多端柔性直流輸電系統(tǒng)交流故障穿越控制策略

邱子鑒， 劉 晉， 周 鑫， 楊富潔， 李怡辰

(華北電力大學(xué) 電氣與電子工程學(xué)院， 北京 102206)

0 引 言

基于電壓源型換流器的多端柔性直流輸電系統(tǒng)(Voltage Source Converter based Multi-Terminal DC System,VSC-MTDC)以其多送點供電、多落點受電的運行特性在電網(wǎng)中所占比重日益提高。交流電網(wǎng)發(fā)生故障時，交流系統(tǒng)與換流站之間公共連接點(Point of Common Coupling,PCC)電壓隨之跌落。VSC-MTDC系統(tǒng)應(yīng)當發(fā)揮其控制靈活的優(yōu)勢，維持換流站與直流電網(wǎng)的功率輸送，保證換流站不脫網(wǎng)運行，即具備交流故障穿越能力[1]。

工業(yè)產(chǎn)品對電能質(zhì)量的要求很高，當系統(tǒng)發(fā)生交流故障時，交流電網(wǎng)供電電壓發(fā)生跌落，將對工業(yè)產(chǎn)品質(zhì)量造成不利影響[2]；此外，故障發(fā)生后，換流站輸入、輸出功率失去平衡，直流電壓將發(fā)生偏移，若直流電壓大幅波動，將對換流站構(gòu)成嚴重威脅[3]；交流故障發(fā)生后，如果缺乏針對性的故障穿越控制策略，不平衡功率可能導(dǎo)致?lián)Q流站因直流過電壓而脫網(wǎng)[4]；值得注意的是，在系統(tǒng)級的控制保護系統(tǒng)中，通訊系統(tǒng)的可靠性及信號交換過程中的延時也會增大交流故障穿越失敗的可能性[5]。

文獻[6]對柔性直流輸電系統(tǒng)交、直流故障特性進行分析，系統(tǒng)地介紹了國內(nèi)、外柔性直流輸電線路故障處理與保護技術(shù)的現(xiàn)狀和發(fā)展；文獻[7]～[12]分別對舟山、南澳、張北多端柔直工程交、直流故障穿越能力進行分析，指出換流站輸入、輸出功率不平衡是直流過電壓產(chǎn)生的主要原因，并提出適時切換換流站控制策略以提升柔性直流故障穿越能力的技術(shù)方案；文獻[13]將升頻/降壓法與直流卸荷電路相結(jié)合以實現(xiàn)VSC-MTDC聯(lián)網(wǎng)風(fēng)電場的交流故障穿越控制，并根據(jù)電網(wǎng)電壓跌落深度，按風(fēng)電并網(wǎng)導(dǎo)則規(guī)定，向電網(wǎng)提供無功電流，助使電網(wǎng)電壓快速恢復(fù)，但是該方案控制系統(tǒng)的調(diào)節(jié)范圍較小，并且加裝直流卸荷電路將增加經(jīng)濟成本。

文獻[14]～[15]對VSC-MTDC系統(tǒng)交流故障進行仿真試驗，得出故障后交、直流電網(wǎng)電壓的變化情況，并提出一種基于交流電壓檢測的控制模式轉(zhuǎn)換方案，實現(xiàn)了交流故障穿越控制，但是該方案忽略了控制切換過程中的暫態(tài)沖擊問題；文獻[16]～[17]針對VSC-MTDC系統(tǒng)故障后的過電流問題，通過改進控制系統(tǒng)的限幅環(huán)節(jié)，實現(xiàn)對交流過電流的有效抑制，但是該方案仍需對電流限值與PCC點電壓之間的關(guān)系進行研究，以防顧此失彼；文獻[18] ～[20]指出MTDC系統(tǒng)的控制策略需要滿足N-1原則，并對比當前MTDC系統(tǒng)的站間控制策略，其中，下垂控制雖然不依賴站間通信，具有較高的可靠性，但是受限于固定的下垂系數(shù)，難以適應(yīng)復(fù)雜工況。

綜上所述，本文提出一種多端柔性直流輸電系統(tǒng)交流故障穿越控制策略。當PCC點電壓因交流故障發(fā)生跌落時，根據(jù)其跌落幅度，換流站增發(fā)無功功率以支撐交流電網(wǎng)；此外，為防止增發(fā)無功功率導(dǎo)致?lián)Q流站功率越限，助增交流系統(tǒng)過電流，在換流站雙閉環(huán)控制環(huán)節(jié)中設(shè)置動態(tài)電流限幅環(huán)節(jié)，以實現(xiàn)動態(tài)電流控制；軟件控制受限于換流站容量，且動態(tài)電流限幅環(huán)節(jié)容易引起換流站輸入、輸出功率失去平衡，因此在換流站出口處加裝一種輔助電路，輔助電路根據(jù)換流站不平衡功率自動調(diào)整直流電容電壓，以控制卸荷電阻消耗的不平衡功率，通過軟件、硬件結(jié)合的方式實現(xiàn)交流故障穿越控制。

1 VSC-MTDC系統(tǒng)交流側(cè)故障分析

1.1 基于開關(guān)函數(shù)的VSC一般數(shù)學(xué)模型

VSC-MTDC系統(tǒng)發(fā)生交流故障時，交流電壓發(fā)生一定程度的跌落，交流電網(wǎng)產(chǎn)生較大的故障電流，直流電壓也會發(fā)生偏移。以受端VSC換流站為例，三相換流器每相橋臂共有2種開關(guān)模式，即上橋臂導(dǎo)通或下橋臂導(dǎo)通，因此三相電壓源型換流器共有8種開關(guān)模式，可利用單極性二值邏輯開關(guān)函數(shù)描述：

圖1為VSC結(jié)構(gòu)示意圖，以A相為例，ea表示A相交流電動勢。假設(shè)VSC到PCC點的線路阻抗及變壓器T折合到二次側(cè)的阻抗之和為Zl=Rl+jωLl，將VSC橋臂等效阻抗Zs=Rs+jωLs同Zl相加，得到Z=Rs+Rl+jω(Ll+Ls)=R+jωL。此外，假設(shè)A相交流電壓源到換流變壓器之間的線路阻抗為ZT=RT+jωLT，ia代表換流站A相交流電流，換流站理想變壓器變比為T，根據(jù)KVL定律建立VSC A相回路方程：

圖1 VSC結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 1 VSC structure diagram

(2)

(3)

HBSM共存在3種工作狀態(tài)，如表1所示。MMC將子模塊中直流儲能電容的能量均勻地分配到3個獨立的相單元子模塊中，通過調(diào)整子模塊中2個IGBT(T1、T2)的開通與關(guān)斷狀態(tài)，靈活地實現(xiàn)子模塊的投入與切除。

式中：ia′為變壓器一次側(cè)A相交流電流，ia′=ia/T。

根據(jù)式(3)，可將PCC點A相電壓vpcc_a近似表示為

vpcc_a=Vpccsin(ωt+φpcc_a)

(4)

式中：Vpcc為vpcc_a交流電動勢幅值；φpcc_a為vpcc_a初相角。

(5)

B相、C相KVL關(guān)系與式(5)類似。

考慮三相對稱系統(tǒng)，有如下關(guān)系：

ea+eb+ec=0

(6)

ia+ib+ic=0

(7)

聯(lián)立式(5)、(6)、(7)可得：

(8)

(9)

根據(jù)式(9)列出基于開關(guān)函數(shù)的VSC A相交流電壓va0的數(shù)值關(guān)系，如表1所示。

表1 基于開關(guān)函數(shù)的交流電壓va0數(shù)值關(guān)系

1.2 單端VSC交流故障特性

正常情況下，VSC-MTDC系統(tǒng)直流電網(wǎng)有功功率保持平衡，送端換流站輸出功率Pin與受端換流站吸收功率Pout相等。若送端換流站發(fā)生交流故障，換流站輸出功率Pin下降，假設(shè)直流電網(wǎng)最大不平衡功率為Pdif。

Pdif=Pin-Pout<0

(10)

由于Pdif<0，直流電容器開始放電，假設(shè)電容器初始電壓為v0，根據(jù)電容器功率能量關(guān)系可得：

(11)

由式(11)可知，當Pdif<0時，直流電壓vdc不斷降低。同理可知，受端換流站發(fā)生交流故障時，換流站吸收功率Pout下降，此時Pdif>0，直流電容器開始充電，直流電壓vdc不斷升高。

假設(shè)故障情況下，換流器調(diào)制方式基本不變：

(12)

由表1可知，va0輸出波形接近正弦波。結(jié)合式(12)，可以將va0近似表示為

va0=mvdcsin(ωt+φ0)

(13)

式中：m=2/3；φ0為va0初相角。

綜上所述，VSC換流站交流系統(tǒng)可等效為

根據(jù)圖2，VSC A相交流電流可表示為

圖2 VSC換流站交流側(cè)等效電路圖Fig. 2 Equivalent circuit diagram of AC side of VSC converter station

(14)

式中：k= mvdc-Vpcc；n= mvdcsinφ0-Vpccsinφpcc。

由式(14)可知，A相交流電流ia0主要受PCC點交流電動勢幅值Vpcc和直流電壓vdc的影響。當送端換流站發(fā)生交流故障時，送端換流站PCC點電壓幅值Vpcc瞬間下降，直流電壓vdc不斷下降。若Vpcc跌落較深，交流電流ia0將會激增。與之類似，當受端換流站發(fā)生交流故障時，直流電壓vdc不斷上升，交流系統(tǒng)也將有過電流產(chǎn)生，換流站的安全遭受威脅。

2 交流故障穿越控制策略

2.1 無功功率優(yōu)先模式

交流故障穿越能力是指當交流電網(wǎng)發(fā)生故障后，換流站與直流電網(wǎng)維持連接并保持一定功率輸送的能力[4]。根據(jù)1.2節(jié)所述，VSC-MTDC系統(tǒng)發(fā)生交流故障后，需要保證交流系統(tǒng)PCC點電壓穩(wěn)定，并將交流電流限制在一定幅度之內(nèi)。無功功率是影響交流電壓的主要因素[2]，并且在VSC-MTDC系統(tǒng)中有功功率和無功功率獨立控制。因此，在交流電網(wǎng)發(fā)生故障后，應(yīng)優(yōu)先考慮增發(fā)無功功率以支撐PCC點電壓。

以受端VSC換流站為例，在dq同步旋轉(zhuǎn)坐標系下，受端換流站發(fā)出的有功功率Pt和無功功率Qt可表示為

(15)

(16)

式中：utd、utq、itd、itq分別為dq同步旋轉(zhuǎn)坐標系下PCC點交流電壓、交流電流d、q軸分量。

圖3 受端VSC換流站交流系統(tǒng)示意圖Fig. 3 Schematic diagram of the AC system of the receiving end VSC converter station

(17)

Tutd=Us-isqωLT

(18)

Tutq=isdωLT

(19)

由式(18)～(19)可得PCC點交流電壓為：

(20)

由于is=it/T，可得：

(21)

由式(15)～(16)可得：

(22)

(23)

聯(lián)立式(21)～(23)，可得：

(24)

(25)

B=-2MPtutqVpcc2；

C=Vpcc2[(TVpcc)2-(MPtVpcc)2]。

式(25)為PCC點交流電壓幅值與換流站消耗的無功功率和有功功率的約束關(guān)系，可為故障情況下?lián)Q流站增發(fā)無功功率提供理論依據(jù)。式(25)中“±”號當換流站為送端換流站時取正，為受端換流站時取負。由式(25)可知，該控制策略受換流站最大容量的影響，當無功功率給定值超過換流站的最大容量時，VSC-MTDC故障穿越能力將大大下降。

2.2 動態(tài)限幅環(huán)節(jié)

根據(jù)2.1節(jié)所述，VSC-MTDC系統(tǒng)發(fā)生交流故障后，在故障側(cè)換流站增發(fā)無功功率，維持PCC點電壓穩(wěn)定。然而，增發(fā)無功功率可能會助增交流系統(tǒng)過電流，危害系統(tǒng)安全。

交流電網(wǎng)PCC點電流幅值It為

(26)

式中：ilim為VSC控制系統(tǒng)的電流限幅，通常為換流器額定電流iN的1.1倍。

故障發(fā)生后，換流站的交流故障穿越控制優(yōu)先滿足無功功率的需求。柔性直流輸電系統(tǒng)有功功率和無功功率獨立控制，無功功率主要由q軸電流決定，有功功率主要由d軸電流決定。為抑制交流系統(tǒng)過電流，將控制系統(tǒng)的電流限幅環(huán)節(jié)改進為

(27)

式中：iqlim、idlim分別為q軸、d軸電流限幅；iB為電流基準值；k為電流裕度，一般取0.85～0.95。控制框圖如圖4所示。

圖4 動態(tài)電流限幅環(huán)節(jié)控制框圖Fig. 4 Control block diagram of dynamic current limiting link

當交流系統(tǒng)PCC點電壓跌落較深時，換流站需要增發(fā)大量無功功率，在動態(tài)電流限幅環(huán)節(jié)的作用下，換流站傳輸?shù)挠泄β蚀罅繙p少，加劇了換流站有功功率的不平衡情況。此時，直流電壓發(fā)生嚴重偏移，需要采取額外措施消耗不平衡功率，以維持直流電壓穩(wěn)定。

3 輔助電路

直流電網(wǎng)阻尼較低，直流故障發(fā)生后，故障電流迅速上升，對換流器構(gòu)成嚴重威脅。直流斷路器能夠迅速隔離故障，是提高MMC-MTDC系統(tǒng)直流故障穿越能力的極佳措施。

文獻[5]在傳統(tǒng)式卸荷電路拓撲的基礎(chǔ)之上，提出一種新型模塊化卸荷電路拓撲，通過控制投入的子模塊數(shù)目，連續(xù)調(diào)節(jié)卸荷電路所消耗的功率，實現(xiàn)相對平滑的工作特性，如圖5所示。但是，該方案串聯(lián)了大量的IGBT、電容和電阻，經(jīng)濟成本相對較高。

圖5 卸荷電路拓撲Fig. 5 Topology of different dynamic braking resistor circuits

本文提出一種加裝在換流站直流出口處的輔助電路，如圖6所示，利用集中式卸荷電阻Rax消耗換流站不平衡功率，通過控制直流電容電壓Uc即可連續(xù)調(diào)節(jié)卸荷電阻所消耗的不平衡功率Pdif。

圖6 輔助電路結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 6 Schematic diagram of auxiliary circuit structure

正常運行時，換流站通過通路1或通路2傳輸有功功率，交流故障發(fā)生后，觸發(fā)晶閘管組DT1，利用卸荷電阻Rax消耗不平衡功率，通過控制直流電容電壓Uc即可連續(xù)調(diào)節(jié)卸荷電阻所消耗的不平衡功率Pdif。卸荷電阻Rax消耗的不平衡功率Pdif可表示為

Pdif=(Udc-Uc)2/Rax

(28)

直流電容C的控制結(jié)構(gòu)如圖7所示。

圖7 直流容器控制結(jié)構(gòu)Fig. 7 Capacitor control structure

當1號電容電壓Uc1小于電容電壓給定值Ucref時，觸發(fā)IGBT TC1_up、TC2_down，此時，1號電容開始充電，直至1號電容電壓Uc1大于電容電壓給定值Ucref，閉鎖IGBT TC1_up、TC2_down，觸發(fā)IGBT TC1_down、TC1_free、TC2_up；此時，2號電容開始充電，2號電容電壓Uc2逐漸上升，1號電容通過耗能電路放電；2號電容在輔助電路啟動前利用通路3充電，因此上述切換過程不會造成直流電容電壓的大幅跌落；若在2號電容電壓Uc2上升至給定值Ucref之前，1號電容電壓已經(jīng)下降到給定值Ucref之下，重新觸發(fā)IGBT TC1_up、TC2_down同時閉鎖IGBT TC1_down、TC1_free、TC2_up，此時，1號電容重新開始充電；若在2號電容電壓Uc2上升至給定值Ucref之后，1號電容電壓仍未下降到給定值Ucref之下，IGBT TC2_up閉鎖，IGBT TC2_down、TC2_free導(dǎo)通，2號電容通過耗能電阻放電，此時直流電容C輸出電壓為0；為減少直流電容電壓的過零情況，需要加快1號電容的放電速度；此外，為抑制開關(guān)器件頻繁切換產(chǎn)生的不利影響，需要在控制環(huán)節(jié)中加裝滯環(huán)控制環(huán)節(jié)。

表2 直流電容控制邏輯Tab.2 Capacitor control logic

輔助電路利用大量晶閘管和二極管串聯(lián)分壓，大大減少了IGBT的使用數(shù)量，有利于控制經(jīng)濟成本，并且同樣可以實現(xiàn)有功功率的連續(xù)調(diào)節(jié)。利用仿真軟件Matlab/Simulink模擬該控制結(jié)構(gòu)，設(shè)置初始時刻直流電容給定值為200 kV，1.0 s切換為300 kV，2.0 s切換為400 kV，直流電容輸出電壓Uc的仿真結(jié)果如圖8所示。

圖8 直流電容電壓UcFig. 8 DC capacitor voltage

卸荷電阻消耗的不平衡功率的仿真結(jié)果如圖9所示。

圖9 不平衡功率Fig. 9 Unbalanced power

由仿真結(jié)果可知，本文提出的控制結(jié)構(gòu)可以有效控制直流電容電壓跟隨電壓給定值Ucref改變，并且直流電容電壓過零點較少，卸荷電阻消耗的不平衡功率也隨直流電容電壓的變化連續(xù)改變。

4 仿真驗證

直流斷路器動作后，直流電網(wǎng)的拓撲結(jié)構(gòu)發(fā)生改變，潮流的轉(zhuǎn)移可能引發(fā)非故障線路過載，此時需要及時調(diào)整換流站輸送的有功功率，減輕非故障線路過載情況。

基于Matlab/Simulink搭建如圖10所示的四端VSC-MTDC系統(tǒng)仿真模型，模型參數(shù)如表3所示。

圖10 四端VSC-MTDC系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 10 Four-terminal VSC-MTDC system structure diagram

換流站控制方式有功功率參考值 / MW直流電壓參考值 / kV工作狀態(tài)VSC1定有功功率250300送端VSC2定有功功率200300送端VSC3定直流電壓—300受端VSC4定有功功率200300受端

仿真開始后，換流站分階段依次投運，換流站的投入過程會使系統(tǒng)電壓會發(fā)生波動，直到0.5 s后系統(tǒng)趨于穩(wěn)定。與受端換流站VSC4相連的交流電網(wǎng)于1.0 s發(fā)生交流故障，交流電壓下跌15%。此時，若不采取任何控制手段，VSC-MTDC系統(tǒng)各電氣量的變化情況如圖11所示。

圖11 換流站無動作時各電氣量波形圖Fig. 11 Waveforms of various electrical quantities when the converter station is inactive

現(xiàn)啟動VSC-MTDC系統(tǒng)交流故障穿越控制策略，仿真開始后，換流站依次投運，0.5 s后系統(tǒng)趨于穩(wěn)定。與受端換流站VSC4相連的交流電網(wǎng)于1.0 s發(fā)生交流故障，交流電壓下跌15%；1.05 s時，根據(jù)式(25)，VSC4換流站增發(fā)138 MVar無功功率，電流限幅根據(jù)式(27)自動變化為idlim=0.699 4、iqlim=1.1；1.10 s時，換流站VSC4啟動輔助電路，消耗換流站不平衡功率，VSC-MTDC系統(tǒng)各電氣量的變化情況如圖12所示。

圖12 采用故障穿越控制后各電氣量波形圖Fig. 12 Waveform diagram of each electrical quantity after adopting fault ride-through control

由仿真結(jié)果可知，交流故障發(fā)生后，若不啟動交流故障穿越控制策略，PCC點電壓隨之下降，并伴隨有過電流產(chǎn)生。當有功功率失去平衡時，換流站直流電壓大幅上升。若僅由平衡換流站協(xié)調(diào)功率，直流電壓恢復(fù)過程相對緩慢。

啟動交流故障穿越控制策略之后，換流站VSC4增發(fā)無功功率，PCC點電壓逐漸恢復(fù)平衡，在動態(tài)電流限幅環(huán)節(jié)的作用下，交流過電流得到有效抑制；啟動輔助電路后，輔助電路負責(zé)消耗不平衡功率，通過軟件、硬件結(jié)合的方式，從而實現(xiàn)交流故障穿越。

值得注意的是，如果PCC點電壓的跌落幅度較大，換流站增發(fā)的無功不足以維持PCC點電壓穩(wěn)定，此時換流站將會發(fā)生閉鎖，保護換流站的安全運行。由于換流站的臨界情況受控制策略以及輸電容量的限制，不同MTDC系統(tǒng)的臨界情況需要具體分析。本文采用的MTDC系統(tǒng)可以允許的最大電壓跌落幅度約為25%，超出此范圍將會影響系統(tǒng)的正常運行。

5 結(jié) 論

多端柔性直流輸電系統(tǒng)交流電網(wǎng)發(fā)生故障后，PCC點電壓隨之跌落，并伴隨有過電流產(chǎn)生。交流故障使系統(tǒng)有功功率失去平衡，不平衡功率將導(dǎo)致直流電壓發(fā)生偏移，換流站因觸發(fā)過電壓保護而脫網(wǎng)。若交流故障發(fā)生后，換流站與直流電網(wǎng)保持連接并繼續(xù)輸送功率，即具備交流故障穿越能力，將大大提高系統(tǒng)運行的穩(wěn)定性。

本文提出一種交流故障穿越控制策略，交流故障發(fā)生后，PCC點電壓隨之跌落，換流站通過增發(fā)無功功率維持PCC點電壓穩(wěn)定；考慮到增發(fā)無功功率可能導(dǎo)致?lián)Q流站功率越限，助增交流系統(tǒng)過電流，在換流站雙閉環(huán)控制環(huán)節(jié)中加入動態(tài)電流限幅環(huán)節(jié)，電流限幅可根據(jù)換流站增發(fā)的無功功率自動調(diào)節(jié)，從而抑制交流系統(tǒng)過電流；不平衡功率是換流站直流過電壓產(chǎn)生的主要原因，本文設(shè)計了一種輔助電路，通過控制輔助電路中直流電容電壓進而動態(tài)調(diào)節(jié)卸荷電阻消耗的不平衡功率，相比模塊化卸荷電路和傳統(tǒng)式卸荷電路，其經(jīng)濟效果更佳；通過軟件、硬件結(jié)合的方式使直流電壓迅速恢復(fù)平衡，實現(xiàn)了多端柔性直流輸電系統(tǒng)交流故障穿越。