Disclaimer - Seoul National University · 2020. 5. 19. · 그림 2.10 제안하는 드룹 제어 기법이 적용된 msvsc의 제어 시스템 51 그림 2.11 풍력 터빈의 DC

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Disclaimer

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공학박사 학위논문

변동성 자원 연계를 위한 하이브리드

HVDC의 계통 주파수 및 무효전력

제어 참여 방안에 대한 연구

Study on control of hybrid HVDC systems integrating

variable resources for participating in reactive power

and grid frequency regulation

2020 년 2 월

서울대학교 대학원

전기컴퓨터공학부

이 규 섭

지도 교수 문 승 일

이 논문을 공학박사 학위논문으로 제출함

2020 년 2 월

이 규 섭

이규섭의 공학박사 학위논문을 인준함

2020 년 2 월

위 원 장 (인)

부위원장 (인)

위 원 (인)

초 록

전 세계적으로 탄소 배출량 저감에 대한 관심이 증가함에 따라 신

재생에너지원에 대한 지속적인 투자가 일어나고 있다 최근에는 저전압

단에 연결되는 소규모 신재생 에너지뿐만 아니라 송전단에 직접 연계되

는 대규모 발전 단지의 구축이 증가하고 있다 이러한 대규모 발전 단지

는 기존 소규모 자원과 다르게 전력계통으로부터 먼 거리에 위치하고 있

다 이러한 발전 자원의 대표적인 자원에는 해상풍력 에너지가 있는데

대규모 신재생 발전단지는 육상 전력 계통으로부터 먼 거리에 있기 때문

에 전력 공급을 위해서 가공선로 또는 해저 케이블을 통한 장거리 송전

이 필요하다 이 때 기성 AC 선로에 비해 고압 직류(high voltage DC

HVDC) 송전 기술이 경제적 측면과 안정성 측면에서 모두 우수하여 널

리 활용되고 있다

HVDC는 크게 전압형 HVDC와 전류형 HVDC의 두 가지 형태가 존

재하는데 육상 설치에 대해서는 전류형 컨버터의 경제성이 높고 해상

설치에 대해서는 반대로 전압형 컨버터의 경제성이 높다 따라서 해상을

통해 대규모 발전 자원 연계에 있어 각 컨버터의 상대적 장점을 이용한

하이브리드 HVDC에 대한 연구가 활발히 진행되고 있다 하지만 하이브

리드 HVDC는 육상 계통에 전류형 컨버터를 사용하기 때문에 전압형

HVDC와 달리 유효전력 변동에 따른 AC 전압의 흔들림이 발생한다

이러한 문제를 해결하기 위해서는 동기조상기나 STATCOM 같은 추

가적인 설비를 더 설치해야 하는데 이는 하이브리드 HVDC 시스템의

건설비의 증가로 이어진다 따라서 본 논문에서는 추가적인 고가의 보상

설비 없이 하이브리드 HVDC의 제어 만을 통해 AC 전압 흔들림을 억제

하는 방안을 제안하였다 제안된 제어 기법은 드룹 제어 기법과 협조 제

어 기법 두 가지로 구분된다

드룹 제어 기법에서는 풍속의 변화와 AC 계통 주파수 제어 참여에

따른 유효전력에 대해 AC 전압을 일정하게 유지할 수 있는 방안을 제안

하였다 첫 번째로 풍속의 변화에 따른 유효전력 변화에 대하여 AC 전

압을 유지시키기 위해서 인버터 단 제어기의 DC 전압 지령 값에 DC 전

류의 변동 분을 포함시키는 드룹 제어 기능을 추가하였으며 이를 통해

풍속 변동에 따라 AC 전압이 흔들리지 않는다 두 번째로는 해상풍력

발전단지가 하이브리드 HVDC를 통해 인버터 단 계통의 주파수 제어 기

능을 수행할 수 있는 새로운 제어 기법을 제안하였다 제안된 주파수 제

어 기법은 기존 기법과 다르게 정류기와 인버터 사이에 통신을 요구하지

않으며 DC 전압 변동이 능동적으로 발생해 AC 전압을 유지하면서 유효

전력 출력을 변경할 수 있다

협조 제어 기법에 대해서는 드룹 제어 기법이 가지고 있는 선형적

특성의 한계와 운영 범위가 제한된다는 한계를 극복하기 위한 DC 전압

지령 값 계상 방안 및 병렬 보상설비와의 협조 제어 방안을 제안하였다

제안된 협조 제어 기법의 목적은 하이브리드 HVDC 시스템의 비선형 특

성 방정식을 정확하게 푸는 것이며 이를 위해 뉴턴-랩슨 방법을 활용하

였다 또한 DC 전압 만을 이용해 무효전력 제어를 수행하는 경우 DC

전압의 안정적 범위로 인한 제한 때문에 넓은 영역에 대한 제어를 수행

할 수 없다 따라서 협조 제어 기법에서는 무효전력 제어를 수행할 수

있는 운전 영역을 넓히기 위한 병렬 보상설비와의 협조 제어 방안을 제

안하였다

제안된 두 가지 제어 기법은 다양한 시뮬레이션 모델에 대하여 검증

되었다 드룹 제어 기법을 검증하기 위해서는 해상풍력 발전단지를 포함

한 하이브리드 HVDC 시스템의 상태 공간 모델을 제안하였으며 제안된

모델과 PSCAD 모델의 비교를 통해 타당성을 검증하였다 또한 제안된

드룹 제어 기법으로 인하여 다양한 형태의 유효전력 변동에 대해서 AC

전압이 일정하게 유지되는 것을 확인하였다 협조 제어 기법에 대해서는

PSCAD 시뮬레이션과 MATLAB 시뮬레이션 결과의 비교가 수행되었다

가장 먼저 MATLAB 모델과 PSCAD 모델의 비교를 통해 제안된 정상상

태 방정식이 실제 시스템 출력과 일치한다는 것을 확인하였으며 병렬

보상설비와의 협조 제어가 잘 수행되는 것을 확인하였다

주요어 신재생 발전 하이브리드 HVDC 주파수 제어 AC 전압 제어

학 번 2013-20840

목 차

제 1 장 서 론 1

제 1 절 연구의 배경 1

제 2 절 연구의 내용 10

제 3 절 논문의 구성 14

제 2 장 제안하는 드룹 제어 방안 16

제 1 절 일반적인 해상풍력 연계용 하이브리드 HVDC 16

211 하이브리드 HVDC 시스템의 제어 구조 16

212 일정 DC 전압 운전 시 인버터 측 무효전력 특성 18

제 2 절 풍속 변화에 따른 전압 변동 억제 방안 20

221 제안하는 드룹 제어 방안의 개념 및 시스템 20

222 풍속 변동 시 전압 변동 억제를 위한 드룹 계수 산정 방안 23

제 3 절 해상풍력단지의 새로운 주파수 제어 방안 27

231 기존 주파수 제어 방안의 한계 및 제안하는 제어 개념 27

232 제안하는 주파수 제어 방안에 대한 드룹 계수 산정 방안 31

제 4 절 최종적으로 제안하는 드룹 제어 기법 35

242 제안하는 드룹 제어 방안의 드룹 계수 산정 방법 38

243 드룹 계수 산정에 대한 가이드라인 45

제 5 절 제안된 드룹 제어 기법이 적용된 시스템 모델링 49

251 하이브리드 HVDC 시스템 상태 공간 모델링 기법 개요 49

252 풍력발전기 및 해상풍력단지 내 컨버터 모델링 50

253 하이브리드 HVDC 시스템 모델링 57

254 AC 시스템 모델링 및 최종 통합 상태 공간 모델 67

제 3 장 드룹 제어 방안 시뮬레이션 검증 72

제 1 절 검증을 위한 시스템 정보 72

제 2 절 근궤적분석을 통한 시스템 안정도 분석 75

321 기본 파라미터 및 운영점에 대한 고유값 도식화 75

322 파라미터 변동에 따른 근궤적분석 77

제 3 절 풍속 변화에 따른 드룹 제어 기법 적용 결과 82

331 계단 응답 파형을 통한 모델 검증 83

332 m1 값 변화에 따른 제안된 제어 기법의 응동 특성 85

333 DC 전압 경계 값을 고려한 시뮬레이션 87

제 4 절 제안된 주파수 제어 기법의 검증 89

342 연속 응답 파형을 통한 모델 검증 92

제 5 절 제안된 최종 드룹 제어 기법의 검증 95

352 연속된 부하 및 풍속 변화에 대한 응답 파형 101

353 m1 값 변동에 따른 시뮬레이션 결과 비교 106

354 고장 상황에 대한 제안한 제어 기법 응동 분석 110

제 4 장 제안하는 협조 제어 방안 113

제 1 절 제안하는 협조 제어 기법의 개념 113

제 2 절 DC 전압 및 전류 지령 값 계산 방안 117

421 인버터 단 전류형 컨버터 특성 방정식 도출 117

422 무효전력 제어를 위한 DC 전압 지령 값 계산 방법 120

제 3 절 병렬 보상설비(SSD)와의 협조 제어 방안 125

431 병렬 보상설비(SSD) 제어 방안의 기본적인 개념 126

432 병렬 보상설비(SSD) 제어 기법 설계 127

제 4 절 병렬 보상설비(SSD) 용량 산정에의 가이드라인 131

제 5 절 다단자 HVDC 시스템에의 적용 가능성 확인 134

제 5 장 협조 제어 방안 시뮬레이션 검증 140

제 1 절 대조군과의 비교를 통한 협조 제어기 검증 140

511 고정된 SSD 상태에서의 응동 파형 비교 141

512 SSD 적용 유무에 따른 제안된 제어 기법 검증 145

513 일반적인 경우와의 SSD 제어 기법 비교 146

제 2 절 제안하는 협조 제어기의 3가지 모드 검증 148

521 RPC 모드 검증 148

522 VC 모드 검증 150

523 PFC 모드 검증 151

제 3 절 낮은 유효전력에서의 협조 제어 특성 분석 153

제 4 절 드룹 제어 기법과의 통합 시뮬레이션 156

제 6 장 결론 및 향 후 과제 161

제 1 절 연구 결과 161

제 2 절 향 후 과제 165

Appendix A 제안된 시스템의 선형화된 모델 168

Appendix B 협조 제어 뉴턴-랩슨 방법 수식 177

참고문헌 183

Abstract 190

표 목차

표 11 해상 변동성자원 연계 측면에서의 전류형 및 전압형 HVDC 비교

표 12 드룹 제어 방안에서 사용된 주요 파라미터 15

표 31 시뮬레이션 검증을 위한 하이브리드 HVDC 시스템의 파라미터

표 32 시뮬레이션 검증을 위한 AC 계통 파라미터 74

표 33 제안된 드룹 제어 기법의 드룹 계수 75

표 41 제안하는 협조 제어 기법의 각 모드의 방정식 및 변수 124

그림 목차

그림 11 해상풍력발전단지 연계 용 하이브리드 HVDC의 개념도 5

그림 12 새만금 지역 다단자 하이브리드 HVDC 구상도 7

그림 13 전류형 컨버터의 무효전력 제어 개념도 11

그림 21 일반적인 해상풍력연계용 하이브리드 HVDC 개념도 17

그림 22 일반적인 운전 시 전류형 컨버터의 무효전력 특성 19

그림 23 제안하는 드룹 제어 방안의 개념 (a) 전류형 컨버터의 무효전력

특성 곡선 (b) 제안하는 들부 제어 방안의 특성 곡선 21

그림 24 풍속 변화에 따른 드룹 제어기의 개념도 22

그림 25 인버터 단 AC 계통의 등가회로 24

그림 26 제안하는 주파수 제어 방안의 개념 (a) 인버터 측 드룹 특성

(b) 정류기 측 드룹 특성 (c) 풍력발전기의 드룹 특성 29

그림 27 제안하는 하이브리드 HVDC의 주파수 제어 기법 개념도 30

그림 28 제안하는 하이브리드 HVDC의 드룹 제어 기법 개념도 36

그림 29 전압 제약조건을 고려한 드룹 제어 방안의 드룹 계수 산정 방

안 47

그림 210 제안하는 드룹 제어 기법이 적용된 MSVSC의 제어 시스템 51

그림 211 풍력 터빈의 DC 단과 FSVSC의 AC 단 회로도 54

그림 212 FSVSC의 제어 시스템 54

그림 213 해상풍력단지의 최종 상태 공간 모델 57

그림 214 WSVSC의 회로도 58

그림 215 WSVSC의 제어기 구조 58

그림 216 WSVSC에서의 fwind 모델링 방안 62

그림 217 하이브리드 HVDC 시스템의 DC 선로 모델 63

그림 218 GSLCC 측 제어기 블록도 65

그림 219 하이브리드 HVDC 시스템의 최종 상태 공간 모델 67

그림 220 주파수 변동을 보기 위한 AC 계통의 관성 모델 68

그림 221 최종 통합 상태 공간 모델 71

그림 31 테스트 시스템에서의 고유값 도식화 결과 76

그림 32 외부 파라미터 변동에 따른 근궤적분석 결과 78

그림 33 제어기 게인 변동에 따른 근궤적분석 결과 81

그림 34 풍속 변동에 따른 하이브리드 HVDC 시스템의 계단 응답 파형

비교 (a) 유효전력 Pinv (b) DC 전압 vdci (c) AC 전압 |vaci| 84

그림 35 m1 값 변동에 따른 하이브리드 HVDC 시스템의 응답 파형 비교

(a) 유효전력 Pinv (b) DC 전압 vdci (c) AC 전압 |vaci| 87

그림 36 큰 유효전력 변동에 따른 하이브리드 HVDC 시스템의 응답 파

형 비교 (a) 유효전력 Pinv (b) DC 전압 vdci (c) AC 전압 |vaci| 88

그림 37 부하의 계단식 변화에 따른 기존 제어 기법과 제안된 제어 기

법의 주파수 제어 특성 (a) 계통 주파수 fgrid (b) 유효전력 Pinv (c) DC

전압 vdci (d) 무효전력 Qinv (c) AC 전압 |vaci| 91

그림 38 부하의 연속적 변화에 따른 기존 제어 기법과 제안된 제어 기

그림 39 부하 및 풍속의 계단식 변화에 따른 기존 제어 기법이 적용하

이브리드 HVDC 시스템 특성 (a) 풍속 vwind (b) 계통 주파수 fgrid (c)

유효전력 Pinv (d) DC 전류 idci (e) DC 전압 vdci (f) AC 전압 |vaci| 97

그림 310 부하 및 풍속의 계단식 변화에 따른 제안된 제어 기법이 적용

된하이브리드 HVDC 시스템 특성 (a) 풍속 vwind (b) 계통 주파수 fgrid

(c) 유효전력 Pinv (d) DC 전류 idci (e) DC 전압 vdci (f) AC 전압 |vaci|100

그림 311 부하 및 풍속의 연속적 변화에 따른 기존 제어 기법이 적용된

하이브리드 HVDC 시스템 특성 (a) 풍속 vwind (b) 부하 변동 ΔPload

(c) 계통 주파수 fgrid (d) 유효전력 Pinv (e) DC 전압 vdci (f) AC 전압

|vaci| 102

그림 312 부하 및 풍속의 연속적 변화에 따른 제안된 제어 기법이 적용

된 하이브리드 HVDC 시스템 특성 (a) 풍속 vwind (b) 부하 변동

ΔPload (c) 계통 주파수 fgrid (d) 유효전력 Pinv (e) DC 전압 vdci (f) AC

전압 |vaci| 104

그림 313 K=095 일 때 풍속 변동에 따른 하이브리드 HVDC 출력 특성

(a) 유효전력 Pinv (b) AC 전압 |vaci| 107

그림 314 K=05 일 때 풍속 변동에 따른 하이브리드 HVDC 출력 특성(a)

유효전력 Pinv (b) AC 전압 |vaci| 108

그림 316 3상 AC 고장에 따른 하이브리드 HVDC 특성 (a) DC 전압 vdci

(b) DC 전류 idci 111

그림 317 DC단 고장에 따른 하이브리드 HVDC 특성 (a) DC 전압 vdci (b)

DC 전류 idci 112

그림 41 제안하는 협조 제어 기법 개념도 116

그림 42 시 도메인에서의 제안한 무효전력 제어 기법 개념 117

그림 43 하이브리드 HVDC의 인버터 단 등가회로 118

그림 44 뉴턴-랩슨(NR) 방법 순서도 125

그림 45 제안하는 협조 제어기법의 최종 순서도 128

그림 46 SSD 상태 리스트 수립 방안 129

그림 47 AC 전압 크기에 따른 무효전력 흡수량 변동 133

그림 48 2단자 하이브리드 HVDC 시스템 개념도 135

그림 49 2단자 하이브리드 HVDC 시스템의 PTP 등가회로 136

그림 410 5단자 하이브리드 HVDC 시스템 137

그림 51 SSD 제어가 포함되지 않았을 때 일반적인 제어 방안과 제안하

는 협조 제어 방안이 적용된 하이브리드 HVDC 시스템의 시뮬레이

션 결과 (a) 풍력단지 측 유효전력 Pwind (b) 인버터 단 유효전력 Pinv

(c) DC 전류 idci (d) DC 전압 vdci (e) AC 전압 |vaci| 142

그림 52 SSD 적용 유무에 따른 제안하는 협조 제어의 시뮬레이션 결과

(a) 풍력단지 측 유효전력 Pwind (b) 인버터 단 유효전력 Pinv (c) DC

전류 idci (d) DC 전압 vdci (e) AC 전압 |vaci| (f) SSD 상태 i 145

그림 53 SSD 적용된 경우에 일반적인 제어와 제안하는 협조 제어의 시

뮬레이션 결과 (a) 풍력단지 측 유효전력 Pwind (b) 인버터 단 유효전

력 Pinv (c) DC 전류 idci (d) DC 전압 vdci (e) AC 전압 |vaci| (f) SSD 상

태 i 147

그림 54 RPC 모드 시뮬레이션 결과 (a) DC 전압 vdci (b) 무효전력 출력

QG (c) SSD 상태 i 149

그림 55 VC 모드 시뮬레이션 결과 (a) DC 전압 vdci (b) AC 전압 |vaci| (c)

SSD 상태 i 151

그림 56 PFC 모드 시뮬레이션 결과 (a) DC 전압 vdci (b) 역률각 φ (c)

SSD 상태 i 152

그림 57 Pth보다 낮은 유효전력 상태에서의 VC 모드 적용 시뮬레이션 결

과 (a) 인버터 단 유효전력 Pinv (b) DC 전압 vdci (c) AC 전압 |vaci| (d)

SSD 상태 i 154

그림 58 1 협조 제어기법이 통합적으로 적용된 경우에 대한 시뮬레이션

결과 (a) 인버터 단 유효전력 Pinv (b) DC 전압 vdci (c) AC 전압 |vaci|

(d) SSD 상태 i 157

제 1 장 서 론

제 1 절 연구의 배경

대규모 변동성 자원과 HVDC 시스템

전 세계적으로 신재생에너지원에 대한 관심이 지속적으로 높아지고

있다 일반적으로 신재생에너지원은 낮은 용량을 가지며 배전단에 연계

되는 경우가 많았다 하지만 전력변환설비의 발전과 많은 신재생 발전에

대한 필요성이 높아짐에 따라 대부분의 국가에서 송전단에 직접 연계되

는 대규모 신재생에너지원을 에너지 계획에 반영하고 있다 신재생에너

지원의 대규모화에 따라 이러한 대규모 변동성 자원을 전력 계통에 안정

적으로 연계하는 것이 중요하다 대규모 변동성 자원의 대표적인 예로는

해상풍력발전이 있다[1] 이 외에도 대규모 태양광 발전단지(Utility size

photovoltaic farm USPVF)나 해저 발전단지(Marine current farm MCF)가 있

으며 신재생발전단지가 밀집해 있는 소규모 섬도 이러한 변동성 자원으

로 생각할 수 있다[2-3] 이런 대규모 변동성 자원은 일반적으로 소규모

신재생과 같이 부하 집중단지 부근에 설치하는 것이 아니고 전력 계통과

먼 곳에 위치하기 때문이 지형에 구애 받지 않고 대규모 확장이 용이하

다는 장점을 가지고 있다[4] 대표적인 예시인 해상풍력발전자원을 살펴

보면 미국 NREL(National Renewable Energy Laboratory)에 따르면 2030년

까지 54GW의 해상풍력발전이 미국 내 연계될 것이라고 예상하였으며

우리나라는 서해안을 중심으로 2030년 까지 12GW의 해상풍력사업을 계

획하고 있다[5-6]

이러한 변동성 자원을 전력 계통에 연계하는 방안으로는 기존 방식

인 고압 교류 송전 방식(high voltage alternating current HVAC)과 고압 직류

송전 방식(high voltage direct current HVDC) 두 가지 방법이 고려된다

HVDC는 전력 계통에서 공급되는 교류(alternating current AC) 전기에너지

를 전력전자 설비를 이용해 직류(direct current DC)로 변환하여 송전하는

방식을 의미한다 특히 장거리의 가공 선로나 해저 케이블을 통한 대규

모 송전에서는 직류 송전이 교류에 비해 높은 경제성을 갖는다 또한

HVDC는 송전 단 계통과 수전 단 계통을 전기적으로 분리할 수 있다는

점에서 불안정한 변동서 자원을 전달하는데 유리하다[7] 이러한 상대적

우위로 인하여 HVDC 시스템은 변동성 자원의 전력계통 연계에 관한 연

구에 많이 활용되어 왔다[8-15]

하이브리드 HVDC 시스템을 통한 대규모 변동성 자원 연계

HVDC 시스템은 AC 전원을 DC 전압으로 변환하는 과정에 사용되

는 소자에 따라 전류형(line commutated converter LCC) HVDC와 전압형

(voltage sourced converter VSC) HVDC로 구분된다 주로 싸이리스터

(thyristor)로 이루어진 밸브(valve)를 사용하는 전류형 HVDC는 1954년 첫

상업 운전을 시작으로 큰 발전을 이루었다[16] 싸이리스터 밸브의 특성

상 전류형 HVDC의 출력 AC 전류는 전압보다 위상각이 뒤쳐지는 래깅

(lagging) 현상이 발생한다 이에 따라 전송되는 유효전력의 60 정도에

해당하는 무효전력을 흡수하게 되며 이를 보상하기 위해서 큰 용량의 커

패시터 뱅크(capacitor bank)를 함께 설치해야 한다 또한 싸이리스터가

도통하기 위해 일정 크기 이상의 AC 전압이 계통에 인가되어 있어야 하

기 때문에 전류형 HVDC는 정전기동(black start)이 불가능 하여 추가적인

발전기가 설치되지 않는 해상풍력단지를 연결하기 위해서는 STAT-

COM(static compensator)과 같은 추가 설비를 필수적으로 함께 설치해야

한다[17] 하지만 전류형 HVDC는 역사가 오래된 기술로 설치 및 운영비

용이 비교적 낮고 대용량으로의 확장이 용이하다는 장점을 가지고 있다

이에 반해 IGBT(insulated gate bipolar transistor)를 사용하는 전압형

HVDC의 경우 AC 계통의 상태와 상관 없이 능동적(active)으로 전압을

합성할 수 있기 때문에 추가적인 무효전력 보상설비를 필요로 하지 않는

다 또한 해상풍력연계 시 STATCOM과 같은 전압 보상설비를 함께 설

치하지 않아도 된다 이로 인하여 해상에 건설 시에는 전류형 컨버터에

비해 전압형 컨버터가 높은 경제성을 가진다고 볼 수 있다[18] 표 11은

해상풍력단지 연계에 있어 전류형 및 전압형 HVDC의 다양한 측면에서

의 비교 결과를 보여준다 표 11에서 볼 수 있듯이 육상에 설치하는 데

는 낮은 변환 손실과 설치 비용으로 인해 전류형 컨버터가 경제적 우위

를 갖고 있으며 해상에 설치하는 데는 추가적인 설비가 요구되지 않는

전압형 컨버터가 유리하다

이런 상대적 우위를 이용하여 전압형 컨버터와 전류형 컨버터를 양

끝에 각각 활용하는 하이브리드(hybrid) HVDC 시스템이 제안되었다[19]

앞서 살펴본 대규모 변동성 자원은 해상풍력발전단지와 같이 발전원이

해상에 존재하는 경우가 많다 이 경우 해상 측은 전압형 컨버터를 사용

하는 것이 경제성이 높고 전력 계통에 연계되는 지점인 육상에는 전류형

컨버터를 사용하는 것이 경제성이 높다 이러한 경우 하이브리드 HVDC

시스템은 연계하는 전력 계통이 매우 약한 계통이 아닌 경우에 전류형

및 전압형 HVDC 시스템에 비해 경제적 우위를 갖는다

전류형 HVDC 전압형 HVDC

해상 설치 비용 높음 낮음

육상 설치 비용 낮음 높음

변환 손실 낮음 높음

해상의 전압 유지 설비 필요함 필요하지 않음

설치 면적 큼 (커패시터 및 필터) 낮음

무효전력 제어 불가능 가능

그림 11은 대규모 변동성 자원의 하나의 예인 해상풍력 연계를 위

한 하이브리드 HVDC 시스템의 개념도를 나타낸다 해상풍력단지가 아

닌 다른 해상 변동성 자원에 대해서도 그림 11과 같은 개념이 적용될

수 있다 일반적으로 해상풍력단지는 적게는 수 개부터 많게는 수십 개

의 풍력발전터빈(wind turbine)으로 구성되며 AC 집전(collection) 방식으로

하나의 모선으로 결합된다 일반적으로 해상풍력단지 측 전압형 컨버터

로는 모듈형 다단 컨버터(modular multilevel converter MMC)가 사용되며

AC 계통 측 전류형 컨버터로는 12펄스 사이리스터가 사용된다

해상풍력발전단지

SM (Sub Module) 서브모듈

DC 선로

DC 선로 ( 선)

AC 계통

그림 11 해상풍력발전단지 연계 용 하이브리드 HVDC의 개념도

해상풍력발전단지 연계를 위한 하이브리드 HVDC 시스템에 대해서

는 다양한 측면에서의 연구가 진행되어 왔다 많은 연구들이 해상풍력발

전단지 연계를 위한 하이브리드 HVDC의 모델링 및 제어기법에 초점을

맞추어 진행되어 왔으며[20-26] 최근에는 다양한 지점의 해상풍력을 연결

하기 위한 다단자 하이브리드 HVDC(multi terminal hybrid HVDC)에 대한

연구가 활발히 진행되고 있다[27-29] 하지만 대부분의 선행 연구들이 하

이브리드 HVDC의 모델링과 기본적인 제어 기법 측면에 집중하여 진행

되었기에 해상풍력의 간헐성(intermittency)과 계통 주파수 제어 등 추가적

으로 적용되는 제어 기법이 AC 계통에 미치는 영향에 대해서는 연구된

바가 적다

하이브리드 HVDC 적용 사례

최근 들어 하이브리드 HVDC의 실제 설치 사례가 증가하고 있다

특히 HVDC의 가장 저명한 제조사 중 하나인 ABB 사는 기존 전류형

HVDC가 약계통에 연계된 경우 이를 업그레이드하는 목적으로 한쪽 컨

버터를 전압형 컨버터로 바꾸는 하이브리드 HVDC 사업을 진행 중에 있

다[30] 또한 중국은 변동성 자원 연계를 위하여 2 개의 다단자 하이브리

드 HVDC 사업을 기획하고 있다[31] 이는 현재 기술력으로 전압형 컨버

터의 정격 용량이 전류형 컨버터에 비해 작기 때문인데 이러한 다단자

하이브리드 HVDC 구조를 통해 다양한 지역에 분포되어 있는 대규모 변

동성 자원을 HVDC를 통해 전력 계통에 연계할 수 있다 우리나라의 경

우에도 LS산전 사가 동해안 원전 발전 자원을 수도권으로 공급하는데

다단자 하이브리드 HVDC 구조를 고려하고 있다[32] 하지만 실제 건설

프로젝트가 진행된 단계가 아니고 아직 연구적으로 구상하고 있는 단계

에 불과하다

특히 우리나라는 재생에너지 3020 정책에 의하여 전라북도 새만금

지역에 6GW의 대규모 신재생 발전단지를 건설하는 것을 계획하고 있다

새만금 단지는 매우 넓은 지역으로 현재 내륙 전력 계통과 345kV의 AC

송전 선로로의 연계가 예정되어 있다 하지만 국내 고전압 송전선로의

건설에 많은 사회적 비용이 들어갈 예정이므로 대규모 변동성 자원을 하

이브리드 HVDC의 형태를 통해 연계할 수 있다 이 때 6GW의 용량을

전압형 HVDC를 통해 연결할 수 없기 때문에 다단자 하이브리드 HVDC

의 형태가 가장 적합하다 그림 12는 새만금 다단자 하이브리드 HVDC

시스템의 구상도이다 이러한 다양한 형태의 하이브리드 HVDC 사례가

증가함에 따라 최근 들어 하이브리드 HVDC의 제어 및 운영에 관한 연

구가 증가하고 있는 추세이다[20-29]

그림 12 새만금 지역 다단자 하이브리드 HVDC 구상도

변동성 자원의 간헐성으로 인한 영향 유효전력 및 무효전력 변동

대규모 변동성 자원을 AC 계통에 연계할 때 가장 중점적으로 고려

해야 하는 것은 신재생 발전이 가지고 있는 간헐적 특성이다 풍력이나

태양광과 같은 신재생에너지는 순시적으로 가변하는 바람 속도나 조도에

따라 출력이 변한다는 특징을 가지고 있다 이러한 대규모 변동성 자원

의 간헐적 특성으로 인하여 전력계통 운영자(system operator SO)는 더 많

은 발전 예비력을 확보해야 한다는 어려움을 갖는다 HVDC를 통한 대규

모 변동성 자원 연계에도 신재생 발전의 간헐적 특성은 중요한 고려사항

이다

이러한 관점에서 HVDC의 제어 기법을 통해 변동성 자원 연계 시

변동하는 유효전력량을 줄이려는 노력이 진행되어 왔다[33-35] L Wang et

al은 전류형 HVDC에 댐핑(damping) 제어 기법을 적용하여 빠른 시간 단

위에서 변하는 풍력 발전량을 감소시켰다[33] 한편 I Ngamroo는 초전도

(superconducting) 코일을 HVDC에 연결하여 풍력 발전의 간헐적 특성을

감소시키는 방안을 제안하였다[34] 또한 J Kang에 의해 제안된 MMC의

커패시터에 유효전력을 순간적으로 저장하는 방법이 해상풍력의 간헐적

특성을 완화 시켜주는데 사용될 수 있다[35]

반면 하이브리드 HVDC를 대규모 변동성 자원 연계에 사용하는 경

우에는 추가적으로 유효전력 변동으로 인해 동반되는 무효전력 변화가

문제가 될 수 있다 일반적으로 하이브리드 HVDC의 인버터(inverter)는

DC 전압을 일정하게 유지하는 제어 방법을 사용하는데[36] 이 경우에 전

류형 컨버터는 전송되는 유효전력의 50~60에 해당하는 무효전력을 흡

수한다[37] 따라서 하이브리드 HVDC 연계 시 변동성 자원의 간헐적 특

성은 무효전력의 흔들림을 수반하고 AC 계통의 전압 불안정을 야기할

수 있으며 이 현상은 해당 전력계통의 SCR(short circuit ratio)이 낮을수록

심해진다 우리나라의 경우 제주도와 같은 섬 계통에 해상풍력이나 대규

모 태양광 발전 자원을 연결할 때 큰 문제가 될 수 있다

일반적으로 전류형 컨버터가 흡수하는 무효전력을 보상하기 위해 병

렬 커패시터나 무효전력 보상용 필터를 함께 설치한다 하지만 병렬 커

패시터나 수동 소자로 구성된 필터는 응동속도가 느리고 불연속적

(discrete)인 특성을 가지고 있어 앞서 말한 연속적인 무효전력의 변동을

순시적으로 보상할 수 없다 따라서 앞선 무효전력 변동으로 인한 전압

악영향을 지우기 위해서는 동기 조상기(synchronous condenser) 또는

SVC(static var compensator)와 같은 연속적인 무효전력 보상설비가 요구된

다[38] 하지만 해당 설비들은 추가적인 비용을 유발하며 병렬 커패시터

나 필터에 비해 매우 높은 가격을 갖기 때문에 경제성 측면에서 많은 단

점을 가지고 있다[38]

AC 계통 주파수 제어를 위한 변동성 자원의 출력 제어

일반적으로 해상풍력발전단지나 태양광 발전원은 운영 시 효율을 극

대화하기 위해서 최대출력추종제어(maximum power point tracking MPPT)

기법을 사용한다 하지만 앞서 기술된 것과 같이 MPPT 기법 적용 시

출력 변동으로 인해 AC 계통에 악영향이 갈 수 있으므로 이를 저감하기

위해 신재생에너지원의 출력을 저감시키면서 변동성도 줄이는 감발

(curtailment) 운전에 대한 많은 연구가 진행되어 왔다[39] 변동성 자원의

감발 운전은 간헐성을 억제하는 효과도 있지만 감발된 발전량을 AC 계

통의 상태에 따라 가변적으로 활용할 수 있다는 장점을 갖는다 이런 변

동성 자원의 감발 운전을 활용한 대표적인 형태는 AC 계통의 주파수 보

조 자원으로서 신재생에너지원을 활용하는 것이다 L Fan et al은 HVDC

를 통해 해상풍력발전단지가 계통 주파수 제어를 위한 자원으로 활용될

수 있는 방안을 제안하였고[40] 해당 방안은 많은 연구들에 의하여 다양

한 형태의 HVDC 시스템에 적용되었다[41-45] 앞선 선행연구들에서 확인

할 수 있듯이 HVDC를 이용한 대규모 변동성 자원의 인버터 단 AC 계

통 주파수 제어 기법은 HVDC가 제공하는 계통 서비스(grid service)의 대

표적인 사례 중 하나이다

또한 정류기 측에 설치된 대규모 변동성 자원이 AC 계통 주파수

변화에 응동하기 위해서는 정류기(rectifier) 측에서 인버터 측의 주파수

정보를 얻을 수 있어야 한다 따라서 긴 거리 간의 통신이 필요하다 장

거리 통신을 통한 정보 전달은 시 지연(delay)이나 통신 실패 등의 위험

이 있기 때문에 Y Phulpin은 인버터 단에서 제어하는 DC 전압을 주파수

１０

에 따라 다르게 제어하여 정류기 측에서 통신 없이 AC 계통 주파수 정

보를 알 수 있는 CC(communication-free coordinated) 제어 방안을 제안하

였다[46] CC 제어 방안은 전압형 HVDC의 인버터 단 계통 주파수 제어

에 많은 선행연구들에서 활용되었다[47-50]

제 2 절 연구의 내용

전류형 컨버터의 무효전력 제어 및 하이브리드 HVDC에의 적용

1절에서 살펴본 바와 같이 하이브리드 HVDC 시스템의 인버터 단은

유효전력 변동에 따라 무효전력이 함께 움직인다 이를 추가적인 보상설

비를 통해 해결하는 것이 일반적이지만 전류형 컨버터에서의 DC 전압

과 무효전력 출력 간의 관계를 이용하여 직접적으로 무효전력을 제어하

는 방안들이 제안된 바 있다[51-54] 예를 들어 F Nishimura et al은 탭절환

기 및 소호각 제어를 통하여 정전력 전송을 하는 전류형 HVDC가 일정

한 역률(power factor)을 갖도록 제어하는 방안을 제안하였다[51] A Ham-

mad et al은 PI(proportional-integral) 제어기를 사용하여 전류형 HVDC 인

버터 단의 전압을 일정하게 유지하는 방안을 제안하였다[52] K W Kan-

ngiesser은 전류형 HVDC 인버터 단의 역률 제어를 위한 DC 전류 및 전

압 레퍼런스를 계산하는 방안을 제안하였으며[53] 해당 방안은 N A Vo-

vos et al에 의하여 정류기 측의 제어 방안으로 수정되었다[54]

그림 13은 전류형 컨버터의 무효전력 특성을 도식화한 것이다 그림

에서 볼 수 있듯이 전류형 컨버터가 흡수하는 무효전력은 DC 전압의 크

기가 증가할수록 감소한다 또한 일정한 DC 전압에 대해 유효전력 크기

１１

가 증가할수록 무효전력 흡수량이 증가한다 만약 DC전압의 최솟값이

095pu라고 할 때 DC 전압 제어를 통해 약 10의 무효전력을 제어할

수 있다 따라서 그림 13을 통해 DC 전압과 DC 전류를 함께 제어한다

면 무효전력을 제어하면서 유효전력의 지령 값을 바꿀 수 있다는 것을

알 수 있다

전류형 컨버터의 무효전력 특성

무효전력

DC 전압 [pu]

P = 1pu

P = 09pu

P = 08pu

095 096 097 098 099

VDCmin

그림 13 전류형 컨버터의 무효전력 제어 개념도

앞서 살펴본 선행연구들에서는 그림 13와 같은 관계를 이용하여 전

류형 컨버터의 무효전력 제어 방안을 제시하였다[51-54] 하지만 선행연구

들에서는 하이브리드 HVDC가 아닌 전류형 HVDC를 대상 시스템으로

활용하였는데 이는 한 쪽 컨버터의 무효전력 제어를 위해 반대편의 컨

버터의 무효전력 출력이 의도치 않게 변동한다는 단점을 가지고 있다

이에 반해 전압형 컨버터는 DC 전압과 무효전력을 독립적으로 제어할

수 있기 때문에[55] 하이브리드 HVDC에서는 한 측 전류형 컨버터의 무

효전력 만을 위해 DC 전압 제어를 활용할 수 있으며 해당 제어기법으

１２

로 인해 반대 측에 악영향을 미치지 않는다

또한 선행연구들에서는 정전력전송을 수행하는 HVDC에 대하여 무

효전력 제어 기법을 적용하였다 1절에서 살펴본 바와 같이 주파수 제어

를 수행하는 대규모 변동성 자원 연계용 HVDC는 풍속의 변화에 따라

또는 전력계통의 주파수 변동에 따라 유효전력 지령 값이 순시적으로 변

화하게 된다 이전의 기법들에서는 무효전력을 제어하기 위해 유효전력

지령 값이 입력 값으로 요구되기 때문에 풍속과 계통 주파수 변화 등

다양한 요인들로 인해 순시적으로 전송되는 유효전력이 변동하는 해상풍

력연계용 하이브리드 HVDC에는 적용할 수 없다

본 논문에서 제안하는 바

본 논문에서는 대규모 변동성 자원 연계용 하이브리드 HVDC의 DC

전압 제어 방안을 제안한다 제안하는 기법은 동작하는 영역에 따라 두

가지 제어 기법으로 구분할 수 있다 첫번째 제어는 통신을 사용하지 않

고 순시적으로 동작하는 제어이며 제어의 목적은 순시적으로 변하는 하

이브리드 HVDC의 유효전력에 대하여 연계된 인버터 단의 AC 전압을

일정하게 유지하는 것이다 제안하는 제어 방안은 드룹(droop) 제어 기법

에 기반하고 있으며 인버터 단에 IDCndashVDC (DC 전류ndashDC 전압) 드룹 특성

을 적용하여 입력 값에 따른 유효전력 변동에도 AC 전압을 유지할 수

있도록 설계되었다 또한 순시로 응동하는 제어 방안에는 계통 주파수

제어를 위한 대규모 변동성 자원의 제어 기법이 포함된다 통신을 사용

하지 않고 감발 운전을 수행할 수 있도록 인버터 단에 fgridndashVDC (계통 주

１３

파수ndashDC 전압) 드룹 특성이 적용되었으며 정류기 단에 IDCndashfwind (DC 전

류ndash풍력 단지 주파수) 드룹 특성이 적용되었다 제안하는 제어 기법에

의하여 하이브리드 HVDC는 입력 값 변화에 따른 유효전력 흔들림에도

인버터 단의 AC 전압을 유지할 수 있으며 AC 전압을 유지하면서 계통

주파수 제어에 참여할 수 있다

HVDC 시스템에서 DC 전압의 과전압은 절연 한계를 파괴할 수 있

고 저전압은 DC 전류의 급격한 증가를 야기할 수 있기 때문에 DC 전압

은 안정적인 범위에서 유지되어야 한다[56] 따라서 순시적으로 동작하는

제어 만으로는 하이브리드 HVDC의 무효전력을 넓은 범위에서 제어할

수 없다 이를 해결하기 위해서 본 논문에서는 DC 전압을 안정적인 범

위 내로 유지시키면서 넓은 범위의 무효전력 제어를 수행할 수 있도록

스위칭이 가능한 병렬 설비와 전류형 컨버터의 협조 제어를 추가적으로

제안하였다 이러한 스위칭 설비들에는 병렬 커패시터 병렬 인덕터 고

조파 필터(harmonic filter)가 포함되며 전류형 컨버터 설치 시 항상 함께

설치된다[57] 제안된 제어 기법은 드룹 기반의 제어 방법과 다르게 통신

을 활용하며 수 초(second)에서 수 분(minute)의 시간 간격을 갖는다

또한 제안하는 제어 기법이 하이브리드 HVDC 시스템에서 안정적

으로 활용될 수 있는지 검증하기 위하여 대규모 변동성 자원의 대표적인

예인 해상풍력단지를 포함한 하이브리드 HVDC 시스템의 상태 공간(state

space) 모델을 제안하였다 상태 공간 모델을 통해 제안하는 제어 기법이

하이브리드 HVDC에 안정적으로 활용이 가능하며 여러 파라미터 변동

에 대해서도 어느정도의 강인함(robustness)을 갖는다는 것을 파악할 수

１４

있다 또한 제안된 소신호 모델은 널리 활용되고 있는 전자기 과도

(electro-magnetic transient EMT) 시뮬레이션 프로그램인 PSCAD와의 비교

를 통해 검증되었다

제 3 절 논문의 구성

본 박사학위논문의 구성은 다음과 같다 2장에서는 계통 주파수 및

입력 값 변화에 따른 하이브리드 HVDC의 새로운 드룹 기반 제어 기법

을 제안한다 제안하는 제어 기법은 드룹 제어 기법에 기반하고 있으며

통신을 사용하지 않고 빠른 속도 내에 각 변화에 대처할 수 있도록 구성

되어 있다 특히 2장에는 제안하는 드룹 기반 제어 기법의 안정성 분석

이 가능한 상태 공간 모델 기술이 포함되어 있다 3장에서는 다양한 시뮬

레이션을 통해 제안된 드룹 기반 제어 기법을 검증하였다 4장에서는 순

시적으로 응동하는 드룹 제어 기법의 한계를 보상해주기 위한 통신 기반

의 협조 제어 기법을 제안한다 제안된 제어 기법은 수 초의 시간격을

갖고 동작하여 드룹 기반의 제어 기법이 갖고 있는 한계를 보상해준다

5장에서는 4장에서 제안한 협조 제어 기법의 타당성을 검증한다 마지막

으로 6장에는 본 박사학위논문의 결론을 기술하고 제안하는 제어 기법

에 적용 가능한 추가적인 연구에 관한 논의가 기술되었다

제 4 절 논문에서 사용된 주 제어 파라미터 정의

본 박사학위논문에서는 드룹 기반 제어 방안과 협조 제어 방안에서

다양한 제어 파라미터들을 사용한다 많은 제어 파라미터들의 사용이 독

１５

자들에게 혼란을 야기할 수 있기 때문에 각각의 제어 방안에서 주로 활

용되는 파라미터들을 서론에서 아래와 같이 정의한다

표 12 드룹 제어 방안에 사용된 주요 파라미터

파라미터 정의

idci 인버터 단 DC 전류

vdci 인버터 단 DC 전압

idcr 정류기 단 DC 전류

vdcr 정류기 단 DC 전압

fgrid 계통 주파수

fwind 해상풍력단지 주파수

Pwind 해상풍력단지 유효전력 출력

m1 idcindashvdci 드룹 계수 dci dci

iv 로 정의

m2 fgridndashvdci 드룹 계수 dci grid

v f 로 정의

m3 vdcrndashfwind 드룹 계수 wind dcr

vf 로 정의

m4 idcrndashfwind 드룹 계수 wind dcr

if 로 정의

m5 fwindndashPwind 드룹 계수 wind wind

fP 로 정의

표 13 협조 제어 방안에 사용된 주요 파라미터

파라미터 정의

0dcii 하이브리드 HVDC의 DC 전류 정상상태 지령 값

0dciv 인버터 단 DC 전압 정상상태 지령 값

i 병렬보상설비의 상태 번호

제 2 장 제안하는 드룹 기반 제어 방안

제 1 절 일반적인 변동성 자원 연계 하이브리드 HVDC

211 하이브리드 HVDC 시스템의 제어 구조

2장에서부터는 제안하는 하이브리드 HVDC의 제어 특성을 기술하기

위하여 다양한 대규모 변동성 자원 중 가장 대표적으로 활용되는 예인

해상풍력 발전단지를 전력원으로 상정하였다 하지만 대규모 태양광 또

는 MCF에 대해서도 같은 형태의 제어 기법이 약간의 수정을 통해 적용

가능하다

그림 21은 해상풍력단지와 계통 연계를 위한 하이브리드 HVDC의

개념도를 나타낸다 해상풍력단지는 단순한 MPPT 제어를 수행하는 것이

아니라 주파수 변화에 따라 감발 운전을 하는 주파수 제어 기능을 포함

하고 있다 또한 본 연구의 목표는 HVDC 제어 및 운영기법에 있기 때

문에 해상풍력계통의 자세한 모델을 고려하지 않아도 된다 따라서 본

연구에서는 해상풍력단지를 단일 풍력 발전기 집중 모델(aggregated mod-

el)로 모델링하였다 이 때 일반적인 운영 방안에서는 해상풍력단지가

계통 주파수(fgrid)에 따라 감발 운전을 해야하기 때문에 주파수를 통신으

로 순시적으로 받아와야 한다 그림 21에서 볼 수 있듯이 해상풍력연계

용 하이브리드 HVDC 시스템에는 해상풍력터빈 측 컨버터(Machine Side

VSC MSVSC) 해상풍력단지 측 컨버터(Farm Side VSC FSVSC) 하이브리

드 HVDC의 전류기(Wind Side VSC WSVSC) 계통 측 전류형 컨버터(Grid

Side LCC GSLCC)로 총 4개의 컨버터가 포함되는데 각각의 기능은 다음

과 같다

1) MSVSC 계통 주파수에 따른 동기기의 회전 속도(fm) 제어

2) FSVSC 풍력 발전기 측 DC 전압(vdcw) 일정 제어

3) WSVSC 해상풍력단지 주파수(fwind) 일정 제어

4) GSLCC HVDC 측 DC 전압(vdci) 일정 제어

SG vdcw

MSVSC FSVSC WSVSC

fm fwind

DC 선로

통신을 통한 전송

그림 21 일반적인 해상풍력연계용 하이브리드 HVDC 개념도

본 연구에서는 영구자석 동기발전기(permanent magnet synchronous

generator PMSG)로 이루어진 해상풍력터빈을 가정하였으며 동기기는

MSVSC가 제어하는 fm에 동기화되어 있다 MSVSC는 fm을 제어하며 어느

값으로 제어 하냐에 따라 PMSG에서 발생하는 출력 값이 변하게 된다

FSVSC는 vdcw를 제어하는데 vdcw를 제어함으로 인하여 MSVSC로부터 DC

단으로 넘어온 유효전력을 모두 풍력단지 측으로 전달하는 기능을 수행

한다 WFVSC는 풍력 단지의 주파수(fwind)를 제어한다 FSVSC가

PLL(phase locked loop)을 통해 측정한 주파수를 통해 제어를 수행하는데

반해 fwind를 정격 값으로 입력하여 능동적으로 전압을 형성한다는 점에

서 WSVSC는 FSVSC와 동작 원리가 다르다 이 때 WSVSC에 의해 해상

풍력단지의 주파수가 정격으로 제어됨에 따라 풍력발전기에서 전달된 유

효전력이 모두 HVDC 선로로 전달된다 마지막으로 GSLCC는 HVDC의

DC단 전압(vdci)을 일정하게 제어한다 이를 통해 HVDC 선로로 전달된

유효전력이 AC 계통으로 그대로 전달되게 된다 이상의 과정에서 알 수

있듯이 해상풍력발전기로부터 생성된 전력을 AC 계통으로 전달하는데는

많은 컨버터의 제어가 필요하다 또한 유효전력의 출력은 MSVSC 만이

결정할 뿐 FSVSC와 WSVSC는 앞선 전력을 전달하는 기능만을 수행하므

로 계통 주파수 제어를 위해서는 MSVSC가 계통 주파수(fgrid) 정보를 알

아야 한다 따라서 그림 21에서 볼 수 있듯이 정류기 측과 인버터 측 간

에 통신이 요구된다

212 일정 DC 전압 운전 시 인버터 측 무효전력 특성

앞서 살펴본 바와 같이 일반적인 해상풍력연계용 하이브리드 HVDC

는 유효전력의 변동과 상관 없이 DC 전압을 일정하게 유지한다 본 절

에서는 전류형 컨버터의 특성 방정식을 통해 유효전력 변동에 따른 무효

전력 특성이 어떻게 되는지 살펴본다 인버터 측 전류형 컨버터의 DC

전압(vdci)과 DC 전류(idci)에 따른 유효전력(Pinv)과 무효전력(Qinv) 출력은

아래와 같이 표현할 수 있다

inv dci dci

P v i (21)

tan inv inv invQ P (22)

이 때 Φinv는 인버터 측 AC 전압 및 전류의 역률각(power factor angle)으

로 (23)과 같이 표현되며 중첩각(overlap angle μ)이 매우 작다는 가정 하

에 (24)와 같이 등가할 수 있다

2 sin 2 sin(2 2 )tan

cos2 cos(2 2 )

inv inv inv invinv

inv inv inv

cos3 2

dciinv

inv inv aci

αinv와 μinv는 인버터 측의 점호각과 중첩각을 의미하며 Binv와 Tinv는 인버

터 측의 브릿지(bridge)의 개수 및 변압기의 변환 비를 의미한다 vaci는

인버터 측의 AC 전압이다 싸이리스터 스위치의 도통 특성에 의해 αinv

와 μinv는 식 (25)와 (26)과 같이 정의된다

1 3cos

inv dci ci dci

inv inv aci

v X iB T v

1 2cos cos

ci dciinv inv inv

inv inv aci

B T v (26)

여기서 Xci는 인버터 측 컨버터의 리액턴스를 의미한다

그림 22는 식 (21)과 (22)를 이용하여 도출한 Pinv와 Qinv의 관계를

보여준다 그림 22에서 볼 수 있듯이 유효전력과 무효전력은 거의 선형

비례의 관계식을 갖는다 따라서 일정한 DC 전압 상태에서 유효전력이

변동하게 된다면 이에 따른 무효전력 변동을 수반할 수 밖에 없다는 것

을 알 수 있다

무효전력

유효전력 [pu]

02 04 06 08

그림 22 일반적인 운전 시 전류형 컨버터의 무효전력 특성

일반적으로 전류형 컨버터를 계통에 연계할 때는 필터와 병렬 커패

시터와 같은 보상설비를 함께 설치하는데 만약 유효전력이 순시적으로

변화하고 연결된 계통이 약계통인 경우 이러한 보상설비로 AC 전압 안

정도를 유지하는 것이 어렵다 이를 해결하기 위해서는 SVC나 STAT-

COM과 같은 연속적인 무효전력 보상이 가능한 설비를 설치해야 하는데

이는 추가적인 설치 비용을 수반한다

제 2 절 입력 값 변화에 따른 전압 변동 억제 방안

221 제안하는 드룹 제어 방안의 개념 및 시스템

1장의 2절에서 살펴본 바와 같이 전류형 컨버터의 무효전력 흡수량

은 일정한 DC 전압에 대해서는 DC 전류가 증가함에 따라 증가하고 일

정한 DC 전류에 대해서는 DC 전압이 증가함에 따라 감소한다 즉 무효

전력의 특성이 DC 전류와 전압에 대해 반대의 특성을 갖고 유효전력은

DC 전류와 전압이 증가함에 따라 모두 증가하기 때문에 DC 전압과 전

류를 같은 방향으로 제어한다면 무효전력을 일정하게 유지시키면서 전

송되는 유효전력을 변동시킬 수 있다

그림 23은 제안하는 드룹 제어 방안의 개념도를 나타낸다 그림

23(a)는 일정 AC 전압에 따른 DC 전압과 전류의 특성 곡선을 나타낸다

그림 23(a)는 전류형 컨버터의 무효전력에 대한 개념을 설명하기 위한

그림으로 따라서 해당 그림을 도식화 할 때 AC 계통의 임피던스는 고

려하지 않았다 임피던스를 고려하지 않았기 때문에 AC 전압을 일정하

게 유지하는 것과 컨버터가 흡수하는 무효전력을 일정하게 유지하는 것

이 동치이다 그림 23(a)에서 볼 수 있듯이 AC 전압을 일정하게 유지한

상태에서 유효전력을 변동시키기 위해서는 DC 전압과 전류가 같은 방향

으로 움직여야 한다 이러한 특성을 고려하여 본 논문에서는 인버터 단

의 DC 전압 제어기에 그림 23(b)와 같은 드룹 제어 방안을 제안하였다

제안하는 드룹 제어 방안은 DC 전류와 전압에 대해 양수의 드룹 기울기

를 적용함으로써 DC 전류의 변화에 따라 DC 전압이 같은 방향으로 변

동되도록 설계되었다

DC 전류 (idci)

vdci DC 전압 (vdci)

DC 전류 (idci)

운전점idci+Δidci

vdci+Δvdci

운전점

DC 전압 (vdci)

그림 23 제안하는 드룹 제어 방안의 개념 (a) 전류형 컨버터의 일정 무

효전력 특성 곡선 (b) 제안하는 드룹 제어 방안의 특성 곡선

그림 23에서 볼 수 있듯이 일정 AC 전압 유지를 위한 DC 전류와

전압의 실제 특성은 비선형(nonlinear) 적인 특성을 가지고 있으나 제안

하는 제어 기법은 드룹 제어 방안의 특성상 선형성(linearity)을 가지고 있

다 따라서 제안한 드룹 제어기에 의하여 운전점이 변경될 때 AC 전압

이 일정하게 유지되기 위해서는 그림 23(b)의 드룹 특성 기울기가 그림

23(a)의 운전점에서의 접선의 기울기와 일치해야 한다 물론 기울기가

접선으로 설정되더라도 유효전력 등의 파라미터 변동이 큰 경우에 대해

서는 선형성을 보장하지 못한다

그림 24는 그림 23의 드룹 제어 방안을 적용한 해상풍력연계 하이

브리드 HVDC의 개념도를 보여준다 앞서 설명한 바와 같이 인버터는 PI

제어기를 이용해 인버터측 점호각(αi)을 제어한다 입력 값으로는 DC 전

압을 지령 값(vdci)와 측정된 DC 전압(vdci)의 차이가 사용된다

정류기 (VSC)

해상풍력단지

Σ idci0 m1 Σ

제어기

인버터 (LCC)

DC 선로

αimaxdciv

mindciv

제안하는 제어기Δidci Δvdci

AC 계통

그림 24 풍속 변화에 따른 드룹 제어기의 개념도

일반적인 해상풍력연계 하이브리드 HVDC에 대해서는 vdci가 일정한

값(vdci0)으로 제어가 된다 그에 반해 제안하는 기법에 대해서는 그림 23

의 개념을 적용하기 위해 제어기 입력 값에 DC 전압 변동분(Δvdci)이 더

해지게 된다 즉 vdci는 다음과 같이 정의된다

0 dcidci dciv v v (27)

Δvdci는 DC 전류의 측정 값(idci)과 지령 값(idci)의 차이(Δidci)에 드룹 계수

(m1)를 곱한 값으로 정의되며 제안된 드룹 제어기의 정의에 의하여 식

(28)과 같이 표현 가능하다

1dci dciv m i (28)

m1이 양수인 경우 Δidci가 증가함에 따라 Δvdci도 증가한다 이 때 정류기

는 풍력 계통 주파수를 유지하고 있기 때문에 제안하는 드룹 제어기가

포함된다 하더라도 DC 선로에서 발생하는 손실에만 약간의 변화만 있을

뿐 유효전력의 변동은 거의 변화가 없다

그림 24에서 볼 수 있듯이 제안하는 제어 방안에 있어서는 vdci가 지

속적으로 변화하기 때문에 PI 제어기 입력 단에 리미터(limiter)가 포함된

다 리미터에 의하여 고장 상황 등의 감당할 수 없는 DC 전류 변동에

대해서는 리미터 이상의 DC 전압 변동이 발생하지 않는다 일반적으로

HVDC 시스템 운영에 있어서 DC 전압의 최댓값( max

dciv )과 최솟값( min

dciv )은

정격 전압의 105와 95로 설정된다[58] vdci0와 i

dci0는 정상상태의 DC 전

압 및 전류의 지령 값을 의미한다

222 입력 변동 시 전압 변동 억제를 위한 드룹 계수 산정 방안

제안하는 드룹 제어 방안에서 DC 전압 변동 량은 m1에 의하여 결정

된다 따라서 m1 값을 결정하는 방법에 따라 해상풍력단지의 출력 변동

에 따른 AC 전압 변동 억제 정도가 변한다 HVDC의 출력과 AC 전압의

관계를 확인하기 위해서 인버터 단의 등가 AC 계통을 그림 25와 같이

표현하였다 그림 25에서 볼 수 있듯이 AC 계통은 테브난(Thevenin) 등

가 회로로 표현할 수 있으며 테브난 등가 전압(vg)과 등가 어드미턴스

(gg+jbg)는 계통 운영자에 의하여 간단한 조류계산 문제를 통해 도출할

수 있다 또한 전류형 컨버터의 경우 운전점에 따라 필터와 병렬 커패시

터가 필수적으로 포함되어 이를 gf+jbf로 표현하였다 AC 전압의 크기는

식 (25)에서 정의된 바와 같이 |vaci|로 표현되었으며 θaci는 AC 전압의 위

상각 크기이다 마지막으로 HVDC의 인버터 단 유효전력 및 무효전력

출력은 Pinv와 Qinv로 표현되며 정의는 식 (21) 및 (22)와 같다 이 때 전

류형 컨버터는 유효전력이 흐르는 방향과 상관없이 계통으로부터 무효전

력을 흡수하는 특성을 가지고 있으므로 그림 25에서 볼 수 있듯이 Pinv

와 Qinv의 방향은 반대이다

|vaci| θaci

gf+jbf

인버터

gg+jbg

그림 25 인버터 단 AC 계통의 등가회로

그림 25에서 Pinv와 Qinv는 AC 계통의 조류계산 방정식에 의하여 다

음과 같이 표현할 수 있다[59]

2( ) | | | | ( cos sin )inv g f aci g aci g aci g aciP g g v v v g b (29)

2( ) | | | | ( sin cos )inv g f aci g aci g aci g aciQ b b v v v g b (210)

삼각함수 공식 및 이차방정식 근의 공식을 이용하여 식 (29)와 (210)에

서 θaci를 소거할 수 있다 그 결과 값으로 |vaci|를 다음과 같이 Pinv와 Qinv

에 대한 값으로 표현할 수 있다

2 2 1 3

c c c cv

이 때 c1 c2 c3는 아래와 같이 정의된다

1 ( ) ( )g f g fc g g b b (212)

2 2 2 2

2 2 ( ) 2 ( ) ( )inv g f inv g f g g gc Q b b P g g g b v (213)

3 inv invc P Q (214)

한편 Pinv와 Qinv는 HVDC의 파라미터들을 기준으로 앞선 (21)과 (22)로

표현할 수 있다 이를 다시 기술하면 아래와 같다

inv dci dciP v i (215)

2 2 2 2 218 | |dciinv inv inv aci dci

iQ B T v v

이 때 드룹 계수 산정 시에는 선형 근사를 사용하기 때문에 중첩각이

작다는 가정 하에 무효전력 수식에 사용되는 역률각(Φinv)이 (23)이 아닌

(24)를 만족한다고 가정하였다 식 (211)과 (215) (216)을 고려하면 |vaci|

는 idci와 vdci로 표현할 수 있는데 이를 이용하여 AC 전압 크기의 변화량

(Δ|vaci|)을 식 (217)과 같이 선형 근사화 모델로 정의할 수 있다

aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

식 (217)에 사용되는 민감도를 도출하기 위해서는 식 (215)와 (216)을

(211)에 대입하여야 하는데 이는 수식의 복잡도를 증가시킨다 따라서

본 논문에서는 연쇄 법칙(Chain Rule)에 의하여 민감도를 도출하는 방법

을 채택하였다 연쇄 법칙에 의하여 각 민감도는 아래와 같이 정의할 수

있다

aci aci aciinv inv

dci inv dci inv dci

v v vP Q

i P i Q i

aci aci aciinv inv

dci inv dci inv dci

v v vP Q

v P v Q v

식 (218)과 (219)에 사용되는 각 민감도는 (211) (215) (216)을 각각의

변수로 미분하여 도출할 수 있으며 결과는 아래와 같다

inv inv

dci dci

( )inv dci dci

dci inv

2 1 3 2 1 3

g faci invaci

inv aci

g gv Pv

P vc c c c c c

2 1 3 2 1 3

g faci invaci

inv aci

b bv Qv

Q vc c c c c c

이처럼 HVDC의 운영점과 계통 임피던스 등의 데이터를 통해 (217)의

선형 근사식을 완성할 수 있다 제안하는 드룹 제어 기법에서 목적은

AC 전압의 변동을 0으로 만드는 것이기 때문에 아래와 같은 조건이 성

립한다

0aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

이 때 제안하는 드룹 제어 기법에 의하여 Δvdci와 Δidci는 (28)의 제약조

건을 따르므로 이를 (226)에 대입하면 최종적으로 m1을 (227)과 같이 도

출할 수 있다

aci aci

dci dci

제 3 절 하이브리드 HVDC의 새로운 주파수 제어 방안

231 기존 주파수 제어 방안의 한계 및 제안하는 제어 개념

제 1절에서 살펴본 바와 같이 일반적으로 해상풍력발전단지가 하이

브리드 HVDC를 통해 주파수 제어 기능을 수행하는데는 두 가지 문제점

이 있다 첫 번째는 주파수 제어를 위해 통신을 사용해야 한다는 점이다

일반적인 방법 하에서는 인버터 단 계통 주파수의 측정된 값을 해상풍력

발전단지의 각 풍력 터빈이 통신을 통해 받아와야 이를 통해 감발 운전

을 수행할 수 있다 특히 주파수 제어에는 빠른 속도로 응동하고 연속

적으로 수행되는 통신이 필요하기 때문에 이러한 문제점은 하이브리드

HVDC 시스템의 큰 신뢰도 감소로 이어질 수 있다 두 번째는 앞서 풍

속의 변화에 의한 영향과 마찬가지로 주파수 제어를 위해 풍력발전량이

변동할 때 AC 전압의 변동을 야기한다는 것이다 인버터 단의 전류형

컨버터 특성 상 HVDC 유효전력 출력에 비례하게 무효전력이 흔들리고

이는 AC 전압의 연속적인 흔들림으로 나타날 것이다 특히 발생하는

AC 전압 변동은 계통의 SCR이 작을수록 심각할 것이며 이는 AC 전압

안정도의 큰 하락을 야기한다 결론적으로 일반적인 하이브리드 HVDC

를 이용한 해상풍력발전단지의 주파수 제어 방안은 추가적인 통신 설비

를 요구하고 AC 전압 변동을 야기하기 때문에 시스템의 신뢰도 및 계통

안정도 측면에서 모두 악영향을 미친다

본 논문에서는 위에서 기술한 두 가지 문제점을 해결하기 위한 새로

운 주파수 제어 방안은 제안한다 제안하는 주파수 제어 방안은 Y Phul-

pin이 제안한 CC(Communication-free Coordinated) 방법에 기반한다[46] CC

방법은 DC 전압 변동은 신호로 사용하여 인버터 단의 주파수 정보를 정

류기 단으로 전달하여 통신을 사용하지 않고 주파수 제어가 가능케 하는

방법이다 또한 다양한 선행연구들에서 CC 방법을 체택하였다[47-50] 하

지만 처음 제안한 Y Phulpin을 비롯한 모든 선행연구는 CC 방법을 전압

형 HVDC에만 적용하였다 전압형 컨버터는 전류형 컨버터와 다르게 안

정적인 전압을 합성할 수 있는 최솟값만 넘는다면 DC 전압 값과 독립적

으로 AC 전압을 형성할 수 있다 즉 CC 방법을 적용하여도 DC 전압 변

동이 인버터 단의 무효전력 출력과 무관하기 때문에 연결된 AC 계통의

특성을 고려하지 않아도 된다 하지만 기존 선행연구들과 다르게 CC 방

법을 전류형 컨버터를 갖는 하이브리드 HVDC에 적용하기 위해서는 DC

전압과 AC 전압이 상관관계를 갖기 때문에 AC 계통의 특성을 자세하게

고려해야 한다

그림 26은 본 논문에서 제안하는 해상풍력연계 하이브리드 HVDC

의 드룹 제어 특성 개념을 보여준다 제안하는 주파수 제어 방안을 적용

하기 위해서는 총 3개의 컨버터에 드룹 제어 특성이 적용된다 가장 먼

저 그림 26(a)에서 볼 수 있듯이 AC 계통 측 전류형 컨버터(GSLCC)가

계통 주파수 변화와 반대 방향으로 DC 전압을 변동시킨다 이는 주파수

와 반대 방향으로 유효전력의 출력이 변화해야 하는데 AC 전압을 유지

하며 유효전력이 변동하기 위해서는 2절에서 살펴본 바와 같이 DC 전압

이 유효전력과 같은 방향으로 변동해야 하기 때문이다 두 번째로는 그

림 26(b)에 나타난 풍력단지 측 전압형 컨버터(WSVSC)가 DC 전압 변동

에 반대 방향으로 풍력단지의 주파수(fwind)를 변화시킨다 인버터 단의

DC 전압 변동은 송전선로를 통해 정류기 측의 DC 전압 변동으로 나타

날 것이기 때문에 이를 통해 통신을 없이 DC 전압 변동을 주파수 신호

로 사용하여 계통 측 주파수(fgrid)와 같은 방향으로 fwind를 변화시킬 수

있다 마지막으로 그림 26(c)에 나타나는 것과 같이 풍력발전기는 fwind를

신호로 유효전력 출력(Pwind)를 변화시킨다 주파수 제어 기능에 의하여

주파수 변동과 반대방향으로 유효전력 출력이 변하기 때문에 그림

26(c)의 드룹 특성은 음의 기울기를 갖는다 이 때 fwind는 해상풍력단지

내에는 동일하기 때문에 통신을 사용하지 않고 해상풍력 발전기는 주파

수 제어 기능을 수행할 수 있다 그림 26에서 붉은색 화살표는 계통 주

파수 상승 시에 대한 드룹 특성 동작을 보여준다

주파수

운전점fgrid+Δfgrid

vdci+Δvdci

DC 전압

운전점

vdcr+Δvdcr

fwind+Δfwind

주파수

fwind+Δfwind

유효전력

운전점

PwindPwind+ΔPwind

그림 26 제안하는 주파수 제어 방안의 개념 (a) 인버터 측 드룹 특성 (b)

정류기 측 드룹 특성 (c) 풍력발전기의 드룹 특성

그림 27은 제안하는 주파수 제어 방안의 개념도를 보여준다 제안하

는 제어 방안의 개념도에서는 풍력 발전의 주파수 제어기는 도식화 되지

않았으나 향 후 모델링 기술에서는 자세히 제시될 것이다 그림에서 볼

수 있듯이 제안하는 주파수 제어 방안은 인버터 단과 정류기 단에 추가

적인 제어기가 도입된다 먼저 인버터의 경우 계통 주파수 변동(Δfgrid)에

드룹 계수 m2를 곱하여 인버터 단 DC 전압 변동(Δvdci)을 형성한다 Δvdci

은 앞선 풍속에 따른 드룹 제어 방안과 마찬가지로 인버터 단의 DC 전

압 제어 지령 값을 변경한다 그림 27에 따르면 Δvdci는 다음과 같이 정

의할 수 있다

2dci gridv m f (228)

정류기 (VSC)

해상풍력단지

Σ fgrid m2 Σ

제어기

인버터 (LCC)

DC 선로

αimaxdciv

mindciv

제안하는 제어기Δfgrid Δvdci

AC 계통

vdci0+Rdci

Δvdcrm3

_ maxdcrv

mindcrv

+ vdcr

제안하는 제어기

그림 27 제안하는 하이브리드 HVDC의 주파수 제어 기법 개념도

반면에 앞선 풍속 변화에 따른 드룹 제어 방안과 다르게 주파수 제어

방안에서는 정류기 또한 추가적인 제어기가 포함된다 일반적으로 일정

주파수 제어를 수행하는 전압형 컨버터의 주파수 지령 값은 PLL에 입력

값으로 직접 제공되기 때문에 PI 제어기가 사용되지 않는다 이 때 정류

기 측의 주파수 변동(Δfwind)은 다음과 같이 정의할 수 있다

3wind dcrf m v (229)

풍속 변동에 대한 드룹 제어기와 마찬가지로 제안하는 주파수 제어 기

법에서는 DC 전압이 일정한 값으로 고정되지 않고 순시적으로 변동하기

때문에 인버터 측에 리미터가 포함된다 마찬가지로 정류기 측에서도

DC 고장 등 특수 상황 발생 시 급격하게 떨어지는 DC 전압에 대해 제

안하는 전류 제어기가 응동하면 안되기 때문에 측정하는 정류기 측 DC

전압(vdcr)에 리미터가 마찬가지로 포함된다

232 제안하는 주파수 제어 방안에 대한 드룹 계수 산정 방안

제안하는 주파수 제어에서 유효전력 및 무효전력 출력은 m2와 m3에

의하여 결정된다 제안하는 주파수 제어 방안에서 드룹 계수는 두 가지

목적을 위하여 결정된다 첫 번째는 해상풍력 측 주파수 변동이 계통 주

파수 변동과 같은 정도가 되게 하는 것이다 즉 해상 측 주파수와 계통

주파수의 정격 값이 다르더라도 같은 비율로 변동해야 한다 두 번째는

앞선 풍속 변동에 따른 드룹 제어의 계수를 산정할 때와 마찬가지로 AC

전압 변동을 0으로 만드는 것이다

우선적으로 해상풍력 측 주파수 변동(Δfwind)과 계통 주파수 변동

(Δfgrid) 사이에 아래와 같은 관계 식이 성립해야 한다

wind grid

f (230)

이 때 base

windf 는 해상풍력단지의 주파수 베이스 값이고 base

gridf 는 계통 주파

수의 베이스 값이다 이 때 Δfwind는 제안되는 제어 방법에 대해 (229)와

같이 정의할 수 있다 (229)에서 사용된 변수인 Δvdcr은 DC 전류와 인버

터 단 DC 전압 지령 값을 이용하여 아래와 같이 정의된다

0 0dcr dcr dci dc dciv v v R i (231)

이 때 Rdc는 DC 선로의 저항을 의미한다 식 (231)에서 인버터 DC 전압

지령 값(vdci0)와 DC 전류 지령 값(i

dci0)를 이용하여 주파수 변동이 없을

시의 정류기 측 DC 전압은 선로의 전압 강하 효과를 고려하여

vdci0+Rdci

dci0로 표현된다 이 때 vdcr은 아래와 같이 표현된다

0 0( ) ( )dcr dci dci dc dci dciv v v R i i (232)

식 (232)를 (231)에 대입하면 (231)은 아래와 같이 다시 쓸 수 있다

dcr dci dc dciv v R i (233)

이를 (229)에 대입하면 Δfwind는 아래와 같이 쓸 수 있다

3( )wind dci dc dcif m v R i (234)

하지만 (234)에서 Δidci를 현재 단계에서 정의할 수 없다

일반적으로 시스템 운영자는 예비력 시장이나 자체 알고리즘에 따

라 발전기 등의 전력 설비에 대하여 주파수 변동에 따른 유효전력 변동

량을 규정한다 따라서 주파수 제어용 하이브리드 HVDC에 대해서도 인

버터 단의 유효전력 출력 변동(ΔPinv)에 대하여 시스템 운영자가 정한 규

율에 따라 아래의 제약조건이 적용된다

0inv gridP m f (235)

이 때 m0는 시스템 운영자에 의해 결정되는 주파수ndash유효전력 간 드룹

계수를 의미한다 한편 전류형 컨버터의 손실을 무시하면 ΔPinv는 DC 전

류 변동(Δidci)과 DC 전압 변동(Δvdci)에 대하여 테일러 1차 근사법을 이용

해 아래와 같이 표현 가능하다

0 0inv dci dcidci dciP i v v i (236)

이 때 vdci0와 i

dci0는 정상상태의 DC 전압 및 전류의 지령 값을 의미한다

식 (235)를 (236)에 대입한 후 Δidci에 대하여 정리하면 (237)과 같이

Δvdci 와 Δfgrid의 관계식으로 표현할 수 있다

dci grid dci

dci dci

m ii f v

v v (237)

최종적으로 식 (237)을 (234)에 대입하면 Δfwind는 아래와 같다

0 0 33

dc dci dcdci grid

dci dci

R i m m Rf m v f

식 (238)에서 Δvdci는 제안하는 제어 기법에 의해 (228)로 표현 가능하다

따라서 (238)에서 Δvdci를 소거하여 아래와 같이 표현할 수 있다

3 2 0 0

dcdci grid

Rf m m m i f

식 (239)가 앞서 정의한 (230)과 같아야 하기 때문에 최종적으로 m3는

다음과 같이 표현할 수 있다

2 0 0 0[ ( )]

wind dci

grid dci dc dci

f m v R m i

식 (240)에서 m0는 시스템 운영자에 의하여 제공되는 값이고 다른 파라

미터 및 운영점에서의 DC 전류 전압 지령 값은 HVDC 운영자가 알 수

있기 때문에 m2만 결정된다면 m3를 정의할 수 있다

추가적으로 m2는 인버터 단 계통의 AC 전압 크기 변동을 0으로 만

드는 것을 목표로 계산할 수 있다 AC 전압 크기 변동(Δ|vaci|)의 선형 근

사식 및 목표는 (226)에 표현되어 있으며 다시 기술하면 다음과 같다

0aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

식 (241)에 사용되는 민감도를 구하는 식은 2장 2절에 자세히 기술되어

있다 이 때 Δidci와 Δvdci는 (228)과 (237)에 의하여 표현할 수 있으며 이

를 (241)에 대입하면 아래와 같다

2 0 02

0aci acidci

dci dci dci

v vm i mm f

이를 최종적으로 m2에 대해 정리하면 아래와 같다

aci aci

dci dci

v vi v

결과적으로 m2를 (243)과 같이 정의하면 해상풍력연계용 하이브리드

HVDC의 주파수 제어 참여에 의하여 인버터 측의 AC 전압이 변동하지

않을 것이다 이를 (240)에 대입하면 최종적으로 앞서 기술한 두 가지

목적을 달성하기 위한 제안하는 주파수 제어 방안의 드룹 계수를 도출할

수 있다 하지만 2장의 2절과 3절에서 제안한 드룹 계수 도출 방법은 모

두 각각의 제어기만 도입된 경우에 대하여 적용 가능하다 최종적으로는

2절에서 제안된 풍속 변동에 따른 드룹 제어 기법과 3절에서 제안된 주

파수 제어 기법이 모두 하나의 해상풍력연계용 하이브리드 HVDC에 대

하여 적용될 수 있고 해당 모델 수립이 본 연구의 최종 목표이므로 서

로의 제어 기법을 고려한 드룹 계수 산출 방법이 필요하다 이를 4절에

서 살펴보도록 한다

제 4 절 최종적으로 제안하는 드룹 제어 기법

그림 28은 2절에서 살펴본 풍속 변화에 대응하기 위한 드룹 제어

기법 및 3절에서 살펴본 새로운 주파수 제어 기법을 통합적으로 적용한

해상풍력연계용 하이브리드 HVDC 시스템의 개념도를 보여준다 제안하

는 드룹 제어 기법이 적용된 하이브리드 HVDC 시스템은 총 5개의 드룹

제어기가 포함되어 있다 첫 번째는 m1으로 대표되는 인버터 단의 idcindash

vdci 드룹 특성이다 idcindashvdci 드룹 제어기는 DC 전류의 변동에 따라 DC 전

압 지령 값을 변경하는 역할을 수행하며 제 2절에서 제안된 드룹 제어

기법에 해당한다 이를 통해 풍속 변화에 따라 DC 전류가 변할 때 DC

전압이 함께 변동하여 AC 계통 측 무효전력 제어를 수행한다 하지만

전체적인 특성은 주파수 제어 기능과 결합되며 약간 변화되었으며 이는

추후 살펴볼 것이다

두 번째는 m2로 대표되는 인버터 단의 fgridndashvdci 드룹 제어기이다 해

당 제어기로 인하여 계통 주파수 변동에 따라 인버터 단의 DC 전압 지

령 값이 계통 주파수 변화 방향과 반대로 변해 AC 계통 무효전력을 제

어하게 된다 세 번째는 m3로 대표되는 정류기 측의 vdcrndashfwind 드룹 제어

기이다 해당 제어기는 정류기 측 DC 전압이 전기적 연결로 인해 인버

터 측 DC 전압이 변동하는 것에 따라 변한다는 점을 이용하여 AC 계통

주파수를 통신을 사용하지 않고 해상풍력단지 측에 전달하는 역할을 수

행한다

2절과 3절에서 제안된 두 개의 제어기를 하나의 시스템에 모두 적용

하기 위해서 추가적으로 기존 제어기법들에는 사용되지 않았던 m4로 대

표되는 드룹 특성이 적용 되야 한다 이는 기존 두 개의 제어 방안을 단

순히 합치게 되면 주파수 제어 기법에서 고려하지 않았던 풍속의 변화가

인버터 단 DC 전압 지령 값의 변화를 가져오고 이로 인하여 정류기 측

에서는 DC 전압 변화에 따라 해상풍력단지의 주파수를 변화시키기 때문

이다 즉 계통 주파수 변동이 없더라도 풍속 변화에 의한 DC 전압 변동

이 해상풍력단지의 주파수(fwind) 변화로 이어지게 된다 따라서 풍속의

변화로 인한 DC 전압 변동이 fwind의 변화로 이어지지 않도록 DC 전류

변화에 따른 드룹 제어기(idcrndashfwind 드룹)가 정류기 측에 추가로 사용되어

야 한다

마지막으로 해상풍력단지 측에 fwindndashPwind 드룹 제어기가 포함되어 해

상풍력발전기가 풍력단지 주파수에 응동하여 출력을 변동할 수 있다 자

세하게는 해상풍력단지의 주파수 변동에 따라 해상풍력 터빈의 블레이드

각을 제어하게 되지만 이에 대한 자세한 모델링 부분은 다음 절에서 다

룰 예정이다 이 때 풍력단지 주파수와 유효전력 출력 사이에는 m5의

드룹 계수가 사용된다 최종적으로 제안하는 드룹 제어에 사용된 드룹

제어 기법들을 다음과 같이 정리할 수 있다

(1) idcindashvdci 드룹 제어 풍속 변화에 따른 DC 전압 제어

(2) fgridndashvdci 드룹 제어 계통 주파수 변화에 따른 DC 전압 제어

(3) vdcrndashfwind 드룹 제어 DC 전압 신호를 통한 해상풍력단지 주파수 제어

(4) idcrndashfwind 드룹 제어 풍속 변화에 따른 DC 전압 변동 효과 보상

(5) fwindndashPwind 드룹 제어 해상풍력발전기의 주파수 제어

그림 28에서 인버터 단 DC 전압 변화(Δvdci)는 m1과 m2에 의하여 다

음과 같이 표현할 수 있다

1 2dci dci gridv m i m f (244)

마찬가지로 정류기 측에 대하여 풍력단지 주파수 변화(Δfwind)는 아래와

같이 표현할 수 있다

4 3wind dcr dcrf m i m v (245)

마지막으로 풍력발전기의 유효전력 출력 변동은 m5를 고려하여 (246)와

같이 표현 가능하다

5wind windP m f (246)

식 (244)에서 (246)까지 관계식에서 볼 수 있듯이 최종적으로 통합된 드

룹 제어 방안에서는 드룹 계수를 산정하는 것이 앞선 절에서의 과정보다

복잡할 것이라고 예상할 수 있다

242 제안하는 드룹 제어 방안의 드룹 계수 선정 방법

제안하는 드룹 방안에서 드룹 계수는 아래와 같은 3가지 목적을 달

성하기 위해 선정된다

(1) 해상풍력단지 주파수 변동이 계통 주파수와 같은 비율로 발생

(2) 계통 주파수 변동에 따른 유효전력 변동이 시스템 운영자가 결정한

ㄴ비율만큼 발생

(3) 풍속 변동과 주파수 제어 참여에 따른 유효전력 출력 변동에도 인버

ㄴ터단 AC 전압이 변화하지 않음

각각의 목적에 따른 드룹 계수 산정 방안을 세부적으로 살펴보자 2

절에서 살펴본 바와 같이 시스템 운영자는 계통 주파수 변동에 따른 전

력설비의 유효전력 변동 비율을 정의한다 따라서 인버터 단의 유효전력

출력에 대하여 아래와 같은 관계식이 성립해야 한다

0 0 0inv grid dci dci dci dciP m f i v v i (247)

이 때 Δvdci는 제안하는 제어기에 의해 (244)의 관계식을 만족하므로 이

를 (247)에 대입하여 Δidci를 아래와 같이 Δfgrid에 대하여 표현할 수 있다

dcidci grid

dci dci

m i mi f

식 (248)을 (244)에 대입하면 Δvdci 또한 Δfgrid에 대한 식으로 아래와 같

이 표현할 수 있다

0 1 2 0

dcidci grid

dci dci

m m m vv f

한편 (245)는 정류기 측 DC 전압 변동이 (233)과 같이 DC 선로의 전압

강하 분을 고려하여 인버터 측 DC 전압 및 전류 변동으로 표현될 수 있

다는 점에 착안하여 아래와 같이 다시 표현이 가능하다

4 3 3wind dcr dci dc dcif m i m v m R i (250)

이 때 정상상태에서는 정류기와 인버터 측의 DC 전류 값이 같으므로

Δidcr을 Δidci로 표현할 수 있다 즉 (250)은 아래와 같다

3 4 3( )wind dci dc dcif m v m m R i (251)

우선적으로 (251)에 대해 Δfgrid = 0인 경우를 생각해보자 이 경우에는

DC 전류 변화에 따라서는 드룹 제어기가 동작해야 하지만 fgrid에 변화가

없기 때문에 fwind에는 변화가 없어야 한다 이 경우에 Δvdci는 계통 주파

수 변동에 대한 영향이 무시되기 때문에 2절에서 살펴본 제어기와 마찬

가지로 m1Δidci로 표현된다 이를 (251) 식에 대입하면 Δfwind를 아래 식과

같이 Δidci에 대한 식으로 표현할 수 있다

4 3 1 3( ) 0wind dc dcif m m R m m i (252)

식 (252)은 모든 Δidci에 대하여 성립해야 하기 때문에 m4는 아래와 같이

정의할 수 있다

4 3 1( )dcm m m R (253)

한편 계통 주파수 변동이 있는 경우에 대해서는 Δvdci와 Δidci를 (248)과

(249) 같이 표현할 수 있기 때문에 이를 (251)에 대입하여 Δfwind를 Δfgrid

에 대하여 아래와 같이 표현할 수 있다

3 0 1 2 0 4 3 2 0 0

( ) ( )( )dci dc dciwind grid

dci dci

m m m m v m m R m i mf f

또한 앞서 계통 주파수가 없는 경우에 도출하였던 관계식인 (253)을

(254)에 대입하면 Δfwind는 아래와 같이 축약된다

2 3wind gridf m m f (255)

식 (255)는 주어진 목적 (1)을 달성하기 위하여 (230) 식을 만족해야 한

다 따라서 m3는 m2에 대하여 (256)과 같이 표현할 수 있으며 이를

(253)에 대입하면 m4 또한 m1과 m2에 대하여 (257)로 표현된다

m f (256)

( )base

wind dc

f m Rm

즉 (256)과 (257)에서 알 수 있듯이 정류기 측에서 사용되는 드룹 계수

인 m3와 m4는 인버터 단에서 사용되는 드룹 계수(m1과 m2)가 결정되면

주어진 제약조건에 의하여 결정된다는 것을 알 수 있다

한편 m1과 m2를 도출하기에 앞서 m5를 도출하는 과정을 우선적으로

살펴보자 앞선 드룹 계수 산정 기법에 의하여 Δfwind와 Δfgrid는 동기화 되

어 있다 따라서 풍력 발전기의 유효전력 출력 변동(ΔPwind)은 Δfgrid를 이

용하여 아래와 같이 표현할 수 있다

windwind gridbase

m fP f

f (258)

하지만 해상풍력발전단지가 출력하는 유효전력은 컨버터의 변환 손실과

단지 내 손실을 무시한다 하더라도 시스템 운영자가 인버터 측에 요구하

는 유효전력에 DC 선로의 손실 만큼을 더한 값으로 결정되어야 한다

따라서 단순하게 m0만을 가지고 m5를 결정할 수 없다 선로 손실을 고

려할 때 ΔPwind는 (259)와 같이 표현된다

0 0 0( )wind dci dcr dci dc dci dcrP i v v R i i (259)

식 (259)에서 Δidcr을 Δidci로 등가하고 Δvdcr을 (233)을 이용하여 소거하면

아래와 같이 다시 쓸 수 있다

0 0 0 0( 2 ) 2wind dci dci dci dc dci dci inv dc dci dciP i v v R i i P R i i (260)

따라서 (260)을 (258)에 대입하여 다음과 같은 식을 도출할 수 있다

windinv grid dc dci dcibase

m fP f R i i

f (261)

위의 식에서 Δidci에 (248)을 대입하면 Δfgrid에 대한 관계 식으로만 나타

낼 수 있으며 이는 아래의 조건을 만족한다

5 2 0 0

wind dciinv dc dci grid gridbase

grid dci dci

m f m i mP R i f m f

f m i v

최종적으로 (262)의 관계식을 이용하여 DC 선로 손실분을 반영한 m5를

아래와 같이 정의할 수 있다

0 0 0 1 0 2 0

2 2base base

grid dci dc dci dci dc grid dci

wind dci dci

m f v R i m i m R f im

f m i v

식 (263)에서 볼 수 있듯이 m5 또한 m1과 m2가 주어진 경우 선로 저항

등의 파라미터 값을 기준으로 계산할 수 있음을 알 수 있다

마지막으로 m1과 m2는 2절과 3절에서 제안된 바와 같이 아래와 같

은 조건을 만족시키도록 설정할 수 있다

0aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

식 (264)에서 사용된 민감도는 2절에서 AC 등가 계통을 바탕으로 도출

하였으며 본 절에서도 같은 값을 갖는다 제안된 드룹 제어기에 의해

Δvdci는 (244)와 같이 정의되었으며 이를 (264)에 대입하면 다음과 같이

다시 표현할 수 있다

1 2 0aci aci aci

aci dci grid

dci dci dci

v v vv m i m f

만약 계통 주파수의 변화가 없고 풍속의 변화만 존재하는 경우에는

Δfgrid = 0이기 때문에 (265)를 만족하기 위해서 m1은 아래와 같이 정의되

어야 한다

aci aci

dci dci

한편 풍속의 변화가 없는 상태에서 계통 주파수 변동에 따른 하이

브리드 HVDC의 응동을 살펴보자 앞서 살펴본 m3 m4 m5의 결정 조건에

따라 주파수 변동에 대해 Δidci와 Δvdci는 각각 (248)과 (249)와 같이 정의

된다 이를 (264)에 대입하면 아래와 같은 관계식을 도출할 수 있다

2 0 0 0 1 2 0

1 0 0 1 0 0

0aci acidci dci

aci grid

dci dci dci dci dci dci

v vm i m m m m vv f

i m i v v m i v

식 (267)은 모든 계통 주파수 변동에 대해 성립해야 하며 모두 양수 값

을 가져 분모의 수식은 0이 될 수 없기 때문에 간단히 하여 아래와 같이

다시 쓸 수 있다

0 1 2 0 0 0aci aci aci aci

dci dci

dci dci dci dci

v v v vm m m i v

i v i v

이 때 (268)에서 주목해야 하는 점은 m1의 값이 (266)과 같이 정의되는

경우에는 AC 전압 변동을 0으로 만들기 위해서 m2를 0으로 설정해야 한

다는 것이다 하지만 m2를 0으로 설정한다는 것은 계통 주파수 변동에

대해 DC 전압 변동을 발생시키지 않는다는 것을 의미하고 정류기 측은

DC 전압 변동이 없기 때문에 주파수에 대한 정보를 얻을 수가 없다 즉

제안된 드룹 제어 기법이 동작하지 않아 해상풍력단지가 통신 없이 주파

수 변동에 대하여 유효전력을 변화시킬 수 없다는 것을 의미한다 따라

서 m2를 0으로 설정할 수 없다

이러한 이유 때문에 m1과 m2를 결정하는 것에는 풍속 변동에 대하

여 AC 전압을 유지하는 것과 주파수 변동에 대하여 제어기를 알맞게 구

현하는 것에 대한 트레이드오프(trade off)가 존재한다 m1을 (266)과 같게

설정하면 주파수 제어에 참여할 수가 없고 m1을 (266)에서 벗어난 값으

로 설정할 경우 주파수 변동이 없는 경우에 대해 (264)의 제약조건을 만

족할 수가 없다 또한 향후 살펴볼 예정이지만 설정된 m1의 값이 (266)

에 가까울수록 하이브리드 HVDC 시스템의 안정도가 떨어진다는 특징을

가지고 있다 이러한 조건들을 고려하여 m1 값을 적절하게 설정하는 것

이 중요하며 본 연구과제에서는 m1을 아래와 같이 선정하였다

1 095aci aci

dci dci

식 (269)와 같이 m1을 설정하는 경우 그 값이 (266)의 결과와 매우 가

깝기 때문에 AC 전압 변동 억제는 성공적으로 수행할 수 있으며 m2를 0

으로 설정하지 않을 수 있기 때문에 주파수 제어 기능까지 성공적으로

구현할 수 있다 식 (268)에 의하여 m2 값은 아래와 같이 정의된다

aci aci

dci dci

aci aci

dci dci

i vm m

v vi v

이 때까지 제안하는 드룹 제어의 목적 3가지를 만족하기 위한 드룹

계수들의 산정 방안을 살펴보았다 최종적으로 m1은 (269) m2는 (270)

m3는 (256) m4는 (257) m5는 (263)과 같이 정의할 수 있으며 제안된 드

룹 제어 기법에 대해 앞선 드룹 계수를 채용하면 해상풍력단지의 주파수

가 계통 주파수와 같은 비율로 변동하고 계통 운영자가 부과하는 유효

전력에 대한 제약조건을 만족하며 유효전력이 변동함에도 불구하고 AC

전압의 흔들림을 억제할 수 있다

243 드룹 계수 산정에 대한 가이드라인

앞서 제안하는 드룹 제어기에 대해 드룹 계수를 산정하는 방안을 살

펴보았다 하지만 앞서 살펴본 드룹 계수 산정방법에서는 하이브리드

HVDC 시스템의 물리적 제약조건이 고려되지 않았다 실제로 HVDC 시

스템에서의 DC 전압은 그 운영에 있어 최솟값과 최댓값이 제약되어 있

다[56] 만약 HVDC 시스템의 DC 전압이 너무 낮은 경우 같은 유효전력

을 보내기 위해 높은 DC 전류를 흘려주어야 한다 이 경우에 DC 선로

의 손실이 극단적으로 증가하여 시스템 효율이 안좋아 진다는 단점이 존

재한다 반대로 DC 전압이 너무 높은 경우 기존 송전선로가 정격 DC

전압에 맞춰 설계되었기 때문에 높은 전압에 대해 절연파괴가 발생할 수

있다 일반적으로 DC 선로는 정격 전압을 기준으로 3~40 정도의 절연

한계치를 갖고 설계되는데 높은 DC 전압으로 HVDC를 운영하기 위해서

는 더 높은 절연 설계가 필요하다[60] 이러한 이유 때문에 드룹 계수 산

정에 있어 앞서 제안된 방법뿐만 아니라 DC 전압 제약조건 또한 고려되

어야 한다

드룹 계수에 대한 제약 조건을 살펴보기 위해 주파수 변동에 대하여

DC 전압 변동(Δvdci)이 어떻게 되는지 살펴볼 필요가 있다 앞서 사용된

DC 전압 변동에 대한 수식을 아래와 같이 다시 가져와서 식 (271)과 같

0 1 2 0

dcidci grid

dci dci

m m m vv f

식 (271)을 통해 살펴볼 때 DC 전압은 최댓값( max

dciv ) 사이

에서 유지되어야 하며 주파수 또한 최댓값(fmax)와 최솟값(fmin) 사이에서

유지되어야 한다 이를 (271)에 적용하면 DC 전압 범위와 계통 주파수

의 안정적 범위에 대하여 아래와 같은 부등식을 도출할 수 있다

max min max min0 1 2 0

( )dcidci dci

dci dci

m m m vv v f f

따라서 계통 주파수 변동에 대한 DC 전압 변화의 드룹 계수(m2)는 아래

와 같은 제약조건을 만족해야 한다

max min max minmax1 0 0 0 1

2 2 max min

( )( ) ( )

dci dci dci dci

m i v v v m m f fm m

그림 28에서 볼 수 있듯이 m2가 (273)의 제약조건을 만족하지 않아

도 제어기 내 DC 전압을 측정하는데 리미터가 포함되어 있기 때문에

제안하는 드룹 제어기가 안정적 범위를 벗어나는 지령 값을 도출하여도

실제 하이브리드 HVDC 시스템이 해당 지령 값을 추종하지 않는다 따

라서 (273)을 만족하지 않는 드룹 계수 값에 대하여 시스템이 불안정 영

역으로 빠지지는 않는다 하지만 계산된 m2가 m2max보다 큰 경우 제안한

드룹 제어기의 목적인 AC 전압 변동을 억제하는 정도가 감소하게 될 것

이다 따라서 제안된 제어기의 리미터가 계통에서 규정하고 있는 정도의

주파수 변동에 대해 최댓값이나 최솟값을 출력하지 않게 하기 위해서

m2max를 앞서 도출한 m2 대신 사용하는 것을 권한다

다음과 같은 m2의 제약조건을 고려할 때 최종적으로 드룹계수를 산

정하는 방법은 그림 29의 순서도를 따른다 가장 먼저 등가 AC 계통 및

하이브리드 HVDC 시스템의 파라미터를 사용하여 앞서 기술된 방법과

같이 다섯 개의 드룹 계수(m1 m2 m3 m4 m5)를 도출한다 별도로 (273)을

사용하여 m2max를 계산한다 그 이후 계산된 m2의 값과 m2

max를 비교한다

계산된 m2의 값이 m2max 보다 작을 경우 전 단계에서 계산된 다섯 개의

드룹 계수를 최종 드룹 계수로 결정한다 하지만 계산된 m2의 값이 m2max

보다 큰 경우에는 m2max를 최종 드룹 계수로 결정하고 앞서 계산된 m1과

m2max를 이용해 m3 m4 m5를 다시 계산하여 최종 드룹 계수로 사용한다

시작

아래의 수식들을 통해 드룹 계수 계산

m1rarr(269) m2rarr(270) m3rarr(256) m4rarr(257) m5rarr(263)

계산

max min max minmax 1 0 0 0 12 max min

( )( ) ( )

dci dci dci dci

m i v v v m m f fm

2 2 m m

amp m3 m4 m5 다시 계산max

2 2m m

그림 29 전압 제약을 고려한 드룹 제어 방안의 드룹 계수 산정 방안

두 번째로는 풍속 변화량에 대한 가이드라인을 제시할 수 있다 제

안된 알고리즘 하에서 계통 주파수 변화가 없어도 풍력 발전량 변화에

따라 DC 전압 변동이 발생한다 이 때 유효전력 변동을 DC 전압과 전

류의 1차 근사 식으로 나타냈을 때 계통 주파수 변동이 없다는 가정 하

에 ΔPinv는 아래와 같이 정의된다

dci dcidci dci dci dci dci

v m iP i v v i v

이 때 마찬가지로 DC 전압의 최댓값 최솟값 제약 조건에 의하여 유효

전력의 허용 가능한 변동 범위(ΔPmax)가 결정되며 아래와 같이 표현될

수 있다

max min

( )( )dci dci dci dciv m i v vP

만약 DC 전압 변동 허용범위가 plusmn5이고 (vdci0 i

dci0) = (500 kV 2 kA)인 경

우에 ΔPmax = 318 MW 정도이다 즉 정격의 318의 유효전력 변동이 발

생해도 제안되는 제어 기법을 적용하여 AC 전압이 흔들리지 않게 할 수

있다는 것을 의미한다

하지만 앞선 모든 가이드라인은 DC 전압 외에 다른 파라미터는 변

동되지 않는다고 가정하였다 특히 전류형 컨버터의 무효전력 보상설비

동작을 고려하지 않았는데 실제 전류형 컨버터가 포함된 HVDC의 운영

에서 무효전력 보상설비 없이 큰 유효전력이 변동하는 경우는 없다 구

체적으로 실제 20 정도 유효전력이 변동할 때 병렬 커패시터 및 필터

의 추가적인 동작이 발생하는 것이 일반적이다 따라서 실제 운전에 대

해서는 앞선 가이드라인에서 상정하였던 DC 전압 위배 현상이 발생하지

않을 가능성이 높다 본 연구과제에서는 추가적으로 이를 고려하기 위해

무효전력 보상설비에 대한 제어기법을 제안하였고 해당 기법은 4장에서

살펴볼 것이다

제 5 절 제안된 드룹 제어 기법이 적용된 시스템 모델링

251 하이브리드 HVDC 시스템 상태 공간 모델링 기법 개요

일반적으로 상태 공간 모델(state space model)은 전기나 기계와 같은

물리적 현상을 입력 출력 상태 변수의 1차 미분 방정식으로 표현하는

수학적 모델을 의미한다 상태 공간 모델에서는 물리적 현상에 의거하여

시간에 따른 상태 변수의 변화량을 도출하게 되며 이를 이용해 제안된

시스템의 동적 응동(dynamic response)을 도식화 할 수 있다 또한 시스템

의 운전점에 기반하여 제안된 시스템의 안정도를 다양한 기법들을 통해

분석할 수 있다 일반적인 상태 공간 모델은 아래와 같은 수식으로 표현

된다

11 1 1

22 1 1

nn n m

dxf x x u u

위의 수식에서 x1부터 xn는 상태 변수를 의미하며 총 n 개의 상태 변수

를 가지고 있다 u1부터 um은 입력 변수를 의미하며 총 m 개의 입력 변

수를 가지고 있다 위의 수식에서 볼 수 있듯이 상태 변수의 1차 미분

값은 상태 변수 및 입력 변수들에 대한 관계식으로 표현할 수 있다

위의 수식에서 함수 f1에서 fn의 형태에 따라 상태 공간 모델의 형태

를 구분할 수 있다 가장 기본적으로는 함수가 상태 변수와 입력 변수의

선형 합으로 나타나는 선형 상태 공간 모델이 존재한다 기존 시스템이

선형 시스템이 아닌 경우에도 비선형 모델의 미분치를 이용해 선형 상태

공간 모델을 도출할 수도 있다 하지만 이러한 선형 근사화 모델은 원래

모델의 비선형성이 큰 경우 시스템을 정확하게 표현하기 어렵다는 특징

을 갖는다 이 외에 비선형 시스템의 관계식을 그대로 사용하는 비선형

상태 공간 모델(nonlinear state space model)이 존재한다 본 논문에서 제안

하고자 하는 풍력 발전기 정류기 인버터 등의 시스템은 비선형성을 가

지고 있으므로 비선형 상태 공간 모델로 표현하기에 적절하다

본 논문에서는 해상풍력연계용 하이브리드 HVDC의 모의를 위한 각

요소의 비선형 상태 공간 모델을 도출하였다 각 요소의 모델링에 있어

제안된 제어 기법이 적용되었다

252 풍력발전기 및 해상풍력단지 내 컨버터 모델링

일반적으로 영구자석 동기발전기(permanent magnet synchronous genera-

tor PMSG) 기반 풍력발전기의 유효전력 출력은 풍속(vwind)의 세제곱에 비

례하며 아래와 같이 표현 가능하다

2wind p windP R C v (277)

ρ는 공기 밀도 R은 풍력발전기 블레이드의 반지름을 의미하며 Cp는 풍

력터빈의 효율 계수이다 일반적으로 Cp는 블레이드 각(β)과 TSR(λ tip

speed ratio)에 대해 아래와 같이 표현 가능하다

2105176 116 04 5 00068aiL

p aiC L e

이 때 Lai와 λ는 각각 (279)와 (280)으로 표현된다

1 0035

008 1aiL

식 (280)에서 ωwind는 PMSG의 회전자 속도를 의미한다 제안하는 제어

기법 하에서 풍력 터빈은 풍력 단지의 주파수(fwind)의 변화량에 따라 감

발 운전을 수행한다 풍력 터빈의 감발 운전은 블레이드 각을 조절하는

방법과 ωwind의 조절을 통해 Cp의 값을 변경하는 방법이 있다[61] 그 중

PMSG 기반 풍력 터빈은 전자와 후자의 방법을 모두 적용할 수 있으며

각 방법 별로 장단점이 존재한다[62] 방법의 자세한 비교는 본 논문의

범위를 넘어서므로 본 논문에서는 편리성을 위해 블레이드 각 조절에

따른 감발 운전을 고려하였다 풍력 터빈은 MSVSC의 제어를 통해 출력

제어가 수행되며 MSVSC의 제어 시스템은 그림 210과 같다

i outwindpout

- base

wind windv v

q refwindi q

i outwind

i inwindpin

pm wind +

d dwind wind windL i

qwindi

i inwind

dwinde

i inwindpin

q qwind wind windL i

-dwindi

i inwind

basewind wind

그림 210 제안하는 드룹 제어 기법이 적용된 MSVSC의 제어 시스템

그림 210의 제어 시스템은 d축( dwindi )과 q축( q

windi ) 전류를 제어한다

풍력 터빈의 발전량을 제어하기 위해서는 일반적으로 d축 전류는 0으로

제어하고 q축 전류는 풍속과 발전기 회전 속도를 동기화하기 위해 제어

한다 전류 제어기의 PI 게인(gain)은 p inwindK 와 i in

windK 로 표현할 수 있으며

전류 제어기의 관계식은 다음과 같다

( )q q p in q ref q d d

wind wind wind wind wind pm wind wind wind winde u K i i L i (281)

d d p in d q q

wind wind wind wind wind wind winde u K i L i (282)

위의 수식에서 dwinde

qwinde 는 PMSG 측의 dq축 출력 전압을 나타내며 dq

축의 인덕턴스는 dwindL

qwindL 로 표현된다

q refwindi 는 q축 전류 레퍼런스를

의미하며 wind 는 PMSG의 자속을 의미한다 또한 제안된 PI 제어기를

1차 미분 항으로 표현하기 위해 두 개의 상태 변수( dwindu

qwindu )를 도입

하였으며 미분 치는 아래와 같이 표현된다

q i in q q p out wind windwind wind wind wind wind base base

wind wind

vsu K i K

d i in d

wind wind windsu K i (284)

이 때 q축 전류 제어기의 바깥 루프에 있는 PI 제어기의 게인은 p out

와 i outwindK 로 표현된다 base

wind 와 basewindv 는 풍력 터빈의 회전속도와 풍속의

베이스 값을 의미하며 추가적으로 φqwind의 상태 변수가 도입되었다 φq

의 1차 미분식은 아래와 같이 정의된다

q i out wind windwind wind base base

wind wind

MSVSC가 출력하는 dq축 전압은 풍력 터빈의 물리적 모델과 연관된다

우선적으로 풍력 터빈의 회전 속도(ωwind)에 대한 1차 미분식은 스프링-댐

핑(spring-damping) 모델을 통해 다음과 같이 정의된다

1( )wind m e wind wind

s T T BJ

식 (286)에서 Tm과 Te는 각각 기계적 전기적 토크를 의미하며 Jwind와

Bwind는 기계적 관성과 댐핑 상수를 의미한다 Tm을 구하는데 있어서 풍력

터빈의 유효전력인(Pm)이 사용되는데 블레이드 각(β)이 해상풍력 주파수

에 따라 변해야 하므로 Δβ = mrsquo5Δfwind로 표현 가능하다 mrsquo

5는 m5를 풍력

터빈에 적용하였을 때 수정되는 값을 의미하며 (277)을 미분하여 도출할

수 있다 또한 d축과 q축에 대한 등가 회로의 해석을 통해 아래와 같은

전류에 대한 미분 방정식을 수립할 수 있다

d d q dwind wind windwind wind wind windd d d

wind wind wind

L Rsi e i i

wind pmq q d qwind wind windwind wind wind windq q q q

wind wind wind wind

L Rsi e i i

L L L L

Rs는 PMSG 고정자(stator)의 저항 성분을 의미한다 이를 통하여 최종적

으로 PMSG에 2개의 상태 변수( dwindi

qwindi )와 MSVSC에 4개의 상태 변수

( dwindu

qwindu

qwind wind )를 정의할 수 있으며 MSVSC가 풍력 터빈의

출력 전압을 직접적으로 형성하기 때문에 서로 연관되어 있다 각 상태

변수의 1차 미분식은 각각 (283)에서 (288)까지와 같이 정의된다

MSVSC에 의하여 제어되는 해상 풍력 터빈의 유효전력은 DC 단으

로 전달된다 DC 단으로 전달된 유효전력은 FSVSC에 의하여 해상 풍력

단지로 전달된다 FSVSC는 MSVSC로부터 전달된 유효전력을 그대로 풍

력 단지에 전달하기 위해 DC 전압(vdcw)을 일정하게 제어한다 그림 211

는 각각 MSVSC와 FSVSC가 공유하는 DC 단과 FSVSC의 AC 단 회로도

를 나타내며 그림 212는 FSVSC의 제어 시스템을 보여준다

cfarmR c

farmLcd cqfarm farme je sd sq

farm farme je

d qfarm farmi ji

dcfidcwi

그림 211 풍력 터빈의 DC 단과 FSVSC의 AC 단 회로도

i outfarmpout

dcw dcwv v

d reffarmi cd

i outfarm

i infarmp in

2 qcwind farm farmf L i

Σ + -

dfarmi

i infarm

cqfarme

i infarmp in

2 c dwind farm farmf L i

Σ + -

qfarmi

i infarm

그림 212 FSVSC의 제어 시스템

그림 211의 DC 단에서 커패시터를 통해 DC 전압( dcwv dcwv

)의 1차

미분방정식을 아래와 같이 정의할 수 있다

1 1dcw dcw dcf

wind wind

sv i iC C

1 1dcw dcw dcf

wind wind

sv i iC C

이 때 Cwind는 DC단의 커패시턴스를 의미하며 idcw는 풍력 터빈 측 DC전

류 idcf는 풍력 단지 측 DC 전류를 의미한다 풍력 터빈에서 출력되는 유

효전력과 DC단 유효전력의 값이 손실을 무시한 경우에 같아야 하기 때

문에 다음과 같은 제약조건이 성립한다

3( ) ( )

d d q q

dcw dcw dcw wind wind wind windi v v e i e i (291)

또한 FSVSC를 통해 전달되는 유효전력이 DC단과 AC단에서 동일해야하

기 때문에 마찬가지로 아래의 관계식이 성립한다

3( ) ( )

cd d cq q

dcf dcw dcw farm farm farm farmi v v e i e i (292)

위의 관계식에서 cd

farme 와 cq

farme 는 FSVSC가 출력하는 AC 전압의 d축 q축

전압을 의미하며 d

farmi 와 q

farmi 는 FSVSC의 출력 전류를 의미한다 한편

FSVSC의 AC 회로의 해석을 통해 아래와 같은 1차 미분식을 도출할 수

있다

farmd d q cd sd

farm farm wind farm farm farmc c c

farm farm farm

Rsi i f i e e

L L L (293)

farmq q d cq sq

farm farm farm

Rsi i f i e e

L L L (294)

farme 와 sq

farme 는 해상 풍력 단지와의 접속점(point of common coupling PCC)

의 AC 전압을 나타내며 c

farmR 와 c

farmL 는 FSVSC의 저항과 인덕턴스를

표현한다

그림 211에서의 컨버터 출력 전압(cd

farme 와 cq

farme )은 FSVSC의 제어

시스템에 의하여 결정된다 MSVSC와 마찬가지로 전류제어기가 가장 안

쪽 루프에 존재하며 제어 시스템에 의하여 컨버터 출력 전압은 아래와

같이 정의된다

( ) 2cd d p in d ref d c q

farm farm farm farm farm wind farm farme u K i i f L i (295)

2cq q p in q c d

farm farm farm farm wind farm farme u K i f L i (296)

이 때 p in

farmK 는 내부 제어기 루프의 비례(proportional) 게인이며 d ref

farmi 는

다음과 같이 정의된다

( )d ref d p out

farm farm farm dcw dcw dcwi K v v v (297)

farmK 는 바깥 제어기 루프의 비례 게인이며 vdcw는 풍력 터빈의 DC 공

통 모선의 전압 지령 값을 의미한다 위의 세 개의 수식에서 d

farmu q

farm 는 PI 제어기를 포함하기 위해 FSVSC에 도입된 상태 변수로 각각

의 1차 미분 항은 (298)에서 (2100)과 같이 정의된다

( )d i in d ref d

farm farm farm farmsu K i i (298)

q i in q

farm farm farmsu K i (299)

( )d i out

farm farm dcw dcw dcws K v v v (2100)

결과적으로 FSVSC는 dcwv dcwv

farmi q

farmi d

farmu q

farmu d

farm 의 총

7개의 상태 변수를 갖으며 각각의 상태 변수들의 1차 미분 방정식은 앞

서 살펴본 바와 같이 각각 (289) (290) (293) (294) (298) (299) (2100)

로 표현할 수 있다

최종적으로 터빈 모델 MSVSC FSVSC를 모두 포함한 해상풍력단지

모델은 13개의 상태 변수와 2개의 입력 변수 2개의 출력 변수를 갖는 시

스템으로 구성된다 세 개의 구성요소(풍력 터빈 모델 MSVSC 모델

FSVSC 모델)는 그림 213과 같은 유기적인 관계로 표현 가능하다 그림

213의 모델에서 최종적으로 정의된 해상풍력단지 모델의 입력 값은 풍

속(vwind)과 풍력 단지의 주파수(fwind)다 마지막으로 출력 값은 FSVSC에서

부터 WSVSC로 주입되는 AC 전류 값(sd

vsci 와 sq

vsci )이다 또한 앞서 살펴본

바와 같이 풍력 터빈 모델과 MSVSC 모델은 PMSG 측의 AC전압(edwind와

eqwind)과 기계적 토크(Tm)를 통해 상호 관계식이 성립하게 되며 MSVSC와

FSVSC는 DC단 전류(idcw)를 통해 상호 관계식이 성립하게 된다 풍력 터

빈 모델의 상태 변수 벡터(state vector)는 Xgen으로 표현되며 MSVSC와

FSVSC 모델의 상태 변수 벡터는 각각 Xmsc와 Xfsc로 표현된다

풍력 터빈 모델

[ ]qdwind windi i T

edwind

eqwind

MSVSC 모델

[ ]q q dwind windwind windu u f T

FSVSC 모델[ ]q qd d d dc dc

farm farm farm wind windfarm farmu i u i v v TfscX

해상풍력단지 상태 공간 모델

입력변수

sdvscisqvsci

출력변수

그림 213 해상풍력단지의 최종 상태 공간 모델

253 하이브리드 HVDC 시스템 모델링

하이브리드 HVDC 시스템 모델링은 세 부분으로 구분된다 첫 번째

는 해상풍력단지의 주파수(fwind)를 제어하는 정류기 측의 전압형 컨버터

(WSVSC)이며 두 번째는 전송되는 유효전력에 따라 DC 전압(vdci)을 유

지하는 전류형 컨버터(GSLCC)이고 마지막은 WSVSC와 GSLCC를 전기

적으로 연결해주는 DC 선로이다 그림 214는 하이브리드 HVDC 시스템

의 WSVSC 측 등가회로를 나타내며 그림 215는 그에 따른 제어기의 구

조를 나타낸다

cvscR c

vscLcd cdvsc vsce je sd sq

vsc vsce je

cd cqvsc vsci ji sd sq

vsc vsci jifvscC

그림 214 WSVSC의 회로도

i outvscp out

-sdvsce

i outvsc

sdvsci

2 f sqwind vsc vscf C e

1sd ref

vsci cdvsce

i invscp in

2 c cqwind vsc vscf L i

sdvsci

i outvscp out

-sqvsce

i outvsc

sqvsci

2 f sdwind vsc vscf C e

0sq ref

vsci cqvsce

i invscp in

2 c cdwind vsc vscf L i

sqvsci

i invsc

그림 215 WSVSC의 제어기 구조

그림 214에서 볼 수 있듯이 WSVSC의 회로도에는 앞서 살펴보았던

FSVSC와 다르게 Cfvsc로 대표되는 커패시터가 포함되어 있다 이는 기본

적으로 WSVSC가 AC 전압 제어를 수행하기 위한 동적 전달함수 내에

커패시터가 필요하기 때문이며 실제 FSVSC와 WSVSC가 전기적으로 연

결되어 있기 때문에 WSVSC 측 커패시터가 FSVSC 측면에서도 필터 역

할을 수행할 수 있다 따라서 하나의 커패시터를 양 쪽에서 동시에 고려

하면 안되기 때문에 FSVSC에서 고려하지 않았던 커패시터를 WSVSC 모

델링 시에 고려하도록 한다 또한 본 연구에서 해상풍력단지 측은 pu

(per unit) 단위로 모델링 되었기 때문에 풍력 발전기와 풍력 단지를 연결

함에 있어 변압기가 추가적으로 모델링 되지 않고 인덕턴스 성분에 포

함되어 계산된다

실제로 본 논문에서는 해상풍력발전기들을 하나의 집중 모델로 등가

하였기 때문에 그림 214의 sd sq

vsc vsci ji 는 그림 211의 d q

farm farmi ji 와 크기

가 같고 방향만 반대이다 d

farmi 와 q

farmi 이 FSVSC 측에서 상태 변수로 활

용되었기 때문에 WSVSC 측에서는 sd

vsci 와 sq

vsci 이 추가적으로 상태 변수로

잡히지는 않는다 또한 sd sq

farm farme je 와 sd sq

vsc vsce je 이 FSVSC와 WSVSC가

연결된 모선의 전압을 의미하므로 동일하다

그림 215는 WSVSC의 제어기의 블록도를 보여준다 앞서 기술된 바

와 같이 WSVSC의 제어기는 해상풍력단지의 주파수를 형성하는 계통 형

성(grid forming) 모드로 동작한다 계통 형성 모드에서는 일반적인 전압형

컨버터의 제어 모드와 다르게 dq 변환 시 PLL을 통해 읽어온 위상 각을

사용하지 않고 능동적으로 변경이 가능한 fwind를 기반으로 형성한 위상

각을 사용하게 된다 WSVSC 제어기의 제어 목적은 해상풍력단지의 전압

을 일정한 값으로 유지하는 것이며 일반적으로 p u 단위에서 1sd

vsce 과

vsce 를 유지하는 것을 목표로 한다

그림 214의 AC 회로도 내 커패시터의 효과로 인하여 sd

vsce 와 sq

vsce 의

1차 미분식은 아래와 같이 표현이 가능하다

1 12sd sq cd sd

vsc wind vsc vsc vscf f

vsc vsc

se f e i iC C

(2101)

1 12sq sd cq sq

vsc vsc

se f e i iC C

(2102)

위의 식에서 cd

vsci 와 cq

vsci 는 각각 컨버터에서 연결점으로 전달되는 전류의

d축과 q축 성분을 의미하며 인덕터 성분으로 인해 이에 대한 1차 미분

항은 아래와 같이 표현된다

ccd cd cq cd sdvscvsc vsc wind vsc vsc vscc c c

vsc vsc vsc

Rsi i f i e e

L L L (2103)

ccq cq cd cq sqvscvsc vsc wind vsc vsc vscc c c

vsc vsc vsc

Rsi i f i e e

L L L (2104)

vscR 와 c

vscL 는 WSVSC의 저항과 인덕턴스를 나타내며 cd

vsce 와 cq

vsce 는 전

압형 컨버터가 합성하는 d축과 q축 전압을 나타낸다 컨버터 전압은 그

림 215에서 표현되는 제어기에 의하여 결정되며 전류 제어기에 의하여

아래와 같이 표현된다

( ) 2cd d p in sd ref sd c cq

vsc vsc vsc vsc vsc wind vsc vsce u K i i f L i (2105)

( ) 2cq q p in sq ref sq c cd

위의 식에서 d

vscu 와 q

vscu 는 PI 제어기를 표현하기 위해 도입된 상태 변수

이다 p in

vscK 는 전류 제어기의 비례 게인을 표현하며 sd ref

vsci 와 sd ref

vsci 는 출

력 전류의 d q축 전류 지령 치를 의미한다 그림 215에 따라 d

vscu 와 q

의 1차 미분 식은 아래와 같다

( )d i in sd ref sd

vsc vsc vsc vscsu K i i (2107)

( )q i in sq ref sq

vscK 는 전류 제어기의 I 게인을 표현하며 sd ref

vsci 와 sd ref

vsci 는 아래와 같다

(1 ) 2sd ref d p out sd sd f sq

vsc vsc vsc vsc vsc wind vsc vsci K e i f C e (2109)

2sq ref q p out sq sq f sd

vscK 는 외부 PI 제어기의 전류 제어기의 P 게인을 의미하며 추가적으

로 도입된 상태 변수인 d

vsc 와 q

vsc 의 1차 미분식은 아래와 같이 표현 가

능하다

(1 )d i out sd

vsc vsc vscs K e (2111)

q i out sq

위의 수식에서 i out

vscK 는 외부 PI 제어기의 전류 제어기의 I 게인이다 또

한 제안된 제어기에서는 해상풍력단지 측 주파수(fwind)가 상수가 아니기

때문에 상태 공간 모델에서 fwind의 변동을 반영할 수 있는 방안을 추가

적으로 모델링해야 한다 실제 물리적 또는 EMT 기반 시뮬레이터 상에

서 전압형 컨버터는 PLL에 제공되는 주파수의 기준치를 변경하여 풍력

단지 측의 주파수 변동을 발생시킨다 하지만 상태 공간 모델은 자세한

모의를 할 수 있는 모델들과 다르게 rms(root mean square) 기반 모델이기

때문에 기본 주파수가 아닌 상태에서 동작하는 PLL을 정확하게 표현할

수 없다 따라서 본 상태 공간 모델에서는 fwind를 상태 변수로 지정하고

실제 DC 전압 변동이 fwind에 반영되는데 까지 걸리는 시간을 시지연

(delay)의 형태로 표현하고자 했다 따라서 DC 전압 및 전류의 변동이

fwind의 변화에 미치는 영향을 1차 저역 통과 필터(low pass filter LPF)의

형태로 모델링하였으며 해당 모델은 그림 216과 같다

vdci0+Rdci

Σ m4idcr

+fwind

1 vscs

prevwindf

그림 216 WSVSC에서의 fwind 모델링 방안

그림 216과 앞선 제어 방안 제안에서 볼 수 있듯이 fwind는 정류기

측의 DC 전압(vdcr)과 DC 전류(idcr)의 변화에 대하여 바뀌게 되며 두 개

의 드룹 계수(m3 m4)가 적용된다 또한 τvsc 시상수로 갖는 LPF가 prev

windf 와

fwind 사이에 적용되었다 그림 216에 따라 fwind는 (2113)과 같이 표현할

수 있다

wind wind

(2113)

이 때 prev

windf 는 아래와 같이 정의된다

3 0 0 4 0( ) ( )prev

wind wind dcr dci dc dci dcr dcif f m v v R i m i i (2114)

식 (2113)에 (2114)를 대입하면 fwind에 대한 1차 미분식을 아래와 같이

표현할 수 있다

3 3 0 3 4 04( )1 wind dci dc dci

wind wind dcr dcr

vsc vsc vsc vsc

m f m v m R m imsf f v i

(2115)

결과적으로 WSVSC는 sd

vsce sq

vsce cd

vsci cq

vsci d

vscu q

vscu d

vsc fwind의

총 9개의 상태 변수를 갖으며 각각의 상태 변수들의 1차 미분 방정식은

앞서 살펴본 바와 같이 각각 (2101) (2102) (2103) (2104) (2107) (2108)

(2111) (2112) (2115)로 표현할 수 있다

그림 217은 하이브리드 HVDC 시스템의 DC 선로를 보여준다 그림

에서 볼 수 있듯이 DC 선로 모델링에 있어 널리 활용되는 T 선로 모델

이 채용 되었으며 선로의 저항 인덕턴스 커패시턴스가 각각 Rdc Ldc Cdc

로 표현되었다 또한 WSVSC 측에는 전압형 컨버터의 등가 커패시터가

vscC 로 모델링 되었으며 인버터 측에는 s

iL 로 표현되는 평활 리액터

(smoothing reactor)가 포함되어 있다 이 때 DC 선로의 인버터 측에서는

DC 선로의 인덕턴스 성분과 평활 리액터가 직렬로 연결되어 있으므로

이를 합쳐 Linv로 등가하여 표현하였다

WSVSC 측

dcCdcci

dcrv dciv

eqvscCdcri

DC 선로 GSLCC 측

그림 217 하이브리드 HVDC 시스템의 DC 선로 모델

우선 WSVSC의 변환 손실을 무시하면 DC 선로로 전달되는 유효전

력(Prec)을 아래와 같이 정의할 수 있다

cd cd cq cq

rec vsc vsc vsc vsc dcr dcrP e i e i v i (2116)

식 (2116)에서 AC 계통 측 변수들은 상태 변수이거나 이를 통해 표현할

수 있으므로 idcr을 (2117)과 같이 정의해 vdcr 만을 DC 선로 모델의 상태

변수로 활용할 수 있다

cd cd cq cq

dcr vsc vsc vsc vsc

i e i e iv

(2117)

또한 그림 217에서 상태 변수인 vdcr의 미분 항은 WSVSC의 등가 커패

시터를 이용하여 아래와 같이 정의할 수 있다

1 1 3 1( )

cd cd cq cq

dcr dcr dcc vsc vsc vsc vsc dcceq eq eq eq

vsc vsc vsc dcr vsc

sv i i e i e i iC C C v C

(2118)

식 (2118)에서 idcc는 WSVSC에서 DC 선로로 흐르는 DC 전류를 의미하

며 미분 항은 다음과 같이 표현 가능하다

2 2dcdcc dcc dcr dcc

dc dc dc

Rsi i v v

L L L (2119)

식 (2119)에서 vdcc는 DC 선로의 중간 지점의 전압을 나타내며 Cdc에 의

해 아래와 같은 미분 식이 성립한다

1 1dcc dcc dci

sv i iC C

(2120)

식 (2120)에서 idci는 GSLCC 측의 DC 전류를 의미하며 이에 대한 미분

식은 아래와 같이 표현할 수 있다

dcdci dci dcc dci

inv inv inv

Rsi i v v

L L L (2121)

결과적으로 DC 선로 모델에서는 vdcr idcc vdcc idci의 총 4개의 상태 변

수를 갖으며 각각의 상태 변수들의 1차 미분 방정식은 앞서 살펴본 바

와 같이 각각 (2118) (2119) (2120) (2121)로 표현할 수 있다 앞선 수식

들을 살펴보았을 때 (2121)에서 사용된 vdci 만을 상태 변수들에 대하여

표현하거나 상태 변수로 지정하여 이에 대한 1차 미분식을 정의할 수 있

다면 DC 선로의 상태 공간 모델이 완성된다 vdci는 GSLCC 관계식과 제

어기를 통해 정의할 수 있다

vdci를 다른 상태 변수들에 대해 표현하기 위해 GSLCC의 특성을 고

려해야 한다 그림 218은 제안된 1차 제어가 포함된 GSLCC의 제어기를

보여준다 그림에서 볼 수 있듯이 GSLCC 측 제어기는 αinv를 출력 변수

로 갖으며 DC 전압(vdci)을 제어한다 이 때 그림에서 볼 수 있듯이 DC

전압 지령 치를 형성하는 과정에 있어서 DC 전류(idci)와 계통 주파수

(fgrid)에 대한 드룹 제어기를 포함하고 있으며 m1과 m2가 드룹 계수로 활

용된다

-gridf

dcii 1m

그림 218 GSLCC 측 제어기 블록도

그림 218을 통해 αinv는 (2122)와 같이 표현할 수 있다

0 1 0 2( ) ( )p

inv inv inv dci dci dci dci grid gridx K v v m i i m f f (2122)

식 (2122)에서 p

invK 는 GSLCC PI 제어기의 P 게인이며 PI 제어기를 표현

하기 위해 GSLCC 측 제어기에 xinv가 상태 변수로 도입되었다 xinv의 미분

항은 아래와 같이 표현 가능하다

0 1 0 2( ) ( )i

inv inv dci dci dci dci grid gridsx K v v m i i m f f (2123)

식 (2123)에서 i

invK 는 GSLCC PI 제어기의 I 게인이다 식 (2122)를 사용

하면 앞서 사용된 수식들에 대해 vdci를 소거할 수 있다 하지만 αinv 또한

1차 미분 식이 정의되지 않기 때문에 추가적으로 소거 과정이 필요하다

αinv를 소거하기 위해서 LCC의 특성 방정식이 사용되었으며 관계식은 아

래와 같다

3 2 | | 3cosinv inv aci inv inv

dci inv dci

B T v B Xv i

(2124)

최종적으로 (2124)를 이용하여 상태 변수들을 제외한 변수들(vdci와 αinv)을

소거할 수 있으며 결과적으로 GSLCC는 xinv 하나의 추가 상태 변수로

표현 가능하다 이 때 해상풍력단지 측에서 제공되는 입력 변수인 전류

값(sd

vsci sq

vsci ) 외에 GSLCC의 관계식을 살펴보았을 때 인버터 측에서 계

통 주파수(fgrid)와 AC 전압 크기(|vaci|)가 입력 변수로 활용된다 최종적으

로 앞의 정의된 상태 공간 모델의 미분 방정식들을 활용하여 WSVSC

DC 선로 GSLCC를 모두 고려한 하이브리드 HVDC 시스템의 상태 공간

모델은 그림 219로 표현된다 그림 219에서 볼 수 있듯이 전압형 컨버

터를 정류기로 갖고 전류형 컨버터를 인버터로 갖는 하이브리드 HVDC

시스템의 상태 공간 모델은 총 14개의 상태 변수와 4개의 입력 변수 3개

의 출력 변수로 구성되었다 해당 하이브리드 HVDC 시스템의 상태 공간

모델을 앞선 해상풍력단지의 상태 공간 모델과 결합하여 최종적인 통합

상태 공간 모델을 도출할 수 있다

invxlccX vdci

DC 선로 모델

[ ]dcr dcc dcc dciv i v i TdcX

WSVSC 모델

[ ]sd sq cd cq d q d qvsc vsc vsc vsc vsc vsc vsc vsc winde e i i u u f T

하이브리드 HVDC 시스템 상태 공간 모델

입력변수

sdvscisqvsci

출력변수

|vaci| GSLCC 모델fwind

그림 219 하이브리드 HVDC 시스템의 최종 상태 공간 모델

254 AC 시스템 모델링 및 최종 통합 상태 공간 모델

제안된 제어 기법의 효과를 검증하기 위해서 인버터 단에 연결된

AC 계통을 두 가지 측면에서 모델링해야한다 첫 번째는 계통 주파수

측면에서의 모델링이다 제안하는 제어 기법이 AC 계통의 주파수 제어

를 위해 활용되야하기 때문에 HVDC의 유효전력 출력과 계통 주파수 간

의 관계를 나타내기 위한 계통 관성 모델링이 수행되어야 한다 두 번째

는 AC 계통의 임피던스 모델링이다 하이브리드 HVDC 출력으로 변하는

AC 전압을 모델링할 수 있어야 하이브리드 HVDC의 출력이 AC 전압에

어떤 영향을 미치는지 몰 수 있고 최종적으로 제안하는 제어 기법의 효

과를 볼 수 있다 따라서 AC 계통의 임피던스 특성을 상태 공간 모델

내에 드러나게 해야 한다

그림 220은 AC 계통 주파수 변동을 보기 위한 AC 계통의 관성 모

델이다[63] 그림에서 볼 수 있듯이 계통 주파수의 변동(Δfgrid)은 계통에

유입되는 전력(Pgen Pinv)과 부하 전력(Pload)의 차이로부터 계통 관성 특성

의 영향을 받아 도출된다 이 때 계통 관성 특성은 그림 220에서 보이

는 것과 같이 저역 통과 필터의 형태로 모델링할 수 있다 계통 관성 계

수는 Minv로 표현하였으며 부하 댐핑 상수는 Dinv로 표현하였다 하이브

리드 HVDC 시스템 외의 발전기는 하나의 등가 발전기로 모델링 하였으

며 본 연구가 자세한 발전기 모델에 초점을 맞춘 것이 아니기 때문에

주파수 변동에 따른 드룹 계수 mgen을 갖고 Tg의 시지연을 갖는 조속기

모델이 포함된 가장 간단한 모델 기법이 적용되었다

Σ -loadP

inv invM s DΣ +

invP 하이브리드

HVDC 모델

gridfgridf

발전기 모델

genP ++

그림 220 주파수 변동을 보기 위한 AC 계통의 관성 모델

그림 220을 통해 fgrid를 HVDC 발전기 및 부하의 유효전력들에 대

한 관계식으로 표현하면 (2125)와 같다

1grid inv gen gen load grid

inv inv

f P P P P fM s D

(2125)

식 (2125)의 ΔPgen은 아래와 같이 정의된다

gen grid grid

mP f f

(2126)

해당 수식들을 상태 공간 모델의 형태로 표현하기 위해서 상태 변수의 1

차 미분 식으로 표현하면 아래와 같이 나타난다

1 1 1invgrid inv grid gen gen load inv grid

inv inv inv inv

Dsf P f P P P D f

M M M M (2127)

1gen gen

gen grid grid gen

m ms P f f P

T T T (2128)

반면 AC 계통의 과도 상태를 보기 위해서는 저항 인덕터 커패시터

로 표현되는 수동 소자들을 모델링하여 AC 등가 계통의 미분 방정식을

수립하여야 한다 하지만 LCC의 경우 복잡한 수동 소자들로 구성된 필

터가 포함되기 때문에 이에 대한 미분 방정식을 수립하는 것은 매우 복

잡하다 또한 본 연구에 대해 HVDC의 출력에 따른 AC 계통 전압의 자

세한 과도 상태를 보는 것은 목적을 벗어나므로 AC 등가 계통 모델에

대한 정상상태 수식을 사용하여 AC 계통을 모델링하였다 즉 HVDC의

출력으로 Pinv와 Qinv가 계통에 주입되면 그림 25의 등가 모델을 통해

|vaci|를 계산하게 된다 비록 AC 계통 전압 변동의 과도 응동을 정확하게

볼 수는 없지만 정상상태 측면에서는 같은 결과를 얻을 수 있다 계산된

수식은 2절에 표현되어 있으며 본 절에 다시 기술하면 아래와 같다

2 2 1 3

c c c cv

(2129)

1 ( ) ( )g f g fc g g b b (2130)

2 2 2 2

최종적으로 AC 계통의 관성 모델과 임피던스 모델을 모두 반영한

통합 상태 공간 모델은 그림 221으로 나타난다 해당 모델을 통해 제안

된 제어 기법의 효과 및 안정도를 분석할 수 있다

제 3 장 드룹 제어 방안 시뮬레이션 검증

제 1 절 검증을 위한 시스템 정보

해상풍력 연계를 위한 하이브리드 HVDC 시스템을 구성하기 위해

다양한 선행연구들을 바탕으로 파라미터를 선정하였다[64-67] 우선 하이

브리드 HVDC 파라미터를 선정하기 위해 전류형 HVDC에서 널리 활용

되는 CIGRE BENCHMARK 모델의 파라미터 값을 대부분 채용하였다[64]

기존 CIGRE BENCHMARK 모델은 전류형 HVDC이기 때문에 하이브리드

HVDC 모델링을 위해 정류기 측을 전압형 컨버터로 변경하였다 전압형

컨버터의 파라미터는 Y Jing et al의 선행연구에서 채용하였다[65] 마지막

으로 추가적인 해상풍력단지의 파라미터는 F Bianchi et al의 선행연구에

서 채용하였다[66] 세부적인 파라미터는 표 31에 기술되었다

해상풍력단지 측 파라미터

파라미터 정의 값 [단위]

windf 해상풍력단지 측 주파수 정격 30 [Hz]

wind 풍력터빈 회전 수 정격 30 [Hz]

windv 풍속 정격 11 [ms]

winde 풍력 터빈 AC 전압 정격 15 [kV line-to-line rms]

windK i in

windK MSVSC 내부 제어기의 PI 게인 1 100

windK i out

windK MSVSC 외부 제어기의 PI 게인 1 10

windR 풍력 터빈 고정자 저항 001 [pu]

windL q

windL 풍력 터빈의 dq축 인덕턴스 028 [pu]

pm PMSG의 자속 104 [pu]

dcwv 풍력 발전기 DC 단 전압 지령 값 3 [kV]

windC 풍력 발전기 DC 단 커패시턴스 15 [mF]

farmL FSVSC 임피던스 인덕턴스 5 [mH]

farmR FSVSC 임피던스 저항 0001 [Ω]

하이브리드 HVDC 전압형 컨버터(WSVSC) 측 파라미터

vscR WSVSC 임피던스 저항 0001 [Ω]

vscL WSVSC 임피던스 인덕턴스 5 [mH]

vscC WSVSC 필터 커패시턴스 15 [μF]

vscC WSVSC 컨버터 등가 커패시턴스 00125 [pu]

vscK i in

vscK WSVSC 내부 제어기의 PI 게인 1 1000

vscK i out

vscK WSVSC 외부 제어기의 PI 게인 1 100

vsce WSVSC 시스템 AC 전압 정격 230 [kV]

vsc WSVSC 주파수 형성에 대한 시지연 01 [s]

하이브리드 HVDC DC 단 측 파라미터

dci DC 단 정격 전류 2 [kA]

dcv DC 단 정격 전압 500 [kV]

dcR DC 단 저항 5 [Ω]

dcL DC 단 인덕턴스 02 [H]

dcC DC 단 커패시턴스 40 [μF]

하이브리드 HVDC 전류형 컨버터(GSLCC) 측 파라미터

iL GSLCC 평활 인덕턴스 045 [H]

iK GSLCC 제어기 PI 게인 063 413386

invB 6파 브릿지의 개수 2

invT 인버터 측 변압기 변환비 09097

invX GSLCC 컨버터 인덕턴스 00533 [pu]

한편 하이브리드 HVDC의 상태 공간 모델만이 아니라 시뮬레이션

검증을 위해서 AC 계통의 파라미터 또한 추가적으로 정의되어야 한다

AC 계통 파라미터는 2장 5절에 기술된 바와 같이 AC 계통의 주파수 및

관성 모델과 계통 임피던스 모델 두 가지 부분으로 구분하여 정의할 수

있다 AC 계통 임피던스에 관한 파라미터는 CIGRE BENCHMARK 모델의

인버터 측 등가회로의 파라미터 값을 수정하지 않고 사용하였으며 주파

수 모델 관련한 파라미터들은 [67]의 값을 사용하였다 해당 값은 표 32

에 기술되었다

표 32 시뮬레이션 검증을 위한 AC 계통 파라미터

AC 계통의 주파수 모델 파라미터

invM AC 계통 관성 상수 6 [s]

invD AC 계통 부하 댐핑 상수 1

gT 발전기 조속기 시상수 05 [s]

0m 운영자에 의해 정의된 fndashP 드룹 상수 400 [MWHz]

genm 발전기 fndashP 드룹 상수 4000 [MWHz]

gridf 계통 주파수 정격 50 [Hz]

gv AC 계통 등가 전압 크기 21505 [kV]

gg AC 계통 등가 어드미턴스 실수 부 00021 [1Ω]

gb AC 계통 등가 어드미턴스 허수 부 -00209 [1Ω]

fg 필터 등가 어드미턴스 실수 부 267 x 10-4 [1Ω]

fb 필터 등가 어드미턴스 허수 부 00118 [1Ω]

마지막으로 2장 4절에 기술된 방법과 같이 제안하는 드룹 제어 기법

에 사용된 드룹 계수들을 산정할 수 있다 드룹 계수를 계산할 때는 표

31과 32에서 제공된 시스템 파라미터들을 사용하였다 결과적으로 계산

된 드룹 계수 값들은 표 33과 같이 기술되었다

표 33 제안된 드룹 제어 기법의 드룹 계수

m1 GSLCC의 idcindashvdci 드룹 계수 1161 [kVkA]

m2 GSLCC의 fgridndashvdci 드룹 계수 34039 [kVHz]

m3 WSVSC의 vdcindashfwind 드룹 계수 01763 [HzkV]

m4 WSVSC의 idcrndashfwind 드룹 계수 213443 [HzkA]

m5 풍력 터빈의 fwindndashPwind 드룹 계수 6834860 [MWHz]

표 33에 따르면 mrsquo5는 250의 값을 갖는다 상기 파라미터들을 기준

으로 근궤적분석(root locus analysis RLA)과 시간 도메인의 시뮬레이션이

진행되었으며 결과는 다음 절에서 살펴보았다

제 2 절 근궤적분석을 통한 시스템 안정도 분석

321 기본 파라미터 및 운영점에 대한 고유값 도식화

기본적으로 주어진 시스템의 안정도를 판단하기 위해서는 운전점에

서의 고유값(eigenvalue)의 위치를 판단해야 한다 따라서 시스템의 고유

값을 도식화하는 것이 중요하며 비선형 시스템에 대해서는 운전점에서

상태 공간 모델을 선형화하여 고유값을 도출할 수 있다 기본적으로 고

유값의 실수 부 성분이 양수인 경우 시간이 지날수록 상태 변수의 값이

증가하기 때문에 시스템이 불가능한 영역에 있다고 생각되며 모두 음수

인 경우에 안정적인 영역에 있다고 볼 수 있다 한편 고유값의 실수 부

가 양수인 경우라도 같은 위치에 있는 Zero가 존재할 경우 전달함수 상

에서 Pole과 Zero의 무효화(cancellation) 효과로 인하여 불안정 영역에 빠

지지 않는다 하지만 상태 공간 모델을 선형화하여 도출된 1차 시스템에

대해서는 Zero가 존재하지 않기 때문에 고유값 분석을 통해 상태 공간

모델의 안정도를 판별할 수 있다 따라서 본 절에서는 제안한 상태 공간

모델의 고유값 도식화를 통해 시스템의 안정성을 판단한다 그림 31은

정격 풍속(vwind = 11 ms)에서의 제안된 상태 공간 모델의 고유값을 보여

준다 근궤적분석을 수행하기 위한 운전점 근처에서의 선형화된 모델은

Appendix A에 기술하였다 그림 31의 고유값 도식화 결과에서 볼 수 있

듯이 모든 고유값이 수직축의 왼쪽 평면(left-half plane)에 모두 존재하는

것을 확인할 수 있다 즉 고유값의 실수부가 모두 음수이므로 기본 파

라미터 상에서 제안된 드룹 제어 기법이 해상풍력단지 연계용 하이브리

드 HVDC에 안정적으로 적용될 수 있다는 것을 의미한다

허수부

-10 0-15 -150 0-200

-05-20 x103

-100 -50실수부 [1s] 실수부 [1s]

그림 31 테스트 시스템에서의 고유값 도식화 결과

322 파라미터 변동에 따른 근궤적분석

그림 31에서의 고유값 도식화 결과는 주어진 파라미터에 대해 도출

된 값이다 위의 결과로 주어진 파라미터 하에서 시스템이 안정적으로

운전된다는 것을 확인할 수 있지만 제안된 제어 기법이 다양한 환경에

서 적용 가능한지를 확인할 수 없다 따라서 다양한 파라미터 변경에 따

라 고유값을 도식화하여 궤적을 그려보고 어떠한 파라미터가 시스템 안

정도에 큰 영향을 미치는지 살펴본다

그림 32는 파라미터 변동에 대한 근궤적분석 결과를 보여준다 그림

내 붉은 화살표는 파라미터 값이 증가함에 따라 고유값이 변화하는 방향

을 표현한다 그림 32(a)는 풍속 변화에 따른 근궤적분석 결과를 보여준

다 풍속은 60의 정격(66 ms)에서 100의 정격(11 ms)으로 변화하였다

유효전력의 출력은 풍속의 세제곱에 비례하기 때문에 60의 풍속의 경

우 216의 유효전력 출력의 경우이므로 매우 낮은 운전점이라고 생각

할 수 있다 그림 32(a)에서 알 수 있듯이 주어진 시스템에서 풍속이 감

소할수록 시스템이 불안정 영역으로 향하는 것을 알 수 있으며 반대로

풍속이 증가할수록 안정된 영역으로 향한다 60 근방의 풍속에서 고유

값이 우측 평면에 존재하므로 불안정 영역에서 동작하는 것을 확인할 수

있다 하지만 실제 낮은 운전점에서는 인버터 측의 병렬 커패시터 또는

필터가 알맞게 응동해야 하기 때문에 현재의 시스템에서 안정도를 판단

한 결과가 실제 하이브리드 HVDC 운영 시 드러날 확률은 거의 없다

실제로 병렬 커패시터를 제거하여 무효전력 흡수량과 공급량을 비슷하게

하면 하이브리드 HVDC가 안정적 영역에서 동작하게 된다

허수부

0-40 -250 0-500

-20-60 x103

(a) 풍속 변화에 따른 근궤적분석 결과

실수부 [1s] 실수부 [1s]

허수부

0-15 -150 0-200

-10-20 x103

(b) m1 값 변화에 따른 근궤적분석 결과

허수부

0-15 -125 0-250

-10-20 x103

(c) m0 값 변화에 따른 근궤적분석 결과

허수부

0-15 -100 0-200

-10-20 x103

(d) 선로 이 변화에 따른 근궤적분석 결과

-05 -100 -50

그림 32 외부 파라미터 변동에 따른 근궤적분석 결과

두 번째로는 m1 값의 변화에 따른 근궤적분석 결과를 도식화하였다

앞서 제안된 드룹 계수 산정 방안에 의하여 m1이 결정되는 경우 제어

목적에 따라 m2 ~ m4는 자동적으로 결정되는 값이라는 것을 알 수 있다

따라서 m1의 변화에 따른 근궤적분석을 수행하였으며 그림 32(b)에 표

현되었다 그림에서 볼 수 있듯이 m1 값이 증가할수록 마치 안정적인 영

역으로 움직이는 것처럼 보이지만 우측 확대 부분을 보면 수직축 부근의

고유값이 불안정영역으로 향하는 것을 확인할 수 있다 즉 m1이 1에 가

까워질수록 앞서 기술한 바와 같이 AC 전압 제어 성능은 향상될 수 있

지만 안정도 마진(margin)이 감소하는 단점이 존재한다 이는 앞선 드룹

계수 결정 시 언급했던 트레이드오프에 해당한다

그림 32(c)는 m0 값의 변화에 따른 근궤적분석 결과를 보여준다 그

림에서 m0의 값을 40[MWHz]에서 4000[MWHz]까지 증가시키면서 고유

값을 도식화 하였다 그림 32(c)에서 볼 수 있듯이 제안한 드룹 제어 기

법을 적용한 하이브리드 HVDC 시스템의 드룹 계수들이 m0 값에 의존함

에도 불구하고 고유값들의 변화가 거의 없는 것을 알 수 있다 따라서

m0 값에 따라 DC 전압의 안정적 영역을 위반하는 현상이 발생할 수는

있어도 시스템의 안정도 측면에서의 문제는 발생하지 않는다는 것을 알

수 있다

마지막으로 그림 32(d)는 선로 이의 변화에 따른 근궤적분석 결과

를 보여준다 기존 CIGRE BENCHMARK 모델은 DC 케이블의 파라미터

를 기준으로 100 km이다 그림 32(d)에서는 선로 이를 10 km부터 1000

km까지 변화시키면서 고유값의 변화를 살펴보았다 T 선로 모델에서 Rdc

Ldc Cdc는 선로 이에 비례하므로 이에 따라 해당 파라미터의 값들을

변경하며 근궤적분석을 시행하였다 그림 32(d)에서 볼 수 있듯이 선로

이가 증가할수록 고유값이 y축에서 멀어지는 방향으로 변한다 이는

선로 이가 어질수록 제안하는 제어 기법을 안정적으로 사용할 수 있

음을 의미한다 또한 선로 이가 10 km와 같이 짧은 구간에서도 불안

정역역으로 빠지지 않는 것을 통해 제안한 드룹 제어 기법이 다양한

이의 하이브리드 HVDC 시스템에 적용될 수 있음을 알 수 있다

추가적으로 다양한 파라미터 변화에 따른 시스템의 안정성을 판단하

기 위해서는 제어기 게인 변경에 따른 고유값 변화를 살펴봐야 한다 그

림 33은 해상풍력발전 연계 용 하이브리드 HVDC 시스템에 사용되는 4

개의 컨버터 게인의 변화에 따른 근궤적분석 결과를 보여준다 여러 개

의 게인이 존재하기 때문에 본 학위논문에서는 각 컨버터의 게인이 같

은 비율로 변하는 경우에 대해서만 근궤적분석을 수행하였으며 각각 1

절에서 제공된 파라미터 값의 01배에서 10배에 해당하는 값까지 고유값

을 도식화하였다 그림 33에서 볼 수 있듯이 공통적으로 제어기 게인이

증가함에 따라 시스템이 안정된 영역으로 향한다는 경향성을 볼 수 있다

그림 33(a)와 33(b)는 각각 MSVSC와 FSVSC의 게인 변화에 따른 근궤

적분석 결과를 보여준다 그림에서 볼 수 있듯이 MSVSC와 FSVSC의 제

어기 게인은 주어진 범위에서 변하더라도 항상 모든 고유값이 좌평면에

존재하기 때문에 안정적 범위에서 운전이 가능하다

또한 WSVSC와 GSLCC의 제어기 게인의 변화에 따른 근궤적분석

결과는 그림 33(c)와 33(d)에서 볼 수 있다 그림 33(c)에서 볼 수 있듯

허수부

0 -125 0-250

-70 x103

(a) MSVSC의 제어기 값 변동에 따른 근궤적분석 결과

(b) FSVSC의 제어기 값 변동에 따른 근궤적분석 결과

허수부

0-15 -500 0-1000

-10-25 x104

(c) WSVSC의 제어기 값 변화에 따른 근궤적분석 결과

허수부

0-12 0 1000-1000

-08-16 x105

(d) GSLCC의 제어기 값 변화에 따른 근궤적분석 결과

허수부

0-20 -1000 500-2500

-10-25 x104

-15 -05

그림 33 제어기 게인 변동에 따른 근궤적분석 결과

이 WSVSC의 제어기 게인이 01배인 경우에는 고유값의 실수부가 양수

이다 즉 작은 값의 게인에 대해서는 안정적 운전이 불가능하다는 것을

의미한다 하지만 제어기 게인이 증가함에 따라 점차 안정적 영역으로

고유값들이 이동하는 것을 확인할 수 있다 반면 그림 33(d)에서 볼 수

있듯이 게인 값이 증가함에 따라 하나의 양수 고유값이 존재하며 게인

증가에 따라 점차 커지는 것을 확인할 수 있다 하지만 해당 고유값은

iK 이 특정 값보다 큰 경우( 21p

iK )에 생긴다 즉 WSVSC의 경우와

마찬가지로 GSLCC도 제어기 게인의 변화에 따라 불안정영역에 존재하

지만 WSVSC와 반대로 제어기 게인이 클수록 불안정 영역에 존재할 확

률이 높아진다 따라서 WSVSC와 GSLCC의 제어기 게인에 따라 시스템

이 불안정할 수 있으므로 시스템 설계 시 이를 고려하여 제어기 게인을

결정해야 한다

이상으로 제안된 드룹 제어 방안이 적용된 해상풍력연계용 하이브리

드 HVDC 시스템의 파라미터 및 제어기 게인의 변화에 따른 근궤적분석

결과를 살펴보았다 앞선 결과들에서 볼 수 있듯이 다양한 파라미터 변

동에도 불구하도 대부분 시스템의 고유값들이 모두 좌평면에 존재한다는

것을 확인할 수 있다 즉 파라미터가 일반적인 범위에서 변하더라도 제

안한 드룹 제어기법은 안정적으로 하이브리드 HVDC 시스템에 적용될

수 있다

제 3 절 입력 값 변화에 따른 드룹 제어 기법 적용 결과

본 절에서는 제안된 드룹 제어 기법 중 2장 2절에서 제안된 풍속 변

화에 대응하기 위한 드룹 제어 기법이 적용된 경우에 대한 시간 도메인

(time domain) 시뮬레이션 결과를 보여준다 본 절에서 보여주는 시뮬레이

션 결과는 풍속 변화에 따른 응동을 분석하기 위하여 주파수 제어 기능

은 포함되지 않은 상태이다 시뮬레이션은 두 모델에 대하여 수행되었다

첫 번째는 본 논문에서 제안한 상태 공간 모델이며 두 번째는 전자기과

도(electro-magnetic transient EMT) 시뮬레이션 프로그램인 PSCAD에 구현

된 모델이다 두 모델의 시뮬레이션을 통해 제안한 제어 기법이 풍속의

변화에 따른 유효전력 변동에도 인버터 단 AC 전압을 일정하게 유지할

수 있다는 것을 검증할 수 있을 뿐만 아니라 본 학위논문에서 도출된

상태 공간 모델이 정확하게 하이브리드 HVDC 시스템을 모의하고 있는

지를 검증할 수 있다

331 계단 응답 파형을 통한 모델 검증

그림 34는 풍속의 변화에 따른 하이브리드 HVDC 시스템의 계단

응답 파형(step responses)를 나타낸다 그림 34의 파란색 파형은 제안된

제어 기법이 적용되지 않은 하이브리드 HVDC의 응동을 나타내며 빨간

색 파형은 제안된 제어 기법이 적용된 시스템의 결과를 나타낸다 대조

군으로 사용된 일반적인 제어 기법이 적용된 하이브리드 HVDC의 경우

풍속에 상관 없이 DC 전압을 일정하게 유지하도록 설계되었다 또한 시

뮬레이션 파형에는 제안된 모델을 검증하기 위하여 일반적인 제어 기법

이 적용된 경우와 제안된 제어 방안이 사용된 경우에 대한 상태 공간 모

델(state-space model SS Model)과 PSCAD 모델의 파형이 각 그래프에 모두

도식화 되어 있다

(a) 인버터 단 유효전력 출력 (Pinv)

v dci [

(b) 인버터 단 DC 전압 (vdci)

(c) 인버터 단 AC 전압 (|vaci|)

시간 (s)0 4

Diffv = 5 kV

Pinv (기존 제어 기법 SS Model)Pinv (기존 제어 기법 PSCAD Model)

Pinv (제안된 제어 기법 PSCAD Model)Pinv (제안된 제어 기법 SS Model)

vdci (기존 제어 기법 SS Model)vdci (기존 제어 기법 PSCAD Model)

vdci (제안된 제어 기법 PSCAD Model)vdci (제안된 제어 기법 SS Model)

|vaci| (기존 제어 기법 SS Model)|vaci| (기존 제어 기법 PSCAD Model)

|vaci| (제안된 제어 기법 PSCAD Model)|vaci| (제안된 제어 기법 SS Model)

비교 (a) 유효전력 Pinv (b) DC 전압 vdci (c) AC 전압 |vaci|

그림 34에 도식화 된 시뮬레이션 상에서 풍속 변화에 따라 발전기

의 출력이 2초에 1000MW에서 900MW로 감소하였다 풍속의 감소에 따

라 그림 34(a)에서 볼 수 있듯이 인버터 단 유효전력 출력(Pinv)이

980MW에서 880MW 정도로 감소하였다 이는 DC 선로의 손실을 제한

부분만 인버터 측에 표현되기 때문이며 제어 기법의 적용 여부와 상관

없이 유효전력의 값은 거의 일치하는 것을 확인할 수 있다 그림 34(b)

에서는 DC 전압(vdci) 파형이 표현된다 그림에서 볼 수 있듯이 유효전력

변동에 따라 기존 제어 기법에서는 DC 전압이 변하지 않는데 반해 제안

된 제어 기법에서는 DC 전압이 유효전력 변화와 같은 방향으로 변화하

는 것을 확인할 수 있다 이로 인해서 그림 34(c)에서 볼 수 있듯이 기

존 제어 기법에 대해서는 유효전력이 감소함에 따라 AC 전압이 증가하

는데 반해 제안된 제어 기법에서는 유효전력 출력 값과 상관없이 AC 전

압이 거의 일정하게 유지되는 것을 확인할 수 있다 이 때 그림 34(c)의

결과에서 볼 수 있듯이 제안된 제어 기법으로 인하여 10 정도 유효전

력 변동에 대해 5kV의 AC 전압 변동을 억제할 수 있다

그림 34를 통해 추가적으로 2장 5절에서 제안된 상태 공간 모델의

유효성 또한 검증할 수 있다 그림에서 볼 수 있듯이 상태 공간 모델과

PSCAD 모델의 과도 응동(dynamic response)은 약간 다른 것을 볼 수 있

다 예를 들어 PSCAD 모델에 대해서는 풍속 변화 시에 공진(oscillation)

이 발생하는데 반해 상태 공간 모델에 대해서는 공진이 발생하지 않는다

이는 제안된 모델에서 AC 계통을 필터와 계통 임피던스의 자세한 과도

특성을 고려하지 않고 등가 임피던스로 모델링하였기 때문인 것으로 추

측된다 하지만 상태 공간 모델과 PSCAD 모델에 대해 정상상태 출력

값은 거의 일치하는 것을 확인할 수 있다 즉 제안된 상태 공간 모델을

통해 제안된 드룹 제어 기법의 유효성을 충분히 검증할 수 있음을 의미

한다

332 m1 값 변화에 따른 제안된 제어 기법의 응동 특성

본 논문에서는 제안된 제어 기법을 적용함에 있어서 m1 값을 결정

하는 방법을 함께 제안하였다 하지만 실질적으로 제안된 제어 기법을

구현할 때 시스템 파라미터를 정확하게 알지 못하는 경우도 있을 것이

다 이 경우 본 논문에서 제시된 최적의 m1 값을 설정할 수 없을 수도

있다 따라서 m1 값의 변화에 따라서 하이브리드 HVDC 시스템의 응동

이 어떻게 달라지는지 살펴볼 필요가 있다

그림 35는 다양한 m1 값에 대한 하이브리드 HVDC 응동 파형을 보

여준다 총 4개의 m1 값에 대해 수행되었으며 0(기존 기법) 50 1161(계산

된 값) 175 kVkA의 값을 사용하였다 그림 35(a)에서 볼 수 있듯이 유효

전력의 출력은 m1 값의 변화에 상관 없이 거의 같은 값을 보여준다 이

는 m1 값의 결정이 유효전력 출력에는 미묘한 손실 변화 외에는 영향을

미치지 않는다는 것을 보여준다 그림 35(b)에서 볼 수 있듯이 m1 값이

증가함에 따라 DC 전압이 더욱 가파르게 변화한다 하지만 그림 35(c)

에서 볼 수 있듯이 AC 전압 변동은 m1 값이 본 논문에서 계산된 값인

1161 kVkA일 경우에 가장 억제되는 것을 확인할 수 있다 특히 m1이

175 kVkA인 경우와 같이 오히려 제안된 제어 기법이 적용되지 않은 경

우와 반대 방향으로 AC 전압 변동이 발생하는 경우도 있다 특히 m1이

계산된 값으로 설정되었을 때 AC 전압의 변동은 정격 AC 전압의 04

수준 밖에 되지 않는다

그림 35(a)에서 볼 수 있듯이 해당 시나리오에서 유효전력의 변동은

16정도 발생한다 반면에 제안된 드룹 계수에 기반하였을 때 DC 전압

변동은 5정도 발생한다 다시 말하면 만약에 DC 전압의 안정적 운영

범위가 10로 제약된다면 32 정도의 유효전력 변동에 대하여 AC 전

압을 일정하게 유지할 수 있음을 의미한다 앞서 24절에서 제공되는 가

이드라인에 의거하여 (275)에 의해 ΔPmax를 계산해 보면 3176 MW가 도

출되는데 시뮬레이션 결과와 비교해 보았을 때 제안된 가이드라인이 거

의 타당하다는 것을 알 수 있다

v dci [

aci| [

시간 (s)

Pinv (m1 = 07)Pinv (m1 = 04394)

vdci (m1 = 07)vdci (m1 = 04394)

vinv (m1 = 07)vinv (m1 = 04394)

Pinv (m1 = 0)Pinv (m1 = 02)

vdci (m1 = 0)vdci (m1 = 02)

vinv (m1 = 0)vinv (m1 = 02)

(a) 유효전력 Pinv (b) DC 전압 vdci (c) AC 전압 |vaci|

333 DC 전압 경계 값을 고려한 시뮬레이션

2장에서 제안한 바와 같이 유효전력 변동이 너무 큰 경우에 대해서

는 DC 전압이 최댓값과 최솟값에 도달하는 경우가 발생할 것이다 그림

36은 유효전력 변동량이 ΔPmax 보다 큰 경우에 대한 기존 방법과 제안

된 방법의 연속 응답 특성을 보여준다 그림 36(a)에 따르면 해당 시뮬

레이션 시나리오에서는 풍속의 변화로 인하여 인버터 단의 유효전력 출

력 값이 최댓값과 최솟값을 기준으로 489 정도 변하는데 이는 앞서

계산한 3176 MW 보다 큰 값이다

시간 (s)0 10

1 3 5 7 9

m ax 1 05p u dciv

m in 0 95p u dciv

Diff2 = 2

Diff1 = 12

형 비교 (a) 유효전력 Pinv (b) DC 전압 vdci (c) AC 전압 |vaci|

유효전력 출력 변동이 ΔPmax를 넘어서기 때문에 그림 36(b)에서 볼

수 있듯이 DC 전압이 일정 부분에서 경계 값에 도달하게 된다 구체적

으로 35초에서 55초 사이에 DC 전압이 최솟값에 도달하며 7초부터 95

초 사이에 최댓값에 도달한다 이로 인하여 그림 36(c)와 같이 AC 전압

에 대한 제어 성능이 떨어져서 해당 구간에서 총합 2 정도의 AC 전압

변동이 발생한다 하지만 기존 방법에 대하여 12의 전압 변동이 있다

는 것을 통해 봤을 때 이러한 경우에도 AC 전압 제어 효과가 있다는

것을 알 수 있다

그림 36의 결과를 통해 DC 전압의 최대 최소로 인하여 AC 전압

변동이 완벽하게 억제되지 않음에도 불구하고 기존 제어 기법에 비해

AC 전압 변동이 훨씬 적은 것을 확인하였다 하지만 본 연구에서는 추

가적으로 이러한 문제를 극복하기 위하여 병렬 보상설비와의 협조 제어

기법을 제안하였고 이는 4장에 기술되어 있다 추후 그림 36과 같은 시

뮬레이션 시나리오에 대해 병렬 보상설비의 제어가 어떤 효과를 보여주

는지 분석할 것이다

제 4 절 제안된 주파수 제어 기법의 검증

본 절에서는 제안된 드룹 제어 기법 중 2장 3절에서 제안된 주파수

제어 기법의 효과를 검증하기 위한 시간 도메인(time domain) 시뮬레이션

결과를 보여준다 본 절에서 보여주는 시뮬레이션 결과는 3절과 반대로

풍속에 의한 영향을 보여주지 않기 위해서 풍속 변화에 따른 드룹 제어

기는 포함되지 않은 상태이다 앞선 절에서와 마찬가지로 상태 공간 모

델과 PSCAD 모델에 대하여 시뮬레이션이 수행되었다

그림 37은 부하의 계단 변화에 따른 기존 제어 기법 및 제안된 제

어 기법의 하이브리드 HVDC 응동 파형을 나타낸다 해당 시뮬레이션

시나리오에서 2초에 전체 부하가 9900MW에서 8800MW로 감소하였다

이 때 앞서 제공된 시뮬레이션 파라미터에서 볼 수 있듯이 HVDC와 발

전기는 110의 비율로 부하량을 분담한다 따라서 HVDC의 유효전력 출

력은 900MW에서 800MW로 줄어들 것이라고 예상할 수 있다

그림 37(a)에서 볼 수 있듯이 부하 감소로 인하여 HVDC의 유효전

력을 포함한 전력계통의 전력 공급량이 부하량보다 커지기 때문에 주파

수 상승이 발생하게 된다 이 때 주파수 변동은 기존 제어 기법과 제안

된 제어 기법에 관계 없이 비슷하다 이는 제안하는 주파수 제어 기법이

하이브리드 HVDC의 유효전력 측면에서는 큰 영향을 미치지 않는다는

것을 의미한다 그림 37(b)는 하이브리드 HVDC의 유효전력 출력을 보여

준다 그림에서 볼 수 있듯이 검정색 점선으로 표현된 것과 같이 부하량

이 감소하면 그에 맞도록 HVDC의 유효전력 출력이 변하게 된다 이 때

제안된 주파수 제어 기법이 계통 운영자의 유효전력 요구량을 맞추도록

설계되었기 때문에 유효전력 변동량은 기존 제어 기법과 제안된 제어 기

법에 관계 없이 같다 그림 37(b)에서 보면 부하량이 2초에 계단 식으로

감소했다가 살짝 증가하는데 이는 부하 댐핑 효과로 인하여 발생하는

것이다

그림 37(c)는 DC 전압 파형을 보여준다 기존 제어 기법의 경우 주

파수 변동이 DC 전류의 변동으로만 이어지기 때문에 유효전력 출력 변

동에도 불구하고 DC 전압이 일정하게 유지되는 것을 볼 수 있다 하지

만 그에 반해 제안된 제어 기법의 경우 주파수 증가에 따라 DC 전압이

(b) 인버터 단 유효전력 출력 (Pinv)

v dci [

(c) 인버터 단 DC 전압 (vdci)525

Vdiff = 45kV

(a) 인버터 단 계통 주파수 (fgrid)

fgrid (기존 제어 기법 SS Model)

fgrid (기존 제어 기법 PSCAD Model)

fgrid (제안된 제어 기법 SS Model)fgrid (제안된 제어 기법 PSCAD Model)503

(d) 인버터 단 무효전력 출력 (Qinv)

시간 (s)

0 61 2 3 4 5

Pinv (기존 제어 기법 SS Model)

Pinv (기존 제어 기법 PSCAD Model)

Pinv (제안된 제어 기법 SS Model)Pinv (제안된 제어 기법 PSCAD Model)Pload (부하 변동의 1 11)

vdci (기존 제어 기법 SS Model)

vdci (기존 제어 기법 PSCAD Model)

vdci (제안된 제어 기법 SS Model)vdci (제안된 제어 기법 PSCAD Model)

Qinv (기존 제어 기법 SS Model)

Qinv (기존 제어 기법 PSCAD Model)

Qinv (제안된 제어 기법 SS Model)Qinv (제안된 제어 기법 PSCAD Model)

(e) 인버터 단 AC 전압 (|vaci|)

|vaci| (기존 제어 기법 SS Model)

|vaci| (기존 제어 기법 PSCAD Model)

|vaci| (제안된 제어 기법 SS Model)|vaci| (제안된 제어 기법 PSCAD Model)

법의 주파수 제어 특성 (a) 계통 주파수 fgrid (b) 유효전력 Pinv (c) DC 전

압 vdci (d) 무효전력 Qinv (e) AC 전압 |vaci|

감소하는 것을 확인할 수 있다 또한 기존 제어 기법을 적용한 경우 유

효전력 감소로 인하여 그림 37(d)와 같이 무효전력이 감소한다 하지만

제안된 제어 기법의 경우 오히려 AC 전압을 유지하기 위해 무효전력 흡

수량이 소폭 증가하는 것을 확인할 수 있다 최종적으로 그림 37(e)에서

볼 수 있듯이 기존 제어 기법이 적용된 경우에는 AC 전압이 45kV 상승

하는데 반해 제안된 주파수 제어 기법이 적용된 경우 유효전력이 변동

함에도 AC 전압이 거의 변하지 않는 것을 확인할 수 있다

해당 시뮬레이션 결과를 통해서도 역시 제안된 상태 공간 모델의 적

정성을 판단할 수 있다 그림 37의 주파수와 AC 전압 파형에 대하여 상

태 공간 모델과 PSCAD 모델의 파형의 오차는 각각 01Hz와 09kV 정도

이다 이는 정격 값의 02와 039로 시뮬레이션 상에서 오차가 매우

작다는 것을 알 수 있다 심지어 정상상태 값에 대해서는 주파수와 AC

전압이 각각 001Hz와 013kV의 오차를 갖는데 이는 002와 005에

해당하는 수치로 무시할 수 있을 수준임을 알 수 있다 따라서 본 논문

에서 제안된 상태 공간 모델이 해상풍력연계용 하이브리드 HVDC 시스

템을 정확하게 묘사한다고 할 수 있다

342 연속 응답 파형을 통한 모델 검증

그림 38은 연속적인 부하 변동에 따른 기존 제어 기법 및 제안된

제어 기법의 응동 특성을 나타낸다 앞선 시뮬레이션 시나리오와 마찬가

지로 유효전력은 900MW에서 시작한다 부하 파형은 그림 38(b)의 검정

색 점선으로 표현되며 미국 펜실베니아 주의 계통 운영자인 PJM 사의

Δ|vaci| (Proposed)= 014kV

Δ|vaci| (Conventional)= 65kV

ΔPinv = 143MW

Δvdci = 215kV

시간 (s)0 102 4 6 8

(c) 인버터 단 DC 전압 (vdci)

aci| [

fgrid (제안된 제어 기법 SS Model)fgrid (제안된 제어 기법 PSCAD Model)

Reg-D 신호를 기준으로 수정하여 만들었다[68] 그림 38(a)와 38(b)에서

볼 수 있듯이 계통 주파수와 유효전력의 파형은 적용된 제어 기법에 관

계 없이 거의 동일하다 하지만 그림 38(c)에서 볼 수 있듯이 DC 전압

은 제안된 제어 기법에서는 유효전력 변동에 따라 연속적으로 변하는데

반해 기존 제어 기법에 대해서는 변하지 않는다 결과적으로 제안된 제

어 기법이 적용된 경우 그림 38(d)와 38(e)에서 볼 수 있듯이 무효전력

의 변동이 유효전력과 반대 방향으로 발생하게 되고 이로 인하여 AC 전

압 변동이 014kV 밖에 발생하지 않는다 그림 37과 그림 38의 결과에

서 볼 수 있듯이 제안된 제어 기법은 부하의 계단 변화뿐만 아니라 연속

적인 변화에 대해서도 효과적이다

그림 38(b)에서 볼 수 있듯이 주파수 제어를 위하여 변동하는 유효

전력은 143MW로 143에 해당한다 그에 반해 그림 38(c)에서 볼 수

있듯이 DC 전압은 215kV가 변하는데 이는 43에 해당하는 수치이다

결과적으로 그림 38의 결과에 따르면 143의 유효전력 변동을 위해서

43의 DC 전압이 변동된다는 것을 알 수 있다

앞선 시뮬레이션 결과와 마찬가지로 DC 전압 변동이 10 내에서

허용된다면 약 33의 유효전력을 AC 전압 변동 없이 조절할 수 있음을

의미하는데 이는 3절에서 살펴본 ΔPmax와 거의 일치하는 값이다 시뮬레

이션에서 사용된 CIGRE BENCHMARK 모델의 인버터 단 AC 계통은 단

락 용량(short circuit ratio SCR)이 25로 매우 약한 계통에 해당하는데 이

때도 33 정도의 유효전력 활용이 가능하다면 강 계통에서는 더 많은

유효전력이 AC 전압 안정도 하락 없이 활용 가능하다는 것을 의미한다

따라서 제안된 제어 기법이 효과적으로 충분한 유효전력 변동에 대해 활

용 가능하다는 것을 알 수 있다

3장의 3절과 4절에서 풍속 변화와 주파수 제어에 대한 각각의 제어

기 성능을 살펴보았다 최종적으로 본 논문에서는 3장의 5절에서 살펴본

바와 같이 두 제어 방안의 하나의 하이브리드 HVDC 시스템에 적용되는

것을 목표로 하기 때문에 다음 절에서 두 개의 제어기가 모두 고려된 경

우 응동 파형을 살펴보고 제어기가 합쳐졌을 때 어떤 특성들이 나타나는

지 확인한다

제 5 절 제안된 최종 드룹 제어 기법의 검증

본 절에서는 3절과 4절에서 각각 살펴본 드룹 제어 기법의 모두 고

려된 최종 드룹 제어 기법에 대한 검증을 수행한다 앞선 결과들과 마찬

가지로 시간 도메인 시뮬레이션이 상태 공간 모델과 PSCAD 모델에 대

하여 수행되었다

본 절은 다음과 같이 구성된다 첫 번째로는 풍속과 주파수 변동에

대한 계단 응답 특성을 살펴본다 앞선 절에서 살펴본 바와 다르게 풍속

과 주파수 변동에 대한 제어 기법이 모두 활성화되어 있는 하이브리드

HVDC 시스템에 대하여 시뮬레이션이 수행되었다 두 번째로는 두 개의

입력 변수인 풍속과 주파수가 동시에 연속적으로 변하는 상황에 대한 시

뮬레이션을 수행한다 해당 시뮬레이션을 통해 불규칙적인 시스템 변동

에 대해서도 제안하는 제어기가 AC 전압 변동 억제에 효과가 있음을 보

여줄 수 있다

그림 39은 일반적인 제어 기법이 적용된 경우에 부하 및 풍속의 계

단 변화에 따른 하이브리드 HVDC의 시뮬레이션 결과를 보여준다 기존

과 다르게 풍속과 부하 둘 중 하나만 변동하는 것이 아니고 시간차를 갖

고 두 입력 변수가 모두 변동하는 시나리오에 대한 결과를 살펴본다 시

뮬레이션 시작 시 풍속은 11ms이며 이로 인한 인버터 단 유효전력 출

력은 9659MW이다 이 때 10초에 외부 부하가 1000MW 감소하여 주파

수가 증가하게 되고 이로 인하여 해상풍력발전기는 감발 운전을 수행한

다 이 때 일반적인 제어 기법이 적용된 경우의 하이브리드 HVDC는 주

파수 제어를 위해 통신을 필요로 하는데 본 시뮬레이션에서는 통신 지

연으로 인한 과도 응답의 특성을 분석하는 것이 목표가 아니기 때문에

해당 통신으로 인한 통신 딜레이를 추가적으로 고려하지는 않았다 또한

30초에는 그림 39(a)에서 볼 수 있듯이 풍속이 11ms에서 108ms로 감소

하게 된다 그림 39(b)는 인버터 단 계통 주파수(fgrid)를 보여준다 계통

주파수는 10초에 부하 감소에 따라 50Hz를 기준으로 02Hz 정도 증가하

게 된다 이 때 30초에 풍속 변화가 발생했을 때도 계통 주파수가 소폭

감소하는 것을 확인할 수 있는데 이는 풍속 변화가 유효전력의 불균형

을 만들어 주파수 변동을 야기하기 때문이다 하지만 테스트 시스템에서

HVDC의 유효전력 비중은 전체의 111 정도에 해당하고 나머지 1011은

발전기들이 차지하기 때문에 풍속의 변화가 계통 주파수에 큰 영향을 미

치지는 않는다 만약 풍력 발전의 비중이 증가하면 풍속 변화로 인한 계

통 주파수 변화율이 상승할 것이다

시간 (s)0 5010 20 30 40

(c) 인버터 단 유효전력 출력 (Pinv)

(d) 인버터 단 DC 전류 (idci)

(b) 인버터 단 계통 주파수 (fgrid)

(e) 인버터 단 DC 전압 (vdci)

(f) 인버터 단 AC 전압 (|vaci|)

vdci [

fgrid (SS Model)fgrid (PSCAD Model)

(a) 풍속 (vwind)

Pinv (SS Model)Pinv (PSCAD Model)

idci (SS Model)idci (PSCAD Model)

vdci (SS Model)vdci (PSCAD Model)

|vaci| (SS Model)|vaci| (PSCAD Model)

그림 39 부하 및 풍속의 계단식 변화에 따른 기존 제어 기법이 적용된

하이브리드 HVDC 시스템 특성 (a) 풍속 vwind (b) 계통 주파수 fgrid (c) 유

효전력 Pinv (d) DC 전류 idci (e) DC 전압 vdci (e) AC 전압 |vaci|

또한 그림 39(c)에서 볼 수 있듯이 부하 변동과 풍속 변동에 따라

10초와 30초에 유효전력 출력이 감소한다 이 때 일반적인 제어 기법에

대해서는 DC 전압이 항상 일정하게 유지되기 때문에 그림 39(d)에서

보이는 것과 같이 DC 전류가 유효전력의 비율과 같은 비율로 변동하고

유효전력의 값에 상관 없이 그림 39(e)처럼 DC 전압은 일정하게 유지된

다 이 때 일반적인 제어 기법이 적용된 상황에서 유효전력 감소에 따라

그림 39(f)에서 볼 수 있듯이 AC 전압이 상승하게 된다 총 AC 전압은

237kV에서 243kV로 두 단계에 거쳐 6kV만큼 변동하였다 이는 정격 전

압의 26에 해당하는 수준이다 유효전력이 9659MW에서 최종적으로

8394MW로 1265MW만큼 변동하였기 때문에 1265의 변동에 26의

AC 전압 변동이 발생했다는 것을 알 수 있다

그림 39에서 볼 수 있듯이 기존 제어 기법에 대한 시뮬레이션 결과

는 상태 공간 모델과 PSCAD 모델에 대하여 모두 도출되었다 그림 38

에서 볼 수 있듯이 정상상태 값은 PSCAD 모델과 상태 공간 모델이 일

치하는 것을 볼 수 있다 하지만 과도 응동에 대하여 약간 차이가 존재

한다 특히 상태 공간 모델에 대해서는 PSCAD 모델에서 발생하지 않는

공진 현상이 발생한다 이는 두 가지 이유로 인해 발생한 것으로 추측할

수 있다 첫 번째는 AC 계통 모델이 상태 공간 모델에 대해서는 인덕터

와 커패시터가 포함된 자세한 모델이 아닌 임피던스 행렬 모델이 적용되

었다는 점이다 따라서 커패시터와 인덕터로 인한 다이나믹스가 발생하

지 않는다 두 번째는 PSCAD 모델에서의 측정에 따른 시지연 효과이다

PSCAD 모델에서는 심한 고조파를 제거하고 측정하기 위해 저역 통과

필터를 사용하는데 이는 시지연 효과를 갖기 때문에 진동을 억제하는

효과 또한 갖고 있다 이러한 이유들로 인하여 과도 응동에 대해서는 하

이브리드 HVDC의 상태 공간 모델과 PSCAD 모델 사이에 차이가 발생

하는 것으로 추측할 수 있다

그림 310은 제안된 제어 기법이 적용된 하이브리드 HVDC 시스템

의 부하 변동과 풍속 변동에 따른 파형을 보여준다 시뮬레이션 시나리

오는 그림 310(a)와 310(b)에서 볼 수 있듯이 그림 39와 동일하다 또한

그림 310(c)에서 볼 수 있듯이 제안된 제어 기법이 적용된 경우에 유효

전력 출력은 기존 제어 방안이 적용된 경우와 거의 비슷하다는 것을 알

수 있다

그림 310(d)에서 볼 수 있듯이 DC 전류가 기존 제어 기법과 마찬가

지로 감소하긴 하지만 감소폭이 더 작은 것을 확인할 수 있다 이는 그

림 310(e)에서 볼 수 있듯이 기존 제어 기법과 다르게 DC 전압이 유효

전력 변동에 따라 같이 감소하기 때문이다 따라서 유효전력 변동은 거

의 동일하다 제안된 제어 기법에 의하여 DC 전압이 풍속과 주파수의

변화에 같이 감소하여 AC 전압이 유효전력 변동에도 불구하고 일정하게

유지되는 것을 확인할 수 있다 즉 제안된 제어 기법이 계통 주파수와

풍속의 변화에 계단 변화에 대하여 AC 전압 변동을 성공적으로 억제한

다는 것을 그림 39와 그림 310의 결과 비교를 통하여 알 수 있다 또한

제안된 제어 기법에 대해서도 본 논문에서 도출한 상태 공간 모델과

PSCAD 모델의 정상상태 오차는 거의 발생하지 않고 모든 파라미터의

응동 결과 상에서 볼 때 과도 상태에서도 많은 오차가 발생하지 않는

시간 (s)0 5010 20 30 40

(a) 풍속 (vwind)

된 하이브리드 HVDC 시스템 특성 (a) 풍속 vwind (b) 계통 주파수 fgrid (c)

유효전력 Pinv (d) DC 전류 idci (e) DC 전압 vdci (e) AC 전압 |vaci|

것을 확인할 수 있다 따라서 본 논문에서 제안한 하이브리드 HVDC 시

스템의 상태 공간 모델이 제안된 드룹 제어 기법이 적용된 하이브리드

HVDC 특성을 성공적으로 묘사한다는 것을 알 수 있다

352 연속된 부하 및 풍속 변화에 대한 응답 파형

그림 311은 연속된 부하 및 풍속 변동에 대한 일반적인 제어 기법

이 적용된 하이브리드 HVDC의 응동 파형을 나타낸다 풍속의 변화와

부하 변동은 각각 그림 311(a)와 311(b)에 나타나며 적정한 수준의 유효

전력 변동을 만들어 내기 위하여 임의적으로 생성된 입력 파형을 사용하

였다 본 시뮬레이션에서는 이전 계단 변동에 대한 시뮬레이션 보다 풍

속 및 부하의 변동을 더 크게 두어 좀 더 극단적인 경우를 상정하였다

그림 311(c)는 부하 및 HVDC 출력에 따른 인버터 단의 계통 주파수 변

동을 나타낸다 계통 주파수 변동은 그림 311(b)의 부하 변동과 반대 방

향으로 발생하는 것을 알 수 있다

풍속 및 주파수 변동에 대하여 하이브리드 HVDC 출력은 연속적으

로 변동한다 그림 311(d)는 인버터 단에서 출력되는 유효전력을 보여주

는데 약 350MW 수준의 유효전력이 해당 시뮬레이션에서 변동하는 것

을 볼 수 있다 앞선 계단 변동과 마찬가지로 그림 311(e)에서 볼 수 있

듯이 DC 전압은 일정하게 유지되며 그에 따라서 AC 전압은 225kV에서

245kV까지 20kV 정도 변동하는 것을 알 수 있다 이는 정격 전압의

10 수준으로 일반적으로 AC 계통의 전압 유지 조건이 5 이내인 것

을 생각하면 큰 악영향을 미칠 수 있다

시간 (s)0 4010 20 30

(d) 인버터 단 유효전력 출력 (Pinv)

(c) 인버터 단 계통 주파수 (fgrid)

vdci [

11(a) 풍속 (vwind)

0(b) 부하 변동 (ΔPload)

load [

하이브리드 HVDC 시스템 특성 (a) 풍속 vwind (b) 부하 변동 ΔPload (c) 계

통 주파수 fgrid (d) 유효전력 Pinv (e) DC 전압 vdci (e) AC 전압 |vaci|

그림 311에서 볼 수 있듯이 상태 공간 모델과 PSCAD 모델 사이에

오차가 발생한다 이는 앞선 그림 39에서 살펴본 바와 같이 PSCAD 모

델이 상태 공간 모델에 비해 더 늦은 변동 속도를 갖기 때문이다 비록

그림 311의 대부분 파형에서 약간의 오차가 발생하지만 상태 공간 모델

과 PSCAD 모델에서 하이브리드 HVDC의 응동 특성을 살펴보는데 문제

는 없다

그림 312는 제안된 제어 기법이 포함된 하이브리드 HVDC 시스템의

연속적인 풍속 및 부하 변동에 따른 응동 파형을 나타낸다 그림 312의

출력에 대해서는 픙속과 주파수 변동에 따른 연속적인 동작을 파악하는

것이 주된 목적이므로 DC 전압의 경계 값이 고려되지 않았다 DC 전압

의 경계 값을 고려한 응동 파형의 경우 그림 36의 결과와 거의 동일한

결과가 도출될 것이라는 것은 쉽게 유추할 수 있다 입력 값은 그림

312(a)와 312(b)로 표현되며 그림 311에 표현된 일반적인 제어 기법의

경우와 같다 따라서 그림 312(c)와 312(d)에서 볼 수 있듯이 계통 주파

수가 거의 유사하게 변화하며 그에 따라서 인버터 단 유효전력 출력이

기존 제어 방안과 마찬가지로 동작한다 기존 제어 기법이 적용된 하이

브리드 HVDC와 다르게 제안된 드룹 제어 기법이 적용된 경우에 그림

312(e)에서 볼 수 있듯이 유효전력 변동에 따라 같은 방향으로 DC 전압

변동이 일어난다 그로 인하여 그림 312(f)에서 볼 수 있는 것과 같이

AC 전압 변동이 5kV 미만으로 기존 제어 기법이 적용된 경우의 20kV에

비해 대폭 억제 되었다

제안하는 제어 기법이 적용된 하이브리드 HVDC 시스템에 대해서도

시간 (s)0 4010 20 30

vdci [

load [

된 하이브리드 HVDC 시스템 특성 (a) 풍속 vwind (b) 부하 변동 ΔPload (c)

계통 주파수 fgrid (d) 유효전력 Pinv (e) DC 전압 vdci (e) AC 전압 |vaci|

상태 공간 모델과 PSCAD 모델이 거의 비슷한 개형의 출력이 나타나는

것을 확인할 수 있다 상태 공간 모델과 PSCAD 모델의 오차는 저역 통

과 필터로 인한 시지연 효과와 AC 계통 모델의 등가화 효과로 인하여

발생하는 것으로 추측된다 하지만 상태 공간 모델과 PSCAD 모델에 대

하여 제안하는 제어 기법의 효과를 모두 검증할 수 있다

그림 312의 결과에는 DC 전압 경계 값이 고려되지 않았기에 그림

312(e)에서 나타나는 것과 같이 450kV 이하의 DC 전압이 발생하는 순간

이 존재한다 하지만 DC 전압의 하한(lower bound)이 475kV(-5)로 설정

되어 있기 때문에 실제 운영에서는 이와 같은 결과가 발생하지 못한다

만약 DC 전압 하한이 고려된다면 AC 전압이 그림 312(f)의 결과보다 덜

억제될 것이다

실제 운전에서는 그림 312에서와 같이 유효전력 변동에 대하여 DC

전압이 기준 값보다 내려가는 경우가 발생해서는 안된다 하지만 2장에

서 제안한 제어 기법에 대해서는 순시적으로 응동하기 때문에 이를 고려

하기가 쉽지 않다 만약 리미터에 의하여 DC 전압 값이 제한된다면 앞

선 시뮬레이션 결과들에서 살펴본 바와 같이 AC 전압이 일정하게 유지

되지 않는다 따라서 이를 원천적으로 해결하기 위해서는 스위칭 병렬

설비(switched shunt device SSD)와의 협조 제어가 필요하다 해당 협조 제

어는 본 논문에서 협조 제어로서 동작하며 이는 4장에서 자세히 살펴볼

것이다

최종적으로 다양한 시뮬레이션 상황에 대하여 제안하는 드룹 제어

기법을 살펴보았다 제안하는 드룹 제어 기법은 다양한 유효전력 변동에

대하여 AC 전압을 일정하게 유지할 수 있도록 동작하며 계통 운영자가

요구하는 유효전력에 대한 제약조건은 기존의 제어 기법이랑 일치하여

유효전력 측면에서 성능 하락이 없음을 보여주었다 결과적으로 제안하

는 드룹 제어 기법은 해상풍력단지를 연결하는 하이브리드 HVDC의 AC

전압 안정도를 향상시키는 효과를 갖는다

353 m1 값 변동에 따른 시뮬레이션 결과 비교

앞선 두 시뮬레이션 결과를 통해 통합적으로 적용된 드룹 제어 기법

이 하이브리드 HVDC 시스템에 적용되어 안정적으로 AC 전압을 유지할

수 있음을 확인하였다 본 절에서는 추가적으로 통합 드룹 제어 기법의

안정적 적용에 대한 두 가지 시뮬레이션 결과를 제공한다 첫 번째는 m1

을 산정하는데 있어 095의 계수를 사용했는데 이 값의 변화에 따라 어

떤 특성 변화가 있는지 살펴볼 것이며 두 번째로 하이브리드 HVDC 시

스템이 고장 상황에서 어떤 특성을 보여주는지 살펴볼 것이다

본 시뮬레이션 결과를 해석하기 위하여 m1의 값에 사용되는 상수를

K라 정의한다 그림 313은 K가 제안된 시스템과 마찬가지로 095인 경

우이다 시뮬레이션 상에서 풍속이 원래 11ms에서 10초에 108ms로 감

소하는 상황을 상정하고 있다 이 경우 m1 값은 표 33에 기술된 바와

같이 1161의 값을 갖는다 이 경우에는 그림 313과 앞선 시뮬레이션 결

과들에서도 볼 수 있듯이 유효전력 변동에 대하여 AC 전압이 일정하게

유지되는 것을 확인할 수 있다 하지만 설계 원리에서 살펴보았듯이 계

통 주파수 변동이 없는 상태에서 약간의 AC 전압 오차가 발생한다

(a) 유효전력 변동 (Pinv)

ci| [k

0 10 30226

(b) 인버터 단 AC 전압 (|vaci|)

그림 313 K = 095 일 때 풍속 변동에 따른 하이브리드 HVDC 출력 특성

(a) 유효전력 Pinv (b) AC 전압 |vaci|

그림 314는 K가 원래의 케이스보다 작은 경우에 대한 시뮬레이션

결과로 05의 값을 갖는 경우이다 그림 314에서 볼 수 있듯이 K 값이

작아질수록 풍속 변동에 대하여 AC 전압 억제 정도가 감소하는 것을 확

인할 수 있다 AC 전압 변동은 기존과 다르게 약 15kV가 감소하는 것을

확인할 수 있다 물론 K 값이 1에서 멀어진 경우에도 일반적인 제어 기

법과 비교해서는 AC 전압 변동이 억제되는 것을 확인할 수 있을 것이다

하지만 해당 K 값에 대하여는 제안하는 제어 기법이 하이브리드 HVDC

시스템의 인버터 단 AC 전압 안정도를 크게 향상시켜준다고 보기 어렵

다 하지만 K 값이 05로 설정된 경우에도 유효전력 및 AC 전압 출력

파형에서 살펴보았을 때 약간의 진동이 추가적으로 더 발생하는 것 외

에 큰 안정도의 문제는 발생하지 않는다

ci| [k

0 10 30226

그림 315는 K 값이 1에 매우 가까울 때 0995일 때의 같은 시나리

오에 대한 시뮬레이션 결과이다 이론적으로 살펴보았을 때는 K 값이 1

에 가깝기 때문에 계통 주파수 변동이 없는 풍속만 변하는 상황에 대해

AC 전압 억제되는 정도가 앞선 두 결과에 비해 더 높을 것으로 예상할

수 있다 하지만 시뮬레이션 결과에서 알 수 있듯이 K가 0995로 설정되

는 경우 하이브리드 HVDC의 출력이 수렴하지 않는 것을 확인할 수 있

다 이는 제안한 드룹 제어 기법에서 K 값이 1에 가까워질수록 안정도

문제가 발생할 수 있음을 의미한다

ci| [k

0 10 30226

그림 315 K = 0995 일 때 풍속 변동에 따른 하이브리드 HVDC 출력 특

성 (a) 유효전력 Pinv (b) AC 전압 |vaci|

시뮬레이션 결과들에서 살펴 보았듯이 m1의 값을 선정하는데 있어

AC 전압 유지 가능성과 시스템 안정성 사이에 트레이드오프가 존재하는

것을 확인할 수 있다 따라서 제안한 드룹 제어 기법을 적용할 때 m1 값

을 적절하게 설정하는 것이 매우 중요할 것이다 특히 K 값이 너무 작아

지면 제안하는 제어 기법의 효과를 보기 어렵기 때문에 안정적인 영역

하에서 최대한 큰 값으로 설정해야 한다

354 고장 상황에 대한 제안한 제어 기법 응동 분석

앞선 시뮬레이션 결과들로 인해서 제안한 제어 기법이 정상 운전 시

AC 전압 안정도를 향상시킨다는 것을 보여주었다 하지만 제안한 제어

기법이 비정상상황에서 일반적인 제어기가 적용된 경우보다 큰 악영향을

미친다면 큰 문제가 될 것이다 따라서 본 학위논문에서는 제안한 제어

기법으로 인해 과도 응동 특성이 어떻게 변하는지 추가적인 시뮬레이션

을 통해 살펴보았다

비정상상황을 모의하기 위해서 앞선 모델링에 기술되지 않았던 두

가지 기능이 포함되었다 첫 번째는 VDCOL(voltage dependent current order

limit) 기능으로 AC 고장 상황 발생 시 DC 전압 값 변동에 따라 전류 지

령 값을 변경시키는 제어기로 일반적으로 전류형 HVDC에 정류 실패를

방지하기 위하여 많이 사용된다 두 번째는 FR(forced retard) 기능으로

DC 고장 시 정류기를 강제로 재가동시켜 전압을 회복하는 기능이다 앞

선 두 가지 기능의 제어기는 상태 공간 모델에는 적용하기 어렵기 때문

에 PSCAD 시뮬레이션을 통해 검증되었다

그림 316은 3상 AC 고장에 대한 하이브리드 HVDC의 동작 파형을

보여준다 05초에 인버터 단 AC 계통에 3상 고장이 발생한 후 01초가

지난 후에 고장이 해소됐다 그림 316에서 볼 수 있듯이 일반적인 제어

기법이 적용된 경우와 제안된 제어 기법이 적용된 경우 상관 없이 DC

전압과 전류가 고장 제거 시 회복되는 것을 볼 수 있다 오히려 일반적

인 제어 기법이 적용된 경우에 비해 제안한 제어 기법이 적용되었을 때

DC 전압이 더 빠르게 안정적 영역으로 회복되는 것을 볼 수 있으며 이

에 따른 DC 전류 응동도 마찬가지다 하지만 각 제어 기법에 대하여

VDCOL 특성 곡선을 설정하는 방법이 다를 수 있기 때문에 해당 결과를

통해 제안된 제어 기법이 오히려 AC 고장에 대하여 좋은 응동을 보여준

다고 확정하기는 어렵다 하지만 제안한 제어 기법이 과도 특성에서 큰

악영향을 미치지 않는다는 것은 확인할 수 있다

(a) 인버터 단 DC 전압 (vdci)

v dci [

0vdci (일반적인 제어기)

vdci (제안한 제어기)

Time (s)

i dci [

0 05 150

(b) 인버터 단 DC 전류 (idci)

idci (일반적인 제어기)

idci (제안한 제어기)

(b) DC 전류 idci

그림 317은 DC 단 고장에 대한 시뮬레이션 결과를 보여준다 시뮬

레이션 상에서 05초에 DC단 고장이 발생하였으며 05초 후인 1초에 FR

기능이 동작하여 DC 전압 및 전류를 회복하였다 마찬가지로 그림 317

의 결과에서 볼 수 있듯이 DC단 고장에 대해서도 하이브리드 HVDC 시

스템이 제안한 제어 기법과 일반적인 제어 기법에 대하여 비슷한 응동을

보여주는 것을 확인할 수 있다

Time (s)

0 05 3510 15 2 25 3

v dci [

vdci (일반적인 제어기)

DC 전류 idci

결과적으로 그림 316과 317에서 볼 수 있듯이 제안한 제어 기법이

사고 상황에 대하여 큰 악영향을 미치지 않는다는 것을 확인할 수 있다

제안한 제어 기법이 정상상태 응동에 있어서 좋은 효과를 나타내기 때문

에 변동성 자원 연계 하이브리드 HVDC에 제안한 제어 기법을 적용하는

것이 매우 효과적이라고 할 수 있다

제 4 장 제안하는 협조 제어 방안

제 1 절 제안하는 협조 제어 기법의 개념

본 논문의 2장에서는 DC 전압 제어를 통해 해상풍력연계용 하이브

리드 HVDC 시스템의 유효전력 변동에도 AC 전압을 일정하게 유지하는

방안을 구현하였다 해당 제어 기법은 전류형 컨버터의 무효전력 흡수량

이 DC 전압에 반비례한다는 특징을 이용하였고 순시적으로 동작해야

하기 때문에 전력 시스템 분야에서 널리 활용되는 드룹 제어 기법을 채

택하였다 하지만 드룹 제어 기법은 기본적으로 입력 값과 출력 값 간의

상관 관계를 선형이라 가정하여 구현되기 때문에 시스템이 비선형성을

갖는 경우 결과 값에 오차가 발생한다 예를 들어 본 논문에서 제안한

드룹 제어 기법의 경우 유효전력 변동이 큰 경우에 대해 드룹 제어의 선

형적 특성으로 인해 AC 전압 변동이 완벽하게 억제되지 않을 것이다

그리고 드룹 제어 기법은 AC 전압 변동을 억제하는 것을 목표로

설계되었을 뿐 운전점 변경에 따라 AC 전압의 지령 값을 원하는 값으

로 변경하도록 하이브리드 HVDC를 운전할 수 없다 따라서 선형성이

갖는 정확도의 한계 극복과 지령 값 변경을 수행하기 위해서는 무효전력

제어 목적에 따라 추가적으로 비선형 방정식을 정확하게 풀어낼 수 있는

기법이 요구된다

또한 제안하는 제어 기법은 DC 전압의 안정적 범위 내에서만 동작

하게 설계 되어 있는데 실질적으로 큰 유효전력 변동에 대해서는 DC

전압 변동 한계로 인하여 AC 전압을 일정하게 제어하지 못하게 된다

이를 극복하기 위해서는 전류형 컨버터 측에 추가적인 무효전력 제어 기

법이 필요하다

전류형 컨버터의 경우 무효전력 흡수량이 매우 크기 때문에 이를

보상해주기 위한 무효전력 보상설비가 필수적으로 함께 설치된다 일반

적으로 병렬 커패시터가 설치되는데 이는 불연속적인(discrete) 성격을

가지고 있기 때문에 모든 운전점에서 무효전력 흡수량을 완벽하게 보상

하지 못한다 이를 극복하기 위해서 약계통 연계 시에는 하나 또는 수

개의 병렬 커패시터의 무효전력 용량에 해당하는 SVC 또는 동기 조상기

(synchronous condenser)를 설치하게 된다 본 논문에서 제안하는 방법이

연속적인 유효전력 변동에 의한 무효전력 제어를 DC 전압 제어를 통해

구현하였기 때문에 SVC 또는 동기 조상기가 전류형 컨버터에 대해 수행

하는 역할을 제안하는 제어 기법이 대신할 수 있다 하지만 제안하는 제

어 기법 또한 앞서 살펴본 바와 같이 DC 전압의 제어 가능 범위에 의해

무효전력 제어 능력이 제한되기 때문에 기존에 설치되는 필터 또는 병렬

커패시터와의 협조 제어가 필수적이다

위의 세 가지 문제를 해결하기 위해서 본 논문에서는 2장에서 제안

한 드룹 제어 기법 외에 추가적인 협조 제어 기법을 제안한다 제안하는

협조 제어 기법은 2장에서 제안된 제어 기법과 다르게 시스템의 파라미

터 변동에 대해 순시적으로 반응하지 않으며 일정한 주기를 갖고 인버

터의 DC 전압 지령 값 및 병렬 보상설비 들의 상태를 결정한다 협조

제어기를 적용함에 따라 기존 드룹 제어기가 갖는 한계들을 극복할 수

있으며 그에 따른 공헌도는 아래와 같다

1) 드룹 제어기가 갖는 선형 근사 화의 한계 및 운영 도중에 무효전력

제어를 위한 지령 값을 변경할 수 없다는 한계를 극복하여 정확한 무

효전력 출력을 갖는 DC 전압 및 전류 지령 값을 계산한다

2) DC 전압의 최댓값과 최솟값으로 인한 제어 한계를 극복하기 위해 병

렬 보상 설비와의 협조 제어를 적용하였으며 이를 통해 모든 운전 영

역에서 무효전력 제어를 수행할 수 있다

그림 41은 제안하는 협조 제어기의 개념도를 나타낸다 제안하는 협

조 제어 기법은 드룹 제어기법에서 사용되는 DC 전압 및 전류의 지령

값들을 변경해준다 주파수 변동에 의한 감발 운전은 m2와 m3에 의해 동

작하고 주파수 지령 값을 변경하는 것은 자연스럽지 않으므로 협조 제

어 기법에서 주파수 지령 값은 고려하지 않는다 그림 41에서 볼 수 있

듯이 제안하는 협조 제어기는 인버터 단의 DC 전류와 전압을 통해 풍력

발전기의 발전량 지령 값(Pwind)를 추측(estimate)하고 시스템 운영자로부

터 무효전력 지령 값을 제공받는다 이를 통해 무효전력 지령 값을 정확

하게 출력할 수 있는 DC 전류 및 전압의 지령 값을 계산하여 인버터 및

정류기에 제공한다 이 때 DC 전압 및 전류 지령 값이 정류기 측과 인

버터 측에 모두 제공되는데 이는 드룹 제어기를 구성하기 위해 양 측에

DC 전압전류 지령 값이 모두 필요하기 때문이다 또한 기존의 제어 기

법과 다르게 추가적으로 인버터 단의 병렬 설비에 대한 지령 값을 제공

한다 해당 병렬 설비 지령 값을 통해 유효전력의 범위가 제안된 영역을

벗어나더라도 무효전력을 제어할 수 있게 된다

정류기 (VSC)

해상풍력단지

인버터 (LCC)

DC 선로

AC 계통

제안하는 2차 제어기

DC 전류amp

DC 전압

시스템 운영자AC 계통 데이터

- 계통 등가 데이터- 무효전력 지령치

- DC 전류전압 지령치- 병렬 설비 지령치

DC 전류전압 지령치

그림 41 제안하는 협조 제어 기법 개념도

그림 42는 제안하는 협조 제어 기법의 제어 개념을 시간에 따른 출

력을 통해 보여준다 그림에서 볼 수 있듯이 인버터가 흡수하는 무효전

력(Qinv)와 병렬 설비가 보상하는 무효전력(QS)는 방향이 반대이며 각각

수직 축의 양의 방향과 음의 방향으로 표현되어 있다 인버터의 무효전

력 흡수량은 DC 전압 제어를 통해서 연속적으로 모든 값을 가질 수 있

지만 앞서 살펴본 바와 같이 DC 전압의 최대최소 범위가 존재하기 때

문에 제한된 범위에서만 움직일 수 있다 그에 반해 병렬 보상설비의 무

효전력 보상량은 제어 범위가 넓지만 파란색으로 표현된 바와 같이 불연

속적 값을 갖는다 각각의 무효전력 제어는 위와 같이 한계를 갖지만 그

림 42에서 볼 수 있듯이 두 무효전력의 합인 계통으로 공급되는 무효전

력 출력 값(QG)은 연속적인 값을 가지면서 동시에 넓은 범위에서 제어

가 가능하다 따라서 제안하는 DC 전압 제어와 무효전력 보상설비의 제

어를 통해 앞서 기술한 두 가지 목적을 모두 달성할 수 있다는 것을 알

수 있다

전류형 컨버터와 병렬 보상설비의 무효전력 특성

흡수

보상

Qinv (인버터 무효전력)

QG (QS + Qinv)

QS (보상설비 무효전력)

그림 42 시 도메인에서의 제안한 무효전력 제어 기법 개념

본 장의 추후 내용은 다음과 같이 구분되어 있다 먼저 2절에서는

병렬 보상설비를 고려하지 않은 상태에서 원하는 무효전력 지령 값을 달

성하기 위한 DC 전압 및 전류 지령 값을 계산하는 방안이 제안된다 이

때 무효전력 제어 모드를 목적에 따라 구분하였으며 각 모드에 따라 구

분하여 제안하였다 두 번째로 3절에서는 2절에서 살펴본 방안을 무효전

력 보상설비와 협조하여 제어하는 방안을 제시한다 결과적으로 각 절에

서 제안된 방안을 통합하여 협조 제어기의 최종 목적을 달성할 수 있다

제 2 절 DC 전압 및 전류 지령 값 계산 방안

421 인버터 단 전류형 컨버터 특성 방정식 도출

그림 43은 하이브리드 HVDC의 인버터 단 등가회로를 보여준다 기

본적으로 그림 25와 비슷하지만 본 장에서의 수식 도출을 위한 파라미

터들을 다시 명시하였다 이 때 HVDC의 DC 전류 및 전압은 idci0와 v

로 표시되었는데 이는 협조 제어 기법에 의하여 위의 값을 결정하게 되

면 드룹 제어의 드룹 특성의 입력 값이 0이 되기 때문이다

|vaci| θaci

gf+jbf

gg+jbg

Qinv PG+jQG

그림 43 하이브리드 HVDC의 인버터 단 등가회로

협조 제어의 지령 값 계산은 정상상태 수식들에 의해 결정되므로

DC 선로의 저항(Rdc)과 AC 계통 병렬 설비 어드미턴스(gf+jbf) 계통 등가

어드미턴스(gg+jbg)가 파라미터로 사용된다 협조 제어 기법의 입력 값은

풍력발전단지의 유효전력 출력(Pwind)으로 제어기가 동작하기 이전의 상

태에서 측정된 값을 기준으로 다음 주기의 레퍼런스 및 상태를 결정한다

1절에서 기술한 바와 같이 2절에서는 병렬 설비의 동작은 고려하지 않으

므로 bf가 고정된 값으로 사용된다

그림 43을 통해 협조 제어 구현을 위한 전류형 컨버터의 상태 방정

식들을 도출할 수 있다 본 절에서 제안되는 몇몇 수식들은 앞선 1장 및

2장에서 사용되었으나 논리의 연속적 기술을 위하여 본 절에 같은 수식

이라도 다시 기술하였다 우선적으로 그림 43에 표현된 두 개의 유효전

력(Pwind 및 Pinv)는 아래와 같이 표현된다

0( )wind inv dc dciP P R i (41)

0 0inv dci dciP v i (42)

이 때 DC 전압 및 전류 지령 값이 변해도 Pwind는 일정한 값을 갖기 때

문에 이를 입력 값으로 생각해야 한다 따라서 수식 전개를 위해 Pinv를

아래와 같이 유효전력을 다시 정리해야 한다

0( )inv wind dc dciP P R i (43)

반면 인버터가 흡수하는 무효전력은 Qinv로 표현되면 아래와 같이 정의할

수 있다

0tan ( ) taninv inv inv wind dc dci invQ P P R i (44)

Φinv는 인버터 유효전력 및 무효전력의 역률 각(power factor angle)을 의미

하며 아래와 같이 정의된다

2 sin(2 ) sin(2 2 )tan

cos(2 ) cos(2 2 )

inv inv inv invinv

inv inv inv

식 (45)에서 αinv와 μinv는 각각 전류형 컨버터의 점호각(firing angle) 및 중

첩각(overlap angle)을 의미하며 정상상태에서 아래와 같이 정의된다

3 2 | |inv dci inv dci

inv inv aci

v X iB T v

cos cos| |

inv dciinv inv inv

inv inv aci

위의 식에서 Binv는 전류형 컨버터 브릿지의 개수 Tinv는 전류형 컨버터의

변환비(tap ratio) |vaci|는 AC 전압 크기 Xinv는 인버터 변압기의 누설 리액

턴스를 의미한다 이 때 AC 계통으로 공급되는 유효전력(PG) 및 무효전

력(QG)은 병렬 보상설비에 흐르는 유 무효전력을 고려했을 때 아래와

2| |G inv f aciP P g v (48)

2| |G inv f aciQ Q b v (49)

이 때 식 (48)과 (49)의 Pinv와 Qinv를 (43)과 (44)를 이용하여 대신할 수

있으며 아래와 같이 표현할 수 있다

0( ) | |G wind dc dci f aciP P R i g v (410)

0( ) tan | |G wind dc dci inv f aciQ P R i b v (411)

반면 PG와 QG는 인버터 단 AC 계통에 유입되는 유효전력과 무효전력으

로 조류계산 방정식을 이용하여 표현할 수 있다[59]

2| | | | cos sinG g aci g aci g aci g aciP g v v v g b (412)

2| | sin cos | |G g aci g aci g aci g aciQ v v g b b v (413)

위의 식에서 θaci는 PCC 전압의 위상각을 의미하며 vg는 AC 계통의 등가

전압을 의미한다

위의 특성 방정식들에서 최종적으로 (42) (43) (44) (410) (411)

(412) (413)이 도출된다 이 때 7개의 방정식에 대하여 값이 정해지지

않은 변수(unknown variables)는 Pinv Qinv PG QG idci0 v

dci0 |vaci| θaci로 총 8

개이다 연립 방정식은 식의 개수와 변수의 개수가 동일할 때 유일한 해

가 도출된다는 것이 알려져 있으므로 위의 특성 방정식은 무수히 많은

해를 갖는다 따라서 위의 관계식들에 대해 하나의 변수를 특정 하더라

도 나머지 변수들을 결정할 수 있는데 이는 해당 특성 방정식들에 대해

추가적인 무효전력 제어가 가능함을 의미한다

422 무효전력 제어를 위한 DC 전압 지령 값 계산 방법

일반적인 전력계통의 운영에 있어서 무효전력은 크게 세 가지 목적

(무효전력 출력 제어 AC 전압 제어 역률 제어)을 위해서 제어된다 특히

유럽의 송전망 운영자들의 모임인 ENTSO-E(European Network of Transmis-

sion System Operators for Electricity)는 HVDC의 컨버터가 무효전력 역률

AC 전압의 제어를 위해 활용될 수 있다고 명시하고 있다[69] 따라서 본

논문에서 제안하는 협조 제어 또한 앞서 기술한 세 가지의 목적을 위해

서 DC 전압 지령 값(vdci0)를 계산하는 모드를 정의하고 있다

첫 번째 모드는 무효전력 제어(reactive power control RPC) 모드로 AC

계통으로 유입되는 무효전력인 QG를 특정한 값으로 제어한다 이 때 AC

계통 측에서는 컨버터 자체가 흡수하는 무효전력(Qinv)보다 보상설비와

합쳐진 무효전력이 중요하게 생각되기 때문에 RPC 모드에서 Qinv가 아닌

QG를 제어 목적으로 갖는다 두 번째 모드는 AC 전압 제어(voltage con-

trol VC) 모드로 인버터 단의 AC 전압인 |vaci|를 원하는 지령 값으로 유

지시킨다 마지막으로 세 번째 모드는 역률 제어(power factor control PFC)

모드로 AC 계통으로 유입되는 유효전력(PG)과 무효전력(QG) 간의 역률각

을 원하는 값으로 유지한다

일반적으로 전력 계통 운영자는 접속 설비에 대해 역률이나 AC 전

압의 운영 범위를 제한하고 있기 때문에 PFC 모드 또는 VC 모드가 일

반적으로 활용된다 두 가지 모드의 사용 상황을 특별히 구분하자면 강

계통에 대해서는 AC 전압 변동이 크지 않을 것이기 때문에 PFC 모드가

적절할 것이며 약 계통에 대해서는 무효전력 변동에 대하여 AC 전압을

유지하는 것이 중요하기 때문에 VC 모드가 더 적합할 것이다 일반적으

로 전력 계통 운영자가 무효전력 출력을 제한하지는 않는다 하지만

RPC 모드는 여러 개의 컨버터 스테이션이 근접한 모선에 연결된 경우

유용하게 사용될 수 있다 왜냐하면 여러 개의 설비가 같은 모선의 AC

전압이나 역률을 유지하게 되면 여러 설비 사이에 헌팅(hunting) 현상이

발생할 수 있기 때문이다 따라서 시스템의 상태에 따라 제안한 세 가지

모드가 고루 활용될 것이다

가장 먼저 RPC 모드를 구현하는 방안에 대해 살펴보자 RPC 모드는

인버터로 유입되는 무효전력(QG)를 원하는 지령 값인 QG로 유지하는 것

을 목적으로 한다 따라서 (411)과 (413)을 아래처럼 다시 쓸 수 있다

또한 식 (410)과 (412)에서 PG를 소거하여 새로운 관계식을 식 (416)과

같이 기술할 수 있다

0( ) | | cos sin ( ) | | 0wind dc dci g aci g aci g aci g f aciP R i v v g b g g v (416)

마지막으로 (41)과 (42)를 연계하여 Pinv를 소거하여 아래와 같이 표현할

수 있다

0 0 0( )wind dci dci dc dciP v i R i (417)

최종적으로 RPC 모드에 대해서는 식 (414)에서 (417)까지 볼 수 있듯이

QG가 QG로 고정되어 있기 때문에 총 4개의 방정식에 대하여 4개의 모르

는 변수(idci0 v

dci0 |vaci| θaci)를 갖는다 따라서 RPC 모드의 요구조건을 만

족하는 유일한 해를 결정할 수 있다

두 번째로 VC 모드에 대해 살펴보자 VC 모드는 |vaci|를 원하는 지령

값인 vaci로 유지시키는 것을 목적으로 한다 |vaci| 대신 v

aci가 관계식에서

활용되기 때문에 식 (411)와 (413)에서 QG를 소거하여 아래의 수식을

도출할 수 있다

0sin cos ( ) tan ( )( ) 0g aci g aci g aci wind dc dci inv f g aciv v g b P R i b b v (418)

또한 식 (416)을 |vaci| 대신 vaci를 대입하여 아래와 같이 다시 기술할 수

있다

0( ) cos sin ( )( ) 0wind dc dci g aci g aci g aci g f aciP R i v v g b g g v (419)

식 (417)은 VC 모드에도 그대로 적용할 수 있기 때문에 VC 모드에 대

해 (417) (418) (419)의 세 개의 방정식이 적용 가능하며 RPC 모드와

다르게 |vaci|가 모르는 변수가 아니기 때문에 3개의 모르는 변수(idci0 v

θaci)를 갖는다 따라서 VC 모드에 대해서도 요구조건(|vaci| = vaci)을 만족하

는 유일한 해를 도출할 수 있다

마지막으로 PFC 모드는 하이브리드 HVDC로부터 인버터 단 계통으

로 유입되는 유효전력 및 무효전력의 역률을 제어한다 목표가 되는 역

률각(power factor angle)을 φ로 정의하면 PG와 QG 사이에 다음과 같은 관

계식이 성립한다

tanG GQ P (420)

앞서 정의된 관계들을 활용하여 (410)과 (411)를 (420)에 대입하여 식

(421)의 관계식을 도출할 수 있다

2 2 2 2

0 0( ) | | tan ( ) tan | | 0wind dc dci f aci wind dc dci inv f aciP R i g v P R i b v (421)

PFC 모드에 대해서도 식 (418)은 여전히 성립하기 때문에 vaci를 |vaci|로

변경하여 (418)를 아래와 같이 다시 쓸 수 있다

0| | sin cos ( ) tan ( ) | | 0g aci g aci g aci wind dc dci inv f g aciv v g b P R i b b v (422)

추가적으로 식 (416)과 (417)은 PFC 모드에 대해서도 앞선 RPC 모드와

똑같이 정의될 수 있기 때문에 4개의 모르는 변수(idci0 v

dci0 |vaci| θaci)를 갖

는 4개의 연립 방정식으로 PFC 모드를 정의할 수 있다 따라서 유일한

해를 결정할 수 있다 최종적으로 각각의 모드(RPC VC PFC 모드)에 대

한 연립방정식들과 변수들을 표 41에 정리하였으며 모든 모드에 대해

연립방정식의 수와 변수의 개수가 일치하기 때문에 유일한 해를 결정할

수 있다

표 41 제안하는 협조 제어 기법의 각 모드의 방정식 및 변수

모드(Mode) 방정식(Equations) 결정 변수(Unknown Variables)

RPC (414) (415) (416) (417) idci0 v

dci0 |vaci| θaci

VC (417) (418) (419) idci0 v

dci0 θaci

PFC (416) (417) (421) (422) idci0 v

dci0 |vaci| θaci

앞서 살펴본 바와 같이 각 모드에 대해서 모르는 변수와 방정식의

개수가 같으므로 해가 특정된다는 것을 알아보았다 하지만 단순히 해

의 존재 유무만을 아는 것뿐 아니라 각 모드에 대해서 모르는 변수 들에

대하여 연립 방정식의 해를 도출할 수 있어야 한다 하지만 앞선 수식들

에서 볼 수 있듯이 대부분의 방정식이 변수들의 비선형 관계식을 따른다

따라서 일반적인 대입법이나 소거법을 통해 변수들의 값을 결정하는 것

은 많은 어려움이 따른다 따라서 비선형 연립방정식을 풀 수 있는 기법

을 본 협조 제어기법에서 적용을 해야 한다 많은 방법론이 존재하지만

본 논문에서는 비선형 연립방정식을 풀기 위해서 뉴턴이 고안한 뉴턴-랩

슨(Newton-Raphson NR) 방법을 사용했다[70] 그림 44는 본 논문에서 사

용한 NR 방법의 순서도를 보여준다 NR 방법에 사용된 관계식 및 민감

도는 Appendix B에 정의되어 있다

시작

max(Jn)-1f

n(Xn)ltε No

벡터 함수[fn(Xn)] 및 야코비 행렬[J

n] 정의

Xn+1=X

n ndash (Jn)-1f

n(Xn) n=n+1

초기화 X0 정의 및 n=0

그림 44 뉴턴-랩슨(NR) 방법 순서도

제 3 절 병렬 보상설비(SSD)와의 협조 제어 방안

기본적으로 전류형 컨버터와 협조하는 병렬 보상 설비는 크게 3가지

종류가 있다 첫 번째로는 병렬 고조파 필터로 전류형 컨버터가 발생시

키는 고조파 전류를 저감시키는 역할을 수행함과 동시에 계통에 무효전

력을 공급하는 역할을 수행한다 두 번째로는 고조파 필터 역할은 수행

하지 않으면서 무효전력 공급만을 수행하는 병렬 커패시터이다 마지막

으로 필터가 낮은 운전점에 포함되면 무효전력 공급량이 흡수량에 비해

매우 높을 수 있기 때문에 오히려 무효전력을 소비하는 병렬 리액터가

설치될 수 있다 본 논문에서는 다양한 병렬 보상설비의 특성을 고려하

는 것이 아니고 무효전력 보상 관점에서만 바라볼 것이기 때문에 이를

통틀어 스위칭 병렬 설비(switched shunt device SSD)라고 칭하도록 한다

431 병렬 보상설비(SSD) 제어 방안의 기본적인 개념

앞선 DC 전압 지령 값 계산 방안에서는 SSD의 상태를 고정해 놓은

수식들을 고려하였다 따라서 앞선 과정에서 결정된 DC 전압 지령 값이

DC 전압의 안정적 범위 내에 포함된다고 볼 수 없다 이 때 계산된 DC

전압 지령 값이 안정적 범위 내에 포함되게 하려면 SSD와의 협조 제어

방안을 고려하여 여러 번 NR 방법을 수행하여 한다 SSD 제어에는 다양

한 목적이 존재할 수 있으나 본 논문에서는 DC 전압을 안정적인 범위

내에서 최대한 높게 유지하는 것을 목표로 한다 왜냐하면 계통 운영자

가 요구하는 무효전력 제약 조건 및 DC 전압의 유지 조건을 만족할 수

있으면 DC 전압을 최대한 높게 유지하는 것이 선로 손실을 최소화 하는

방안이기 때문이다

SSD의 제어에 대한 개념은 다음과 같이 볼 수 있다 세 가지 모드

에 대하여 무효전력에 대한 제약 조건을 만족시키기 위해서 특정한 QG

값을 유지해야 한다 그림 43에서 볼 수 있듯이 QG는 SSD가 공급하는

무효전력 양(QS)에서 인버터가 흡수하는 무효전력 량(Qinv)를 제한 값으로

정의할 수 있다 따라서 원하는 제어 목적을 만족시키기 위해서는 QS와

Qinv의 차를 일정하게 유지해야 한다 다시 말하면 SSD로부터 공급되는

무효전력 량을 증가시키면 QG를 일정하게 유지하기 위하여 더 많은 양

의 무효전력을 전류형 컨버터 측에서 흡수할 수 있다는 것을 의미한다

앞선 제어 기법들에서 살펴보았듯이 전류형 컨버터의 무효전력 흡수량은

DC 전압 값이 감소할수록 증가하기 때문에 SSD가 공급하는 무효전력

양이 늘어나면 전류형 컨버터가 흡수하는 무효전력을 증가시킬 수 있기

때문에 연쇄적으로 DC 전압 값을 감소시킬 수 있다 이러한 관점에서

제안하는 DC 전압 제어 방안과 SSD의 협조 제어 기법을 설계할 수 있

432 병렬 보상설비(SSD) 제어 기법 설계

DC 전압 지령 값 계산 방안과 협조한 SSD의 제어 기법은 그림 45

의 순서도에서 볼 수 있다 우선적으로 SSD 제어를 수행하기에 앞서 제

어를 위해 추가 사항을 고려해야한다 첫 번째는 SSD의 시지연이다 병

렬 커패시터는 일반적으로 계통에서 분리된 후 충전된 에너지가 모두 방

전된 뒤 다시 투입될 수 있다 이 시간이 보통 수 분이 걸리기 때문에

빠른 시 간격으로 제어를 수행하기 위해서는 SSD의 투입 가능 여부를

확인한 후 SSD 상태를 결정해야 한다 따라서 그림 45는 크게 두 가지

파트로 구분된다 왼쪽에 표현되는 부분은 SSD의 투입이 준비되지 않은

경우이며 이 경우에는 SSD를 고정해 놓은 상태에서 DC 전압 지령 값

(vdci0) 만을 결정한다 그 외에 SSD의 제어가 가능한 경우에는 오른쪽에

표현된 순서도 결과를 따른다

SSD가 제어 불가능 한 경우에는 앞서 2절에서 살펴본 DC 전압 지

령 값 계산 모듈이 적용되어 vdci0를 결정한다 하지만 결정된 v

dci0를 최

종 DC 전압 지령 값으로 사용할 수 없다 왜냐하면 계산된 값이 DC 전

압의 최댓값(max

dciv )과 최솟값(min

dciv )을 넘어설 수 있기 때문이다 따라서 만

약 최댓값보다 크다면 vdci0를

dciv 로 설정하고 최솟값보다 작다면 vdci0를

dciv 로 설정하여 최종 vdci0를 결정한다 이 값을 바탕으로 DC 전류 지령

값(idci0)을 결정하게 되는데 이는 (417)을 고려했을 때 다음과 같이 표현

된다

dci dc wind dci

v R P vi

SSD의 제어가 가능한 경우에는 최종적인 지령 치를 계산하는 방법

이 좀더 복잡하다 우선적으로 SSD 제어를 수행하기 위해서 전류형 컨

버터 측의 SSD의 상태를 미리 결정해 놓은 필요가 있다 SSD 상태를 정

해놓는 방법은 그림 46과 같이 표현된다

(01pu)

(02pu)

(-04pu)

(05pu)

상태 조합(Combination) 값

F1+L1+C1

F1+L1+C2

F1+L1+C1+C2

F1+C1+C2

상태

Switched Shunt Device (SSD) 상태 리스트

그림 46 SSD 상태 리스트 수립 방안

그림 46에서 고조파 필터(F1)은 항상 투입되어 있으며 두 개의 병

렬 커패시터(C1 C2)와 병렬 리액터(L1)이 동작하여 SSD 상태 리스트를

구성한다 그림에서 알 수 있듯이 상태의 번호()가 클수록 더 높은 값의

어드미턴스를 갖는다 따라서 높은 상태 번호는 더 많은 양의 무효전력

을 인버터 단의 계통에 공급할 수 있음을 의미한다 이는 컨버터의 구성

에 따라 다를 것이며 해당 리스트는 각각의 개별 HVDC에 대해 미리

결정되어야 한다

우선적으로 SSD의 상태에 대해 가장 낮은 무효전력을 공급하는 경

우에 대해서 DC 전압 지령 값 결정을 수행한다 즉 i = 0인 상태에서 시

작하여 인버터의 SSD 상태가 b0가 되게 한다 해당 상태에서 DC 전압

지령 값을 계산하면 전류형 컨버터가 흡수하는 무효전력도 가장 낮은

값이여야 하므로 가장 높은 DC 전압 값이 도출되게 될 것이다 그 때

도출된 DC 전압 값이 최댓값인 max

dciv 보다 크다면 DC 전압을 낮춰야 하

므로 공급되어야 하는 무효전력 양을 증가시켜야 한다 따라서 SSD의

상태 번호를 1 증가시킨다 따라서 bi를 bi+1로 변경시킨다 이 때 추후

사용을 위해서 전 상태의 DC 전압을 vprev에 저장해둔다

이와 같은 과정을 계산된 DC 전압 값이 최댓값보다 작아지는 순간

까지 반복한다 그러다 DC 전압 최댓값보다 작아지는 순간 도출된 DC

전압 지령 값을 최솟값인 min

dciv 와 비교하게 된다 만약 SSD의 용량이 적

절히 설계되었다면 도출된 DC 전압 값이 min

dciv 보다 큰 값일 것이기 때문

에 안정적 영역에서 DC 전압 지령 값을 결정할 수 있을 것이다 하지만

그렇지 않은 경우에는 안정적 영역 내에서 vdci0를 결정할 수 없을 수도

있다 이 경우에는 DC 전압의 최댓값인 max

dciv 또는 최솟값인 min

dciv 가 최

종 DC 전압 지령 값으로 결정되어야 한다

두 값 중 최종 값을 결정하기 위해서 현 상태에서 결정된 DC 전압

지령 값과 min

dciv 의 차와 전 상태에서 결정된 DC 전압 지령 값(vprev)과

dciv 의 차를 비교한다 만약 현 상태에서의 차가 전 상태에서의 차이보

다 작다면(min max

0dci dci prev dciv v v v ) 현 상태에서 목적으로 하는 무효전력

에 더 가깝게 제어할 수 있다는 것을 의미하기 때문에 min

dciv 가 최종 지령

값으로 결정된다 하지만 그 반대의 경우에는 이전 상태에서의 도출 결

과가 무효전력 출력을 지령 값에 더 가깝게 유지할 수 있음을 의미하기

때문에 max

dciv 가 최종 지령 값으로 결정된다 하지만 이 때 유의해야할 점

은 이전 상태의 전압 지령 값이 결정됐기 때문에 SSD의 상태도 이전 값

으로 변경(bf = bi-1)해주어야 한다는 것이다

위와 같은 과정을 거쳐 최종적으로 SSD의 상태 변동을 고려하여

DC 전압 지령 값과 SSD의 상태를 결정하였다 이러한 과정을 통해 각

모드에 따른 무효전력 제어를 위한 협조 제어 방안이 최종적으로 결정되

었다 다음 절에서는 추가적으로 협조 제어를 함양하기 위한 가이드라인

을 제시할 것이다

제 4 절 병렬 보상설비(SSD) 용량 선정에의 가이드라인

앞서 살펴본 바와 같이 SSD의 용량을 설정은 제안하는 협조 제어

기법을 구현하는 것과 밀접한 관련이 있다 SSD의 단위 용량을 너무 크

게 설정하게 되면 앞선 알고리즘에서 설명한 바와 같이 특정한 운전점

에서 무효전력 제어를 위한 DC 전압이 안정적인 범위를 넘어서게 될 수

있다 그렇다고 SSD의 단위 용량(step size)을 너무 작게 설정하면 무효전

력 보상을 위해 설치해야하는 SSD의 개수가 증가하므로 부지 넓이를

포함한 비용적 문제에 부딪히게 된다 따라서 SSD의 용량을 최대한 큰

값으로 결정하되 제어 불가능 영역이 존재하지 않도록 하는 것이 제안하

는 협조 제어 기법을 안정적으로 하이브리드 HVDC 시스템에 사용하기

위해서 매우 중요하다 따라서 본 절에는 제안하는 협조 제어 기법과 연

계하여 SSD의 단위 용량을 산정하는 가이드라인을 제시한다

기본적으로 모든 운전점에서 제안하는 협조 제어 기법이 연속적인

무효전력 제어 능력을 갖추려면 전류형 컨버터가 DC 전압 제어를 통해

얻을 수 있는 무효전력 변동량이 SSD가 공급하는 무효전력의 단위 용량

보다 커야 한다 즉 아래와 같은 제약조건이 성립해야 한다

inv SQ Q (424)

위의 수식에서 ΔQinv는 전류형 컨버터가 흡수하는 무효전력의 변동 가능

량을 뜻하며 ΔQS는 SSD의 단위 용량이다

하지만 기본적으로 ΔQinv는 전류형 컨버터의 무효전력 흡수량이 유

효전력 전송량에 비례한다는 특성을 고려했을 때 유효전력 전송량이 너

무 작은 경우에는 ΔQinv가 0에 수렴하게 되어 (424)를 만족하는 ΔQS를

구현하는 것이 불가능하다 따라서 제안하는 협조 제어 기법에서는 무효

전력 제어가 가능하게 하는 유효전력 전송량의 최솟값을 정의한다 최솟

값을 Pth라 할 때 따라서 제공되는 가이드라인은 아래의 조건을 만족하

는 경우에만 성립한다

wind thP P (425)

만약 Pwind가 위의 조건을 만족하지 못하는 경우에도 모든 운전점에서 무

효전력 제어가 되지 않을 뿐 대부분의 운영점에서는 무효전력 제어가 가

능하다

식 (424)를 모든 운전점에서 만족하는 SSD의 단위 용량(ΔQS)을 선

정하기 위해서는 전류형 컨버터의 무효전력 흡수량의 최솟값을 도출해야

한다 전류형 컨버터의 무효전력 흡수량은 기본적으로 유효전력의 크기

가 줄어들수록 작아지기 때문에 Pwind = Pth인 상태에서 ΔQinv가 최소가 되

는 것은 자명하다 또한 Qinv를 결정하는 요인은 |vaci|이다 AC 전압 크기

가 무효전력 흡수량에 미치는 영향을 알아보기 위해 그래프를 도식화하

였다 그림 47은 |vaci|에 따른 ΔQinv의 개형을 보여준다 유효전력 크기가

1 pu인 상태에서 AC 전압을 변화시켜가면서 DC 전압이 최댓값(105pu)

일 때와 최솟값(095pu)일 때의 무효전력 흡수량 차이를 도식화 하였다

그림에서 볼 수 있듯이 전류형 컨버터는 AC 전압 크기가 커질수록

ΔQinv가 줄어드는 특성을 갖는다 따라서 AC 전압 크기가 최댓값일 때

SSD의 단위 용량이 식 (424)를 만족해야 한다

AC 전압 크기에 따른 무효전력 흡수량 변동

무효전력

AC 전압 [pu]

0975 10 1025

그림 47 AC 전압 크기에 따른 무효전력 흡수량 변동

최종적으로 ΔQinv의 최솟값(min

invQ )은 유효전력의 Pth일 때 AC 전압

이 최댓값(max

aciv )일 때 결정된다 따라서 min

invQ 는 아래와 같이 정의할 수

있다

min max min max max( ) ( )inv inv aci th dci inv aci th dciQ Q v P v Q v P v (426)

식 (426)에서 Qinv는 (44)에 의하여 결정된다 한편 SSD에 의하여 공급되

는 단위 용량(ΔQS)은 AC 전압의 제곱에 비례하여 아래와 같이 정의할

수 있다

2| |S f aciQ b v (427)

위의 식에서 Δbf는 SSD의 단위 어드미턴스를 의미한다 최종적으로 모든

AC 전압에 대해 (424)를 만족하는 Δbf를 계산하기 위해서는 ΔQS의 최댓

값이 (426)에서 정의된 min

invQ 보다 작아야 하므로 아래의 조건을 만족

해야 한다

max 2 min( )f aci invb v Q (428)

따라서 최종적으로 SSD의 단위 어드미턴스는 아래와 같은 제약조건을

만족해야 한다

minmax

max 2( )

invf f

제 5 절 다단자 HVDC 시스템에의 적용 가능성 확인

본 절에서는 제안한 무효전력 제어 기법이 다단자 HVDC 시스템에

도 적용 가능한지에 대한 고찰을 수행한다 앞서 서론에서 기술했듯이

실제적으로 하이브리드 HVDC가 단순 PTP 시스템이 아닌 다단자 시스

템으로 많이 고려하기 때문에 해당 고찰이 큰 의미를 갖는다

가장 먼저 제안한 하이브리드 HVDC의 제어 기법이 다단자 하이브

리드 HVDC에 적용 가능함을 확인하기 위해서 다단자 HVDC 시스템이

PTP 시스템으로 등가될 수 있는지 분석하였다 그림 48은 정류기 단이

두 개의 변동성 자원과 연계된 2단자 하이브리드 HVDC 시스템을 보여

준다 그림 48에서 해상풍력 측의 DC 전압 전류 및 선로 저항은 각각

vdc1 idc1 Rdc1으로 표현되었으며 태양광 측의 DC 전압 전류 및 선로 저항

은 각각 vdc2 idc2 Rdc2로 표현되었다 두 곳에서 공급된 DC 전류는 중간

지점에서 합류하여 Rdc3의 저항을 갖는 케이블을 통해 인버터에 공급된

다 이 때 인버터 단의 DC 전압은 vdc3이다 입력 값으로 제공되는 것

은 해상풍력과 PV의 유효전력 출력인 Pwind와 P

pv이다

P wind

그림 48 2단자 하이브리드 HVDC 시스템 개념도

그림 48의 2단자 하이브리드 HVDC는 PTP 하이브리드 HVDC 시스

템과 구조가 다르기 때문에 본 학위논문에서 제안한 제어 기법을 바로

적용할 수 없다 하지만 그림 48의 2단자 하이브리드 HVDC 시스템은

그림 49와 같은 등가회로의 형태로 표현할 수 있다 그림 49에서의 ieq

와 Req는 등가 시스템에서의 DC 전류 및 선로 저항 값을 의미한다

ieqPwind + P

그림 49 2단자 하이브리드 HVDC 시스템의 PTP 등가회로

그림 49에서 등가된 DC 전류와 저항 값은 전송되는 유효전력의 제

약조건을 만족한다는 가정 하에 아래와 같이 표현 가능하다

1 2 eq dc dci i i (430)

wind pv dc eq

P P v iR

i (431)

그림 49의 등가회로에서 볼 수 있듯이 그림 48의 2단자 하이브리

드 HVDC 시스템은 그림 49와 같은 PTP 하이브리드 HVDC와 정상상태

값을 모두 갖게 유지할 수 있다 즉 앞서 제안한 드룹 제어 방안과 협조

제어 방안이 약간의 파라미터 수정을 통해 적용 가능하다는 것을 의미한

다 이를 2단자 시스템에 대해서만 살펴보았지만 하나의 인버터가 연결

되어 있는 여러 개의 다단자 하이브리드 HVDC 시스템에 대해서도 마찬

가지로 적용 가능하다

추가적으로 2개의 인버터가 전력계통에 연계되어 있는 5단자 하이브

리드 HVDC 시스템에 대하여 제안한 제어 기법 적용 가능 여부를 살펴

보았다 그림 410은 5단자 하이브리드 HVDC 시스템의 등가회로를 보여

준다 3개의 해상풍력단지의 유효전력 출력은 Pw1 P

w3로 나타나며 해

당 값들이 입력 값으로 사용된다

Wind 2

VSC 1Wind 1

1dcV 4

VSC 3Wind 3

1 1f f

2 2f f

G Bj 3 3line lineG Bj

1 1line lineG Bj

2 2line lineG Bj

1 1ac acV

2 2ac acV

그림 410 5단자 하이브리드 HVDC 시스템

그림 410에서 해상풍력단지에서 공급되는 유효전력 값은 각각 다음

과 같이 표현할 수 있다

1 4 1 21 1

0dc dc dc dc

dcw dc dc

V V V VP V

R R (432)

2 3 2 12 2

0dc dc dc dc

dcw dc dc

V V V VP V

R R (433)

3 2 3 53 3

0dc dc dc dc

dcw dc dc

V V V VP V

R R (434)

위의 수식들에서 각 모선의 DC 전압은 1dcV 2

dcV 3dcV 4

dcV 5dcV 로 나

타나며선로의 DC 저항은 1dcR 2

dcR 3dcR 4

dcR 로 나타난다 이 때 인버

터로 나가는 DC 전류 값( 1invI 와 2

invI )은 다음과 같이 표현 가능하다

1 1 41

0( )dc dc dc

V V VI

R (435)

3 3 52

0( )dc dc dc

V V VI

R (436)

이 때 인버터 단으로 전력 계통에 공급되는 유효전력( 1invP 와 2

invP )은 아

래와 같이 정의할 수 있다

1 4 1 0inv dc invP V I (437)

2 5 2 0inv dc invP V I (438)

인버터 단에서 전력계통으로 공급되는 무효전력( 1invQ 와 2

invQ )은 앞선 PTP

하이브리드 HVDC와 마찬가지로 아래와 같이 정의된다

1 1 1 0taninv inv invQ P (439)

식 (439)와 (440)에서 1inv와 2

inv는 전류형 컨버터의 유효전력과 무효

전력 간의 역률각을 나타내며 앞선 PTP 하이브리드 HVDC와 마찬가지

로 정의된다 그림 410에서도 마찬가지로 AC 등가회로에 대한 조류계산

방정식을 정의할 수 있으며 식 (441)에서 (444)와 같다

21 1 1 2 1 1 2 1 2 1

1 2 1 1 2 2 1 2 0

( )( ) ( cos sin )

cos( ) sin( )

inv f line line ac ac ac line ac line acg

ac ac line ac ac line ac ac

P G G G V V V G B

V V G B (441)

22 2 1 3 2 2 3 2 3 2

2 1 1 2 1 2 2 1 0

( )( ) ( cos sin )

cos( ) sin( )

P G G G V V V G B

V V G B (442)

21 1 1 2 1 1 2 1 2 1

1 2 1 1 2 2 1 2 0

( )( ) ( sin cos )

sin( ) cos( )

Q B B B V V V G B

V V G B (443)

22 2 1 3 2 2 3 2 3 2

2 1 1 2 1 2 2 1 0

( )( ) ( sin cos )

sin( ) cos( )

Q B B B V V V G B

V V G B (444)

앞선 등가회로를 통해 도출된 수식들에서 특성 방정식은 총 15개이다

이 때 시스템에서 사용되는 변수는 총 13개인데 이는 앞선 경우와 마찬

가지로 두 가지의 제약조건을 더 적용할 수 있다는 것을 의미한다 따라

서 위와 같은 다단자 하이브리드 HVDC 시스템에 대해서도 무효전력

제어가 가능하다는 것을 알 수 있다

제 5 장 협조 제어 방안 시뮬레이션 검증

5장에서는 4장에서 제안된 하이브리드 HVDC 시스템의 협조 제어방

안에 대한 검증을 수행한다 기본적으로 시뮬레이션 파라미터는 3장에서

제공된 드룹 제어 방안 검증에 대한 시뮬레이션 파라미터와 동일하다

따라서 본 장에서 다시 시뮬레이션 파라미터에 대한 기술을 수행하지 않

았다

5장의 구성은 다음과 같다 가장 먼저 제안된 협조 제어 방안을 검

증하기 위하여 일반적인 하이브리드 HVDC 시스템과의 결과를 비교해보

았다 비교 검증을 통해 제안된 협조 제어 기법이 무효전력을 성공적으

로 제어 한다는 것을 살펴보았다 두 번째로 2절에서는 협조 제어 기법

이 제공하는 다양한 모드의 시뮬레이션 결과를 분석하였다 3절에서는 제

안된 협조 제어 기법이 Pth보다 낮은 유효전력에 대해서는 어떤 특징을

갖는지 MATLAB 시뮬레이션을 통해 최종적으로 4절에서는 드룹 제어기

를 함께 고려하여 협조 제어기가 포함된 경우와 포함되지 않은 경우에

대한 시뮬레이션을 수행하여 제안하는 협조 제어 기법의 통합적 효과를

분석하였다

제 1 절 대조군과의 비교를 통한 협조 제어기 검증

본 절에서는 일반적인 제어 기법을 적용한 하이브리드 HVDC 시스

템과 제안한 협조 제어 기법이 적용된 하이브리드 HVDC 시스템의 응동

특성을 비교하였다 일반적인 제어 기법 하에서는 DC 전압이 운전점과

관계 없이 일정하게 유지되고 단순한 SSD의 제어를 통해 AC 전압이 유

지 된다

511 고정된 SSD 상태에서의 응동 파형 비교

그림 51은 SSD의 제어를 고려하지 않았을 때 일반적인 제어 방안

과 제안하는 협조 제어가 적용된 상태에서의 해상풍력연계용 하이브리드

HVDC 시스템의 시뮬레이션 결과를 보여준다 제안하는 제어기에서는

세 가지 제어 모드 중 VC 모드가 적용되었으며 지령 값(vaci)은 240 kV이

다 시뮬레이션은 PSCAD와 MATLAB 시뮬레이션을 통해 검증되었으며

모든 지령 값은 1초마다 변경된다고 가정하였다 MATLAB 시뮬레이션은

지령 값을 도출하기 위한 HVDC 변수들의 정상상태 파라미터를 계산하

는 것이 목적이기 때문에 과도 특성이 드러나지 않고 오직 정상상태 값

만을 시간에 따라 출력한다 풍력단지 측의 유효전력 출력은 그림 51(a)

에서 나타나는 것과 같이 1000MW에서 시작해서 매 초마다 100MW씩

감소하여 600MW까지 감소하게 된다

그림 51(b)는 인버터 단에서 출력되는 유효전력 값을 나타낸다 제

안하는 제어 방안의 적용 유무로 인하여 DC 선로 손실이 약간 바뀌지만

그 효과가 미미하여 인버터 단 유효전력 출력은 적용된 제어 방안에 관

계 없이 동일한 것으로 보인다 그림 51(c)와 51(d)는 인버터 단의 DC

전류와 전압을 보여준다 그림 51(c)에서 볼 수 있듯이 DC 전류 값이 제

어 방안에 따라 다른데 이는 DC 전압 값 변동으로 인하여 같은 유효전

력을 합성하기 위함이다 그림 51(d)에서 볼 수 있듯이 일반적인 제어방

시간 (s)0 51 2 3 4

(c) 인버터 단 DC 전류 (idci)

(d) 인버터 단 DC 전압 (vdci)

idci (Conv PSCAD)idci (Conv MATLAB)

(a) 풍력단지 측 유효전력 출력 (Pwind)

idci (Conv PSCAD)idci (Conv MATLAB)idci (Prop PSCAD)idci (Prop MATLAB)

idci (Conv PSCAD)idci (Conv MATLAB)Pinv (Conv PSCAD)Pinv (Conv MATLAB)Pinv (Prop PSCAD)Pinv (Prop MATLAB)

idci (Conv PSCAD)idci (Conv MATLAB)vdci (Conv PSCAD)vdci (Conv MATLAB)vdci (Prop PSCAD)vdci (Prop MATLAB)

는 협조 제어 방안이 적용된 하이브리드 HVDC 시스템의 시뮬레이션 결

과 (a) 풍력단지 측 유효전력 Pwind (b) 인버터 단 유효전력 Pinv (c) DC 전

류 idci (d) DC 전압 vdci (e) AC 전압 |vaci|

안에 대해서는 DC 전압이 운전점 변경에 상관없이 일정하다 하지만

제안하는 제어 기법이 적용된 경우 AC 전압을 240kV로 유지하는 DC 전

압 값을 제안하는 제어기가 계산하기 때문에 전송하는 유효전력이 감소

함에 따라 DC 전압도 같은 추세로 감소하는 것을 확인할 수 있다 이

때 PSCAD에서 발생하는 DC 전압의 시지연은 측정 때 사용하는 LPF의

영향이다

마지막으로 그림 51(e)는 인버터 단의 AC 전압 크기를 보여준다 일

반적인 제어 기법이 적용된 경우에는 유효전력의 출력이 감소함에 따라

전류형 컨버터가 흡수하는 무효전력이 비례하여 감소하기 때문에 AC 계

통으로 공급되는 무효전력 양은 증가하고 그로 인하여 AC 전압이 지속

적으로 증가하는 것을 확인할 수 있다 실제로 약 10 수준의 AC 전압

이 변동하기 때문에 충분히 AC 계통에 악영향을 줄 수 있는 수치이다

그에 반해 제안하는 제어 기법이 적용된 경우에는 유효전력 변동에도 불

구하고 AC 전압이 거의 발생하지 않는 것을 확인할 수 있다 또한 AC

전압 측면에서 PSCAD 시뮬레이션 결과와 MATLAB 시뮬레이션 결과 사

이에 약간의 차이가 발생하는데 이는 PSCAD 시뮬레이션 상에서 AC 전

압 측정 시 많은 고조파가 포함되 LPF를 적용함으로써 나타나는 오차

때문이다

하지만 그림 51의 결과에서는 제안하는 제어 기법에 대하여 SSD의

제어를 추가적으로 고려하지 않았다 그로 인하여 그림 51(d)의 결과를

보면 DC 전압 변동이 525kV에서 455kV까지 발생하는 것을 확인할 수

있다 일반적으로 DC 전압 최댓값과 최솟값은 105와 95라고 생각한

다면 해당 시스템에 대하여 525kV와 475kV이므로 안정적인 범위를 벗

어나는 결과라고 할 수 있다 따라서 이를 해결하기 위한 SSD의 제어

방안의 효과를 추가적으로 살펴본다

512 SSD 적용 유무에 따른 제안된 제어 기법 검증

제안된 제어 기법에 SSD와의 협조 제어가 포함된 경우를 검증하기

위하여 우선적으로 SSD의 단위 용량을 산정하였다 단위 용량 산정은 4

장 4절에서 제안된 방법에 의하여 결정하였으며 그 값은 625μF이다 제

안된 시스템의 유효전력 출력은 Pth보다 크기 때문에 해당 값을 통해 모

든 영역에서 무효전력 제어가 가능할 것이다

그림 52는 SSD 제어가 적용되지 않은 상태와 적용된 상태에서의

하이브리드 HVDC 시스템의 시뮬레이션 결과를 보여준다 시뮬레이션

시나리오는 그림 52(a)에서 볼 수 있듯이 앞선 시뮬레이션과 동일하며

VC 모드의 지령 값은 240kV이다 SSD 제어 적용 유무에 상관 없이 유효

전력 출력은 그림 52(b)에 볼 수 있듯이 동일하다 하지만 그림 52(c)와

52(d)에서 볼 수 있듯이 DC 전류 및 전압 결과는 동일하지 않다 그림

52(d)에서 볼 수 있듯이 SSD 제어가 고려되지 않은 경우 0~1초 4~5초

사이에 DC 전압 위배가 발생한다 따라서 병렬 커패시터가 DC 전압을

안정적인 범위로 유지하기 위하여 탈락하게 된다 3초에서 4초 사이의 구

간에서는 SSD를 고려하지 않은 상태에서도 DC 전압 위배가 발생하지

않는다 하지만 SSD의 제어가 고려되었을 때 병렬 커패시터의 탈락이

발생하게 되는데 이는 제안하는 협조 제어 기법이 DC 전압을 안정적으로

i dci [

aci| [

idci (w SSD PSCAD)idci (w SSD MATLAB)idci (wo SSD PSCAD)idci (wo SSD MATLAB)

idci (Conv PSCAD)idci (Conv MATLAB)Pinv (w SSD PSCAD)Pinv (w SSD MATLAB)Pinv (wo SSD PSCAD)Pinv (wo SSD MATLAB)

시간 (s)0 51 2 3 4

(f) SSD 상태 (i)

i (w SSD)

i (wo SSD)

maxdciv

idci (Conv PSCAD)idci (Conv MATLAB)vdci (w SSD PSCAD)vdci (w SSD MATLAB)vdci (wo PSCAD)vdci (wo MATLAB)

mindciv

(a) 풍력단지 측 유효전력 Pwind (b) 인버터 단 유효전력 Pinv (c) DC 전류

idci (d) DC 전압 vdci (e) AC 전압 |vaci| (f) SSD 상태 i

유지시켜주는 것뿐만 아니라 그 안에서 최대한 높은 값으로 제어하는 것

을 목표로 하기 때문이다 또한 그림 52(c)에서 볼 수 있듯이 1초에서 3

초 구간을 제외하고는 같은 유효전력을 합성하기 위해 DC 전류가 DC

전압 값의 차이에 따라 변한다

그림 52(e)에서 볼 수 있듯이 SSD 제어의 적용 유무와 관계 없이

AC 전압이 일정하게 유지되지만 DC 전압 위배가 발생하기 때문에 SSD

가 적용되지 않은 결과는 타당하지 않다 이 때 SSD의 상태 변화는 그

림 52(f)에 나타난다

513 일반적인 경우와의 SSD 제어 기법 비교

그림 53은 SSD 제어가 반영된 경우의 일반적인 제어 방안이 적용

된 경우와 제안한 제어 방안이 적용된 경우의 하이브리드 HVDC 시스템

의 출력 파형을 보여준다 일반적인 제어 방안의 경우 SSD가 AC 전압을

최대한 지령 값(240kV)에 가까워 질 수 있도록 조절하였다 그림 53의

시나리오는 앞선 시뮬레이션들과 동일하다 그림 53(a)과 53(b)에서 볼

수 있듯이 유효전력에 대한 개형은 앞선 결과들과 동일하다 또한 53(c)

와 53(d)에서 볼 수 있듯이 일반적인 제어 방안에 대하여 DC단 전류와

전압은 앞선 일반적인 제어 기법이 적용된 결과와 동일하다 특히 그림

53(d)에서 볼 수 있듯이 DC 전압이 유효전력 변동과 상관없이 일정하게

유지되는 것을 확인할 수 있다 최종적으로 그림 53(e)의 AC 전압 크기

는 일반적인 제어 기법에 대하여 SSD가 동작하여 240kV 부근으로 제어

된다 하지만 제안하는 제어 기법이 적용된 경우와 같이 완벽하게 지령

i dci [

aci| [

시간 (s)0 51 2 3 4

(f) SSD 상태 (i)

i (Conv)

i (Prop)

idci (Conv PSCAD)idci (Conv MATLAB)vdci (Conv PSCAD)vdci (Conv MATLAB)vdci (Conv PSCAD)vdci (Conv MATLAB)

idci (Conv PSCAD)idci (Conv MATLAB)idci (Conv PSCAD)idci (Conv MATLAB)idci (Prop PSCAD)idci (Prop MATLAB)

뮬레이션 결과 (a) 풍력단지 측 유효전력 Pwind (b) 인버터 단 유효전력

Pinv (c) DC 전류 idci (d) DC 전압 vdci (e) AC 전압 |vaci| (f) SSD 상태 i

값에 일치하도록 제어가 되지는 않는다 결과적으로 제안하는 협조 제

어기법이 SSD가 가지고 있는 불연속적 특성을 DC 전압 제어를 통해 보

상해줄 수 있다는 것을 확인할 수 있다 SSD 상태는 그림 53(f)에 표현

되어 있다

제 2 절 제안하는 협조 제어기의 3가지 모드 검증

본 절에서는 제안하는 협조 제어 기법이 제공하는 3가지 모드가 특

정 운전점에서 정확하게 동작하는지 살펴본다 본 절에서 제공되는 시뮬

레이션은 유효전력 지령 값이 고정되어 있는 상태로 진행되며 무효전력

에 대한 지령 값을 순시적으로 변화시켰다 또한 다양한 유효전력 지령

값에 대해서 제어기가 동작하는 것을 확인하기 위해 각 모드 별로 시뮬

레이션 시나리오를 다르게 하였다

521 RPC 모드 검증

그림 54는 제안된 협조 제어 방안의 세 가지 모드 중 RPC 모드를

적용한 경우의 시뮬레이션 결과이다 시뮬레이션 시나리오 상에서 Pwind

는 1000MW로 고정되어 있으며 1초 간격으로 QG의 지령 값인 QG만

300MW에서 20MW씩 감소시켰다 그림 54(a)에서 볼 수 있듯이 무효전

력 지령 값이 변함에 따라 DC 전압 지령 값이 변하는 것을 볼 수 있으

며 그에 따라 무효전력 출력이 그림 54(b)에서 보이는 바와 같이 정확

하게 지령 값을 따라가는 것을 확인할 수 있다 QG가 감소하기 위해서는

전류형 컨버터가 흡수하는 무효전력 양은 증가해야 하기 때문에 시간이

지날 때마다 DC 전압 값이 감소한다 그림 54(c)는 SSD 상태 변화를 보

여주는데 1초에 하나의 병렬 커패시터가 계통으로부터 탈락하게 되는 것

을 알 수 있다 1초에는 SSD의 변화가 있기 때문에 그림 54(a)에 보이는

바와 같이 DC 전압에 대해서도 큰 변화가 발생하는 것을 확인할 수 있

다 SSD가 탈락하였기 때문에 QS가 감소하였고 이를 보상하기 위해 Qinv

또한 감소해야 하기 때문에 DC 전압의 급격한 증가가 발생한다 모든

시뮬레이션 파형을 확인했을 때 결과적으로 RPC 모드가 올바르게 구현

되었다는 것을 볼 수 있으며 PSCAD 시뮬레이션 결과와도 거의 일치하

는 것을 확인할 수 있다

(b) 무효전력 출력 (QG)

시간 (s)0 61 2 3 4

(c) SSD 상태 (i)

QG (PSCAD)

QG (MATLAB)

vdci (PSCAD)

vdci (MATLAB)

QG (c) SSD 상태 i

522 VC 모드 검증

그림 55는 VC 모드에 대한 시뮬레이션 결과를 나타낸다 풍력단지

의 유효전력 출력을 800MW로 고정되어 있으며 시간에 따라 AC 전압

지령 값을 240kV에서 5kV 단위로 260kV까지 매초 증가시켰다 AC 전압

이 증가하기 위해서는 HVDC로부터 계통에 공급되는 무효전력인 QG가

증가해야 한다 또한 앞서 살펴본 바와 같이 QG를 증가시키기 위해서는

전류형 컨버터가 흡수하는 무효전력을 감소시켜야 한다 따라서 결과적

으로 AC 전압을 상승시키기 위해서는 DC 전압을 증가시켜야 한다 인

버터 단의 DC 전압 출력은 그림 55(a)에 나타나며 SSD가 동작하는 상

황이 아닌 경우에는 시간이 지날수록 DC 전압이 증가하는 것을 확인할

수 있다

또한 그림 55(b)에서 볼 수 있듯이 AC 전압 출력이 지령 값을 잘

따라가는 것을 확인할 수 있다 지령 값 변화에 따라서 SSD의 상태는

그림 55(c)에서 볼 수 있듯이 2초와 4초에 두 번의 변화가 있었으며 각

순간에 하나의 병렬 커패시터가 추가적으로 투입되었다 SSD가 투입되면

QS가 증가하고 이에 맞춰 Qinv를 증가시켜야 한다 따라서 2초와 4초에

SSD가 투입될 때 전류형 컨버터 무효전력 흡수량을 증가시키기 위해

DC 전압이 감소한다 결과적으로 SSD의 투입 여부를 포함해서 모든 지

령 값 변화에 따라 AC 전압 출력이 지령 값을 잘 따라가므로 VC 모드

가 올바르게 구현되었다는 것을 확인할 수 있으며 PSCAD 시뮬레이션

결과와 MATLAB을 통해 계산된 정상상태 값도 거의 일치하는 것을 확

인할 수 있다

vdci [

(c) SSD 상태 (i)

|vaci| (PSCAD)

|vaci| (MATLAB)

vdci (PSCAD)

vdci (MATLAB)

|vaci|

시간 (s)51 2 3 4

SSD 상태 i

523 PFC 모드 검증

그림 56은 PFC 모드에 대한 시뮬레이션 결과를 나타낸다 풍력단지

유효전력 출력은 600MW로 Pth에 가까운 값이다 매 1초 마다 역률각의

지령 값(φ)을 30deg에서 40deg까지 2deg간격으로 증가시켰다 그림 56(a)에서

볼 수 있듯이 역률각 지령 값이 증가함에 따라 DC 전압이 증가하는 추

세를 갖는 것을 볼 수 있다 이는 역률각 증가를 위해서는 전력계통으로

공급되는 무효전력 양이 증가해야 하는데 이를 위해서는 전류형 컨버터

가 흡수하는 무효전력이 감소해야되기 때문이다

(b) 역률각 (φ)

시간 (s)0 61 2 3 4

(c) SSD 상태 (i)

φ (PSCAD)

vdci (PSCAD)

vdci (MATLAB)

φ (MATLAB)

SSD 상태 i

결과적으로 그림 56(b)에서 볼 수 있듯이 역률각은 매우 작은 오차

범위 내에서(02deg 미만) 지령 값을 잘 추종하는 것을 확인할 수 있다 또

한 그림 56(c)에서 볼 수 있듯이 2초에는 SSD가 추가적으로 투입되어

전류형 컨버터의 무효전력 흡수량을 높여야 한다 이는 그림 56(a)에서

보듯이 DC 전압 지령 값을 낮추는 효과를 보여준다

최종적으로 2절에서는 본 논문에서 제안한 협조 제어 기법의 3가지

모드에 대하여 모두 지령 값을 잘 추종하는 것을 확인하였다 따라서 앞

서 정의한 세 가지 목적을 필요에 따라 선정하여 계통 운영에 활용할 수

있다는 것을 볼 수 있다

제 3 절 낮은 유효전력에서의 협조 제어 특성 분석

4장의 4절에서 제안하는 협조 제어 기법에 적용할 수 있는 모든 운

전점에서의 무효전력 제어를 가능하게 하는 SSD의 단위 용량 크기 산정

에 대한 가이드라인을 제안하였다 SSD 단위 용량 산정에 있어서 연속적

인 무효전력 제어가 가능하게 하는 Pth를 정의하였다 따라서 제안된 가

이드라인에 따라 SSD 단위 용량을 산정하는 경우 Pth보다 낮은 풍력발전

출력에 대해서는 넓은 범위에서의 무효전력 제어가 불가능하다 하지만

풍력발전기의 유효전력 출력이 Pth 보다 낮은 경우에 대해서도 넓은 영

역의 무효전력 제어는 불가능 하지만 대부분의 경우에 무효전력 제어가

가능할 것이라는 것을 추측할 수 있다

본 절에서는 풍력 발전기의 유효전력 출력이 Pth보다 낮은 경우에

대한 시뮬레이션 결과를 보여준다 모든 지령 값에 대하여 연속적인 변

화에 대한 시뮬레이션 결과를 보기 위해서 PSCAD 시뮬레이션은 수행하

지 않고 MATLAB을 통한 지령 값 계산을 통해 결과를 도출하였다 본

절에서 수행한 시뮬레이션에서 Pwind는 400MW이며 VC 모드를 적용하여

지령 값은 230kV부터 260kV까지 선형적으로 변동시켰다

그림 57은 Pwind = 400MW일 때의 MATLAB 시뮬레이션 결과이다 그

림 57(a)에서 볼 수 있듯이 Pwind가 400MW임에 따라 인버터 측 유효전

력은 그것보다 약간 낮은 값으로 결정되는 것을 확인할 수 있다 그림

57(a)에서 볼 수 있듯이 일반적인 경우에 대해서는 DC 전압이 일정하기

때문에 같은 유효전력에 대해 DC 전류도 변하지 않아 항상 일정한 값

을 갖는 반면 제안된 경우에 대해서는 DC 전압 값 변동에 따라 DC 전

류도 함께 변하기 때문에 DC 선로의 손실이 약간 달라진다 따라서 제

안된 경우에 대해 유효전력이 일정한 값으로 도출되지 않는 것을 확인할

수 있다

AC 전압 지령 값 (kV)230

m ax 1 05p u dciv

m in 0 95p u dciv

v dci [

aci| [

Pinv (일반적 제어기법)

Pinv (제안된 제어기법)

(d) SSD 상태 (i)

vdci (일반적 제어기법)

vdci (제안된 제어기법)

i (일반적 제어기법)

i (제안된 제어기법)

|vaci| (일반적 제어기법)

|vaci| (제안된 제어기법)

|vaci| (지령 값)

235 240 245 250 255 260

과 (a) 인버터 단 유효전력 Pinv (a) DC 전압 vdci (b) 인버터 단 AC 전압

|vaci| (c) SSD 상태 i

그림 57(b)에서 볼 수 있듯이 일반적인 경우에 대해 DC 전압이 일

정한 반면 제안하는 제어 기법이 적용된 경우에는 AC 전압 지령 값이

변함에 따라 DC 전압 값이 변동하는 것을 볼 수 있다 반면 해당 시뮬

레이션에서는 유효전력 출력이 Pth보다 작기 때문에 특정 구간에서 DC

전압이 최댓값 또는 최솟값으로 유지되는 구간이 생긴다 최댓값과 최솟

값 중에 결정되는 것은 4장에서 제안된 제어 기법의 알고리즘에 의하여

결정된 것으로 둘 중 AC 전압을 지령 값에 더 가깝게 유지할 수 있는

값이 선택된 것이다

그림 57(c)는 일반적인 경우와 제안된 협조 제어 기법이 적용된 경

우의 AC 전압 파형을 나타낸다 그림 57(c)에서 볼 수 있듯이 제안된

제어 기법이 적용된 경우 AC 전압이 지령 값을 거의 항상 출력하는 것

을 확인할 수 있다 하지만 그림 57(b)의 DC 전압이 최댓값 또는 최솟

값에 닿는 순간에는 AC 전압이 지령 값을 완벽하게 따라가지 못하는 것

을 볼 수 있다 그에 반해 일반적인 경우에는 SSD의 동작만으로 AC 전

압 지령 값을 최대한 가깝게 유지한다 하지만 SSD의 용량이 크기 때문

에 대부분의 경우에 AC 전압 지령 값을 출력하지 못하는 것을 볼 수

있다 더불어 본 시뮬레이션 결과에서 볼 수 있듯이 제안된 협조 제어

기법이 적용된 경우에 비록 유효전력 출력 값이 Pth보다 작더라도 제안

된 협조 제어 기법을 적용했을 때 일반적인 경우와 비교하여 AC 전압을

더 잘 유지할 수 있다는 것을 확인할 수 있다

그림 57(d)는 AC 전압 지령 값에 따른 SSD 상태를 보여준다 그림

에서 볼 수 있듯이 제안된 제어 기법이 적용된 경우와 그렇지 않은 경

우에 대해서 AC 전압 지령 값을 유지하는 정도와 관계없이 비슷하게

SSD가 동작하는 것을 확인할 수 있다

제 4 절 드룹 제어 기법과의 통합 시뮬레이션

4장에서 기술한 바와 같이 본 논문에서 제안한 협조 제어 기법은 2

장에서 제안된 드룹 제어 기법의 한계를 극복하는 것을 목표로 한다 특

히 협조 제어 기법이 고려되지 않은 경우 DC 전압의 변동 범위가 제한

되어 있기 때문에 ΔPmax 보다 큰 유효전력 변동에 대하여 AC 전압을 일

정하게 유지하지 못한다는 한계를 가지고 있다 마지막으로 5장 4절에서

는 3장에서 살펴본 드룹 제어 기법의 시뮬레이션 결과와 비교하여 협조

제어 기법이 추가적으로 구현되었을 때 테스트 시스템에 대하여 어떤 특

징이 나타나는지 살펴본다

그림 58은 큰 풍속의 연속적인 변화에 따른 해상풍력 연계 하이브

리드 HVDC 시스템의 다양한 출력을 보여준다 그림 58에서는 다양한

결과의 비교를 위하여 일반적인 제어 기법이 적용된 경우(회색) 드룹 제

어 기법만 적용된 경우(파란색) 드룹 제어 기법과 협조 제어 기법이 동

시에 적용된 경우(붉은색) 총 3 가지 방법에 대한 결과를 표현하였다

시뮬레이션에 대한 시나리오는 3장 3절과 같으며 인버터 단의 계통 주

파수 변동은 고려하지 않았다 계통 주파수 변동이 고려된 경우에도 앞

서 주파수 변동에 따라 유효전력이 알맞게 출력되는 것을 검증하였고

출력되는 유효전력 및 DC 전압 변동에 대하여 SSD가 동작하는 것이므

로 해당 시뮬레이션에서 도출된 결과와 같은 결과가 도출될 것이 자명하

다 앞서 3장 3절에서 살펴보았을 때는 유효전력 변동이 ΔPmax 보다 큰

경우에는 DC 전압 변동의 제약 때문에 AC 전압 변동이 완벽하게 억제

되지 않는 것을 확인하였다 시뮬레이션은 PSCAD 상에서 수행되었으며

상태 공간 모델을 이용한 시뮬레이션은 포함되지 않았다 해당 시뮬레이

션에서 협조 제어는 1초의 주기를 갖고 동작한다

시간 (s)0 10

4 81 3 5 7 9

m ax 1 05p u dciv

m in 0 95p u dciv

v dci [

aci| [

Pinv (1차 제어만 포함)

Pinv (2차 제어 포함)

(d) SSD 상태 (i)

Pinv (일반적인 경우)

vdci (1차 제어만 포함)

vdci (2차 제어 포함)

vdci (일반적인 경우)

i (1차 제어만 포함)

i (2차 제어 포함)

i (일반적인 경우)

|vaci| (1차 제어만 포함)

|vaci| (2차 제어 포함)

|vaci| (일반적인 경우)

결과 (a) 인버터 단 유효전력 Pinv (a) DC 전압 vdci (b) 인버터 단 AC 전

압 |vaci| (c) SSD 상태 i

그림 58(a)는 해당 시뮬레이션의 유효전력 파형을 보여준다 그림에

서 볼 수 있듯이 유효전력 파형은 3가지 케이스에 대하여 거의 동일하다

는 것을 알 수 있으며 협조 제어가 포함된 경우에는 SSD의 투입과 탈

락에 따른 과도 특성이 표현되어 약간의 고조파 성분이 포함되는 것을

확인할 수 있다

그림 58(b)는 DC 전압 파형을 보여준다 가장 먼저 회색으로 표현

된 일반적인 제어 기법이 적용된 경우에는 DC 전압이 유효전력의 변동

과 상관없이 500kV로 일정하게 유지되는 것을 확인할 수 있다 그에 반

해 제안된 제어 기법이 적용된 경우에는 유효전력 출력 변동과 같은 방

향으로 DC 전압이 변동하는 것을 확인할 수 있다 하지만 드룹 제어 만

고려된 경우와 협조 제어가 함께 고려된 경우를 비교해보면 다른 결과를

얻을 수 있다 협조 제어의 포함 여부와 관계 없이 시작부터 4초까지와

6초에서 7초까지는 DC 전압이 같은 경향성을 가지면서 변동하게 된다

이는 협조 제어가 고려되었을 때 SSD의 상태가 고려하지 않은 경우와

같기 때문이다 하지만 4초에 DC전압이 하한 값인 475kV에 도달한 것을

확인하고 협조 제어기가 그림 58(d)에서 볼 수 있듯이 SSD를 하나 탈락

시킨다 이에 따라 DC 전압 값이 상승하는 것을 확인할 수 있다 마찬가

지로 6초와 7초에는 DC 전압이 최댓값에 도달한 것을 확인하고 그림

58(d)와 같이 추가적인 SSD를 투입하게 된다 이에 따라 DC 전압 값이

안정적인 범위 내에 유지되지만 적용되지 않은 경우와 다른 특성을 나

타내는 것을 알 수 있다

그림 58(c)는 이에 따른 AC 전압 파형을 보여준다 일반적인 제어

기법에 대해서는 유효전력 출력 변동에 따라 굉장히 큰 AC 전압 변동이

발생하게 된다 변동량은 정격 전압의 12에 달한다 이에 반해 제안된

제어 기법에 대해서는 AC 전압 변동이 거의 없는 것을 확인할 수 있다

하지만 협조 제어 기법이 적용되지 않은 경우에는 37초에서 55초까지

와 7초에서 95초까지 DC 전압이 각각 하한과 상한 값에 도달하면서

AC 전압이 완벽하게 억제되지 않는다 따라서 정격 전압의 2에 해당하

는 AC 전압 변동이 발생하게 된다 그에 반해 협조 제어 기법이 적용된

경우 AC 전압이 성공적으로 억제된다

그림 58(c)에서 볼 수 있듯이 SSD가 투입되고 탈락함에 따라 AC

전압 상에서 과도적인 흔들림이 발생하는 것을 볼 수 있다 이러한 과도

상황에서의 흔들림은 다양한 방법을 통해 해소될 수 있다[71] 하지만 본

학위논문에서는 SSD의 동적 특성은 고려 대상이 아니기 때문에 이에

대한 추가적인 고려는 수행하지 않는다

추가적으로 그림 58(c)에서 볼 수 있듯이 37초에서 4초까지는 협조

제어기법이 고려되지 않은 경우와 마찬가지로 AC 전압이 상승하는 것을

확인할 수 있다 이는 제안된 협조 제어 기법이 매 초마다 동작하는 것

을 가정했기 때문이다 따라서 37초에 DC 전압이 최댓값과 최솟값에 도

달한다고 하더라도 이를 협조 제어 기법이 동작하는 4초에 확인하여 수

정할 수 있다 이는 통신을 기반으로 하여 주기적으로 동작하는 제어기

의 특성 때문이다

5장의 1절부터 4절까지의 시뮬레이션 분석을 통해 다양한 측면에서

제안한 협조 제어 기법을 검증하였다 1절에서의 검증을 통해 제안된 제

어 기법에 비해 협조 제어 기법은 어떤 방식으로 무효전력 제어를 수행

하는지를 살펴보았으며 2절에서는 제안된 3가지 모드가 타당하며 잘 수

행된다는 것을 검증하였다 또한 3절에서 Pth보다 낮은 유효전력에 대한

시뮬레이션 분석을 통해 비록 낮은 유효전력 출력에 대해서도 완벽하지

는 않지만 무효전력 제어가 일반적인 경우에 비해 잘 수행된다는 것을

확인하였다 마지막으로 4절의 드룹 제어 기법과 연동된 시뮬레이션 분

석을 통해 제안된 드룹 협조 제어 기법이 함께 잘 적용되어 해상풍력

연계 하이브리드 HVDC 시스템의 무효전력 제어를 수행하는 것을 확인

할 수 있었다

제 6 장 결론 및 향 후 과제

전 세계적인 신재생 에너지에 대한 관심 증가에 따라 이를 계통에

안정적으로 연계하는 방안이 깊게 연구되었다 본 논문에서는 해상에 설

치되느ㄴ 대규모 변동성 자원의 계통 연계를 위해 가장 경제적인 선택지

인 하이브리드 HVDC의 유효전력 출력 변동에 따른 AC 전압 유지 기법

에 대한 연구를 수행하였다 가장 먼저 변동성 자원 연계 하이브리드

HVDC의 유효전력 출력이 풍속의 변화와 계통 주파수 제어 참여에 의해

변동한다는 것을 확인하였으며 이에 따라 순시적으로 AC 전압을 유지

시킬 수 있는 드룹 제어 기법을 제안하였다 또한 추가적으로 드룹 제어

기법이 갖고 있는 한계를 극복하기 위한 협조 제어 기법을 제안하였다

더불어 해당 제어 기법은 다양한 형태의 시뮬레이션을 통해 검증되었다

본 장에서는 논문의 연구 결과와 향후 과제에 대하여 기술한다

제 1 절 연구 결과

본 학위논문의 연구 결과를 요약하면 다음과 같다

첫째 대규모 변동성 자원 연계 시 연속적인 유효전력 변동에 대하

여 하이브리드 HVDC 시스템의 인버터 단 AC 전압을 일정하게 유지할

수 있는 제어 기법을 제안하였다 본 학위논문에서는 변동성 자원 연계

시 입력 값의 변화와 계통 주파수 제어 참여에 따라 유효전력의 변화가

발생한다고 정의하였다 이에 대하여 DC 전압을 순시적으로 변화시켜

인버터 단의 AC 전압을 일정하게 유지하는 방안을 제안하였다 제안된

제어 기법은 통신을 사용하지 않고 측정된 변수들에만 의존하며 순시적

으로 동작해야 하기 때문에 일반적으로 전력 시스템 분야에서 널리 활용

되는 드룹 제어 기법을 채용하였다 또한 DC 전압 제어를 수행하기 위

해 하이브리드 HVDC의 전류형 컨버터에 대하여 DC 전압과 무효전력

출력과의 관계를 면밀히 분석하였으며 분석 결과를 토대로 AC 전압의

변동을 억제하는 드룹 계수 산정 방안을 제안하였다 또한 제안된 제어

기법이 포함된 해상풍력단지 및 계통 연계를 위한 하이브리드 HVDC 시

스템을 해석하여 비선형 방정식 기반의 상태 공간 모델을 만들었다 해

당 모델을 통해 제안된 제어 기법이 안정적으로 하이브리드 HVDC 시스

템에 적용될 수 있음을 확인하였다

둘째 앞서 제안된 하이브리드 HVDC의 드룹 제어 기법이 선형 근

사에 기반하기 때문에 DC 전압의 정확한 지령 값을 추종할 수 없다는

점과 DC 전압 변동의 제약 때문에 넓은 범위의 유효전력 변동에 대하여

적용할 수 없다는 점을 극복하기 위하여 추가적인 협조 제어 기법을 제

안하였다 제안된 협조 제어 기법은 드룹 제어 기법과 다르게 통신을 이

용하여 일정한 주기를 갖고 동작하도록 설계되었으며 HVDC 특성 방정

식 및 AC 계통의 조류 계산 방정식에 기반한 비선형 방정식을 풀 수 있

는 방안을 포함한다 협조 제어 기법에서는 선형 근사식이 아닌 비선형

방정식을 뉴턴-랩슨 방법을 이용해 풀기 때문에 정확한 무효전력 출력

에 대한 DC 전압 지령 값을 도출할 수 있다 또한 추가적으로 유효전력

변동 범위를 확대하기 위한 SSD와의 협조 제어 방안을 제안하였다 SSD

와의 협조 제어를 통해 제한된 영역에서의 범위 내에서만 무효전력 제어

가 가능한 것이 아니라 넓은 범위에 대해서 무효전력 제어가 가능하다는

것을 보여주었다 특히 SSD와의 협조 제어는 드룹 제어 기법과 결합하

여 하이브리드 HVDC의 전류형 컨버터가 전압형 컨버터와 거의 유사한

응동을 할 수 있음을 보여주었다

셋째 제안된 드룹 및 협조 제어 기법을 다양한 시뮬레이션 모델을

통해 검증하였다 우선적으로 전력 계통 해석에 가장 널리 활용되는 소

프트웨어 중 하나인 PSCAD 모델에 대한 시뮬레이션이 모두 진행되었으

며 드룹 제어 기법을 검증하기 위해 본 논문에서 제안된 상태 공간 모

델과의 비교 검증이 포함되었다 또한 협조 제어 기법에 대해서는

MATLAB에서 구현된 지령 값 계산 모델에 대한 추가적인 시뮬레이션을

수행함으로써 제안한 모델에서 계산한 결과가 실제 과도 모델의 출력과

동일한지 검증하였다 드룹 제어 기법에 대한 시뮬레이션 검증을 통해

제안된 제어 기법이 포함된 하이브리드 HVDC가 풍속의 변화와 계통 주

파수 변화에 대하여 유효전력을 기존 방법과 동일하게 변화 시키며 추

가적으로 유효전력 변화에 대해 AC 전압이 흔들리지 않는다는 것을 확

인하였다 또한 협조 제어 기법에 대한 시뮬레이션을 통해 제안된 협조

제어 기법이 정확한 무효전력 출력을 위한 DC 전압 지령 값을 정확하게

계산하는지를 확인하였으며 SSD와의 협조 제어를 통해 넓은 영역에서의

무효전력 제어가 가능함을 확인하였다 최종적으로 드룹 및 협조 제어

기법이 모두 적용된 해상풍력 연계 하이브리드 HVDC 시스템에 대한 시

뮬레이션 검증을 수행하여 제안한 제어 기법들이 통합적으로 하나의 시

스템에 구현 가능하다는 것을 보였다

또한 본 학위논문에서 제안된 제어 기법으로 인해서는 다음과 같은

효과가 있다

첫째 해상에 설치되는 대규모 변동성 자원을 하이브리드 HVDC를

통해 연계 시 AC 전압 안정도 하락을 제거할 수 있다 특히 기존의 방

법과 같이 동기 조상기나 SVC STATCOM과 같은 추가적인 무효전력 보

상설비를 이용하지 않기 때문에 경제적으로 많은 이익을 얻을 수 있다

만약 안전도를 고려하기 위해 동기 조상기와 같은 설비와 함께 적용하

더라도 설치 용량을 혁신적으로 줄일 수 있기 때문에 많은 비용 저감을

할 수 있다

둘째 전류형 컨버터의 무효전력 출력을 능동적으로 제어할 수 있는

방안을 제안하였기 때문에 해당 측면에서 전압형 HVDC를 대신하여 하

이브리드 HVDC를 사용할 수 있다 일반적으로 다양한 적용 분야에 대

해 전압형 HVDC가 전류형 HVDC에 비해 많은 초기 비용을 필요로 하

기 때문에 무효전력 측면에서 같은 측면을 얻는 비교적 저렴한 HVDC

시스템을 구성할 수 있다 특히 기존에 약계통 연계 시 전류형 HVDC에

비해 전압형 HVDC가 사용된 점을 볼 때 이러한 측면에서 제안된 제어

기법을 적용한다면 하이브리드 HVDC를 좋은 옵션 중 하나로 사용할 수

있게 된다

셋째 하이브리드 HVDC를 통해 연계하는 변동성 자원을 보다 경제

적으로 유연성(flexibility)에 대한 공급 자원으로 활용할 수 있다 기존 해

상풍력은 전압형 HVDC를 통해 계통에 연계하는 것이 일반적이기 때문

에 하이브리드 HVDC에 비해 많은 비용을 요구한다 하지만 기존 제어

기법이 적용된 하이브리드 HVDC는 무효전력 제어가 불가능하다는 점에

서 해상풍력을 전력 계통에 연계하기에 불리한데 반해 제안된 제어 기

법을 적용한다면 보다 경제적으로 신재생 발전자원을 활용할 수 있다

또한 제안된 제어 기법은 신재생에너지원을 계통 주파수 자원으로 활용

하는데 통신을 활용하지 않는다는 점에서 추가적인 통신 인프라 건설이

필요 없다 이는 건설에 대한 비용을 저감할 수 있다는 뜻이며 더불어

통신 사용에 따른 신뢰도 하락 문제도 해결할 수 있다

제 2 절 향 후 과제

본 연구의 향 후 과제로는 다음과 같은 연구 주제가 진행되어야 할

것으로 생각된다

첫째 제안된 제어 기법을 실제 시스템에 구체화하기 위한 추가적인

연구를 수행해야 한다 시스템에 구체화하기 위해서는 특히 세 가지 측

면에 연구를 수행해야 한다 가장 먼저 해당 하이브리드 HVDC 모델에

대한 실험적(experimental) 검증을 수행해야 한다 실험적 검증을 통해 시

뮬레이션 상에서 발견하지 못했던 문제들을 확인할 수 있으며 이에 대

한 해결이 실제 시스템 구체화에 선결되어야 할 조건이다 또한 SSD의

제어에 대해 과도 특성을 고려해야 한다 본 학위논문에서는 SSD의 정

상상태 출력만을 고려할 뿐 과도 특성을 고려하지 않았는데 실제 시스

템에서는 SSD 투입에 따른 에너지화(energization)와 투입 및 탈락에 따른

고조파에 대한 연구를 수행해야 한다 이러한 특성을 고려하여 협조 제

어 기법을 완성한다면 보다 높은 완성도의 시뮬레이션 결과를 도식화

할 수 있을 것이다 마지막으로 제안된 제어 기법에 대한 경제성 분석을

수행해야 한다 제안된 제어 기법은 추가적인 무효전력 보상 설비를 없

엘 수 있으며 통신 인프라에 대한 요구가 없다 실제 시스템 구체화를

위해서는 이러한 현상에 대한 경제적 분석을 수행하여 제안된 시스템의

효과를 정량화 해야 할 필요가 있다

둘째 제안된 시스템에 대한 경제적 운영 방안을 구현할 필요가 있

다 제안한 제어 기법은 신재생발전자원 연계에 있어 감발 운전을 포함

한다 많은 선행연구들에서 풍력 에너지의 감발 운전에 대한 경제적 측

면을 분석하였다[72] 따라서 해당 시스템에도 경제적으로 변동성 자원의

감발 운전 량을 결정하는 경제적 운영 기법에 대한 연구를 수행할 수 있

다 이러한 연구를 통해 전력 계통 운영 측면에서 제안된 시스템의 경제

성을 분석할 수 있으며 제안된 시스템을 고려한 전력 계통의 경제 급전

(economic dispatch ED) 문제에 대한 연구를 수행할 수 있다 이는 시스템

차원에서 제안한 제어 기법을 적용하는데 큰 공헌을 할 것이다

셋째 전류형 컨버터의 무효전려 제어의 새로운 적용 방안에 대한

추가적 연구를 수행할 수 있다 제안된 제어 기법은 기본적으로 전류형

컨버터의 무효전력 출력을 능동적으로 제어하는 방안을 포함한다 본 학

위논문에서는 AC 전압을 일정하게 유지하는데 이러한 무효전력 제어 능

력을 활용하였는데 실제 전력 계통 제어에서는 다양한 형태의 무효전력

제어 기법이 존재한다 특히 역률이나 AC 전압을 일정하게 유지하는 것

이 아닌 시스템의 상황에 따라 무효전력을 달리 출력하는 다양한 형태의

연구가 존재하는데 해당 제어 기법을 적용하면 전류형 HVDC나 하이브

리드 HVDC 시스템을 통해 비슷한 기능을 수행할 수 있다 이러한 연구

는 최종적으로 전류형 컨버터가 포함된 HVDC가 전압형 HVDC를 대신

하는데 활용될 수 있다는 점에서 큰 의의를 갖는다

Appendix A 제안된 시스템의 선형화된 모델

본 논문에서 제안된 상태 공간 모델은 총 29개의 상태 변수(state variable)

로 이루어져 있다 따라서 변화율에 대한 29개의 관계식이 존재하며 이

는 2장 5절에서 제안된 수식들에 기반하여 아래와 같이 표현된다

i in q q p out wind windwind wind wind wind base base

wind wind

vf K i K

i in d

wind windf K i (A2)

i out wind windwind base base

wind wind

1( )m e wind wind

f T T BJ

d q dwind wind windwind wind windd d d

wind wind wind

L Rf e i i

wind pmq d qwind wind windwind wind windq q q q

wind wind wind wind

L Rf e i i

L L L L

1 1dcw dcf

wind wind

f i iC C

1 1dcw dcf

wind wind

f i iC C

farm d q cd sd

farm wind farm farm farmc c c

farm farm farm

Rf i f i e e

L L L (A9)

farm q d cq sq

farm farm farm

Rf i f i e e

L L L (A10)

11 ( )i in d ref d

farm farm farmf K i i (A11)

i in q

farm farmf K i (A12)

13 ( )i out

farm dcw dcw dcwf K v v v (A13)

1 12 sq cd sd

wind vsc vsc vscf f

vsc vsc

f f e i iC C

1 12 sd cq sq

wind vsc vsc vscf f

vsc vsc

f f e i iC C

ccd cq cd sdvscvsc wind vsc vsc vscc c c

vsc vsc vsc

Rf i f i e e

L L L (A16)

ccq cd cq sqvscvsc wind vsc vsc vscc c c

vsc vsc vsc

Rf i f i e e

L L L (A17)

18 ( )i in sd ref sd

vsc vsc vscf K i i (A18)

19 ( )i in sq ref sq

20 (1 )i out sd

vsc vscf K e (A20)

i out sq

vsc vscf K e (A21)

3 3 0 3 4 0422

( )1 wind dci dc dciwind dcr dcr

vsc vsc vsc vsc

m f m v m R m imf f v i

1 1 3 1( )

cd cd cq cq

dcr dcc vsc vsc vsc vsc dcceq eq eq eq

vsc vsc vsc dcr vsc

f i i e i e i iC C C v C

2 2dcdcc dcr dcc

dc dc dc

Rf i v v

L L L (A24)

1 1dcc dci

f i iC C

1 1dcdci dcc dci

inv inv inv

Rf i v v

L L L (A26)

27 0 1 0 2( ) ( )i

inv dci dci dci dci grid gridf K v v m i i m f f (A27)

1 1 1invinv grid gen gen load inv grid

inv inv inv inv

Df P f P P P D f

M M M M (A28)

1gen gen

grid grid gen

m mf f f P

T T T (A29)

fn이 n 번째 상태 변수(xn)의 시간에 대한 미분 항이라고 생각했을 때 도

출하고자 하는 선형 행렬은 fn을 x1부터 x29까지 미분하여 얻을 수 있다

이 때 미분한 결과 값은 아래와 같이 정리할 수 있다 아래에 기술되지

않은 미분 항의 값은 0이다

i in p out

wind wind

K Kf f

wind wind

wind wind wind

q p in

wind wind

wind wind wind

i Kf f

p in p out q

wind wind wind m ewind

wind wind wind wind wind

K K i T Tf fB

d p in d d q

wind wind wind wind windd

wind wind wind

f fe K i L i

q p in q q d

wind wind wind wind windq

wind wind wind

f fe K i L i

22 wind wind wind

wind wind

p in s

wind wind

f f K R

wind wind

1p in p out

d dwind windwind windq base

wind wind wind

f f K KL i

p in s

wind wind

f f K R

wind wind dcw dcw

x u C v v

wind wind dcw dcw

x u C v v

p in q

wind wind

wind wind dcw dcw

f f K i

x C v v

q p in p out

wind wind windpm base

wind windwind dcw dcw

f f i K K

x C v v

d p in d d q

wind wind wind wind wind wind

wind wind dcw dcw

f f e K i L i

x i C v v

q p in q q d

wind wind dcw dcw

f f e K i L i

x i C v v

3( ) 3

2 ( ) 2 ( )

d d q q cd d cq q p in p out d

wind wind wind wind farm farm farm farm farm farm farm

dcw wind dcw dcw wind dcw dcw

e i e i e i e i K K if f

x v C v v C v v

3( ) 3

2 ( ) 2 ( )

x v C v v C v v

3( 2 )

p in d c q cd

farm farm wind farm farm farm

farm wind dcw dcw

K i f L i ef f

x i C v v

3( 2 )

p in q c d cq

farm wind dcw dcw

K i f L i ef f

x i C v v

farm wind dcw dcw

x u C v v

farm wind dcw dcw

x u C v v

d p in

farm farm

farm wind dcw dcw

i Kf f

x C v v

(for all n) (A62)

9 9 9 9

p in p out

farm farm

dcw dcw farm

K Kf f f f

x v x v L

9 9 10 10

c p in

farm farm

farm farm farm

R Kf f f f

x i x i L

9 9 10 10

1d q c

farm farm farm

f f f f

x u x u L

farm farm

9 9 10 10

1sd sq c

vsc vsc farm

f f f f

x e x e L

11 11 11 11

i in p out

farm farm

dcw dcw

f f f fK K

x v x v

11 11 11 11 12 12

9 13 10

farmd d q

farm farm farm

f f f f f fK

x i x x i

13 13 13 13

dcw dcw

f f f fK

x v x v

15 15 15 1514 14 14 14

9 16 10 17

1d cd q cq f

farm vsc farm vsc vsc

f f f ff f f f

x i x i x i x i C

15 1514 14

2 windsq sd

vsc vsc

f ff ff

x e x e

16 16 17 17

farm farm vsc

f f f f K

x i x i L

16 16 17 17

p in p out

vsc vsc

sd sq c

vsc vsc vsc

f f f f K K

x e x e L

16 16 17 17

2 f p in

wiud vsc vsc

sq sd c

vsc vsc vsc

f f f f f C K

x e x e L

16 16 17 17

c p in

vsc vsc

cd cq c

vsc vsc vsc

f f f f R K

x i x i L

16 16 17 17

1d q c

vsc vsc vsc

f f f f

x u x u L

16 16 17 17

vsc vsc vsc

f f f f K

18 18 18 18 18 18 19 19

9 10 20 21

vscd q d q

farm farm vsc vsc

f f f f f f f fK

x i x i x x

18 18 19 19

i in p out

vsc vscsd sq

vsc vsc

f f f fK K

x e x e

18 18 19 19

2 f i in

wind vsc vscsq sd

vsc vsc

f f f ff C K

x e x e

20 20 21 21

vscsd sq

vsc vsc

f f f fK

x e x e

422 22

p in cd

vsc vsc

farm vsc dcr

m K if f

422 22

p in cq

vsc vsc

farm vsc dcr

m K if f

22 22 4

3(1 ) 2

p in p out cd p in f cq

vsc vsc vsc vsc wind vsc vscsd

vsc vsc dcr

f f mK K i K f C i

22 22 4

3(1 ) 2

p in p out cq p in f cd

vsc vsc vsc vsc wind vsc vscsq

vsc vsc dcr

f f mK K i K f C i

422 22

3 ( 2 )

cd p in cd c cq

vsc vsc vsc wind vsc vsc

vsc vsc dcr

m e K i f L if f

422 22

3 ( 2 )

cq p in cq c cd

vsc vsc dcr

m e K i f L if f

22 22 22 22 4

31 1 1 1

2cd cd d cq cq q

vsc vsc vsc vsc vsc vsc vsc dcr

f f f f m

i x i u i x i u v

422 22 22 22

31 1 1 1

cd cd d cq cq q

m Kf f f f

i x i i x i v

wind vsc

3 422 22

cd cd cq cq

vsc vsc vsc vsc

dcr vsc vsc dcr

m m e i e if f

p in cd

vsc vsc

farm vsc dcr

f f K i

x i C v

p in cq

vsc vsc

farm vsc dcr

K if f

x i C v

3(1 ) 2

vsc vsc vsc vsc wind vsc vscsd eq

vsc vsc dcr

f fK K i K f C i

x e C v

3(1 ) 2

vsc vsc vsc vsc wind vsc vscsq eq

vsc vsc dcr

f fK K i K f C i

x e C v

3( 2 )

cd p in cd c cq

vsc vsc dcr

f f e K i f L i

x i C v

3( 2 )

cq p in cq c cd

vsc vsc dcr

f f e K i f L i

x i C v

23 23 23 23

1 1 1 1 3

2cd cd d cq cq q eq

f f f f

i x i u i x i u C v

22 22 22 22

31 1 1 1

cd cd d cq cq q eq

Kf f f f

i x i i x i C v

(A100)

cd cd cq cq

vsc vsc vsc vsc

dcr vsc dcr

f f e i e i

x v C v

(A101)

dcc vsc

(A102)

24 24 24 24 24 24

24 23 262 2 2 2

dc dc dc dc dc

dcc dcr dcc dc

R R R R Rf f f f f f

x i x v x v L

(A103)

25 25 25 25

dcc dci dc

f f f f

x i x i C

(A104)

dcc inv

(A105)

26 26 1

3 ( 2 | | sin )1

2 3 2 | | sin

dc inv inv aci i inv inv

pdci inv inv inv aci i inv

f f R B T v K m X

x i L B T v K

(A106)

3 2 | | sin

( 3 2 | | sin )

inv inv aci inv

pinv inv inv inv aci i inv

f f B T v

x x L B T v K

(A107)

26 26 2

3 2 | | sin

( 3 2 | | sin )

inv inv aci i inv

pgrid inv inv inv aci i inv

f f B T v K m

x f L B T v K

(A108)

27 27 1

3 2 | | sin

i inv inv

pdci inv inv aci i inv

f f K m B X

x i B T v K

(A109)

3 2 | | sin

inv inv aci i inv

pinv inv inv aci i inv

f f B T v K

x x B T v K

(A110)

27 27 2

3 2 | | sin

inv inv aci i i inv

pgrid inv inv aci i inv

f f B T v K K m

x f B T v K

(A111)

28 28 1

3 ( 2 | | sin )1

( 3 2 | | sin )

inv inv aci i dci inv invdci p

dci inv inv inv inv aci i inv

f f B T v K m i Xv

x i M L B T v K

(A112)

3 2 | | sin

( 3 2 | | sin )

inv inv aci dci inv

f f B T v i

x x M B T v K

(A113)

28 28 2

3 2 | | sin1

3 2 | | sin

inv inv aci dci i invinvp

grid inv inv inv aci i inv

f f B T v i K mD

x f M B T v K

(A114)

gen inv

(A115)

grid g

(A116)

(A117)

Appendix B 협조 제어 뉴턴-랩슨 방법 수식

뉴턴-랩슨(Newton-Raphson NR) 방법을 구현하기 위해서는 변수 벡터

(unknown vector)와 벡터 함수(vector function) 그리고 이에 사용되는 민감

도로 대표되는 야코비 행렬(Jacobian matrix)을 결정해야 하며 모드에 따

라 다음과 같이 정의할 수 있다

Reactive Power Control (RPC) 모드

RPC 모드에서의 변수 벡터와 벡터 함수는 아래와 같이 표현할 수 있다

0 0[ | | ]TX aci aci dci dciv i v (B1)

1 2 3 4[ ]Tf(X) f f f f (B2)

이 때 f1에서 f4는 아래와 같이 정의된다

1 ( ) tan | |G wind dc dci inv f acif Q P R i b v (B3)

2 | | sin cos | |G g aci g aci g aci g acif Q v v g b b v (B4)

3 0( ) | | cos sin ( ) | |wind dc dci g aci g aci g aci g f acif P R i v v g b g g v (B5)

4 0 0 0( )wind dci dci dc dcif P v i R i (B6)

RPC 모드의 야코비 행렬(JRPC)은 아래와 같이 정의할 수 있다

1 2 3 4

5 6 7 8

9 10 11 12

13 14 15 16

RPC RPC RPC RPC

J J J J

야코비 행렬의 각 성분은 아래와 같다

1 7 8 12 13 14 0RPC RPC RPC RPC RPC RPCJ J J J J J (B8)

tan2 | | ( )

| | | |

invRPC f aci wind dc dci

aci aci

fJ b v P R i

3 210 0

tan2 tan ( ) inv

RPC dc dci inv wind dc dci

dci dci

fJ R i P R i

tan( ) inv

RPC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

5 2 | | cos sinRPC g aci g aci g aci

fJ v v g b

6 2 sin cos 2 | || |

RPC g g aci g aci g aci

fJ v g b b v

9 3 | | sin cosRPC g aci g aci g aci

fJ v v g b

10 3 cos sin 2( ) | || |

RPC g g aci g aci g f aci

fJ v g b g g v

2RPC dc dci

fJ R i

15 40 0

2RPC dci dc dci

fJ v R i

RPC dci

이 때 위의 수식들에서 사용된 tanΦinv에 대한 미분 값은 아래와 같이 정

의할 수 있다

2 sin(2 ) sin(2 2 ) 2 2cos(2 )tan

cos(2 ) cos(2 2 )

1[2cos(2 ) 2cos(2 2 )

cos(2 ) cos(2 2 )

2cos(4 2 ) 2cos(4 4 ) 4 sin(2

inv inv inv inv invinv inv

inv inv inv

inv inv inv inv inv

2 )] invinv inv

여기서 x는

0dciv | |aciv 중 하나이며 점호각과 중첩각에 대한 민감

도는 아래와 같이 정의할 수 있다

0 2 | | sin

inv inv

dci inv inv aci inv

i B T v

0 3 2 | | sin

dci inv inv aci invv B T v

| | | | tan

aci aci invv v

sin sin( )2 | |

inv inv

dci inv inv invinv inv aci

i B T v

sin( ) sin3 2 | |

dci inv inv invinv inv aciv B T v

cos 21 1

| | | | sin( ) sin | | sin( )

inv inv inv dci

aci aci inv inv inv inv inv aci inv inv

v v B T v

Voltage Control (VC) 모드

VC 모드에서의 변수 벡터와 벡터 함수는 아래와 같이 표현할 수 있다

0 0[ ]TX aci dci dcii v (B26)

5 6 7[ ]Tf(X) f f f (B27)

5 sin cos ( ) tan ( )( )g aci g aci g aci wind dc dci inv f g acif v v g b P R i b b v (B28)

6 0( ) cos sin ( )( )wind dc dci g aci g aci g aci g f acif P R i v v g b g g v (B29)

VC 모드의 야코비 행렬(JVC)은 아래와 같이 정의할 수 있다

VC VC VC

6 7 0VC VCJ J (B32)

1 5 cos sinVC g aci g aci g aci

fJ v v g b

2 250 0

tan2 tan ( ) inv

VC dc dci inv wind dc dci

dci dci

fJ R i P R i

tan( ) inv

VC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

4 6 sin cosVC g aci g aci g aci

fJ v v g b

2VC dc dci

fJ R i

8 70 0

2VC dci dc dci

fJ v R i

VC dci

이 때 위의 수식들에서 사용된 tanΦinv에 대한 미분 값은 앞서 (B20)에

서 (B25)까지 정의된 바와 같다

Power Factor Control (PFC) 모드

PFC 모드에서의 변수 벡터와 벡터 함수는 아래와 같이 표현할 수 있다

8 9 10 11[ ]Tf(X) f f f f (B41)

2 2 2 2

8 ( ) | | tan ( ) tan | |wind dc dci f aci wind dc dci inv f acif P R i g v P R i b v (B42)

9 | | sin cos ( ) tan ( ) | |g aci g aci g aci wind dc dci inv f g acif v v g b P R i b b v (B43)

PFC 모드의 야코비 행렬(JPFC)은 아래와 같이 정의할 수 있다

1 2 3 4

5 6 7 8

9 10 11 12

13 14 15 16

PFC PFC PFC PFC

J J J J

1 12 13 14 0PFC PFC PFC PFCJ J J J (B47)

tan2 | | tan ( ) 2 | |

| | | |

invPFC f aci wind dc dci f aci

aci aci

fJ g v P R i b v

3 280 0 0

tan2 tan 2 tan ( ) inv

PFC dc dci dc dci inv wind dc dci

dci dci

fJ R i R i P R i

tan( ) inv

PFC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

5 9 | | cos sinPFC g aci g aci g aci

fJ v v g b

tansin cos ( ) 2( ) | |

| | | |

invPFC g g aci g aci wind dc dci f g aci

aci aci

fJ v g b P R i b b v

7 290 0

tan2 tan ( ) inv

PFC dc dci inv wind dc dci

dci dci

fJ R i P R i

tan( ) inv

PFC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

9 10 | | sin cosPFC g aci g aci g aci

fJ v v g b

10 10 cos sin 2( ) | || |

PFC g g aci g aci g f aci

fJ v g b g g v

11 100

2PFC dc dci

fJ R i

15 110 0

2PFC dci dc dci

fJ v R i

16 110

PFC dci

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Abstract

Gyu-Sub Lee

Dept of Electrical Engineering and Computer Science

The Graduate School

Seoul National University

As the requirement to reduce carbon emissions and exploit green energy

increases rapidly worldwide there is continuing investment in renewable

energy resources (RESs) Specifically in recent years large-scale RESs

have been directly connected to transmission networks These types of RESs

are located far from the load center unlike existing small-scale RESs One

example of this type of RES is offshore wind energy To integrate large-

scale RESs into the maingrid long distance power delivery via transmission

line or submarine cables is required For connecting long distance RESs

high voltage DC (HVDC) technology has proven to be superior to the AC

counterpart

There are two types of HVDC voltage source converter (VSC) HVDC

and line commutated converter (LCC) HVDC LCC HVDC is a mature

technology that is highly efficient with lower construction costs However

VSC HVDC is more suitable for offshore installation due to its small foot-

print Therefore for integrating long-distance offshore volatile resources

hybrid HVDC featuring LCC at the grid side and VSC at the offshore side

has been investigated in a number of previous studies to exploit the relative

advantages of each technology However within a hybrid HVDC system

the AC voltage fluctuates with wind power variation as it adopts an LCC at

the grid side which differs from VSC HVDC

To solve this problem additional facilities such as a synchronous con-

denser and static compensator (STATCOM) are required at the inverter side

However this is a costly solution Thus in this paper we proposed a novel

control scheme for a hybrid HVDC system to maintain a constant AC volt-

age during active power fluctuations without using such facilities The pro-

posed scheme has a hierarchical structure and consists of two methods

droop-based control and cooperative control

For droop-based control we proposed a method to suppress AC voltage

fluctuation from active power variation which is caused by input variables

and grid frequency change To maintain the AC voltage during variation in

generation we propose an idcndashvdc droop controller at the inverter side In ad-

dition we propose a new frequency control method for hybrid HVDC in

which communication infrastructure is not required

For cooperative control we propose a DC reference voltage calculation

method and coordinated control of switched shunt devices (SSDs) The con-

troller is based on communication and is operated in a regular time period

By using cooperative control the active power of hybrid HVDC can be

widely managed without any distortion in AC voltage and without the use

of continuous reactive power compensating facilities

Finally we verified the proposed control methods using a state-space

(SS) model and a PSCAD model for various case scenarios The results

suggested that the proposed control scheme can be implemented for offshore

wind generation connected to a hybrid HVDC system to manage reactive

power at the inverter side

Keywords Renewable energy hybrid HVDC frequency control voltage con-

Student Number 2013-20840

감사의 글

2009년 서울대학교 전기컴퓨터공학부를 처음 입학하고 박사학위를 받

는데까지 11년이 걸렸습니다 긴 시간 동안 전기공학을 수학하며 많은

변화가 있었습니다 특히 학위과정 중 사랑하는 아내를 만나 결혼하게

되었고 딸 아이를 갖게되어 행복한 가정을 이루게된 것이 가장 큰 변화

가 아닐까 싶습니다 특히 제가 전기공학 박사학위를 받게 된데는 아내

의 역할이 가장 크지 않았을까 싶습니다 이 감사의 글을 통해 가장 먼

저 아내에게 무한한 감사를 표현하고 싶습니다 또한 저를 이 자리까지

갈 수 있도록 물심양면으로 지원해주신 부모님과 바쁘기만 한 사위 항상

배려해주시는 두 번째 부모님이신 장인어른 장모님께 감사드립니다

제가 대학원 생활을 무사히 마칠 수 있도록 긴 시간 동안 많은 가르침

을 주신 문승일 교수님께 감사드립니다 특히 문승일 교수님의 가르침을

통해 학문적으로만이 아니라 인간적으로 사회적으로 많은 발전을 이룰

수 있었던 것 같습니다 흔쾌히 저의 졸업 심사를 허락해주신 윤용태 교

수님과 한승용 교수님께 감사 드립니다 앞으로 전력연구소에서 교수님

들께 더 많은 가르침을 받을 수 있으면 좋겠습니다 또한 타 학교 학생

임에도 불구하고 진정성 있게 제 학위논문 심사를 진행해주시고 논문의

발전을 위해 많은 조언을 주신 장 수 교수님과 허 견 교수님께 진심으

로 감사드립니다 장 수 교수님께서 주신 현실적인 조언으로 인하여 제

학위논문이 더 빛이날 수 있었고 더 많은 연구로의 이 열린 것 같습니

다 허 견 교수님께서는 항상 연구과제회의나 학회 등의 자리에서 제 발

표를 경청해주시고 많은 코멘트를 주셔 제가 연구자로서의 도전을 할

수 있었습니다 다시 한번 소중한 시간을 내어 제 학위논문의 심사를 맡

아주신 교수님들께 진심으로 감사드립니다

제 학위논문 심사를 부탁드리지 못했지만 이 지면을 통해 다른 전공

임에도 불구하고 제가 함께 프로젝트에 참여할 수 있도록 도와주셨고 많

은 도움을 주신 설승기 교수님께 감사드립니다 또한 제 대학원 시간 동

안 가장 많은 프로젝트를 함께 하였고 HVDC의 A부터 Z까지 가르쳐주

신 김찬기 처장님께 진심으로 감사드립니다 그리고 논문쓸줄도 모르는

저를 하나부터 가르쳐주고 현재도 많은 지도주시는 황평익 교수님께 감

사드립니다

7년의 연구실 생활 동안 많은 분들이 함께 하였고 모두에게 너무 감사

드립니다 먼저 저와 함께 연구실에 들어와서 연구자로서 좋은 롤모델이

자 경쟁자가 되어준 동기 진오에게 감사합니다 연구실에서 함께한 시간

은 적었지만 친근하게 대해주신 기찬이형과 현구형 사적으로도 공적으

로도 많이 챙겨주신 호용이형 함께 HVDC를 공부하며 많은 도움주신

도훈이형 연구실 모두의 롤모델이신 윤수형 학부때부터 졸업하실 때까

지 챙겨주신 무구형 믿도 끝도 없이 항상 저를 좋아해주셨던 현진이형

연구실 안방마님 역할을 해주신 아윤누나 맨날 PC방에서 함께 밤을 지

새운 래균이 연구실 생활동안 소소한 웃음을 주었던 기훈이형 전화해서

무리한 부탁해도 최선을 다해 도와주시는 영미누나 항상 저를 잘 따라

주고 믿어주었던 재원이 짧은 시간이지만 함께해서 좋았던 재필이 졸업

해서도 항상 잘 챙겨주시는 준화형 입학해서 HVDC를 배우겠다고 한

용규 많은 부탁에도 예스맨이 되어 준 태한이 막판에 좁은 전력연구소

에서 함께 동고동락한 석영이 너무 혼내기만해서 미안한 현경이 연구실

마스코트가 되어버린 정규 HVDC로 같은 시기에 졸업해서 너무 좋았던

상영이형 졸업할 때 막내이지만 영원한 막내가 아니였으면 좋겠는 인경

이 앞으로 더 많이 함께할 형우형 가장 짧은 시간을 보냈지만 절 너무

좋아해주신 영태형 함께할 수 있어서 너무 좋았고 졸업한 이후에도 더

깊은 관계를 이어갔으면 좋겠습니다

대학원 기간동안 감사드리고 싶으신 분들이 더 있습니다 연구실 선배

로서 인연이 닿아 많은 지도편달 주신 원동준 교수님 정일엽 교수님 안

선주 교수님 감사드립니다 또한 연구실에서 포닥으로 있었던 시간은 짧

았지만 점점 더 많은 시간을 함께하게 되는 장승진 교수님 HVDC의 새

로운 면을 보여주시고 다른 연구실임에도 친절하게 가르침을 주신 정재

정 교수님 연구에 대한 열정을 보여주시고 저의 롤모델이 되어주신 김

승완 교수님께 감사드립니다 다른 연구실이지만 함께 연구하고 HVDC

에 대해 많은 배움을 받은 준희 다른 연구실이지만 함께 입학한 선웅이

형 웅이 혜윤누나 용현이형 집이형 성현이에게 감사드립니다 부족하

지만 함께 긴 시간동안 프로젝트를 통해 이끌어주신 이성두 부장님과 많

은 도움주신 한전 전력연구원 HVDC 팀 분들께 감사드립니다 또한 옆

연구실에서 연구교류도 많이하고 많이 놀기도 했던 윤박방 학생들께 감

사드립니다

하나님 감사합니다

2020년 1월

이 규 섭 드림

제 1 장 서 론




제 2 장 제안하는 드룹 제어 방안

제 1 절 일반적인 해상풍력 연계용 하이브리드 HVDC



제 2 절 풍속 변화에 따른 전압 변동 억제 방안


222 풍속 변동 시 전압 변동 억제를 위한 드룹 계수 산정 방안

제 3 절 해상풍력단지의 새로운 주파수 제어 방안





242 제안하는 드룹 제어 방안의 드룹 계수 산정 방법












제 3 절 풍속 변화에 따른 드룹 제어 기법 적용 결과




















제 4 절 병렬 보상설비(SSD) 용량 산정에의 가이드라인


















참고문헌

Abstract

ltstartpagegt16제 1 장 서 론 1 제 1 절 연구의 배경 1 제 2 절 연구의 내용 10 제 3 절 논문의 구성 14제 2 장 제안하는 드룹 제어 방안 16 제 1 절 일반적인 해상풍력 연계용 하이브리드 HVDC 16 211 하이브리드 HVDC 시스템의 제어 구조 16 212 일정 DC 전압 운전 시 인버터 측 무효전력 특성 18 제 2 절 풍속 변화에 따른 전압 변동 억제 방안 20 221 제안하는 드룹 제어 방안의 개념 및 시스템 20 222 풍속 변동 시 전압 변동 억제를 위한 드룹 계수 산정 방안 23 제 3 절 해상풍력단지의 새로운 주파수 제어 방안 27 231 기존 주파수 제어 방안의 한계 및 제안하는 제어 개념 27 232 제안하는 주파수 제어 방안에 대한 드룹 계수 산정 방안 31 제 4 절 최종적으로 제안하는 드룹 제어 기법 35 241 제안하는 드룹 제어 방안의 개념 및 시스템 35 242 제안하는 드룹 제어 방안의 드룹 계수 산정 방법 38 243 드룹 계수 산정에 대한 가이드라인 45 제 5 절 제안된 드룹 제어 기법이 적용된 시스템 모델링 49 251 하이브리드 HVDC 시스템 상태 공간 모델링 기법 개요 49 252 풍력발전기 및 해상풍력단지 내 컨버터 모델링 50 253 하이브리드 HVDC 시스템 모델링 57 254 AC 시스템 모델링 및 최종 통합 상태 공간 모델 67제 3 장 드룹 제어 방안 시뮬레이션 검증 72 제 1 절 검증을 위한 시스템 정보 72 제 2 절 근궤적분석을 통한 시스템 안정도 분석 75 321 기본 파라미터 및 운영점에 대한 고유값 도식화 75 322 파라미터 변동에 따른 근궤적분석 77 제 3 절 풍속 변화에 따른 드룹 제어 기법 적용 결과 82 331 계단 응답 파형을 통한 모델 검증 83 332 m1 값 변화에 따른 제안된 제어 기법의 응동 특성 85 333 DC 전압 경계 값을 고려한 시뮬레이션 87 제 4 절 제안된 주파수 제어 기법의 검증 89 341 계단 응답 파형을 통한 모델 검증 89 342 연속 응답 파형을 통한 모델 검증 92 제 5 절 제안된 최종 드룹 제어 기법의 검증 95 351 계단 응답 파형을 통한 모델 검증 96 352 연속된 부하 및 풍속 변화에 대한 응답 파형 101 353 m1 값 변동에 따른 시뮬레이션 결과 비교 106 354 고장 상황에 대한 제안한 제어 기법 응동 분석 110제 4 장 제안하는 협조 제어 방안 113 제 1 절 제안하는 협조 제어 기법의 개념 113 제 2 절 DC 전압 및 전류 지령 값 계산 방안 117 421 인버터 단 전류형 컨버터 특성 방정식 도출 117 422 무효전력 제어를 위한 DC 전압 지령 값 계산 방법 120 제 3 절 병렬 보상설비(SSD)와의 협조 제어 방안 125 431 병렬 보상설비(SSD) 제어 방안의 기본적인 개념 126 432 병렬 보상설비(SSD) 제어 기법 설계 127 제 4 절 병렬 보상설비(SSD) 용량 산정에의 가이드라인 131 제 5 절 다단자 HVDC 시스템에의 적용 가능성 확인 134제 5 장 협조 제어 방안 시뮬레이션 검증 140 제 1 절 대조군과의 비교를 통한 협조 제어기 검증 140 511 고정된 SSD 상태에서의 응동 파형 비교 141 512 SSD 적용 유무에 따른 제안된 제어 기법 검증 144 513 일반적인 경우와의 SSD 제어 기법 비교 146 제 2 절 제안하는 협조 제어기의 3가지 모드 검증 148 521 RPC 모드 검증 148 522 VC 모드 검증 150 523 PFC 모드 검증 151 제 3 절 낮은 유효전력에서의 협조 제어 특성 분석 153 제 4 절 드룹 제어 기법과의 통합 시뮬레이션 156제 6 장 결론 및 향 후 과제 161 제 1 절 연구 결과 161 제 2 절 향 후 과제 165Appendix A 제안된 시스템의 선형화된 모델 168Appendix B 협조 제어 뉴턴-랩슨 방법 수식 177참고문헌 183Abstract 190ltbodygt

공학박사 학위논문

2020 년 2 월

이 규 섭

2020 년 2 월

이 규 섭

2020 년 2 월

위 원 장 (인)

부위원장 (인)

위 원 (인)

초 록

안하였다

학 번 2013-20840

목 차

제 1 장 서 론 1

522 VC 모드 검증 150

제 2 절 향 후 과제 165

참고문헌 183

Abstract 190

표 목차

그림 목차

안 47

|vaci| 102

전압 |vaci| 104

DC 전류 idci 112

태 i 147

SSD 상태 i 151

SSD 상태 i 152

SSD 상태 i 154

제 1 장 서 론

DC 선로

DC 선로 ( 선)

AC 계통

바가 적다

에 불과하다

이다

１０

１１

알 수 있다

무효전력

DC 전압 [pu]

P = 1pu

P = 09pu

P = 08pu

095 096 097 098 099

VDCmin

１２

１３

１４

１５

파라미터 정의

iv 로 정의

v f 로 정의

vf 로 정의

if 로 정의

fP 로 정의

파라미터 정의

가능하다

과 같다

SG vdcw

MSVSC FSVSC WSVSC

fm fwind

DC 선로

inv dci dci

P v i (21)

cos2 cos(2 2 )

inv inv inv invinv

inv inv inv

cos3 2

dciinv

inv inv aci

1 3cos

inv dci ci dci

inv inv aci

v X iB T v

1 2cos cos

ci dciinv inv inv

inv inv aci

B T v (26)

을 알 수 있다

무효전력

유효전력 [pu]

02 04 06 08

DC 전류 (idci)

vdci+Δvdci

운전점

DC 전압 (vdci)

정류기 (VSC)

해상풍력단지

Σ idci0 m1 Σ

제어기

인버터 (LCC)

DC 선로

αimaxdciv

mindciv

AC 계통

1dci dciv m i (28)

dciv )은

|vaci| θaci

gf+jbf

인버터

gg+jbg

2 2 1 3

c c c cv

1 ( ) ( )g f g fc g g b b (212)

2 2 2 2

iQ B T v v

aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

있다

aci aci aciinv inv

dci inv dci inv dci

v v vP Q

i P i Q i

aci aci aciinv inv

dci inv dci inv dci

v v vP Q

v P v Q v

inv inv

dci dci

( )inv dci dci

dci inv

2 1 3 2 1 3

g faci invaci

inv aci

g gv Pv

P vc c c c c c

2 1 3 2 1 3

g faci invaci

inv aci

b bv Qv

Q vc c c c c c

립한다

0aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

출할 수 있다

aci aci

dci dci

고려해야 한다

주파수

vdci+Δvdci

DC 전압

운전점

vdcr+Δvdcr

fwind+Δfwind

주파수

fwind+Δfwind

유효전력

운전점

PwindPwind+ΔPwind

의할 수 있다

정류기 (VSC)

해상풍력단지

Σ fgrid m2 Σ

제어기

인버터 (LCC)

DC 선로

αimaxdciv

mindciv

AC 계통

vdci0+Rdci

Δvdcrm3

_ maxdcrv

mindcrv

+ vdcr

wind grid

f (230)

이 때 base

vdci0+Rdci

이 때 vdci0와 i

dci grid dci

dci dci

m ii f v

v v (237)

0 0 33

dc dci dcdci grid

dci dci

R i m m Rf m v f

3 2 0 0

dcdci grid

Rf m m m i f

2 0 0 0[ ( )]

wind dci

grid dci dc dci

f m v R m i

0aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

2 0 02

0aci acidci

dci dci dci

v vm i mm f

aci aci

dci dci

v vi v

행한다

야 한다

dcidci grid

dci dci

m i mi f

0 1 2 0

dcidci grid

dci dci

m m m vv f

4 3 1( )dcm m m R (253)

3 0 1 2 0 4 3 2 0 0

dci dci

m f (256)

( )base

wind dc

f m Rm

windwind gridbase

m fP f

f (258)

m fP f R i i

f (261)

5 2 0 0

grid dci dci

f m i v

0 0 0 1 0 2 0

2 2base base

wind dci dci

f m i v

0aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

1 2 0aci aci aci

aci dci grid

dci dci dci

v v vv m i m f

어야 한다

aci aci

dci dci

2 0 0 0 1 2 0

1 0 0 1 0 0

0aci acidci dci

aci grid

v vm i m m m m vv f

i m i v v m i v

dci dci

dci dci dci dci

v v v vm m m i v

i v i v

1 095aci aci

dci dci

aci aci

dci dci

aci aci

dci dci

i vm m

v vi v

어야 한다

0 1 2 0

dcidci grid

dci dci

m m m vv f

dciv ) 사이

( )dcidci dci

dci dci

m m m vv v f f

2 2 max min

( )( ) ( )

dci dci dci dci

max를 비교한다

시작

계산

( )( ) ( )

dci dci dci dci

m i v v v m m f fm

2 2 m m

2 2m m

v m iP i v v i v

수 있다

max min

dci0) = (500 kV 2 kA)인 경

살펴볼 것이다

된다

11 1 1

22 1 1

nn n m

dxf x x u u

2105176 116 04 5 00068aiL

p aiC L e

1 0035

008 1aiL

i outwindpout

- base

wind windv v

q refwindi q

i outwind

i inwindpin

pm wind +

qwindi

i inwind

dwinde

i inwindpin

-dwindi

i inwind

basewind wind

d d p in d q q

qwindu )를 도입

wind wind

vsu K i K

d i in d

wind wind

s T T BJ

5는 m5를 풍력

wind wind wind

L Rsi e i i

wind wind wind wind

L Rsi e i i

L L L L

( dwindu

qwindu

cfarmR c

farm farme je

d qfarm farmi ji

dcfidcwi

i outfarmpout

dcw dcwv v

d reffarmi cd

i outfarm

i infarmp in

Σ + -

dfarmi

i infarm

cqfarme

i infarmp in

Σ + -

qfarmi

i infarm

)의 1차

1 1dcw dcw dcf

wind wind

sv i iC C

1 1dcw dcw dcf

wind wind

sv i iC C

3( ) ( )

d d q q

3( ) ( )

cd d cq q

farme 와 cq

farmi 와 q

있다

farmd d q cd sd

farm farm farm

Rsi i f i e e

L L L (293)

farmq q d cq sq

farm farm farm

Rsi i f i e e

L L L (294)

farme 와 sq

farmR 와 c

표현한다

farme 와 cq

같이 정의된다

2cq q p in q c d

이 때 p in

farmi 는

( )d ref d p out

farmu q

( )d i in d ref d

q i in q

( )d i out

farmi q

farmi d

farmu q

farmu d

farm 의 총

서 살펴본 바와 같이 각각 (289) (290) (293) (294) (298) (299) (2100)

vsci 와 sq

[ ]qdwind windi i T

edwind

eqwind

MSVSC 모델

입력변수

sdvscisqvsci

출력변수

조를 나타낸다

cvscR c

vsc vsce je

vsc vsci jifvscC

i outvscp out

-sdvsce

i outvsc

sdvsci

1sd ref

vsci cdvsce

i invscp in

sdvsci

i outvscp out

-sqvsce

i outvsc

sqvsci

0sq ref

vsci cqvsce

i invscp in

sqvsci

i invsc

farmi 와 q

vsci 와 sq

vsce 과

vsce 와 sq

vsce 의

1 12sd sq cd sd

vsc vsc

se f e i iC C

(2101)

1 12sq sd cq sq

vsc vsc

se f e i iC C

(2102)

위의 식에서 cd

vsci 와 cq

vsc vsc vsc

Rsi i f i e e

L L L (2103)

vsc vsc vsc

Rsi i f i e e

L L L (2104)

vscR 와 c

vsce 와 cq

vsce 는 전

위의 식에서 d

vscu 와 q

이다 p in

vsci 와 sd ref

vsci 는 출

vscu 와 q

( )d i in sd ref sd

( )q i in sq ref sq

vsci 와 sd ref

vsc 와 q

능하다

(1 )d i out sd

q i out sq

vdci0+Rdci

Σ m4idcr

+fwind

1 vscs

prevwindf

windf 와

수 있다

wind wind

(2113)

이 때 prev

3 0 0 4 0( ) ( )prev

3 3 0 3 4 04( )1 wind dci dc dci

wind wind dcr dcr

vsc vsc vsc vsc

(2115)

vsce sq

vsce cd

vsci cq

vsci d

vscu q

vscu d

vsc fwind의

앞서 살펴본 바와 같이 각각 (2101) (2102) (2103) (2104) (2107) (2108)

(2111) (2112) (2115)로 표현할 수 있다

WSVSC 측

dcCdcci

dcrv dciv

eqvscCdcri

DC 선로 GSLCC 측

cd cd cq cq

dcr vsc vsc vsc vsc

i e i e iv

(2117)

1 1 3 1( )

cd cd cq cq

vsc vsc vsc dcr vsc

(2118)

dc dc dc

Rsi i v v

L L L (2119)

1 1dcc dcc dci

sv i iC C

(2120)

dcdci dci dcc dci

inv inv inv

Rsi i v v

L L L (2121)

용된다

-gridf

dcii 1m

0 1 0 2( ) ( )p

식 (2122)에서 p

0 1 0 2( ) ( )i

식 (2123)에서 i

래와 같다

dci inv dci

B T v B Xv i

(2124)

값(sd

vsci sq

invxlccX vdci

DC 선로 모델

WSVSC 모델

입력변수

sdvscisqvsci

출력변수

Σ -loadP

inv invM s DΣ +

HVDC 모델

gridfgridf

발전기 모델

genP ++

inv inv

f P P P P fM s D

(2125)

gen grid grid

mP f f

(2126)

inv inv inv inv

Dsf P f P P P D f

M M M M (2127)

1gen gen

gen grid grid gen

m ms P f f P

T T T (2128)

2 2 1 3

c c c cv

(2129)

1 ( ) ( )g f g fc g g b b (2130)

2 2 2 2

windK i in

windK i out

windL q

vscK i in

vscK i out

에 기술되었다

허수부

-10 0-15 -150 0-200

-05-20 x103

-100 -50실수부 [1s] 실수부 [1s]

허수부

0-40 -250 0-500

-20-60 x103

허수부

0-15 -150 0-200

-10-20 x103

허수부

0-15 -125 0-250

-10-20 x103

허수부

0-15 -100 0-200

-10-20 x103

-05 -100 -50

수 있다

허수부

0 -125 0-250

-70 x103

허수부

0-15 -500 0-1000

-10-25 x104

허수부

0-12 0 1000-1000

-08-16 x105

허수부

0-20 -1000 500-2500

-10-25 x104

-15 -05

결정해야 한다

수 있다

v dci [

시간 (s)0 4

Diffv = 5 kV

한다

v dci [

aci| [

시간 (s)

Pinv (m1 = 07)Pinv (m1 = 04394)

vdci (m1 = 07)vdci (m1 = 04394)

vinv (m1 = 07)vinv (m1 = 04394)

Pinv (m1 = 0)Pinv (m1 = 02)

vdci (m1 = 0)vdci (m1 = 02)

vinv (m1 = 0)vinv (m1 = 02)

시간 (s)0 10

1 3 5 7 9

m ax 1 05p u dciv

m in 0 95p u dciv

Diff2 = 2

Diff1 = 12

것이다

v dci [

Vdiff = 45kV

시간 (s)

0 61 2 3 4 5

ΔPinv = 143MW

Δvdci = 215kV

시간 (s)0 102 4 6 8

aci| [

지 확인한다

여줄 수 있다

시간 (s)0 5010 20 30 40

vdci [

(a) 풍속 (vwind)

수 있다

시간 (s)0 5010 20 30 40

(a) 풍속 (vwind)

시간 (s)0 4010 20 30

vdci [

load [

는 없다

시간 (s)0 4010 20 30

vdci [

load [

억제될 것이다

것이다

ci| [k

0 10 30226

ci| [k

0 10 30226

ci| [k

0 10 30226

v dci [

Time (s)

i dci [

0 05 150

(b) DC 전류 idci

Time (s)

0 05 3510 15 2 25 3

v dci [

DC 전류 idci

법이 필요하다

정류기 (VSC)

해상풍력단지

인버터 (LCC)

DC 선로

AC 계통

DC 전류amp

DC 전압

수 있다

흡수

보상

QG (QS + Qinv)

|vaci| θaci

gf+jbf

gg+jbg

Qinv PG+jQG

수 있다

cos(2 ) cos(2 2 )

inv inv inv invinv

inv inv inv

inv inv aci

v X iB T v

cos cos| |

inv dciinv inv inv

inv inv aci

수 있다

는 변수(idci0 v

있다

tanG GQ P (420)

2 2 2 2

수 있다

RPC (414) (415) (416) (417) idci0 v

dci0 |vaci| θaci

VC (417) (418) (419) idci0 v

dci0 θaci

PFC (416) (417) (421) (422) idci0 v

dci0 |vaci| θaci

시작

max(Jn)-1f

n(Xn)ltε No

n] 정의

Xn+1=X

n ndash (Jn)-1f

n(Xn) n=n+1

dci0를 최

된다

dci dc wind dci

v R P vi

(01pu)

(02pu)

(-04pu)

(05pu)

F1+L1+C1

F1+L1+C2

F1+L1+C1+C2

F1+C1+C2

상태

dciv 가 최

지령 값과 min

때문에 max

inv SQ Q (424)

wind thP P (425)

능하다

무효전력

AC 전압 [pu]

0975 10 1025

이 최댓값(max

있다

수 있다

2| |S f aciQ b v (427)

해야 한다

만족해야 한다

minmax

max 2( )

invf f

pv이다

P wind

ieqPwind + P

1 2 eq dc dci i i (430)

wind pv dc eq

P P v iR

i (431)

Wind 2

VSC 1Wind 1

1dcV 4

VSC 3Wind 3

1 1f f

2 2f f

1 1line lineG Bj

2 2line lineG Bj

1 1ac acV

2 2ac acV

1 4 1 21 1

0dc dc dc dc

dcw dc dc

V V V VP V

R R (432)

2 3 2 12 2

0dc dc dc dc

dcw dc dc

V V V VP V

R R (433)

3 2 3 53 3

0dc dc dc dc

dcw dc dc

V V V VP V

R R (434)

dcV 3dcV 4

dcV 5dcV 로 나

dcR 3dcR 4

1 1 41

0( )dc dc dc

V V VI

R (435)

3 3 52

0( )dc dc dc

V V VI

R (436)

invP )은 아

1 4 1 0inv dc invP V I (437)

2 5 2 0inv dc invP V I (438)

식 (439)와 (440)에서 1inv와 2

21 1 1 2 1 1 2 1 2 1

1 2 1 1 2 2 1 2 0

( )( ) ( cos sin )

cos( ) sin( )

P G G G V V V G B

V V G B (441)

22 2 1 3 2 2 3 2 3 2

2 1 1 2 1 2 2 1 0

( )( ) ( cos sin )

cos( ) sin( )

P G G G V V V G B

V V G B (442)

21 1 1 2 1 1 2 1 2 1

1 2 1 1 2 2 1 2 0

( )( ) ( sin cos )

sin( ) cos( )

Q B B B V V V G B

V V G B (443)

22 2 1 3 2 2 3 2 3 2

2 1 1 2 1 2 2 1 0

( )( ) ( sin cos )

sin( ) cos( )

Q B B B V V V G B

V V G B (444)

았다

분석하였다

지 된다

시간 (s)0 51 2 3 4

영향이다

때문이다

i dci [

aci| [

시간 (s)0 51 2 3 4

(f) SSD 상태 (i)

i (w SSD)

i (wo SSD)

maxdciv

mindciv

i dci [

aci| [

시간 (s)0 51 2 3 4

(f) SSD 상태 (i)

i (Conv)

i (Prop)

되어 있다

시간 (s)0 61 2 3 4

(c) SSD 상태 (i)

QG (PSCAD)

QG (MATLAB)

vdci (PSCAD)

vdci (MATLAB)

QG (c) SSD 상태 i

수 있다

인할 수 있다

vdci [

(c) SSD 상태 (i)

|vaci| (PSCAD)

|vaci| (MATLAB)

vdci (PSCAD)

vdci (MATLAB)

|vaci|

시간 (s)51 2 3 4

SSD 상태 i

(b) 역률각 (φ)

시간 (s)0 61 2 3 4

(c) SSD 상태 (i)

φ (PSCAD)

vdci (PSCAD)

vdci (MATLAB)

φ (MATLAB)

SSD 상태 i

수 있다

m ax 1 05p u dciv

m in 0 95p u dciv

v dci [

aci| [

(d) SSD 상태 (i)

|vaci| (지령 값)

235 240 245 250 255 260

시간 (s)0 10

4 81 3 5 7 9

m ax 1 05p u dciv

m in 0 95p u dciv

v dci [

aci| [

(d) SSD 상태 (i)

할 수 있었다

효과가 있다

할 수 있다

있게 된다

wind wind

vf K i K

i in d

wind windf K i (A2)

wind wind

1( )m e wind wind

f T T BJ

wind wind wind

L Rf e i i

wind wind wind wind

L Rf e i i

L L L L

1 1dcw dcf

wind wind

f i iC C

1 1dcw dcf

wind wind

f i iC C

farm d q cd sd

farm farm farm

Rf i f i e e

L L L (A9)

farm q d cq sq

farm farm farm

Rf i f i e e

L L L (A10)

11 ( )i in d ref d

i in q

13 ( )i out

1 12 sq cd sd

wind vsc vsc vscf f

vsc vsc

f f e i iC C

1 12 sd cq sq

wind vsc vsc vscf f

vsc vsc

f f e i iC C

vsc vsc vsc

Rf i f i e e

L L L (A16)

vsc vsc vsc

Rf i f i e e

L L L (A17)

20 (1 )i out sd

vsc vscf K e (A20)

i out sq

vsc vscf K e (A21)

3 3 0 3 4 0422

vsc vsc vsc vsc

1 1 3 1( )

cd cd cq cq

vsc vsc vsc dcr vsc

2 2dcdcc dcr dcc

dc dc dc

Rf i v v

L L L (A24)

1 1dcc dci

f i iC C

1 1dcdci dcc dci

inv inv inv

Rf i v v

L L L (A26)

27 0 1 0 2( ) ( )i

inv inv inv inv

Df P f P P P D f

M M M M (A28)

1gen gen

grid grid gen

m mf f f P

T T T (A29)

i in p out

wind wind

K Kf f

wind wind

wind wind wind

q p in

wind wind

wind wind wind

i Kf f

p in p out q

K K i T Tf fB

d p in d d q

wind wind wind

f fe K i L i

q p in q q d

wind wind wind

f fe K i L i

22 wind wind wind

wind wind

p in s

wind wind

f f K R

wind wind

1p in p out

wind wind wind

f f K KL i

p in s

wind wind

f f K R

wind wind dcw dcw

x u C v v

wind wind dcw dcw

x u C v v

p in q

wind wind

wind wind dcw dcw

f f K i

x C v v

q p in p out

f f i K K

x C v v

d p in d d q

wind wind dcw dcw

f f e K i L i

x i C v v

q p in q q d

wind wind dcw dcw

f f e K i L i

x i C v v

3( ) 3

2 ( ) 2 ( )

x v C v v C v v

3( ) 3

2 ( ) 2 ( )

x v C v v C v v

3( 2 )

p in d c q cd

farm wind dcw dcw

K i f L i ef f

x i C v v

3( 2 )

p in q c d cq

farm wind dcw dcw

K i f L i ef f

x i C v v

farm wind dcw dcw

x u C v v

farm wind dcw dcw

x u C v v

d p in

farm farm

farm wind dcw dcw

i Kf f

x C v v

(for all n) (A62)

9 9 9 9

p in p out

farm farm

dcw dcw farm

K Kf f f f

x v x v L

9 9 10 10

c p in

farm farm

farm farm farm

R Kf f f f

x i x i L

9 9 10 10

1d q c

farm farm farm

f f f f

x u x u L

farm farm

9 9 10 10

1sd sq c

vsc vsc farm

f f f f

x e x e L

11 11 11 11

i in p out

farm farm

dcw dcw

f f f fK K

x v x v

11 11 11 11 12 12

9 13 10

farmd d q

farm farm farm

f f f f f fK

x i x x i

13 13 13 13

dcw dcw

f f f fK

x v x v

15 15 15 1514 14 14 14

9 16 10 17

1d cd q cq f

f f f ff f f f

x i x i x i x i C

15 1514 14

2 windsq sd

vsc vsc

f ff ff

x e x e

16 16 17 17

farm farm vsc

f f f f K

x i x i L

16 16 17 17

p in p out

vsc vsc

sd sq c

vsc vsc vsc

f f f f K K

x e x e L

16 16 17 17

2 f p in

wiud vsc vsc

sq sd c

vsc vsc vsc

f f f f f C K

x e x e L

16 16 17 17

c p in

vsc vsc

cd cq c

vsc vsc vsc

f f f f R K

x i x i L

16 16 17 17

1d q c

vsc vsc vsc

f f f f

x u x u L

16 16 17 17

vsc vsc vsc

f f f f K

18 18 18 18 18 18 19 19

9 10 20 21

vscd q d q

farm farm vsc vsc

f f f f f f f fK

x i x i x x

18 18 19 19

i in p out

vsc vscsd sq

vsc vsc

f f f fK K

x e x e

18 18 19 19

2 f i in

wind vsc vscsq sd

vsc vsc

f f f ff C K

x e x e

20 20 21 21

vscsd sq

vsc vsc

f f f fK

x e x e

422 22

p in cd

vsc vsc

farm vsc dcr

m K if f

422 22

p in cq

vsc vsc

farm vsc dcr

m K if f

22 22 4

3(1 ) 2

vsc vsc dcr

f f mK K i K f C i

22 22 4

3(1 ) 2

vsc vsc dcr

f f mK K i K f C i

422 22

3 ( 2 )

cd p in cd c cq

vsc vsc dcr

m e K i f L if f

422 22

3 ( 2 )

cq p in cq c cd

vsc vsc dcr

m e K i f L if f

22 22 22 22 4

31 1 1 1

2cd cd d cq cq q

f f f f m

i x i u i x i u v

422 22 22 22

31 1 1 1

cd cd d cq cq q

m Kf f f f

i x i i x i v

wind vsc

3 422 22

cd cd cq cq

vsc vsc vsc vsc

dcr vsc vsc dcr

m m e i e if f

p in cd

vsc vsc

farm vsc dcr

f f K i

x i C v

p in cq

vsc vsc

farm vsc dcr

K if f

x i C v

3(1 ) 2

vsc vsc dcr

f fK K i K f C i

x e C v

3(1 ) 2

vsc vsc dcr

f fK K i K f C i

x e C v

3( 2 )

cd p in cd c cq

vsc vsc dcr

f f e K i f L i

x i C v

3( 2 )

cq p in cq c cd

vsc vsc dcr

f f e K i f L i

x i C v

23 23 23 23

1 1 1 1 3

2cd cd d cq cq q eq

f f f f

i x i u i x i u C v

22 22 22 22

31 1 1 1

cd cd d cq cq q eq

Kf f f f

i x i i x i C v

(A100)

cd cd cq cq

vsc vsc vsc vsc

dcr vsc dcr

f f e i e i

x v C v

(A101)

dcc vsc

(A102)

24 24 24 24 24 24

24 23 262 2 2 2

dc dc dc dc dc

dcc dcr dcc dc

x i x v x v L

(A103)

25 25 25 25

dcc dci dc

f f f f

x i x i C

(A104)

dcc inv

(A105)

26 26 1

3 ( 2 | | sin )1

2 3 2 | | sin

f f R B T v K m X

x i L B T v K

(A106)

3 2 | | sin

( 3 2 | | sin )

inv inv aci inv

f f B T v

x x L B T v K

(A107)

26 26 2

3 2 | | sin

( 3 2 | | sin )

inv inv aci i inv

f f B T v K m

x f L B T v K

(A108)

27 27 1

3 2 | | sin

i inv inv

f f K m B X

x i B T v K

(A109)

3 2 | | sin

inv inv aci i inv

f f B T v K

x x B T v K

(A110)

27 27 2

3 2 | | sin

inv inv aci i i inv

f f B T v K K m

x f B T v K

(A111)

28 28 1

3 ( 2 | | sin )1

( 3 2 | | sin )

f f B T v K m i Xv

x i M L B T v K

(A112)

3 2 | | sin

( 3 2 | | sin )

inv inv aci dci inv

f f B T v i

x x M B T v K

(A113)

28 28 2

3 2 | | sin1

3 2 | | sin

f f B T v i K mD

x f M B T v K

(A114)

gen inv

(A115)

grid g

(A116)

(A117)

1 2 3 4[ ]Tf(X) f f f f (B2)

1 2 3 4

5 6 7 8

9 10 11 12

13 14 15 16

RPC RPC RPC RPC

J J J J

tan2 | | ( )

| | | |

aci aci

fJ b v P R i

3 210 0

tan2 tan ( ) inv

dci dci

fJ R i P R i

tan( ) inv

RPC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

fJ v v g b

6 2 sin cos 2 | || |

fJ v g b b v

fJ v v g b

10 3 cos sin 2( ) | || |

fJ v g b g g v

2RPC dc dci

fJ R i

15 40 0

2RPC dci dc dci

fJ v R i

RPC dci

의할 수 있다

2 sin(2 ) sin(2 2 ) 2 2cos(2 )tan

cos(2 ) cos(2 2 )

1[2cos(2 ) 2cos(2 2 )

cos(2 ) cos(2 2 )

2cos(4 2 ) 2cos(4 4 ) 4 sin(2

inv inv inv

inv inv inv inv inv

2 )] invinv inv

여기서 x는

0 2 | | sin

inv inv

dci inv inv aci inv

i B T v

0 3 2 | | sin

| | | | tan

aci aci invv v

sin sin( )2 | |

inv inv

i B T v

sin( ) sin3 2 | |

cos 21 1

| | | | sin( ) sin | | sin( )

inv inv inv dci

v v B T v

5 6 7[ ]Tf(X) f f f (B27)

VC VC VC

6 7 0VC VCJ J (B32)

fJ v v g b

2 250 0

tan2 tan ( ) inv

dci dci

fJ R i P R i

tan( ) inv

VC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

fJ v v g b

2VC dc dci

fJ R i

8 70 0

2VC dci dc dci

fJ v R i

VC dci

8 9 10 11[ ]Tf(X) f f f f (B41)

2 2 2 2

1 2 3 4

5 6 7 8

9 10 11 12

13 14 15 16

PFC PFC PFC PFC

J J J J

tan2 | | tan ( ) 2 | |

| | | |

aci aci

fJ g v P R i b v

3 280 0 0

dci dci

fJ R i R i P R i

tan( ) inv

PFC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

fJ v v g b

tansin cos ( ) 2( ) | |

| | | |

aci aci

7 290 0

tan2 tan ( ) inv

dci dci

fJ R i P R i

tan( ) inv

PFC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

fJ v v g b

10 10 cos sin 2( ) | || |

fJ v g b g g v

11 100

2PFC dc dci

fJ R i

15 110 0

2PFC dci dc dci

fJ v R i

16 110

PFC dci

참고 문헌

1 pp 352-362 Jan 2018

5 pp 740-788 May 2015

vol 31 no 6 pp 5042-5050 Nov 2016

2 no 4 pp 1181-1189 Dec 2014

vol 3 no 4 pp 918-931 Dec 2015

5299 Jul 2019

pp 453-461 Feb 2014

32 no 2 pp 617-627 Apr 2017

HVDC_projects

ACDC 2012 Dec 2012 pp 1-6

pp789-797 Apr 2015

vol 1 no 5 pp 595-601 Dec 2018

no 4 pp 899-907 Oct 2012

vol 29 no 2 5600205 Nov 2018

Jul 2005

Sep 2015

pp 3327-3334 Aug 2013

GYCON 2016 Apr 2016 pp 1-6

May 2013

Mar 2013

Prentice-Hall 2000

pp 768-794 Sep 2015

1 pp 378-387 Dec 2005

1771-1777 Sep 2018

May 2003

vol 1 no 4 pp 37-45 Dec 2015

Abstract

Gyu-Sub Lee

The Graduate School

counterpart

감사의 글

사드립니다

2020년 1월

이 규 섭 드림

제 1 장 서 론


































































참고문헌

Abstract


2020 년 2 월

이 규 섭

2020 년 2 월

위 원 장 (인)

부위원장 (인)

위 원 (인)

초 록

안하였다

학 번 2013-20840

목 차

제 1 장 서 론 1

522 VC 모드 검증 150

제 2 절 향 후 과제 165

참고문헌 183

Abstract 190

표 목차

그림 목차

안 47

|vaci| 102

전압 |vaci| 104

DC 전류 idci 112

태 i 147

SSD 상태 i 151

SSD 상태 i 152

SSD 상태 i 154

제 1 장 서 론

DC 선로

DC 선로 ( 선)

AC 계통

바가 적다

에 불과하다

이다

１０

１１

알 수 있다

무효전력

DC 전압 [pu]

P = 1pu

P = 09pu

P = 08pu

095 096 097 098 099

VDCmin

１２

１３

１４

１５

파라미터 정의

iv 로 정의

v f 로 정의

vf 로 정의

if 로 정의

fP 로 정의

파라미터 정의

가능하다

과 같다

SG vdcw

MSVSC FSVSC WSVSC

fm fwind

DC 선로

inv dci dci

P v i (21)

cos2 cos(2 2 )

inv inv inv invinv

inv inv inv

cos3 2

dciinv

inv inv aci

1 3cos

inv dci ci dci

inv inv aci

v X iB T v

1 2cos cos

ci dciinv inv inv

inv inv aci

B T v (26)

을 알 수 있다

무효전력

유효전력 [pu]

02 04 06 08

DC 전류 (idci)

vdci+Δvdci

운전점

DC 전압 (vdci)

정류기 (VSC)

해상풍력단지

Σ idci0 m1 Σ

제어기

인버터 (LCC)

DC 선로

αimaxdciv

mindciv

AC 계통

1dci dciv m i (28)

dciv )은

|vaci| θaci

gf+jbf

인버터

gg+jbg

2 2 1 3

c c c cv

1 ( ) ( )g f g fc g g b b (212)

2 2 2 2

iQ B T v v

aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

있다

aci aci aciinv inv

dci inv dci inv dci

v v vP Q

i P i Q i

aci aci aciinv inv

dci inv dci inv dci

v v vP Q

v P v Q v

inv inv

dci dci

( )inv dci dci

dci inv

2 1 3 2 1 3

g faci invaci

inv aci

g gv Pv

P vc c c c c c

2 1 3 2 1 3

g faci invaci

inv aci

b bv Qv

Q vc c c c c c

립한다

0aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

출할 수 있다

aci aci

dci dci

고려해야 한다

주파수

vdci+Δvdci

DC 전압

운전점

vdcr+Δvdcr

fwind+Δfwind

주파수

fwind+Δfwind

유효전력

운전점

PwindPwind+ΔPwind

의할 수 있다

정류기 (VSC)

해상풍력단지

Σ fgrid m2 Σ

제어기

인버터 (LCC)

DC 선로

αimaxdciv

mindciv

AC 계통

vdci0+Rdci

Δvdcrm3

_ maxdcrv

mindcrv

+ vdcr

wind grid

f (230)

이 때 base

vdci0+Rdci

이 때 vdci0와 i

dci grid dci

dci dci

m ii f v

v v (237)

0 0 33

dc dci dcdci grid

dci dci

R i m m Rf m v f

3 2 0 0

dcdci grid

Rf m m m i f

2 0 0 0[ ( )]

wind dci

grid dci dc dci

f m v R m i

0aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

2 0 02

0aci acidci

dci dci dci

v vm i mm f

aci aci

dci dci

v vi v

행한다

야 한다

dcidci grid

dci dci

m i mi f

0 1 2 0

dcidci grid

dci dci

m m m vv f

4 3 1( )dcm m m R (253)

3 0 1 2 0 4 3 2 0 0

dci dci

m f (256)

( )base

wind dc

f m Rm

windwind gridbase

m fP f

f (258)

m fP f R i i

f (261)

5 2 0 0

grid dci dci

f m i v

0 0 0 1 0 2 0

2 2base base

wind dci dci

f m i v

0aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

1 2 0aci aci aci

aci dci grid

dci dci dci

v v vv m i m f

어야 한다

aci aci

dci dci

2 0 0 0 1 2 0

1 0 0 1 0 0

0aci acidci dci

aci grid

v vm i m m m m vv f

i m i v v m i v

dci dci

dci dci dci dci

v v v vm m m i v

i v i v

1 095aci aci

dci dci

aci aci

dci dci

aci aci

dci dci

i vm m

v vi v

어야 한다

0 1 2 0

dcidci grid

dci dci

m m m vv f

dciv ) 사이

( )dcidci dci

dci dci

m m m vv v f f

2 2 max min

( )( ) ( )

dci dci dci dci

max를 비교한다

시작

계산

( )( ) ( )

dci dci dci dci

m i v v v m m f fm

2 2 m m

2 2m m

v m iP i v v i v

수 있다

max min

dci0) = (500 kV 2 kA)인 경

살펴볼 것이다

된다

11 1 1

22 1 1

nn n m

dxf x x u u

2105176 116 04 5 00068aiL

p aiC L e

1 0035

008 1aiL

i outwindpout

- base

wind windv v

q refwindi q

i outwind

i inwindpin

pm wind +

qwindi

i inwind

dwinde

i inwindpin

-dwindi

i inwind

basewind wind

d d p in d q q

qwindu )를 도입

wind wind

vsu K i K

d i in d

wind wind

s T T BJ

5는 m5를 풍력

wind wind wind

L Rsi e i i

wind wind wind wind

L Rsi e i i

L L L L

( dwindu

qwindu

cfarmR c

farm farme je

d qfarm farmi ji

dcfidcwi

i outfarmpout

dcw dcwv v

d reffarmi cd

i outfarm

i infarmp in

Σ + -

dfarmi

i infarm

cqfarme

i infarmp in

Σ + -

qfarmi

i infarm

)의 1차

1 1dcw dcw dcf

wind wind

sv i iC C

1 1dcw dcw dcf

wind wind

sv i iC C

3( ) ( )

d d q q

3( ) ( )

cd d cq q

farme 와 cq

farmi 와 q

있다

farmd d q cd sd

farm farm farm

Rsi i f i e e

L L L (293)

farmq q d cq sq

farm farm farm

Rsi i f i e e

L L L (294)

farme 와 sq

farmR 와 c

표현한다

farme 와 cq

같이 정의된다

2cq q p in q c d

이 때 p in

farmi 는

( )d ref d p out

farmu q

( )d i in d ref d

q i in q

( )d i out

farmi q

farmi d

farmu q

farmu d

farm 의 총

서 살펴본 바와 같이 각각 (289) (290) (293) (294) (298) (299) (2100)

vsci 와 sq

[ ]qdwind windi i T

edwind

eqwind

MSVSC 모델

입력변수

sdvscisqvsci

출력변수

조를 나타낸다

cvscR c

vsc vsce je

vsc vsci jifvscC

i outvscp out

-sdvsce

i outvsc

sdvsci

1sd ref

vsci cdvsce

i invscp in

sdvsci

i outvscp out

-sqvsce

i outvsc

sqvsci

0sq ref

vsci cqvsce

i invscp in

sqvsci

i invsc

farmi 와 q

vsci 와 sq

vsce 과

vsce 와 sq

vsce 의

1 12sd sq cd sd

vsc vsc

se f e i iC C

(2101)

1 12sq sd cq sq

vsc vsc

se f e i iC C

(2102)

위의 식에서 cd

vsci 와 cq

vsc vsc vsc

Rsi i f i e e

L L L (2103)

vsc vsc vsc

Rsi i f i e e

L L L (2104)

vscR 와 c

vsce 와 cq

vsce 는 전

위의 식에서 d

vscu 와 q

이다 p in

vsci 와 sd ref

vsci 는 출

vscu 와 q

( )d i in sd ref sd

( )q i in sq ref sq

vsci 와 sd ref

vsc 와 q

능하다

(1 )d i out sd

q i out sq

vdci0+Rdci

Σ m4idcr

+fwind

1 vscs

prevwindf

windf 와

수 있다

wind wind

(2113)

이 때 prev

3 0 0 4 0( ) ( )prev

3 3 0 3 4 04( )1 wind dci dc dci

wind wind dcr dcr

vsc vsc vsc vsc

(2115)

vsce sq

vsce cd

vsci cq

vsci d

vscu q

vscu d

vsc fwind의

앞서 살펴본 바와 같이 각각 (2101) (2102) (2103) (2104) (2107) (2108)

(2111) (2112) (2115)로 표현할 수 있다

WSVSC 측

dcCdcci

dcrv dciv

eqvscCdcri

DC 선로 GSLCC 측

cd cd cq cq

dcr vsc vsc vsc vsc

i e i e iv

(2117)

1 1 3 1( )

cd cd cq cq

vsc vsc vsc dcr vsc

(2118)

dc dc dc

Rsi i v v

L L L (2119)

1 1dcc dcc dci

sv i iC C

(2120)

dcdci dci dcc dci

inv inv inv

Rsi i v v

L L L (2121)

용된다

-gridf

dcii 1m

0 1 0 2( ) ( )p

식 (2122)에서 p

0 1 0 2( ) ( )i

식 (2123)에서 i

래와 같다

dci inv dci

B T v B Xv i

(2124)

값(sd

vsci sq

invxlccX vdci

DC 선로 모델

WSVSC 모델

입력변수

sdvscisqvsci

출력변수

Σ -loadP

inv invM s DΣ +

HVDC 모델

gridfgridf

발전기 모델

genP ++

inv inv

f P P P P fM s D

(2125)

gen grid grid

mP f f

(2126)

inv inv inv inv

Dsf P f P P P D f

M M M M (2127)

1gen gen

gen grid grid gen

m ms P f f P

T T T (2128)

2 2 1 3

c c c cv

(2129)

1 ( ) ( )g f g fc g g b b (2130)

2 2 2 2

windK i in

windK i out

windL q

vscK i in

vscK i out

에 기술되었다

허수부

-10 0-15 -150 0-200

-05-20 x103

-100 -50실수부 [1s] 실수부 [1s]

허수부

0-40 -250 0-500

-20-60 x103

허수부

0-15 -150 0-200

-10-20 x103

허수부

0-15 -125 0-250

-10-20 x103

허수부

0-15 -100 0-200

-10-20 x103

-05 -100 -50

수 있다

허수부

0 -125 0-250

-70 x103

허수부

0-15 -500 0-1000

-10-25 x104

허수부

0-12 0 1000-1000

-08-16 x105

허수부

0-20 -1000 500-2500

-10-25 x104

-15 -05

결정해야 한다

수 있다

v dci [

시간 (s)0 4

Diffv = 5 kV

한다

v dci [

aci| [

시간 (s)

Pinv (m1 = 07)Pinv (m1 = 04394)

vdci (m1 = 07)vdci (m1 = 04394)

vinv (m1 = 07)vinv (m1 = 04394)

Pinv (m1 = 0)Pinv (m1 = 02)

vdci (m1 = 0)vdci (m1 = 02)

vinv (m1 = 0)vinv (m1 = 02)

시간 (s)0 10

1 3 5 7 9

m ax 1 05p u dciv

m in 0 95p u dciv

Diff2 = 2

Diff1 = 12

것이다

v dci [

Vdiff = 45kV

시간 (s)

0 61 2 3 4 5

ΔPinv = 143MW

Δvdci = 215kV

시간 (s)0 102 4 6 8

aci| [

지 확인한다

여줄 수 있다

시간 (s)0 5010 20 30 40

vdci [

(a) 풍속 (vwind)

수 있다

시간 (s)0 5010 20 30 40

(a) 풍속 (vwind)

시간 (s)0 4010 20 30

vdci [

load [

는 없다

시간 (s)0 4010 20 30

vdci [

load [

억제될 것이다

것이다

ci| [k

0 10 30226

ci| [k

0 10 30226

ci| [k

0 10 30226

v dci [

Time (s)

i dci [

0 05 150

(b) DC 전류 idci

Time (s)

0 05 3510 15 2 25 3

v dci [

DC 전류 idci

법이 필요하다

정류기 (VSC)

해상풍력단지

인버터 (LCC)

DC 선로

AC 계통

DC 전류amp

DC 전압

수 있다

흡수

보상

QG (QS + Qinv)

|vaci| θaci

gf+jbf

gg+jbg

Qinv PG+jQG

수 있다

cos(2 ) cos(2 2 )

inv inv inv invinv

inv inv inv

inv inv aci

v X iB T v

cos cos| |

inv dciinv inv inv

inv inv aci

수 있다

는 변수(idci0 v

있다

tanG GQ P (420)

2 2 2 2

수 있다

RPC (414) (415) (416) (417) idci0 v

dci0 |vaci| θaci

VC (417) (418) (419) idci0 v

dci0 θaci

PFC (416) (417) (421) (422) idci0 v

dci0 |vaci| θaci

시작

max(Jn)-1f

n(Xn)ltε No

n] 정의

Xn+1=X

n ndash (Jn)-1f

n(Xn) n=n+1

dci0를 최

된다

dci dc wind dci

v R P vi

(01pu)

(02pu)

(-04pu)

(05pu)

F1+L1+C1

F1+L1+C2

F1+L1+C1+C2

F1+C1+C2

상태

dciv 가 최

지령 값과 min

때문에 max

inv SQ Q (424)

wind thP P (425)

능하다

무효전력

AC 전압 [pu]

0975 10 1025

이 최댓값(max

있다

수 있다

2| |S f aciQ b v (427)

해야 한다

만족해야 한다

minmax

max 2( )

invf f

pv이다

P wind

ieqPwind + P

1 2 eq dc dci i i (430)

wind pv dc eq

P P v iR

i (431)

Wind 2

VSC 1Wind 1

1dcV 4

VSC 3Wind 3

1 1f f

2 2f f

1 1line lineG Bj

2 2line lineG Bj

1 1ac acV

2 2ac acV

1 4 1 21 1

0dc dc dc dc

dcw dc dc

V V V VP V

R R (432)

2 3 2 12 2

0dc dc dc dc

dcw dc dc

V V V VP V

R R (433)

3 2 3 53 3

0dc dc dc dc

dcw dc dc

V V V VP V

R R (434)

dcV 3dcV 4

dcV 5dcV 로 나

dcR 3dcR 4

1 1 41

0( )dc dc dc

V V VI

R (435)

3 3 52

0( )dc dc dc

V V VI

R (436)

invP )은 아

1 4 1 0inv dc invP V I (437)

2 5 2 0inv dc invP V I (438)

식 (439)와 (440)에서 1inv와 2

21 1 1 2 1 1 2 1 2 1

1 2 1 1 2 2 1 2 0

( )( ) ( cos sin )

cos( ) sin( )

P G G G V V V G B

V V G B (441)

22 2 1 3 2 2 3 2 3 2

2 1 1 2 1 2 2 1 0

( )( ) ( cos sin )

cos( ) sin( )

P G G G V V V G B

V V G B (442)

21 1 1 2 1 1 2 1 2 1

1 2 1 1 2 2 1 2 0

( )( ) ( sin cos )

sin( ) cos( )

Q B B B V V V G B

V V G B (443)

22 2 1 3 2 2 3 2 3 2

2 1 1 2 1 2 2 1 0

( )( ) ( sin cos )

sin( ) cos( )

Q B B B V V V G B

V V G B (444)

았다

분석하였다

지 된다

시간 (s)0 51 2 3 4

영향이다

때문이다

i dci [

aci| [

시간 (s)0 51 2 3 4

(f) SSD 상태 (i)

i (w SSD)

i (wo SSD)

maxdciv

mindciv

i dci [

aci| [

시간 (s)0 51 2 3 4

(f) SSD 상태 (i)

i (Conv)

i (Prop)

되어 있다

시간 (s)0 61 2 3 4

(c) SSD 상태 (i)

QG (PSCAD)

QG (MATLAB)

vdci (PSCAD)

vdci (MATLAB)

QG (c) SSD 상태 i

수 있다

인할 수 있다

vdci [

(c) SSD 상태 (i)

|vaci| (PSCAD)

|vaci| (MATLAB)

vdci (PSCAD)

vdci (MATLAB)

|vaci|

시간 (s)51 2 3 4

SSD 상태 i

(b) 역률각 (φ)

시간 (s)0 61 2 3 4

(c) SSD 상태 (i)

φ (PSCAD)

vdci (PSCAD)

vdci (MATLAB)

φ (MATLAB)

SSD 상태 i

수 있다

m ax 1 05p u dciv

m in 0 95p u dciv

v dci [

aci| [

(d) SSD 상태 (i)

|vaci| (지령 값)

235 240 245 250 255 260

시간 (s)0 10

4 81 3 5 7 9

m ax 1 05p u dciv

m in 0 95p u dciv

v dci [

aci| [

(d) SSD 상태 (i)

할 수 있었다

효과가 있다

할 수 있다

있게 된다

wind wind

vf K i K

i in d

wind windf K i (A2)

wind wind

1( )m e wind wind

f T T BJ

wind wind wind

L Rf e i i

wind wind wind wind

L Rf e i i

L L L L

1 1dcw dcf

wind wind

f i iC C

1 1dcw dcf

wind wind

f i iC C

farm d q cd sd

farm farm farm

Rf i f i e e

L L L (A9)

farm q d cq sq

farm farm farm

Rf i f i e e

L L L (A10)

11 ( )i in d ref d

i in q

13 ( )i out

1 12 sq cd sd

wind vsc vsc vscf f

vsc vsc

f f e i iC C

1 12 sd cq sq

wind vsc vsc vscf f

vsc vsc

f f e i iC C

vsc vsc vsc

Rf i f i e e

L L L (A16)

vsc vsc vsc

Rf i f i e e

L L L (A17)

20 (1 )i out sd

vsc vscf K e (A20)

i out sq

vsc vscf K e (A21)

3 3 0 3 4 0422

vsc vsc vsc vsc

1 1 3 1( )

cd cd cq cq

vsc vsc vsc dcr vsc

2 2dcdcc dcr dcc

dc dc dc

Rf i v v

L L L (A24)

1 1dcc dci

f i iC C

1 1dcdci dcc dci

inv inv inv

Rf i v v

L L L (A26)

27 0 1 0 2( ) ( )i

inv inv inv inv

Df P f P P P D f

M M M M (A28)

1gen gen

grid grid gen

m mf f f P

T T T (A29)

i in p out

wind wind

K Kf f

wind wind

wind wind wind

q p in

wind wind

wind wind wind

i Kf f

p in p out q

K K i T Tf fB

d p in d d q

wind wind wind

f fe K i L i

q p in q q d

wind wind wind

f fe K i L i

22 wind wind wind

wind wind

p in s

wind wind

f f K R

wind wind

1p in p out

wind wind wind

f f K KL i

p in s

wind wind

f f K R

wind wind dcw dcw

x u C v v

wind wind dcw dcw

x u C v v

p in q

wind wind

wind wind dcw dcw

f f K i

x C v v

q p in p out

f f i K K

x C v v

d p in d d q

wind wind dcw dcw

f f e K i L i

x i C v v

q p in q q d

wind wind dcw dcw

f f e K i L i

x i C v v

3( ) 3

2 ( ) 2 ( )

x v C v v C v v

3( ) 3

2 ( ) 2 ( )

x v C v v C v v

3( 2 )

p in d c q cd

farm wind dcw dcw

K i f L i ef f

x i C v v

3( 2 )

p in q c d cq

farm wind dcw dcw

K i f L i ef f

x i C v v

farm wind dcw dcw

x u C v v

farm wind dcw dcw

x u C v v

d p in

farm farm

farm wind dcw dcw

i Kf f

x C v v

(for all n) (A62)

9 9 9 9

p in p out

farm farm

dcw dcw farm

K Kf f f f

x v x v L

9 9 10 10

c p in

farm farm

farm farm farm

R Kf f f f

x i x i L

9 9 10 10

1d q c

farm farm farm

f f f f

x u x u L

farm farm

9 9 10 10

1sd sq c

vsc vsc farm

f f f f

x e x e L

11 11 11 11

i in p out

farm farm

dcw dcw

f f f fK K

x v x v

11 11 11 11 12 12

9 13 10

farmd d q

farm farm farm

f f f f f fK

x i x x i

13 13 13 13

dcw dcw

f f f fK

x v x v

15 15 15 1514 14 14 14

9 16 10 17

1d cd q cq f

f f f ff f f f

x i x i x i x i C

15 1514 14

2 windsq sd

vsc vsc

f ff ff

x e x e

16 16 17 17

farm farm vsc

f f f f K

x i x i L

16 16 17 17

p in p out

vsc vsc

sd sq c

vsc vsc vsc

f f f f K K

x e x e L

16 16 17 17

2 f p in

wiud vsc vsc

sq sd c

vsc vsc vsc

f f f f f C K

x e x e L

16 16 17 17

c p in

vsc vsc

cd cq c

vsc vsc vsc

f f f f R K

x i x i L

16 16 17 17

1d q c

vsc vsc vsc

f f f f

x u x u L

16 16 17 17

vsc vsc vsc

f f f f K

18 18 18 18 18 18 19 19

9 10 20 21

vscd q d q

farm farm vsc vsc

f f f f f f f fK

x i x i x x

18 18 19 19

i in p out

vsc vscsd sq

vsc vsc

f f f fK K

x e x e

18 18 19 19

2 f i in

wind vsc vscsq sd

vsc vsc

f f f ff C K

x e x e

20 20 21 21

vscsd sq

vsc vsc

f f f fK

x e x e

422 22

p in cd

vsc vsc

farm vsc dcr

m K if f

422 22

p in cq

vsc vsc

farm vsc dcr

m K if f

22 22 4

3(1 ) 2

vsc vsc dcr

f f mK K i K f C i

22 22 4

3(1 ) 2

vsc vsc dcr

f f mK K i K f C i

422 22

3 ( 2 )

cd p in cd c cq

vsc vsc dcr

m e K i f L if f

422 22

3 ( 2 )

cq p in cq c cd

vsc vsc dcr

m e K i f L if f

22 22 22 22 4

31 1 1 1

2cd cd d cq cq q

f f f f m

i x i u i x i u v

422 22 22 22

31 1 1 1

cd cd d cq cq q

m Kf f f f

i x i i x i v

wind vsc

3 422 22

cd cd cq cq

vsc vsc vsc vsc

dcr vsc vsc dcr

m m e i e if f

p in cd

vsc vsc

farm vsc dcr

f f K i

x i C v

p in cq

vsc vsc

farm vsc dcr

K if f

x i C v

3(1 ) 2

vsc vsc dcr

f fK K i K f C i

x e C v

3(1 ) 2

vsc vsc dcr

f fK K i K f C i

x e C v

3( 2 )

cd p in cd c cq

vsc vsc dcr

f f e K i f L i

x i C v

3( 2 )

cq p in cq c cd

vsc vsc dcr

f f e K i f L i

x i C v

23 23 23 23

1 1 1 1 3

2cd cd d cq cq q eq

f f f f

i x i u i x i u C v

22 22 22 22

31 1 1 1

cd cd d cq cq q eq

Kf f f f

i x i i x i C v

(A100)

cd cd cq cq

vsc vsc vsc vsc

dcr vsc dcr

f f e i e i

x v C v

(A101)

dcc vsc

(A102)

24 24 24 24 24 24

24 23 262 2 2 2

dc dc dc dc dc

dcc dcr dcc dc

x i x v x v L

(A103)

25 25 25 25

dcc dci dc

f f f f

x i x i C

(A104)

dcc inv

(A105)

26 26 1

3 ( 2 | | sin )1

2 3 2 | | sin

f f R B T v K m X

x i L B T v K

(A106)

3 2 | | sin

( 3 2 | | sin )

inv inv aci inv

f f B T v

x x L B T v K

(A107)

26 26 2

3 2 | | sin

( 3 2 | | sin )

inv inv aci i inv

f f B T v K m

x f L B T v K

(A108)

27 27 1

3 2 | | sin

i inv inv

f f K m B X

x i B T v K

(A109)

3 2 | | sin

inv inv aci i inv

f f B T v K

x x B T v K

(A110)

27 27 2

3 2 | | sin

inv inv aci i i inv

f f B T v K K m

x f B T v K

(A111)

28 28 1

3 ( 2 | | sin )1

( 3 2 | | sin )

f f B T v K m i Xv

x i M L B T v K

(A112)

3 2 | | sin

( 3 2 | | sin )

inv inv aci dci inv

f f B T v i

x x M B T v K

(A113)

28 28 2

3 2 | | sin1

3 2 | | sin

f f B T v i K mD

x f M B T v K

(A114)

gen inv

(A115)

grid g

(A116)

(A117)

1 2 3 4[ ]Tf(X) f f f f (B2)

1 2 3 4

5 6 7 8

9 10 11 12

13 14 15 16

RPC RPC RPC RPC

J J J J

tan2 | | ( )

| | | |

aci aci

fJ b v P R i

3 210 0

tan2 tan ( ) inv

dci dci

fJ R i P R i

tan( ) inv

RPC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

fJ v v g b

6 2 sin cos 2 | || |

fJ v g b b v

fJ v v g b

10 3 cos sin 2( ) | || |

fJ v g b g g v

2RPC dc dci

fJ R i

15 40 0

2RPC dci dc dci

fJ v R i

RPC dci

의할 수 있다

2 sin(2 ) sin(2 2 ) 2 2cos(2 )tan

cos(2 ) cos(2 2 )

1[2cos(2 ) 2cos(2 2 )

cos(2 ) cos(2 2 )

2cos(4 2 ) 2cos(4 4 ) 4 sin(2

inv inv inv

inv inv inv inv inv

2 )] invinv inv

여기서 x는

0 2 | | sin

inv inv

dci inv inv aci inv

i B T v

0 3 2 | | sin

| | | | tan

aci aci invv v

sin sin( )2 | |

inv inv

i B T v

sin( ) sin3 2 | |

cos 21 1

| | | | sin( ) sin | | sin( )

inv inv inv dci

v v B T v

5 6 7[ ]Tf(X) f f f (B27)

VC VC VC

6 7 0VC VCJ J (B32)

fJ v v g b

2 250 0

tan2 tan ( ) inv

dci dci

fJ R i P R i

tan( ) inv

VC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

fJ v v g b

2VC dc dci

fJ R i

8 70 0

2VC dci dc dci

fJ v R i

VC dci

8 9 10 11[ ]Tf(X) f f f f (B41)

2 2 2 2

1 2 3 4

5 6 7 8

9 10 11 12

13 14 15 16

PFC PFC PFC PFC

J J J J

tan2 | | tan ( ) 2 | |

| | | |

aci aci

fJ g v P R i b v

3 280 0 0

dci dci

fJ R i R i P R i

tan( ) inv

PFC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

fJ v v g b

tansin cos ( ) 2( ) | |

| | | |

aci aci

7 290 0

tan2 tan ( ) inv

dci dci

fJ R i P R i

tan( ) inv

PFC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

fJ v v g b

10 10 cos sin 2( ) | || |

fJ v g b g g v

11 100

2PFC dc dci

fJ R i

15 110 0

2PFC dci dc dci

fJ v R i

16 110

PFC dci

참고 문헌

1 pp 352-362 Jan 2018

5 pp 740-788 May 2015

vol 31 no 6 pp 5042-5050 Nov 2016

2 no 4 pp 1181-1189 Dec 2014

vol 3 no 4 pp 918-931 Dec 2015

5299 Jul 2019

pp 453-461 Feb 2014

32 no 2 pp 617-627 Apr 2017

HVDC_projects

ACDC 2012 Dec 2012 pp 1-6

pp789-797 Apr 2015

vol 1 no 5 pp 595-601 Dec 2018

no 4 pp 899-907 Oct 2012

vol 29 no 2 5600205 Nov 2018

Jul 2005

Sep 2015

pp 3327-3334 Aug 2013

GYCON 2016 Apr 2016 pp 1-6

May 2013

Mar 2013

Prentice-Hall 2000

pp 768-794 Sep 2015

1 pp 378-387 Dec 2005

1771-1777 Sep 2018

May 2003

vol 1 no 4 pp 37-45 Dec 2015

Abstract

Gyu-Sub Lee

The Graduate School

counterpart

감사의 글

사드립니다

2020년 1월

이 규 섭 드림

제 1 장 서 론


































































참고문헌

Abstract


초 록

안하였다

학 번 2013-20840

목 차

제 1 장 서 론 1

522 VC 모드 검증 150

제 2 절 향 후 과제 165

참고문헌 183

Abstract 190

표 목차

그림 목차

안 47

|vaci| 102

전압 |vaci| 104

DC 전류 idci 112

태 i 147

SSD 상태 i 151

SSD 상태 i 152

SSD 상태 i 154

제 1 장 서 론

DC 선로

DC 선로 ( 선)

AC 계통

바가 적다

에 불과하다

이다

１０

１１

알 수 있다

무효전력

DC 전압 [pu]

P = 1pu

P = 09pu

P = 08pu

095 096 097 098 099

VDCmin

１２

１３

１４

１５

파라미터 정의

iv 로 정의

v f 로 정의

vf 로 정의

if 로 정의

fP 로 정의

파라미터 정의

가능하다

과 같다

SG vdcw

MSVSC FSVSC WSVSC

fm fwind

DC 선로

inv dci dci

P v i (21)

cos2 cos(2 2 )

inv inv inv invinv

inv inv inv

cos3 2

dciinv

inv inv aci

1 3cos

inv dci ci dci

inv inv aci

v X iB T v

1 2cos cos

ci dciinv inv inv

inv inv aci

B T v (26)

을 알 수 있다

무효전력

유효전력 [pu]

02 04 06 08

DC 전류 (idci)

vdci+Δvdci

운전점

DC 전압 (vdci)

정류기 (VSC)

해상풍력단지

Σ idci0 m1 Σ

제어기

인버터 (LCC)

DC 선로

αimaxdciv

mindciv

AC 계통

1dci dciv m i (28)

dciv )은

|vaci| θaci

gf+jbf

인버터

gg+jbg

2 2 1 3

c c c cv

1 ( ) ( )g f g fc g g b b (212)

2 2 2 2

iQ B T v v

aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

있다

aci aci aciinv inv

dci inv dci inv dci

v v vP Q

i P i Q i

aci aci aciinv inv

dci inv dci inv dci

v v vP Q

v P v Q v

inv inv

dci dci

( )inv dci dci

dci inv

2 1 3 2 1 3

g faci invaci

inv aci

g gv Pv

P vc c c c c c

2 1 3 2 1 3

g faci invaci

inv aci

b bv Qv

Q vc c c c c c

립한다

0aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

출할 수 있다

aci aci

dci dci

고려해야 한다

주파수

vdci+Δvdci

DC 전압

운전점

vdcr+Δvdcr

fwind+Δfwind

주파수

fwind+Δfwind

유효전력

운전점

PwindPwind+ΔPwind

의할 수 있다

정류기 (VSC)

해상풍력단지

Σ fgrid m2 Σ

제어기

인버터 (LCC)

DC 선로

αimaxdciv

mindciv

AC 계통

vdci0+Rdci

Δvdcrm3

_ maxdcrv

mindcrv

+ vdcr

wind grid

f (230)

이 때 base

vdci0+Rdci

이 때 vdci0와 i

dci grid dci

dci dci

m ii f v

v v (237)

0 0 33

dc dci dcdci grid

dci dci

R i m m Rf m v f

3 2 0 0

dcdci grid

Rf m m m i f

2 0 0 0[ ( )]

wind dci

grid dci dc dci

f m v R m i

0aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

2 0 02

0aci acidci

dci dci dci

v vm i mm f

aci aci

dci dci

v vi v

행한다

야 한다

dcidci grid

dci dci

m i mi f

0 1 2 0

dcidci grid

dci dci

m m m vv f

4 3 1( )dcm m m R (253)

3 0 1 2 0 4 3 2 0 0

dci dci

m f (256)

( )base

wind dc

f m Rm

windwind gridbase

m fP f

f (258)

m fP f R i i

f (261)

5 2 0 0

grid dci dci

f m i v

0 0 0 1 0 2 0

2 2base base

wind dci dci

f m i v

0aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

1 2 0aci aci aci

aci dci grid

dci dci dci

v v vv m i m f

어야 한다

aci aci

dci dci

2 0 0 0 1 2 0

1 0 0 1 0 0

0aci acidci dci

aci grid

v vm i m m m m vv f

i m i v v m i v

dci dci

dci dci dci dci

v v v vm m m i v

i v i v

1 095aci aci

dci dci

aci aci

dci dci

aci aci

dci dci

i vm m

v vi v

어야 한다

0 1 2 0

dcidci grid

dci dci

m m m vv f

dciv ) 사이

( )dcidci dci

dci dci

m m m vv v f f

2 2 max min

( )( ) ( )

dci dci dci dci

max를 비교한다

시작

계산

( )( ) ( )

dci dci dci dci

m i v v v m m f fm

2 2 m m

2 2m m

v m iP i v v i v

수 있다

max min

dci0) = (500 kV 2 kA)인 경

살펴볼 것이다

된다

11 1 1

22 1 1

nn n m

dxf x x u u

2105176 116 04 5 00068aiL

p aiC L e

1 0035

008 1aiL

i outwindpout

- base

wind windv v

q refwindi q

i outwind

i inwindpin

pm wind +

qwindi

i inwind

dwinde

i inwindpin

-dwindi

i inwind

basewind wind

d d p in d q q

qwindu )를 도입

wind wind

vsu K i K

d i in d

wind wind

s T T BJ

5는 m5를 풍력

wind wind wind

L Rsi e i i

wind wind wind wind

L Rsi e i i

L L L L

( dwindu

qwindu

cfarmR c

farm farme je

d qfarm farmi ji

dcfidcwi

i outfarmpout

dcw dcwv v

d reffarmi cd

i outfarm

i infarmp in

Σ + -

dfarmi

i infarm

cqfarme

i infarmp in

Σ + -

qfarmi

i infarm

)의 1차

1 1dcw dcw dcf

wind wind

sv i iC C

1 1dcw dcw dcf

wind wind

sv i iC C

3( ) ( )

d d q q

3( ) ( )

cd d cq q

farme 와 cq

farmi 와 q

있다

farmd d q cd sd

farm farm farm

Rsi i f i e e

L L L (293)

farmq q d cq sq

farm farm farm

Rsi i f i e e

L L L (294)

farme 와 sq

farmR 와 c

표현한다

farme 와 cq

같이 정의된다

2cq q p in q c d

이 때 p in

farmi 는

( )d ref d p out

farmu q

( )d i in d ref d

q i in q

( )d i out

farmi q

farmi d

farmu q

farmu d

farm 의 총

서 살펴본 바와 같이 각각 (289) (290) (293) (294) (298) (299) (2100)

vsci 와 sq

[ ]qdwind windi i T

edwind

eqwind

MSVSC 모델

입력변수

sdvscisqvsci

출력변수

조를 나타낸다

cvscR c

vsc vsce je

vsc vsci jifvscC

i outvscp out

-sdvsce

i outvsc

sdvsci

1sd ref

vsci cdvsce

i invscp in

sdvsci

i outvscp out

-sqvsce

i outvsc

sqvsci

0sq ref

vsci cqvsce

i invscp in

sqvsci

i invsc

farmi 와 q

vsci 와 sq

vsce 과

vsce 와 sq

vsce 의

1 12sd sq cd sd

vsc vsc

se f e i iC C

(2101)

1 12sq sd cq sq

vsc vsc

se f e i iC C

(2102)

위의 식에서 cd

vsci 와 cq

vsc vsc vsc

Rsi i f i e e

L L L (2103)

vsc vsc vsc

Rsi i f i e e

L L L (2104)

vscR 와 c

vsce 와 cq

vsce 는 전

위의 식에서 d

vscu 와 q

이다 p in

vsci 와 sd ref

vsci 는 출

vscu 와 q

( )d i in sd ref sd

( )q i in sq ref sq

vsci 와 sd ref

vsc 와 q

능하다

(1 )d i out sd

q i out sq

vdci0+Rdci

Σ m4idcr

+fwind

1 vscs

prevwindf

windf 와

수 있다

wind wind

(2113)

이 때 prev

3 0 0 4 0( ) ( )prev

3 3 0 3 4 04( )1 wind dci dc dci

wind wind dcr dcr

vsc vsc vsc vsc

(2115)

vsce sq

vsce cd

vsci cq

vsci d

vscu q

vscu d

vsc fwind의

앞서 살펴본 바와 같이 각각 (2101) (2102) (2103) (2104) (2107) (2108)

(2111) (2112) (2115)로 표현할 수 있다

WSVSC 측

dcCdcci

dcrv dciv

eqvscCdcri

DC 선로 GSLCC 측

cd cd cq cq

dcr vsc vsc vsc vsc

i e i e iv

(2117)

1 1 3 1( )

cd cd cq cq

vsc vsc vsc dcr vsc

(2118)

dc dc dc

Rsi i v v

L L L (2119)

1 1dcc dcc dci

sv i iC C

(2120)

dcdci dci dcc dci

inv inv inv

Rsi i v v

L L L (2121)

용된다

-gridf

dcii 1m

0 1 0 2( ) ( )p

식 (2122)에서 p

0 1 0 2( ) ( )i

식 (2123)에서 i

래와 같다

dci inv dci

B T v B Xv i

(2124)

값(sd

vsci sq

invxlccX vdci

DC 선로 모델

WSVSC 모델

입력변수

sdvscisqvsci

출력변수

Σ -loadP

inv invM s DΣ +

HVDC 모델

gridfgridf

발전기 모델

genP ++

inv inv

f P P P P fM s D

(2125)

gen grid grid

mP f f

(2126)

inv inv inv inv

Dsf P f P P P D f

M M M M (2127)

1gen gen

gen grid grid gen

m ms P f f P

T T T (2128)

2 2 1 3

c c c cv

(2129)

1 ( ) ( )g f g fc g g b b (2130)

2 2 2 2

windK i in

windK i out

windL q

vscK i in

vscK i out

에 기술되었다

허수부

-10 0-15 -150 0-200

-05-20 x103

-100 -50실수부 [1s] 실수부 [1s]

허수부

0-40 -250 0-500

-20-60 x103

허수부

0-15 -150 0-200

-10-20 x103

허수부

0-15 -125 0-250

-10-20 x103

허수부

0-15 -100 0-200

-10-20 x103

-05 -100 -50

수 있다

허수부

0 -125 0-250

-70 x103

허수부

0-15 -500 0-1000

-10-25 x104

허수부

0-12 0 1000-1000

-08-16 x105

허수부

0-20 -1000 500-2500

-10-25 x104

-15 -05

결정해야 한다

수 있다

v dci [

시간 (s)0 4

Diffv = 5 kV

한다

v dci [

aci| [

시간 (s)

Pinv (m1 = 07)Pinv (m1 = 04394)

vdci (m1 = 07)vdci (m1 = 04394)

vinv (m1 = 07)vinv (m1 = 04394)

Pinv (m1 = 0)Pinv (m1 = 02)

vdci (m1 = 0)vdci (m1 = 02)

vinv (m1 = 0)vinv (m1 = 02)

시간 (s)0 10

1 3 5 7 9

m ax 1 05p u dciv

m in 0 95p u dciv

Diff2 = 2

Diff1 = 12

것이다

v dci [

Vdiff = 45kV

시간 (s)

0 61 2 3 4 5

ΔPinv = 143MW

Δvdci = 215kV

시간 (s)0 102 4 6 8

aci| [

지 확인한다

여줄 수 있다

시간 (s)0 5010 20 30 40

vdci [

(a) 풍속 (vwind)

수 있다

시간 (s)0 5010 20 30 40

(a) 풍속 (vwind)

시간 (s)0 4010 20 30

vdci [

load [

는 없다

시간 (s)0 4010 20 30

vdci [

load [

억제될 것이다

것이다

ci| [k

0 10 30226

ci| [k

0 10 30226

ci| [k

0 10 30226

v dci [

Time (s)

i dci [

0 05 150

(b) DC 전류 idci

Time (s)

0 05 3510 15 2 25 3

v dci [

DC 전류 idci

법이 필요하다

정류기 (VSC)

해상풍력단지

인버터 (LCC)

DC 선로

AC 계통

DC 전류amp

DC 전압

수 있다

흡수

보상

QG (QS + Qinv)

|vaci| θaci

gf+jbf

gg+jbg

Qinv PG+jQG

수 있다

cos(2 ) cos(2 2 )

inv inv inv invinv

inv inv inv

inv inv aci

v X iB T v

cos cos| |

inv dciinv inv inv

inv inv aci

수 있다

는 변수(idci0 v

있다

tanG GQ P (420)

2 2 2 2

수 있다

RPC (414) (415) (416) (417) idci0 v

dci0 |vaci| θaci

VC (417) (418) (419) idci0 v

dci0 θaci

PFC (416) (417) (421) (422) idci0 v

dci0 |vaci| θaci

시작

max(Jn)-1f

n(Xn)ltε No

n] 정의

Xn+1=X

n ndash (Jn)-1f

n(Xn) n=n+1

dci0를 최

된다

dci dc wind dci

v R P vi

(01pu)

(02pu)

(-04pu)

(05pu)

F1+L1+C1

F1+L1+C2

F1+L1+C1+C2

F1+C1+C2

상태

dciv 가 최

지령 값과 min

때문에 max

inv SQ Q (424)

wind thP P (425)

능하다

무효전력

AC 전압 [pu]

0975 10 1025

이 최댓값(max

있다

수 있다

2| |S f aciQ b v (427)

해야 한다

만족해야 한다

minmax

max 2( )

invf f

pv이다

P wind

ieqPwind + P

1 2 eq dc dci i i (430)

wind pv dc eq

P P v iR

i (431)

Wind 2

VSC 1Wind 1

1dcV 4

VSC 3Wind 3

1 1f f

2 2f f

1 1line lineG Bj

2 2line lineG Bj

1 1ac acV

2 2ac acV

1 4 1 21 1

0dc dc dc dc

dcw dc dc

V V V VP V

R R (432)

2 3 2 12 2

0dc dc dc dc

dcw dc dc

V V V VP V

R R (433)

3 2 3 53 3

0dc dc dc dc

dcw dc dc

V V V VP V

R R (434)

dcV 3dcV 4

dcV 5dcV 로 나

dcR 3dcR 4

1 1 41

0( )dc dc dc

V V VI

R (435)

3 3 52

0( )dc dc dc

V V VI

R (436)

invP )은 아

1 4 1 0inv dc invP V I (437)

2 5 2 0inv dc invP V I (438)

식 (439)와 (440)에서 1inv와 2

21 1 1 2 1 1 2 1 2 1

1 2 1 1 2 2 1 2 0

( )( ) ( cos sin )

cos( ) sin( )

P G G G V V V G B

V V G B (441)

22 2 1 3 2 2 3 2 3 2

2 1 1 2 1 2 2 1 0

( )( ) ( cos sin )

cos( ) sin( )

P G G G V V V G B

V V G B (442)

21 1 1 2 1 1 2 1 2 1

1 2 1 1 2 2 1 2 0

( )( ) ( sin cos )

sin( ) cos( )

Q B B B V V V G B

V V G B (443)

22 2 1 3 2 2 3 2 3 2

2 1 1 2 1 2 2 1 0

( )( ) ( sin cos )

sin( ) cos( )

Q B B B V V V G B

V V G B (444)

았다

분석하였다

지 된다

시간 (s)0 51 2 3 4

영향이다

때문이다

i dci [

aci| [

시간 (s)0 51 2 3 4

(f) SSD 상태 (i)

i (w SSD)

i (wo SSD)

maxdciv

mindciv

i dci [

aci| [

시간 (s)0 51 2 3 4

(f) SSD 상태 (i)

i (Conv)

i (Prop)

되어 있다

시간 (s)0 61 2 3 4

(c) SSD 상태 (i)

QG (PSCAD)

QG (MATLAB)

vdci (PSCAD)

vdci (MATLAB)

QG (c) SSD 상태 i

수 있다

인할 수 있다

vdci [

(c) SSD 상태 (i)

|vaci| (PSCAD)

|vaci| (MATLAB)

vdci (PSCAD)

vdci (MATLAB)

|vaci|

시간 (s)51 2 3 4

SSD 상태 i

(b) 역률각 (φ)

시간 (s)0 61 2 3 4

(c) SSD 상태 (i)

φ (PSCAD)

vdci (PSCAD)

vdci (MATLAB)

φ (MATLAB)

SSD 상태 i

수 있다

m ax 1 05p u dciv

m in 0 95p u dciv

v dci [

aci| [

(d) SSD 상태 (i)

|vaci| (지령 값)

235 240 245 250 255 260

시간 (s)0 10

4 81 3 5 7 9

m ax 1 05p u dciv

m in 0 95p u dciv

v dci [

aci| [

(d) SSD 상태 (i)

할 수 있었다

효과가 있다

할 수 있다

있게 된다

wind wind

vf K i K

i in d

wind windf K i (A2)

wind wind

1( )m e wind wind

f T T BJ

wind wind wind

L Rf e i i

wind wind wind wind

L Rf e i i

L L L L

1 1dcw dcf

wind wind

f i iC C

1 1dcw dcf

wind wind

f i iC C

farm d q cd sd

farm farm farm

Rf i f i e e

L L L (A9)

farm q d cq sq

farm farm farm

Rf i f i e e

L L L (A10)

11 ( )i in d ref d

i in q

13 ( )i out

1 12 sq cd sd

wind vsc vsc vscf f

vsc vsc

f f e i iC C

1 12 sd cq sq

wind vsc vsc vscf f

vsc vsc

f f e i iC C

vsc vsc vsc

Rf i f i e e

L L L (A16)

vsc vsc vsc

Rf i f i e e

L L L (A17)

20 (1 )i out sd

vsc vscf K e (A20)

i out sq

vsc vscf K e (A21)

3 3 0 3 4 0422

vsc vsc vsc vsc

1 1 3 1( )

cd cd cq cq

vsc vsc vsc dcr vsc

2 2dcdcc dcr dcc

dc dc dc

Rf i v v

L L L (A24)

1 1dcc dci

f i iC C

1 1dcdci dcc dci

inv inv inv

Rf i v v

L L L (A26)

27 0 1 0 2( ) ( )i

inv inv inv inv

Df P f P P P D f

M M M M (A28)

1gen gen

grid grid gen

m mf f f P

T T T (A29)

i in p out

wind wind

K Kf f

wind wind

wind wind wind

q p in

wind wind

wind wind wind

i Kf f

p in p out q

K K i T Tf fB

d p in d d q

wind wind wind

f fe K i L i

q p in q q d

wind wind wind

f fe K i L i

22 wind wind wind

wind wind

p in s

wind wind

f f K R

wind wind

1p in p out

wind wind wind

f f K KL i

p in s

wind wind

f f K R

wind wind dcw dcw

x u C v v

wind wind dcw dcw

x u C v v

p in q

wind wind

wind wind dcw dcw

f f K i

x C v v

q p in p out

f f i K K

x C v v

d p in d d q

wind wind dcw dcw

f f e K i L i

x i C v v

q p in q q d

wind wind dcw dcw

f f e K i L i

x i C v v

3( ) 3

2 ( ) 2 ( )

x v C v v C v v

3( ) 3

2 ( ) 2 ( )

x v C v v C v v

3( 2 )

p in d c q cd

farm wind dcw dcw

K i f L i ef f

x i C v v

3( 2 )

p in q c d cq

farm wind dcw dcw

K i f L i ef f

x i C v v

farm wind dcw dcw

x u C v v

farm wind dcw dcw

x u C v v

d p in

farm farm

farm wind dcw dcw

i Kf f

x C v v

(for all n) (A62)

9 9 9 9

p in p out

farm farm

dcw dcw farm

K Kf f f f

x v x v L

9 9 10 10

c p in

farm farm

farm farm farm

R Kf f f f

x i x i L

9 9 10 10

1d q c

farm farm farm

f f f f

x u x u L

farm farm

9 9 10 10

1sd sq c

vsc vsc farm

f f f f

x e x e L

11 11 11 11

i in p out

farm farm

dcw dcw

f f f fK K

x v x v

11 11 11 11 12 12

9 13 10

farmd d q

farm farm farm

f f f f f fK

x i x x i

13 13 13 13

dcw dcw

f f f fK

x v x v

15 15 15 1514 14 14 14

9 16 10 17

1d cd q cq f

f f f ff f f f

x i x i x i x i C

15 1514 14

2 windsq sd

vsc vsc

f ff ff

x e x e

16 16 17 17

farm farm vsc

f f f f K

x i x i L

16 16 17 17

p in p out

vsc vsc

sd sq c

vsc vsc vsc

f f f f K K

x e x e L

16 16 17 17

2 f p in

wiud vsc vsc

sq sd c

vsc vsc vsc

f f f f f C K

x e x e L

16 16 17 17

c p in

vsc vsc

cd cq c

vsc vsc vsc

f f f f R K

x i x i L

16 16 17 17

1d q c

vsc vsc vsc

f f f f

x u x u L

16 16 17 17

vsc vsc vsc

f f f f K

18 18 18 18 18 18 19 19

9 10 20 21

vscd q d q

farm farm vsc vsc

f f f f f f f fK

x i x i x x

18 18 19 19

i in p out

vsc vscsd sq

vsc vsc

f f f fK K

x e x e

18 18 19 19

2 f i in

wind vsc vscsq sd

vsc vsc

f f f ff C K

x e x e

20 20 21 21

vscsd sq

vsc vsc

f f f fK

x e x e

422 22

p in cd

vsc vsc

farm vsc dcr

m K if f

422 22

p in cq

vsc vsc

farm vsc dcr

m K if f

22 22 4

3(1 ) 2

vsc vsc dcr

f f mK K i K f C i

22 22 4

3(1 ) 2

vsc vsc dcr

f f mK K i K f C i

422 22

3 ( 2 )

cd p in cd c cq

vsc vsc dcr

m e K i f L if f

422 22

3 ( 2 )

cq p in cq c cd

vsc vsc dcr

m e K i f L if f

22 22 22 22 4

31 1 1 1

2cd cd d cq cq q

f f f f m

i x i u i x i u v

422 22 22 22

31 1 1 1

cd cd d cq cq q

m Kf f f f

i x i i x i v

wind vsc

3 422 22

cd cd cq cq

vsc vsc vsc vsc

dcr vsc vsc dcr

m m e i e if f

p in cd

vsc vsc

farm vsc dcr

f f K i

x i C v

p in cq

vsc vsc

farm vsc dcr

K if f

x i C v

3(1 ) 2

vsc vsc dcr

f fK K i K f C i

x e C v

3(1 ) 2

vsc vsc dcr

f fK K i K f C i

x e C v

3( 2 )

cd p in cd c cq

vsc vsc dcr

f f e K i f L i

x i C v

3( 2 )

cq p in cq c cd

vsc vsc dcr

f f e K i f L i

x i C v

23 23 23 23

1 1 1 1 3

2cd cd d cq cq q eq

f f f f

i x i u i x i u C v

22 22 22 22

31 1 1 1

cd cd d cq cq q eq

Kf f f f

i x i i x i C v

(A100)

cd cd cq cq

vsc vsc vsc vsc

dcr vsc dcr

f f e i e i

x v C v

(A101)

dcc vsc

(A102)

24 24 24 24 24 24

24 23 262 2 2 2

dc dc dc dc dc

dcc dcr dcc dc

x i x v x v L

(A103)

25 25 25 25

dcc dci dc

f f f f

x i x i C

(A104)

dcc inv

(A105)

26 26 1

3 ( 2 | | sin )1

2 3 2 | | sin

f f R B T v K m X

x i L B T v K

(A106)

3 2 | | sin

( 3 2 | | sin )

inv inv aci inv

f f B T v

x x L B T v K

(A107)

26 26 2

3 2 | | sin

( 3 2 | | sin )

inv inv aci i inv

f f B T v K m

x f L B T v K

(A108)

27 27 1

3 2 | | sin

i inv inv

f f K m B X

x i B T v K

(A109)

3 2 | | sin

inv inv aci i inv

f f B T v K

x x B T v K

(A110)

27 27 2

3 2 | | sin

inv inv aci i i inv

f f B T v K K m

x f B T v K

(A111)

28 28 1

3 ( 2 | | sin )1

( 3 2 | | sin )

f f B T v K m i Xv

x i M L B T v K

(A112)

3 2 | | sin

( 3 2 | | sin )

inv inv aci dci inv

f f B T v i

x x M B T v K

(A113)

28 28 2

3 2 | | sin1

3 2 | | sin

f f B T v i K mD

x f M B T v K

(A114)

gen inv

(A115)

grid g

(A116)

(A117)

1 2 3 4[ ]Tf(X) f f f f (B2)

1 2 3 4

5 6 7 8

9 10 11 12

13 14 15 16

RPC RPC RPC RPC

J J J J

tan2 | | ( )

| | | |

aci aci

fJ b v P R i

3 210 0

tan2 tan ( ) inv

dci dci

fJ R i P R i

tan( ) inv

RPC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

fJ v v g b

6 2 sin cos 2 | || |

fJ v g b b v

fJ v v g b

10 3 cos sin 2( ) | || |

fJ v g b g g v

2RPC dc dci

fJ R i

15 40 0

2RPC dci dc dci

fJ v R i

RPC dci

의할 수 있다

2 sin(2 ) sin(2 2 ) 2 2cos(2 )tan

cos(2 ) cos(2 2 )

1[2cos(2 ) 2cos(2 2 )

cos(2 ) cos(2 2 )

2cos(4 2 ) 2cos(4 4 ) 4 sin(2

inv inv inv

inv inv inv inv inv

2 )] invinv inv

여기서 x는

0 2 | | sin

inv inv

dci inv inv aci inv

i B T v

0 3 2 | | sin

| | | | tan

aci aci invv v

sin sin( )2 | |

inv inv

i B T v

sin( ) sin3 2 | |

cos 21 1

| | | | sin( ) sin | | sin( )

inv inv inv dci

v v B T v

5 6 7[ ]Tf(X) f f f (B27)

VC VC VC

6 7 0VC VCJ J (B32)

fJ v v g b

2 250 0

tan2 tan ( ) inv

dci dci

fJ R i P R i

tan( ) inv

VC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

fJ v v g b

2VC dc dci

fJ R i

8 70 0

2VC dci dc dci

fJ v R i

VC dci

8 9 10 11[ ]Tf(X) f f f f (B41)

2 2 2 2

1 2 3 4

5 6 7 8

9 10 11 12

13 14 15 16

PFC PFC PFC PFC

J J J J

tan2 | | tan ( ) 2 | |

| | | |

aci aci

fJ g v P R i b v

3 280 0 0

dci dci

fJ R i R i P R i

tan( ) inv

PFC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

fJ v v g b

tansin cos ( ) 2( ) | |

| | | |

aci aci

7 290 0

tan2 tan ( ) inv

dci dci

fJ R i P R i

tan( ) inv

PFC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

fJ v v g b

10 10 cos sin 2( ) | || |

fJ v g b g g v

11 100

2PFC dc dci

fJ R i

15 110 0

2PFC dci dc dci

fJ v R i

16 110

PFC dci

참고 문헌

1 pp 352-362 Jan 2018

5 pp 740-788 May 2015

vol 31 no 6 pp 5042-5050 Nov 2016

2 no 4 pp 1181-1189 Dec 2014

vol 3 no 4 pp 918-931 Dec 2015

5299 Jul 2019

pp 453-461 Feb 2014

32 no 2 pp 617-627 Apr 2017

HVDC_projects

ACDC 2012 Dec 2012 pp 1-6

pp789-797 Apr 2015

vol 1 no 5 pp 595-601 Dec 2018

no 4 pp 899-907 Oct 2012

vol 29 no 2 5600205 Nov 2018

Jul 2005

Sep 2015

pp 3327-3334 Aug 2013

GYCON 2016 Apr 2016 pp 1-6

May 2013

Mar 2013

Prentice-Hall 2000

pp 768-794 Sep 2015

1 pp 378-387 Dec 2005

1771-1777 Sep 2018

May 2003

vol 1 no 4 pp 37-45 Dec 2015

Abstract

Gyu-Sub Lee

The Graduate School

counterpart

감사의 글

사드립니다

2020년 1월

이 규 섭 드림

제 1 장 서 론


































































참고문헌

Abstract


안하였다

학 번 2013-20840

목 차

제 1 장 서 론 1

522 VC 모드 검증 150

제 2 절 향 후 과제 165

참고문헌 183

Abstract 190

표 목차

그림 목차

안 47

|vaci| 102

전압 |vaci| 104

DC 전류 idci 112

태 i 147

SSD 상태 i 151

SSD 상태 i 152

SSD 상태 i 154

제 1 장 서 론

DC 선로

DC 선로 ( 선)

AC 계통

바가 적다

에 불과하다

이다

１０

１１

알 수 있다

무효전력

DC 전압 [pu]

P = 1pu

P = 09pu

P = 08pu

095 096 097 098 099

VDCmin

１２

１３

１４

１５

파라미터 정의

iv 로 정의

v f 로 정의

vf 로 정의

if 로 정의

fP 로 정의

파라미터 정의

가능하다

과 같다

SG vdcw

MSVSC FSVSC WSVSC

fm fwind

DC 선로

inv dci dci

P v i (21)

cos2 cos(2 2 )

inv inv inv invinv

inv inv inv

cos3 2

dciinv

inv inv aci

1 3cos

inv dci ci dci

inv inv aci

v X iB T v

1 2cos cos

ci dciinv inv inv

inv inv aci

B T v (26)

을 알 수 있다

무효전력

유효전력 [pu]

02 04 06 08

DC 전류 (idci)

vdci+Δvdci

운전점

DC 전압 (vdci)

정류기 (VSC)

해상풍력단지

Σ idci0 m1 Σ

제어기

인버터 (LCC)

DC 선로

αimaxdciv

mindciv

AC 계통

1dci dciv m i (28)

dciv )은

|vaci| θaci

gf+jbf

인버터

gg+jbg

2 2 1 3

c c c cv

1 ( ) ( )g f g fc g g b b (212)

2 2 2 2

iQ B T v v

aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

있다

aci aci aciinv inv

dci inv dci inv dci

v v vP Q

i P i Q i

aci aci aciinv inv

dci inv dci inv dci

v v vP Q

v P v Q v

inv inv

dci dci

( )inv dci dci

dci inv

2 1 3 2 1 3

g faci invaci

inv aci

g gv Pv

P vc c c c c c

2 1 3 2 1 3

g faci invaci

inv aci

b bv Qv

Q vc c c c c c

립한다

0aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

출할 수 있다

aci aci

dci dci

고려해야 한다

주파수

vdci+Δvdci

DC 전압

운전점

vdcr+Δvdcr

fwind+Δfwind

주파수

fwind+Δfwind

유효전력

운전점

PwindPwind+ΔPwind

의할 수 있다

정류기 (VSC)

해상풍력단지

Σ fgrid m2 Σ

제어기

인버터 (LCC)

DC 선로

αimaxdciv

mindciv

AC 계통

vdci0+Rdci

Δvdcrm3

_ maxdcrv

mindcrv

+ vdcr

wind grid

f (230)

이 때 base

vdci0+Rdci

이 때 vdci0와 i

dci grid dci

dci dci

m ii f v

v v (237)

0 0 33

dc dci dcdci grid

dci dci

R i m m Rf m v f

3 2 0 0

dcdci grid

Rf m m m i f

2 0 0 0[ ( )]

wind dci

grid dci dc dci

f m v R m i

0aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

2 0 02

0aci acidci

dci dci dci

v vm i mm f

aci aci

dci dci

v vi v

행한다

야 한다

dcidci grid

dci dci

m i mi f

0 1 2 0

dcidci grid

dci dci

m m m vv f

4 3 1( )dcm m m R (253)

3 0 1 2 0 4 3 2 0 0

dci dci

m f (256)

( )base

wind dc

f m Rm

windwind gridbase

m fP f

f (258)

m fP f R i i

f (261)

5 2 0 0

grid dci dci

f m i v

0 0 0 1 0 2 0

2 2base base

wind dci dci

f m i v

0aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

1 2 0aci aci aci

aci dci grid

dci dci dci

v v vv m i m f

어야 한다

aci aci

dci dci

2 0 0 0 1 2 0

1 0 0 1 0 0

0aci acidci dci

aci grid

v vm i m m m m vv f

i m i v v m i v

dci dci

dci dci dci dci

v v v vm m m i v

i v i v

1 095aci aci

dci dci

aci aci

dci dci

aci aci

dci dci

i vm m

v vi v

어야 한다

0 1 2 0

dcidci grid

dci dci

m m m vv f

dciv ) 사이

( )dcidci dci

dci dci

m m m vv v f f

2 2 max min

( )( ) ( )

dci dci dci dci

max를 비교한다

시작

계산

( )( ) ( )

dci dci dci dci

m i v v v m m f fm

2 2 m m

2 2m m

v m iP i v v i v

수 있다

max min

dci0) = (500 kV 2 kA)인 경

살펴볼 것이다

된다

11 1 1

22 1 1

nn n m

dxf x x u u

2105176 116 04 5 00068aiL

p aiC L e

1 0035

008 1aiL

i outwindpout

- base

wind windv v

q refwindi q

i outwind

i inwindpin

pm wind +

qwindi

i inwind

dwinde

i inwindpin

-dwindi

i inwind

basewind wind

d d p in d q q

qwindu )를 도입

wind wind

vsu K i K

d i in d

wind wind

s T T BJ

5는 m5를 풍력

wind wind wind

L Rsi e i i

wind wind wind wind

L Rsi e i i

L L L L

( dwindu

qwindu

cfarmR c

farm farme je

d qfarm farmi ji

dcfidcwi

i outfarmpout

dcw dcwv v

d reffarmi cd

i outfarm

i infarmp in

Σ + -

dfarmi

i infarm

cqfarme

i infarmp in

Σ + -

qfarmi

i infarm

)의 1차

1 1dcw dcw dcf

wind wind

sv i iC C

1 1dcw dcw dcf

wind wind

sv i iC C

3( ) ( )

d d q q

3( ) ( )

cd d cq q

farme 와 cq

farmi 와 q

있다

farmd d q cd sd

farm farm farm

Rsi i f i e e

L L L (293)

farmq q d cq sq

farm farm farm

Rsi i f i e e

L L L (294)

farme 와 sq

farmR 와 c

표현한다

farme 와 cq

같이 정의된다

2cq q p in q c d

이 때 p in

farmi 는

( )d ref d p out

farmu q

( )d i in d ref d

q i in q

( )d i out

farmi q

farmi d

farmu q

farmu d

farm 의 총

서 살펴본 바와 같이 각각 (289) (290) (293) (294) (298) (299) (2100)

vsci 와 sq

[ ]qdwind windi i T

edwind

eqwind

MSVSC 모델

입력변수

sdvscisqvsci

출력변수

조를 나타낸다

cvscR c

vsc vsce je

vsc vsci jifvscC

i outvscp out

-sdvsce

i outvsc

sdvsci

1sd ref

vsci cdvsce

i invscp in

sdvsci

i outvscp out

-sqvsce

i outvsc

sqvsci

0sq ref

vsci cqvsce

i invscp in

sqvsci

i invsc

farmi 와 q

vsci 와 sq

vsce 과

vsce 와 sq

vsce 의

1 12sd sq cd sd

vsc vsc

se f e i iC C

(2101)

1 12sq sd cq sq

vsc vsc

se f e i iC C

(2102)

위의 식에서 cd

vsci 와 cq

vsc vsc vsc

Rsi i f i e e

L L L (2103)

vsc vsc vsc

Rsi i f i e e

L L L (2104)

vscR 와 c

vsce 와 cq

vsce 는 전

위의 식에서 d

vscu 와 q

이다 p in

vsci 와 sd ref

vsci 는 출

vscu 와 q

( )d i in sd ref sd

( )q i in sq ref sq

vsci 와 sd ref

vsc 와 q

능하다

(1 )d i out sd

q i out sq

vdci0+Rdci

Σ m4idcr

+fwind

1 vscs

prevwindf

windf 와

수 있다

wind wind

(2113)

이 때 prev

3 0 0 4 0( ) ( )prev

3 3 0 3 4 04( )1 wind dci dc dci

wind wind dcr dcr

vsc vsc vsc vsc

(2115)

vsce sq

vsce cd

vsci cq

vsci d

vscu q

vscu d

vsc fwind의

앞서 살펴본 바와 같이 각각 (2101) (2102) (2103) (2104) (2107) (2108)

(2111) (2112) (2115)로 표현할 수 있다

WSVSC 측

dcCdcci

dcrv dciv

eqvscCdcri

DC 선로 GSLCC 측

cd cd cq cq

dcr vsc vsc vsc vsc

i e i e iv

(2117)

1 1 3 1( )

cd cd cq cq

vsc vsc vsc dcr vsc

(2118)

dc dc dc

Rsi i v v

L L L (2119)

1 1dcc dcc dci

sv i iC C

(2120)

dcdci dci dcc dci

inv inv inv

Rsi i v v

L L L (2121)

용된다

-gridf

dcii 1m

0 1 0 2( ) ( )p

식 (2122)에서 p

0 1 0 2( ) ( )i

식 (2123)에서 i

래와 같다

dci inv dci

B T v B Xv i

(2124)

값(sd

vsci sq

invxlccX vdci

DC 선로 모델

WSVSC 모델

입력변수

sdvscisqvsci

출력변수

Σ -loadP

inv invM s DΣ +

HVDC 모델

gridfgridf

발전기 모델

genP ++

inv inv

f P P P P fM s D

(2125)

gen grid grid

mP f f

(2126)

inv inv inv inv

Dsf P f P P P D f

M M M M (2127)

1gen gen

gen grid grid gen

m ms P f f P

T T T (2128)

2 2 1 3

c c c cv

(2129)

1 ( ) ( )g f g fc g g b b (2130)

2 2 2 2

windK i in

windK i out

windL q

vscK i in

vscK i out

에 기술되었다

허수부

-10 0-15 -150 0-200

-05-20 x103

-100 -50실수부 [1s] 실수부 [1s]

허수부

0-40 -250 0-500

-20-60 x103

허수부

0-15 -150 0-200

-10-20 x103

허수부

0-15 -125 0-250

-10-20 x103

허수부

0-15 -100 0-200

-10-20 x103

-05 -100 -50

수 있다

허수부

0 -125 0-250

-70 x103

허수부

0-15 -500 0-1000

-10-25 x104

허수부

0-12 0 1000-1000

-08-16 x105

허수부

0-20 -1000 500-2500

-10-25 x104

-15 -05

결정해야 한다

수 있다

v dci [

시간 (s)0 4

Diffv = 5 kV

한다

v dci [

aci| [

시간 (s)

Pinv (m1 = 07)Pinv (m1 = 04394)

vdci (m1 = 07)vdci (m1 = 04394)

vinv (m1 = 07)vinv (m1 = 04394)

Pinv (m1 = 0)Pinv (m1 = 02)

vdci (m1 = 0)vdci (m1 = 02)

vinv (m1 = 0)vinv (m1 = 02)

시간 (s)0 10

1 3 5 7 9

m ax 1 05p u dciv

m in 0 95p u dciv

Diff2 = 2

Diff1 = 12

것이다

v dci [

Vdiff = 45kV

시간 (s)

0 61 2 3 4 5

ΔPinv = 143MW

Δvdci = 215kV

시간 (s)0 102 4 6 8

aci| [

지 확인한다

여줄 수 있다

시간 (s)0 5010 20 30 40

vdci [

(a) 풍속 (vwind)

수 있다

시간 (s)0 5010 20 30 40

(a) 풍속 (vwind)

시간 (s)0 4010 20 30

vdci [

load [

는 없다

시간 (s)0 4010 20 30

vdci [

load [

억제될 것이다

것이다

ci| [k

0 10 30226

ci| [k

0 10 30226

ci| [k

0 10 30226

v dci [

Time (s)

i dci [

0 05 150

(b) DC 전류 idci

Time (s)

0 05 3510 15 2 25 3

v dci [

DC 전류 idci

법이 필요하다

정류기 (VSC)

해상풍력단지

인버터 (LCC)

DC 선로

AC 계통

DC 전류amp

DC 전압

수 있다

흡수

보상

QG (QS + Qinv)

|vaci| θaci

gf+jbf

gg+jbg

Qinv PG+jQG

수 있다

cos(2 ) cos(2 2 )

inv inv inv invinv

inv inv inv

inv inv aci

v X iB T v

cos cos| |

inv dciinv inv inv

inv inv aci

수 있다

는 변수(idci0 v

있다

tanG GQ P (420)

2 2 2 2

수 있다

RPC (414) (415) (416) (417) idci0 v

dci0 |vaci| θaci

VC (417) (418) (419) idci0 v

dci0 θaci

PFC (416) (417) (421) (422) idci0 v

dci0 |vaci| θaci

시작

max(Jn)-1f

n(Xn)ltε No

n] 정의

Xn+1=X

n ndash (Jn)-1f

n(Xn) n=n+1

dci0를 최

된다

dci dc wind dci

v R P vi

(01pu)

(02pu)

(-04pu)

(05pu)

F1+L1+C1

F1+L1+C2

F1+L1+C1+C2

F1+C1+C2

상태

dciv 가 최

지령 값과 min

때문에 max

inv SQ Q (424)

wind thP P (425)

능하다

무효전력

AC 전압 [pu]

0975 10 1025

이 최댓값(max

있다

수 있다

2| |S f aciQ b v (427)

해야 한다

만족해야 한다

minmax

max 2( )

invf f

pv이다

P wind

ieqPwind + P

1 2 eq dc dci i i (430)

wind pv dc eq

P P v iR

i (431)

Wind 2

VSC 1Wind 1

1dcV 4

VSC 3Wind 3

1 1f f

2 2f f

1 1line lineG Bj

2 2line lineG Bj

1 1ac acV

2 2ac acV

1 4 1 21 1

0dc dc dc dc

dcw dc dc

V V V VP V

R R (432)

2 3 2 12 2

0dc dc dc dc

dcw dc dc

V V V VP V

R R (433)

3 2 3 53 3

0dc dc dc dc

dcw dc dc

V V V VP V

R R (434)

dcV 3dcV 4

dcV 5dcV 로 나

dcR 3dcR 4

1 1 41

0( )dc dc dc

V V VI

R (435)

3 3 52

0( )dc dc dc

V V VI

R (436)

invP )은 아

1 4 1 0inv dc invP V I (437)

2 5 2 0inv dc invP V I (438)

식 (439)와 (440)에서 1inv와 2

21 1 1 2 1 1 2 1 2 1

1 2 1 1 2 2 1 2 0

( )( ) ( cos sin )

cos( ) sin( )

P G G G V V V G B

V V G B (441)

22 2 1 3 2 2 3 2 3 2

2 1 1 2 1 2 2 1 0

( )( ) ( cos sin )

cos( ) sin( )

P G G G V V V G B

V V G B (442)

21 1 1 2 1 1 2 1 2 1

1 2 1 1 2 2 1 2 0

( )( ) ( sin cos )

sin( ) cos( )

Q B B B V V V G B

V V G B (443)

22 2 1 3 2 2 3 2 3 2

2 1 1 2 1 2 2 1 0

( )( ) ( sin cos )

sin( ) cos( )

Q B B B V V V G B

V V G B (444)

았다

분석하였다

지 된다

시간 (s)0 51 2 3 4

영향이다

때문이다

i dci [

aci| [

시간 (s)0 51 2 3 4

(f) SSD 상태 (i)

i (w SSD)

i (wo SSD)

maxdciv

mindciv

i dci [

aci| [

시간 (s)0 51 2 3 4

(f) SSD 상태 (i)

i (Conv)

i (Prop)

되어 있다

시간 (s)0 61 2 3 4

(c) SSD 상태 (i)

QG (PSCAD)

QG (MATLAB)

vdci (PSCAD)

vdci (MATLAB)

QG (c) SSD 상태 i

수 있다

인할 수 있다

vdci [

(c) SSD 상태 (i)

|vaci| (PSCAD)

|vaci| (MATLAB)

vdci (PSCAD)

vdci (MATLAB)

|vaci|

시간 (s)51 2 3 4

SSD 상태 i

(b) 역률각 (φ)

시간 (s)0 61 2 3 4

(c) SSD 상태 (i)

φ (PSCAD)

vdci (PSCAD)

vdci (MATLAB)

φ (MATLAB)

SSD 상태 i

수 있다

m ax 1 05p u dciv

m in 0 95p u dciv

v dci [

aci| [

(d) SSD 상태 (i)

|vaci| (지령 값)

235 240 245 250 255 260

시간 (s)0 10

4 81 3 5 7 9

m ax 1 05p u dciv

m in 0 95p u dciv

v dci [

aci| [

(d) SSD 상태 (i)

할 수 있었다

효과가 있다

할 수 있다

있게 된다

wind wind

vf K i K

i in d

wind windf K i (A2)

wind wind

1( )m e wind wind

f T T BJ

wind wind wind

L Rf e i i

wind wind wind wind

L Rf e i i

L L L L

1 1dcw dcf

wind wind

f i iC C

1 1dcw dcf

wind wind

f i iC C

farm d q cd sd

farm farm farm

Rf i f i e e

L L L (A9)

farm q d cq sq

farm farm farm

Rf i f i e e

L L L (A10)

11 ( )i in d ref d

i in q

13 ( )i out

1 12 sq cd sd

wind vsc vsc vscf f

vsc vsc

f f e i iC C

1 12 sd cq sq

wind vsc vsc vscf f

vsc vsc

f f e i iC C

vsc vsc vsc

Rf i f i e e

L L L (A16)

vsc vsc vsc

Rf i f i e e

L L L (A17)

20 (1 )i out sd

vsc vscf K e (A20)

i out sq

vsc vscf K e (A21)

3 3 0 3 4 0422

vsc vsc vsc vsc

1 1 3 1( )

cd cd cq cq

vsc vsc vsc dcr vsc

2 2dcdcc dcr dcc

dc dc dc

Rf i v v

L L L (A24)

1 1dcc dci

f i iC C

1 1dcdci dcc dci

inv inv inv

Rf i v v

L L L (A26)

27 0 1 0 2( ) ( )i

inv inv inv inv

Df P f P P P D f

M M M M (A28)

1gen gen

grid grid gen

m mf f f P

T T T (A29)

i in p out

wind wind

K Kf f

wind wind

wind wind wind

q p in

wind wind

wind wind wind

i Kf f

p in p out q

K K i T Tf fB

d p in d d q

wind wind wind

f fe K i L i

q p in q q d

wind wind wind

f fe K i L i

22 wind wind wind

wind wind

p in s

wind wind

f f K R

wind wind

1p in p out

wind wind wind

f f K KL i

p in s

wind wind

f f K R

wind wind dcw dcw

x u C v v

wind wind dcw dcw

x u C v v

p in q

wind wind

wind wind dcw dcw

f f K i

x C v v

q p in p out

f f i K K

x C v v

d p in d d q

wind wind dcw dcw

f f e K i L i

x i C v v

q p in q q d

wind wind dcw dcw

f f e K i L i

x i C v v

3( ) 3

2 ( ) 2 ( )

x v C v v C v v

3( ) 3

2 ( ) 2 ( )

x v C v v C v v

3( 2 )

p in d c q cd

farm wind dcw dcw

K i f L i ef f

x i C v v

3( 2 )

p in q c d cq

farm wind dcw dcw

K i f L i ef f

x i C v v

farm wind dcw dcw

x u C v v

farm wind dcw dcw

x u C v v

d p in

farm farm

farm wind dcw dcw

i Kf f

x C v v

(for all n) (A62)

9 9 9 9

p in p out

farm farm

dcw dcw farm

K Kf f f f

x v x v L

9 9 10 10

c p in

farm farm

farm farm farm

R Kf f f f

x i x i L

9 9 10 10

1d q c

farm farm farm

f f f f

x u x u L

farm farm

9 9 10 10

1sd sq c

vsc vsc farm

f f f f

x e x e L

11 11 11 11

i in p out

farm farm

dcw dcw

f f f fK K

x v x v

11 11 11 11 12 12

9 13 10

farmd d q

farm farm farm

f f f f f fK

x i x x i

13 13 13 13

dcw dcw

f f f fK

x v x v

15 15 15 1514 14 14 14

9 16 10 17

1d cd q cq f

f f f ff f f f

x i x i x i x i C

15 1514 14

2 windsq sd

vsc vsc

f ff ff

x e x e

16 16 17 17

farm farm vsc

f f f f K

x i x i L

16 16 17 17

p in p out

vsc vsc

sd sq c

vsc vsc vsc

f f f f K K

x e x e L

16 16 17 17

2 f p in

wiud vsc vsc

sq sd c

vsc vsc vsc

f f f f f C K

x e x e L

16 16 17 17

c p in

vsc vsc

cd cq c

vsc vsc vsc

f f f f R K

x i x i L

16 16 17 17

1d q c

vsc vsc vsc

f f f f

x u x u L

16 16 17 17

vsc vsc vsc

f f f f K

18 18 18 18 18 18 19 19

9 10 20 21

vscd q d q

farm farm vsc vsc

f f f f f f f fK

x i x i x x

18 18 19 19

i in p out

vsc vscsd sq

vsc vsc

f f f fK K

x e x e

18 18 19 19

2 f i in

wind vsc vscsq sd

vsc vsc

f f f ff C K

x e x e

20 20 21 21

vscsd sq

vsc vsc

f f f fK

x e x e

422 22

p in cd

vsc vsc

farm vsc dcr

m K if f

422 22

p in cq

vsc vsc

farm vsc dcr

m K if f

22 22 4

3(1 ) 2

vsc vsc dcr

f f mK K i K f C i

22 22 4

3(1 ) 2

vsc vsc dcr

f f mK K i K f C i

422 22

3 ( 2 )

cd p in cd c cq

vsc vsc dcr

m e K i f L if f

422 22

3 ( 2 )

cq p in cq c cd

vsc vsc dcr

m e K i f L if f

22 22 22 22 4

31 1 1 1

2cd cd d cq cq q

f f f f m

i x i u i x i u v

422 22 22 22

31 1 1 1

cd cd d cq cq q

m Kf f f f

i x i i x i v

wind vsc

3 422 22

cd cd cq cq

vsc vsc vsc vsc

dcr vsc vsc dcr

m m e i e if f

p in cd

vsc vsc

farm vsc dcr

f f K i

x i C v

p in cq

vsc vsc

farm vsc dcr

K if f

x i C v

3(1 ) 2

vsc vsc dcr

f fK K i K f C i

x e C v

3(1 ) 2

vsc vsc dcr

f fK K i K f C i

x e C v

3( 2 )

cd p in cd c cq

vsc vsc dcr

f f e K i f L i

x i C v

3( 2 )

cq p in cq c cd

vsc vsc dcr

f f e K i f L i

x i C v

23 23 23 23

1 1 1 1 3

2cd cd d cq cq q eq

f f f f

i x i u i x i u C v

22 22 22 22

31 1 1 1

cd cd d cq cq q eq

Kf f f f

i x i i x i C v

(A100)

cd cd cq cq

vsc vsc vsc vsc

dcr vsc dcr

f f e i e i

x v C v

(A101)

dcc vsc

(A102)

24 24 24 24 24 24

24 23 262 2 2 2

dc dc dc dc dc

dcc dcr dcc dc

x i x v x v L

(A103)

25 25 25 25

dcc dci dc

f f f f

x i x i C

(A104)

dcc inv

(A105)

26 26 1

3 ( 2 | | sin )1

2 3 2 | | sin

f f R B T v K m X

x i L B T v K

(A106)

3 2 | | sin

( 3 2 | | sin )

inv inv aci inv

f f B T v

x x L B T v K

(A107)

26 26 2

3 2 | | sin

( 3 2 | | sin )

inv inv aci i inv

f f B T v K m

x f L B T v K

(A108)

27 27 1

3 2 | | sin

i inv inv

f f K m B X

x i B T v K

(A109)

3 2 | | sin

inv inv aci i inv

f f B T v K

x x B T v K

(A110)

27 27 2

3 2 | | sin

inv inv aci i i inv

f f B T v K K m

x f B T v K

(A111)

28 28 1

3 ( 2 | | sin )1

( 3 2 | | sin )

f f B T v K m i Xv

x i M L B T v K

(A112)

3 2 | | sin

( 3 2 | | sin )

inv inv aci dci inv

f f B T v i

x x M B T v K

(A113)

28 28 2

3 2 | | sin1

3 2 | | sin

f f B T v i K mD

x f M B T v K

(A114)

gen inv

(A115)

grid g

(A116)

(A117)

1 2 3 4[ ]Tf(X) f f f f (B2)

1 2 3 4

5 6 7 8

9 10 11 12

13 14 15 16

RPC RPC RPC RPC

J J J J

tan2 | | ( )

| | | |

aci aci

fJ b v P R i

3 210 0

tan2 tan ( ) inv

dci dci

fJ R i P R i

tan( ) inv

RPC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

fJ v v g b

6 2 sin cos 2 | || |

fJ v g b b v

fJ v v g b

10 3 cos sin 2( ) | || |

fJ v g b g g v

2RPC dc dci

fJ R i

15 40 0

2RPC dci dc dci

fJ v R i

RPC dci

의할 수 있다

2 sin(2 ) sin(2 2 ) 2 2cos(2 )tan

cos(2 ) cos(2 2 )

1[2cos(2 ) 2cos(2 2 )

cos(2 ) cos(2 2 )

2cos(4 2 ) 2cos(4 4 ) 4 sin(2

inv inv inv

inv inv inv inv inv

2 )] invinv inv

여기서 x는

0 2 | | sin

inv inv

dci inv inv aci inv

i B T v

0 3 2 | | sin

| | | | tan

aci aci invv v

sin sin( )2 | |

inv inv

i B T v

sin( ) sin3 2 | |

cos 21 1

| | | | sin( ) sin | | sin( )

inv inv inv dci

v v B T v

5 6 7[ ]Tf(X) f f f (B27)

VC VC VC

6 7 0VC VCJ J (B32)

fJ v v g b

2 250 0

tan2 tan ( ) inv

dci dci

fJ R i P R i

tan( ) inv

VC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

fJ v v g b

2VC dc dci

fJ R i

8 70 0

2VC dci dc dci

fJ v R i

VC dci

8 9 10 11[ ]Tf(X) f f f f (B41)

2 2 2 2

1 2 3 4

5 6 7 8

9 10 11 12

13 14 15 16

PFC PFC PFC PFC

J J J J

tan2 | | tan ( ) 2 | |

| | | |

aci aci

fJ g v P R i b v

3 280 0 0

dci dci

fJ R i R i P R i

tan( ) inv

PFC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

fJ v v g b

tansin cos ( ) 2( ) | |

| | | |

aci aci

7 290 0

tan2 tan ( ) inv

dci dci

fJ R i P R i

tan( ) inv

PFC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

fJ v v g b

10 10 cos sin 2( ) | || |

fJ v g b g g v

11 100

2PFC dc dci

fJ R i

15 110 0

2PFC dci dc dci

fJ v R i

16 110

PFC dci

참고 문헌

1 pp 352-362 Jan 2018

5 pp 740-788 May 2015

vol 31 no 6 pp 5042-5050 Nov 2016

2 no 4 pp 1181-1189 Dec 2014

vol 3 no 4 pp 918-931 Dec 2015

5299 Jul 2019

pp 453-461 Feb 2014

32 no 2 pp 617-627 Apr 2017

HVDC_projects

ACDC 2012 Dec 2012 pp 1-6

pp789-797 Apr 2015

vol 1 no 5 pp 595-601 Dec 2018

no 4 pp 899-907 Oct 2012

vol 29 no 2 5600205 Nov 2018

Jul 2005

Sep 2015

pp 3327-3334 Aug 2013

GYCON 2016 Apr 2016 pp 1-6

May 2013

Mar 2013

Prentice-Hall 2000

pp 768-794 Sep 2015

1 pp 378-387 Dec 2005

1771-1777 Sep 2018

May 2003

vol 1 no 4 pp 37-45 Dec 2015

Abstract

Gyu-Sub Lee

The Graduate School

counterpart

감사의 글

사드립니다

2020년 1월

이 규 섭 드림

제 1 장 서 론


































































참고문헌

Abstract


안하였다

학 번 2013-20840

목 차

제 1 장 서 론 1

522 VC 모드 검증 150

제 2 절 향 후 과제 165

참고문헌 183

Abstract 190

표 목차

그림 목차

안 47

|vaci| 102

전압 |vaci| 104

DC 전류 idci 112

태 i 147

SSD 상태 i 151

SSD 상태 i 152

SSD 상태 i 154

제 1 장 서 론

DC 선로

DC 선로 ( 선)

AC 계통

바가 적다

에 불과하다

이다

１０

１１

알 수 있다

무효전력

DC 전압 [pu]

P = 1pu

P = 09pu

P = 08pu

095 096 097 098 099

VDCmin

１２

１３

１４

１５

파라미터 정의

iv 로 정의

v f 로 정의

vf 로 정의

if 로 정의

fP 로 정의

파라미터 정의

가능하다

과 같다

SG vdcw

MSVSC FSVSC WSVSC

fm fwind

DC 선로

inv dci dci

P v i (21)

cos2 cos(2 2 )

inv inv inv invinv

inv inv inv

cos3 2

dciinv

inv inv aci

1 3cos

inv dci ci dci

inv inv aci

v X iB T v

1 2cos cos

ci dciinv inv inv

inv inv aci

B T v (26)

을 알 수 있다

무효전력

유효전력 [pu]

02 04 06 08

DC 전류 (idci)

vdci+Δvdci

운전점

DC 전압 (vdci)

정류기 (VSC)

해상풍력단지

Σ idci0 m1 Σ

제어기

인버터 (LCC)

DC 선로

αimaxdciv

mindciv

AC 계통

1dci dciv m i (28)

dciv )은

|vaci| θaci

gf+jbf

인버터

gg+jbg

2 2 1 3

c c c cv

1 ( ) ( )g f g fc g g b b (212)

2 2 2 2

iQ B T v v

aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

있다

aci aci aciinv inv

dci inv dci inv dci

v v vP Q

i P i Q i

aci aci aciinv inv

dci inv dci inv dci

v v vP Q

v P v Q v

inv inv

dci dci

( )inv dci dci

dci inv

2 1 3 2 1 3

g faci invaci

inv aci

g gv Pv

P vc c c c c c

2 1 3 2 1 3

g faci invaci

inv aci

b bv Qv

Q vc c c c c c

립한다

0aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

출할 수 있다

aci aci

dci dci

고려해야 한다

주파수

vdci+Δvdci

DC 전압

운전점

vdcr+Δvdcr

fwind+Δfwind

주파수

fwind+Δfwind

유효전력

운전점

PwindPwind+ΔPwind

의할 수 있다

정류기 (VSC)

해상풍력단지

Σ fgrid m2 Σ

제어기

인버터 (LCC)

DC 선로

αimaxdciv

mindciv

AC 계통

vdci0+Rdci

Δvdcrm3

_ maxdcrv

mindcrv

+ vdcr

wind grid

f (230)

이 때 base

vdci0+Rdci

이 때 vdci0와 i

dci grid dci

dci dci

m ii f v

v v (237)

0 0 33

dc dci dcdci grid

dci dci

R i m m Rf m v f

3 2 0 0

dcdci grid

Rf m m m i f

2 0 0 0[ ( )]

wind dci

grid dci dc dci

f m v R m i

0aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

2 0 02

0aci acidci

dci dci dci

v vm i mm f

aci aci

dci dci

v vi v

행한다

야 한다

dcidci grid

dci dci

m i mi f

0 1 2 0

dcidci grid

dci dci

m m m vv f

4 3 1( )dcm m m R (253)

3 0 1 2 0 4 3 2 0 0

dci dci

m f (256)

( )base

wind dc

f m Rm

windwind gridbase

m fP f

f (258)

m fP f R i i

f (261)

5 2 0 0

grid dci dci

f m i v

0 0 0 1 0 2 0

2 2base base

wind dci dci

f m i v

0aci aci

aci dci dci

dci dci

v vv i v

1 2 0aci aci aci

aci dci grid

dci dci dci

v v vv m i m f

어야 한다

aci aci

dci dci

2 0 0 0 1 2 0

1 0 0 1 0 0

0aci acidci dci

aci grid

v vm i m m m m vv f

i m i v v m i v

dci dci

dci dci dci dci

v v v vm m m i v

i v i v

1 095aci aci

dci dci

aci aci

dci dci

aci aci

dci dci

i vm m

v vi v

어야 한다

0 1 2 0

dcidci grid

dci dci

m m m vv f

dciv ) 사이

( )dcidci dci

dci dci

m m m vv v f f

2 2 max min

( )( ) ( )

dci dci dci dci

max를 비교한다

시작

계산

( )( ) ( )

dci dci dci dci

m i v v v m m f fm

2 2 m m

2 2m m

v m iP i v v i v

수 있다

max min

dci0) = (500 kV 2 kA)인 경

살펴볼 것이다

된다

11 1 1

22 1 1

nn n m

dxf x x u u

2105176 116 04 5 00068aiL

p aiC L e

1 0035

008 1aiL

i outwindpout

- base

wind windv v

q refwindi q

i outwind

i inwindpin

pm wind +

qwindi

i inwind

dwinde

i inwindpin

-dwindi

i inwind

basewind wind

d d p in d q q

qwindu )를 도입

wind wind

vsu K i K

d i in d

wind wind

s T T BJ

5는 m5를 풍력

wind wind wind

L Rsi e i i

wind wind wind wind

L Rsi e i i

L L L L

( dwindu

qwindu

cfarmR c

farm farme je

d qfarm farmi ji

dcfidcwi

i outfarmpout

dcw dcwv v

d reffarmi cd

i outfarm

i infarmp in

Σ + -

dfarmi

i infarm

cqfarme

i infarmp in

Σ + -

qfarmi

i infarm

)의 1차

1 1dcw dcw dcf

wind wind

sv i iC C

1 1dcw dcw dcf

wind wind

sv i iC C

3( ) ( )

d d q q

3( ) ( )

cd d cq q

farme 와 cq

farmi 와 q

있다

farmd d q cd sd

farm farm farm

Rsi i f i e e

L L L (293)

farmq q d cq sq

farm farm farm

Rsi i f i e e

L L L (294)

farme 와 sq

farmR 와 c

표현한다

farme 와 cq

같이 정의된다

2cq q p in q c d

이 때 p in

farmi 는

( )d ref d p out

farmu q

( )d i in d ref d

q i in q

( )d i out

farmi q

farmi d

farmu q

farmu d

farm 의 총

서 살펴본 바와 같이 각각 (289) (290) (293) (294) (298) (299) (2100)

vsci 와 sq

[ ]qdwind windi i T

edwind

eqwind

MSVSC 모델

입력변수

sdvscisqvsci

출력변수

조를 나타낸다

cvscR c

vsc vsce je

vsc vsci jifvscC

i outvscp out

-sdvsce

i outvsc

sdvsci

1sd ref

vsci cdvsce

i invscp in

sdvsci

i outvscp out

-sqvsce

i outvsc

sqvsci

0sq ref

vsci cqvsce

i invscp in

sqvsci

i invsc

farmi 와 q

vsci 와 sq

vsce 과

vsce 와 sq

vsce 의

1 12sd sq cd sd

vsc vsc

se f e i iC C

(2101)

1 12sq sd cq sq

vsc vsc

se f e i iC C

(2102)

위의 식에서 cd

vsci 와 cq

vsc vsc vsc

Rsi i f i e e

L L L (2103)

vsc vsc vsc

Rsi i f i e e

L L L (2104)

vscR 와 c

vsce 와 cq

vsce 는 전

위의 식에서 d

vscu 와 q

이다 p in

vsci 와 sd ref

vsci 는 출

vscu 와 q

( )d i in sd ref sd

( )q i in sq ref sq

vsci 와 sd ref

vsc 와 q

능하다

(1 )d i out sd

q i out sq

vdci0+Rdci

Σ m4idcr

+fwind

1 vscs

prevwindf

windf 와

수 있다

wind wind

(2113)

이 때 prev

3 0 0 4 0( ) ( )prev

3 3 0 3 4 04( )1 wind dci dc dci

wind wind dcr dcr

vsc vsc vsc vsc

(2115)

vsce sq

vsce cd

vsci cq

vsci d

vscu q

vscu d

vsc fwind의

앞서 살펴본 바와 같이 각각 (2101) (2102) (2103) (2104) (2107) (2108)

(2111) (2112) (2115)로 표현할 수 있다

WSVSC 측

dcCdcci

dcrv dciv

eqvscCdcri

DC 선로 GSLCC 측

cd cd cq cq

dcr vsc vsc vsc vsc

i e i e iv

(2117)

1 1 3 1( )

cd cd cq cq

vsc vsc vsc dcr vsc

(2118)

dc dc dc

Rsi i v v

L L L (2119)

1 1dcc dcc dci

sv i iC C

(2120)

dcdci dci dcc dci

inv inv inv

Rsi i v v

L L L (2121)

용된다

-gridf

dcii 1m

0 1 0 2( ) ( )p

식 (2122)에서 p

0 1 0 2( ) ( )i

식 (2123)에서 i

래와 같다

dci inv dci

B T v B Xv i

(2124)

값(sd

vsci sq

invxlccX vdci

DC 선로 모델

WSVSC 모델

입력변수

sdvscisqvsci

출력변수

Σ -loadP

inv invM s DΣ +

HVDC 모델

gridfgridf

발전기 모델

genP ++

inv inv

f P P P P fM s D

(2125)

gen grid grid

mP f f

(2126)

inv inv inv inv

Dsf P f P P P D f

M M M M (2127)

1gen gen

gen grid grid gen

m ms P f f P

T T T (2128)

2 2 1 3

c c c cv

(2129)

1 ( ) ( )g f g fc g g b b (2130)

2 2 2 2

windK i in

windK i out

windL q

vscK i in

vscK i out

에 기술되었다

허수부

-10 0-15 -150 0-200

-05-20 x103

-100 -50실수부 [1s] 실수부 [1s]

허수부

0-40 -250 0-500

-20-60 x103

허수부

0-15 -150 0-200

-10-20 x103

허수부

0-15 -125 0-250

-10-20 x103

허수부

0-15 -100 0-200

-10-20 x103

-05 -100 -50

수 있다

허수부

0 -125 0-250

-70 x103

허수부

0-15 -500 0-1000

-10-25 x104

허수부

0-12 0 1000-1000

-08-16 x105

허수부

0-20 -1000 500-2500

-10-25 x104

-15 -05

결정해야 한다

수 있다

v dci [

시간 (s)0 4

Diffv = 5 kV

한다

v dci [

aci| [

시간 (s)

Pinv (m1 = 07)Pinv (m1 = 04394)

vdci (m1 = 07)vdci (m1 = 04394)

vinv (m1 = 07)vinv (m1 = 04394)

Pinv (m1 = 0)Pinv (m1 = 02)

vdci (m1 = 0)vdci (m1 = 02)

vinv (m1 = 0)vinv (m1 = 02)

시간 (s)0 10

1 3 5 7 9

m ax 1 05p u dciv

m in 0 95p u dciv

Diff2 = 2

Diff1 = 12

것이다

v dci [

Vdiff = 45kV

시간 (s)

0 61 2 3 4 5

ΔPinv = 143MW

Δvdci = 215kV

시간 (s)0 102 4 6 8

aci| [

지 확인한다

여줄 수 있다

시간 (s)0 5010 20 30 40

vdci [

(a) 풍속 (vwind)

수 있다

시간 (s)0 5010 20 30 40

(a) 풍속 (vwind)

시간 (s)0 4010 20 30

vdci [

load [

는 없다

시간 (s)0 4010 20 30

vdci [

load [

억제될 것이다

것이다

ci| [k

0 10 30226

ci| [k

0 10 30226

ci| [k

0 10 30226

v dci [

Time (s)

i dci [

0 05 150

(b) DC 전류 idci

Time (s)

0 05 3510 15 2 25 3

v dci [

DC 전류 idci

법이 필요하다

정류기 (VSC)

해상풍력단지

인버터 (LCC)

DC 선로

AC 계통

DC 전류amp

DC 전압

수 있다

흡수

보상

QG (QS + Qinv)

|vaci| θaci

gf+jbf

gg+jbg

Qinv PG+jQG

수 있다

cos(2 ) cos(2 2 )

inv inv inv invinv

inv inv inv

inv inv aci

v X iB T v

cos cos| |

inv dciinv inv inv

inv inv aci

수 있다

는 변수(idci0 v

있다

tanG GQ P (420)

2 2 2 2

수 있다

RPC (414) (415) (416) (417) idci0 v

dci0 |vaci| θaci

VC (417) (418) (419) idci0 v

dci0 θaci

PFC (416) (417) (421) (422) idci0 v

dci0 |vaci| θaci

시작

max(Jn)-1f

n(Xn)ltε No

n] 정의

Xn+1=X

n ndash (Jn)-1f

n(Xn) n=n+1

dci0를 최

된다

dci dc wind dci

v R P vi

(01pu)

(02pu)

(-04pu)

(05pu)

F1+L1+C1

F1+L1+C2

F1+L1+C1+C2

F1+C1+C2

상태

dciv 가 최

지령 값과 min

때문에 max

inv SQ Q (424)

wind thP P (425)

능하다

무효전력

AC 전압 [pu]

0975 10 1025

이 최댓값(max

있다

수 있다

2| |S f aciQ b v (427)

해야 한다

만족해야 한다

minmax

max 2( )

invf f

pv이다

P wind

ieqPwind + P

1 2 eq dc dci i i (430)

wind pv dc eq

P P v iR

i (431)

Wind 2

VSC 1Wind 1

1dcV 4

VSC 3Wind 3

1 1f f

2 2f f

1 1line lineG Bj

2 2line lineG Bj

1 1ac acV

2 2ac acV

1 4 1 21 1

0dc dc dc dc

dcw dc dc

V V V VP V

R R (432)

2 3 2 12 2

0dc dc dc dc

dcw dc dc

V V V VP V

R R (433)

3 2 3 53 3

0dc dc dc dc

dcw dc dc

V V V VP V

R R (434)

dcV 3dcV 4

dcV 5dcV 로 나

dcR 3dcR 4

1 1 41

0( )dc dc dc

V V VI

R (435)

3 3 52

0( )dc dc dc

V V VI

R (436)

invP )은 아

1 4 1 0inv dc invP V I (437)

2 5 2 0inv dc invP V I (438)

식 (439)와 (440)에서 1inv와 2

21 1 1 2 1 1 2 1 2 1

1 2 1 1 2 2 1 2 0

( )( ) ( cos sin )

cos( ) sin( )

P G G G V V V G B

V V G B (441)

22 2 1 3 2 2 3 2 3 2

2 1 1 2 1 2 2 1 0

( )( ) ( cos sin )

cos( ) sin( )

P G G G V V V G B

V V G B (442)

21 1 1 2 1 1 2 1 2 1

1 2 1 1 2 2 1 2 0

( )( ) ( sin cos )

sin( ) cos( )

Q B B B V V V G B

V V G B (443)

22 2 1 3 2 2 3 2 3 2

2 1 1 2 1 2 2 1 0

( )( ) ( sin cos )

sin( ) cos( )

Q B B B V V V G B

V V G B (444)

았다

분석하였다

지 된다

시간 (s)0 51 2 3 4

영향이다

때문이다

i dci [

aci| [

시간 (s)0 51 2 3 4

(f) SSD 상태 (i)

i (w SSD)

i (wo SSD)

maxdciv

mindciv

i dci [

aci| [

시간 (s)0 51 2 3 4

(f) SSD 상태 (i)

i (Conv)

i (Prop)

되어 있다

시간 (s)0 61 2 3 4

(c) SSD 상태 (i)

QG (PSCAD)

QG (MATLAB)

vdci (PSCAD)

vdci (MATLAB)

QG (c) SSD 상태 i

수 있다

인할 수 있다

vdci [

(c) SSD 상태 (i)

|vaci| (PSCAD)

|vaci| (MATLAB)

vdci (PSCAD)

vdci (MATLAB)

|vaci|

시간 (s)51 2 3 4

SSD 상태 i

(b) 역률각 (φ)

시간 (s)0 61 2 3 4

(c) SSD 상태 (i)

φ (PSCAD)

vdci (PSCAD)

vdci (MATLAB)

φ (MATLAB)

SSD 상태 i

수 있다

m ax 1 05p u dciv

m in 0 95p u dciv

v dci [

aci| [

(d) SSD 상태 (i)

|vaci| (지령 값)

235 240 245 250 255 260

시간 (s)0 10

4 81 3 5 7 9

m ax 1 05p u dciv

m in 0 95p u dciv

v dci [

aci| [

(d) SSD 상태 (i)

할 수 있었다

효과가 있다

할 수 있다

있게 된다

wind wind

vf K i K

i in d

wind windf K i (A2)

wind wind

1( )m e wind wind

f T T BJ

wind wind wind

L Rf e i i

wind wind wind wind

L Rf e i i

L L L L

1 1dcw dcf

wind wind

f i iC C

1 1dcw dcf

wind wind

f i iC C

farm d q cd sd

farm farm farm

Rf i f i e e

L L L (A9)

farm q d cq sq

farm farm farm

Rf i f i e e

L L L (A10)

11 ( )i in d ref d

i in q

13 ( )i out

1 12 sq cd sd

wind vsc vsc vscf f

vsc vsc

f f e i iC C

1 12 sd cq sq

wind vsc vsc vscf f

vsc vsc

f f e i iC C

vsc vsc vsc

Rf i f i e e

L L L (A16)

vsc vsc vsc

Rf i f i e e

L L L (A17)

20 (1 )i out sd

vsc vscf K e (A20)

i out sq

vsc vscf K e (A21)

3 3 0 3 4 0422

vsc vsc vsc vsc

1 1 3 1( )

cd cd cq cq

vsc vsc vsc dcr vsc

2 2dcdcc dcr dcc

dc dc dc

Rf i v v

L L L (A24)

1 1dcc dci

f i iC C

1 1dcdci dcc dci

inv inv inv

Rf i v v

L L L (A26)

27 0 1 0 2( ) ( )i

inv inv inv inv

Df P f P P P D f

M M M M (A28)

1gen gen

grid grid gen

m mf f f P

T T T (A29)

i in p out

wind wind

K Kf f

wind wind

wind wind wind

q p in

wind wind

wind wind wind

i Kf f

p in p out q

K K i T Tf fB

d p in d d q

wind wind wind

f fe K i L i

q p in q q d

wind wind wind

f fe K i L i

22 wind wind wind

wind wind

p in s

wind wind

f f K R

wind wind

1p in p out

wind wind wind

f f K KL i

p in s

wind wind

f f K R

wind wind dcw dcw

x u C v v

wind wind dcw dcw

x u C v v

p in q

wind wind

wind wind dcw dcw

f f K i

x C v v

q p in p out

f f i K K

x C v v

d p in d d q

wind wind dcw dcw

f f e K i L i

x i C v v

q p in q q d

wind wind dcw dcw

f f e K i L i

x i C v v

3( ) 3

2 ( ) 2 ( )

x v C v v C v v

3( ) 3

2 ( ) 2 ( )

x v C v v C v v

3( 2 )

p in d c q cd

farm wind dcw dcw

K i f L i ef f

x i C v v

3( 2 )

p in q c d cq

farm wind dcw dcw

K i f L i ef f

x i C v v

farm wind dcw dcw

x u C v v

farm wind dcw dcw

x u C v v

d p in

farm farm

farm wind dcw dcw

i Kf f

x C v v

(for all n) (A62)

9 9 9 9

p in p out

farm farm

dcw dcw farm

K Kf f f f

x v x v L

9 9 10 10

c p in

farm farm

farm farm farm

R Kf f f f

x i x i L

9 9 10 10

1d q c

farm farm farm

f f f f

x u x u L

farm farm

9 9 10 10

1sd sq c

vsc vsc farm

f f f f

x e x e L

11 11 11 11

i in p out

farm farm

dcw dcw

f f f fK K

x v x v

11 11 11 11 12 12

9 13 10

farmd d q

farm farm farm

f f f f f fK

x i x x i

13 13 13 13

dcw dcw

f f f fK

x v x v

15 15 15 1514 14 14 14

9 16 10 17

1d cd q cq f

f f f ff f f f

x i x i x i x i C

15 1514 14

2 windsq sd

vsc vsc

f ff ff

x e x e

16 16 17 17

farm farm vsc

f f f f K

x i x i L

16 16 17 17

p in p out

vsc vsc

sd sq c

vsc vsc vsc

f f f f K K

x e x e L

16 16 17 17

2 f p in

wiud vsc vsc

sq sd c

vsc vsc vsc

f f f f f C K

x e x e L

16 16 17 17

c p in

vsc vsc

cd cq c

vsc vsc vsc

f f f f R K

x i x i L

16 16 17 17

1d q c

vsc vsc vsc

f f f f

x u x u L

16 16 17 17

vsc vsc vsc

f f f f K

18 18 18 18 18 18 19 19

9 10 20 21

vscd q d q

farm farm vsc vsc

f f f f f f f fK

x i x i x x

18 18 19 19

i in p out

vsc vscsd sq

vsc vsc

f f f fK K

x e x e

18 18 19 19

2 f i in

wind vsc vscsq sd

vsc vsc

f f f ff C K

x e x e

20 20 21 21

vscsd sq

vsc vsc

f f f fK

x e x e

422 22

p in cd

vsc vsc

farm vsc dcr

m K if f

422 22

p in cq

vsc vsc

farm vsc dcr

m K if f

22 22 4

3(1 ) 2

vsc vsc dcr

f f mK K i K f C i

22 22 4

3(1 ) 2

vsc vsc dcr

f f mK K i K f C i

422 22

3 ( 2 )

cd p in cd c cq

vsc vsc dcr

m e K i f L if f

422 22

3 ( 2 )

cq p in cq c cd

vsc vsc dcr

m e K i f L if f

22 22 22 22 4

31 1 1 1

2cd cd d cq cq q

f f f f m

i x i u i x i u v

422 22 22 22

31 1 1 1

cd cd d cq cq q

m Kf f f f

i x i i x i v

wind vsc

3 422 22

cd cd cq cq

vsc vsc vsc vsc

dcr vsc vsc dcr

m m e i e if f

p in cd

vsc vsc

farm vsc dcr

f f K i

x i C v

p in cq

vsc vsc

farm vsc dcr

K if f

x i C v

3(1 ) 2

vsc vsc dcr

f fK K i K f C i

x e C v

3(1 ) 2

vsc vsc dcr

f fK K i K f C i

x e C v

3( 2 )

cd p in cd c cq

vsc vsc dcr

f f e K i f L i

x i C v

3( 2 )

cq p in cq c cd

vsc vsc dcr

f f e K i f L i

x i C v

23 23 23 23

1 1 1 1 3

2cd cd d cq cq q eq

f f f f

i x i u i x i u C v

22 22 22 22

31 1 1 1

cd cd d cq cq q eq

Kf f f f

i x i i x i C v

(A100)

cd cd cq cq

vsc vsc vsc vsc

dcr vsc dcr

f f e i e i

x v C v

(A101)

dcc vsc

(A102)

24 24 24 24 24 24

24 23 262 2 2 2

dc dc dc dc dc

dcc dcr dcc dc

x i x v x v L

(A103)

25 25 25 25

dcc dci dc

f f f f

x i x i C

(A104)

dcc inv

(A105)

26 26 1

3 ( 2 | | sin )1

2 3 2 | | sin

f f R B T v K m X

x i L B T v K

(A106)

3 2 | | sin

( 3 2 | | sin )

inv inv aci inv

f f B T v

x x L B T v K

(A107)

26 26 2

3 2 | | sin

( 3 2 | | sin )

inv inv aci i inv

f f B T v K m

x f L B T v K

(A108)

27 27 1

3 2 | | sin

i inv inv

f f K m B X

x i B T v K

(A109)

3 2 | | sin

inv inv aci i inv

f f B T v K

x x B T v K

(A110)

27 27 2

3 2 | | sin

inv inv aci i i inv

f f B T v K K m

x f B T v K

(A111)

28 28 1

3 ( 2 | | sin )1

( 3 2 | | sin )

f f B T v K m i Xv

x i M L B T v K

(A112)

3 2 | | sin

( 3 2 | | sin )

inv inv aci dci inv

f f B T v i

x x M B T v K

(A113)

28 28 2

3 2 | | sin1

3 2 | | sin

f f B T v i K mD

x f M B T v K

(A114)

gen inv

(A115)

grid g

(A116)

(A117)

1 2 3 4[ ]Tf(X) f f f f (B2)

1 2 3 4

5 6 7 8

9 10 11 12

13 14 15 16

RPC RPC RPC RPC

J J J J

tan2 | | ( )

| | | |

aci aci

fJ b v P R i

3 210 0

tan2 tan ( ) inv

dci dci

fJ R i P R i

tan( ) inv

RPC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

fJ v v g b

6 2 sin cos 2 | || |

fJ v g b b v

fJ v v g b

10 3 cos sin 2( ) | || |

fJ v g b g g v

2RPC dc dci

fJ R i

15 40 0

2RPC dci dc dci

fJ v R i

RPC dci

의할 수 있다

2 sin(2 ) sin(2 2 ) 2 2cos(2 )tan

cos(2 ) cos(2 2 )

1[2cos(2 ) 2cos(2 2 )

cos(2 ) cos(2 2 )

2cos(4 2 ) 2cos(4 4 ) 4 sin(2

inv inv inv

inv inv inv inv inv

2 )] invinv inv

여기서 x는

0 2 | | sin

inv inv

dci inv inv aci inv

i B T v

0 3 2 | | sin

| | | | tan

aci aci invv v

sin sin( )2 | |

inv inv

i B T v

sin( ) sin3 2 | |

cos 21 1

| | | | sin( ) sin | | sin( )

inv inv inv dci

v v B T v

5 6 7[ ]Tf(X) f f f (B27)

VC VC VC

6 7 0VC VCJ J (B32)

fJ v v g b

2 250 0

tan2 tan ( ) inv

dci dci

fJ R i P R i

tan( ) inv

VC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

fJ v v g b

2VC dc dci

fJ R i

8 70 0

2VC dci dc dci

fJ v R i

VC dci

8 9 10 11[ ]Tf(X) f f f f (B41)

2 2 2 2

1 2 3 4

5 6 7 8

9 10 11 12

13 14 15 16

PFC PFC PFC PFC

J J J J

tan2 | | tan ( ) 2 | |

| | | |

aci aci

fJ g v P R i b v

3 280 0 0

dci dci

fJ R i R i P R i

tan( ) inv

PFC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

fJ v v g b

tansin cos ( ) 2( ) | |

| | | |

aci aci

7 290 0

tan2 tan ( ) inv

dci dci

fJ R i P R i

tan( ) inv

PFC wind dc dci

dci dci

fJ P R i

fJ v v g b

10 10 cos sin 2( ) | || |

fJ v g b g g v

11 100

2PFC dc dci

fJ R i

15 110 0

2PFC dci dc dci

fJ v R i

16 110

PFC dci

참고 문헌

1 pp 352-362 Jan 2018

5 pp 740-788 May 2015

vol 31 no 6 pp 5042-5050 Nov 2016

2 no 4 pp 1181-1189 Dec 2014

vol 3 no 4 pp 918-931 Dec 2015

5299 Jul 2019

pp 453-461 Feb 2014

32 no 2 pp 617-627 Apr 2017

HVDC_projects

ACDC 2012 Dec 2012 pp 1-6

pp789-797 Apr 2015

vol 1 no 5 pp 595-601 Dec 2018

no 4 pp 899-907 Oct 2012

vol 29 no 2 5600205 Nov 2018

Jul 2005

Sep 2015

pp 3327-3334 Aug 2013

GYCON 2016 Apr 2016 pp 1-6

May 2013

Mar 2013

Prentice-Hall 2000

pp 768-794 Sep 2015

1 pp 378-387 Dec 2005

1771-1777 Sep 2018

May 2003

vol 1 no 4 pp 37-45 Dec 2015

Abstract

Gyu-Sub Lee

The Graduate School

counterpart

감사의 글

사드립니다

2020년 1월

이 규 섭 드림

제 1 장 서 론


































































참고문헌

Abstract
