異步聯(lián)網(wǎng)工程柔性直流測(cè)量異常導(dǎo)致功率反轉(zhuǎn)機(jī)理分析和優(yōu)化策略研究

彭茂蘭

(南方電網(wǎng)超高壓輸電公司檢修試驗(yàn)中心，廣東 廣州 510663)

0 引言

南方電網(wǎng)目前已形成“八交八直”的西電東送主網(wǎng)架輸電格局，“交直流并聯(lián)運(yùn)行、強(qiáng)直弱交、遠(yuǎn)距離大容量輸電、多回直流集中饋入”的主網(wǎng)架結(jié)構(gòu)特征帶來了復(fù)雜的安全、穩(wěn)定問題。為了優(yōu)化電網(wǎng)結(jié)構(gòu)、降低電網(wǎng)大面積停電風(fēng)險(xiǎn)，南方電網(wǎng)將被分解為2～3個(gè)獨(dú)立的同步電網(wǎng)方案，云南電網(wǎng)作為一個(gè)獨(dú)立的送端電網(wǎng)，其區(qū)域電網(wǎng)間采用背靠背直流輸電異步聯(lián)網(wǎng)是一種有效的方式。2013年，南方電網(wǎng)提出了在云南電網(wǎng)外送通道上建設(shè)魯西背靠背直流的異步聯(lián)網(wǎng)方案，國(guó)家能源局《南方電網(wǎng)2013—2020年電網(wǎng)規(guī)劃研究報(bào)告》中也明確了云南電網(wǎng)與南網(wǎng)主網(wǎng)實(shí)施異步聯(lián)網(wǎng)[1-3]。

基于模塊化多電平換流器(MMC)結(jié)構(gòu)[4-6]的高壓直流輸電(MMC-HVDC)技術(shù)，憑借其模塊化、低諧波含量、區(qū)域交流電網(wǎng)異步互聯(lián)等優(yōu)勢(shì)受到廣泛的關(guān)注，具有廣闊的應(yīng)用前景[7-9]，因此云南電網(wǎng)與南網(wǎng)主網(wǎng)直流背靠背異步聯(lián)網(wǎng)方案中采用了MMC-HVDC技術(shù)。該工程遠(yuǎn)期規(guī)模為3 000 MW，采用2×1 000 MW常規(guī)直流和1×1 000 MW柔性直流的組合方案，目前已完成一期工程一個(gè)常規(guī)直流單元和一個(gè)柔性直流單元的投運(yùn)[10-11]。

針對(duì)異步聯(lián)網(wǎng)工程，文獻(xiàn)[12-13]研究了云南電網(wǎng)與南網(wǎng)主網(wǎng)異步互聯(lián)后對(duì)系統(tǒng)可能帶來的風(fēng)險(xiǎn)；文獻(xiàn)[14]對(duì)前期柔性直流背靠背主接線方案和控制保護(hù)設(shè)計(jì)方案進(jìn)行了研究；文獻(xiàn)[15]對(duì)柔性直流各點(diǎn)的過電壓水平進(jìn)行了研究，為關(guān)鍵設(shè)備選型、設(shè)計(jì)、制造和試驗(yàn)提供參考，但目前針對(duì)異步聯(lián)網(wǎng)工程柔性直流控制器的相關(guān)研究相對(duì)較少。

本文通過異步聯(lián)網(wǎng)工程柔性直流輸電系統(tǒng)的PSCAD/EMTDC模型仿真發(fā)現(xiàn)了因直流電壓測(cè)量異常導(dǎo)致功率反轉(zhuǎn)的問題，并在現(xiàn)有異步聯(lián)網(wǎng)工程柔性直流輸電系統(tǒng)控制器結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上對(duì)該問題進(jìn)行了理論分析，得到了發(fā)生功率反轉(zhuǎn)時(shí)測(cè)量偏差系數(shù)的臨界值和功率反轉(zhuǎn)期間直流電壓的真實(shí)值計(jì)算方法，同時(shí)提出了相應(yīng)的優(yōu)化策略可避免因直流電壓測(cè)量異常引起功率反轉(zhuǎn)，最后通過EMTDC模型仿真驗(yàn)證了優(yōu)化策略的有效性和可行性。

1 異步聯(lián)網(wǎng)工程柔性直流輸電系統(tǒng)

1.1 柔性直流輸電系統(tǒng)主回路

異步聯(lián)網(wǎng)工程柔性直流輸電系統(tǒng)主回路如圖1所示，額定直流電壓為350 kV，額定直流電流為1.49 kA， 雙端額定運(yùn)行容量為1 044 MV·A(有功功率為1 000 MW，無功功率為300 Mvar)。換流閥采用MMC結(jié)構(gòu)，云南側(cè)(整流側(cè))每個(gè)橋臂功率模塊數(shù)為335，廣西側(cè)(逆變側(cè))每個(gè)橋臂功率模塊數(shù)為468，橋臂電感為105 mH；聯(lián)接變采用單相雙繞組YNyn0變壓器，容量為3375 MV·A，額定變比為525 kV/375 kV，漏抗為0.14 p.u.，閥側(cè)中性點(diǎn)接地電阻為5 000 Ω。圖1中，UPn1、UPn2分別為整流側(cè)、逆變側(cè)的正極直流電壓；UNn1、UNn2分別為整流側(cè)、逆變側(cè)的負(fù)極直流電壓；idcP1、idcP2分別為整流側(cè)、逆變側(cè)的正極直流電流；idcN1、idcN2分別為整流側(cè)、逆變側(cè)的負(fù)極直流電流；iac1、iac2分別為整流側(cè)、逆變側(cè)的閥側(cè)電流。

圖1 異步聯(lián)網(wǎng)工程柔性直流輸電系統(tǒng)的主回路Fig.1 Main circuit of flexible DC transmission system in asynchronous interconnection project

圖2 異步聯(lián)網(wǎng)工程柔性直流輸電系統(tǒng)控制器結(jié)構(gòu)Fig.2 Controller structure of flexible DC transmission system in asynchronous interconnection project

1.2 柔性直流輸電系統(tǒng)控制器結(jié)構(gòu)

異步聯(lián)網(wǎng)工程柔性直流輸電系統(tǒng)控制器結(jié)構(gòu)如圖2所示，兩端控制器的結(jié)構(gòu)和比例積分(PI)參數(shù)相同，均采用常用的dq軸旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下的直接電流控制方式[16]，包括電流外環(huán)和電流內(nèi)環(huán)控制。電流外環(huán)控制分為有功類外環(huán)控制和無功類外環(huán)控制，分別如圖2(a)、圖2(b)所示，其中，有功類電流外環(huán)控制包括有功功率控制和直流電壓控制2種類型，無功類電流外環(huán)控制包括無功功率控制和網(wǎng)側(cè)交流電壓下垂控制2種類型。圖中，Vdc_ref和Vdc分別為直流電壓的目標(biāo)值與實(shí)測(cè)值；Pref和P分別為有功功率的目標(biāo)值與實(shí)測(cè)值；Idref為d軸電流參考值；Idmax和Idmin分別為d軸電流參考值的上、下限幅值；Qref和Q分別為無功功率的目標(biāo)值與實(shí)測(cè)值；Vs為交流系統(tǒng)電壓實(shí)測(cè)值，根據(jù)交流系統(tǒng)電壓U與q軸實(shí)測(cè)電流值Iq的線性關(guān)系，實(shí)現(xiàn)交流電壓的下垂控制；Iqref為q軸電流參考值；Iqmax和Iqmin分別為q軸電流參考值的上、下限幅值。

圖2(c)為電流內(nèi)環(huán)控制器，圖中isd、isq分別為d軸、q軸電流實(shí)測(cè)值；usd、usq分別為d軸、q軸電壓實(shí)測(cè)值；Vdref、Vqref分別為d軸、q軸電壓參考值；Vdmax、Vdmin分別為d軸電壓參考值的上、下限幅值；Vqmax、Vqmin分別為q軸電壓參考值的上、下限幅值；uref為變換為三相靜止坐標(biāo)系下的換流器電壓參考值。

其中，2種無功類電流控制類型可通過手動(dòng)切換實(shí)現(xiàn)控制模式轉(zhuǎn)換。有功類電流控制在正常運(yùn)行、無交流故障的情況下，整流側(cè)采用定直流電壓控制，逆變側(cè)通過比較定有功功率控制、定直流電壓控制的輸出，取較大者作為輸入電流內(nèi)環(huán)控制的d軸電流參考值，其中有功功率測(cè)量值為本端極間直流電壓和直流電流的乘積。由于逆變側(cè)直流電壓的參考值為630 kV(0.9 p.u.)，正常情況下逆變側(cè)定有功功率控制輸出的d軸電流參考值較大，因此逆變側(cè)有功類控制模式為定有功功率控制。當(dāng)由于交流系統(tǒng)發(fā)生接地故障等原因，導(dǎo)致逆變側(cè)測(cè)量的直流電壓下降至630 kV時(shí)，定直流電壓控制輸出的d軸電流參考值逐漸超過定有功功率控制，此時(shí)逆變側(cè)有功類控制模式切換為直流電壓控制?？刂破鱑dc/Idc外特性曲線如圖3所示，系統(tǒng)額定功率運(yùn)行在點(diǎn)A，整流側(cè)定直流電壓控制將電壓穩(wěn)定在700 kV，逆變側(cè)定有功功率控制將功率穩(wěn)定在設(shè)定的目標(biāo)值。

圖3 控制器Udc/Idc外特性曲線Fig.3 Udc/Idc external characteristic curve of controller

2 直流電壓測(cè)量異常導(dǎo)致功率反轉(zhuǎn)機(jī)理分析

2.1 整流側(cè)單極直流電壓測(cè)量偏高

假設(shè)圖1中整流側(cè)正極直流電壓UPn1測(cè)量偏高，為真實(shí)值乘以偏高系數(shù)k，此時(shí)測(cè)量值UPn1m與真實(shí)值UPn1之間的關(guān)系為：

UPn1m=kUPn1

(1)

由于聯(lián)接變中性點(diǎn)的箝位作用，整流側(cè)正極電壓與逆變側(cè)負(fù)極電壓的絕對(duì)值相等，且在整流側(cè)定直流電壓控制器的作用下，極間電壓穩(wěn)定在700 kV，則有：

(2)

極間直流電壓的真實(shí)值Udc為：

(3)

由式(3)可知，若整流側(cè)一極直流電壓測(cè)量偏高即k>1，則極間直流電壓的真實(shí)值將變小，若下降至630 kV(0.9 p.u.)逆變側(cè)將進(jìn)入定直流電壓控制，此時(shí)整流側(cè)和逆變側(cè)兩端均為定直流電壓控制模式，系統(tǒng)處于不穩(wěn)定的運(yùn)行狀態(tài)，則系數(shù)k的臨界值為k=1 400/630-1≈1.22，即k>1.22時(shí)逆變側(cè)也進(jìn)入定直流電壓控制模式。

在送端和受端均處于定直流電壓控制的情況下，為了繼續(xù)維持系統(tǒng)運(yùn)行，整流側(cè)和逆變側(cè)電流外環(huán)控制輸出的d軸參考值幅值需相等，即：

(4)

其中，Kp1、Ki1和Kp2、Ki2分別為整流側(cè)和逆變側(cè)定直流電壓PI控制器參數(shù)；Udcref1、Udc1m分別為整流側(cè)直流電壓目標(biāo)值(700 kV)、測(cè)量值；Udcref2、Udc2m分別為逆變側(cè)直流電壓目標(biāo)值(630 kV)、測(cè)量值。由于兩端定直流電壓控制的PI控制器參數(shù)相同，因此可得兩端直流電壓目標(biāo)值與測(cè)量值幅值之差ΔUdc相等，且由圖1可知兩端交流電流參考方向相反，則有：

ΔUdc=(k+1)UPn1-700=630-2UPn1

(5)

可解得單極直流電壓真實(shí)值為：

(6)

對(duì)應(yīng)的ΔUdc如式(7)所示，由于k>1.22，則ΔUdc>0，說明整流側(cè)直流電壓測(cè)量值大于700 kV，逆變側(cè)直流電壓測(cè)量值小于630 kV，經(jīng)直流電壓PI控制器不斷累積誤差，電流外環(huán)輸出的d軸電流參考值將發(fā)生極性反轉(zhuǎn)，整流側(cè)由正電流參考值反轉(zhuǎn)為負(fù)，逆變側(cè)由負(fù)電流參考值反轉(zhuǎn)為正，直至達(dá)到電流外環(huán)輸出的限幅值。

(7)

當(dāng)k=1.25時(shí)異步聯(lián)網(wǎng)工程柔性直流輸電系統(tǒng)的EMTDC仿真結(jié)果如圖4所示(圖中廣西側(cè)、云南側(cè)d軸電流參考值均為標(biāo)幺值，后同)，2.5 s時(shí)云南側(cè)正極直流電壓發(fā)生測(cè)量偏高的現(xiàn)象。從圖中可看出，有功功率經(jīng)過約2.5 s的時(shí)間從1 000 MW反轉(zhuǎn)至 -1 000 MW，兩端的d軸電流參考值也隨之反轉(zhuǎn)，其中廣西側(cè)通過有功外環(huán)輸出和直流電壓外環(huán)輸出的比較，在發(fā)生整流側(cè)測(cè)量異常時(shí)選擇了較大的直流電壓外環(huán)輸出作為d軸電流參考值。在功率反轉(zhuǎn)期間，單極直流電壓UPn1、極間直流電壓的真實(shí)值Udc分別為312.9 kV、625.8 kV，與理論計(jì)算值基本相符。

圖4 k=1.25時(shí)的仿真結(jié)果Fig.4 Simulative results when k=1.25

2.2 逆變側(cè)單極直流電壓測(cè)量偏低

同理，當(dāng)逆變側(cè)某一極直流電壓測(cè)量偏低至630 kV時(shí)，將進(jìn)入定直流電壓控制，假設(shè)圖1中逆變側(cè)正極直流電壓UPn2測(cè)量偏低，為真實(shí)值乘以偏低系數(shù)k，此時(shí)極間電壓將穩(wěn)定在630 kV，則極間直流電壓的真實(shí)值Udc為：

(8)

由式(8)可知，若逆變側(cè)直流電壓下降至630 kV(0.9 p.u.)將進(jìn)入定直流電壓控制，則系數(shù)k的臨界值為k=1 260/700-1=0.8，即k<0.8時(shí)逆變側(cè)也進(jìn)入定直流電壓控制模式。

與整流側(cè)直流電壓測(cè)量偏高類似，為了維持系統(tǒng)繼續(xù)運(yùn)行，兩端電流外環(huán)控制輸出的d軸參考值幅值需相等，即直流電壓目標(biāo)值與測(cè)量值之差幅值ΔUdc相等，如式(9)所示。

ΔUdc=2UPn2-700=630-(k+1)UPn2

(9)

對(duì)應(yīng)的ΔUdc見式(10)，由于k<0.8，則ΔUdc>0，說明整流側(cè)直流電壓測(cè)量值大于700 kV，逆變側(cè)直流電壓測(cè)量值小于630 kV，d軸電流參考值將發(fā)生極性反轉(zhuǎn)，直至達(dá)到電流外環(huán)輸出的限幅值。

(10)

k=0.75時(shí)異步聯(lián)網(wǎng)工程柔性直流輸電系統(tǒng)的EMTDC仿真結(jié)果如圖5所示，2.5 s時(shí)廣西側(cè)正極直流電壓發(fā)生測(cè)量偏低。從圖中可看出，有功功率經(jīng)過約1.2 s的時(shí)間從1 000 MW反轉(zhuǎn)至-1 000 MW，兩端的d軸電流參考值也隨之反轉(zhuǎn)，其中廣西側(cè)(逆變側(cè))選擇了較大的直流電壓外環(huán)輸出作為d軸電流參考值。在功率反轉(zhuǎn)期間，單極直流電壓UPn1和極間直流電壓的真實(shí)值Udc分別為354.7 kV、709.3 kV，與理論計(jì)算值基本相符。

圖5 k=0.75時(shí)的仿真結(jié)果Fig.5 Simulative results when k=0.75

3 防止功率反轉(zhuǎn)控制器優(yōu)化策略

直流電壓測(cè)量異常導(dǎo)致功率反轉(zhuǎn)的根本原因是：逆變側(cè)測(cè)量得到的極間直流電壓降低，使其定直流電壓控制的電流外環(huán)發(fā)揮作用，出現(xiàn)兩端均控制直流電壓但目標(biāo)值不一致的情況，最終導(dǎo)致系統(tǒng)傳輸?shù)挠泄β拾l(fā)生反轉(zhuǎn)。

為了防止因直流電壓測(cè)量異常引起的功率反轉(zhuǎn)現(xiàn)象，最直觀的解決方法是禁止逆變側(cè)定直流電壓控制器的輸出，發(fā)揮定有功功率控制器的作用，穩(wěn)定有功功率。若整流側(cè)單極直流電壓測(cè)量偏高，此時(shí)逆變側(cè)采取定有功功率控制，整流側(cè)將采用測(cè)量偏高的值進(jìn)行電壓控制，控制結(jié)果將導(dǎo)致實(shí)際直流電壓偏低，而逆變側(cè)測(cè)量的直流電壓為真實(shí)值，因此在定有功功率控制器的作用下功率將維持穩(wěn)定，但由于實(shí)際直流電壓偏低，將導(dǎo)致直流電流升高，長(zhǎng)時(shí)間運(yùn)行將對(duì)換流閥及直流場(chǎng)設(shè)備造成損壞。若逆變側(cè)單極直流電壓測(cè)量偏低，逆變側(cè)將采用測(cè)量偏低的功率值進(jìn)行有功功率控制，控制結(jié)果將導(dǎo)致實(shí)際傳輸有功功率偏高，超出換流器傳輸功率的范圍將導(dǎo)致系統(tǒng)失穩(wěn)，無法維持穩(wěn)定的直流電壓。因此需對(duì)逆變側(cè)控制器進(jìn)行優(yōu)化，如圖6所示，在未發(fā)生交流系統(tǒng)故障導(dǎo)致直流電壓下降的情況下，逆變側(cè)只有定有功功率控制器起作用，且通過比較整流側(cè)和逆變側(cè)計(jì)算的有功功率，選取較大者作為功率控制器功率測(cè)量值的輸入。

圖6 逆變側(cè)控制器優(yōu)化策略Fig.6 Optimization strategy of inverter-side controller

若整流側(cè)單極直流電壓測(cè)量偏高，則整流側(cè)計(jì)算的有功功率值偏大，將被選擇作為逆變側(cè)功率控制器的輸入，此時(shí)有功功率穩(wěn)定在目標(biāo)值，極間電壓測(cè)量值穩(wěn)定在700 kV，但真實(shí)值為式(3)計(jì)算得到的值，則功率的真實(shí)值為測(cè)量功率Pm的2/(k+1)，如式(11)所示。逆變側(cè)控制器優(yōu)化后的Udc/Idc外特性曲線見圖7，此時(shí)測(cè)量值系統(tǒng)運(yùn)行在點(diǎn)A，但由于直流電壓真實(shí)值偏小，系統(tǒng)實(shí)際運(yùn)行在點(diǎn)B。

(11)

圖7 逆變側(cè)控制器優(yōu)化后Udc/Idc外特性曲線Fig.7 Udc/Idc external characteristic curve of inverter-side controller after optimization

若逆變側(cè)單極直流電壓測(cè)量偏低，則整流側(cè)計(jì)算的有功功率值偏大，仍將被選擇作為逆變側(cè)功率控制器的輸入，此時(shí)整流側(cè)定直流電壓控制器、逆變側(cè)定有功功率控制器均選取了測(cè)量無異常的整流側(cè)測(cè)量值，則極間電壓將穩(wěn)定在700 kV，且有功功率也能穩(wěn)定在目標(biāo)值，即逆變側(cè)的測(cè)量異常對(duì)系統(tǒng)無任何影響，在圖7所示外特性曲線中系統(tǒng)運(yùn)行于點(diǎn)A。

控制器優(yōu)化后k=1.25時(shí)異步聯(lián)網(wǎng)工程柔性直流輸電系統(tǒng)的EMTDC仿真結(jié)果如圖8所示(圖中有功外環(huán)輸出為標(biāo)幺值，后同)，2.5 s時(shí)云南側(cè)正極直流電壓發(fā)生測(cè)量偏高。從圖中可以看出，在云南側(cè)定直流電壓控制器的作用下，云南側(cè)極間直流電壓測(cè)量值穩(wěn)定在700 kV，單極直流電壓測(cè)量值為388.9 kV，真實(shí)值為311.1 kV，與理論計(jì)算值基本相符。廣西側(cè)定有功功率控制采用的是云南側(cè)計(jì)算的有功功率，因此功率測(cè)量值仍穩(wěn)定在目標(biāo)值1 000 MW，直流電流維持在測(cè)量異常前的水平，但功率真實(shí)值為888.9 MW，有功外環(huán)輸出也隨之減小。此時(shí)實(shí)際功率雖然較功率目標(biāo)值小，但系統(tǒng)仍保持穩(wěn)定運(yùn)行且直流電流仍維持在額定水平，驗(yàn)證了所提優(yōu)化策略的有效性。

圖8 優(yōu)化后k=1.25時(shí)的仿真結(jié)果Fig.8 Simulative results when k=1.25 after optimization

圖9 優(yōu)化后k=0.75時(shí)的仿真結(jié)果Fig.9 Simulative results when k=0.75 after optimization

控制器優(yōu)化后k=0.75時(shí)異步聯(lián)網(wǎng)工程柔性直流輸電系統(tǒng)的EMTDC仿真結(jié)果如圖9所示，2.5 s時(shí)廣西側(cè)正極直流電壓發(fā)生測(cè)量偏低。從圖中可以看出，在發(fā)生測(cè)量異常后，有功功率、有功外環(huán)輸出、直流電流及云南側(cè)直流電壓均無明顯變化，仍維持測(cè)量異常前的水平，證明了所提優(yōu)化策略的有效性。廣西側(cè)單極直流電壓和極間直流電壓測(cè)量值分別為262.5 kV、612.5 kV，與理論計(jì)算值基本相符。

5 結(jié)論

本文在現(xiàn)有異步聯(lián)網(wǎng)工程柔性直流輸電系統(tǒng)控制器結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上，對(duì)直流電壓測(cè)量異常導(dǎo)致功率反轉(zhuǎn)的問題進(jìn)行了分析，并提出了相應(yīng)的優(yōu)化策略避免測(cè)量異常引起功率反轉(zhuǎn)，所得結(jié)論如下。

a. 測(cè)量異常導(dǎo)致功率反轉(zhuǎn)的根本原因在于，因逆變側(cè)測(cè)量的極間直流電壓降低，使其定直流電壓控制的電流外環(huán)起作用，兩端均控制直流電壓，導(dǎo)致系統(tǒng)傳輸?shù)挠泄β拾l(fā)生反轉(zhuǎn)。若整流側(cè)測(cè)量偏高系數(shù)k>1.22，或逆變側(cè)測(cè)量偏低系數(shù)k<0.8，均會(huì)出現(xiàn)功率反轉(zhuǎn)現(xiàn)象。

b. 功率反轉(zhuǎn)期間，由于兩端定直流電壓控制的PI控制器參數(shù)相同，因此兩端直流電壓目標(biāo)值與測(cè)量值之差幅值相等，可由此計(jì)算得到功率反轉(zhuǎn)時(shí)直流電壓的真實(shí)值。

c. 為了防止因直流電壓測(cè)量異常引起的功率反轉(zhuǎn)問題，提出了逆變側(cè)只定有功功率控制，且通過比較整流側(cè)和逆變側(cè)計(jì)算的有功功率，選取較大者作為功率控制器功率測(cè)量值輸入的優(yōu)化策略，仿真結(jié)果驗(yàn)證了該優(yōu)化策略的有效性和可行性。