CN111049173A - 多端直流配网自组织下垂控制方法 - Google Patents

Abstract

一种多端直流配网自组织下垂控制方法，属于电力控制技术领域。本发明的目的在传统下垂控制的基础上，提出考虑VSC换流站功率裕度并附加定直流电压控制的多端直流配网自组织下垂控制方法。本发明根据VSC‑MTDC配电网的U‑P下垂特性，设控制器输出误差信号，将考虑换流站功率裕度的改进下垂系数，为保证下垂控制过程中直流电压的连续性，引入功率偏差因子。本发明降低发生扰动时换流站的过载风险，并实现对直流电压的无差调节，有效提高系统电压稳定性，无需通信，使其具备即插即用功能。

Description

多端直流配网自组织下垂控制方法

技术领域

本发明属于电力控制技术领域。

背景技术

柔性直流装备和控制技术在输电领域的不断成熟，极大地促进了直流配电网的发展。与传统交流配电网相比，直流配电网具有损耗低、输电容量大、电能质量和供电可靠性高、功率控制容易、无需考虑频率和电压相位问题、易于清洁能源大规模接入以及对环境污染小等诸多优势，还能够在与交流系统并联运行情况下有效隔离交流侧故障和扰动。作为能源互联网和智能电网的重要基础，可靠、灵活、高效的柔性直流配电网逐渐成为电力系统安全经济运行、高服务水平供电的重要保证^[7]。因此建设和发展柔性直流配电网对适应各国的节能减排和能源综合利用需求，提升供电智能化水平，促进传统电网向能源互联网过渡，构建绿色环保型能源社会等具有重要意义。

三电平电压源换流器型多端直流(voltage source converter based multi-terminal direct current，VSC-MTDC)配电网具有实现多电源送电、多落点受电，灵活调控系统潮流等特点，已成为未来供电模式发展和改革的有效方案。直流配网潮流波动频繁、暂态过程极短，给各VSC协同配合、功率优化分配和电压稳定控制带来了较大挑战，因此下垂控制作为典型的多点控制，以其对潮流变化的快速响应能力成为目前研究的热点。

目前，对多端直流电网控制方法的研究多集中在输电网层面，而配电网的负荷波动和潮流变化等情况更为复杂，对控制系统设计提出了更高的要求。

发明内容

本发明的目的在传统下垂控制的基础上，提出考虑VSC换流站功率裕度并附加定直流电压控制的多端直流配网自组织下垂控制方法。

本发明步骤是：

(1)根据VSC-MTDC配电网的U-P下垂特性，设控制器输出误差信号为ε，且有：

式中：

K_droopi为以U-P关系定义的下垂系数；\

(2)稳态运行时，VSC控制器输出误差信号ε＝0；设定网络中第i个和第j个VSC换流站运行功率上限分别为P_iMAX和P_jMAX，并有P_iMAX＜P_jMAX；若系统发生扰动，第i个换流站的稳定运行点由E(P_DCi,U_DC)变为F(P′_DCi,U′_DC)，由式(6)可知，VSC换流站直流侧电压改变量ΔU_DC为：

则换流站输出总功率增量ΔP_DC表示为：

式中：K_droopj为第j个换流站的下垂系数；

因此，换流站j承担的输出功率增量ΔP_DCj为：

由式(9)可知，当VSC-MTDC配网系统总不平衡功率ΔP_DC一定时，各换流站承担的不平衡功率与其设定的下垂系数成正比例关系；

(3)将考虑换流站功率裕度的改进下垂系数K'_droopi定义为：

并满足：

式(10)中：μ为常数，负责实现对K'_droopi适当缩放，一般根据网络实际运行状态在[1,5]区间内取值，

取μ＝3；且有：

取：

式中：K'_droopiMAX、K'_droopiMIN分别为改进下垂控制系数的最大和最小限值；

(4)为保证下垂控制过程中直流电压的连续性，引入功率偏差因子ζ_i(0＜ζ_i＜1)，在下垂特性曲线中适当设定“死区”，即垂直于电压轴部分，使：

(5)第i个VSC换流站，调整后的下垂特性曲线相当于将原曲线向右平移了ζ_iΔP_DC，其承担功率改变量变为ΔP"_DCi，仅考虑功率裕度的稳定运行状态点

在参考电压

不变的情况下平移到点

此时所对应的参考功率增加ζ_iΔP_DC后变为

其中拐点C为定电压控制使能节点，且有：

式中：

本发明基于CA的VSC-MTDC配网自组织下垂控制实现：

将各VSC换流站等效为CA的元胞，采用改进二维Von-Neumann邻居结构，建立第i个VSC换流站k时刻运行状态的数学模型为：

在改进二维Von-Neumann邻居结构中设定N_i为唯一松弛节点，对应运行状态

其邻居节点均假定有固定约束；节点的输出功率改变量ΔP_DCi和其邻居节点的状态集

决定了网络的直流电压改变量ΔU_DC，此时在式(4)的功率平衡约束和自组织下垂控制的共同作用下，将对应产生节点的虚拟反作用电压增量

然后放开对邻居节点的固定约束，将

反向叠加，节点的ΔP_DCi也随之减小，并在整个元胞空间内向各自邻居元胞传递，实现使增量

的自组织现象，最后通过迭代过程求解各VSC换流站的最优稳定运行点

以保证系统的功率平衡和电压稳定；因此，对于任意VSC换流站，将其运行状态的自组织更新规则确定为：

式中：

为k时刻邻居VSC的运行状态集合；

为下一时刻的VSC_i运行状态；f为状态转移函数，由系统运行和控制方式确定，具体来说就是在本文所提出的考虑功率裕度并附加定直流电压控制的多端柔性直流配电网自组织下垂特性优化方法下，所阐述的直流网络电压U_DC和VSC换流站输出功率P_DC、下垂控制系数K'_droop和功率偏差因子ζ，以及内外环控制系数之间关系的总和。

本发明CA的整个元胞空间多表现为在离散时间维上的变化，因此采用Tustin变换将系统运行过程中的电气量进行必要的离散化；

由于Tustin变换的实质是将积分以梯形面积近似替代，则s域下的系统状态变量可表示为：

式中：X(k)为VSC-MTDC配网各参量的统一表达式；

为X(k)的一阶微分；T为采样步长；对式(18)做z变换得到：

则连续域的Tustin离散化变换关系为：

式中：

令s＝σ+jω，代入上式可以得到：

式中：ω_S为s域的角频率；ω_z为z域的角频率，因此提高采样频率，即ω_zT足够小时能够满足ω_S≈ω_z。

本发明降低发生扰动时换流站的过载风险，并实现对直流电压的无差调节，有效提高系统电压稳定性，无需通信，使其具备即插即用功能。最后引入元胞自动机(cellularautomata，CA)理论，设计基于CA的换流站运行状态自组织更新规则，搭建了基于Matlab平台的五端VSC-MTDC配电网CA模型，并针对不同的系统运行工况对所提出改进控制方法的有效性进行仿真验证。

附图说明

图1是系统的U-P运行特性曲线图；

图2是U-P下垂控制特性曲线图；

图3是改进下垂控制框图；

图4是VSC-MTDC配电网控制系统的响应关系图。

具体实施方式

1、多端柔性直流配网典型结构

基于VSC的多端柔性直流配电网典型结构。以五端电网为例，交流系统分别通过对应VSC 换流站与带等效负荷的直流网络连接。设定其中一个VSC换流站为主换流站，采用定直流电压控制，负责维持直流母线电压稳定；其余四个VSC换流站为从换流站，采用考虑功率裕度并附加定直流电压控制的改进下垂控制策略，根据换流站需要、交流侧所连设备、VSC-MTDC系统拓扑结构以及调度计划来实现系统功率的优化分配，保证直流系统稳定运行。下文将针对采用下垂控制方式的换流站进行详细分析。

2、VSC-MTDC自组织下垂控制

实现多端柔性直流配电网的自组织控制，要求每个VSC换流站能够独立决策，并实时更新决策值。当网络的负荷情况、潮流流向、网架结构等运行状态变化时，各VSC控制器应能够维持系统在允许的电压、功率区内间稳定可靠运行。

2.1直流电压下垂控制特性分析

对于传统电压下垂控制，设定VSC换流站吸收功率为正方向，则其直流侧电压U_DCi和输出电流I_DCi关系可表示为：

式中：

为VSC换流站直流侧电压参考值；

为第i个VSC换流站的内环电流参考值；

为以U-I关系定义的下垂系数，

i＝1,2,…,n。又由于P_DCi＝U_DCiI_DCi，则换流站输出功率为：

如图1所示，VSC换流站的U-P运行特性曲线是一条开口向左的抛物线(根据物理意义，只取对称轴上半部分)，其极限运行点M(P_iMAX,U_iMIN)分别对应功率极大值P_iMAX和电压极小值U_iMIN，且：

图中：

为VSC输出功率参考值，

P_DCHi、P_DCLi分别为换流站运行功率上下限； U_DCHi、U_DCLi分别为换流站直流侧电压上下限；U-P运行特性曲线与下垂特性曲线1的切点

为VSC换流站的最优运行状态点。

由式(2)、式(3)可知，VSC-MTDC配网的直流电压调节和功率分配由下垂系数决定。下垂系数的选取影响整个VSC-MTDC配电网的动态性能和稳定性，因而需要根据功率节点(换流站)和直流网络特性对下垂特性曲线进行合理优化。

同时，在VSC-MTDC配网运行过程中需要考虑电压安全裕度和功率安全裕度(即图1中运行特性曲线的AB段)，既要满足直流网络的功率平衡方程，又要满足直流节点电压幅值和换流站运行功率的定值型边界条件，即：

式中：Y_ij为系统的节点互导纳；j∈i表示与节点i相连的节点，j＝1,2,…,n，且j≠i。

2.2考虑换流站功率裕度并附加定直流电压控制的下垂特性优化根据VSC-MTDC配电网的U-P下垂特性，设控制器输出误差信号为ε，且有：

式中：

K_droopi为以U-P关系定义的下垂系数。

稳态运行时，VSC控制器输出误差信号ε＝0。设定网络中第i个和第j个VSC换流站运行功率上限分别为P_iMAX和P_jMAX，并有P_iMAX＜P_jMAX。在忽略直流线路电阻的情况下，可认为直流网络的网损为0、压降为0。若系统发生扰动，第i个换流站的稳定运行点由E(P_DCi,U_DC)变为F(P′_DCi,U'_DC)，如图2所示。由式(6)可知，VSC换流站直流侧电压改变量ΔU_DC为：

则换流站输出总功率增量ΔP_DC可表示为：

式中：K_droopj为第j个换流站的下垂系数。

因此，换流站j承担的输出功率增量ΔP_DCj为：

由式(9)可知，当VSC-MTDC配网系统总不平衡功率ΔP_DC一定时，各换流站承担的不平衡功率与其设定的下垂系数成正比例关系。

对于传统下垂控制，其下垂系数按换流站容量成比例设定，运行过程中恒定，当系统发生较大扰动时可能导致容量较小的换流站过载(对应运行点G(P_iMAX,U″_DC))，而容量较大的换流站仍有一定裕度(对应运行点G’(P″_DCj,U″_DC))。如打破各VSC换流站承担功率的均衡性，使各换流站设定的下垂系数不遵循严格的比例关系，提高功率裕度较大换流站的下垂系数，使之在系统扰动期间承担更多的不平衡功率；适当降低功率裕度较小换流站的下垂系数，使之在系统扰动期间承担更少的不平衡功率，使不平衡功率合理转移，则会间接提升采用下垂控制方式的换流站对直流潮流扰动的响应能力。同时，传统下垂控制能够根据下垂特性实现换流站直流侧电压随功率变化的实时调节。但当送端换流站未发生功率波动时，受端换流站仍以下垂特性进行有差调节，无法实现功率的合理分配，将导致直流电压产生波动。因此本文采用考虑换流站功率裕度并附加定直流电压控制的VSC-MTDC配网改进下垂控制方法，在实现电压-功率无差调节的同时，提高系统对直流潮流扰动的响应能力。

将考虑换流站功率裕度的改进下垂系数K'_droopi定义为：

并满足：

式(10)中：μ为常数，负责实现对K'_droopi适当缩放，一般根据网络实际运行状态在[1,5]区间内取值^[18]，本文取μ＝3；且有：

经式(10)优化后，换流站i的下垂系数减小，换流站j的下垂系数变大，在参考电压不变情况下，二者的最优运行状态点分别对应图2中的点

和

实现了不平衡功率的优化分配。

但当功率裕度较小换流站的下垂系数过小时，微小的功率波动就会导致直流电压U_DCi与参考电压

间的较大偏差，大幅增加了直流电压的控制难度，不利于系统稳定，应对K'_droopi进行合理限幅，因此取^[18]：

式中：K'_droopiMAX、K'_droopiMIN分别为改进下垂控制系数的最大和最小限值。

同时，为保证下垂控制过程中直流电压的连续性，引入功率偏差因子ζ_i(0＜ζ_i＜1)，在下垂特性曲线中适当设定“死区”，即垂直于电压轴部分，使：

对于图2中第i个VSC换流站，调整后的下垂特性曲线相当于将原曲线向右平移了ζ_iΔP_DC，其承担功率改变量变为ΔP"_DCi，仅考虑功率裕度的稳定运行状态点

在参考电压

不变的情况下平移到点

此时所对应的参考功率增加ζ_iΔP_DC后变为

其中拐点C 为定电压控制使能节点，且有：

式中：

附加定直流电压控制后控制器下垂系数(对应下垂特性曲线斜率)保持不变，系统最优运行状态点的功率参考值增大，在一定程度上扩展了VSC换流站的运行区间，缓解了单纯采用功率裕度控制所引起的换流站功率裕度下降，并能够使系统电压稳定性明显增强。基于PI环节的双闭环改进下垂控制框图如图3所示。图3中：U_DCr为直流电压调制信号；K_Pi、K_Ii、K'_Pi和K′_Ii为PI控制器系数；K_GUi、K_GDi为控制标识位，其值为1时对应控制方式使能。

2.3基于CA的VSC-MTDC配网自组织下垂控制实现

2.3.1 CA的基本原理

CA是定义在一个有限元胞空间中，根据设定的局部规则来描述复杂系统内部各单元间强烈非线性作用而导致系统整体自组织演化和更新过程的离散动力学系统。CA包括元胞及其状态、邻居、元胞空间、更新规则等基本要素。

CA中每一个元胞必须有一个或一组、离散或连续的数值才能确定其不同状态，才能描述和研究元胞的演化过程，其在某时刻的状态仅取决于上一时刻该元胞的状态以及它所有邻居元胞的状态；元胞空间内所有元胞的状态均按照设定的局部规则进行同步更新；整个元胞空间多表现为在离散时间维上的变化。

2.3.2基于CA的VSC状态模型及自组织更新

各VSC换流站等效为CA的元胞，采用改进二维Von-Neumann邻居结构^[19]，建立第i个VSC换流站k时刻运行状态的数学模型为：

类比弹性力学概念，在改进二维Von-Neumann邻居结构中设定N_i为唯一松弛节点，对应运行状态

其邻居节点均假定有固定约束。节点的输出功率改变量ΔP_DCi和其邻居节点的状态集

决定了网络的直流电压改变量ΔU_DC，此时在式(4)的功率平衡约束和自组织下垂控制的共同作用下，将对应产生节点的虚拟反作用电压增量

然后放开对邻居节点的固定约束，将

反向叠加，节点的ΔP_DCi也随之减小，并在整个元胞空间内向各自邻居元胞传递，实现使增量

的自组织现象，最后通过迭代过程求解各VSC换流站的最优稳定运行点

以保证系统的功率平衡和电压稳定。

因此，对于任意 VSC换流站，将其运行状态的自组织更新规则确定为：

式中：

为k时刻邻居VSC的运行状态集合；

为下一时刻的VSC_i运行状态；f为状态转移函数，由系统运行和控制方式确定，具体来说就是在本文所提出的考虑功率裕度并附加定直流电压控制的多端柔性直流配电网自组织下垂特性优化方法下，所阐述的直流网络电压U_DC和VSC换流站输出功率P_DC、下垂控制系数K'_droop和功率偏差因子ζ，以及内外环控制系数之间关系的总和。

2.3.3连续域的Tustin离散变换

VSC-MTDC配电系统是一个高度复杂的连续高阶非线性系统，而CA的整个元胞空间多表现为在离散时间维上的变化，因此本文采用Tustin变换将系统运行过程中的电气量进行必要的离散化^[20]。

由于Tustin变换的实质是将积分以梯形面积近似替代，则s域下的系统状态变量可表示为：

式中：X(k)为VSC-MTDC配网各参量的统一表达式；

为X(k)的一阶微分；T为采样步长。

对式(18)做z变换得到：

则连续域的Tustin离散化变换关系为：

式中：

令s＝σ+jω，代入上式可以得到：

式中：ω_S为s域的角频率；ω_z为z域的角频率。因此提高采样频率，即ω_zT足够小时能够满足ω_S≈ω_z。

3、自组织下垂控制响应特性分析

为明确VSC-MTDC配网在基于CA的自组织下垂控制下各VSC换流站输出直流电压和功率间的关系，有必要对VSC换流站的U-P响应特性进行分析。由图3可知，在控制标识位系数K_GUi、 K_GDi均为1时，VSC换流站输出电压-功率关系为：

由于连续域的Tustin离散变换具有当D(s)闭环性能稳定时，D(z)闭环性能一定稳定的特性^[23]，因此本节只分析控制器在s域的稳定性。

由于外环电压控制和内环电流控制的响应速度远高于下垂控制，系统直流电压稳定性受PI控制器参数影响较小，受下垂系数影响较为显著^[21]，因此假设直流电压的闭环传递函数为1，即有：

U_DCr＝U_DCi (23)

在VSC-MTDC配网稳态运行时施加单位阶跃响应，即令网络功率需求突增1kW，由式(22)、式(23)得到不同下垂系数K'_droopi下的VSC-MTDC配电系统响应关系如图4所示，响应关系图像以直流电压参考值

为临界点分段。在下垂系数K'_droopi限幅区间内，VSC换流站出口直流电压U_DCi基本能够在±5％

范围内变化，且对任一VSC换流站而言，其下垂系数 K'_droopi越大系统稳定性越强。

设定用于响应特性分析的VSC-MTDC配网控制参数如附录B表B1所示。其中：外环、内环控制系数按文献[22]方法计算得到；U_DC和P_DCi按其参考值选取，换流站运行功率极大值P_iMAX按超出参考容量的70％选取，换流站直流电压下限U_DCL按低于参考电压的30％选取，因此，下垂系数限幅区间确定为[35,320]。

当系统发生功率波动时，忽略二次扰动项，并将式(22)线性化，则自组织下垂控制的小信号闭环传递函数D(s)可表示为：

式中：

传递函数D(s)的零极点分布情况。在下垂系数K'_droopi限幅区间内，所有极点均在复平面左半部分，且在实轴上，因此VSC-MTDC配网始终稳定，系统稳定与否与外环、内环控制系数及电压、功率参考值无关，仅当K'_droopi减小至远低于其最低限值时会有极点出现在虚轴右侧，此时系统失稳。当外环、内环控制系数发生变化时，极点会在实轴负半轴上平移，其取值越大极点距离虚轴越远，系统响应速度越快。

4、仿真验证与分析

4.1仿真模型参数

为验证本文提出的基于CA的自组织下垂控制的有效性及控制效果，在Matlab 2016a软件平台建立五端VSC-MTDC配网的CA模型，其中除换流站VSC5采用定直流电压控制方式外，其余四个换流站均采用考虑换流站功率裕度并附加定直流电压控制的改进下垂控制方式。本节分别针对直流网络等效负荷波动、下垂控制站VSC3退出运行及定直流电压控制站VSC5退出运行三种系统工况进行仿真实验，并将本文方法与传统下垂控制进行对比分析，二者的内环、外环控制系数相同。仿真实验模型的主要参数见附录B表B2。

4.2仿真结果分析

工况1：直流网络等效负荷波动

设定t＝1.4s时，直流网络等效负荷由500kW增大至545kW，由此引起的功率缺额导致直流母线电压下降，各换流站增大出力以维持直流母线电压稳定。

在传统下垂控制方式下，系统功率缺额应严格按照VSC换流站容量成比例分配，各下垂控制站VSC1、VSC2、VSC3和VSC4分别增大功率输出6.67kW、13.33kW、10.62kW和9.38kW，其负载率分别为82.72％、60.49％、56.10％和49.67％，换流站VSC1重载运行。系统的暂态过渡时间超过1.6s，直流母线电压与1.4s前存在8.52V的偏差，电压偏差率为1.14％。期间直流母线电压波动峰值达54.55V，占额定电压的7.27％；在自组织下垂控制方式下，各下垂控制站VSC1、VSC2、VSC3和VSC4承担不平衡功率打破固定的比例约束，分别增大功率输出3.27kW、21.16kW、10.63kW和8.65kW，其负载率分别为80.20％、63.39％、56.11％和49.29％，换流站VSC1负载率明显降低。系统经0.14s恢复稳态运行，期间直流母线电压波动峰值达 14.1V，占额定电压的1.88％。

工况2：下垂控制站VSC3退出运行

设定t＝1.4s时，采用下垂控制方式的换流站VSC3退出运行，出力降至0，由此引起的110kW 功率缺额导致直流母线电压大幅下降，其余换流站增大功率输出以维持系统电压稳定。

在传统下垂控制方式下，下垂控制站VSC1、VSC2和VSC4的功率输出增量分别为22.96kW、45.95kW和32.34kW，其负载率分别为94.79％、72.57％和61.76％，换流站VSC1接近满载，存在较大的运行风险。系统经0.62s的暂态过渡后，直流母线电压与1.4s前的偏差约为9.55V，电压偏差率为1.27％。期间直流母线电压波动峰值达95.45V，占额定电压的12.73％；在自组织下垂控制方式下，下垂控制站VSC1、VSC2和VSC4的功率输出增量分别为12.49kW、56.16kW和38.55kW，其负载率分别为87.03％、76.36％和65.03％，换流站VSC1负载率明显降低。系统经0.19s恢复稳态运行，期间直流母线电压波动峰值为30.6V，占额定电压的4.08％。

工况3：定电压控制站VSC5退出运行

设定t＝1.4s时，采用定直流电压控制方式的换流站VSC5退出运行，出力降至0，由此引起的 50kW功率缺额导致直流母线电压大幅下降，因此其余四个换流站均增大功率输出以维持系统电压稳定。

在传统下垂控制方式下，下垂控制站VSC1、VSC2、VSC3和VSC4的功率输出增量分别为8.33kW、16.67kW、13.27kW和11.73kW，其负载率分别为83.95％、61.73％、57.33％和50.91％，换流站VSC1重载运行。由于失去定直流电压支撑，系统的暂态过渡时间超过1.6s，恢复稳态后仍会与1.4s前存在一定偏差；期间直流母线电压剧烈震荡，其波动峰值达156.82V，占额定电压的20.91％；在自组织下垂控制方式下，换流站VSC1、VSC2、VSC3和VSC4的功率输出增量分别为4.76kW、25.32kW、11.98kW和7.94kW，其负载率分别为81.30％、64.93％、 56.73％和48.92％，换流站VSC1负载率明显降低。由于在下垂特性中附加了定直流电压控制，系统恢复稳态运行能力明显增强，用时约为0.39s；期间直流母线电压波动峰值为14.7V，占额定电压的1.96％。

当换流站运行电压上下限U_DCH、U_DCL分别按参考电压的±30％选取，换流站运行功率极大值P_iMAX和运行功率下限P_DCLi分别按额定容量的80％和20％选取时，各采用下垂控制方式的 VSC换流站最优运行功率理论计算值与实际仿真结果对比如表1所示。

表1各VSC最优运行功率计算值与仿真结果对比

表1可知，各下垂控制站输出功率的理论计算值与实际仿真结果基本吻合，三种工况下的整体误差率约为9.98％，误差大小与直流线路参数、换流器损耗、功率偏差因子ζ_i对各个VSC换流站的分配权重等密切相关。

5、结论

本文提出将考虑功率裕度并附加定直流电压控制的改进下垂特性优化方法应用于VSC-MTDC 配电网，引入CA理论，分别在不同系统工况下对所提出的控制方法进行Matlab建模仿真，并与传统下垂控制进行对比分析，所得结论如下：

(1)在不同系统工况下，CA模型的仿真波形与传统下垂控制的电磁暂态模型仿真波形趋势吻合，证明了其正确性；通过对所提出控制方法的响应特性分析，验证了控制系统在下垂系数限幅区间内的稳定性。

(2)实现了各换流站承担有功功率的优化分配，在系统发生扰动时，小容量换流站的平均负载率减小约6.59％，降低了其过载风险，明显提高了换流站对直流潮流扰动的响应能力。

(3)基本消除了由于传统下垂控制有差调节特性所引起的扰动前后的系统电压偏差，实现了对直流电压的无差调节；同时，系统平均暂态过渡时间缩短78.74％以上，期间的平均暂态电压峰值降低约76.71％，大幅提高了对用户的供电可靠性和电能质量。

(4)本文的研究工作主要在忽略直流线路电阻的条件下展开，而线路电阻能够改变直流网络的潮流分布，影响功率分配和电压偏差控制的精度，影响并联VSC换流站间的环流抑制效果。因此，考虑直流线路电阻的换流站间协调控制及潮流优化将是后续的重要研究方向。

Claims (3)

1.一种多端直流配网自组织下垂控制方法，其特征在于：其步骤是：

(1)根据VSC-MTDC配电网的U-P下垂特性，设控制器输出误差信号为ε，且有：

式中：

K_droopi为以U-P关系定义的下垂系数；\

(2)稳态运行时，VSC控制器输出误差信号ε＝0；设定网络中第i个和第j个VSC换流站运行功率上限分别为P_iMAX和P_jMAX，并有P_iMAX＜P_jMAX；若系统发生扰动，第i个换流站的稳定运行点由E(P_DCi,U_DC)变为F(P′_DCi,U'_DC)，由式(6)可知，VSC换流站直流侧电压改变量ΔU_DC为：

则换流站输出总功率增量ΔP_DC表示为：

式中：K_droopj为第j个换流站的下垂系数；

因此，换流站j承担的输出功率增量ΔP_DCj为：

由式(9)可知，当VSC-MTDC配网系统总不平衡功率ΔP_DC一定时，各换流站承担的不平衡功率与其设定的下垂系数成正比例关系；

(3)将考虑换流站功率裕度的改进下垂系数K'_droopi定义为：

并满足：

式(10)中：μ为常数，负责实现对K'_droopi适当缩放，一般根据网络实际运行状态在[1,5]区间内取值，

取μ＝3；且有：

取：

式中：K'_droopiMAX、K'_droopiMIN分别为改进下垂控制系数的最大和最小限值；

(4)为保证下垂控制过程中直流电压的连续性，引入功率偏差因子ζ_i(0＜ζ_i＜1)，在下垂特性曲线中适当设定“死区”，即垂直于电压轴部分，使：

(5)第i个VSC换流站，调整后的下垂特性曲线相当于将原曲线向右平移了ζ_iΔP_DC，其承担功率改变量变为ΔP″_DCi，仅考虑功率裕度的稳定运行状态点

在参考电压

不变的情况下平移到点

此时所对应的参考功率增加ζ_iΔP_DC后变为

其中拐点C为定电压控制使能节点，且有：

式中：

2.根据权利要求1所述的多端直流配网自组织下垂控制方法，其特征在于：基于CA的VSC-MTDC配网自组织下垂控制实现：

将各VSC换流站等效为CA的元胞，采用改进二维Von-Neumann邻居结构，建立第i个VSC换流站k时刻运行状态的数学模型为：

在改进二维Von-Neumann邻居结构中设定N_i为唯一松弛节点，对应运行状态

其邻居节点均假定有固定约束；节点的输出功率改变量ΔP_DCi和其邻居节点的状态集

决定了网络的直流电压改变量ΔU_DC，此时在式(4)的功率平衡约束和自组织下垂控制的共同作用下，将对应产生节点的虚拟反作用电压增量

然后放开对邻居节点的固定约束，将

反向叠加，节点的ΔP_DCi也随之减小，并在整个元胞空间内向各自邻居元胞传递，实现使增量

的自组织现象，最后通过迭代过程求解各VSC换流站的最优稳定运行点

以保证系统的功率平衡和电压稳定；因此，对于任意VSC换流站，将其运行状态的自组织更新规则确定为：

式中：

为k时刻邻居VSC的运行状态集合；

为下一时刻的VSC_i运行状态；f为状态转移函数，由系统运行和控制方式确定，具体来说就是在本文所提出的考虑功率裕度并附加定直流电压控制的多端柔性直流配电网自组织下垂特性优化方法下，所阐述的直流网络电压U_DC和VSC换流站输出功率P_DC、下垂控制系数K'_droop和功率偏差因子ζ，以及内外环控制系数之间关系的总和。

3.根据权利要求2所述的多端直流配网自组织下垂控制方法，其特征在于：CA的整个元胞空间多表现为在离散时间维上的变化，因此采用Tustin变换将系统运行过程中的电气量进行必要的离散化；

由于Tustin变换的实质是将积分以梯形面积近似替代，则s域下的系统状态变量可表示为：

式中：X(k)为VSC-MTDC配网各参量的统一表达式；

为X(k)的一阶微分；T为采样步长；对式(18)做z变换得到：

则连续域的Tustin离散化变换关系为：

式中：

令s＝σ+jω，代入上式可以得到：

式中：ω_S为s域的角频率；ω_z为z域的角频率，因此提高采样频率，即ω_zT足够小时能够满足ω_S≈ω_z。

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