吳杰 王志新

摘 要：針對一端采用傳統(tǒng)電網(wǎng)換相換流閥（line commutated converter，LCC）另一端為電壓源換流閥（voltage sourced converter，VSC）的混合直流輸電系統(tǒng)因其直流側(cè)電抗較大，造成傳統(tǒng)雙閉環(huán)矢量控制策略中電流內(nèi)環(huán)的快速性與穩(wěn)定性相互矛盾、暫態(tài)擾動易造成系統(tǒng)功率振蕩等問題，提出VSC側(cè)換流站采用功率同步控制的方法，同時，通過增加橋臂電容儲能控制環(huán)，保持三相橋臂電容電壓之和基本不變，抑制系統(tǒng)功率和直流電壓波動，減小了有功功率控制環(huán)存在欠阻尼特性的影響。最后，結(jié)合模塊化多電平變流器（modular multi-level converter，MMC）應(yīng)用，利用仿真軟件搭建雙端混合直流輸電系統(tǒng)模型，通過仿真驗證了所采用方法的正確性、有效性。

關(guān)鍵詞：功率同步控制；混合直流輸電；模塊化多電平；穩(wěn)態(tài)模型；欠阻尼特性

DOI：10.15938/j.emc.（編輯填寫）

中圖分類號：TM461文獻標(biāo)志碼：A文章編號：1007-449X（2017）00-0000-00（編輯填寫）

Research on power synchronization control of hybrid HVDC

WUJie， WANGZhi-xin

（School of Electronic， Information and Electrical Engineering， Shanghai Jiaotong University， Shanghai 200240）

Abstract：Aiming at the problems thatthe fast and stability of inner current loop in traditional double loop vector control strategy is conflictive and the system power oscillation caused by transient disturbance， which were caused by the larger reactance of the hybrid HVDC（composed by traditional converter and voltage source converter） DC side.So Power Synchronization Control （PSC） method was proposed for VSC side converter. And the energy control loop of arm capacitors was proposed. It can maintain the sum of capacitor voltage in arms be of constant approximately， and suppress fluctuations of system power and DC voltage. The effect of underdamping characteristics in power control loop in PSC method was weakened. Finally， the application for modular multi-level converter （MMC） of this method was derived. In addition， The double-end hybrid HVDC model was completed in PSCAD and the simulation results show that the proposed methods are correct and effective.

Keywords： power synchronization control； hybrid HVDC； modular multilevel converter （MMC）；steady-state model；underdamping character

0 引言

直流輸電技術(shù)發(fā)展至今已劃分為兩大分支，基于晶閘管的電網(wǎng)換相換流器直流輸電（line commutated converter based high-voltage direct current，LCC-HVDC）和基于全控電力電子器件（如IGBT等）的柔性直流輸電[1-2]。其中LCC換流閥電壓等級相對較高，成本較低，由于發(fā)展較早，其控制算法相對成熟，1972年加拿大就投運了第一條背靠背傳統(tǒng)直流輸電工程[3]。LCC-HVDC通常采用定直流電流控制和定最小逆變角控制，并配合低壓限流等輔助控制功能[4-5]。但其依靠電網(wǎng)換相，連接弱交流系統(tǒng)和無源網(wǎng)絡(luò)時存在困難。近年來，柔性直流輸電換流站發(fā)展較快，電壓等級也不斷提高，已接近傳統(tǒng)HVDC系統(tǒng)，國內(nèi)已建成的南澳三端柔直工程和舟山五端柔直工程，直流側(cè)電壓都在300-400 kV之間[6-8]。此外，南方電網(wǎng)公司規(guī)劃的±350 kV/1000 MW魯西背靠背工程，也已開始建設(shè)，并用于異步電網(wǎng)互聯(lián)[9]。柔直系統(tǒng)成本相對較高，但可用于連接無源系統(tǒng)和弱交流系統(tǒng)，彌補傳統(tǒng)HVDC的不足[10]。

近幾年，綜合了LCC-HVDC和柔直系統(tǒng)的優(yōu)點的混合直流輸電，根據(jù)直流網(wǎng)絡(luò)各端所連接的交流系統(tǒng)或負載特性，靈活配置直流輸電系統(tǒng)，既包含傳統(tǒng)LCC換流站也包括電壓源換流站（voltage sourced converter，VSC），能有效節(jié)約設(shè)備成本，逐漸成為研究熱點之一[11]。國內(nèi)外對混合直流輸電系統(tǒng)研究的相關(guān)文獻已比較廣泛，其中，文獻[12] 提出一種送端采用傳統(tǒng)HVDC的相控換流器， 受端采用VSC的混合直流輸電方式，并對其結(jié)構(gòu)組成、技術(shù)特點、運行特性等進行了全面的探討；文獻[13] 提出并建立了一種整流側(cè)由LCC 構(gòu)成、逆變側(cè)由模塊化多電平變流器 （modular multi-level converter，MMC）構(gòu)成的混合直流輸電拓撲， 重點分析了系統(tǒng)的啟動策略、交流故障下系統(tǒng)的響應(yīng)以及在逆變側(cè)加裝大功率二極管閥組后系統(tǒng)對直流故障的清除能力；文獻[14]提出了一種LCC和FHMMC混合直流輸電系統(tǒng)， 重點推導(dǎo)了FHMMC 在滿足直流故障清除、功率續(xù)傳要求下其子模塊個數(shù)的配置要求，給出了混合直流系統(tǒng)的控制特性； 文獻[15]提出一種LCC和MMC（全橋和半橋混連拓撲）混合直流輸電系統(tǒng)用于風(fēng)電并網(wǎng)，研究了交流網(wǎng)絡(luò)干擾導(dǎo)致LCC換相失敗的情況并分析了其對混合直流輸電系統(tǒng)的影響；文獻[16]研究了基于全橋子模塊的MMC和傳統(tǒng)換流閥構(gòu)成的混合直流輸電系統(tǒng)，文獻[17]將混合直流輸電系統(tǒng)用于海上風(fēng)電場并網(wǎng)，陸地側(cè)采用傳統(tǒng)換流閥逆變并網(wǎng)；文獻[18]將孤島類無源負載經(jīng)VSC接入傳統(tǒng)直流網(wǎng)絡(luò)，并利用模型預(yù)測控制優(yōu)化柔直換流站性能；文獻[19]采用單純性算法優(yōu)化了混合直流輸電控制器參數(shù)。

本文針對傳統(tǒng)LCC換流閥定直流電壓控制、柔直換流閥定功率控制運行方式的穩(wěn)定性問題，提出將功率同步控制應(yīng)用于混合直流輸電系統(tǒng)，使得該混合輸電系統(tǒng)能在系統(tǒng)穩(wěn)定的前提下向弱交流系統(tǒng)供電，并利用MMC環(huán)流自由度抑制功率和電壓的波動，提高了系統(tǒng)的穩(wěn)定性。同時，由于多個VSC可接到一個固定極性的直流母線上，易于構(gòu)成多端直流系統(tǒng)，文中所采用控制方法也為多端混合直流輸電系統(tǒng)的運行控制方式提供一種參考。

1 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)和控制原理

1.1 基本結(jié)構(gòu)

雙端混合直流輸電的基本拓撲結(jié)構(gòu)如圖1所示，圖中送端（左側(cè)）為基于晶閘管（SCR）的傳統(tǒng)換流站，采用12脈波整流器，經(jīng)兩臺二次側(cè)互錯30°相位的換流變壓器連接至交流系統(tǒng)。受端（右側(cè)）為基于MMC的電壓源換流站（VSC），圖中L和C組成傳統(tǒng)換流閥直流側(cè)濾波器以及線路等效電抗，交流濾波器連接于公共交流母線，圖中未畫出，其輸出直流電壓為Edr。VSC側(cè)為逆變站，輸入直流電壓為Edi，直流電流Idc。

1.2 傳統(tǒng)LCC換流站控制方式

上述系統(tǒng)中由于傳統(tǒng)LCC換流站依靠電壓極性控制功率傳輸方向，VSC換流站則利用電流方向控制功率流向，因此在圖1所示的混合直流輸電系統(tǒng)中傳統(tǒng)換流站固定為送端，VSC換流站固定為受端。整流站通常采用定直流電流的控制方式，即傳統(tǒng)換流站控制傳輸功率，而VSC站控制直流電壓，現(xiàn)有混合直流輸電系統(tǒng)的相關(guān)文獻中也通常采用此控制方式，但為適應(yīng)多種應(yīng)用場合，研究傳統(tǒng)換流站定直流電壓，VSC側(cè)定功率控制模式也十分必要。例如在交流線路和直流線路并列運行工況下，由電力系統(tǒng)調(diào)度分別指定交直流線路的傳輸功率，若兩端分別連接弱電網(wǎng)和強電網(wǎng)時，對于弱電網(wǎng)側(cè)可采用MMC換流站，強電網(wǎng)側(cè)采用LCC換流站，不僅明顯降低直流輸電系統(tǒng)成本，且LCC換流站工作于整流狀態(tài)，可避免換相失敗的問題，并提高系統(tǒng)穩(wěn)定性。

傳統(tǒng)LCC換流閥作為整流站輸出電壓和直流電流關(guān)系為[3]

。（1）

式中：Rr為傳統(tǒng)LCC換流站直流平波電抗、變壓器和整流器損耗對應(yīng)的等效電阻，對于三相橋式接線情況下K0為常數(shù) ，Xr為換向變壓器電抗，α為觸發(fā)延遲角，Idc為直流電流。由式（1）可知，通過控制α可以控制直流電壓Edr，電流Idc由VSC換流站有功功率給定值決定。由此，為使混合直流系統(tǒng)能夠穩(wěn)定運行，傳統(tǒng)換流站作為整流側(cè)采用定直流電壓控制，通過控制α角實現(xiàn)，VSC側(cè)采用定功率控制方式，實現(xiàn)受端系統(tǒng)功率的靈活控制。

傳統(tǒng)LCC換流站定電壓控制方法如圖2所示：直流電壓給定值和實際值偏差作為PI調(diào)節(jié)器的輸入，調(diào)節(jié)器通過改變α使直流電壓保持恒定。同時與傳統(tǒng)HVDC系統(tǒng)逆變站的低電壓限電流（voltage dependent current order limiter，VDCOL）模塊類似，可在整流站也同時配置電流限制環(huán)節(jié)，如圖2所示，直流電流給定值根據(jù)系統(tǒng)過載能力設(shè)置為最大值，如1.1p.u.，正常工況下，電流調(diào)節(jié)器PI2保持在正限幅輸出，當(dāng)發(fā)生雙極短路類嚴(yán)重故障時，直流電壓迅速下降，則PI2退飽和，而PI1趨于飽和值，經(jīng)min（取最小）環(huán)節(jié)可平滑切換為定直流電流控制，以限制電流幅值。圖2中IdcMax為系統(tǒng)直流電流最大值，Idc為實際直流電流，經(jīng)低通濾波作為反饋值，Edcref為直流電壓給定值。Edc為直流電壓反饋值，α為觸發(fā)延遲角。

1.3 VSC換流站控制策略設(shè)計

VSC換流站通常采用MMC結(jié)構(gòu)，由于電壓等級較高，現(xiàn)有工程中每個橋臂串聯(lián)模塊數(shù)量均在200～300級左右，換流閥級控制均采用最近電平逼近調(diào)制（nearest level modulation，NLM）方法，同時根據(jù)橋臂電流方向，利用電容電壓排序方式控制橋臂內(nèi)模塊電壓平衡。換流器級控制則采用電網(wǎng)電壓定向的雙閉環(huán)矢量控制，內(nèi)環(huán)為d、q軸電流控制環(huán)，對于定功率控制站外環(huán)為有功功率和無功功率控制環(huán)。其中電流內(nèi)環(huán)通常采用PI調(diào)節(jié)器，分別控制d、q軸電流跟蹤給定，結(jié)構(gòu)對稱[20]，以d軸為例，其閉環(huán)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖3所示（q軸控制結(jié)構(gòu)相同）。圖中Esd、Id和ucd分別為同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下網(wǎng)側(cè)電壓、電流及閥側(cè)電壓的d軸分量，I*d為網(wǎng)側(cè)電流d軸分量的給定值。Kc為變流器放大系數(shù)，Ts為控制回路總延時，包括MMC等效開關(guān)周期、電流采樣以及控制器計算延時。Leq為橋臂和閥側(cè)總電抗，忽略其等效電阻。PI調(diào)節(jié)器參數(shù)可按照典型II系統(tǒng)設(shè)計，按照工程整定法取開環(huán)傳遞函數(shù)中頻帶寬度為5，兼顧抗擾性能和跟隨性[21]。參數(shù)整定后，對于功率外環(huán)，電流內(nèi)環(huán)可等效為一階慣性環(huán)節(jié)。

1.4 基于常規(guī)控制的混合HVDC數(shù)學(xué)模型

針對傳統(tǒng)換流閥定直流電壓控制、MMC定功率控制方式，建立系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型，兩端變流器直流側(cè)相互連接，傳輸有功功率，根據(jù)前兩小節(jié)控制方法可得系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)有功功率控制結(jié)構(gòu)如圖4所示。

圖中 為電流內(nèi)環(huán)等效環(huán)節(jié)，由于MMC等效開關(guān)頻率較高，電流內(nèi)環(huán)等效時間常數(shù)Teq整定在2～3 ms，此處考慮變流器等效開關(guān)頻率10kHz，系統(tǒng)中延時主要來自采樣延時和控制計算延時，同時考慮被控量交流閥側(cè)電流為基頻50Hz，因此可設(shè)計電流內(nèi)環(huán)帶寬大于300Hz保證電流跟蹤的快速性，綜上，圖中Teq可取為2.5 ms，Kcur為電流放大系數(shù)，Idc為直流線路電流，Ceq為MMC等效電容，假設(shè)以國內(nèi)南澳島多端工程為例，每個橋臂200級模塊串聯(lián)，根據(jù)NLM調(diào)制方法，任意時刻投入模塊為常數(shù)（一相橋臂總模塊數(shù)的1/2）其等效電容可按下式計算：

。（2）

式中：C0為單個模塊電容，N為橋臂串聯(lián)模塊數(shù)，仍以南澳工程為例模塊電容5mF。Leq_dc為系統(tǒng)直流回路等效電抗，主要包含傳統(tǒng)換流閥直流平波電抗Leq1，直流線路等效電抗Leq2和MMC橋臂電抗Leq3，即

。（3）

其中Leq1需維持傳統(tǒng)換流閥直流側(cè)電流連續(xù)，取值通常較大，以CIGRE標(biāo)準(zhǔn)模型為例，直流側(cè)平波電抗0.5968H，等效電阻Req為2.5Ω，綜上，圖4系統(tǒng)中Leq_dc為0.6635H，Ceq為0.00015F，Kcur為2，Teq為0.0025s，功率給定P*為1000 MW，穩(wěn)態(tài)時逆變側(cè)直流電壓Edi為500kV。繪制圖4所示系統(tǒng)的波特圖如圖5中l(wèi)ine1所示，相角裕度小于0，且存在諧振峰值，開環(huán)系統(tǒng)不穩(wěn)定。

分析圖4中系統(tǒng)開環(huán)傳遞函數(shù)可知，可調(diào)整參數(shù)包括功率外環(huán)和電流內(nèi)環(huán)PI參數(shù)，需按如下兩種方法調(diào)節(jié)，系統(tǒng)才能穩(wěn)定。

1）調(diào)整電流內(nèi)環(huán)PI參數(shù)。傳統(tǒng)控制方法中電流內(nèi)環(huán)響應(yīng)速度快，等效時間常數(shù)小，使系統(tǒng)穿越0分貝線時，相角裕度小于0，因此可調(diào)整電流內(nèi)環(huán)參數(shù)，增大電流內(nèi)環(huán)等效時間常數(shù)（如0.15s），使系統(tǒng)提前穿越0分貝線，保持相角裕度大于0，同時增大電流內(nèi)環(huán)等效時間常數(shù)可使幅頻特性整體下降，抑制諧振峰值的影響。調(diào)整圖4中PI調(diào)節(jié)器比例系數(shù)為0.18，積分系數(shù)為20得到電流響應(yīng)曲線如圖5中l(wèi)ine2所示。

2）調(diào)整功率外環(huán)PI參數(shù)，與電流內(nèi)環(huán)等效極點對消，增加相角裕度。如圖5中l(wèi)ine3所示。

系統(tǒng)階躍響應(yīng)如圖6所示，圖中s1～s3為對應(yīng)圖5中l(wèi)ine1-line3特性下的響應(yīng)曲線。其中s1出現(xiàn)振蕩，振蕩頻率與波特圖中諧振峰值處頻率一致，系統(tǒng)不穩(wěn)定。與兩端均為MMC的常規(guī)柔直系統(tǒng)相比，該混合直流輸電系統(tǒng)中傳統(tǒng)換流閥直流側(cè)存在大電抗，其直流側(cè)表現(xiàn)為電流源特性，由圖4中后半部分可知阻尼項僅由直流電抗的等效電阻提供，且MMC中電流環(huán)慣性很小，其輸出波動量易激發(fā)直流系統(tǒng)振蕩，同時上述控制方式中傳統(tǒng)閥控制直流電壓，并未對直流電流施加較強的閉環(huán)控制。從而造成s1振蕩。s2和s3為按照上述方法調(diào)整內(nèi)環(huán)和外環(huán)PI參數(shù)后的響應(yīng)曲線。其中s2系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)時能跟蹤給定，但電流內(nèi)環(huán)響應(yīng)變慢，失去快速電流調(diào)節(jié)的作用，s3比例積分系數(shù)均較小，系統(tǒng)存在穩(wěn)態(tài)誤差。

圖5混合直流有功功率bode圖

Fig.5 Bode diagram for active power of hybrid HVDC

圖6 傳統(tǒng)控制下混合直流輸電電流階躍響應(yīng)

Fig.6 Step responds of power with traditional control

2 功率同步控制方法

2.1 MMC的功率同步控制

根據(jù)上述分析，如圖6所示系統(tǒng)階躍響應(yīng)特性，曲線s2（增加內(nèi)環(huán)等效時間常數(shù)響應(yīng)結(jié)果）的直流電流跟蹤性能可以接受，即系統(tǒng)傳輸功率能夠跟蹤給定。但MMC電流內(nèi)環(huán)等效時間常數(shù)過大，已失去交流電流快速跟蹤特性和期望的抗擾性能，因此控制中可取消電流內(nèi)環(huán)，將MMC假設(shè)為一臺無轉(zhuǎn)動慣量的同步發(fā)電機，通過調(diào)整發(fā)電機轉(zhuǎn)速改變輸出功率，對于MMC采用功率同步控制，即可通過調(diào)整閥側(cè)交流輸出電壓的相角，改變并網(wǎng)傳輸功率，其具體控制思想在文獻[22]中已有詳細論述?，F(xiàn)考慮其在MMC中的應(yīng)用。

MMC輸出瞬時有功功率的線性化表達式為

。（4）

式中 ， 為變流器交流電壓矢量和電流的共軛矢量，下標(biāo)0表示穩(wěn)態(tài)工作點。

首先推導(dǎo)式（4）中矢量 ，由MMC交流側(cè)電壓、電流矢量關(guān)系得電流矢量 為

。（5）

式中回路的等效損耗電阻被忽略，Lc為MMC交流側(cè)等效電抗，包括橋臂電抗Leq3和變壓器等效電抗Lt （Lc為=0.5 Leq3+Lt）。U0為電壓矢量 的幅值， 為MMC交流電壓矢量超前電網(wǎng)電壓矢量 （E0為其穩(wěn)態(tài)工作點幅值）角度，由式（5）將 寫成dq軸分量形式

（6）

其次，計算式（4）中電壓矢量變化量 ，由于MMC交流側(cè)電壓、電流矢量關(guān)系為

。（7）

則 寫成dq軸分量為：

（8）

最后，計算式（4）中電流矢量的變化量 ，將式（7）分解為dq軸分量為：

（9）

設(shè)MMC交流側(cè)電壓矢量幅值保持為U0，將 、id、iq寫成小信號形式，其中 、 可近似線性化為：

（10）

因此式（9）可線性化為：

（11）

由式（11）得 為[17]：

（12）

將式（6）、式（8）、式（12）代入式（4）得到MMC功率和交流電壓相位角的線性化方程為

。（13）

由式（13）可知在忽略系統(tǒng)損耗情況下，為等幅振蕩特性，需注入阻尼使系統(tǒng)穩(wěn)定，文獻[22]將交流電流經(jīng)高通濾波器加入控制信號，等效在式（13）中加入阻尼項，從而增強系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

2.2 橋臂電容儲能控制

對于前述 的欠阻尼特性，在MMC中應(yīng)用則無需特殊設(shè)計高通濾波環(huán)節(jié)?？紤]式（13）中功率振蕩必然引起MMC橋臂電容電壓儲能的波動，因此可以通過控制所有橋臂電容儲能跟蹤給定來抑制功率振蕩。橋臂電容儲能與MMC橋臂環(huán)流的直流分量直接相關(guān)[23-24]，因此可增加橋臂電容儲能控制閉環(huán)，與阻尼注入方法等效。MMC一相橋臂結(jié)構(gòu)如圖7所示，圖中udc為直流側(cè)電壓，upj、unj分別為上、下橋臂電容電壓和（j=a，b，c），ipj、inj為上、下橋臂電流，L、R0分別為橋臂電抗和等效電阻。

圖7 MMC一相橋臂結(jié)構(gòu)

Fig.7 Structure of one phase for MMC

由圖7可得上下橋臂功率為[25-26]：

（14）

式中wpj、wnj為上、下橋臂電容存儲能量。交流電流和橋臂電流存在如下關(guān)系：

（15）

式中izj為環(huán)流，izj=（ipj+inj）/2，交流電流isj=ipj-inj。

由于存在橋臂電抗，故可以忽略高次諧波。設(shè)變流器交流側(cè)輸出電壓、電流分別為：

（16）

忽略橋臂電抗等效電阻的損耗，由式（14）～式（16）可得上下橋臂功率之和為：

。（17）

式中izj包含直流分量和2倍頻分量。

由式（17）可知，一相橋臂功率波動包含直流分量、二倍頻和四倍頻分量，對于背靠背混合HVDC系統(tǒng)，穩(wěn)態(tài)時直流電壓和有功功率恒定，忽略功率波動，各相上下橋臂電容存儲能量可由橋臂輸出功率的直流分量 控制（如式（18）所示）。

。 （18）

由式（18）Izj為izj的直流分量，可作為橋臂電容儲能的控制量，穩(wěn)態(tài)時 應(yīng)為0，當(dāng)實際傳輸功率波動時，可通過改變Izj抑制功率波動，即在控制信號中疊加控制量，產(chǎn)生 使橋臂電容儲能跟蹤期望值。綜上得到基于功率同步控制的MMC側(cè)換流站控制結(jié)構(gòu)如圖8所示。

圖8 MMC側(cè)換流站控制結(jié)構(gòu)

Fig.8 Control structure of MMC station

圖中N為橋臂模塊串聯(lián)個數(shù)， 、 為橋臂內(nèi)第x（x=1～N）個電容電壓， 為子模塊電容電壓給定值， 、 為上下橋臂控制信號，其中 為環(huán)流控制量，如圖8所示， 同時疊加于上下橋臂調(diào)制信號中，為共模分量，因此不影響變流器與交流側(cè)功率傳輸，但能夠改變上下橋臂投入總模塊數(shù)，即改變直流輸出電壓，從而改變直流側(cè)注入能量，保持橋臂電容總儲能不變，達到抑制功率波動的效果，等效于向系統(tǒng)注入阻尼。

3 仿真與分析

3.1 仿真結(jié)果

根據(jù)圖1和圖8所示結(jié)構(gòu)，在PSCAD下搭建仿真模型，驗證所提出控制方法的正確性、有效性。仿真中整流側(cè)為基于傳統(tǒng)換流閥的12脈波整流器，采用兩臺6脈波整流器，主回路配置如表1所示。

仿真中設(shè)置t=0.3s時整流站先解鎖，采用定直流電壓控制，待直流電壓上升至額定值后，t=1s時逆變站解鎖，采用定有功功率、定無功功率控制方式。無功功率給定值為0，有功功率給定值按照500MW/s斜率上升至額定值。

仿真中為簡化起見，將電容電壓儲能控制環(huán)的給定值和反饋值以電容電壓平均值代替，圖9為仿真結(jié)果。圖中采用標(biāo)幺值單位（以額定功率1000 MW，交流相電流峰值3047A，網(wǎng)側(cè)相電壓峰值306.2kV標(biāo)幺系統(tǒng)），其中圖9（a）中有功功率給定值Pref和反饋值P穩(wěn)態(tài)時能跟蹤給定，為對比，圖中曲線Pcus是未加入橋臂儲能控制的有功功率響應(yīng)曲線，雖在穩(wěn)態(tài)也能夠跟蹤給定，但波動相對較大；圖9（b）中為無功功率給定值Qref和反饋值Q，以及未施加橋臂儲能控制環(huán)的無功功率值Qcus；圖9（c）為系統(tǒng)直流電壓；圖9（d）為三相橋臂電容儲能控制環(huán)的給定值和反饋值。解鎖后，上下橋臂電容電壓和能跟蹤給定值，波動較小，能夠抑制前述系統(tǒng)欠阻尼引起的功率波動。

為驗證系統(tǒng)抗擾性能，設(shè)置t=3.5s發(fā)生受端（逆變側(cè)）交流系統(tǒng)發(fā)生暫態(tài)三相對地短路，持續(xù)時間100ms后清除，仿真結(jié)果如圖10所示，其中，圖10（a）為直流電壓，圖10（b）為正極直流母線和接地極直流電流（Idcp和Idcn），圖10（c）和圖10（d）分別為閥側(cè)三相交流電流（Isa、Isb、Isc）以及網(wǎng)側(cè)三相電壓（Usa、Usb、Usc）。由仿真結(jié)果可知故障清除后約1s系統(tǒng)恢復(fù)至穩(wěn)態(tài)，短路期間直流電壓峰值約1.35 p.u.，交流閥側(cè)電流峰值約1.3p.u.。

3.2 仿真分析

由圖9（a）和圖9（b）可見，雙端混合直流輸電系統(tǒng)因直流側(cè)電抗較大，造成傳統(tǒng)雙閉環(huán)矢量控制策略中電流內(nèi)環(huán)的快速性與穩(wěn)定性相互矛盾，在未加入橋臂儲能控制環(huán)節(jié)時，功率響應(yīng)存在低頻振蕩，其本質(zhì)是LCC直流側(cè)電抗和MMC側(cè)橋臂等效電容組成的直流回路中等效電阻較小，使該類系統(tǒng)直流側(cè)表現(xiàn)為欠阻尼特性，而傳統(tǒng)雙閉環(huán)矢量控制沒有對直流電流直接控制，其對交流電流的快速調(diào)節(jié)造成直流側(cè)電流的擾動，導(dǎo)致上述功率波動現(xiàn)象。若降低電流環(huán)調(diào)節(jié)速度，則如仿真結(jié)果圖6所示的存在穩(wěn)態(tài)誤差，且電流跟蹤性能較差。采用功率同步控制的方法，結(jié)合式（13）中 關(guān)系，其諧振頻率為 ，由于混合直流輸電系統(tǒng)中傳統(tǒng)換流閥直流側(cè)串聯(lián)電抗L遠大于MMC中的橋臂電抗Lc，因此，式（13）所示系統(tǒng)諧振頻率應(yīng)遠小于基頻 ，仿真結(jié)果與系統(tǒng)傳遞函數(shù)一致，其本質(zhì)為系統(tǒng)直流側(cè)電抗與MMC等效電容間的諧振。通過增加橋臂電容儲能控制環(huán)，保持三相橋臂電容電壓之和基本不變，抑制系統(tǒng)功率和直流電壓波動，減小了有功功率控制環(huán)存在欠阻尼特性的影響。

由圖10可知，由于采用功率同步控制，系統(tǒng)中未設(shè)置交流電流閉環(huán)，相對于雙端MMC結(jié)構(gòu)的柔直系統(tǒng)故障清除后系統(tǒng)恢復(fù)時間較長，需要約1 s，但對于本文所設(shè)計的混合方案中，由于其中一端為傳統(tǒng)換流閥，直流側(cè)串聯(lián)大電抗等特性決定其電流變化速度較慢，該方案優(yōu)勢在于傳統(tǒng)換流閥設(shè)備成本和損耗均小于MMC換流閥，因此混合直流輸電系統(tǒng)損耗和成本介于傳統(tǒng)HVDC和VSC-HVDC系統(tǒng)之間。其次，系統(tǒng)功率流向為單向，如圖9（a）所示MMC換流閥吸收有功功率（有功功率<0），即傳統(tǒng)換流閥工作在整流狀態(tài)，輸出有功，其觸發(fā)角必然小于90°，因此該混合直流輸電系統(tǒng)可避免傳統(tǒng)換流閥中存在的換相失敗問題。

綜上，本文提出的控制方法用于混合直流輸電系統(tǒng)，系統(tǒng)損耗小于雙端柔性直流輸電系統(tǒng)，系統(tǒng)可靠性優(yōu)于傳統(tǒng)HVDC系統(tǒng)，并特別適用于弱交流系統(tǒng)的連接。

4 結(jié)論

1）由LCC和MMC換流閥組成的混合雙端直流輸電系統(tǒng)，在傳統(tǒng)換流站定直流電壓，VSC換流站定功率控制方式下系統(tǒng)特性與常規(guī)VSC-HVDC系統(tǒng)有一定差別，由于傳統(tǒng)換流閥直流側(cè)需配置較大電抗，而為使系統(tǒng)穩(wěn)定，需要以電流內(nèi)環(huán)抵消直流電抗的大慣性環(huán)節(jié)，導(dǎo)致電流內(nèi)環(huán)快速性與穩(wěn)定性矛盾；

2）對于上述混合直流輸電系統(tǒng)中MMC側(cè)控制取消電流內(nèi)環(huán)控制，采用功率同步控制方法，調(diào)節(jié)換流閥交流電壓相位和幅值，直接控制有功功率和無功功率傳輸。對于功率同步控制中 本身的欠阻尼特性（仿真圖9（a）中Pcus存在明顯的穩(wěn)態(tài)有功功率波動），利用MMC環(huán)流的自由度，附加三相橋臂總電容儲能控制環(huán)，控制MMC環(huán)流的直流分量跟蹤給定，抑制系統(tǒng)功率和電壓的波動（圖9（a）和圖9（b）中曲線P和曲線Q穩(wěn)態(tài)基本與給定值重合，電容儲能控制環(huán)有效抑制了上述欠阻尼引起的穩(wěn)態(tài)功率波動）。

3）暫態(tài)故障過程中系統(tǒng)主回路參數(shù)設(shè)置應(yīng)考慮傳統(tǒng)換流閥相對MMC暫態(tài)過渡過程較長（如仿真結(jié)果圖10），MMC設(shè)計應(yīng)留有足夠余量，或在主設(shè)備可承受電壓、電流范圍內(nèi)及時閉鎖保護。

參考文獻：

[1] 楚遵方，李耀華，王平，等.柔性直流輸電系統(tǒng)中模塊化多電平變流器的直流側(cè)充電策略分析[J].電工技術(shù)學(xué)報，2015，30（12）：136-142.

CHU Zunfang， LI Yaohua， WANG Ping， et al. Analysis of charging strategy by DC grid of modular multilevelconverter in high voltage direct current transmission system[J]. Transactions of China Electrotechnical Society， 2015，30（12）：136-142.

[2] 廖武，黃守道，黃晟，等.基于模塊化多電平換流器的直流輸電系統(tǒng)網(wǎng)側(cè)不平衡故障穿越研究[J]. 電工技術(shù)學(xué)報，2015，30（12）：197-203.

LIAO Wu， HUANG Shoudao， HUANG Sheng， et al.Unbalanced grid fault ride-through control method of HVDC powertransmission based on modular multilevel converters[J]. Transactions of China Electrotechnical Society，2015，30（12）：197-203.

[3] 馮明，李興源，李寬.混合直流輸電系統(tǒng)綜述[J]. 現(xiàn)代電力，2015，32（2）：1-8.

FENG Ming， LI Xingyuan， LI Kuan. A review on hybrid HVDC system[J]. Modern Electric Power， 2015，32（2）：1-8.

[4] 王志新，吳杰，徐烈，等.大型海上風(fēng)電場并網(wǎng)VSC-HVDC變流器關(guān)鍵技術(shù)[J].中國電機工程學(xué)報，2013，33（19）：14-27.

WANG Zhixin，WU Jie，XU Lie， et al. Key technologies of large offshore wind farm VSC-HVDC converters for grid integration[J]. Proceedings of the CSEE， 2013，33（19）：14-27.

[5] 徐政，胡永瑞，傅闖. 并聯(lián)型多端直流輸電系統(tǒng)的控制策略與故障特征[J]. 高電壓技術(shù)，2013，39（11）：2721-2729.

XU Zheng， HU Yongrui， FU Chuang. Control strategy and fault characteristics of parallel MTDC transmission systems [J]. High Voltage Engineering， 2013，39（11）：2721-2729.

[6] 苑賓，許建中，趙成勇，等. 利用虛擬電阻提高接入弱交流電網(wǎng)的MMC小信號穩(wěn)定性控制方法[J]. 中國電機工程學(xué)報，2015，35（15）：3794-3802.

YUAN Bin，XU Jianzhong，ZHAO Chengyong，et al. A virtual resistor based control strategy for enhancing the small-signal stability of MMCintegrated in weak AC system[J]. Proceedings of the CSEE， 2015，35（15）：3794-3802.

[7] 孫蔚，姚良忠，李琰，等. 考慮大規(guī)模海上風(fēng)電接入的多電壓等級直流電網(wǎng)運行控制策略研究[J]. 中國電機工程學(xué)報，2015，35（4）：776-785.

SUN Wei， YAO Liangzhong， LI Yan， et al. Study on operation control strategies of DC grid with multi-voltage levelconsidering large offshore wind farm grid integration[J]. Proceedings of the CSEE， 2015，35（4）：776-785.

[8] 鄧旭，王東舉，沈揚，等. 舟山多端柔性直流輸電工程換流站內(nèi)部暫態(tài)過電壓[J].電力系統(tǒng)保護與控制，2013，41（18）：111-119.

DENG Xu ， WANG Dongju ， SHEN Yang， et al. Research on transient overvoltage for converter station of Zhoushan multi-terminal VSC-HVDC project[J].Power System Protection and Control， 2013，41（18）：111-119.

[9] 劉濤，李婧靚，李明，等. 南方電網(wǎng)魯西背靠背直流異步聯(lián)網(wǎng)工程控制保護系統(tǒng)設(shè)計方案[J]. 南方電網(wǎng)技術(shù)，2014，8（6）：18-22.

LIU Tao，LI Jingjing，LI Ming，et al. Control and protectionsystem design of Luxi back-to-back asynchronousinterconnection HVDC project of China southern power grid[J].Southern Power System Technology， 2014，8（6）：18-22.

[10] 鄧健俊，文安，魏承志，等.含柔性直流輸電的交直流并列系統(tǒng)有功潮流優(yōu)化方法[J].電力系統(tǒng)保護與控制，2014，42（11）：118-123.

DENG Jianjun， WEN An， WEI Chengzhi， et al. An optimization method for active power flow in AC/VSC-HVDC parallel transmission systems[J].Power System Protection and Control， 2014，42（11）：118-123.

[11] 文勁宇，陳霞，姚美齊，等.適用于海上風(fēng)場并網(wǎng)的混合多端直流輸電技術(shù)研究[J].電力系統(tǒng)保護與控制，2013，41（2）：55-61.

WEN Jinyu， CHEN Xia， YAO Meiqi， et al.Offshore wind power integration using hybrid multi-terminal HVDC technology[J].Power System Protection and Control，2013，41（2）：55-61.

[12] 李廣凱， 李庚銀， 梁海峰，等. 新型混合直流輸電方式的研究[J]. 電網(wǎng)技術(shù)，2006，30（4）：82-86.

LI Guangkai， LIGengyin， LIANGHaifeng， et al. Research on a novel hybrid HVDC system[J]. Power System Technology，2006，30（4）：82-86.

[13] 唐庚，徐政，薛英林.LCC-MMC 混合高壓直流輸電系統(tǒng)[J].電工技術(shù)學(xué)報，2013，28（10）：52-61.

TANG Geng，XU Zheng，XUE YingLin. A LCC-MMC hybrid HVDC transmission system [J]. Transactions of China Electrotechnical Society， 2013，28（10）：52-61.

[14] 許烽，徐政. 基于LCC 和FHMMC 的混合型直流輸電系統(tǒng)[J]. 高電壓技術(shù)，2014，40（8）：2520-2530.

XU Feng， XU Zheng. Hybrid HVDC system based on LCC and FHMMC[J]. High Voltage Engineering， 2014，40（8）：2520-2530.

[15] ZENGRong， XU Lie， YAO Liangzhong， et al. Hybrid HVDC for integrating wind farms with special consideration on commutation failure[J]. IEEE Transactions onPower Delivery， 2016，31（2）：789-797.

[16] XU Jie， ZHAO ChengYong， LI Tan， et al. The hybrid HVDC transmission using line commutated converter and full bridge modular multilevel converter[C]//Renewable Power Generation Conference， 2nd IET，2013， Beijing ，China. 2013：1-4.

[17] 翟冬玲，韓民曉，嚴(yán)穩(wěn)利，等. DFIG型海上風(fēng)電混合直流送出的控制策略[J]. 電力自動化設(shè)備，2015，35（2）：42-48.

ZHAI Dongling，HAN Minxiao，YAN Wenli， et al. Control of offshore DFIG-based wind farm with hybrid HVDC transmission[J]. Electric Power Automation Equipment， 2015，35（2）：42-48.

[18] 許冬，韓民曉，杜旭，等. 風(fēng)電孤島經(jīng)混合三端直流送出的模型預(yù)測控制[J]. 中國電機工程學(xué)報，2015，35（13）：3195-3203.

XU Dong， HAN Minxiao， DU Xu， et al. Model predictive control for VSC withwind farm connected in the hybrid three-terminal DC Grid[J]. Proceedings of the CSEE， 2015，35（13）：3195-3203.

[19] 郭春義，劉文靜，趙成勇，等. 混合直流輸電系統(tǒng)的參數(shù)優(yōu)化方法[J]. 電力系統(tǒng)自動化，2015，39（11）：96-102.

GUO Chunyi， LIU Wenjing， ZHAO Chengyong，et al. Parameters optimization method of hybrid HVDC transmission system[J]. Automation of Electric Power Systems， 2015，39（11）：96-102.

[20] 湯廣福. 基于電壓源換流器的高壓直流輸電技術(shù)[M].北京：中國電力出版社，2009：139-140.

[21] 張興，張崇巍. PWM整流器及其控制[M].北京：機械工業(yè)出版社，2012，2： 150-151.

[22] ZHANG Lidong， HARNEFORS， LENNART， et al. Power-synchronization control of grid-connected voltage-source converters[J].Power Systems， IEEE Transactions on，2010，25（2）：809 – 820.

[23] FAN Shengfang， ZHANG Kai， XIONG Jian， et al. An improved control system for modular multilevel converters with new modulation strategy and voltage balancing control[J]. Power Electronics， IEEE Transactions on， 2015，30（1）：358 – 371.

[24] BERGNA G， BERNE E， EGROT P， et al. An energy-based controller for HVDC modular multilevel converter in decoupled double synchronous reference frame for voltage oscillation reduction[J]. Industrial Electronics，IEEE Transactions on， 2013， 60（6）：2360 – 2371.

[25] BERGNA G， BERNE E， EGROT P， et al. Modular multilevel converter-energy difference controller in rotating reference frame[C]//IEEE Power Electronics and Motion Control Conference （EPE/PEMC）， Sept. 4-6， 2012， Novi Sad. 2012：1-4.

[26] 王廣柱，孫常鵬，劉汝峰，等. 基于橋臂電流控制的模塊化多電平變換器綜合控制策略[J]. 中國電機工程學(xué)報，2015，35（2）：458-464.

WANG Guangzhu， SUN Changpeng， LIU Rufeng， et al. Modular multilevel converter control strategy based on arm current control[J]. Proceedings of the CSEE， 2015，35（2）：458-464.