彭茂蘭，黃曼茜，劉 航，許建中

（1. 中國(guó)南方電網(wǎng)超高壓輸電公司 檢修試驗(yàn)中心，廣東 廣州 510663；2. 華北電力大學(xué) 新能源電力系統(tǒng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102206）

0 引言

以大型可再生能源基地電力外送為主的“西電東送”是我國(guó)重要的能源戰(zhàn)略，利用特高壓多端直流輸電技術(shù)可以有效地應(yīng)對(duì)大型可再生能源基地電力外送面臨的挑戰(zhàn)［1］。特高壓混合多端直流輸電系統(tǒng)在遠(yuǎn)距離、大容量輸電方面具有優(yōu)勢(shì)，同時(shí)結(jié)合了傳統(tǒng)直流與柔性直流的優(yōu)點(diǎn)，與傳統(tǒng)直流相比，其無換相失敗問題并且可以向弱受端交流電網(wǎng)供電，實(shí)現(xiàn)海上風(fēng)電場(chǎng)的功率輸送［2］，與柔性直流相比，其功率損耗較小且降低了換流器與電纜投資成本［3］，具有良好的發(fā)展前景。

我國(guó)建設(shè)的世界上首項(xiàng)特高壓多端混合直流工程——烏東德特高壓混合三端直流工程已進(jìn)入階段性投產(chǎn)，工程依托金沙江下游烏東德水電站分別為廣西、廣東送電，與建設(shè)2 個(gè)單回常規(guī)直流方案相比，烏東德特高壓混合三端直流工程采用特高壓多端直流的技術(shù)方案，網(wǎng)損降低約100 MW，年費(fèi)用節(jié)省約4.8億元，節(jié)省走廊占地約3667 m2［4］。

目前，已有學(xué)者針對(duì)特高壓混合多端直流輸電系統(tǒng)開展了相關(guān)的研究，圍繞柔直換流器啟動(dòng)充電策略［5-6］、系統(tǒng)正常啟動(dòng)／停運(yùn)順序控制方案［7-8］、站間協(xié)調(diào)控制策略［9-10］、控制保護(hù)配置方案［11-13］等問題已有不少研究成果。其他站電流部分轉(zhuǎn)移至本站所引發(fā)的一類過流現(xiàn)象稱為電流轉(zhuǎn)移，該問題產(chǎn)生的根本原因?yàn)楸菊局绷麟妷旱停纾洪y組投退過程中站間電壓升降速率不匹配將導(dǎo)致電流轉(zhuǎn)移至電壓低的柔性直流換流站。特高壓混合多端直流輸電系統(tǒng)電壓電流等級(jí)高，換流器造價(jià)昂貴，一旦發(fā)生換流站過流問題，后果嚴(yán)重。

關(guān)于閥組投退控制問題，目前已有學(xué)者提出有效的常直和柔直閥組投退控制策略。常直閥組的投退控制策略主要分為小觸發(fā)角解鎖［14］和零電壓解鎖［15］2種方式。文獻(xiàn)［16-18］提出了完整的特高壓混合三端直流輸電系統(tǒng)閥組投退控制策略。當(dāng)閥組投退過程中出現(xiàn)電流轉(zhuǎn)移問題時(shí)，可能觸發(fā)暫時(shí)性過流保護(hù)從而閉鎖換流閥組，導(dǎo)致電力傳輸中斷?，F(xiàn)有的閥組投退控制策略在執(zhí)行中仍存在電流轉(zhuǎn)移風(fēng)險(xiǎn)，而且尚未有研究提出有效的電流轉(zhuǎn)移抑制策略。

本文以特高壓混合三端直流輸電系統(tǒng)為例，設(shè)計(jì)了2 種采用受端直流電流作為閉環(huán)控制量的電流轉(zhuǎn)移抑制策略，并以閥組投退過程為典型工況進(jìn)行分析研究。策略1 為基于直流電流-直流電壓偏差量的電流轉(zhuǎn)移抑制策略（以下簡(jiǎn)稱“I-U電流轉(zhuǎn)移抑制策略”），采用受端直流電流作為閉環(huán)控制量，作用于閥組的直流電壓抑制電流轉(zhuǎn)移；策略2 為基于直流電流-直流功率偏差量的電流轉(zhuǎn)移抑制策略（以下簡(jiǎn)稱“I-P電流轉(zhuǎn)移抑制策略”），將受端換流站的電流-功率不平衡量引入閥組的定有功功率參考值中，在無需比例積分（PI）環(huán)節(jié)的前提下可實(shí)現(xiàn)換流站電流轉(zhuǎn)移的抑制?；赑SCAD／EMTDC 搭建了特高壓混合三端直流輸電系統(tǒng)仿真模型，通過對(duì)比采用策略前、后系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性，驗(yàn)證電流轉(zhuǎn)移抑制策略的有效性；通過對(duì)比分別投入2種電流轉(zhuǎn)移抑制策略時(shí)系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性，分析2 種電流轉(zhuǎn)移抑制策略性能的優(yōu)劣。仿真結(jié)果表明所提出的電流轉(zhuǎn)移抑制策略能有效解決閥組投退過程中換流站過流問題。

1 特高壓混合三端直流輸電系統(tǒng)中電流轉(zhuǎn)移現(xiàn)象分析

1.1 特高壓混合三端直流輸電系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

圖1 為特高壓混合三端直流輸電系統(tǒng)結(jié)構(gòu)，圖中ZS1—ZS3分別為交流系統(tǒng)S1—S3的等值阻抗。額定直流電壓為±800 kV，電網(wǎng)換相型換流器LCC1為送端換流站，模塊化多電平換流器MMCj（j=2，3）為受端換流站，系統(tǒng)采用真雙極接線方式，每極由高、低端閥組串聯(lián)組成，送端單個(gè)閥組為12 脈動(dòng)電網(wǎng)換相型換流器（LCC），受端換流站單個(gè)閥組為“半橋+全橋”子模塊混合型模塊化多電平換流器（MMC）。LCC1采用定直流電流控制，MMC2采用定有功功率控制，MMC3采用定直流電壓控制，MMCj的控制框圖如附錄A圖A1所示。

圖1 特高壓混合三端直流輸電系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of hybrid three-terminal UHVDC transmission system

1.2 電流轉(zhuǎn)移現(xiàn)象分析

當(dāng)特高壓混合三端直流輸電系統(tǒng)正常運(yùn)行時(shí)，架空線2上的電流方向?yàn)樽訫MC2流向MMC3。特高壓混合三端直流輸電系統(tǒng)執(zhí)行高端閥組（以下簡(jiǎn)稱“高閥”）投入／退出操作，即若高閥退出運(yùn)行，不影響低端閥組（以下簡(jiǎn)稱“低閥”）正常運(yùn)行；若低閥正常運(yùn)行，投入高閥不影響低閥正常運(yùn)行。系統(tǒng)正極雙高閥、單高閥運(yùn)行模式示意圖如附錄A 圖A2 所示。高閥投入時(shí)，先將直流電流從旁路刀閘BPI（By‐Pass Isolator）轉(zhuǎn)移至旁路開關(guān)BPS（ByPass Switch），再通過電流控制器作用，將電流從BPS轉(zhuǎn)移至高閥，最后分開BPS，提升高閥直流電壓，高閥投入完畢；高閥退出時(shí)，先降低高閥的直流電壓，再閉合BPS，閉鎖高閥，最后將直流電流從BPS 轉(zhuǎn)移至BPI，高閥退出完畢。具體高閥投入、退出流程分別如附錄A圖A3、A4所示。

以圖1 所示特高壓混合三端直流輸電系統(tǒng)為例，由LCC1發(fā)出的投退閥組指令分別經(jīng)過站間通信延時(shí)T1、T2后到達(dá)MMC2、MMC3，MMC 高閥直流電壓參考值Udcref以一定速率升降。由于通信延時(shí)等因素，可能出現(xiàn)MMC2高閥升壓過慢或降壓過快的情況，此時(shí)MMC2直流電壓低于MMC3直流電壓，導(dǎo)致電流從MMC3部分轉(zhuǎn)移至MMC2。閥組投退過程中的電流轉(zhuǎn)移現(xiàn)象可能觸發(fā)橋臂過流保護(hù)動(dòng)作，導(dǎo)致閥組投退失敗。

2 電流轉(zhuǎn)移抑制策略

針對(duì)上文分析的電流轉(zhuǎn)移現(xiàn)象，本節(jié)提出了適用于特高壓混合三端直流輸電系統(tǒng)的換流站電流轉(zhuǎn)移抑制策略。由于圖1所示系統(tǒng)的送端LCC1采用定直流電流控制，即不考慮送端直流電流Idc1的變化，若控制受端MMC2直流電流Idc2穩(wěn)定，則受端MMC3直流電流Idc3也將保持穩(wěn)定。基于這個(gè)思路，本節(jié)設(shè)計(jì)了2 種采用MMC2直流電流Idc2作為控制量的I-U電流轉(zhuǎn)移抑制策略和I-P電流轉(zhuǎn)移抑制策略，具體實(shí)現(xiàn)過程如下。

2.1 I-U電流轉(zhuǎn)移抑制策略

考慮直接采用直流電流作為直流電壓參考值閉環(huán)控制的反饋量，根據(jù)實(shí)際電流動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)高閥投退過程中電壓參考值，在MMC2待投退高閥的控制系統(tǒng)中，采用直流電流額定值Idcbase減去本站直流電流測(cè)量值Idc2，得到直流電流偏差量ΔIdc2，如式（1）所示。

ΔIdc2經(jīng)過PI 環(huán)節(jié)后得到電壓偏差量ΔUdc2，將原閥組電壓參考值Udcref0加上ΔUdc2，得到新的閥組電壓參考值Udcref2，如式（2）所示。

I-U電流轉(zhuǎn)移抑制策略的控制框圖如圖2 所示。若部分電流從MMC3轉(zhuǎn)移至MMC2，表現(xiàn)為|Idc2|>|Idcbase|，即ΔIdc2>0（受端MMC2的直流電流為負(fù)值），由于電流偏差量ΔIdc2>0，閥組電壓偏差量ΔUdc2增加；根據(jù)式（2），電壓參考值Udcref2增加，經(jīng)控制作用，MMC2直流電壓Udc2增大，解決了MMC3電流轉(zhuǎn)移至MMC2的問題。

圖2 I-U電流轉(zhuǎn)移抑制策略框圖Fig.2 Block diagram of transfer current suppression strategy based on deviation of DC current and DC voltage

2.2 I-P電流轉(zhuǎn)移抑制策略

考慮直接將直流電流轉(zhuǎn)化為有功功率，實(shí)時(shí)調(diào)節(jié)有功功率參考值，通過有功功率外環(huán)控制，達(dá)到根據(jù)實(shí)際電流動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)閥組投退過程中電壓的目的。在MMC2在運(yùn)閥組的控制系統(tǒng)中，用直流電流額定值Idcbase減去本站直流電流測(cè)量值Idc2，得到直流電流偏差量ΔIdc2，該過程與2.1 節(jié)所提策略過程相同，其數(shù)學(xué)表達(dá)式如式（1）所示。將直流電流偏差量ΔIdc2與閥組直流電壓額定值Udcbase相乘，得到有功功率偏差量ΔPdc2，如式（3）所示。

將有功功率偏差量ΔPdc2與原有功功率參考值Pdcref0相加可以得到新的有功功率參考值Pdcref2，將其作為電流矢量控制中定有功功率的參考值，如式（4）所示。

I-P電流轉(zhuǎn)移抑制策略的控制框圖如圖3 所示。若部分電流從MMC3轉(zhuǎn)移至MMC2，有 |Idc2|>|Idcbase|，根據(jù)式（1）、式（3）以及式（4），ΔIdc2>0（受端MMC2的直流電流為負(fù)值），ΔPdc2>0，則|Pdcref2|<|Pdcref0（|受端MMC2的有功功率為負(fù)值）。由于MMC2有功功率參考值減小，控制器有功外環(huán)的有功功率偏差量ΔPdc2=Pdcref2-Pdc2>0。

圖3 I-P電流轉(zhuǎn)移抑制策略框圖Fig.3 Block diagram of transfer current suppression strategy based on deviation of DC current and DC power

由附錄A 圖A1可知，ΔPdc2經(jīng)過有功功率控制的PI 環(huán)節(jié)后得到交流電流參考值d軸分量isdref。由于有功功率偏差量ΔPdc2>0，| |isdref絕對(duì)值減?。╥sdref為負(fù)值），經(jīng)控制作用，交流電流d軸分量isd減小，最終交流系統(tǒng)S2側(cè)有功功率PS2也減小。

對(duì)于逆變站MMC2，就能量平衡角度而言，直流側(cè)輸入閥組的能量Wdc2等于閥組中所有子模塊電容儲(chǔ)能的變化量ΔWMMC2與閥組輸出至交流側(cè)的能量WS2之和，如式（5）所示。

當(dāng)閥組交流側(cè)有功功率PS2減小時(shí)，由式（5）可知，閥組中子模塊電容儲(chǔ)能變化量ΔWMMC2>0，引起閥組直流電壓上升，直流電流下降［12］，最終克服了MMC3將電流轉(zhuǎn)移至MMC2的問題。

3 仿真驗(yàn)證

為了驗(yàn)證和比較2 種MMC2電流轉(zhuǎn)移抑制策略的有效性，在PSCAD／EMTDC 環(huán)境中搭建了如圖1所示特高壓混合三端直流輸電系統(tǒng)的仿真模型。通過對(duì)比采用電流轉(zhuǎn)移抑制策略前、后系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性，驗(yàn)證所提策略的有效性；通過對(duì)比分別投入2 種策略時(shí)系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性，驗(yàn)證2 種控制策略性能的優(yōu)劣。

3.1 特高壓混合三端直流輸電系統(tǒng)仿真模型

圖1 所示特高壓混合三端直流輸電系統(tǒng)的具體參數(shù)如附錄A 表A1 所示。直流系統(tǒng)采用架空線輸電，架空線1 長(zhǎng)度為932 km，架空線2 長(zhǎng)度為557 km。仿真中3 個(gè)換流站閥組投、退的執(zhí)行流程分別如附錄A 圖A2、A3 所示，由LCC1發(fā)出投退指令，MMC2、MMC3分別經(jīng)10、20 ms延時(shí)后收到指令并執(zhí)行。

3.2 電流轉(zhuǎn)移抑制策略有效性驗(yàn)證

以閥組投退這類可能引發(fā)電流轉(zhuǎn)移的典型工況為例，在高閥投入、退出2 種工況下，對(duì)電流轉(zhuǎn)移抑制策略進(jìn)行有效性驗(yàn)證。

3.2.1 高閥投入

圖4 為高閥投入過程中，不采取任何電流轉(zhuǎn)移抑制策略與采用I-U電流轉(zhuǎn)移抑制策略、采用I-P電流轉(zhuǎn)移抑制策略時(shí)特高壓混合三端直流輸電系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性。圖中：Udc2_H、PS2_H和Udc2_L、PS2_L分別為MMC2高閥和低閥直流電壓、交流有功功率；Iarm_L為MMC2低閥橋臂電流；t1、t2分別為將電流由BPS 轉(zhuǎn)移至高閥的轉(zhuǎn)移時(shí)刻、高閥電壓的提升時(shí)刻。由圖可知：在不采取任何電流轉(zhuǎn)移抑制策略的情況下，高閥電流開始轉(zhuǎn)移后，MMC2直流電流出現(xiàn)較大波動(dòng)；高閥開始升壓時(shí)，由于低閥直流電壓出現(xiàn)較大跌落，部分電流自電壓更高的MMC3轉(zhuǎn)移至MMC2，MMC2直流電流上升。在t1時(shí)刻低閥投入I-P電流轉(zhuǎn)移抑制策略，采用MMC2直流電流Idc2作為閉環(huán)控制量對(duì)MMC2低閥交流有功功率進(jìn)行控制后，MMC2直流電流轉(zhuǎn)移現(xiàn)象得到一定抑制；在t2時(shí)刻采用I-U電流轉(zhuǎn)移抑制策略，采用MMC2直流電流Idc2作為閉環(huán)控制量對(duì)MMC2閥組的直流電壓進(jìn)行控制后，MMC2直流電流上升問題得到抑制。

圖4 高閥投入時(shí)特高壓混合三端直流輸電系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性Fig.4 Dynamic characteristics of high-side valve group entering to hybrid three-terminal UHVDC transmission system

柔直閥暫時(shí)性閉鎖電流取決于橋臂電流，工程中根據(jù)最嚴(yán)重的短路故障計(jì)算得出一個(gè)電流上升率，用跳閘出口電流值減去控制鏈路延時(shí)乘以該電流上升率得出柔直閥暫時(shí)性閉鎖電流，仿真中MMC2閥控暫時(shí)性閉鎖電流應(yīng)取3.3 kA。由圖4 中Iarm_L波形可知，若不采用轉(zhuǎn)移電流抑制策略，則電流波動(dòng)范圍超過3.3 kA，將引發(fā)暫時(shí)性閉鎖。在2種電流轉(zhuǎn)移抑制策略下，電流波動(dòng)范圍不超過定值，有效避免了暫時(shí)性閉鎖。

在高閥投入過程中，2 種電流轉(zhuǎn)移抑制策略均具有抑制過流的作用。在I-U電流轉(zhuǎn)移抑制策略下，電流較快恢復(fù)穩(wěn)態(tài)，閥組有功波動(dòng)幅度較小。在I-P電流轉(zhuǎn)移抑制策略下，電流恢復(fù)穩(wěn)態(tài)較慢，閥組有功波動(dòng)幅度較大，而且控制策略作用有限，表現(xiàn)為低閥有功調(diào)節(jié)幅度較大，但抑制過流效果不顯著?？傮w而言，在高閥投入期間I-U電流轉(zhuǎn)移抑制策略相較I-P電流轉(zhuǎn)移抑制策略的過流抑制性能更為優(yōu)越。

3.3.2 高閥退出

圖5為高閥退出過程中，不采取任何電流轉(zhuǎn)移抑制策略與采用I-U電流轉(zhuǎn)移抑制策略、采用I-P電流轉(zhuǎn)移抑制策略時(shí)特高壓混合三端直流輸電系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性。圖中，t3、t4分別為降低高閥以及閉鎖高閥的時(shí)刻。由圖可知，在不采取任何電流轉(zhuǎn)移抑制策略的情況下，高閥開始降壓后，由于低閥直流電壓出現(xiàn)跌落，部分電流自電壓更高的MMC3轉(zhuǎn)移至MMC2，MMC2直流電流上升，同時(shí)MMC2直流電流出現(xiàn)波動(dòng)。當(dāng)t3時(shí)刻采用I-U電流轉(zhuǎn)移抑制策略時(shí)，MMC2直流電流上升問題得到一定控制；當(dāng)t3時(shí)刻低閥投入I-P電流轉(zhuǎn)移抑制策略時(shí)，MMC2直流電流波動(dòng)現(xiàn)象得到抑制。

圖5 高閥退出時(shí)特高壓混合三端直流輸電系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性Fig.5 Dynamic characteristics of high-side valve group existing to hybrid three-terminal UHVDC transmission system

在高閥退出運(yùn)行的過程中，2 種電流轉(zhuǎn)移抑制策略均具有穩(wěn)定直流電流的作用。I-U電流轉(zhuǎn)移抑制策略對(duì)于電流的抑制效果有限，當(dāng)t4時(shí)刻高閥退出時(shí)，I-U電流轉(zhuǎn)移抑制策略會(huì)引發(fā)低閥電壓下降，導(dǎo)致過流加??；而I-P電流轉(zhuǎn)移抑制策略的過流抑制效果較好，兼有穩(wěn)定低閥直流電壓的作用，但低閥有功功率波動(dòng)幅度較大?？傮w而言，在高閥退出期間，I-P電流轉(zhuǎn)移抑制策略相較I-U電流轉(zhuǎn)移抑制策略的過流抑制性能更為優(yōu)越。

4 結(jié)論

針對(duì)其他站電流部分轉(zhuǎn)移至本站所引發(fā)的過流問題，本文提出了I-U電流轉(zhuǎn)移抑制策略和I-P電流轉(zhuǎn)移抑制策略，并以高閥投退過程為典型工況進(jìn)行分析研究。

可得如下結(jié)論：I-U電流轉(zhuǎn)移抑制策略采用受端MMC2直流電流Idc2作為閉環(huán)控制量，作用于低閥的直流電壓，在高閥投入期間使用I-U電流轉(zhuǎn)移抑制策略，抑制過流的性能更為優(yōu)越；I-P電流轉(zhuǎn)移抑制策略將受端MMC2的直流電流、有功功率不平衡量引入低閥的定有功功率參考值中，在無需PI 環(huán)節(jié)的前提下可以抑制MMC2的過流現(xiàn)象，在高閥退出期間采用I-P電流轉(zhuǎn)移抑制策略，抑制過流的性能更為優(yōu)越。

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