模塊化多電平換流器啟?？刂撇呗?/h1>
2016-04-11 07:18:49楊曉楠陳紅坤胡文燕王志成
電力系統(tǒng)保護(hù)與控制 2016年13期
楊曉楠，陳紅坤，石 晶，胡文燕，王志成，劉 佳，羅 輝
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模塊化多電平換流器啟停控制策略
楊曉楠1，陳紅坤1，石 晶1，胡文燕1，王志成1，劉 佳1，羅 輝2
(1.武漢大學(xué)電氣工程學(xué)院，湖北 武漢 430072；2.國(guó)網(wǎng)湖北省電力公司技術(shù)培訓(xùn)中心，湖北 武漢 430011)
為了平穩(wěn)快速地啟停模塊化多電平換流器(Modular Multilevel Converter MMC)，提出了可應(yīng)用于有源或無源網(wǎng)絡(luò)的MMC啟?？刂撇呗浴?dòng)控制策略和停機(jī)控制策略均可分為不可控和可控兩個(gè)階段，其中可控階段可進(jìn)一步分為直流電壓可控和功率可控階段。在不可控階段，修正了啟動(dòng)過程的限流電阻參數(shù)，提出了停機(jī)過程的放電電阻選取原則。在直流電壓可控階段，采用子模塊電容電壓、投切數(shù)與直流電壓協(xié)調(diào)控制方法，計(jì)算出啟動(dòng)時(shí)的直流電壓跌落值和停機(jī)時(shí)的能量反饋比。在功率可控階段，根據(jù)MMC應(yīng)用于有源和無源網(wǎng)絡(luò)控制策略的不同，提出了相應(yīng)的策略。最后基于PSCAD/EMTDC搭建仿真模型，驗(yàn)證了所提啟?？刂撇呗缘挠行院驼_性。
模塊化多電平換流器；啟動(dòng)控制；停機(jī)控制；不可控階段；可控階段
0 引言
模塊化多電平換流器相比傳統(tǒng)的兩電平和三電平電壓源換流器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)具有很多的優(yōu)勢(shì)，其采用子模塊級(jí)聯(lián)的方式，有利于電壓等級(jí)的提高和輸送功率的提升，使得電壓源換流器擴(kuò)展性好，工程周期短，輸出電壓波形質(zhì)量高，運(yùn)行損耗低，應(yīng)用范圍廣，具有廣闊的發(fā)展前景[1-2]。
啟動(dòng)控制是MMC正常工作運(yùn)行的前提和基礎(chǔ)，也是近來的一個(gè)研究熱點(diǎn)。根據(jù)MMC子模塊電容由近端還是遠(yuǎn)端交流系統(tǒng)啟動(dòng)，現(xiàn)有的啟動(dòng)控制可以分為近端啟動(dòng)和遠(yuǎn)端啟動(dòng)兩種。文獻(xiàn)[3-4]采用了近端啟動(dòng)控制方式，文獻(xiàn)[3]控制子模塊電容電壓逐個(gè)充電到額定值，該方法控制復(fù)雜，充電時(shí)間較長(zhǎng)，且子模塊電容電壓為0時(shí)，IGBT驅(qū)動(dòng)電路無法正常工作。文獻(xiàn)[4]采用了兩階段近端啟動(dòng)控制方法，只適合于兩端有源的場(chǎng)合，不能應(yīng)用于無源和黑啟動(dòng)場(chǎng)合。文獻(xiàn)[5-7]均給出了可以應(yīng)用于無源或者黑啟動(dòng)場(chǎng)合的遠(yuǎn)端啟動(dòng)控制方式。其中，文獻(xiàn)[5]選擇直流電壓建立初期解鎖無源換流站，以減小解鎖瞬間的電壓跌落和電流沖擊，但解鎖時(shí)刻的固定限制了其應(yīng)用范圍。文獻(xiàn)[6]采用有序解鎖方式的方式，但是其控制效果受步長(zhǎng)的影響較大。文獻(xiàn)[7]提出的多端MMC啟動(dòng)控制有一定借鑒作用，但并沒有詳細(xì)討論子模塊電容充電的動(dòng)態(tài)過程。文獻(xiàn)[8-10]分別提出了LCC-MMC啟動(dòng)控制、基于箝位雙子模塊MMC啟動(dòng)控制策略以及一種改進(jìn)子模塊拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的啟動(dòng)控制，但均不適用于基于半橋型子模塊的MMC場(chǎng)合。
同時(shí)，由于器件使用壽命有限，為最大長(zhǎng)度延長(zhǎng)換流站的使用壽命需要定期對(duì)其進(jìn)行維護(hù)和檢修，因此停機(jī)策略也是系統(tǒng)工作所必需的。關(guān)于MMC-HVDC停機(jī)控制的研究比較少，文獻(xiàn)[3]提出了一種停機(jī)策略，分為能饋和能耗兩個(gè)階段，其中能饋階段還有進(jìn)一步向交流系統(tǒng)饋能的潛力。文獻(xiàn)[11]只是提出了向無源網(wǎng)絡(luò)供電的停機(jī)策略，沒有提及應(yīng)用于有源網(wǎng)絡(luò)的停機(jī)策略。
本文根據(jù)MMC啟動(dòng)和停機(jī)一定程度上的可逆性，將二者均分為不可控階段，直流電壓可控階段，功率可控階段。在不可控階段修正了啟動(dòng)過程的限流電阻參數(shù)，提出了停機(jī)過程的放電電阻選取原則。在直流電壓可控階段，提出了子模塊電容電壓、投切數(shù)與直流電壓協(xié)調(diào)控制方法，計(jì)算出啟動(dòng)時(shí)的直流電壓跌落值和停機(jī)時(shí)的能量反饋比。在功率可控階段，根據(jù)MMC應(yīng)用于有源網(wǎng)絡(luò)和無源網(wǎng)絡(luò)控制策略的不同，提出了相應(yīng)的策略。最后基于PSCAD/EMTDC驗(yàn)證了所提出啟?？刂撇呗缘恼_性和有效性。
1 MMC基本原理
MMC的主電路拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1所示。柔性直流輸電系統(tǒng)中MMC按照控制方式的不同可以分為兩類，直流電壓控制MMC(DCMMC)和非直流電壓控制(交流電壓控制、有功功率控制等)MMC(NTMMC)。MMC均由三相六橋臂構(gòu)成，每個(gè)橋臂包含級(jí)聯(lián)的半橋子模塊、橋臂電抗器和電阻。每個(gè)半橋子模塊具有三種工作狀態(tài)：投入、切除與閉鎖，如表1所示。
表1 MMC子模塊的工作狀態(tài)
網(wǎng)側(cè)三相交流電壓為sa、sb、sc，三相交流電流為a、b、c，MMC閥側(cè)三相交流電壓為ca、cb、cc，直流電壓值為dc，每相上、下橋臂電流分別為ip、in(=a, b, c)，交流系統(tǒng)等效電感為s，為橋臂電感，為子模塊電容值，tr為換流變壓器漏感，ac、dc分別為交流限流電阻和直流放電電阻，而S1為交流并網(wǎng)開關(guān)，S2和S3分別ac和dc的投入開關(guān)。為每個(gè)橋臂包含的子模塊數(shù)，為每相子模塊的額定投入數(shù)目。
2 啟?？刂撇呗栽O(shè)計(jì)
MMC的停機(jī)控制分為正常停機(jī)和緊急停機(jī)。正常停機(jī)是指因換流站計(jì)劃內(nèi)檢修、系統(tǒng)運(yùn)行方式改變等必須停運(yùn)該回直流線路，需保證換流站基本不帶電；緊急停機(jī)則是指系統(tǒng)發(fā)生嚴(yán)重故障時(shí)將MMC快速退出運(yùn)行，直接將換流站閉鎖，斷開交流側(cè)斷路器即可，本文中的停機(jī)控制均指正常停機(jī)。啟動(dòng)和停機(jī)過程二者的思路分別如下：
(1) 啟動(dòng)控制：閉合DCMMC側(cè)交流側(cè)斷路器，接入限流電阻，直流電壓上升為交流側(cè)線電壓的幅值；解鎖DCMMC，控制系統(tǒng)直流電壓上升為額定值；解鎖NTMMC，閉合NTMMC側(cè)交流側(cè)斷路器，控制系統(tǒng)傳輸?shù)挠泄β屎蜔o功功率至額定值。
(2) 停機(jī)控制：降低系統(tǒng)傳輸?shù)挠泄β屎蜔o功功率為零，閉鎖NTMMC，斷開NTMMC側(cè)交流側(cè)斷路器；控制系統(tǒng)直流電壓降低為交流側(cè)線電壓的幅值，閉鎖DCMMC；斷開DCMMC側(cè)交流側(cè)斷路器，接入直流側(cè)放電電阻，釋放子模塊電容剩余能量。
通過以上對(duì)比發(fā)現(xiàn)，啟動(dòng)過程和停機(jī)過程基本是相反的兩個(gè)過程，均可分為三個(gè)階段，不可控階段，直流電壓可控階段，功率可控階段，每個(gè)階段二者也是相反的過程。下面分別對(duì)兩類換流站啟動(dòng)和停機(jī)的三個(gè)階段進(jìn)行介紹，其中下標(biāo)“1”和“2”分別代表DCMMC側(cè)和NTMMC側(cè)的量。
2.1 啟動(dòng)控制
2.1.1 不可控階段
不可控階段中所有子模塊均為閉鎖狀態(tài)，閉合DCMMC交流側(cè)斷路器S11，斷開NTMMC側(cè)交流斷路器S12，斷開S2投入交流側(cè)限流電阻ac，將直流電壓從零提升至交流線電壓的幅值。不可控充電完成后，直流電壓達(dá)到交流線電壓的幅值l1，其中，DCMMC子模塊電容電壓為l1/1，NTMMC子模塊電容電壓為l1/22。
圖2 交流不可控充電等效電路
圖2所示為DCMMC交流不可控充電等效電路，上橋臂參考方向?yàn)閺牡絘、b、c，下橋臂參考方向?yàn)閺腶、b、c到。交流不可控預(yù)充電以橋臂為單位，當(dāng)一個(gè)橋臂子模塊全部切除時(shí)，橋臂等效為橋臂電感1；當(dāng)一個(gè)橋臂子模塊全部處于充電狀態(tài)時(shí)，橋臂等效為電感1和電容串聯(lián)1/1。由于DCMMC不可控階段為NTMMC充電，、點(diǎn)之間并入NTMMC等效支路，流過電流為0，參考方向?yàn)閺牡健Ｒ詓a>sb>sc為例，根據(jù)KVL定律對(duì)圖5電路列寫方程可得：
(2)
根據(jù)KCL定律可得橋臂電流之間的關(guān)系：
結(jié)合式(1)~式(3)可以得
(4)
為電流0和1a的比值。限流電阻ac的選取原則之一是充電電流最大值不能超過系統(tǒng)允許的最大值max，即
(6)
2.1.2 直流電壓控制階段
直流電壓控制階段，DCMMC解鎖，控制直流電壓按斜率=1線性增加，與此同時(shí)，NTMMC每相閉鎖的子模塊數(shù)()按斜率=1減少，則
(8)
(9)
式中：dc1()為時(shí)刻系統(tǒng)直流電壓；dcN為額定直流電壓。
當(dāng)直流電壓為額定值時(shí)閉鎖2個(gè)子模塊，其余子模塊處于切除狀態(tài)，穩(wěn)定后子模塊電容電壓為dcN/2。則()為
其中dc2()為任意時(shí)刻MMC側(cè)直流電壓值。如圖3所示為MMC每相投入的子模塊數(shù)()與直流電壓dc2()之間的關(guān)系。
圖3 MMC閉鎖子模塊數(shù)與直流電壓關(guān)系
Fig. 3 Relationship between number of blocking sub-modules and DC voltage for MMC
定義直流電壓每次的跌落值百分?jǐn)?shù)Δ%為
dc2(1)、(1)分別為上一次直流電壓跌落1時(shí)刻直流電壓值和每相投入的子模塊數(shù)。dc2(2)、(2)時(shí)刻為下一次直流電壓跌落2時(shí)刻的直流電壓值和每相投入的子模塊數(shù)。由式子(11)可知，直流電壓跌落百分?jǐn)?shù)只與跌落時(shí)刻的每相投入的子模塊數(shù)有關(guān)，其最大值為1/(2+1)。
DCMMC在直流電壓控制階段從交流側(cè)吸收的有功功率為
DCMMC運(yùn)行在單位功率因素時(shí)，
sd為三相電流在同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系中的d軸分量，相電壓幅值，所以
2.1.3 功率控制階段
當(dāng)直流電壓上升為額定值時(shí)，解鎖NTMMC，閉合交流斷路器S12。若NTMMC連接無源系統(tǒng)，則采用定交流電壓控制器，直接合閘交流斷路器S12，逐步增加負(fù)荷至額定值。若為有源系統(tǒng)，則采用定有功功率和定無功功率控制方式，以檢同期方式閉合S12，逐步增加系統(tǒng)傳輸?shù)挠泄β屎蜔o功功率至額定值。
2.2 停機(jī)控制
2.2.1 功率控制階段
功率控制階段中，若NTMMC連接無源系統(tǒng)，逐步減少負(fù)荷至零，閉鎖NTMMC，斷開交流斷路器S12。若NTMMC連接有源系統(tǒng)，首先逐步降低傳輸?shù)挠泄β屎蜔o功功率為零，再閉鎖NTMMC，斷開交流斷路器S12。
2.2.2 直流電壓控制階段
直流電壓控制階段中，DCMMC控制系統(tǒng)直流電壓按斜率=2=-1從額定值降低為交流線電壓幅值，與此同時(shí)，NTMMC每相投入的子模塊數(shù)按斜率=2=-1線性增多，直至每相所有子模塊全部投入，然后閉鎖DCMMC。
根據(jù)文獻(xiàn)[4]定義反饋至電網(wǎng)的能量和反饋前能量的比值為能量反饋比，可以計(jì)算得到DCMMC和NTMMC的1和2分別為
(15)
2.2.3 不可控階段
不可控階段，斷開交流斷路器S11，閉合S31投入直流側(cè)放電電阻dc1，閉合S32投入直流側(cè)放電電阻dc2，將直流電壓從交流線電壓的幅值l1降低至min=75V[4]。為了加快子模塊電容放電過程，停機(jī)過程可以分為兩步，第一步三相依次投入一個(gè)子模塊，其余子模塊處于切除狀態(tài)，直至子模塊電容電壓放電至滿足要求，見式子(16)(17)。第二步三相子模塊以橋臂為單位依次投入，其余子模塊全部處于切除狀態(tài)，直至子模塊電容電壓達(dá)到安全閾值min。其中
(17)
st1、st2分別表示DCMMC和NTMMC進(jìn)入耗能第二階段的電容電壓值，保證第二步起始時(shí)刻時(shí)每個(gè)橋臂電容電壓之和等于第一步起始時(shí)刻每個(gè)子模塊電容電壓值，以方便分析和計(jì)算。
圖4 等效放電電路
放電電阻的選擇需要綜合考慮放電時(shí)間及IGBT的最大電流通量要求。以DCMMC不可控停機(jī)階段為例，近似忽略1影響[11]，其不可控階段的等效放電電路可化為一階RC電路，如圖4所示。則
(20)
整個(gè)不可控停機(jī)階段最大電流值約為
可見放電電阻越大，最大電流就越小，放電時(shí)間越長(zhǎng)，因此放電電阻的選擇應(yīng)該依據(jù)式(18)~式(20)，在保證最大電流值不超過IGBT限值情況下，使得放電時(shí)間盡可能合理。
2.3 啟停控制流程
綜上所述，模塊化多電平換流器啟?？刂屏鞒倘鐖D6所示。其中開關(guān)“1”和“0”分別代表開和關(guān)。DblkNT和Dblkdc分別代表NTMMC和DCMMC的解鎖信號(hào)，“1”和“0”分別代表相應(yīng)換流站的解鎖和閉鎖。
3 MMC-HVDC啟?？刂品抡?/h2>
為了驗(yàn)證上述啟?？刂撇呗缘挠行?，搭建了如圖5所示的MMC-HVDC系統(tǒng)模型。
圖5 兩端MMC-HVDC系統(tǒng)結(jié)構(gòu)
3.1 兩端有源網(wǎng)絡(luò)啟停控制仿真
兩端有源網(wǎng)絡(luò)的主要參數(shù)設(shè)置如表2所示。
表2 兩端有源網(wǎng)絡(luò)仿真參數(shù)
3.1.1 啟動(dòng)控制
如圖7所示為兩端有源網(wǎng)絡(luò)的MMC-HVDC系統(tǒng)啟動(dòng)仿真波形。=0~0.3s屬于不可控階段，=0.3~ 1.5 s屬于直流電壓可控階段，=1.5~2.5s屬于功率可控階段。
=0~0.3 s屬于不可控階段完成后，直流電壓值約為交流線電壓的幅值14.8kV，同時(shí)修正后的電阻參數(shù)相比修正前能更好地抑制不可控階段的最大電流。=0.3 s，切除限流電阻，解鎖DCMMC，對(duì)交流測(cè)有一定的沖擊電流，正是這一電流使得直流電壓可以繼續(xù)上升至額定值。=0.3~1.5 s屬于直流電壓可控階段，NTMMC每相閉鎖的子模塊數(shù)逐漸減少至額定模塊數(shù)，直流電壓線性上升為額定值，此過程中的最大理論電壓跌落值為5%，實(shí)際最大跌落值約為4.8%，理論與實(shí)際基本符合，相比傳統(tǒng)方法接近50%的直流電壓跌落有了很大的改善。=1.5~2.5 s屬于功率可控階段，直流電流逐漸上升為額定值0.5kA，有功功率即變?yōu)轭~定值。
圖6 啟?？刂屏鞒虉D
3.1.2 停機(jī)控制
如圖8所示為兩端有源網(wǎng)絡(luò)的MMC-HVDC停機(jī)仿真波形。=5~6 s屬于功率可控階段，=6~7.2 s屬于直流電壓可控階段，=7.2 s后屬于不可控階段。
=5~6 s屬功率可控階段，有功功率以12 MW/s速率下降至零。=6s，閉鎖NTMMC，斷開交流側(cè)開關(guān)S12。=6~7.2 s屬直流電壓可控階段，直流電壓以7.5 kV/s逐漸降至交流線電壓幅值，NTMMC反饋能量至DCMMC側(cè)交流系統(tǒng)，NTMMC能量反饋比為86.5%，而傳統(tǒng)方法能量反饋比只有45.8%。=7.2 s閉鎖DCMMC，斷開交流側(cè)開關(guān)S11，隨后每個(gè)子模塊輪流通過放電電阻進(jìn)行放電至安全值0.075 V以下，由于兩側(cè)交流斷路器均已斷開，此時(shí)交流側(cè)傳輸有功功率為0。
圖8 兩端有源網(wǎng)絡(luò)停機(jī)控制仿真結(jié)果
3.2 一端無源網(wǎng)絡(luò)啟?？刂品抡?/p>
鑒于本文啟?？刂撇呗詰?yīng)用于一端MMC應(yīng)用于無源網(wǎng)絡(luò)和兩端有源網(wǎng)絡(luò)時(shí)，若系統(tǒng)參數(shù)設(shè)置相同，除無源網(wǎng)絡(luò)負(fù)荷不能連續(xù)線性變化，只能做離散增加或者減少外，其他仿真結(jié)果基本相同，驗(yàn)證了提出的啟停控制策略在無源網(wǎng)絡(luò)應(yīng)用中的有效性，在此不再贅述。
4 結(jié)論
系統(tǒng)提出了模塊化多電平換流器型直流輸電系統(tǒng)(MMC-HVDC)的啟停控制策略，可應(yīng)用于MMC連接有源或者無源網(wǎng)絡(luò)場(chǎng)合。MMC-HVDC的啟動(dòng)和停機(jī)控制是兩個(gè)相反的過程，本文將啟動(dòng)控制策略和停機(jī)控制策略均分為不可控、直流電壓可控和功率可控三個(gè)階段。
(1) 在不可控階段，修正了啟動(dòng)過程的限流電阻參數(shù)，提出了停機(jī)過程的放電電阻選取原則。仿真證明修正后的限流電阻參數(shù)可以更好抑制不可控階段的最大充電電流。
(2) 在直流電壓控制階段，采用子模塊電容電壓、投切數(shù)與直流電壓協(xié)調(diào)控制方法，計(jì)算出啟動(dòng)時(shí)的直流電壓跌落值和停機(jī)時(shí)的能量反饋比。仿真結(jié)果說明采用此協(xié)調(diào)控制方法在啟動(dòng)時(shí)直流電壓跌落小，停機(jī)時(shí)反饋能量比高。
(3) 在功率控制階段，根據(jù)MMC應(yīng)用于有源和無源網(wǎng)絡(luò)控制策略的不同，提出的相應(yīng)策略均可以正常良好地工作。
[1] 楊煜, 孫大衛(wèi), 謝小榮. 模塊化多電平換流器型柔性直流系統(tǒng)的等效仿真方法比較[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2015, 43(12): 43-48.
YANG Yu, SUN Dawei, XIE Xiaorong. Comparative study on the accelerated models of MMC-based VSC- HVDC systems[J]. Power System Protection and Control, 2015, 43(12): 43-48.
[2] 蔣冠前, 李志勇, 楊慧霞, 等. 柔性直流輸電系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)研究綜述[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2015, 43(15): 145-153.
JIANG Guanqian, LI Zhiyong, YANG Huixia, et al.Research review on topological structure of flexible HVDC system[J]. Power System Protection and Control, 2015, 43(15): 145-153.
[3] 徐政. 柔性直流輸電系統(tǒng)[M]. 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 1996: 22-24.
[4] 周月賓. 模塊化多電平換流器型直流輸電系統(tǒng)的啟?？刂芠J]. 電網(wǎng)技術(shù), 2012, 36(3): 204-209.
ZHOU Yuebin. Start/stop control of modular multilevel converter based HVDC transmission system[J]. Power System Technology, 2012, 36(3): 204-209.
[5] 孔明. 模塊化多電平式柔性直流輸電換流器的預(yù)充電控制策略[J]. 電網(wǎng)技術(shù), 2011, 35(11): 67-73.
KONG Ming. Pre-charging control strategies of modular multilevel converter for VSC-HVDC[J]. Power System Technology, 2011, 35(11): 67-73.
[6] 裘鵬. 一種新的柔性直流輸電系統(tǒng)遠(yuǎn)端啟動(dòng)策略[J]. 電力系統(tǒng)自動(dòng)化, 2015, 39(2): 100-105.
QIU Peng. A new remote start-up strategy for DC transmission system[J]. Automation of Electric Power Systems, 2015, 39(2): 100-105.
[7] 馮明, 李興源, 李寬, 等. 多端柔性直流輸電系統(tǒng)啟動(dòng)控制及其仿真[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2013, 41(14): 60-65.
FENG Ming, LI Xingyuan, LI Kuan, et al. Control and simulation of VSC-MTDC start-up procedure[J]. Power System Protection and Control, 2013, 41(14): 60-65.
[8] 唐庚. LCC-MMC 混合高壓直流輸電系統(tǒng)[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2013, 28(10): 302-310.
TANG Geng. A LCC-MMC hybrid HVDC transmission system[J]. Transaction of China Electrotechnical Society, 2013, 28(10): 302-310.
[9] 薛英林, 徐政. 基于箝位雙子模塊的 MMC-HVDC 起動(dòng)控制策略[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2013, 41(11): 1-7.
XUE Yinglin, XU Zheng. Start control for the MMC- HVDC system based on clamp double submodule[J]. Power System Protection and Control, 2013, 41(11): 1-7.
[10] 李歡, 田新成, 張建坡, 等. 模塊化多電平換流器改進(jìn)型子模塊拓?fù)浞抡嫜芯縖J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2016, 44(2): 95-101.
LI Huan, TIAN Xincheng, ZHANG Jianpo, et al. Simulating research of improved topologies of modular multilevel converter[J]. Power System Protection and Control, 2016, 44(2): 95-101.
[11] 宋平崗, 李云豐, 王立娜, 等. MMC-HVDC向無源網(wǎng)絡(luò)供電的停機(jī)策略[J]. 電網(wǎng)技術(shù), 2013, 37(11): 3247-3252.
SONG Pinggang, LI Yunfeng, WANG Lina, et al. Capacitor coordinating pre-charging control strategy of MMC-HVDC[J]. Power System Technology 2013, 37(11): 3247-3252.
(編輯 張愛琴)
Start/shutdown control strategy of modular multilevel converter
YANG Xiaonan1, CHEN Hongkun1, SHI Jing1, HU Wenyan1, WANG Zhicheng1, LIU Jia1, LUO Hui2
(1. School of Electrical Engineering, Wuhan University, Wuhan 430072, China; 2. Wuhan Electric Power Technical College, Wuhan 430011, China)
To start/shutdown modular multilevel converter smoothly and quickly, the start/shutdown control strategies applied to MMC connecting active or passive network are proposed. Every strategy can be divided into two stages: uncontrollable and controllable stage. And the controllable stage can be further divided into DC voltage and power control stage. In the uncontrollable stage, the limiting resistance is modified, and the selection principle of the discharge resistance is presented. In the DC voltagecontrol stage, the coordination control between the sub-module capacitor voltage, switching number and DC voltage are adopted. And DC voltage drop value of start strategy and energy feedback ratio of shutdown strategy are calculated. In the power control stage, the corresponding strategy is proposed aiming at MMC connecting active and passive network. Finally, the effectiveness and correctness of the proposed start/shutdown control strategy are verified based on PSCAD/EMTDC simulation model.
modular multilevel converter; start control; shutdown control; uncontrollable stage; controllable stage
10.7667/PSPC151131
2015-07-02；
2015-10-20
楊曉楠(1991-)，男，通信作者，碩士研究生，研究方向柔性直流輸電；E-mail:944468831@qq.com 陳紅坤(1967-)，男，博士，教授，研究方向電力系統(tǒng)運(yùn)行與控制技術(shù)；E-mail: chkinsz@163.com
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楊曉楠，陳紅坤，石 晶，胡文燕，王志成，劉 佳，羅 輝
?
模塊化多電平換流器啟停控制策略
楊曉楠1，陳紅坤1，石 晶1，胡文燕1，王志成1，劉 佳1，羅 輝2
(1.武漢大學(xué)電氣工程學(xué)院，湖北 武漢 430072；2.國(guó)網(wǎng)湖北省電力公司技術(shù)培訓(xùn)中心，湖北 武漢 430011)
為了平穩(wěn)快速地啟停模塊化多電平換流器(Modular Multilevel Converter MMC)，提出了可應(yīng)用于有源或無源網(wǎng)絡(luò)的MMC啟?？刂撇呗浴?dòng)控制策略和停機(jī)控制策略均可分為不可控和可控兩個(gè)階段，其中可控階段可進(jìn)一步分為直流電壓可控和功率可控階段。在不可控階段，修正了啟動(dòng)過程的限流電阻參數(shù)，提出了停機(jī)過程的放電電阻選取原則。在直流電壓可控階段，采用子模塊電容電壓、投切數(shù)與直流電壓協(xié)調(diào)控制方法，計(jì)算出啟動(dòng)時(shí)的直流電壓跌落值和停機(jī)時(shí)的能量反饋比。在功率可控階段，根據(jù)MMC應(yīng)用于有源和無源網(wǎng)絡(luò)控制策略的不同，提出了相應(yīng)的策略。最后基于PSCAD/EMTDC搭建仿真模型，驗(yàn)證了所提啟?？刂撇呗缘挠行院驼_性。
模塊化多電平換流器；啟動(dòng)控制；停機(jī)控制；不可控階段；可控階段
0 引言
模塊化多電平換流器相比傳統(tǒng)的兩電平和三電平電壓源換流器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)具有很多的優(yōu)勢(shì)，其采用子模塊級(jí)聯(lián)的方式，有利于電壓等級(jí)的提高和輸送功率的提升，使得電壓源換流器擴(kuò)展性好，工程周期短，輸出電壓波形質(zhì)量高，運(yùn)行損耗低，應(yīng)用范圍廣，具有廣闊的發(fā)展前景[1-2]。
啟動(dòng)控制是MMC正常工作運(yùn)行的前提和基礎(chǔ)，也是近來的一個(gè)研究熱點(diǎn)。根據(jù)MMC子模塊電容由近端還是遠(yuǎn)端交流系統(tǒng)啟動(dòng)，現(xiàn)有的啟動(dòng)控制可以分為近端啟動(dòng)和遠(yuǎn)端啟動(dòng)兩種。文獻(xiàn)[3-4]采用了近端啟動(dòng)控制方式，文獻(xiàn)[3]控制子模塊電容電壓逐個(gè)充電到額定值，該方法控制復(fù)雜，充電時(shí)間較長(zhǎng)，且子模塊電容電壓為0時(shí)，IGBT驅(qū)動(dòng)電路無法正常工作。文獻(xiàn)[4]采用了兩階段近端啟動(dòng)控制方法，只適合于兩端有源的場(chǎng)合，不能應(yīng)用于無源和黑啟動(dòng)場(chǎng)合。文獻(xiàn)[5-7]均給出了可以應(yīng)用于無源或者黑啟動(dòng)場(chǎng)合的遠(yuǎn)端啟動(dòng)控制方式。其中，文獻(xiàn)[5]選擇直流電壓建立初期解鎖無源換流站，以減小解鎖瞬間的電壓跌落和電流沖擊，但解鎖時(shí)刻的固定限制了其應(yīng)用范圍。文獻(xiàn)[6]采用有序解鎖方式的方式，但是其控制效果受步長(zhǎng)的影響較大。文獻(xiàn)[7]提出的多端MMC啟動(dòng)控制有一定借鑒作用，但并沒有詳細(xì)討論子模塊電容充電的動(dòng)態(tài)過程。文獻(xiàn)[8-10]分別提出了LCC-MMC啟動(dòng)控制、基于箝位雙子模塊MMC啟動(dòng)控制策略以及一種改進(jìn)子模塊拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的啟動(dòng)控制，但均不適用于基于半橋型子模塊的MMC場(chǎng)合。
同時(shí)，由于器件使用壽命有限，為最大長(zhǎng)度延長(zhǎng)換流站的使用壽命需要定期對(duì)其進(jìn)行維護(hù)和檢修，因此停機(jī)策略也是系統(tǒng)工作所必需的。關(guān)于MMC-HVDC停機(jī)控制的研究比較少，文獻(xiàn)[3]提出了一種停機(jī)策略，分為能饋和能耗兩個(gè)階段，其中能饋階段還有進(jìn)一步向交流系統(tǒng)饋能的潛力。文獻(xiàn)[11]只是提出了向無源網(wǎng)絡(luò)供電的停機(jī)策略，沒有提及應(yīng)用于有源網(wǎng)絡(luò)的停機(jī)策略。
本文根據(jù)MMC啟動(dòng)和停機(jī)一定程度上的可逆性，將二者均分為不可控階段，直流電壓可控階段，功率可控階段。在不可控階段修正了啟動(dòng)過程的限流電阻參數(shù)，提出了停機(jī)過程的放電電阻選取原則。在直流電壓可控階段，提出了子模塊電容電壓、投切數(shù)與直流電壓協(xié)調(diào)控制方法，計(jì)算出啟動(dòng)時(shí)的直流電壓跌落值和停機(jī)時(shí)的能量反饋比。在功率可控階段，根據(jù)MMC應(yīng)用于有源網(wǎng)絡(luò)和無源網(wǎng)絡(luò)控制策略的不同，提出了相應(yīng)的策略。最后基于PSCAD/EMTDC驗(yàn)證了所提出啟?？刂撇呗缘恼_性和有效性。
1 MMC基本原理
MMC的主電路拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1所示。柔性直流輸電系統(tǒng)中MMC按照控制方式的不同可以分為兩類，直流電壓控制MMC(DCMMC)和非直流電壓控制(交流電壓控制、有功功率控制等)MMC(NTMMC)。MMC均由三相六橋臂構(gòu)成，每個(gè)橋臂包含級(jí)聯(lián)的半橋子模塊、橋臂電抗器和電阻。每個(gè)半橋子模塊具有三種工作狀態(tài)：投入、切除與閉鎖，如表1所示。
表1 MMC子模塊的工作狀態(tài)
網(wǎng)側(cè)三相交流電壓為sa、sb、sc，三相交流電流為a、b、c，MMC閥側(cè)三相交流電壓為ca、cb、cc，直流電壓值為dc，每相上、下橋臂電流分別為ip、in(=a, b, c)，交流系統(tǒng)等效電感為s，為橋臂電感，為子模塊電容值，tr為換流變壓器漏感，ac、dc分別為交流限流電阻和直流放電電阻，而S1為交流并網(wǎng)開關(guān)，S2和S3分別ac和dc的投入開關(guān)。為每個(gè)橋臂包含的子模塊數(shù)，為每相子模塊的額定投入數(shù)目。
2 啟?？刂撇呗栽O(shè)計(jì)
MMC的停機(jī)控制分為正常停機(jī)和緊急停機(jī)。正常停機(jī)是指因換流站計(jì)劃內(nèi)檢修、系統(tǒng)運(yùn)行方式改變等必須停運(yùn)該回直流線路，需保證換流站基本不帶電；緊急停機(jī)則是指系統(tǒng)發(fā)生嚴(yán)重故障時(shí)將MMC快速退出運(yùn)行，直接將換流站閉鎖，斷開交流側(cè)斷路器即可，本文中的停機(jī)控制均指正常停機(jī)。啟動(dòng)和停機(jī)過程二者的思路分別如下：
(1) 啟動(dòng)控制：閉合DCMMC側(cè)交流側(cè)斷路器，接入限流電阻，直流電壓上升為交流側(cè)線電壓的幅值；解鎖DCMMC，控制系統(tǒng)直流電壓上升為額定值；解鎖NTMMC，閉合NTMMC側(cè)交流側(cè)斷路器，控制系統(tǒng)傳輸?shù)挠泄β屎蜔o功功率至額定值。
(2) 停機(jī)控制：降低系統(tǒng)傳輸?shù)挠泄β屎蜔o功功率為零，閉鎖NTMMC，斷開NTMMC側(cè)交流側(cè)斷路器；控制系統(tǒng)直流電壓降低為交流側(cè)線電壓的幅值，閉鎖DCMMC；斷開DCMMC側(cè)交流側(cè)斷路器，接入直流側(cè)放電電阻，釋放子模塊電容剩余能量。
通過以上對(duì)比發(fā)現(xiàn)，啟動(dòng)過程和停機(jī)過程基本是相反的兩個(gè)過程，均可分為三個(gè)階段，不可控階段，直流電壓可控階段，功率可控階段，每個(gè)階段二者也是相反的過程。下面分別對(duì)兩類換流站啟動(dòng)和停機(jī)的三個(gè)階段進(jìn)行介紹，其中下標(biāo)“1”和“2”分別代表DCMMC側(cè)和NTMMC側(cè)的量。
2.1 啟動(dòng)控制
2.1.1 不可控階段
不可控階段中所有子模塊均為閉鎖狀態(tài)，閉合DCMMC交流側(cè)斷路器S11，斷開NTMMC側(cè)交流斷路器S12，斷開S2投入交流側(cè)限流電阻ac，將直流電壓從零提升至交流線電壓的幅值。不可控充電完成后，直流電壓達(dá)到交流線電壓的幅值l1，其中，DCMMC子模塊電容電壓為l1/1，NTMMC子模塊電容電壓為l1/22。
圖2 交流不可控充電等效電路
圖2所示為DCMMC交流不可控充電等效電路，上橋臂參考方向?yàn)閺牡絘、b、c，下橋臂參考方向?yàn)閺腶、b、c到。交流不可控預(yù)充電以橋臂為單位，當(dāng)一個(gè)橋臂子模塊全部切除時(shí)，橋臂等效為橋臂電感1；當(dāng)一個(gè)橋臂子模塊全部處于充電狀態(tài)時(shí)，橋臂等效為電感1和電容串聯(lián)1/1。由于DCMMC不可控階段為NTMMC充電，、點(diǎn)之間并入NTMMC等效支路，流過電流為0，參考方向?yàn)閺牡健Ｒ詓a>sb>sc為例，根據(jù)KVL定律對(duì)圖5電路列寫方程可得：
(2)
根據(jù)KCL定律可得橋臂電流之間的關(guān)系：
結(jié)合式(1)~式(3)可以得
(4)
為電流0和1a的比值。限流電阻ac的選取原則之一是充電電流最大值不能超過系統(tǒng)允許的最大值max，即
(6)
2.1.2 直流電壓控制階段
直流電壓控制階段，DCMMC解鎖，控制直流電壓按斜率=1線性增加，與此同時(shí)，NTMMC每相閉鎖的子模塊數(shù)()按斜率=1減少，則
(8)
(9)
式中：dc1()為時(shí)刻系統(tǒng)直流電壓；dcN為額定直流電壓。
當(dāng)直流電壓為額定值時(shí)閉鎖2個(gè)子模塊，其余子模塊處于切除狀態(tài)，穩(wěn)定后子模塊電容電壓為dcN/2。則()為
其中dc2()為任意時(shí)刻MMC側(cè)直流電壓值。如圖3所示為MMC每相投入的子模塊數(shù)()與直流電壓dc2()之間的關(guān)系。
圖3 MMC閉鎖子模塊數(shù)與直流電壓關(guān)系
Fig. 3 Relationship between number of blocking sub-modules and DC voltage for MMC
定義直流電壓每次的跌落值百分?jǐn)?shù)Δ%為
dc2(1)、(1)分別為上一次直流電壓跌落1時(shí)刻直流電壓值和每相投入的子模塊數(shù)。dc2(2)、(2)時(shí)刻為下一次直流電壓跌落2時(shí)刻的直流電壓值和每相投入的子模塊數(shù)。由式子(11)可知，直流電壓跌落百分?jǐn)?shù)只與跌落時(shí)刻的每相投入的子模塊數(shù)有關(guān)，其最大值為1/(2+1)。
DCMMC在直流電壓控制階段從交流側(cè)吸收的有功功率為
DCMMC運(yùn)行在單位功率因素時(shí)，
sd為三相電流在同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系中的d軸分量，相電壓幅值，所以
2.1.3 功率控制階段
當(dāng)直流電壓上升為額定值時(shí)，解鎖NTMMC，閉合交流斷路器S12。若NTMMC連接無源系統(tǒng)，則采用定交流電壓控制器，直接合閘交流斷路器S12，逐步增加負(fù)荷至額定值。若為有源系統(tǒng)，則采用定有功功率和定無功功率控制方式，以檢同期方式閉合S12，逐步增加系統(tǒng)傳輸?shù)挠泄β屎蜔o功功率至額定值。
2.2 停機(jī)控制
2.2.1 功率控制階段
功率控制階段中，若NTMMC連接無源系統(tǒng)，逐步減少負(fù)荷至零，閉鎖NTMMC，斷開交流斷路器S12。若NTMMC連接有源系統(tǒng)，首先逐步降低傳輸?shù)挠泄β屎蜔o功功率為零，再閉鎖NTMMC，斷開交流斷路器S12。
2.2.2 直流電壓控制階段
直流電壓控制階段中，DCMMC控制系統(tǒng)直流電壓按斜率=2=-1從額定值降低為交流線電壓幅值，與此同時(shí)，NTMMC每相投入的子模塊數(shù)按斜率=2=-1線性增多，直至每相所有子模塊全部投入，然后閉鎖DCMMC。
根據(jù)文獻(xiàn)[4]定義反饋至電網(wǎng)的能量和反饋前能量的比值為能量反饋比，可以計(jì)算得到DCMMC和NTMMC的1和2分別為
(15)
2.2.3 不可控階段
不可控階段，斷開交流斷路器S11，閉合S31投入直流側(cè)放電電阻dc1，閉合S32投入直流側(cè)放電電阻dc2，將直流電壓從交流線電壓的幅值l1降低至min=75V[4]。為了加快子模塊電容放電過程，停機(jī)過程可以分為兩步，第一步三相依次投入一個(gè)子模塊，其余子模塊處于切除狀態(tài)，直至子模塊電容電壓放電至滿足要求，見式子(16)(17)。第二步三相子模塊以橋臂為單位依次投入，其余子模塊全部處于切除狀態(tài)，直至子模塊電容電壓達(dá)到安全閾值min。其中
(17)
st1、st2分別表示DCMMC和NTMMC進(jìn)入耗能第二階段的電容電壓值，保證第二步起始時(shí)刻時(shí)每個(gè)橋臂電容電壓之和等于第一步起始時(shí)刻每個(gè)子模塊電容電壓值，以方便分析和計(jì)算。
圖4 等效放電電路
放電電阻的選擇需要綜合考慮放電時(shí)間及IGBT的最大電流通量要求。以DCMMC不可控停機(jī)階段為例，近似忽略1影響[11]，其不可控階段的等效放電電路可化為一階RC電路，如圖4所示。則
(20)
整個(gè)不可控停機(jī)階段最大電流值約為
可見放電電阻越大，最大電流就越小，放電時(shí)間越長(zhǎng)，因此放電電阻的選擇應(yīng)該依據(jù)式(18)~式(20)，在保證最大電流值不超過IGBT限值情況下，使得放電時(shí)間盡可能合理。
2.3 啟停控制流程
綜上所述，模塊化多電平換流器啟?？刂屏鞒倘鐖D6所示。其中開關(guān)“1”和“0”分別代表開和關(guān)。DblkNT和Dblkdc分別代表NTMMC和DCMMC的解鎖信號(hào)，“1”和“0”分別代表相應(yīng)換流站的解鎖和閉鎖。
3 MMC-HVDC啟?？刂品抡?/h2>
為了驗(yàn)證上述啟?？刂撇呗缘挠行?，搭建了如圖5所示的MMC-HVDC系統(tǒng)模型。
圖5 兩端MMC-HVDC系統(tǒng)結(jié)構(gòu)
3.1 兩端有源網(wǎng)絡(luò)啟停控制仿真
兩端有源網(wǎng)絡(luò)的主要參數(shù)設(shè)置如表2所示。
表2 兩端有源網(wǎng)絡(luò)仿真參數(shù)
3.1.1 啟動(dòng)控制
如圖7所示為兩端有源網(wǎng)絡(luò)的MMC-HVDC系統(tǒng)啟動(dòng)仿真波形。=0~0.3s屬于不可控階段，=0.3~ 1.5 s屬于直流電壓可控階段，=1.5~2.5s屬于功率可控階段。
=0~0.3 s屬于不可控階段完成后，直流電壓值約為交流線電壓的幅值14.8kV，同時(shí)修正后的電阻參數(shù)相比修正前能更好地抑制不可控階段的最大電流。=0.3 s，切除限流電阻，解鎖DCMMC，對(duì)交流測(cè)有一定的沖擊電流，正是這一電流使得直流電壓可以繼續(xù)上升至額定值。=0.3~1.5 s屬于直流電壓可控階段，NTMMC每相閉鎖的子模塊數(shù)逐漸減少至額定模塊數(shù)，直流電壓線性上升為額定值，此過程中的最大理論電壓跌落值為5%，實(shí)際最大跌落值約為4.8%，理論與實(shí)際基本符合，相比傳統(tǒng)方法接近50%的直流電壓跌落有了很大的改善。=1.5~2.5 s屬于功率可控階段，直流電流逐漸上升為額定值0.5kA，有功功率即變?yōu)轭~定值。
圖6 啟?？刂屏鞒虉D
3.1.2 停機(jī)控制
如圖8所示為兩端有源網(wǎng)絡(luò)的MMC-HVDC停機(jī)仿真波形。=5~6 s屬于功率可控階段，=6~7.2 s屬于直流電壓可控階段，=7.2 s后屬于不可控階段。
=5~6 s屬功率可控階段，有功功率以12 MW/s速率下降至零。=6s，閉鎖NTMMC，斷開交流側(cè)開關(guān)S12。=6~7.2 s屬直流電壓可控階段，直流電壓以7.5 kV/s逐漸降至交流線電壓幅值，NTMMC反饋能量至DCMMC側(cè)交流系統(tǒng)，NTMMC能量反饋比為86.5%，而傳統(tǒng)方法能量反饋比只有45.8%。=7.2 s閉鎖DCMMC，斷開交流側(cè)開關(guān)S11，隨后每個(gè)子模塊輪流通過放電電阻進(jìn)行放電至安全值0.075 V以下，由于兩側(cè)交流斷路器均已斷開，此時(shí)交流側(cè)傳輸有功功率為0。
圖8 兩端有源網(wǎng)絡(luò)停機(jī)控制仿真結(jié)果
3.2 一端無源網(wǎng)絡(luò)啟?？刂品抡?/p>
鑒于本文啟?？刂撇呗詰?yīng)用于一端MMC應(yīng)用于無源網(wǎng)絡(luò)和兩端有源網(wǎng)絡(luò)時(shí)，若系統(tǒng)參數(shù)設(shè)置相同，除無源網(wǎng)絡(luò)負(fù)荷不能連續(xù)線性變化，只能做離散增加或者減少外，其他仿真結(jié)果基本相同，驗(yàn)證了提出的啟停控制策略在無源網(wǎng)絡(luò)應(yīng)用中的有效性，在此不再贅述。
4 結(jié)論
系統(tǒng)提出了模塊化多電平換流器型直流輸電系統(tǒng)(MMC-HVDC)的啟停控制策略，可應(yīng)用于MMC連接有源或者無源網(wǎng)絡(luò)場(chǎng)合。MMC-HVDC的啟動(dòng)和停機(jī)控制是兩個(gè)相反的過程，本文將啟動(dòng)控制策略和停機(jī)控制策略均分為不可控、直流電壓可控和功率可控三個(gè)階段。
(1) 在不可控階段，修正了啟動(dòng)過程的限流電阻參數(shù)，提出了停機(jī)過程的放電電阻選取原則。仿真證明修正后的限流電阻參數(shù)可以更好抑制不可控階段的最大充電電流。
(2) 在直流電壓控制階段，采用子模塊電容電壓、投切數(shù)與直流電壓協(xié)調(diào)控制方法，計(jì)算出啟動(dòng)時(shí)的直流電壓跌落值和停機(jī)時(shí)的能量反饋比。仿真結(jié)果說明采用此協(xié)調(diào)控制方法在啟動(dòng)時(shí)直流電壓跌落小，停機(jī)時(shí)反饋能量比高。
(3) 在功率控制階段，根據(jù)MMC應(yīng)用于有源和無源網(wǎng)絡(luò)控制策略的不同，提出的相應(yīng)策略均可以正常良好地工作。
[1] 楊煜, 孫大衛(wèi), 謝小榮. 模塊化多電平換流器型柔性直流系統(tǒng)的等效仿真方法比較[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2015, 43(12): 43-48.
YANG Yu, SUN Dawei, XIE Xiaorong. Comparative study on the accelerated models of MMC-based VSC- HVDC systems[J]. Power System Protection and Control, 2015, 43(12): 43-48.
[2] 蔣冠前, 李志勇, 楊慧霞, 等. 柔性直流輸電系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)研究綜述[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2015, 43(15): 145-153.
JIANG Guanqian, LI Zhiyong, YANG Huixia, et al.Research review on topological structure of flexible HVDC system[J]. Power System Protection and Control, 2015, 43(15): 145-153.
[3] 徐政. 柔性直流輸電系統(tǒng)[M]. 北京: 機(jī)械工業(yè)出版社, 1996: 22-24.
[4] 周月賓. 模塊化多電平換流器型直流輸電系統(tǒng)的啟?？刂芠J]. 電網(wǎng)技術(shù), 2012, 36(3): 204-209.
ZHOU Yuebin. Start/stop control of modular multilevel converter based HVDC transmission system[J]. Power System Technology, 2012, 36(3): 204-209.
[5] 孔明. 模塊化多電平式柔性直流輸電換流器的預(yù)充電控制策略[J]. 電網(wǎng)技術(shù), 2011, 35(11): 67-73.
KONG Ming. Pre-charging control strategies of modular multilevel converter for VSC-HVDC[J]. Power System Technology, 2011, 35(11): 67-73.
[6] 裘鵬. 一種新的柔性直流輸電系統(tǒng)遠(yuǎn)端啟動(dòng)策略[J]. 電力系統(tǒng)自動(dòng)化, 2015, 39(2): 100-105.
QIU Peng. A new remote start-up strategy for DC transmission system[J]. Automation of Electric Power Systems, 2015, 39(2): 100-105.
[7] 馮明, 李興源, 李寬, 等. 多端柔性直流輸電系統(tǒng)啟動(dòng)控制及其仿真[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2013, 41(14): 60-65.
FENG Ming, LI Xingyuan, LI Kuan, et al. Control and simulation of VSC-MTDC start-up procedure[J]. Power System Protection and Control, 2013, 41(14): 60-65.
[8] 唐庚. LCC-MMC 混合高壓直流輸電系統(tǒng)[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2013, 28(10): 302-310.
TANG Geng. A LCC-MMC hybrid HVDC transmission system[J]. Transaction of China Electrotechnical Society, 2013, 28(10): 302-310.
[9] 薛英林, 徐政. 基于箝位雙子模塊的 MMC-HVDC 起動(dòng)控制策略[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2013, 41(11): 1-7.
XUE Yinglin, XU Zheng. Start control for the MMC- HVDC system based on clamp double submodule[J]. Power System Protection and Control, 2013, 41(11): 1-7.
[10] 李歡, 田新成, 張建坡, 等. 模塊化多電平換流器改進(jìn)型子模塊拓?fù)浞抡嫜芯縖J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2016, 44(2): 95-101.
LI Huan, TIAN Xincheng, ZHANG Jianpo, et al. Simulating research of improved topologies of modular multilevel converter[J]. Power System Protection and Control, 2016, 44(2): 95-101.
[11] 宋平崗, 李云豐, 王立娜, 等. MMC-HVDC向無源網(wǎng)絡(luò)供電的停機(jī)策略[J]. 電網(wǎng)技術(shù), 2013, 37(11): 3247-3252.
SONG Pinggang, LI Yunfeng, WANG Lina, et al. Capacitor coordinating pre-charging control strategy of MMC-HVDC[J]. Power System Technology 2013, 37(11): 3247-3252.
(編輯 張愛琴)
Start/shutdown control strategy of modular multilevel converter
YANG Xiaonan1, CHEN Hongkun1, SHI Jing1, HU Wenyan1, WANG Zhicheng1, LIU Jia1, LUO Hui2
(1. School of Electrical Engineering, Wuhan University, Wuhan 430072, China; 2. Wuhan Electric Power Technical College, Wuhan 430011, China)
To start/shutdown modular multilevel converter smoothly and quickly, the start/shutdown control strategies applied to MMC connecting active or passive network are proposed. Every strategy can be divided into two stages: uncontrollable and controllable stage. And the controllable stage can be further divided into DC voltage and power control stage. In the uncontrollable stage, the limiting resistance is modified, and the selection principle of the discharge resistance is presented. In the DC voltagecontrol stage, the coordination control between the sub-module capacitor voltage, switching number and DC voltage are adopted. And DC voltage drop value of start strategy and energy feedback ratio of shutdown strategy are calculated. In the power control stage, the corresponding strategy is proposed aiming at MMC connecting active and passive network. Finally, the effectiveness and correctness of the proposed start/shutdown control strategy are verified based on PSCAD/EMTDC simulation model.
modular multilevel converter; start control; shutdown control; uncontrollable stage; controllable stage
10.7667/PSPC151131
2015-07-02；
2015-10-20
楊曉楠(1991-)，男，通信作者，碩士研究生，研究方向柔性直流輸電；E-mail:944468831@qq.com 陳紅坤(1967-)，男，博士，教授，研究方向電力系統(tǒng)運(yùn)行與控制技術(shù)；E-mail: chkinsz@163.com
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