CN112054550B - 一种多回特高压直流馈入的交流***的直流功率互济方法 - Google Patents

一种多回特高压直流馈入的交流***的直流功率互济方法 Download PDF

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Abstract

本发明针对多回特高压直流馈入交流电网场景，提出了一种多回特高压直流馈入的交流***的直流功率互济方法。本发明通过送端及受端交流***的戴维南等值参数和准稳态数学模型得到的送端和受端交流侧等值PQ节点参数，构建送端和受端交流***的约束模型；在多约束条件下，优化求解各回直流线路馈入有功功率最大值，并根据当前直流运行状态及直流线路的送端交流***等值惯量，对直流线路的可调容量进行修正，据此计算直流线路的频率电流参考下垂系数，并对直流线路的直流电流参考值进行调整。本发明充分发挥多馈入直流间功率互济的作用，增强功率支撑能力以提升受端交流***的稳定水平和鲁棒性。

Description

一种多回特高压直流馈入的交流***的直流功率互济方法
技术领域
本发明属于多区域交直流电网互联***的有功功率控制策略领域，尤其涉及一种多回特高压直流馈入的交流***的直流功率互济方法。
背景技术
随着我国特高压直流输电工程的不断投运和西部大规模电能基地的建设，“西电东送”已成为当前我国的电力输送格局。同时由于我国的负荷中心集中在东南沿海区域，已有及规划的大量直流线路均馈入相关地区。以华东负荷中心江苏为例，目前已有特高压直流输电工程“±800kV锡盟-泰州”、“±800kV锦屏-苏南”、“±800kV晋北-泰州”三回特高压直流馈入，未来规划的白鹤滩水电送出也将采用特高压直流工程。由于特高压直流较大的馈入容量以及直流***运行方式受到所连接交流电网诸多影响，在受端交流***发生大扰动故障造成功率缺失场景，如发电机切机和某回直流单极或双极闭锁情况时，需要充分调动直流***的控制能力来实现不平衡功率的调节，避免频率持续跌落造成事故规模的进一步扩大。
由于特高压直流输电***是基于电网换相型变换器(LCC)所构成的，其运行过程中变换器本身吸收大量无功功率，需要在其交流母线侧配置无功补偿装置实现与交流***无功交换的减小。所以在受端发生大扰动导致频率跌落时，由于动态无功补偿装置容量有限，直流线路进行功率互济和紧急功率提升会影响其送受端的交流电压水平。同时由于变换器运行本身包含多个控制和限幅环节，在达到运行约束时其对应的外特性会出现非线性变化，所以直流功率的提升需要充分考虑连接交流***的特性。
目前针对直流馈入的紧急功率提升策略多基于离线计算结果，未能充分利用***实时运行信息。文献《多直流馈入受端电网短期频率稳定性的实时协调控制方法》提出基于在线的频率响应模型，实时计算并协调***内储能等可调度资源来进行紧急频率控制；文献《直流紧急功率支援用于第三道防线的研究》通过离线制定频率触发阈值实现直流***的紧急功率支援，通过优先于切机切负荷的动作实现直流***对交流电网的频率支撑；文献《基于多层支持向量机的交直流电网频率稳定控制方法》通过多层支持向量机分别建立扰动后频率稳定预测模型、频率稳定控制方式判断模型和最优控制策略，实现直流紧急功率支援的优化控制和在线应用。
本发明将基于交流***的在线戴维南等值和直流变换器的准稳态数学模型和当前运行点，在计及多重约束下和送端及受端交流***特性的基础，确定各回直流线路的可调容量。当受端的交流***出现不同类型的大扰动造成频率骤变并出现大量不平衡有功功率时，通过多回直流***的在线计算结果进行功率互济，稳定交流***的频率和不平衡功率的消除。本方法基于送受端电网的在线戴维南等值方案实现了电网动态信息的反应，直流***的功率指令充分考虑了交直流***的运行约束和当前运行状态，同时给出的运行功率调控策略可以反应各条直流线路的调节能力。从而实现本地***扰动的平抑和互联区域***的功率调整，维持交直流混联***的稳定安全运行。
发明内容
针对多区域交直流电网互联***的受端电网的大扰动对受端交流***安全稳定运行的影响，克服直流闭锁和部分发电机组脱网造成的大量不平衡有功功率问题，提出了一种用于多回特高压直流馈入的交流***的直流功率互济方法。提高了多区域电力***中各区域的频率稳定性，充分发挥了直流***的运行灵活性和连接交流***的能量互济能力。
为实现上述目的，本发明采用以下的技术方案：
一种多回特高压直流馈入的交流***的直流功率互济方法，其特征在于，包括：
步骤1：通过多条特高压直流溃出的送端交流***等值戴维南模型计算直流整流器对应送端交流***的戴维南等值参数内电势以及戴维南等值阻抗，通过多条特高压直流馈入的受端交流***等值戴维南模型计算直流逆变器对应受端交流***的戴维南等值参数内电势以及戴维南等值阻抗，通过特高压送端整流器含控制模式的准稳态数学模型计算送端交流侧等值PQ节点参数，通过特高压受端逆变器的含控制模式的准稳态数学模型计算受端交流侧等值PQ节点参数；
步骤2：结合送端戴维南等值模型的内电势、等值阻抗、送端交流侧等值PQ节点参数，构建送端交流***换流母线电压幅值等式约束模型；结合受端戴维南等值模型的内电势、等值阻抗、受端交流侧等值PQ节点参数，构建受端交流***换流母线电压幅值等式约束模型；结合直流送端整流器的触发角、直流送端整流器的换相角，构建送端整流器控制器参数幅值不等式约束条件；结合直流受端逆变器的关断角、直流受端逆变器的换相角，构建受端逆变器控制器参数幅值不等式约束条件；结合送端交流侧等值PQ节点参数，构建送端整流器并网母线运行不等式约束条件；结合受端交流侧等值PQ节点参数，构建受端逆变器并网母线运行不等式约束条件；进一步优化求解得到各回直流线路馈入有功功率最大值；
步骤3：结合直流线路的馈入有功功率最大值，根据当前直流运行状态判断直流线路的可调容量，计算直流线路的送端交流***等值惯量，根据直流线路的送端交流***等值惯量对直流线路的可调容量进行修正，根据修正后直流线路的可调容量计算直流线路的频率电流参考下垂系数，根据直流线路的频率电流参考下垂系数对直流线路的直流电流参考值进行调整。
作为优选，步骤1中所述计算直流整流器对应送端交流***的戴维南等值参数内电势以及戴维南等值阻抗为：
定义变换器流入交流***方向为电流正方向，联立端口等值参数方程：
Figure BDA0002678021630000031
和约束条件：
Figure BDA0002678021630000032
其中，
Figure BDA0002678021630000033
为k时刻采样的第i回直流整流器交流侧母线的电压向量，
Figure BDA0002678021630000034
为k时刻采样的第i回直流整流器交流侧母线的电流向量，
Figure BDA0002678021630000035
为(k+1)时刻第i回直流整流器交流侧母线的电压向量，
Figure BDA0002678021630000036
为(k+1)时刻第i回直流整流器交流侧母线的电流向量，从而分别求解第i回直流整流器对应送端交流***的戴维南等值参数内电势即
Figure BDA0002678021630000037
第i回直流整流器对应送端交流***的戴维南等值阻抗即
Figure BDA0002678021630000038
i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤1中所述计算直流逆变器对应受端交流***的戴维南等值参数内电势以及戴维南等值阻抗为：
定义变换器流入交流***方向为电流正方向，联立端口等值参数方程：
Figure BDA0002678021630000041
和约束条件：
Figure BDA0002678021630000042
其中，
Figure BDA0002678021630000043
为k时刻采样的第i回直流逆变器交流侧母线的电压向量，
Figure BDA0002678021630000044
为k时刻采样的第i回直流逆变器交流侧母线的电流向量，
Figure BDA0002678021630000045
为(k+1)时刻第i回直流逆变器交流侧母线的电压向量，
Figure BDA0002678021630000046
为(k+1)时刻第i回直流逆变器交流侧母线的电流向量，从而分别求解第i回直流逆变器对应受端交流***的戴维南等值参数内电势即
Figure BDA0002678021630000047
第i回直流逆变器对应受端交流***的戴维南等值阻抗即
Figure BDA0002678021630000048
i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤1中所述通过特高压送端整流器含控制模式的准稳态数学模型计算送端交流侧等值PQ节点参数为：
给定特高压送端整流器运行方式包含恒定电流控制(CC)、恒定触发角控制(CF)，给定特高压受端逆变器运行方式包含恒定熄弧角控制(CEA)和恒定直流电压控制(CV)，根据变换器的准稳态模型直流侧方程：
Figure BDA0002678021630000049
其中，UDCR，i表示第i回直流送端直流电压，UR,i表示第i回直流整流侧变换器并网母线电压幅值，αR,i表示第i回直流送端整流器的触发角，UDCI，i表示第i回直流受端直流电压，UI,i表示第i回直流逆变侧变换器并网母线电压幅值，γI,i表示第i回直流受端逆变器的熄弧角，N表示变换器串联的6脉动阀组数，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
计算第i回直流的馈出有功功率为：
Figure BDA0002678021630000051
其中，PDCR,i表示第i回直流的馈出有功功率，RDC,i表示第i回直流线路的等值电阻，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；忽略变换器损耗，流入流出变换器有功功率相等，即送端交流***向第i回直流整流器输出的有功功率，即PACR,i＝PDCR,i；
计算第i回直流送端整流器所吸收的吸收无功功率为：
QACR,i＝tan(αR,i+μR,i/2)·PACR,i
其中，αR,i表示第i回直流送端整流器的触发角，μR,i表示第i回直流送端整流器的换相角，具体为：
Figure BDA0002678021630000052
其中，XTR,i表示第i回直流送端整流器等值换相电抗，UDCR，i表示第i回直流送端直流电压，UDCI，i表示第i回直流受端直流电压，RDC,i表示第i回直流线路的等值电阻，αR,i表示第i回直流送端整流器的触发角，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
进一步结合第i回直流送端整流器交流侧母线无功补偿装置提供的无功功率即QCOMR,i，则可以得到步骤1中所述交流侧等值PQ节点参数；
步骤1中所述送端交流侧等值PQ节点参数包括：
送端交流***向第i回直流整流器输出的有功功率即PACR,i、第i回直流送端整流器所吸收的吸收无功功即率QACR,i、第i回直流送端整流器交流侧母线无功补偿装置提供的无功功率即QCOMR,i；
步骤1中所述通过特高压受端逆变器的含控制模式的准稳态数学模型计算受端交流侧等值PQ节点参数，具体为：
给定特高压送端整流器运行方式包含恒定电流控制(CC)、恒定触发角控制(CF)，给定特高压受端逆变器运行方式包含恒定熄弧角控制(CEA)和恒定直流电压控制(CV)，根据变换器的准稳态模型直流侧方程为：
Figure BDA0002678021630000061
其中，UDCR，i表示第i回直流送端直流电压，UR,i表示第i回直流整流侧变换器并网母线电压幅值，αR,i表示第i回直流送端整流器的触发角，UDCI，i表示第i回直流受端直流电压，UI,i表示第i回直流逆变侧变换器并网母线电压幅值，γI,i表示第i回直流受端逆变器的熄弧角，N表示变换器串联的6脉动阀组数，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
计算第i回直流的馈入有功功率为：
Figure BDA0002678021630000062
其中，RDC,i表示第i回直流线路的等值电阻，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；忽略变换器损耗，流入流出变换器有功功率相等，即受端交流***从第i回直流逆变器吸收的有功功率，即PACI,i＝PDCI,i。
计算第i回直流受端逆变器所吸收的吸收无功功率为：
QACI,i＝tan(γI,i+μI,i/2)PDCI,i
其中，γI,i表示第i回直流受端逆变器的关断角，μI,i表示第i回直流受端逆变器的换相角，具体计算方法为：
Figure BDA0002678021630000063
其中，XTI,i表示第i回直流受端逆变器等值换相电抗，UDCR，i表示第i回直流送端直流电压，UDCI，i表示第i回直流受端直流电压，RDC,i表示第i回直流线路的等值电阻，γI,i表示第i回直流受端逆变器的关断角；
结合第i回直流受端逆变器交流侧母线无功补偿装置提供的无功功率即QCOMI,i，则可以得到步骤1中所述受端交流侧等值PQ节点参数；
步骤1中所述受端交流侧等值PQ节点参数包括：
受端交流***从第i回直流逆变器吸收的有功功率即PACI,i、第i回直流受端逆变器所吸收的吸收无功功率即QACI,i、第i回直流受端逆变器交流侧母线无功补偿装置提供的无功功率即QCOMI,i；
受端交流***从第i回直流逆变器吸收的有功功率PACI,i；
第i回直流受端逆变器所吸收的吸收无功功率QACI,i；
第i回直流受端逆变器交流侧母线无功补偿装置提供的无功功率QCOMI,i；
作为优选，步骤2中所述的构建送端交流***换流母线电压幅值等式约束模型具体为：
第i回直流送端交流***换流母线电压幅值ER,i为：
Figure BDA0002678021630000071
送端交流***换流母线电压幅值ER,i必须为实数解，否则，送端交流***换流母线出现电压崩溃现象，即ER,i虚部为零，得到以下等式约束：
Figure BDA0002678021630000072
其中，UR,i表示第i回直流整流侧变换器并网母线电压幅值；PDCR,i表示第i回直流的馈出有功功率；忽略变换器损耗，流入流出变换器有功功率相等，即送端交流***向第i回直流整流器输出的有功功率，即PACR,i＝PDCR,i；BR,i为第i回直流送端交流母线配置无功补偿电容导纳；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤2中所述的构建受端端交流***换流母线电压幅值等式约束模型为：
第i回直流受端交流***换流母线电压幅值EI,i为：
Figure BDA0002678021630000073
送端交流***换流母线电压幅值EI,i必须为实数解，否则，送端交流***换流母线出现电压崩溃现象，即EI,i虚部为零，得到以下等式约束：
Figure BDA0002678021630000081
其中，UI,i表示第i回直流逆变侧变换器并网母线电压幅值，PDCI,i表示第i回直流的馈入有功功率；忽略变换器损耗，流入流出变换器有功功率相等，即受端交流***从第i回直流逆变器吸收的有功功率，即PACI,i＝PDCI,i；BI,i为第i回直流受端交流母线配置无功补偿电容导纳；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤2中所述的构建送端整流器控制器参数幅值不等式约束条件具体为：
结合步骤1中第i回直流送端等值戴维南等值模型参数，根据静态***运行方式曲线和如下含控制器限幅的约束调节条件：
Figure BDA0002678021630000082
分别表示换相角约束、触发角约束和熄弧角约束；
其中，μR,i表示第i回直流送端整流器的换相角，αR,i表示第i回直流送端整流器的触发角，γR,i表示第i回直流送端整流器的触发角；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤2中所述的构建受端逆变器控制器参数幅值不等式约束条件为：
Figure BDA0002678021630000083
其中，μI,i表示第i回直流受端逆变器的换相角，αI,i表示第i回直流送端整流器的触发角，γI,i表示第i回直流受端逆变器的关断角；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤2中所述的构建送端整流器并网母线运行不等式约束条件具体为：
Figure BDA0002678021630000084
其中，UR,i表示第i回直流整流侧变换器并网母线电压幅值，QACR,i表示第i回直流送端整流器所吸收的吸收无功功即率；
步骤2中所述的构建受端逆变器并网母线运行不等式约束条件为：
Figure BDA0002678021630000091
其中，UI,i表示第i回直流逆变侧变换器并网母线电压幅值，QACI,i表示第i回直流送端逆变器所吸收的吸收无功功即率；
以受端馈入的有功功率最大为目标函数，结合以上已构建的约束条件，计算得到最优运行参数，第i回直流受端的直流功率输入表达为：
Figure BDA0002678021630000092
其中，UI,i表示第i回直流逆变侧变换器并网母线电压幅值，γI,i表示第i回直流受端逆变器的关断角，UR,i表示第i回直流整流侧变换器并网母线电压幅值，αR,i表示第i回直流送端整流器的触发角，RDC,i表示第i回直流线路的等值电阻；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤2所述进一步优化求解直流线路的馈入有功功率最大值为：
结合步骤1中给定特高压送端整流器运行方式包含恒定电流控制(CC)、恒定触发角控制(CF)，给定特高压受端逆变器运行方式包含恒定熄弧角控制(CEA)和恒定直流电压控制(CV)，根据受端逆变器控制器参数幅值不等式约束，代入最小熄弧角允许值，若该熄弧角幅值不能满足其他约束条件，则根据精度要求，适当增大熄弧角幅值，再次代入。直至某一熄弧角辅值能满足所有约束条件，则将该熄弧角幅值记为最优熄弧角幅值γI,i *；
结合步骤1中送端准稳态数学模型可得对应的送端整流器关断角参数，记为αR,i *；结合步骤1中送端准稳态数学模型可得对应的馈入有功功率，记为第i回直流线路的馈入有功功率最大值PDCI,i *，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数
作为优选，步骤3所述结合直流线路的馈入有功功率最大值，根据当前直流运行状态判断直流线路的可调容量为：
Figure BDA0002678021630000101
其中，ΔPDCI,i为第i回直流线路的可调容量，PDCI,i *为第i回直流线路的馈入有功功率最大值，PDCI0为第i回直流线路当前馈入有功功率；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤3所述计算直流线路的送端交流***的等值惯量为：
Figure BDA0002678021630000102
其中，Hsys,i为第i回直流线路的送端交流***等值惯量，HG,k,i为第i回直流线路的送端交流***内第k个发电机的惯量常数，Sk,i为第i回直流线路的送端交流***内第k个发电机的容量，k∈[1,z]且为整数，z为第i回直流线路的送端交流***内发电机的总数；
Figure BDA0002678021630000103
为第i回直流线路的送端交流***中发电机容量总和，j∈[1,z]且为整数，z为第i回直流线路的送端交流***内发电机的总数，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤3所述根据直流线路的送端交流***等值惯量对直流***的可调容量进行修正为：
Figure BDA0002678021630000104
其中，D为第一负荷阻尼系数，R为第二负荷阻尼系数，fmin,i为第i回直流线路的送端***运行频率下限，fN,i为第i回直流线路的送端***的当前运行频率，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数，tnadir,i为第i回直流线路的送端***调速器下垂系数，ζi为第i回直流线路的送端***阻尼比；
tnadir,i为第i回直流线路的送端***调速器下垂系数，表达式为：
Figure BDA0002678021630000111
ζi为第i回直流线路的送端***调速器下垂系数阻尼比，表达式为：
Figure BDA0002678021630000112
ωn,i为第i回直流线路的送端***固有振荡频率，表达式为：
Figure BDA0002678021630000113
ωr为第i回直流线路的送端***阻尼频率，表达式为：
Figure BDA0002678021630000114
αi为第i回直流线路的送端***增益系数，表达式为：
Figure BDA0002678021630000115
其中，TR为第i回直流线路的送端***再热机组时间常数，Km为第i回直流线路的送端***机械功率增益系数；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
根据当前直流运行状态修正直流***的可调容量，具体为：
Figure BDA0002678021630000116
其中，ΔPDCI,i′为第i回直流线路可调容量修正值，PDCI,i′为第i回直流线路的馈入有功功率最大值修正值，PDCI0为第i回直流线路当前馈入有功功率；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
若ΔPDCI,i′<ΔPDCI,i时，修正直流***的可调容量；否则，直流***的可调容量保持原值，即ΔPDCI,i′＝ΔPDCI,i。
步骤3所述计算直流线路的频率电流参考下垂系数为：
Figure BDA0002678021630000121
其中，
Figure BDA0002678021630000122
为第i回计算直流线路的频率电流参考下垂系数，PDCI,i′为第i回直流线路的馈入有功功率最大值修正值，UDCIN,i为第i回直流线路受端变换器的额定直流电压，Δflow,i为第i回直流线路受端交流***运行频率下限fmin,i与额定频率差值，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤3所述根据直流线路的频率电流参考下垂系数对直流线路的直流电流参考值进行调整为：
将计算所得的第i回直流线路的频率电流参考下垂系数Kfi,i，作为增益系数通过正反馈至第i回直流线路的直流电流参考值给定环节，对第i回直流线路的送端的参考电流进行调整，具体为：
原直流线路的直流电流参考值为：
IDCref,i＝|(KiIDC,i+UDCR,i),Idc_set,i|min-IDC,i
其中，IDCref,i为第i回直流线路的直流电流参考值，Ki为第i回直流线路的直流电流调整系数，IDC,i为第i回直流线路的直流电流值，UDCR,i为表示第i回直流送端直流电压，Idc_set,i为第i回直流线路的直流电流设定值；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
加入频率电流参考下垂系数参数进行控制后，直流线路的直流电流参考值为：
IDCref,i＝|(KiIDC,i+UDCR,i),Idc_set,i|min-IDC,i+Kft,i(fN,i-fmin,i)
其中，IDCref,i为第i回直流线路的直流电流参考值，IDC,i为第i回直流线路的直流电流值，UDCR,i为表示第i回直流送端直流电压，Idc_set,i为第i回直流线路的直流电流设定值，Kft,i为第i回直流线路的频率-电流参考下垂系数，fN,i为第i回直流线路受端交流***额定频率，fmin,i为第i回直流线路受端交流***运行频率下限；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数。
本发明优点在于，在受端交流***因故障出现大扰动的情况下，可实现各回馈入受端交流***的直流线路之间功率互济，提升受端交流***的安全稳定性。
附图说明
图1：为本发明方法流程图；
图2：为本发明所述典型的多回特高压直流馈入的大型交直流混联***示意图；
图3：为本发明所述的直流功率互济协调控制策略示意图。
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。
下面结合图1至图3介绍本发明的具体实施方式为一种多回特高压直流馈入的交流***的直流功率互济方法，本发明方法流程图如图1所示，包括以下步骤：
步骤1：通过多条特高压直流溃出的送端交流***等值戴维南模型计算直流整流器对应送端交流***的戴维南等值参数内电势以及戴维南等值阻抗，通过多条特高压直流馈入的受端交流***等值戴维南模型计算直流逆变器对应受端交流***的戴维南等值参数内电势以及戴维南等值阻抗，通过特高压送端整流器含控制模式的准稳态数学模型计算送端交流侧等值PQ节点参数，通过特高压受端逆变器的含控制模式的准稳态数学模型计算受端交流侧等值PQ节点参数；
步骤1中所述计算直流整流器对应送端交流***的戴维南等值参数内电势以及戴维南等值阻抗为：
定义变换器流入交流***方向为电流正方向，联立端口等值参数方程：
Figure BDA0002678021630000131
和约束条件：
Figure BDA0002678021630000132
其中，
Figure BDA0002678021630000133
为k时刻采样的第i回直流整流器交流侧母线的电压向量，
Figure BDA0002678021630000134
为k时刻采样的第i回直流整流器交流侧母线的电流向量，
Figure BDA0002678021630000141
为(k+1)时刻第i回直流整流器交流侧母线的电压向量，
Figure BDA0002678021630000142
为(k+1)时刻第i回直流整流器交流侧母线的电流向量，从而分别求解第i回直流整流器对应送端交流***的戴维南等值参数内电势即
Figure BDA0002678021630000143
第i回直流整流器对应送端交流***的戴维南等值阻抗即
Figure BDA0002678021630000144
i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数，若如图2所示，m＝3为特高压直流线路的回数；
步骤1中所述计算直流逆变器对应受端交流***的戴维南等值参数内电势以及戴维南等值阻抗为：
定义变换器流入交流***方向为电流正方向，联立端口等值参数方程：
Figure BDA0002678021630000145
和约束条件：
Figure BDA0002678021630000146
其中，
Figure BDA0002678021630000147
为k时刻采样的第i回直流逆变器交流侧母线的电压向量，
Figure BDA0002678021630000148
为k时刻采样的第i回直流逆变器交流侧母线的电流向量，
Figure BDA0002678021630000149
为(k+1)时刻第i回直流逆变器交流侧母线的电压向量，
Figure BDA00026780216300001410
为(k+1)时刻第i回直流逆变器交流侧母线的电流向量，从而分别求解第i回直流逆变器对应受端交流***的戴维南等值参数内电势即
Figure BDA00026780216300001411
第i回直流逆变器对应受端交流***的戴维南等值阻抗即
Figure BDA00026780216300001412
i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤1中所述通过特高压送端整流器含控制模式的准稳态数学模型计算送端交流侧等值PQ节点参数为：
给定特高压送端整流器运行方式包含恒定电流控制(CC)、恒定触发角控制(CF)，给定特高压受端逆变器运行方式包含恒定熄弧角控制(CEA)和恒定直流电压控制(CV)，根据变换器的准稳态模型直流侧方程：
Figure BDA0002678021630000151
其中，UDCR，i表示第i回直流送端直流电压，UR,i表示第i回直流整流侧变换器并网母线电压幅值，αR,i表示第i回直流送端整流器的触发角，UDCI，i表示第i回直流受端直流电压，UI,i表示第i回直流逆变侧变换器并网母线电压幅值，γI,i表示第i回直流受端逆变器的熄弧角，N表示变换器串联的6脉动阀组数，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
计算第i回直流的馈出有功功率为：
Figure BDA0002678021630000152
其中，PDCR,i表示第i回直流的馈出有功功率，RDC,i表示第i回直流线路的等值电阻，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；忽略变换器损耗，流入流出变换器有功功率相等，即送端交流***向第i回直流整流器输出的有功功率，即PACR,i＝PDCR,i；
计算第i回直流送端整流器所吸收的吸收无功功率为：
QACR,i＝tan(αR,i+μR,i/2)·PACR,i
其中，αR,i表示第i回直流送端整流器的触发角，μR,i表示第i回直流送端整流器的换相角，具体为：
Figure BDA0002678021630000153
其中，XTR,i表示第i回直流送端整流器等值换相电抗，UDCR，i表示第i回直流送端直流电压，UDCI，i表示第i回直流受端直流电压，RDC,i表示第i回直流线路的等值电阻，αR,i表示第i回直流送端整流器的触发角，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
进一步结合第i回直流送端整流器交流侧母线无功补偿装置提供的无功功率即QCOMR,i，则可以得到步骤1中所述交流侧等值PQ节点参数；
步骤1中所述送端交流侧等值PQ节点参数包括：
送端交流***向第i回直流整流器输出的有功功率即PACR,i、第i回直流送端整流器所吸收的吸收无功功即率QACR,i、第i回直流送端整流器交流侧母线无功补偿装置提供的无功功率即QCOMR,i；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤1中所述通过特高压受端逆变器的含控制模式的准稳态数学模型计算受端交流侧等值PQ节点参数，具体为：
给定特高压送端整流器运行方式包含恒定电流控制(CC)、恒定触发角控制(CF)，给定特高压受端逆变器运行方式包含恒定熄弧角控制(CEA)和恒定直流电压控制(CV)，根据变换器的准稳态模型直流侧方程为：
Figure BDA0002678021630000161
其中，UDCR，i表示第i回直流送端直流电压，UR,i表示第i回直流整流侧变换器并网母线电压幅值，αR,i表示第i回直流送端整流器的触发角，UDCI，i表示第i回直流受端直流电压，UI,i表示第i回直流逆变侧变换器并网母线电压幅值，γI,i表示第i回直流受端逆变器的熄弧角，N表示变换器串联的6脉动阀组数，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
计算第i回直流的馈入有功功率为：
Figure BDA0002678021630000162
其中，RDC,i表示第i回直流线路的等值电阻，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；忽略变换器损耗，流入流出变换器有功功率相等，即受端交流***从第i回直流逆变器吸收的有功功率，即PACI,i＝PDCI,i。
计算第i回直流受端逆变器所吸收的吸收无功功率为：
QACI,i＝tan(γI,i+μI,i/2)PDCI,i
其中，γI,i表示第i回直流受端逆变器的关断角，μI,i表示第i回直流受端逆变器的换相角，具体计算方法为：
Figure BDA0002678021630000171
其中，XTI,i表示第i回直流受端逆变器等值换相电抗，UDCR，i表示第i回直流送端直流电压，UDCI，i表示第i回直流受端直流电压，RDC,i表示第i回直流线路的等值电阻，γI,i表示第i回直流受端逆变器的关断角；
结合第i回直流受端逆变器交流侧母线无功补偿装置提供的无功功率即QCOMI,i，则可以得到步骤1中所述受端交流侧等值PQ节点参数；
步骤1中所述受端交流侧等值PQ节点参数包括：
受端交流***从第i回直流逆变器吸收的有功功率即PACI,i、第i回直流受端逆变器所吸收的吸收无功功率即QACI,i、第i回直流受端逆变器交流侧母线无功补偿装置提供的无功功率即QCOMI,i；
受端交流***从第i回直流逆变器吸收的有功功率PACI,i；
第i回直流受端逆变器所吸收的吸收无功功率QACI,i；
第i回直流受端逆变器交流侧母线无功补偿装置提供的无功功率QCOMI,i；
步骤2：结合送端戴维南等值模型的内电势、等值阻抗、送端交流侧等值PQ节点参数，构建送端交流***换流母线电压幅值等式约束模型；结合受端戴维南等值模型的内电势、等值阻抗、受端交流侧等值PQ节点参数，构建受端交流***换流母线电压幅值等式约束模型；结合直流送端整流器的触发角、直流送端整流器的换相角，构建送端整流器控制器参数幅值不等式约束条件；结合直流受端逆变器的关断角、直流受端逆变器的换相角，构建受端逆变器控制器参数幅值不等式约束条件；结合送端交流侧等值PQ节点参数，构建送端整流器并网母线运行不等式约束条件；结合受端交流侧等值PQ节点参数，构建受端逆变器并网母线运行不等式约束条件；进一步优化求解得到各回直流线路馈入有功功率最大值。
步骤2中所述的构建送端交流***换流母线电压幅值等式约束模型具体为：
第i回直流送端交流***换流母线电压幅值ER,i为：
Figure BDA0002678021630000181
送端交流***换流母线电压幅值ER,i必须为实数解，否则，送端交流***换流母线出现电压崩溃现象，即ER,i虚部为零，得到以下等式约束：
Figure BDA0002678021630000182
其中，UR,i表示第i回直流整流侧变换器并网母线电压幅值；PDCR,i表示第i回直流的馈出有功功率；忽略变换器损耗，流入流出变换器有功功率相等，即送端交流***向第i回直流整流器输出的有功功率，即PACR,i＝PDCR,i；BR,i为第i回直流送端交流母线配置无功补偿电容导纳；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤2中所述的构建受端端交流***换流母线电压幅值等式约束模型为：
第i回直流受端交流***换流母线电压幅值EI,i为：
Figure BDA0002678021630000183
送端交流***换流母线电压幅值EI,i必须为实数解，否则，送端交流***换流母线出现电压崩溃现象，即EI,i虚部为零，得到以下等式约束：
Figure BDA0002678021630000184
其中，UI,i表示第i回直流逆变侧变换器并网母线电压幅值，PDCI,i表示第i回直流的馈入有功功率；忽略变换器损耗，流入流出变换器有功功率相等，即受端交流***从第i回直流逆变器吸收的有功功率，即PACI,i＝PDCI,i；BI,i为第i回直流受端交流母线配置无功补偿电容导纳；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤2中所述的构建送端整流器控制器参数幅值不等式约束条件具体为：
结合步骤1中第i回直流送端等值戴维南等值模型参数，根据静态***运行方式曲线和如下含控制器限幅的约束调节条件：
Figure BDA0002678021630000191
分别表示换相角约束、触发角约束和熄弧角约束；
其中，μR,i表示第i回直流送端整流器的换相角，αR,i表示第i回直流送端整流器的触发角，γR,i表示第i回直流送端整流器的触发角；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤2中所述的构建受端逆变器控制器参数幅值不等式约束条件为：
Figure BDA0002678021630000192
其中，μI,i表示第i回直流受端逆变器的换相角，αI,i表示第i回直流送端整流器的触发角，γI,i表示第i回直流受端逆变器的关断角；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤2中所述的构建送端整流器并网母线运行不等式约束条件具体为：
Figure BDA0002678021630000193
其中，UR,i表示第i回直流整流侧变换器并网母线电压幅值，QACR,i表示第i回直流送端整流器所吸收的吸收无功功即率；
步骤2中所述的构建受端逆变器并网母线运行不等式约束条件为：
Figure BDA0002678021630000194
其中，UI,i表示第i回直流逆变侧变换器并网母线电压幅值，QACI,i表示第i回直流送端逆变器所吸收的吸收无功功即率；
以受端馈入的有功功率最大为目标函数，结合以上已构建的约束条件，计算得到最优运行参数，第i回直流受端的直流功率输入表达为：
Figure BDA0002678021630000201
其中，UI,i表示第i回直流逆变侧变换器并网母线电压幅值，γI,i表示第i回直流受端逆变器的关断角，UR,i表示第i回直流整流侧变换器并网母线电压幅值，αR,i表示第i回直流送端整流器的触发角，RDC,i表示第i回直流线路的等值电阻；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤2所述进一步优化求解直流线路的馈入有功功率最大值为：
结合步骤1中给定特高压送端整流器运行方式包含恒定电流控制(CC)、恒定触发角控制(CF)，给定特高压受端逆变器运行方式包含恒定熄弧角控制(CEA)和恒定直流电压控制(CV)，根据受端逆变器控制器参数幅值不等式约束，代入最小熄弧角允许值，若该熄弧角幅值不能满足其他约束条件，则根据精度要求，适当增大熄弧角幅值，再次代入。直至某一熄弧角辅值能满足所有约束条件，则将该熄弧角幅值记为最优熄弧角幅值γI,i *；
结合步骤1中送端准稳态数学模型可得对应的送端整流器关断角参数，记为αR,i *；结合步骤1中送端准稳态数学模型可得对应的馈入有功功率，记为第i回直流线路的馈入有功功率最大值PDCI,i *，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数
步骤3：结合直流线路的馈入有功功率最大值，根据当前直流运行状态判断直流线路的可调容量，计算直流线路的送端交流***等值惯量，根据直流线路的送端交流***等值惯量对直流线路的可调容量进行修正，根据修正后直流线路的可调容量计算直流线路的频率电流参考下垂系数，根据直流线路的频率电流参考下垂系数对直流线路的直流电流参考值进行调整；
步骤3所述结合直流线路的馈入有功功率最大值，根据当前直流运行状态判断直流线路的可调容量为：
Figure BDA0002678021630000202
其中，ΔPDCI,i为第i回直流线路的可调容量，PDCI,i *为第i回直流线路的馈入有功功率最大值，PDCI0为第i回直流线路当前馈入有功功率；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤3所述计算直流线路的送端交流***的等值惯量为：
Figure BDA0002678021630000211
其中，Hsys,i为第i回直流线路的送端交流***等值惯量，HG,k,i为第i回直流线路的送端交流***内第k个发电机的惯量常数，Sk,i为第i回直流线路的送端交流***内第k个发电机的容量，k∈[1,z]且为整数，z为第i回直流线路的送端交流***内发电机的总数；
Figure BDA0002678021630000212
为第i回直流线路的送端交流***中发电机容量总和，j∈[1,z]且为整数，z为第i回直流线路的送端交流***内发电机的总数，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤3所述根据直流线路的送端交流***等值惯量对直流***的可调容量进行修正为：
Figure BDA0002678021630000213
其中，D为第一负荷阻尼系数，R为第二负荷阻尼系数，fmin,i为第i回直流线路的送端***运行频率下限，fN,i为第i回直流线路的送端***的当前运行频率，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数，tnadir,i为第i回直流线路的送端***调速器下垂系数，ζi为第i回直流线路的送端***阻尼比；
tnadir,i为第i回直流线路的送端***调速器下垂系数，表达式为：
Figure BDA0002678021630000214
ζi为第i回直流线路的送端***调速器下垂系数阻尼比，表达式为：
Figure BDA0002678021630000221
ωn,i为第i回直流线路的送端***固有振荡频率，表达式为：
Figure BDA0002678021630000222
ωr为第i回直流线路的送端***阻尼频率，表达式为：
Figure BDA0002678021630000223
αi为第i回直流线路的送端***增益系数，表达式为：
Figure BDA0002678021630000224
其中，TR为第i回直流线路的送端***再热机组时间常数，Km为第i回直流线路的送端***机械功率增益系数；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
根据当前直流运行状态修正直流***的可调容量，具体为：
Figure BDA0002678021630000225
其中，ΔPDCI,i′为第i回直流线路可调容量修正值，PDCI,i′为第i回直流线路的馈入有功功率最大值修正值，PDCI0为第i回直流线路当前馈入有功功率；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
若ΔPDCI,i′<ΔPDCI,i时，修正直流***的可调容量；否则，直流***的可调容量保持原值，即ΔPDCI,i′＝ΔPDCI,i。
步骤3所述计算直流线路的频率电流参考下垂系数为：
Figure BDA0002678021630000226
其中，
Figure BDA0002678021630000227
为第i回计算直流线路的频率电流参考下垂系数，PDCI,i′为第i回直流线路的馈入有功功率最大值修正值，UDCIN,i为第i回直流线路受端变换器的额定直流电压，Δflow,i为第i回直流线路受端交流***运行频率下限fmin,i与额定频率差值，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤3所述根据直流线路的频率电流参考下垂系数对直流线路的直流电流参考值进行调整为：
将计算所得的第i回直流线路的频率电流参考下垂系数Kfi,i，作为增益系数通过正反馈至第i回直流线路的直流电流参考值给定环节，对第i回直流线路的送端的参考电流进行调整，具体为：
原直流线路的直流电流参考值为：
IDCref,i＝|(KiIDC,i+UDCR,i),Idc_set,i|min-IDC,i
其中，IDCref,i为第i回直流线路的直流电流参考值，Ki为第i回直流线路的直流电流调整系数，IDC,i为第i回直流线路的直流电流值，UDCR,i为表示第i回直流送端直流电压，Idc_set,i为第i回直流线路的直流电流设定值；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
加入频率电流参考下垂系数参数进行控制后，直流线路的直流电流参考值为：
IDCref,i＝|(KiIDC,i+UDCR,i),Idc_set,i|min-IDC,i+Kft,i(fN,i-fmin,i)
其中，IDCref,i为第i回直流线路的直流电流参考值，IDC,i为第i回直流线路的直流电流值，UDCR,i为表示第i回直流送端直流电压，Idc_set,i为第i回直流线路的直流电流设定值，Kft,i为第i回直流线路的频率-电流参考下垂系数，fN,i为第i回直流线路受端交流***额定频率，fmin,i为第i回直流线路受端交流***运行频率下限；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数。
通过附图3所示的直流电流参考值给定环节和增益系数分配，对各条直流线路送端的参考电流给定进行调整，实现受端交流***大扰动下的功率互济和安全稳定运行水平提升。
以上所描述的一种多回特高压直流馈入的交流***的直流功率互济方法，其有益效果是:对多馈入直流的受端交流***，当***出现不同类型的大扰动造成频率骤变并出现大量不平衡有功功率时，可通过多回直流***的在线计算结果进行功率互济，稳定交流***的频率和不平衡功率的消除。所述馈入馈出交流***等值戴维南模型充分应用了换流母线的测量信息，反映***在扰动前运新特性；所述直流变换器准稳态数学模型充分考虑了控制器饱和环节约束特性；所述直流***的功率调节能力充分考虑了交流***的电压运行约束、直流***运行特性和运行状态；所述直流互济策略的各条线路频率-电流下垂环节的设置中充分考虑了送端***惯量对于动态频率的约束，并可根据受端频率偏差对功率进行自行调整无需各条直流线路相互通信。
应当理解的是，本说明书未详细阐述的部分均属于现有技术。
应当理解的是，上述针对较佳实施例的描述较为详细，并不能因此而认为是对本发明专利保护范围的限制，本领域的普通技术人员在本发明的启示下，在不脱离本发明权利要求所保护的范围情况下，还可以做出替换或变形，均落入本发明的保护范围之内，本发明的请求保护范围应以所附权利要求为准。

Claims (4)

1.一种多回特高压直流馈入的交流***的直流功率互济方法，其特征在于，包括：
步骤1：通过多条特高压直流馈出的送端交流***等值戴维南模型计算直流整流器对应送端交流***的戴维南等值参数内电势以及戴维南等值阻抗，通过多条特高压直流馈入的受端交流***等值戴维南模型计算直流逆变器对应受端交流***的戴维南等值参数内电势以及戴维南等值阻抗，通过特高压送端整流器含控制模式的准稳态数学模型计算送端交流侧等值PQ节点参数，通过特高压受端逆变器的含控制模式的准稳态数学模型计算受端交流侧等值PQ节点参数；
步骤2：结合送端戴维南等值模型的内电势、等值阻抗、送端交流侧等值PQ节点参数，构建送端交流***换流母线电压幅值等式约束模型；结合受端戴维南等值模型的内电势、等值阻抗、受端交流侧等值PQ节点参数，构建受端交流***换流母线电压幅值等式约束模型；结合直流送端整流器的触发角、直流送端整流器的换相角，构建送端整流器控制器参数幅值不等式约束条件；结合直流受端逆变器的关断角、直流受端逆变器的换相角，构建受端逆变器控制器参数幅值不等式约束条件；结合送端交流侧等值PQ节点参数，构建送端整流器并网母线运行不等式约束条件；结合受端交流侧等值PQ节点参数，构建受端逆变器并网母线运行不等式约束条件；进一步优化求解得到各回直流线路馈入有功功率最大值；
步骤3：结合直流线路的馈入有功功率最大值，根据当前直流运行状态判断直流线路的可调容量，计算直流线路的送端交流***等值惯量，根据直流线路的送端交流***等值惯量对直流线路的可调容量进行修正，根据修正后直流线路的可调容量计算直流线路的频率电流参考下垂系数，根据直流线路的频率电流参考下垂系数对直流线路的直流电流参考值进行调整。
2.根据权利要求1所述的多回特高压直流馈入的交流***的直流功率互济方法，其特征在于：
步骤1中所述计算直流整流器对应送端交流***的戴维南等值参数内电势以及戴维南等值阻抗为：
定义变换器流入交流***方向为电流正方向，联立端口等值参数方程：
Figure FDA0003517398430000011
和约束条件：
Figure FDA0003517398430000021
其中，
Figure FDA0003517398430000022
为k时刻采样的第i回直流整流器交流侧母线的电压向量，
Figure FDA0003517398430000023
为k时刻采样的第i回直流整流器交流侧母线的电流向量，
Figure FDA0003517398430000024
为(k+1)时刻第i回直流整流器交流侧母线的电压向量，
Figure FDA0003517398430000025
为(k+1)时刻第i回直流整流器交流侧母线的电流向量，从而分别求解第i回直流整流器对应送端交流***的戴维南等值参数内电势即
Figure FDA0003517398430000026
第i回直流整流器对应送端交流***的戴维南等值阻抗即
Figure FDA0003517398430000027
且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤1中所述计算直流逆变器对应受端交流***的戴维南等值参数内电势以及戴维南等值阻抗为：
定义变换器流入交流***方向为电流正方向，联立端口等值参数方程：
Figure FDA0003517398430000028
和约束条件：
Figure FDA0003517398430000029
其中，
Figure FDA00035173984300000210
为k时刻采样的第i回直流逆变器交流侧母线的电压向量，
Figure FDA00035173984300000211
为k时刻采样的第i回直流逆变器交流侧母线的电流向量，
Figure FDA00035173984300000212
为(k+1)时刻第i回直流逆变器交流侧母线的电压向量，
Figure FDA00035173984300000213
为(k+1)时刻第i回直流逆变器交流侧母线的电流向量，从而分别求解第i回直流逆变器对应受端交流***的戴维南等值参数内电势即
Figure FDA00035173984300000214
第i回直流逆变器对应受端交流***的戴维南等值阻抗即
Figure FDA00035173984300000215
且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤1中所述通过特高压送端整流器含控制模式的准稳态数学模型计算送端交流侧等值PQ节点参数为：
给定特高压送端整流器运行方式包含恒定电流控制(CC)、恒定触发角控制(CF)，给定特高压受端逆变器运行方式包含恒定熄弧角控制(CEA)和恒定直流电压控制(CV)，根据变换器的准稳态模型直流侧方程：
Figure FDA0003517398430000031
其中，UDCR，i表示第i回直流送端直流电压，UR,i表示第i回直流整流侧变换器并网母线电压幅值，αR,i表示第i回直流送端整流器的触发角，UDCI，i表示第i回直流受端直流电压，UI,i表示第i回直流逆变侧变换器并网母线电压幅值，γI,i表示第i回直流受端逆变器的熄弧角，N表示变换器串联的6脉动阀组数，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
计算第i回直流的馈出有功功率为：
Figure FDA0003517398430000032
其中，PDCR,i表示第i回直流的馈出有功功率，RDC,i表示第i回直流线路的等值电阻，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；忽略变换器损耗，流入流出变换器有功功率相等，即送端交流***向第i回直流整流器输出的有功功率，即PACR,i＝PDCR,i；
计算第i回直流送端整流器所吸收的吸收无功功率为：
QACR,i＝tan(αR,i+μR,i/2)·PACR,i
其中，αR,i表示第i回直流送端整流器的触发角，μR,i表示第i回直流送端整流器的换相角，具体为：
Figure FDA0003517398430000033
其中，XTR,i表示第i回直流送端整流器等值换相电抗，UDCR，i表示第i回直流送端直流电压，UDCI，i表示第i回直流受端直流电压，RDC,i表示第i回直流线路的等值电阻，αR,i表示第i回直流送端整流器的触发角，UR,i表示第i回直流整流侧变换器并网母线电压幅值，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
进一步结合第i回直流送端整流器交流侧母线无功补偿装置提供的无功功率即QCOMR,i，则可以得到步骤1中所述交流侧等值PQ节点参数；
步骤1中所述送端交流侧等值PQ节点参数包括：
送端交流***向第i回直流整流器输出的有功功率即PACR,i、第i回直流送端整流器所吸收的吸收无功功即率QACR,i、第i回直流送端整流器交流侧母线无功补偿装置提供的无功功率即QCOMR,i；
步骤1中所述通过特高压受端逆变器的含控制模式的准稳态数学模型计算受端交流侧等值PQ节点参数，具体为：
给定特高压送端整流器运行方式包含恒定电流控制(CC)、恒定触发角控制(CF)，给定特高压受端逆变器运行方式包含恒定熄弧角控制(CEA)和恒定直流电压控制(CV)，根据变换器的准稳态模型直流侧方程为：
Figure FDA0003517398430000042
其中，UDCR，i表示第i回直流送端直流电压，UR,i表示第i回直流整流侧变换器并网母线电压幅值，αR,i表示第i回直流送端整流器的触发角，UDCI，i表示第i回直流受端直流电压，UI,i表示第i回直流逆变侧变换器并网母线电压幅值，γI,i表示第i回直流受端逆变器的熄弧角，N表示变换器串联的6脉动阀组数，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
计算第i回直流的馈入有功功率为：
Figure FDA0003517398430000041
其中，RDC,i表示第i回直流线路的等值电阻，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；忽略变换器损耗，流入流出变换器有功功率相等，即受端交流***从第i回直流逆变器吸收的有功功率，即PACI,i＝PDCI,i；
计算第i回直流受端逆变器所吸收的吸收无功功率为：
QACI,i＝tan(γI,i+μI,i/2)PDCI,i
其中，γI,i表示第i回直流受端逆变器的关断角，μI,i表示第i回直流受端逆变器的换相角，具体计算方法为：
Figure FDA0003517398430000051
其中，XTI,i表示第i回直流受端逆变器等值换相电抗，UDCR，i表示第i回直流送端直流电压，UDCI，i表示第i回直流受端直流电压，RDC,i表示第i回直流线路的等值电阻，γI,i表示第i回直流受端逆变器的关断角；UI,i表示第i回直流逆变侧变换器并网母线电压幅值；
结合第i回直流受端逆变器交流侧母线无功补偿装置提供的无功功率即QCOMI,i，则可以得到步骤1中所述受端交流侧等值PQ节点参数；
步骤1中所述受端交流侧等值PQ节点参数包括：
受端交流***从第i回直流逆变器吸收的有功功率即PACI,i、第i回直流受端逆变器所吸收的吸收无功功率即QACI,i、第i回直流受端逆变器交流侧母线无功补偿装置提供的无功功率即QCOMI,i；
受端交流***从第i回直流逆变器吸收的有功功率PACI,i；
第i回直流受端逆变器所吸收的吸收无功功率QACI,i；
第i回直流受端逆变器交流侧母线无功补偿装置提供的无功功率QCOMI,i。
3.根据权利要求1所述的多回特高压直流馈入的交流***的直流功率互济方法，其特征在于：
步骤2中所述的构建送端交流***换流母线电压幅值等式约束模型具体为：
第i回直流送端交流***换流母线电压幅值ER,i为：
Figure FDA0003517398430000052
送端交流***换流母线电压幅值ER,i必须为实数解，否则，送端交流***换流母线出现电压崩溃现象，即ER,i虚部为零，得到以下等式约束：
Figure FDA0003517398430000061
其中，UR,i表示第i回直流整流侧变换器并网母线电压幅值；PDCR,i表示第i回直流的馈出有功功率；忽略变换器损耗，流入流出变换器有功功率相等，即送端交流***向第i回直流整流器输出的有功功率，即PACR,i＝PDCR,i；BR,i为第i回直流送端交流母线配置无功补偿电容导纳；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤2中所述的构建受端交流***换流母线电压幅值等式约束模型为：
第i回直流受端交流***换流母线电压幅值EI,i为：
Figure FDA0003517398430000062
送端交流***换流母线电压幅值EI,i必须为实数解，否则，送端交流***换流母线出现电压崩溃现象，即EI,i虚部为零，得到以下等式约束：
Figure FDA0003517398430000063
其中，UI,i表示第i回直流逆变侧变换器并网母线电压幅值，PDCI,i表示第i回直流的馈入有功功率；忽略变换器损耗，流入流出变换器有功功率相等，即受端交流***从第i回直流逆变器吸收的有功功率，即PACI,i＝PDCI,i；BI,i为第i回直流受端交流母线配置无功补偿电容导纳；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤2中所述的构建送端整流器控制器参数幅值不等式约束条件具体为：
结合步骤1中第i回直流送端等值戴维南等值模型参数，根据静态***运行方式曲线和如下含控制器限幅的约束调节条件：
Figure FDA0003517398430000071
分别表示换相角约束、触发角约束和熄弧角约束；
其中，μR,i表示第i回直流送端整流器的换相角，αR,i表示第i回直流送端整流器的触发角，γR,i表示第i回直流送端整流器的触发角；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤2中所述的构建受端逆变器控制器参数幅值不等式约束条件为：
Figure FDA0003517398430000072
其中，μI,i表示第i回直流受端逆变器的换相角，αI,i表示第i回直流受端整流器的触发角，γI,i表示第i回直流受端逆变器的关断角；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤2中所述的构建送端整流器并网母线运行不等式约束条件具体为：
Figure FDA0003517398430000073
其中，UR,i表示第i回直流整流侧变换器并网母线电压幅值，QACR,i表示第i回直流送端整流器所吸收的吸收无功功率；
步骤2中所述的构建受端逆变器并网母线运行不等式约束条件为：
Figure FDA0003517398430000074
其中，UI,i表示第i回直流逆变侧变换器并网母线电压幅值，QACI,i表示第i回直流送端逆变器所吸收的吸收无功功率；
以受端馈入的有功功率最大为目标函数，结合约束条件，计算得到最优运行参数，第i回直流受端的直流功率输入表达为：
Figure FDA0003517398430000075
其中，UDCI,i表示第i回直流线路受端直流电压幅值，IDC,i表示第i回直流线路的直流电流值，N表示变换器串联的6脉动阀组数，UI,i表示第i回直流逆变侧变换器并网母线电压幅值，γI,i表示第i回直流受端逆变器的关断角，UR,i表示第i回直流整流侧变换器并网母线电压幅值，αR,i表示第i回直流送端整流器的触发角，RDC,i表示第i回直流线路的等值电阻；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤2所述进一步优化求解直流线路的馈入有功功率最大值为：
结合步骤1中给定特高压送端整流器运行方式包含恒定电流控制CC、恒定触发角控制CF，给定特高压受端逆变器运行方式包含恒定熄弧角控制CEA和恒定直流电压控制CV，根据受端逆变器控制器参数幅值不等式约束，代入最小熄弧角允许值，若该熄弧角幅值不能满足其他约束条件，则根据精度要求，适当增大熄弧角幅值，再次代入，直至某一熄弧角辅值能满足所有约束条件，则将该熄弧角幅值记为最优熄弧角幅值γI,i *；
结合步骤1中送端准稳态数学模型可得对应的送端整流器关断角参数，记为αR,i *；结合步骤1中送端准稳态数学模型可得对应的馈入有功功率，记为第i回直流线路的馈入有功功率最大值PDCI,i *，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数。
4.根据权利要求1所述的多回特高压直流馈入的交流***的直流功率互济方法，其特征在于：
步骤3所述结合直流线路的馈入有功功率最大值，根据当前直流运行状态判断直流线路的可调容量为：
Figure FDA0003517398430000081
其中，ΔPDCI,i为第i回直流线路的可调容量，PDCI,i *为第i回直流线路的馈入有功功率最大值，PDCI0为第i回直流线路当前馈入有功功率；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤3所述计算直流线路的送端交流***的等值惯量为：
Figure FDA0003517398430000091
其中，Hsys,i为第i回直流线路的送端交流***等值惯量，HG,k,i为第i回直流线路的送端交流***内第k个发电机的惯量常数，Sk,i为第i回直流线路的送端交流***内第k个发电机的容量，k∈[1,z]且为整数，z为第i回直流线路的送端交流***内发电机的总数；
Figure FDA0003517398430000092
为第i回直流线路的送端交流***中发电机容量总和，j∈[1,z]且为整数，z为第i回直流线路的送端交流***内发电机的总数，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤3所述根据直流线路的送端交流***等值惯量对直流***的可调容量进行修正为：
Figure FDA0003517398430000093
其中，D为第一负荷阻尼系数，R为第二负荷阻尼系数，fmin,i为第i回直流线路的送端***运行频率下限，fN,i为第i回直流线路的送端***的当前运行频率，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数，tnadir,i为第i回直流线路的送端***调速器下垂系数，ζi为第i回直流线路的送端***阻尼比；
tnadir,i为第i回直流线路的送端***调速器下垂系数，表达式为：
Figure FDA0003517398430000094
ζi为第i回直流线路的送端***调速器下垂系数阻尼比，表达式为：
Figure FDA0003517398430000095
ωn,i为第i回直流线路的送端***固有振荡频率，表达式为：
Figure FDA0003517398430000101
ωr为第i回直流线路的送端***阻尼频率，表达式为：
Figure FDA0003517398430000102
αi为第i回直流线路的送端***增益系数，表达式为：
Figure FDA0003517398430000103
其中，TR,i为第i回直流线路的送端***再热机组时间常数，Km,i为第i回直流线路的送端***机械功率增益系数；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
根据当前直流运行状态修正直流***的可调容量，具体为：
Figure FDA0003517398430000104
其中，ΔPDCI,i′为第i回直流线路可调容量修正值，PDCI,i′为第i回直流线路的馈入有功功率最大值修正值，PDCI0为第i回直流线路当前馈入有功功率；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
若ΔPDCI,i′<ΔPDCI,i时，修正直流***的可调容量；否则，直流***的可调容量保持原值，即ΔPDCI,i′＝ΔPDCI,i；
步骤3所述计算直流线路的频率电流参考下垂系数为：
Figure FDA0003517398430000105
其中，
Figure FDA0003517398430000106
为第i回计算直流线路的频率电流参考下垂系数，PDCI,i′为第i回直流线路的馈入有功功率最大值修正值，UDCIN,i为第i回直流线路受端变换器的额定直流电压，Δflow,i为第i回直流线路受端交流***运行频率下限fmin,i与额定频率差值，i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
步骤3所述根据直流线路的频率电流参考下垂系数对直流线路的直流电流参考值进行调整为：
将计算所得的第i回直流线路的频率电流参考下垂系数Kfi,i，作为增益系数通过正反馈至第i回直流线路的直流电流参考值给定环节，对第i回直流线路的送端的参考电流进行调整，具体为：
原直流线路的直流电流参考值为：
IDCref,i＝|(KiIDC,i+UDCR,i),Idc_set,i|min-IDC,i
其中，IDCref,i为第i回直流线路的直流电流参考值，Ki为第i回直流线路的直流电流调整系数，IDC,i为第i回直流线路的直流电流值，UDCR,i为表示第i回直流送端直流电压，Idc_set,i为第i回直流线路的直流电流设定值；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数；
加入频率电流参考下垂系数参数进行控制后，直流线路的直流电流参考值为：
IDCref,i＝|(KiIDC,i+UDCR,i),Idc_set,i|min-IDC,i+Kft,i(fN,i-fmin,i)
其中，IDCref,i为第i回直流线路的直流电流参考值，IDC,i为第i回直流线路的直流电流值，UDCR,i为表示第i回直流送端直流电压，Idc_set,i为第i回直流线路的直流电流设定值，Kft,i为第i回直流线路的频率-电流参考下垂系数，fN,i为第i回直流线路受端交流***额定频率，fmin,i为第i回直流线路受端交流***运行频率下限；i∈[1,m]且为整数，m为特高压直流线路的回数。
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Families Citing this family (1)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN116316777B (zh) * 2023-03-06 2023-08-04 四川大学 Lcc-hvdc的运行范围确定方法和装置

Citations (10)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US3644820A (en) * 1969-05-09 1972-02-22 English Electric Co Ltd Control circuits for inverters
CN102723726A (zh) * 2012-06-01 2012-10-10 中国电力科学研究院 一种确定交流受端***最大直流受入量的方法
CN102822688A (zh) * 2010-04-13 2012-12-12 Abb技术有限公司 故障波到达确定
CN103870703A (zh) * 2014-03-26 2014-06-18 国家电网公司 一种基于戴维南等值参数跟踪的动态短路比计算方法
CN104866689A (zh) * 2015-06-09 2015-08-26 西安交通大学 一种不对称故障直流***准稳态模型构建方法
CN106611461A (zh) * 2016-12-26 2017-05-03 国网福建省电力有限公司 一种含vsc‑hvdc电力***静态电压稳定极限的快速计算方法
CN107579528A (zh) * 2017-07-18 2018-01-12 国家电网公司 基于能量变化的暂态频率安全紧急控制决策方法
CN108599253A (zh) * 2018-05-25 2018-09-28 国家电网公司西北分部 一种风电机组场级一次调频与阻尼控制的联合控制方法
CN108767898A (zh) * 2018-06-13 2018-11-06 四川大学 一种考虑风电与直流综合作用的电力***暂态稳定分析方法
CN110783931A (zh) * 2019-11-03 2020-02-11 国网湖北省电力有限公司电力科学研究院 一种考虑直流换相失败和过电压影响的调相机初始无功出力计算方法

Family Cites Families (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN103138267B (zh) * 2013-02-04 2015-04-29 中国电力科学研究院 一种基于相对动能的电力***暂态稳定实时紧急控制方法
CN103762622B (zh) * 2014-01-13 2016-08-24 华北电力大学 一种连接不同强度交流***的整流站运行特性的分析方法
CN106655199B (zh) * 2017-01-24 2020-03-27 国网福建省电力有限公司 一种提高电压稳定性的vsc-hvdc功率控制方法
CN108649559B (zh) * 2018-04-25 2020-10-09 中国电力科学研究院有限公司 一种评估电力***紧急控制策略的效果的方法和***

Patent Citations (11)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
US3644820A (en) * 1969-05-09 1972-02-22 English Electric Co Ltd Control circuits for inverters
CN102822688A (zh) * 2010-04-13 2012-12-12 Abb技术有限公司 故障波到达确定
EP2558874A1 (en) * 2010-04-13 2013-02-20 ABB Technology AG Fault wave arrival determination
CN102723726A (zh) * 2012-06-01 2012-10-10 中国电力科学研究院 一种确定交流受端***最大直流受入量的方法
CN103870703A (zh) * 2014-03-26 2014-06-18 国家电网公司 一种基于戴维南等值参数跟踪的动态短路比计算方法
CN104866689A (zh) * 2015-06-09 2015-08-26 西安交通大学 一种不对称故障直流***准稳态模型构建方法
CN106611461A (zh) * 2016-12-26 2017-05-03 国网福建省电力有限公司 一种含vsc‑hvdc电力***静态电压稳定极限的快速计算方法
CN107579528A (zh) * 2017-07-18 2018-01-12 国家电网公司 基于能量变化的暂态频率安全紧急控制决策方法
CN108599253A (zh) * 2018-05-25 2018-09-28 国家电网公司西北分部 一种风电机组场级一次调频与阻尼控制的联合控制方法
CN108767898A (zh) * 2018-06-13 2018-11-06 四川大学 一种考虑风电与直流综合作用的电力***暂态稳定分析方法
CN110783931A (zh) * 2019-11-03 2020-02-11 国网湖北省电力有限公司电力科学研究院 一种考虑直流换相失败和过电压影响的调相机初始无功出力计算方法

Non-Patent Citations (8)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Title
±1100kV UHVDC Computational Parameters Modeling and Effect on Receiving-end Grid;XuChang Zhang，等;《2016 IEEE 8th International Power Electronics and Motion Control Conference (IPEMC-ECCE Asia)》;20161231;第1-6页 *
Mechanism Analysis on Instability caused by Multiple HVDC Power Drop Multiple HVDC System;Jingzhe Tu，等;《Electric Utility Deregulation and Restructuring and Power Technologies》;20151229;第1267-1272页 *
一种基于虚拟锁相电压的换相失败抑制策略;程帆，等;《中国电机工程学报》;20200505;第40卷(第9期);第2756-2765页 *
基于机电扰动传播特性的电网惯量分布辨识方法;赵波，等;《电力建设》;20200831;第41卷(第8期);第25-31页 *
多馈入直流***的特高压直流接入方式优选方法;徐箭，等;《电力自动化设备》;20150630;第35卷(第6期);第58-63页 *
特高压直流故障的快速精细化静态安全分析;楼伯良，等;《电力工程技术》;20200331;第39卷(第2期);第43-49页 *
考虑光伏动态特性的功角电压交互失稳机理分析;屠竞哲，等;《电力***自动化》;20200710;第44卷(第13期);第157-164页 *
考虑静态和暂态电压稳定的交直流混联***综合无功规划方法研究;杨堤，等;《中国电机工程学报》;20170605;第37卷(第11期);第3078-3086页 *

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