王　倩,黃晶晶,朱大銳,李　寧

(西安理工大學(xué) 自動(dòng)化與信息工程學(xué)院,陜西 西安 710048)

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適用于大規(guī)模風(fēng)電場(chǎng)的MMC-HVDC控制策略研究

王倩,黃晶晶,朱大銳,李寧

(西安理工大學(xué) 自動(dòng)化與信息工程學(xué)院,陜西 西安 710048)

風(fēng)電場(chǎng)柔性直流并網(wǎng)是大規(guī)模風(fēng)力發(fā)電的關(guān)鍵問(wèn)題之一,而模塊化多電平換流器(MMC)是風(fēng)電場(chǎng)柔性直流并網(wǎng)的發(fā)展趨勢(shì)。本文提出一種適用于大型風(fēng)電場(chǎng)的MMC-HVDC控制策略,通過(guò)建立MMC數(shù)學(xué)模型,將分層控制思想引入到MMC-HVDC控制中,具體劃分為系統(tǒng)級(jí)控制、換流器控制及模塊電壓控制3個(gè)層次;此外,為了進(jìn)一步增強(qiáng)系統(tǒng)側(cè)MMC的動(dòng)態(tài)性能,采用反饋線性化方法設(shè)計(jì)內(nèi)環(huán)電流控制器,提出一種改進(jìn)的分組式電容電壓排序方法,以平衡直流電容電壓?；趯?shí)際系統(tǒng)的仿真研究驗(yàn)證了本文提出的MMC-HVDC控制策略的正確性與可行性。

風(fēng)電場(chǎng)柔性直流并網(wǎng); 模塊化多電平換流器; 反饋線性化

世界范圍內(nèi)的能源危機(jī)和環(huán)境污染推動(dòng)了風(fēng)力發(fā)電的持續(xù)發(fā)展[1-3]。柔性直流輸電技術(shù)是風(fēng)電并網(wǎng)技術(shù)的研究熱點(diǎn),而模塊化多電平換流器(MMC)是柔性直流輸電技術(shù)的發(fā)展趨勢(shì)[4-6]。

目前,基于MMC結(jié)構(gòu)的柔性直流輸電技術(shù)(MMC-HVDC)的研究工作主要集中在控制策略、子模塊均壓的方法等方面。文獻(xiàn)[7-8]在dq坐標(biāo)系下建立系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型,雖然取得了較好的控制效果,但dq坐標(biāo)系間存在耦合問(wèn)題。文獻(xiàn)[9-10]采用比例諧振(PR)控制器完成了兩相靜止坐標(biāo)系下的系統(tǒng)設(shè)計(jì),避免了dq坐標(biāo)系下的交叉解耦問(wèn)題,但對(duì)電網(wǎng)非基頻干擾的抑制能力較弱。

在MMC-HVDC系統(tǒng)的子模塊均壓控制方面,文獻(xiàn)[11]結(jié)合調(diào)制波的變化來(lái)調(diào)節(jié)子模塊充放電時(shí)間,以平衡電容電壓。該方法并未考慮電容的當(dāng)前狀態(tài),電容電壓的平衡程度較低。文獻(xiàn)[12]通過(guò)對(duì)子模塊電容電壓進(jìn)行排序,結(jié)合橋臂電流的方向確定子模塊的充放電狀態(tài),之后選擇性地投切子模塊。該方法雖然容易實(shí)現(xiàn),但是開(kāi)關(guān)損耗較高。

據(jù)此,本文提出一種適用于大規(guī)模風(fēng)電接入的MMC-HVDC控制策略。該策略利用反饋線性化方法實(shí)現(xiàn)MMC系統(tǒng)的電流控制器設(shè)計(jì);此外,為了進(jìn)一步平衡子模塊電容電壓,簡(jiǎn)化控制器設(shè)計(jì),提出一種改進(jìn)的分組式電容電壓排序方法,并通過(guò)仿真驗(yàn)證了所提控制策略的正確性。

1　MMC數(shù)學(xué)模型

圖1　MMC主電路結(jié)構(gòu)圖Fig.1　The main circuit architecture figure of MMC

1.1MMC橋臂電壓電流數(shù)學(xué)模型

定義Sik1(i=a,b,c;k=1～n)為MMC各相上橋臂各子模塊開(kāi)關(guān)狀態(tài),例如Sak1=1表示a相上橋臂第k個(gè)模塊T1導(dǎo)通、T2關(guān)斷,反之Sak1=0,其中n為各橋臂模塊數(shù);同理設(shè)Sik2為MMC各相下橋臂各子模塊狀態(tài)。根據(jù)圖1可得:

(1)

式中，C為MMC各子模塊電容容值,ucik1,ucik2分別為MMC的i相上、下橋臂第k個(gè)子模塊電容電壓幅值。進(jìn)一步推導(dǎo)可以得到MMC換流器中各相上、下橋臂電壓分別為:

(2)

根據(jù)MMC的工作原理可知,其上下橋臂電流分別由交流分量和直流分量構(gòu)成,關(guān)系如下:

(3)

式中,isi1,isi2分別為各相上、下橋臂電流的交流分量,其參考方向與上下橋臂電流方向相同;iDCi為各相上下橋臂中電流的直流分量,其參考方向與直流電流方向相同。

1.2MMC交、直流側(cè)數(shù)學(xué)模型

MMC與交流系統(tǒng)之間有如下關(guān)系:

(4)

MMC交流側(cè)相電壓與直流側(cè)電壓關(guān)系如下所示:

(5)

(6)

(7)

將式(4)帶入(7),可得:

(8)

(9)

式中uzi=ui1+ui2-uDC,為MMC上下橋臂交流側(cè)輸出點(diǎn)電位差。

將式(3)帶入式(9)有:

(10)

式中,uαi=ui1+ui2,Δisi=isi1-isi2。

2　大規(guī)模風(fēng)電接入MMC-HVDC新型控制　策略

本文將MMC-HVDC控制系統(tǒng)分為系統(tǒng)級(jí)控制、控制換流器和模塊電壓控制3個(gè)層次,系統(tǒng)級(jí)控制主要負(fù)責(zé)與上級(jí)調(diào)度部門(mén)的通信,包括接受調(diào)度中心的控制指令、控制MMC-HVDC系統(tǒng)交直流側(cè)電壓及運(yùn)行狀態(tài)反饋等功能。應(yīng)用于風(fēng)電并網(wǎng)時(shí),MMC-HVDC兩端換流器的系統(tǒng)級(jí)控制目標(biāo)并不相同。下面給予詳細(xì)介紹。

2.1MMC-HVDC兩端換流器控制策略

2.1.1風(fēng)場(chǎng)側(cè)和系統(tǒng)側(cè)MMC的控制策略對(duì)比

MMC-HVDC兩端換流器的控制目標(biāo)不同,風(fēng)場(chǎng)側(cè)MMC的控制目標(biāo)是其交流電壓，而系統(tǒng)側(cè)MMC的控制目標(biāo)一般是直流母線電壓和系統(tǒng)瞬時(shí)無(wú)功功率。根據(jù)風(fēng)場(chǎng)側(cè)MMC和系統(tǒng)側(cè)MMC的控制目標(biāo)不同,本文分別為其設(shè)計(jì)了控制策略。對(duì)于風(fēng)場(chǎng)側(cè)MMC,本文采用dq坐標(biāo)系下交流電壓的單閉環(huán)控制策略,應(yīng)用dq坐標(biāo)系的原因是在dq坐標(biāo)系下三相交流電壓轉(zhuǎn)換為恒定值,可以用PI控制器實(shí)現(xiàn)無(wú)靜差控制;對(duì)于系統(tǒng)側(cè)MMC,本文采用直流電壓/無(wú)功功率的雙閉環(huán)控制策略。以下分別對(duì)不同MMC的核心控制器進(jìn)行設(shè)計(jì)。

2.1.2風(fēng)場(chǎng)側(cè)MMC控制器設(shè)計(jì)

在風(fēng)場(chǎng)側(cè)MMC控制中，由于風(fēng)能的間歇性及不可預(yù)測(cè)性,最大風(fēng)能捕獲由感應(yīng)雙饋風(fēng)機(jī)(DFIG)自身來(lái)完成[13]。

DFIG的實(shí)時(shí)控制是以實(shí)時(shí)檢測(cè)并跟蹤并網(wǎng)處母線電壓為前提?？紤]到風(fēng)場(chǎng)側(cè)MMC必須保證輸出電壓的穩(wěn)定性,因此,可將其等效為一個(gè)理想電壓源。假設(shè):1)idWM、iqWM、udWM、uqWM分別為交流側(cè)電流和電壓的dq分量;2)ucd、ucq分別為風(fēng)場(chǎng)側(cè)MMC交流輸出電壓的dq分量;3)ω、L0分別同步旋轉(zhuǎn)角速度、線路等效電抗并忽略線路等效電阻。

(11)

將udWM及uqWM作為被控對(duì)象,可得風(fēng)場(chǎng)側(cè)MMC控制框圖如下圖2所示,采用最近電平逼近調(diào)制(NLM)策略。

2.1.3系統(tǒng)側(cè)MMC換流器控制

1)基于反饋線性化的內(nèi)環(huán)電流控制器

MMC-HVDC系統(tǒng)是一個(gè)多變量、強(qiáng)耦合、非線性系統(tǒng)。需對(duì)其進(jìn)行線性化和解耦控制,近年來(lái)的研究表明,一些非線性理論可以用于該系統(tǒng)線性化和解耦控制。本文中應(yīng)用反饋線性化思想設(shè)計(jì)MMC-HVDC系統(tǒng)內(nèi)環(huán)電流控制器。

圖2　風(fēng)場(chǎng)側(cè)MMC控制框圖Fig.2　The control block diagram of MMC in wind farm side

由式(8)可知通過(guò)控制uβ i就可以達(dá)到控制交流側(cè)電流isi的目的。根據(jù)圖1可推導(dǎo)出MMC系統(tǒng)在dq坐標(biāo)系下的數(shù)學(xué)模型:

(12)

選取狀態(tài)變量x=[x1,x2]=[isd,isq],輸入變量u=[u1,u2]=[uβ d,uβ q],輸出變量h1[x(t)]=isd,h2[x(t)]=isq,即可以將(12)寫(xiě)成以下形式:

(13)

式中：

為了提高系統(tǒng)電流內(nèi)環(huán)控制性能,采用反饋線性化控制思想,引入新的控制變量xd、xq,它們與系統(tǒng)輸出電流isd、isq之間為線性解耦關(guān)系。isd、isq與變量xd、xq的關(guān)系可表示為:

(14)

將以上兩式整合,可得:

(15)

進(jìn)而可以求得換流器的輸入變量u=[u1,u2]=[uβd,uβq]的值為:

(16)

根據(jù)以上的分析,電流內(nèi)環(huán)為一階慣性環(huán)節(jié),參數(shù)λ1和λ2決定了該環(huán)節(jié)的性能。電流控制器的輸出變量uβd和uβq經(jīng)過(guò)坐標(biāo)變換可得到abc坐標(biāo)系下調(diào)制策略的參考電壓,選擇合適的調(diào)制策略,即可控制每相各開(kāi)關(guān)管的開(kāi)通和關(guān)斷。

2)外環(huán)控制器設(shè)計(jì)

系統(tǒng)側(cè)MMC外環(huán)的控制的首要目標(biāo)是控制直流側(cè)總電壓的穩(wěn)定,次要目標(biāo)是可以為交流系統(tǒng)提供一定的無(wú)功功率支持。因此選擇直流電壓和無(wú)功功率作為系統(tǒng)側(cè)MMC功率外環(huán)反饋量。根據(jù)瞬時(shí)無(wú)功功率理論,在同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下,當(dāng)d軸定向?yàn)榕c電網(wǎng)電壓旋轉(zhuǎn)矢量同向時(shí),系統(tǒng)側(cè)MMC吸收的有功和無(wú)功功率可表示為:

(17)

(18)

(19)

綜上所述,可以得到基于反饋線性化的系統(tǒng)側(cè)MMC控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖3所示,其中Pref、udcref、fref分別為有功功率、直流電壓及頻率的給定值,Qref、Usref分別為交流電壓和無(wú)功功率的給定值。

圖3　基于反饋線性化的系統(tǒng)側(cè)MMC控制系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.3　The system structure diagram of MMC in power system side based on the control theory of feedback linearization

2.2模塊電壓控制

為了使電容電壓的平衡更易于實(shí)現(xiàn),本文提出了一種改進(jìn)的分組式電容電壓排序的方法。該方法采用兩級(jí)控制,第一級(jí)由多個(gè)FPGA(記為FPGA_Bi′,i′=1,…,k+1,i′為對(duì)應(yīng)組數(shù))組成,每個(gè)FPGA采集n個(gè)模塊的電容電壓(Ux_1，…，Ux_n,x=1，…，m),記為一組,并由該FPGA對(duì)組內(nèi)采集到的各模塊電容電壓值進(jìn)行排序,得到該組電容電壓的平均值Mean(i′)和組內(nèi)不平衡度Mad(i′)(該組中電容電壓的最大值與平均值的差與平均值的比值)兩個(gè)數(shù)據(jù)。然后將這兩個(gè)數(shù)據(jù)發(fā)送給第二級(jí)FPGA(記為FPGA_A),FPGA_A對(duì)FPGA_Bi′上傳的所有的平均值進(jìn)行排序(電容充電則升壓排序,電容放電則降壓排序),然后根據(jù)設(shè)定的組內(nèi)不平衡度閾值Mad_thrd與該組組內(nèi)不平衡度Mad(i′)的關(guān)系確定每一組需要投切的模塊數(shù)量。具體實(shí)現(xiàn)過(guò)程如下。

1) 假設(shè)待排序的橋臂模塊數(shù)為N,分為m組,每組模塊數(shù)為n,因此有N=m*n。

2) 根據(jù)電流方向?qū)λ薪M的平均值Mean(i′)進(jìn)行排序,如果電流方向?yàn)檎齽t由小到大正序排列,反之則負(fù)序排列。假設(shè)該橋臂需要投入的模塊數(shù)目為G,G可以表示為:G=n*k+r。則投入的組總數(shù)為k+1,這k+1個(gè)組中有k個(gè)組所有模塊都投入,第k+1組投入r個(gè)模塊(當(dāng)r=0時(shí),認(rèn)為第k+1組投入0個(gè)),同時(shí)記錄需要投入的組的組號(hào),記為Index(i′) ,即Index(1)～I(xiàn)ndex(k)組全部投入,Index(k+1)組投入r個(gè)模塊。

3) 對(duì)所有組的組內(nèi)不平衡度Mad(i′)進(jìn)行排序,找到最大組內(nèi)不平衡度Mad_max對(duì)應(yīng)的組號(hào)j。

4) 將最大組內(nèi)不平衡度Mad_max和組內(nèi)不平衡度閾值Mad_thrd進(jìn)行比較。

如果Mad_max>Mad_thrd,且組號(hào)j不在根據(jù)組內(nèi)平均值排序決定要全投入的組號(hào)Index(1)～I(xiàn)ndex(k)中,則原本由第Index(k+1)組投入r個(gè)模塊改為第j組投入r個(gè)模塊,第Index(k+1)組全不投。

如果Mad_max>Mad_thrd,且組號(hào)j包含在根據(jù)組內(nèi)不平衡度排序決定的要全投入的組號(hào)Index(1)～I(xiàn)ndex(k)中,則原本由第Index(k+1)組投入的r個(gè)模塊改為第j組投入r個(gè)模塊,第Index(k+1)組全投入。

如果Mad_max≤Mad_thrd,則Index(1)～I(xiàn)ndex(k)組全部投入,Index(k+1)組投入r個(gè)模塊。

5) 控制器FPGA_Bi′根據(jù)3)得到的該組需要投入的模塊數(shù)以及采集得到的電流方向,對(duì)組內(nèi)模塊電壓進(jìn)行排序。如果電流為正,則按電壓從小到大順序依次投入模塊,如果電流為負(fù),則按電壓從大到小順序依次投入模塊。

3　仿真驗(yàn)證

為驗(yàn)證DFIG經(jīng)模塊化多電平MMC柔性直流并網(wǎng)控制策略,在PSCAD/EMTDC中搭建49電平柔性直流輸電系統(tǒng)接納感應(yīng)雙饋型風(fēng)電機(jī)組并網(wǎng)等值模型以仿真驗(yàn)證。表1中給出了仿真系統(tǒng)的關(guān)鍵參數(shù)。

表1　MMC-HVDC控制策略仿真平臺(tái)

為了使仿真波形更加直觀,本文中對(duì)其進(jìn)行標(biāo)幺化處理。仿真分析中,MMC直流電壓及無(wú)功功率指令值分別為60 kV及0 Mvar。兩端MMC子模塊電容電壓初始值設(shè)為1.25 kV。0.5 s前風(fēng)場(chǎng)側(cè)MMC投入并建立空載交流電壓;1.1 s時(shí)定子端電壓與系統(tǒng)電壓同步閉合斷路器實(shí)現(xiàn)風(fēng)電機(jī)組經(jīng)柔性直流接入交流系統(tǒng)。2.2 s時(shí)風(fēng)速上升,柔性直流系統(tǒng)向交流電網(wǎng)輸出功率增加。

圖4為風(fēng)場(chǎng)側(cè)MMC仿真波形圖。

圖4　風(fēng)場(chǎng)側(cè)MMC仿真波形Fig.4　The simulation waveform of MMC in wind farm side

對(duì)比設(shè)定情況與圖4(a)，MMC初始時(shí)刻進(jìn)行不控整流對(duì)直流側(cè)電容進(jìn)行充電,0.5 s時(shí)投入控制策略升高系統(tǒng)直流側(cè)電壓,此時(shí)MMC系統(tǒng)并網(wǎng)電壓出現(xiàn)短時(shí)間波動(dòng),其最大波動(dòng)幅值(超調(diào)量)約為25%,系統(tǒng)調(diào)節(jié)時(shí)間為0.26 s,且并網(wǎng)電壓始終能夠?qū)崟r(shí)跟蹤系統(tǒng)的設(shè)定值。1.1 s時(shí)定子端電壓與系統(tǒng)電壓同步閉合斷路器實(shí)現(xiàn)風(fēng)電機(jī)組經(jīng)柔性直流接入交流系統(tǒng),此時(shí)MMC系統(tǒng)并網(wǎng)電壓又出現(xiàn)短時(shí)間波動(dòng),其最大波動(dòng)幅值(超調(diào)量)約為5%,系統(tǒng)調(diào)節(jié)時(shí)間為0.15 s,且并網(wǎng)電壓始終能夠?qū)崟r(shí)跟蹤系統(tǒng)的設(shè)定值。圖4(a)仿真結(jié)果表明本文研究的DFIG的實(shí)時(shí)控制策略能很好地維持空載時(shí)和負(fù)荷投入時(shí)風(fēng)場(chǎng)側(cè)MMC輸出交流電壓的穩(wěn)定。

由圖4(b)可知,當(dāng)0.5 sMMC空載投入時(shí),其輸出電壓頻率最大波動(dòng)范圍為±0.7 Hz,自1.1 s并網(wǎng)后,風(fēng)場(chǎng)側(cè)MMC輸出電壓頻率波動(dòng)不超過(guò)±0.3 Hz,仿真結(jié)果滿(mǎn)足電力系統(tǒng)最新行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)。由此可知本文研究的DFIG的實(shí)時(shí)控制策略能夠確保風(fēng)機(jī)不因系統(tǒng)頻率波動(dòng)而解列。

由圖4(c)可看出，選定風(fēng)場(chǎng)側(cè)MMC的A相上橋臂6個(gè)子模塊進(jìn)行對(duì)比,在0.5 s和1.1 s系統(tǒng)投入和負(fù)荷投入時(shí),子模塊電壓的動(dòng)態(tài)波動(dòng)最大為±0.07 p.u.,當(dāng)系統(tǒng)穩(wěn)定時(shí),子模塊最大電壓波動(dòng)不超過(guò)±0.03 p.u.,由此可知本文提出的兩級(jí)式模塊電容電壓平衡控制方法能較好的滿(mǎn)足MMC穩(wěn)定運(yùn)行的要求。

圖5所示為系統(tǒng)側(cè)MMC仿真模型。

圖5　系統(tǒng)側(cè)MMC仿真波形Fig.5　The simulation waveform of MMC in power system side

其中2.2 s時(shí)風(fēng)速由0.48 p.u.升高至0.75 p.u.,風(fēng)機(jī)輸出功率隨著風(fēng)速升高而增大,并通過(guò)柔性直流系統(tǒng)全部輸入至受端交流系統(tǒng)。

由圖5(a)、圖5(b)可知,2.2 s時(shí)隨著風(fēng)速的升高,系統(tǒng)側(cè)MMC向交流系統(tǒng)輸出的有功功率同比增大以跟蹤風(fēng)速指令,而MMC向交流系統(tǒng)輸出的無(wú)功功率恒定為零以維持系統(tǒng)單位功率因數(shù)運(yùn)行;相應(yīng)的系統(tǒng)側(cè)MMC向受端交流系統(tǒng)輸出電流在兩個(gè)工頻周期內(nèi)達(dá)到0.75 p.u.的穩(wěn)態(tài)運(yùn)行值;考慮到系統(tǒng)側(cè)MMC直流電壓控制略有延時(shí),當(dāng)風(fēng)場(chǎng)側(cè)MMC在2.2 s向直流電路輸入有功功率增大時(shí),直流極線電壓略有升高,并快速恢復(fù)至±1 p.u.的穩(wěn)定值,由此可知本文研究的基于反饋線性化的系統(tǒng)側(cè)MMC控制策略有較好的動(dòng)態(tài)控制效果。

由圖5(c)可看出，選擇系統(tǒng)側(cè)MMC的A相上橋臂6個(gè)子模塊進(jìn)行對(duì)比,在功率階躍期間其電容電壓波動(dòng)不超過(guò)±0.05 p.u.,考慮到柔性直流系統(tǒng)傳輸功率增大,此時(shí)電壓波動(dòng)范圍略高于之前風(fēng)機(jī)并網(wǎng)仿真分析中風(fēng)場(chǎng)側(cè)MMC的A相上橋臂電壓波動(dòng)。由此可知本文提出的兩級(jí)式模塊電容電壓平衡控制方法在風(fēng)場(chǎng)側(cè)和系統(tǒng)側(cè)均有較好的應(yīng)用效果。

由圖5(d)可知，系統(tǒng)側(cè)MMC輸出電壓在階躍過(guò)程中維持穩(wěn)定。

綜上,本文研究的基于反饋線性化的系統(tǒng)側(cè)MMC控制策略可以較好的對(duì)系統(tǒng)側(cè)各關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行控制。

4　結(jié)　論

本文提出了適用于風(fēng)電柔性并網(wǎng)的風(fēng)場(chǎng)側(cè)MMC控制策略,及適用于系統(tǒng)側(cè)MMC換流器的反饋線性化控制策略。為了平衡子模塊電容電壓,提出一種兩級(jí)式電容電壓均衡方法。本文的研究表明:

1) 風(fēng)場(chǎng)側(cè)MMC和系統(tǒng)側(cè)MMC的控制目標(biāo)不同,因而為了使兩個(gè)MMC變換器各自工作于最佳狀態(tài),需分別設(shè)計(jì)其控制策略。

2) 兩級(jí)式電容電壓均衡方法可以有效的降低MMC子模塊電容電壓均衡算法的復(fù)雜性,且對(duì)風(fēng)場(chǎng)側(cè)和系統(tǒng)側(cè)MMC均適用。

本文的理論分析和仿真結(jié)果表明,在穩(wěn)態(tài)運(yùn)行及風(fēng)機(jī)功率波動(dòng)等不同工況下,本文給出的柔性直流輸電系統(tǒng)均能穩(wěn)定地實(shí)現(xiàn)風(fēng)電場(chǎng)功率外送,為今后大規(guī)模工程應(yīng)用提供了理論支撐。

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(責(zé)任編輯楊小麗)

Research on MMC-HVDC system control strategy for large-scale wind farms

WANG Qian,HUANG Jingjing,ZHU Darui,LI Ning

(School of Automation and Information Engineering, Xi’an University ofTechnology, Xi’an 710048, China)

Flexible HVDC (high-voltage direct current) is the key issues of large-scale wind farms, with the modular multilevel converter (MMC) being the development trend of flexible HVDC technology. In this paper, the mathematical model of MMC is set up and a novel MMC-HVDC system control strategy is proposed for large-scale wind farms. With hierarchical control, based on the novel strategy, the whole MMC-HVDC system control strategy is divided into system level control, inverter control and valve control module voltage control. Moreover, feedback linearization controller is introduced into the inner current ring of system side MMC control in order to enhance the dynamic performance of control strategy. The MMC converter controller structures at the system side and the wind field side are provided for the realization of the reliable access to the power grid of the large-scale wind power. Simulation results based on actual system are to verify the correctness and effectiveness of the proposed method.

flexible HVDC; modular multilevel converter; feedback linearization

10.19322/j.cnki.issn.1006-4710.2016.03.009

2016-03-10

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51507140,51507138);新能源電力系統(tǒng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)放課題資助項(xiàng)目(LAPS1501)

王倩,女,講師,博士,研究方向?yàn)殡娏ο到y(tǒng)的保護(hù)與控制策略。E-mail:wangqian77@xaut.edu.cn

TM464

A

1006-4710(2016)03-0302-07