本發明涉及電氣工程領域，具體地，涉及一種適用于VSC-MTDC(VoltageSourcedConvertersMulti-terminalDirectCurrent，電壓源型變流器的多端直流輸電)系統的平均值建模與控制方法。
背景技術：
：相對于傳統電流源型變流器輸電技術，基于電壓源型變流器直流輸電系統能夠實現獨立控制有功功率和無功功率，可以應用在連接分散的小型發電廠以及非同步運行系統、構筑城市直流輸配電網以及給偏遠地區及孤島提供經濟電能等多種場合。同時，現代VSC-HVDC(VoltageSourcedConverters-HighVoltageDirectCurrent，電壓源型變流器的直流輸電)系統具有集成化和模塊化設計，易于現場安裝和調試，易于擴展和實現多端直流輸電等獨有的技術優點。因此基于VSC(VoltageSourcedConverters，電壓源型變流器)技術的高壓直流輸電以其諸多優勢成為未來電力系統中一個不可缺少或重要組成部分，可以預見該技術將是未來直流輸電的主要發展方向。在雙端高壓直流輸電的基礎上，多端直流輸電技術得以發展并逐步完善。與雙端高壓直流系統相比，多端直流輸電系統除了需要考慮各個換流站自身的控制之外，還要考慮各個換流站之間的協調控制。脈寬調制技術(PWM)、空間矢量調制技術(SVPWM)極大加快了VSC-HVDC的動態響應速度，但同時也增加了計算量。電力系統中，研究系統動態響應的常用方法即是進行電磁暫態仿真，VSC詳細模型包括IGBT開關閥值的建模和在實際仿真系統中采取小積分步長以準確表示出每一次開關事件無疑會極大增加系統數學計算量。在多端直流輸電系統中，若每一端均采用VSC詳細模型，仿真速度將會變得很緩慢。因此，建立能夠提供與詳細模型相似甚至一致的系統動態響應的高效仿真模型非常有必要。電力變換器的平均值模型在風力發電技術的成功應用，極大加快了風機仿真速度。然而在高壓直流輸電技術中，變流器的平均值模型卻并不常見，對于采用變流器平均值模型應用在多端直流輸電系統更是鮮有文章提及。技術實現要素：針對現有技術中的缺陷，本發明的目的是提供一種適用于VSC-MTDC系統的平均值建模與控制方法。根據本發明提供的適用于VSC-MTDC系統的平均值建模與控制方法，包括如下步驟：步驟1：基于d、q旋轉坐標構建VSC的數學模型，并結合VSC-MTDC輸電系統，計算變流器交流側的有功功率、無功功率；步驟2：將變流器交流側的有功功率、無功功率作為參考值，構建VSC-MTDC控制器，實現多個換流站的協同控制；步驟3：簡化VSC-MTDC的控制過程，建立VSC-MTDC平均值模型。優選地，所述步驟1包括：步驟1.1：建立VSC的數學模型，模型的表達式如下：ddtidiqi0=MUd2Lcosδsinδ0-RLidiqi0-1Ledeqe0-0-ω0ω00000idiqi0]]>式中：R表示線路電阻，L表示線路電抗，ed表示網側d軸的電源電壓，eq表示網側q軸的電源電壓，id表示d軸電流分量，iq表示q軸電流分量，Ud表示d軸的直流電壓分量，M表示PWM調制比，δ表示觸發角度，ω表示角頻率，e0表示網側0軸的電源電壓，i0表示iq表示0軸電流分量；步驟1.2：在VSC-MTDC輸電系統中，令A相相電壓初始相位角度為0°，即ed＝|e|,eq＝0，根據瞬時功率理論，忽略換流電抗器和開關損耗，計算得到變流器交流側的有功功率、無功功率，計算公式如下：P=32(edid+R(id2+iq2))Q=32(eqid-ediq)=-32ediq]]>式中：P表示有功功率，Q表示無功功率。優選地，所述步驟2包括：步驟2.1：構建VSC-MTDC本地控制器，所述VSC-MTDC本地控制器采用內環電流環和外環電壓環的雙閉環結構；當工作在交流電壓模式下時，外環電壓環能夠控制交流電壓幅值和交流電壓頻率；步驟2.2：構建VSC-MTDC協調控制器，所述VSC-MTDC協調控制器采用直流電壓斜率控制器，即將直流電壓斜率控制器應用在具有功率調節能力的換流站以協調各換流站功率分配，直流電壓與直流功率之間的斜率關系如下：Udc＝Udcref+K(P-Pref)式中：Udc表示直流電壓，Udcref為直流電壓參考值，P為有功功率，Pref為有功功率參考值，K為直流電壓控制斜率。優選地，所述步驟3包括：步驟3.1：將VSC電路中的IGBT的用受控電壓源替代，并忽略變流器輸出電壓中的所有高次諧波，僅保留基波成分，簡化VSC的數學模型，得到VSC三相交流輸出電壓Uao和Ubo的基波分量：Uao=12MEsin(ωst)=12MVdcsin(ωst)]]>Ubo=-12MEsin(ωst)=-12MVdcsin(ωst)]]>Uab＝Uao-Ubo＝MEsin(ωst)＝MVdcsin(ωst)其中：M＝Us/Uc式中：Us表示雙閉環控制器的輸出電壓，Uc表示載波電壓，ωs表示電壓頻率，Uao表示A相相電壓，Vdc表示直流電壓，也用E表示，t表示時間，Ubo表示B相相電壓，Uab表示AB相間電壓，E表示直流電壓；所述步驟3.2：建立VSC-MTDC平均值模型，模型的表達式如下：Pacj＝Uabj·Iaj-Ubcj·Icj＝PdcjIdcj＝(Uabj·Iaj-Ubcj·Icj)/UdcPdc總＝∑Udc·Idcj＝∑PacjUdc′=1C∫ΣIdcjdt]]>式中：Pacj表示第j個換流站的a、c相功率，Pdcj表示第j個換流站的直流功率，Idcj第j個換流站的直流電流，Uabj表示第j個換流站的a、b相之間的電壓，Iaj表示第j個換流站的a相電流，Icj表示第j個換流站的b相電流，Udc表示步驟2中的直流電壓，Pdc總表示所有換流器的總功率，C表示直流電容，U′dc表示通過VSC-MTDC平均值模型得到的直流電壓。與現有技術相比，本發明具有如下的有益效果：1、本發明忽略變流器輸出電壓的高次諧波，以受控電壓源替代VSC詳細模型，在正常運行工況、交流故障以及直流故障工況下，VSC平均值模型與詳細模型的系統動態響應保持高度一致。2、本發明中的多端直流輸電系統的本地控制器及直流電壓斜率控制器無需改動，將本地控制器輸出信號作為受控電壓源指令，無需進行脈寬調制過程。3、本發明雖然僅以單點直流電壓控制的三端直流輸電系統為例，但在此基礎上可以將此平均值模型拓展應用至多點直流電壓控制的多端直流輸電系統。4、本發明所提出的VSC平均值模型應用在多端直流輸電系統，能夠極大加快仿真速度，提高仿真效率，減少數學計算量。附圖說明通過閱讀參照以下附圖對非限制性實施例所作的詳細描述，本發明的其它特征、目的和優點將會變得更明顯：圖1為三相vsc基本拓撲結構示意圖。圖2為PWM控制原理示意圖。圖3為VSC詳細模型輸出電壓示意圖。圖4為VSC詳細模型本地控制器示意圖。圖5為直流電壓斜率控制器示意圖。圖6為VSC平均值模型示意圖。圖7為VSC平均值模型控制框圖。圖8為虛擬電流源控制框圖。圖9為正常工作狀態下的有功功率波形對比示意圖。圖10為正常工作狀態下的VSC1側直流電壓波形對比示意圖。圖11為正常工作狀態下的VSC1側交流電壓波形對比示意圖。圖12為正常工作狀態下的VSC1側A相交流電流波形對比示意圖。圖13為VSC1單相接地時的有功功率波形對比示意圖。圖14為VSC1單相接地時的VSC1側直流電壓波形對比示意圖。圖15為VSC1單相接地時的VSC1側交流電壓波形對比示意圖。圖16為VSC1單相接地時的VSC1側A相交流電流波形對比示意圖。圖17為VSC1發生直流故障時的有功功率波形對比示意圖。圖18為VSC1發生直流故障時的VSC1側直流電壓波形對比示意圖。圖19為VSC1發生直流故障時的VSC1側直流電流波形對比示意圖。圖20為VSC1發生直流故障時的VSC1側A相交流電流波形對比示意圖。具體實施方式下面結合具體實施例對本發明進行詳細說明。以下實施例將有助于本領域的技術人員進一步理解本發明，但不以任何形式限制本發明。應當指出的是，對本領域的普通技術人員來說，在不脫離本發明構思的前提下，還可以做出若干變化和改進。這些都屬于本發明的保護范圍。根據本發明提供的適用于VSC-MTDC系統的平均值建模與控制方法，包括以下步驟：步驟1：VSC數學建模，VSC基本結構如圖1所示，包含6個IGBT開關。其中，共有三個橋臂，每個橋臂上、下各兩個IGBT開關。每個開關由一個IGBT和一個續流二極管構成。變流器采用基本的PWM控制方式，在d、q旋轉坐標的數學模型為：ddtidiqi0=MUd2Lcosδsinδ0-RLidiqi0-1Ledeqe0-0-ω0ω00000idiqi0---(1)]]>式(1)中，R代表線路電阻，L代表線路電抗，e代表網側電源電壓，i代表電流，Ud代表d軸的直流電壓分量，M代表PWM調制比，δ代表觸發角度，ω代表角頻率。下標d代表d軸分量，下標q代表q軸分量。圖1中，Udc表示直流電壓，S1、S2、S3、S4、S5、S6分別表示6個IGBT的開關函數，a表示A相，b表示B相，c表示C相，ia表示A相電流，ib表示B相電流，ic表示C相電流，ea、eb、ec表示三相交流系統的各相電壓，N表示中性點。當系統三相對稱運行時，可得如下穩態方程：Ud=ed+Rid-ωLiqUq=eq+Riq+ωLid---(2)]]>在VSC-MTDC輸電系統中，令A相相電壓初始相位角度為0°，即ed＝|e|,eq＝0，根據瞬時功率理論，若忽略換流電抗器和開關損耗，可計算得到變流器交流側的有功功率、無功功率：P=32(edid+R(id2+iq2))Q=32(eqid-ediq)=-32ediq---(3)]]>由上式可以看出，雖然有功功率P與iq有關，但可以通過無功功率Q先計算出iq，再帶入P中，這樣可認為有功功率僅與id有關，所以上述模型時解耦的。同時，線路損耗遠小于傳輸功率，因此系統可以近似看成線性的。這對控制器設計非常有利。在多端直流輸電系統中，要使系統穩定運行，必需保持直流系統的功率平衡，即每個變流器注入到直流網絡的功率需滿足：Σj=15Pj=0---(4)]]>其中，Pj(j＝1～5)代表5個VSC向直流網絡輸入的功率。步驟2：VSC調制方法及諧波分析，電壓源型換流站輸電技術與傳統直流輸電技術不同，VSC-HVDC采用電壓源型換流器和SPWM控制。其中SPWM控制技術的基本工作原理如圖2所示。由載波三角波與調制波正弦波相比較，從而產生所需的觸發脈沖，得到的脈沖便可觸發VSC上、下橋臂的全控型高頻器件IGBT的開通和關斷，以此實現變流器的換流。令調制比為M＝Us/Uc，載波比N＝ωc/ωs，m為相對載波的諧波次數，n為相對調制波的諧波次數，可得a,b兩點的相間電壓為：Uab=MEsin(ωst)+4EπΣm=2,4,...∞Σn=±1,±3,...±∞1mJn(mMπ2)sin[(mN+n)ωst]---(5)]]>其中，E代表直流電壓，基波幅值Uf＝ME，諧波幅值諧波頻率為(mN+n)ωs，(m＝2,4,…；n＝1,3,…)。式(5)同樣適用于b,c兩點，諧波的存在是造成電壓波形畸變的主要原因。圖3是VSC詳細模型的輸出電壓Vc與交流電源電壓Vs的對比，這里以a,b兩點的相間電壓為例。步驟3：VSC-MTDC控制器設計，包括本地控制器設計和協調控制器設計。由于MTDC系統包含有多個換流站，各換流站間的控制作用會相互影響，因此各換流站控制器的協調控制十分重要。其中功率之間的協調配合是系統能夠穩定運行的基本前提。為防止個別換流站出現擾動或者退出運行，保證系統的穩定，各個換流站之間必須進行功率協調。所以VSC-MTDC控制器設計包含本地控制器設計和協調控制器設計兩個部分。根據本地控制方法的不同，VSC工作模式及工作特性可以分為以下3種：直流電壓控制模式、功率控制模式和交流電壓控制模式。若向無源網絡供電，只能采用交流電壓模式。本地控制器設計，根據VSC工作模式的不同，本地控制方法也分為三種，根據式(2)與式(3)，所設計的本地控制器總體結構均為雙閉環控制。其中，直流電壓控制模式、功率控制模式控制器設計如圖4。在圖4中，P*、和Q*分別為給定有功功率、直流電壓和無功功率參考值，和分別為變流器輸出期望值，和分別為電流的d、q軸分量參考值，PI表示比例積分調節器，ω表示電網角頻率，LE表示線路電抗，和分別代表電網電壓d、q軸分量。工作在交流電壓模式下的變流器，其外環控制器控制交流電壓幅值和交流電壓頻率。其中，電壓頻率可通過虛擬三相鎖相環產生，虛擬三相鎖相環是通過給定參數來模擬實際鎖相環的輸出。協調控制器設計，協調控制器采用直流電壓斜率控制器，該控制器思路來源于交流系統中的一次調頻控制器。在交流系統中，發電機組的原動機的靜態頻率特性可以近似采用直線代替以實現一次調頻。在VSC-MTDC輸電系統中，將直流電壓斜率控制器應用在具有功率調節能力的換流站以協調各換流站功率分配，具有穩定直流電壓，實現直流功率的快速分配，不需要進行變流器工作模式的切換，換流站之間也無需通信等優點。直流電壓斜率控制基本原理及控制結構分別式(6)和圖5所示。直流電壓與直流功率之間的斜率關系為：Udc＝Udcref+K(P-Pref)(6)圖5中，P*、分別為給定有功功率、直流電壓參考值，K為直流電壓控制斜率。式(6)中，Udc表示直流電壓，Udcref為直流電壓參考值，P為有功功率，Pref為有功功率參考值，K為直流電壓控制斜率。由式(6)可知，直流電壓控制斜率K的大小與直流網絡中的不平衡有功功率的分配有著直接的關系。若每個具有功率調節的換流站采用相同的斜率，則不平衡功率平均分配。若K值不同，較大的斜率將承擔較小的不平衡功率，斜率越小，承擔越多的不平衡功率。步驟4：VSC-MTDC平均值建模，電壓源型變流器平均值模型在以下兩個方面作了簡化。(1)：結構上，將基于IGBT的詳細變流器模型用受控電壓源替代；(2)：原理上，忽略變流器輸出電壓中的所有高次諧波，僅僅保留基波成分，即式(5)的第一項。在詳細模型中，雙閉環控制器的輸出電壓信號是作為在PWM調制環節的調制波，通過與三角載波的比較而產生脈沖去控制IGBT的關斷，進而得到VSC的輸出波形，但該波形包含大量諧波。在平均值模型中，將雙閉環控制器的輸出電壓信號Us作為受控電壓源Vab和Vbc的控制信號，直接替代VSC的輸出，而并非作為調制波，因而將PWM調制過程省去，減少了數學計算量；通過功率平衡方程，以虛擬受控電流源Idc作為表征交/直流接口關系，最終通過電容電壓積分關系反推得到直流電壓。根據圖1及PWM調制規律，可以得到VSC三相交流輸出電壓Uao和Ubo的基波分量：Uao=12MEsin(ωst)=12MVdcsin(ωst)---(7)]]>Ubo=-12MEsin(ωst)=-12MVdcsin(ωst)---(8)]]>Uab＝Uao-Ubo＝MEsin(ωst)＝MVdcsin(ωst)(9)由于M＝Us/Uc，此處的Us即為雙閉環控制器的輸出電壓，當三角波幅值取為1時，可以得到如下表達式：Uab＝Us·Vdcsin(ωst)(10)可以看出，式(10)與式(5)一致。同理，上述推導也適用于相間電壓Ubc。由于多端直流輸電系統采用并聯模式，所以各個換流站共享直流電壓，即直流電壓相等，但直流電流有差異。同時，在各個換流站左右兩端功率相等，即交流側的有功功率與直流側的有功功率平衡，即式(11)。而且，系統總交流有功功率與總直流功率平衡，即表現為式(13)。式(12)中得到的各個換流站的直流電流值Idcj即可看成為虛擬受控電流源，承擔表征接口關系，但不必在模型中出現。以下各式中j＝1,2,3，代表3個不同的換流站。Pacj＝Uabj·Iaj-Ubcj·Icj＝Pdcj(11)Idcj＝(Uabj·Iaj-Ubcj·Icj)/Udc(12)Pdc總＝∑Udc·Idcj＝∑Pacj(13)Udc′=1C∫ΣIdcjdt---(14)]]>所構建的VSC平均值模型框圖如圖6所示，其中電壓源控制信號為式(9)，電流源控制信號為式(12)，式(14)中，U′dc為新計算出的直流電壓，加上標以便與原直流電壓區分。圖7，圖8為平均值模型及虛擬電流源的具體控制實現框圖，與式(7)～(14)一致。實施例：適用于VSC-MTDC系統的平均值建模與方法的應用。利用仿真軟件MATLAB/Simulink搭建了3端直流輸電系統，其中VSC3連接風電場，功率波動比較頻繁，并進行數字仿真研究，對比VSC詳細模型和平均值模型的動態響應。仿真參數見表1、表2所列。討論了系統在以下幾種工況的響應過程，即：(1)正常工作狀態，VSC3換流站側有功功率突變；(2)VSC1發生單相接地故障；(3)系統發生直流故障。表1仿真參數表2換流站初始工作狀態(1)正常工作狀態，VSC3換流站側有功功率突變；圖9～12所示為系統動態響應，反映了VSC詳細模型和VSC平均值模型。由圖9～12可以看出，VSC3連接了風電場，輸出功率具有較大的波動性和隨機性；VSC2采用定有功功率控制模式，輸出功率保持恒定；VSC1采用直流電壓斜率控制，承擔了穩定直流電壓和調節功率平衡的任務。盡管該多端直流輸電系統并無站間通訊系統，VSC1對系統中的功率變化依然能夠做出快速的反應和調整，保證了系統的穩定運行。各圖中，可以看出，平均值模型與詳細模型各物理量幾乎完全一致。平均值模型忽略了高次諧波，進而消除了功率紋波，輸出電壓波形質量高，驗證了平均值模型的準確性。(2)VSC1交流側發生單相接地故障；該情況下為觀察VSC1功率變化，將VSC3功率控制在恒定的0.8pu.。在0.3s～0.5s時VSC1電網側發生單相接地故障，圖13～16是所討論情況下系統的動態響應，對比了VSC詳細模型和VSC平均值模型。由圖13～16可以看出，當VSC1出現短時接地故障時，功率控制模式的VSC2及VSC3仍繼續穩定運行。VSC1側直流電壓有所波動，有功功率出現不穩。在此工況下，平均值模型與詳細模型的仿真結果依舊高度吻合。(3)VSC1處發生正極對負極直流故障。當VSC1發生正極對負極直流故障時，平均值模型中采用將直流電壓置為零來模擬直流故障工況。系統在0.5秒時發生直流故障，圖17～20討論情況下系統的動態響應，對比了VSC詳細模型和VSC平均值模型。由圖17～20可以看出，在VSC1發生直流故障時，平均值模型采用將直流電壓直接置為零的方法去模擬，系統響應與詳細模型的系統響應波形高度一致。仿真效率對比：以工況1為例，詳細模型與平均值模型仿真時長均為1s時間，在MATLAB/Simulink平臺進行仿真。仿真環境：Window8(64bit)，內存4GB，處理器為IntelPentiumCPUG3240，計算機仿真采用變步長，最大步長取7.4us。詳細模型用時耗時約26.3385s，平均值模型耗時約為16.6362s，以此可以證明平均值模型的高效性。表3所示為以上所有工況的兩種模型所用的具體仿真時間對比。表3仿真效率對比以上對本發明的具體實施例進行了描述。需要理解的是，本發明并不局限于上述特定實施方式，本領域技術人員可以在權利要求的范圍內做出各種變化或修改，這并不影響本發明的實質內容。在不沖突的情況下，本申請的實施例和實施例中的特征可以任意相互組合。當前第1頁1 2 3