混合直流输电系统功率同步控制研究

吴杰 王志新

摘 要：针对一端采用传统电网换相换流阀（line commutated converter，LCC）另一端为电压源换流阀（voltage sourced converter，VSC）的混合直流输电系统因其直流侧电抗较大，造成传统双闭环矢量控制策略中电流内环的快速性与稳定性相互矛盾、暂态扰动易造成系统功率振荡等问题，提出VSC侧换流站采用功率同步控制的方法，同时，通过增加桥臂电容储能控制环，保持三相桥臂电容电压之和基本不变，抑制系统功率和直流电压波动，减小了有功功率控制环存在欠阻尼特性的影响。最后，结合模块化多电平变流器（modular multi-level converter，MMC）应用，利用仿真软件搭建双端混合直流输电系统模型，通过仿真验证了所采用方法的正确性、有效性。

关键词：功率同步控制；混合直流输电；模块化多电平；稳态模型；欠阻尼特性

DOI：10.15938/j.emc.（编辑填写）

中图分类号：TM461文献标志码：A文章编号：1007-449X（2017）00-0000-00（编辑填写）

Research on power synchronization control of hybrid HVDC

WUJie， WANGZhi-xin

（School of Electronic， Information and Electrical Engineering， Shanghai Jiaotong University， Shanghai 200240）

Abstract：Aiming at the problems thatthe fast and stability of inner current loop in traditional double loop vector control strategy is conflictive and the system power oscillation caused by transient disturbance， which were caused by the larger reactance of the hybrid HVDC（composed by traditional converter and voltage source converter） DC side.So Power Synchronization Control （PSC） method was proposed for VSC side converter. And the energy control loop of arm capacitors was proposed. It can maintain the sum of capacitor voltage in arms be of constant approximately， and suppress fluctuations of system power and DC voltage. The effect of underdamping characteristics in power control loop in PSC method was weakened. Finally， the application for modular multi-level converter （MMC） of this method was derived. In addition， The double-end hybrid HVDC model was completed in PSCAD and the simulation results show that the proposed methods are correct and effective.

Keywords： power synchronization control； hybrid HVDC； modular multilevel converter （MMC）；steady-state model；underdamping character

0 引言

直流輸电技术发展至今已划分为两大分支，基于晶闸管的电网换相换流器直流输电（line commutated converter based high-voltage direct current，LCC-HVDC）和基于全控电力电子器件（如IGBT等）的柔性直流输电[1-2]。其中LCC换流阀电压等级相对较高，成本较低，由于发展较早，其控制算法相对成熟，1972年加拿大就投运了第一条背靠背传统直流输电工程[3]。LCC-HVDC通常采用定直流电流控制和定最小逆变角控制，并配合低压限流等辅助控制功能[4-5]。但其依靠电网换相，连接弱交流系统和无源网络时存在困难。近年来，柔性直流输电换流站发展较快，电压等级也不断提高，已接近传统HVDC系统，国内已建成的南澳三端柔直工程和舟山五端柔直工程，直流侧电压都在300-400 kV之间[6-8]。此外，南方电网公司规划的±350 kV/1000 MW鲁西背靠背工程，也已开始建设，并用于异步电网互联[9]。柔直系统成本相对较高，但可用于连接无源系统和弱交流系统，弥补传统HVDC的不足[10]。

近几年，综合了LCC-HVDC和柔直系统的优点的混合直流输电，根据直流网络各端所连接的交流系统或负载特性，灵活配置直流输电系统，既包含传统LCC换流站也包括电压源换流站（voltage sourced converter，VSC），能有效节约设备成本，逐渐成为研究热点之一[11]。国内外对混合直流输电系统研究的相关文献已比较广泛，其中，文献[12] 提出一种送端采用传统HVDC的相控换流器， 受端采用VSC的混合直流输电方式，并对其结构组成、技术特点、运行特性等进行了全面的探讨；文献[13] 提出并建立了一种整流侧由LCC 构成、逆变侧由模块化多电平变流器 （modular multi-level converter，MMC）构成的混合直流输电拓扑， 重点分析了系统的启动策略、交流故障下系统的响应以及在逆变侧加装大功率二极管阀组后系统对直流故障的清除能力；文献[14]提出了一种LCC和FHMMC混合直流输电系统， 重点推导了FHMMC 在满足直流故障清除、功率续传要求下其子模块个数的配置要求，给出了混合直流系统的控制特性； 文献[15]提出一种LCC和MMC（全桥和半桥混连拓扑）混合直流输电系统用于风电并网，研究了交流网络干扰导致LCC换相失败的情况并分析了其对混合直流输电系统的影响；文献[16]研究了基于全桥子模块的MMC和传统换流阀构成的混合直流输电系统，文献[17]将混合直流输电系统用于海上风电场并网，陆地侧采用传统换流阀逆变并网；文献[18]将孤岛类无源负载经VSC接入传统直流网络，并利用模型预测控制优化柔直换流站性能；文献[19]采用单纯性算法优化了混合直流输电控制器参数。

本文针对传统LCC换流阀定直流电压控制、柔直换流阀定功率控制运行方式的稳定性问题，提出将功率同步控制应用于混合直流输电系统，使得该混合输电系统能在系统稳定的前提下向弱交流系统供电，并利用MMC环流自由度抑制功率和电压的波动，提高了系统的稳定性。同时，由于多个VSC可接到一个固定极性的直流母线上，易于构成多端直流系统，文中所采用控制方法也为多端混合直流输电系统的运行控制方式提供一种参考。

1 系统结构和控制原理

1.1 基本结构

双端混合直流输电的基本拓扑结构如图1所示，图中送端（左侧）为基于晶闸管（SCR）的传统换流站，采用12脉波整流器，经两台二次侧互错30°相位的换流变压器连接至交流系统。受端（右侧）为基于MMC的电压源换流站（VSC），图中L和C组成传统换流阀直流侧滤波器以及线路等效电抗，交流滤波器连接于公共交流母线，图中未画出，其输出直流电压为Edr。VSC侧为逆变站，输入直流电压为Edi，直流电流Idc。

1.2 传统LCC换流站控制方式

上述系统中由于传统LCC换流站依靠电压极性控制功率传输方向，VSC换流站则利用电流方向控制功率流向，因此在圖1所示的混合直流输电系统中传统换流站固定为送端，VSC换流站固定为受端。整流站通常采用定直流电流的控制方式，即传统换流站控制传输功率，而VSC站控制直流电压，现有混合直流输电系统的相关文献中也通常采用此控制方式，但为适应多种应用场合，研究传统换流站定直流电压，VSC侧定功率控制模式也十分必要。例如在交流线路和直流线路并列运行工况下，由电力系统调度分别指定交直流线路的传输功率，若两端分别连接弱电网和强电网时，对于弱电网侧可采用MMC换流站，强电网侧采用LCC换流站，不仅明显降低直流输电系统成本，且LCC换流站工作于整流状态，可避免换相失败的问题，并提高系统稳定性。

传统LCC换流阀作为整流站输出电压和直流电流关系为[3]

。（1）

式中：Rr为传统LCC换流站直流平波电抗、变压器和整流器损耗对应的等效电阻，对于三相桥式接线情况下K0为常数 ，Xr为换向变压器电抗，α为触发延迟角，Idc为直流电流。由式（1）可知，通过控制α可以控制直流电压Edr，电流Idc由VSC换流站有功功率给定值决定。由此，为使混合直流系统能够稳定运行，传统换流站作为整流侧采用定直流电压控制，通过控制α角实现，VSC侧采用定功率控制方式，实现受端系统功率的灵活控制。

传统LCC换流站定电压控制方法如图2所示：直流电压给定值和实际值偏差作为PI调节器的输入，调节器通过改变α使直流电压保持恒定。同时与传统HVDC系统逆变站的低电压限电流（voltage dependent current order limiter，VDCOL）模块类似，可在整流站也同时配置电流限制环节，如图2所示，直流电流给定值根据系统过载能力设置为最大值，如1.1p.u.，正常工况下，电流调节器PI2保持在正限幅输出，当发生双极短路类严重故障时，直流电压迅速下降，则PI2退饱和，而PI1趋于饱和值，经min（取最小）环节可平滑切换为定直流电流控制，以限制电流幅值。图2中IdcMax为系统直流电流最大值，Idc为实际直流电流，经低通滤波作为反馈值，Edcref为直流电压给定值。Edc为直流电压反馈值，α为触发延迟角。

1.3 VSC换流站控制策略设计

VSC换流站通常采用MMC结构，由于电压等级较高，现有工程中每个桥臂串联模块数量均在200～300级左右，换流阀级控制均采用最近电平逼近调制（nearest level modulation，NLM）方法，同时根据桥臂电流方向，利用电容电压排序方式控制桥臂内模块电压平衡。换流器级控制则采用电网电压定向的双闭环矢量控制，内环为d、q轴电流控制环，对于定功率控制站外环为有功功率和无功功率控制环。其中电流内环通常采用PI调节器，分别控制d、q轴电流跟踪给定，结构对称[20]，以d轴为例，其闭环系统结构如图3所示（q轴控制结构相同）。图中Esd、Id和ucd分别为同步旋转坐标系下网侧电压、电流及阀侧电压的d轴分量，I*d为网侧电流d轴分量的给定值。Kc为变流器放大系数，Ts为控制回路总延时，包括MMC等效开关周期、电流采样以及控制器计算延时。Leq为桥臂和阀侧总电抗，忽略其等效电阻。PI调节器参数可按照典型II系统设计，按照工程整定法取开环传递函数中频带宽度为5，兼顾抗扰性能和跟随性[21]。参数整定后，对于功率外环，电流内环可等效为一阶惯性环节。

1.4 基于常规控制的混合HVDC数学模型

针对传统换流阀定直流电压控制、MMC定功率控制方式，建立系统数学模型，两端变流器直流侧相互连接，传输有功功率，根据前两小节控制方法可得系统稳态有功功率控制结构如图4所示。

图中 为电流内环等效环节，由于MMC等效开关频率较高，电流内环等效时间常数Teq整定在2～3 ms，此处考虑变流器等效开关频率10kHz，系统中延时主要来自采样延时和控制计算延时，同时考虑被控量交流阀侧电流为基频50Hz，因此可设计电流内环带宽大于300Hz保证电流跟踪的快速性，综上，图中Teq可取为2.5 ms，Kcur为电流放大系数，Idc为直流线路电流，Ceq为MMC等效电容，假设以国内南澳岛多端工程为例，每个桥臂200级模块串联，根据NLM调制方法，任意时刻投入模块为常数（一相桥臂总模块数的1/2）其等效电容可按下式计算：

。（2）

式中：C0为单个模块电容，N为桥臂串联模块数，仍以南澳工程为例模块电容5mF。Leq_dc为系统直流回路等效电抗，主要包含传统换流阀直流平波电抗Leq1，直流线路等效电抗Leq2和MMC桥臂电抗Leq3，即

。（3）

其中Leq1需维持传统换流阀直流侧电流连续，取值通常较大，以CIGRE标准模型为例，直流侧平波电抗0.5968H，等效电阻Req为2.5Ω，综上，图4系统中Leq_dc为0.6635H，Ceq为0.00015F，Kcur为2，Teq为0.0025s，功率给定P*为1000 MW，稳态时逆变侧直流电压Edi为500kV。绘制图4所示系统的波特图如图5中line1所示，相角裕度小于0，且存在谐振峰值，开环系统不稳定。

分析图4中系统开环传递函数可知，可调整参数包括功率外环和电流内环PI参数，需按如下两种方法调节，系统才能稳定。

1）调整电流内环PI参数。传统控制方法中电流内环响应速度快，等效时间常数小，使系统穿越0分贝线时，相角裕度小于0，因此可调整电流内环参数，增大电流内环等效时间常数（如0.15s），使系统提前穿越0分贝线，保持相角裕度大于0，同时增大电流内环等效时间常数可使幅频特性整体下降，抑制谐振峰值的影响。调整图4中PI调节器比例系数为0.18，积分系数为20得到电流响应曲线如图5中line2所示。

2）调整功率外环PI参数，与电流内环等效极点对消，增加相角裕度。如圖5中line3所示。

系统阶跃响应如图6所示，图中s1～s3为对应图5中line1-line3特性下的响应曲线。其中s1出现振荡，振荡频率与波特图中谐振峰值处频率一致，系统不稳定。与两端均为MMC的常规柔直系统相比，该混合直流输电系统中传统换流阀直流侧存在大电抗，其直流侧表现为电流源特性，由图4中后半部分可知阻尼项仅由直流电抗的等效电阻提供，且MMC中电流环惯性很小，其输出波动量易激发直流系统振荡，同时上述控制方式中传统阀控制直流电压，并未对直流电流施加较强的闭环控制。从而造成s1振荡。s2和s3为按照上述方法调整内环和外环PI参数后的响应曲线。其中s2系统稳态时能跟踪给定，但电流内环响应变慢，失去快速电流调节的作用，s3比例积分系数均较小，系统存在稳态误差。

图5混合直流有功功率bode图

Fig.5 Bode diagram for active power of hybrid HVDC

图6 传统控制下混合直流输电电流阶跃响应

Fig.6 Step responds of power with traditional control

2 功率同步控制方法

2.1 MMC的功率同步控制

根据上述分析，如图6所示系统阶跃响应特性，曲线s2（增加内环等效时间常数响应结果）的直流电流跟踪性能可以接受，即系统传输功率能够跟踪给定。但MMC电流内环等效时间常数过大，已失去交流电流快速跟踪特性和期望的抗扰性能，因此控制中可取消电流内环，将MMC假设为一台无转动惯量的同步发电机，通过调整发电机转速改变输出功率，对于MMC采用功率同步控制，即可通过调整阀侧交流输出电压的相角，改变并网传输功率，其具体控制思想在文献[22]中已有详细论述。现考虑其在MMC中的应用。

MMC输出瞬时有功功率的线性化表达式为

。（4）

式中 ， 为变流器交流电压矢量和电流的共轭矢量，下标0表示稳态工作点。

首先推导式（4）中矢量 ，由MMC交流侧电压、电流矢量关系得电流矢量 为

。（5）

式中回路的等效损耗电阻被忽略，Lc为MMC交流侧等效电抗，包括桥臂电抗Leq3和变压器等效电抗Lt （Lc为=0.5 Leq3+Lt）。U0为电压矢量 的幅值， 为MMC交流电压矢量超前电网电压矢量 （E0为其稳态工作点幅值）角度，由式（5）将 写成dq轴分量形式

（6）

其次，计算式（4）中电压矢量变化量 ，由于MMC交流侧电压、电流矢量关系为

。（7）

则 写成dq轴分量为：

（8）

最后，计算式（4）中电流矢量的变化量 ，将式（7）分解为dq轴分量为：

（9）

设MMC交流侧电压矢量幅值保持为U0，将 、id、iq写成小信号形式，其中 、 可近似线性化为：

（10）

因此式（9）可线性化为：

（11）

由式（11）得 为[17]：

（12）

将式（6）、式（8）、式（12）代入式（4）得到MMC功率和交流电压相位角的线性化方程为

。（13）

由式（13）可知在忽略系统损耗情况下，为等幅振荡特性，需注入阻尼使系统稳定，文献[22]将交流电流经高通滤波器加入控制信号，等效在式（13）中加入阻尼项，从而增强系统的稳定性。

2.2 桥臂电容储能控制

对于前述 的欠阻尼特性，在MMC中应用则无需特殊设计高通滤波环节。考虑式（13）中功率振荡必然引起MMC桥臂电容电压储能的波动，因此可以通过控制所有桥臂电容储能跟踪给定来抑制功率振荡。桥臂电容储能与MMC桥臂环流的直流分量直接相关[23-24]，因此可增加桥臂电容储能控制闭环，与阻尼注入方法等效。MMC一相桥臂结构如图7所示，图中udc为直流侧电压，upj、unj分别为上、下桥臂电容电压和（j=a，b，c），ipj、inj为上、下桥臂电流，L、R0分别为桥臂电抗和等效电阻。

图7 MMC一相桥臂结构

Fig.7 Structure of one phase for MMC

由图7可得上下桥臂功率为[25-26]：

（14）

式中wpj、wnj为上、下桥臂电容存储能量。交流电流和桥臂电流存在如下关系：

（15）

式中izj为环流，izj=（ipj+inj）/2，交流电流isj=ipj-inj。

由于存在桥臂电抗，故可以忽略高次谐波。设变流器交流侧输出电压、电流分别为：

（16）

忽略桥臂电抗等效电阻的损耗，由式（14）～式（16）可得上下桥臂功率之和为：

。（17）

式中izj包含直流分量和2倍频分量。

由式（17）可知，一相桥臂功率波动包含直流分量、二倍频和四倍频分量，对于背靠背混合HVDC系统，稳态时直流电压和有功功率恒定，忽略功率波动，各相上下桥臂电容存储能量可由桥臂输出功率的直流分量 控制（如式（18）所示）。

。 （18）

由式（18）Izj为izj的直流分量，可作为桥臂电容储能的控制量，稳态时 应为0，当实际传输功率波动时，可通过改变Izj抑制功率波动，即在控制信号中叠加控制量，产生 使桥臂电容储能跟踪期望值。综上得到基于功率同步控制的MMC侧换流站控制结构如图8所示。

图8 MMC侧换流站控制结构

Fig.8 Control structure of MMC station

图中N为桥臂模块串联个数， 、 为桥臂内第x（x=1～N）个电容电压， 为子模块电容电压给定值， 、 为上下桥臂控制信号，其中 为环流控制量，如图8所示， 同时叠加于上下桥臂调制信号中，为共模分量，因此不影响变流器与交流侧功率传输，但能够改变上下桥臂投入总模块数，即改变直流输出电压，从而改变直流侧注入能量，保持桥臂电容总储能不变，达到抑制功率波动的效果，等效于向系统注入阻尼。

3 仿真与分析

3.1 仿真结果

根据图1和图8所示结构，在PSCAD下搭建仿真模型，验证所提出控制方法的正确性、有效性。仿真中整流侧为基于传统换流阀的12脉波整流器，采用两台6脉波整流器，主回路配置如表1所示。

仿真中设置t=0.3s时整流站先解锁，采用定直流电压控制，待直流电压上升至额定值后，t=1s时逆变站解锁，采用定有功功率、定无功功率控制方式。无功功率给定值为0，有功功率给定值按照500MW/s斜率上升至额定值。

仿真中为简化起见，将电容电压储能控制环的给定值和反馈值以电容电压平均值代替，图9为仿真结果。图中采用标幺值单位（以额定功率1000 MW，交流相电流峰值3047A，网侧相电压峰值306.2kV标幺系统），其中图9（a）中有功功率给定值Pref和反馈值P稳态时能跟踪给定，为对比，图中曲线Pcus是未加入桥臂储能控制的有功功率响应曲线，虽在稳态也能够跟踪给定，但波动相对较大；图9（b）中为无功功率给定值Qref和反馈值Q，以及未施加桥臂储能控制环的无功功率值Qcus；图9（c）为系统直流电压；图9（d）为三相桥臂电容储能控制环的给定值和反馈值。解锁后，上下桥臂电容电压和能跟踪给定值，波动较小，能够抑制前述系统欠阻尼引起的功率波动。

为验证系统抗扰性能，设置t=3.5s发生受端（逆变侧）交流系统发生暂态三相对地短路，持续时间100ms后清除，仿真结果如图10所示，其中，图10（a）为直流电压，图10（b）为正极直流母线和接地极直流电流（Idcp和Idcn），图10（c）和图10（d）分别为阀侧三相交流电流（Isa、Isb、Isc）以及网侧三相电压（Usa、Usb、Usc）。由仿真结果可知故障清除后约1s系统恢复至稳态，短路期间直流电压峰值约1.35 p.u.，交流阀侧电流峰值约1.3p.u.。

3.2 仿真分析

由图9（a）和图9（b）可见，双端混合直流输电系统因直流侧电抗较大，造成传统双闭环矢量控制策略中电流内环的快速性与稳定性相互矛盾，在未加入桥臂储能控制环节时，功率响应存在低频振荡，其本质是LCC直流侧电抗和MMC侧桥臂等效电容组成的直流回路中等效电阻较小，使该类系统直流侧表现为欠阻尼特性，而传统双闭环矢量控制没有对直流电流直接控制，其对交流电流的快速调节造成直流侧电流的扰动，导致上述功率波动现象。若降低电流环调节速度，则如仿真结果图6所示的存在稳态误差，且电流跟踪性能较差。采用功率同步控制的方法，结合式（13）中 关系，其谐振频率为 ，由于混合直流输电系统中传统换流阀直流侧串联电抗L远大于MMC中的桥臂电抗Lc，因此，式（13）所示系统谐振频率应远小于基频 ，仿真结果与系统传递函数一致，其本质为系统直流侧电抗与MMC等效电容间的谐振。通过增加桥臂电容储能控制环，保持三相桥臂电容电压之和基本不变，抑制系统功率和直流电压波动，减小了有功功率控制环存在欠阻尼特性的影响。

由图10可知，由于采用功率同步控制，系统中未设置交流电流闭环，相对于双端MMC结构的柔直系统故障清除后系统恢复时间较长，需要约1 s，但对于本文所设计的混合方案中，由于其中一端为传统换流阀，直流侧串联大电抗等特性决定其电流变化速度较慢，该方案优势在于传统换流阀设备成本和损耗均小于MMC換流阀，因此混合直流输电系统损耗和成本介于传统HVDC和VSC-HVDC系统之间。其次，系统功率流向为单向，如图9（a）所示MMC换流阀吸收有功功率（有功功率<0），即传统换流阀工作在整流状态，输出有功，其触发角必然小于90°，因此该混合直流输电系统可避免传统换流阀中存在的换相失败问题。

综上，本文提出的控制方法用于混合直流输电系统，系统损耗小于双端柔性直流输电系统，系统可靠性优于传统HVDC系统，并特别适用于弱交流系统的连接。

4 结论

1）由LCC和MMC换流阀组成的混合双端直流输电系统，在传统换流站定直流电压，VSC换流站定功率控制方式下系统特性与常规VSC-HVDC系统有一定差别，由于传统换流阀直流侧需配置较大电抗，而为使系统稳定，需要以电流内环抵消直流电抗的大惯性环节，导致电流内环快速性与稳定性矛盾；

2）对于上述混合直流输电系统中MMC侧控制取消电流內环控制，采用功率同步控制方法，调节换流阀交流电压相位和幅值，直接控制有功功率和无功功率传输。对于功率同步控制中 本身的欠阻尼特性（仿真图9（a）中Pcus存在明显的稳态有功功率波动），利用MMC环流的自由度，附加三相桥臂总电容储能控制环，控制MMC环流的直流分量跟踪给定，抑制系统功率和电压的波动（图9（a）和图9（b）中曲线P和曲线Q稳态基本与给定值重合，电容储能控制环有效抑制了上述欠阻尼引起的稳态功率波动）。

3）暂态故障过程中系统主回路参数设置应考虑传统换流阀相对MMC暂态过渡过程较长（如仿真结果图10），MMC设计应留有足够余量，或在主设备可承受电压、电流范围内及时闭锁保护。

参考文献：

[1] 楚遵方，李耀华，王平，等.柔性直流输电系统中模块化多电平变流器的直流侧充电策略分析[J].电工技术学报，2015，30（12）：136-142.

CHU Zunfang， LI Yaohua， WANG Ping， et al. Analysis of charging strategy by DC grid of modular multilevelconverter in high voltage direct current transmission system[J]. Transactions of China Electrotechnical Society， 2015，30（12）：136-142.

[2] 廖武，黄守道，黄晟，等.基于模块化多电平换流器的直流输电系统网侧不平衡故障穿越研究[J]. 电工技术学报，2015，30（12）：197-203.

LIAO Wu， HUANG Shoudao， HUANG Sheng， et al.Unbalanced grid fault ride-through control method of HVDC powertransmission based on modular multilevel converters[J]. Transactions of China Electrotechnical Society，2015，30（12）：197-203.

[3] 冯明，李兴源，李宽.混合直流输电系统综述[J]. 现代电力，2015，32（2）：1-8.

FENG Ming， LI Xingyuan， LI Kuan. A review on hybrid HVDC system[J]. Modern Electric Power， 2015，32（2）：1-8.

[4] 王志新，吴杰，徐烈，等.大型海上风电场并网VSC-HVDC变流器关键技术[J].中国电机工程学报，2013，33（19）：14-27.

WANG Zhixin，WU Jie，XU Lie， et al. Key technologies of large offshore wind farm VSC-HVDC converters for grid integration[J]. Proceedings of the CSEE， 2013，33（19）：14-27.

[5] 徐政，胡永瑞，傅闯. 并联型多端直流输电系统的控制策略与故障特征[J]. 高电压技术，2013，39（11）：2721-2729.

XU Zheng， HU Yongrui， FU Chuang. Control strategy and fault characteristics of parallel MTDC transmission systems [J]. High Voltage Engineering， 2013，39（11）：2721-2729.

[6] 苑宾，许建中，赵成勇，等. 利用虚拟电阻提高接入弱交流电网的MMC小信号稳定性控制方法[J]. 中国电机工程学报，2015，35（15）：3794-3802.

YUAN Bin，XU Jianzhong，ZHAO Chengyong，et al. A virtual resistor based control strategy for enhancing the small-signal stability of MMCintegrated in weak AC system[J]. Proceedings of the CSEE， 2015，35（15）：3794-3802.

[7] 孙蔚，姚良忠，李琰，等. 考虑大规模海上风电接入的多电压等级直流电网运行控制策略研究[J]. 中国电机工程学报，2015，35（4）：776-785.

SUN Wei， YAO Liangzhong， LI Yan， et al. Study on operation control strategies of DC grid with multi-voltage levelconsidering large offshore wind farm grid integration[J]. Proceedings of the CSEE， 2015，35（4）：776-785.

[8] 邓旭，王东举，沈扬，等. 舟山多端柔性直流输电工程换流站内部暂态过电压[J].电力系统保护与控制，2013，41（18）：111-119.

DENG Xu ， WANG Dongju ， SHEN Yang， et al. Research on transient overvoltage for converter station of Zhoushan multi-terminal VSC-HVDC project[J].Power System Protection and Control， 2013，41（18）：111-119.

[9] 刘涛，李婧靓，李明，等. 南方电网鲁西背靠背直流异步联网工程控制保护系统设计方案[J]. 南方电网技术，2014，8（6）：18-22.

LIU Tao，LI Jingjing，LI Ming，et al. Control and protectionsystem design of Luxi back-to-back asynchronousinterconnection HVDC project of China southern power grid[J].Southern Power System Technology， 2014，8（6）：18-22.

[10] 邓健俊，文安，魏承志，等.含柔性直流输电的交直流并列系统有功潮流优化方法[J].电力系统保护与控制，2014，42（11）：118-123.

DENG Jianjun， WEN An， WEI Chengzhi， et al. An optimization method for active power flow in AC/VSC-HVDC parallel transmission systems[J].Power System Protection and Control， 2014，42（11）：118-123.

[11] 文劲宇，陈霞，姚美齐，等.适用于海上风场并网的混合多端直流输电技术研究[J].电力系统保护与控制，2013，41（2）：55-61.

WEN Jinyu， CHEN Xia， YAO Meiqi， et al.Offshore wind power integration using hybrid multi-terminal HVDC technology[J].Power System Protection and Control，2013，41（2）：55-61.

[12] 李广凯， 李庚银， 梁海峰，等. 新型混合直流输电方式的研究[J]. 电网技术，2006，30（4）：82-86.

LI Guangkai， LIGengyin， LIANGHaifeng， et al. Research on a novel hybrid HVDC system[J]. Power System Technology，2006，30（4）：82-86.

[13] 唐庚，徐政，薛英林.LCC-MMC 混合高压直流输电系统[J].电工技术学报，2013，28（10）：52-61.

TANG Geng，XU Zheng，XUE YingLin. A LCC-MMC hybrid HVDC transmission system [J]. Transactions of China Electrotechnical Society， 2013，28（10）：52-61.

[14] 许烽，徐政. 基于LCC 和FHMMC 的混合型直流输电系统[J]. 高电压技术，2014，40（8）：2520-2530.

XU Feng， XU Zheng. Hybrid HVDC system based on LCC and FHMMC[J]. High Voltage Engineering， 2014，40（8）：2520-2530.

[15] ZENGRong， XU Lie， YAO Liangzhong， et al. Hybrid HVDC for integrating wind farms with special consideration on commutation failure[J]. IEEE Transactions onPower Delivery， 2016，31（2）：789-797.

[16] XU Jie， ZHAO ChengYong， LI Tan， et al. The hybrid HVDC transmission using line commutated converter and full bridge modular multilevel converter[C]//Renewable Power Generation Conference， 2nd IET，2013， Beijing ，China. 2013：1-4.

[17] 翟冬玲，韓民晓，严稳利，等. DFIG型海上风电混合直流送出的控制策略[J]. 电力自动化设备，2015，35（2）：42-48.

ZHAI Dongling，HAN Minxiao，YAN Wenli， et al. Control of offshore DFIG-based wind farm with hybrid HVDC transmission[J]. Electric Power Automation Equipment， 2015，35（2）：42-48.

[18] 许冬，韩民晓，杜旭，等. 风电孤岛经混合三端直流送出的模型预测控制[J]. 中国电机工程学报，2015，35（13）：3195-3203.

XU Dong， HAN Minxiao， DU Xu， et al. Model predictive control for VSC withwind farm connected in the hybrid three-terminal DC Grid[J]. Proceedings of the CSEE， 2015，35（13）：3195-3203.

[19] 郭春义，刘文静，赵成勇，等. 混合直流输电系统的参数优化方法[J]. 电力系统自动化，2015，39（11）：96-102.

GUO Chunyi， LIU Wenjing， ZHAO Chengyong，et al. Parameters optimization method of hybrid HVDC transmission system[J]. Automation of Electric Power Systems， 2015，39（11）：96-102.

[20] 汤广福. 基于电压源换流器的高压直流输电技术[M].北京：中国电力出版社，2009：139-140.

[21] 张兴，张崇巍. PWM整流器及其控制[M].北京：机械工业出版社，2012，2： 150-151.

[22] ZHANG Lidong， HARNEFORS， LENNART， et al. Power-synchronization control of grid-connected voltage-source converters[J].Power Systems， IEEE Transactions on，2010，25（2）：809 – 820.

[23] FAN Shengfang， ZHANG Kai， XIONG Jian， et al. An improved control system for modular multilevel converters with new modulation strategy and voltage balancing control[J]. Power Electronics， IEEE Transactions on， 2015，30（1）：358 – 371.

[24] BERGNA G， BERNE E， EGROT P， et al. An energy-based controller for HVDC modular multilevel converter in decoupled double synchronous reference frame for voltage oscillation reduction[J]. Industrial Electronics，IEEE Transactions on， 2013， 60（6）：2360 – 2371.

[25] BERGNA G， BERNE E， EGROT P， et al. Modular multilevel converter-energy difference controller in rotating reference frame[C]//IEEE Power Electronics and Motion Control Conference （EPE/PEMC）， Sept. 4-6， 2012， Novi Sad. 2012：1-4.

[26] 王廣柱，孙常鹏，刘汝峰，等. 基于桥臂电流控制的模块化多电平变换器综合控制策略[J]. 中国电机工程学报，2015，35（2）：458-464.

WANG Guangzhu， SUN Changpeng， LIU Rufeng， et al. Modular multilevel converter control strategy based on arm current control[J]. Proceedings of the CSEE， 2015，35（2）：458-464.