蔣純冰， 王 鑫， 趙成勇

(華北電力大學(xué) 新能源電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102206)

0 引 言

隨著分布式能源的發(fā)展，傳統(tǒng)的交流系統(tǒng)在接納大規(guī)模可再生能源時(shí)面臨著新的挑戰(zhàn)，而高壓大容量柔性直流輸電技術(shù)可以緩解我國大規(guī)模可再生能源并網(wǎng)與消納的迫切需求[1-3]。模塊化多電平換流器(modular multilevel converter, MMC)因具有無換相失敗、擴(kuò)展性好、可向無源網(wǎng)絡(luò)或弱交流系統(tǒng)供電等優(yōu)點(diǎn)，成為目前高壓大容量柔性直流輸電技術(shù)的優(yōu)選換流器[4-6]。由半橋子模塊構(gòu)成的傳統(tǒng)的半橋型MMC具有低損耗，低成本等優(yōu)點(diǎn)，但是不具備直流故障自清除能力。全橋子模塊自身具有輸出負(fù)電平的能力，可以使換流器直流側(cè)輸出極間零電壓，具有直流故障穿越能力[7-10]，但是由于FBSM中電力電子器件有所增加，導(dǎo)致其投資成本較高。由半橋子模塊和全橋子模塊構(gòu)成的混合型模塊化多電平換流器(hybrid modular multilevel converter，Hybrid MMC)兼具全橋型MMC的直流故障穿越能力與半橋型MMC良好的經(jīng)濟(jì)性，具有廣闊的發(fā)展前景。

文獻(xiàn)[11-15]從不同角度分析了混合型MMC的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)、數(shù)學(xué)模型、工作原理和控制策略。文獻(xiàn)[16-17]介紹了混合型MMC阻斷直流故障電流的原理，通過分析直流側(cè)發(fā)生短路故障時(shí)的故障電流通路，推導(dǎo)出FBSM配置比例，但都是在換流站閉鎖控制方式下進(jìn)行的分析。文獻(xiàn)[18]提出一般架空柔性直流輸電系統(tǒng)中混合型MMC的FBSM配置比例為50%，但是FBSM配置比例仍需進(jìn)一步優(yōu)化。文獻(xiàn)[19]采用解析計(jì)算方法，從換流器橋臂電流以及閥損耗的角度，分析了注入三倍頻電壓在工程中的應(yīng)用價(jià)值，但是沒有分析在換流器橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓對子模塊數(shù)目的影響。文獻(xiàn)[20]針對全橋型MMC提出注入零序電壓可以提高調(diào)制比，降低子模塊電容電壓的波動幅值，但是沒有考慮到注入零序電壓對全橋子模塊配置比例的影響。文獻(xiàn)[21]針對半橋型MMC提出在橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓可減少半橋子模塊的電容電壓波動幅值，從而實(shí)現(xiàn)換流器輕型化，降低換流器成本，但是該文獻(xiàn)是針對半橋型MMC進(jìn)行分析的，沒有考慮在橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓對半全混合型MMC中全橋子模塊FBSM配置比例的影響。

針對以上問題，本文在注入三倍頻電壓的背景下，提出了一種混合型MMC全橋子模塊FBSM配置比例優(yōu)化設(shè)計(jì)方法。分別對直流側(cè)短路故障工況、惡劣環(huán)境或嚴(yán)重污穢條件下導(dǎo)致的降壓運(yùn)行工況，進(jìn)行了FBSM的配置比例優(yōu)化設(shè)計(jì)。最后利用PSCAD/EMTDC對本文所提出的優(yōu)化后的FBSM配置比例進(jìn)行了仿真分析，驗(yàn)證了理論分析的正確性和三倍頻電壓注入優(yōu)化策略的有效性。

1 混合型MMC結(jié)構(gòu)及控制策略

1.1 混合型MMC拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

混合型MMC的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1所示，換流器由全橋子模塊(FBSM)和半橋子模塊(HBSM)構(gòu)成，圖1(a)為半橋子模塊拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，圖1(b)為全橋子模塊拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，Larm為橋臂電抗。換流器每個(gè)橋臂子模塊總數(shù)為N，其中半橋子模塊的個(gè)數(shù)為NH，全橋子模塊的個(gè)數(shù)為NF，UC為子模塊電容電壓，HBSM的輸出電壓可為UC、0，F(xiàn)BSM的輸出電壓可為UC、-UC、0。

圖1 混合型MMC拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)圖Fig.1 Topology of hybrid MMC

混合型MMC橋臂電壓參考值Upa與時(shí)間的關(guān)系如圖2所示，當(dāng)調(diào)制比m小于1時(shí)，在0～t3內(nèi)，橋臂電壓參考值Upa為正；當(dāng)調(diào)制比m大于1時(shí)，在0～t1內(nèi)，橋臂電壓參考值Upa為正，在t1～t2內(nèi)，橋臂電壓參考值Upa為負(fù)，在t2～t3內(nèi)，橋臂電壓參考值Upa為正。

圖2 混合型MMC橋臂電壓參考值Fig.2 Bridge arm reference voltage of hybrid MMC

1.2 混合型MMC的無閉鎖故障穿越控制策略

當(dāng)直流側(cè)發(fā)生短路故障時(shí)，混合型MMC單相的上、下兩橋臂分別輸出等量正負(fù)電平，橋臂電壓不存在直流偏置。換流器通過單相上、下橋臂的配合，使直流側(cè)輸出電壓為0。為實(shí)現(xiàn)無閉鎖直流故障穿越，現(xiàn)設(shè)計(jì)如下排序方式：當(dāng)換流器橋臂電壓大于0時(shí)，HBSM與FBSM都參與排序；當(dāng)換流器橋臂電壓小于0時(shí)，由于HBSM不具備輸出負(fù)電平的能力，所以只有FBSM參與排序。

目前，對于電壓源換流器的控制策略研究已經(jīng)比較成熟，一般都采用經(jīng)典的雙閉環(huán)直接電流控制[2]?；旌闲蚆MC 直流側(cè)發(fā)生短路故障時(shí)，短路電流會在幾毫秒內(nèi)迅速上升，當(dāng)換流器啟動無閉鎖控制環(huán)節(jié)后，由于系統(tǒng)內(nèi)存在電感，所以直流電流并不會立即下降至0，為解決無閉鎖直流故障穿越中電流下降速度過慢問題，將電流參考值Idref設(shè)置為0，并控制直流電流使之能夠跟隨電流參考值Idref，進(jìn)而提高直流短路電流的下降速度，有效縮短在無閉鎖直流故障穿越過程中電流下降至0所需要的時(shí)間，具體控制策略框圖如圖3所示。

圖3 混合型MMC控制策略框圖Fig.3 Diagram of Hybrid MMC control strategy

2 注入三倍頻電壓的FBSM配置比例優(yōu)化設(shè)計(jì)

在保證系統(tǒng)能夠穩(wěn)定運(yùn)行的情況下，為降低混合型MMC中全橋子模塊的配置數(shù)目，降低換流站投資成本，本文通過在換流器橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓，進(jìn)而對混合型MMC的FBSM配置比例進(jìn)行一定程度的優(yōu)化。三倍頻電壓的注入會直接影響到橋臂電壓的波形，注入三倍頻電壓和未注入三倍頻電壓的換流器橋臂電壓波形如圖4所示。

圖4 換流器橋臂電壓波形Fig.4 Waveform of MMC bridge arm voltage

由圖4可知，在注入三倍頻電壓條件下，橋臂電壓的負(fù)峰值降低，所需投入的全橋子模塊個(gè)數(shù)降低。Udc為換流器直流母線電壓幅值，Uac為換流器閥側(cè)交流電壓幅值，φ1為基波交流電壓相角。U3為三倍頻電壓幅值，φ3為三倍頻電壓相角。在換流器橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓后，換流器上橋臂電壓upj和下橋臂電壓unj如式(1)所示。

(1)

由于換流器上、下橋臂結(jié)構(gòu)對稱，且換流器三相橋臂結(jié)構(gòu)相同，各元件參數(shù)相同。本文以a相上橋臂電壓為例進(jìn)行分析(b、c相同理)，假設(shè)在換流器橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓后，換流器橋臂電壓負(fù)峰值下降ΔU，ΔU表達(dá)式如式(2)所示。

ΔU=Uac+min[-Uacsin(ωt+φ1)-U3sin(3ωt+φ3)]

(2)

為使投入的全橋子模塊數(shù)目達(dá)到最少，即降低的橋臂電壓負(fù)峰值ΔU達(dá)到最大，經(jīng)過計(jì)算可知，當(dāng)U3=1/6Uac，φ3=3φ1，ωt+φ1=π/3時(shí)，此時(shí)ΔU達(dá)到最大，ΔU最大值如式(3)所示。

(3)

由式(3)可知，在換流器橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓可以使換流器橋臂電壓負(fù)峰值下降13.4%，即在橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓可以減少13.4%的全橋子模塊投入。

2.1 直流側(cè)短路故障工況

典型的直流故障主要有單極接地故障和雙極短路故障，其中單極接地故障是直流系統(tǒng)最常見的故障類型，雙極短路故障是直流系統(tǒng)最嚴(yán)重的故障類型。由于FBSM具有輸出負(fù)電平的能力，HBSM不具備輸出負(fù)電平的能力，因此在發(fā)生直流側(cè)短路故障時(shí)，混合型MMC中只有FBSM參與排序。

混合型MMC拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如1.1節(jié)中圖1所示，以換流器a相為例進(jìn)行分析，ω為系統(tǒng)工頻角頻率，換流器直流母線額定電壓為UdcN，調(diào)制比為m，θ為換流器交流側(cè)電流基波分量相位。換流器a相上橋臂輸出電壓upj如式(4)所示。

(4)

當(dāng)換流器直流母線電壓Udc為額定值UdcN時(shí)，換流器橋臂電壓達(dá)到正峰值，橋臂電壓正峰值Upj+如式(5)所示。

(5)

當(dāng)換流器直流母線電壓Udc達(dá)到最低值時(shí)，換流器橋臂電壓達(dá)到負(fù)峰值，最低直流母線電壓標(biāo)幺值用Upumin表示，橋臂電壓負(fù)峰值Upj-如式(6)所示。

(6)

由式(3)可知，在換流器橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓可以使換流器橋臂電壓負(fù)峰值下降13.4%。在換流器橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓后橋臂輸出電壓負(fù)峰值Upj-如式(7)所示。

(7)

由于半橋子模塊無法輸出負(fù)電平，換流器橋臂負(fù)電平均需由全橋子模塊產(chǎn)生，子模塊電容電壓額定值用UcN表示，故全橋子模塊數(shù)量NF如式(8)所示。

(8)

當(dāng)直流側(cè)發(fā)生短路故障時(shí)，換流器最低直流母線電壓標(biāo)幺值Upumin為0，為實(shí)現(xiàn)無閉鎖直流故障穿越，不在換流器橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓時(shí)和在換流器橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓時(shí)FBSM的配置數(shù)量的臨界值分別如式(9)、(10)所示。

(9)

(10)

換流器單相橋臂總子模塊個(gè)數(shù)如式(11)所示。

(11)

為實(shí)現(xiàn)無閉鎖直流故障穿越，不在換流器橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓時(shí)和在換流器橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓時(shí)FBSM的配置比例分別如式(12)、(13)所示。

(12)

(13)

由式(12)可知，在橋臂電壓調(diào)制波中不注入三倍頻電壓時(shí)，為滿足無閉鎖直流故障穿越的需求，F(xiàn)BSM配置比例需要達(dá)到50%。由式(13)可知，在橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓后，F(xiàn)BSM的配置比例只要達(dá)到43.3%即可，在滿足無閉鎖直流故障穿越的條件下提高了經(jīng)濟(jì)性。

2.2 降壓運(yùn)行工況

在惡劣環(huán)境或嚴(yán)重污穢情況下，如果直流架空線路仍然在額定直流電壓下運(yùn)行，則會導(dǎo)致輸電線路故障率較高。為提高輸電線路的可靠性和利用率，工程上通常采用降壓運(yùn)行方式，通常將電壓降低至額定電壓的70%～80%。

考慮到直流電壓降低時(shí)，有功功率和閥側(cè)交流電流都將隨之降低，當(dāng)換流器直流母線電壓下降到一定程度時(shí)，換流器閥側(cè)交流電流幅值會低于直流電流幅值，導(dǎo)致橋臂電流無過零點(diǎn)。當(dāng)橋臂電流無過零點(diǎn)時(shí)，會導(dǎo)致HBSM投入時(shí)，HBSM持續(xù)充、放電。因此當(dāng)橋臂電流無過零點(diǎn)時(shí)，功率模塊應(yīng)全部為FBSM。下面分別分析橋臂電流存在過零點(diǎn)和不存在過零點(diǎn)時(shí)的FBSM配置比例。

當(dāng)忽略換流器橋臂環(huán)流時(shí)，直流電流幅值用Idc表示，交流電流幅值用Iac表示，換流器橋臂電流ip與直流電流及交流電流的關(guān)系如式(14)所示。

(14)

換流器直流側(cè)有功功率Pdc為直流電壓Udc與直流電流Idc乘積，如式(15)所示。

Pdc=UdcIdc

(15)

換流器交流側(cè)三相有功功率Pac如式(16)所示，φ為交流電流Iac與交流電壓Uac的夾角。

(16)

忽略換流器橋臂電阻，換流器交流側(cè)有功功率Pac與直流側(cè)有功功率Pdc相等。將式(15)、(16)聯(lián)立可得式(17)。

(17)

將式(17)代入式(14)可得換流器橋臂電流ip如式(18)所示。

(18)

當(dāng)換流器交流電壓幅值大于直流母線電壓幅值時(shí)，換流器橋臂電流不會過零，即換流器最低直流母線電壓標(biāo)幺值Upumin與調(diào)制比m間關(guān)系滿足式(19)時(shí)。

(19)

當(dāng)換流器橋臂電流會過零時(shí)，換流器橋臂電壓負(fù)峰值如式(6)所示。當(dāng)換流器橋臂電流不會過零時(shí)，橋臂電壓正峰值Upj+如式(20)所示。

(20)

在橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓條件下，當(dāng)換流器橋臂電流會過零時(shí)，換流器橋臂輸出電壓負(fù)峰值由式(7)所示。當(dāng)換流器橋臂電流不會過零時(shí)，換流器橋臂輸出電壓正峰值Upj+如式(21)所示。

(21)

當(dāng)橋臂電流不會過零時(shí)，HBSM會出現(xiàn)持續(xù)充、放電的情況，為滿足系統(tǒng)安全運(yùn)行需求，此時(shí)投入的功率模塊應(yīng)全部為FBSM，其數(shù)目如式(22)所示。

(22)

綜上，為滿足系統(tǒng)安全運(yùn)行需求，不在橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓時(shí)和在橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓時(shí)，F(xiàn)BSM的配置數(shù)目的臨界值分別如式(23)、(24)所示。

(23)

(24)

不在橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓時(shí)和在橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓時(shí)，F(xiàn)BSM最小配置比例分別如式(25)、(26)所示。

在降壓運(yùn)行工況下，為滿足柔性直流輸電系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行要求，若換流器最低直流母線電壓標(biāo)幺值Upumin在(0.5～1) p.u.區(qū)間，換流器橋臂電流存在過零點(diǎn)，不在橋臂電壓調(diào)制波中注入三次諧波時(shí)，F(xiàn)BSM的配置比例要達(dá)到25%。在橋臂電壓調(diào)制波中注入三次諧波后，F(xiàn)BSM的配置比例達(dá)到21%即可。在降壓運(yùn)行工況，Upumin在(0～0.5) p.u.區(qū)間時(shí)，橋臂電流不存在過零點(diǎn)，不在橋臂電壓調(diào)制波中注入三次諧波時(shí)，F(xiàn)BSM的配置比例要達(dá)到75%。在橋臂電壓調(diào)制波中注入三次諧波后，F(xiàn)BSM的配置比例達(dá)到64.9%即可。

綜上，由于工程上的降壓運(yùn)行通常是將直流電壓降低至額定電壓的70%～80%，此時(shí)橋臂電流存在過零點(diǎn)，F(xiàn)BSM配置比例為13%，但是考慮到系統(tǒng)需具備無閉鎖直流故障穿越的能力，在橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓后FBSM配置比例為43.3%即可。高低閥串聯(lián)式特高壓柔性直流輸電系統(tǒng)的FBSM配置比例為43.3%時(shí)，需要解決的主要問題是閥組在線投退期間如何保證投退閥組的模塊電壓均衡性，相比于正常約43.3%的FBSM配置比例，僅針對發(fā)生概率較低的閥組投退工況就將FBSM占比提升至65%，會極大增加設(shè)備成本，并非最經(jīng)濟(jì)可行的方案。通過采取一定的措施，使得閥組投退極間的直流電壓能快穿越(0～0.5) p.u.區(qū)間，則在橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓后，F(xiàn)BSM的配置比例為43.3%即可滿足特高壓柔性直流輸電穩(wěn)定運(yùn)行需求。

3 仿真驗(yàn)證

為了驗(yàn)證本文提出的優(yōu)化方案的正確性和有效性，在PSCAD/EMTDC中，搭建的雙端半全混合型MMC仿真模型如圖5所示，配置在直流線路上的平波電抗器Ldc為0.15 H，其它系統(tǒng)參數(shù)如表1所示。換流器單相橋臂總子模塊個(gè)數(shù)為400，在橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓后，F(xiàn)BSM的配置比例為43.3%即可滿足系統(tǒng)安全穩(wěn)定運(yùn)行需求，即FBSM和HBSM數(shù)目分別為174和226。選擇的IGBT 型號是ABB公司的5SNA3000K452300，其額定電壓和額定電流為4.5 kV/3 kA，在1 ms內(nèi)能承受6 kA的短路電流[22]。

圖5 雙端混合型MMC-HVDC仿真模型Fig.5 Two-terminal hybrid MMC-HVDC simulation model

表1 混合型MMC的仿真參數(shù)表

3.1 直流側(cè)單極接地、雙極短路故障

混合型 MMC 直流側(cè)發(fā)生單極接地故障時(shí)的仿真波形如圖 6所示，t=4 s時(shí)，直流側(cè)發(fā)生單極接地故障，故障持續(xù)時(shí)間1 s。由于線路電感的存在，距離故障點(diǎn)較近的換流器所占故障電流的比例較大，隨著故障電流上升速率的增加，故障在t=4.001 s時(shí)刻被檢測并定位,換流器切換為故障穿越模式。如圖6(a)、(b)所示，在故障發(fā)生瞬間，換流器直流母線電壓迅速降低至0 kV，因?yàn)橹绷骶€路有平波電抗器存在，故直流電流不能突變，直流電流經(jīng)過0.2 s的震蕩后降低至0 kA。由圖6(c)可知，在故障期間換流器閥側(cè)交流電流不會發(fā)生越限，且在切除故障后，換流器閥側(cè)交流電流逐步恢復(fù)至正常運(yùn)行狀態(tài)。由圖6(d)可知，換流器橋臂電流最大值為3.0 kA，未超過IGBT器件說明書限定的最大電流6 kA，且持續(xù)時(shí)間低于1 ms的要求[22]，因此不會造成開關(guān)管損壞。由圖6(e)可知，故障發(fā)生期間，換流器其總比子模塊電容電壓最大值約為1.9 kV，子模塊電容電壓未越限，子模塊不會受損。t=5 s時(shí)切除故障，系統(tǒng)重新恢復(fù)至正常運(yùn)行狀態(tài)。

圖6 直流單極接地故障仿真波形Fig.6 Simulated waveforms during single-pole-to-ground fault

混合型 MMC 直流側(cè)發(fā)生雙極短路故障時(shí)的仿真波形如圖 7所示，故障發(fā)生時(shí)間、故障持續(xù)時(shí)間、故障檢測延時(shí)均與直流側(cè)單極接地故障相同。由圖7(a)、(b)可知，故障發(fā)生瞬間，直流電壓迅速降低至零，直流側(cè)雙極短路故障比直流單極接地故障的直流電流波動程度嚴(yán)重。圖7(c)表明在故障期間換流器閥側(cè)交流電流未越限，且在切除故障后，交流電流逐步恢復(fù)至正常運(yùn)行狀態(tài)。圖7(d)表明橋臂電流最大值為3.5 kA，未超過IGBT器件說明書限定的最大電流6 kA，且持續(xù)時(shí)間低于1 ms的要求[22]，因此不會造成開關(guān)管損壞。圖7(e)表明故障發(fā)生期間，換流器橋臂子模塊電容電壓最大值為2.3 kV，子模塊電容電壓未越限，子模塊不會受損。

圖7 直流雙極短路故障仿真波形Fig.7 Simulated waveforms during pole-to-pole short-circuit fault

3.2 降壓運(yùn)行

圖 8為混合型 MMC 在降壓運(yùn)行工況下的仿真波形圖，t=4 s時(shí)將換流器直流電壓降低至額定值的70%，t=5 s時(shí)直流電壓恢復(fù)至額定值。由圖8(a)、(b)可知，在降壓瞬間，換流器直流電壓迅速降低至224 kV，直流電壓的突變造成直流電流的突變，因此建議在工程上采用斜坡抬升和斜坡下降的方式來實(shí)現(xiàn)降壓運(yùn)行。由圖8(c)可知，系統(tǒng)降壓運(yùn)行時(shí)，換流器閥側(cè)交流電流約降低至額定值的70%。圖8(d)、(e)表明在降壓運(yùn)行的全過程中，換流器橋臂子模塊無過流現(xiàn)象，子模塊電容電壓未越限，不會造成器件損壞。

圖8 降壓運(yùn)行工況仿真波形Fig.8 Simulated waveforms under reduced voltage operation

4 結(jié) 論

為降低全橋子模塊FBSM的配置比例，降低換流站投資成本，本文在橋臂電壓調(diào)制波中注入三倍頻電壓的條件下，對直流側(cè)短路故障工況、降壓運(yùn)行工況進(jìn)行了FBSM配置比例優(yōu)化設(shè)計(jì)，得到如下結(jié)論：

(1)直流側(cè)發(fā)生短路故障時(shí)，為實(shí)現(xiàn)無閉鎖直流故障穿越，未注入三倍頻電壓時(shí)，F(xiàn)BSM 配置比例需達(dá)到50%。注入三倍頻電壓后，F(xiàn)BSM 配置比例只需達(dá)到43.3%即可。

(2)工程上降壓運(yùn)行時(shí)，通常將直流電壓降低至額定值的 70%～80%，F(xiàn)BSM 配置比例為13%即可。考慮到系統(tǒng)需具備無閉鎖式穿越直流故障的能力，注入三倍頻電壓后 FBSM 配置比例為 43.3%即可滿足系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行要求。

最后，在 PSCAD/EMTDC 中搭建模型進(jìn)行仿真驗(yàn)證，仿真結(jié)果表明，注入三倍頻電壓的優(yōu)化策略可以有效降低FBSM的配置比例，降低換流站建設(shè)成本。但是特高壓柔性直流輸電系統(tǒng)需要采取一定的措施， 使得閥組投退期間的直流電壓能夠快速穿越(0～0.5) p.u. 區(qū)間，則注入三倍頻電壓后FBSM 配置比例為 43.3%即可滿足特高壓柔性直流輸電系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行需求。