馬文忠， 李肇遠(yuǎn)， 張奎同， 韓嘉， 李沐書， 么旻蕊

(1. 中國石油大學(xué)(華東)新能源學(xué)院，山東 青島 266580；2. 山東能源集團(tuán)有限公司,山東 濟(jì)寧 273500)

0 引言

電網(wǎng)換相換流器(line commutated converter,LCC)具有損耗低、響應(yīng)迅速、可靠性高、易于實(shí)現(xiàn)故障穿越以及造價低等優(yōu)點(diǎn)，但其功率元件不能實(shí)現(xiàn)自關(guān)斷，無法實(shí)現(xiàn)與弱電網(wǎng)的連接。電壓源型換流器(voltage source converter,VSC)可以獨(dú)立控制有功、無功功率，不受交流側(cè)電網(wǎng)影響，可向弱電網(wǎng)以及無源負(fù)載供電[1—2]。將VSC應(yīng)用于整流站、LCC應(yīng)用于逆變站的混合直流輸電系統(tǒng)可兼顧二者優(yōu)勢、降低制造運(yùn)行成本、擴(kuò)展應(yīng)用場合[3—6]，具有廣闊的應(yīng)用前景。

換相失敗是影響混合直流輸電系統(tǒng)可靠運(yùn)行的關(guān)鍵因素。針對該問題的研究，文獻(xiàn)[7—9]給出了混合直流輸電系統(tǒng)的具體拓?fù)?，介紹了其功率傳輸特點(diǎn)，并指出混合直流輸電系統(tǒng)依然存在換相失敗問題，但未給出具體故障特征；文獻(xiàn)[10—11]研究了VSC和電流源型換流器混合直流輸電的控制方法，優(yōu)化了二者的統(tǒng)籌控制，但沒有研究故障穿越下二者的協(xié)同控制；文獻(xiàn)[12—13]研究了混合直流輸電系統(tǒng)逆變側(cè)發(fā)生換相失敗時，不同子模塊類型的VSC對系統(tǒng)故障的響應(yīng)，文獻(xiàn)通過引入全橋型子模塊實(shí)現(xiàn)故障穿越，增加了系統(tǒng)損耗，削弱了混合直流輸電優(yōu)勢；文獻(xiàn)[14—17]研究了混合直流輸電系統(tǒng)中整流側(cè)VSC與逆變側(cè)LCC的相互聯(lián)系，指出逆變側(cè)LCC在發(fā)生換相失敗時，與其串聯(lián)的VSC可為電網(wǎng)側(cè)提供無功支撐，從而抑制連續(xù)換相失敗，文獻(xiàn)雖提出了相應(yīng)的保護(hù)策略，但未分析VSC對系統(tǒng)的影響以及換相失敗時沖擊電流的產(chǎn)生機(jī)理。上述文獻(xiàn)均未涉及換相失敗時整流側(cè)VSC對逆變側(cè)LCC換相性能的影響分析，須進(jìn)一步深入研究。

文中首先對雙端混合直流輸電系統(tǒng)換相失敗機(jī)理進(jìn)行分析，確定發(fā)生換相失敗時，整流側(cè)VSC的大量儲能電容放電是造成后續(xù)換相失敗的主要原因之一。進(jìn)而提出基于主動限流的換相失敗抑制策略，即通過在VSC調(diào)制波中加入直流擾動量和交流擾動系數(shù)，配合LCC側(cè)的低壓限流控制(voltage dependent current order limiter,VDCOL)，抑制后續(xù)換相失敗。最后在Matlab/Simulink中搭建兩端混合直流輸電系統(tǒng)仿真模型，驗(yàn)證逆變站交流側(cè)不同程度電壓下降故障時所提策略的有效性以及抑制連續(xù)換相失敗的能力。

1 混合直流輸電系統(tǒng)模型

VSC應(yīng)用于整流站、LCC應(yīng)用于逆變站的混合直流輸電系統(tǒng)主電路如圖1所示[7]。

圖1 混合直流輸電系統(tǒng)模型

圖1中，AC1，AC2為交流電源；Z1，Z2為等值阻抗；TS1，TS2為換流變壓器；F1，F(xiàn)2為交流濾波裝置。模塊化多電平換流器(moudular multileval converter，MMC)[18—19]是VSC的主要應(yīng)用形式，圖1中整流站采用MMC，逆變站采用十二脈動LCC。整流站MMC的拓?fù)淙鐖D2所示，單個橋臂由N個子模塊(SM)、橋臂電阻R0和橋臂電感L0串聯(lián)而成，子模塊均為半橋結(jié)構(gòu)。圖2中，vgx，ix分別為交流側(cè)相電壓和相電流，x=a,b,c分別表示a相、b相、c相；Udc，Idc分別為直流電壓和電流；upx，unx分別為x相上、下橋臂端口電壓；ipx，inx分別為x相上、下橋臂電流；ux為MMC的x相輸入電壓；C為子模塊電容。

圖2 整流站MMC拓?fù)?/p>

逆變站LCC唯一的可控變量為越前觸發(fā)角β，其與觸發(fā)角α之和為180°。文中混合直流輸電系統(tǒng)逆變站采用定直流電流控制。

2 換相失敗故障分析

2.1 逆變側(cè)性能的影響因素分析

逆變側(cè)正常運(yùn)行的條件為：

γ>γmin

(1)

式中：γ為關(guān)斷角；γmin為最小允許關(guān)斷角。

γ決定閥恢復(fù)阻斷的能力，對于逆變側(cè)有：

(2)

式中：Uac為LCC交流側(cè)相電壓幅值；K為換流器變比；μ為換相重疊角；X為逆變側(cè)換流變壓器漏抗。

由式(2)可知，Uac，Idc，β，K是影響γ的主要因素[11]。其中，Uac下降和Idc上升是最常見的引起系統(tǒng)換相失敗的原因。Idc增大會延長換相過程，使得μ增大。由式(2)可知，在β一定時，μ增大使得γ變小，縮小了換相裕度，系統(tǒng)更易達(dá)到換相失敗的臨界條件[20—21]。

發(fā)生換相失敗時，LCC同一相上、下開關(guān)管同時導(dǎo)通，對MMC形成短路，Idc迅速上升。傳統(tǒng)保護(hù)策略需要一定的時間才能動作，通常前幾周期的換相失敗無法避免。而混合直流輸電系統(tǒng)VSC側(cè)存在大量儲能電容，導(dǎo)致故障電流上升更加迅速，Idc與Uac的比值進(jìn)一步增大，γ進(jìn)一步減小，繼而發(fā)生連續(xù)換相失敗，危害系統(tǒng)運(yùn)行。對于兩端混合直流輸電系統(tǒng)連續(xù)換相失敗故障，目前工程中多選擇直接跳開VSC和LCC交流側(cè)開關(guān)[22]，但MMC在故障后的重啟較為復(fù)雜，且半橋型MMC無法阻斷電容放電電流。為了研究混合直流輸電系統(tǒng)換相失敗故障穿越控制策略，文中對故障初期沖擊電流進(jìn)行分析。

2.2 換相失敗初期沖擊電流分析

發(fā)生換相失敗時，MMC交流側(cè)電流通過各子模塊下管的反并聯(lián)二極管進(jìn)行續(xù)流。電流主要為三相間的環(huán)流且幅值較小，因此換相失敗的放電過程主要以電容放電電流為主。

電容放電電路如圖3所示。LCC同一相上、下開關(guān)管同時導(dǎo)通，對MMC形成短路，投入的子模塊電容經(jīng)過上管注入放電電流，未投入的子模塊電容不參與放電[23—24]。

圖3 換相失敗時的電容放電電路

單相子模塊電容放電等效電路為RLC二階電路，如圖4所示。圖中，R∑為放電等值電阻；MMC橋臂等效電容為橋臂子模塊電容的串聯(lián)，即C/N；等效電路的等值電容C∑為上、下橋臂等效電容的并聯(lián)，即2C/N；等效電路的等值電感L∑為上、下橋臂電感的串聯(lián)，即2L0；R∑為等效電路的等值電阻；VC∑為C∑兩端的電壓；ix_SM為電容放電電流。

圖4 單相子模塊電容放電等效電路

(3)

式中：Idc0為LCC換相失敗瞬間VSC放電電流初始值；δ為放電電流初始相角；Udc0為放電初始時刻子模塊電容電壓之和；ω0為固有角頻率；ω為角頻率；τ為時間常數(shù)。令：

(4)

則式(3)可簡化為：

(5)

由0<(π/2-λ)<π可得，當(dāng)ωt=π/2-λ時，ix_SM達(dá)到第一個極值，該值為其峰值，且該時刻VC∑=0，因此子模塊電容放電結(jié)束時刻tC即為ix_SM升至峰值的時刻tpeak。

(6)

(7)

式中：Isc為直流母線上的故障電流最大值。

若單個子模塊電容電壓平均值為VCav，故障前后MMC單相上、下橋臂子模塊投入數(shù)量總和均為Nsum，則滿足：

(8)

將式(8)代入式(7)，可得：

(9)

由式(9)可知，發(fā)生換相失敗后，通過改變MMC的調(diào)制方式使Nsum

3 換相失敗抑制策略

3.1 傳統(tǒng)低壓限流控制

VDCOL是在發(fā)生換相失敗時，依據(jù)直流電壓下降程度調(diào)整直流電流給定值，可在一定程度上預(yù)防連續(xù)換相失敗并提高系統(tǒng)恢復(fù)能力[25]。

VDCOL模型如圖5所示。其中，死區(qū)時間設(shè)置環(huán)節(jié)可根據(jù)系統(tǒng)要求對電流進(jìn)行延遲設(shè)置；Ide0為額定直流電流；Ides為依據(jù)Udc或Uac變化修正后的額定直流電流；Imax，Imin分別為VDCOL調(diào)整Ide0的上、下限值；Iord為系統(tǒng)最終的直流電流指令值。

圖5 VDCOL模型

當(dāng)整流側(cè)為MMC時，其直接控制目標(biāo)不包含Idc，通過常見控制方式，如定直流電壓控制、定有功無功控制等對Idc進(jìn)行調(diào)節(jié)，響應(yīng)速度較慢，且限流效果差。VDCOL也無法有效抑制電容放電沖擊電流，導(dǎo)致連續(xù)換相失敗。為提高混合直流輸電系統(tǒng)預(yù)防換相失敗的能力，降低換相失敗發(fā)生時沖擊電流幅值以及實(shí)現(xiàn)故障穿越，文中提出基于主動限流的換相失敗抑制策略。

3.2 基于主動限流的換相失敗抑制策略

系統(tǒng)正常運(yùn)行時，MMC上、下橋臂參考電壓upxref，unxref滿足：

(10)

式中：uxref為MMC交流側(cè)的參考電壓，且由uxref∈[-Udc/2,Udc/2]可得到upxref∈[0,Udc]，unxref∈[0,Udc]。

由式(10)可知，upxref，unxref由共模直流分量Udc/2和差模交流分量uxref組成，因此可通過改變共模直流分量和差模交流分量來改變upxref，unxref。為了抑制換相失敗，在式(10)基礎(chǔ)上加入直流擾動分量ΔU和交流擾動系數(shù)Ku，定義u′pxref，u′nxref為：

(11)

且有：

(12)

u′pxref，u′nxref經(jīng)最近電平逼近調(diào)制取整，得到橋臂需要投入子模塊的個數(shù)為：

(13)

式中：N′px，N′nx分別為取整后上、下橋臂需投入的子模塊數(shù)量；N′sum為取整后MMC單相上、下橋臂子模塊投入數(shù)量總和；fround(·)為取整函數(shù)。

根據(jù)以上分析：當(dāng)ΔU=0,Ku=1時，N′sum=N；當(dāng)ΔU>0,Ku=1時，u′pxref∈[0,Udc-ΔU]，u′nxref∈[0,Udc-ΔU]，N′sum隨著ΔU的增大而減??；當(dāng)ΔU=Udc/2時，橋臂電壓中不含直流分量，僅存在交流分量，此時u′pxref∈[0,Udc/2]，u′nxref∈[0,Udc/2]，N′sum∈[0,N/2]；當(dāng)ΔU=Udc/2,Ku∈(0,1)時，u′pxref∈[0,KuUdc/2]，u′nxref∈[0,KuUdc/2]，N′sum將進(jìn)一步減小，特別地，當(dāng)Ku=2/N時，u′pxref∈[0,Udc/N]，u′nxref∈[0,Udc/N]，此時N′sum=1。

根據(jù)以上分析，文中提出基于主動限流的換相失敗抑制策略，流程如圖6所示。

圖6 基于主動限流的換相失敗抑制策略流程

具體實(shí)現(xiàn)方法如下：

當(dāng)系統(tǒng)正常運(yùn)行時，Uac>Ue，ΔU=0，Ku=1，橋臂參考電壓按照式(10)生成，保護(hù)不動作。其中，Ue為LCC交流側(cè)電壓下降閾值。

當(dāng)UacUde且Idc

當(dāng)UacIde時，表示已發(fā)生換相失敗且趨勢逐漸加重。此時，將ΔU置為Udc/2，即MMC輸出直流分量為0；使Ku=2/N，按照調(diào)制規(guī)則，MMC的N′sum僅為1。同時，VDCOL依據(jù)Udc將LCC的Iord降低至Imin，直流電流迅速降低。在LCC交流側(cè)電壓穩(wěn)定后，再按交流側(cè)電壓下降程度等比例調(diào)節(jié)ΔU，MMC進(jìn)入到低壓運(yùn)行模式，此時Udc/Uac和正常運(yùn)行狀態(tài)時相近，滿足正常換相條件。

4 仿真分析

為驗(yàn)證所提基于主動限流的換相失敗抑制策略的有效性，在Matlab/Simulink中搭建整流站為MMC、逆變站為LCC的兩端混合直流輸電系統(tǒng)模型，并設(shè)置2種不同程度的LCC交流側(cè)故障進(jìn)行仿真驗(yàn)證，部分系統(tǒng)參數(shù)如表1所示。表中，Ude0為額定直流電壓；VC0為單個子模塊電容電壓；F為MMC調(diào)制波基波頻率;Uac0為LCC交流側(cè)額定相電壓幅值。

表1 仿真系統(tǒng)參數(shù)

混合直流輸電系統(tǒng)正常運(yùn)行時的波形如圖7所示。MMC采用定直流電壓以及定無功功率控制；LCC采用定直流電流控制；VDCOL中Imin為0.3 p.u.；Imax根據(jù)控制模式的不同，以Udc為基準(zhǔn)時取0.6 p.u.，以Uac為基準(zhǔn)時取0.8 p.u.。默認(rèn)系統(tǒng)啟動時MMC充電已完成，Udc穩(wěn)定在500 kV，即1.0 p.u.。Idc依據(jù)Iord，從0逐漸升高至1 000 A，即1.0 p.u.。最后Iord按照既定的下降斜率減小，系統(tǒng)退出運(yùn)行。

圖7 系統(tǒng)正常運(yùn)行時的波形

4.1 LCC交流側(cè)輕微故障

Uac在0.7 s時降至0.75 p.u.，在1.0 s時恢復(fù)至1.0 p.u.，在此期間，有Uac

對照組LCC采用基于Udc的VDCOL，系統(tǒng)響應(yīng)如圖8所示。由于Uac降低，0.75 s時系統(tǒng)發(fā)生換相失敗，Udc降至Ude之下，進(jìn)而觸發(fā)VDCOL，降低Iord。系統(tǒng)在故障消失前可逐漸恢復(fù)，但基于Udc的VDCOL必須在發(fā)生換相失敗后才能被動地降低直流電流，促進(jìn)系統(tǒng)恢復(fù)，因此無法避免換相失敗發(fā)生。

圖8 輕微故障下未采用主動限流的波形

另一組采用文中所提基于主動限流的換相失敗抑制策略。LCC交流側(cè)發(fā)生輕微故障時，為了避免發(fā)生首次換相失敗，在Udc未降至Ude且Idc未升至Ide之前，LCC側(cè)啟動基于Uac的VDCOL，及時降低Idc，系統(tǒng)響應(yīng)如圖9所示。

圖9 輕微故障下采用主動限流的波形

由圖9可知，基于Uac的VDCOL在系統(tǒng)發(fā)生換相失敗之前即可動作，迅速降低直流電流，避免發(fā)生換相失敗。故障消失后系統(tǒng)可迅速復(fù)原，驗(yàn)證了直流電流良好的跟隨特性，此時系統(tǒng)傳輸?shù)闹绷鞴β视芍绷麟娏髦噶钪禌Q定。

4.2 LCC交流側(cè)嚴(yán)重故障

設(shè)定系統(tǒng)在0.8 s時發(fā)生LCC交流側(cè)故障，Uac降至0.5 p.u.，且一直持續(xù)到系統(tǒng)退出運(yùn)行，系統(tǒng)發(fā)生換相失敗。

對照組依然采用基于Udc的VDCOL，系統(tǒng)響應(yīng)如圖10所示。系統(tǒng)在0.82 s時發(fā)生換相失敗，Udc和Idc由于MMC電容儲能的作用，呈現(xiàn)明顯的短路特性。隨著電容放電，Udc逐漸下降到0，而Idc也在附近時間點(diǎn)達(dá)到峰值，符合式(5)的推導(dǎo)。當(dāng)Udc降低至0.6 p.u.時，VDCOL依據(jù)Udc降低LCC的Iord，最低為0.3 p.u.。由于大量儲能電容的存在，Idc并未跟隨Iord下降，其峰值電流在1.0 s時達(dá)到了12.0 p.u.。隨著系統(tǒng)退出運(yùn)行，Idc才逐漸跟隨Iord下降為0。

圖10 嚴(yán)重故障下未采用主動限流的波形

另一組采用文中所提基于主動限流的換相失敗抑制策略。同樣在0.8 s，Uac降至0.5 p.u.，其系統(tǒng)響應(yīng)如圖11所示。首個周期的換相失敗無法避免，Udc下降，Idc迅速上升，當(dāng)Udc下降至閾值0.8 p.u.時，進(jìn)入主動限流環(huán)節(jié)。此時將ΔU置為Udc/2，即MMC輸出的直流分量為0，并定義此時為主動限流區(qū)間。令Ku=2/N，按照策略調(diào)制規(guī)則，Nsum為1，由式(9)可知，投入的子模塊驟減，放電電流迅速降低。與輕微故障時不同，此時LCC采用基于Udc的VDCOL。在緩沖區(qū)由于子模塊的大量切除，Udc和Idc降至0附近，VDCOL將Idc下拉到Imin，此處為0.3 p.u.。當(dāng)LCC交流側(cè)電壓穩(wěn)定運(yùn)行在較低水平后，即在0.93 s時緩沖期結(jié)束，按LCC交流側(cè)電壓下降程度等比例調(diào)節(jié)ΔU，此處為Udc/4，重新確定Nsum為5，Udc穩(wěn)定在0.5 p.u.。Udc仍然處于VDCOL的啟動范圍內(nèi)，Idc準(zhǔn)確跟隨Iord。

圖11 嚴(yán)重故障下采用主動限流的波形

在結(jié)束緩沖期之后的故障期間系統(tǒng)仍然可以傳輸0.4 p.u.的直流功率。MMC交流側(cè)電壓波形如圖12所示，由于子模塊的投切作用，電壓呈現(xiàn)明顯的階梯型。受限于半橋子模塊型換流器調(diào)制比的作用，Udc降低必然使得MMC交流側(cè)電壓降低，如圖12中主動限流和限流之后的低壓運(yùn)行期間。實(shí)際應(yīng)用中，為保證功率不斷流，可以相應(yīng)降低MMC交流側(cè)電壓。

圖12 MMC交流側(cè)電壓

MMC單相橋臂子模塊投入數(shù)量如圖13所示。在主動限流期間，Nsum為1。MMC進(jìn)入到低壓運(yùn)行模式時，Nsum為5，此時Udc/Uac和正常運(yùn)行狀態(tài)時近似，直至LCC交流側(cè)故障恢復(fù)，因此可實(shí)現(xiàn)故障穿越。

圖13 子模塊投入數(shù)量

由以上分析可知，采用主動限流后的沖擊電流峰值3.0 p.u.相對于未采用主動限流的沖擊電流峰值12.0 p.u.顯著降低，減小了功率器件的電流應(yīng)力。且Udc/Uac保持在正常值，避免了連續(xù)換相失敗的發(fā)生。

5 結(jié)論

文中對兩端混合直流輸電系統(tǒng)換相失敗的故障特性進(jìn)行分析，得出大量儲能電容是造成換相失敗沖擊電流大且易發(fā)生連續(xù)換相失敗的原因之一。文中提出基于主動限流的換相失敗抑制策略，并通過仿真驗(yàn)證了該策略的有效性，主要結(jié)論如下。

(1) 換相失敗時沖擊電流的幅值與MMC橋臂投入子模塊數(shù)量成正比，電容放電電流是造成連續(xù)換相失敗的重要原因之一。

(2) 基于主動限流的換相失敗抑制策略通過對調(diào)制波引入直流擾動分量ΔU和交流擾動倍數(shù)Ku，限制MMC投入的子模塊數(shù)量，降低沖擊電流。并通過MMC運(yùn)行在低壓模式與LCC側(cè)VDCOL的協(xié)同控制，有效抑制連續(xù)換相失敗，實(shí)現(xiàn)故障穿越。

(3) 文中所提策略可在LCC交流側(cè)發(fā)生故障時避免功率斷流，減小故障后的系統(tǒng)重啟時間。