VSC-MTDC系统变截距直流电压下垂控制策略

张海波，袁志昌，赵宇明，刘国伟，姚森敬

（1.清华大学 电机工程与应用电子技术系，北京 100084；2.深圳供电局有限公司，广东 深圳 518048）

0 引言

进入21世纪，能源已成为推动人类社会飞速发展的强劲动力，煤炭、石油等化石能源日渐枯竭，风能、太阳能等可再生能源得到国际社会的广泛关注和大力开发。风能是一种可再生的清洁能源，资源丰富，其中大规模近海风电场的建设已成为风能利用的一个重要方面。由于海上风电场远离海岸，以及随着风电场装机容量的不断扩大，风电并网采用传统的交流输电接入时，将会对所连接电网的稳定性及电能质量等产生较大影响［1-3］。风电功率的随机波动性制约了其直接接入电网的容量，柔性直流输电提供了一种全新的解决思路。通过柔性直流输电将风电场接入交流电网，可以利用交流侧换流站的无功能力平滑风电功率波动对交流电压的影响，还可以隔离交流侧的故障防止其影响风电场运行。由于直流输电单回线路输电容量高于交流输电，在海上风电等线路施工困难的领域，柔性直流输电可节省大量投资。此外，柔性直流输电可以方便地构成直流电网，非常适用于多个海上风电平台的汇集和接入。因此基于电压源换流器的高压直流（VSC-HVDC）输电技术成为目前最适合也是运用最多的风电并网技术［4-7］。当大规模地开发海上风电时，需要采用基于电压源换流器的多端直流（VSC-MTDC）输电系统［8-11］。

与双端直流系统相比，多端直流系统运行更加灵活、可靠，但其控制也更加复杂。文献［12］提出了直流电压偏差控制策略，即主导站停运引起的直流电压偏差大于一定值后，备用站进入直流电压控制模式，该策略需要备用站具有足够大的备用容量，这在实际中很难实现。文献［13］提出了基于直流电压下降特性的多点直流电压控制策略，用于主导站与辅助站间的有功功率分配，避免了单个换流站过载情况的发生，并能维持换流站停运故障后系统的直流电压控制。文献［14］将多点直流电压控制策略运用到适用于风电场并网的VSC-MTDC系统，提高了系统的可靠性，但同一时刻只有单个换流站参与功率调节，导致系统的响应速度较慢；该方法另外一点不足之处在于多个备用VSC控制器需要多个定电压的优先级，控制器的设计显得冗余和复杂，这限制了VSC的数目。文献［15］提出一种适用于风电场并网的多点直流电压自适应控制策略，该策略保证了功率裕度较小的换流站分担较少的功率变化量，功率裕度较大的换流站分担较多的功率变化量，实现风电功率变化量的合理分配，但是该策略并未考虑系统会出现直流电压偏差过大的情况。

风电场发出的功率具有随机性、间歇性和波动性等特点，本文提出一种变截距直流电压下垂控制策略，该策略通过设定新的功率参考值改变截距实现下垂特性曲线的平行移动，进行电压调整，将系统的直流电压控制在允许的运行范围内，若系统能够达到稳定运行的状态，该策略可消除电压偏差，将电压调节回额定值；最后利用EMTDC／PSCAD电磁暂态仿真验证了该控制策略的可行性和准确性。

1 VSC-MTDC系统结构及建模

图1是某一VSC-MTDC系统应用于海上风电场并网的拓扑结构示意图，本文以该系统为例进行控制策略的研究。

图1 海上风电场经VSC-MTDC系统并网的原理图Fig.1 Schematic diagram of offshore wind farms connected to grid via VSC-MTDC system

2 传统的直流电压下垂控制策略

传统的直流电压下垂控制策略是定直流电压控制和定有功功率控制模式的结合，其优点在于各换流站之间无需通信，常用于潮流频繁变化的风电场并网系统中，其基本原理和外环控制器分别如图2和图3所示。

图2 直流电压下垂控制基本原理Fig.2 Basic principle of DC-voltage droop control

图3 直流电压下垂控制器Fig.3 DC-voltage droop controller

传统的直流电压下垂控制特性曲线满足：

其中，Udcref为直流电压的额定值；Pref为功率参考值；K为下垂斜率。

当换流站从A点运行到B点，直流电压偏离额定值，电压偏差为：

不同的下垂斜率K对系统的影响很大。若K值过小，则直流系统的电压质量较好，但功率分配性能较差，易发生功率振荡；若K值过大，则直流系统具有良好的功率分配特性，但直流电压质量较差。因此需选择合理的下垂斜率来兼顾系统的功率分配特性和电压质量。传统的直流电压下垂控制策略通过让不同的换流站选择不同的下垂斜率K来实现有功功率的分配。在功率频繁变化的风电场并网系统中，采用下垂控制会出现直流电压偏差，在运行工况恶劣的情况下甚至会出现直流电压偏离额定值较大的情况。

3 变截距直流电压下垂控制策略

当采用直流电压下垂控制的系统出现电压偏差时，首先考虑消除电压偏差，如图4所示。

图4 直流电压的初步调整Fig.4 Preliminary DC-voltage adjustment

该换流站的初始运行点为A，直流电压运行在额定值。当风电场的输出功率增大时，换流站的运行点沿着下垂曲线1转移到稳定点B，即电压将上升为 U′dc，功率增加至 P′0，电压偏差为 ΔUdc。 此时将 P′0设定为新的功率参考值，则直流电压-有功功率特性曲线将向下平行移动，下垂曲线的截距发生改变，得到新的下垂曲线2，系统的运行点将最终稳定在C点，电压偏差被消除，直流电压恢复到额定值。调整功率参考值改变截距实现直流电压-有功功率特性的平行移动可消除因功率变化引起的电压偏差，该过程类似于电力系统中频率的二次调整（二次调频），这里可以称为直流系统的电压调整。

6.形成浓厚的人工成本管理的理念与氛围。人工成本管理是需要企业全员参与的一项工作，因此打造浓厚的文化氛围就十分重要。当全体企业员工特别是领导人员具有了较强的人工成本理念以后，就会在管理措施上注意加强人工成本的管理、控制，提高其产出效率。员工会自觉学习新的知识与技能，提升各自的工作效率、产出水平；单位或者部门也会通过流程再造、架构改革等措施提升管理水平，精简人员，以提升整体竞争力。

电压的调整需要在系统达到新的稳定运行点之后进行，该条件必不可少。若系统在未达到稳定运行的情况下修改功率参考值，则系统会失去稳定，发生功率振荡，进而产生更恶劣的后果。为防止在功率频繁变化的过程中无法实现电压的调整，导致电压偏离额定值较大，设定系统电压的正常运行范围，上限为Udcmax，下限为Udcmin。当系统直流电压运行到上限或下限时，同样进行电压的调整。

由图5进行分析，系统初始运行点为A，若风电场输出功率增大，当换流站沿着下垂曲线1运行到D点时，功率增加至P″0，电压上升到运行范围的上限Udcmax，此时进行调压，将P″0设定为新的功率参考值，下垂曲线截距减小同时平行向下移动至曲线3，换流站将在新的下垂曲线3上运行，并且在达到新的稳定点时进行电压调整，消除电压偏差。同理当换流站沿着下垂曲线1运行到F点时，功率减小至P‴0，电压下降到运行范围的下限Udcmin，同样进行功率参考值的修改得到下垂曲线4，并且在曲线4上按照同样的规律运行。

图5 变截距直流电压下垂控制Fig.5 Variable intercept DC-voltage droop control

本文提出的变截距直流电压下垂控制策略所采用的外环控制器如图6所示。该控制基于换流站本地控制，无需上层控制器。其中功率参考值指令控制器输出不同的功率参考值可以改变直流电压-有功功率特性曲线的截距，实现下垂特性曲线的平行移动，达到调整电压的效果。功率参考值指令控制器的工作流程如图7所示。

图6 变截距直流电压下垂控制器Fig.6 Variable intercept DC-voltage droop controller

图7 功率参考值指令控制器工作流程Fig.7 Flowchart of power reference controller

首先采集直流电压Udc和换流站的有功功率P，Udc和P中均含有高频波动分量，采用滤波器滤除高频波动分量之后分别得到U和Pf；判断U是否在系统电压的正常运行范围［Udcmin，Udcmax］之内。若不是，设定新的功率参考值为Pf，改变截距，系统进行调压，将电压调节在允许运行的范围之内。若是，再判断Pf是否达到稳态值，即系统是否达到新的稳定运行点，若是，则设定新的功率参考值为Pf，改变截距，系统进行调压，消除电压偏差，电压被调节回额定值；否则功率参考值保持不变，下一个采样步长以相同的步骤操作。

判断Pf是否达到了稳态值，即判断微分计算dPf／dt是否为0。微分计算采用数字方法，设Δt为采样步长，t时刻的 Pf为 Pf（n），t- Δt时刻的 Pf为Pf（n-1），t+mΔt时刻的 Pf为 Pf（n+m）。 为避免个别点的扰动引起微分计算结果产生较大误差，dPf／dt的计算采用多点微分再取平均值的方法，计算公式为：

由于采样步长Δt一般设置为微秒级，dPf／dt很难达到零值，在这里只需满足（在EMTDC／PSCAD平台中M的取值范围一般在1～20 MW／s之间），即可判断功率达到稳态值。

经过上述分析，系统的直流电压只有在允许的运行范围［Udcmin，Udcmax］内，且在系统达到稳态运行时，才会通过设定新的功率参考值改变截距以实现下垂曲线的平行移动，消除电压偏差，将电压调节回额定值；而一旦电压达到上限或下限就设定新的功率参考值改变截距以实现下垂曲线的平行移动，进行调压，以确保电压运行在［Udcmin，Udcmax］内。

4 算例分析

为了验证本文所提出的控制策略的正确性，在PSCAD／EMTDC电磁暂态仿真软件中对如图1所示的五端VSC-MTDC输电系统进行仿真研究。系统的部分仿真参数如下：正负极直流电压参考值为400 kV，VSC1、VSC2、VSC4容量均为 300 MW，VSC3容量为 100 MW，VSC5容量为 250 MW，RL13、RL25、RL24、RL12均为 0.1 Ω，RL34、RL45均为 0.5 Ω，VSC1的斜率 K1为 0.2，VSC2的斜率 K2为 0.4，Udcmax为 405 kV，Udcmin为395 kV。

仿真时间设定为15 s。风电场2通过换流站VSC5并入直流母线，15 s内输出功率保持不变，为230 MW。风电场1通过换流站VSC4并入直流母线，15 s内的输出功率一直处于频繁变化之中。换流站VSC3向无源交流网络供电，15 s内的负荷一直维持在25 MW。换流站VSC2和VSC1的初始功率参考值分别为-124 MW和-173 MW。

初始时刻，直流电压稳定在额定值400kV。由于各换流站之间的阻抗非常小，各个换流站输出端口的直流电压几乎一样，为方便分析，仿真结果中只采用换流站VSC1的端口电压来说明。

（1）采用传统的直流电压下垂控制策略，风电场输出功率的变化量将由换流站VSC1和VSC2按照下垂斜率之比 1∶2进行分配，如图8（a）所示。

换流站VSC1和VSC2的运行点将在下垂曲线上不断变化，直流系统的电压也将偏移额定值400 kV，甚至出现较大的偏差，如图8（b）所示。1.5 s左右，风电场1输出功率几乎为0，换流站VSC1和VSC2的输出功率也随之降低，直流电压降低到385 kV左右，偏离额定值约3.75%。在7～11 s时间段内，风电场输出功率较大，达到260 MW左右，换流站VSC1和VSC2的输出功率增大，直流电压上升到420kV左右，偏离额定值约5%。

图8 直流电压下垂控制策略下的仿真结果Fig.8 Simulative results of DC-voltage droop control

（2）采用本文所提出的变截距直流电压下垂控制策略的仿真结果如图9所示。设定系统运行时的电压上限值为405 kV，下限值为395 kV。

仿真结果表明系统的直流电压得到明显改善，始终被限制在允许的运行范围［395，405］kV，如图9（b）所示。该策略下各换流站的输出功率如图9（a）所示。随着风电场输出功率的变化，直流电压一旦达到电压上限或下限，功率参考值将被设定为当前时刻换流站的输出功率采样值，直流电压-有功功率特性曲线截距发生改变，曲线平行移动，进行调压，系统的工作点将在新的曲线上运行，直流电压会一直被维持在运行范围内。从图9（a）中可以看出，4～5 s和8～10 s这2个时间段内，风电场1的输出功率为恒定值，换流站VSC1和VSC2的输出功率也为恒定值，满足的条件，换流站VSC1和VSC2的功率参考值被设定为当前时刻换流站的输出功率采样值，系统进行调压，电压偏差被消除，直流电压被调节回额定值400 kV。整个过程中，换流站VSC1和VSC2的功率参考值变化情况如图9（c）所示。

图9 变截距直流电压下垂控制策略下的仿真结果Fig.9 Simulative results of variable intercept DC-voltage droop control

5 结论

风电场输出功率是频繁变化的，这造成采用传统直流电压下垂控制策略的风电并网VSC-MTDC系统的直流电压也频繁发生变化，与额定值存在偏差，在恶劣的运行工况下，甚至会出现偏差较大的情形。本文提出变截距直流电压下垂控制策略，并利用EMTDC／PSCAD电磁暂态仿真验证了该控制策略的正确性和可行性。得出以下结论：当系统的直流电压在允许的运行范围内时，若系统能够达到稳定运行的状态，该策略通过设定新的功率参考值改变截距实现下垂特性曲线的平行移动，消除电压偏差，将电压调节回额定值；当系统的电压运行到上限或者下限时，同样设定新的功率参考值改变截距实现下垂特性曲线的平行移动进行调压，确保电压运行在允许的运行范围之内，保证了系统的安全稳定运行。

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