混合級(jí)聯(lián)多端直流系統(tǒng)的分階段協(xié)調(diào)故障穿越策略

喻建瑜，范棟琛，徐 凱，孔祥平，鄭俊超，戴強(qiáng)晟

（1. 國(guó)網(wǎng)江蘇省電力有限公司電力科學(xué)研究院，江蘇 南京 211103；2. 國(guó)家電網(wǎng)有限公司，北京 100031）

0 引言

近年來(lái)，為滿足新能源遠(yuǎn)距離大容量輸電和區(qū)域電網(wǎng)互聯(lián)的需求［1-2］，國(guó)內(nèi)外相繼投產(chǎn)了ABB Skagerrak 海峽4號(hào)雙極混合直流輸電、±800 kV 昆柳龍三端混合直流輸電［3］等工程?；旌现绷鬏旊娂夹g(shù)結(jié)合了基于電網(wǎng)換相換流器LCC（Line Commutated Converter）的常規(guī)直流輸電技術(shù)和基于模塊化多電平換流器MMC（Modular Multilevel Converter）的柔性直流輸電技術(shù)，可友好匹配送、受端系統(tǒng)，運(yùn)行方式靈活，控制模式多變［4］。

目前針對(duì)混合級(jí)聯(lián)多端直流系統(tǒng)的研究集中于穩(wěn)定性分析、控制保護(hù)裝置設(shè)計(jì)以及控制策略優(yōu)化等［5-8］。但受制于單一拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)和現(xiàn)有設(shè)備制造水平，混合級(jí)聯(lián)多端直流系統(tǒng)的應(yīng)用場(chǎng)景和適用范圍受限。文獻(xiàn)［9-10］提出了一種新型混合級(jí)聯(lián)多端直流系統(tǒng)拓?fù)?，其可?shí)現(xiàn)跨區(qū)域、大容量及多落點(diǎn)地饋入受端交流電網(wǎng)，具備更好的輸電可靠性和靈活性。文獻(xiàn)［11-18］研究了混合級(jí)聯(lián)多端直流系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的運(yùn)行特性及其控制保護(hù)策略。文獻(xiàn)［14-15］提出了混合級(jí)聯(lián)多端直流系統(tǒng)協(xié)調(diào)控制策略，該策略可避免故障時(shí)系統(tǒng)出現(xiàn)不平衡電流，實(shí)現(xiàn)LCC 和MMC 組之間的功率支援。文獻(xiàn)［16］提出了采用橋臂電流不平衡保護(hù)與換流器分步閉鎖策略，抑制站內(nèi)交流故障下子模塊過(guò)電壓應(yīng)力。

然而目前針對(duì)混合級(jí)聯(lián)多端直流系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的過(guò)負(fù)荷和故障穿越能力分析研究較少。特別地，當(dāng)受端交流系統(tǒng)發(fā)生短路故障時(shí)，受端換流站高端LCC 換相失敗，LCC 直流側(cè)旁通，同時(shí)受端交流系統(tǒng)短路故障引起MMC 組送出功率能力受阻，這將導(dǎo)致MMC 閥元件產(chǎn)生過(guò)壓過(guò)流問(wèn)題，進(jìn)而超過(guò)器件耐受能力。受端換流站分散接入交流電網(wǎng)的方案降低了LCC 與MMC 組間交流電場(chǎng)的耦合性，但若MMC 組功率器件長(zhǎng)期按照過(guò)負(fù)荷能力運(yùn)行（即以1.5倍額定電壓運(yùn)行）［17］，當(dāng)MMC組送出功率能力受阻時(shí)，仍會(huì)導(dǎo)致?lián)Q流閥子模塊所承受電壓超過(guò)1.5倍額定電壓，故障穿越能力受限，無(wú)法滿足換流閥故障穿越的要求，進(jìn)而危害系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行。為了解決上述問(wèn)題，文獻(xiàn)［18］配置暫態(tài)能量耗散裝置以便疏解交流系統(tǒng)短路故障時(shí)系統(tǒng)中盈余的功率。

本文從利用設(shè)備裕度滿足系統(tǒng)消能需要的角度出發(fā)，設(shè)計(jì)了一種分階段協(xié)調(diào)故障穿越控制策略。首先介紹了混合級(jí)聯(lián)多端直流系統(tǒng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)和相應(yīng)控制策略，并針對(duì)采用帶有電壓裕度的下垂組合控制器的混合級(jí)聯(lián)多端直流系統(tǒng)，分析其故障穿越能力受限來(lái)源于整流器的反下垂特性，為此設(shè)計(jì)了電壓裕度快通道控制環(huán)節(jié)和分階段協(xié)調(diào)故障穿越控制策略。仿真結(jié)果表明所提策略可以實(shí)現(xiàn)MMC 組內(nèi)、逆變側(cè)高低端間、整流逆變兩側(cè)的功率協(xié)調(diào)和配合，提高了系統(tǒng)的故障穿越能力，證明了所提策略的有效性。

1 MMC組交流故障工況特性分析

混合級(jí)聯(lián)多端直流系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)和典型控制系統(tǒng)見附錄A 圖A1—A4。單極等效電路示意圖和各站電壓-功率（U-P）特性曲線如圖1 所示。圖中：MMC1為主導(dǎo)站；MMC2和MMC3分別為輔助站1 和輔助站2；LCC-I、LCC-R分別為逆變側(cè)高端LCC和整流側(cè)LCC；Pdc、Pdc_Mi（i=1，2，3）和Pdc_R分別為直流側(cè)注入MMC 組、MMCi的有功功率和LCC-R 輸出的有功功率；Udc_M、Udc_I、Udc_R分別為MMC 組、LCC-I、LCC-R的直流電壓；Uth1、Uth2分別為第一、第二電壓裕度；Udc_M0為MMC 組的額定直流電壓；Pdc0為直流線路額定直流功率為MMCi的額定送出功率。

圖1 單極直流電路等效示意圖和各站U-P特性曲線Fig.1 Equivalent schematic diagram of unipolar DC circuit and U-P characteristic curve of each station

混合級(jí)聯(lián)多端直流系統(tǒng)拓?fù)渚哂休椛湫味喽讼到y(tǒng)的特點(diǎn)，優(yōu)先考慮利用設(shè)備的電壓裕度穿越故障，本文采用利用設(shè)備電壓裕度的U-P下垂組合控制策略［19］，控制策略框圖見附錄A 圖A5。該控制策略覆蓋1 個(gè)MMC 主導(dǎo)站及2 個(gè)MMC 輔助站組成的類三端直流系統(tǒng)，輔助站正常運(yùn)行時(shí)采用定直流功率控制，一旦主導(dǎo)站因故障失去定直流電壓控制作用，輔助站能夠穩(wěn)定地切換到定直流電壓控制，并作為平衡節(jié)點(diǎn)吸收系統(tǒng)的盈余功率。

當(dāng)整流側(cè)控制系統(tǒng)采用定直流電流控制模式時(shí)，直流側(cè)注入MMC組的有功功率Pdc可表示為：

式中：Idc0為直流電流參考值。以MMC1的額定送出功率、額定直流電流Idc0/3、額定直流電壓Udc_M0為基準(zhǔn)值，可得標(biāo)幺化后各電氣變化量的表達(dá)式為：

式中：ΔPdc為Pdc變化量，ΔUdc_M為Udc_M變化量，二者均為標(biāo)幺值。而當(dāng)整流側(cè)控制系統(tǒng)采用定直流功率控制模式時(shí)，直流側(cè)注入MMC組的有功功率Pdc為：

式中：Udc_I0為L(zhǎng)CC-I 額定直流電壓；Pdc_R0為L(zhǎng)CC-R 輸出的有功功率參考值。假設(shè)穩(wěn)態(tài)下MMC 組直流端口電壓與LCC-I 直流端口電壓相等，即Udc_M0=Udc_I0，由式（3）可進(jìn)一步計(jì)算得到標(biāo)幺化后各電氣變化量表達(dá)式為：

當(dāng)MMC1送出功率能力受阻時(shí)，忽略換流器損耗，直流系統(tǒng)功率盈余ΔPsp可表示為：

式中：ΔPdc_M1為主導(dǎo)站功率缺額（故障前、后主導(dǎo)站輸送功率差）；ΔPdc_M2和ΔPdc_M3分別為輔助站1 和輔助站2 故障前、后增發(fā)功率。由式（5）可知，當(dāng)交流側(cè)發(fā)生故障時(shí)，直流系統(tǒng)功率盈余由3 種形式構(gòu)成，分別是直流側(cè)饋入功率、故障站功率缺額以及支援站增發(fā)功率。當(dāng)功率缺額被直流饋入功率和增發(fā)功率完全補(bǔ)償時(shí)，系統(tǒng)可充分吸收盈余功率，增發(fā)功率和直流饋入功率的補(bǔ)償方式影響著系統(tǒng)吸收盈余功率的能力。其中，式（2）和式（4）表明，直流側(cè)饋入MMC組的功率ΔPdc隨MMC 兩端直流電壓升高呈線性增加。而單位電壓下，相比于定直流功率控制模式，整流側(cè)采用定電流控制模式會(huì)向MMC 組注入更多的有功功率，加速升壓過(guò)程，對(duì)MMC 故障穿越控制有著更高要求。因此，本文針對(duì)定直流電流控制模式的整流側(cè)控制系統(tǒng)，進(jìn)行故障特征分析及故障穿越策略設(shè)計(jì)。

結(jié)合圖1 和式（2）、（5），當(dāng)系統(tǒng)過(guò)渡到新的穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)，直流電壓穩(wěn)定，無(wú)功功率盈余，即ΔPdc=0，可得故障站功率缺額ΔPdc_M1與故障站直流電壓變化量ΔUdc_M的靜態(tài)特征關(guān)系，如圖2所示。

圖2 故障下ΔPdc_M1與ΔUdc_M的特征曲線Fig.2 Characteristic curve of ΔPdc_M1 and ΔUdc_M under fault conditions

圖2 中，ΔUth1和ΔUth2分別為第一電壓裕度和第二電壓裕度變化量，預(yù)先設(shè)置電壓裕度可保證系統(tǒng)運(yùn)行于最優(yōu)運(yùn)行點(diǎn)。OA段和EF段的斜率為-3，在這2 個(gè)階段下功率盈余將導(dǎo)致直流進(jìn)一步攀升，具有反下垂特性，為非穩(wěn)定狀態(tài)，其中ΔUdz為電壓死區(qū)。AB段斜率為KM1+KM2-3（KM1和KM2分別為輔助站1 和輔助站2 的下垂斜率），CD段斜率為KM2-3，這2段下垂曲線可以減小特性切換的暫態(tài)過(guò)程中出現(xiàn)的過(guò)調(diào)量。如果故障發(fā)生在輔助站1 網(wǎng)側(cè)，那么ΔPdc_M2-ΔUdc_M特性關(guān)系曲線相較于圖2 缺少第一電壓裕度，此時(shí)可簡(jiǎn)化AB段過(guò)程，輔助站2同理。

忽略電壓死區(qū)，圖2中各拐點(diǎn)的坐標(biāo)分別為：

式中：ΔPmax為MMC 單站送出的功率極限。混合級(jí)聯(lián)系統(tǒng)在進(jìn)行MMC 容量設(shè)計(jì)時(shí)需考慮N-1故障，當(dāng)主導(dǎo)站MMC 退出運(yùn)行時(shí)，剩余的輔助站可以保證傳輸1.5 倍正常運(yùn)行功率，即ΔPmax=0.5 p.u.。需要注意的是，當(dāng)MMC 交流部分存在緊密的電氣連接時(shí)，主導(dǎo)站側(cè)發(fā)生交流故障將導(dǎo)致輔助站交流電壓一同跌落，送出功率降低，且交流部分耦合程度越強(qiáng)，送出功率極限值ΔPmax越小。

組合控制策略中，以MMC 組匯集母線為公共直流母線，逆變側(cè)高端LCC表現(xiàn)為直流恒壓特性，為作用于整流側(cè)LCC 的直流電壓偏置，系統(tǒng)可視為L(zhǎng)CC-3MMC 形式的輻射型多端直流系統(tǒng)。由圖2 中點(diǎn)E坐標(biāo)可知，該系統(tǒng)可承受的最大功率缺額極限為2ΔPmax-3ΔUth2。對(duì)比于四端電壓源換流器（VSC）系統(tǒng)，單端故障下系統(tǒng)理論可承受的最大功率缺額為3ΔPmax。根據(jù)上述分析，這是由于整流側(cè)LCC 的反下垂特性導(dǎo)致系統(tǒng)功率補(bǔ)償能力削減，進(jìn)而導(dǎo)致系統(tǒng)缺失功率支援功能，同時(shí)直流側(cè)饋入MMC 組的功率變化量隨電壓升高線性增加，進(jìn)一步縮減了系統(tǒng)可承受的功率缺額極限量。

另一方面，由于系統(tǒng)可承受的最大功率缺額極限為2ΔPmax-3ΔUth2，其大小與預(yù)先設(shè)置的最高電壓裕度值成反比，且與輔助站1和輔助站2設(shè)置的下垂斜率值無(wú)關(guān)。當(dāng)MMC組內(nèi)采用電壓-功率下垂組合控制策略時(shí)，系統(tǒng)無(wú)法吸收由整流側(cè)LCC 反下垂特性所引起的注入MMC組盈余功率量，即3ΔUth2。因此，為實(shí)現(xiàn)整流側(cè)與逆變側(cè)之間的功率調(diào)控，本文提出了混合級(jí)聯(lián)多端直流系統(tǒng)分階段協(xié)調(diào)穿越控制策略。

2 混合級(jí)聯(lián)多端直流系統(tǒng)分階段協(xié)調(diào)故障穿越策略

2.1 電壓裕度快通道環(huán)節(jié)

圖3 為不同電壓裕度下ΔPdc_M1與ΔUdc_M的特征曲線。由圖可知，不同電壓裕度下的最大功率缺額極限值ΔPmaxdc_M1落點(diǎn)均位于線段EF上，這表明ΔPmaxdc_M1隨著第二電壓裕度增大而減小。

圖3 不同電壓裕度下ΔPdc_M1與ΔUdc_M的特征曲線Fig.3 Characteristic curves of ΔPdc_M1 and ΔUdc_M under different voltage margins

對(duì)于陰影區(qū)域EFG的任意一點(diǎn)，向橫軸投影，與線段EF的交點(diǎn)為該直流電壓下混合級(jí)聯(lián)多端直流系統(tǒng)可提供的最大補(bǔ)償功率量（可承受的功率缺額極限），此時(shí)功率缺額量明顯大于功率補(bǔ)償量，盈余功率向子模塊電容電壓充電，直流電壓進(jìn)一步提升，運(yùn)行點(diǎn)將離開預(yù)先設(shè)定的穩(wěn)定區(qū)域。因此，為保證混合級(jí)聯(lián)多端直流系統(tǒng)的故障穿越能力，穿越暫態(tài)過(guò)程中運(yùn)行點(diǎn)要盡可能地遠(yuǎn)離區(qū)域EFG，預(yù)留足夠的功率備用。

根據(jù)附錄A 圖A6 暫態(tài)運(yùn)行點(diǎn)軌跡分析，本文在圖A5 所示控制系統(tǒng)的基礎(chǔ)上增加電壓裕度快通道控制，如圖4所示。圖中：Udc_ref_max為最大直流電壓參考值；Ps、Ps_ref分別為交流側(cè)有功功率及其參考值；Isd_ref為交流電流d軸分量參考值。由圖可知，電壓裕度快通道控制無(wú)需經(jīng)過(guò)積分環(huán)節(jié)進(jìn)行電壓裕度快、慢通道的選擇切換，節(jié)省了延遲時(shí)間Td，而在進(jìn)行快通道解鎖時(shí)選擇對(duì)應(yīng)的比例積分（PI）參數(shù)，保留了積分環(huán)節(jié)進(jìn)而保證了輸出參考值的連續(xù)性?？焱ǖ澜怄i的判定條件可利用已測(cè)數(shù)據(jù)做插值，預(yù)測(cè)到達(dá)電壓裕度的時(shí)刻，當(dāng)其位于預(yù)先設(shè)定的時(shí)間窗內(nèi)時(shí)，快通道解鎖。

圖4 電壓裕度快通道控制框圖Fig.4 Block diagram of voltage margin fast channel control

2.2 分階段故障穿越策略

由第1 節(jié)分析可知，MMC 組受其交流功率送出限制，僅依靠MMC 組自身調(diào)節(jié)直流電壓的能力有限，而LCC 中配有低壓限流環(huán)節(jié)VDCOL（low Voltage Dependent Current Order Limiter），因此可通過(guò)配置LCC-MMC 組的協(xié)調(diào)控制策略，利用整流側(cè)LCC的VDCOL配合實(shí)現(xiàn)進(jìn)一步故障穿越。

根據(jù)整流側(cè)LCC 采用定直流電流控制模式時(shí)VDCOL 是否觸發(fā)，混合級(jí)聯(lián)多端直流系統(tǒng)的分階段協(xié)調(diào)控制策略可以分為2 個(gè)階段，如附錄A 圖A7 所示。第一階段，當(dāng)故障站功率缺額小于等于MMC 組最大功率補(bǔ)償極限時(shí)，由MMC 組調(diào)節(jié)匯集母線處的直流電壓至預(yù)先設(shè)定的電壓裕度，而逆變側(cè)高端LCC 調(diào)節(jié)直流線路處的直流電壓，防止直流線路過(guò)壓。第二階段，當(dāng)故障站功率缺額大于MMC 組最大功率補(bǔ)償極限時(shí)，MMC 直流母線電壓超過(guò)預(yù)先設(shè)定的最大電壓裕度，逆變側(cè)高端LCC 切換至協(xié)調(diào)控制策略，降低直流線路處的直流電壓，觸發(fā)整流側(cè)LCC的VDCOL，直流電流的減少使得饋入MMC 的直流功率降低，系統(tǒng)重新恢復(fù)至穩(wěn)態(tài)。

本文在逆變側(cè)高端LCC的定直流電壓控制器中增設(shè)二次低壓偏差控制環(huán)節(jié)VDEC（secondary low Voltage Dependent Error Contoller），控制框圖及其控制特性分別如附錄A 圖A8、A9 所示。由圖A9 可知，VDEC 的靜態(tài)特性由2 段不同斜率的線段組成。斜率較小的線段對(duì)應(yīng)MMC 組單獨(dú)調(diào)控過(guò)程，此時(shí)逆變側(cè)高端LCC 以穩(wěn)定輸電線路母線電壓為目標(biāo)，則要求VDEC 的斜率控制在一定范圍內(nèi)。斜率較大的線段對(duì)應(yīng)LCC-MMC 組協(xié)調(diào)控制過(guò)程，VDEC 的輸出量應(yīng)能觸發(fā)整流側(cè)LCC 的VDCOL，線段的斜率應(yīng)與VDCOL相互配合。

LCC-MMC 組協(xié)調(diào)控制過(guò)程中，逆變側(cè)高端LCC直流端電壓變化量ΔUdc_Ⅰ和MMC 組直流端電壓變化量ΔUdc_M之間的關(guān)系可以描述為：

式中：KVDEC和CVDEC分別為VDCE 特性曲線中斜率較大線段的斜率和截距。

同時(shí)根據(jù)附錄A 圖A10 所示VDCOL 靜態(tài)特性曲線，直流電流變化量ΔIdc將被限制為：

式中：KVDCOL和CVDCOL分別為VDCOL 特性曲線中的斜率和截距。

2.3 協(xié)調(diào)控制策略下的故障特性分析

整流側(cè)LCC 參與協(xié)調(diào)控制策略后，直流線路電壓和直流電流在VDCOL 的調(diào)節(jié)下過(guò)渡到新的穩(wěn)態(tài)，則饋入MMC組的直流功率變化量可用式（9）近似。

將式（7）和式（8）代入式（9）可得：

進(jìn)入?yún)f(xié)調(diào)控制前，輔導(dǎo)站和主導(dǎo)站MMC 已經(jīng)運(yùn)行于功率輸送的極限，將式（10）代入式（5），則饋入MMC組的直流功率變化量應(yīng)滿足：

式中：KCORD=-3［2-KVDCOL（KVDEC-1）］/2，為曲線斜率；ΔPCORD=2ΔPmax+3KVDCOLCVDEC/2+3CVDCOL，為曲線截距。

假設(shè)協(xié)調(diào)控制下主導(dǎo)站網(wǎng)側(cè)發(fā)生小擾動(dòng)記為ΔP′M1，則頻域下MMC直流電壓擾動(dòng)為：

式中：CMMC為等效電容。式（12）表明該傳遞函數(shù)有一個(gè)極點(diǎn)，即-KCORD/CMMC。則當(dāng)KCORD為正時(shí)，滿足KVDCOL（KVDEC-1）<2，此時(shí)可保證交流系統(tǒng)發(fā)生擾動(dòng)時(shí)，協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)仍能穩(wěn)定于設(shè)定的運(yùn)行點(diǎn)。

結(jié)合式（11），拓展可得分階段協(xié)調(diào)控制策略下故障主導(dǎo)站功率缺額變化量ΔPdc_M1與MMC 組直流電壓變化量ΔUdc_M的特征關(guān)系，如圖5 所示，圖中ΔUdz_Ⅰ為拓展后的電壓裕度值。如圖中線段HI所示，LCC-MMC 組分階段協(xié)調(diào)控制策略提高了混合級(jí)聯(lián)多端直流系統(tǒng)所能承受的最大功率缺額極限，加強(qiáng)了故障穿越能力。一方面，電壓裕度控制中由于定電流側(cè)控制反下垂特性造成的暫態(tài)過(guò)程失控的故障情況，可在協(xié)調(diào)控制作用下重新恢復(fù)穩(wěn)定運(yùn)行，如點(diǎn)a所示；另一方面，協(xié)調(diào)控制為功率缺額量超出MMC 組內(nèi)調(diào)節(jié)極限的故障提供了穩(wěn)定運(yùn)行點(diǎn)，如點(diǎn)b所示。由式（8）可進(jìn)一步得出，第二階段協(xié)調(diào)控制策略與故障點(diǎn)位置無(wú)關(guān)，僅與MMC 組達(dá)到送出功率極限時(shí)的狀態(tài)相關(guān)。

圖5 分階段協(xié)調(diào)控制策略下ΔPdc_M1與ΔUdc_M的特征曲線Fig.5 Characteristic curve of ΔPdc_M1 and ΔUdc_M under staged coordinated fault ride-through strategy

3 仿真驗(yàn)證

3.1 系統(tǒng)參數(shù)配置

在PSCAD／EMTDC 上搭建附錄A 圖A1 所示混合級(jí)聯(lián)多端直流系統(tǒng)仿真模型。直流輸電線路額定電壓為800 kV，額定直流電流為5 kA，MMC 組額定直流電壓為400 kV，單站額定功率為667 MW，橋臂子模塊個(gè)數(shù)為218（實(shí)際投入個(gè)數(shù)為200），子模塊電容值為18 mF。MMC 直流控制系統(tǒng)下垂控制等環(huán)節(jié)及LCC 直流控制系統(tǒng)VDCOL、VDEC 等環(huán)節(jié)的參數(shù)配置見附錄B 表B1。根據(jù)附錄B 表B1，可繪制仿真系統(tǒng)模型的故障靜態(tài)特性，如附錄B圖B1所示。

3.2 故障仿真分析

穩(wěn)態(tài)運(yùn)行方式下，MMC匯集母線電壓為1.00 p.u.，主導(dǎo)站輸出功率為0.93 p.u.，輔助站輸出功率為1.00 p.u.，無(wú)功功率均為0。逆變側(cè)高端LCC 直流側(cè)端電壓為1.00 p.u.，輸出功率為0.99 p.u.。在主導(dǎo)站變壓器網(wǎng)側(cè)設(shè)置三相對(duì)稱故障，通過(guò)設(shè)置不同的接地電阻值模擬故障電壓跌落深度，不同電壓跌落深度下主導(dǎo)站換流器產(chǎn)生的功率缺額量不同，根據(jù)運(yùn)行工況可以分為以下幾個(gè)階段。

1）電壓跌落范圍為［0.62，0.90］p.u.。

圖6 為故障工況下網(wǎng)側(cè)電流Iac和MMC 組兩端直流電壓Udc_M波形，圖中Iac和Udc_M均為標(biāo)幺值。當(dāng)電壓跌落程度較低時(shí)，主導(dǎo)站可以通過(guò)增大網(wǎng)側(cè)電流輸出以維持功率平衡。MMC 組直流電壓經(jīng)過(guò)短暫波動(dòng)后仍保持在額定工況下。故障前主導(dǎo)站輸出功率為0.93 p.u.，下垂控制啟動(dòng)階段可承受的功率缺額為-0.06 p.u.，通過(guò)電流最大限幅值1.60 p.u.可計(jì)算出，當(dāng)電壓跌落范圍為［0.62，0.90］p.u.時(shí)，僅通過(guò)主導(dǎo)站的定直流電壓控制即可實(shí)現(xiàn)這一階段的故障穿越。

圖6 故障工況下Iac和Udc_M波形（Uac∈［0.62，0.90］p.u.）Fig.6 Waveforms of Iac and Udc_M under fault conditions（Uac∈［0.62，0.90］p.u.）

2）電壓跌落范圍為［0.45，0.62）p.u.。

該故障工況下輔助站2 的有功功率、直流電壓波形如附錄B 圖B2 所示。由圖可知，隨著電壓繼續(xù)跌落，主導(dǎo)站交流電流達(dá)到限幅后，無(wú)法保證故障前后輸出功率相同，直流系統(tǒng)出現(xiàn)功率盈余，MMC 子模塊電容電壓充電，匯集母線電壓攀升，待越過(guò)電壓死區(qū)后，輔助站在下垂控制作用下增大送出功率，之后系統(tǒng)恢復(fù)穩(wěn)定運(yùn)行，隨著故障程度加深，直流電壓穩(wěn)定運(yùn)行點(diǎn)基本按照?qǐng)DB1 中線段AB軌跡上升。值得注意的是，由于輔助站下垂控制采用的連續(xù)性死區(qū)而非階躍死區(qū)，主導(dǎo)站交流側(cè)功率缺額為負(fù)數(shù)時(shí)仍存在穩(wěn)定工作點(diǎn)，其對(duì)應(yīng)電壓跌落范圍為［0.58，0.62）p.u.以內(nèi)的故障工況。

3）電壓跌落范圍為［0.23，0.45）p.u.。

該故障工況下輔助站2 的有功功率、直流電壓波形如附錄B 圖B3 所示。由圖可知，直流電壓穩(wěn)定于第一電壓裕度（1.10 p.u.），這表明輔助站1 已切換至電壓裕度控制，代替主導(dǎo)站作為平衡節(jié)點(diǎn)，吸收系統(tǒng)的盈余功率。該階段對(duì)應(yīng)于圖B1 中的線段BC，考慮到變壓器網(wǎng)側(cè)壓降及換流器損耗，點(diǎn)C橫坐標(biāo)存在約0.02 p.u.的誤差。換流器損耗變化量可視為恒常量，嚴(yán)重故障后主導(dǎo)站和輔助站在控制器的作用下，于交流出口處表現(xiàn)為恒定電流源，其幅值為限幅值，換流器內(nèi)部損耗大幅增加，等同于承擔(dān)了部分直流側(cè)的功率盈余。

4）電壓跌落范圍為［0.12，0.23）p.u.。

該故障工況下輔助站2 的有功功率、直流電壓波形如附錄B 圖B4 所示。由圖可知，當(dāng)輔助站1 達(dá)到其功率極限時(shí)，由輔助站2 接管定直流電壓控制，作為直流系統(tǒng)的平衡節(jié)點(diǎn)，直流電壓穩(wěn)定在預(yù)先設(shè)定的第二電壓裕度（1.15 p.u.），第二電壓裕度預(yù)測(cè)時(shí)刻通過(guò)對(duì)電壓值為1.12 p.u.和1.14 p.u.的時(shí)刻做線性插值得到，時(shí)間窗設(shè)置為0.30 s，比較時(shí)間窗和預(yù)測(cè)時(shí)刻判定快通道是否需要解鎖。

附錄B圖B5對(duì)比了電壓跌落至0.13 p.u.時(shí)，有、無(wú)配置電壓快通道控制環(huán)節(jié)的直流電壓波形圖。由3.1 節(jié)分析可知，僅依賴電壓裕度慢控制環(huán)節(jié)時(shí)，需要經(jīng)過(guò)2 次長(zhǎng)延時(shí)的PI 輸出量比較及解鎖激活過(guò)程，暫態(tài)過(guò)程運(yùn)行軌跡靠近最大功率補(bǔ)償?shù)臉O限，直流電壓超調(diào)量容易威脅到功率器件的最大耐受耐壓能力。而配置電壓裕度快通道控制使得輔助站2 的功率支援速度更快，能快速獲得第二電壓裕度附近MMC 組內(nèi)的緊急功率支撐，更小的電壓超調(diào)量以及更加快速地穩(wěn)定到預(yù)先設(shè)定的工作運(yùn)行點(diǎn)保障了系統(tǒng)的穩(wěn)定裕度。這一階段對(duì)應(yīng)圖B1 所示的線段DE，考慮到變壓器網(wǎng)側(cè)壓降及換流器損耗，點(diǎn)E橫坐標(biāo)存在約0.02 p.u.的誤差。

5）電壓跌落范圍為［0，0.12）p.u.及主導(dǎo)站閉鎖。

當(dāng)發(fā)生嚴(yán)重故障超出電壓裕度控制的穿越能力時(shí)，混合級(jí)聯(lián)多端直流系統(tǒng)控制模式將會(huì)切換至協(xié)調(diào)控制模式。該工況下的MMC 直流電壓、線路直流電壓、直流電流波形如附錄B 圖B6 所示。由圖可知，故障下的MMC 直流電壓特性同下垂控制相同，電壓穩(wěn)定運(yùn)行點(diǎn)隨故障嚴(yán)重程度線性變化，變化曲線基本符合圖B1中的線段HI。

協(xié)調(diào)控制下逆變側(cè)母線電壓和直流電流隨著故障加重而下降，變化規(guī)律滿足提前設(shè)定的靜態(tài)曲線。主導(dǎo)站全站閉鎖是功率缺額最嚴(yán)重的工況，相比于三相金屬接地故障增加了換流器損耗的缺額量，最大缺額值達(dá)到0.97 p.u.。附錄B 圖B7 對(duì)比了發(fā)生三相金屬接地后有、無(wú)VDEC 時(shí)直流電壓波形圖。根據(jù)式（6）計(jì)算，主導(dǎo)站功率缺額為0.93 p.u.，顯然超過(guò)了MMC 組能承受的最大缺額極限值0.75 p.u.，在缺少泄能裝置保護(hù)情況下，故障無(wú)法通過(guò)設(shè)備裕度實(shí)現(xiàn)穿越。而配置了VDEC 后，當(dāng)MMC 組直流母線電壓進(jìn)入VDEC 特性曲線的大斜率段時(shí)，送端LCC的VDCOL 相應(yīng)觸發(fā)，送、受端協(xié)調(diào)控制提高了系統(tǒng)可承受的最大功率缺額極限值，實(shí)現(xiàn)了通過(guò)設(shè)備裕度完成故障穿越過(guò)程。

根據(jù)上述仿真結(jié)果，可得到本仿真模型在不同電壓跌落深度下MMC 直流電壓的穩(wěn)態(tài)運(yùn)行點(diǎn)，如附錄B 圖B8 所示。該特性曲線由3 條直線和2 條下垂線組成，分別對(duì)應(yīng)以上5 個(gè)階段，系統(tǒng)可穿越變壓器網(wǎng)側(cè)金屬性接地故障及MMC 單站閉鎖的情況，MMC 最大瞬時(shí)直流電壓保持在1.33 p.u.以內(nèi)，最大穩(wěn)定運(yùn)行點(diǎn)的直流電壓為1.280 p.u.。仿真結(jié)果表明，本文提出的分階段協(xié)調(diào)故障穿越策略避免了由于整流側(cè)LCC 對(duì)故障MMC 組的反下垂特性帶來(lái)吸收系統(tǒng)盈余功率能力不足的問(wèn)題，可保證系統(tǒng)的故障穿越能力。

4 結(jié)論

本文針對(duì)基于LCC-MCC 組的混合級(jí)聯(lián)多端直流輸電系統(tǒng)在遭受不同程度故障時(shí)的靜態(tài)特性進(jìn)行了詳細(xì)分析，并提出分階段協(xié)調(diào)故障穿越控制策略。策略的第一階段為MMC 單獨(dú)調(diào)控過(guò)程，此階段可承受一定電壓跌落深度下的故障工況，即故障站功率缺額小于MMC 組最大功率補(bǔ)償極限時(shí)，由MMC 組調(diào)節(jié)匯集母線處的直流電壓至預(yù)先設(shè)定的電壓裕度，而逆變側(cè)高端LCC調(diào)節(jié)直流線路處的直流電壓，防止直流線路過(guò)壓。第二階段為L(zhǎng)CC-MMC 組共同調(diào)控過(guò)程，此階段可承受MMC 交流近端金屬接地或主導(dǎo)站閉鎖等嚴(yán)重故障工況，即故障站功率缺額大于MMC組最大功率補(bǔ)償極限時(shí)，逆變側(cè)高端LCC切換至協(xié)調(diào)控制策略，觸發(fā)整流側(cè)LCC 的VDCOL，系統(tǒng)充分吸收盈余功率，直流線路電壓穩(wěn)定。

分階段協(xié)調(diào)故障穿越控制策略給出了一種利用設(shè)備裕度抵御交流故障的保護(hù)方案，通過(guò)采用多個(gè)階段的協(xié)調(diào)控制模式實(shí)現(xiàn)不同嚴(yán)重程度的故障穿越，直流側(cè)無(wú)需能量耗散支路，直流受端多個(gè)換流器按照預(yù)先制定的運(yùn)行模式協(xié)調(diào)配合，疏散系統(tǒng)盈余功率，保證系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行。仿真結(jié)果表明，協(xié)調(diào)控制策略在不同故障深度下均能快速穩(wěn)定過(guò)渡到預(yù)先設(shè)定的穩(wěn)定運(yùn)行點(diǎn)，提高了混聯(lián)系統(tǒng)的故障穿越能力。

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