基于下垂控制的柔直變流器孤島-并網(wǎng)控制模式切換方法

鄒常躍，陳俊，魏偉，楊雙飛，侯婷，馮俊杰

（直流輸電技術(shù)國家重點實驗室（南方電網(wǎng)科學(xué)研究院），廣州 510663）

0 引言

近年來國內(nèi)柔性直流（以下簡稱為柔直）輸電技術(shù)快速發(fā)展［1］，南澳柔直工程是國內(nèi)首個多端柔性直流輸電示范工程，將風(fēng)電場接入交流配電網(wǎng)，直流側(cè)電壓±160 kV，容量200 MVA。此后國內(nèi)相繼建成了云南背靠背柔直工程、渝鄂背靠背工程、舟山多端柔直、張北工程等［2-3］，其電壓等級和容量不斷提高，近期建設(shè)中的烏東德三端混合直流工程，接入主干網(wǎng)，電壓等級±800 kV，將柔直技術(shù)應(yīng)用于特高壓領(lǐng)域，控制技術(shù)和設(shè)備可靠性都在不斷提升?；陔娋W(wǎng)電壓定向的矢量控制策略和定電壓、定功率等運(yùn)行方式已在實際工程中廣泛應(yīng)用［4-7］，技術(shù)相對成熟。

柔直變流器既可以并網(wǎng)運(yùn)行也能夠單獨實現(xiàn)孤島供電或風(fēng)電場等新能源接入，如南澳多端柔直工程中，共3個柔直換流站，其中島上金牛站和青奧站采用交流和直流線路并聯(lián)方式接入岸上塑城換流站。此外柔直接入電力系統(tǒng)后，在并聯(lián)交流線路故障期間柔直也可以以孤島方式運(yùn)行，持續(xù)對負(fù)荷供電，待交流系統(tǒng)恢復(fù)后再切換為并網(wǎng)運(yùn)行。孤島狀態(tài)下通常為定交流電壓幅值和頻率（定VF）控制方式，而在并網(wǎng)條件下采用定有功和無功功率（定PQ）方式。兩類控制模式轉(zhuǎn)換邏輯相對復(fù)雜。對此，文獻(xiàn)［8］提出一種變流器孤島控制結(jié)構(gòu)，在傳統(tǒng)基于鎖相環(huán)的矢量控制結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上，附加頻率外環(huán)和無功外環(huán)，使得頻率-有功功率和無功功率-電壓呈現(xiàn)類似下垂的外特性，改善并網(wǎng)和孤島間切換過程的穩(wěn)定性。文獻(xiàn)［9］基于一種虛擬同步機(jī)外環(huán)串聯(lián)電流內(nèi)環(huán)的控制結(jié)構(gòu)，提出孤島和并網(wǎng)控制模式的平滑切換方法，在電網(wǎng)頻率異常時斷開VSG外環(huán)，切換為定電流控制模式，電網(wǎng)頻率恢復(fù)后電流內(nèi)環(huán)給定值恢復(fù)為外環(huán)輸出。文獻(xiàn)［10］同樣基于虛擬同步發(fā)電機(jī)（virtual syschronous generator，VSG）設(shè)計變流器外環(huán)控制結(jié)構(gòu)，僅需要在并網(wǎng)前，調(diào)節(jié)變流器輸出電壓幅值和相位與電網(wǎng)同步。文獻(xiàn)［11］基于無功功率-電壓、有功功率-頻率的下垂控制設(shè)計變流器控制結(jié)構(gòu)，針對離并網(wǎng)轉(zhuǎn)換提出一種新的交流電壓幅值和相位同步方法，避免預(yù)同步環(huán)節(jié)對下垂控制環(huán)節(jié)的影響。文獻(xiàn)［12］針對孤島和并網(wǎng)分別設(shè)計VSG結(jié)構(gòu)和基于常規(guī)矢量控制的P Q控制模式，通過控制模式的切換實現(xiàn)兩種工況的穩(wěn)定運(yùn)行和穩(wěn)態(tài)功率的準(zhǔn)確跟蹤。文獻(xiàn)［13-14］模擬交流系統(tǒng)同步發(fā)電機(jī)并網(wǎng)過程，在變流器控制結(jié)構(gòu)中附加虛擬阻抗環(huán)節(jié)，控制流過虛擬阻抗的虛擬交流電流為0實現(xiàn)變流器輸出電壓與交流電網(wǎng)的自同步。文獻(xiàn)［15］基于下垂控制設(shè)計變流器孤島和并網(wǎng)控制器，使二者結(jié)構(gòu)相似，便于孤島和并網(wǎng)的平滑切換。文獻(xiàn)［16］基于抗積分飽和控制器設(shè)計方法提出變流器功率環(huán)控制結(jié)構(gòu)，當(dāng)交流電壓幅值超過設(shè)定上下限值后，在常規(guī)PI調(diào)節(jié)器的積分環(huán)節(jié)和輸出調(diào)制信號中加入補(bǔ)償分量，改變并網(wǎng)時PI調(diào)節(jié)器無差調(diào)節(jié)特性，能夠在孤島狀態(tài)下穩(wěn)定運(yùn)行，實現(xiàn)外環(huán)控制器特性的自動切換。文獻(xiàn)［17］總結(jié)了單變流器和多變流器并聯(lián)時控制模式切換方法，包括下垂控制及其二次調(diào)節(jié)策略，以及和電網(wǎng)同步方法等。文獻(xiàn)［18］考慮多變流器并聯(lián)運(yùn)行，孤島和并網(wǎng)模式下均采用下垂控制，孤島情況下輸出交流電壓頻率可能偏離額定值，對此提出下垂控制中的二次頻率調(diào)節(jié)的改進(jìn)方法，在變流器間注入小的交流電流，消除頻率偏差的同時避免對功率變流器間功率分配的影響。

由上述控制模式切換相關(guān)策略的研究成果可知，模式切換方法大體可分為以下兩類：1）根據(jù)孤島-并網(wǎng)邏輯信號切換控制結(jié)構(gòu)，進(jìn)行定有功-定無功控制結(jié)構(gòu)［19］和定交流電壓頻率、幅值控制結(jié)構(gòu)［20-21］間的相互切換；2）采用孤島和并網(wǎng)均能穩(wěn)定運(yùn)行的控制結(jié)構(gòu)，孤島和并網(wǎng)切換過程中僅切換控制目標(biāo)值，通常可采用下垂控制［22-23］、虛擬同步機(jī)控制［24-25］、功率同步控制［26-27］等。其中基于第一類模式切換方法依賴孤島和并網(wǎng)檢測，檢測延時通常導(dǎo)致并網(wǎng)沖擊，而第二類方法中孤島和并網(wǎng)工況下采用相同或類似的控制結(jié)構(gòu)，通常由外環(huán)直接計算變流器調(diào)制信號，暫態(tài)過程電流控制能力較弱，容易出現(xiàn)過流導(dǎo)致跳閘。對此本文針對南澳工程中金牛換流站孤島-并網(wǎng)轉(zhuǎn)換過程提出平滑切換方法，在后續(xù)部分分別介紹系統(tǒng)結(jié)構(gòu)、控制器設(shè)計、切換方法和所提出控制策略的仿真驗證。

1 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

1.1 已有工程中的模式切換方法

南澳柔直系統(tǒng)為三端并聯(lián)結(jié)構(gòu)，換流站采用基于半橋的MMC拓?fù)?，三端換流站結(jié)構(gòu)相同。其中金牛站和青奧站連接島上風(fēng)電場和交流負(fù)荷，塑城站連接岸上交流系統(tǒng)。如圖1所示，以金牛站為例，存在孤島和并網(wǎng)兩種運(yùn)行方式，當(dāng)斷路器K1和K2閉合換流站為并網(wǎng)模式，K1閉合，K2斷開則為孤島模式，由換流站為負(fù)荷及風(fēng)電場提供電源。圖中P和Q為換流閥輸出有功和無功功率，I交流電流，T1為換流變壓器。

圖1 南澳柔直系統(tǒng)結(jié)構(gòu)Fig.1 System structure of Nanao VSC-HVDC

變流器控制采用常規(guī)電網(wǎng)電壓定向的矢量控制，在并網(wǎng)運(yùn)行時，金牛站通常采用定PQ控制方式，孤島時采用定VF（交流電壓和幅值）模式。離并網(wǎng)模式切換過程依賴斷路器K1和K2位置信號，存在延時和合閘角度偏差容易出現(xiàn)電流沖擊，導(dǎo)致切換失敗。尤其在孤島向并網(wǎng)模式切換過程，VF模式下由電壓和頻率給定信號直接計算變流器調(diào)制信號，沒有直接的電流控制回路，暫態(tài)電流抑制能力較差，即使配置同期合閘裝置，切換至并網(wǎng)運(yùn)行時仍然存在較大的失敗概率，嚴(yán)重影響系統(tǒng)供電可靠性。

1.2 改進(jìn)的模式切換方法

針對上述問題，設(shè)計一種模式切換的“中間狀態(tài)”，該狀態(tài)在孤島和并網(wǎng)工況下均能長期穩(wěn)定運(yùn)行，各狀態(tài)轉(zhuǎn)換關(guān)系如圖2所示，圖中VF控制和P Q控制為常規(guī)變流器控制策略。在離并網(wǎng)切換過程中，先切換至中間狀態(tài)，待斷路器位置信號明確后，再平滑切換為常規(guī)的孤島或并網(wǎng)控制模式。其方案主要優(yōu)勢是離并網(wǎng)切換過程不依賴斷路器位置信號，以及切換后進(jìn)入穩(wěn)態(tài)，仍然保持南澳工程原有控制策略，提高切換成功率的同時不影響原有工程的動態(tài)和穩(wěn)態(tài)性能。中間狀態(tài)在并網(wǎng)和孤島模式下均能穩(wěn)定運(yùn)行，以此解決常規(guī)P Q和VF控制模式切換過程中，由于網(wǎng)側(cè)斷路器位置判斷延時導(dǎo)致的系統(tǒng)振蕩和不穩(wěn)定問題。

圖2 控制模式狀態(tài)轉(zhuǎn)換Fig.2 State transition of controlmode

原控制模式切換為圖2中“孤島”與“并網(wǎng)”兩種狀態(tài)的直接切換，切換前后涉及變流器控制結(jié)構(gòu)的改變，即變流器控制的P Q控制結(jié)構(gòu)和VF控制結(jié)構(gòu)的直接切換，并且VF和P Q的切換時刻需要與交流斷路器（圖1中K2）分、合閘位置時刻同步。而實際工程中機(jī)械斷路器位置檢測通常存在較大的濾波和延時，導(dǎo)致控制結(jié)構(gòu)切換和斷路器分、合閘時刻存在偏差，容易導(dǎo)致模式切換過程出現(xiàn)換流閥與交流電網(wǎng)不同步、沖擊電流過大等現(xiàn)象。而本文所提出的增加“中間狀態(tài)”在孤島和聯(lián)網(wǎng)模式下均能穩(wěn)定運(yùn)行，在該狀態(tài)下完成換流閥交流斷路器的分、合閘操作時，不需要與變流器控制結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)換同步，待斷路器位置檢測穩(wěn)定后，再進(jìn)行變流器控制結(jié)構(gòu)的下一步狀態(tài)轉(zhuǎn)換，實現(xiàn)控制結(jié)構(gòu)的切換與交流斷路器位置判斷的解耦。

“中間狀態(tài)”的控制策略基于下垂控制設(shè)計，保持系統(tǒng)在孤島和并網(wǎng)工況下均能穩(wěn)定運(yùn)行，并利用極點配置方法對電流內(nèi)環(huán)附加阻尼控制環(huán)節(jié)，改善系統(tǒng)動態(tài)性能，變流器“中間狀態(tài)”控制結(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖3 中間狀態(tài)下變流器控制結(jié)構(gòu)Fig.3 Controlstructure in transient state for converter

圖3中包括有功控制回路和無功控制回路，其中有功外環(huán)為：頻率給定值fref和頻率反饋值ffbk經(jīng)PI1調(diào)節(jié)器得到有功電流給定值Idref。無功外環(huán)為：交流電壓幅值給定Eref和反饋值Efbk經(jīng)調(diào)節(jié)器PI2得到無功電流給定值Iqref。電流內(nèi)環(huán)為下垂控制結(jié)構(gòu)，其中Idref和有功電流反饋Idfbk的誤差經(jīng)低通濾波后作為下垂控制的輸入，經(jīng)下垂控制系數(shù)Kf后得到交流電壓矢量角速度的調(diào)節(jié)量Δω，與其穩(wěn)態(tài)值ω0疊加后得到變流器輸出電壓角頻率ω。經(jīng)積分環(huán)節(jié)得到變流器交流電壓矢量相位θ。有功控制回路的下垂特性與傳統(tǒng)發(fā)電機(jī)的外特性相似，通過調(diào)節(jié)輸出交流電壓頻率調(diào)整輸出有功功率。低通濾波環(huán)節(jié)抑制高頻電流同時使電流控制回路帶寬設(shè)置在合理范圍內(nèi)。無功電流給定值Iqref和反饋值Iqfbk的誤差同樣經(jīng)下垂控制器Kv得到交流電壓幅值調(diào)節(jié)量ΔE，與其穩(wěn)態(tài)值E0疊加。圖中虛框分別為dq軸虛擬阻抗環(huán)節(jié)，由dq軸電流反饋值分別經(jīng)高通濾波和虛擬阻抗Kid和Kiq后加入d q穩(wěn)態(tài)調(diào)制信號，用于加快暫態(tài)振蕩電流的衰減速度。uvd和uvq為疊加前述各控制分量后最終的d q軸調(diào)制信號，uabc為坐標(biāo)變換后得到的變流器三相調(diào)制信號。T1和T2為濾波時間常數(shù)。

圖3中有功電流和無功電流控制回路為下垂特性，與電力系統(tǒng)中同步發(fā)電機(jī)有功和無功外特性類似，當(dāng)交流系統(tǒng)電壓頻率或幅值偏離給定值時，變流器調(diào)節(jié)輸出的有功功率或無功功率來調(diào)節(jié)電壓頻率或幅值，與發(fā)電機(jī)的有功-頻率以及無功-電壓下垂特性相同，因此所提出控制結(jié)構(gòu)在孤島和并網(wǎng)條件下均能穩(wěn)定運(yùn)行，本文的有功電流-頻率和無功電流-電壓幅值的穩(wěn)態(tài)特性如圖4所示，圖中橫坐標(biāo)為換流閥網(wǎng)側(cè)交流有功電流id和無功電流iq，縱坐標(biāo)為換流閥交流電壓頻率f和幅值V，Idnom為期望的換流閥有功電流，Idmax、Idmin和Iqmax、Iqmin分別為換流閥有功和無功電流的上限和下限，fnom為交流電網(wǎng)期望頻率，fmax和fmin分別為變流器輸出交流電壓頻率的上限和下限。變流器并網(wǎng)運(yùn)行時，其穩(wěn)態(tài)運(yùn)行點由交流系統(tǒng)頻率和幅值確定；變流器向無源孤島供電時，其穩(wěn)態(tài)運(yùn)行點由孤島負(fù)荷的有功和無功功率確定。變流器并網(wǎng)運(yùn)行時，暫態(tài)過程中需要具有較大的頻率調(diào)節(jié)范圍，而在孤島狀態(tài)下穩(wěn)態(tài)頻率和電壓幅值需要在可接受范圍內(nèi)，因此限幅值fmax和fmin用于暫態(tài)調(diào)節(jié)過程中的頻率限幅，電壓和頻率外環(huán)均采用PI調(diào)節(jié)器，通常穩(wěn)態(tài)時交流電壓頻率和幅值跟蹤給定或偏離額定值較小，保持在交流系統(tǒng)可接受范圍內(nèi)。

圖4 有功電流-頻率和無功電流-電壓幅值的下垂特性Fig.4 The droop characteristics of Id-f and Iq-V

2 控制結(jié)構(gòu)數(shù)學(xué)模型

為便于分析系統(tǒng)參數(shù)設(shè)計和穩(wěn)定性分析，針對上述控制結(jié)構(gòu)建立單端變流器數(shù)學(xué)模型?；陂y側(cè)電壓定向的同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系將三相交流量變換為直流量，所采用dq坐標(biāo)系如圖5所示，圖中usd和usq分別為電網(wǎng)電壓定向的同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系dq軸分量，uvd、uvq分別為閥側(cè)電壓矢量定向的同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下dq軸分量。兩同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系夾角為θ。

圖5 網(wǎng)側(cè)電壓和閥側(cè)電壓同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系Fig.5 Synchronous rotating coordinate for grid-side and valveside voltage

由圖1主回路結(jié)構(gòu)和正方向定義，得到變流器主回路數(shù)學(xué)模型如式（1）所示：

式中Ed和E q分別為電網(wǎng)電壓矢量在變流器交流電壓矢量定向的同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系上d q軸分量，由圖5兩坐標(biāo)系關(guān)系可得：

式中E為電網(wǎng)電壓矢量幅值。由圖3控制結(jié)構(gòu)中ω和θ的關(guān)系可得：

由圖3中dq軸電流的低通濾波和虛擬阻抗環(huán)節(jié)中包含兩組濾波環(huán)節(jié)，其動態(tài)方程如式（4）所示。

式中：id_fil1和iq_fil1為有功和無功控制回路中低通濾波器輸出變量；id_fil2和iq_fil2為dq軸虛擬阻抗控制回路中低通部分濾波器的輸出量；idin和iqin為兩組濾波器的輸入。

由式（1）—（4）可得單端變流器數(shù)學(xué)模型，為便于分析將式（1）—（4）線性化，并寫成如式（5）的形式，為簡化忽略式中等效電阻R。

式中：A和B為系數(shù)矩陣；x狀態(tài)變量矩陣；u為輸入矩陣。

根據(jù)圖3所示控制結(jié)構(gòu)，設(shè)計控制器狀態(tài)反饋矩陣K的數(shù)值，使得閉環(huán)系統(tǒng)特征值在期望的位置上。由圖3可知狀態(tài)反饋矩陣如式（6）所示。

考慮dq虛擬阻抗對稱設(shè)置，K id=K iq，為驗證本文所加入的虛擬阻抗環(huán)節(jié)對系統(tǒng)影響，保持K v、K f和電流反饋的低通濾波時間常數(shù)T1不變，忽略系統(tǒng)中等效電阻，首先驗證所建立數(shù)學(xué)模型的正確性，在狀態(tài)方程式（5）基礎(chǔ)上加入d軸電流給定值I dref的狀態(tài)變量和輸入，設(shè)置狀態(tài)方程的階躍響應(yīng)，與實時仿真結(jié)果對比如圖6（a）所示，圖中Idst為狀態(tài)方程輸出的階躍響應(yīng)，Idt為實時仿真模型的響應(yīng)曲線，二者階躍響應(yīng)基本重合，證明所建立狀態(tài)方程的正確性。

圖6 系統(tǒng)階躍響應(yīng)和電流下垂控制閉環(huán)極點Fig.6 Step response of system and closed-loop pole of current droop control

基于系統(tǒng)狀態(tài)方程分別畫出附加虛擬阻抗環(huán)節(jié)（圖3）和斷開該回路的系統(tǒng)閉環(huán)特征值，如圖6（b）所示，虛擬阻抗回路使系統(tǒng)增加兩個靠近虛軸的極點，為主導(dǎo)極點，決定系統(tǒng)的響應(yīng)速度。

3 孤島和并網(wǎng)切換邏輯

3.1 孤島至并網(wǎng)模式切換過程

孤島向并網(wǎng)切換過程包括5個步驟。依次順序執(zhí)行如圖7所示。

圖7 孤島至并網(wǎng)切換邏輯Fig.7 Switching logic from island to grid

1）孤島運(yùn)行，換流閥交流電壓相位和幅值均為固定值。即常規(guī)的定VF控制。

2）下垂控制模式，在操作員下發(fā)并網(wǎng)指令后，變流器按照圖2所示狀態(tài)轉(zhuǎn)換為中間狀態(tài)，即控制結(jié)構(gòu)切換為圖3所示的下垂控制，圖中ω0和E0初始值設(shè)置為VF控制下輸出的角頻率和電壓幅值，調(diào)節(jié)量Δω、ΔE和虛擬阻抗環(huán)節(jié)的輸出量均初始化為0，實現(xiàn)VF控制到下垂控制的平滑切換。

3）預(yù)同步，調(diào)節(jié)下垂控制頻率給定逐漸偏離額定值，如頻率給定值50.5 Hz，使變流器輸出電壓相位與電網(wǎng)相位偏差緩慢變化。當(dāng)該相位偏差到達(dá)設(shè)定范圍內(nèi)時，如±10°，可下發(fā)合閘命令

4）切換至常規(guī)PQ模式，變流器并網(wǎng)后仍然運(yùn)行在下垂控制模式，當(dāng)斷路器開關(guān)合閘后，確認(rèn)為并網(wǎng)運(yùn)行，可切換為常規(guī)P Q模式，切換過程相對簡單，包括將PQ控制結(jié)構(gòu)中的電流內(nèi)環(huán)調(diào)節(jié)器給定值初始化為當(dāng)前下垂控制結(jié)構(gòu)中對應(yīng)的電流給定值，電流調(diào)節(jié)器輸出值初始化為下垂控制中d q軸當(dāng)前調(diào)制信號值，其他疊加控制量初始化為0，即可實現(xiàn)平滑切換。

在孤島至并網(wǎng)的控制模式切換過程涉及孤島模式的VF控制器、中間狀態(tài)的下垂控制器和并網(wǎng)后P Q控制器，3種狀態(tài)間控制器切換邏輯如圖8所示。

圖8 控制器切換邏輯Fig.8 Switching logic of cotroller

圖中CMD1和CMD2為模式切換開關(guān)，根據(jù)控制模式指令選擇對應(yīng)控制器輸出，當(dāng)變流器上位機(jī)操作VF-＞中間狀態(tài)切換時，設(shè)置CMD1由1切換為0，CMD2保持為1。當(dāng)系統(tǒng)交流斷路器合閘位置返回后，系統(tǒng)自動設(shè)置CMD2由1切換為0，完成孤島至并網(wǎng)切換過程。

3.2 并網(wǎng)至孤島切換過程

并網(wǎng)向孤島切換通常是在交流系統(tǒng)出現(xiàn)故障，由保護(hù)裝置斷開交流網(wǎng)側(cè)開關(guān)，對于該種模式轉(zhuǎn)換過程，網(wǎng)側(cè)斷路器分合位置的判斷延時通常不會造成過大的沖擊電流，因此可保持現(xiàn)有模式切換方式不變，在已有的常規(guī)P Q控制結(jié)構(gòu)向VF結(jié)構(gòu)切換的基礎(chǔ)上，增肌下垂控制結(jié)構(gòu)向常規(guī)VF控制結(jié)構(gòu)的平滑轉(zhuǎn)換邏輯即可，如圖9所示。

圖9 并網(wǎng)至孤島切換邏輯Fig.9 Switching logic from grid to island

1）初始控制結(jié)構(gòu)，并網(wǎng)向孤島切換過程可能發(fā)生在運(yùn)行過程的任何時刻，包括變流器運(yùn)行于常規(guī)P Q控制結(jié)構(gòu)或正處于切換的中間狀態(tài)，即下垂控制結(jié)構(gòu)。因此包含兩種初始控制結(jié)構(gòu)。

2）切換為常規(guī)VF控制，斷路器分閘后，由于原鎖相環(huán)和系統(tǒng)慣性存在，變流器輸出的交流電壓頻率不會立即大幅度偏離原交流系統(tǒng)額定頻率，當(dāng)檢測到交流側(cè)斷路器分位時，可通過簡單的邏輯切換實現(xiàn)并網(wǎng)至孤島模式的切換。將常規(guī)定PQ控制結(jié)構(gòu)或下垂控制結(jié)構(gòu)在切換時刻的dq軸調(diào)制信號直接賦值給VF控制結(jié)構(gòu)，即可實現(xiàn)平滑切換。

并網(wǎng)至孤島切換過程中網(wǎng)側(cè)交流斷路器分、合閘位置信號對切換過程影響較小，可不設(shè)置中間狀態(tài)的過渡過程，模式切換時CMD1=1保持不變，設(shè)置CMD2由0切換為1。

如上述穩(wěn)態(tài)VF控制模式或下垂控制結(jié)構(gòu)下，系統(tǒng)僅有VF外環(huán)或電流下垂控制環(huán)節(jié)，與常規(guī)的定PQ雙閉環(huán)控制結(jié)構(gòu)相比，暫態(tài)電流控制能力較差，對此可附加文獻(xiàn)［28］所提出的峰值電流控制環(huán)節(jié)，根據(jù)本文應(yīng)用對其簡化如圖10所示，可改善系統(tǒng)暫態(tài)抗擾能力。圖中輸出峰值電流控制量Dua、Dub、Duc直接與圖3的調(diào)制信號uabc疊加，所疊加的控制量主要是抑制暫態(tài)電流峰值。因此采用比例環(huán)節(jié)，輸出限幅值下限為0，僅當(dāng)交流電流峰值超過最大運(yùn)行電流Imax時才參與控制，不影響正常的VF和下垂控制。

圖10 暫態(tài)峰值電流控制結(jié)構(gòu)Fig.10 Transient peak current controlstructure

4 仿真和分析

基于南澳工程金牛站系統(tǒng)參數(shù)在PSCAD下搭建系統(tǒng)仿真模型，其中交流網(wǎng)側(cè)電壓110 kV，經(jīng)110/166 kV變壓器與換流閥交流側(cè)連接，直流側(cè)簡化為受控電壓源，直流電壓±160 kV，換流閥為半橋模塊化多電平（modular multilevel converter，MMC）拓?fù)?，單橋?00個模塊級聯(lián)，所采用控制結(jié)構(gòu)如圖3所示。本文主要驗證在模式切換過程中所設(shè)計的“中間狀態(tài)”在孤島和并網(wǎng)兩種工況下均能穩(wěn)定運(yùn)行，解決現(xiàn)有控制模式切換邏輯依賴網(wǎng)側(cè)斷路器位置，存在延時的問題，減小切換過程中由于斷路器合閘判斷延時導(dǎo)致的電流沖擊，提高模式切換成功率。由于所提出控制方法主要針對孤島至并網(wǎng)切換過程，而并網(wǎng)至孤島切換過程不需要與交流系統(tǒng)同步，切換過程相對簡單，仍采用傳統(tǒng)模式切換過程，因此不再仿真該過程。仿真初始時變流器交流側(cè)與電網(wǎng)斷開，工作于孤島模式，由直流側(cè)對換流閥供電，變流器運(yùn)行于前述中間狀態(tài)，電壓幅值和頻率給定為額定值，設(shè)置t=2 s時加入交流RL負(fù)載，t=2.5 s時下發(fā)并網(wǎng)命令，并設(shè)置輸出交流電壓頻率為50.5 Hz，設(shè)置合閘條件為電網(wǎng)電壓和變流器輸出電壓相位差小于3弧度，在大約t=4.38 s時斷路器合閘。為驗證所提出的控制結(jié)構(gòu)在孤島和并網(wǎng)工況下均能穩(wěn)定運(yùn)行，并網(wǎng)后設(shè)置變流器長時間在中間狀態(tài)下運(yùn)行。

仿真結(jié)果如圖11所示，在t=2.5 s前，變流器工作在傳統(tǒng)VF控制結(jié)下，控制方式t=2.5 s時刻切換，無擾動，在t=2～4 s之間變流器工作在本文所提出下垂控制結(jié)構(gòu)下，始終處于孤島模式，帶電阻和電感（RL）負(fù)載運(yùn)行。圖11（a）為11（b）為外環(huán)電壓幅值、頻率調(diào)節(jié)器的給定和反饋，頻率給定值Eref為1.0 p.u.，頻率給定值1.01 p.u.（50.5 Hz），頻率反饋值ffbk略低于給定，存在穩(wěn)態(tài)誤差，偏差在電網(wǎng)可承受范圍內(nèi)，下垂控制結(jié)構(gòu)在孤島狀態(tài)下穩(wěn)定運(yùn)行。d q軸電流下垂控制的給定和反饋值如圖11（c）和圖11（d）所示，由于t=2～4 s期間為孤島運(yùn)行，系統(tǒng)d q軸電流反饋值由實際負(fù)載決定，因此反饋值偏離給定值。在t=4.38 s后，變流器輸出電壓與電網(wǎng)同步，交流網(wǎng)側(cè)開關(guān)合閘，由于有功控制回路中純積分環(huán)節(jié)存在，穩(wěn)態(tài)時d軸電流跟蹤給定，如圖11（d）在t=4～8 s之間波形。而q軸電流始終為有差調(diào)節(jié)。圖10（e）為系統(tǒng)實際輸出有功功率和無功功率，孤島至并網(wǎng)切換過程中功率在額定范圍內(nèi)波動，圖11（f）為電流內(nèi)環(huán)虛擬阻抗環(huán)節(jié)的輸出ZK d和ZK q，分別在解鎖（t=0.5 s）、突加負(fù)載（t=2 s）、并網(wǎng)（t=4.38 s）時輸出明顯變化，有助于改善系統(tǒng)動態(tài)性能，穩(wěn)態(tài)時輸出基本為0。由仿真結(jié)果可知系統(tǒng)基于下垂控制的有差調(diào)節(jié)特性，能夠在孤島和并網(wǎng)條件下長期穩(wěn)定運(yùn)行，為控制孤島至并網(wǎng)的平滑切換提供條件。

圖11 孤島到并網(wǎng)切換仿真Fig.11 Island to grid switching simulation

為驗證所提出控制策略的抗擾性能，變流器在圖3所示的下垂控制結(jié)構(gòu)下工作于并網(wǎng)運(yùn)行模式，在t=6 s后時已進(jìn)入穩(wěn)態(tài)，設(shè)置t=6時發(fā)生網(wǎng)側(cè)三相短路故障，持續(xù)100 ms后清除，仿真結(jié)果如圖12所示，圖12（a）為網(wǎng)側(cè)三相交流電壓Eabc和交流電流Iabc波形，故障期間交流電流主要由峰值電流限制環(huán)節(jié)抑制故障電流，而電流下垂控制環(huán)節(jié)主要保證系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行性能。圖12（b）和12（c）為下垂環(huán)節(jié)電流dq軸給定和反饋信號，與孤島-并網(wǎng)切換過程類似，穩(wěn)態(tài)時仍然為d軸電流跟蹤給定，q軸電流為有差調(diào)節(jié)，保持系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行。

圖12 電網(wǎng)三相短路故障仿真Fig.12 Three-phase short-circuit fault simulation of power grid

5 南澳柔直工程驗證

南澳三端柔直工程主接線結(jié)構(gòu)如圖1所示，其中塑城站連接交流系統(tǒng)，通常工作于定直流電壓模式，金牛和青澳站為島上換流站，交流側(cè)可連接電網(wǎng)或風(fēng)電場，存在孤島和并網(wǎng)模式切換，對于島上兩換流站試驗方法相同，可根據(jù)實際現(xiàn)場情況任選其一。本文選擇青澳換流站為試驗對象驗證所提出模式切換方法。試驗步驟如下。

1）設(shè)置岸上塑城站與交流電網(wǎng)連接工作于定直流電壓控制方式，首先啟動，建立系統(tǒng)直流電壓。島上的金牛和青澳換流站初始狀態(tài)為并網(wǎng)運(yùn)行方式，運(yùn)行PQ控制。

2）斷開青澳站網(wǎng)側(cè)斷路器，青澳站由PQ控制模式切換為VF控制（定交流電壓和頻率控制方式）。

3）青澳站變流器上位機(jī)設(shè)置下垂控制使能，青澳站由VF模式切換為“中間狀態(tài)”的下垂控制方式。

4）合上青澳站交流側(cè)斷路器，青澳站控制模式切換為并網(wǎng)運(yùn)行，控制模式由下垂控制轉(zhuǎn)為P Q控制，完成青澳站孤島至并網(wǎng)的模式切換。

得到試驗結(jié)果如圖13所示，合閘時交流電流峰值約275 A，切換中的交流電流沖擊在保護(hù)定值以下，并有一定的余量。與青澳站歷史記錄的孤島至并網(wǎng)控制模式切換波形（如圖14中2014年錄波）比較，圖14中切換過程換流閥交流電流峰值約445 A，基于下垂控制的模式切換方法切換過程換流閥交流電流沖擊明顯小于原控制方法切換電流。試驗結(jié)果表明本文所提出的下垂控制作為模式切換的中間狀態(tài)是提高換流閥孤島至并網(wǎng)控制模式切換成功率的有效手段之一。

圖13 改進(jìn)后青澳站孤島至并網(wǎng)切換試驗波形Fig.13 Test waveforms for switching from island to grid connection at Qing Ao station after improvement

圖14 原控制策略下孤島至并網(wǎng)的控制模式試驗波形Fig.14 Test waveform from islanding to grid-connected under the originalcontrolstrategy

6 結(jié)語

南澳柔直工程在傳統(tǒng)的定P Q控制在并網(wǎng)運(yùn)行時能夠?qū)崿F(xiàn)較好的動、靜態(tài)性能，但在模式切換過程中依賴鎖相環(huán)和網(wǎng)側(cè)交流開關(guān)瞬時狀態(tài)的準(zhǔn)確檢測，切換過程不可靠，工程運(yùn)行表明其孤島至并網(wǎng)運(yùn)行模式切換過程成功率低的問題較為顯著。本文提出切換控制策略中增加模式切換的中間狀態(tài)，基于下垂控制策略設(shè)計電流內(nèi)環(huán)的下垂控制器，并附加虛擬阻抗環(huán)節(jié)改善系統(tǒng)動態(tài)響應(yīng)速度，所提出控制結(jié)構(gòu)不依賴鎖相環(huán)與電網(wǎng)同步，在孤島和并網(wǎng)工況下均能穩(wěn)定運(yùn)行，網(wǎng)側(cè)交流開關(guān)合閘過程中變流器工作在中間狀態(tài)，控制器結(jié)構(gòu)不切換，從而解決運(yùn)行模式切換過程與交流開關(guān)位置的耦合。

對于中間狀態(tài)下所提出的電流下垂控制結(jié)構(gòu)，與同步發(fā)電機(jī)并網(wǎng)時的同步機(jī)制類似，通過調(diào)整輸出電壓相位調(diào)節(jié)有功功率，控制器外特性也與同步發(fā)電機(jī)的功率下垂特性相似，因此能夠保證孤島和并網(wǎng)工況下均能穩(wěn)定運(yùn)行。該種有差調(diào)節(jié)特性也能夠?qū)崿F(xiàn)多變流器并聯(lián)時的功率自動分配。本文所提出的控制方法最終通過青澳站工程驗證了其正確性及有效性，減小了切換過程沖擊電流，提高了模式切換的成功率，可作為多端系統(tǒng)變流器長期運(yùn)行的穩(wěn)態(tài)控制策略。