張軍，姚為正，楊美娟，吳金龍

(1.西安許繼電力電子技術(shù)有限公司，西安市 710075；2. 許繼集團(tuán)有限公司，河南省許昌市 461000)

基于觸發(fā)角監(jiān)測的混合直流輸電系統(tǒng)功率穩(wěn)定策略

張軍1，姚為正2，楊美娟1，吳金龍1

(1.西安許繼電力電子技術(shù)有限公司，西安市 710075；2. 許繼集團(tuán)有限公司，河南省許昌市 461000)

由電網(wǎng)換相換流器與模塊化多電平換流器(line commutated converter and modular multi-level converter，LCC-MMC)組成的混合直流輸電系統(tǒng)同時兼?zhèn)鋬烧叩膬?yōu)點(diǎn)，未來發(fā)展前景非常好。功率的穩(wěn)定傳輸對混合直流輸電系統(tǒng)非常關(guān)鍵。該文首先研究LCC-MMC型混合直流輸電系統(tǒng)的運(yùn)行原理以及功率傳輸條件；然后分析采用觸發(fā)角作為系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行判斷依據(jù)的原理和可行性，并在此基礎(chǔ)上提出混合直流輸電系統(tǒng)協(xié)調(diào)控制的目標(biāo)和方法；最后在PSCAD/ EMTDC軟件中建立LCC-MMC混合直流輸電系統(tǒng)以及協(xié)調(diào)控制仿真模型，對協(xié)調(diào)控制策略進(jìn)行仿真驗(yàn)證。通過研究可知，觸發(fā)角度α對于LCC-MMC混合直流輸電系統(tǒng)運(yùn)行參數(shù)的變化非常靈敏，在此基礎(chǔ)上設(shè)計的協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)能夠迅速并準(zhǔn)確地對兩端的控制指令進(jìn)行調(diào)節(jié)，以使系統(tǒng)快速恢復(fù)到穩(wěn)定運(yùn)行的狀態(tài)。

電網(wǎng)換相換流器(LCC)；模塊化多電平換流器(MMC)；協(xié)調(diào)控制；功率傳輸；觸發(fā)角

0 引 言

目前，基于晶閘管換流器的高壓直流輸電系統(tǒng)技術(shù)已經(jīng)發(fā)展得非常成熟，但是由于晶閘管構(gòu)成的電網(wǎng)換相型換流器(line commutated converter，LCC)自身的限制，換相失敗始終是高壓直流輸電系統(tǒng)難以解決的問題。在我國部分發(fā)達(dá)地區(qū)已經(jīng)形成了多饋入直流輸電系統(tǒng)，換相失敗故障的發(fā)生可能會對整個地區(qū)電網(wǎng)安全穩(wěn)定帶來非常大的威脅[1-8]。模塊化多電平電壓源型換流器(modular multi-level converter，MMC)具備了電壓源換流器(voltage source converter, VSC)全部的優(yōu)點(diǎn)，并且本質(zhì)上徹底解決了換相失敗故障，同時還具有制造難度低、開關(guān)頻率較低、并網(wǎng)點(diǎn)諧波含量少、擴(kuò)展性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)[9-10]。由電網(wǎng)換相換流器和模塊化多電平換流器(line commutated converter and modular multi-level converter，LCC-MMC)組成的混合直流輸電系統(tǒng)結(jié)合了LCC和MMC的優(yōu)勢，在受端為直流多饋入地區(qū)、弱電網(wǎng)、孤島供電等工程中將有著廣泛的應(yīng)用場景[11]。協(xié)調(diào)控制對于混合直流輸電系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運(yùn)行有著關(guān)鍵性的作用，因此對于LCC-MMC混合直流輸電系統(tǒng)協(xié)調(diào)控制的研究有重要的現(xiàn)實(shí)意義。

文獻(xiàn)[12]對LCC-MMC混合直流系統(tǒng)進(jìn)行了研究，并對該系統(tǒng)啟動、穩(wěn)態(tài)運(yùn)行等工況進(jìn)行了仿真分析。文獻(xiàn)[13]提出了LCC-MMC混合直流輸電系統(tǒng)直流側(cè)諧波電流頻率計算方法和完整流程。文獻(xiàn)[14]提出的MMC采用了半橋子模塊與全橋子模塊拓?fù)浠祀s的方式，并重點(diǎn)研究了LCC-MMC直流故障穿越和清除過程。文獻(xiàn)[15]研究了LCC-VSC協(xié)調(diào)控制策略，其中主要采用自適應(yīng)電流限制器來改善兩電平VSC故障后電壓恢復(fù)的性能。上述研究中，沒有涉及到混合直流輸電系統(tǒng)中LCC與MMC控制器控制指令之間的相互配合；同時對于如何確?；旌现绷鬏旊娤到y(tǒng)中功率的穩(wěn)定傳輸也沒有涉及到。

本文首先分析LCC-MMC混合直流輸電系統(tǒng)的運(yùn)行原理；然后采用檢測得到的觸發(fā)角α作為系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行的判斷依據(jù)，并以功率穩(wěn)定傳輸為目標(biāo)設(shè)計協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)，按照運(yùn)行參數(shù)對兩端控制指令進(jìn)行校正和調(diào)節(jié)；最后，在PSCAD/ EMTDC軟件中對LCC-MMC混合直流輸電系統(tǒng)協(xié)調(diào)控制策略進(jìn)行仿真驗(yàn)證。

1 LCC-MMC混合直流輸電系統(tǒng)原理

在高壓直流輸電系統(tǒng)中，將受端逆變器改造為VSC后，可以有效地避免因LCC發(fā)生換相失敗而引起的電網(wǎng)波動。LCC-VSC混合直流輸電系統(tǒng)如圖1所示。

圖1 LCC-VSC混合直流輸電系統(tǒng)

混合直流輸電系統(tǒng)中送端采用晶閘管整流器，在運(yùn)行過程中通過控制晶閘管的周期開通來將交流側(cè)電能轉(zhuǎn)換為直流電能并送出。逆變站采用VSC，通過全控型電力電子器件的開通與關(guān)斷控制將直流電能轉(zhuǎn)換成交流電能并送入到電網(wǎng)中，完成逆變。

混合直流輸電系統(tǒng)中LCC的拓?fù)浜统Ｒ?guī)直流輸電系統(tǒng)中晶閘管整流器一致，不再贅述。

VSC形式比較多，本文采用半橋子模塊型式的MMC拓?fù)洹MC以及子模塊拓?fù)淙鐖D2所示。

圖2 模塊化多電平換流器拓?fù)?/p>

如圖2所示，MMC共6個橋臂分為3個相單元，每一相由上下2個橋臂組成。每個橋臂由N個子模塊及1個橋臂電抗器串聯(lián)組成。半橋子模塊由2個全控開關(guān)器件絕緣柵雙極晶體管(insulated-gate bipolar transistor，IGBT)和1個電容組成，是MMC運(yùn)行過程中的基本單元。子模塊在運(yùn)行過程中存在3種狀態(tài)：投入、切除及閉鎖。MMC運(yùn)行中采用最近電平逼近調(diào)制法，通過控制子模塊的投入和切除的個數(shù)來實(shí)現(xiàn)控制目標(biāo)[16-17]。

由于對稱雙極系統(tǒng)可以等效為2個獨(dú)立的單極系統(tǒng)，將LCC-MMC混合直流輸電系統(tǒng)拓?fù)溥M(jìn)行簡化，如圖3所示。

圖3 LCC-MMC混合直流輸電系統(tǒng)單極系統(tǒng)

為了實(shí)現(xiàn)直流故障穿越，在MMC出線端設(shè)置了二極管閥。在圖3所示的LCC-MMC混合直流輸電系統(tǒng)中，運(yùn)行參數(shù)存在以下關(guān)系：

(1)

Edr=Udc+RId

(2)

式中：Id為直流電流；Er為LCC換流器交流線電壓有效值；Lr為換流變壓器每一相的換相電感；α為LCC觸發(fā)角；Edr為LCC整流器直流側(cè)直流電壓；Udc為MMC直流側(cè)直流電壓；R為線路等效阻抗。

式(1)是LCC換流器自身的特性，式(2)是LCC-MMC系統(tǒng)所決定的。在圖3所示的混合直流輸電系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行過程中，需要同時滿足式(1)和式(2)這2個約束條件，并且要滿足有功平衡的約束條件即LCC輸出的有功功率等于MMC接受的有功加上線路有功損耗。

2 LCC-MMC協(xié)調(diào)控制策略

采用LCC-MMC混合直流輸電系統(tǒng)，從本質(zhì)上徹底消除了逆變站換相失敗對電網(wǎng)穩(wěn)定運(yùn)行的威脅。為了滿足電能的安全穩(wěn)定傳輸，需要LCC-MMC系統(tǒng)中兩端換流器相互配合[18]。

送端LCC采用定直流電流控制，受端MMC采用定直流電壓控制，圖3所示的混合直流輸電系統(tǒng)可以等效為圖4。

圖4 LCC-MMC混合直流輸電系統(tǒng)等效模型

在圖4所示的功率傳輸?shù)刃Ｐ椭?，為了?shí)現(xiàn)電能從送端電網(wǎng)傳輸?shù)绞芏穗娋W(wǎng)，需要滿足以下條件：

(1)電流源產(chǎn)生的直流電流Id方向保持不變；

(2)電壓源端口的電壓(Udc)小于電流源端口的電壓(Udr)。

其中，由于LCC自身的特性，整流器產(chǎn)生Id在運(yùn)行中方向是不變的。但是，LCC直流電壓Udr同時受到公式(1)和(2)這2個條件的約束。由于故障、電網(wǎng)波動等因素的影響，如果導(dǎo)致條件(2)不滿足，直流電流將下降為0，送端功率不能傳輸?shù)绞芏?；LCC類似發(fā)生“斷流”故障。因此，對于混合直流輸電系統(tǒng)LCC和MMC控制指令相互協(xié)調(diào)是非常必要的。

對公式(1)和公式(2)進(jìn)行變換可以得到：

C1Ercosα-Udc=C2Id

(3)

(4)

α=arccos[f(Udc,Id,Er)]

(5)

式中C1和C2為常數(shù)，與LCC-MMC系統(tǒng)拓?fù)湎嚓P(guān)。

由于 LCC采用定直流電流控制，MMC采用定直流電壓控制，因此對于穩(wěn)定運(yùn)行的LCC-MMC直流輸電系統(tǒng)，α的值應(yīng)該不變或者在極小范圍內(nèi)波動。對于公式5所示的LCC的觸發(fā)角α表達(dá)式，其函數(shù)曲線如圖5所示。

圖5 系統(tǒng)中觸發(fā)角α的函數(shù)曲線

如圖5所示，觸發(fā)角α<45°時變化率非常大，較小的變化量Δf都可能引起α大范圍波動，即α對直流輸電系統(tǒng)運(yùn)行參數(shù)的變化非常靈敏。

整流側(cè)LCC在穩(wěn)態(tài)條件下觸發(fā)角的設(shè)計值一般在15°左右，因此采用α作為LCC-MMC系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行評判標(biāo)準(zhǔn)是準(zhǔn)確和可行的。從公式(4)和公式(5)可知，引起α變化的3個因素為Er、Idc以及Udc。

LCC交流電壓Er發(fā)生跌落時，或者LCC定直流電流控制指令I(lǐng)dc大于穩(wěn)態(tài)運(yùn)行設(shè)計值時，以及MMC定直流電壓控制指令Udc大于穩(wěn)態(tài)運(yùn)行設(shè)計值時會導(dǎo)致α減小，反之亦然。

為了實(shí)現(xiàn)混合直流輸電系統(tǒng)運(yùn)行過程中的協(xié)調(diào)控制，本文采用監(jiān)測到的α作為判斷依據(jù)，對兩端換流器之間的控制指令I(lǐng)dc-ref和Udc-ref進(jìn)行調(diào)整。

3 LCC-MMC協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)設(shè)計

協(xié)調(diào)控制策略首先以LCC觸發(fā)角誤差值Δα是否超過允許值A(chǔ)作為啟動信號。協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)的觸發(fā)指令控制框圖如圖6所示。

圖6 協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)觸發(fā)指令控制原理

在圖6中，Δα為LCC觸發(fā)角測量值與設(shè)計值之間的誤差，A為系統(tǒng)允許的角度誤差范圍。當(dāng)ΔαA時，AK=1，協(xié)調(diào)控制策略啟動，對LCC定電流直流或MMC定電壓指令進(jìn)行調(diào)整。

ΔE、ΔIdc以及ΔUdc分別為LCC交流電壓誤差值、LCC直流電流誤差值以及MMC直流電壓誤差值；Ec、Ic以及Uc分別為誤差的允許范圍。當(dāng)誤差超過允許范圍時，協(xié)調(diào)控制觸發(fā)指令輸出“1”，誤差在允許范圍內(nèi)時，輸出的觸發(fā)指令為“0”。

協(xié)調(diào)控制策略通過對LCC定直流電流控制指令I(lǐng)dc-ref和MMC定直流電壓控制指令Udc-ref的調(diào)節(jié)來穩(wěn)定系統(tǒng)能量的傳輸。由于Er屬于外在因素，換流器控制系統(tǒng)無法調(diào)節(jié)，因此ΔE引起的調(diào)節(jié)優(yōu)先級別比Udc高。

協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)需要根據(jù)系統(tǒng)的運(yùn)行參數(shù)，計算出故障狀態(tài)下需要的校正量，計算原理如下所述。

(1)當(dāng)LCC直流電流控制量發(fā)生偏移時，會引起系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)傳輸條件的改變，監(jiān)測觸發(fā)角偏移量超過范圍后，LCC定直流電流指令校正系數(shù)DIK為

(6)

根據(jù)校正系數(shù)和電流指令調(diào)節(jié)觸發(fā)指令I(lǐng)KK計算出LCC定直流電流指令校正量為

ΔIdc-ref=Idc-refIKKDIK

(7)

(2)當(dāng)LCC交流側(cè)電壓Er發(fā)生變化時，會引起系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)傳輸條件的改變，當(dāng)觸發(fā)角誤差值超過范圍后，MMC定直流電壓控制指令校正系數(shù)為

(8)

根據(jù)校正系數(shù)和電壓調(diào)節(jié)觸發(fā)指令EKK計算出MMC定電壓參數(shù)校正量為

ΔUdc-ref=Udc-refEKKDKK

(9)

(3)MMC直流電壓控制量發(fā)生偏移時，會引起系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)傳輸條件的改變，監(jiān)測觸發(fā)角偏移量超過范圍后，MMC定電壓控制指令校正系數(shù)為

(10)

根據(jù)校正系數(shù)和電壓調(diào)節(jié)觸發(fā)指令UKK計算出MMC定電壓參數(shù)校正量為

ΔU1dc-ref=Udc-refUKKDUK

(11)

協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)的校正量需要根據(jù)引起α波動的因素，按照上述情況分別進(jìn)行計算。協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)框圖如圖7所示。

圖7 協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)框圖

如圖7所示，協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)分為3個部分，分別計算由于Er、Idc以及Udc誤差而導(dǎo)致的系統(tǒng)不穩(wěn)定的控制指令校正值。

當(dāng)LCC交流側(cè)電壓Er值變化時，經(jīng)過分析計算得到MMC定直流電壓指令校正系數(shù)DKK，將DKK、觸發(fā)指令EKK和Udc-ref三者相乘后得到Udc-ref需要的校正量。

當(dāng)MMC定直流電壓Udc值與系統(tǒng)設(shè)計參數(shù)有誤差時，經(jīng)過分析計算得到Udc-ref校正系數(shù)DUK，將DUK、觸發(fā)指令UKK和Udc-ref三者相乘得到需要的校正量ΔU1dc-ref。

協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)輸出的校正系數(shù)對LCC和MMC控制指令進(jìn)行校正。協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)動作以α的檢測值為參考，當(dāng)Δα

當(dāng)LCC-MMC系統(tǒng)發(fā)生故障時，控制系統(tǒng)根據(jù)α的變化以及故障系統(tǒng)的檢測結(jié)果判斷故障的類型，隨后LCC和MMC通過自身換流器級的控制策略完成暫態(tài)工況的協(xié)調(diào)控制。

4 協(xié)調(diào)控制策略仿真分析

為了對上述LCC-MMC混合直流輸電系統(tǒng)協(xié)調(diào)控制策略進(jìn)行驗(yàn)證，建立送端為6脈波LCC，受端為MMC的混合直流輸電系統(tǒng)仿真模型。算例中額定直流電壓為50 kV，直流電流為0.6 kA，MMC為33電平，穩(wěn)態(tài)時觸發(fā)角α設(shè)計值為15°，角度誤差允許值為±5°。

當(dāng)LCC交流系統(tǒng)發(fā)生故障，電壓跌落5%時，采用協(xié)調(diào)控制策略，LCC-MMC系統(tǒng)運(yùn)行參數(shù)如圖8所示。

圖8 LCC交流電壓跌落故障中協(xié)調(diào)控制過程

Fig.8 Coordinated control process under AC voltage drop fault of LCC

如圖8(a)所示，在2.0 s時刻，LCC交流電壓下跌5%，受其影響Udr會有所下降；觸發(fā)角跌至飽和值5 °左右，AK迅速從0變?yōu)?，協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)啟動，按照圖7所示的策略，對MMC定直流電壓指令進(jìn)行校正得到新的控制指令。

如圖8(b)所示，在2.05 s時刻，協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)將MMC直流電壓降低為穩(wěn)態(tài)的95%，LCC直流電流也開始逐漸恢復(fù)，在2.3 s時刻經(jīng)過調(diào)整后系統(tǒng)重新進(jìn)入穩(wěn)態(tài)運(yùn)行，觸發(fā)角度穩(wěn)定為設(shè)計值15°。AK=0，協(xié)調(diào)控制完成并退出，LCC-MMC系統(tǒng)控制指令保持當(dāng)前值。

當(dāng)LCC直流電流發(fā)生高于設(shè)計值的故障時，采用協(xié)調(diào)控制策略后，LCC-MMC系統(tǒng)運(yùn)行參數(shù)如圖9所示。

Fig.9 Coordinated control process under DC current rising condition of LCC

如圖9(a)所示，當(dāng)LCC直流電流偏高時，會導(dǎo)致觸發(fā)角減小并接近飽和值，此時AK=1；協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)在2.0 s時刻開始啟動，對LCC定直流電流控制指令按照圖7所示的協(xié)調(diào)控制策略進(jìn)行校正；如圖9(b)所示，最終將Idc減低到系統(tǒng)設(shè)計參數(shù)值，觸發(fā)角度也穩(wěn)定到系統(tǒng)設(shè)計值15°，而MMC的直流電壓Udc始終保持不變。

MMC采用定直流電壓控制策略，Udc偏大或者偏小都會影響到LCC-MMC混合直流輸電系統(tǒng)的功率傳輸。當(dāng)Udc較大時，經(jīng)過協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)調(diào)節(jié)，LCC-MMC系統(tǒng)運(yùn)行參數(shù)如圖10所示。

圖10 MMC直流電壓指令偏高工況下協(xié)調(diào)控制過程

如圖10(a)所示，MMC直流電壓偏大時，LCC觸發(fā)角大幅度降低，α已經(jīng)接近或者達(dá)到控制系統(tǒng)飽和值，此時AK=1；協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)在2.0 s時刻開始啟動，對MMC定直流電壓控制指令按照圖7所示的協(xié)調(diào)控制方式進(jìn)行校正；如圖10(b)所示，最終將Udc減低到系統(tǒng)設(shè)計參數(shù)值，而從公式(2)可知，在此過程中Idc也隨之增加至設(shè)計值，最終觸發(fā)角度也穩(wěn)定到系統(tǒng)設(shè)計值15°。

5 結(jié) 論

(1)LCC-MMC混合直流輸電系統(tǒng)中，為了滿足功率正常傳輸需要保證兩端控制指令相互匹配和協(xié)調(diào)；

(2)LCC定直流電流和MMC定直流電壓的混合直流輸電系統(tǒng)中，觸發(fā)角α對于系統(tǒng)運(yùn)行參數(shù)的變化比較靈敏，因此可以采用觸發(fā)角α作為系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行的判斷標(biāo)準(zhǔn)；

(3)協(xié)調(diào)控制系統(tǒng)中將引起觸發(fā)角α變化的運(yùn)行參數(shù)分別進(jìn)行考慮，通過觸發(fā)指令來判斷需要調(diào)節(jié)的運(yùn)行參數(shù)，可以準(zhǔn)確地將系統(tǒng)調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)。

[1]肖俊，李興源，張英敏，等．多饋入直流系統(tǒng)換相失敗分析[J]．四川大學(xué)學(xué)報，2014，46(5)：139-147． XIAO Jun，LI Xingyuan，ZHANG Yingmin，et al．Study on commutation failure in mult-infeed HVDC system[J]．Journal of Sichuan University：Engineering Science，2014，46(5)：139-147.

[2]鄭超，楊金剛，騰予非，等．LCC與VSC型直流饋入對弱受端電網(wǎng)特性的影響[J]．電力建設(shè)，2016，37(4)：84-90． ZHENG Chao，YANG Jingang，TENG Yufei，et al．Impact of LCC-HVDC and VSC-HVDC infeed on weak-receiving-end grid characteristics [J]．Electric Power Construction，2016，37(4)：84-90.

[3]劉羽超，郭春義，許韋華，等．一種降低直流輸電換相失敗概率的控制方法[J]．電網(wǎng)技術(shù)，2015，39(1)：76-82． LIU Yuchao，GUO Chunyi，XU Weihua，et al．A control method to reduce commutation failure probability in HVDC power transmission[J]．Power System Technology，2015，39(1)：76-82.

[4]郭琦，王嘉鈺，林雪華，等．提高M(jìn)MC高效電磁暫態(tài)模型仿真精度的方法[J]．電力建設(shè)，2016，37(6)：49-54. GUO Qi，WANG Jiayu，LIN Xuehua，et al．Improvement of high-efficiency electromagnetic transient model simulation precision of MMC[J]．Electric Power Construction，2016，37(6)：49-54．

[5]RAHIMI E，GOLE A M，DAVIES J B．Commutation failure analysis in multi-infeed HVDC systems[J]．IEEE Transactions on Power Delivery，2011，26(1)：378-384．

[6]張靜，孫維真，費(fèi)建平，等．MMC-HVDC的穩(wěn)態(tài)運(yùn)行范圍研究[J]．電力建設(shè)，2015，36(3)：1-6． ZHANG Jing，SUN Weizhen，F(xiàn)EI Jianping，et al．Steady-state operating range of MMC-HVDC [J]．Electric Power Construction，2015，36(3)：1-6.

[7]BAUMAN J，KAZERANI M．Commutation failure reduction in HVDC systems using adaptive fuzzy logic controller [J]．IEEE Transactions on Power Systems，2007，22(4)：1995-2002．

[8]LEE H D，ANDERSON G．Power stability analysis of multi-infeed HVDC systems[J]．IEEE Transactions on Power Delivery，1998，13(3)：923-931．

[9]李廣凱，李庚銀，梁海峰，等．新型混合直流輸電方式的研究[J]．電網(wǎng)技術(shù)，2006，30(4)：82-86． LI Guangkai，LI Gengyin，LIANG Haifeng，et al．Research on a novel in hybrid-HVDC system[J]．Power System Technology，2006，30(4)：82-86．

[10]劉欣和，吳金龍，韓坤，等．基于電壓向量合成的模塊化多電平換流器控制策略研究[J]．電力建設(shè)，2014，35(3)：36-42． LIU Xinhe，WU Jinlong，HAN Kun，et al．Research of modular multi-level converter control strategy based on voltage vector composition[J]．Electric Power Construction，2014，35(3)：36-42．

[11]倪曉軍，趙成勇，劉羽超，等．混合雙饋入直流系統(tǒng)中VSC-HVDC對LCC-HVDC受端系統(tǒng)強(qiáng)度的影響[J]．中國電機(jī)工程學(xué)報，2015，35(16)：4052-4061． NI Xiaojun，ZHAO Chengyong，LIU Yuchao，et al．The effects of VSC-HVDC on the system strength of LCC-HVDC in dual-infeed hybrid HVDC system[J]．Proceedings of the CSEE，2015，35(16)：4052-4061．

[12]余瑜，劉開培，陳灝澤，等．偽雙極VSC-LCC型混合直流輸電系統(tǒng)啟動方法[J]．高電壓技術(shù)，2014，40(8)：2572-2578． YU Yu，LIU Kaipei，CHEN Haoze，et al．Startup procedure for VSC-LCC based hybrid pseudo bipolar HVDC system[J]．High Voltage Engineering，2014，40(8)：2572-2578．

[13]唐庚，徐政，薛英林，等．LCC-MMC混合高壓直流輸電系統(tǒng)[J]．電工技術(shù)學(xué)報，2013，28(10)：301-310． TANG Geng，XU Zheng，XUE Yinglin，et al．A LCC-MMC hybrid HVDC transmission system [J]．Transactions of China Electrotechnical Society，2013，28(10)：301-310．

[14]薛英林，吳方劼，張濤，等．基于PSCAD/EMTDC 的多端柔性直流輸電系統(tǒng)并行仿真計算[J]．電力建設(shè)，2016，37(2)：10-17． Xue Yinglin，Wu Fangjie，ZHANG Tao，et al． Parallel simulation of multi-terminal MMC-HVDC system based on PSCAD/EMTDC[J]．Electric Power Construction，2016，37(2)：10-17．

[15]許烽，徐政．基于LCC和FHMMC的混合型直流輸電系統(tǒng)[J]．高電壓技術(shù)，2014，40(8)：2520-2530． XU Feng，Xu Zheng．Hybrid HVDC system based on LCC and FHMMC [J]．High Voltage Engineering，2014，40(8)：2520-2530．

[16]蔣炮炮．VSC-HVDC和LCC-HVDC混合高壓直流輸電系統(tǒng)協(xié)調(diào)控制策略研究[D]．蘭州：蘭州理工大學(xué)，2014． JIANG Paopao．Research of coordinated control strategy on VSC-HVDC and LCC-HVDC hybrid-HVDC system[D]．Lanzhou:Lanzhou University of Technology，2014．

[17]郭春義，趙成勇，王晶. 新型雙饋入直流輸電系統(tǒng)供電無源網(wǎng)絡(luò)的運(yùn)行特性研究[J]. 電工技術(shù)學(xué)報，2012，27(11)：211-218. GUO Chunyi, ZHAO Chengyong, WANG Jing. Operation characteristic research on novel double-infeed HVDC system supplying passive network[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2012, 27(11): 211-218.

[18]KOURO S, BERNAL R, MIRANDA H, et al. High-performance torque and flux control for multilevel inverter fed induction motors[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2007, 22(6): 2116-2123.

張軍 (1986)，男，碩士，工程師，主要從事常規(guī)和柔性直流輸電系統(tǒng)分析、過電壓與絕緣結(jié)構(gòu)分析等工作；

姚為正 (1967)，男，博士，副教授，主要從事直流輸電技術(shù)與大功率電力電子技術(shù)的研究工作；

楊美娟 (1986)，女，碩士，工程師，主要從事柔性直流輸電系統(tǒng)分析與控制技術(shù)等研究工作；

吳金龍 (1981)，男，碩士，工程師，主要從事柔性直流輸電系統(tǒng)分析與控制技術(shù)等研究工作。

(編輯 劉文瑩)

Power Stability Control Strategy of Hybrid-HVDC Transmission System Based on Triggering Angle Monitoring

ZHANG Jun1，YAO Weizheng2，YANG Meijuan1，WU Jinlong1

(1.Xi’an XJ Power Electronics Technology Co.，Ltd., Xi’an 710075，China; 2. Xu Ji Group Co.，Ltd., Xuchang 461000，Henan Province, China)

Hybrid high voltage direct current (hybrid-HVDC) system composed of line commutated converter and modular multi-level converter (LCC-MMC) combines the merits of both converters, which will be used widely in the future. The stability of power transmission is very critical for hybrid-HVDC system. Firstly, this paper analyzes the operation principle of LCC-MMC hybrid-HVDC system and the conditions of power transmission. Then, the principle and feasibility of triggering angle used as hybrid-HVDC system normal operation criteria are analyzed, and on this basis the coordinated control objective and strategy are proposed for hybrid-HVDC system. Finally, this paper constructs LCC-MMC hybrid-HVDC transmission system and coordinated control simulation model in PSCAD/EMTDC, simulates and verifies the coordinated control strategy. The results show that the triggering angle of LCC-MMC hybrid-HVDC transmission system is sensitive to operation parameters change. The control parameters of both LCC and MMC can be adjusted quickly and accurately by coordinated control system designed on triggering angle analysis. In addition, the system can be restored to steady operation rapidly.

line commutated converter (LCC); modular multi-level converter (MMC); coordinated control; power transmission; triggering angle

TM 72

A

1000-7229(2016)11-0101-07

10.3969/j.issn.1000-7229.2016.11.015

2016-07-12