快速調節(jié)，并且便于模塊化拓展，但是存在電壓有偏差、下垂系數整定困難等問題。

為了改進MSC和下垂控制的控制性能，相關學者在控制結構和下垂系數的優(yōu)化整定方面開展了大量研究。文獻[7-10]基于MSC策略，提出改進的電壓控制，但是無法解決系統(tǒng)電壓存在偏差的問題，并且高度依賴通信系統(tǒng)的電流分配系數。

下垂控制工作原理為交流頻率有差調節(jié)。文獻[11-14]采用常規(guī)下垂控制，擺脫了對站間通信的依賴。文獻[15]研究了電壓或功率先到達極限2種情況。文獻[16]提出采用帶電壓死區(qū)的下垂控制。文獻[17]提出一種改進荷電狀態(tài)下垂控制策略，根據策略合理分配負荷功率，減小母線電壓偏差。文獻[18]對比下垂控制的4種控制方式，通過理論、穩(wěn)定性分析和仿真，研究交流/直流負荷波動、換流器故障場景下的控制效果，以及下垂系數對系統(tǒng)動態(tài)特性和阻尼特性的影響，對下垂控制模式的選取和參數的設計有較大借鑒意義。文獻[19]對下垂控制進行分析，提出一種新的下垂系數設計方法。文獻[20]提出一種基于下垂控制的無縫切換控制策略，以保證換流站功率的合理分配。文獻[21-22]基于下垂控制，提出自適應調節(jié)斜率的控制方法，能夠減小電壓偏差。但以上研究中，下垂控制在工況切換時存在較大的過電壓，穩(wěn)態(tài)運行下直流電壓存在偏差。為了解決下垂控制中電壓偏差的問題，有學者提出了集中式二次控制和分布式二次控制，然而，集中式二次控制容易產生單點故障[23]，分布式二次控制高度依賴通信系統(tǒng)[24]。為了避免下垂控制中的電壓跌落、參數不確定性和系統(tǒng)干擾對直流電壓的影響，文獻[25]提出魯棒下垂控制，但是仍然存在工況切換過程中超調過大的問題。

綜上所述可知：MSC模式精度高，系統(tǒng)電壓質量高，但是對主換流站的容量和可靠性要求高，還必須通過上層系統(tǒng)進行協調控制，對通信系統(tǒng)有很強的依賴性，運行可靠性低，其改進措施難以自主調節(jié)；下垂控制模式存在直流電壓難以達到目標穩(wěn)態(tài)值、工況切換時超調大、波動幅度較大、穩(wěn)態(tài)電壓偏差難以消除、控制參數難以整定等問題[26]，難以實現換流站功率的自由交換，而且針對下垂控制穩(wěn)態(tài)誤差的改進側重于添加更加復雜的修正措施，進一步加大了參數整定的復雜度。因此，為了在不依賴通信系統(tǒng)的前提下，通過簡單的控制邏輯改進和參數設計，實現MFDCDN的電壓無偏差、無超調、高可靠、自適應、穩(wěn)定控制，本文分析MFDCDN的典型拓撲結構和運行方式，通過自適應功率調節(jié)對MSC進行改進，提出自適應主從控制(adaptive master-slave control，AMSC)策略；最后，在PSCAD/EMTDC平臺搭建時序仿真模型，對所提控制策略的動靜態(tài)性能和韌性進行驗證。

1 MFDCDN及傳統(tǒng)控制策略分析

1.1 MFDCDN典型拓撲結構

MFDCDN是交流輸電系統(tǒng)與直流供電系統(tǒng)間的重要組成部分，其典型接線形式包括輻射型、手拉手(背靠背)、T型、環(huán)形和網格型。輻射型接線具有結構簡單、投資少的優(yōu)點，但是缺乏合理的規(guī)劃布局，可靠性差，無法保障用戶用電；環(huán)形和網格型供電時，僅滿足“N-1”供電原則，無力應對重要負荷兩端同時斷電的特殊情況。因此，本文選擇可靠性相對較高的T型接線作為分析對象，將重要負荷設置為T字交叉節(jié)點，使其滿足“N-2”供電原則。本文以三端口系統(tǒng)為例，其系統(tǒng)拓撲結構如圖1所示，主要由交流電源變電站1—3、電壓源換流器(voltage source converter，VSC)1—3、直流線路①—⑤、斷路器、儲能和交直流負荷組成。

圖1 MFDCDN T型接線典型拓撲結構Fig.1 Typical topology of T-connection MFDCDN

圖2 MFDCDN典型控制策略的工作原理Fig.2 Typical strategy principle of MFDCDN

1.2 MSC策略分析

針對圖1所示的MFDCDN系統(tǒng)，假設變電站1容量足夠調節(jié)該配電系統(tǒng)電壓，設置為功率平衡站，VSC1采用定直流電壓控制，其控制框圖如圖3(a)所示，其中：Udcref1、idref1分別為VSC1直流側電壓參考值、d軸電流參考值；Udc1為VSC1直流側實際電壓；KP1、KI1分別為主站直流電壓調節(jié)控制器的比例參數、積分參數；idmax、idmin分別為d軸電流id的上下限值；s為拉普拉斯算子。VSC2和VSC3采用定功率控制，其控制框圖如圖3(b)所示，其中：idref2為VSC2的d軸電流參考值；Ps2、Psref2分別為VSC2的實時功率、功率參考值；KP2、KI2分別為從站有功功率調節(jié)控制器的比例參數、積分參數；usd為交流網側電壓的d軸分量。

圖3 MSC框圖Fig.3 Block diagram of master-slave control

根據圖3(a)可知，MFDCDN電壓的調節(jié)主要由變電站1承擔，直流端電壓Udc1與idref1之間的關系為

idref1=(Udcref1-Udc1)(KP1+KI1/s).

(1)

其次，當交流系統(tǒng)電壓Us與假設的d軸方向一致時，與直流系統(tǒng)連接處的并網聯結點的功率

Ps=Usid.

(2)

結合式(1)可知，MSC下系統(tǒng)功率波動

ΔPs1,msc=UsΔid=-Us(KP1+KI1/s)ΔUdc1.

(3)

式中：Δid為d軸電流差值；ΔUdc1為主站直流側電壓差值。

由式(3)可知：MSC下系統(tǒng)功率波動主要與主站直流電壓波動有關，并且通過1組PI控制器進行調節(jié)，調節(jié)速度慢；只有1個功率平衡站參與電壓調節(jié)，調節(jié)能力有限；當系統(tǒng)功率波動時，容易導致系統(tǒng)電壓的波動。

1.3 下垂控制策略分析

針對圖1所示的MFDCDN，當采用圖2(c)所示的下垂控制時，假設與交流電網連接的VSC1—VSC3均采用下垂控制，其控制框圖如圖4所示，其中：Udci、Udcrefi分別為與VSCi(i=1,2,3)相連的直流配電網線路電壓及其參考值；Psi、Psrefi分別為與VSCi相連的直流配網線路傳輸功率及其參考值；Ki為下垂系數；KPi、KIi分別為VSCi系統(tǒng)主控制器的比例參數、積分參數；idrefi為VSCi的d軸電流參考值。

圖4 下垂控制框圖Fig.4 Block diagram of drop control

根據圖4的下垂控制結構，換流站VSCi的d軸電流參考值

idrefi=[Ki(Psrefi-Psi)+Udcrefi-Udci]×

(KPi+KIi/s).

(4)

結合式(1)可知，在采用下垂控制的換流站中，引入了斜率對功率偏差進行補償，同樣的控制參數下，調節(jié)速度更快。基于式(2)的假設，下垂控制下系統(tǒng)功率波動ΔPsi,dc與電壓波動ΔUdci之間的關系為

(5)

結合式(3)可知，由于下垂控制系數Ki<0，并且存在多個下垂控制站，因此能夠更加快速地調節(jié)系統(tǒng)電壓。但是由于參數敏感，調節(jié)速度快，容易導致調節(jié)過程出現功率超調或波動，造成換流站過載；并且系統(tǒng)無法穩(wěn)定在給定電壓參考值，存在一定的穩(wěn)態(tài)誤差。

2 AMSC策略

通過前文的分析可知，下垂控制中通過引入功率偏差可以加快電壓調節(jié)速度，增強系統(tǒng)調節(jié)能力和效率，避免對通信系統(tǒng)的依賴。因此，本文基于MSC，引入自適應功率調節(jié)，對定功率站的電壓偏差進行補償，實現不依賴通信的電壓控制，同時減小各站點的功率偏差和系統(tǒng)電壓偏差。

2.1 AMSC策略概念與機理

由圖1可知，MSC下的MFDCDN系統(tǒng)由主站和從站分別對系統(tǒng)直流電壓和有功功率進行獨立控制，無法動態(tài)快速協調系統(tǒng)功率偏差導致的電壓波動。因此，在功率偏差計算環(huán)節(jié)，添加系統(tǒng)電壓的動態(tài)補償項，建立AMSC模型，實時反饋系統(tǒng)電壓偏差，并進行補償控制，實現電壓無差控制，其控制框圖如圖3所示。當系統(tǒng)直流端電壓Udc不等于參考值Udcref時，電壓動態(tài)補償環(huán)節(jié)持續(xù)對有功功率進行補償，直到系統(tǒng)直流電壓Udc恢復到額定值時補償環(huán)節(jié)輸出為0，實現電壓的無差控制。

AMSC框圖如圖5所示，其中：Qdci、Qdcrefi分別為VSCi(i=1,2,3)的實時無功功率、無功功率參考值；KP1i、KI1i分別為VSCi有功功率調節(jié)控制器的比例參數和積分參數；KP2i、KI2i分別為VSCi無功功率調節(jié)控制器的比例參數、積分參數；KP3i、KI3i分別為VSCi直流電壓調節(jié)控制器的比例參數、積分參數；idi、iqi分別為VSCi控制器d軸、q軸電流值；iqmax、iqmin分別為q軸電流iq的上下限值；iqrefi為VSCi控制器q軸電流參考值；usq為交流網側電壓的q軸分量；Urd、Urq分別為d軸、q軸電壓輸出值；ωL為電網角頻率。

圖5 AMSC框圖Fig.5 Block diagram of adaptive master-slave control

由圖5可知，Udci和idrefi存在如下關系：

idrefi=[(KP3i+KI3i/s)(Udcrefi-Udci)+

Psrefi-Psi](KP1i+KI1i/s).

(6)

2.2 AMSC策略特性分析

基于式(2)的假設，AMSC下系統(tǒng)功率波動值ΔPsi,AMSC與電壓波動ΔUdci之間的關系為

ΔPsi,AMSC=

(7)

式中：H(s)為傳遞函數；ΔPsi,msc為MSC下系統(tǒng)功率波動值。

結合式(3)可知，與傳統(tǒng)MSC相比，AMSC添加了電壓誤差補償項，相當于引入串聯校正函數H(s)，增加了功率修正項，能更加快速地修正由功率不匹配導致的電壓偏差，并且可以設置多個備用站采用AMSC，同時參與電壓偏差的調節(jié)，加強系統(tǒng)穩(wěn)定性，加快系統(tǒng)調節(jié)速度。與下垂控制相比，AMSC能實現電壓無差控制，避免換流站過載；與MSC相比，AMSC能通過監(jiān)測系統(tǒng)網壓，對系統(tǒng)電壓變化作題出快速響應，避免對通信系統(tǒng)的依賴。

綜上所述，本文所提的AMSC在系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運行過程中能夠實現主站電壓和從站功率的準確控制。當遇到主站退出等系統(tǒng)故障時，在系統(tǒng)暫態(tài)調節(jié)的動態(tài)過程中，根據電壓偏差實時調整備用主站參考功率，電壓信號可以通過電力系統(tǒng)進行實時測量，不受通信系統(tǒng)的約束和影響，實現了不依賴通信的自適應無差調節(jié)，在保障系統(tǒng)負荷正常供電的同時，使各換流站工作在系統(tǒng)額定電壓，避免了換流站過載運行，提高了系統(tǒng)的安全穩(wěn)定性和供電可靠性。

3 仿真驗證

為了驗證所提AMSC策略在不依賴通信系統(tǒng)條件下的動態(tài)響應效果和穩(wěn)態(tài)運行特性，本文選擇MSC、季一潤提出的典型控制(typical operation control by JI，TO-J)[7]與AMSC進行對比分析。根據圖1所示的拓撲結構，在PSCAD中分別基于MSC、AMSC和TO-J策略搭建時序仿真模型，VSC1、VSC2和VSC3分別代表主站、備用主站和從站?？紤]到實際應用場景中同時需要2個備用主站參與電壓調節(jié)的極端情況極少，因此備用主站VSC2采用AMSC策略，從站VSC3采用傳統(tǒng)PQ控制。模型搭載了2個容量為2 MW的儲能單元和1個容量為2 MW的直流負載，其他相關控制模式和參數見表1，其中S為各換流站的額定容量。

為了分析所提控制策略對系統(tǒng)故障或動作后的響應效果，分別設置負載切除和主站退出等工況，通過系統(tǒng)各端口電壓和有功出力等信號，驗證所提控制策略的控制效果。

3.1 場景1——負荷切除

場景1模擬負載退出運行導致系統(tǒng)功率過剩，并且超過了主站調節(jié)能力，導致直流母線電壓上升超過正常值的運行場景。在仿真中，VSC2發(fā)出12 MW功率，VSC3發(fā)出10 MW功率，設置6 MW的負載在1 s時退出運行，AMSC和TO-J檢測直流母線電壓過高自動投入運行，參與三端供電系統(tǒng)的功率調節(jié)，各變電站的電壓和功率仿真波形如圖6、圖7所示。

表1 不同控制策略下仿真系統(tǒng)主要參數情況Tab.1 Main parameters of the simulation system under different control strategies

圖6 變電站在不同控制策略下的直流電壓波形(場景1)Fig.6 DC voltage waveforms of substations under different control methods (case 1)

圖7 變電站在不同控制策略下的有功功率波形(場景1)Fig.7 Active power waveforms of substations under different control methods (case 1)

通過圖6、圖7的仿真結果可知，負載退出運行前(0 s—1 s)，3種控制策略下，系統(tǒng)電壓在0.1 s內迅速穩(wěn)定在給定值20 kV附近，相關穩(wěn)態(tài)參數見表2，其中ΔP為系統(tǒng)功率損耗。MSC下，VSC2和VSC3分別提供12 MW和10 MW的有功功率，主站VSC1吸收14.8 MW有功功率，系統(tǒng)損耗約為1.2 MW。在AMSC和TO-J策略下，VSC2和VSC3分別提供12 MW和10 MW的有功功率，2種控制策略的系統(tǒng)損耗分別為1.3 MW和1.5 MW。

1 s時切除6 MW負載和儲能后，VSC2和VSC3仍然按照系統(tǒng)參考值保持發(fā)出22 MW有功功率，超出了主站的調節(jié)能力，并導致直流母線電壓升高。MSC下的系統(tǒng)電壓持續(xù)升高，超出系統(tǒng)正常運行電壓，系統(tǒng)功率損耗高達3 MW，嚴重威脅電網的安全運行；AMSC和TO-J能將系統(tǒng)電壓穩(wěn)定在額定電壓20 kV附近。然而TO-J策略下，VSC2和VSC3分別出力12 MW和8.3 MW，VSC1約吸收19 MW，接近滿負荷狀態(tài)，并且系統(tǒng)電壓抬升至21～22 kV，供電電壓偏差達到10%。

表2 系統(tǒng)仿真結果分析Tab.2 System simulation result analysis

在AMSC策略下，負載切除后，當母線電壓超過額定電壓的6.67%時，VSC2啟用AMSC，根據仿真結果可知，系統(tǒng)在切除負荷0.08 s之后，安裝在VSC2的AMSC環(huán)節(jié)投入運行，協助1號主站VSC1控制直流母線電壓，使其穩(wěn)定在20 kV。AMSC環(huán)節(jié)投入運行后，系統(tǒng)快速響應，在0.2 s內恢復平衡運行狀態(tài)，VSC3保留10 MW出力，由VSC1和VSC2平衡系統(tǒng)出力，分別吸收4.7 MW和4.8 MW，系統(tǒng)損耗約為0.5 MW，基本實現系統(tǒng)功率平衡，維持系統(tǒng)電壓在額定水平。

根據母線電壓波形可知，負載的退出對系統(tǒng)電壓造成的影響非常小，說明所提控制策略在不依賴通信系統(tǒng)的情況下，能實現系統(tǒng)電壓波動的有效采集與監(jiān)測，及時調整備用主站出力，平衡系統(tǒng)功率缺額，實現系統(tǒng)電壓的無差控制。

3.2 場景2——主站退出運行并及時切除負載

場景2模擬了在實際運行場景中由于主站VSC1直流側或交流側發(fā)生故障，導致主站VSC1退出運行，并且負荷被及時切除的情況。仿真中設置1 s時1號主站因為故障退出運行，2 s時切除負載，仿真結果如圖8、圖9所示。根據圖8、圖9的仿真結果可知，主站退出運行前(0 s—1 s)系統(tǒng)運行情況與場景1類似，相關穩(wěn)態(tài)參數見表2。

圖8 變電站在不同控制策略下的直流電壓波形(場景2)Fig.8 DC voltage waveforms of substations under different control methods (case 2)

圖9 變電站在不同控制策略下的有功功率波形(場景2)Fig.9 Active power waveforms of substations under different control methods (case 2)

主站退出系統(tǒng)帶載運行階段(1 s—2 s)，MSC和TO-J策略下，VSC2和VSC3端的直流電壓波動達20%，不滿足電壓偏差標準，并且VSC2和VSC3的出力劇烈震蕩，波動范圍高達10～15 MW，不利于設備的穩(wěn)定運轉，嚴重威脅電力系統(tǒng)安全運行。相比之下，本文提出的AMSC策略下，VSC1吸收的功率在0.3 s內降低為0，VSC2迅速響應，由出力12 MW變?yōu)槲?.6 MW，及時平衡消納VSC3發(fā)出的功率，VSC3出力不變，此時VSC2和VSC3端口電壓由于系統(tǒng)功率過剩，呈上升趨勢，0.08 s后端口電壓上升至系統(tǒng)電壓上限，觸發(fā)備用主站VSC2啟用AMSC，將系統(tǒng)電壓在0.2 s內拉回20 kV，并保持系統(tǒng)在電壓無差的情況下穩(wěn)定運行，系統(tǒng)電壓和變電站出力無明顯波動，系統(tǒng)電壓能快速穩(wěn)定在給定值附近，實現了電壓的無差控制，有利于系統(tǒng)安全平穩(wěn)過渡，表現出良好的動靜態(tài)性能。

2 s時系統(tǒng)切除6 MW的負載和儲能，系統(tǒng)切除負載后(2 s—3 s)，在MSC和TO-J策略下，從站VSC2和VSC3端的直流電壓波動達15%，并且TO-J含有10%的穩(wěn)態(tài)偏差。其中MSC策略下，VSC2吸收的功率達到9.4 MW；同時VSC3發(fā)出的功率約為10 MW。TO-J策略下，VSC2和VSC3之間達到了功率平衡，流通功率逐步下降接近0，降低了系統(tǒng)損耗和能量傳輸，在功率控制方面表現出較好的靜態(tài)性能。

AMSC策略下，備用主站VSC2吸收功率由3.6 MW增加到9.4 MW，幾乎完全消納變電站VSC3的出力。負載切除瞬間，VSC2和VSC3端口電壓由于功率過剩，再次呈現上升趨勢，0.08 s后端口電壓上升至系統(tǒng)電壓上限，觸發(fā)備用主站VSC2啟用AMSC，將系統(tǒng)電壓在0.2 s內拉回20 kV，并且紋波小，能使系統(tǒng)在電壓無差的情況下保持穩(wěn)定運行。通過各端口的母線電壓波形可知，主站和負載的退出對系統(tǒng)電壓造成的影響很小，說明AMSC在不依賴通信系統(tǒng)的情況下，能有效檢測系統(tǒng)電壓波動，及時調整備用主站出力，平衡系統(tǒng)功率缺額，實現系統(tǒng)電壓的無差控制。

3.3 場景3——主站退出運行

場景3模擬實際運行場景中多端柔性直流輸電工程的主站端由于直流側或交流側故障導致主站退出運行，但系統(tǒng)并未切負荷的情況。在仿真中，VSC2發(fā)出12 MW功率，VSC3發(fā)出10 MW功率，負荷為6 MW，設置主站在1 s時退出運行，仿真結果如圖10、圖11所示。

由圖10、圖11可知，主站退出運行前(0 s—1 s)，系統(tǒng)電壓在0.1 s內迅速穩(wěn)定在給定值20 kV附近，VSC2和VSC3出力分別為10 MW和12 MW，VSC1為了平衡系統(tǒng)功率并保持系統(tǒng)電壓，吸收14.8 MW，其他相關穩(wěn)態(tài)參數見表2。

1 s時主站退出運行，VSC1吸收的功率在0.2 s內降低為0，MSC、AMSC和TO-J策略都能將系統(tǒng)電壓穩(wěn)定在20 kV左右。MSC策略下，VSC1、VSC2和VSC3的電壓均穩(wěn)定在20 kV左右；TO-J策略下，VSC2和VSC3的電壓穩(wěn)定在22 kV，電壓偏差約為10%；AMSC策略下，VSC1、VSC2、VSC3均能穩(wěn)定在20 kV，展現出良好的靜態(tài)性能。

在功率平衡方面：MSC策略下，VSC2迅速響應，由出力12 MW變?yōu)槲?.5 MW，但主站退出瞬間VSC2功率超調達到2.67倍，VSC3的出力保持為10 MW不變；TO-J策略下，VSC2和VSC3的功率出力在控制器調節(jié)下逐漸減小，但系統(tǒng)電壓不能穩(wěn)定在給定值；AMSC策略下，VSC2的出力由吸收12 MW變?yōu)榘l(fā)出3.6 MW，VSC3穩(wěn)態(tài)出力不變保持在10 MW；TO-J策略下VSC3出力變化響應時間長達0.4 s，VSC2和VSC3一起為負荷供電。

圖10 變電站在不同控制策略下的直流電壓波形(場景3)Fig.10 DC voltage waveforms of substations under different control methods (case 3)

圖11 變電站在不同控制策略下的有功功率波形(場景3)Fig.11 Active power waveforms of substations under different control methods (case 3)

AMSC策略下，主站退出瞬間，VSC2和VSC3端口電壓由于系統(tǒng)功率過剩，呈上升趨勢，0.05 s后VSC2端口電壓上升至系統(tǒng)電壓上限，觸發(fā)備用主站VSC2啟用AMSC，將系統(tǒng)電壓在0.2 s內拉回20 kV，并保持系統(tǒng)在電壓無差的情況下穩(wěn)定運行。根據圖8、圖9的仿真結果可知，AMSC策略下，當VSC2和VSC3出力不超過VSC2的調節(jié)范圍時，主站的退出對系統(tǒng)電壓造成的影響較小，說明所提控制策略能有效應對主站退出導致的故障，具有較強的韌性；備用主站VSC2通過檢測系統(tǒng)電壓幅值，可以及時調整出力，平衡系統(tǒng)功率缺額，實現系統(tǒng)電壓的無差控制，擺脫對通信系統(tǒng)的依賴。

4 結論

本文首先結合實際工程架構介紹了MFDCDN的拓撲結構和傳統(tǒng)控制策略；其次，對比分析MSC和下垂控制的動靜態(tài)性能和優(yōu)缺點，并針對MSC對通信設備的依賴性和下垂控制存在的電壓偏差，在定有功功率的內環(huán)控制中引入電壓偏差補償環(huán)節(jié)，提出了AMSC，并從理論上推導分析了AMSC中系統(tǒng)功率波動與電壓波動之間的關系；最后，在PSCAD/EMTDC上搭建仿真模型，驗證了所提方案的有效性。具體結論如下：

a)通過AMSC功率波動的理論模型可知，AMSC與MSC相比，引入了串聯校正函數，添加了電壓誤差補償項實現功率修正，能更快修正由功率不匹配導致的電壓偏差。

b)可以通過在多個備用站采用AMSC，同時參與電壓偏差的調節(jié)，加強系統(tǒng)穩(wěn)定性，加快系統(tǒng)調節(jié)速度。

c)與下垂控制相比，AMSC能根據系統(tǒng)電壓偏差快速準確地調整變電站出力，實現系統(tǒng)電壓和出力的快速、無差調節(jié)，避免換流站過載；與MSC相比，AMSC能對系統(tǒng)電壓變化作出快速響應，避免對通信系統(tǒng)的依賴。

d)通過分析負載和主站退出等運行工況，與傳統(tǒng)MSC和典型控制策略相比，本文所提控制策略結構簡單，具有獨立運行自主調節(jié)的功能，不僅能實現系統(tǒng)電壓的無差控制，并且能夠平衡不同變電站出力變化，減少系統(tǒng)損耗，具有較大的工程指導意義。