CN113452062A - 一种mmc-hvdc的输送能力确定方法及系统 - Google Patents

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CN113452062A
CN113452062A CN202110761862.6A CN202110761862A CN113452062A CN 113452062 A CN113452062 A CN 113452062A CN 202110761862 A CN202110761862 A CN 202110761862A CN 113452062 A CN113452062 A CN 113452062A
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刘崇茹
王洁聪
牛纪伟
李竹青
黎晓
罗金山
孙珂
辛蜀骏
许偲轩
赵菲菲
韩杏宁
祁万春
韩晓男
梁涵卿
曹阳
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State Grid Jiangsu Electric Power Co Ltd
North China Electric Power University
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North China Electric Power University
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Abstract

本发明公开了一种MMC‑HVDC的输送能力确定方法，所述确定方法包括如下步骤：建立MMC接入电网的交直流互换系统模型，并将MMC‑HVDC的参数输入所述交直流互换系统模型；确定所述交直流互换系统模型的静态稳定指标为临界值时的交流系统短路比，作为临界短路比；确定所述交直流互换系统模型的交流调制比等于交流调制比阈值时的交流系统短路比，作为边界短路比；分别计算所述临界短路比和所述边界短路比对应的MMC‑HVDC的输送功率，得到第一输送功率和第二输送功率；将所述第一输送功率和所述第二输送功率中的较小值确定为所述MMC‑HVDC的输送能力极限值。本发明实现了准确确定矢量控制方式下MMC‑HVDC的输送能力。

Description

一种MMC-HVDC的输送能力确定方法及系统
技术领域
本发明涉及电力系统应用技术领域，特别是涉及一种MMC-HVDC的输送能力确定方法及系统。
背景技术
IEEE PES在2020年4月的报告中，对电力系统稳定问题重新进行了分类和定义，换流器驱动稳定性作为一类稳定性问题被单独定义，分为慢交互稳定和快交互稳定；换流器接入弱交流系统后的稳定性问题是慢交互稳定的一个分支。现有对于二电平电压源换流器(voltage source converter,VSC)的高压直流输电系统(high voltage direct current，HVDC)接入弱交流电网的稳定性研究较为充分，研究成果表明，换流器受相角约束和反馈控制过程稳定性约束的功率限制可能会导致换流器接入弱电网时出现稳定性问题，VSC-HVDC无法在低于临界短路比(short-circuit ratio，SCR)的交流系统下稳定运行于额定工作点。类似于基于电网换相换流器(line-commutated converter，LCC)高压直流输电系统接入电网的临界短路比和边界短路比指标，短路比也是影响VSC-HVDC输送能力的重要技术指标之一。
当前，对采用矢量控制的MMC-HVDC接入弱交流电网运行特性的研究，较多关注其小干扰稳定性。通过分析短路比和输送功率对MMC-HVDC小扰动稳定性的影响，从而研究MMC-HVDC的临界稳定裕度。
通常认为MMC的工作极限由MMC输出电压的幅值和相角决定，因此对MMC稳态模型的描述主要包括两类：一类是将MMC等效为一个电压源，研究交流系统短路比对MMC输送功率极限的影响，计算不同短路比条件下MMC的运行区间；另一类是从桥臂平均能量的角度，分析环流控制波动对MMC运行区域的影响。然而，MMC子模块电容电压的波动使换流器内部电压、电流具有强耦合性，而上述MMC稳态模型均无法反应这一特性，使得计算得到的MMC工作极限有一定偏差，尤其当MMC连接弱交流电网时，产生的计算误差会导致MMC参数设计不合理而无法实现功率输送预期，如何准确确定矢量控制方式下MMC-HVDC的输送能力成为一个亟待解决的技术问题。
发明内容
本发明的目的是提供一种MMC-HVDC的输送能力确定方法及系统，以实现准确确定矢量控制方式下MMC-HVDC的输送能力。
为实现上述目的，本发明提供了如下方案：
本发明提供一种MMC-HVDC的输送能力确定方法，所述确定方法包括如下步骤：
建立MMC接入电网的交直流互换系统模型，并将MMC-HVDC的参数输入所述交直流互换系统模型；
确定所述交直流互换系统模型的静态稳定指标为临界值时的交流系统短路比，作为临界短路比；
确定所述交直流互换系统模型的交流调制比等于交流调制比阈值时的交流系统短路比，作为边界短路比；
分别计算所述临界短路比和所述边界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率，得到第一输送功率和第二输送功率；
将所述第一输送功率和所述第二输送功率中的较小值确定为所述MMC-HVDC的输送能力极限值。
可选的，所述交直流互换系统模型为：
Figure BDA0003149334060000021
其中，
Figure BDA0003149334060000031
Figure BDA0003149334060000032
Figure BDA0003149334060000033
式中，XMMC为MMC交流侧等效阻抗，Ec为MMC交流侧输出电压的幅值，
Figure BDA0003149334060000034
均为中间变量，XCeq为子模块电抗，XCeq＝N/(ωC0)，C0为MMC的子模块电容，ω为角速度，N为MMC中子模块数量，Me为交流调制比，Udc为直流电压，mk为环流变换器空载变压比，Mdc为直流调制比，θe为交流调制分量的相角，θ2为环流调制分量的相角，θpll为锁相环锁定的相角，XL0为桥臂电抗，M2为环流分量调制比，Me为交流分量调制比，Med为Me的d轴分量，Meq为Me的q轴分量，M2d为M2的d轴分量、M2q为M2的q轴分量。
可选的，所述静态稳定指标为：
Figure BDA0003149334060000035
其中，
Figure BDA0003149334060000036
式中，S为静态稳定指标，P、Q为MMC向交流系统输出的有功功率与无功功率，Id和Iq分别为三相交流电流的d轴分量和q轴分量；Ut为公共连接点电压，λscr为交流系统的短路比，Es为交流系统内电势，δs为交流系统内电势相角，θs为交流系统阻抗角。
可选的，所述静态稳定指标为：
Figure BDA0003149334060000041
其中，
Figure BDA0003149334060000042
式中，S为静态稳定指标，Iq为三相交流电流的q轴分量，Ut为公共连接点电压，δs为交流系统内电势相角，θs为交流系统阻抗角，λscr为交流系统的短路比，Es为交流系统内电势，Iq为三相交流电流的q轴分量。
可选的，所述分别计算所述临界短路比和所述边界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率，得到第一输送功率和第二输送功率，具体包括：
利用公式
Figure BDA0003149334060000043
计算所述临界短路比和所述边界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率，得到第一输送功率和第二输送功率；所述第一输送功率和所述第二输送功率均包括有功功率和无功功率；
其中，P、Q为MMC向交流系统输出的有功功率与无功功率，λscr为交流系统的短路比，当计算临界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率时，令λscr数值等于临界短路比，当计算边界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率时，令λscr数值等于边界短路比，Ut为公共连接点电压，δs为交流系统内电势相角，θs为交流系统阻抗角，Es为交流系统内电势。
一种MMC-HVDC的输送能力确定系统，所述确定系统包括：
模型建立模块，用于建立MMC接入电网的交直流互换系统模型，并将MMC-HVDC的参数输入所述交直流互换系统模型；
临界短路比确定模块，用于确定所述交直流互换系统模型的静态稳定指标为临界值时的交流系统短路比，作为临界短路比；
边界短路比确定模块，用于确定所述交直流互换系统模型的交流调制比等于交流调制比阈值时的交流系统短路比，作为边界短路比；
输送功率计算模块，用于分别计算所述临界短路比和所述边界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率，得到第一输送功率和第二输送功率；
输送能力极限值确定模块，用于将所述第一输送功率和所述第二输送功率中的较小值确定为所述MMC-HVDC的输送能力极限值。
可选的，所述交直流互换系统模型为：
Figure BDA0003149334060000051
其中，
Figure BDA0003149334060000052
Figure BDA0003149334060000053
Figure BDA0003149334060000054
式中，XMMC为MMC交流侧等效阻抗，Ec为MMC交流侧输出电压的幅值，
Figure BDA0003149334060000055
均为中间变量，XCeq为子模块电抗，XCeq＝N/(ωC0)，C0为MMC的子模块电容，ω为角速度，N为MMC中子模块数量，Me为交流调制比，Udc为直流电压，mk为环流变换器空载变压比，Mdc为直流调制比，θe为交流调制分量的相角，θ2为环流调制分量的相角，θpll为锁相环锁定的相角，XL0为桥臂电抗，，M2为环流分量调制比，Me为交流分量调制比，Med为Me的d轴分量，Meq为Me的q轴分量，M2d为M2的d轴分量、M2q为M2的q轴分量。
可选的，所述静态稳定指标为：
Figure BDA0003149334060000061
其中，
Figure BDA0003149334060000062
式中，S为静态稳定指标，P、Q为MMC向交流系统输出的有功功率与无功功率，Id和Iq分别为三相交流电流的d轴分量和q轴分量；Ut为公共连接点电压，λscr为交流系统的短路比，Es为交流系统内电势，δs为交流系统内电势相角，θs为交流系统阻抗角。
可选的，所述静态稳定指标为：
Figure BDA0003149334060000063
其中，
Figure BDA0003149334060000064
式中，S为静态稳定指标，Iq为三相交流电流的q轴分量，Ut为公共连接点电压，δs为交流系统内电势相角，θs为交流系统阻抗角，λscr为交流系统的短路比，Es为交流系统内电势，Iq为三相交流电流的q轴分量。
可选的，所述输送功率计算模块，具体包括；
输送功率计算子模块，用于利用公式
Figure BDA0003149334060000065
计算所述临界短路比和所述边界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率，得到第一输送功率和第二输送功率；所述第一输送功率和所述第二输送功率均包括有功功率和无功功率；
其中，P、Q为MMC向交流系统输出的有功功率与无功功率，λscr为交流系统的短路比，当计算临界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率时，令λscr数值等于临界短路比，当计算边界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率时，令λscr数值等于边界短路比，Ut为公共连接点电压，δs为交流系统内电势相角，θs为交流系统阻抗角，Es为交流系统内电势。
根据本发明提供的具体实施例，本发明公开了以下技术效果：
本发明公开了一种MMC-HVDC的输送能力确定方法，所述确定方法包括如下步骤：建立MMC接入电网的交直流互换系统模型，并将MMC-HVDC的参数输入所述交直流互换系统模型；确定所述交直流互换系统模型的静态稳定指标为临界值时的交流系统短路比，作为临界短路比；确定所述交直流互换系统模型的交流调制比等于交流调制比阈值时的交流系统短路比，作为边界短路比；分别计算所述临界短路比和所述边界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率，得到第一输送功率和第二输送功率；将所述第一输送功率和所述第二输送功率中的较小值确定为所述MMC-HVDC的输送能力极限值。本发明根据MMC-HVDC的额定工作点与静态稳定临界点和换流器自身工作极限的关系，提出MMC-HVDC接入交流系统的临界短路比和边界短路比的确定方法，并基于临界短路比和边界短路比精确的确定MMC-HVDC的输送能力极限值，本发明实现了准确确定矢量控制方式下MMC-HVDC的输送能力。
附图说明
为了更清楚地说明本发明实施例或现有技术中的技术方案，下面将对实施例中所需要使用的附图作简单地介绍，显而易见地，下面描述中的附图仅仅是本发明的一些实施例，对于本领域普通技术人员来讲，在不付出创造性劳动性的前提下，还可以根据这些附图获得其他的附图。
图1为本发明提供的一种MMC-HVDC的输送能力确定方法的流程图；
图2为本发明提供的矢量控制的MMC的基本控制框图；
图3为本发明提供的MMC的控制原理图；
图4为本发明具体实施例提供的短路比等于临界短路比时的仿真曲线，图4a为定无功功率控制的短路比等于临界短路比时的仿真曲线，图4b为定交流电压控制的短路比等于临界短路比时的仿真曲线；
图5为本发明具体实施例提供的短路比略大于边界短路比时的仿真曲线，图5a为定无功功率控制的短路比略大于边界短路比时的仿真曲线，图5b为定交流电压控制的短路比略大于边界短路比时的仿真曲线。
具体实施方式
下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅仅是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。
本发明的目的是提供一种MMC-HVDC的输送能力确定方法及系统，以实现准确确定矢量控制方式下MMC-HVDC的输送能力。
为使本发明的上述目的、特征和优点能够更加明显易懂，下面结合附图和具体实施方式对本发明作进一步详细的说明。
如图1所示，本发明提供一种MMC-HVDC的输送能力确定方法，所述确定方法包括如下步骤：
步骤101，建立MMC接入电网的交直流互换系统模型，并将MMC-HVDC的参数输入所述交直流互换系统模型。
模块化多电平换流器(modular multilevel converter,MMC)因其模块化的结构优势，已成为VSC-HVDC工程所采用的主流拓扑。沿用二电平VSC的控制方式，基于d-q解耦的矢量控制方式是目前MMC-HVDC工程所采用的主流控制方式，通过对PCC点的电压、电流进行d-q分解，并闭环控制d轴和q轴电流，实现对控制目标的追踪。矢量控制的基本控制框图如图2所示，d轴控制器有定有功功率和定直流电压2种控制方式，q轴控制器有定无功功率和定交流电压2种控制方式，根据应用需要改变外环参考值可以进行附加控制。
将MMC-HVDC的参数包括交流侧参数以及MMC-HVDC参数，具体包括MMC的子模块电容C0，桥臂电抗为L0。LT为变压器单相等效电感，XCeq＝N/(ωC0)；mk为换流变压器空载变压比，通常为0.85；Mdc为直流调制比，正常运行状态一般为1；M2为环流分量调制比；θe和θ2分别是交流调制分量和环流调制分量的相角；Zs为系统阻抗，Es为交流系统内电势；kT和XT分别为换流变压器的分接头和等效电抗。MMC的控制原理图如图3所示。
基于图3建立MMC接入电网的交直流互联系统模型为：
Figure BDA0003149334060000091
其中，
Figure BDA0003149334060000092
Figure BDA0003149334060000093
Figure BDA0003149334060000094
一般情况下M2的值很小，因此θc≈θe。
MMC控制器根据锁相环锁定的相角θpll对PCC点采集的三相交流电压、电流进行Park变换得到d、q轴的电压、电流，坐标变换的关系如下式所示，
Figure BDA0003149334060000095
换流器输出功率P和Q可按下式计算，稳态时，换流器的输出功率与交流电网传输功率相等：
Figure BDA0003149334060000096
Figure BDA0003149334060000097
式中，λscr为交流系统的短路比，定义为换流站交流母线短路容量与额定直流功率的比值；P、Q为MMC换流站向交流系统输出的有功功率与无功功率。
步骤102，确定所述交直流互换系统模型的静态稳定指标为临界值时的交流系统短路比，作为临界短路比。
步骤103，确定所述交直流互换系统模型的交流调制比等于交流调制比阈值时的交流系统短路比，作为边界短路比。
步骤103和步骤104具体包括：
在不同控制方式下，输入步骤1获得的含有运行参数的特性方程，按照下式计算不同控制方式下的稳定运行判据：
1)定无功功率控制
Figure BDA0003149334060000101
2)定交流电压控制
Figure BDA0003149334060000102
如表1所示，提出MMC接入交流系统静态稳定指标S，S＝0对应静态稳定临界点，且S>0时系统稳定，S<0时系统不稳定。
表1MMC接入交流系统的静态稳定指标列表
Figure BDA0003149334060000103
求解定交流电压控制与定无功功率控制下，当不断改变与MMC-HVDC混联的交流系统短路比，求解随断路比变化的有功功率P和交流调制比Me曲线，通过下式计算出临界短路比和边界短路比：
短路比等于某个值时，额定运行点对应的静态稳定指标恰好临界，定义这个短路比的值为临界短路比，记为CSCR-MMC。CSCR-MMC满足如下方程：
S|P＝±1＝0
当短路比等于某个值时，静态稳定临界点所对应的交流调制比Me刚好等于1，定义这个短路比的值为边界短路比，记作BSCR-MMC。BSCR-MMC满足如下方程：
Figure BDA0003149334060000111
输出求解得到的临界短路比与边界短路比。
步骤104，分别计算所述临界短路比和所述边界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率，得到第一输送功率和第二输送功率；
步骤105，将所述第一输送功率和所述第二输送功率中的较小值确定为所述MMC-HVDC的输送能力极限值。
步骤104和105具体包括：分别求取在临界短路比和边界短路比下的HVDC-MMC的输送功率，选取两者中较小的为矢量控制方式下MMC-HVDC的输送能力极限值Pmax。
本发明还提供一种MMC-HVDC的输送能力确定系统，所述确定系统包括：
模型建立模块，用于建立MMC接入电网的交直流互换系统模型，并将MMC-HVDC的参数输入所述交直流互换系统模型。
所述交直流互换系统模型为：
Figure BDA0003149334060000112
其中，
Figure BDA0003149334060000121
Figure BDA0003149334060000122
Figure BDA0003149334060000123
式中，XMMC为MMC交流侧等效阻抗，Ec为MMC交流侧输出电压的幅值，
Figure BDA0003149334060000124
均为中间变量，XCeq为子模块电抗，XCeq＝N/(ωC0)，C0为MMC的子模块电容，ω为角速度，N为MMC中子模块数量，Me为交流调制比，Udc为直流电压，mk为环流变换器空载变压比，Mdc为直流调制比，θe为交流调制分量的相角，θ2为环流调制分量的相角，θpll为锁相环锁定的相角，XL0为桥臂电抗，M2为环流分量调制比，Me为交流分量调制比，Med为Me的d轴分量，Meq为Me的q轴分量，M2d为M2的d轴分量、M2q为M2的q轴分量。
临界短路比确定模块，用于确定所述交直流互换系统模型的静态稳定指标为临界值时的交流系统短路比，作为临界短路比。
边界短路比确定模块，用于确定所述交直流互换系统模型的交流调制比等于交流调制比阈值时的交流系统短路比，作为边界短路比。
所述静态稳定指标为：
Figure BDA0003149334060000125
其中，
Figure BDA0003149334060000131
式中，S为静态稳定指标，P、Q为MMC向交流系统输出的有功功率与无功功率，Id和Iq分别为三相交流电流的d轴分量和q轴分量；Ut为公共连接点电压，λscr为交流系统的短路比，Es为交流系统内电势，δs为交流系统内电势相角，θs为交流系统阻抗角。
或所述静态稳定指标为：
Figure BDA0003149334060000132
其中，
Figure BDA0003149334060000133
式中，S为静态稳定指标，Iq为三相交流电流的q轴分量，Ut为公共连接点电压，δs为交流系统内电势相角，θs为交流系统阻抗角，λscr为交流系统的短路比，Es为交流系统内电势，Iq为三相交流电流的q轴分量。
输送功率计算模块，用于分别计算所述临界短路比和所述边界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率，得到第一输送功率和第二输送功率。
所述输送功率计算模块，具体包括；
输送功率计算子模块，用于利用公式
Figure BDA0003149334060000134
计算所述临界短路比和所述边界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率，得到第一输送功率和第二输送功率；所述第一输送功率和所述第二输送功率均包括有功功率和无功功率；
其中，P、Q为MMC向交流系统输出的有功功率与无功功率，λscr为交流系统的短路比，当计算临界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率时，令λscr数值等于临界短路比，当计算边界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率时，令λscr数值等于边界短路比，Ut为公共连接点电压，δs为交流系统内电势相角，θs为交流系统阻抗角，Es为交流系统内电势。
输送能力极限值确定模块，用于将所述第一输送功率和所述第二输送功率中的较小值确定为所述MMC-HVDC的输送能力极限值。
为了说明本发明的方法及系统的效果，本发明还提供了如下具体实施例：
表2MMC-HVDC的参数列表
参数 参数值
额定交流电压(kV) 525
额定交流频率(Hz) 50
额定直流功率(MW) 1250
额定直流电压(kV) ±420
MMC子模块电容(μF) 11000
MMC桥臂子模块个数 500
MMC桥臂电感(H) 0.14
变压器接线 Y<sub>G</sub>/Δ/Y
变压器电压比(kV) 525:66:437.23
变压器容量(MVA) 1380
变压器短路阻抗(％) 24，14，8
MMC桥臂电容等效阻抗X<sub>C</sub>(p.u.) 0.6835
MMC桥臂电感等效阻抗X<sub>L0</sub>(p.u.) 0.2078
变压器等效阻抗X<sub>T</sub>(p.u.) 0.1415
交流系统的等效内电势为551.25kV(1.05pu)，定无功功率(Qc＝0)控制时，临界短路比和边界短路比的计算值分别为1.6527和5.3335；定交流电压(Ut＝1)控制时，临界短路比和边界短路比的计算值分别为1.1593和2.1144。在PSCAD/EMTDC中对上述临界短路比和边界短路比的计算值进行仿真验证，仿真曲线分别如图4和图5所示。
图4为短路比等于临界短路比时的仿真曲线，图4a为定无功功率控制的短路比等于临界短路比时的仿真曲线，图4b为定交流电压控制的短路比等于临界短路比时的仿真曲线。在t＝10s将有功功率参考值由0.99pu提升至1.01pu，两种控制方式下，系统都是在有功功率提升至额定后形成正反馈循环而失稳，表现为功率曲线发散，电压跌落，直到达到控制器的限幅。
图5为短路比略大于边界短路比时的仿真曲线，图5a为定无功功率控制的短路比略大于边界短路比时的仿真曲线，图5b为定交流电压控制的短路比略大于边界短路比时的仿真曲线；逐渐提升功率，功率最大达到Me＝1对应的值。定无功功率和定交流电压控制的有功功率极限的计算值分别为3.2271pu和1.8238pu，仿真结果分别为3.22pu和1.82pu，计算结果正确。
通过上述算例分析发现，本发明提出的矢量控制方式下MMC-HVDC的输送能力评估方法能够准确的计算临界短路比和边界短路比，并且根据临界短路比和边界短路比计算出MMC-HVDC的最大传输功率极限，与仿真结果相吻合，提出了一种全新的评估矢量控制方式下MMC-HVDC的输送能力的方法，对于MMC-HVDC工程的实际建设具有很高的指导意义。
本发明实施例中还提供一种包括计算机程序产品，当其在计算机上运行时，使得计算机执行如前述MMC-HVDC的输送能力确定方法的步骤，或者，使得计算机执行如前述MMC-HVDC的输送能力确定系统所执行的步骤。
本发明实施例中还提供一种计算机可读存储介质，该计算机可读存储介质中存储有用于执行MMC-HVDC的输送能力确定方法的程序，当其在计算机上运行时，使得计算机执行如前述MMC-HVDC的输送能力确定方法的步骤，或者，使得计算机执行如前述MMC-HVDC的输送能力确定系统所执行的步骤。
本说明书中各个实施例采用递进的方式描述，每个实施例重点说明的都是与其他实施例的不同之处，各个实施例之间相同相似部分互相参见即可。
本文中应用了具体个例对本发明的原理及实施方式进行了阐述，以上实施例的说明只是用于帮助理解本发明的方法及其核心思想；同时，对于本领域的一般技术人员，依据本发明的思想，在具体实施方式及应用范围上均会有改变之处。综上所述，本说明书内容不应理解为对本发明的限制。

Claims (10)

1.一种MMC-HVDC的输送能力确定方法，其特征在于，所述确定方法包括如下步骤：
建立MMC接入电网的交直流互换系统模型，并将MMC-HVDC的参数输入所述交直流互换系统模型；
确定所述交直流互换系统模型的静态稳定指标为临界值时的交流系统短路比，作为临界短路比；
确定所述交直流互换系统模型的交流调制比等于交流调制比阈值时的交流系统短路比，作为边界短路比；
分别计算所述临界短路比和所述边界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率，得到第一输送功率和第二输送功率；
将所述第一输送功率和所述第二输送功率中的较小值确定为所述MMC-HVDC的输送能力极限值。
2.根据权利要求1所述的MMC-HVDC的输送能力确定方法，其特征在于，所述交直流互换系统模型为：
Figure FDA0003149334050000011
其中，
Figure FDA0003149334050000012
Figure FDA0003149334050000013
Figure FDA0003149334050000021
式中，XMMC为MMC交流侧等效阻抗，Ec为MMC交流侧输出电压的幅值，
Figure FDA0003149334050000022
ζ1、ζ2、ζ'3均为中间变量，XCeq为子模块电抗，XCeq＝N/(ωC0)，C0为MMC的子模块电容，ω为角速度，N为MMC中子模块数量，Me为交流调制比，Udc为直流电压，mk为环流变换器空载变压比，Mdc为直流调制比，θe为交流调制分量的相角，θ2为环流调制分量的相角，θpll为锁相环锁定的相角，XL0为桥臂电抗，M2为环流分量调制比，Me为交流分量调制比，Med为Me的d轴分量，Meq为Me的q轴分量，M2d为M2的d轴分量、M2q为M2的q轴分量。
3.根据权利要求1所述的MMC-HVDC的输送能力确定方法，其特征在于，所述静态稳定指标为：
Figure FDA0003149334050000023
其中，
Figure FDA0003149334050000024
式中，S为静态稳定指标，P、Q为MMC向交流系统输出的有功功率与无功功率，Id和Iq分别为三相交流电流的d轴分量和q轴分量；Ut为公共连接点电压，λscr为交流系统的短路比，Es为交流系统内电势，δs为交流系统内电势相角，θs为交流系统阻抗角。
4.根据权利要求1所述的MMC-HVDC的输送能力确定方法，其特征在于，所述静态稳定指标为：
Figure FDA0003149334050000025
其中，
Figure FDA0003149334050000026
式中，S为静态稳定指标，Iq为三相交流电流的q轴分量，Ut为公共连接点电压，δs为交流系统内电势相角，θs为交流系统阻抗角，λscr为交流系统的短路比，Es为交流系统内电势，Iq为三相交流电流的q轴分量。
5.根据权利要求1所述的MMC-HVDC的输送能力确定方法，其特征在于，所述分别计算所述临界短路比和所述边界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率，得到第一输送功率和第二输送功率，具体包括：
利用公式
Figure FDA0003149334050000031
计算所述临界短路比和所述边界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率，得到第一输送功率和第二输送功率；所述第一输送功率和所述第二输送功率均包括有功功率和无功功率；
其中，P、Q为MMC向交流系统输出的有功功率与无功功率，λscr为交流系统的短路比，当计算临界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率时，令λscr数值等于临界短路比，当计算边界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率时，令λscr数值等于边界短路比，Ut为公共连接点电压，δs为交流系统内电势相角，θs为交流系统阻抗角，Es为交流系统内电势。
6.一种MMC-HVDC的输送能力确定系统，其特征在于，所述确定系统包括：
模型建立模块，用于建立MMC接入电网的交直流互换系统模型，并将MMC-HVDC的参数输入所述交直流互换系统模型；
临界短路比确定模块，用于确定所述交直流互换系统模型的静态稳定指标为临界值时的交流系统短路比，作为临界短路比；
边界短路比确定模块，用于确定所述交直流互换系统模型的交流调制比等于交流调制比阈值时的交流系统短路比，作为边界短路比；
输送功率计算模块，用于分别计算所述临界短路比和所述边界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率，得到第一输送功率和第二输送功率；
输送能力极限值确定模块，用于将所述第一输送功率和所述第二输送功率中的较小值确定为所述MMC-HVDC的输送能力极限值。
7.根据权利要求6所述的MMC-HVDC的输送能力确定系统，其特征在于，所述交直流互换系统模型为：
Figure FDA0003149334050000041
其中，
Figure FDA0003149334050000042
Figure FDA0003149334050000043
Figure FDA0003149334050000044
式中，XMMC为MMC交流侧等效阻抗，Ec为MMC交流侧输出电压的幅值，
Figure FDA0003149334050000045
ζ1、ζ2、ζ'3均为中间变量，XCeq为子模块电抗，XCeq＝N/(ωC0)，C0为MMC的子模块电容，ω为角速度，N为MMC中子模块数量，Me为交流调制比，Udc为直流电压，mk为环流变换器空载变压比，Mdc为直流调制比，θe为交流调制分量的相角，θ2为环流调制分量的相角，θpll为锁相环锁定的相角，XL0为桥臂电抗，，M2为环流分量调制比，Me为交流分量调制比，Med为Me的d轴分量，Meq为Me的q轴分量，M2d为M2的d轴分量、M2q为M2的q轴分量。
8.根据权利要求1所述的MMC-HVDC的输送能力确定系统，其特征在于，所述静态稳定指标为：
Figure FDA0003149334050000046
其中，
Figure FDA0003149334050000051
式中，S为静态稳定指标，P、Q为MMC向交流系统输出的有功功率与无功功率，Id和Iq分别为三相交流电流的d轴分量和q轴分量；Ut为公共连接点电压，λscr为交流系统的短路比，Es为交流系统内电势，δs为交流系统内电势相角，θs为交流系统阻抗角。
9.根据权利要求6所述的MMC-HVDC的输送能力确定系统，其特征在于，所述静态稳定指标为：
Figure FDA0003149334050000052
其中，
Figure FDA0003149334050000053
式中，S为静态稳定指标，Iq为三相交流电流的q轴分量，Ut为公共连接点电压，δs为交流系统内电势相角，θs为交流系统阻抗角，λscr为交流系统的短路比，Es为交流系统内电势，Iq为三相交流电流的q轴分量。
10.根据权利要求6所述的MMC-HVDC的输送能力确定系统，其特征在于，输送功率计算模块，具体包括；
输送功率计算子模块，用于利用公式
Figure FDA0003149334050000054
计算所述临界短路比和所述边界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率，得到第一输送功率和第二输送功率；所述第一输送功率和所述第二输送功率均包括有功功率和无功功率；
其中，P、Q为MMC向交流系统输出的有功功率与无功功率，λscr为交流系统的短路比，当计算临界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率时，令λscr数值等于临界短路比，当计算边界短路比对应的MMC-HVDC的输送功率时，令λscr数值等于边界短路比，Ut为公共连接点电压，δs为交流系统内电势相角，θs为交流系统阻抗角，Es为交流系统内电势。
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