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我国能源资源与负荷中心呈逆向分布，因此实现远距离、大容量输电是实现资源优化配置的重要手段[1]，其中模块化多电平换流器高压直流输电（modular multilevel converter based high voltage direct current, MMC-HVDC）具有诸多优势，如谐波含量低、无换相失败问题、有功无功解耦控制等[2-3]，是目前柔性直流输电系统的主流拓扑结构，在新能源规模化送出、向弱交流电网供电、远距离大容量输电和电网异步互联等场合得到了广泛应用[4-5]。关于MMC的稳定性是MMC-HVDC系统运行中的重要方面，其中一个较为关注的问题是MMC联接弱交流电网时可能出现的系统振荡失稳问题[6-7]。随着直流输电的快速发展，我国输电网呈现大容量交直流混联的主导形态[8]，当直流容量快速增长、大规模新能源经远距离长线路接入电网或连接交流系统的双回联络线单回运行时，交流电网的相对强度将会减弱，呈现出弱交流电网特征。
针对MMC-HVDC联接弱交流电网产生的振荡现象，目前的研究集中在次同步振荡和中高频段振荡。文献[9-11]分别指出上海南汇、广东南澳柔直工程在风电场出力逐渐增加的过程中出现了20 Hz左右的次同步振荡现象；文献[12]指出，厦门柔直工程在运行过程中出现23.6 Hz的次同步振荡现象；文献[13]指出德国北海海上风电场在风电经柔性直流送出时，出现了250~350 Hz的中频振荡现象；文献[14]指出鲁西背靠背直流工程一端柔直换流站接入弱交流电网时观测到1.2 kHz左右的高频振荡现象；文献[15]指出渝鄂背靠背柔性直流输电工程出现了重庆侧电网强度较弱的情况，在调试过程中出现700 Hz和1.8 kHz左右的高频振荡现象。
然而，目前针对MMC联接弱交流电网产生低频段振荡现象的研究较少，现有研究主要集中在低频段振荡原理分析及趋势预测等方面。文献[16]的研究表明，向弱交流系统供电的电压源型直流输电系统（VSC-HVDC）在逆变站阻尼系数较小时产生了低频振荡；文献[17]的结果表明，直流电压控制带宽的增加会导致MMC等效阻抗在低频段幅值和相位有较大幅度下陷，导致MMC与弱电网之间极易在低频段发生振荡；文献[18]指出，在弱电网条件下，低频段范围内并网逆变器输出阻抗具有负阻抗特性，锁相环带宽的增加会导致输出阻抗分量的负阻抗频率范围增大，易造成并网系统在低频段发生振荡，甚至失稳。
除MMC联接弱交流电网导致的振荡问题外，已有文献表明，交流系统阻抗角是影响MMC联接交流系统稳定性的另一个重要因素，文献[19-20]研究表明，交流系统阻抗角的变化会引起临界短路比（critical short circuit ratio, CSCR）的变化，从而对系统稳定性产生影响。
综上所述，目前关于MMC-HVDC系统联接弱交流电网的稳定性分析，所考虑的影响因素大多为短路比(short-circuit ratio, SCR)，很少考虑其他因素的影响，如阻抗角。同时，现有研究结果大多针对次同步和中高频段振荡，或针对单端MMC的低频段振荡，在两端MMC-HVDC系统潜在的低频段振荡或抑制振荡的参数调节方法方面需要进一步深入研究。本文基于考虑内部谐波动态特性的详细MMC-HVDC系统小干扰模型，分别研究了交流系统短路比和阻抗角对MMC-HVDC系统低频段振荡模态的影响，发现了系统在整流站（采用定直流电压控制模式）交流系统低短路比或低阻抗角工况下可能出现低频段振荡现象，进一步利用特征根、参与因子和灵敏度分析给出了有效抑制振荡的参数调节方法，最后通过详细电磁暂态仿真验证了理论分析的正确性及参数调节方法的有效性。
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两端MMC-HVDC系统的结构如图1所示，系统等效电路如图2所示。整流侧MMC采用定直流电压和无功功率控制方式，逆变侧MMC采用定有功功率和无功功率控制方式。系统的主电路和控制系统参数如表1所示。
图 1 MMC-HVDC系统结构
Figure 1. Structural drawing of MMC-HVDC system
图 2 MMC-HVDC系统等效电路
Figure 2. Equivalent circuit diagram of MMC-HVDC system
表 1 MMC系统的主电路和控制参数
Table 1. Main circuit and control parameters of MMC system
参数 数值 额定容量/MW 1000 额定直流电压/kV ±500 交流系统短路比SCR1、2 5.0 交流系统阻抗角/(°) 85 联接变压器漏抗/pu 0.15 桥臂电感/H 0.05 子模块电容/F 0.01 桥臂子模块个数 234 直流线路长度/km 500 直流线路单位长度电阻/(Ω/km) 0.0127 直流线路单位长度电感/(mH/km) 0.88 直流线路单位长度电容/(μF/km) 0.013 锁相环带宽,阻尼比/ Hz BWPLL =10, ξPLL=0.707 外环直流电压,有功,无功控制带宽/Hz BWUdc = 7, BWP = 7, BWQ =7 内环电流控制带宽,阻尼比/Hz BWin =50, ξin=0.707 环流抑制控制带宽,阻尼比/Hz BWCCSC =60, ξCCSC=0.707 -
两端MMC-HVDC系统的状态空间表达式如式(1)所示，由整流侧和逆变侧以及T型等效的直流线路3部分组成。其中x为状态变量，u为输入变量。该建模过程在参考文献[21]中有详细说明，可参照进行。受篇幅限制，此处不再给出状态空间方程的详细表达式。
$${\rm{ }}{\boldsymbol{\dot x}} = f({\boldsymbol{x}},{\boldsymbol{u}}) $$ (1) 式中：状态变量x= [uc_dc_R, uc_1d_R, uc_1q_R, uc_2d_R, uc_2q_R, uc_3x_R, uc_3y_R, Idc_R, Isd_R, Isq_R, Icird_R, Icirq_R, Isdm_R, Isqm_R, Utdm_R, Utqm_R, Utqm_PLL_R, x1_R, x2_R, x3_R, x4_R, f1_R, f2_R, x5_R, xpll_R, Ucf, uc_dc_I, uc_1d_I, uc_1q_I, uc_2d_I, uc_2q_I, uc_3x_I uc_3y_I, Idc_I, Isd_I, Isq_I, Icird_I, Icirq_I, Isdm_I, Isqm_I, Utdm_I, Utqm_I, Utqm_PLL_I, x1_I, x2_I, x3_I, x4_I, f1_I, f2_I, x5_I xpll_I,]T51×1,下标R代表整流站，下标I代表逆变站，其含义如表2所示，输入变量u= [Pref, Qref, Udcref]T3×1。
表 2 MMC-HVDC系统变量及含义
Table 2. Variables and meanings of MMC-HVDC system
变量 含义 uc_dc 子模块电容电压直流分量 uc_1d、uc_1q 子模块电容电压基频分量 uc_2d,、uc_2q 子模块电容电压二倍频分量 uc_3x, uc_3y 子模块电容电压三倍频分量 Idc 直流电流 Isd, Isq 交流电流的d轴、q轴分量 Icird, Icirq 二倍频环流的d轴、q轴分量 Isdm, Isqm 内环电流控制的d轴、q轴电流参考值 Utdm, Utqm PCC处电压Utd、Utq经测量环节所得的电压测量值 Utqm_PLL 相环对PCC处q轴电压分量Utq的测量值 x1, x2, x3, x4 主控制器中4个比例积分环节误差信号
对时间的积分f1, f2 环流抑制控制器中两个积分环节 x5 交流电压Usq积分 xpll 角频率偏差量积分 Pref、Qref、Udcref 有功、无功功率、直流电压参考值 Udc 直流电压 Ucf 直流线路对地电容电压 根据线性系统理论，对已建立的两端MMC-HVDC系统状态空间模型在其额定运行点处进行线性化，推导出相应的小干扰模型，其表达式如式(2)所示：
$$ \Delta \dot {\boldsymbol{x}} = {\boldsymbol{A}}\Delta {\boldsymbol{x}} + {\boldsymbol{B}}\Delta {\boldsymbol{u}} $$ (2) -
为验证所建立两端MMC-HVDC小干扰模型的正确性，在PSCAD/EMTDC(power systems computer aided design/electromagnetic transients including DC）中搭建了电磁暂态仿真模型，测试参数如表1所示。
整流站直流电压为1.0 pu，无功为0，逆变站有功功率为−1 pu，无功为0。在2 s时逆变站有功参考值阶跃至−0.95 pu，3 s时恢复到−1.0 pu。图3为电磁暂态模型和小干扰模型结果对比，图3(a)—(f)分别是逆变站有功、无功、子模块电容电压和整流站直流电压、无功、子模块电容电压。由图3可知，小干扰模型计算曲线与电磁暂态模型仿真曲线变化趋势吻合，验证了所建立两端MMC-HVDC小干扰模型的正确性。
图 3 小干扰模型验证
Figure 3. Verification of small interference model
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初始时刻系统运行于额定工况（表1），保持系统其他参数不变，令SCR1从5逐渐降低至2，系统的特征根轨迹和主导模态变化趋势如图4所示。
图 4 SCR1逐渐减小(整流站阻抗角φ1=85°)时系统的特征根轨迹
Figure 4. Characteristic root locus of the system when SCR1 gradually decreases (φ1=85°)
由图4可以看出，随着SCR1取值的减小，主导模态逐渐靠近并穿越虚轴，表明系统的稳定性逐渐减弱。当SCR1>2.58时，所有特征根均保持在左半复平面，即系统能够稳定运行；当SCR1<2.58时，主导模态穿越虚轴进入右半复平面，系统振荡失稳。当SCR1=2.58时，主导模态对应的特征根为λ43,44=0.00196±j15.62，经计算可得系统产生频率为2.48 Hz的低频段振荡[22]。以上结果表明，当交流电网短路比降低，呈现弱交流电网特征时，将引起MMC-HVDC系统产生低频段振荡模态。
同理，令逆变站短路比SCR2从5逐渐降低至2，系统的特征根轨迹如图5所示。由图5可以看出，系统的特征根均保持在左半复平面，表明系统稳定。两侧换流站特征根分析的结果表明，短路比降低时，工作在定直流电压控制模式下的整流站更容易出现低频段振荡，工作在定有功功率控制模式下的逆变站不易引发低频段振荡。
图 5 SCR
2逐渐减小(φ1=85°)时系统的特征根轨迹 Figure 5. Characteristic root locus of the system when SCR2 gradually decreases (φ1=85°)
为了验证上述结果的正确性，对出现低频段振荡现象的整流站进行仿真，在PSCAD/EMTDC 中进行如下仿真：t = 0 s时，系统运行于额定工况（如表1所示）；t =2 s时，SCR1降低至2.5，该过程中整流站直流侧电压Udc和直流侧电流Idc的波形如图6(a)所示,交流侧电压ua和交流侧电流ia的波形如图6(b)所示。由图6可以看出，t <2 s时，Udc、Idc、ua、ia均维持在额定值，系统能够稳定运行；t >2 s时，各波形产生振荡，经测量Udc振荡频率为2.4 Hz。该仿真结果与前述基于特征根分析所得结论一致，验证了上述特征根结果的正确性。
图 6 SCR1逐渐减小(φ1=85°)时整流站仿真波形
Figure 6. Simulation waveform result of rectifier station when SCR1 gradually decreases(φ1=85°)
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由3.1.1节可知，交流系统短路比降低至2.5时，系统产生了低频段振荡，针对该振荡现象，进一步对SCR1=2.5工况下特征根、参与因子和灵敏度进行分析，以提出有效的控制参数调节方法来抑制振荡。
整流站短路比SCR1=2.5时MMC-HVDC系统有一对不稳定特征根λ43,44=0.063±j14.93，经计算可得振荡频率约为2.38 Hz。对该不稳定特征根进行参与因子分析，结果如图7所示。由图7可知，参与度较高的状态变量是整流站子模块电容电压的直流分量uc_dc_R、定直流电压控制x3_R和逆变站子模块电容电压的直流分量uc_dc_I。
图 7 SCR1=2.5时主导模态的参与因子
Figure 7. Participation factor of the dominant mode when SCR1 is equal to 2.5
在上述特征根及参与因子分析的基础上，进一步对MMC-HVDC系统所有的控制参数进行灵敏度分析，包括锁相环、功率外环、电流内环和环流抑制的控制参数，相应的灵敏度分析结果如图8所示。由图8可以看出，灵敏度最高的是整流站外环定直流电压控制比例环节参数kp1_R，其灵敏度为负，因此可以通过增大该参数来提高系统稳定性。
图 8 SCR1= 2.5时主导模态控制参数的灵敏度分析
Figure 8. Sensitivity analysis of dominant mode control parameters when SCR1 is equal to 2.5
保持SCR1=2.5不变，将整流站定直流电压控制外环比例增益kp1_R从0.3逐渐提高到3，系统主导模态特征根的变化轨迹如图9所示。由图9可以看出，随着kp1_R的增大，主导模态特征根逐渐向左半复平面移动，表明系统稳定性逐渐提高。当kp1_R=1时，系统主导模态对应的特征根为λ43,44=−1.47±j14.99。
在PSCAD中进行仿真验证，0~2 s系统参数保持SCR1=5，φ1=85°不变。t=2 s时SCR1由5降低至2.5，5 s时 kp1_R由0.3阶跃到1并保持不变，得到系统直流电压和直流电流响应曲线如图10所示，由图10可以看出，增大kp1_R后，系统发散的趋势逐渐收敛，系统重新达到稳定状态，与前述理论分析的结果一致，即弱交流电网下系统的低频段振荡可以通过调节灵敏性高的定直流电压控制外环比例增益来进行抑制。
图 9 kp1_R从0.3增大到3时主导模态特征根轨迹
Figure 9. Characteristic root locus of the dominant mode when the value of kp1_R increases from 0.3 to 3
图 10 kp1_R取值从0.3增大到1时整流站仿真波形
Figure 10. Simulation result of rectifier station when the value of kp1_R increases from 0.3 to 1
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保持系统其他参数不变，SCR1=2.7，令φ1从85°逐渐降低至80°，系统的特征根轨迹和主导模态变化趋势如图11所示。
图 11 φ1逐渐减小(SCR1=2.7)时系统的特征根轨迹
Figure 11. Characteristic root locus of the system when φ1 decreases gradually (SCR1 is equal to 2.7)
由图11可以看出，随着φ1取值的减小，主导模态逐渐靠近并穿越虚轴，表明系统的稳定性逐渐减弱，当φ1>82.6°时，所有特征根均保持在左半复平面，即系统能够稳定运行；当φ1<82.6°时，主导模态穿越虚轴进入右半复平面，导致系统振荡失稳。当φ1=82.6°时，系统主导模态对应的特征根为λ43,44=0.00142±j15.59，经计算系统产生了2.48 Hz的低频段振荡。以上结果表明，整流站（采用定直流电压控制模式）的交流电网阻抗角减小会导致MMC-HVDC系统的稳定裕度降低，这与文献[17]所得结论一致。
同理，保持系统其他参数不变，SCR2=2.7，令逆变站阻抗角φ2在90°至80°的范围内变化，系统的特征根轨迹如图12所示。由图12可以看出，系统的特征根均保持在左半复平面，表明系统稳定。
图 12 φ2逐渐减小(SCR2=2.7)时系统的特征根轨迹
Figure 12. Characteristic root locus of the system when φ2 decreases gradually (SCR2 is equal to 2.7)
为了验证上述特征根分析的正确性，对出现低频段振荡现象的整流站进行仿真，在PSCAD/EMTDC 中进行如下仿真：0~2 s时，保持SCR1=2.7，φ1=85°不变；t =2 s时，φ1由85°阶跃降低至80°，该过程中整流站直流侧电压Udc和直流侧电流Idc波形如图13（a）所示，交流侧电压ua和交流侧电流ia的波形如图13(b)所示。由图13可以看出，t <2 s时，Udc、Idc、ua、ia均维持在额定值，系统能够稳定运行；当t >2 s时，各波形产生振荡，经测量Udc振荡频率为2.4 Hz。该仿真结果与前述基于特征根分析所得结论基本吻合，验证了上述特征根分析的正确性。
图 13 φ1逐渐减小(SCR1=2.7)时整流站仿真波形
Figure 13. Simulation result of rectifier station when φ1 gradually decreases(SCR1 is equal to 2.7)
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由3.2.1节可知，交流系统阻抗角降低至80°时，系统产生了低频段振荡，在此工况下对系统进行进一步分析，利用特征根、参与因子和灵敏度分析方法以提出有效的参数调节方法抑制振荡。
当φ1=80°时，MMC-HVDC系统有一对不稳定特征根λ43,44=0.09015±j14.57，经计算可得振荡频率约为2.32 Hz。对该不稳定特征根进行参与因子分析。对表2所示的状态变量进行参与因子分析，结果如图14所示。由图14可知，参与度较高的状态变量是整流站子模块电容电压的直流分量uc_dc_R、定直流电压控制x3_R和逆变站子模块电容电压的直流分量uc_dc_I。
图 14 φ1=80°时主导模态的参与因子
Figure 14. Participation factor of the dominant mode when φ1 is equal to 80°
与3.1.2节中的分析思路相同，进一步对MMC-HVDC系统所有的控制参数进行灵敏度分析，结果如图15所示。由图15可以看出，灵敏度最高的是整流站外环定直流电压控制比例环节参数kp1_R，其灵敏度为负，因此可以通过增大该参数的数值提高系统稳定性。
图 15 φ1=80°时主导模态控制参数的灵敏度分析
Figure 15. Sensitivity analysis of dominant mode control parameters when φ1 is equal to 80°
综合上述分析结果可知，调节整流站定直流电压控制kp1_R的取值能够抑制由低阻抗角引起的系统低频段振荡现象。
将kp1_R从初始工况下的0.3逐渐提高到3，系统主导模态特征根的变化轨迹如图16所示。由图16可以看出，随着kp1_R的增大，主导模态特征根逐渐向左半复平面移动，当kp1_R=1时，系统主导模态对应的特征根为λ43,44=−1.37±j14.62，具有负实部，表明系统稳定。
图 16 kp1_R取值从0.3增大到3时主导模态特征根轨迹
Figure 16. Characteristic root locus of the dominant mode when the value of kp1_R increases from 0.3 to 3
在PSCAD中进行仿真验证，0~2 s系统参数保持SCR1=2.7，φ1=85°不变，2 s时φ1降为80°，其他参数保持不变，各控制器参数详见表1。kp1_R在5 s由0.3阶跃到1并保持不变，得到系统直流电压Udc和直流电流Idc响应曲线如图17所示，由图17可以看出，在5 s增大kp1_R后，系统发散的趋势逐渐收敛，重新达到稳定状态，与前述理论分析的结果一致，即由低阻抗角引起的低频振荡可以通过调节相关性最高的控制系统参数来进行抑制。
图 17 kp1_R取值从0.3增大到1时仿真波形
Figure 17. Simulation result of rectifier station when the value of kp1_R increases from 0.3 to 1
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1）交流系统强度降低会引起MMC-HVDC系统产生低频段振荡，工作在定直流电压控制模式下的换流站更易出现振荡现象，主要参与控制环节是定直流电压控制。
2）交流系统阻抗角变化也会引起MMC-HVDC系统低频段振荡。对于整流站，交流系统阻抗角减小会引起MMC-HVDC系统产生低频振荡现象，主要参与控制环节同样是定直流电压控制。
3）对于交流系统短路比和阻抗角变化引起的MMC-HVDC系统低频段振荡，通过灵敏度分析可知：适当增加定直流电压控制的比例增益可以有效抑制低频段振荡。
Impact of AC System Short-Circuit Ratio and Impedance Angle on Low Frequency Oscillation Mode in MMC-HVDC System
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摘要: 模块化多电平高压直流输电(modular multilevel converter based high voltage direct current, MMC-HVDC)在多种场景得到应用，围绕交流系统短路比和阻抗角对MMC-HVDC系统低频段振荡模态的影响展开研究，首先建立了两端MMC-HVDC的小干扰模型；然后研究了交流系统短路比和阻抗角对其小干扰稳定性的影响，探讨了弱交流系统和低阻抗角可能引发的MMC-HVDC系统在低频段的振荡现象；最后研究了低频段振荡模态的特征，并在此基础上研究了利用控制系统参数的调节方法来抑制可能出现的低频段振荡现象，以期为MMC-HVDC系统的工程运行提供一定的理论指导。Abstract: Modular Multilevel Converter based High Voltage Direct Current (abbr. MMC-HVDC) had been applied in various occasions. The impact of AC system short-circuit ratio and impedance angle on low frequency oscillation mode in MMC-HVDC system was researched. Firstly, an interference model of two-terminal MMC-HVDC system was established. Secondly, the impact of AC system short-circuit ratio and impedance angle on its small interference stability was researched, and the low-frequency range oscillation in MMC-HVDC system that possibly caused by weak AC grid and low impedance angle was investigated. Finally, the characteristics of low-frequency range oscillation mode was discussed, and on this basis, a regulation method of utilizing parameters of control system to restrain the low-frequency range oscillation that might appear was researched in order to provide a certain theoretical guidance for the engineering operating of MMC-HVDC system.
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图 4 SCR1逐渐减小(整流站阻抗角φ1=85°)时系统的特征根轨迹
Figure 4. Characteristic root locus of the system when SCR1 gradually decreases (φ1=85°)
图 5 SCR
2逐渐减小(φ1=85°)时系统的特征根轨迹 Figure 5. Characteristic root locus of the system when SCR2 gradually decreases (φ1=85°)
图 6 SCR1逐渐减小(φ1=85°)时整流站仿真波形
Figure 6. Simulation waveform result of rectifier station when SCR1 gradually decreases(φ1=85°)
图 7 SCR1=2.5时主导模态的参与因子
Figure 7. Participation factor of the dominant mode when SCR1 is equal to 2.5
图 8 SCR1= 2.5时主导模态控制参数的灵敏度分析
Figure 8. Sensitivity analysis of dominant mode control parameters when SCR1 is equal to 2.5
图 9 kp1_R从0.3增大到3时主导模态特征根轨迹
Figure 9. Characteristic root locus of the dominant mode when the value of kp1_R increases from 0.3 to 3
图 10 kp1_R取值从0.3增大到1时整流站仿真波形
Figure 10. Simulation result of rectifier station when the value of kp1_R increases from 0.3 to 1
图 11 φ1逐渐减小(SCR1=2.7)时系统的特征根轨迹
Figure 11. Characteristic root locus of the system when φ1 decreases gradually (SCR1 is equal to 2.7)
图 12 φ2逐渐减小(SCR2=2.7)时系统的特征根轨迹
Figure 12. Characteristic root locus of the system when φ2 decreases gradually (SCR2 is equal to 2.7)
图 13 φ1逐渐减小(SCR1=2.7)时整流站仿真波形
Figure 13. Simulation result of rectifier station when φ1 gradually decreases(SCR1 is equal to 2.7)
图 14 φ1=80°时主导模态的参与因子
Figure 14. Participation factor of the dominant mode when φ1 is equal to 80°
图 15 φ1=80°时主导模态控制参数的灵敏度分析
Figure 15. Sensitivity analysis of dominant mode control parameters when φ1 is equal to 80°
图 16 kp1_R取值从0.3增大到3时主导模态特征根轨迹
Figure 16. Characteristic root locus of the dominant mode when the value of kp1_R increases from 0.3 to 3
图 17 kp1_R取值从0.3增大到1时仿真波形
Figure 17. Simulation result of rectifier station when the value of kp1_R increases from 0.3 to 1
表 1 MMC系统的主电路和控制参数
Table 1. Main circuit and control parameters of MMC system
参数 数值 额定容量/MW 1000 额定直流电压/kV ±500 交流系统短路比SCR1、2 5.0 交流系统阻抗角/(°) 85 联接变压器漏抗/pu 0.15 桥臂电感/H 0.05 子模块电容/F 0.01 桥臂子模块个数 234 直流线路长度/km 500 直流线路单位长度电阻/(Ω/km) 0.0127 直流线路单位长度电感/(mH/km) 0.88 直流线路单位长度电容/(μF/km) 0.013 锁相环带宽,阻尼比/ Hz BWPLL =10, ξPLL=0.707 外环直流电压,有功,无功控制带宽/Hz BWUdc = 7, BWP = 7, BWQ =7 内环电流控制带宽,阻尼比/Hz BWin =50, ξin=0.707 环流抑制控制带宽,阻尼比/Hz BWCCSC =60, ξCCSC=0.707 
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表 2 MMC-HVDC系统变量及含义
Table 2. Variables and meanings of MMC-HVDC system
变量 含义 uc_dc 子模块电容电压直流分量 uc_1d、uc_1q 子模块电容电压基频分量 uc_2d,、uc_2q 子模块电容电压二倍频分量 uc_3x, uc_3y 子模块电容电压三倍频分量 Idc 直流电流 Isd, Isq 交流电流的d轴、q轴分量 Icird, Icirq 二倍频环流的d轴、q轴分量 Isdm, Isqm 内环电流控制的d轴、q轴电流参考值 Utdm, Utqm PCC处电压Utd、Utq经测量环节所得的电压测量值 Utqm_PLL 相环对PCC处q轴电压分量Utq的测量值 x1, x2, x3, x4 主控制器中4个比例积分环节误差信号
对时间的积分f1, f2 环流抑制控制器中两个积分环节 x5 交流电压Usq积分 xpll 角频率偏差量积分 Pref、Qref、Udcref 有功、无功功率、直流电压参考值 Udc 直流电压 Ucf 直流线路对地电容电压
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