李夢柏, 向 往, 左文平, 姚良忠, 林衛(wèi)星,3, 文勁宇

(1. 強(qiáng)電磁工程與新技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗室(華中科技大學(xué)), 湖北省武漢市 430074;2. 新能源與儲能運(yùn)行控制國家重點(diǎn)實(shí)驗室(中國電力科學(xué)研究院有限公司), 北京市 100192;3. 特變電工新疆新能源股份有限公司, 新疆維吾爾自治區(qū)烏魯木齊市 830011)

0 引言

隨著化石能源的逐漸枯竭和人們環(huán)境保護(hù)意識的逐漸提高,可再生清潔能源的研究與開發(fā)已迫在眉睫[1-2]。在可再生能源大規(guī)模遠(yuǎn)距離傳輸中,高壓直流輸電(HVDC)技術(shù)有著輸電效率高、線纜造價低、功率調(diào)節(jié)快、可靠等優(yōu)點(diǎn),逐步成為較優(yōu)選擇[3-4]。而隨著柔性直流輸電(VSC-HVDC)技術(shù)和模塊化多電平換流器(MMC)的發(fā)展,多端直流輸電(MTDC)及直流電網(wǎng)的概念被逐步提出[5-7]。直流電網(wǎng)具備將可再生能源與傳統(tǒng)能源廣域互聯(lián)的能力,可充分實(shí)現(xiàn)多種能源形式、多時間尺度、大空間跨度的互補(bǔ)[3-11]。

目前直流電網(wǎng)仍有幾個關(guān)鍵問題亟待解決。一是直流線路故障的快速檢測和隔離技術(shù);二是要研制適用于直流系統(tǒng)的直流斷路器;三是要研發(fā)合適的直流變壓器[10]。中國提出利用VSC-HVDC技術(shù)將西南地區(qū)、三北地區(qū)和東部沿海地區(qū)的新能源連接成多個區(qū)域直流電網(wǎng),再進(jìn)一步利用電流源型直流輸電(LCC-HVDC)技術(shù)將直流電網(wǎng)輸出的大規(guī)模電力送往東部負(fù)荷中心[12-13]。直流變壓器是解決以上互聯(lián)問題的關(guān)鍵設(shè)備之一。

目前國內(nèi)外專家學(xué)者已提出多種適用于不同場景的高壓大功率直流變壓器拓?fù)鋄14-20]。從能量轉(zhuǎn)換角度來看,以上直流變壓器全部傳輸功率均需經(jīng)過兩級直流/交流變換,造成換流器容量大,運(yùn)行損耗高等缺點(diǎn)。為解決以上問題,文獻(xiàn)[21]提出一種直流自耦變壓器(DC autotransformer,DC AUTO)技術(shù),通過3個MMC級聯(lián),可顯著降低變壓器所需容量。在中低電壓變比場合,直流自耦變壓器技術(shù)可以減少換流閥建造成本及傳輸損耗。

從經(jīng)濟(jì)角度來看,在未來遠(yuǎn)距離大規(guī)模柔性直流輸電工程及直流電網(wǎng)更宜采用成本較低的直流架空線。但直流架空線故障率較高,能快速限制并切斷故障電流的直流斷路器工程造價昂貴且可靠性仍待驗證[22-24]?；趽Q流器自清除的柔性直流隔離方法則具有無需機(jī)械開關(guān)動作、系統(tǒng)恢復(fù)速度快的特點(diǎn)[9],文獻(xiàn)[25]在文獻(xiàn)[21]的基礎(chǔ)上提出了一種具備故障隔離能力的直流自耦變壓器,但該換流器從閉鎖到重啟之前無法傳輸功率,且在清除直流故障之后系統(tǒng)重啟時間較長,無法應(yīng)對未來直流輸電可靠傳輸?shù)男枨蟆?/p>

文獻(xiàn)[26]提出一種混合子模塊型MMC,通過適當(dāng)混合半橋子模塊(half bridge submodule,HBSM)及全橋子模塊(full bridge submodule,FBSM),使得MMC可以實(shí)現(xiàn)低直流電壓甚至零直流電壓下的穩(wěn)定運(yùn)行,為直流變壓器實(shí)現(xiàn)外部直流線路故障穿越提供了先決條件。

因此,本文在文獻(xiàn)[25,27]的基礎(chǔ)上提出了具備無閉鎖穿越直流故障能力的直流自耦變壓器。在保留直流自耦技術(shù)的優(yōu)點(diǎn)同時,使得該變壓器具備故障穿越能力,可以在外部直流線路發(fā)生故障時換流器不閉鎖,大大減短系統(tǒng)重啟時間。

1 無閉鎖直流自耦變壓器拓?fù)浼盎驹?/h2>

1.1 無閉鎖直流自耦變壓器拓?fù)?/h3>

圖1為無閉鎖直流自耦變壓器拓?fù)?。由圖可知,該變壓器主要用于連接兩個直流系統(tǒng),即低壓直流系統(tǒng)電源E1和高壓直流系統(tǒng)電源E2。無閉鎖直流自耦變壓器主要由3個MMC級聯(lián)組成。其中,E1直接與MMC2直流側(cè)相連,E2與MMC1的正極和MMC3的負(fù)極相連。3個MMC的交流側(cè)各自經(jīng)過交流變壓器后接于公共交流母線B1上。Ldc1和Ldc2分別為低壓側(cè)和高壓側(cè)限流電抗。

圖1 無閉鎖直流自耦變壓器拓?fù)銯ig.1 Topology of uninterrupted DC AUTO

與文獻(xiàn)[25]提出的直流自耦變壓器不同的是,本文變壓器中的MMC1至MMC3均為文獻(xiàn)[27]中所述的混合型MMC。由圖2可知,該混合型MMC由HBSM和FBSM組成,通過調(diào)整HBSM和FBSM個數(shù),在擁有與全橋型MMC同樣的故障隔離能力的同時,降低了成本。因此,混合型MMC具備在零電壓甚至負(fù)電壓下工作的能力,這為直流自耦變壓器實(shí)現(xiàn)無閉鎖穿越直流故障提供了基礎(chǔ)。

1.2 直流自耦變壓器數(shù)學(xué)方程及其基本特性

令直流自耦變壓器的升壓變比為k,即k=E2/E1。忽略功率傳輸損耗,電流方向均如圖1所示,圖1中直流自耦變壓器傳輸功率PT=E1idc1=E2idc2,idc1和idc2分別為E1輸出的直流電流和注入E2的直流電流。則3個MMC的功率為:

(1)

由此可得,當(dāng)直流自耦變壓器傳輸額定功率PN時,直流自耦變壓器所需的總?cè)萘縋tot為:

圖2 單相混合型MMC拓?fù)銯ig.2 Topology of a single-phase hybrid-MMC

Ptot=|PDCMMC1|+|PDCMMC2|+|PDCMMC3|=

(2)

在傳統(tǒng)直流變壓器中,所有能量均需經(jīng)過兩級交流/直流變換,所以換流器總?cè)萘繛閷?shí)際所需傳輸直流功率的兩倍。由式(2)可知,在直流自耦變壓器技術(shù)中,換流器所需總?cè)萘繛閭鹘y(tǒng)直流變壓器的1-1/k。因此采用直流自耦技術(shù)可以降低直流變壓器換流閥的建造容量,從而可以一定程度地降低換流閥的建造費(fèi)用。且由于交流/直流變換的有功功率減少,也降低了變壓器的傳輸損耗。

從式(2)中可以進(jìn)一步看出，當(dāng)k越接近1時,采用直流自耦變壓器技術(shù)的直流變壓器容量就越小,例如當(dāng)直流電壓變比k=2時,采用直流自耦變壓器技術(shù)的變壓器容量僅為采用傳統(tǒng)直流變壓器技術(shù)容量的50%。而當(dāng)k逐漸升高時,直流自耦變壓器技術(shù)的優(yōu)勢不再明顯。因此,直流自耦變壓器在中低電壓變比場合具有較好應(yīng)用。

2 無閉鎖直流自耦變壓器的設(shè)計

2.1 MMC直流工作電壓要求

無閉鎖直流自耦變壓器的設(shè)計本質(zhì)上是MMC1至MMC3的設(shè)計,文獻(xiàn)[28]在文獻(xiàn)[27]的基礎(chǔ)上優(yōu)化了混合子模塊型MMC的設(shè)計，即

(3)

(4)

式中:Vmin,pu為混合型MMC穩(wěn)定運(yùn)行最低電壓的標(biāo)幺值;NFB為混合型MMC中的FBSM個數(shù);NHB為HBSM個數(shù);Vdcn為直流側(cè)正極對負(fù)極的額定電壓;Vcn為子模塊電容額定電壓。本節(jié)將主要確定無閉鎖直流自耦變壓器中3個MMC的穩(wěn)定運(yùn)行電壓范圍。

無閉鎖直流自耦變壓器最終要的設(shè)計目標(biāo)是能夠在不閉鎖任何MMC的情況下穿越變壓器任意一側(cè)的直流故障。因此,本文只研究直流線路中最嚴(yán)重的雙極短路故障。

當(dāng)?shù)蛪簜?cè)發(fā)生極對極短路故障時,MMC1至MMC3的工作電壓如附錄A圖A1所示；在低壓側(cè)發(fā)生雙極短路時,MMC2應(yīng)具備在零直流電壓下工作的能力,而MMC1和MMC3的工作電壓由(E2-E1)/2提高到E2/2。

同樣的,當(dāng)高壓側(cè)直流線路發(fā)生極對極短路時,MMC1至MMC3的工作電壓如附錄A圖 A2所示。MMC2將保持故障之前的工作電壓E1以維持公共交流母線電壓穩(wěn)定。但MMC1和MMC3應(yīng)當(dāng)具備穩(wěn)定工作運(yùn)行在-E2/2直流電壓的能力,即具備負(fù)電壓輸出能力。

因此,由上述總結(jié)可得無閉鎖直流自耦變壓器中MMC1至MMC3為實(shí)現(xiàn)穿越兩側(cè)直流線路故障,必須滿足附錄A表A1中的要求。

2.2 MMC設(shè)計方法

由附錄A表A1可知,在穿越兩側(cè)直流故障的需求中,MMC2的Vmin,pu=0,因此可以按照式(3)和式(4)設(shè)計。而MMC1和MMC3的工作電壓最大值需達(dá)到E2/2,高于正常時工作電壓(E2-E1)/2,工作電壓最小值達(dá)到-E1/2。因此其子模塊數(shù)目需重新設(shè)計。

為使HBSM正常均壓,橋臂電流值需有正有負(fù),由文獻(xiàn)[27-28]可知,|Vmin,pu|≥0.5,即|E1/(E2-E1)|≥1/2。

計算可知,當(dāng)k≤3時,橋臂電流值可以滿足有正有負(fù)的條件。由文獻(xiàn)[27-28]可知,此時子模塊的數(shù)目僅需由橋臂工作電壓范圍決定。則可以得出在不同工況下MMC1和MMC3橋臂輸出電壓需求如附錄A圖A3所示。由此可得MMC1和MMC3橋臂的最大/最小輸出電壓為:

(5)

因此,MMC1和MMC3中單個橋臂的FBSM,HBSM的個數(shù)為:

(6)

同理,當(dāng)k>3時,為使得HBSM成功均壓,額外投入的子模塊需全為FBSM。從而,可得MMC1和MMC3中單個橋臂的FBSM,HBSM個數(shù)為:

(7)

綜合式(6)和式(7),可得無閉鎖直流自耦變壓器中MMC1和MMC3的設(shè)計公式為:

(8)

(9)

2.3 無閉鎖直流自耦變壓器設(shè)計步驟

綜合2.1節(jié)和2.2節(jié)可得無閉鎖直流自耦變壓器的整體設(shè)計步驟如下。

1)給定參數(shù)為兩端直流電壓E1和E2,額定傳輸功率PN,子模塊個數(shù)N。

2)根據(jù)子模塊個數(shù)N及文獻(xiàn)[29]中所述方法計算子模塊電容額定電壓Vcn。

3)根據(jù)式(3)和式(4)設(shè)計MMC2中的FBSM和HBSM的數(shù)目。

4)根據(jù)電壓變比k及式(8)和式(9)確定MMC1和MMC3中的FBSM和HBSM的數(shù)目。

3 無閉鎖直流自耦變壓器的控制

為保證無閉鎖直流自耦變壓器在穩(wěn)態(tài)和故障狀態(tài)下的正常運(yùn)行,本節(jié)主要提出一種上層控制器及3個MMC相應(yīng)的獨(dú)立控制器,控制器框圖如圖3所示。圖中:Pref為無閉鎖直流自耦變壓器的功率指令參考值;V1和V2為變壓器兩側(cè)直流電壓;I1和I2為變壓器兩側(cè)直流電壓。圖中左側(cè)為無閉鎖直流自耦變壓器的上層控制器(只有在低壓側(cè)雙極故障時需要),右側(cè)為3個MMC相應(yīng)的獨(dú)立控制器。在文獻(xiàn)[27-28]中均已闡明混合子模塊型MMC含有兩個控制參數(shù)即交流調(diào)制比mabc和直流調(diào)制比mdc,其中交流調(diào)制比mabc用于控制橋臂電容電壓穩(wěn)定,直流調(diào)制比mdc則用于控制直流功率/電壓等參考量。

圖3 無閉鎖直流自耦變壓器控制器Fig.3 Controller for uninterrupted DC AUTO

無論在穩(wěn)定運(yùn)行還是在故障狀態(tài)下,MMC2的主要控制目標(biāo)均為維持交流母線電壓穩(wěn)定。在穩(wěn)定運(yùn)行時,上層控制器根據(jù)功率指令值計算出MMC1和MMC3的電流參考值,用于控制有功功率的傳輸；在檢測到故障時,上層控制器會將MMC1和MMC3的電流參考值設(shè)定為0來穿越直流故障。

在3個MMC的獨(dú)立控制器中,交流控制回路用于控制交流母線電壓,直流控制回路用于控制橋臂電容電壓。相應(yīng)的,MMC1和MMC3的交流控制回路用于維持各自橋臂電容電壓穩(wěn)定,直流控制回路通過控制直流側(cè)電流來控制傳輸?shù)挠泄β省?/p>

值得注意的是,在低壓側(cè)雙極直流故障時,MMC2需繼續(xù)維持交流母線電壓穩(wěn)定,但是在此時MMC2的直流側(cè)電壓已經(jīng)很低,無法繼續(xù)維持橋臂電容電壓的穩(wěn)定。因此,在這種情況下,MMC2橋臂電容電壓控制器的輸出值會添加至MMC1和MMC3的直流電流控制器上,通過控制MMC1和MMC3的直流側(cè)功率來控制MMC2的交流側(cè)功率,從而可以補(bǔ)償MMC2的橋臂電容電壓不足,實(shí)現(xiàn)MMC2的穩(wěn)定控制。

綜上所述,無論在正常運(yùn)行時還是在故障狀態(tài)下,本為提出的控制器均能保證無閉鎖直流自耦變壓器的穩(wěn)定運(yùn)行。

4 仿真驗證

4.1 測試系統(tǒng)參數(shù)

為了驗證本文所提出無閉鎖直流自耦變壓器的技術(shù)可行性及控制策略的有效性,本文在PSCAD/EMTDC平臺下搭建了1 000 MW,±320 kV/±640 kV的測試仿真系統(tǒng),其中主接線圖如附錄B圖B1所示。從圖中可以看出，無閉鎖直流自耦變壓器主要用于互聯(lián)±320 kV和±640 kV兩個直流系統(tǒng)。其中直流系統(tǒng)采用直流電壓源模擬。A，B，C和D均為模擬故障發(fā)生點(diǎn)。Ldc1和Ldc2分別為低壓側(cè)和高壓側(cè)限流電抗,R1和R2分別為低壓側(cè)和高壓側(cè)線路電阻,其中具體參數(shù)見附錄B表B1。i1和i2分別為低壓側(cè)和高壓側(cè)電流,下標(biāo)p和n分別代表正極和負(fù)極。虛線框內(nèi)所標(biāo)示為本文提出的無閉鎖直流自耦變壓器,主要由MMC1, MMC2, MMC3, 公共交流母線B1及3個交流變壓器所組成。其中MMC的FBSM和HBSM個數(shù)如附錄B表B2所示,其個數(shù)均根據(jù)第2節(jié)所提出方法計算確定。

4.2 低壓側(cè)直流故障驗證

圖4為無閉鎖直流自耦變壓器低壓側(cè)直流故障測試仿真波形圖。系統(tǒng)運(yùn)行工況為:0 s時系統(tǒng)運(yùn)行在零功率狀態(tài); 0～0.2 s時,系統(tǒng)啟動; 從0.2 s到1 s時,系統(tǒng)功率緩慢從0上升到額定功率, 即1 000 MW; 1.2 s時,低壓側(cè)C點(diǎn)處發(fā)生單極對地短路,并在1.7 s時清除故障; 2 s時,低壓側(cè)C點(diǎn)和D點(diǎn)發(fā)生雙極短路故障,并在2.5 s時清除故障。

圖4 無閉鎖直流自耦變壓器低壓側(cè)直流故障響應(yīng)Fig.4 Response of uninterrupted DC AUTO to the DC fault on the low voltage side

圖4(a)為無閉鎖直流自耦變壓器低壓側(cè)和高壓側(cè)直流電壓,從圖中可見,在低壓側(cè)發(fā)生直流故障時,高壓側(cè)電壓保持穩(wěn)定,并未受其影響,證明無閉鎖直流自耦變壓器具備隔離直流故障能力。

圖4(b)為直流功率的指令值與低壓側(cè)和高壓側(cè)直流功率實(shí)測值?？梢?無論在故障期間還是在穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時,直流功率跟蹤情況良好。單極對地故障后,直流功率變?yōu)樵瓉淼?/3,并在故障清除后恢復(fù)額定功率運(yùn)行;雙極對地故障時,直流功率將快速降為0,并在2.5 s故障清除后恢復(fù)額定功率運(yùn)行。

圖4(c)和(d)分別為低壓側(cè)和高壓側(cè)電流波形,由圖可見無論在故障期間還是在穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時,直流電流的跟蹤情況良好。并且在故障期間電流始終屬于可控狀態(tài),并未有過電流情況出現(xiàn); 在單極對地故障時,低壓側(cè)正極負(fù)極電流保持相等,消除了對地電流。而在雙極短路故障時,低壓側(cè)和高壓側(cè)的正負(fù)極電流均被控制為0。

圖4(e)則為無閉鎖直流自耦變壓器公共交流母線電壓的d,q軸分量,由圖可見,在故障發(fā)生瞬間交流電壓會有小幅度暫態(tài)波動,但在控制器響應(yīng)之后將會保持穩(wěn)定,這為無閉鎖直流自耦變壓器在故障期間的穩(wěn)定運(yùn)行提供了先決條件。

4.3 高壓側(cè)直流故障驗證

圖5為無閉鎖直流自耦變壓器高壓側(cè)直流故障測試仿真波形圖。系統(tǒng)運(yùn)行工況為:0 s時系統(tǒng)運(yùn)行在零功率狀態(tài); 0～0.2 s時,系統(tǒng)開始啟動; 系統(tǒng)功率在0.2 s至1 s時緩慢從0上升到額定功率, 即1 000 MW; 1.2 s時,高壓側(cè)A點(diǎn)發(fā)生單極對地短路,并在1.7 s時清除故障; 2 s時,高壓側(cè)A點(diǎn)和B點(diǎn)發(fā)生雙極短路故障,并在2.5 s時清除故障。圖5(a)為無閉鎖直流自耦變壓器兩側(cè)直流電壓,從圖中可以看出在高壓側(cè)發(fā)生單極對地故障及雙極短路故障時,低壓側(cè)電壓不受影響,證明無閉鎖直流自耦變壓器具備隔離故障能力。

圖5(b)為直流功率的指令值與低壓側(cè)和高壓側(cè)直流功率實(shí)測值。可以看出，無論是在故障期間還是在穩(wěn)定運(yùn)行時,直流功率的跟蹤性能良好。在單極對地故障后,無閉鎖直流自耦變壓器將傳輸一半的功率值,并在故障清除后恢復(fù)額定功率運(yùn)行；在雙極對地故障時,直流功率將快速降為0,并在2.5 s故障清除后恢復(fù)額定功率運(yùn)行。由圖5(b)可見,無閉鎖直流自耦變壓器無需在直流故障時閉鎖變壓器,可在故障清除后快速重啟,不存在啟動及延時過程。

圖5 無閉鎖直流自耦變壓器高壓側(cè)直流故障仿真Fig.5 Response of uninterrupted DC AUTO to the DC fault on the high voltage side

圖5(c)和(d)分別為低壓側(cè)和高壓側(cè)電流波形,由圖可見在故障期間電流始終屬于可控狀態(tài),且并未有過電流情況出現(xiàn)。在單極對地故障期間,正極和負(fù)極電流保持平衡以消除接地點(diǎn)電流,而在雙極短路期間,正負(fù)極電流將會被快速控制為零以消除故障點(diǎn)電弧。同時,在故障切除之后,直流電流能快速恢復(fù)至額定值。

圖5(e)為無閉鎖直流自耦變壓器公共交流母線電壓的d，q軸分量,由圖可見,與低壓側(cè)故障相似,在故障瞬間交流電壓有短時暫態(tài)波動,但在控制器響應(yīng)后電容電壓可保持穩(wěn)定,這為無閉鎖直流自耦變壓器在故障期間的穩(wěn)定運(yùn)行提供了先決條件。

5 結(jié)語

本文提出了一種具備無閉鎖穿越直流故障能力的直流自耦變壓器。通過對直流自耦變壓器中MMC子模塊的重新設(shè)計及控制策略的修改,使得該換流器在保留直流自耦變壓器低建造成本、低傳輸損耗的優(yōu)點(diǎn)基礎(chǔ)上,具備無閉鎖穿越低壓側(cè)和高壓側(cè)直流故障的能力。本文主要針對所提直流變壓器本身展開研究,后續(xù)將繼續(xù)針對本變壓器應(yīng)用于互聯(lián)中低電壓變比的LCC-HVDC和VSC-HVDC直流系統(tǒng)展開深入研究。

附錄見本刊網(wǎng)絡(luò)版(http://www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx)。

[1] 曾博,楊雍琦,段金輝,等.新能源電力系統(tǒng)中需求側(cè)響應(yīng)關(guān)鍵問題及未來研究展望[J].電力系統(tǒng)自動化,2015,39(17):10-18.DOI:10.7500/AEPS20150408010.

ZENG Bo, YANG Yongqi, DUAN Jinhui, et al. Key issues and research prospects for demand-side response in alternate electrical power systems with renewable energy sources[J]. Automation of Electric Power Systems, 2015, 39(17): 10-18. DOI: 10.7500/AEPS20150408010.

[2] 黎嘉明,艾小猛,文勁宇,等.光伏發(fā)電功率持續(xù)時間特性的概率分布定量分析[J].電力系統(tǒng)自動化,2017,41(6):30-36.DOI:10.7500/AEPS20160604002.

LI Jiaming, AI Xiaomeng, WEN Jinyu, et al. Quantitative analysis of probability distribution for duration time characteristic of photovoltaic power[J]. Automation of Electric Power Systems, 2017, 41(6): 30-36. DOI: 10.7500/AEPS20160604002.

[3] 李程昊,詹鵬,文勁宇,等.適用于大規(guī)模風(fēng)電并網(wǎng)的多端柔性直流輸電系統(tǒng)控制策略[J].電力系統(tǒng)自動化,2015,39(11):1-7.DOI:10.7500/AEPS20140717010.

LI Chenghao, ZHAN Peng, WEN Jinyu, et al. A multi-terminal VSC-HVDC system control strategy for large wind farms integration[J]. Automation of Electric Power Systems, 2015, 39(11): 1-7. DOI: 10.7500/AEPS20140717010.

[4] ZHAN P, LI C, WEN J, et al. Research on hybrid multi-terminal high-voltage DC technology for offshore wind farm integration[J]. Journal of Modern Power Systems and Clean Energy, 2013, 1(1): 34-41.

[5] 文勁宇,陳霞,姚美齊,等.適用于海上風(fēng)場并網(wǎng)的混合多端直流輸電技術(shù)研究[J].電力系統(tǒng)保護(hù)與控制,2013,41(2):55-61.

WEN Jinyu, CHEN Xia, YAO Meiqi, et al. Offshore wind power integration using hybrid multi-terminal HVDC technology[J]. Power System Protection and Control, 2013, 41(2): 55-61.

[6] RODRIGUEZ P, ROUZBEHI K. Multi-terminal DC grids: challenges and prospects[J]. Journal of Modern Power Systems and Clean Energy, 2017, 5(4): 515-523.

[7] 陳武,朱旭,姚良忠,等.適用于多端柔性直流輸電系統(tǒng)的直流潮流控制器[J].電力系統(tǒng)自動化,2015,39(11):76-82.DOI:10.7500/AEPS20140813003.

CHEN Wu, ZHU Xu, YAO Liangzhong, et al. An interline DC power flow controller suitable for VSC-MTDC systems[J]. Automation of Electric Power Systems, 2015, 39(11): 76-82. DOI: 10.7500/AEPS20140813003.

[8] 范松麗,苑仁峰,艾芊,等.歐洲超級電網(wǎng)計劃及其對中國電網(wǎng)建設(shè)啟示[J].電力系統(tǒng)自動化,2015,39(10):6-15.DOI:10.7500/AEPS20141031013.

FAN Songli, YUAN Renfeng, AI Qian, et al. European supergrid project and its enlightenment to China’s power grid[J]. Automation of Electric Power Systems, 2015, 39(10): 6-15. DOI: 10.7500/AEPS20141031013.

[9] 李斌,何佳偉,馮亞東,等.多端柔性直流電網(wǎng)保護(hù)關(guān)鍵技術(shù)[J].電力系統(tǒng)自動化,2016,40(21):2-12.DOI:10.7500/AEPS20160601011.

LI Bin, HE Jiawei, FENG Yadong, et al. Key techniques for protection of multi-terminal flexible DC grid[J]. Automation of Electric Power Systems, 2016, 40(21): 2-12. DOI: 10.7500/AEPS20160601011.

[10] 湯廣福,賀之淵,龐輝.柔性直流輸電工程技術(shù)研究、應(yīng)用及發(fā)展[J].電力系統(tǒng)自動化,2013,37(15):3-14.

TANG Guangfu, HE Zhiyuan, PANG Hui. Research, application and development of VSC-HVDC engineering technology[J]. Automation of Electric Power Systems, 2013, 37(15): 3-14.

[11] AN T, TANG G, WANG W. Research and application on multi-terminal and DC grids based on VSC-HVDC technology in China[J]. High Voltage, 2017, 2(1): 1-10.

[12] 姚良忠,吳婧,王志冰,等.未來高壓直流電網(wǎng)發(fā)展形態(tài)分析[J].中國電機(jī)工程學(xué)報,2014,34(34):6007-6020.

YAO Liangzhong, WU Jing, WANG Zhibing, et al. Pattern analysis of future HVDC grid development[J]. Proceedings of the CSEE, 2014, 34(34): 6007-6020.

[13] 游洪程,蔡旭.LCC-VSC直流互聯(lián)變壓器[J].中國電機(jī)工程學(xué)報,2017,37(20):6014-6026.

YOU Hongcheng, CAI Xu. DC transformer for interconnection between LCC and VSC[J]. Proceedings of the CSEE, 2017, 37(20): 6014-6026.

[14] 孟新涵,李可軍,王卓迪,等.混合型MMC拓?fù)浼皯?yīng)用于MTDC直流故障穿越能力分析[J].電力系統(tǒng)自動化,2015,39(24):72-79.DOI:10.7500/AEPS20150307001.

MENG Xinhan, LI Kejun, WANG Zhuodi, et al. Multi-objective planning of electric vehicle charging stations on expressway based on dynamic traffic flow simulation[J]. Automation of Electric Power Systems, 2015, 39(24): 72-79. DOI: 10.7500/AEPS20150307001.

[15] 趙成勇,陳曉芳,曹春剛,等.模塊化多電平換流器HVDC直流側(cè)故障控制保護(hù)策略[J].電力系統(tǒng)自動化,2011,35(23):82-87.

ZHAO Chengyong, CHEN Xiaofang, CAO Chungang, et al. Control and protection strategies for MMC-HVDC under DC faults[J]. Automation of Electric Power Systems, 2011, 35(23): 82-87.

[16] BARKER C D, DAVIDSON C C, TRAINER D R, et al. Requirements of DC-DC converters to facilitate large DC grids[C]// CIGRE Session, August 26, 2012, Paris, France.

[17] ADAM G P, GOWAID I A, FINNEY S J, et al. Review of DC-DC converters for multi-terminal HVDC transmission networks[J]. IET Power Electronics, 2016, 9(2): 281-296.

[18] 姚良忠,楊曉峰,林智欽,等.模塊化多電平換流器型高壓直流變壓器的直流故障特性研究[J].電網(wǎng)技術(shù),2016,40(4):1051-1058.

YAO Liangzhong, YANG Xiaofeng, LIN Zhiqin, et al. Modular multilevel converter based HVDC transformer[J]. Power System Technology, 2016, 40(4): 1051-1058.

[19] 楊曉峰,鄭瓊林,林智欽,等.用于直流電網(wǎng)的大容量DC/DC變換器研究綜述[J].電網(wǎng)技術(shù),2016,40(3):670-677.

YANG Xiaofeng, ZHENG Qionglin, LIN Zhiqin, et al. Survey of high-power DC/DC converter for HVDC grid application[J]. Power System Technology, 2016, 40(3):670-677.

[20] 李夢柏,林衛(wèi)星,文勁宇.單向LC型直流-直流變換器的設(shè)計與控制[J]. 電力系統(tǒng)自動化,2016,40(21):112-116.DOI:10.7500/AEPS20160425015.

LI Mengbo, LIN Weixing, WEN Jinyu. Design and control of unidirectional LC-type DC-DC converter[J]. Automation of Electric Power Systems,2016, 40(21): 112-116. DOI: 10.7500/AEPS20160425015.

[21] LIN W, WEN J, CHENG S. Multiport DC-DC autotransformer for interconnecting multiple high-voltage DC systems at low cost[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2015, 30(12): 6648-6660.

[22] XUE Y, XU Z. On the bipolar MMC-HVDC topology suitable for bulk power overhead line transmission: configuration, control, and DC fault analysis[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2014, 29(6): 2420-2429.

[23] 江道灼,張弛,鄭歡,等.一種限流式混合直流斷路器方案[J].電力系統(tǒng)自動化,2014,38(4):65-71.DOI:10.7500/AEPS20130624006.

JIANG Daozhuo, ZHANG Chi, ZHENG Huan, et al. A scheme for current-limiting hybrid DC circuit breaker[J]. Automation of Electric Power Systems, 2014, 38(4): 65-71. DOI: 10.7500/AEPS20130624006.

[24] 魏曉光,高沖,羅湘,等.柔性直流輸電網(wǎng)用新型高壓直流斷路器設(shè)計方案[J].電力系統(tǒng)自動化,2013,37(15):95-102.

WEI Xiaoguang, GAO Chong, LUO Xiang, et al. A novel design of high-voltage DC circuit breaker in HVDC flexiable transmission grid[J]. Automation of Electric Power Systems, 2013, 37(15): 95-102.

[25] LIN W. DC-DC autotransformer with bidirectional DC fault isolating capability[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2016, 31(8): 5400-5410.

[26] XIANG W, LIN W, AN T, et al. Equivalent electromagnetic transient simulation model and fast recovery control of overhead VSC-HVDC based on SB-MMC[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2017, 32(2): 778-788.

[27] ZENG R, XU L, YAO L, et al. Design and operation of a hybrid modular multilevel converter[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2015, 30(3): 1137-1146.

[28] LIN W, JOVEIE D, NGUEFEU S, et al. Full-bridge MMC converter optimal design to HVDC operational requirements[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2016, 31(3): 1342-1350.

[29] 徐政.柔性直流輸電系統(tǒng)[M].北京:機(jī)械工業(yè)出版社,2014.