混合三端直流輸電系統(tǒng)受端交流故障穿越協(xié)調(diào)控制策略

王成磊，濮永現(xiàn)，黃力文，唐 嵐，陳有為，胡紅文，魏可佳

（1.昆明理工大學(xué) 電力工程學(xué)院，云南 昆明 650051；2.中國(guó)電建集團(tuán) 昆明勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司，云南 昆明 650051；3.云南電網(wǎng)責(zé)任有限公司 曲靖供電局，云南 曲靖 655100）

0 引言

以晶閘管為核心換流器（Line commutated converter，LCC）的傳統(tǒng)高壓直流輸電系統(tǒng)（High voltage direct current transmission system，HVDC）被廣泛運(yùn)用于“西電東送”等能源工程。在運(yùn)行過(guò)程中，若逆變站交流母線電壓跌落10%以上，則極易引起LCC-HVDC換相失敗，進(jìn)而導(dǎo)致系統(tǒng)功率傳輸中斷[1]?；陔妷涸磽Q流器（Voltage source converter，VSC）的柔性直流輸電VSC-HVDC為主動(dòng)換流技術(shù)。應(yīng)用該技術(shù)可以實(shí)現(xiàn)即使受端發(fā)生嚴(yán)重交流故障，在輸出電流容量范圍內(nèi)，只要換流站交流側(cè)電壓不降低為0，則系統(tǒng)仍能維持一定的功率傳輸[2,3]。

將傳統(tǒng)直流輸電受端LCC更換為模塊化多電平電壓源換流器（Modular multilevel converter，MMC）的LCC-MMC型混合直流輸電技術(shù)，兼具兩種換流方式的優(yōu)勢(shì)，已成功運(yùn)用于烏東德混合三端特高壓直流輸電工程及白鶴灘受端混聯(lián)型輸電工程[4,5]。

當(dāng)LCC-MMC混合多端直流輸電系統(tǒng)受端發(fā)生交流故障時(shí)，故障換流站有功送出能力跟隨交流電壓跌落，幅度近似等比例降低，且有功送出上限值取決于輸出電流的限幅設(shè)定值。由于站間通信時(shí)滯等原因，送端電網(wǎng)短時(shí)間內(nèi)仍維持原電流定值，從而將穩(wěn)態(tài)額定有功全部送入直流系統(tǒng)，進(jìn)而造成送受端功率盈余。該盈余功率無(wú)法流入交流電網(wǎng)，只能構(gòu)成對(duì)MMC橋臂子模塊電容的充電；由于柔直系統(tǒng)具有低慣量特性，所以站間直流電壓在幾十毫秒內(nèi)迅速上升至直流電壓保護(hù)定值[6,7]。最終，換流站過(guò)壓閉鎖等衍生故障[8,9]發(fā)生，嚴(yán)重影響輸電系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運(yùn)行。

為此，當(dāng)受端交流故障時(shí)，快速消除及轉(zhuǎn)移送受端換流站間的盈余功率是抑制直流過(guò)電壓及維持輸電能量平衡的首要目標(biāo)。對(duì)此，現(xiàn)有研究主要集中于兩方面：

一方面，在不影響送端交流系統(tǒng)正常出力及運(yùn)行的情況下，為暫態(tài)過(guò)剩的能量提供一條新的泄能支路，即在輸電系統(tǒng)交流或直流側(cè)配置由大功率電力電子開(kāi)關(guān)器件和耗散電阻構(gòu)成的消能裝置。該方案已運(yùn)用到海上風(fēng)電工程。文獻(xiàn)[10-13]給出的方案是，分別在柔性直流輸電系統(tǒng)的送受端裝設(shè)由耗能電阻構(gòu)成的交直流消能裝置，實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)盈余功率的較精準(zhǔn)消納。但是，由于消能裝置配置量與柔直電網(wǎng)輸送總?cè)萘康谋戎荡笾聻?:1[9]，故其工程成本、占地面積、散熱問(wèn)題、能量浪費(fèi)等問(wèn)題較為突出。

另一方面，從附加控制策略的角度看，為減小送端注入功率[14]，有快速通信法、升頻法及降壓法等方法。文獻(xiàn)[15-18]給出了通過(guò)風(fēng)電場(chǎng)側(cè)換流站FMMC（Full MMC）升高頻率或降低交流母線電壓來(lái)實(shí)現(xiàn)故障期間風(fēng)電場(chǎng)減載運(yùn)行的方案。但是，利用風(fēng)場(chǎng)降壓、升頻法時(shí)有功降低速度較慢，易使風(fēng)機(jī)網(wǎng)側(cè)換流器過(guò)流；且受限于新能源場(chǎng)站頻率及電壓變化約束，有功下調(diào)范圍有限[19]。

此外，對(duì)于抑制直流過(guò)電壓，增大換流器等效電容、減緩過(guò)電壓上升速率、利用子模塊電容暫態(tài)過(guò)電壓裕度儲(chǔ)能等方法也有一定輔助作用。文獻(xiàn)[9,20,21]給出的思路是，盡限利用系統(tǒng)的儲(chǔ)能裕度對(duì)盈余功率進(jìn)行回收，最大限度地推遲耗能裝置投入。但該類方法對(duì)絕緣柵雙極晶體管、子模塊電容器的耐壓值和容量要求較高。

綜上，目前在關(guān)于盈余功率所致的直流過(guò)電壓?jiǎn)栴}研究中存在的問(wèn)題是研究對(duì)象較為單一，集中于純VSC型的端對(duì)端海上風(fēng)電輸電工程及四端環(huán)狀柔直電網(wǎng)。同時(shí)，針對(duì)不同的輸電系統(tǒng)，從附加外部電力電子耗能設(shè)備及換流器增設(shè)控制策略的角度看，采用不同的直流過(guò)電壓抑制措施各有優(yōu)缺點(diǎn)。此外，從換流器增設(shè)控制策略的角度看，現(xiàn)有文獻(xiàn)大多從送端換流站附加直流過(guò)電壓抑制策略角度出發(fā)，在受端故障時(shí)不能保證系統(tǒng)快速抑制站間直流過(guò)電壓。

基于上述分析，本文從無(wú)需增加外部設(shè)備、受端換流站增設(shè)控制輔助抑制直流過(guò)電壓的角度，在充分利用混合三端直流輸電拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)條件下，提出一種發(fā)揮送受端換流站調(diào)控能力的直流過(guò)電壓抑制策略。

首先，推導(dǎo)出不平衡功率存在期間直流過(guò)電壓表達(dá)式，進(jìn)而得到不平衡功率站間分布規(guī)律；然后，重點(diǎn)考慮受端不同故障情形所致的盈余功率消除問(wèn)題。

在受端定電壓主站網(wǎng)側(cè)交流故障的情形下，通過(guò)故障換流站MMC實(shí)時(shí)投入所設(shè)計(jì)的無(wú)功補(bǔ)償控制策略，從而在一定程度上提升受端電網(wǎng)的電壓穩(wěn)定性并輔助減小盈余功率值。

進(jìn)一步，若故障換流站MMC并網(wǎng)耦合點(diǎn)補(bǔ)償后的實(shí)際交流電壓有效值小于預(yù)設(shè)閾值，則故障換流站MMC自適應(yīng)投入所設(shè)計(jì)的MMC全橋自適應(yīng)負(fù)投入調(diào)制策略，以補(bǔ)償站間直流電壓的上升；同時(shí)整流站LCC短暫延時(shí)后投入定量調(diào)整電流指令值策略，以減小故障換流站MMC的子模塊的不平衡充電功率。

在受端主站閥側(cè)交流故障導(dǎo)致單極停運(yùn)時(shí)，故障極切換至半壓運(yùn)行模式并繼續(xù)維持故障期間串聯(lián)閥組的電壓均衡：故障極從站主動(dòng)跟隨主站降壓，相應(yīng)的高低壓閥組運(yùn)行模式切換至高壓閥組定直流電流控制策略及低壓閥組定電壓控制模式，以避免站間過(guò)電流及快速降低送端LCC注入功率。

1 LCC-MMC混合三端柔性直流輸電系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

LCC-MMC混合三端柔性直流輸電系統(tǒng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 LCC-MMC混合三端柔性直流輸電系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.1 Topology of LCC-MMC hybrid three-terminal flexible DC electric power transmission system

圖中，系統(tǒng)各換流站的輸電正負(fù)極由參數(shù)一致的高低壓閥組串聯(lián)組成。送端換流站單個(gè)閥組為雙十二脈動(dòng)LCC，采用定直流電流的控制方式，同時(shí)配置最小觸發(fā)角控制及低壓限流控制。兩受端換流站單個(gè)閥組為全橋子模塊占比不低于75%的混合型模塊化多電平換流器[22]。其中，作為定電壓主站的MMC2采用定直流電壓及定無(wú)功功率的控制方式；從站MMC1則采用定有功功率及定無(wú)功功率的控制方式，并輔以基于電壓—功率偏差的閥組均壓策略[23]。此外，每極高、低壓閥組的直流出口處都裝設(shè)有旁路刀閘BPI（By-Pass Isolator，BPI）及旁路開(kāi)關(guān)BPS（By-pass switch，BPS），以實(shí)現(xiàn)閥組在線投退的操作。

2 混合輸電系統(tǒng)受端交流故障下的直流過(guò)電壓機(jī)理

2.1 直流不平衡功率的站間分布規(guī)律

直流輸電系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)，直流電壓維持在額定值水平，即表征柔直換流站的交直流側(cè)功率平衡。當(dāng)受端換流站因交流系統(tǒng)故障或換流器閉鎖等原因?qū)е路€(wěn)態(tài)功率傳輸受阻或傳輸通道喪失時(shí)，若受端其他換流站的容量裕度不足以轉(zhuǎn)代多余的有功功率，且送端換流站由于站間通信等原因短時(shí)內(nèi)不能快速降低注入功率，直流輸電系統(tǒng)即存在不平衡功率。

對(duì)于本文研究的并聯(lián)型混合三端直流輸電系統(tǒng)，在不平衡功率存在期間，兩受端MMC換流站所承擔(dān)的不平衡功率滿足式（1）。

式中：ΔPΣ為系統(tǒng)不平衡功率總值，與受端換流站交流故障下的并網(wǎng)點(diǎn)交流電壓跌落幅度正相關(guān)；ΔPi為受端主從站各自承擔(dān)的不平衡功率值。

忽略換流站間的直流線路壓降，當(dāng)系統(tǒng)不平衡功率ΔPi在站間趨于穩(wěn)定分布后，可近似認(rèn)為受端各站的出口直流電壓基本一致，因而可得到穩(wěn)定后各站所承擔(dān)的不平衡功率比值為：

式中：t、t0為系統(tǒng)不平衡功率所存在的起始時(shí)間及結(jié)束時(shí)間；Ceq,1、Ceq,2為受端各MMC換流站的等效電容；Csm,1、Csm,2為受端MMC的單個(gè)子模塊電容值；1N、N2為MMC的每相橋臂子模塊總數(shù)。

由式（2）可知，受端各站所分配的不平衡功率ΔiP與各自的等效電容成正比。求解出受端單個(gè)換流站的不平衡功率值表達(dá)式為：

2.2 直流不平衡功率對(duì)MMC子模塊充電所致的直流過(guò)電壓機(jī)理

輸電系統(tǒng)存在直流不平衡功率時(shí)，該不平衡功率將對(duì)MMC子模塊充電，從而抬升MMC換流站的出口直流電壓。

為簡(jiǎn)化計(jì)算及推導(dǎo)暫態(tài)直流過(guò)電壓演變過(guò)程，以換流站單極輸電系統(tǒng)為例，如圖2所示的單端串聯(lián)高低壓閥組的直流側(cè)等效阻抗電路。

圖2 單極單端MMC直流側(cè)等效電路Fig.2 DC side equivalent circuit of unipolar single-ended MMC

圖2中：Udc為單極直流側(cè)輸出電壓值；Pdc、Pac分別為MMC直流側(cè)輸入功率與交流側(cè)輸出功率；Ceq,i、Req,i、Leq,i(i=1,2)分別為單個(gè)MMC等效電容、等效電阻及電感，其表達(dá)式[15]為：

式中：L0、R0為MMC單個(gè)橋臂的電抗及電阻。

MMC中L0、R0的取值一般較小，同時(shí)R0僅影響MMC子模塊的充電時(shí)間常數(shù)。因此，在系統(tǒng)不平衡功率對(duì)MMC子模塊的充電過(guò)程中，可忽略MMC等效電阻及等效電抗的較小影響。進(jìn)一步，可得出不平衡功率ΔPi存在期間，累積在單極單個(gè)MMC等效電容Ceq上的充放電能量差額為：

式中：ΔW為充放電能量差額，穩(wěn)態(tài)期間約為0；Δt為不平衡充電功率持續(xù)時(shí)間；Udc(0)為直流電壓初始穩(wěn)態(tài)額定值。

設(shè)充電期間ΔPi為常數(shù)，可推導(dǎo)出換流站單極直流電壓值Udc(Δt)表達(dá)式如式（6）所示。

由式（6）可知，柔直系統(tǒng)直流過(guò)電壓上升速率及幅值由各站不平衡充電功率值ΔPi、充電持續(xù)時(shí)間Δt、MMC等效電容值Ceq直接決定。

3 直流過(guò)電壓抑制協(xié)調(diào)控制策略

對(duì)于真雙極接線方式的特高壓LCC-MMC混合三端直流輸電系統(tǒng)，有必要根據(jù)輸電極高、低壓閥組的交流故障條件，合理設(shè)計(jì)不同的直流過(guò)電壓抑制策略?？紤]到同種故障情形下，在受端容量最大的定電壓主站功率傳輸通道受阻或喪失時(shí)，系統(tǒng)不平衡功率所致的直流過(guò)電壓最為嚴(yán)重，因此針對(duì)受端定電壓主站交流故障展開(kāi)研究。

3.1 雙極四閥組功率傳輸均受阻時(shí)直流過(guò)電壓抑制策略

考慮輸電系統(tǒng)受端發(fā)生網(wǎng)側(cè)交流故障條件，可充分利用MMC對(duì)交流電網(wǎng)動(dòng)態(tài)無(wú)功支撐的能力，在一定程度上提升受端電網(wǎng)的電壓穩(wěn)定性。鑒于此，通過(guò)設(shè)計(jì)合理的無(wú)功調(diào)控策略可使MMC盡限地補(bǔ)償并網(wǎng)點(diǎn)交流電壓的跌落量。

此外，受MMC換流站容量約束，MMC對(duì)并網(wǎng)點(diǎn)電壓的補(bǔ)償裕度不大。在受端存在較嚴(yán)重交流故障期間，并網(wǎng)點(diǎn)交流電壓有效值迅速減小，MMC換流器的功率輸送能力近似等比例下降；于是，受端換流站雙極四閥組功率傳輸均受阻，這將導(dǎo)致輸電系統(tǒng)雙極直流過(guò)電壓。

對(duì)于“西電東送”這種遠(yuǎn)距離輸電場(chǎng)景，送端依靠站間通信或根據(jù)本地電氣量測(cè)量信息降低不平衡注入功率的響應(yīng)調(diào)節(jié)速度較慢，易導(dǎo)致直流線路電壓短時(shí)越限[17]。因此，在故障初期，可考慮輸電系統(tǒng)通過(guò)受端本地MMC換流站附加控制策略的方式來(lái)輔助抑制站間直流過(guò)電壓。

根據(jù)張北柔直工程經(jīng)驗(yàn)可知，MMC子模塊電容運(yùn)行電壓上升至最高耐受電壓的時(shí)間遠(yuǎn)大于直流線路電壓上升至保護(hù)定值的時(shí)間[18]。因此，柔直換流站具有較大的電容電壓能量裕度。MMC可充分利用子模塊電容短時(shí)過(guò)電壓的能力來(lái)儲(chǔ)存一定的輸電系統(tǒng)不平衡能量。

同時(shí)，混合三端直流輸電系統(tǒng)受端為混合型MMC，全橋子模塊配置比例為75%?？紤]到全橋子模塊具有負(fù)投入的能力，因而設(shè)計(jì)合理的全橋自適應(yīng)負(fù)投入調(diào)制策略在故障初期投入，可補(bǔ)償站間直流電壓的上升并避免直流線路短時(shí)過(guò)壓停運(yùn)，這也有利于維持送端LCC對(duì)站間直流電壓及直流電流的調(diào)控能力。

此外，為減小子模塊電容的暫態(tài)過(guò)電壓應(yīng)力，送端LCC在短暫站間通信時(shí)延后，將以定量調(diào)整直流電流參考值的方式減小系統(tǒng)不平衡注入功率。

綜合上述分析，本文所設(shè)計(jì)的雙極直流過(guò)電壓抑制策略實(shí)現(xiàn)流程如圖3所示。

圖3 混合多端直流電網(wǎng)受端交流故障下的直流過(guò)電壓抑制策略流程Fig.3 DC overvoltage suppression strategy flow for hybrid multi-terminal DC power system with AC fault at the receiving-end

圖中的直流過(guò)電壓抑制策略的具體實(shí)現(xiàn)步驟為：

步驟1）。故障換流站（受端定直流電壓主站）MMC實(shí)時(shí)投入無(wú)功補(bǔ)償控制策略。

受端網(wǎng)側(cè)發(fā)生交流故障時(shí)，故障換流站MMC自適應(yīng)切入如圖4所示的無(wú)功補(bǔ)償控制策略。

圖4 MMC無(wú)功補(bǔ)償控制策略Fig.4 MMC reactive power compensation control strategy

圖4中：、為并網(wǎng)點(diǎn)參考電壓及實(shí)際電壓。取值為穩(wěn)態(tài)額定值，可保證MMC較大限度地提供無(wú)功補(bǔ)償交流電壓的跌落。Qrefn、為外環(huán)無(wú)功控制器穩(wěn)態(tài)參考值及故障期間參考值。Qmax為MMC無(wú)功約束值。

該無(wú)功補(bǔ)償控制策略以MMC并網(wǎng)點(diǎn)的交流電壓作為控制目標(biāo)。首先，通過(guò)比較實(shí)時(shí)獲得的并網(wǎng)點(diǎn)實(shí)際交流電壓有效值與其交流電壓參考值的偏差。然后，將該偏差經(jīng)PI（Proportional integral）控制算法得到的輸出與無(wú)功參考理論值計(jì)算求和，獲得不超過(guò)系統(tǒng)無(wú)功約束條件的無(wú)功動(dòng)態(tài)參考值Qr′ef。無(wú)功參考理論值其計(jì)算模塊為前饋環(huán)節(jié)，可由MMC交流出口處與交流電網(wǎng)之間的無(wú)功傳輸關(guān)系獲得；模塊配合PI控制的輸出，可實(shí)現(xiàn)故障期間無(wú)功的快速、精準(zhǔn)調(diào)控。

步驟2）。MMC控制模式切換。

經(jīng)步驟1）的MMC無(wú)功補(bǔ)償后，MMC實(shí)時(shí)比較并網(wǎng)點(diǎn)交流電壓與并網(wǎng)點(diǎn)預(yù)設(shè)閾值的大小，結(jié)果作為后續(xù)直流過(guò)電壓抑制策略的投入判據(jù)。其中，并網(wǎng)點(diǎn)預(yù)設(shè)閾值由柔直系統(tǒng)直流線路電壓上升至短時(shí)過(guò)電壓閾值與有功電流取值為限幅值idmax求解出。

參照文獻(xiàn)[9,19]，取值為1.1倍的額定直流電壓。因此，僅當(dāng)直流電壓幅值將超過(guò)額定值的1.1倍時(shí)才投入后續(xù)直流過(guò)電壓抑制策略，這樣可有效利用柔直系統(tǒng)的能量裕度儲(chǔ)存一部分的盈余功率，從而避免了送端換流站的頻繁功率急降。

較具體的控制切換步驟為：當(dāng)故障換流站并網(wǎng)點(diǎn)補(bǔ)償后的交流電壓有效值小于預(yù)設(shè)閾值時(shí)，輸電系統(tǒng)投入所設(shè)計(jì)的直流過(guò)電壓抑制協(xié)調(diào)控制策略，包括受端各MMC換流站投入全橋自適應(yīng)負(fù)投入調(diào)制策略，從站切換為定直流電壓控制模式，送端LCC短暫時(shí)延后定量減小直流電流參考值。

MMC全橋自適應(yīng)負(fù)投入調(diào)制策略如圖5所示。該策略的基本思想為：在受端交流故障導(dǎo)致直流電壓將超過(guò)直流線路短時(shí)過(guò)電壓閾值時(shí)，各換流站緊急負(fù)投入一定數(shù)量的全橋子模塊，以補(bǔ)償站間直流電壓的快速上升并使站間直流電壓維持在穩(wěn)態(tài)值附近，進(jìn)而保證送端LCC始終處于額定電流的可控模式。

圖5 MMC全橋自適應(yīng)負(fù)投入調(diào)制策略Fig.5 MMC full-bridge adaptive negative input modulation strategy

圖5中：iPΔ、tΔ分別為各換流站所分擔(dān)的不平衡功率值及充電持續(xù)時(shí)長(zhǎng)。UCSM為預(yù)設(shè)的子模塊電容電壓值，在控制中取為穩(wěn)態(tài)額定值。Nfull為每相所需產(chǎn)生負(fù)電平的全橋子模塊總數(shù)。MMC穩(wěn)態(tài)基本參數(shù)包括子模塊電容值及額定電容電壓、每相額定子模塊投入總數(shù)。為故障期間目標(biāo)直流電壓值，該值可根據(jù)具體輸電系統(tǒng)取值；為了保障送端LCC對(duì)直流電流的調(diào)控能力，取值為穩(wěn)態(tài)額定值。

穩(wěn)態(tài)運(yùn)行期間，在采用常規(guī)NLM（Nearest level modulation）調(diào)制方式下，MMC每相上下橋臂投入的子模塊總數(shù)恒為定值N。當(dāng)受端網(wǎng)側(cè)交流故障時(shí)，MMC全橋自適應(yīng)負(fù)投入調(diào)制策略根據(jù)系統(tǒng)的不平衡功率值等參數(shù)，自適應(yīng)計(jì)算出滿足要求的全橋子模塊負(fù)投入總數(shù)，從而使MMC每相上下橋臂輸出的直流電壓之和趨向于所設(shè)的目標(biāo)直流電壓值。從能量平衡的角度，在故障期間的一定時(shí)間間隔內(nèi)（如4 ms），每相上下橋臂所有子模塊都會(huì)投入或切除[20]。因此，在不平衡功率一定的情況下，為MMC充電的不平衡功率可近似認(rèn)為平均存儲(chǔ)在每相的所有子模塊中，即子模塊電容電壓上升幅度不受同一時(shí)刻負(fù)電平投入個(gè)數(shù)的影響。

將該MMC全橋自適應(yīng)負(fù)投入調(diào)制策略直接作用于換流器閥級(jí)控制，以快速、精準(zhǔn)地抑制站間短時(shí)直流過(guò)電壓。此外，當(dāng)送端LCC采取所述的控制策略后，受端MMC也能根據(jù)輸電系統(tǒng)不斷減小的不平衡功率值PΔ，自適應(yīng)降低全橋子模塊的負(fù)投入個(gè)數(shù)，并最終恢復(fù)至每相子模塊全為正投入的運(yùn)行狀態(tài)。

圖6給出了送端LCC定量調(diào)整直流電流指令值策略：經(jīng)過(guò)短暫時(shí)延T（含站間通信及控制切換）后，送端LCC根據(jù)受端各換流站所能傳輸?shù)挠泄?shí)際值定量下調(diào)直流電流指令值，從而較快地減小受端MMC子模塊的不平衡注入功率，并配合受端從站保障故障期間直流電壓維持在預(yù)設(shè)目標(biāo)值附近。

圖6 送端LCC換流站定量調(diào)整電流指令值策略Fig.6 The current instruction value strategy for quantitative adjustment of the LCC converter station at the sending-end

圖6中：Idr,N、Idr為送端LCC定直流電流方式的穩(wěn)態(tài)額定值及參考值。Udc,N為故障期間目標(biāo)直流電壓預(yù)設(shè)值。為MMC并網(wǎng)點(diǎn)實(shí)際交流電壓有效值。為定電壓主站故障期間所能傳輸?shù)挠泄?shí)際值；該值大小取決于與有功電流限幅值idmax，經(jīng)瞬時(shí)功率理論計(jì)算得出。為從站傳輸功率上限值；該值體現(xiàn)了故障期間從站承擔(dān)調(diào)控系統(tǒng)直流電壓的任務(wù)，并較大程度保障輸電送端的有功傳輸量。

3.2 單極單閥組功率傳輸通道喪失時(shí)直流過(guò)電壓抑制策略

在換流器發(fā)生內(nèi)部交流故障情形下，柔直系統(tǒng)采用快速閉鎖換流器、斷開(kāi)交流斷路器的控保措施，這將導(dǎo)致?lián)Q流器的交流功率傳輸通道喪失。在受端主站單閥組因內(nèi)部交流故障閉鎖停運(yùn)時(shí)，故障極主站所承擔(dān)的直流電壓迅速跌落至穩(wěn)態(tài)值的一半，而故障極從站直流電壓短時(shí)繼續(xù)維持穩(wěn)態(tài)值。因而，故障極主從站之間極不平衡的電壓差額將使從站直流電流迅速反向，進(jìn)而導(dǎo)致主站嚴(yán)重的直流過(guò)電流。同時(shí)，故障極主站所能輸送的功率值減半，這將很快導(dǎo)致輸電系統(tǒng)單極直流過(guò)電壓。

故在該功率傳輸通道喪失的故障情形下，有必要同時(shí)考慮故障初期的站間直流過(guò)電流及不平衡功率充電所致的單極直流過(guò)電壓。為此，所設(shè)計(jì)的故障期間高低壓閥組間的協(xié)調(diào)控制策略如圖7、8所示。圖7中，、分別為從站直流電流實(shí)測(cè)值及穩(wěn)態(tài)額定值，Udc,N、Usd分別為直流電壓穩(wěn)態(tài)值及網(wǎng)側(cè)交流電壓d軸分量。圖8中，is為交流側(cè)有功電流前饋值。

圖7 故障極從站高閥組定直流控制策略Fig.7 DC control strategy for high valve group of fault pole secondary station

圖8 從站低壓閥組定電壓控制框圖Fig.8 Voltage control block diagram of low voltage valve group of secondary station

此外，考慮到正負(fù)極輸電網(wǎng)絡(luò)可獨(dú)立控制功率的特點(diǎn)，故障期間非故障極可通過(guò)滿載運(yùn)行的方式來(lái)轉(zhuǎn)代故障極存在的部分不平衡功率，從而使受端盡可能多地送出發(fā)電端的功率。

故障期間，故障極從站的高壓閥組由穩(wěn)態(tài)定交流有功功率控制切換至定直流電流控制策略。同時(shí)，NLM調(diào)制環(huán)節(jié)中電壓參考值自動(dòng)取值為0.5Udc,N。

故障時(shí)，為正值的迅速減小并很快過(guò)零，因而為負(fù)值的從站直流電流偏差經(jīng)PI控制再加上前饋量is后，將很快減小內(nèi)環(huán)有功電流參考值is。其中，is可由故障期間維持MMC閥組交直流側(cè)功率平衡的這一控制目標(biāo)求解出。

此外，圖7中為限幅環(huán)節(jié)的下限值，其取值大小為穩(wěn)態(tài)定有功控制方式的限幅下限值，保持不變。限幅環(huán)節(jié)的上限值取值為-is。該取值的目的為故障初期，PI控制器的輸出跟隨迅速減小is。當(dāng)受端換流站在調(diào)整MMC交流側(cè)實(shí)際有功電流isd跟蹤is的過(guò)程中，isd一直小于或等于-is。從能量平衡的角度，-is的取值保證了MMC交流側(cè)有功始終大于或等于直流側(cè)有功，從而在一定程度上加快了故障時(shí)故障極從站MMC的降壓響應(yīng)速度。

該控制以直流電流為直接控制目標(biāo)，負(fù)責(zé)向內(nèi)環(huán)電流控制提供有功電流指令值is，并配合前述的NLM調(diào)制環(huán)節(jié)，從而在故障極從站主動(dòng)跟隨主站降壓運(yùn)行的同時(shí)實(shí)現(xiàn)故障初期主從站之間直流過(guò)電流抑制。

圖8中，εth為穩(wěn)態(tài)運(yùn)行期間直流電流允許的預(yù)設(shè)變化率。故障瞬間，故障極從站的實(shí)測(cè)直流電流變化率/dt與εth滯回比較。該控制的切換判據(jù)滿足，則故障極從站低壓閥組自適應(yīng)切換為定直流電壓控制，且電壓參考值取值為0.5Udc,N。

綜合圖7、8的控制策略可知，在故障期間，受端以半壓運(yùn)行的方式快速降低送端LCC的不平衡注入功率，從而實(shí)現(xiàn)單極直流過(guò)電壓的抑制。同時(shí)，在閥組間均壓控制策略失效的情況下，故障極從站高低壓串聯(lián)閥組采用圖7、8所示的協(xié)調(diào)控制策略，這有利于繼續(xù)維持閥組之間的直流電壓均衡。

4 仿真分析

利用PSCAD/EMTDC仿真軟件搭建圖1仿真模型。以單閥組為例，輸電系統(tǒng)的各項(xiàng)參數(shù)如表1所示。

表1 LCC-MMC混合直流輸電系統(tǒng)的輸電設(shè)備主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of transmission equipment in LCC-MMC hybrid DC transmission system

針對(duì)輸電系統(tǒng)受端MMC網(wǎng)側(cè)及閥側(cè)發(fā)生交流故障2種情形，對(duì)比分析下述控制方式下的系統(tǒng)直流過(guò)電壓抑制效果。

控制方式1：輸電系統(tǒng)僅配備穩(wěn)態(tài)基本協(xié)調(diào)控制策略。

控制方式2：輸電系統(tǒng)在故障期間投入本文所提協(xié)調(diào)控制策略。

4.1 受端網(wǎng)側(cè)交流故障下的雙極直流過(guò)電壓抑制仿真驗(yàn)證

設(shè)置在3 s時(shí)受端主站網(wǎng)側(cè)發(fā)生三相交流接地故障。故障期間交流電壓跌落量為65%。站間通信延時(shí)與控制延時(shí)之和為40 ms[20]。輸電系統(tǒng)仿真結(jié)果如圖9所示。

圖9 MMC網(wǎng)側(cè)交流故障時(shí)雙極直流過(guò)電壓抑制仿真結(jié)果Fig.9 Simulation results of bipolar DC overvoltage suppression under AC fault in MMC network

當(dāng)主站MMC的交流電網(wǎng)側(cè)發(fā)生較嚴(yán)重三相交流故障時(shí)，在輸電系統(tǒng)保持穩(wěn)態(tài)的基本協(xié)調(diào)控制策略（控制方式1）不變工況下，由圖9（e）、（f）可知，MMC外環(huán)有功類控制器迅速增大有功電流至本仿真模型的限幅值；但由于MMC交流并網(wǎng)點(diǎn)的交流電壓有效值跌落幅度較大，主站MMC閥組的有功傳輸能力大幅降低，其通過(guò)調(diào)控系統(tǒng)有功從而維持直流電壓穩(wěn)定的功能完全喪失。

與此同時(shí)，由圖9（h）可知，由于主站MMC的功率傳輸通道受阻，輸電系統(tǒng)直流電網(wǎng)產(chǎn)生的盈余功率只能對(duì)MMC子模塊充電，因而MMC子模塊電容電壓迅速增大，且子模塊電容電壓最高峰值大致為穩(wěn)態(tài)額定值的1.4倍左右。

進(jìn)一步，MMC子模塊電壓升高迅速抬升了圖9（c）所示的系統(tǒng)直流電壓，且故障期間直流電壓一直維持在額定值的1.1倍以上。

此外，由圖9（b）可知，當(dāng)受端MMC直流電壓大幅度增大，送端LCC只能試圖以減小觸發(fā)角的方式繼續(xù)維持送受端穩(wěn)態(tài)電壓差額；但當(dāng)LCC觸發(fā)角減小至最小下限值5°時(shí)，LCC便失去了調(diào)控系統(tǒng)直流電流的能力，因而圖9（a）中送端直流電流被迫迅速跌落，且在直流電流跌落的過(guò)程中存在送端功率傳輸中斷的風(fēng)險(xiǎn)。

當(dāng)輸電系統(tǒng)配備本文所提出的直流過(guò)電壓抑制協(xié)調(diào)控制策略（控制方式2）后，故障時(shí)主站實(shí)時(shí)投入無(wú)功補(bǔ)償控制策略，則MMC盡限發(fā)出的無(wú)功功率如圖9（g）所示。由于交流故障較為嚴(yán)重，經(jīng)MMC無(wú)功補(bǔ)償后的并網(wǎng)點(diǎn)實(shí)際電壓遠(yuǎn)大于預(yù)設(shè)閾值，則輸電系統(tǒng)送受端換流器按步驟投入相應(yīng)的協(xié)調(diào)控制策略。

為盡快抑制站間直流電壓上升至額定值的1.1倍，如圖9（d）所示，受端各站MMC首先根據(jù)所承擔(dān)的盈余功率值等，自適應(yīng)負(fù)投入一定數(shù)量的全橋子模塊。由圖9（c）可知，由于MMC定量減小了每相等效正投入的子模塊總數(shù)，受端直流電壓將在穩(wěn)態(tài)額定值附近波動(dòng)，從而避免了站間直流電壓上升而導(dǎo)致的直流線路停運(yùn)。

同時(shí)，由圖9（a）（b）可知，故障期間送端LCC始終處于定電流的可控狀態(tài)。當(dāng)受端定電壓主站的實(shí)際有功傳輸值經(jīng)站間通信傳遞給送端后，送端LCC則通過(guò)增大觸發(fā)角的方式來(lái)主動(dòng)降低直流電流值至2.75 kA附近。

由圖9（d）（h）可知，由于送端減小了直流輸電系統(tǒng)的不平衡功率，受端MMC的子模塊電容電壓很快恢復(fù)至穩(wěn)態(tài)額定值1.82 kV附近，MMC每相等效正投入子模塊總數(shù)也自適應(yīng)恢復(fù)至穩(wěn)態(tài)值350附近。

此外，由圖9（i）可知，在換流站容量允許范圍內(nèi)，故障期間受端從站較大限度地傳輸了輸電送端有功，并承擔(dān)了調(diào)控系統(tǒng)直流電壓的任務(wù)。

4.2 受端閥側(cè)交流故障下的單極直流過(guò)電壓抑制仿真驗(yàn)證

在系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行至4 s時(shí)，假設(shè)受端主站輸電正極高壓閥組因閥側(cè)交流故障閉鎖停運(yùn)。該情形下，輸電系統(tǒng)在控制方式1、2下的電氣量響應(yīng)特性如圖10所示。

圖10 MMC閥側(cè)故障閉鎖時(shí)單極直流過(guò)電壓抑制仿真Fig.10 Simulation of unipolar DC overvoltage suppression in MMC valve-side fault blocking

系統(tǒng)僅配備常規(guī)的控制策略（控制方式1）條件下，當(dāng)受端主站輸電正極高壓閥組退出運(yùn)行時(shí)，該主站正極僅低壓閥組承擔(dān)直流電壓輸出。

故障瞬間主站正極低壓閥組輸出直流電壓為穩(wěn)態(tài)額定值，從站正極直流電壓保持雙閥組直流輸出電壓值。因而，正極主從站之間極不平衡的直流電壓差額導(dǎo)致正極主站MMC短時(shí)過(guò)直流電流。圖10（d）中主站所出現(xiàn)的嚴(yán)重短時(shí)直流過(guò)電流，其峰值為圖10（a）中送端LCC直流電流與圖10（h）中從站MMC直流電流的絕對(duì)值之和。

由圖10（h）（i）可知，故障瞬間從站MMC的直流電流及有功功率傳輸方向過(guò)0，即從站產(chǎn)生了潮流反轉(zhuǎn)現(xiàn)象。該功率的反向傳輸，降低了與從站相連接的交流電網(wǎng)的穩(wěn)定性。

進(jìn)一步，由于受端主站正極高壓閥組功率傳輸通道喪失，正極輸電系統(tǒng)即存在不平衡功率。該不平衡功率迅速對(duì)MMC子模塊充電。由圖10（c）（e）（g）可看出，受端主從站正極MMC的子模塊電容電壓及站間直流電壓迅速上升，且正極主站低壓閥組MMC的子模塊電容過(guò)電壓現(xiàn)象嚴(yán)重。在實(shí)際運(yùn)行中，該過(guò)電壓幅值將導(dǎo)致MMC子模塊的不可逆損壞。

同時(shí)，由圖10（a）可知，在輸電系統(tǒng)直流電壓因不平衡功率而上升的過(guò)程中，送端LCC直流電流在跌落的過(guò)程中也存在短時(shí)功率傳輸中斷的現(xiàn)象。

此外，區(qū)別于圖10（c）中主站輸電正極MMC出口直流電壓的迅速升高，由圖10（g）可知，故障發(fā)生后的較小時(shí)間范圍內(nèi)，從站輸電正極的出口直流電壓會(huì)跌落一定幅度，其原因?yàn)楣收纤查g從站正極MMC的直流側(cè)輸入功率大幅度轉(zhuǎn)移至主站，而其交流側(cè)有功輸出值短時(shí)仍維持原穩(wěn)態(tài)額定值，這就使得MMC只能試圖以子模塊放電的形式來(lái)維持換流器交直流側(cè)功率傳輸平衡。但由于正極直流輸電系統(tǒng)不平衡功率的存在，最終從站輸電正極MMC跌落的直流電壓又迅速較大幅度上升。

在采用本文所提出的單極直流過(guò)電壓抑制策略（控制方式2）后，由圖10（g）可知，故障發(fā)生后從站正極單個(gè)MMC閥組迅速減小其直流輸出電壓至320 kV附近，從而使正極輸電系統(tǒng)運(yùn)行在半壓運(yùn)行工況。

該工況下，如圖10（a）（b）所示，由于輸電正極受端MMC的主動(dòng)降壓運(yùn)行，故障期間LCC可調(diào)控觸發(fā)角至60°的附近，從而保證送端直流輸出電流一直維持在額定值附近。

在圖10（f）（i）中，輸電正極受端MMC主動(dòng)降壓的方式，可使輸電送端注入到輸電受端MMC的有功功率值減半，從而保證了輸電系統(tǒng)可較快消除所存在的不平衡有功功率。圖10（c）（e）可知，主站正極MMC的子模塊電容電壓及直流輸出電壓在出現(xiàn)不嚴(yán)重的短時(shí)過(guò)電壓現(xiàn)象后，很快恢復(fù)至穩(wěn)態(tài)額定值附近。

此外，由圖10（d）（h）可知，故障瞬間通過(guò)控制策略2調(diào)整后，主站輸電正極的直流過(guò)電流抑制效果明顯，同時(shí)避免了從站輸電正極的直流電流出現(xiàn)潮流反轉(zhuǎn)的現(xiàn)象。受端主從站輸電正極MMC的直流電流將穩(wěn)定在額定值附近。

5 結(jié)論

在分析混合三端直流輸電系統(tǒng)受端交流故障期間站間盈余功率分布規(guī)律及直流過(guò)電壓演變機(jī)理的基礎(chǔ)上，針對(duì)受端MMC閥側(cè)及網(wǎng)側(cè)故障所致的直流過(guò)電壓分別設(shè)計(jì)了抑制協(xié)調(diào)控制策略。

通過(guò)仿真分析，所得出的結(jié)論如下：

1）輸電系統(tǒng)受端主站換流閥組網(wǎng)側(cè)發(fā)生交流故障時(shí)，MMC首先利用所設(shè)計(jì)的無(wú)功補(bǔ)償策略盡限地補(bǔ)償并網(wǎng)點(diǎn)交流電壓的跌落，可在一定程度上提升受端電網(wǎng)的電壓穩(wěn)定性。

進(jìn)一步，設(shè)計(jì)的自適應(yīng)全橋負(fù)投入調(diào)制策略直接作用于MMC換流閥層級(jí)，可迅速抑制換流站間直流電壓上升至直流線路過(guò)電壓保護(hù)閾值，并使送端LCC一直處于定電流的可控模式。

同時(shí)，為減小受端MMC子模塊的暫態(tài)過(guò)電壓應(yīng)力，送端LCC將根據(jù)受端MMC換流站的實(shí)際有功送出能力，主動(dòng)定量地降低送端直流電流值，實(shí)現(xiàn)了從輸電送端減小系統(tǒng)盈余功率的控制效果，并最終較好地抑制了輸電系統(tǒng)的直流過(guò)電壓、保障了故障期間的總體有功傳輸容量。

2）輸電系統(tǒng)受端主站換流器閥側(cè)交流故障導(dǎo)致單一閥組閉鎖停運(yùn)時(shí)，故障極從站高低壓閥組分別投入所設(shè)計(jì)的定直流控制及定電壓控制策略，可使受端在以主動(dòng)降壓運(yùn)行的方式來(lái)減小輸電送端注入功率的同時(shí)，也較好地抑制故障初期故障極主從站間的直流過(guò)電流，并維持了故障期間送端LCC對(duì)直流電流的調(diào)控能力。

總之，用該控制策略能夠以低成本方式抑制混合三端直流輸電系統(tǒng)受端交流故障產(chǎn)生的直流過(guò)電壓，并有效提升直流輸電系統(tǒng)運(yùn)行的可靠性。