李 崢,陳 武,侯 凱,史明明,牟曉春,朱勁松
(1. 東南大學(xué)先進(jìn)電能變換技術(shù)與裝備研究所,江蘇省南京市 210096;2. 南瑞集團(tuán)有限公司(國網(wǎng)電力科學(xué)研究院有限公司),江蘇省南京市 211106;3. 國網(wǎng)江蘇省電力有限公司電力科學(xué)研究院,江蘇省南京市 211103;4. 國網(wǎng)江蘇省電力有限公司,江蘇省南京市 211100)
近年來,可再生能源發(fā)展突飛猛進(jìn),分布式能源接入占比的不斷提高給電力系統(tǒng)的穩(wěn)定性和安全性帶來了新的難題[1-2],直流驅(qū)動(dòng)負(fù)荷更是加劇了配電網(wǎng)的峰谷差,導(dǎo)致電能質(zhì)量在不同時(shí)段水平參差不齊[3]。
國內(nèi)中壓配電網(wǎng)普遍采用“閉環(huán)設(shè)計(jì),開環(huán)運(yùn)行”[4-5]的運(yùn)行模式,不具備潮流調(diào)節(jié)、負(fù)荷均衡和連續(xù)負(fù)荷轉(zhuǎn)移的能力[6-7]。部分配電網(wǎng)存在配電設(shè)備陳舊、線路故障率高、配電線路負(fù)荷不夠均衡,合環(huán)帶來短路電流增加、潮流不可控、沖擊電流大等問題[8-9]。柔性環(huán)網(wǎng)控制器可以實(shí)現(xiàn)供電系統(tǒng)不同分區(qū)的合環(huán)運(yùn)行,實(shí)現(xiàn)AC/DC 變換,隔離交流故障,實(shí)現(xiàn)有功、無功的快速獨(dú)立控制,提高配電網(wǎng)實(shí)際使用效率,實(shí)現(xiàn)配電網(wǎng)合環(huán)優(yōu)化運(yùn)行,有效應(yīng)對(duì)分布式電源和用戶負(fù)荷的隨機(jī)性和波動(dòng)性問題[10-11]。
目前研究的柔性環(huán)網(wǎng)控制器基本都采用模塊化多 電 平 換 流 器(modular multilevel converter,MMC),通過子模塊集合形式進(jìn)行輸出,避免開關(guān)管直接串聯(lián),減小損耗,降低故障率[12-14]。柔性直流輸電工程都是通過聯(lián)結(jié)變壓器接入到交流系統(tǒng)中,并通過聯(lián)結(jié)變壓器阻斷故障零序分量在交直流間的傳遞[15-17]。但是考慮到中低壓配電網(wǎng)的實(shí)際情況,聯(lián)結(jié)變壓器作為僅次于換流閥的造價(jià)第二大設(shè)備,其使用會(huì)增加柔性環(huán)網(wǎng)控制器的占地面積、降低經(jīng)濟(jì)性,有必要省略部分或者全部聯(lián)結(jié)變壓器。
交流側(cè)單相接地故障為換流裝置常見的故障類型[18]。采用無聯(lián)結(jié)變壓器的換流裝置在交流側(cè)出現(xiàn)不對(duì)稱故障時(shí)會(huì)帶來不利影響。
綜上所述,有必要對(duì)柔性環(huán)網(wǎng)控制器作進(jìn)一步研究。文獻(xiàn)[19-20]研究適用于城市電網(wǎng)的柔性環(huán)網(wǎng)控制器拓?fù)?,其方案中換流器通過聯(lián)結(jié)變壓器與交流系統(tǒng)相連,雖然能較好地阻斷故障分量的傳遞,但變壓器占地面積大、造價(jià)高。為了減少占地面積,降低成本,文獻(xiàn)[19]提出了無聯(lián)結(jié)變壓器和單聯(lián)結(jié)變壓器混合子模塊柔性環(huán)網(wǎng)控制器兩種改進(jìn)方案,雖然在一定程度上減少了聯(lián)結(jié)變壓器的數(shù)量,但全橋子模塊(full-bridge sub-module,F(xiàn)BSM)的數(shù)量依然較多。文獻(xiàn)[15]提出新的控制方案,通過設(shè)計(jì)零序電壓抑制控制器,實(shí)現(xiàn)非故障站的穩(wěn)定對(duì)稱運(yùn)行,但仍采用普通半橋、全橋混合型子模塊的換流器,造價(jià)較高。文獻(xiàn)[21]提出的方案中換流器均直接與交流側(cè)相連,一側(cè)換流器采用半橋子模塊(halfbridge sub-module,HBSM),另一側(cè)換流器采用半橋、全橋混合型子模塊,在文獻(xiàn)[20]方案的基礎(chǔ)上再節(jié)省一組聯(lián)結(jié)變壓器,同時(shí)對(duì)半橋、全橋子模塊配比進(jìn)行優(yōu)化,經(jīng)濟(jì)性有了更大的提升,但將其應(yīng)用在多端結(jié)構(gòu)中時(shí),該拓?fù)渲挥幸欢丝梢允褂冒霕蜃幽K換流器,剩余端口換流器仍需使用半橋、全橋混合型子模塊,難以維持經(jīng)濟(jì)性。
本文首先分析交流側(cè)不對(duì)稱故障引起直流側(cè)電壓波動(dòng)以及故障分量傳遞的內(nèi)在機(jī)理,進(jìn)而提出了一種無聯(lián)結(jié)變壓器的柔性環(huán)網(wǎng)控制器拓?fù)?,兩?cè)換流器均直接與交流系統(tǒng)相連,且換流器采用傳統(tǒng)半橋子模塊。通過將全橋子模塊加到正負(fù)極性母線上,可以有效隔離2 個(gè)換流器交流側(cè)故障,并對(duì)子模塊組成進(jìn)行優(yōu)化,減少了全橋子模塊數(shù)量,同時(shí)省去聯(lián)結(jié)變壓器,減小柔性環(huán)網(wǎng)控制器的占地面積。最后,通過MATLAB/Simulink 軟件驗(yàn)證所提無聯(lián)結(jié)變壓器柔性環(huán)網(wǎng)控制器在兩端及三端拓?fù)涔收蠒r(shí)的有效性。
適用于中壓配電網(wǎng)的柔性環(huán)網(wǎng)控制器應(yīng)用場(chǎng)景為在需要開環(huán)運(yùn)行的電網(wǎng)兩端采用背靠背柔性直流換流站連接,由此可構(gòu)成軟環(huán)網(wǎng)運(yùn)行,如圖1(a)所示。MMC 中性點(diǎn)經(jīng)消弧線圈接地,接線方式為偽雙極接線。MMC 基礎(chǔ)拓?fù)淙鐖D1(b)所示。
圖1 柔性環(huán)網(wǎng)控制器結(jié)構(gòu)及其MMC 基礎(chǔ)拓?fù)銯ig.1 Structure of flexible ring network controller and its MMC basic topology
以圖1(b)中柔性環(huán)網(wǎng)控制器中MMC 交流側(cè)c相發(fā)生單相接地故障為例進(jìn)行分析。
設(shè)故障前交流側(cè)三相電壓為U?a、U?b、U?c,其中:
比較式(3)和式(4)可得,故障前后正序分量保持不變,負(fù)序分量一直為零,只有零序分量發(fā)生改變。
根據(jù)文獻(xiàn)[15]的推導(dǎo)結(jié)果,同時(shí)為方便分析,說明故障電壓傳導(dǎo)機(jī)理,忽略橋臂電抗,可得到如下關(guān)系式:
式中:ump和umn分別為上、下橋臂穩(wěn)態(tài)時(shí)等效橋臂電壓;udc,ref為直流側(cè)參考電壓;Us(s=a,b,c)為交流系統(tǒng)接入網(wǎng)側(cè)S相電壓幅值。
c 相發(fā)生交流單相接地故障后,按照基爾霍夫電壓定理,直流側(cè)正極電壓等于故障相上橋臂電壓,直流側(cè)負(fù)極電壓等于故障相下橋臂電壓負(fù)值[18]。由式(4)與式(5)可得到故障后直流正、負(fù)極電壓如式(6)所示:
由式(6)可知直流側(cè)正負(fù)極電壓由本身直流電壓以及零序分量構(gòu)成,由此可得,直流側(cè)電壓波動(dòng)的根本原因在于故障零序分量傳遞擴(kuò)散。
為了阻止故障零序電壓由交流側(cè)傳遞到直流側(cè),本文提出了一種無聯(lián)結(jié)變壓器的柔性環(huán)網(wǎng)控制器拓?fù)?,通過改變混聯(lián)子模塊的位置以實(shí)現(xiàn)零序分量的抑制。圖2 給出了無聯(lián)結(jié)變壓器柔性環(huán)網(wǎng)控制器的兩端MMC 拓?fù)涫疽鈭D,三端MMC 拓?fù)涫疽鈭D詳見附錄A 圖A1,換流器皆直接接入交流系統(tǒng)。換流器的橋臂均由半橋子模塊串聯(lián)組成,直流側(cè)的全橋子模塊閥串則由全橋子模塊串聯(lián)而成。
圖2 無聯(lián)結(jié)變壓器柔性環(huán)網(wǎng)控制器兩端MMC 拓?fù)銯ig.2 MMC topology at both ends of flexible ring network controller without interface transformer
由第1 章分析可知,直流側(cè)電壓波動(dòng)在于零序分量未被抑制,使之從交流側(cè)傳遞到直流側(cè)。
以圖2 所示拓?fù)錇槔?,假設(shè)MMC1 交流側(cè)c 相發(fā)生單相接地故障,對(duì)零序分量不加以抑制,即兩端MMC 通過直流側(cè)直接連接,故障側(cè)MMC1 正、負(fù)極對(duì)地電壓可表示為:
故障電壓會(huì)由故障端傳遞到非故障端,擴(kuò)大故障范圍,造成不利影響。MMC3 分析同理。
再以圖2 所示拓?fù)錇槔僭O(shè)MMC1 交流側(cè)c相發(fā)生單相接地故障,若對(duì)零序分量加以抑制,即兩端MMC 通過直流側(cè)全橋子模塊連接。此時(shí),直流側(cè)出口電壓如圖3 所示。t1時(shí)刻故障發(fā)生,故障分量傳遞到MMC1 直流側(cè)出口,引起正、負(fù)極對(duì)地電壓波動(dòng)。此時(shí),全橋子模塊開關(guān)同步動(dòng)作,對(duì)故障電壓進(jìn)行抑制,t2時(shí)刻故障結(jié)束。由圖3 可以看出,t1~t2時(shí)刻直流側(cè)對(duì)地電壓保持穩(wěn)定,故障分量未傳遞到非故障側(cè)而引起電壓波動(dòng)。
圖3 故障電壓抑制原理圖Fig.3 Schematic diagram of fault voltage suppression
因此,本文所提出的柔性環(huán)網(wǎng)控制器利用全橋子模塊可以輸出正負(fù)電壓的特性,無論哪一端發(fā)生交流故障,全橋子模塊都能輸出與波動(dòng)電壓相反的電壓波形進(jìn)行補(bǔ)償,維持正負(fù)極電壓穩(wěn)定。
由2.1 節(jié)分析可知,直流側(cè)正負(fù)極電壓波動(dòng)由單相故障產(chǎn)生的零序電壓引起,因此,可以利用全橋子模塊產(chǎn)生與之相匹配的電壓,補(bǔ)償直流側(cè)正負(fù)極的電壓波動(dòng)。故障時(shí)對(duì)交流側(cè)三相電壓進(jìn)行正負(fù)序分解,將其中的零序分量U?(0)f提取出來進(jìn)行歸一化,生成的參考值Uref作為調(diào)制波加到串聯(lián)的全橋子模塊上,其控制實(shí)現(xiàn)如圖4 所示,全橋子模塊采用載波移相調(diào)制策略,每個(gè)全橋子模塊輔以均壓環(huán)。
圖4 全橋子模塊控制框圖Fig.4 Control block diagram of full-bridge sub-module
由2.1 節(jié)分析可知,引起直流側(cè)電壓波動(dòng)的零序分量在幅值上近似等于交流系統(tǒng)輸入電壓,可根據(jù)實(shí)際需求進(jìn)行計(jì)算配置。
由式(4)可得:
在中性點(diǎn)經(jīng)消弧線圈接地的系統(tǒng)中,一般單相接地故障所導(dǎo)致的電壓波動(dòng)變化最大。因此,按上述計(jì)算方法所得到的全橋子模塊個(gè)數(shù)具有一定合理性。在圖2 所示拓?fù)渲?,以接?0 kV 交流配電系統(tǒng)為例,對(duì)于半橋型MMC,直流電壓為±10 kV,子模塊額定電壓為0.91 kV,計(jì)算可得半橋型MMC 中每個(gè)橋臂的半橋子模塊個(gè)數(shù)為N=22。再根據(jù)式(15),則直流側(cè)每極全橋子模塊個(gè)數(shù)為M=9,正負(fù)極共18 個(gè)。
此方案在多端MMC 中同樣適用,計(jì)算方式與上述一致,每一端MMC 直流側(cè)出口對(duì)應(yīng)的全橋子模塊為:
假設(shè)MMC1 交流側(cè)發(fā)生故障時(shí),此時(shí)MMC1直流側(cè)全橋子模塊與MMC2 直流側(cè)全橋子模塊輸出電壓疊加共同抑制零序分量,維持MMC2 直流側(cè)電壓穩(wěn)定;相同的,MMC1 直流側(cè)全橋子模塊與MMC3 直流側(cè)全橋子模塊輸出電壓疊加共同抑制零序分量,維持MMC3 直流側(cè)電壓穩(wěn)定。
以附錄A 圖A1 所示三端MMC 拓?fù)錇槔?,每橋臂半橋子模塊個(gè)數(shù)為N=22,則根據(jù)式(16),直流側(cè)每極全橋子模塊個(gè)數(shù)為k=5,正負(fù)極共30 個(gè)。
本章主要從子模塊個(gè)數(shù)及換流器損耗等方面對(duì)本文所提方案和其他3 種方案的經(jīng)濟(jì)性進(jìn)行對(duì)比。方案1 為傳統(tǒng)單變壓器復(fù)雜結(jié)構(gòu),方案2 與方案3 略去變壓器,從控制和拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)上進(jìn)行改進(jìn),本文所提出的方案(即方案4)既無變壓器又改進(jìn)拓?fù)湟越档涂刂齐y度。各方案拓?fù)湓斠姼戒汚 圖A2,以下對(duì)比分析前提條件為兩端MMC,額定傳輸功率為2 MW,直流側(cè)電壓為±10 kV,調(diào)制比λ約為0.8,直流側(cè)電流Idc=100 A,滿載運(yùn)行,交流側(cè)相電流峰值約為Ia=80 A,橋臂電流為Ia/2+Idc/3,其峰值約為70 A。計(jì)算一個(gè)工頻周期內(nèi)子模塊損耗。參考文獻(xiàn)[22]的計(jì)算方法以及文獻(xiàn)[19]的部分?jǐn)?shù)據(jù),以換流器總損耗占傳輸功率百分比作為結(jié)果。
方案1 采用傳統(tǒng)單聯(lián)結(jié)變壓器混合子模塊結(jié)構(gòu),雖然節(jié)省了一組聯(lián)結(jié)變壓器和一半的全橋子模塊,但造價(jià)偏高、設(shè)備占地過大,且尚無混合子模塊結(jié)構(gòu)換流器的工程經(jīng)驗(yàn)可借鑒,有一定工程實(shí)現(xiàn)難度[19]。該方案的設(shè)備組成為1 臺(tái)聯(lián)結(jié)變壓器+22×12 個(gè)半橋子模塊+22×6 個(gè)全橋子模塊,損耗約為1.932%。
方案2 給出的是無聯(lián)結(jié)變壓器混合子模塊柔性環(huán)網(wǎng)控制器,可省去2 組聯(lián)結(jié)變壓器,但換流器均采取半橋、全橋1∶1 混合子模塊。該方案的設(shè)備組成為22×12 個(gè)半橋子模塊+22×12 個(gè)全橋子模塊,損耗約為2.180%。
方案3 給出的是無聯(lián)結(jié)變壓器非對(duì)稱式柔性環(huán)網(wǎng)控制器,其中一端換流器為半橋型,另一端換流器為混合型,其混合型換流器全橋子模塊約為半橋子模塊的32%,對(duì)于整個(gè)兩端型柔性環(huán)網(wǎng)控制器而言,換流器所增加的成本為14.8%[21],但應(yīng)用于多端配電網(wǎng)時(shí),該方案需增加混合型換流器,即便如此也難以抑制故障擴(kuò)大。該方案的設(shè)備組成為22×12 個(gè)半橋子模塊+7×6 個(gè)全橋子模塊,損耗為1.133%。
本文提出的方案4 相較于方案3 成本進(jìn)一步壓縮,減少了全橋子模塊數(shù)量,全橋子模塊僅為半橋子模塊的14%,且對(duì)于兩端型柔性環(huán)網(wǎng)控制器而言,換流器成本僅增加8.9%,同時(shí)也可抑制直流側(cè)電壓波動(dòng),從源頭上阻止故障分量由故障側(cè)傳遞到非故障側(cè),且本文方案在多端配電網(wǎng)同樣適用,擴(kuò)展性強(qiáng)。本文方案的設(shè)備組成為22×12 個(gè)全橋子模塊+9×2 個(gè)全橋子模塊,損耗為1.660%(已將直流側(cè)全橋子模塊損耗整合到換流器損耗中)。
各個(gè)方案的經(jīng)濟(jì)性對(duì)比如表1 所示。
表1 柔性環(huán)網(wǎng)控制器方案經(jīng)濟(jì)性對(duì)比Table 1 Economic comparison of flexible ring network controller schemes
由表1 可以看出,雖然在兩端MMC 下,本文所提方案4 損耗大于方案3,但是方案3 難以擴(kuò)展到三端及以上,本文方案在三端情況下?lián)p耗占比進(jìn)一步降低。
方案1、方案2 由于子模塊個(gè)數(shù)較多,絕緣柵雙極型晶體管(IGBT)數(shù)量同樣增加,其成本均遠(yuǎn)高于方案3、方案4。各方案均在前述相同條件下運(yùn)行,各方案換流器子模塊IGBT 峰值電流為橋臂電流,按2 倍裕量均選擇型號(hào)FF150R17KE4,單個(gè)價(jià)格為973 元;方案4 由于故障時(shí)直流側(cè)電壓為共模波動(dòng),故障前后對(duì)直流電流的影響很小,因此直流側(cè)子模塊IGBT 按直流側(cè)電流2 倍裕量選擇型號(hào)FF200R17KE4,單個(gè)價(jià)格為1 046 元;方案1 變壓器型號(hào)為S11-M-2500,價(jià)格為115 000 元。方案1 至4總 成 本 分 別 為119.4 萬 元、212.3 萬 元、71.6 萬 元 和62.6 萬元。綜上所述,本文所提方案4 成本優(yōu)勢(shì)較為明顯。
本章通過在MATLAB/Simulink 中搭建如圖2和附錄A 圖A1 所示的模型對(duì)前述分析進(jìn)行驗(yàn)證,仿真參數(shù)見附錄A 表A1。
4.1.1 兩端MMC 仿真參數(shù)
兩端換流器MMC1 和MMC2 采用相同的配置結(jié)構(gòu)和交流電網(wǎng)參數(shù),仿真模型見圖2,仿真參數(shù)見附錄A 表A1。正常工作下,MMC1 采取定有功功率工作模式,MMC2 采取定直流電壓工作模式。
4.1.2 交流故障后兩端MMC 響應(yīng)特性
t1=0.593 s 時(shí),MMC1 交 流 側(cè) 發(fā) 生c 相 接 地 故障;t2=0.693 s 時(shí)直流側(cè)全橋子模塊投入運(yùn)行進(jìn)行抑制;t3=0.8 s 時(shí)恢復(fù)正常運(yùn)行,同時(shí)全橋子模塊切出。圖5 給出了故障后兩端MMC 響應(yīng)特性,其中Us,j、Is,j(s=a,b,c;j=1,2)分別為MMCj交流側(cè)s相電壓與電流。
圖5 故障后兩端MMC 響應(yīng)特性Fig.5 Response characteristics of two-terminal MMC after fault
4.2.1 三端MMC 仿真參數(shù)
三 端 換 流 器MMC1、MMC2 和MMC3 采 用 相同的配置結(jié)構(gòu)和交流電網(wǎng)參數(shù),仿真模型如附錄A圖A1 所示,仿真參數(shù)與兩端MMC 類似,參考表A1。正常工作下,MMC2 采取定直流電壓工作模式,MMC1 和MMC3 采取定有功功率工作模式。
4.2.2 交流故障后三端MMC 響應(yīng)特性
t1=0.393 s 時(shí),MMC1 交 流 側(cè) 發(fā) 生c 相 接 地 故障;t2=0.493 s 時(shí),直流側(cè)全橋子模塊投入運(yùn)行進(jìn)行抑制;t3=0.6 s 時(shí)恢復(fù)正常運(yùn)行,子模塊切出。故障后三端MMC 響應(yīng)特性見附錄A 圖A3,其中,為避免重復(fù),三相用x、y、z 表示。
由附錄A 圖A3 可知,t1~t2時(shí)刻,MMC1 交流側(cè)故障后,c 相電壓變?yōu)?,a、b 相電壓抬升為線電壓幅值的 3 倍,故障零序電壓與交流側(cè)正常相電壓幅值相同,直流側(cè)電壓分量相位變換與故障分量統(tǒng)一,此時(shí)短時(shí)間內(nèi)系統(tǒng)還能正常工作,但故障零序電壓分量會(huì)傳遞到MMC2 和MMC3 交流側(cè),其電壓波形與MMC1 交流側(cè)電壓類似,MMC2 的c 相電壓的幅值為3.6 kV,a、b 相電壓幅值為13.6 kV,MMC3的c 相電壓幅值為3.4 kV,a、b 相電壓幅值為13.7 kV。t2~t3時(shí)刻,MMC1 直流側(cè)正負(fù)極全橋子模塊與MMC2、MMC3 直流側(cè)全橋子模塊投入后,故障電壓分量由直流側(cè)出口10 個(gè)全橋子模塊串聯(lián)疊加抑制,直流電壓波動(dòng)立即消失,同時(shí)MMC2 和MMC3 交流側(cè)電壓恢復(fù)對(duì)稱穩(wěn)定,表明故障零序電壓分量得到較好的抑制,阻止了故障范圍進(jìn)一步擴(kuò)大。5 個(gè)全橋子模塊投入后,其峰值電壓為4.5 kV,電平數(shù)為11,與理論分析一致。
本文給出了兩端及三端MMC 拓?fù)浞抡婺P蛿?shù)據(jù),詳見本文支撐數(shù)據(jù),供有興趣的讀者參考。
本文提出的無變壓器柔性環(huán)網(wǎng)控制器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)利用全橋子模塊正負(fù)電壓輸出能力,補(bǔ)償故障產(chǎn)生的零序電壓,維持直流側(cè)正負(fù)極電壓穩(wěn)定,阻止故障范圍進(jìn)一步擴(kuò)大,仿真證明了柔性環(huán)網(wǎng)控制器的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)有效性。
本文初步驗(yàn)證了所提拓?fù)涞挠行?,但故障發(fā)生期間整體時(shí)序性仍有待深入研究。未來將繼續(xù)對(duì)全橋子模塊控制方式進(jìn)行深入研究,進(jìn)一步減少子模塊,同時(shí)全橋子模塊的其他替代拓?fù)浠螂娐芬彩侵攸c(diǎn)研究?jī)?nèi)容。
本文中仿真模型數(shù)據(jù)已共享,可在本刊網(wǎng)站支撐數(shù)據(jù)處下載(http://www.aeps-info.com/aeps/article/abstract/20210806005)。
附錄見本刊網(wǎng)絡(luò)版(http://www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx),掃英文摘要后二維碼可以閱讀網(wǎng)絡(luò)全文。