混合多饋入直流輸電系統(tǒng)連續(xù)換相失敗抑制策略

鐘明明， 夏成軍， 黎壽濤， 黃楚茵， 李成翔

(1. 華南理工大學(xué)電力學(xué)院，廣東 廣州 510640；2. 廣東省新能源電力系統(tǒng)智能運(yùn)行與控制企業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，廣東 廣州 510663；3. 直流輸電技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(南方電網(wǎng)科學(xué)研究院有限責(zé)任公司)，廣東 廣州 510663)

0 引言

隨著直流輸電工程[1]在大容量遠(yuǎn)距離輸電及區(qū)域電網(wǎng)互聯(lián)等領(lǐng)域的廣泛應(yīng)用，已經(jīng)出現(xiàn)多條基于電網(wǎng)換相換流器的高壓直流(line commutated converter based high voltage direct current，LCC-HVDC)線路與基于電壓源換流器的高壓直流(voltage source converter based high voltage direct current ，VSC-HVDC)[2—4]線路落點(diǎn)于同一交流系統(tǒng)的混合多饋入直流輸電系統(tǒng)[5]。例如，上海蘆潮港和浙江舟山嵊泗島之間運(yùn)行的LCC-HVDC與舟山五端VSC-HVDC工程[6]就形成了一個(gè)混合雙饋入直流輸電系統(tǒng)；南方電網(wǎng)昆柳龍直流輸電系統(tǒng)與其他多回LCC-HVDC構(gòu)成一個(gè)混合多饋入直流輸電系統(tǒng)。LCC-HVDC采用晶閘管作為換流元件，存在換相失敗現(xiàn)象[7—9]，而VSC-HVDC無(wú)換相失敗問(wèn)題，且可提供無(wú)功電壓支撐。如何利用VSC-HVDC的無(wú)功電壓支撐能力來(lái)改善多饋入直流輸電系統(tǒng)的故障恢復(fù)特性，尤其是抑制LCC-HVDC的連續(xù)換相失敗就成了一個(gè)熱點(diǎn)研究問(wèn)題。

針對(duì)如何抑制連續(xù)換相失敗，現(xiàn)有文獻(xiàn)主要從3個(gè)方面進(jìn)行改進(jìn)，分別是改進(jìn)直流電流參考值、快速增大越前觸發(fā)角以及提升換流母線電壓支撐。文獻(xiàn)[10—12]分階段分析了LCC-HVDC連續(xù)換相失敗的產(chǎn)生機(jī)理，提出電流偏差控制輸出的快速降低會(huì)引發(fā)連續(xù)換相失敗。文獻(xiàn)[11—13]均提出了改進(jìn)的低壓限流控制(voltage dependent current order limit,VDCOL)來(lái)抑制連續(xù)換相失敗，但這會(huì)導(dǎo)致LCC-HVDC傳輸?shù)挠泄β蕼p少，嚴(yán)重的會(huì)導(dǎo)致受端交流系統(tǒng)存在較大的有功缺額。文獻(xiàn)[14—15]提出根據(jù)臨界電壓來(lái)控制直流輸送功率的策略，改善直流系統(tǒng)的無(wú)功需求從而抑制連續(xù)換相失敗。文獻(xiàn)[16—19]提出換相失敗預(yù)測(cè)控制，在換相裕度不足時(shí)快速增大越前觸發(fā)角，增大換相裕度。文獻(xiàn)[20—21]分別提出基于關(guān)斷角和觸發(fā)角的無(wú)功協(xié)調(diào)控制策略，以此來(lái)提高LCC-HVDC抵御連續(xù)換相失敗的能力。文獻(xiàn)[22]分析諧波是直流故障恢復(fù)期間發(fā)生連續(xù)換相失敗的原因之一，提出基于諧波電壓補(bǔ)償?shù)倪B續(xù)換相失敗抑制策略。文獻(xiàn)[23—24]建立了LCC-HVDC逆變器關(guān)斷角、直流電流和VSC-HVDC輸出無(wú)功功率的關(guān)聯(lián)模型，在換相失敗可控域內(nèi)進(jìn)行優(yōu)化控制。文獻(xiàn)[25—26]分析了LCC-HVDC與VSC-HVDC之間的電氣距離以及VSC-HVDC系統(tǒng)控制器的調(diào)節(jié)速度對(duì)混合多饋入系統(tǒng)故障恢復(fù)特性的影響。

現(xiàn)有文獻(xiàn)提出的協(xié)調(diào)控制策略，其設(shè)計(jì)初衷是大幅增大VSC-HVDC的無(wú)功功率，為系統(tǒng)提供動(dòng)態(tài)無(wú)功支撐，這往往會(huì)導(dǎo)致故障清除后其輸出的有功功率受限，不利于系統(tǒng)功率恢復(fù)。文中提出了VSC-HVDC附加無(wú)功控制以及動(dòng)態(tài)功率限幅調(diào)節(jié)策略，充分利用VSC-HVDC的容量裕度，合理分配其輸出的有功功率與無(wú)功功率，可以較大限度提升混合多饋入直流輸電系統(tǒng)的故障恢復(fù)特性，提高系統(tǒng)運(yùn)行的穩(wěn)定性。最后在PSCAD/EMTDC軟件中驗(yàn)證了該協(xié)調(diào)控制策略的有效性。

1 混合多饋入直流輸電系統(tǒng)

1.1 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

文中所用混合多饋入直流輸電系統(tǒng)采用典型的混合雙饋入直流輸電系統(tǒng)模型，其拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1所示，Z1，Z2為整流側(cè)等值阻抗；Z′1，Z′2為逆變側(cè)等值阻抗；LCC-HVDC與VSC-HVDC之間的電氣距離用等值阻抗Z12表示。LCC-HVDC采用CIGRE模型[27]，其控制策略也與CIGRE模型保持一致；VSC-HVDC模型采用PSCAD官方模型。此系統(tǒng)可以看作是由實(shí)際復(fù)雜電力系統(tǒng)抽象得到的簡(jiǎn)化模型。

圖1 混合雙饋入直流輸電系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

1.2 LCC與VSC受端換流站控制策略

CIGRE直流輸電標(biāo)準(zhǔn)測(cè)試系統(tǒng)逆變側(cè)的控制結(jié)構(gòu)如圖2所示。其中，Ud_inv為逆變側(cè)直流電壓的測(cè)量值；Id_inv為直流電流的測(cè)量值；γm為逆變側(cè)熄弧角的測(cè)量值；γref為熄弧角參考值；Id_order為定電流給定參考值；Idr_order為最終送整流側(cè)的直流電流參考值；βinv_CC，βinv_CEA分別為逆變側(cè)定電流控制和定熄弧角控制輸出的越前觸發(fā)角參考值；βinv為最終越前觸發(fā)角參考值。由圖2可知，逆變側(cè)的控制主要由VDCOL、定電流控制、定熄弧角控制和電流偏差控制組成。

圖2 LCC-HVDC輸電系統(tǒng)逆變側(cè)的控制結(jié)構(gòu)

圖3 傳統(tǒng)的VSC矢量電流控制結(jié)構(gòu)

2 換相失敗的基本原理

在換相過(guò)程剛結(jié)束時(shí)，若剛退出導(dǎo)通的閥在反向電壓作用的一段時(shí)間內(nèi)未能恢復(fù)阻斷能力，或換相過(guò)程未能結(jié)束，則電壓轉(zhuǎn)向后被換相的閥將向原來(lái)預(yù)定退出導(dǎo)通的閥倒換相，稱之為換相失敗[7]。通常首次換相失敗都是由于逆變側(cè)交流系統(tǒng)故障導(dǎo)致?lián)Q流母線電壓快速跌落，換相裕度不足，最終熄弧角γ小于固有極限熄弧角γmin。而在此期間控制器還來(lái)不及響應(yīng)，因此首次換相失敗是很難避免的。逆變側(cè)熄弧角γ的計(jì)算公式為：

(1)

式中：k為逆變側(cè)變壓器變比；Id為直流電流；Xr為逆變側(cè)等效換相電抗；UL為逆變側(cè)交流母線線電壓有效值；β為逆變側(cè)越前觸發(fā)角。

連續(xù)換相失敗指直流輸電系統(tǒng)首次發(fā)生換相失敗后，再次發(fā)生換相失敗的現(xiàn)象[11,28]。連續(xù)換相失敗一般發(fā)生在直流系統(tǒng)的故障恢復(fù)過(guò)程中，此時(shí)部分電氣量已恢復(fù)到額定值左右，且直流系統(tǒng)的控制器有能力對(duì)系統(tǒng)進(jìn)行調(diào)節(jié)以保持系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行。因此，連續(xù)換相失敗主要是由決定γ大小的直流電流、換流母線電壓幅值和越前觸發(fā)角3個(gè)電氣變量互不配合及控制器交互不當(dāng)導(dǎo)致的[10]。

換相失敗的根本原因是熄弧角小于其固有極限熄弧角，根據(jù)連續(xù)換相失敗的機(jī)理，分析式(1)可知，可分別針對(duì)決定γ大小的3個(gè)主要電氣變量開(kāi)展抑制措施的研究[29]。文中重點(diǎn)從換流母線電壓角度進(jìn)行改進(jìn)，通過(guò)增加VSC-HVDC在故障期間輸出的無(wú)功功率，提高受端交流系統(tǒng)的無(wú)功電壓支撐強(qiáng)度，增大換相裕度。

3 混合多饋入直流輸電系統(tǒng)協(xié)調(diào)控制策略

為了解決VSC-HVDC因抑制連續(xù)換相失敗增發(fā)大量無(wú)功功率而導(dǎo)致輸送的有功功率受限的問(wèn)題，文中提出可以在故障初期大幅度增發(fā)無(wú)功功率，而當(dāng)受端換流母線電壓大于臨界換相電壓時(shí)，則通過(guò)動(dòng)態(tài)改變功率外環(huán)輸出的限幅值迅速減少輸出的無(wú)功功率，同時(shí)加快有功功率的恢復(fù)。因此，文中提出了基于熄弧角偏差的無(wú)功附加控制和在自適應(yīng)的電流限制策略[30]基礎(chǔ)上改進(jìn)的動(dòng)態(tài)功率限幅調(diào)節(jié)策略相結(jié)合的協(xié)調(diào)控制策略，其整體的結(jié)構(gòu)如圖4所示。該策略可以通過(guò)動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)功率外環(huán)輸出的上、下限幅值來(lái)改變其故障期間的暫態(tài)穩(wěn)定運(yùn)行點(diǎn)，快速改變VSC-HVDC輸出的有功功率和無(wú)功功率，既能在故障初期提供無(wú)功電壓支撐，又能較大限度保證有功功率的傳輸能力。

圖4 協(xié)調(diào)控制策略的整體結(jié)構(gòu)

3.1 基于熄弧角偏差的VSC-HVDC無(wú)功附加控制

為了充分利用VSC-HVDC無(wú)功補(bǔ)償?shù)哪芰Γ种芁CC-HVDC連續(xù)換相失敗，根據(jù)文中對(duì)換相失敗的機(jī)理分析，可以將故障時(shí)根據(jù)γ的偏差量計(jì)算得到的補(bǔ)償量ΔVac附加至VSC-HVDC的無(wú)功外環(huán)控制，使得VSC-HVDC能在換相裕度不足時(shí)產(chǎn)生更多的無(wú)功功率，并同時(shí)加快VSC-HVDC的響應(yīng)速度，提高VSC-HVDC對(duì)受端交流電壓的支撐能力?；谙ɑ〗瞧畹臒o(wú)功附加控制的邏輯框圖見(jiàn)圖5。

圖5 基于熄弧角偏差的無(wú)功附加控制的邏輯框圖

該控制計(jì)算得到補(bǔ)償值后還需要使能環(huán)節(jié)來(lái)控制其投入運(yùn)行。使能選擇信號(hào)為故障判別模塊的輸出信號(hào)，當(dāng)判別出故障發(fā)生時(shí)，其輸出信號(hào)置1，并維持到系統(tǒng)恢復(fù)至穩(wěn)態(tài)值。故障判別方法不是文中研究重點(diǎn)，詳細(xì)控制邏輯框圖參考文獻(xiàn)[31]。

3.2 動(dòng)態(tài)功率限幅調(diào)節(jié)策略

圖6 自適應(yīng)電流限制控制邏輯框圖

圖7 VSC-HVDC動(dòng)態(tài)功率限幅調(diào)節(jié)邏輯框圖

圖7中，iqlimmax，iqlimmin分別為初始設(shè)定的靜態(tài)無(wú)功的上、下限幅值，k1為速率限制器的斜率；Ulim為L(zhǎng)CC的臨界換相電壓，其計(jì)算公式見(jiàn)式(2)。其中，βN為逆變側(cè)的額定越前觸發(fā)角。

(2)

圖7中，iqlim1為根據(jù)瞬時(shí)功率理論計(jì)算得到，其計(jì)算公式為：

(3)

式中：QLCC為L(zhǎng)CC-HVDC從受端交流系統(tǒng)吸收的無(wú)功功率；Sb為系統(tǒng)容量的基準(zhǔn)值。根據(jù)鎖相環(huán)的控制理論，此處設(shè)定usq=0，usd=1，因此可得iqlim1的最終計(jì)算公式為：

iqlim1=QLCC/Sb

(4)

該控制策略包括如下部分：

(2) 斜率限制?？紤]到VSC-HVDC的調(diào)節(jié)速度較快，故加入斜率控制器限制無(wú)功的變化速率，提高系統(tǒng)的穩(wěn)定性。其速率控制器的斜率根據(jù)直流熄弧角偏差的大小來(lái)決定，即將熄弧角偏差經(jīng)過(guò)比例控制器并限幅后得到。

(3) 使能環(huán)節(jié)。該控制策略中的使能控制與3.1節(jié)中的相同。

通過(guò)采用文中所提的協(xié)調(diào)控制策略，VSC-HVDC在故障初期可以快速增發(fā)大量的無(wú)功功率，進(jìn)而使LCC-HVDC的直流電壓恢復(fù)速度加快，相應(yīng)地，經(jīng)VDCOL的直流電流參考值恢復(fù)速度也加快，因此在文中所提協(xié)調(diào)控制策略下，LCC-HVDC有功恢復(fù)速度將快于傳統(tǒng)控制策略下的恢復(fù)速度。同時(shí)雖然在故障初期文中所提的控制策略會(huì)因增發(fā)大量無(wú)功而導(dǎo)致其輸出的有功受到一定限制，但根據(jù)動(dòng)態(tài)功率限幅策略的控制邏輯，當(dāng)受端交流電壓大于臨界換相電壓時(shí)，控制器會(huì)迅速調(diào)節(jié)其限幅值，減少輸出的無(wú)功功率，進(jìn)而加快其有功功率的恢復(fù)。 而文獻(xiàn)[8]所提的限制型VDCOL策略，雖然能抑制連續(xù)換相失敗的發(fā)生，但由于存在與VDCOL輸出的直流電流參考值取小的環(huán)節(jié)，因此其直流電流的恢復(fù)速度將受到限制，有功功率的恢復(fù)速度也會(huì)慢于傳統(tǒng)的控制策略。因此，在有功功率恢復(fù)方面，文中所提控制策略是優(yōu)于其他控制策略的，可以較大限度提升直流系統(tǒng)的有功傳輸能力。

3.3 VSC-HVDC協(xié)調(diào)控制策略的實(shí)現(xiàn)流程

VSC-HVDC的協(xié)調(diào)控制策略主要包括基于熄弧角偏差的無(wú)功附加控制和動(dòng)態(tài)功率限幅調(diào)節(jié)策略兩部分，其實(shí)現(xiàn)流程如圖8所示。

圖8 VSC-HVDC協(xié)調(diào)控制策略的實(shí)現(xiàn)流程

其具體步驟如下：

(1) 從LCC-HVDC受端換流站采樣其從交流系統(tǒng)吸收的無(wú)功功率、換流閥熄弧角和直流電流，并通過(guò)通信網(wǎng)絡(luò)傳輸?shù)絍SC-HVDC控制系統(tǒng)；

(2) 故障判別模塊判斷是否發(fā)生故障，是則跳轉(zhuǎn)至步驟(3)，否則跳轉(zhuǎn)至步驟(5)；

(3) 求取iqlim1，Ulim；

(5) 采用靜態(tài)設(shè)定的iqlimmax和iqlimmin作為無(wú)功電流限幅的上、下限幅值；

文中所提VSC-HVDC協(xié)調(diào)控制策略的信號(hào)傳遞如圖9所示。

圖9 VSC-HVDC協(xié)調(diào)控制策略的信號(hào)傳遞

4 仿真分析

為了分析文中提出的協(xié)調(diào)控制策略在抑制LCC-HVDC換相失敗方面的效果，在PSCAD/EMTDC中搭建如圖1所示的混合雙饋入直流輸電系統(tǒng)模型。由于文中所提策略需要采樣LCC-HVDC換流站的電氣量后進(jìn)行傳輸，信號(hào)傳輸過(guò)程中存在時(shí)間延時(shí)，因此此策略更適用于各受端換流站之間電氣距離較近的情況，故線路阻抗值Z12設(shè)置為3.6+j8.3 Ω。同時(shí)考慮文中所提控制策略的適用場(chǎng)景，為充分驗(yàn)證其有效性，文中最大電流限制參考值i*lim設(shè)置為1.4 p.u.，受端交流系統(tǒng)短路比(short circuit ratio,SCR)值取為3。逆變側(cè)額定觸發(fā)角αN選取142°，最小關(guān)斷角γmin選取7°，LCC-HVDC和VSC-HVDC的其他主要參數(shù)見(jiàn)表1和表2。

表1 LCC-HVDC測(cè)試系統(tǒng)具體參數(shù)

表2 VSC-HVDC系統(tǒng)具體參數(shù)

同時(shí)，設(shè)置了4組不同的方案進(jìn)行對(duì)比分析，案例設(shè)置如下。

方案1：LCC-HVDC與VSC-HVDC均采用傳統(tǒng)控制策略。

方案2：LCC-HVDC采用文獻(xiàn)[11]所提的限制型VDCOL策略，VSC-HVDC采用傳統(tǒng)控制策略。

方案3：LCC-HVDC采用傳統(tǒng)控制策略，VSC-HVDC采用文中所提協(xié)調(diào)控制策略。

方案4：LCC-HVDC采用文獻(xiàn)[11]所提的限制型VDCOL策略，VSC-HVDC采用文中所提協(xié)調(diào)控制策略。

所有方案均對(duì)混合雙饋入系統(tǒng)仿真模型施加如下故障：系統(tǒng)穩(wěn)定后，于5.0 s時(shí)在LCC-HVDC受端換流母線處施加三相接地故障，接地阻抗為6.5+j6.5 Ω，故障持續(xù)0.1 s，仿真從4.9 s運(yùn)行至5.9 s。方案1、方案2、方案3和方案4時(shí)域仿真波形對(duì)比如圖10所示。

由圖10可知，方案1在受端交流系統(tǒng)故障后發(fā)生了2次換相失敗，導(dǎo)致直流系統(tǒng)輸送功率恢復(fù)較慢，且功率波動(dòng)較大，故障切除后LCC-HVDC有功恢復(fù)至90%用時(shí)196.2 ms。而方案2、3、4均能抑制連續(xù)換相失敗的發(fā)生，故障切除后LCC-HVDC有功恢復(fù)至90%用時(shí)分別為81.55 ms，62.20 ms，66.30 ms。但是從圖10受端電壓和直流電流的波形圖可以看出，方案2與方案3抑制連續(xù)換相失敗的思路有著明顯的區(qū)別。由直流電流的局部放大圖可知，方案2是通過(guò)減小故障恢復(fù)期間的直流電流來(lái)增大LCC-HVDC的換相裕度，LCC-HVDC傳輸?shù)挠泄β驶謴?fù)速率會(huì)較慢；方案3則充分利用了VSC-HVDC的容量裕度增發(fā)無(wú)功功率來(lái)提供無(wú)功電壓支撐，同樣提高了換相裕度，抑制了連續(xù)換相失敗的發(fā)生，且并沒(méi)有對(duì)直流系統(tǒng)傳輸有功的恢復(fù)進(jìn)行限制，故傳輸?shù)挠泄β驶謴?fù)速率較快。而方案4的故障恢復(fù)特性基本介于方案2和方案3之間，因采用2種改進(jìn)控制策略來(lái)抑制連續(xù)換相失敗，其抵御連續(xù)換相失敗的能力更強(qiáng)，但有功功率的傳輸能力有所限制，故該方案可用于VSC-HVDC的無(wú)功容量不足以補(bǔ)償系統(tǒng)無(wú)功缺額時(shí)的場(chǎng)景。

圖10 故障后逆變側(cè)控制系統(tǒng)響應(yīng)過(guò)程

為充分驗(yàn)證文中所提控制策略在不同故障嚴(yán)重程度下對(duì)連續(xù)換相失敗的抑制效果，仿真對(duì)比了三相對(duì)稱故障與非對(duì)稱故障下4種控制方案發(fā)生換相失敗的次數(shù)以及LCC-HVDC有功恢復(fù)至90%用時(shí)，以三相接地故障為例，其結(jié)果見(jiàn)表3—表6。

故障嚴(yán)重程度采用故障期間受端換流母線電壓跌落水平來(lái)表示。故障期間受端換流母線電壓有效值跌落在0.50～0.95 p.u.之間。三相接地故障時(shí)刻設(shè)置在5 s，故障持續(xù)時(shí)間為0.1 s。

由表3—表6可知，方案2、3、4均能有效抑制不同故障嚴(yán)重程度下的連續(xù)換相失敗。雖然3種方案均從抑制連續(xù)換相失敗的機(jī)理出發(fā)，但方案2以降低LCC-HVDC的傳輸有功為代價(jià)；而方案3的優(yōu)

表3 方案1中直流系統(tǒng)的恢復(fù)特性統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)

表4 方案2中直流系統(tǒng)的恢復(fù)特性統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)

表5 方案3中直流系統(tǒng)的恢復(fù)特性統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)

表6 方案4中直流系統(tǒng)的恢復(fù)特性統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)

勢(shì)在于可以充分利用VSC-HVDC的容量裕度，發(fā)揮其無(wú)功電壓支撐的能力，因此故障期間LCC-HVDC輸送功率的恢復(fù)速度會(huì)快于方案2；方案4則介于方案2和3之間。綜上，在混合多饋入直流輸電系統(tǒng)下，為充分發(fā)揮VSC-HVDC的無(wú)功電壓調(diào)節(jié)能力，方案3會(huì)優(yōu)于方案2，而當(dāng)VSC-HVDC的無(wú)功調(diào)節(jié)能力達(dá)到上限時(shí)則可選擇方案4。

5 結(jié)語(yǔ)

文中提出了混合多饋入直流輸電系統(tǒng)抑制連續(xù)換相失敗的協(xié)調(diào)控制策略，即基于熄弧角偏差的無(wú)功附加控制和動(dòng)態(tài)功率限幅調(diào)節(jié)策略相結(jié)合的控制策略。該策略將熄弧角裕度不足時(shí)的熄弧角偏差附加到VSC-HVDC的無(wú)功外環(huán)，加快在裕度不足時(shí)VSC-HVDC的響應(yīng)速度；又通過(guò)采用動(dòng)態(tài)功率限幅調(diào)節(jié)的控制策略，改變VSC-HVDC故障期間的暫態(tài)穩(wěn)定運(yùn)行點(diǎn)，既可以充分發(fā)揮VSC-HVDC無(wú)功快速調(diào)節(jié)的能力，快速補(bǔ)償故障恢復(fù)期間系統(tǒng)的無(wú)功缺額，抑制連續(xù)換相失敗的發(fā)生，又能較大限度提升故障恢復(fù)期間有功功率的傳輸能力。