潘歡, 楊國慶, 趙瑩萍, 納春寧, 姜漢周

(1.寧夏大學電子與電氣工程學院, 銀川 750021; 2.寧夏電力能源安全重點實驗室, 銀川 750004)

中國的發(fā)電系統(tǒng)中,大型風力、光伏、水力發(fā)電站常常分布在遠離集中負荷中心的西部和北部地區(qū),而電力需求卻在中、東部地區(qū)[1]。為了能夠遠距離、大規(guī)模、安全可靠地傳輸電能,基于電壓源換流器的多端高壓直流輸電(voltage source converter multi-terminal high voltage DC, VSC-MTDC)系統(tǒng)應用而生[2]。VSC-MTDC具有經濟性好、潮流可控性強以及端口數量易于拓展等特點,一度受到了工程領域與學術界的廣泛關注[3]。

目前,有關VSC-MTDC系統(tǒng)的控制主要有主從控制、電壓裕度控制及直流電壓下垂控制等[4]。這些控制方法可以有效地提高系統(tǒng)直流電壓穩(wěn)定性,但同時也將互聯交流區(qū)域分離,當某一交流區(qū)域頻率失穩(wěn)時,被隔離的其他交流區(qū)域無法為彼此提供頻率支持。同時,由于換流器本身缺乏慣性和阻尼,無法像同步發(fā)電機(synchronous gen-erator, SG)一樣響應所連交流區(qū)域的頻率波動。因此,如何設計合理的控制方法,使并聯換流器在電網擾動時提供慣性和阻尼、參與頻率協同支持,提高交直流混聯系統(tǒng)穩(wěn)定性,是當前VSC-MTDC系統(tǒng)面臨的主要問題。

虛擬同步發(fā)電機(virtual synchronous generator, VSG)是一種能等效SG慣性和阻尼特性的換流器控制策略[5-7],通過模擬SG的有功調頻、無功調壓以及本體模型等特性,使并網換流器從運行機理上等同于SG[8-9]。目前VSG應用于VSC-MTDC系統(tǒng)控制主要集中在2個方面:一種是針對單個受端VSC,采用VSG控制,該控制常假設直流網絡為恒功率源或直流電壓源,系統(tǒng)復雜度較低,控制方法相對簡單,如文獻[10]針對2端VSC-MTDC系統(tǒng)的受端換流器,設計了基于VSG技術的功率內環(huán)和電壓外環(huán)控制結構,將送端換流器設置為恒功率輸出;另一種是針對多個受端VSC,均采用VSG控制,此時系統(tǒng)的復雜度上升,如果直流電壓采用分布式控制,則每個受端VSC站都需要承擔調節(jié)交流側和直流側的雙重任務,如文獻[11]對一個6端柔性直流輸電系統(tǒng)的所有受端換流器提出一種基于VSG的自適應電壓下垂控制方法。由于VSC-MTDC系統(tǒng)的復雜性,研究者通過改進VSG提高受端換流器協調控制交流頻率和直流電壓的能力。文獻[12]在VSC-MTDC系統(tǒng)受端換流站控制中提出了具有直流電壓協調能力的VSG改進算法;文獻[13]針對3端柔性直流輸電系統(tǒng),將具有有功模糊PI下垂控制的VSG技術引入受端換流器控制中。

上述VSG控制主要以VSC-HVDC系統(tǒng)為研究對象,而基于模塊化多電平換流器的多端高壓直流輸電(modular multi-level converter based multi-terminal high voltage DC, MMC-MTDC)則是未來電力系統(tǒng)主要的存在形式之一。與低電平VSC相比,模塊化多電平換流器(modular multi-level converter, MMC)具有輸出波形諧波小、開關損耗低等優(yōu)點,其子模塊的級聯結構能產生更高的傳輸電壓,適用于大容量、高電壓場合[14]。VSG可以很好地為MMC提供慣性支持和阻尼特性,實現交流電網頻率調節(jié)。文獻[15]首次將VSG技術應用于MMC-MTDC系統(tǒng)換流器控制中,實現了VSG由VSC至MMC的應用擴展。文獻[16]對MMC-MTDC系統(tǒng)中單個受端換流器應用VSG控制,其他受端換流器采用改進下垂控制,從而提高了功率分配精度和直流電壓穩(wěn)定性。目前有關MMC-MTDC系統(tǒng)的VSG控制主要集中在單個MMC換流站,但在系統(tǒng)實際運行中,MMC要對系統(tǒng)中多個受端交流區(qū)域的頻率做出響應,因此需要對多個受端MMCs采用VSG控制,以提供慣性響應和一次頻率調節(jié)。

綜上所述,現對MMC-MTDC系統(tǒng)的所有受端換流器均采用VSG控制,針對常規(guī)VSG(conventional VSG, CVSG)僅能為交流區(qū)域提供頻率支持,而不能響應直流電壓波動這一不足,將U2-P直流電壓下垂控制引入VSG功頻控制器中,使MMC的傳輸功率能夠響應直流電壓變化,減小因直流母線功率缺額而導致的直流電壓偏差。由于VSG中轉動慣量的大小影響換流器的輸出頻率,采用模糊控制對轉動慣量進行自適應調節(jié)以提高交流區(qū)域頻率和直流母線電壓響應速度和穩(wěn)定性。以3端MMC-MTDC系統(tǒng)為例,對所提控制方法進行仿真,以證明其有效性。

1 MMC-MTDC系統(tǒng)結構及數學模型

1.1 MMC-MTDC系統(tǒng)結構

采用并聯式拓撲結構建立3端MMC-MTDC系統(tǒng)模型,主要由火電廠、換流器、交流區(qū)域和直流網絡等4部分組成,如圖1所示,其中,AC1、AC2為有源交流區(qū)域,該區(qū)域負荷由SG和MTDC系統(tǒng)供給;MMC1和MMC2為兩個受端換流站,MMC3為火電送出端換流站;圖1中以注入交流電網為正方向。

圖1 3端MMC-MTDC系統(tǒng)模型

1.2 MMC拓撲結構和數學模型

MMC的拓撲結構如圖2所示,每個MMC包含a、b、c三相,每一相由上、下2個橋臂構成,每個橋臂含100個子模塊(sub-module, SM)[16]。

ej、ij、uj(j=a,b,c)分別為MMC交流側三相電壓瞬時值、三相電流瞬時值和交流電網三相電壓瞬時值;SMn為第n個子模塊;U為交流電網相電壓有效值;L0、R0分別為橋臂電感和橋臂電阻;Udc為直流電壓;p和n分別為MMC的上橋臂和下橋臂

MMC在兩相旋轉坐標系下的數學模型為

(1)

式(1)中:Ls、Rs分別為換流器交流側等效電感和電阻;ud、uq分別為交流側電網電壓的d、q軸分量;ed、eq分別為MMC交流側電壓的d、q軸分量;id、iq分別為交流側電網電流的d、q軸分量;ω為電網電壓矢量同步旋轉角速度。

MMC與交流系統(tǒng)之間傳輸的有功功率P和無功功率Q可表示為

(2)

式(2)中:Xs為換流器電抗,Xs=ωLs;E為換流器輸出相電壓有效值;U為交流電網相電壓有效值;δ為U滯后于E的角度;δ和E分別決定了MMC傳輸有功和無功功率的大小,因此,只要采用適當的控制方法,通過調節(jié)δ和E的大小,就可以使MMC輸出的功率像SG輸出功率一樣變化,從而在運行特性上將MMC等效為SG,實現對交流區(qū)域頻率以及電壓的支持。

假設圖1中公共耦合點(point of common coupling,PCC)處的參考電壓為U∠0°;MMC交流側出口電壓類比為SG內電勢,均用E∠δ表示,則MMC可等效為SG,原理類比如圖3所示[17]。

Pm為原動機輸出機械功率,在MMC中可由直流側提供,表示為Pin;Pe為SG電磁功率,MMC中可體現為其輸出功率,記為Pout;Xs為換流站等效電抗,Rs為換流站等效電阻,可視為SG的電樞電抗和電樞電阻;eabc、iabc為MMC輸出電壓和電流;uabc、iLabc為PCC處電壓和電流

2 VSG的數學模型及控制原理

VSG的基本原理是在保留換流器常規(guī)雙環(huán)控制的基礎上,對外環(huán)控制進行調整,使其模擬SG的運行機制[18]。采用2階SG模型設計MMC的VSG控制算法,通過引入虛擬轉動慣量J及阻尼系數D,使MMC具有SG的動態(tài)慣性響應;通過模擬SG的有功-頻率下垂靜態(tài)特性,即原動機調節(jié),實現一次調頻功能。

VSG模型分別由功頻控制器、勵磁控制器、定子電氣方程組成,控制原理如圖4所示[16]。

Tm、Te分別為機械轉矩和電磁轉矩;δ為功角;Pref為給定電磁功率;ω為機械角速度;ω0為電網同步角速度;kf為調頻系數;Q為虛擬無功功率;Qref為無功功率給定值;E0為空載電勢;kq、kv分別為無功功率、電壓調節(jié)系數;Uref、U分別為機端電壓給定值和實際值

基于VSG的MMC-MTDC系統(tǒng)受端換流器整體控制框圖如圖5所示,其中,由圖4中的定子電氣方程得到參考電流值iabc_ref,再經Park變換得到d、q軸電流參考,后經內部閉環(huán)控制環(huán)節(jié)、Clark變換、脈沖寬度調制(pulse width modulation,PWM)等環(huán)節(jié)對受端MMC進行控制。

圖5 基于VSG的MMC-MTDC系統(tǒng)受端換流器控制框圖

3 附加直流電壓VSG控制

3.1 CVSG在直流電壓控制中的不足

圖4為CVSG控制原理圖,由功率控制器可以發(fā)現,有功功率僅與頻率變化有關,而并未與直流側電壓建立聯系。因此,CVSG僅能響應交流側頻率變化,但當直流側電壓發(fā)生波動時,不能相應地改變MMC傳輸功率。此時,CVSG對直流側的控制等效為定功率控制,如果控制直流電壓的MMC出現故障退出運行時,整個直流電壓將失控,嚴重時會造成整個系統(tǒng)失穩(wěn)。

將直流電壓下垂控制引入VSG功頻控制器中,利用U2-P下垂特性使直流電壓與有功功率變化量建立二次函數變化關系,從而當直流側電壓發(fā)生波動時,MMC能夠改變傳輸功率、響應直流電壓變化,減小直流電壓偏差。

3.2 U2-P直流電壓下垂控制

為了分擔MMC-MTDC系統(tǒng)中的不平衡功率以維持直流電壓穩(wěn)定,需要對所有換流器采用下垂控制,使每個MMC站均承擔交流側頻率調節(jié)和直流側電壓穩(wěn)定的雙重任務。基于此,欲采取的措施是在CVSG的結構中引入附加直流電壓控制。

U2-P下垂控制可使換流站更快速、更準確地跟蹤功率變化,能有效地控制電壓穩(wěn)定并更快地恢復到預定值[19]。U2-P下垂控制表示為

(3)

式(3)中:ΔPUdc為下垂控制中有功功率變化量;Udc-ref為直流電壓參考值;Udc為直流電壓實際值;kdroop為下垂系數。

當忽略高壓直流線路阻抗后,假設每個換流站的下垂系數是一個常量,由式(3)可知,n個換流站的功率變化量之比等于電壓平方的偏差之比,即

(4)

3.3 附加直流電壓VSG控制結構

將U2-P下垂控制加入圖4的虛擬調速器中,構成附加直流電壓VSG控制,實現協調交流頻率和直流電壓的能力,結構如圖6所示。

圖6 附加直流電壓VSG控制整體框圖

在圖6所設計的附加直流電壓VSG控制功頻控制器的虛擬調速器中,P-ω調節(jié)部分和U2-P直流電壓控制共同作用下產生有功功率變化量ΔP,作為系統(tǒng)有功功率參考值的修正量,與有功功率參考值相加,再同時除以初始角速度ω0,從而產生機械轉矩T;將T送入轉子運動方程中,由轉子運動方程去修正上述偏差,輸出功角θ。VSG勵磁控制器將電網側交流電壓實際值U與參考值Uref的差值乘以電壓調節(jié)系數后,得到交流電壓的修正量;將電網側無功功率實際值Q與參考值Qref的差值乘以無功調節(jié)系數,得到無功功率的修正量;將兩部分修正量與VSG穩(wěn)態(tài)運行時的內電勢E0相加,得到換流器出口電壓幅值E。上述有功功率控制環(huán)節(jié)和無功功率控制環(huán)節(jié)共同作用得到換流器三相調制波電壓參考值eabc,再經定子電氣方程得到三相交流電流參考值iabc_ref,經dq變換得到內環(huán)電流控制dq軸參考電流值id_ref、iq_ref。

3.4 附加直流電壓VSG仿真分析

基于MATLAB/Simulink仿真平臺搭建如圖1所示的3端MMC-MTDC系統(tǒng)模型,其中MMC1與MMC2的額定容量分別為150 MW和150 MW,均采用附加直流電壓VSG控制;MMC3穩(wěn)態(tài)時發(fā)出有功功率額定值為300 MW,采用定有功功率控制。整個仿真系統(tǒng)參數設置如表1所示。

表1 3端MMC-MTDC輸電系統(tǒng)主要參數

交流區(qū)域AC1、AC2的總負荷均為400 MW,SG提供250 MW功率,MTDC系統(tǒng)提供其余150 MW?？偡抡鏁r間為2 s,在t=1 s時,AC1的負荷突增60 MW;1.5 s前,MMC1采用附加直流電壓VSG控制,MMC2采用CVSG控制;1.5 s時,MMC1和MMC2均采用附加直流電壓VSG控制;在1.5 s前只有MMC1參與直流電壓調節(jié),1.5 s后,MMC1和MMC2共同參與直流電壓的控制。上述控制過程中,AC1、AC2的頻率變化、直流網絡電壓偏差如圖7所示。

圖7 受端MMCs在CVSG和附加直流電壓VSG控制下的運行對比

圖7(a)中的紅色曲線表示MMC1和MMC2均處于CVSG控制下的AC1頻率曲線。當t=1 s時,AC1負荷突變導致該區(qū)域頻率出現跌落,MMC1通過改變傳輸功率量以抑制頻率波動,最終使AC1頻率穩(wěn)定于49.89 Hz(紅色曲線)。藍色曲線表示前1.5 s僅有MMC1采用附加直流電壓VSG控制,MMC2采用CVSG控制,1.5 s之后MMC1、MMC2均采用附加直流電壓控制。當AC1負荷發(fā)生擾動后,MMC1對AC1頻率的支持力度有所減小,穩(wěn)態(tài)時保持在49.86 Hz(藍色曲線),這是因為MMC1不但要考慮AC1的頻率變化,還要顧及直流電壓的變化。而從能量守恒的角度講,MMC對交流頻率和直流電壓的支持存在“顧此失彼”的矛盾,故圖7(a)中藍色曲線略低于紅色曲線。當1.5 s后,AC1的穩(wěn)態(tài)頻率值(藍色曲線)上升達至49.85 Hz,MMC1對AC1區(qū)域的頻率支持力度有所增大,這是因為,在兩個受端換流器共同參與直流電壓調節(jié)的情況下,MMC1穩(wěn)定直流電壓的壓力有所減輕,可以為AC1提供更多的頻率支持。

圖7(b)中的曲線含義與圖7(a)相同,t=1 s時,AC1負荷突變,AC1的頻率受到影響發(fā)生了波動,但并未波及AC2的頻率和傳輸功率,在這種情況下,AC2的頻率依然保持在穩(wěn)定狀態(tài)(紅色曲線)。在前1.5 s,由于MMC2采用CVSG控制,所以無論直流母線傳輸功率如何變化,都不會對AC2的頻率產生影響;1.5 s后,MMC1、MMC2均采用附件直流電壓VSG控制,相比1.5 s前,AC2的頻率出現了波動,穩(wěn)態(tài)頻率從額定值跌落至49.97 Hz,這是因為,在兩個受端換流器共同參與了直流電壓調節(jié),MMC2為了穩(wěn)定直流電壓改變了其吸收有功功率的大小,而使AC2頻率做了“讓步”,發(fā)生了一些小的波動,但偏差限制在0.2 Hz的允許范圍內。

圖7(c)中的紅色曲線表示當MMC1和MMC2采用CVSG控制時直流母線電壓變化情況。由于CVSG不能參與直流電壓調節(jié),一開始直流電壓就無法穩(wěn)定至額定值320 kV,而是達到了370 kV;而當AC1區(qū)域出現負荷波動時,直流電壓更是一度跌落非常嚴重。

圖7(d)中的藍色曲線表示MMC-MTDC系統(tǒng)直流電壓變化情況。前1 s系統(tǒng)處于穩(wěn)態(tài),各區(qū)域處于正常工況,由于MMC1采用了附加直流電壓VSG控制,直流母線電壓穩(wěn)定在320 kV,這相比系統(tǒng)沒有直流電壓控制時表現出極大的優(yōu)越性[對比圖7(c)];1 s時AC1發(fā)生負荷擾動,MMC1響應該區(qū)域頻率變化,所以直流母線電壓有所下降,達到新穩(wěn)態(tài)時維持在313.7 kV,從數值上計算,也符合MMC-HVDC輸電線路電壓波動不超過額定值5%的要求;1.5 s時MMC2也采用附加直流電壓VSG控制,使得兩個換流器共同承擔直流電壓穩(wěn)定,新穩(wěn)態(tài)時達到316.7 kV,直流電壓偏差得以進一步減小。

由圖7分析可知,當MMC-HVDC系統(tǒng)受端換流器均采用附加直流電壓VSG控制時,AC區(qū)域負荷變化下,雖然在實現直流電壓調節(jié)時會造成頻率的偏差增加,但是此方案控制頻率偏差在允許范圍內的前提下,可以更好地保持直流電壓處于允許偏差范圍內,從而更好地協調有功功率對頻率與直流電壓的支持,使MMC-MTDC系統(tǒng)綜合性能更優(yōu)秀。

相比于傳統(tǒng)PQ控制模式下的功率外環(huán)和電流內環(huán)輸出恒定有功功率和無功功率,VSG控制方法可以提供更多的有功功率來支持頻率和直流電壓的波動,使系統(tǒng)更好地工作在允許的頻率及直流電壓范圍內[20]。如圖8所示,藍色曲線為MMC1和MMC2同時采用VSG控制方法,紅色曲線為MMC1采用VSG控制,MMC2采用PQ控制。在穩(wěn)態(tài)時,同時采用VSG控制方法可以使系統(tǒng)更好地追蹤功率、直流電壓及頻率參考值,而PQ控制由于線路阻抗的存在都略低于參考值,當發(fā)生負載突變時,MMC2中VSG內部出力發(fā)出有功功率支撐頻率及電壓,使得MMC1只需提供較小的有功功率就可以支撐頻率和直流電壓在較好的工作點。

圖8 MMC2在VSG和PQ控制下的頻率、有功功率、直流電壓對比

4 基于模糊控制的自適應VSG控制

4.1 轉動慣量J模糊自適應調節(jié)

VSG中慣性參數的大小影響動態(tài)調頻性能,轉動慣量對頻率的影響如圖9所示,可知J越小,頻率變化率越大,可以加快頻率恢復,避免下一次擾動來臨時頻率還未恢復穩(wěn)態(tài)值;J較大時,頻率變化率減小,可以抑制頻率偏移速率,但會加劇有功功率振蕩,且需要更長的時間達到新的穩(wěn)態(tài)值,當下次擾動發(fā)生在頻率未達到穩(wěn)態(tài)時,頻率調節(jié)可能會惡化[21]。

圖9 轉動慣量對頻率調節(jié)的影響

動態(tài)變化的J可實現換流器輸出頻率自適應調節(jié),但VSG控制屬于典型的非線性系統(tǒng),采用常規(guī)方法很難精確確定J。模糊控制對于非線性系統(tǒng)具有良好的調控效果,可對虛擬慣量J進行自適應調節(jié),實時改變其大小。當頻率偏移穩(wěn)態(tài)點時適當增大J以抑制頻率偏移速度;當頻率向穩(wěn)態(tài)點恢復時,適當減小J以加快其恢復速度,使系統(tǒng)更快地達到穩(wěn)態(tài)。

模糊控制對VSG的轉動慣量進行自適應調節(jié)時,通常以Δω(Δω=ω-ω0)和dω/dt兩個變量作為輸入,通過模糊規(guī)則自適應調整輸出量J的大小,使交流電網頻率以更快速、更平滑的方式恢復至額定值ω0。然而,與發(fā)生擾動后經控制器調節(jié)使系統(tǒng)頻率恢復至額定值的情況不同,MMC-MTDC系統(tǒng)由于交流負荷突變造成有功功率短時缺額,VSG只能提供一部分的功率支持,交流頻率經調節(jié)后,系統(tǒng)頻率將到達一個新的未知穩(wěn)態(tài)值,頻率恢復失去特定參考值。針對這一問題,采用Δω′和dω/dt兩個變量作為自適應虛擬慣量模糊控制的輸入量,其中,Δω′=ω-ω′表示交流區(qū)域實際頻率與其前一時刻頻率值的差值,目的是為了衡量頻率變化曲線遠離還是接近新穩(wěn)態(tài)點,當Δω′>0時,表示曲線靠近新穩(wěn)態(tài),需實時調整增大J,從而減小頻率變化率,使頻率盡快趨于穩(wěn)定;當Δω′<0時,表示曲線遠離新穩(wěn)態(tài)點,需實時調整減小J,從而增大頻率變化率,使頻率變化加快,減小收斂時間,加快頻率恢復?；谀：刂频霓D動慣量自適應變化結構見圖10。

圖10 基于模糊控制轉動慣量自適應變化結構圖

圖10中,Δω的基本論域為{-0.3,0.3},dω/dt的基本論域為{-0.2,0.2},虛擬慣量J的論域為{-10,10};比例因子k1=5,k2=2,量化因子k3=500;模糊變量的集合范圍是{NL、NS、O、PS、PL};采用三角(trimf)隸屬函數和梯形(trapmf)隸屬函數;模糊規(guī)則如表2所示;通過MAX-MIN方法得到輸出模糊控制量:J(t)=J0+ΔJ,其中J0為J的初始值。

表2 J的模糊規(guī)則

將轉動慣量自適調節(jié)算法應用于圖6所示的附加直流電壓VSG控制,構成基于模糊控制的自適應附加直流電壓VSG控制,簡單起見,稱作模糊自適應VSG控制,將通過仿真驗證其有效性。

4.2 模糊自適應VSG的仿真分析

采用3.4節(jié)搭建的3端MMC-MTDC模型,從交流側負荷和送端功率突變兩個方面,對模糊自適應VSG控制性能進行仿真分析。

4.2.1 交流側負荷突變

對MMC-MTDC系統(tǒng)應用模糊自適應VSG控制,當系統(tǒng)進入穩(wěn)態(tài)后,t=1 s時,AC1負荷突增60 MW,MMC為了響應AC1的頻率變化改變有功功率的傳輸值,使AC1頻率穩(wěn)定在49.85 Hz,如圖11所示。

圖11 交流負荷突變時模糊自適應VSG控制下的頻率、電壓曲線

由圖11(a)可見,當采用模糊自適應VSG控制時,頻率的動態(tài)響應相比于固定虛擬慣量VSG時情況有所改善,頻率動態(tài)響應曲線更為平滑,最終達到同一個穩(wěn)態(tài)值;圖11(b)中,隨著自適應VSG對頻率動態(tài)特性的調整,直流側母線電壓也比固定虛擬慣量時更為平滑的響應,能以更平穩(wěn)的方式過渡至新的穩(wěn)態(tài)值。

4.2.2 送端功率突變

在t=1 s時,MMC3輸出有功功率增加40 MW,受端換流器MMC1在附加直流電壓 VSG 控制作用下,會響應直流母線電壓的變化,從而調整傳輸有功功率值,但這種功率變化也會影響AC1區(qū)域頻率波動,具體如圖12所示。

圖12 送端功率突變時模糊自適應VSG控制下的頻率、電壓曲線

圖12(a)中,當送端功率變化后,對AC1的頻率產生了影響。當采用模糊自適應VSG控制時,頻率的動態(tài)響應曲線比固定慣量時表現得更為平滑,如圖12中藍色實線所示,并且達到穩(wěn)態(tài)時所需時間更短,響應更快,且達到同一個穩(wěn)態(tài)值。圖12(b)顯示了模糊自適應VSG控制對直流側母線電壓穩(wěn)定情況,兩曲線變化不大是因為工況是在送端設置突變,通過電壓變化改變有功功率的傳輸,而在模型建立時考慮其對頻率的支持作用大一些,所以虛擬調速器中頻率下垂系數的權重比直流電壓下垂系數權重偏大,直流電壓波動導致功率變化很小。

5 結論

CVSG雖然能提高MMC-MTDC系統(tǒng)交流區(qū)域的頻率支撐,卻不能夠響應直流電壓變化?；诖?提出了附加直流電壓VSG控制,通過引入U2-P下垂控制,在保留常規(guī)VSG慣性和阻尼的同時將直流電壓引入虛擬調速器中,使VSG具備了直流電壓調節(jié)功能。經過仿真對比表明,當MMC1和MMC2同時采用附加直流電壓VSG時,兩個換流器的協調控制能使直流電壓和交流頻率的控制性能均得到提升。由于VSG中虛擬慣量的大小會對調頻性能產生影響,采用模糊控制設計了能根據頻率調節(jié)狀態(tài)實時調整的自適應虛擬慣量,從而能使系統(tǒng)能快速恢復至穩(wěn)態(tài)。利用Simulink對3端MMC-MTDC系統(tǒng)進行仿真后發(fā)現,當采用自適應虛擬慣量VSG控制策略時,AC區(qū)域的頻率與直流母線電壓變化更為平滑。