串聯(lián)補償線路對光伏發(fā)電系統(tǒng)穩(wěn)定性影響

苗 淼 ，何 維 ，張祥成 ，王龍飛 ，周 翩 ，胡家兵

（1.四川大學 電氣信息學院，四川 成都 610065；2.華中科技大學 強電磁工程與新技術國家重點實驗室，湖北 武漢 430074；3.國網(wǎng)青海省電力公司 青海省光伏發(fā)電并網(wǎng)技術重點實驗室，青海 西寧 810008）

0 引言

自19世紀70年代，美國莫哈夫電廠發(fā)生由串聯(lián)補償線路引起的次同步振蕩SSO（Sub-Synchronous Oscillation）事故后，國際電氣工程界投入極大精力對次同步振蕩的產生機理、分析方法及抑制對策等方面進行了深入研究，并且取得了一系列成果［1］。

然而次同步振蕩現(xiàn)象并不只存在于傳統(tǒng)火力發(fā)電系統(tǒng)中，隨著風電等新能源的大規(guī)模接入，次同步振蕩同樣出現(xiàn)在新能源發(fā)電中。2009年10月在美國德克薩斯州的一處風電場發(fā)生了次同步振蕩事故，事后的事故分析認為，發(fā)生振蕩的主要原因是雙饋風力發(fā)電機的轉子側變換器控制系統(tǒng)與送出通道上的固定串補產生了相互作用［2］。本次事故也引發(fā)了學術界對于新能源，特別是風力發(fā)電機組接入串聯(lián)補償線路的次同步振蕩問題的研究，并取得了一系列成果。

文獻［3-4］研究了基于感應電機的風力發(fā)電機與串聯(lián)補償線路發(fā)生次同步振蕩的原因，指出感應發(fā)電機效應起主導作用，并提出了利用靜止無功補償器 SVC（Static Var Compensator）、靜止無功發(fā)生器SVG（Static Var Generator）對其進行有效抑制。文獻［5］指出在新能源發(fā)電設備中，雙饋機型是最容易發(fā)生次同步振蕩的機型。文獻［6］分析了由雙饋風力發(fā)電機與串聯(lián)補償線路之間相互作用引起的次同步振蕩，討論了串補度、風速、電流環(huán)增益等因素的影響；說明較扭振轉矩放大作用而言，感應發(fā)電機效應才是引起雙饋風力發(fā)電機發(fā)生次同步振蕩更為主要的原因。文獻［7］則利用頻率掃描法分析了感應發(fā)電機效應的機理和影響因素，從轉子側電流閉環(huán)控制的角度推導分析了控制次同步諧振的機理和影響因素，并指出電流環(huán)控制器比例系數(shù)和積分系數(shù)的增大將引起次同步控制相互作用SSCI（Sub-Synchronous Control Interaction）問題。 文獻［8］則建立了完整的狀態(tài)空間，分析了雙饋風力發(fā)電機與串補線路作用產生次同步振蕩的主要參與狀態(tài)變量為定子磁鏈和線路的電流，與傳動鏈和控制器關系不大，并提出采用SVC來抑制次同步振蕩的方案。文獻［9-10］利用轉矩觀點解釋雙饋風力發(fā)電機軸系扭振的機理，研究前饋補償參數(shù)和功率、電流環(huán)控制參數(shù)對軸系扭振的影響，指出前饋補償在一定條件下會引起電氣負阻尼進而誘發(fā)軸系扭振。文獻［11］分析了串補交流輸電和高壓直流輸電作為風電外送的2種方式可能誘發(fā)次同步振蕩問題。文獻［12］采用信號測試法揭示了風速控制器參數(shù)、線路電阻等對風電并網(wǎng)系統(tǒng)電氣阻尼的影響。

可以看到，目前已公開發(fā)表的關于新能源次同步振蕩問題的研究成果主要集中在雙饋風力發(fā)電機這一機型與串聯(lián)補償線路相互作用機理及抑制措施方面，其中針對光伏發(fā)電在次同步振蕩方面的研究，更多地是關于如何利用設計的附加阻尼控制器抑制同步發(fā)電機組的次同步振蕩，例如文獻［13-14］在光伏上設計了多通道的抑制器。雖然已有學者對直接并網(wǎng)的三相并網(wǎng)變換器接入含串聯(lián)補償線路的系統(tǒng)是否會發(fā)生次同步振蕩進行了一定的研究，但仍不夠深入，也并未給出明確的機理解釋。例如，文獻［15］簡單研究了全功率風力發(fā)電機的阻抗特性，認為串聯(lián)補償線路的諧振頻率遠低于電流控制帶寬，因此不會引發(fā)穩(wěn)定問題，但其建模過程簡單，沒有充分考慮運行條件。

“十三五”期間，我國在青海、西藏等地區(qū)規(guī)劃并建設了多個千萬千瓦級大型光伏發(fā)電項目及多條直流輸電項目，像光伏這樣以并網(wǎng)變換器為主的電源在電網(wǎng)中的比例逐年升高。而這些地區(qū)遠離華中、華東等負荷中心，利用裝有串聯(lián)補償電容的高壓交流輸電系統(tǒng)大規(guī)模、遠距離輸送電能不可避免。串聯(lián)補償線路與并網(wǎng)變換器控制之間的相互作用有可能引起不穩(wěn)定的振蕩問題，雖然國內外暫時沒有關于光伏與串聯(lián)補償線路相互作用發(fā)生次同步振蕩現(xiàn)象的報道，但風險確實存在，一旦發(fā)生，將對國民經(jīng)濟造成巨大損失，因此分析引發(fā)這一問題的機理并提出相應的解決方案具有重要現(xiàn)實意義。

本文旨在從物理過程上探討串聯(lián)補償線路對光伏發(fā)電系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響。首先基于常見的光伏發(fā)電系統(tǒng)控制拓撲，建立了大容量光伏發(fā)電并網(wǎng)變換器經(jīng)串聯(lián)補償電路接入無窮大系統(tǒng)的模型；然后研究了串聯(lián)補償線路對三相并網(wǎng)變換器電流控制、直流電壓控制的影響，并從物理過程上解釋了產生影響的原因，分析了含并網(wǎng)變換器與串聯(lián)補償電路的系統(tǒng)發(fā)生振蕩的可能性及其機理；最后在PSCAD／EMTDC電磁暫態(tài)仿真軟件中搭建了詳細的模型，利用模態(tài)分析方法和時域仿真驗證所分析的結果。

1 系統(tǒng)模型

1.1 并網(wǎng)變換器控制

本文采用如圖1所示的基于脈沖寬度調制PWM（Pulse Width Modulation）的單極式并網(wǎng)變換器。在圖1所示的單機等效系統(tǒng)中，外部電路為典型的LCL濾波器，其中網(wǎng)側濾波電抗與線路阻抗合成為一個等效電感L2；L1為網(wǎng)側濾波電感；C1為濾波電容；RC為電容上串聯(lián)電阻；C2為線路串補電容；Re為線路電阻；C為直流電容；E、U、US分別為變換器內電勢、端電壓和無窮遠處電壓；規(guī)定電流I的正方向為從變換器流向電網(wǎng)。

圖1 單并網(wǎng)變換器-無窮大電網(wǎng)基本拓撲結構Fig.1 Basic topological structure of infinite-bus system with single grid-connected converter

該并網(wǎng)變換器的基本控制采用典型直流電壓外環(huán)、dq電流內環(huán)控制，控制策略見圖2。圖中，θP、iabc、Uabc分別為鎖相環(huán)輸出相角、三相電流與三相端電壓；變量中的上標P代表鎖相環(huán)坐標系。

圖2 控制系統(tǒng)結構Fig.2 Structure of control system

控制策略具體為：直流電壓指令值Udcref與直流電壓 Udc的誤差經(jīng)PI調節(jié)器產生d軸有功電流指令值，其中Udcref由光伏最大功率點跟蹤MPPT（Maximum Power Point Tracking）得到。鎖相環(huán)通過對端電壓U進行定向，將三相交流電流分解為對應于有功／無功的dq軸直流電流，經(jīng)過PI控制器形成電流反饋閉環(huán)控制。在經(jīng)典的PWM電流控制中，常在電流控制輸出的內電勢Ed和Eq上疊dq軸電流交叉解耦項。但文獻［16］指出，由于控制帶寬較高、解耦增益較小等原因，多數(shù)情況下解耦是沒有必要的，且因為外部電網(wǎng)未知，不可能得到精確解耦，因此，本文沒有考慮解耦控制。

1.2 線性化模型

PWM并網(wǎng)變換器高頻開關過程使其成為一復雜的非線性系統(tǒng)，難以進行分析。對于所關注的控制系統(tǒng)而言，由于開關頻率遠大于控制器帶寬，因此可以采用忽略PWM及開關過程的平均化模型進行分析。本文正是采用這一模型，并將運行點線性化進行分析。值得說明的是，線性化模型雖然是一種簡化模型，但是它能反映平衡點處的穩(wěn)定性，并可用于分析各回路相互作用的物理過程。

由于LCL濾波器所引起的振蕩不穩(wěn)定問題是較高頻的振蕩問題，為了分析方便，在建模和分析過程中不考慮LCL濾波器而僅考慮L濾波器，但在時域仿真中將采用完整的LCL濾波器。

定義穩(wěn)態(tài)下端電壓相量所在位置為dq0坐標系的d軸，該坐標系以恒定同步速旋轉；定義鎖相環(huán)坐標系為dqP，其旋轉速度為鎖相環(huán)輸出速度。顯然，控制系統(tǒng)中使用的dq分量實際是定義在dqP坐標系下的。而線性化分析所用的坐標系為dq0坐標系，這樣可以保證所選用參考坐標系與系統(tǒng)動態(tài)無關。圖3顯示在動態(tài)過程中dq0坐標系、dqP坐標系與端電壓相量U位置之間的關系，圖中，上標 0、P分別表示dq0和dqP坐標系。

考慮鎖相環(huán)路的線性化模型如圖4所示。輸入信號Δθ是端電壓相量U的相位偏移，在所選取的dq0坐標系下，由于穩(wěn)態(tài)時端電壓相量與dq0坐標系的d軸重合，則有Uq0=0。

圖3 不同坐標系及端電壓相量之間的關系Fig.3 Relation among two coordinate systems and terminal voltage phasor

圖4 鎖相環(huán)線性化模型Fig.4 Linearized model of PLL

在線性化模型下，Δθ唯一與ΔUq相關，因此存在以下近似關系：

其中，Ud、Uq分別為U在dq0坐標系下的d軸、q軸分量；下標0表示各電氣量初始值。

這里表征的是系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)時PCC處電壓相量的幅值，在標幺值系統(tǒng)中約等于1。因此根據(jù)線性化的鎖相環(huán)路分析，有：

其中，kp和ki分別為鎖相環(huán)PI控制器的比例和積分參數(shù)；s為拉普拉斯算子。根據(jù)電路方程，利用復矢量方法，可得到在dq0坐標系下的電路方程如式（3）、式（4）所示。

其中，Gqq（s）、Gqd（s）、Gdq（s）、Gdd（s）、GdP（s）和 GqP（s）分別表示 Eq到 iq、Eq到 id、Ed到 iq、Ed到 id以及 Ed和 Eq到鎖相環(huán)輸出相角的傳遞函數(shù)；Le=L1+L2；下標d與q分別表示在dq0坐標系下的d軸分量和q軸分量。

由于控制系統(tǒng)所使用的dq軸分量定義在鎖相環(huán)坐標系下，因此需要進行dq0坐標系下的電壓、電流與dqP坐標系下的電壓、電流之間的轉換。例如，采樣的電流反饋信號，需要將dq0的信號轉換到鎖相環(huán)所在的dqP系統(tǒng)中。

根據(jù)圖3所示的坐標關系，可以得到dq0坐標系向dqP坐標系轉換的表達式如式（9）所示。

在鎖相環(huán)所在dqP坐標系下對其進行線性化展開，注意到ΔθP在初始時刻為0，因此，可以得到下述表達式，其中下標0表示初始值。

同理可以得到，從dqP坐標系到dq0坐標系的變換有：

功率方程為：

直流電壓線性化為：

由此可以得到完整的線性化模型如圖5所示。

2 特性分析

本節(jié)將主要討論串聯(lián)補償線路對變換器控制回路的影響。電流控制回路作為控制器內環(huán)，與外部電網(wǎng)直接關聯(lián)，因此首先分析串聯(lián)補償線路對電流控制的影響，然后再分析其對直流電壓控制的影響。

圖5 全系統(tǒng)線性化模型Fig.5 Linearized model of whole system

2.1 串聯(lián)補償線路對電流控制的影響

本節(jié)主要考察串聯(lián)補償線路對電流控制穩(wěn)定性的影響。d軸電流控制與q軸電流控制在結構上是對稱的，但是根據(jù)文獻［17-21］，鎖相環(huán)將給q軸無功電流控制引入負阻尼作用，而對d軸電流控制沒有此影響，且外部電路是對稱的，只需要以q軸電流控制作為研究對象，即可完全反映串聯(lián)補償線路對電流控制的影響。將圖5中的電流控制模型進行變換，得到圖6中以q軸電流控制為研究對象的等效框圖。圖中，GEθ（s）為Eq到鎖相環(huán)輸出角度的完整傳遞函數(shù)，即表征控制框圖中鎖相環(huán)引入負阻尼的支路；GEi（s）為 Eq到 iq的完整傳遞函數(shù)，表征作為被控對象的線路特性以及d軸電流控制對q軸電流控制的影響。

圖6 無功電流控制回路完整線性框圖Fig.6 Block diagram of linearized complete reactive current control loop

為了考察串聯(lián)補償度對電流控制的影響，選取串補度分別為0（即沒有串聯(lián)補償）、25%、50%、75%這 4 種工況，并畫出 4 種工況下的 GEθ（s）和 GEi（s）的傳遞函數(shù)伯德圖，分別如圖7和圖8所示。

由圖 7 可見，串補度變化時，GEθ（s）相頻特性基本是重合的，只在幅頻特性上增益有細微差別。因此可以得出結論，串補度變化基本不影響該回路的動態(tài)特性，僅表示鎖相環(huán)自身的響應特性。

圖7 GEθ（s）伯德圖Fig.7 Bode diagram of GEθ（s）

圖8 GEi（s）伯德圖Fig.8 Bode diagram of GEi（s）

圖9 動態(tài)過程中電流相量與端電壓相量的關系Fig.9 Relation between current phasor and terminal voltage phasor in dynamic process

通過圖9的相量圖可以更為直觀地解釋這一現(xiàn)象（圖中，dU′、qU′代表電壓變化后的坐標系）。在穩(wěn)態(tài)下，假設輸出單位功率因數(shù)電流，則電流相量I與端電壓相量U重合。當端電壓因為擾動滯后一個角度后變?yōu)閁′，鎖相環(huán)理想跟蹤，使鎖相環(huán)輸出的相位發(fā)生了變化，由于電流I不能發(fā)生突變，導致電流經(jīng)過坐標變換后的值發(fā)生了變化。此時，電流I超前于端電壓U′，使得iq反饋值大于實際值，根據(jù)電流控制策略，其結果是引起Eq減小。而Eq的減小在電網(wǎng)當中將直接引起端電壓進一步滯后，則無功電流要經(jīng)過電感的暫態(tài)過程后才能回到原先的狀態(tài)?？梢姶藙討B(tài)過程與外部電路是否有串聯(lián)補償電容無關，僅由于坐標變換引起了電流控制正反饋。

在分析GEi（s）特性時，借鑒次同步振蕩分析中常用的復轉矩系數(shù)法［1］，將 s=jω 代入 GEi（s），可得其復阻抗，將其分解為電阻分量與電感分量，如圖10所示。根據(jù)實際物理含義，實部表征該振蕩頻率下的電阻分量，實部大于0為正電阻分量，實部小于0為負電阻分量；虛部則表征該振蕩頻率下的電感分量。本文重點關心阻尼問題，因此，主要考察GEi（s）的實部分量。由圖8可見，在 100～300 rad／s的頻段范圍內，隨著串補度的增加，其增益逐漸減小，且其相位逐漸接近于-90°，說明其正電阻分量越??；而在 300～400 rad／s頻段范圍內，相位逐漸趨向0°，但其增益仍然較小，即表征的正電阻分量較小。在此頻段之外，串補度變化并不顯著影響其幅相特性。因此，可以認為，隨著串補度的提高，在100～400 rad／s的頻段范圍內，電流控制回路的阻尼明顯下降，在其他頻段內，電流控制回路的阻尼整體呈現(xiàn)輕微下降趨勢。

圖10 復阻抗投影關系圖Fig.10 Projection of complex impedance

從物理過程的角度，串聯(lián)補償線路對電流控制電流動態(tài)過程具有負面的影響。這可以通過一個RLC串聯(lián)回路的動態(tài)過程來解釋。無窮遠處電壓US保持不變，當需要電流增加，內電勢E將增加，由于電容保持其兩端電壓不變，電感保持電流不變，因此，在內電勢變化的初始時刻，電感和電阻上的電壓保持不變，串聯(lián)線路電流不變；隨著時間的推移，電流增加，串聯(lián)電容的電壓上升，上升的串聯(lián)電容電壓將減小電感兩端的電壓差，繼而削弱了電流的變化速率；這個過程將導致電流的暫態(tài)過程（即電流的直流部分）衰減變慢，其結果對應在圖8的同步頻率附近。隨著串補度的增加，其相位裕度接近于-90°；而電流的變化速率變慢，即等效地認為電感值上升，即伯德圖中的幅值下降。

因此，在電流動態(tài)過程中，鎖相環(huán)引入的負阻尼作用實際上是減弱對電流暫態(tài)分量的衰減，而串聯(lián)補償線路同樣減弱了電流暫態(tài)分量的衰減，對電流控制帶來了不利的影響。

由此可見，串聯(lián)補償電路將降低光伏發(fā)電系統(tǒng)電流控制器在同步頻率附近的阻尼。而由鎖相環(huán)引入的負阻尼過程基本不受串聯(lián)補償電路的影響，從側面印證了文獻［17］的說法。

2.2 串聯(lián)補償線路對直流電壓控制的影響

本節(jié)主要考察串聯(lián)補償線路對直流電壓控制穩(wěn)定性的影響。在第2.1節(jié)的基礎上，考察直流電壓控制回路被控對象GiP（s）的特性，如圖11所示。

圖11 簡化系統(tǒng)模型Fig.11 Model of simplified system

串補度為0（即沒有串聯(lián)補償）、25%、50%、75%時，被控對象GiP（s）的伯德圖如圖12所示。

圖12 GiP（s）伯德圖Fig.12 Bode diagram of GiP（s）

由圖12可以看出，隨著串補度的增加，其傳遞函數(shù)的伯德圖在中低頻段并沒有出現(xiàn)明顯差異，即串聯(lián)補償線路對直流電壓控制不會造成明顯影響，原因如下。

a.從控制系統(tǒng)的角度，這主要是因為電流控制回路作為直流電壓控制的內環(huán)，其作用就是快速地使實際電流跟蹤電流指令值。盡管在電流控制中串聯(lián)補償線路降低了阻尼，但是電流控制的帶寬要遠大于直流電壓控制的帶寬，因此，在直流電壓控制帶寬范圍之內，串聯(lián)補償線路并不會對其造成影響。

b.從物理的角度，串聯(lián)補償電路將可能引入次同步的諧振頻率的電流分量。然而，由于電流控制器對這些頻段具有良好的阻尼作用，這種次同步頻率成分的電流將被大幅抑制，并不會反映到直流電壓上，因此對于直流電壓控制而言，串聯(lián)補償線路不會帶來影響。

3 仿真驗證

為了驗證前文的分析，本節(jié)將從模態(tài)分析以及時域仿真2個方面進行驗證。基于圖1搭建了單臺光伏并網(wǎng)變換器經(jīng)串聯(lián)補償線路接入無窮大電源系統(tǒng)模型。其中，光伏并網(wǎng)變換器單臺機等值功率為1 MW，出口線電壓額定值為380 V；LCL濾波器參數(shù)為 L1=0.025 78 mH，L2=0.2092 mH，C1=1320 μH；鎖相環(huán)參數(shù)為kp=180，ki=12 600；直流電壓控制參數(shù)為 kpdc=6，kidc=200；電流控制參數(shù)為 kpi=1，kii=200；開關頻率為2000 Hz。

3.1 模態(tài)分析驗證

根據(jù)第2節(jié)推導的小信號模型，對不同串補度情況進行模態(tài)分析計算，選取了對串補度變化敏感的模態(tài)，其特征值結果如表1所示，各控制器參與因子如圖13所示?？梢钥吹?，隨著串補度的提高，該模態(tài)的阻尼逐漸下降，其特征值最終會越過虛軸，進入不穩(wěn)定的狀態(tài)。同時該模態(tài)的主要控制器狀態(tài)變量為q軸電流控制器以及鎖相環(huán)（其中鎖相環(huán)1為鎖相環(huán)中表示相位的狀態(tài)變量，鎖相環(huán)2為鎖相環(huán)PI控制器的狀態(tài)變量），而d軸電流控制器以及直流電壓控制器的參與因子很小。按照前文的分析，串聯(lián)補償線路削弱了電流電磁暫態(tài)阻尼，無論串補度如何，鎖相環(huán)都對q軸電流控制產生負阻尼作用，兩者綜合會造成不穩(wěn)定的情況，但直流電壓控制基本不受串聯(lián)補償線路影響，本節(jié)模態(tài)分析的結果很好地印證了這一說法。

表1 模態(tài)分析結果Table 1 Results of modal analysis

圖13 各個控制器在不同串補度下的參與因子Fig.13 Participation factor of different controllers for different compensation degrees

3.2 時域仿真驗證

在PSCAD／EMTDC電磁暫態(tài)仿真軟件中，搭建了包括開關過程在內的詳細時域仿真模型。仿真設置在0.3s時光照強度發(fā)生跳變，使得id在0.3 s時由0.8 p.u.跳變到1.0 p.u.，光伏發(fā)電系統(tǒng)的端電壓在這個過程中保持不變。改變線路串聯(lián)電容大小，使線路串補度分別為0、25%、50%和75%多種情況，在這幾種情況下考察光伏并網(wǎng)變換器在不同線路串補度下的小擾動穩(wěn)定性。仿真結果如圖14、圖15所示，圖中id為標幺值。

圖14是d軸電流的響應。由仿真結果可以看到，隨著串補度的提高，光伏并網(wǎng)變換器的穩(wěn)定性逐步下降并出現(xiàn)不穩(wěn)定的情況，串補度越高，穩(wěn)定性越差。在dq旋轉坐標系中可以觀察到其失穩(wěn)的形式是振蕩發(fā)散的，即阻尼不足的情況，并且發(fā)散速度很快，其現(xiàn)象與模態(tài)分析結果是相符的，也驗證了本文之前的分析結果。圖15是對應的三相交流電流的響應，可以看到，振蕩失穩(wěn)過程中的三相電流波形發(fā)生了明顯畸變，相位上呈現(xiàn)出被交替“拉伸和壓縮”的現(xiàn)象，而幅值則持續(xù)地增加。這個過程持續(xù)時間較短，由于控制器限幅以及變換器飽和等原因，最終輸出電流呈現(xiàn)出雜亂的振蕩。此時的電流峰值已經(jīng)遠遠超過額定電流，將對設備和電網(wǎng)造成極大的危害。

圖14 線路不同串補度時有功電流分量id響應Fig.14 Response of active current component idto different compensation degrees

圖15 不同串補度的光伏變換器輸出三相電流響應Fig.15 Response of output three-phase current of PV converter to different compensation degrees

綜上仿真結果，串聯(lián)補償線路對光伏發(fā)電系統(tǒng)的影響主要表現(xiàn)在對電流控制的影響上，時域仿真與模態(tài)分析的結果都印證了這一點。

4 結論

本文通過建立單臺并網(wǎng)變換器經(jīng)串聯(lián)補償電路接入無窮大系統(tǒng)的線性化模型，借鑒復轉矩系數(shù)法，將復雜外部網(wǎng)絡與電流環(huán)dq耦合構成的系統(tǒng)簡化為電阻-電感系統(tǒng)，分析了串聯(lián)補償線路對并網(wǎng)變換器電流環(huán)與直流電壓環(huán)穩(wěn)定性的影響，得到以下結論。

a.對于電流控制回路，串聯(lián)補償線路在100～400 rad／s的頻段范圍內降低了電流控制的正阻尼，并且隨著串補度的提高，阻尼進一步下降。同時，考慮到鎖相環(huán)引入的負阻尼效應，在外部系統(tǒng)較弱、輸出功率較高的情況下，多個因素的綜合作用可引起系統(tǒng)發(fā)生次不穩(wěn)定現(xiàn)象，模態(tài)分析與時域仿真驗證了這一點。

b.對于直流電壓控制回路，由于電流內環(huán)的存在，使得次同步振蕩分量被很好地衰減，且由于直流電壓控制帶寬較低，因此在不同串補度情況下，直流電壓控制的穩(wěn)定性沒有發(fā)生改變，即串聯(lián)補償線路對直流電壓控制沒有影響，模態(tài)分析結果驗證了這一點。

綜上所述，串聯(lián)補償線路對并網(wǎng)變換器的影響主要體現(xiàn)在對電流控制的影響上，具體為降低了電流控制的阻尼，而對直流電壓控制無影響。

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