一種典型混聯(lián)直流輸電系統(tǒng)的運行特性分析

徐 鵬， 趙成勇， 曹雅榕

(1. 國網(wǎng)江蘇省電力有限公司檢修分公司，江蘇 南京 211102；2. 新能源電力系統(tǒng)國家重點實驗室(華北電力大學)，北京 102206；3. 國網(wǎng)南京供電公司，江蘇 南京 210012)

0 引言

電網(wǎng)換相高壓直流輸電(line commutated converter based high voltage direct current，LCC-HVDC)具有輸送容量大、距離遠、可實現(xiàn)非同步聯(lián)網(wǎng)等優(yōu)點，在電網(wǎng)中發(fā)揮著十分重要的作用[1-5]。20世紀90年代后，以全控型器件為基礎的電壓源換流器高壓直流輸電(voltage source converter based high voltage direct current，VSC-HVDC)憑借其電流自關(guān)斷能力良好、可向無源系統(tǒng)供電等優(yōu)點[6-8]，在電力系統(tǒng)中得到了廣泛應用，成為直流電網(wǎng)的重要組成部分[9-10]。

混合型高壓直流輸電(hybrid-HVDC)能夠?qū)崿F(xiàn)LCC-HVDC與VSC-HVDC之間的優(yōu)勢互補，成為目前的研究熱點[11-14]。文獻[15]提出一種整流側(cè)采用LCC結(jié)構(gòu)，逆變側(cè)采用VSC結(jié)構(gòu)的混合型輸電拓撲。文獻[16]研究了整流側(cè)為VSC結(jié)構(gòu)，逆變側(cè)為LCC結(jié)構(gòu)的混合直流輸電系統(tǒng)工作原理，提出抑制LCC結(jié)構(gòu)發(fā)生換相失敗的控制策略。文獻[17]針對一種正極為LCC結(jié)構(gòu)、負極為VSC結(jié)構(gòu)的混合雙極系統(tǒng)展開研究，并提出了極間協(xié)調(diào)控制策略。文獻[18]建立了一種混聯(lián)直流輸電系統(tǒng)的通用模型，探討了該模型的多種運行方式及相應的適用范圍。

上述文獻提出的創(chuàng)新性論點，為混合直流輸電的發(fā)展提供了寶貴的參考意見。由于目前已投運的工程大部分采用晶閘管換流閥進行換流，而以全控型器件為基礎的電壓源型換流器高壓直流輸電近幾年快速發(fā)展，在此基礎上建設的直流電網(wǎng)必然會涉及到LCC與VSC結(jié)構(gòu)的混聯(lián)問題[19-21]。本文針對一種整流側(cè)采用模塊化多電平換流器(modular multilevel converter，MMC)、逆變側(cè)采用LCC換流器的四端雙極混聯(lián)式直流電網(wǎng)模型展開研究，該模型可模擬風電場經(jīng)VSC換流站并聯(lián)后向遠方LCC換流站送電的情況。我國西部和沿海地區(qū)風力資源豐富，在實現(xiàn)大規(guī)模遠距離風電輸送時，VSC換流器可以控制風電場側(cè)交流電壓，克服了LCC換流器連接風電場時須外加換相電壓的缺點。當受端電網(wǎng)較強時，該模型優(yōu)勢更加明顯。

1 建立模型

建立如圖1所示的四端雙極式混聯(lián)式直流電網(wǎng)模型。該模型包括兩回直流輸電線路，線路1連接交流系統(tǒng)S1和S3，線路2連接交流系統(tǒng)S2和S4，其中交流系統(tǒng)采用理想電壓源加等值阻抗模型。線路1和線路2的兩端分別由MMC換流器和LCC換流器組成，其中MMC換流器每個橋臂采用10個子模塊，可輸出11電平電壓波形，LCC換流器采用2個6脈動換流器串聯(lián)。每端換流器由2個同種類型的換流器組成雙極結(jié)構(gòu)，并通過直流線路連接。其中線路1的額定直流電壓為±500 kV，額定直流電流為1.2 kA，系統(tǒng)正常運行時額定輸送功率為1200 MW；線路2的額定直流電壓為±500 kV，額定直流電流為3.0 kA，系統(tǒng)正常運行時額定輸送功率為3000 MW。

穩(wěn)態(tài)時，線路1整流側(cè)MMC采用定有功功率控制，定功率 1200 MW，逆變側(cè)LCC采用附加低壓限流環(huán)節(jié)的定直流電流控制[1]，定電流1.2 kA；線路2整流側(cè)MMC采用定直流電壓控制，定直流電壓±500 kV，逆變側(cè)LCC采用附加低壓限流環(huán)節(jié)的定直流電流控制，定電流3.0 kA。模型主要運行參數(shù)如表1、表2所示。

圖1 整流側(cè)為MMC、逆變側(cè)為LCC的四端混聯(lián)直流電網(wǎng)Fig.1 Four-terminal hybrid DC grid with MMC rectifier and LCC inverter

整流側(cè)逆變側(cè)參數(shù)數(shù)值參數(shù)數(shù)值交流系統(tǒng)電壓/kV247.58交流系統(tǒng)電壓/kV215.05交流系統(tǒng)等值阻抗/Ω8.48∠75°交流系統(tǒng)等值阻抗/Ω17.66∠75°子模塊電容值/μF500單個換流器無功補償容量/Mvar375橋臂電阻值/Ω2直流線路阻抗/Ω3.388 1+j3.863 1橋臂電感值/H0.09平波電抗/H0.596 8單個換流變?nèi)萘? (MV·A)700單個換流變?nèi)萘? (MV·A)355.07

表2 線路2模型主要參數(shù)Tab.2 Main model parameter of line 2

整流側(cè)MMC的傳輸有功功率主要由交流電壓基頻分量U與換流器交流側(cè)輸出電壓基頻分量Uc的移相角度δ決定，無功功率主要由交流側(cè)輸出電壓的基波幅值決定，如式(1—4)所示。

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：PS1，PS2，QS1，QS2分別為線路1和線路2上MMC的有功和無功功率；U1，U2為整流側(cè)交流系統(tǒng)電壓基頻分量；Uc1，Uc2為線路1和線路2上MMC交流側(cè)輸出電壓基頻分量；X1，X2分別為線路1和線路2上整流側(cè)換流變壓器和換流電抗器的等值電抗；δ1，δ2為移相角度。

采用SPWM調(diào)制方式時，整流側(cè)直流電壓如式(5—6)所示：

(5)

(6)

式中：Ud1和Ud2分別為線路1和線路2的近MMC側(cè)直流電壓幅值；M1和M2為調(diào)制比。

逆變側(cè)LCC的可控量只有觸發(fā)延遲角α，其直流電壓如式(7—8)所示：

(7)

(8)

式中：Ud3，Ud4分別為線路1和線路2上近LCC側(cè)的直流電壓；U3，U4分別為逆變側(cè)交流系統(tǒng)電壓基頻分量；Xr3，Xr4分別為LCC換流站等值換相電抗；β3，β4分別為逆變側(cè)換流器超前觸發(fā)角(β=π-α)；Idc3和Idc4分別為線路1和線路2上的直流電流。

逆變側(cè)換相角μ如式(9—10)所示：

(9)

(10)

式中：μ3和μ4為逆變側(cè)LCC換流站的換相角；γ3和γ4為關(guān)斷角(γ=β-μ)。

2 控制策略

2.1 LCC控制

LCC的控制系統(tǒng)一般分為主控制、極控制和閥控制3級。在兩端LCC直流輸電的極控制中，整流側(cè)一般采用帶有最小觸發(fā)角限制的定電流控制，逆變側(cè)一般配備有定電壓控制、定電流控制和定關(guān)斷角控制器。除了上述控制之外，系統(tǒng)中還配置了一些其他控制，比如低壓限流和電流偏差等。下面簡述PSCAD仿真軟件中CIGRE標準測試模型的控制方式：整流側(cè)定直流電流控制并配備最小觸發(fā)角控制；逆變側(cè)定關(guān)斷角控制并配備定直流電流控制。此外，還配備有低電壓限流控制(voltage dependent current order limiter, VDCOL)，電流偏差控制(current error controller, CEC)。LCC的控制原理如圖2所示。

圖2 LCC的控制原理Fig.2 The control principle of LCC

2.2 VSC控制

VSC系統(tǒng)控制結(jié)構(gòu)按功能從高到低依次可分為系統(tǒng)控制、換流站控制和換流器閥控制3級，其中系統(tǒng)級基本控制方式主要有3種：(1) 定直流電壓控制，用以控制直流母線電壓；(2) 定直流電流(或有功功率)控制，用以控制直流電流(或有功功率)；(3) 定交流電壓(或無功功率)控制，用以控制交流母線電壓(或無功功率)。以上3種控制方式均適用于直流系統(tǒng)與有源交流網(wǎng)絡相連的情況；當交流系統(tǒng)是無源網(wǎng)絡時，只能采用定交流電壓控制。VSC的控制原理如圖3所示。

圖3 VSC的控制原理Fig.3 The control principle of VSC

2.3 啟動控制

MMC換流站閉鎖觸發(fā)脈沖，由交流系統(tǒng)經(jīng)限流電阻通過不控整流的方式給子模塊電容充電，直流側(cè)電壓逐步升高；同時LCC解鎖運行，在定直流電流控制器的作用下β從初始值90°開始減小，逐步建立直流電壓，直流電流跟蹤低壓限流環(huán)節(jié)控制指令。

MMC換流站切除限流電阻，交流系統(tǒng)繼續(xù)為子模塊電容充電，直流電壓進一步升高；隨著MMC直流電壓進一步升高，LCC低壓限流環(huán)節(jié)的電流整定值升高，LCC換流站β角度繼續(xù)減小，直流電流繼續(xù)跟蹤低壓限流控制。

MMC換流站解鎖運行，在定直流電壓控制器的作用下直流電壓逐漸升高至額定值；LCC換流站β角度繼續(xù)減小，直流電壓繼續(xù)上升，在定直流電流控制器的作用下直流電流到達額定值。至此，單條線路進入額定運行狀態(tài)。

閉合兩條線路之間的斷路器BRK1和BRK2，同時將線路1中MMC換流站的控制方式改為定有功功率控制；LCC的控制方式不變。至此，混聯(lián)系統(tǒng)的啟動過程完成。

3 運行特性分析

3.1 啟動過程

該混合直流輸電系統(tǒng)的啟動過程如圖4所示。由于線路正負極換流器的運行特性基本相似，在仿真的過程中只分析了線路1正極MMC換流站、線路2負極MMC換流站，其余MMC換流站特性與之類似。

圖4 啟動過程仿真結(jié)果Fig.4 The simulation result of starting process

圖4(a)為MCC直流電壓的上升過程，圖4(b)為線路1正極LCC的運行特性。由圖可知，在啟動中，LCC交流母線電壓逐漸上升至額定值1.0 p.u.，0.15 s前為MMC帶限流電阻的不控整流充電階段，LCC換流器的超前觸發(fā)角β從90°開始減小，直流電壓上升，直流電流上升至0.6 p.u.左右。0.15～0.25 s為MMC不帶限流電阻的不控整流充電階段，LCC的β角繼續(xù)減小，直流電壓和電流繼續(xù)增大。0.25 s之后MMC解鎖運行，直流電壓逐漸上升到額定值500 kV，LCC的直流電壓、直流電流也相應過渡到額定值1.0 p.u.。圖4(c—d)為線路1正極MMC有功功率和線路2負極MMC有功功率，在充電階段，MMC有功功率逐漸減小，直至0.25 s MMC解鎖時刻，MMC有功功率在波動后逐漸向穩(wěn)態(tài)過渡。其中0.5 s時的有功功率和無功功率較大波動是BRK1、BRK2動作造成的。0.6 s以后，系統(tǒng)基本進入額定運行狀態(tài)，穩(wěn)態(tài)運行情況良好。

3.2 暫態(tài)運行特性

為了研究該系統(tǒng)的運行特性，下面基于3個算例進行相應的仿真分析。

3.2.1 線路1 MMC交流系統(tǒng)經(jīng)大電感接地

線路1 MMC側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生三相電感性接地故障，輸送功率下降，由于接地電感較大，功率下降幅度較小，線路1的有功功率缺額由線路2補償，控制策略同正常運行控制策略。

1.0 s時刻，系統(tǒng)達到穩(wěn)態(tài)，線路1 MMC側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生三相感性接地故障，接地電感值為0.08 H，仿真結(jié)果如圖5所示。

圖5 算例1仿真結(jié)果Fig.5 The simulation result of example 1

1.0 s時刻，交流電壓下降，限制了有功功率的輸出，由圖5(d)，線路1正極MMC換流站輸出有功功率由600 MW降為520 MW。由于線路2的MMC采用定直流電壓控制，由圖5(f)，線路2的正極MMC輸出功率由1580 MW增加到1660 MW，即線路2補償了線路1的功率缺額，由圖5(c)可知系統(tǒng)直流電壓維持在500 kV。LCC側(cè)基本沒有受到故障影響，直流電壓、直流電流均保持在額定值。

3.2.2 線路1 MMC交流系統(tǒng)經(jīng)小電感接地

線路1 MMC側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生三相電感性接地故障，輸送功率下降，由于接地電感較小，功率下降幅度較大，線路1的有功功率缺額無法由線路2完全補償，上層控制減小線路1受端LCC的直流電流整定值。

1.0 s時刻，系統(tǒng)達到穩(wěn)態(tài)，線路1 MMC側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生三相感性接地故障，接地電感值為0.01 H，仿真結(jié)果如圖6所示。

圖6 算例2仿真結(jié)果Fig.6 The simulation result of example 2

1.0 s時刻，交流電壓下降，限制了有功功率的輸出。由圖6(e)，線路1正極換流站輸出有功功率由600 MW降低為190 MW，由于線路2 MMC側(cè)采用定直流電壓控制，由圖6(g)，線路2的正極MMC輸出功率由1580 MW增加到1680 MW，達到電流極限。由于線路1的有功功率缺額過大，線路2 MMC即使達到輸出極限也無法完全補償其功率缺額，造成了有功功率不平衡，進而引起直流電壓下降。此時，上層控制根據(jù)2條線路MMC側(cè)能夠提供的最大有功功率，調(diào)整線路1逆變側(cè)LCC的直流電流整定值，維持系統(tǒng)有功功率平衡。由圖6(b)，直流電壓先由于有功功率不足而有所下降，在上層控制將線路1逆變側(cè)LCC直流電流整定值調(diào)節(jié)至0.4 p.u.后，功率恢復平衡，在線路2 MMC換流器定直流電壓控制的作用下，系統(tǒng)直流電壓逐漸恢復到額定值500 kV。由圖6(c)，線路1逆變側(cè)LCC直流電流最終穩(wěn)定在0.4 p.u.。由圖6(b)、6(d)，線路2的LCC運行相對穩(wěn)定。

3.2.3 線路2 MMC交流系統(tǒng)經(jīng)小電感接地

線路2 MMC側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生三相電感性接地故障，輸送功率下降，由于接地電感較小，功率下降幅度較大，線路2的有功功率缺額無法由線路1完全補償，上層控制將線路1中MMC換流站的定有功功率控制切換為定電壓控制，將線路2中MMC換流站的定直流電壓控制切換為定有功功率控制，同時減小線路2受端LCC的直流電流整定值。

1.0 s時刻，系統(tǒng)達到穩(wěn)態(tài)，線路2 MMC側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生三相感性接地故障，接地電感值為0.01 H，仿真結(jié)果如圖7所示。

圖7 算例3仿真結(jié)果Fig.7 The simulation result of example 3

1.0 s時刻，交流電壓下降，限制了有功功率的輸出。由圖7(g)，線路2正極換流站輸出有功功率由1580 MW降低為880 MW，且電流到達了極限，失去直流電壓的調(diào)節(jié)功能。此時上層控制將線路2中MMC的定直流電壓控制切換為定有功功率控制，該有功功率整定值略小于故障情況下MMC能輸出的有功功率極限，同時將線路1中MMC的定有功功率控制切換為定直流電壓控制。由圖7(e)，線路1的正極MMC輸出功率由600 MW增加到670 MW，達到了電流運行極限，但由于線路2的有功功率缺額過大，線路1 MMC即使達到輸出極限也無法完全補償功率缺額，造成了功率不平衡，進而引起了直流電壓的下降。此時，上層控制根據(jù)2條線路MMC側(cè)能夠提供的最大有功功率，調(diào)整線路2逆變側(cè)LCC的直流電流整定值，保持系統(tǒng)有功功率平衡。由圖7(d)，直流電壓先由于有功功率不足而有所下降，在上層控制將線路2逆變側(cè)LCC直流電流整定值調(diào)節(jié)至0.55 p.u.后，功率恢復平衡，在線路1 MMC換流器定直流電壓控制器的作用下，系統(tǒng)直流電壓逐漸恢復到額定值500 kV。由圖7(b)、7(d)知，線路2的LCC運行相對穩(wěn)定。

4 結(jié)語

混合高壓直流輸電能夠綜合利用電網(wǎng)換相高壓直流輸電和電壓源換流器高壓直流輸電的優(yōu)點，實現(xiàn)二者的優(yōu)勢互補。本文建立了一種整流側(cè)采用模塊化多電平換流器，逆變側(cè)采用晶閘管換流器的四端雙極混聯(lián)式直流電網(wǎng)系統(tǒng)，該系統(tǒng)可以平穩(wěn)啟動，穩(wěn)態(tài)運行情況良好，且在3種不同程度的故障后暫態(tài)過程中實現(xiàn)系統(tǒng)的平穩(wěn)過渡。由于混聯(lián)直流輸電系統(tǒng)有著不同的適用場合，因此存在多種運行方式，接下來將針對其他方式下的運行特性繼續(xù)展開研究。