VSC-MTDC 系統后備站改進控制策略

羅志宏，朱瑞可

(1．成都供電公司，四川 成都610000;2．四川大學 電氣信息學院，四川 成都610065)

0 引言

多端柔性直流系統技術發展迅速，具有經濟性好、靈活性強和可控性高等顯著優勢，在分布式發電系統并網、向遠距離負荷供電、構筑城市直流配電網、實現多電源供電、多落點受電等領域具有廣闊的應用前景［1～7］。

VSC-MTDC 系統中必須有一端換流站采用定直流電壓控制，稱之為主導換流站。目前柔性直流輸電系統采用的多點直流電壓控制方法主要由電壓偏差控制和電壓斜率控制等［8-12］。直流電壓偏差控制通過設定備用換流站來提高系統的穩定性，其不足之處在于同一時刻只有單個換流站參與功率調節，對直流潮流變化響應不夠快速，且容易導致主導換流站過載。直流電壓斜率特性的控制策略，將穩定直流電壓的任務分配給多個換流站，可以實現直流功率快速平衡的分配，但是其缺陷是無法實現直流功率的精確控制。文獻［13］結合這兩種控制策略的優點，提出了一種新型直流電壓控制策略—直流電壓偏差斜率控制策略，利用偏差控制特性，實現換流站直流功率的跟蹤，利用斜率控制特性，加快了其動態響應能力;但該策略并未考慮換流站實際運行工況，對于功率裕度不大的后備換流站，若按照固定斜率去承擔波動的功率量，可能會導致滿載從而切換為定功率運行，失去對直流網絡潮流變化響應的能力。

本文針對偏差斜率控制策略的不足，提出了考慮后備換流站功率裕度的改進斜率控制策略。該策略無需通信，在主導站失去控制直流網絡電壓能力時，保證了功率裕度較小的后備站分擔較少的不平衡功率，功率裕度較大的后備站則承擔較多的不平衡功率，充分利用了后備站的功率調節能力。最后在PSCAD/ EMTDC 中的仿真結果驗證了該協調控制策略的有效性和可行性。

1 VSC-MTDC 系統

根據運行條件和設計要求不同，VSC-MTDC輸電系統基本接線方式有2 種:串聯型接線方式和并聯型接線方式，如圖1 所示。與串聯接線方式相比，并聯接線方式直流輸電的線路損耗較小，易于控制，進一步擴展的靈活性較高，具有相對較少的運行問題，因而在多數工程中被廣泛接受。并聯型拓撲有兩種形式:環網型和輻射型，分別如圖1(b)和(c)所示。相比于輻射型拓撲，環網型拓撲中所需的直流線路更多，經濟性較差，各直流線路上的潮流不易控制，線路保護設計難度較大。輻射型結構經濟性更高，各換流站直流電流控制相對獨立，擴展性更強，同時也有利于多端協調控制策略的實現。本文所研究的基于輻射型的四端柔性直流輸電系統如圖1(c)所示，4 個電壓源型換流站的直流側通過直流網絡并聯連接;交流側與各自獨立的交流網絡S1～S4相連。其中VSC1～VSC3 具備功率調節能力，VSC1采用定直流電壓斜率控制，VSC2 與VSC3 作為后備站采用偏差斜率控制;其他所有不具備功率調節能力的換流站用VSC4 等效代替，采用定有功功率控制。

圖1 VSC-MTDC 系統拓撲

2 改進偏差斜率控制

2.1 偏差斜率控制原理分析

由于直流輸電線的電阻較小且沒有電抗，因此并聯型直流網絡中各節點的電壓近似相等。直流電壓偏差斜率控制原理圖如圖2 所示。

圖2 直流電壓偏差斜率控制特性圖

圖2 中，Pref為換流站的有功功率參考值，和為偏差斜率控制器的上下限動作電壓，為直流電壓極限范圍，K為U-P 特性曲線斜率。

VSC1 作為主導換流站，在穩態運行的情況下采用定直流電壓控制起到直流電壓穩定節點的作用，其直流電壓指令值為。VSV2 和VSC3 具備直流電壓偏差斜率控制器，在穩態運行時，VSV2 和VSC3 直流電壓在運行范圍內，當VSC1 喪失了穩定直流網絡電壓的能力時，直流網絡的功率不平衡會直接導致直流電壓的失穩以至于超出運行范圍，采用偏差斜率控制的后備換流站VSV2 和VSC3，通過改變定有功功率控制換流站輸出功率特性，及時維持直流電壓的穩定，避免系統直流電壓的崩潰，從而增加系統運行的可靠性［10-13］。

2.2 后備站改進斜率控制

假設有N 個后備換流站運行于直流電壓偏差斜率控制方式。在主導站失去控制直流電壓能力后，直流網絡剩余的不平衡功率用ΔP表示，對于第n 個后備換流站，其穩定點由(Udc，Pn)變為。記，直流電壓波動量為

不平衡功率ΔP 可表示為

可得出斜率為Kn的換流站所分擔的功率為

則定有功換流站傳輸的功率可記為

由式(4)可知，直流電壓控制斜率K 決定了直流網絡中不平衡的有功功率分配到各換流站的多少。假如各換流站采用同樣大小的K，則不平衡功率將平分給各換流站承擔。各換流站的K 不同時，較大的K 意味著將分擔較小的不平衡功率，較小的K 意味著分擔較多的不平衡功率。換流站斜率系數的選取若一般根據換流站的容量來確定，使得KiRi=KjRj，(?i ≠j)，其中Ri為第i 個換流站的額定容量。

但采用固定斜率系數有一個缺點，即并未考慮換流站在實際運行工況下的功率裕度，在平衡直流網絡不平衡功率時，會出現部分主導站仍余有功率裕度的情況下，其他主導站因滿載切換為定功率運行而失去對直流網絡潮流變化響應的能力。以圖1(c)所示的四端系統為例進行說明。假設系統初始運行于圖3 中狀態1，VSC2 與VSC3的穩定點分別為和。VSC1 失去定直流電壓的能力后，直流電壓升高超設定值，后備站VSC2 與VSC3 由定功率控制切換為定直流電壓斜率控制，系統最終穩定于狀態2，穩定點分別為和。可以看出狀態2下VSC3 的穩定點對應的有功率將達到其極限容量值，表明換流站滿載切換為定功率運行，失去了對直流網絡潮流變化響應的能力;而VSC2仍有一定量的功率裕度。

圖3 VSC1～VSC3 控制特性圖

圖中:Pref表示有功功率指令值;Pmax表示換流站功率極限值，不考慮換流站過載能力時，為額定容量;為直流電壓變化的極限值;K表示斜率。

為使后備站更合理地分擔直流網絡內出現的不平衡功率，本文提出了考慮后備換流站功率裕度的改進斜率控制策略，主要改進為將斜率系數K*定義為:

式中:α 為常數，α=0．2;Pmax-|P|為換流站功率裕度。由式(5)可知，在α 值確定后，K*值由換流站功率裕度決定:功率裕度較大的換流站K*值較小，功率裕度較小的換流站K*值較大。同時不難發現，在Pmax-|P|較小時導致K*較大，會導致流壓波動超過極限值;在Pref-|P|較大時K*又過于太小，較小的直流電壓波動對應著較大的功率變化，這并不利外環直流電壓控制器參數的整定及換流站之間的協調控制。本文將采用動態限幅來保證K*值在合理的范圍內。

圖4 后備換流站控制器結構

將本文所提方法應用于圖1 所示的五端柔性直流系統中，改進直流電壓偏差斜率控制特性圖如圖5 所示。在正常運行的情況下，VSC1 作為主導站，將直流電壓控制在直流電壓指令值為附近，此時VSC2 和VSC3 的直流電壓不會超過運行范圍，換流站2 和3 維持定直流功率的運行方式。主導站VSC1 失去穩定直流網絡電壓的能力時(例如直流功率越限或故障退出運行等)，直流網絡的功率不平衡會直接導致直流電壓的失穩。在直流電壓超過運行范圍時，具備直流電壓偏差斜率控制器的VSC2 和VSC3 由定功率控制方式切換為本文所提直流電壓斜率控制方法。改進斜率控制方法保證了功率裕度較小的換流站分擔較少的不平衡功率，功率裕度較大的換流站則承擔較多的不平衡功率，及時維持直流電壓的穩定，同時實現了不平衡功率合理的分配，避免了后備站因滿載運行切換至定功率運行的情況。

圖5 改進直流電壓偏差斜率控制特性圖

3 仿真分析

在仿真軟件PSCAD/ EMTD 平臺上搭建如圖1(c)所示的四端柔性直流系統。在仿真中，VSC1～VSC4 額定容量分別為200 MW，150 MW，150 MW 和500 MW;額定正負極直流電壓Udref=400 kV;為［360 kV，440 kV］;偏差斜率控制器上下限動作電壓和分別為390 kV 和410 kV;固定斜率K2=K3=0．2。以交流網絡注入直流網絡為功率參考正方向，初始狀態下，VSC2～VSC4 的有功參考指令值分別為100 MW，50 MW 與-275 MW。

算例1:VSC4 的功率指令在2 s 時刻由-275 MW 變化至330 MW，4 s 時刻變化至-430 MW。圖6 給出了兩種電壓偏差斜率控制下的仿真結果進行對比分析。

初始狀態下，VSC1 作為主導站控制直流電壓在400 kV 左右，輸送的功率約為112 MW。2 s 時刻VSC4 的功率指令由- 275 MW 變化至- 330 MW 后，直流網絡中出現60 MW 的不平衡功率，由于VSC1 仍余有較大的功率裕度，其采用的定直流電壓方式將正負極直流電壓穩定在400 kV 左右;VSC2 與VSC3 運行在定功率模式。

4 s 時刻VSC4 的功率指令變化至-430 MW后，直流網絡中再次出現100 MW 的不平衡功率。而主導站VSC1 的功率裕度不足，傳輸的直流功率越限，控制方式會從定直流電壓運行方式調整為定功率運行，失去了穩定直流網絡電壓的能力，直流電壓逐漸升高，超過410 kV 后，后備站VSC2 與VSC3 由定功率控制切換為定直流電壓斜率控制。對于常規斜率控制策略，由于采用固定斜率，VSC2 和VSC3 可以根據其直流電壓的數值按固定斜率K2=K3=0．2(kV/MW)調整其直流功率指令值，傳輸的功率分別由100 MW，50 MW升高至134 MW，84 MW，所分擔的功率量都為34 MW。對于本文所提控制方法，由于VSC3 的功率裕度大于VSC2 的功率裕度，有，不平衡功率主要VSC3 分擔;VSC2 分擔了較少的不平衡功率。最終VSC2 與VSC3 傳輸的功率分別升高至123 MW 和95 MW，所分擔的功率量分別為23 MW和45 MW。在滿足直流輸電網絡功率平衡的前提下，實現了不平衡功率的合理分配。

圖6 VSC4 功率抬升仿真

算例2:初始狀態不變，2 s 時刻VSC1 退出運行。圖7 給出了兩種電壓偏差斜率控制下的仿真結果對比分析。

由圖7 可知，VSC1 在2 s 時刻退出運行，其傳送的功率很快降至零，失去了控制直流電壓的能力，相當于直流網絡中出現了112 MW 的不平衡功率，導致直流電壓持續升高。在直流電壓超過410 kV 后，后備站VSC2 與VSC3 由定功率控制切換為定直流電壓斜率控制，共同承擔維持直流網絡內功率平衡的任務。在常規斜率控制策略下，VSC2 傳輸的功率達到極限值150 MW，失去定直流電壓的能力，而VSC3 還余有一定量的功率裕度。最終VSC2 與VSC3 分別分擔了50 MW 和62 MW 的不平衡功率。采用本文控制策略時，VSC2 和VSC3 按照各自的功率裕度合理地分擔直流網絡中出現的不平衡功率，最終的分擔量分別為37 MW 和75 MW，避免了出現后備站滿載的情況。

圖7 主導站VSC1 退出

4 結論

本文提出了一種考慮后備換流站功率裕度的直流電壓偏差斜率控制策略。在正常運行的情況下，由主導站承擔穩定直流電壓的任務，一旦主導站失去穩定直流電壓的能力時，后備站由定功率切換為直流電壓斜率控制方式。本文所提方法可根據后備站的功率裕度來實現不平衡功率的合理分配，充分利用了后備站的功率調節能力，避免了常規偏差斜率控制策略下個別后備站因滿載運行失去對直流網絡不平衡潮流響應能力的情況，實現了不平衡功率的合理分配。

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