洪嘉樂，秦亮

(武漢大學(xué)電氣與自動化學(xué)院，武漢430072)

0 引言

隨著直流輸電技術(shù)在電網(wǎng)中的廣泛應(yīng)用，國外在20世紀(jì)就已出現(xiàn)大容量直流輸電饋入弱交流系統(tǒng)的應(yīng)用場景[1]。我國已建成投運(yùn)的遠(yuǎn)距離大容量直流輸電工程大多數(shù)采用晶閘管換流器技術(shù)[2]，且絕大多數(shù)直流工程受端饋入強(qiáng)交流系統(tǒng)中，直流控制參數(shù)也是按照饋入強(qiáng)交流系統(tǒng)條件下具有良好的動態(tài)性能設(shè)計的[3-5]。然而，近年來在我國也出現(xiàn)了遠(yuǎn)距離大容量直流輸電饋入弱交流系統(tǒng)的實際工程，2016年在南方電網(wǎng)投入運(yùn)行的±500 kV永富直流工程，其受端饋入典型的弱交流系統(tǒng)[6-7]。

直流輸電饋入弱交流系統(tǒng)的一個主要問題是在遭受大擾動后直流系統(tǒng)與受端交流系統(tǒng)恢復(fù)性能差所導(dǎo)致的穩(wěn)定性問題[7-8]。實際運(yùn)行中最為常見的擾動是逆變站近區(qū)交流電網(wǎng)發(fā)生短路故障，其通常會引發(fā)逆變器換相失敗。在清除故障時，電網(wǎng)元件跳閘使受端系統(tǒng)進(jìn)一步變?nèi)?，逆變器換相失敗在變得更弱的交流系統(tǒng)條件下恢復(fù)，交流電壓大幅波動可能引發(fā)后續(xù)換相失敗甚至連續(xù)換相失敗，交直流系統(tǒng)難以恢復(fù)穩(wěn)定運(yùn)行。在未采取改善措施的情況下，為了滿足電網(wǎng)單一元件故障跳閘后交直流系統(tǒng)能夠恢復(fù)穩(wěn)定運(yùn)行的要求，將被迫限制直流系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)輸電功率，從而導(dǎo)致直流輸送能力受限[7]。

已有大量的研究表明，直流輸電控制在抑制逆變器連續(xù)換相失敗以及改善故障恢復(fù)性能方面能夠發(fā)揮重要作用[9-20]。文獻(xiàn)[9]利用實際直流工程PSCAD模型，對逆變器采用定關(guān)斷角控制和定電壓控制策略下抵御換相失敗的能力以及換相失敗恢復(fù)特性進(jìn)行了對比研究，而文獻(xiàn)[10]則對特高壓直流整流側(cè)分別采用定電流和定功率控制模式下系統(tǒng)的動態(tài)特性以及直流控制的響應(yīng)進(jìn)行了對比分析。文獻(xiàn)[11]采用仿真方法，研究提出了受端交流電網(wǎng)故障后快速恢復(fù)直流功率并避免發(fā)生后續(xù)換相失敗的控制策略。文獻(xiàn)[12]提出了一種抑制直流輸電逆變器連續(xù)換相失敗的控制策略。文獻(xiàn)[13]針對電壓穩(wěn)定為主導(dǎo)失穩(wěn)形態(tài)的受端電網(wǎng)，提出以直流逆變站高壓母線電壓為特征量的直流電流控制策略，通過優(yōu)化逆變站動態(tài)無功特性提升系統(tǒng)穩(wěn)定性。文獻(xiàn)[14]在分析了低壓限流(VDCOL)控制環(huán)節(jié)工作原理的基礎(chǔ)上，采用電磁暫態(tài)仿真方法分析了VDCOL 參數(shù)對擾動后直流功率和電壓恢復(fù)的影響。文獻(xiàn)[15]從改善直流輸電系統(tǒng)無功特性的角度對VDCOL 參數(shù)的設(shè)置方法和范圍進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)[16]提出了一種考慮故障嚴(yán)重程度的非線性動態(tài)VDCOL 控制策略，通過動態(tài)調(diào)節(jié)VDCOL 的控制曲線實現(xiàn)抑制連續(xù)換相失敗及快速恢復(fù)直流功率的目標(biāo)。文獻(xiàn)[17]提出了一種與VDCOL功能通過切換相配合的最大短路電流限制策略，通過仿真驗證了所提策略在抑制連續(xù)換相失敗及改善故障恢復(fù)特性方面的有效性。文獻(xiàn)[18-19]研究了直流控制參數(shù)優(yōu)化對逆變站動態(tài)無功功率恢復(fù)特性的改善作用。上述研究主要針對直流輸電兩端均連接強(qiáng)交流系統(tǒng)的情況，所提出的控制策略和優(yōu)化參數(shù)對于受端弱交流系統(tǒng)條件的適應(yīng)性有待驗證。

文獻(xiàn)[20]針對直流輸電饋入弱交流系統(tǒng)條件下故障恢復(fù)性能差的問題，提出了一種改善受端交直流系統(tǒng)穩(wěn)定性的逆變器控制策略，利用CIGRE標(biāo)準(zhǔn)直流輸電PSCAD模型[21]，對單相接地故障下恢復(fù)性能的改善做了驗證，但未給出應(yīng)用實際工程詳細(xì)模型和其他典型受端交流電網(wǎng)故障的分析和驗證。

本文針對直流輸電饋入弱交流系統(tǒng)條件下故障恢復(fù)性能差導(dǎo)致輸送功率受限問題，研究直流控制參數(shù)優(yōu)化改善故障恢復(fù)性能、提升直流系統(tǒng)可用輸送功率極限的方法和效果。基于一個饋入弱交流系統(tǒng)的實際直流輸電工程構(gòu)建了研究系統(tǒng)，在分析了直流輸電控制功能配置和協(xié)調(diào)配合關(guān)系的基礎(chǔ)上，借鑒早期已投運(yùn)但受端連接強(qiáng)交流系統(tǒng)的一個同類型直流工程控制參數(shù)，利用詳細(xì)的電磁暫態(tài)模型，對逆變站近區(qū)發(fā)生交流故障后系統(tǒng)的恢復(fù)性能進(jìn)行了仿真研究，通過仿真分析方法提出饋入弱交流系統(tǒng)的直流控制優(yōu)化參數(shù)。在不同強(qiáng)度受端系統(tǒng)條件下，對控制參數(shù)優(yōu)化前后的故障恢復(fù)性能進(jìn)行仿真對比分析，以提升直流系統(tǒng)輸電功率極限的效果評估控制參數(shù)優(yōu)化的有效性。

1 影響直流輸電動態(tài)性能的控制功能

1.1 基本控制策略

目前，我國已投運(yùn)的兩端直流輸電工程的基本控制策略可以大體按ABB和SIEMENS兩種技術(shù)路線進(jìn)行分類[9]，本文研究的直流輸電工程控制策略沿用SIEMENS技術(shù)路線，其整流器的閉環(huán)控制功能包括直流電流控制和直流電壓控制，逆變器的控制功能包括直流電壓控制、直流電流控制和關(guān)斷角控制。為了得到理想的控制特性，需要整流器和逆變器配置的各個調(diào)節(jié)器協(xié)調(diào)配合，實現(xiàn)對兩側(cè)觸發(fā)脈沖的控制。

1.2 整流側(cè)控制的配合方式

本文研究的實際工程直流控制采用輸入選擇邏輯來實現(xiàn)各個控制器的協(xié)調(diào)配合，整流側(cè)控制的配置與配合方式如圖1所示。在任何時刻，整流器配置的直流電流控制和直流電壓控制中只有一個起控制作用。直流電流控制是整流器的主要控制模式，即在正常穩(wěn)態(tài)運(yùn)行下起作用的控制，而直流電壓控制器只是為了防止暫態(tài)和動態(tài)過程中直流電壓過高而作為限制器備用。整流側(cè)電流控制器和電壓控制器共用一個比例-積分(PI)調(diào)節(jié)器，選取ΔId和ΔUd中的最小值作為PI調(diào)節(jié)器的輸入，在選取不同的輸入值ΔId或ΔUd時，同時會通過多路選擇器選擇相應(yīng)的PI調(diào)節(jié)器比例常數(shù)Kp和積分常數(shù)TI。

直流電流控制功能包括了電流指令設(shè)置、低壓限流控制等。電流指令設(shè)置的功能是給定直流電流控制器的指令值Idord，實際直流工程中可選用功率控制模式或電流控制模式來設(shè)定Idord，參見圖1中Imod和Pmod選擇。當(dāng)選用電流控制模式時，由運(yùn)行人員設(shè)定的直流電流指令值Iord直接輸出作為指令值Idord。然而，實際運(yùn)行中功率控制模式更為常用，該模式下運(yùn)行人員設(shè)定直流功率指令值Pord，使直流系統(tǒng)保持該功率水平運(yùn)行。實現(xiàn)功率控制的原理是將Pord除以整流側(cè)直流電壓測量值，所得的電流指令值送至直流電流控制器?？梢?，直流功率控制是作為整流側(cè)電流控制器的外環(huán)控制實現(xiàn)的。

圖1 整流器控制策略圖

整流側(cè)選用功率控制模式或電流控制模式的差別在于：電流控制模式下電流指令值一旦設(shè)定，就不會隨運(yùn)行狀態(tài)變化而改變。但在功率控制模式下，動態(tài)過程中直流電流指令值將隨著直流電壓的變化而改變。對于饋入弱交流系統(tǒng)的故障恢復(fù)過程，如果直流電壓恢復(fù)慢，施加到電流控制器的指令值將在直流低電壓期間大于故障前穩(wěn)態(tài)運(yùn)行的指令值，使直流電流增大，逆變器消耗的無功功率增加[18]，這將對逆變側(cè)交流電壓恢復(fù)、以及直流系統(tǒng)故障恢復(fù)造成不利影響。

在某些故障情況下，例如逆變器發(fā)生換相失敗時，如果直流電流仍保持在額定值或較大值，將不利于逆變器恢復(fù)正常換相而導(dǎo)致發(fā)生連續(xù)換相失敗。為此，直流電流控制中設(shè)置了VDCOL功能，如圖1所示。當(dāng)檢測到直流電壓低于某一設(shè)定值時，自動限制直流電流指令值，待直流電壓恢復(fù)后，又自動恢復(fù)整定值。VDCOL的主要作用包括避免逆變器連續(xù)換相失敗、為受端交流電壓和直流輸電系統(tǒng)的快速恢復(fù)創(chuàng)造有利條件等。因此，VDCOL與兩端交流系統(tǒng)的特性密切相關(guān)，不同直流工程需要根據(jù)實際系統(tǒng)情況設(shè)定不同的VDCOL特性。工程中常用的低壓限流靜態(tài)特性如圖2所示[14]。

圖2 低壓限流靜態(tài)特性圖

由圖1和圖2可見，當(dāng)直流電壓降至Ud_H以下時，直流電流指令的最大限幅值Ivdcol開始下降，如果當(dāng)前電流指令I(lǐng)dord大于Ivdcol，則輸出的電流指令I(lǐng)dref將受限為Ivdcol。如果直流電壓繼續(xù)下降到低于Ud_L，Ivdcol將保持在Idord_Min。因此，如果電流指令I(lǐng)dord值為額定值(1.0 p.u.)，VDCOL可以完整起作用，而如果電流指令I(lǐng)dord值小于Idord_Min，則VDCOL不能發(fā)揮作用，在電流指令I(lǐng)dord值處于Idord_Min與額定值(1.0 p.u.)之間時，VDCOL可以起部分作用，且Idord值越接近Idord_Min，VDCOL的作用越小。圖2中Id_Min表示直流電流最小限制值，通常為額定電流的0.1倍。

1.3 逆變側(cè)控制的配合方式

逆變側(cè)控制配置與配合方式如圖3所示。逆變器采用直流電壓控制作為主控制，其作用是控制整流側(cè)直流電壓為目標(biāo)值(通常為額定值)。逆變器也配置有直流電流控制器，其電流指令中減去一個電流裕度Imarg，使逆變側(cè)的電流指令比整流側(cè)的低，同時確保正常運(yùn)行時逆變側(cè)的電流控制器不會被選擇。逆變器關(guān)斷角控制器作為限制器使用，防止關(guān)斷角過小導(dǎo)致逆變器發(fā)生換相失敗，本文研究的直流輸電工程關(guān)斷角控制器基于實測關(guān)斷角[22]，最小關(guān)斷角γref為 17 °。

同整流側(cè)一樣，在任何時刻，直流電壓控制、直流電流控制或關(guān)斷角控制中只有一個對逆變器進(jìn)行控制，3個控制器共用一個比例-積分(PI)調(diào)節(jié)器，選擇ΔId，ΔUd和Δγ中最大值作為調(diào)節(jié)器的輸入，同時選擇相應(yīng)的PI調(diào)節(jié)器比例和積分常數(shù)，如圖3所示。在整流側(cè)和逆變側(cè)分別通過共用PI調(diào)節(jié)器的方式，可以使輸出的觸發(fā)角指令在控制模式切換時不發(fā)生突變。

圖3 逆變器控制策略圖

2 研究系統(tǒng)的仿真模型

研究系統(tǒng)基于一個±500 kV、3 000 MW直流輸電工程及其兩端所連接的交流系統(tǒng)構(gòu)建，如圖4所示。直流輸電送端連接強(qiáng)交流系統(tǒng)，等值交流系統(tǒng)由戴維南等值阻抗和電壓源表示。逆變站通過3條并聯(lián)的交流線路連接到一個500 kV變電站，由戴維南等值阻抗和電壓源表示的弱交流系統(tǒng)連接在該變電站交流母線上。針對外部交流系統(tǒng)不同的運(yùn)行方式，仿真中可以通過修改等值阻抗Zs值改變逆變站換流母線處的短路容量，得到逆變站具有不同短路比的測試用交直流系統(tǒng)。

圖4 測試系統(tǒng)結(jié)構(gòu)圖

在仿真研究中，重點關(guān)注受端交流電網(wǎng)故障后直流控制響應(yīng)對故障恢復(fù)特性和直流功率傳輸能力的影響，交流電網(wǎng)故障的選取依據(jù)《電力系統(tǒng)安全穩(wěn)定導(dǎo)則》中第一級安全穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)[23]，針對本文測試系統(tǒng)和主要研究內(nèi)容，校核的單一故障及故障清除過程設(shè)置如下：

1)多相故障：圖4 所示的1回500 kV 交流線路在t0時刻發(fā)生三相短路接地、兩相短路接地或兩相短路故障，(t0+0.1 s)時刻線路三相跳閘。

2)單相接地故障：圖4 所示的1回500 kV 交流線路在t0時刻發(fā)生單相永久性接地故障，(t0+0.1 s)時刻故障相線路跳閘；(t0+1.0 s)時刻故障相重合閘，因永久性故障，(t0+1.1 s)時刻線路三相跳閘。

為了對比分析直流輸電系統(tǒng)控制參數(shù)優(yōu)化前后故障恢復(fù)動態(tài)性能，仿真研究中考慮了逆變側(cè)交流系統(tǒng)多種不同強(qiáng)度的運(yùn)行方式。在正常運(yùn)行方式下，逆變站與等值交流系統(tǒng)母線之間的3回500 kV交流線路均處于運(yùn)行狀態(tài)。交流路線故障跳閘后將導(dǎo)致逆變站交流母線處短路容量降低，表1所示為逆變站交流母線在正常運(yùn)行方式和1回線路跳閘后的短路容量和短路比(SCR)計算結(jié)果，由表1可見，本研究考慮的各種方式下，故障恢復(fù)過程將在 SCR 值為1.561至2.867之間的受端系統(tǒng)條件下進(jìn)行，根據(jù)文獻(xiàn)[1]給出的交直流系統(tǒng)強(qiáng)度分級指標(biāo)，受端系統(tǒng)為弱系統(tǒng)(2.0

表1 正常和N-1故障后逆變站短路容量和短路比

仿真研究采用PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)仿真程序，直流輸電系統(tǒng)模型基于一個±500 kV直流工程構(gòu)建，直流系統(tǒng)主電路結(jié)構(gòu)和主設(shè)備在模型中一一對應(yīng)地建模，模型參數(shù)采用實際工程參數(shù)，直流控制保護(hù)系統(tǒng)按照實際控制系統(tǒng)一一對應(yīng)地詳細(xì)建模。交流線路和等值交流系統(tǒng)模型均按實際系統(tǒng)參數(shù)和典型運(yùn)行方式建立。

3 基于仿真的控制參數(shù)優(yōu)化與對比分析

3.1 基于原始控制參數(shù)的仿真分析

原始直流控制參數(shù)借鑒于一個額定直流電壓、額定功率以及直流控制策略與本研究目標(biāo)直流工程完全一致的早期投運(yùn)的工程，主要的區(qū)別是，該早期投運(yùn)的直流工程兩端換流站均連接強(qiáng)交流系統(tǒng)，原始控制參數(shù)是按照連接強(qiáng)交流系統(tǒng)設(shè)計的。

首先，采用原始直流控制參數(shù)對圖4所示系統(tǒng)進(jìn)行仿真分析，重點考慮導(dǎo)致受端交流系統(tǒng)進(jìn)一步減弱的逆變站1回交流出線短路跳閘的(N-1)故障。大量仿真結(jié)果的分析表明，交流線路發(fā)生三相短路故障跳閘最為嚴(yán)重，是系統(tǒng)穩(wěn)定的約束性故障。下文中只針對三相短路故障進(jìn)行仿真分析，實際上對于所研究的各種運(yùn)行方式和控制參數(shù)設(shè)置，均對其他故障類型進(jìn)行了仿真校核。仿真中故障發(fā)生時刻均設(shè)置為t0=16.00 s。

在受端交流線路故障(N-1)跳閘后逆變站SCR值為2.867、直流功率為3 000 MW的運(yùn)行條件下，逆變站1回出線發(fā)生三相短路故障跳閘的仿真結(jié)果如圖5所示，圖中曲線從上到下分別為逆變站交流母線電壓有效值、逆變器關(guān)斷角、直流電流，以及逆變側(cè)的直流功率值。

圖5 原始參數(shù)下SCR值為2.867、Pdc=3 000 MW的仿真結(jié)果

從圖5可以看出，故障導(dǎo)致逆變器發(fā)生了換相失敗，由于故障期間逆變站換流母線電壓跌落至接近0，在故障清除前，逆變器處于持續(xù)換相失敗狀態(tài)，逆變器控制由定電壓控制切換為關(guān)斷角控制模式，逆變側(cè)直流電壓因換相失敗而降至0附近振蕩，直流電流大幅升高后，整流器定電流控制響應(yīng)增大觸發(fā)角以控制直流電流，VDCOL作用將整流器電流控制指令值限制為Idord_Min。

故障切除后，逆變站交流母線電壓快速升高，交流濾波器和并聯(lián)電容器發(fā)出的基頻無功功率Q_ACF隨交流電壓上升按(1)關(guān)系式恢復(fù)：

Q_ACF=Uac2/XC

(1)

式中：Uac為逆變站交流母線電壓有效值；XC為逆變站投入的交流濾波器和并聯(lián)電容器等效電抗值。

由于逆變器換相失敗恢復(fù)初期直流電流小，逆變器消耗的無功功率小，逆變站無功過剩，而受端弱交流系統(tǒng)使交流母線電壓出現(xiàn)遠(yuǎn)大于故障前的過電壓。然而，由于逆變器控制增大關(guān)斷角避免換相失敗，逆變器對于受端交流電網(wǎng)相當(dāng)于一個低功率因數(shù)無功負(fù)荷，當(dāng)直流電流快速恢復(fù)后，逆變器消耗的無功功率快速增大，使交流電壓出現(xiàn)快速下降，交流濾波器和并聯(lián)電容器發(fā)出的基頻無功功率Q_ACF下降，這個過程中可能導(dǎo)致逆變器因電壓快速下降以及直流電流快速上升而發(fā)生后續(xù)換相失敗。從逆變器關(guān)斷角波形可見故障切除后恢復(fù)過程中發(fā)生了5次換相失敗，但直流系統(tǒng)最終能夠恢復(fù)穩(wěn)定運(yùn)行，可以判定交直流系統(tǒng)處于臨界穩(wěn)定狀態(tài)。如果再增大等值電源阻抗，使逆變站SCR低于2.867，直流功率3 000 MW運(yùn)行時發(fā)生線路三相短路故障跳閘，交直流系統(tǒng)不能恢復(fù)穩(wěn)定運(yùn)行。

逆變站交流母線電壓是交流與直流交互點的關(guān)鍵變量，直流輸電饋入弱交流系統(tǒng)的故障恢復(fù)關(guān)鍵在于逆變站換流母線電壓的恢復(fù)。交流系統(tǒng)中某一節(jié)點處消耗的(感性)無功功率變化量ΔQ與電壓變化量ΔU之間的關(guān)系可以用(2)表示[24-25]。

ΔUac=-ΔQ×Uac0/Sac

(2)

式中：Sac為交流母線三相短路容量；Uac0為無功功率變化前的節(jié)點電壓。由(2)可知，相同的無功功率變化量，對于Sac較小的交流系統(tǒng)將引起更大的交流電壓幅值變化。在逆變站連接弱交流系統(tǒng)的情況下，動態(tài)無功功率需求增大或減小將導(dǎo)致逆變站交流母線電壓發(fā)生大幅變化，交直流系統(tǒng)故障恢復(fù)過程中相互影響將集中反映到逆變站交流母線電壓上。如果換流母線電壓出現(xiàn)較大幅度的快速下降，則可能導(dǎo)致后續(xù)甚至連續(xù)換相失敗。

由以上仿真分析可見，電壓穩(wěn)定是逆變站連接弱交流系統(tǒng)的交直流系統(tǒng)主導(dǎo)失穩(wěn)形態(tài)[25]，由于故障后直流功率恢復(fù)以及逆變器消耗的無功功率與直流控制響應(yīng)特性密切相關(guān)，為解決電壓穩(wěn)定性問題，直流系統(tǒng)采用適當(dāng)?shù)目刂撇呗砸约皟?yōu)化的控制參數(shù)是一條重要的解決途徑[20]。在相同受端交流系統(tǒng)故障下，能夠恢復(fù)穩(wěn)定運(yùn)行的直流輸電最大傳輸功率水平是評估直流控制優(yōu)化效果的直接反映。相同短路比受端系統(tǒng)條件下可用直流功率這一指標(biāo)適用于饋入弱交流系統(tǒng)的不同直流工程、或同一直流工程在不同控制配置情況下故障恢復(fù)性能的相互之間比較。對于不同的控制參數(shù)設(shè)置，如果在相同的逆變站短路比情況下，可用最大直流輸電功率值越大，則表示故障恢復(fù)性能越好。這是本文用于評估直流控制參數(shù)優(yōu)化效果的主要指標(biāo)。

3.2 適應(yīng)受端弱交流系統(tǒng)的直流控制參數(shù)優(yōu)化

在受端饋入弱交流系統(tǒng)的條件下，如果直接采用受端饋入強(qiáng)交流系統(tǒng)的直流輸電工程控制參數(shù)，在逆變器換相失敗后的故障恢復(fù)過程中，由于直流控制作用通常會導(dǎo)致逆變站交流母線電壓大幅波動而難以獲得理想的故障恢復(fù)性能。

仿真分析表明：饋入弱交流系統(tǒng)的直流輸電故障恢復(fù)的主要障礙是故障切除后發(fā)生后續(xù)換相失敗。換相失敗雖然發(fā)生在逆變側(cè)，但換相失敗發(fā)生后，直流系統(tǒng)的動態(tài)響應(yīng)與整流側(cè)控制也密切相關(guān)，因為直流運(yùn)行中的直流電流這個關(guān)鍵變量主要是由整流側(cè)控制的。因此，在優(yōu)化直流輸電控制時，必須對整流側(cè)和逆變側(cè)控制進(jìn)行協(xié)同優(yōu)化。

當(dāng)直流輸電受端連接弱交流系統(tǒng)時，逆變器換流母線的交流電壓對逆變器無功消耗的變化非常敏感。換相失敗后的直流功率恢復(fù)過程中，直流電流和交流電壓快速變化是引發(fā)換相失敗的主要原因，直流電流的快速上升一方面會導(dǎo)致逆變器換相重疊角快速增大，另一方面會導(dǎo)致逆變器消耗的無功功率快速增加，從而導(dǎo)致交流電壓的突然降低，兩方面因素疊加容易導(dǎo)致逆變器在恢復(fù)過程中發(fā)生后續(xù)換相失敗。對于直流電流控制針對受端弱交流系統(tǒng)條件的優(yōu)化，降低故障恢復(fù)過程中逆變器無功功率需求并減小其波動性有利于故障恢復(fù)，而不能僅關(guān)注直流功率的快速恢復(fù)，因此，適用于強(qiáng)交流系統(tǒng)的直流控制PI控制器參數(shù)需要以降低響應(yīng)速度的方法進(jìn)行優(yōu)化。

在逆變側(cè)直流控制方面，需考慮受端弱交流系統(tǒng)下故障恢復(fù)的關(guān)鍵是整流、逆變兩側(cè)控制器的協(xié)調(diào)，以避免直流電流、逆變器無功功率的快速波動。對于受端弱交流系統(tǒng)，直流控制器采用高增益參數(shù)容易導(dǎo)致交直流系統(tǒng)動態(tài)不穩(wěn)定，具體的表現(xiàn)就是逆變側(cè)交流電壓的大幅波動[20]。因此，本研究基于仿真分析方法對直流控制參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，針對原始控制參數(shù)的優(yōu)化方法是：適當(dāng)減小直流電流控制器、直流電壓控制器和關(guān)斷角控制器的增益KId、KUd、Kγ，同時增大PI控制器的時間常數(shù)TId、TUd、Tγ。優(yōu)化前后的直流控制參數(shù)如表2所示。

表2 優(yōu)化前后的直流控制參數(shù)

在優(yōu)化兩側(cè)直流控制器PI參數(shù)的同時，對VDCOL功能的原始參數(shù)也進(jìn)行了優(yōu)化，優(yōu)化思路是：故障恢復(fù)過程中優(yōu)先恢復(fù)直流電壓，待直流電壓恢復(fù)到較高水平后，再釋放對直流電流的限制。具體優(yōu)化方案如下。

1)提高整流、逆變兩側(cè)VDCOL直流電壓門檻值Ud_H和Ud_L，這意味著當(dāng)直流電壓降低時，更早啟動對直流電流指令值的限制，而在恢復(fù)過程中直流電壓升高時，更遲解除限制；

2)減小整流側(cè)低電流限制值Idord_Min，使恢復(fù)初期直流電流被限制在更小值。另一方面，由于電流指令I(lǐng)dord值小于Idord_Min時VDCOL在動態(tài)過程實際上不能發(fā)揮作用，因此，降低Idord_Min實際上也增加了VDCOL的作用范圍。優(yōu)化前后的設(shè)定值如表3所示。

表3 優(yōu)化前后的VDCOL參數(shù) Tab.3 The original and optimized VDCOL parametersp.u.

3.3 控制參數(shù)優(yōu)化前后的對比仿真分析

在進(jìn)行對比仿真分析時，交直流系統(tǒng)結(jié)構(gòu)參數(shù)以及故障均保持一致，僅改變直流控制參數(shù)，以避免其他因素對控制參數(shù)優(yōu)化效果評估的影響。

對應(yīng)于采用原始控制參數(shù)的仿真結(jié)果如圖5所示，在采用直流控制優(yōu)化參數(shù)后，對應(yīng)的仿真結(jié)果如圖6所示。

圖6 優(yōu)化參數(shù)下SCR值為2.867、Pdc=3 000 MW的仿真結(jié)果

對比圖5和圖6，可見控制參數(shù)優(yōu)化后的恢復(fù)性能顯著改善，故障切除后，優(yōu)化控制參數(shù)下沒有后續(xù)換相失敗，交直流系統(tǒng)能夠較快恢復(fù)穩(wěn)定運(yùn)行。

進(jìn)一步改變受端交流系統(tǒng)強(qiáng)度進(jìn)行對比仿真，當(dāng)交流線路(N-1)跳閘方式下逆變站交流母線處SCR值為2.202時，采用優(yōu)化控制參數(shù)，直流輸電功率3 000 MW時，發(fā)生三相短路故障線路跳閘的仿真結(jié)果如圖7所示。而采用原始控制參數(shù)時，只有將直流功率降低到2 275 MW以下，受端交流電網(wǎng)發(fā)生線路三相短路故障跳閘后，交直流系統(tǒng)才能夠恢復(fù)穩(wěn)定運(yùn)行，圖8給出了直流功率2 275 MW條件下相應(yīng)的仿真結(jié)果。

圖7 優(yōu)化參數(shù)下SCR值為2.202、Pdc=3 000 MW的仿真結(jié)果

圖8 原始參數(shù)下SCR is 2.202、Pdc=2 275 MW 的仿真結(jié)果

對比圖7和圖8可以看出，采用原始直流控制參數(shù)時，故障后交流電壓大幅波動，恢復(fù)過程中出現(xiàn)了多次換相失敗，故障恢復(fù)時間長且恢復(fù)困難，直流輸電功率受限至2 275 MW。而采用優(yōu)化控制參數(shù)時，只在交流故障時發(fā)生一次換相失敗，故障恢復(fù)過程中所有交流和直流變量相對更趨穩(wěn)定。在同樣的交直流系統(tǒng)條件下，控制參數(shù)優(yōu)化使直流輸電系統(tǒng)的可用功率傳輸極限以從2 275 MW提升到3 000 MW，優(yōu)化參數(shù)的優(yōu)越性顯而易見。

對于表1列出的16種不同強(qiáng)度受端交流系統(tǒng)運(yùn)行方式，分別采用原始控制參數(shù)和優(yōu)化控制參數(shù)進(jìn)行了對比仿真研究，表4列出了直流控制參數(shù)優(yōu)化前后16種運(yùn)行方式下直流輸電系統(tǒng)可用功率傳輸極限仿真結(jié)果，直流控制參數(shù)優(yōu)化前后輸電功率極限隨受端交流系統(tǒng)強(qiáng)度變化的趨勢如圖9所示。

表4 直流控制參數(shù)優(yōu)化前后的直流輸送功率極限

表4和圖9所示的對比結(jié)果表明，控制參數(shù)優(yōu)化不僅在直流系統(tǒng)額定運(yùn)行狀態(tài)下改善了故障恢復(fù)性能和交直流系統(tǒng)穩(wěn)定性，在受端弱交流系統(tǒng)強(qiáng)度SCR處于一個較大的運(yùn)行范圍內(nèi)，優(yōu)化控制參數(shù)都具有更好的故障恢復(fù)性能。

圖9 直流控制優(yōu)化前后輸電功率極限仿真結(jié)果對比圖

然而，適應(yīng)弱交流系統(tǒng)的直流控制參數(shù)優(yōu)化，是以降低直流功率恢復(fù)速度來保障故障恢復(fù)過程穩(wěn)定性的。如果受端連接強(qiáng)交流系統(tǒng)，則采用優(yōu)化直流控制參數(shù)并不具備優(yōu)勢。圖10和圖11分別給出SCR為3.60、直流功率3 000 MW條件下，采用原控制參數(shù)和優(yōu)化控制參數(shù)時受端交流線路三相短路故障仿真結(jié)果，對比可見，采用本文提出的優(yōu)化參數(shù)，故障恢復(fù)過程中交直流變量雖然波動相對平緩，但直流功率恢復(fù)時間卻相對更長。

圖10 原參數(shù)下SCR值為3.60、Pdc=3 000 MW 的仿真結(jié)果

圖11 優(yōu)化參數(shù)下SCR值為3.60、Pdc=3 000 MW的仿真結(jié)果

4 結(jié)論

對于存在控制功能切換以及協(xié)調(diào)配合關(guān)系的復(fù)雜控制系統(tǒng)的參數(shù)優(yōu)化，采用仿真方法是一個可行的途徑。本研究針對饋入弱交流系統(tǒng)的直流輸電工程應(yīng)用場景，基于仿真方法對直流控制參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化，對比仿真分析驗證了直流控制參數(shù)優(yōu)化可以顯著改善饋入弱交流系統(tǒng)的直流輸電故障恢復(fù)性能，改善效果在提升直流系統(tǒng)輸電功率極限值方面可量化展現(xiàn)。然而，基于仿真分析的控制參數(shù)優(yōu)化方法雖能夠準(zhǔn)確地展現(xiàn)優(yōu)化效果，但需要進(jìn)行大量的仿真試算，因此，在控制參數(shù)優(yōu)化方法改進(jìn)方面，仍需要開展深入研究。