基于可控關(guān)斷電流源換流器的直流輸電控制策略

崔 晨，周曉風(fēng)，李卓凡，肖 繁，吳慶范

（1.許繼集團有限公司，河南 許昌 461000；2.國網(wǎng)湖北省電力有限公司電力科學(xué)研究院，湖北 武漢 430077）

0 引 言

圍繞2030 年“碳達峰”、2060 年“碳中和”目標，我國正在加速構(gòu)建清潔能源的循環(huán)利用體系。特高壓直流輸電工程為新能源的高效利用起到了重要作用，對促進中國的“30·60”目標有重大積極意義。

目前，高壓直流輸電主要是基于晶閘管電網(wǎng)換相換流閥（Line Commutated Converter，LCC），但LCC換流閥有換相失敗固有缺陷［1-3］。IGBT 電壓源型換流閥（Voltage Source Converter，VSC）解決了受端換相失敗問題，目前國內(nèi)建成了多條柔性直流輸電系統(tǒng)及混合直流輸電系統(tǒng)，但是現(xiàn)有IGBT器件過流和過壓能力較差，不適應(yīng)大規(guī)模能源送出場景［4-9］。

基于以上問題，國內(nèi)外對可控關(guān)斷電流源型換流閥（Current Source Converter，CSC）做了大量研究。文獻［10］-文獻［11］提出一種基于主動換相換流器的混合直流輸電系統(tǒng)，整流側(cè)采用傳統(tǒng)LCC，逆變側(cè)采用基于全控型器件的PWM-CSC，并推導(dǎo)了PWM-CSC 在d/q 旋轉(zhuǎn)坐標系中的低頻和穩(wěn)態(tài)數(shù)學(xué)模型。文獻［12］-文獻［14］利用特征諧波消除調(diào)制算法構(gòu)建了混合直流輸電系統(tǒng)，對PWM電流源型換流器的控制策略及交直流故障穿越等問題進行了研究。

上述文獻均是基于PWM 電流源型換流器進行的研究，用于高壓直流輸電時PWM電流源型換流器關(guān)斷需要較大的驅(qū)動功率，運行損耗大，同時對工程上換流閥驅(qū)動信號取能和冷卻系統(tǒng)設(shè)計帶來諸多挑戰(zhàn)，其技術(shù)經(jīng)濟性不具備優(yōu)勢［15-17］。本文充分結(jié)合傳統(tǒng)LCC和可控關(guān)斷電流源型換流器的優(yōu)點，提出一種基于可控關(guān)斷電網(wǎng)換相換流閥的混合直流輸電系統(tǒng)及其控制策略。

1 可控關(guān)斷電流源型換流閥原理

1.1 全控型功率器件工程適用性分析

用于可控關(guān)斷電流源型換流閥的全控型功率器件除具備正反向阻斷能力外，還應(yīng)耐過壓及過流。在現(xiàn)有全控型功率器件中，IGBT/IEGT（Injection Enhanced Gate Transistor）、IGCT 串聯(lián)大功率二極管或具有反向阻斷能力的IGCT是較好的選擇。

IGBT/IEGT 器件串聯(lián)一直是較難突破的工程瓶頸問題，并且IGBT 通流能力及過流能力還遠不及晶閘管。另外，由于IGBT 與二極管開關(guān)特性的不一致，兩者直接串聯(lián)構(gòu)成的換流閥在工程設(shè)計中存在靜動態(tài)均壓困難的問題［18］。

IGCT具有大電流、高阻斷電壓、低通態(tài)壓降，同時還具有高可靠性、高開關(guān)速度等優(yōu)點［19-20］。根據(jù)器件封裝不同，IGCT主要分為非對稱型、逆導(dǎo)型和逆阻型。其中，非對稱和逆導(dǎo)型主要用于VSC場景，逆阻型則用于CSC場合。

相比器件外部串聯(lián)二極管，逆阻型IGCT避免了換流閥工程設(shè)計中器件特性不一致帶來的均壓難問題。另外，國內(nèi)已研發(fā)出逆阻型IGCT 器件，其斷態(tài)重復(fù)峰值電壓達到4.5 kV，最大可關(guān)斷電流達到6 kA，這為CSC 技術(shù)的發(fā)展提供了有利支撐［21-23］。因此，逆阻型IGCT是構(gòu)成可控關(guān)斷電流源型換流閥的理想器件。

1.2 可控關(guān)斷電流源型換流閥運行約束及拓撲

目前，可控關(guān)斷電流源型換流器主要應(yīng)用于交流傳動等中低壓場合［24-26］，控制方式多基于PWM。

PWM 電流源型換流器開關(guān)狀態(tài)需滿足以下運行約束：任意時刻（除去換相時）都只有兩組功率器件導(dǎo)通，上橋臂一組，下橋臂一組。公式（1）給出了具體的運行約束條件。

式（1）中：Sap、Sbp、Scp分別為A/B/C三相上橋臂的開關(guān)狀態(tài)，1為開通，0為關(guān)斷；San、Sbn、Scn為A/B/C三相下橋臂的開關(guān)狀態(tài)。

因此，電流源型換流器每一相橋臂有4 種開關(guān)狀態(tài)：①下橋臂開通上橋臂關(guān)斷；②下橋臂關(guān)斷上橋臂開通；③上下橋臂均開通；④上下橋臂均關(guān)斷［27］。構(gòu)建三值邏輯開關(guān)函數(shù)Sj，可表示為：

顯然，LCC 換流閥也滿足上述運行約束，是PWM電流源型換流器在工頻調(diào)制工況下的特例。LCC換流閥可以視作是PWM 電流源型換流器在工頻調(diào)制工況下的特例［28］。

因此，對于長距離、大容量特高壓直流輸電應(yīng)用場合，可將LCC與可控關(guān)斷功率器件相結(jié)合，形成一種可控關(guān)斷電網(wǎng)換相換流閥，拓撲結(jié)構(gòu)如圖1所示。圖1中紅框標注為交流故障穿越所需的第四橋臂，即：旁通閥支路。

圖1 基于IGCT的可控關(guān)斷電網(wǎng)換相換流閥拓撲Fig.1 Circuit topology of controllable switching-off LCC based on IGCT

正常情況下，可控關(guān)斷LCC 關(guān)斷的顯著特征為流過功率器件的電流幾乎為零，開關(guān)頻率為50 Hz，明顯區(qū)別于PWM 電流源型換流閥的中高頻大電流開斷。故障情況下，如發(fā)生逆變側(cè)交流低電壓，通過關(guān)斷信號調(diào)制，在橋臂承受反向電壓結(jié)束時刻強制關(guān)斷，可以避免換流閥無法關(guān)斷導(dǎo)致的換相失敗問題；如發(fā)生交流側(cè)非對稱性故障或嚴重的三相接地故障情況時，長時間的強制換相會引起的直流電壓振蕩及閥側(cè)過電壓問題，導(dǎo)致避雷器甚至換流閥損壞，因此采用投入旁通橋臂避免該現(xiàn)象。

可控關(guān)斷LCC可以利用全控器件的自關(guān)斷特性解決直流輸電受端換流閥換相失敗問題，避免了PWM電流源型換流閥中高開關(guān)頻率調(diào)制帶來的運行損耗以及相應(yīng)的復(fù)雜控制策略。同時，用于在運特高壓直流換流站升級改造時也可以充分利用已有設(shè)備（如交流濾波器組、換流變、直流場設(shè)備等），僅需替換LCC 換流閥，具有較好的技術(shù)經(jīng)濟性。

該拓撲下?lián)Q流閥脈沖觸發(fā)方式將不同于PWM，本文提出一種面向可控關(guān)斷LCC的改進相移觸發(fā)控制方法。該方式下?lián)Q流閥擁有與LCC相同的開通和線電壓強迫換相過程，同時，還擁有不同于LCC的可控關(guān)斷特性。

2 可控關(guān)斷LCC直流輸電觸發(fā)及故障控制策略

2.1 可控關(guān)斷LCC同步觸發(fā)控制策略

可控關(guān)斷LCC開通及電網(wǎng)線電壓強迫換相過程與LCC 完全一致，其關(guān)斷控制的核心問題就是如何確定關(guān)斷脈沖觸發(fā)時刻。

對于LCC，由直流輸電基本原理可知：觸發(fā)角、換相角與熄弧角之和為180°［29］。

第一種方法：已知觸發(fā)角α和換相角μ，求取α+μ之和，即為關(guān)斷脈沖所對應(yīng)的電角度。

換相角計算如式（3）所示。

式（3）中：dxN為額定相對感性壓降，Id和IdN分別為直流電流實際值和額定值，Udi0和Udi0N分別為理想空載直流電壓實際值和額定值。

對于LCC，最小關(guān)斷角要足夠大，應(yīng)使換流閥有足夠長的時間處于反向電壓作用下，以保證退出導(dǎo)通的橋臂能完全恢復(fù)阻斷能力。顯然，對于可控關(guān)斷LCC，在每個導(dǎo)通周期內(nèi)，可將換流閥橋臂重新承受正向電壓時刻作為關(guān)斷脈沖的最后觸發(fā)時刻，LCC 最小關(guān)斷角概念同樣適用于可控關(guān)斷LCC。

第二種方法：已知換流閥可控關(guān)斷角參考值γcs，間接得到關(guān)斷脈沖對應(yīng)電角度。

以上2 種方法均能得到換流閥關(guān)斷脈沖觸發(fā)信號，但后者無需實時求解換相角，僅需簡單的比較算法，工程實現(xiàn)更具優(yōu)勢。其中，PLL采用文獻［30］中并聯(lián)延遲信號消去算法。

本文提出一種基于非全周逆向鎖相環(huán)的可控關(guān)斷觸發(fā)脈沖信號生成策略，如圖2所示。

圖2 非全周逆向鎖相環(huán)關(guān)斷控制Fig.2 Switching-off control of non-full cycle reverse PLL

這里，以可控關(guān)斷LCC 接入50 Hz 交流系統(tǒng)中A相1 號閥為例。如圖2 所示，θ為基于A/C 線電壓的鎖相環(huán)相位，構(gòu)造非全周逆向鎖相環(huán)相位θ′= 300 -θ，“ON”“OFF”分別為換流閥的觸發(fā)脈沖開通和關(guān)斷時刻。開關(guān)觸發(fā)脈沖電平信號應(yīng)滿足如下邏輯表達式：

FP=TRUE∧(θ≥α) ∧((300 -θ) ≥γcs) （4）式（4）中：FP為觸發(fā)脈沖電平信號，γcs為換流閥可控關(guān)斷角參考值。

A相1號閥觸發(fā)脈沖依次滯后60°便可以得到2號閥至6號閥的觸發(fā)脈沖。

在給定γcs為1°，α為150°時，對以上可控關(guān)斷策略進行仿真驗證，結(jié)果如圖3所示。

圖3 非全周逆向鎖相環(huán)關(guān)斷控制仿真波形Fig.3 Simulation waveforms of non-full cycle reverse PLL switching-off control

由圖3可知，在某相橋臂承受正向電壓后，根據(jù)正向鎖相環(huán)信息，觸發(fā)角與θ比較后得到觸發(fā)脈沖的開通時刻。此后，橋臂在交流線電壓作用下完成強迫換相，換相結(jié)束后被換相的橋臂電流到零。最后，判斷非全相逆向鎖相環(huán)值小于γcs時，觸發(fā)脈沖關(guān)斷時刻產(chǎn)生。

相較于LCC，由于采用了可控關(guān)斷器件，可控關(guān)斷LCC 增加了關(guān)斷觸發(fā)脈沖信號，觸發(fā)脈沖的改變必然導(dǎo)致閥控單元與極控系統(tǒng)之間接口信號的改動［31］，如圖4虛線所示，需增加可控關(guān)斷使能信號。

圖4 極控系統(tǒng)與閥控單元之間接口信號Fig.4 Interface signal between pole control system and valve control unit

2.2 直流穩(wěn)態(tài)控制策略及故障穿越

混合直流輸電整流側(cè)采用LCC可以充分利用LCC技術(shù)成熟、投資成本低等優(yōu)點，逆變側(cè)采用可控關(guān)斷LCC可避免交流故障引起的換相失敗。

不同于VSC 構(gòu)成的混合直流輸電系統(tǒng)，常規(guī)LCC直流工程的電流/電壓裕度控制仍適用于可控關(guān)斷LCC 混合直流，即：較高直流電流指令站整流運行，較低直流電流指令站逆變運行。

根據(jù)逆變側(cè)熄弧角控制方式的不同，控制策略主要分兩種路線，路線I 逆變側(cè)角度控制選擇定修正關(guān)斷角控制器輸出，分接頭控制整流側(cè)直流電壓在額定值范圍內(nèi)；路線II 逆變側(cè)角度控制選擇定直流電壓控制器輸出，分接頭控制關(guān)斷角在一定范圍內(nèi)，兩種基本控制策略區(qū)別如表1所示。

表1 直流輸電基本控制策略Table 1 HVDC basic control strategy

LCC熄弧角可觀但不可控，然而，由于采用了全控型器件，可控關(guān)斷LCC關(guān)斷角既可觀又可控，存在觸發(fā)角和可控關(guān)斷角兩個自由度。

本文基于路線II提出改進的混合直流穩(wěn)態(tài)控制策略，將逆變側(cè)熄弧角閉環(huán)控制器改為基于可控關(guān)斷角的最大觸發(fā)角限幅器，如式（5）所示。

式（5）中，γCS為熄弧角參考值；Udi0I為逆變側(cè)理想空載直流電壓；Udi0NI為逆變側(cè)額定空載直流電壓；dxI為逆變側(cè)相對感性壓降；drI為逆變側(cè)相對阻性壓降；Id為實際直流電流；IdN為額定直流電流。

圖5給出了整個混合直流系統(tǒng)整流與逆變側(cè)的穩(wěn)態(tài)控制框圖。

圖5 混合直流輸電穩(wěn)態(tài)控制策略Fig.5 Steady-state control strategy for hybrid HVDC

混合直流輸電系統(tǒng)解鎖及直流線路故障再起動過程，與常規(guī)LCC直流完全一致。對于受端交流故障，不同于LCC，可以利用可控關(guān)斷LCC 的可控關(guān)斷特性和旁通支路完成交流故障穿越。

首先，對于交流低電壓故障，依靠換流閥關(guān)斷特性完成故障穿越；其次，當交流系統(tǒng)發(fā)生非對稱故障時，可控關(guān)斷LCC換流閥在故障相換相時的大電流關(guān)斷會造成嚴重的閥側(cè)過電壓及直流電壓大幅振蕩，需要投入旁通橋臂配合完成故障穿越過程。具體地，受端交流故障時需根據(jù)故障程度采取不同的控制策略，判據(jù)如下：

1）當交流電壓幅值小于定值1 時，可控關(guān)斷LCC換流閥可控關(guān)斷信號使能，閥控單元根據(jù)極控觸發(fā)脈沖向器件發(fā)送主動關(guān)斷信號。該策略主要針對交流低電壓等三相對稱性故障。

2）當零序交流電壓大于定值2或交流電網(wǎng)幅值小于定值3 時，旁通橋臂投入信號使能。該策略主要用于單相或多相不對稱交流故障。

根據(jù)可控關(guān)斷LCC 換流閥關(guān)斷特性，取定值1 為0.9 p.u，保證交流低電壓時逆變側(cè)不發(fā)生換相失敗，可以保證功率傳輸；取定值2 和定值3 分別為0.15 p.u 和0.3 p.u，判定交流系統(tǒng)發(fā)送非對稱故障或交流系統(tǒng)嚴重故障，投入旁通橋臂。

3 硬件在環(huán)仿真驗證

基于RTDS搭建混合直流輸電系統(tǒng)兩站換流閥及一次主電路模型，整流側(cè)為晶閘管換流閥，逆變側(cè)為可控關(guān)斷電流源換流閥，直流系統(tǒng)拓撲結(jié)構(gòu)如圖6所示。

圖6 混合直流輸電穩(wěn)態(tài)控制策略Fig.6 Steady-state control strategy for hybrid HVDC

直流控制保護系統(tǒng)采用實物控制器，通過半實物仿真對本文提出的混合直流輸電觸發(fā)策略、控制策略的有效性及故障穿越能力進行驗證，其中，一次主電路參數(shù)如表2所示。

表2 混合直流輸電系統(tǒng)主電路參數(shù)Table 2 Main circuit parameters of hybrid HVDC system

3.1 算例1：直流線路故障及重起動仿真

試驗條件：混合直流輸電系統(tǒng)極I 1 500 MW 功率運行，設(shè)置極I 直流線路中點接地故障，接地電阻 0.1 Ω，持續(xù)時間0.1 s。

試驗分析：如圖7所示，在0.05 s時刻發(fā)生故障，直流線路保護（行波、突變量）動作，直流系統(tǒng)進入直流線路重啟動時序，整流側(cè)進行再啟動強制移相觸發(fā)角先移相到120°再移相到160°，直流線路經(jīng)過一定時間去游離清除瞬時性故障后，整流側(cè)直流電流控制器使能，重新建立起直流電壓和電流，直流系統(tǒng)恢復(fù)功率傳輸。

圖7 整流側(cè)直流線路重啟過程Fig.7 DC line fault recovery process

3.2 算例2：逆變側(cè)單相接地故障仿真

試驗條件：混合直流輸電系統(tǒng)極I 1 500 MW 功率運行，設(shè)置極I 逆變側(cè)交流A 相接地故障，接地電阻0.1 Ω，持續(xù)時間0.1 s。

試驗分析：如圖8 所示，在0.05 s 時刻發(fā)生逆變側(cè)單相接地故障，逆變側(cè)控制系統(tǒng)零序交流故障檢測判據(jù)滿足定值動作，為避免閥側(cè)過電壓及直流電壓振蕩，觸發(fā)逆變側(cè)投入旁通橋臂。整流側(cè)檢測到直流低電壓后，低壓限流功能啟動限制故障直流電流；逆變側(cè)檢測判斷直流電流到零且交流故障消失后撤銷投入旁通對操作，直流系統(tǒng)進入正?；謴?fù)階段，最后重新建立起直流電壓和電流。

圖8 交流單相接地故障波形Fig.8 AC single-phase grounding fault waveform

3.3 算例3：逆變側(cè)交流低電壓故障仿真

試驗條件：混合直流輸電系統(tǒng)極I 1 500 MW 功率運行，設(shè)置極I 逆變側(cè)交流低電壓故障，交流低電壓0.7 p.u.，持續(xù)時間0.1 s。

試驗分析：如圖9 所示，在0.05 s 時刻發(fā)生逆變側(cè)交流低電壓至0.7 p.u.，逆變側(cè)控制器向可控關(guān)斷換流閥發(fā)送關(guān)斷脈沖信號，換流閥進行強制換相，確保不發(fā)生換相失敗導(dǎo)致直流斷續(xù)；由于三相對稱故障的強制換相不會引起直流電壓的大幅震蕩，因此逆變側(cè)控制邏輯不觸發(fā)投旁通橋臂指令。故障期間直流電壓降低，直流電流波動，但由于換流閥的可控關(guān)斷特性，有效地抵御逆變側(cè)換相失敗，保證換流閥正常換相，直流系統(tǒng)仍可進行功率傳輸，功率缺額最高為30%，相較于逆變側(cè)晶閘管換流閥換相失敗導(dǎo)致的功率缺額大幅減小，提升了交流系統(tǒng)的暫態(tài)穩(wěn)定性。

圖9 逆變側(cè)交流低電壓故障整流側(cè)波形Fig.9 Inverter side AC low voltage fault waveform

4 結(jié)語

本文通過分析各全控型功率器件在高壓直流輸電工程中的適用性，指出逆阻型IGCT是構(gòu)成電流源型換流閥的理想器件并給出可控關(guān)斷LCC拓撲。本文提出一種非全周逆向鎖相環(huán)關(guān)斷觸發(fā)方法、基于可控關(guān)斷LCC 的混合直流輸電穩(wěn)態(tài)控制策略及故障穿越策略，仿真試驗驗證了可控關(guān)斷LCC關(guān)斷觸發(fā)的正確性。

最后針對在運換流站技術(shù)改造，搭建了逆變側(cè)采用可控關(guān)斷LCC 的混合直流輸電仿真模型，通過交直流故障仿真驗證了所提策略的有效性，為受端換流站徹底解決換相失敗問題提供了思路；而在可控關(guān)斷LCC 閥di/dt引起的過壓方面，可以繼續(xù)開展閥避雷器絕緣配合方面的研究。