基于N-1規(guī)則的多端柔性直流輸電系統(tǒng)聯(lián)合控制策略

趙曉斌，邵冰冰，韓民曉

(1.南方電網(wǎng)科學(xué)研究院有限責(zé)任公司直流輸電技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣州市 510080； 2.華北電力大學(xué)電氣與電子工程學(xué)院,北京市 102206)

基于N-1規(guī)則的多端柔性直流輸電系統(tǒng)聯(lián)合控制策略

趙曉斌1，邵冰冰2，韓民曉2

(1.南方電網(wǎng)科學(xué)研究院有限責(zé)任公司直流輸電技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣州市 510080； 2.華北電力大學(xué)電氣與電子工程學(xué)院,北京市 102206)

在多端柔性直流(voltage source converter based multi-terminal DC，VSC-MTDC)輸電系統(tǒng)安全運(yùn)行時，該系統(tǒng)必須滿足N-1法則，即當(dāng)該系統(tǒng)任何一個換流站由于故障或者檢修退出運(yùn)行時，剩余系統(tǒng)具備功率調(diào)節(jié)能力，能夠恢復(fù)功率平衡，保持系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行，且暫態(tài)過電壓不會超過設(shè)備絕緣裕度。為了維持VSC-MTDC直流電壓盡可能地穩(wěn)定在原有水平，提出了一種考慮到VSC-MTDC中任一換流站退出運(yùn)行時的聯(lián)合控制策略。該策略結(jié)合了VSC-MTDC系統(tǒng)主從控制與下垂控制的優(yōu)點(diǎn)，令VSC-MTDC系統(tǒng)中容量最大的換流站為定直流電壓控制，其余換流站為直流電壓-有功功率下垂控制，并設(shè)置定直流電壓控制換流站參與功率調(diào)節(jié)的優(yōu)先級高于其余換流站，僅當(dāng)定直流電壓控制換流站傳輸功率達(dá)到上限時其余換流站才參與功率的調(diào)節(jié)。最后，在PSCAD/EMTDC中搭建了VSC-MTDC的仿真模型，對所提出的聯(lián)合控制策略在N-1故障條件下進(jìn)行仿真驗(yàn)證。仿真結(jié)果表明：所提聯(lián)合控制策略在換流站退出運(yùn)行時有效保證了直流電壓的穩(wěn)定以及系統(tǒng)功率的緊急輸送，提高了VSC-MTDC的運(yùn)行穩(wěn)定性。

多端柔性直流輸電；N-1；直流電壓；聯(lián)合控制

0 引 言

隨著我國在風(fēng)電、光伏等可再生能源方面的投入逐年增長，實(shí)現(xiàn)新能源并網(wǎng)和遠(yuǎn)距離輸電的要求十分迫切[1]。多端柔性直流 (voltage sourced converter based on the multi-terminal high voltage direct current，VSC-MTDC)輸電技術(shù)能夠?qū)⒍鄠€分散的小容量可再生能源發(fā)電廠接入直流系統(tǒng)，然后與交流側(cè)進(jìn)行并聯(lián)從而緩解由風(fēng)能等可再生能源的波動性引起的交流側(cè)電壓的波動，提高了整個系統(tǒng)的靈活性、可靠性。此外，VSC-MTDC輸電系統(tǒng)因其具有良好的有功、無功解耦特性，在多送出和多落點(diǎn)受電方面比兩端系統(tǒng)更具經(jīng)濟(jì)性、靈活性和可控性而在直流輸電領(lǐng)域受到重視[2-5]。

目前VSC-MTDC輸電系統(tǒng)的控制方式按是否需要通訊可分為2大類，第1類為主從控制，直流電壓由一端換流站控制，其余換流站則采用定有功功率控制方式，該控制策略的優(yōu)點(diǎn)是控制策略簡單，缺點(diǎn)是需要換流站間的高速通信；第2類為電壓裕度控制和電壓下垂控制。這2種控制方式均不需要換流站間的通信，但也均有各自的缺點(diǎn)。電壓裕度控制中直流電壓裕度的選取很難確定，且當(dāng)輔助站自動切換為定直流電壓控制模式時，系統(tǒng)可能因指令的突變而遭受過大的應(yīng)力。電壓下垂控制可分為直流電壓-有功功率下垂控制以及直流電壓-直流電流下垂控制，其中電流特性下垂控制中，直流電容是基于線性的電壓-電流關(guān)系充放電的，具有直觀的物理意義；而在功率特性下垂控制中，受控量為有功功率，直流電容的充放電為非線性關(guān)系，系統(tǒng)的功率傳輸特性更為直觀[6]。

但是電壓下垂控制存在一定的缺陷，一旦系統(tǒng)功率發(fā)生變化，直流系統(tǒng)中所有換流站的傳輸功率都將發(fā)生變化，且直流電壓會偏離參考值，難以保證最優(yōu)運(yùn)行。目前出現(xiàn)了很多改進(jìn)的下垂控制策略；文獻(xiàn)[7]為了兼顧直流網(wǎng)絡(luò)的運(yùn)行損耗和換流站設(shè)備的利用率，提出了一種主導(dǎo)站的混合下垂控制策略，文獻(xiàn)[8]提出引入功率影響因子實(shí)現(xiàn)下垂系數(shù)的閉環(huán)控制，優(yōu)化了不同工況下的系統(tǒng)運(yùn)行特性；文獻(xiàn)[9]提出根據(jù)期望輸送功率對直流功率參考值進(jìn)行修正的方法；文獻(xiàn)[10]考慮到直流傳輸容量的利用率、直流電壓質(zhì)量以及系統(tǒng)的過電壓而提出了變斜率下垂控制策略；文獻(xiàn)[11]提出根據(jù)各換流站的功率裕度來分配不平衡功率；文獻(xiàn)[12]提出了根據(jù)擾動后交流側(cè)電網(wǎng)的頻率偏移情況來自動調(diào)節(jié)下垂控制系數(shù)；文獻(xiàn)[13]提出引入一個公共直流參考電壓來參與下垂控制換流站的功率調(diào)整；文獻(xiàn)[14]對電壓裕度和電壓傾斜控制策略進(jìn)行了結(jié)合，提出了一種組合控制策略，改善了系統(tǒng)的暫態(tài)特性。上述文獻(xiàn)中采用下垂控制時由于一端換流站的退出運(yùn)行，直流電壓以及各下垂控制的換流站實(shí)際輸送功率都會偏離其參考值。

本文基于在VSC-MTDC輸電系統(tǒng)安全運(yùn)行時，該系統(tǒng)必須滿足N-1法則的思想，提出一種將主從控制與電壓下垂控制相結(jié)合的聯(lián)合控制策略。與傳統(tǒng)的主從控制與電壓下垂控制不同的是，令VSC-MTDC輸電系統(tǒng)容量最大的一個換流站為定直流電壓控制模式，其余換流站采用直流電壓下垂控制策略。當(dāng)一端直流電壓下垂控制換流站退出運(yùn)行時，定直流電壓換流站參與功率調(diào)節(jié)的優(yōu)先級高于其余下垂控制換流站，當(dāng)定直流電壓控制換流站參與功率調(diào)節(jié)達(dá)到功率上限時自動切換到定有功功率模式，此時其余換流站才開始參與有功功率的調(diào)節(jié)，最大程度保證了直流電壓穩(wěn)定在原有水平。當(dāng)定直流電壓換流站因故障或檢修退出運(yùn)行時，無需像電壓裕度控制一樣由輔助換流站切換到定直流電壓控制模式，而是由其余下垂控制換流站承擔(dān)功率分配，自動隨著直流電壓變化而調(diào)整自身的有功功率指令，實(shí)現(xiàn)自律分散控制，同時能夠有效避免電壓裕度控制所產(chǎn)生的的暫態(tài)過沖。最后，在PSCAD/EMTDC中對本文所提出的聯(lián)合控制策略進(jìn)行仿真驗(yàn)證。

1 VSC-MTDC輸電系統(tǒng)傳統(tǒng)下垂控制策略

與交流系統(tǒng)中發(fā)電機(jī)組的靜態(tài)頻率特性相似，在直流系統(tǒng)中將直流電壓看作為全網(wǎng)相同的指標(biāo)，各換流站通過測量自身功率的大小，基于電壓下垂特性，將功率轉(zhuǎn)換為以輸出電壓為指令的控制信號，再根據(jù)調(diào)整后的功率反作用于輸出信號，達(dá)到自動調(diào)節(jié)、自動分配功率的目的。系統(tǒng)中各個換流站共同承擔(dān)功率平衡，通過調(diào)節(jié)直流電壓來控制功率的大小。該控制方式的直流電壓-有功功率下垂特性曲線如圖1所示。

圖1 VSC1、VSC2下垂控制工作特性曲線Fig.1 Droop control working characteristic curve ofVSC1 and VSC2

如圖1所示，以有功功率注入直流網(wǎng)絡(luò)為正方向。當(dāng)有功功率失去平衡時，直流電壓因電容充電/放電而上升/跌落。由圖1所示VSC1、VSC2側(cè)的下垂控制特性曲線Udc-Pdc可知，VSC1的有功功率指令將因直流電壓的上升/跌落而線性增大/減小；VSC2恰恰相反，隨著直流電壓的上升/下降而減小/增大功率指令，直至VSC1、VSC2找到新的平衡點(diǎn)。電壓下垂控制器的設(shè)計如圖2所示。

圖2 電壓下垂控制器示意圖Fig.2 Voltage droop controller

以VSC-MTDC輸電系統(tǒng)直流電流、有功功率流出到直流網(wǎng)絡(luò)為正方向，考慮VSC-MTDC輸電系統(tǒng)中共有n個換流站，定義Pi是第i(1≤i≤n)個換流站在交流側(cè)公共連接點(diǎn)(point of common coupling，PCC)處的有功功率，此時直流側(cè)電壓與電流的關(guān)系為

(1)

式中Ii、Ui、Ci分別為各換流站的直流電流，直流電壓以及直流側(cè)的電容。

由于在本文實(shí)際仿真過程中不考慮直流線路上的損耗，且各個端子的直流側(cè)電容值均相等，令各個端子的直流側(cè)電容均為C，直流側(cè)電壓均為U，根據(jù)功率與電壓電流的關(guān)系式P=UI，結(jié)合式(1)可得有功功率與直流電壓的關(guān)系為

(2)

由式(2)可知，當(dāng)有功功率失去平衡時，此時直流電壓因電容充電/放電而上升/跌落，其余側(cè)換流站的控制系統(tǒng)將自動根據(jù)直流電壓的變化而計算出當(dāng)前的有功功率指令值，當(dāng)所有換流站的特性曲線找到共同的運(yùn)行點(diǎn)時，系統(tǒng)進(jìn)入穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)的功率方程與直流電壓方程為

(3)

式中：Ploss、Uiloss、Ujloss表示總有功功率損耗及第i條和第j條直流線路上的電壓壓降；Ui、Uj代表第i個和第j個換流站直流側(cè)的電壓。由于本文在實(shí)際仿真過程中不考慮直流線路上的損耗和換流器的損耗，因此Ploss=0，Uiloss=Ujloss=0，又根據(jù)圖2所示的電壓下垂控制器可得第i個換流站VSCi端子輸出的有功功率表達(dá)式為

Pi=Piref_0+Kidroop(Udc-Uidcref_0)

(4)

式中：Piref_0、Uidcref_0為換流站額定有功功率及額定直流電壓；Kidroop為有功功率指令隨著直流電壓線性變化的斜率；Udc為直流電壓測量值。

本文借鑒文獻(xiàn)[13]的下垂控制策略，引入一個公共直流參考電壓，參與下垂控制換流站的功率調(diào)節(jié)，也就是令所有下垂控制換流站的Uidcref_0均相等，將式(4)代入式(3)中的功率平衡方程中可得當(dāng)?shù)趈個換流站有功功率變化時的新的直流電壓工作點(diǎn)為

(5)

式中：ΔPj為第j個換流站有功功率的變化值；Udcref_0為公共直流參考電壓。

由式(5)可知第j個換流站有功功率變化前后的直流電壓變化量為

(6)

由式(4)、(6)可以看出，電壓下垂控制雖然使直流系統(tǒng)的穩(wěn)定性提高，但當(dāng)所有換流站都采用下垂控制時，一旦系統(tǒng)有功功率發(fā)生變化，直流電壓運(yùn)行點(diǎn)一定會偏離參考值，如果有功功率變化較大或者下垂系數(shù)選取不當(dāng)可能會造成直流側(cè)過電壓等不利影響。此外，采用下垂控制的換流站實(shí)際輸送功率也會隨著直流電壓的偏離而偏離參考值，使直流系統(tǒng)設(shè)計容量得不到充分利用。

2 基于N-1規(guī)則的聯(lián)合控制策略

(7)

當(dāng)VSCj換流站退出運(yùn)行，系統(tǒng)功率缺額為ΔPj時,若VSCi的容量Pimax足以參與功率調(diào)節(jié)達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，則直流電壓不變；當(dāng)VSCi換流站參與功率調(diào)節(jié)達(dá)到功率上限Pimax仍無法滿足功率需求時，自動切換到定Pimax控制模式，其余下垂控制換流站參與功率的調(diào)節(jié)。2種情況下系統(tǒng)達(dá)到穩(wěn)態(tài)時直流電壓的變化量為

(8)

由式(6)和式(8)可知，相比于傳統(tǒng)的電壓下垂控制策略，當(dāng)系統(tǒng)有功功率發(fā)生改變時，本文所提控制策略在定直流電壓換流站有功功率足以平衡功率波動的情況下，穩(wěn)態(tài)時直流電壓變化量為0。即使定直流電壓換流站有功功率裕度無法滿足功率需求，相比于傳統(tǒng)電壓下垂控制策略其直流電壓偏移量也會小得多，大部分的功率缺失已經(jīng)被容量最大的定直流電壓換流站所承擔(dān)，此時其余換流站只需承擔(dān)小部分的功率缺失，出現(xiàn)直流側(cè)過電壓的可能性很小。相比于傳統(tǒng)下垂控制策略直流電壓偏離額定運(yùn)行點(diǎn)的減少量為

(9)

當(dāng)定直流電壓控制換流站退出運(yùn)行，采用傳統(tǒng)電壓裕度控制策略時，如果直流電壓偏移到輔助站定直流電壓控制的設(shè)定范圍，輔助換流站會自動切換到定直流電壓控制模式，從而接管直流電壓的控制。然而電壓裕度控制中電壓裕度的選取難以確定，且輔助換流站進(jìn)行控制系統(tǒng)切換時，系統(tǒng)可能因指令的突變而遭受過大的應(yīng)力。因此當(dāng)定直流電壓控制換流站退出運(yùn)行時，本文令其余下垂控制換流站承擔(dān)功率的缺額以免由于電壓裕度控制中控制器參數(shù)選取不當(dāng)導(dǎo)致系統(tǒng)振蕩的情況[15]。

具體的基于N-1規(guī)則的VSC-MTDC輸電系統(tǒng)聯(lián)合控制流程如圖3所示。

圖3 基于N-1規(guī)則的VSC-MTDC輸電系統(tǒng)聯(lián)合控制策略Fig.3 Coordinated control strategy ofVSC-MTDC based on N-1 rule

3 仿真分析與驗(yàn)證

本文在PSCAD/EMTDC中搭建了一個4端VSC-MTDC輸電系統(tǒng)。4個換流站采取鏈狀連接，如圖4所示，各換流站的交流系統(tǒng)如圖5所示，其中VSC1和VSC2采用直流電壓-有功功率下垂控制模式，VSC3為定有功功率控制模式來模擬因故障或檢修退出運(yùn)行的換流站，VSC4為容量最大的換流站。采取定直流電壓控制模式，在定有功功率換流站退出運(yùn)行的情況下比較傳統(tǒng)電壓下垂控制以及本文所提出的聯(lián)合控制策略下直流電壓的穩(wěn)定性以及系統(tǒng)功率的緊急輸送能力；在定直流電壓控制換流站退出運(yùn)行的情況下比較傳統(tǒng)電壓裕度控制以及聯(lián)合控制策略下直流電壓的穩(wěn)定性。各換流站的線路參數(shù)以及初始控制參數(shù)如表1所示。

表1線路參數(shù)和初始給定參數(shù)
Table1Lineparametersandinitialgivenparameters

圖4 4端VSC-MTDC系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.4 Topology of four-terminal VSC-MTDC

圖5 交流側(cè)系統(tǒng)示意圖Fig.5 AC system schematic diagram

3.1 VSC3定有功功率類換流站退出運(yùn)行

圖6 VSC3(P3ref=100 MW)退出運(yùn)行時的波形圖Fig.6 Waveform when VSC3(P3ref=100 MW) quits operation

由圖6可以看出，在1 s VSC3換流站退出運(yùn)行時，采用傳統(tǒng)電壓下垂控制策略時直流電壓由于功率的不平衡偏離原有的電壓水平最后穩(wěn)定在了0.980 pu，且采用下垂控制的換流站實(shí)際輸送功率也會隨著直流電壓的偏離而改變；當(dāng)采用聯(lián)合控制策略時，在1 s VSC3換流站退出運(yùn)行時,雖然此時直流電壓的暫態(tài)沖擊相比于傳統(tǒng)電壓下垂控制較大，但是最后直流電壓能穩(wěn)定在原有水平，且當(dāng)定直流電壓控制換流站能夠維持功率平衡時其余下垂控制換流站不需要改變其輸送功率，充分利用了直流系統(tǒng)的設(shè)計容量，也沒有影響到其余換流站功率的輸送。

為了模擬當(dāng)功率缺失超出定直流電壓控制換流站功率調(diào)節(jié)能力時的情形，令VSC2換流站的P2ref_0=-300 MW，VSC3換流站P3ref=300 MW，同樣令VSC3換流站在1 s時退出運(yùn)行，在傳統(tǒng)下垂控制以及聯(lián)合控制下VSC1、VSC2、VSC4側(cè)的有功功率以及直流電壓波形如圖7所示。

圖7 VSC3(P3ref=300 MW)退出運(yùn)行時的波形圖Fig.7 Waveform when VSC3(P3ref=300 MW) quits operation

由圖7可以看出，在1 s VSC3換流站退出運(yùn)行后，采用聯(lián)合控制策略直流電壓最終穩(wěn)定在了0.975 pu，而采用傳統(tǒng)下垂控制策略直流電壓最終穩(wěn)定在了0.957 pu，相比于傳統(tǒng)下垂控制策略本文所提出的聯(lián)合控制策略能夠更好地維持直流電壓的穩(wěn)定。但本文所提出的聯(lián)合控制策略也存在其自身的缺點(diǎn)，由圖7可以看出在1 s VSC3退出運(yùn)行后，采用聯(lián)合控制策略時的直流電壓與有功功率的暫態(tài)波動明顯要比采用傳統(tǒng)下垂控制策略時的波動量大。

3.2 VSC4定直流電壓換流站退出運(yùn)行

為了比較當(dāng)VSC4定直流電壓換流站在2 s退出運(yùn)行時采用傳統(tǒng)電壓裕度控制以及聯(lián)合控制策略下直流電壓的穩(wěn)定性，采用傳統(tǒng)電壓裕度控制時，令VSC3為采用傳統(tǒng)電壓裕度控制時的輔助定直流電壓換流站，設(shè)計電壓裕度為±0.03 pu，當(dāng)VSC3檢測到直流電壓大于1.030 pu或者小于0.970 pu時由定有功功率控制模式切換為定直流電壓控制模式，VSC1和VSC2換流站設(shè)計為定有功功率控制模式，給定有功參考值分別為-300 MW和100 MW，采用聯(lián)合控制策略時的控制參數(shù)與表1一樣。采用傳統(tǒng)電壓裕度控制以及聯(lián)合控制策略下的直流電壓波形如圖8所示。

圖8 VSC4退出運(yùn)行時的波形圖Fig.8 Waveform when VSC4 quits operation

由圖8(a)可以看出，采用傳統(tǒng)電壓裕度控制時，雖然直流電壓最后穩(wěn)定在了0.970 pu，但是當(dāng)直流電壓超出VSC3換流站預(yù)設(shè)限值時，系統(tǒng)直流電壓暫態(tài)波動較大，電壓跌落后的最小值可達(dá)0.755 pu，而直流電壓過大的波動會對所有換流站產(chǎn)生影響。由圖8(b)可以看出，當(dāng)采用聯(lián)合控制策略時，當(dāng)定直流電壓換流站退出運(yùn)行后，直流電壓最終穩(wěn)定在了 0.974 pu，且跌落后的最小電壓僅為0.961 pu。

綜合對圖8的分析可知，采用聯(lián)合控制策略時直流電壓暫態(tài)波動幅度相比于采用傳統(tǒng)電壓裕度控制時要小得多，且本文所提出的聯(lián)合控制策略相比于傳統(tǒng)電壓裕度控制，避免了控制系統(tǒng)的切換以及裕度參數(shù)選取不當(dāng)可能導(dǎo)致控制器誤切換的不利影響。

4 結(jié) 論

本文針對VSC-MTDC輸電系統(tǒng)任一換流站由于故障或者檢修退出運(yùn)行的情況，基于N-1規(guī)則提出了一種結(jié)合主從控制和下垂控制的聯(lián)合控制策略，保證了功率的緊急輸送以及直流電壓的穩(wěn)定。并與傳統(tǒng)下垂控制策略和傳統(tǒng)電壓裕度控制策略進(jìn)行了對比，驗(yàn)證了該控制策略能有效提高直流電壓的穩(wěn)定性。同時當(dāng)定直流電壓控制換流站退出運(yùn)行時無需像傳統(tǒng)電壓裕度控制一樣由輔助換流站自動切換到定直流電壓控制的模式，而是由下垂控制換流站根據(jù)直流電壓的變化自動調(diào)節(jié)功率，達(dá)到自適應(yīng)調(diào)節(jié)、自動分配功率的目的，避免了控制系統(tǒng)的切換和直流電壓波動過大的問題。

但該控制策略也存在一定的局限性，當(dāng)定有功功率控制換流站退出運(yùn)行時，該控制策略相比于傳統(tǒng)下垂控制策略在暫態(tài)瞬間直流電壓的波動量較大，因此該聯(lián)合控制策略還有待進(jìn)一步的改善。

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2017-07-11

趙曉斌(1985)，男，碩士，工程師，主要從事高壓直流輸電系統(tǒng)與成套設(shè)計方面的研究工作；

邵冰冰(1995)，男，博士研究生，主要研究方向?yàn)樾履茉措娏ο到y(tǒng)穩(wěn)定性分析與控制；

韓民曉(1963)，男，教授，博士生導(dǎo)師，主要研究方向?yàn)橹绷鬏旊?、柔性交流輸電、電能質(zhì)量分析等。

(編輯 張小飛)

CoordinatedControlStrategyforVSC-MTDCSystemsBasedonN-1Criterion

ZHAO Xiaobin1, SHAO Bingbing2, HAN Mingxiao2

(1.State Key Laboratory of HVDC, Electric Power Research Institute, China Southern Power Grid, Guangzhou 510080, China; 2. School of Electrical amp; Electronic Engineering, North China Electric Power University, Beijing 102206, China)

The operation of voltage sourced converter based on the multi-terminal high voltage direct current (VSC-MTDC) transmission system is required to meet the minimumN-1 criterion. Specifically, when one converter is out of operation due to fault or maintenance, the surviving converters have the ability to regulate power, so as to restore the balance of power and maintain the transient overvoltage without exceeding the equipment insulation margin. In order to keep the DC voltage stability of VSC-MTDC as much as possible, this paper proposes a coordinated control strategy when any converter station in VSC-MTDC is out of operation. This strategy combines the advantages of master-slave control and droop control of VSC-MTDC system. The converter owing the largest capacity is controlled with a constant DC voltage while other converters are controlled by a DC voltage-active power droop controller. Besides, the converter with constant DC voltage has a higher priority to regulate active power than other converters, and other converters start to regulate active power only when the power of the converter with constant DC voltage reaches the upper limit. Finally, the VSC-MTDC model is developed in PSCAD/EMTDC and the proposed control strategy is verified. The results show that the proposed control strategy can effectively guarantee the stability of DC voltage and the emergency transmission of power when converter station is out of operation, which improves the operation stability of VSC-MTDC.

VSC-MTDC;N-1; DC voltage; coordinated control

南方電網(wǎng)重點(diǎn)科技項(xiàng)目(CSGTRC-K153030)

TM761

A

1000-7229(2017)11-0019-07

10.3969/j.issn.1000-7229.2017.11.003