劉英培，解賽，梁海平，王正平，邢志坤，鄭連躍

(1.華北電力大學(xué)電氣與電子工程學(xué)院，河北省保定市 071003；2. 國(guó)網(wǎng)滄州供電分公司，河北省滄州市 061001；3. 國(guó)網(wǎng)海興供電分公司，河北省滄州市 061200)

0 引 言

以風(fēng)電、光伏為代表的新能源并網(wǎng)時(shí)出力具有間歇性和不確定性等特點(diǎn)[1-2]，對(duì)所連系統(tǒng)在功率調(diào)節(jié)方面提出了更高的要求。由于電壓源型換流器(voltage source converter, VSC)具有有功功率和無(wú)功功率的解耦控制、潮流反轉(zhuǎn)時(shí)直流電壓極性不變和可以向無(wú)源網(wǎng)絡(luò)供電等諸多功能[3-4]，因此，基于電壓源型換流器構(gòu)建的多端柔性直流(voltage source converter multi-terminal direct current，VSC-MTDC)輸電技術(shù)可以解決多電源供電以及多落點(diǎn)受電問題，提高電能質(zhì)量和傳輸效率，增大供電半徑，有效解決電網(wǎng)諧波、三相不平衡等一系列問題，在新能源并網(wǎng)、大容量遠(yuǎn)距離電能輸送以及新增城市直流配電網(wǎng)等領(lǐng)域有著廣泛的應(yīng)用前景[5-7]。

與兩端系統(tǒng)相比，多端直流輸電系統(tǒng)的多個(gè)換流站間可以實(shí)現(xiàn)功率的相互協(xié)調(diào)，因此具備更高的靈活性和可靠性，同時(shí)控制策略也更加復(fù)雜[8]。主從控制的優(yōu)勢(shì)在于采用定直流電壓控制的換流站可以平衡系統(tǒng)中的功率變化，將直流電壓維持在額定值附近，尤其適用于功率變化頻繁的直流配電網(wǎng)中的應(yīng)用[9]。電壓下垂控制的優(yōu)勢(shì)在于進(jìn)行功率調(diào)節(jié)時(shí)可以確保每個(gè)具備功率調(diào)節(jié)能力的換流站都能參與不平衡功率的調(diào)節(jié)，提高系統(tǒng)的穩(wěn)定性[10]。文獻(xiàn)[10]提出了一種適用于功率共享的自適應(yīng)下垂控制方法，針對(duì)換流站不同的功率裕度，實(shí)現(xiàn)不平衡功率的靈活分配，但未考慮多個(gè)換流站間直流電壓的誤差，會(huì)導(dǎo)致某一換流站直流電壓達(dá)到允許波動(dòng)的極限時(shí)，其余換流站仍存在較大可用功率容量。該問題在線路電阻較大的直流配電網(wǎng)的應(yīng)用中更為明顯。文獻(xiàn)[11]提出了一種包含功率共享的通用直流電壓下垂控制策略，采用分層控制結(jié)構(gòu)，結(jié)合3種控制模式，提高了電壓下垂控制的功率共享能力，增強(qiáng)了系統(tǒng)的可操作性，但控制較為復(fù)雜。文獻(xiàn)[12]將平移下垂曲線和改變下垂曲線斜率相結(jié)合，消除靜態(tài)偏差，將直流電壓限制在允許范圍內(nèi)，但當(dāng)換流站下一個(gè)穩(wěn)態(tài)的有功功率值為換流站的額定功率時(shí)，無(wú)法實(shí)現(xiàn)消除直流電壓靜態(tài)偏差的效果。文獻(xiàn)[13-14]均可實(shí)現(xiàn)最優(yōu)功率分配，但須依賴通信系統(tǒng)。文獻(xiàn)[15]指出，在實(shí)際工程中，潮流波動(dòng)過程時(shí)間比通信系統(tǒng)所需時(shí)間長(zhǎng)，因此可以應(yīng)用通信改進(jìn)功率調(diào)節(jié)的實(shí)用性，但應(yīng)考慮當(dāng)通信中存在較長(zhǎng)時(shí)間的延遲或通信中斷時(shí)系統(tǒng)仍可維持穩(wěn)定運(yùn)行，降低系統(tǒng)對(duì)于通信的依賴性。

針對(duì)新能源并網(wǎng)的VSC-MTDC輸電系統(tǒng)中各換流站之間功率協(xié)調(diào)控制的問題，提出一種適用于VSC-MTDC系統(tǒng)的協(xié)調(diào)控制策略。通過多個(gè)換流站分擔(dān)采用定直流電壓控制的主換流站有功功率的方式，使主換流站不易達(dá)到滿載，從而維持直流電壓在額定值附近，尤其適用于新能源并網(wǎng)時(shí)出力頻繁波動(dòng)的情況；當(dāng)主換流站滿載或退出運(yùn)行時(shí)，其余不平衡功率由采用自適應(yīng)下垂控制的換流站承擔(dān)，根據(jù)換流站的功率裕度將系統(tǒng)中的不平衡功率進(jìn)行合理分配；調(diào)節(jié)過程中下垂系數(shù)固定，使調(diào)節(jié)更為簡(jiǎn)單、穩(wěn)定；由于新能源并網(wǎng)時(shí)的電壓等級(jí)一般較低，線路電阻較大，容易導(dǎo)致多個(gè)換流站間直流電壓存在較大誤差，故引入直流電壓極限值調(diào)節(jié)。當(dāng)系統(tǒng)中任一換流站直流電壓達(dá)到允許波動(dòng)的極限時(shí)，所有采用自適應(yīng)下垂控制的換流站同時(shí)達(dá)到滿載，可以最大限度地利用換流站的有功功率容量，維持直流電壓穩(wěn)定。仿真結(jié)果驗(yàn)證所提控制策略的可行性和有效性。

1 VSC-MTDC系統(tǒng)數(shù)學(xué)模型

五端柔性直流輸電系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖[16-17]如圖1所示。Pi、Qi(i=1，2，…，5)分別為換流站輸出的有功功率和無(wú)功功率，以注入直流電網(wǎng)為參考正方向；B1、B2分別為輸電線路兩側(cè)的直流母線。

圖1 五端柔性直流輸電系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure diagram of five-terminal VSC-HVDC transmission system

VSC結(jié)構(gòu)圖如圖2所示。在abc三相坐標(biāo)系下，Usa、Usb、Usc分別為電網(wǎng)電壓的向量；Ua、Ub、Uc分別為VSC交流側(cè)電壓的向量；Isa、Isb、Isc分別為電網(wǎng)電流的向量；R、X分別為VSC交流側(cè)等效電阻和電抗；Udc為直流側(cè)電壓。

圖2 VSC結(jié)構(gòu)圖Fig.2 VSC structure diagram

在兩相旋轉(zhuǎn)dq坐標(biāo)系下VSC的數(shù)學(xué)模型為[18-19]

(1)

式中：L為VSC交流側(cè)等效電感；usd、usq分別為電網(wǎng)電壓的d、q軸分量；ud、uq分別為VSC交流側(cè)電壓的d、q軸分量；isd、isq分別電網(wǎng)電流的d、q軸分量；ω為電網(wǎng)電壓矢量同步旋轉(zhuǎn)角速度。

2 VSC-MTDC系統(tǒng)協(xié)調(diào)運(yùn)行策略

假設(shè)VSC-MTDC系統(tǒng)中共有n個(gè)換流站，選取額定容量較大的1個(gè)換流站作為主換流站，如選取VSC1作為主換流站，采用定直流電壓控制。當(dāng)系統(tǒng)中的不平衡功率在主換流站調(diào)節(jié)范圍內(nèi)時(shí)，由主換流站單獨(dú)進(jìn)行調(diào)節(jié)。當(dāng)主換流站滿載或退出運(yùn)行時(shí)，多余的不平衡功率由采用下垂控制的換流站進(jìn)行調(diào)節(jié)，如VSC2，VSC3，…，VSCm采用下垂控制；系統(tǒng)中的不平衡功率會(huì)導(dǎo)致直流側(cè)電壓發(fā)生變化，采用下垂控制的換流站根據(jù)變化后的直流電壓自動(dòng)調(diào)節(jié)換流站輸出的有功功率，使系統(tǒng)功率重新達(dá)到平衡[10]。其余n-m個(gè)換流站采用定有功功率控制，用于新能源接入。

2.1 多個(gè)換流站分擔(dān)主換流站功率

(2)

將Plim與所有采用下垂控制換流站的功率之和按采用下垂控制換流站的額定有功功率重新分配，避免換流站滿載。主換流站功率處于-Plim～Plim時(shí)功率分配不動(dòng)作，避免了功率的頻繁調(diào)節(jié)。設(shè)Udcref為換流站直流電壓額定值，傳統(tǒng)的定直流電壓控制特性曲線如圖3所示，新型的定直流電壓控制特性曲線如圖4所示，圖中P為換流站的有功功率。

圖3 傳統(tǒng)的定直流電壓控制特性曲線Fig.3 Characteristic curve of traditional fixed DC voltage control

圖4 新型的定直流電壓控制特性曲線Fig.4 Characteristic curve of new fashioned fixed DC voltage control

2.2 換流站自適應(yīng)下垂控制

在定斜率下垂控制策略下，采用直流電壓定斜率下垂控制的換流站具有承擔(dān)系統(tǒng)不平衡功率和穩(wěn)定直流電壓的作用，其特性曲線如圖5所示[20-21]，Udcmax、Udcmin分別為直流電壓允許波動(dòng)范圍的上限和下限。當(dāng)直流電壓發(fā)生變化時(shí)，換流站根據(jù)下垂特性調(diào)節(jié)輸出的有功功率，從而達(dá)到新的穩(wěn)定運(yùn)行點(diǎn)。

圖5 傳統(tǒng)的定斜率下垂控制特性曲線Fig.5 Characteristic curve of traditional fixed slope droop control

圖5中，換流站下垂系數(shù)K的表達(dá)式為

(3)

在自適應(yīng)下垂控制策略下，定義換流站可用功率變化量的絕對(duì)值|Pcan|為換流站的功率裕度。以下推導(dǎo)過程中，將判別系統(tǒng)處于穩(wěn)態(tài)時(shí)記為t-1時(shí)刻，對(duì)所有下標(biāo)為t-1的變量重新賦值；將當(dāng)前時(shí)刻記為t時(shí)刻，對(duì)所有下標(biāo)為t的變量重新賦值。換流站可用功率變化量Pcan表達(dá)式為：

(4)

ΔUdc=Ut-Ut-1

(5)

式中：Ut為t時(shí)刻換流站直流側(cè)電壓；Ut-1為t-1時(shí)刻換流站直流側(cè)電壓。

Ucan為允許的直流電壓變化量，其表達(dá)式為

(6)

下垂系數(shù)K的表達(dá)式為

(7)

則換流站有功功率指令值變化量ΔP的表達(dá)式為

(8)

(9)

為了防止換流站有功功率指令值頻繁調(diào)整，在直流電壓變化量ΔUdc上引入滯環(huán)控制，環(huán)寬為2Udm。電壓偏差在環(huán)寬以內(nèi)，則ΔP為0，即換流站有功功率指令值保持不變。

(10)

新型的自適應(yīng)下垂控制示意曲線如圖6所示。假設(shè)換流站某一時(shí)刻的運(yùn)行狀態(tài)處于A點(diǎn)，當(dāng)直流電壓上升時(shí)，運(yùn)行狀態(tài)由A點(diǎn)沿曲線1運(yùn)行至B點(diǎn)；當(dāng)直流電壓下降時(shí)，運(yùn)行狀態(tài)由B點(diǎn)沿曲線2運(yùn)行至C點(diǎn)；當(dāng)直流電壓再次上升時(shí)，運(yùn)行狀態(tài)由C點(diǎn)沿曲線3運(yùn)行至D點(diǎn)?？梢钥闯?，當(dāng)直流電壓變化時(shí)，自適應(yīng)下垂控制以當(dāng)前時(shí)刻換流站的運(yùn)行狀態(tài)為基準(zhǔn)，以直流電壓允許波動(dòng)極限值和換流站的額定功率為限制條件，制定相應(yīng)的調(diào)節(jié)關(guān)系曲線。當(dāng)某一時(shí)刻換流站的運(yùn)行狀態(tài)由A點(diǎn)轉(zhuǎn)換至A*點(diǎn)時(shí)，自適應(yīng)下垂控制可以依據(jù)A*點(diǎn)的運(yùn)行狀態(tài)重新制定調(diào)節(jié)關(guān)系曲線。

圖6 新型的自適應(yīng)下垂控制示意曲線Fig.6 Schematic curve of new fashioned adaptive droop control

2.3 附加直流電壓極限值調(diào)節(jié)

由于新能源并網(wǎng)時(shí)的電壓等級(jí)一般較低，線路電阻較大，容易導(dǎo)致多個(gè)換流站間直流電壓存在較大誤差，當(dāng)某一換流站直流電壓達(dá)到允許波動(dòng)的極限時(shí)其余換流站仍具備較大可用功率容量。為了解決上述問題，可以通過采集每一換流站的直流電壓數(shù)據(jù)，調(diào)節(jié)各個(gè)換流站允許直流電壓的波動(dòng)極限值，以實(shí)現(xiàn)當(dāng)某一換流站滿載時(shí)，其余換流站也同時(shí)達(dá)到滿載狀態(tài)，充分利用換流站的有功功率容量，同時(shí)將直流電壓限制在允許范圍內(nèi)。

假設(shè)某時(shí)刻系統(tǒng)中直流電壓最高的換流站為VSC2，直流電壓最低的換流站為VSC3，Udci(i=2,3,…,m)為換流站的實(shí)際直流電壓，則VSCi(i=2,3,…,m)允許波動(dòng)范圍的上限和下限值Udcmaxi、Udcmini應(yīng)修改為

(11)

將修改后的Udcmaxi、Udcmini作為VSCi的直流電壓允許波動(dòng)極限值，即各換流站的直流電壓允許波動(dòng)極限值根據(jù)系統(tǒng)的實(shí)際運(yùn)行狀態(tài)實(shí)時(shí)修改，可以實(shí)現(xiàn)當(dāng)某一換流站直流電壓達(dá)到極限時(shí)所有采用自適應(yīng)下垂控制的換流站均達(dá)到滿載，充分利用了換流站的可用功率容量，提高系統(tǒng)的穩(wěn)壓能力。此外，直流電壓極限值調(diào)節(jié)只是修改本地?fù)Q流站設(shè)定的允許波動(dòng)極限值，對(duì)換流站的穩(wěn)態(tài)運(yùn)行并無(wú)影響，直流電壓極限值調(diào)節(jié)不會(huì)導(dǎo)致?lián)Q流站的實(shí)際有功功率發(fā)生變化，避免了有功功率的頻繁調(diào)整。

新型的直流電壓極限值調(diào)節(jié)示意曲線如圖7所示。假設(shè)直流電壓最高與最低的換流站分別為VSC2與VSC3，對(duì)應(yīng)的運(yùn)行狀態(tài)分別處于A、B兩點(diǎn)，由于VSC2、VSC3的直流電壓存在一定的誤差，故進(jìn)行功率調(diào)節(jié)時(shí)通過修改本地?fù)Q流站的電壓極限值制定調(diào)節(jié)關(guān)系曲線。由于2個(gè)換流站的直流電壓存在誤差，由式(11)修改VSC2的直流電壓下限值和VSC3的直流電壓上限值，使得當(dāng)直流電壓降低時(shí)，VSC2運(yùn)行狀態(tài)由A點(diǎn)沿曲線1運(yùn)行。VSC3運(yùn)行狀態(tài)由B點(diǎn)沿曲線2運(yùn)行，VSC3的直流電壓達(dá)到允許波動(dòng)的極限時(shí)，VSC3達(dá)到滿載，此時(shí)VSC2同時(shí)滿載；當(dāng)直流電壓上升時(shí)，VSC2和VSC3分別由A、B兩點(diǎn)沿曲線3、4同時(shí)達(dá)到滿載。通過直流電壓極限值調(diào)節(jié)，在極端情況下仍可實(shí)現(xiàn)2個(gè)換流站同時(shí)滿載，并同時(shí)將直流電壓限制在允許范圍內(nèi)，充分利用了換流站的有功功率容量，增強(qiáng)了系統(tǒng)的穩(wěn)壓能力。

圖7 新型的直流電壓極限值調(diào)節(jié)示意曲線Fig.7 Schematic curve of new fashioned DC voltage limit value regulation

由上述分析可知，所提控制策略通過多個(gè)換流站分擔(dān)采用定直流電壓控制的主換流站有功功率的方式，使主換流站不易滿載，尤其適用于新能源出力頻繁波動(dòng)的情況；當(dāng)主換流站滿載或退出運(yùn)行時(shí)，不平衡功率依據(jù)采用自適應(yīng)下垂控制換流站的功率裕度靈活分配；調(diào)節(jié)過程中下垂系數(shù)為定值，使調(diào)節(jié)更為簡(jiǎn)單、穩(wěn)定；引入直流電壓極限值調(diào)節(jié)可以實(shí)現(xiàn)當(dāng)直流電壓達(dá)到允許的波動(dòng)極限時(shí)，所有采用自適應(yīng)下垂控制的換流站幾乎同時(shí)達(dá)到滿載，降低了新能源并網(wǎng)時(shí)出力的隨機(jī)性與間歇性導(dǎo)致的多個(gè)換流站間直流電壓的誤差對(duì)功率調(diào)節(jié)的影響，可以最大限度地利用換流站的有功功率容量，維持直流電壓穩(wěn)定。

3 仿真結(jié)果分析

為驗(yàn)證本文所提控制策略的可行性和有效性，基于PSCAD/EMTDC搭建了如圖1所示的五端柔性直流輸電系統(tǒng)仿真模型。VSC1采用定直流電壓控制，VSC2與VSC3采用直流電壓下垂控制，VSC4與VSC5采用定有功功率控制。選取有功功率增大、主換流站退出運(yùn)行以及使采用下垂控制的換流站滿載3種工況進(jìn)行仿真驗(yàn)證，并將新型的控制策略(如圖4、6、7所示)與傳統(tǒng)的控制策略(如圖3、5所示)進(jìn)行了對(duì)比分析，系統(tǒng)主要仿真參數(shù)見表1。

表1 系統(tǒng)主要仿真參數(shù)Table 1 Main simulation parameters of the system

3.1 算例1：有功功率增大

初始狀態(tài)下，直流電壓指令值為400 kV，VSC2和VSC3的有功功率指令值分別為100 MW和-200 MW，VSC4和VSC5的有功功率指令值分別為100 MW和-100 MW。由于新能源出力的不確定性，t=2 s時(shí),VSC4的有功功率指令值變?yōu)?50 MW，VSC5的有功功率指令值變?yōu)?150 MW；t=4 s時(shí),VSC4的有功功率指令值變?yōu)?200 MW，VSC5的有功功率指令值變?yōu)?250 MW。新型的控制策略和傳統(tǒng)的定斜率下垂控制策略下的仿真結(jié)果如圖8所示。

由圖8可知，t=2 s時(shí)VSC4和VSC5輸出的有功功率減小后，系統(tǒng)中出現(xiàn)了-200 MW的不平衡功率。由于VSC1采用定直流電壓控制，不平衡功率在VSC1調(diào)節(jié)范圍內(nèi)，故-200 MW的不平衡功率由VSC1獨(dú)自承擔(dān)。在新型的控制策略下，VSC1有功功率變?yōu)?00 MW，此時(shí)P1>Plim，故根據(jù)式(2)令VSC1有功功率的Plim部分由VSC2與VSC3承擔(dān)，同時(shí)將VSC2與VSC3之前承擔(dān)的有功功率與Plim之和按照VSC2與VSC3的有功功率容量重新分配，避免換流站滿載。通信所需時(shí)間設(shè)定為0.2 s 。

t=4 s時(shí)，VSC4和VSC5輸出的有功功率減小后，系統(tǒng)中出現(xiàn)了-250 MW的不平衡功率，在傳統(tǒng)的定斜率控制策略下，VSC1因達(dá)到滿載失去有功功率調(diào)節(jié)能力，切換至定有功功率運(yùn)行，其余不平衡功率由VSC2與VSC3承擔(dān)，直流電壓偏離400 kV。在新型的控制策略下，由于VSC2和VSC3可以在主換流站VSC1功率裕度較小時(shí)及時(shí)分擔(dān)VSC1的有功功率，故VSC1仍具備調(diào)節(jié)能力，處于定直流電壓控制模式以應(yīng)對(duì)系統(tǒng)中新能源出力的頻繁變化，直流電壓穩(wěn)定在400 kV左右，與傳統(tǒng)的控制策略相比，提高了電壓質(zhì)量。

圖8 有功功率增大時(shí)仿真波形Fig.8 Simulation waveforms of active power increase

3.2 算例2：主換流站退出運(yùn)行

任何VSC-MTDC系統(tǒng)都要滿足N-1原則，即任一換流站退出都不會(huì)影響系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行。考慮最嚴(yán)重的一種情況，即主換流站VSC1退出運(yùn)行。初始狀態(tài)下，直流電壓指令值為400 kV，VSC2和VSC3的有功功率指令值分別為50 MW和150 MW，VSC4和VSC5的有功功率指令值分別為100 MW和-200 MW。t=2 s時(shí)，VSC1退出運(yùn)行；t=4 s時(shí)，VSC4的有功功率指令值變?yōu)?100 MW，VSC5的有功功率指令值變?yōu)?250 MW。新型的控制策略和傳統(tǒng)的定斜率下垂控制策略下的仿真結(jié)果如圖9所示。

圖9 主換流站退出運(yùn)行時(shí)仿真波形Fig.9 Simulation waveforms when main converter station exits

由圖9可知，t=2 s時(shí)，VSC1退出運(yùn)行后，直流電壓升高，VSC2與VSC3根據(jù)變化后的直流電壓調(diào)節(jié)輸出的有功功率，使系統(tǒng)重新達(dá)到平衡。t=4 s時(shí)，VSC4和VSC5輸出的有功功率減小后，直流電壓下降。在傳統(tǒng)的定斜率下垂控制策略下，VSC3在調(diào)節(jié)過程未結(jié)束便達(dá)到滿載，其余不平衡功率由VSC2獨(dú)自承擔(dān)。在新型的控制策略下，不平衡功率根據(jù)換流站的功率裕度靈活分配，VSC2與VSC3均未達(dá)到滿載。由圖8可見，主換流站退出不會(huì)影響到系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行。

3.3 算例3：采用下垂控制的換流站滿載

初始狀態(tài)下，VSC2直流電壓指令值為400 kV，VSC3直流電壓指令值為396 kV，2個(gè)換流站間直流電壓相差0.01Udcref,VSC2和VSC3的有功功率指令值分別為-50 MW和50 MW，VSC4和VSC5的有功功率指令值分別為-100 MW和-50 MW。t=2 s時(shí)，VSC1退出運(yùn)行；t=4 s時(shí)，VSC4的有功功率指令值變?yōu)?250 MW，VSC5的有功功率指令值變?yōu)?150 MW。新型的控制策略和傳統(tǒng)的定斜率下垂控制策略下的仿真結(jié)果如圖10所示。

圖10 采用下垂控制的換流站滿載時(shí)仿真波形Fig.10 Simulation waveforms when full load in converter station with droop control

由圖10可知，t=3 s時(shí)，VSC1退出運(yùn)行后，直流電壓降低。VSC2與VSC3分擔(dān)這部分功率，使系統(tǒng)重新達(dá)到穩(wěn)態(tài)。t=4 s時(shí)，VSC4和VSC5輸出的有功功率減小后，直流電壓再次降低。在傳統(tǒng)的定斜率下垂控制策略下，VSC3在調(diào)節(jié)過程未結(jié)束便達(dá)到滿載，其余不平衡功率由VSC2獨(dú)自承擔(dān)，導(dǎo)致VSC2與VSC3的直流電壓越限。在新型的控制策略下，由于引入了直流電壓極限值調(diào)節(jié)，VSC2與VSC3幾乎同時(shí)達(dá)到滿載，且直流電壓均在允許范圍內(nèi)，降低了換流站間直流電壓誤差對(duì)功率調(diào)節(jié)的影響，充分利用了換流站的有功功率容量。

4 結(jié) 論

針對(duì)新能源并網(wǎng)時(shí)VSC-MTDC系統(tǒng)中各換流站之間功率協(xié)調(diào)控制的問題，本文將主從控制與下垂控制相結(jié)合，提出一種適用于新能源并網(wǎng)的VSC-MTDC系統(tǒng)協(xié)調(diào)控制策略，并得到以下結(jié)論：

(1)為應(yīng)對(duì)新能源并網(wǎng)時(shí)出力的頻繁性與間歇性變化，通過多個(gè)換流站分擔(dān)采用定直流電壓的主換流站有功功率的方式，使主換流站不易滿載，從而維持系統(tǒng)的功率平衡與直流電壓穩(wěn)定。

(2)當(dāng)主換流站滿載或退出運(yùn)行時(shí)，不平衡功率可以根據(jù)采用自適應(yīng)下垂控制換流站的功率裕度進(jìn)行靈活分配；調(diào)節(jié)過程中下垂系數(shù)為定值，使調(diào)節(jié)更為簡(jiǎn)單、穩(wěn)定。

(3)為解決新能源并網(wǎng)時(shí)出力的間歇性變化導(dǎo)致多個(gè)換流站間的直流電壓誤差對(duì)功率調(diào)節(jié)的影響，通過調(diào)節(jié)各換流站的直流電壓極限值，使得當(dāng)某一換流站的直流電壓達(dá)到允許的波動(dòng)極限時(shí)，所有采用自適應(yīng)下垂控制的換流站幾乎同時(shí)達(dá)到滿載，以最大限度地利用換流站的有功功率容量，維持直流電壓穩(wěn)定。

(4)所提控制策略與主從控制相比，降低了對(duì)于通信的要求，避免了通信延遲或中斷時(shí)換流站控制模式切換過程中可能引起的失穩(wěn)問題。與下垂控制相比，通過采用定直流電壓的主換流站使直流電壓維持在額定值附近，提高了電壓質(zhì)量；通過附加直流電壓極限值調(diào)節(jié)，可以減小多個(gè)換流站間的直流電壓誤差對(duì)功率調(diào)節(jié)的影響。