VSC-HVDC系统

VSC-HVDC系统（精选7篇）

VSC-HVDC系统 篇1

研究发现, VSC-HVDC系统 (Voltage Source Converter-High Voltage Direct Current) 与传统HVDC相比可以及时控制有功功率和无功功率, 并且还能够很好的完成远程传输交涉, 它所具备的很多功能特征能够弥补海上风电传输所遇到的相关问题。为了解决海上风电远距离传输, 提高其运行效率和系统的稳定性, 尽可能降低投资成本, 研究新型高压直流V S C-H V D C系统在海上风电传输系统中的运作模式是非常有必要的。

1 VSC-HVDC系统特点分析

近年来, 随着电力电子技术的进步推动和大量直流工程的投入运行, 使得直流输电的控制、保护、故障、可靠性等多种问题越发显得重要。V S C-H V D C这种新技术的综合应用使得直流输电技术有了新进展, 其应用出现为改善交流电网的供电质量提供了新的保障, 其特点主要有以下几方面。

1.1 增效节能

VSC-HVDC技术的电能损耗低于传统交流输电技术的损耗, 同时H V D C需要的传输线缆更少, 能减少占地, 比U P S更省电, 其初始成本不到UPS的70%, 因此能够很好的增强效率, 节约能源。

1.2 满足可再生能源远程输电

VSC-HVDC系统输电不受容性电流的影响, 电压损耗低, 可调节有功和无功功率的输出, 保持电网稳定, 传输时不会产生谐振, 且不会在电网中产生短路电流。VSC-HVDC使用脉宽调制的方法产生正弦电压, 控制灵活, 可任意进行有功和无功控制, 允许双向能量传输, 故障时解耦, 风场不必和电网保持同步, 并可采用多端并网方式, 在海上风场的发展极具优势。

1.3 输出电力均匀利于维护

VSC-HVDC系统可以连接不同的交流电网并提高它们效率, 能够补偿潮流的波动, 可以避免风电场不均匀的电力输出影响电网可靠性, 而且还利于维护。

2 海上风电传输中存在的问题

国外海上风电发展不断成熟, 但我国海上风电目前只有上海东海大桥海上风电项目投入运行, 海上风电电力传输方式还在不断摸索, 在采用传统风电传输技术过程中存在的问题主要表现在以下几个方面。

2.1 电能质量的不可控

由于海上风能具有不稳定性和间隙性, 风电场的输出功率是动态变化的, 对风电的并网运行带来了不利影响, 输出功率随风能动态变化的风电场对传统电力系统的固定运行模式产生了一定的冲击。

2.2 远距离电力传输技术要求高

相比陆地风电, 海上风电在风电机组、海底基础、电缆敷设的运输、安装等方面的设计技术和制造技术要求难度较大, 尤其是远距离的海上风电场, 其施工难度非常复杂。

2.3 电气系统设备要求高

因海上环境不可控, 当系统的功率平衡受到破坏时, 电网中可能会出现电压尖峰;在新的功率平衡之后, 有可能造成电压升高, 电压尖峰和电压升高可能会对系统的功率器件带来损害。为避免损坏, 对相关电气系统设备要求远高于陆地电力传输。

2.4 成本高

与常规电缆相比, 长距离海上电力传输所采用的海底电缆制造数量较少, 通常这些电缆时为每个项目独特设计的, 因此其线路成本和铺设费用较高。

3 VSC-HVDC系统在海上风电电力传输中的应用

海上风电是风电产业发展的新趋势, 我国海上风能资源丰富, 具备大规模发展海上风电的资源条件。如何以较少的成本去产生更多的电力财富, 是风电开发企业一直在追寻探讨的问题, 针对海上风电传输的问题, 在海上电力传输中采用VSC-HVDC系统其作用突出, 集中表现在以下几点。

3.1 有源型直流输电

V S C-H V D C系统一端与风电场相连, 另一端与电网相连, 储能单元并接在VSC-HVDC的电网侧。与风电场相连的受端接受的风电功率受风能波对的影响呈现动态变化趋势, 如果风电的动态功率大于预先设定的平均风能所产生的平均功率, 储能单元吸收多出部分功率, 处于充电状态;反之, 则处于放电状态。VSC-HVDC系统中这种有源型直流输电模式可以使风电注入到电网的功率稳定, 这样也就解决了海上风能不稳定性和间隙性的问题。

3.2 轻型高压直流输电

交流输电线路是连接小型近海风电场经常采用的方法, V S C-H V D C系统这种柔性直流输电技术则是远海风电场的最佳选择。柔性直流输电具有无功和电压控制能力, 很好的解决了无功补偿问题, 在提供频率控制和低电压穿越以满足风电并网的要求的同时, 还大大降低了海上平台的体积和在极端环境下施工的复杂程度。通过对风电进行全方位控制, 使风电出力的间歇性特点不会扰乱电网;更重要的是, 柔性高压直流输电系统可以再在无电状态下启动, 远距离输电损耗也较小, 可大大降低环境对系统的影响。

总而言之, 在能源消耗日益增长、环境污染日渐严重的今天, 风能作为新型能源已经备受关注。海上风力发电是全球未来发展的热点, 目前欧洲的海上风电发展全球领先, 海上风场呈现大型化趋势, 并且向深海海域发展。我国也在逐步把海上风电开发作为新型能源的主要开发地。然而, 海上风电场分散性强、远离负荷中心、发电运行效率低、无功消耗大、系统稳定性差等也是需要去面对解决的问题。国内外实践证明, VSC-HVDC技术所具备的特有响应速度和控制效果能够很好的解决海上风电传输中所遇到诸多问题, 还可降低海上风电的投资成本, 提高电能的传输效率和系统稳定性。只有不断探索和发现, 不断引进和革新技术, 才能更好的开采和利用大自然的可再生能源, 让大自然的更好的为人类服务。

摘要：研究证明, 在海上风电传输中采用VSC-HVDC技术, 可以有效的实现海上风电的大规模开发。本文从VSC-HVDC系统特点分析出发, 针对我国海上风电电力传输中存在的主要问题, 探究VSC-HVDC系统在海上风电传输中所发挥的功能作用。

关键词：海上风电,VSC-HVDC系统,电力传输

参考文献

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[4]梁海峰, 李庚银, 王松, 等.VSC-HVDC系统控制体系框架[J].电工技术学报, 2009, 5.

VSC-HVDC系统 篇2

传统的交流输电系统在功率传输方面存在着许多弊病, 尤其是为非同期互联的两个系统传输功率时, 这种弊病更趋明显。另外电缆的长度也极大地限制了有功功率的传送[3], 有功功率的传送会随着电缆长度的增加而减小[4]。而应用高压直流输电系统 (HVDC transmission system) , 交流输电系统存在的问题便可随之化解。而且采用全控型可关断器件构成的电压源换流器 (VSC) 使得基于电压源换流器的高压直流输电方式有一些传统HVDC无法比拟的优点[5]。基于此, 本文介绍了一种适用于VSC-HVDC双向输电系统的补充调制控制器, 以提高传统LFC的性能, 同时弥补HVAC输电系统在功率传送方面的不足。

1 系统模型

基于VSC-HVDC的两区域交直流并联系统如图1所示, 系统1、系统2由交直流输电并联线路连接, 直流线路用来承担两系统调频工作[6]。假设两受控区域中都分别包括两台发电设施和两处大型负荷。

为使系统频率和网络净交换量保持在期望范围内, 必须根据区域控制偏差ACE (area control error) 对机组进行控制调节。应用ACE将远程终端控制系统RTU (remote terminal unit) 采集来的实时信息 (如频率、机组出力、联络线交换功率) 分析处理后, 得到各受控机组的控制命令, 并经数据采集系统通道和监控系统SCADA (supervisory control and data acquisition) 通道及RTU送到各机组的有功调节装置, 用以控制机组的出力, 维持系统频率在期望范围[7]。

针对图1所示系统模型, 两区域的ACE可以表示成由区域频率偏差和联络线功率偏差所构成, 其线性方程如下:

其中

式中:τ1和τ2分别为区域1、2的频率偏移常数;ΔPAC为交流输送功率的偏差;ΔPDC指直流输电的功率偏差;fa为频率实际值;f0为系统频率设定值[4,8]。

根据式 (1) —式 (4) 可以得到全系统发电负荷动态关系如下:

式中:ΔPm为发电机机械功率偏差;ΔPd为负载扰动;Kp为系统等效增益;Tp为系统等效时间常数。

为使负荷频率控制器可以按期望运行, 必须保证电压源换流器能与交流系统同步, 以便得到连续的频率信号。由于频率偏差与有功功率偏差成正比, 因此可以利用锁相环 (Phase Locked Loop, PLL) 控制来实现电压源换流器与交流系统同步。文献[9]提出了一种解决电力系统同步问题的新方法, 基于此, 本系统可以通过与同步机类似的运行机理, 应用有功功率控制来取代锁相环控制。其一阶模型可以表示如下:

式中:ΔfPLL为同步模块输出的频率偏差;TPLL为同步模块时间常数, 一般为10~20 ms。

针对负荷控制理论, 可以得到如下系统状态空间方程:

式中:A为系统状态矩阵;B为干扰矩阵;C为输出矩阵;x=[Δf1, Δf2, ΔPm1, ΔPm2, ΔPm2, ΔPm4, ∫ACE1, ∫ACE2, ΔP12]T为系统状态向量, u=[ΔPd1, ΔPd2]T为系统负荷扰动向量[10]。

2 控制器的设计

为使控制器输出较理想的控制信号, 必须对各区频率偏差和交流联络线路上的功率偏差进行协同控制, 基本控制策略为

式中:ΔXDC为输送到VSC-HVDC传输线路上的控制信号;Kf2、KAC、Kf2为系统控制增益。

直流线路功率偏差可以表示成如下传递函数的形式:

式中TDC为HVDC单元时间常数。综上可知, 两区域之间的功率偏差为

式中:ΔPAC为交流线路功率偏差;T12为区间联络线路的同步系数。

由式 (1) —式 (12) 可以得到负荷频率控制系统原理图, 如图2所示。图2中:R为调速器速度调节常数, TG为调速器时间常数, TT为汽轮机时间常数, Ki为控制器积分增益, apf为发电机参与因子。

3 仿真分析

采用图1所示的两区域互联系统[11]应用Matlab/Simulink仿真软件来研究图2所示控制器在负荷发生扰动时的控制性能。系统具体参数如表1所示。为了方便观察, 本文把采用交流线路与VSC-HVDC互联同仅采用交流线路两种情况下的控制性能进行比较。区域1发生0.07 p.u.负荷扰动时的频率偏差如图3所示, 区域2发生0.07 p.u.负荷扰动时的频率偏差如图4所示。式 (10) 中适于本系统控制规律内的增益值为Kf1=2.98, Kf2=4.10, KAC=0.17。

在仿真实验中, 设t=0.4 s时, 区域1突然出现大小为0.07 p.u的负荷增幅。系统中发电机参与因子如下:

从图3、图4可以看到, 当负荷发生扰动时, 仅应用交流传输线路的系统不能保证很好的性能, 而应用VSC-HVDC与交流线路互联的系统能够使系统很快平稳到原平衡点附近, 而且系统动态性能有所提高, 首次频率偏差的幅值也有所减小。

联络线路频率偏差如图5所示, 当系统发生负荷扰动时, 由于VSC-HVDC的存在, 联络线路首次频率偏差幅值大大减小, 由此可见, 此波形突显了VSC-HVDC在增强全系统稳定性和提高区间传输线路容量方面的优势。

直流传输线路功率偏差如图6所示, 从图6中可以看出, 此控制器的容量仅需要0.045 p.u.左右大小, 其值远小于负荷扰动值 (0.07 p.u.) 。从图3—图6可以看出, 当系统发生负荷扰动后, 相比于仅应用交流传输线路的情况, 应用VSC-HVDC和交流传输线路互联, 控制器可以立即做出反应来调制频率偏差, 以便使系统更快地趋于稳定。

4 结论

1) HVDC输电系统对功率有快速控制的能力, 可使应用VSC-HVDC传输线路在增强互联系统稳定性以及提高传输线路容量方面具有很大优势。

2) 设计了一种适用于两区域互联系统的频率控制方案, 用以阻尼互联电网发生负荷扰动时的频率振荡。

3) 仿真结果表明, 提出的控制策略能有效、快速地阻尼区域间的频率振荡, 在一定程度上提高了互联系统的稳定性。

摘要：针对传统的交流输电系统在功率传输方面存在的诸多弊端, 提出一种应用电压源换流器-高压直流 (VSC-HVDC) 互联传输线路减小多区互联电力系统间频率振荡的方案。首先在VSC-HVDC的基础上提出系统模型, 然后在此基础上确认对互联系统发生随机负荷扰动时的控制策略, 提高频率控制的效率, 增强互联系统的稳定性。仿真结果表明, 相比于仅应用交流传输线路的情况, 该控制方案对联络线的功率振荡具有良好的阻尼性能。

关键词：多区互联电力系统,负荷频率控制,VSC-HVDC传输线路,随机负荷扰动

参考文献

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VSC-HVDC系统 篇3

采用全控电力电子器件构成的新型电压源型高压直流输电(VSC-HVDC)系统与传统的HVDC系统相比,有如下优点[1]:

a.换流站交流侧电流谐波含量低;

b.换流站既可以吸收无功,也可以发出无功;

c.可以独立控制有功、无功;

d.逆变侧不需要换相电压,因此可以向无源网络供电。

近年来,在VSC-HVDC系统运行与控制方面,国内外研究者做了许多富有成效的工作。文献[2]针对向无源网络供电的VSC-HVDC系统,阐述了无源端供电频率不变特性以及换流站的有功、无功调节特性。文献[3]利用VSC-HVDC系统的稳态数学模型设计了相应的控制策略。文献[4]指出VSC-HVDC系统可以向对电压频率、幅值敏感的负荷提供可靠的电能,并通过引入频率控制环节和电压控制环节来提高系统穿越故障的能力。文献[5]在整流侧针对整流器暂态数学模型,运用反馈线性化方法的思想引入新的变量,实现了有功电流和无功电流的解耦控制;在逆变侧,则根据逆变器的稳态数学模型,设计出交流电压控制器。文献[6]针对VSC-HVDC的动态数学模型,利用精确反馈线性化理论设计出非线性控制器,实现了VSC-HVDC系统的有功、无功解耦控制。文献[7]针对向无源网络供电的VSC-HVDC的对称数学模型,采用逆系统方法将原系统线性化后,利用极点配置法设计出了整个系统的闭环控制器。

目前,对于向无源网络供电的VSC-HVDC系统,其逆变端通常采用并联高通滤波器来滤除逆变器产生的高次电压谐波。高通滤波器在低频段表现出高阻抗特性,因此在建立VSC-HVDC系统的基频模型时,可以忽略高通滤波器的动态特性,模型可以得到适当的简化。串联LC低通滤波器常用于滤除由PWM变换器产生的高次电压谐波[8,9,10,11],并获得了很好的滤波效果。本文采用串联LC低通滤波器来取代高通滤波器,主要考虑到LC低通滤波器两大优点:一是LC低通滤波器结构简单,设计容易;二是LC低通滤波器的电容器可以在一定程度上支撑VSC-HVDC系统向无源网络供电的供电电压,减小无源端负荷扰动对供电电压的影响。但是,引入LC低通滤波器也相应地增加了VSC-HVDC系统的复杂程度。

包含LC低通滤波器的向无源网络供电的VSC-HVDC系统,在同步旋转坐标系下的数学模型呈现出多变量、非线性、强耦合等特点,不利于设计控制策略。本文运用逆系统方法将VSC-HVDC原系统线性化解耦,再利用变结构控制理论设计线性化解耦后的VSC-HVDC系统的闭环控制器。最后,通过相关的仿真试验,验证了所设计的控制系统具有快速的动态响应性能,同时利用LC滤波器来滤除逆变器输出电压谐波获得了良好的滤波效果。

1 含LC低通滤波器的VSC-HVDC系统及其数学模型

1.1 VSC-HVDC系统

图1为包含LC低通滤波器的VSC-HVDC系统结构图。整流器和逆变器均由三相变换器构成。u1为系统三相电压矢量,i1为整流器交流侧三相电流矢量,L1为交流滤波电感,R1为L1的等效损耗电阻;u1dc、u2dc分别为整流器、逆变器的直流电压,idc为从整流器端流向逆变器端的直流电流,C1dc、C2dc分别为整流器、逆变器的直流侧滤波电容,Rdc为直流电缆等效电阻;i2为逆变器交流侧三相电流矢量,u2为逆变器输出的三相供电电压矢量,iL为无源网络三相负荷电流矢量;电感L2、电容C2构成LC低通滤波器,R2为L2的等效损耗电阻。

1.2 整流侧数学模型

把VSC-HVDC系统的逆变器和无源网络负荷视为整流器的直流负荷,那么在三相电网对称的情况,由图1可以得到整流侧在三相静止坐标系下的数学模型如下[12]:

其中,k表示三相变量下标(a,b,c);g1k为变换器三相桥臂的开关函数,g1k=1表示第k相桥臂上开关导通、下开关关断,g1k=0表示上开关关断、下开关导通。

考虑到R1≪ωL1,模型式(1)中忽略了R1上的压降。在三相三线制系统中,各三相电压、电流变量只有两相独立,且交流变量不利于设计控制策略来实现无静差跟踪。因此,将式(1)做Park变换,得:

其中,下标d、q分别表示在旋转坐标系中各变量的d轴、q轴分量。三相交流基波分量经Park变换后,其d轴、q轴分量均变为直流量。

根据瞬时功率理论,在同步旋转坐标系下整流器交流侧的有功、无功计算式如下[13]:

若旋转坐标系以电网电压u1定向,即旋转坐标系的d轴落在u1矢量上,那么经Park变换后,u1d=U1(电压幅值),u1q=0,则式(3)可化为

在稳态时,可认为电网的电压幅值保持不变。由式(4)可知,通过控制交流电流的d轴分量和q轴分量,就可以分别控制整流器的有功和无功。

1.3 逆变侧数学模型

由于向无源网络供电的VSC-HVDC系统逆变侧没有交流电源,因此逆变侧直流电压由整流器维持。这样,可以不考虑逆变器直流侧的电容电压动态。在静止坐标系下,图1逆变器交流侧的数学模型如下[14]:

其中,下标k以及g2k的含义与式(1)类似。在此,将式(5)做Park变换,得:

从整流器的数学模型式(2)可以看出,系统状态变量i1d、i1q、u1dc之间呈现出强耦合性和非线性。同样,逆变器的数学模型式(6)也反映出在状态变量i2d、i2q、u2d、u2q之间存在强耦合性。

1.4 LC低通滤波器设计

由电容和电感构成的LC低通滤波器电路图如图2所示。其传递函数为

在高频时,等效损耗电阻R≪sL。因此,式(7)略去RCs项。那么由式(7)可知,LC低通滤波器的谐振频率为

LC低通滤波器的滤波性能主要由其谐振频率决定。文献[8,15]指出,为使LC低通滤波器获得更好的滤波性能,谐振频率fr应满足以下条件:

其中,fb为基波频率;fc为脉宽调制的载波频率。此外,在满足条件式(9)的同时,所选择的电感不宜过大,以确保电感的动态响应时间小于电容的动态响应时间,这样有利于控制电容电压。

2 VSC-HVDC系统的控制策略设计

由整流器、逆变器的数学模型可知,模型中各状态变量之间存在着强耦合和非线性。若直接设计此系统的控制器,不仅设计控制策略的难度大,而且控制系统的性能也难以保证。因此,本文采用逆系统方法来解决系统的耦合性和非线性问题,然后利用变结构理论来设计整个系统的闭环控制器。

2.1 逆系统方法线性化VSC-HVDC系统

逆系统方法是通过利用被控对象的逆系统,将被控对象补偿成为具有线性传递关系的系统,然后可以灵活地运用各种控制理论来完成该线性系统的综合[16]。在利用逆系统方法求解被控对象的逆系统时,应根据系统的控制目标选择合适的系统输出变量,以便于后续的闭环控制器设计。

整流器的控制目标是保持直流侧电压稳定和跟踪无功指令,选取有功电流分量i1d、无功电流分量i1q作为系统输出。包含系统输出方程的整流器系统模型如下:

下面根据逆系统方法[16,17]求解式(10)的逆系统。

对式(10)的输出方程求导,直至求导方程显含输入变量,得:

由式(11)解得式(10)的逆系统如下:

把整流器的逆系统串联到其原系统的左侧,从输入/输出关系上看,整流器的逆系统已经将其原系统补偿成具有线性传递关系的输入/输出解耦的线性系统,其原理图如图3所示。

令新的输入变量并由图3可得伪线性系统模型如下:

从式(13)可以看出,用逆系统方法构造出的整流器伪线性系统是一个输入/输出解耦的二阶线性系统。但是原系统为三阶系统,根据逆系统方法的向量相对阶定义[16],系统式(10)的向量相对阶为α1=(1,1)。又因1+1<3(系统阶数),系统式(10)存在一个隐动态,即式(2)中的第3式。为了使得这个隐动态镇定,本文根据直流电压与整流器有功电流的联系,运用PI调节器来控制直流电压稳定。

逆变器的控制目标是控制输出电压稳定,因此为便于控制器设计,选取u2d、u2q作为逆变器的系统输出,那么包含输出方程的逆变器系统模型为

对式(14)的输出方程求导,直到求导方程显含输入变量,得:

由式(15)得到式(14)的逆系统如下:

将逆变器的逆系统串联到其原系统的左侧,从输入/输出关系上看,逆变器的逆系统同样将其原系统补偿成具有线性传递关系的输入/输出解耦的线性系统,其原理图如图4所示。

令新的输入变量过渡状态变量zd、zq,由图4可得伪线性系统模型如下:

由式(17)可得知,逆变器伪线性系统为一个输入/输出解耦的四阶线性系统。因为系统式(14)的向量相对阶为α2=(2,2),且2+2=4(系统阶数),所以系统已经被完全线性化和解耦。

2.2 变结构闭环控制器设计

用变结构控制理论来设计线性系统控制器,设计方法成熟,鲁棒性能好。在利用变结构控制理论设计系统的控制器时,首先需要找到系统的滑模面S,然后设计控制输入v满足滑模面可达条件这样,无论系统各状态如何运动,最终都会回到滑模面S=0上,即S0。

针对整流器系统的控制目标为选取滑模面如下:

运用变结构控制理论中的指数趋近律设计方法[18,19],令

其中,κ1、ε1为正实数,sgn(·)为符号函数。

根据式(13)(18)(19),解得整流器伪线性系统的控制输入如下:

针对逆变器系统的控制目标为选取滑模面如下:

其中,λ2为正实数。

根据指数趋近律设计方法,令

其中,κ2、ε2也为正实数。

由式(17)(21)(22)解得逆变器伪线性系统的控制输入如下:

可以验证,整流器控制输入式(20)可以满足滑模面可达条件逆变器控制输入式(23)也能满足可达条件因此,在相应的控制输入作用下,各滑模面S1d、S1q、S2d、S2q将在有限的时间内趋近于零,从而实现控制目标的跟踪,即i1di*1d,i1qi*1q,u2du*2d,u2qu*2q。

在求解出整流器、逆变器各自的逆系统以及相应的变结构控制输入后,可以综合形成VSC-HVDC系统的整流器和逆变器控制框图,分别如图5、图6所示。

3 系统仿真验证

3.1 系统仿真参数

为验证LC低通滤波器的滤波效果以及上述控制方法的可行性,利用电力系统仿真软件PSCAD/EMTDC进行仿真试验。VSC-HVDC的电路仿真参数为:整流侧电网电压10 kV,L1=10 mH,R1=0.1Ω,直流侧额定电压U1dc=25 kV,整流器的SPWM载波频率f1=3 kHz,直流电容C1dc=C2dc=4 700μF,直流电缆等效电阻Rdc=0.036Ω/km×10 km,逆变侧向无源网络供电的参考线电压为10 kV,L2=0.65 mH,R2=0.005Ω,C2=150μF,逆变器的SPWM载波频率f2=5.5 kHz。控制器参数为:PI调节器的比例参数kp=0.25,积分参数ki=0.2;各变结构控制器参数κ1=κ2=2 500,ε1=ε2=10,λ2=2 000。

3.2 系统仿真结果

对于向无源网络供电的VSC-HVDC系统,其整流侧的主要任务是响应无功指令(或保持接入点母线电压稳定)和控制直流母线电压稳定,而逆变侧的主要任务则是向无源网络提供稳定的三相正弦电压。

图7是无源侧为恒负荷(有功5 MW、无功2 Mvar)而整流侧响应无功指令时,VSC-HVDC系统仿真的输出波形。其中无功指令为:在1 s时,从0 Mvar阶跃到5 Mvar;在1.3 s时,从5 Mvar阶跃到-5 Mvar;在1.6 s阶跃为0 Mvar。从图7(a)(b)可以看出,整流器可以将直流电压稳定在设定值25 kV,以给予逆变侧直流电压支撑。同时,整流器还可以快速地响应无功指令,并且无功输出跃变对直流侧电压影响较小。图7(c)(d)表明,VSC-HVDC的逆变侧可以向无源网络提供幅值、频率稳定的正弦电压。

图8是VSC-HVDC无源侧负荷变化(整流指令不变)时,VSC-HVDC系统仿真输出波形。无源侧负荷变化为:在1 s时,有功负荷从5 MW阶跃至10 MW,无功负荷从2 Mvar阶跃至4 Mvar。从图8可知,整流器响应无功指令不受无源端负荷变化的影响,而直流电压因无源端负荷阶跃增加而有5%下降幅度,经过约2 s后重新稳定到额定值25 k V附近。无源端负荷的阶跃增加虽然引起了逆变端三相电压的小幅度跌落,但供电电压幅值仍在规定的幅值范围之内,电压没有出现闪变现象。

4 结论

本文运用LC低通滤波器来滤除逆变器输出电压的高次谐波取得了满意的滤波效果。同时,针对VSC-HVDC系统在旋转坐标系下的整流器动态数学模型以及包含LC滤波器的逆变器动态数学模型,采用逆系统方法和变结构控制理论相结合的控制策略,实现了整流侧跟踪指令无功和保持直流电压稳定,逆变侧向无源网络供电的三相交流电压稳定的控制目标。

摘要：通过引入LC低通滤波器来滤除逆变器产生的高次电压谐波,以提高向无源网络供电的VSC-HVDC系统的供电质量。在同步旋转坐标系下,包含LC低通滤波器的VSC-HVDC系统表现出强耦合、非线性特性,不利于控制器设计。首先采用逆系统方法将原系统线性化解耦成伪线性系统,再利用变结构控制理论设计伪线性系统的闭环控制器,既可以降低设计控制系统的难度,又可以使控制系统获得较好的动态性能。利用PSCAD/EMTDC进行仿真试验。仿真结果表明,LC低通滤波器用于滤除高次电压谐波有很好的滤波效果,并且所采用的控制策略使VSC-HVDC系统获得了良好的控制性能。

VSC-HVDC系统 篇4

造成电网三相不平衡的原因主要有2个方面:一是三相负载不平衡;二是存在不对称故障或非全相运行。对于电压源换流器高压直流输电(VSC-HVDC,也称为轻型直流输电)系统,其逆变侧交流系统为无源系统或弱交流系统时,负载侧难以保证完全的三相对称,也容易发生三相不对称故障。因此,研究VSC-HVDC系统在电网不平衡时的运行特性,并提出相应的控制策略保证其可靠运行具有积极的意义。文献[1]较早研究了电网不平衡时PWM整流器调节特性的影响,并采用对称分量法,以交流侧传递的瞬时有功功率和直流侧瞬时功率相等为基础,提出了对正、负序电流进行跟踪控制的策略。但是,由于跟踪的正、负序电流为正弦量,无法实现无时差控制。

文献[2]提出了由正、负序2套基于正序同步旋转坐标系的独立电流跟踪方案。该方案中正、负序电流被转换为直流量,可实现对正、负序电流的无差控制。文献[3]提出了一种使用状态估计器获取输入侧电压的正、负序分量的方法,无需使用锁相环,避免了电压相位信号检测不准确所带来的问题。但由于状态估计器建立在受控系统模型准确可知基础上,将其应用于实际系统时有一定的困难。文献[4]基于PWM整流器直流侧仅传送恒定功率的原则,提出了一种消除电网不平衡时直流侧谐波电流的控制策略。文献[5]则利用内模控制直接实现了对正、负序电流的无差跟踪,消除了电网不平衡时三相PWM整流器直流电压的谐波。

文献[6-7]分析了VSC-HVDC系统在电网不平衡时的运行特性,并提出了相关的控制策略,其实质也是在同步旋转坐标系中将电流信号转换为正、负序直流分量,实现无差跟踪控制。文献[8]则在此基础上提出采用一种基于1/4周期延迟的转换方法,缩短了正、负序分量分解的延迟时间,提高了系统的动态响应特性。但这些方法没有对VSC-HVDC系统在电网不平衡时的谐波传递特性作进一步的分析。

上述控制策略均是针对电网三相不平衡系统的稳态运行而提出的,没有考虑系统从三相平衡状态到不平衡状态运行的动态过程。另外,以上文献仅仅分析了PWM整流器或逆变器的单侧谐波特性,没有在VSC-HVDC系统某一侧电网出现不平衡时对另一侧谐波传递特性进行分析。本文首先分析了VSC-HVDC系统在电网三相不平衡时谐波传递特性,然后利用瞬时对称分量法提出了相关的控制策略。最后,建立了一个VSC-HVDC系统的仿真系统,分析了其在单相接地故障的运行特性。仿真结果表明所提出的控制策略是可行的。

1 VSC-HVDC系统的谐波传递特性分析

VSC-HVDC系统的结构如图1所示,其中,整流侧和逆变侧的换流变压器分别用等值电感Lr和Li表示。整流侧通过变压器直接与同步发电机相连接,逆变侧通过变压器接入电网。则整流侧交流系统可用下式描述:

逆变侧交流系统为

直流输电网络为

其中,直流输电线路用电阻Rdc来等效。

为简化分析,只讨论电网基波电动势的作用,双极性开关函数也仅考虑其基波分量,且采用三相平衡时的控制策略,则整流侧有

同理,对逆变侧有

式(1)~(5)构成VSC-HVDC系统的数学模型。

逆变侧直流电流Idci为

由式(6)可得式(7),其中Idci0如式(8)所示。

由式(7)可知,当逆变侧三相交流系统不平衡时,直流侧电流不仅含有直流分量Idci0,而且还含有2次谐波分量。由式(3)可知,直流电流的2次谐波分量必然在逆变侧直流电压上产生2次谐波分量[9,10,11,12],由下式表示:

将式(9)代入式(5),以a相为例可得:

这表明在逆变侧交流系统中将产生3次谐波分量。交流侧的3次谐波分量将在直流侧产生4次谐波分量;直流侧的4次谐波分量将在交流侧产生5次谐波分量等。因此,当VSC-HVDC系统的某一侧交流系统电网三相不平衡时,除了会在VSC-HVDC系统的直流侧产生6、12、18等6的整数倍次特征谐波外,还会产生2、4、8、10等次的非特征谐波。而这些非特征谐波又将在交流侧产生2 n+1(n≠3 m,n和m均为整数)次的非特征谐波。

下面对VSC-HVDC系统直流输电网络的谐波传递特性作进一步的分析。

由式(3)可得:

当逆变侧直流电流含有2次谐波分量时,由式(11)可知,Idcr也会产生2次谐波电流,即逆变侧直流电流的2次谐波电流将传递至整流侧。再由式(3)可知,直流电流的2次谐波必然导致整流侧直流电压上产生2次谐波分量,由下式表示:

将式(12)代入式(4),以a相为例可得:

由式(13)可知,逆变器直流侧的谐波电压和电流也会通过直流输电线路传送至另一侧交流系统,进而使得VSC-HVDC输电系统另一侧的交流系统除了产生6n+1次特征谐波外,还会产生2n+1(n≠3 m,n和m均为整数)次的非特征谐波。

因此,当逆变侧交流电网三相不平衡较为严重时,将极大地降低VSC-HVDC系统的运行特性。

2 基于瞬时对称分量法的不平衡控制策略

当电网不平衡时,适当增加VSC-HVDC系统交流侧电感和直流侧电容可以降低谐波幅值。但这些电感、电容的取值过大时,将增大VSC-HVDC系统的损耗,降低系统的动态响应特性。为此,必须进一步探讨电网不平衡时VSC的控制策略,以限制逆变侧直流电流及直流电压的2次谐波,保证系统逆变器及直流输电线路的稳定运行,并使逆变侧故障不传递至整流侧。

考虑到VSC具有2个自由控制变量,可以独立控制系统的2个输出变量,本文在整流器侧采用定交流有功功率/无功功率控制,在逆变器侧采用定直流电压/交流电压幅值控制。并在电网不平衡时,使定直流电压控制具有抑制2次谐波的功能,定交流电压幅值控制含有一个修正补偿环节。

文中设定三相不平衡故障发生在逆变侧,故在整流器侧采用双闭环控制策略,即外环控制电压、内环控制电流;在逆变器侧采用文献[3]所提出的正、负序双回路的双闭环控制策略。其中,正、负序分量采用改进瞬时对称分量法求取;同时,由于正、负序分量均为三相对称分量,因此在设计控制策略时,直接采用同步参考坐标法进行同步,以避免三角函数的复杂计算以及使用锁相环所带来的误差[9,10,13,14]。

2.1 瞬时对称分量法[15]

以三相电流为例,瞬时对称分量法可描述为

其中,ia、ib、ic分别表示三相电流的瞬时值;i aP、iaN、ia0分别为用复数形式表示的正序、负序和零序电流。利用移相算子Tx=e-j x°,iaP、iaN、ia0可以将其表示为式(15)所示的实数形式:

相应地,可以得到b相和c相的电流各序分量的瞬时值i bP、ibN、ib0,icP、icN、ic0。采用同样方法,可以对三相电压进行瞬时对称分量变换,以获得u aP、ubP、ucP,uaN、ubN、ucN,ua0、ub0、uc0的瞬时值。

由式(14)(15)可知,由于瞬时对称分量法利用三相电流的瞬时值进行对称分量变换,故可以用于三相电流的动态和暂态分析中。考虑到图1所示直流输电系统的交流侧换流变压器均含有三角形绕组,不构成对外电路的零序分量回路,故本文在进行瞬时分量变换时,仅使用了正、负序分量。

2.2 同步参考坐标法

对正序电压、电流分量进行αβ变换,可得:

根据正序电流矢量i P在正序电压矢量u P上的投影关系,从αβ坐标变换到dq坐标的同步旋转角可以直接用式(17)表示:

进而可以得到在正序同步参考坐标系下正序电流的αβ/dq变换为

在式(17)的正序同步参考坐标系下正序电压分量为

同理,可得到在负序同步参考坐标系下负序电流的αβ/dq变换为

在同步参考坐标系下负序电压分量为

由式(18)(19)可以直接得到正、负序电流的dq分量i dP、iqP、idN、iqN。

2.3 不平衡控制策略

由文献[5]可知,电网不平衡时,三相VSR交流侧复功率矢量S可表示为

求解式(20)得:

令VSC的有功和无功功率指令为p0*、q0*、p*c2、p*s2,且相应的电流指令为idP*、iqP*、idN*、iqN*。根据文献[5],并考虑到在同步参考坐标系[9,10,13,14]下u qP=uqN=0,要使p*c2=0,p*s2=0,可得出抑制三相VSR直流侧电压2次谐波的交流电流指令,即

由式(22)可计算出正、负序电流内环的给定电流指令。

前面提及,逆变器采用定直流电压/定交流电流幅值控制。其中,直流电压与有功功率p0*的传递有关;交流电压幅值则与无功功率q0*的传递有关。在逆变侧有

对式(23)离散化有

逆变侧直流电压给定值U*dci(k)=Udci(k+1),又直流功率与交流侧有功功率相等,则有

由此可以求出简单的电压外环PI控制器输出有功功率的给定值p0*。

定交流电压幅值控制也可以用PI控制实现,考虑到在发生电网三相不对称故障时,交流电压的幅值难以满足给定值要求。此时,可以通过引入一个附加控制,使逆变器可以由定交流电压幅值控制转为定无功功率控制。无功功率控制的给定值可以根据在故障时交流系统的情况具体给定。本文将其给定为0,即在故障时将逆变器转为单位功率因数控制。

综合以上过程,可以得到抑制系统不平衡的逆变器控制策略,如图2所示。

3 仿真及结果分析

3.1 仿真参数

利用仿真软件PSCAD/EMTDC建立了一个由全控元件IGBT构成的两电平的VSC-HVDC仿真系统。整流侧交流系统参数如下:电源采用线电压为13.8 k V、内电阻为3.737Ω的三相电压源;变压器如图1所示,一次侧星形连接,二次侧三角形连接,容量为100 MV·A,正序泄漏电抗为0.1 p.u.,变比为13.8/62.5;交流电容滤波器参数为2.0μF;在变压器与整流器间接入0.01 H的滤波电感。直流输电线路采用长度为100 km的直流电缆。逆变侧交流系统参数如下:电源采用线电压为115.0 k V、内电抗为26.45Ω、相角为80°的三相电压源;变压器一次侧星形连接,二次侧三角形连接,容量为100 MV·A,正序泄漏电抗为0.1 p.u.,变比为115/52.5;交流电容滤波器参数为2.0μF;在变压器与整流器间接入0.0175H的电感。在额定工况下运行时,直流输电系统的传输容量为80 MW;逆变器侧直流电压为125.0 k V。

3.2 仿真分析

为验证基于瞬时对称分量法的三相不平衡控制策略在逆变侧交流系统发生不对称故障时的工作特性,6.0~10.0 s时在电源侧设置了一个单相短路故障,分析并比较了发生以上故障时,采用本文提出的控制策略(不平衡控制)与无负序控制回路的常规控制策略(传统PI控制)时系统的运行特性。

图3为逆变侧交流系统发生单相短路故障时的仿真结果(图中,Udci、p0*、q0*为标幺值)。由图可知,在该故障下,采用本文所提出的不平衡控制策略可以使交流侧有功功率的传送维持恒定,基本消除了直流电压的2次谐波,并极大减小了故障相交流电流的幅值。

4 结论

VSC-HVDC系统 篇5

随着电力系统规模的日益扩大以及安全分析等在线计算问题的提出, 潮流计算速度成为一个迫切需要解决的问题。国内外的学者对此进行了广泛的研究, 并提出了许多有益的改进。文中基于VSC-HVDC的稳态模型, 导出含VSC-HVDC的交直流混合系统潮流计算的数学模型, 在此基础上针对牛顿法进行一些改进, 同时通过数学方法证明这些算法的有效性, 并通过多个算例仿真验证这些改进算法在计算时间和收敛性上的优势。

1 VSC-HVDC潮流计算的数学模型

1.1 VSC-HVDC稳态特性

交直流系统由交流系统和直流系统组成, 如图1所示。图中i表示接入直流网络的第i个VSC, 假设其输出的基波电压相量为 与之相连的交流节点电压相量为 换流变压器阻抗为j XLi;Ri为第i个换流器内部损耗和换流变压器损耗的等效电阻;Psi和Qsi分别为交流系统流入换流变压器的有功、无功功率;Pci和Qci分别为流入换流桥的有功、无功功率; 为流过换流变压器的电流。则:

由交流系统流入换流变压器的复功率S觶si满足如下关系式:

将式 (1) 代入式 (2) , 进一步推导可得:

同理可得:

VSC换流桥臂的损耗已由Ri等效, 所以直流功率Pdi应与流入换流桥的功率Pci相等, 因此可得:

式中:Udi, Idi分别为直流节点的电压和电流。另外, 电压方程为:

式中:Mi为第i个VSC的调制度。

式 (1) 至 (8) 则构成了标幺制下VSC-HVDC的稳态潮流计算模型[11]。

1.2 VSC-HVDC的控制方式

在VSC-HVDC中, 直流电压的稳定与否直接关系到系统能否正常运行和交流侧电压的稳定性。若有功发送端的VSC从该端交流系统吸收的有功功率大于接受端VSC发送到对应端交流系统的有功功率, 直流电压升高, 反之则降低。因此为了实现这种功率上的平衡, 其中一端VSC必须采用定直流电压控制。此外, 若直流电压恒定, 则直流电流的变化量正比于有功功率的不平衡量, 定直流电流控制和定有功功率控制是等效的。综合上述分析, VSC的控制方式可选以下几种[7]:①定直流电压、定无功功率控制;②定直流电压、定交流电压控制;③定有功功率、定无功功率控制;④定有功功率、定交流电压控制。

文中对直流支路两端的VSC-HVDC采用以下4种控制方式组合: (1) ①+③; (2) ①+④; (3) ③+②; (4) ④+②。

1.3 潮流方程

对于系统中的纯交流节点, 其潮流计算方程为:

式中:下标i表示第i个节点;下标a表示此节点为纯交流节点;U, θ分别为节点电压幅值和相角;G, B分别为节点导纳矩阵。而对于直流节点, 潮流计算方程为:

式中:下标t表示此节点为直流节点;Psi, Qsi分别为交流系统流入换流变压器的有功功率和无功功率。

根据上节推导建立的VSC-HVDC的稳态模型, 可得到直流系统的潮流计算方程为:

对于复杂的多端直流网络, 有:

式中:gdij为直流网络电导矩阵元素。

2 改进牛顿法的数学描述

在数学上, 电力系统潮流计算可以描述为非线性方程组的求解问题。近年来, 非线性代数方程组的求解问题在数学上有了很大的进展。

设变量x=[U, θ, Ud, Id, δ, M, Ps, Qs]T, 而各不平衡量f=[ΔP, ΔQ, Δd1, Δd2, Δd3, Δd4]T, Jacobian矩阵用J表示。

2.1 简化牛顿法

简化牛顿法的单变量迭代公式如下:

该算法计算量小, 但只具备线性收敛性。其多变量矩阵形式如式 (14) 所示:

整个计算过程中只需计算一次Jacobian矩阵, 计算量大大减少, 但迭代次数会因此有所增加。

2.2 三阶收敛牛顿法

文献[12]提出了一种具有三阶收敛性的牛顿法:

它是牛顿法与简化牛顿法的结合, 相当于在原有牛顿法每一次的迭代基础上进行一次简化牛顿法迭代:

该算法吸取了牛顿法收敛性好和简化牛顿法计算量小的优点, 其多变量矩阵形式如下:

2次计算中Jacobian矩阵不变, 减少了形成Jacobian矩阵和进行三角分解的计算量, 节省了一定的计算量。

2.3 六阶收敛牛顿法

文献[13]探讨了一种充分利用已计算的f (xk) 的三阶牛顿法:

其迭代过程类似于2.2所述三阶收敛牛顿法, 同样分两步进行:

其中zk即为第k次迭代后得到的xk+1。由于该算法每一步迭代都要重新计算f' (x) , 计算量和牛顿法相比没有实质性的提高。文献[14]提出在此基础上再增加一次迭代:

为了减少计算量, 采用一种近似方法计算f' (zk) 的近似值。根据 (xk, f' (xk) ) 和 (yk, f' (yk) ) , 可根据两点法求得f' (x) 的近似表达式:

则可得到f' (x) 在zk处的近似值为:

将式 (19) 代入 (22) , 可得:

式 (19) 、 (20) 、 (23) 组成了一种新的六阶收敛方法[14]:

其多变量矩阵形式如下:

该算法只计算2次f (x) 和J (x) , 无需计算海森矩阵, 但具备六阶收敛性, 减少了计算量, 节省了计算时间。

3 算例分析

3.1 基本算例测试

下面以经修改的IEEE-14节点系统为例, 验证上述算法的有效性。将IEEE-14节点系统的13-14支路替换为直流支路, 并在交流节点接入VSC装置后得到的交直流系统如图2所示。直流系统参数如表1所示, 均为标幺值。

其中:NBus表示VSC所在的交流母线号;Ps, Qs分别为直流系统的注入有功、无功功率;Ud为直流电压;R, XL由系统给定。Ps, Qs初值设为与修改前系统支路功率相等, 由原系统的潮流计算得到。Id, δ, M由式 (26—28) 得到。

式中:Pgi为节点发电有功。

经修改的IEEE-14节点系统在牛顿法以及文中所述2种改进算法下进行潮流计算, 其迭代次数、计算时间和误差比较如表2所示。所有算法均在Windows平台下用matlab编程实现。为保证计算时间尽可能准确, 采取计算100次潮流取平均时间的方法进行仿真。所用电脑主频1.8 GHz, 内存2 G。

*表示只进行了前半次迭代即达到收敛要求。

可见, 三阶收敛牛顿法在计算时间和收敛精度上, 都有比较明显的优势;而简化牛顿法虽然无需多次计算Jacobian矩阵, 但由于迭代次数远大于其他算法, 时间反而有所增加;六阶牛顿法迭代次数最少, 但迭代时间略长。

3.2 控制模式测试

在实际电力系统运行中, 为了实现稳定运行、减少损耗、控制潮流等功能, VSC-HVDC常常需要在多种控制模式下运行。在不同控制方式下, 4种算法的迭代次数和计算时间上的比较如表3所示。A表示牛顿法, B为简化牛顿法, C为三阶收敛牛顿法, D为六阶收敛牛顿法。

由表3可知, 不同控制方式下, 这4种方法均能有效解决含VSC-HVDC的潮流计算问题, 且4种控制方式下, 三阶收敛牛顿法在计算时间上一直占有比较明显的优势;而六阶收敛牛顿法迭代次数最少。

3.3 算法效率测试

表4列出了牛顿法、简化牛顿法、三阶收敛牛顿法和六阶收敛牛顿法对各经修改的IEEE标准系统进行潮流计算时的迭代次数和计算时间, 各系统直流支路两端的VSC控制方式组合为③+②。

结果表明, 当系统较小时, 高阶收敛牛顿法计算时间较短, 原因在于Jacobian矩阵的形成和三角分解计算量不大, 简化牛顿法因迭代次数远大于三阶收敛牛顿法而使得其他计算量增加;当系统较大时, Jacobian矩阵的形成和三角分解计算量所占比重较大, 简化牛顿法由于Jacobian恒定, 减少了大量的计算量, 计算时间最短。

表5列出了误差精度从10-3到10-9时, IEEE-57系统计算时间比较。

简化牛顿法在精度要求比较低的时候速度最快, 但随着精度要求的提高, 计算时间的增加速度较快;而三阶收敛牛顿法在几种精度要求下, 计算速度均比较快;六阶收敛牛顿法一次迭代即可达到比较高的精度 (3.04×10-10) , 但计算时间的优势相较于三阶收敛牛顿法略有不足。

可见在精度要求较低时, 采用低阶牛顿法计算速度比较快;而精度要求较高时, 采用高阶牛顿法效果更佳。由此提出混合迭代算法, 即在初期先进行一两次高阶牛顿算法的迭代, 然后采用简化牛顿法进行后续迭代。为说明问题, 将精度定为10-13, 算例结果如表6所示。AB表示该算法为算法A (牛顿法) 和B (简化牛顿法) 的混合, CB表示该算法为算法C (三阶收敛牛顿法) 和B (简化牛顿法) 的混合。

AB算法的迭代次数为3+3, 指的是该算例仿真进行了3次牛顿法迭代和3次简化牛顿法迭代, 同理, CB算法进行了2次三阶收敛牛顿法迭代和4次简化牛顿法迭代。算例结果表明, 混合算法比前面涉及的4种算法计算速度都要快。原因在于:低阶牛顿法在处理精度要求高的问题时迭代次数增加而导致计算量上升;高阶牛顿法在处理精度要求低的问题时, 迭代次数虽少, 但单步迭代计算量较大, 而且往往结果精度高于要求值, 最终计算速度反而比较慢。文中通过高低阶牛顿法的合理搭配, 求解时间大大减少。

4 结束语

在VSC-HVDC稳态潮流方程的基础上, 从以下几个方面对含VSC-HVDC的交直流混合系统的稳态潮流问题进行了研究:将牛顿法、简化牛顿法、三阶收敛牛顿法和六阶收敛牛顿法用于解含VSC-HVDC的交直流潮流计算;通过算例仿真验证了各算法在各控制方式下的的有效性;考虑在不同精度下, 上述各算法在解含VSC-HVDC的交直流潮流时的计算时间差异和变化趋势;提出2种高低阶混合迭代算法, 通过算例仿真验证了它们的有效性, 并与前述4种算法进行比较, 验证了新算法在计算速度上的优势。

摘要：根据电压源换流器 (VSC) 新型高压直流输电 (HVDC) 的稳态特性和控制方式, 建立了含VSC-HVDC稳态潮流计算数学模型, 分别采用牛顿法、简化牛顿法、三阶收敛牛顿法和六阶收敛牛顿法进行潮流求解, 仿真验证了各算法在VSC-HVDC不同控制方式下的有效性, 并对各种算法的计算速度作了比较, 并在此基础上提出了2种混合算法, 仿真验证了其优越性。

VSC-HVDC系统 篇6

风力发电作为分布式发电的典型代表, 凭借其资源异常丰富、技术相对成熟等优势, 近年来在全球范围内得到了迅速的发展与应用, 全球风电装机容量不断增加。由于陆上风能资源的快速发展使其选址越来越困难, 且相比之下海上风电优势明显, 因此全球风电开发已逐渐出现从陆上向近海发展的趋势[1,2]。随着海上风电的规模化开发与利用, 交流输电因系统同步性、输电稳定性、输电效率等技术瓶颈问题已越来越不能完全满足需求[3]。为解决大型海上风电远距离并网问题, 柔性直流 (VSC-HVDC) 输电技术逐渐进入了人们的视野。VSC-HVDC系统的传输容量不受距离的限制, 能为风电场提供良好的动态无功支撑, 还能实现风电场和交流电网的隔离。由于柔性直流输电对于海上风电的应用具有特殊的优势, 因而其控制技术也逐渐成为了风电并网领域的研究热点。

目前世界上大部分柔性直流输电工程都为两端输电工程, 其控制策略一般为一侧换流器采用定直流电压控制以保证系统功率平衡, 另一侧换流器采用恒功率控制以传输理想的功率值[4]。文献[5]还通过电压指令修正环节和直流电压控制环节来间接修正有功电流指令, 使恒功率控制器也兼具直流电压控制功能。文献[6]在两侧换流器分别引入频率/有功功率和频率/直流电压的斜率特性, 从而提高两端交流系统的频率稳定性。文献[7]提出了人工耦合海上风电场和陆上交流电网频率的控制策略, 以便为主网频率提供更好的支撑作用。文献[8]基于瞬时功率理论, 提出了一种预测直接功率控制策略, 并将其应用于海上风电柔性直流输电变流器, 具有控制算法简单、响应速度快等优点。但以上控制方式往往只能用于风电场单端并网的情形, 而不涉及风电场多端供电的协调控制。

为了解决多落点受电的输电问题, 多端直流 (MTDC) 输电技术现已逐渐兴起。文献[9]针对含有两个配电网的四端HVDC系统提出了基于直流电压偏差的多端协调控制策略, 提高了系统扰动情况下的功率调节能力。文献[10]针对大型风电基地功率外送至远方负荷中心的VSC-MTDC系统, 提出了风电场侧变流器的无限大电压源矢量控制策略, 协调控制换流站自动切换运行模式。文献[11]在传统控制策略中引入附加直流电压下垂控制环节, 以便灵活地向电网进行风电功率传输并保持直流电压稳定。但MTDC模型往往是风电场通过电缆进行功率传输后, 再在海上直流公共连接点处分散传输至各陆上负荷中心。

而实际情况中, 若风电场要为多个物理距离较为分散且电气联系较弱的陆上负荷中心 (如于海岛周围呈三足鼎立状态分布的多个负荷中心) 供电, 则通过某一条电缆输电后再进行直流分散会明显增加输送距离, 并不一定是最方便而经济的选择。当负荷中心的分散率及负荷中心与风电场的距离达到一定程度时, 可考虑由风电场采用送端交流分散模式, 并通过多条最短路径的电缆分别直接向各陆上负荷中心供电。在这种连接模式下, 上述直流电压下垂控制等策略便不再奏效。

为了使送端交流分散模式下的风电场给多端配电网同时供电得以协调稳定地实现, 本文将交流电压下垂控制与VSC-HVDC的基本控制策略进行有机结合, 在柔性直流输电系统中引入下垂控制的无需通信联系、可靠性高和合理动态分配等优点[12], 提出了一种基于VSC-HVDC的风电分散并网下垂控制策略, 尤其对于风电场同时向多端分散配电网供电具有参考意义和实际价值。最后, 本文搭建了风电并网的VSC-HVDC系统模型, 并在多种运行情况下进行了仿真分析, 验证了所提控制策略的正确性和有效性。

1 VSC-HVDC系统的结构及控制方式

VSC-HVDC输电技术是一种以VSC和脉宽调制 (PWM) 等技术为基础的直流输电技术, 具有有功、无功功率快速解耦和交直流故障隔离等优异性能, 并能有效实现海上风电并网, 其在输配电领域都有着非常广泛的应用前景。

VSC-HVDC系统由3个基本部分组成:整流器、逆变器和高压直流输电线路, 其等效电路如图1所示。

其中, 两个VSC分别通过一定的等效阻抗与两端交流系统相连, 两端交流系统分别表征远处海上风电场和其所接入的配电网系统。两个换流站的工作状态由系统中有功功率的流向决定, 即送端风电场侧VSC工作于整流状态, 而受端配电网侧VSC工作于逆变状态。每个换流器的直流侧都并联有电容, 以改善系统的功率调节特性和传输能力。为了抑制PWM发生器所带来的高次谐波分量, 两端交流系统分别设有滤波装置。同时, PCC1处接有本地海岛负荷Zld1, 而PCC2处接有交流负荷Pld2。

每个VSC都具有二维的控制自由度, 通常一个维度用来控制有功功率或直流电压, 另一个维度用来控制无功功率或交流电压。正如在交流系统中输入功率与输出功率的差值靠频率来体现一样, 直流系统中有功功率平衡与否的指标是直流电压是否稳定[13]。因此, 本文中逆变侧换流器采用定直流电压控制策略, 以保证系统功率平衡。而整流侧换流器采用交流电压下垂控制策略, 用于决定有功功率的传输值, 以保证系统的经济有效运行, 同时还能引入下垂控制的无需通信联系、合理动态分配等特点, 为风电场通过多个VSC-HVDC系统分散并网协调运行提供了有效的解决途径。

2 逆变侧VSC的定直流电压控制模型

定直流电压控制是VSC-HVDC控制系统中的一种非常重要的基本控制模式, 当逆变侧换流器采用定直流电压控制时, 可通过调节d轴电流来控制直流电压, 其控制规律如下:

式中:vdc和V*dc分别为系统直流电压的实际值和参考值;id*为d轴电流参考值;kp和ki为比例—积分 (PI) 控制器的系数。

同理, 可由交流电压得到q轴电流参考值iq*。

将d轴定向于PCC2处电压矢量的方向上, 为了消除d轴有功电流和q轴无功电流之间的耦合并抑制电网电压扰动的影响, 内环电流控制器采用电网电压前馈控制和电流解耦控制。其控制规律如下:

式中:L为连接电抗器电感;vd2为PCC2处d轴电压;v*d2和v*q2分别为逆变器出口dq轴电压参考值;id和iq分别为线路dq轴电流。

结合式 (1) 和式 (2) , 定直流电压控制下的换流器dq矢量控制结构如附录A图A1所示。其中, 内环电流控制器的输出量作为VSC输出电压的基波参考值, 被传递到PWM触发单元, 完成相应的触发工作。

3 整流侧VSC的交流电压下垂控制模型

交流电压下垂控制模型目前广泛应用于微电网的对等控制策略中[14], 由下垂控制器和电压电流双闭环控制器两部分构成。其原理是以传统同步发电机为模拟对象, 利用感性线路阻抗下有功功率与频率、无功功率与电压近似呈线性关系的特点, 根据各线路的功率传输值确定其电压和频率的参考值, 从而对其进行控制, 整个过程无通信要求[15]。在柔性直流输电系统传统控制策略的基础上, 若保持逆变侧的定直流电压控制策略不变, 而在整流侧用交流电压下垂控制代替原有的恒功率控制, 并根据电压等级和系统容量制定合理的下垂系数, 便能将下垂控制的无需通信联系、合理动态分配等优点引入到VSC-HVDC的控制系统中, 在风电场通过多个VSC-HVDC系统分散并网的情况下将发挥极大的优势并具有广阔的应用前景。

3.1 下垂控制器

电感性线路中, 系统功率与电压的关系如下:

式中:VA和VB可分别看作PCC1处电压和换流器入口处电压;δ为两端电压相位差;X为线路电抗;PA和QA为线路的有功和无功功率。

式 (3) 表明, 相位差δ主要与有功功率有关, 而电压差则由无功功率决定[16]。考虑到相位与频率间的微分关系, 由式 (3) 可制定P-f和Q-V下垂控制策略如下:

式中:1/a和1/b分别为频率与电压的下垂系数;fn和V*ac1分别为频率和PCC1处电压幅值的额定值;Pn和Qn分别为有功和无功功率的额定值;P和Q分别为由当前采集的交流电压、电流经计算而得到的系统有功和无功功率;f和V为由当前状态下的功率确定的系统频率和电压幅值的参考值。

由式 (4) 可建立P-f和Q-V下垂控制器如图2所示。

3.2 电压电流双闭环控制器

将下垂控制器输出的PCC1处参考电压作为后续电压电流双闭环控制器的输入值。而双闭环控制器的输出信号则为PWM发生器提供触发脉冲。

如图1所示, 流过滤波电容Cf1的电流ic1为:

式中:irec为整流器的入口电流;ild1为负载电流;if1为从PCC1处流出的电流。

因此, 以电容电流作为内环控制对象, 可以将负载电流和PCC1处电流看作处于闭环控制器前向通道上的扰动, 从而对其进行有效抑制, 以便减小扰动电流对PCC1处电压的影响, 更好地跟踪电压参考值, 稳定负载电压。

在dq0坐标系下, 滤波电容的微分方程为:

根据式 (6) , 可以建立电压电流双闭环控制器, 如附录A图A2所示。其中, 电流内环采用PI控制器, 可提高稳态精度;电压外环采用比例控制器, 有利于提高系统的动态响应速度[17]。

4 仿真分析

为了验证所设计的基于VSC-HVDC的风电分散并网下垂控制策略的有效性, 本文在MATLAB/Simulink平台搭建了图1所示的模型, 以进行仿真分析。1/a和1/b分别为9×10-8 Hz/MW和2.7×10-6 V/Mvar, 其余系统参数及控制参数见附A表A1和表A2。

算例1:2.0s时, PCC2处的有功负载Pld2由3.2MW变为2MW, 2.6s时复原。3.0s时, 系统有功指令由4MW变为3MW。对应结果如图3所示, 其中, Vdc和Vac分别表示系统直流电压和交流电压的标幺值。

图3表明, 由于2.0s时配电网侧负载有所减少而PCC1处有功输出仍保持额定值不变, 因此传输至PCC2处的有功功率有相应幅度的上升。这也证明了风电场侧有功出力在供给本地海岛负荷后, 是通过直流线路传输并在满足受端PCC2处负荷的前提下再馈入配电网的, 且HVDC系统中的功率损失使两处有功功率的差值略大于PCC2处负荷的大小。

3.0s之前, PCC1处始终按照下垂控制中设置的额定值4MW向直流系统输出有功功率。随后, 有功功率额定值下降, PCC1处有功功率随即响应, 逐渐降至新的额定值3MW。而此时负载功率不再变化, 因此传输至PCC2处的有功功率也以相同的趋势逐渐降低。同时, 系统频率在3.0s时略有波动, 但当PCC1处有功功率达到新的额定值后, 频率也恢复至50 Hz。另外, 此时PCC1处交流电压略有下降, 但仍处于误差允许范围内, 并使得PCC1处吸收的无功功率数值大小有所降低。

由于VSC-HVDC系统两端的有功功率在所采用的定直流电压控制方法下具有一致的变化趋势, 因此始终能满足直流输电线路的功率平衡, 使得在配电网侧负载波动及系统有功功率额定值变化的过程中, 图3所示直流电压始终能维持恒定, 从而进一步隔绝风电场侧交流电压的波动, 使得PCC2处的交流电压也能保持不变。

算例2:2.0s时, 配电网侧交流电压发生闪变, 暂降至额定电压的0.85倍, 随后在2.2s时恢复额定值。风电场出口处在2.4s时发生为时0.15s的单相接地短路故障, 随后故障排除, 系统恢复正常运行。对应结果如图4所示。

从图4可以看出, 无论配电网侧发生电压暂降或风电场侧发生不对称故障, 系统直流电压都能在该控制方法下有效维持恒定。

2.0s时, PCC2处的交流电压受配电网的影响而明显降低, 此时其吸收的无功功率有所增加, 以便为系统直流电压提供支撑, 从而进一步保证受端PCC1处交流电压也能维持恒定。两侧交流系统电压在2.0～2.2s间的显著差异, 表明该控制方法能使风电场免受配电网侧电压暂降的影响, 有效提高了风电并网的稳定性, 具有良好的交直流故障隔离功能。

2.4s时, PCC1处发生单相接地故障, 图4所示PCC2处有功功率随着PCC1处有功功率下降而由正转负, 即配电网自动为负载提供一定的功率支撑, 以维持系统功率平衡。此时, 系统频率根据下垂特性与有功功率呈反向变化, 但一直保持在允许范围之内。而PCC2处无功功率几乎不受故障影响, 从而使得PCC2处交流电压能在故障侧电压波动的同时维持恒定。可见该控制方法能有效改善受端系统对风电场侧故障的抗干扰能力, 再次证明了该控制方法的交直流故障隔离功能。

算例3:一个风电场通过VSC-HVDC系统分别向3个不同区域的负荷中心分散供电的简化示意图如图5所示, 其详细结构模型参见附录A图A3。其中, 系统两端负载及阻抗参数如附录A表A3所示, 其余系统参数及控制参数均与以上算例相同。

由图5可见, 3个负荷中心A, B, C围绕海上风电场呈高度分散状分布, 此时若选择某一方向通过一定长度的电缆输电后再进行直流分散并传输至各负荷中心, 则总体输电路径过于迂折, 可能加大施工难度, 且输电距离的增长将影响系统运行的经济性。因此, 可如图5所示由风电场采用送端交流分散模式, 并通过多条最短路径的电缆分别直接向各陆上负荷中心供电, 并在此连接模式的基础上采用上述基于VSC-HVDC的风电分散并网下垂控制策略。

其中, 各送端整流器按与额定功率成反比的方式设定下垂系数, 如表1所示。2.0s时, 由于海上风速变化过大, 引起风电机组从系统切出;3.0s时, 系统与PCC1处配电网断开运行。对应结果如图6所示。

图6所示为各受端公共连接点处的有功功率。2.0s时, 由于风电机组退出运行, 因此需要受端岸上配电网为系统各端负载供电, 此时便会发生潮流反转, 即如图6所示PCC1至PCC3处的有功功率均由正转负。由于此时各送端换流器下垂系数的比例 (10∶12∶15) 与其额定功率的比例 (6∶5∶4) 成反比, 且系统频率变化量一定, 则由式 (4) 可知, 送端PCC4至PCC6处有功功率变动后的稳态值比例也与其下垂系数比例成反比。又由于一般情况下有功功率额定值都是按照配电网侧的负荷比例大小进行设定, 因此综合上述两项有功功率流向的比例情况, 可知此时PCC1至PCC3处有功功率的比值将与系统有功功率额定值的比例相同, 即-5.4 MW∶-4.5MW∶-3.6MW=6∶5∶4, 系统动态功率得到合理分配。

2.2s时, 1号配电网退出运行, 其有功功率瞬间降为0, 1号线路产生了严重的功率缺额。为了尽量保证对1号线路负荷的不间断供电, PCC2和PCC3处有功功率均有所增加, 且动态功率再次在这两个系统间按额定比例分配, 即-5 MW∶-4MW=5∶4。二者通过协调配合共同为1号线路提供了一定的功率支撑, 系统平滑地切换至新的平衡状态。

同时, 从图中可以看出, 2.6s时PCC2处和PCC3处的有功功率均已达到新的平衡状态, 但PCC1处功率恢复速度较其略慢。这说明较大的下垂系数可以增大系统响应速度, 提高系统动态性能。

从上述结果可以看出, 在这种控制策略的作用下, 若采用与额定功率成反比的下垂系数设置方法, 可以使得动态有功功率在各系统间按额定比例分配, 系统不平衡功率被自动地合理分配给各配电网承担, 从而保证了整个HVDC系统中频率与电压的统一性, 且整个过程中无需通信联系、控制简单可靠。可见, 该基于VSC-HVDC的风电分散并网下垂控制方法对于风电场采用送端交流分散模式向多端配电网供电的自主协调运行具有一定的指导意义。

5 结语

仿真结果表明, 本文所设计的基于VSC-HVDC的风电分散并网下垂控制策略能为送端交流分散模式下的海上风电并网系统提供如下优异的并网性能。

1) 能保证并网系统的运行稳定性不受负荷波动的影响, 且整流侧有功出力能灵活跟踪下垂控制中系统有功功率额定值的变化。

2) 能有效改善风电场对受端交流系统电压暂降的抗干扰能力, 也能有效抑制风电场侧的短路故障对受端交流系统的影响, 具有良好的交直流故障隔离功能。

3) 能在风电机组切出系统时, 快速实现潮流反转, 由配电网为负荷提供功率支撑, 维持系统安全稳定运行。且能避免对各换流器间高速通信的要求, 在各配电网侧按照系统的有功功率额定值合理分配动态功率, 实现风电场分散并网系统在潮流反转时的自主协调控制。

VSC-HVDC系统 篇7

柔性直流 (VSC-HVDC) 输电系统与传统的输电系统相比, VSC-HVDC系统具有可向无源网络供电、无换相失败风险、有功和无功功率可独立控制及易于构成多端直流供电系统等诸多优势[1]。

VSC-HVDC系统本身的非线性以及所具有的耗散特点使得无源控制方法成为控制策略研究的热点。但无源控制要依赖精确的数学模型, 然而, 数学模型中的电阻以及电感等参数值的不确定性, 会使电流无法收敛到理想的参考值, 进而影响控制性能。

VSC-HVDC的控制策略已成为国内外学者研究的热点。例如文献[2]采用控制交流侧电压和相位的方式控制交流侧电流, 但其动态响应不够理想;文献[3,4]在旋转坐标下, 利用控制交流侧电流、相位的直接电流控制策略, 但其内、外环均采用两级PI来实现, 暂态性能不够理想;文献[5]采用前馈解耦的方式来实现系统电流快速跟踪和有功、无功功率的独立调节, 由于其外环建立在逆系统模型的基础上, 在大扰动情况下很难保持稳定;文献[6]利用状态反馈精确线性化理论, 来独立调节有功和无功功率的控制方法, 其算法过于复杂。

本文首先建立VSC-HVDC在dq轴坐标系下的数学模型, 并将其改写成端口受控的哈密顿形式[7,8], 通过选择适当的能量函数和阻尼矩阵, 设计内环无源控制器, 从而实现电流的快速跟踪, 同时也实现有功和无功功率独立控制的目的。为减小线路参数的摄动给控制带来的影响, 增强控制的鲁棒性, 提出了一种基于PCH的自适应无源控制方法, 最后通过Matlab仿真对所设计的控制器进行了验证。

2 PCH模型与无源性控制

端口受控哈密顿系统 (PCH) 是无源性、耗散性理论研究的最新成果。考虑下面的计及耗散的PCH系统方程:

式中:x∈Rn为状态矢量, u∈Rm代表输入矢量;R (x) 为半正定对称矩阵, 反映了端口上的附加阻尼;J (x) 为斜对称阵, 满足J (x) =-J (x) , 反映了系统内部的互联结构;H (x) 为系统的Hamiltonian函数;g (x) u等效表示外部源输入。

若哈密顿函数H (x) 有下界, 那么系统 (1) 就可称为无源系统。为使系统渐进稳定在平衡点x*, 可构造系统期望的能量函数Hd (x) =H (x) +Ha (x) 及反馈控制u=a (x) , 使其闭环系统:

的能量函数Hd (x) 在期望的平衡点x*取极小值。其中Jd (x) 、Rd (x) 为期望的互联矩阵和阻尼矩阵, Ha (x) 为待定的能量函数, 反应了通过控制输入系统的能量。

x*作为稳定平衡点需满足下面的条件:

为闭环系统满足耗散的特性, 必须选择

且满足Rd (x) 为正定矩阵;沿系统 (2) 的轨迹, 将Hd (x) 对时间t求导, 得:

由Lyapunov渐近稳定定理可知, 系统 (2) 是渐进稳定的。由式 (1) 、 (2) 可知:

选择合适的哈密顿函数, 并按上述条件配置Jd (x) 、Rd (x) , 反馈控制器可由式 (3) 求出。

3 VSC-HVDC的PCH模型

VSC-HVDC输电系统结构如图1所示, 两端换流器均采用VSC, 具有相同的拓扑结构。

图1中, Us1、Ur、is1和Us2、Ui、is2分别为整流侧和逆变侧的双端电源电压、换流器的交流侧电压和电流;R1、R2和L1、L2分别为整流侧和逆变侧换流器的等效电阻和电感, 其中, R1=R2, L1=L2;C1、C2、Rdc、L3分别为直流侧两端电容和线路等效电阻、电感值, 其中C1=C2=C;Udc1、Udc2为直流侧两端直流电压。

由于VSC-HVDC系统中的整流器和逆变器的电路结构相同, 因此以整流侧电路为例, 来建立dq坐标下系统数学模型[8]:

式中:Urd、Urq为VSC交流侧电压基波的d、q轴分量;Usq、Usd、isq、isd分别为Usabc、isabc变换后的对应的d、q轴分量, 由于考虑到VSC-HVDC为三相对称系统, 因此o轴分量为0。

取状态变量

并取哈密顿能量函数

将它们写成端口受控的耗散哈密顿形式:

式中:

4 自适应无源性控制器设计

4.1 VSC-HVDC外环控制器设计

整流侧采用定直流电压和定无功功率的控制, 逆变侧则采用定有功功率和无功功率的控制方式。

根据瞬时功率原理, 且忽略换流器电阻和开关损耗, 换流站的有功功率、无功功率和直流侧的有功功率的表达式如下:

VSC-HVDC为三相平衡系统, 设两端电源a相相电压的初相角为0°, 有:Usd=US, Usq=0。将其代入式 (7) , 得到直流侧电压处于稳态时的表达式:

式 (8) 中, US为一个恒定值, 有功功率、无功功率的调节可以通过isd、isq来独立控制, 为了消除稳态误差, 通过PI调节器得到内环参考电流i*sd、i*sq。

4.2 自适应无源控制器设计

为实现对参考电流的跟踪, 采用互联与阻尼配置的方法, 来达到期望的平衡点。建立误差系统, 令:

定义误差系统的哈密顿函数:

并设

将上式带入公式 (3) 中就可以计算得到如下的控制率:

将计算得到的Sd、Sq经坐标变换即可得到换流器的控制信号Sa、Sb、Sc, 同理可以计算得到逆变侧的控制信号。控制框图如图2所示。

考虑到元件参数摄动现象的存在, 有必要考虑参数的摄动。通常参数L、R均可表示为以下的形式:

式中:L1、R1均为已知的固定值 (分别为L1、R1的经验值) ;θ=[θ1θ2]T为未知参数矢量。考虑到参数扰动时的误差系统PCH方程:

定义为θ的估计矢量, 并设

对上式进行等价变换可得:

对误差系统的哈密顿函数进行扩展, 定义新的误差系统能量存储函数V为:

式中Γ=diag (ρ1, ρ2) , 且Γ>0

由于, 可得

取自适应率

则能量存储函数V的导数在任意坠x不为零的情况下为负定的, 这就保证了R、L向真值的收敛。相应的变流站的控制率变为:

5 仿真分析

为验证所设计的控制器的有效性, 在Matlab中搭建了图1所示的双端VSC-HVDC系统。主要参数如下:系统整流侧和逆变侧的母线额定电压Us1=Us2=10k V, 直流侧直流电压Udc=20k V, 交流侧电感L1=L2=15m H, 交流侧电阻R1=0.2Ω, 直流侧电感L3=20m H, 直流侧电阻Rdc=0.5Ω, 直流侧电容C1=C2=7m F, 开关频率为5000Hz, 换流器额定功率为14MW。本文采用标幺值表示, 交流侧和直流侧的基准功率为12.4MW, 换流站交流侧基准电压为8.16k V, 交流侧电流基准值为1k A;直流侧电压基准值为20k V, 电流基准值为600A。内环的无源性控制器的参数为:

实验启动时, 直流侧电压设为1.0, 有功功率设为1.0, 无功功率设为0。

在0.5s时整流侧有功功率降为0.8pu, 0.8s时调整整流侧无功功率为-0.1pu。

取上述参数, 仿真结果如图3、4所示。

通过仿真结果可以得出系统直流电压、无功功率在0.1s的时候就达到稳态, 有功功率在0.3s时达到稳态。仿真结果表明该控制策略能实现有功功率、无功功率的独立调节;1.0s时内部参数R及L的值变为原来的50%, 仿真结果如图5、6所示。

在1.0s时由于参数的摄动, 两侧换流器的直流电压、有功功率及无功功率均出现了小幅波动, 但很快就趋于稳定, 说明本文提出的自适应无源控制器对内部参数的扰动具有很强的鲁棒性, 对提高VSC-HVDC系统的暂态稳定是十分有效的。

6 结论

本文建立了VSC-HVDC输电系统在dq坐标系下的PCH模型, 利用双闭环的控制策略, 外环采用定直流侧电压和定有功、无功功率来生成内环dq轴参考电流;内环采用自适应无源控制器来追踪参考电流, 从而达到独立调节有功和无功功率的目的。仿真结果表明, 所设计的基于PCH模型的自适应无源性控制器, 具有较强的抗干扰能力, 有很好的稳态精度及响应速度, 且能实现有功、无功功率的独立调节。对控制器内部参数的摄动, 具有很好的跟踪特性及很强的鲁棒性。

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