基于VSCHVDC的风电分散并网下垂控制方法.pdf

本发明公开了一种基于VSC-HVDC的分散风电并网下垂控制方法，包括：步骤1、建立单风电场并网的VSC-HVDC系统结构模型；步骤2，构建用于VSC-HVDC系统结构模型配电网侧逆变器的定直流电压控制器；步骤3，构建用于VSC-HVDC系统结构模型风电场侧整流器的交流电压下垂控制器；步骤4，根据配电网分布构建送端采用交流分散模式的多风电场并网的VSC-HVDC系统结构模型，采用定直流电压控制器控制配电网侧逆变器，采用交流电压下垂控制器控制风电场侧整流器。本发明可给在受端采用交流汇合模式的分散风电场联合协调运行提供有效的解决途径，适用于远距离风电场并网控制。

权利要求书1.  基于VSC-HVDC的分散风电并网下垂控制方法，其特征是，包括步骤： 步骤1、建立单风电场并网的VSC-HVDC系统结构模型，包括风电场、配电网、整流器、 逆变器、高压直流线路、滤波装置、负荷及其之间的连接方式，所述的整流器和逆变器均为 VSC换流器； 步骤2，构建用于VSC-HVDC系统结构模型配电网侧逆变器的定直流电压控制器； 步骤3，构建用于VSC-HVDC系统结构模型风电场侧整流器的交流电压下垂控制器； 步骤4，根据多个配电网的分布情况构建送端交流分散模式下的风电多端并网的 VSC-HVDC系统结构模型，基于风电多端并网的VSC-HVDC系统结构模型，采用定直流电 压控制器控制配电网侧逆变器，采用交流电压下垂控制器控制风电场侧整流器。 2.  如权利要求1所述的基于VSC-HVDC的分散风电并网下垂控制方法，其特征是： 步骤2具体为： 将d轴定向于逆变侧公共连接点PCC2处电压矢量方向，内环电流控制器采用电网电压 前馈控制和电流解耦控制，获得如下的定直流电压控制器： v d 2 * v q 2 * = - ( k p + k i s ) 0 0 - ( k p + k i s ) i d * i q * + ( k p + k i s ) wL - wL ( k p + k i s ) i d i q + 1 0 v d ]]> 其中，L为连接电抗器的电感，w为系统角频率；vd为逆变侧公共连接点PCC2处电压 实际值，分别为逆变器出口处d轴、q轴的电压参考值，分别为d轴、q轴的 线路电流参考值，id、iq分别为d轴、q轴的线路电流实际值，kp、ki为比例积分控制器参数， s为拉普拉斯算子。 3.  如权利要求1所述的基于VSC-HVDC的分散风电并网下垂控制方法，其特征是： 步骤3进一步包括子步骤： 3.1构建P-f、Q-V下垂控制器 f - f n = - 1 / a ( P - P n ) V - V n = - 1 / b ( Q - Q n ) , ]]>其中，1/a和1/b分别为频率与电 压的下垂系数；fn和Vn分别为频率和电压幅值的额定值；Pn和Qn分别为线路的有功功率和 无功功率的额定值；P和Q分别为由当前采集的交流电压和交流电流经计算得到的线路的有 功功率和无功功率；f和V分别为根据当前状态下功率确定的频率和电压幅值的参考值； 3.2以流过风电场侧滤波电容的电流为内环控制对象，将负载电流和风电场侧整流器入口 电流看作处于电流环前向通道上的扰动，构建电压电流双闭环控制器 I cd * = C f 1 dV d * / dt - ω C f 1 V q * I cq * = C f 1 d V q * / dt + ω C f 1 V d * , ]]>其中，Cf1为风电场侧滤波电容，分别为下垂控制器输出 的整流侧公共连接点处电压参考值的d轴分量和q轴分量，分别为流过风电场侧滤 波电容的电流参考值的d轴分量和q轴分量，w为系统角频率，t表示时间； 3.3将P-f、Q-V下垂控制器输出的整流侧公共连接点处电压参考值作为电压电流双闭环 控制器的输入，构建交流电压下垂控制器。

说明书基于VSC-HVDC的风电分散并网下垂控制方法
技术领域
本发明属于风电并网控制技术领域，具体涉及一种基于VSC-HVDC的风电分散并网下垂 控制方法。
背景技术
由于风力发电的资源异常丰富、技术相对成熟，近年来全球风电装机容量不断增加，且 已逐渐出现从陆上向近海发展的趋势。随着海上风电的规模化开发与利用，交流输电因系统 同步性、输电稳定性、输电效率等技术瓶颈问题已越来越不能完全满足需求。为解决大型海 上风电远距离并网问题，基于电压源型换流器的柔性直流输电(VSC-HVDC)技术被广泛应 用，其传输容量不受距离限制，能为风电场提供良好的动态无功支撑，还能实现风电场和交 流电网的隔离。由于柔性直流输电对于海上风电的应用具有特殊的优势，因而研究其控制技 术对于风电并网领域而言具有重要的意义。
目前世界上大部分柔性直流输电工程都为两端输电工程，其控制策略一般为一侧换流器 采用定直流电压控制以保证系统功率平衡，另一侧换流器采用恒功率控制以传输理想的功率 值，并在此基础上引入耦合频率控制策略或预测直接功率控制策略等，以改善控制性能。但 以上控制方式往往只能用于风电场单端并网的情形，而不涉及风电场多端供电的协调控制。
为解决多电源供电或多落点受电的输电问题，多端柔性直流输电技术(MTDC)现已逐 渐兴起。Xu L等[1]针对含两个配电网的四端MTDC系统提出了基于直流电压偏差的多端协调 控制策略；王伟等[2]在传统控制策略基础上引入附加直流电压下垂控制环节。但MTDC控制 模型往往是风电场通过电缆进行功率传输后，再在海上直流公共连接点处分散传输至各陆上 负荷中心供电。
而实际情况中，若风电场要为多个物理距离较分散且电气联系较弱的陆上负荷中心供电， 则进行直流分散并不一定是最方便而经济的选择，而应考虑由风电场采用送端交流分散模式， 并直接通过多条最短路径的电缆分别向各陆上负荷中心供电。在这种连接模式下，上述直流 电压下垂控制等策略便不再奏效。
文中涉及如下参考文献：
[1]Xu L等.DC grid management of a multi-terminal HVDC transmission system for large  offshore wind farms.会议“Sustainable Power Generation and Supply 2009，International  Conference on.IEEE”,2009:1-7.
[2]王伟等.海上多端直流输电系统协调控制研[J].电网技术,2014,38(1):8-15.
发明内容
针对现有技术存在的问题，本发明提供了一种基于VSC-HVDC的风电分散并网下垂控制 方法，该方法适用于送端交流分散模式下的风电多端并网控制。
本发明将交流电压下垂控制策略与VSC-HVDC的基本控制策略进行有机结合，在柔性直 流输电系统中引入下垂控制的无需通信联系、可靠性高和合理动态分配等优点，从而给风电 场采用送端交流分散模式为多端配电网供电的协调运行提供了有效的解决途径。
为解决上述技术问题，本发明采用如下的技术方案：
基于VSC-HVDC的分散风电并网下垂控制方法，包括步骤：
步骤1、建立单风电场并网的VSC-HVDC系统结构模型，包括风电场、配电网、整流器、 逆变器、高压直流线路、滤波装置、负荷及其之间的连接方式，风电场侧整流器采用交流电 压下垂控制，配电网侧逆变器采用定直流电压控制；所述的整流器和逆变器均为VSC换流器；
步骤2，构建用于VSC-HVDC系统结构模型配电网侧逆变器的定直流电压控制器；
步骤3，构建用于VSC-HVDC系统结构模型风电场侧整流器的交流电压下垂控制器；
步骤4，根据多个配电网的分布情况构建送端交流分散模式下的风电多端并网的 VSC-HVDC系统结构模型，基于风电多端并网的VSC-HVDC系统结构模型，采用定直流电 压控制器控制配电网侧逆变器，采用交流电压下垂控制器控制风电场侧整流器。
步骤2具体为：
将d轴定向于逆变侧公共连接点PCC2处电压矢量方向，内环电流控制器采用电网电压 前馈控制和电流解耦控制，获得如下的定直流电压控制器：
v d 2 * v q 2 * = - ( k p + k i s ) 0 0 - ( k p + k i s ) i d * i q * + ( k p + k i s ) wL - wL ( k p + k i s ) i d i q + 1 0 v d ]]>
其中，L为连接电抗器的电感，w为系统角频率；vd为逆变侧公共连接点PCC2处电压 实际值，分别为逆变器出口处d轴、q轴的电压参考值，分别为d轴、q轴的 线路电流参考值，id、iq分别为d轴、q轴的线路电流实际值，kp、ki为比例积分控制器参数， s为拉普拉斯算子。
步骤3进一步包括子步骤：
3.1构建P-f、Q-V下垂控制器 f - f n = - 1 / a ( P - P n ) V - V n = - 1 / b ( Q - Q n ) , ]]>其中，1/a和1/b分别为频率与电 压的下垂系数；fn和Vn分别为频率和电压幅值的额定值；Pn和Qn分别为线路的有功功率和 无功功率的额定值；P和Q分别为由当前采集的交流电压和交流电流经计算得到的线路的有 功功率和无功功率；f和V分别为根据当前状态下功率确定的频率和电压幅值的参考值；
3.2以流过风电场侧滤波电容的电流为内环控制对象，将负载电流和风电场侧整流器入口 电流看作处于电流环前向通道上的扰动，构建电压电流双闭环控制器 I cd * = C f 1 dV d * / dt - ω C f 1 V q * I cq * = C f 1 dV q * / dt + ω C f 1 V d * , ]]>其中，Cf1为风电场侧滤波电容，分别为下垂控制器输出 的整流侧公共连接点处电压参考值的d轴分量和q轴分量，分别为流过风电场侧滤 波电容的电流参考值的d轴分量和q轴分量，w为系统角频率，t表示时间；
3.3将P-f、Q-V下垂控制器输出的整流侧公共连接点处电压参考值作为电压电流双闭环 控制器的输入，构建交流电压下垂控制器。
与现有技术相比，本发明具有以下优点和有益效果：
1)本发明能保证并网系统的运行稳定性不受负荷波动的影响，且整流侧有功出力能灵活 跟踪下垂控制中系统有功额定值的变化。
2)本发明能有效改善风电场对受端交流系统电压暂降的抗干扰能力，也能有效抑制风电 场侧的短路故障对受端交流系统的影响，具有良好的交直流故障隔离功能。
3)本发明能在风电机组切出系统时，快速实现潮流反转，由配电网为负荷提供功率支撑， 维持系统安全稳定运行。且能避免对各换流器间高速通信的要求，在各配电网侧按照系统的 有功额定值合理分配动态功率，实现风电场分散并网系统在潮流反转时的自主协调控制。
附图说明
图1为本发明的具体流程图；
图2为具体实施中单风电场并网的VSC-HVDC系统模型结构图；
图3为具体实施中定直流电压控制器结构框图；
图4为具体实施中交流电压下垂控制器结构框图；
图5为送端交流分散模式下的风电三端并网模型结构图；
图6为本发明算例一的仿真结果，其中，图(a)为系统有功功率仿真结果，图(b)为 系统频率仿真结果，图(c)为系统直流电压仿真结果，图(d)为系统交流电流仿真结果；
图7为本发明算例二的仿真结果，其中，图(a)为系统直流电压仿真结果，图(b)为 系统有功功率仿真结果，图(c)为系统无功功率仿真结果，图(d)为系统交流电压仿真结 果，图(e)为系统频率仿真结果；
图8为本发明算例三的仿真结果。
具体实施方式
本发明在柔性直流输电传统控制策略的基础上，保留配网侧逆变器的定直流电压控制， 以保证系统功率平衡；而在风场侧整流器采用交流电压下垂控制，以代替原有的恒功率控制， 从而引入下垂控制的无需通信联系和合理动态分配等优势。本发明通过仿真分析，验证了本 发明方法不仅能保证有功出力灵活自动跟踪系统额定值，而且还具有一定的负荷波动容忍度 和交直流故障隔离功能，且在风电场采用送端交流分散模式同时向多端配电网供电时，能在 风机切出系统的情况下快速实现潮流反转，以保证系统供电可靠性，并能自动按照额定比例 在各配电网间合理分配动态功率，为风电场分散并网的协调运行提供了有效的解决途径。
下面结合附图进一步说明本发明的具体实施方式。
见图1，本发明具体步骤如下：
步骤1、建立单风电场并网的VSC-HVDC系统结构模型，明确风电场、配电网、整流器、 逆变器、高压直流线路、滤波装置和负荷的连接方式，且在风电场侧整流器采用交流电压下 垂控制，配电网侧逆变器采用定直流电压控制。
本具体实施中，单风电场并网的VSC-HVDC系统模型结构见图2。其中，风电场侧和配 电网侧的VSC换流器分别通过等效阻抗与两端交流系统相连，两端交流系统分别表征远处海 上风电场和其所接入的配电网系统。两个VSC换流器的工作状态由系统中有功功率的流向决 定，即送端风电场侧VSC换流器工作于整流状态，而受端配电网侧VSC换流器工作于逆变 状态。每个换流器的直流侧都并联有电容，以改善系统的功率调节特性和传输能力。直流线 路采用PI型等效模型。为了抑制PWM发生器所带来的高次谐波分量，两端交流系统分别设 有滤波装置，整流侧公共连接点PCC1处接有本地海岛负荷Zld，而逆变侧公共连接点PCC2 处接有交流负荷Pld。
每个VSC换流器都具有二维的控制自由度，通常一个维度用来控制有功功率或直流电 压，另一个维度用来控制无功功率或交流电压。正如在交流系统中输入功率与输出功率的差 值靠频率来体现一样，直流系统中有功功率平衡与否的指标是直流电压是否稳定。因此本发 明中逆变侧VSC换流器采用定直流电压控制策略，以保证系统功率平衡。而整流侧VSC换 流器采用交流电压下垂控制策略，用于决定有功功率的传输值，以保证系统的经济有效运行， 同时还能引入下垂控制的无需通信联系、合理动态分配等特点，为风电场通过多个 VSC-HVDC系统分散并网协调运行提供有效的解决途径。
步骤2、确定配电网侧逆变器的定直流电压控制规律，并设计定直流电压控制器。
定直流电压控制是VSC-HVDC控制系统中的一种非常重要的基本控制模式，当逆变侧 VSC换流器采用定直流电压控制时，可通过调节d轴电流来控制直流电压，其控制规律如式 (1)所示：
i d * = ( k p + k i / s ) ( v dc * - v dc ) - - - ( 1 ) ]]>
式(1)中：vdc和分别为系统直流电压的实际值和参考值，通常设置为1pu；为 线路电流的d轴参考值；kp和ki为比例积分控制器的参数，s为拉普拉斯算子。
同理可由系统交流电压得到线路电流的q轴参考值
将d轴定向于逆变侧公共连接点PCC2处电压矢量方向上，为消除d轴有功电流和q轴 无功电流间的耦合，并抑制电网电压扰动的影响，内环电流控制器采用电网电压前馈控制 和电流解耦控制。其控制规律如式(2)所示：
v d 2 * v q 2 * = - ( k p + k i s ) 0 0 - ( k p + k i s ) i d * i q * + ( k p + k i s ) wL - wL ( k p + k i s ) i d i q + 1 0 v d - - - ( 2 ) ]]>
式(2)中：L为连接电抗器的电感，w为系统角频率；vd为逆变侧公共连接点PCC2处 电压实际值，分别为逆变器出口处d轴、q轴的电压参考值，分别为d轴、q 轴的线路电流参考值，id、iq分别为d轴、q轴的线路电流实际值，kp、ki为比例积分控制器 参数，s为拉普拉斯算子。
结合式(1)和式(2)，定直流电压控制器结构框图见图3，其中，内环电流控制器的 输出量作为VSC换流器输出电压的基波参考值，被传递到PWM触发单元，完成相应的触发 工作。
步骤3、确定风电场侧整流器的交流电压下垂控制规律，并设计交流电压下垂控制器。
本步骤具体包括以下子步骤：
步骤3.1、设计P-f、Q-V下垂控制器：
电感性线路中，系统功率与电压的关系如下：
δ ≈ XP A / V A V B V A - V B ≈ XQ A / V A - - - ( 3 ) ]]>
式(3)中，VA和VB可分别看作整流侧公共连接点PCC1处电压和整流器入口处电压，δ 为线路功角，X为线路电抗，PA和QA为线路的有功功率和无功功率。
式(3)表明，两端电压的相位差δ(即线路功角)主要与有功功率有关，而两端电压的 幅值差则由无功功率决定。考虑到相位与频率间的微分关系，可由式(3)制定P-f、Q-V下 垂控制器，如下：
f - f n = - 1 / a ( P - P n ) V - V n = - 1 / b ( Q - Q n ) - - - ( 4 ) ]]>
式(4)中，1/a和1/b分别为频率与电压的下垂系数；fn和Vn分别为频率和电压幅值的 额定值；Pn和Qn分别为有功功率和无功功率的额定值；P和Q分别为由当前采集的交流电 压、电流经计算而得到的有功功率和无功功率；f和V分别为由当前状态下功率确定的频率和 电压幅值的参考值。
下垂系数一般由调试经验而定，并遵循下垂系数与额定功率成反比的原则，如额定功率 为4MW/0MVar时，1/a和1/b分别设为9×10-8和2.7×10-6，而额定功率为5MW/0MVar时， 1/a和1/b分别设为7.2×10-8和2.16×10-6，依此类推。
步骤3.2、设计电压电流双闭环控制器：
由图2可知，流过风电场侧滤波电容Cf1的电流Ic为：
Ic＝If-(Ild+Iinv)         (5)
式(5)中，Iinv为整流器入口电流，Ild为流过整流侧公共连接点PCC1处负载的电流， If为流向整流侧公共连接点PCC1的电流。
因此，以电容电流作为内环控制对象，将负载电流和换流器入口电流看作处于电流环前 向通道上的扰动，并对其进行有效抑制，从而更好地跟踪电压参考值，稳定负载电压。
在dq0坐标系下，滤波电容的微分方程为：
I cd * = C f 1 dV d * / dt - ω C f 1 V q * I cq * = C f 1 dV q * / dt + ω C f 1 V d * - - - ( 6 ) ]]>
式(6)中，Cf1为风电场侧滤波电容，分别为下垂控制器输出的整流侧公共连接 点处电压参考值的d轴分量和q轴分量，分别为流过风电场侧滤波电容的电流参考 值的d轴分量和q轴分量，w为系统角频率，t表示时间。
步骤3.3、结合子步骤3.1和子步骤3.2获得的控制策略，设计用于风电场侧整流器的交 流电压下垂控制器。
将下垂控制器(见公式(4))输出的整流侧公共连接点PCC1处参考电压作为电压电流 双闭环控制器(见公式(6))的输入，而电压电流双闭环控制器输出信号为PWM发生器提 供触发脉冲。图4为根据P-f、Q-V下垂控制器和电压电流双闭环控制器建立的交流电压下垂 控制器。
步骤4、根据配电网分布位置建立送端交流分散模式下的风电多端并网结构模型，风电 场侧整流器均采用交流电压下垂控制，配电网侧逆变器均采用定直流电压控制。
以风电场同时为三个物理距离较分散且电气联系较弱的配电网供电为例，其采用送端交 流分散模式分别通过三个VSC-HVDC系统与各配电网相连，其结构图见图5。
步骤5、根据线路参数及系统容量，确定控制系统中的PI控制器参数，基于下垂系数与 额定功率比例成反比的原则设定各送端换流器的下垂系数。
若三个VSC-HVDC系统的交流电压下垂控制器中设定的额定功率的比例为a:b:c，各系 统下垂系数的比例应为d:e:f，则应保证ad＝be＝cf。
下面将结合应用实例进一步说明本发明。
实施例1
以图2所示单风电场通过VSC-HVDC输电系统并网，其系统参数如表1所示，根据系统 容量和线路参数确定各PI控制器参数，见表2。
表1单风电场并网的系统参数


表1中，Lf1、Rf1和Cf1分别为风电场侧的滤波电感、滤波电阻和滤波电容；Lf2、Rf2和Cf2分别为配电网侧的滤波电感、滤波电阻和滤波电容；R1/L1、R2/L2和R3/L3分别表示 图2中线路阻抗Z1、Z2和Z3的电阻和电感；Rld/Lld为图2中海岛负荷Zld的电阻和电感；Pld为图2中配电网侧负荷功率；和分别为风电场侧公共连接点PCC1处和配电网侧公共 连接点PCC2处电压的额定值；Pn和Qn为下垂控制中设置的有功功率和无功功率的额定值； fn为系统频率额定值；为直流线路电压的额定值；Ldc为直流线路的长度；Rdc、Ldc和Cdc分别为直流线路PI型等效模型中的电阻参数、电感参数和电容参数；T1和T2分别表示风电场 侧和配电网侧变压器的电压比；S1和S2分别表示风电场侧交流电源和配电网侧交流电源的额 定电压和额定频率。
表2控制器参数

为了验证本发明方法有效性，设计以下算例：
算例一
2.0s时，PCC2处有功负载由3.2MW变为2MW，2.6s时复原。3.0s时，系统有功指令由 4MW变为3MW。在MATLAB/Simulink平台构建送端交流分散模式下的风电多端并网结构 模型并仿真运行，获得系统中PCC1和PCC2处各参数随时间的变化曲线，见图6。
图6(a)表明，由于2.0s时配网侧负载有所减少而PCC1处有功输出仍保持额定值不变， 因此传输至PCC2处的有功功率有相应幅度的上升。这也证明了风电场侧有功出力在供给本 地海岛负荷后，是通过直流线路传输并在满足受端PCC2处负荷的前提下再馈入配电网的， 且HVDC系统中的功率损失使两处有功功率的差值略大于PCC2处负荷的大小。
3.0s前，PCC1处始终能按照下垂控制中设置的额定值4MW向直流系统输出有功功率。 随后，有功额定值下降，PCC1处有功功率也能随即响应，逐渐降至新的额定值3MW。而此 时负载功率不再变化，因此传输至PCC2处的有功功率也以相同的趋势逐渐降低。图6(b) 表明，系统频率在3.0s时略有波动，但当PCC1处有功功率达到新的额定值后，频率也恢复 至50Hz。另外，从图6(d)可以看出PCC1处交流电压略有增加，但仍处于误差允许范围内。
由于VSC-HVDC系统两端的有功功率在所采用的定直流电压控制方法下具有一致的变 化趋势，因此始终能满足直流输电线路的功率平衡，使得在配网侧负载波动及系统有功额定 值变化的过程中，图6(c)所示的直流电压始终能维持恒定，从而进一步隔绝风电场侧交流 电压的波动，使得如图6(d)所示PCC2处的交流电压也能保持不变。
算例二
2.0s时，配电网侧交流电压发生闪变，暂降至额定电压的0.85倍，随后在2.2s时恢复额 定值。PCC1处在2.4s时发生为时0.15s的单相接地短路故障，随后故障排除，系统恢复正常 运行。在MATLAB/Simulink平台构建送端交流分散模式下的风电多端并网结构模型并仿真运 行，获得系统中PCC1和PCC2处各参数随时间的变化曲线，见图7。
从图7(a)可以看出，无论配电网侧发生电压暂降或风电场侧发生不对称故障，系统直 流电压都能在该控制方法下有效维持恒定。
2.0s时，图7(d)所示PCC2处的电压受配电网的影响而明显降低，此时其吸收的无功 功率有所增加，以便为系统直流电压提供支撑，从而进一步保证受端PCC1处交流电压也能 维持恒定。两侧交流系统电压在2.0s～2.2s间的显著差异，表明该控制方法能使风电场免受配 网侧电压暂降的影响，有效提高了风电并网的稳定性，具有良好的交直流故障隔离功能。
2.4s时，PCC1处发生单相接地故障，图7(b)表明PCC2处有功功率随着PCC1处有功 下降而由正转负，即配电网自动为负载提供一定的功率支撑，以维持系统功率平衡。由图7 (e)可以看出，此时系统频率根据下垂特性与有功功率呈反向变化，但一直保持在允许范围 之内。从图7(c)可以看出，PCC2处无功功率几乎不受故障影响，从而使得图7(d)所示 PCC2处交流电压能在故障侧电压波动的同时维持恒定。可见该控制方法能有效改善受端系统 对风电场侧故障的抗干扰能力，再次证明了该控制方法的交直流故障隔离功能。
实施例2
以图5所示单风电场通过VSC-HVDC系统分别向三个不同区域的配电网分散供电为例， 验证本发明控制策略在风电场分散多端供电情形下的正确性和有效性。其中，系统两端负载 及阻抗参数见表3，其余系统参数及控制参数均与以上算例相同。
表3风电场分散多端并网的系统参数
R1(Ω) L1(mH) R2(Ω) L2(mH) R3(Ω) 0.04 0.02 0.08 0.04 0.16 L3(mH) Rld1(Ω) Lld1(mH) Rld2(Ω) Lld2(mH) 0.08 62.5 25 37.5 20 Rld3(Ω) Lld3(mH) Pld1(MW) Pld2(MW) Pld3(MW) 5.625 15 3.2 4 4.8
表3中，R1/L1、R2/L2和R3/L3分别表示图5中线路阻抗Z1、Z2和Z3的电阻和电感； Rld1/Lld1、Rld2/Lld2和Rld3/Lld3分别表示图5中海岛负荷Zld1、Zld2和Zld3的电阻和电感；Pld1、 Pld2和Pld3分别表示图5中各配电网侧的负荷功率。
各送端换流器按与额定功率成反比的方式设定下垂系数，见表4。
表4各整流器的下垂控制系数

算例三
2.0s时，由于海上风速变化过大，引起风电机组从系统切出；3.0s时，系统与PCC1处 配电网断开运行。在MATLAB/Simulink平台构建送端交流分散模式下的风电多端并网结构模 型并仿真运行，获得系统中PCC1和PCC2处各参数随时间的变化曲线，见图8。
图8所示为各受端公共连接点处有功功率随时间的变化。2.0s时，由于风电机组退出运 行，因此需要受端岸上配电网为系统两端负载供电，此时便会发生潮流反转，即如图所示 PCC1-PCC3处的有功功率均由正转负。由于此时各受端换流器下垂系数的比例(10:12:15) 与其额定功率的比例(6:5:4)成反比，且系统频率变化量一定，则由式(4)可知，各受端 PCC4-PCC6处有功功率变动后的稳态值比例也与其下垂系数比例成反比。又由于一般情况下 有功额定值都是按照配网侧的负荷比例大小进行设计，因此综合上述两项有功流向的比例情 况，可知此时PCC1-PCC3处有功功率的比值将与系统有功额定值的比例相同，即 -5.4MW:-4.5MW:-3.6MW＝6:5:4，系统动态功率得到合理分配。
2.2s时，1号配电网退出运行，其有功功率瞬间降为0，1号线路产生了严重的功率缺额。 为了尽量保证对1号线路负荷的不间断供电，PCC2和PCC3处有功功率均有所增加，且动态 功率再次在这两个系统间按额定比例分配，即-5MW:-4MW＝5:4。二者通过协调配合共同为1 号线路提供了一定的功率支撑，系统平滑地切换至新的平衡状态。
同时，从图中可以看出，2.6s时PCC2处和PCC3处的有功功率均已达到新的平衡状态， 但PCC1处功率恢复速度较其略慢。这说明较大的下垂系数可以增大系统响应速度，提高系 统动态性能。
从上述结果可以看出，在这种控制策略的作用下，若与额定功率成反比的下垂系数的设 置方法，可以使得动态有功功率在各系统间按额定比例分配，系统不平衡功率被自动地合理 分配给各配电网承担，从而保证了整个HVDC系统中频率与电压的统一性，且整个过程中无 需通信联系、控制简单可靠。可见，该基于VSC-HVDC的风电分散并网下垂控制方法对于风 电场采用送端交流分散模式向多端配电网供电的自主协调运行具有很大的指导意义。
本发明通过引入交流电压下垂控制，提出了基于VSC-HVDC的适应采用送端交流分散模 式的风电场多端并网的协调控制策略。在柔性直流输电传统控制策略的基础上，保留配网侧 逆变器的定直流电压控制，以保证系统功率平衡；而使风场侧整流器采用交流电压下垂控制， 以代替原有的恒功率控制，从而引入下垂控制的无需通信联系和合理动态分配等优势。本文 通过仿真分析，验证了上述基于VSC-HVDC的风电分散并网下垂控制策略不仅能保证有功出 力灵活自动跟踪系统额定值，而且还具有一定的负荷波动容忍度和交直流故障隔离功能，且 在风电场采用送端交流分散模式同时向多端配电网供电时，能在风机切出系统的情况下快速 实现潮流反转，以保证系统供电可靠性，并能自动按照额定比例在各配电网间合理分配动态 功率，为风电分散并网的协调运行提供了有效的解决途径。