茍洪霖，江 琴*，張英敏，李保宏，吳謹(jǐn)軼，王騰鑫，張 敏

(1.四川大學(xué) 電氣工程學(xué)院，四川 成都 610065；2.國網(wǎng)山西省電力科學(xué)研究院，山西 太原 030002)

中國電力系統(tǒng)規(guī)模龐大，電網(wǎng)結(jié)構(gòu)復(fù)雜，呈現(xiàn)交直流混聯(lián)、新能源比例持續(xù)攀升的特征[1–2]。在此背景下，當(dāng)前電網(wǎng)受極端天氣、人為破壞等各類非常規(guī)事件影響愈加嚴(yán)重，電網(wǎng)面臨的安全運(yùn)行風(fēng)險急劇增加，大規(guī)模停電事故后導(dǎo)致電網(wǎng)黑啟動場景的概率也將不斷上升。特別是近來各類大規(guī)模停電事故，如2015年12月烏克蘭由于網(wǎng)絡(luò)攻擊導(dǎo)致大停電[3]，2019年3月與2020年5月委內(nèi)瑞拉最大水電站遭受攻擊導(dǎo)致大停電、2021年2月美國德州因極寒天氣大停電[4]，給相關(guān)國家造成了巨大的經(jīng)濟(jì)損失和社會影響。因此，電力部門需面對新形勢下的復(fù)雜外部環(huán)境，考慮已有黑啟動方案失效后新型電網(wǎng)恢復(fù)技術(shù)，將事故損失控制在最小范圍內(nèi)。所謂黑啟動，是指系統(tǒng)因故障停電后，不依賴別的網(wǎng)絡(luò)幫助，通過具有自啟動能力的發(fā)電機(jī)組啟動，帶動無自啟動能力的發(fā)電機(jī)組，逐漸擴(kuò)大系統(tǒng)恢復(fù)范圍，最終實(shí)現(xiàn)整個系統(tǒng)的恢復(fù)[5–6]。

對于黑啟動的研究目前主要集中在交流系統(tǒng)、傳統(tǒng)直流系統(tǒng)（line commutated converter based high voltage direct current，LCC–HVDC）、柔性直流系統(tǒng)（voltage source converter based high voltage direct current，VSC–HVDC）。隨著中國電網(wǎng)的快速發(fā)展，電力公司基于燃?xì)鈾C(jī)組[7]、柴油發(fā)電機(jī)[8]、水電機(jī)組[9]（含抽水蓄能電站）等常規(guī)黑啟動電源進(jìn)行了大量研究工作。相關(guān)研究對于常規(guī)電源黑啟動的一般規(guī)則和策略、黑啟動階段的恢復(fù)控制、電網(wǎng)恢復(fù)路徑的優(yōu)化[10]、負(fù)荷的恢復(fù)優(yōu)化[11]做了細(xì)致深入的分析，為黑啟動的工程應(yīng)用奠定了堅(jiān)實(shí)的理論基礎(chǔ)?？傮w來看，常規(guī)交流系統(tǒng)黑啟動是一個多目標(biāo)、多約束、多階段的過程，且由于常規(guī)機(jī)組啟動時間長、功率提升速率慢，導(dǎo)致黑啟動初始階段系統(tǒng)電源少，影響電網(wǎng)負(fù)荷恢復(fù)，容易受到黑啟動電源的選擇及恢復(fù)路徑的制約。

當(dāng)LCC–HVDC直流輸電參與黑啟動時，換流站的啟動會對電網(wǎng)產(chǎn)生功率沖擊，因此需要交流系統(tǒng)滿足一定技術(shù)要求，包括短路容量、有效慣性時間常數(shù)等[12]；由于無法直接對無源網(wǎng)絡(luò)進(jìn)行供電，無源網(wǎng)絡(luò)需要同交流系統(tǒng)一起協(xié)調(diào)恢復(fù)。因此，直流輸電參與黑啟動研究主要集中于VSC–HVDC領(lǐng)域。VSC–HVDC由于其自身功率可獨(dú)立控制、可直接向無源網(wǎng)絡(luò)供電等特點(diǎn)，擁有比傳統(tǒng)LCC–HVDC參與黑啟動更加突出的優(yōu)勢，其對受端交流系統(tǒng)幾乎沒有技術(shù)要求，是良好的黑啟動電源[13]。Sun等[14]以VSC–HVDC作為黑啟動電源進(jìn)行試驗(yàn)，體現(xiàn)出較好的電壓和頻率特性。方是文等[15]介紹了一端工作于孤島方式下的兩端模塊化多電平直流系統(tǒng)（modular multilevel converter–high voltage direct current，MMC–HVDC）的無源啟動方式，詳細(xì)分析了兩端換流站的充電過程。鄧麗君等[16]以魯西背靠背柔性直流單元為黑啟動電源搭建實(shí)時數(shù)字仿真模型并進(jìn)行試驗(yàn)，實(shí)現(xiàn)了系統(tǒng)黑啟動帶目標(biāo)網(wǎng)架的零起升壓。李勝等[17]對整個VSC–HVD參與的黑啟動過程進(jìn)行了較詳細(xì)仿真，但恢復(fù)階段的控制未計交流系統(tǒng)的變化情況，控制方式考慮不全。曾丹等[18]提出黑啟動后電源并網(wǎng)協(xié)調(diào)優(yōu)化策略，前期采用的頻率控制方式未考慮弱交流系統(tǒng)情況，且后續(xù)恢復(fù)階段描述不夠完善。葉永健等[19]提出將黑啟動后網(wǎng)架恢復(fù)過程按交流系統(tǒng)短路比劃分為不同階段，并提出了相應(yīng)的恢復(fù)策略，但其注重對機(jī)組的恢復(fù)次序及恢復(fù)路徑的研究，對不同階段的控制方式描述不全面。

近年來，混合直流作為直流輸電的新方向被提上日程并進(jìn)行了工程應(yīng)用[20–21]。但混合直流參與受端電網(wǎng)黑啟動的相關(guān)研究報道較少。鑒于混合直流輸電系統(tǒng)具有傳統(tǒng)直流輸電與柔性直流輸電的共同優(yōu)勢，且其實(shí)際工程應(yīng)用前景良好，因此，有必要深入研究混合直流輸電系統(tǒng)參與受端電網(wǎng)，遭遇大停電后黑啟動恢復(fù)策略。本文基于兩端LCC–MMC混合直流輸電模型，對其MMC受端全黑時的黑啟動進(jìn)行研究，提出了一種適合該條件的黑啟動方法及受端恢復(fù)的協(xié)調(diào)控制策略。首先，介紹LCC–MMC的基本運(yùn)行特性；其次，對LCC整流站和MMC逆變站的啟動分別進(jìn)行研究；之后，根據(jù)交流系統(tǒng)短路比對受端恢復(fù)進(jìn)行3階段劃分，建立詳細(xì)的3階段恢復(fù)策略，明確不同階段下的恢復(fù)控制策略及平滑切換方式；最后，基于PSCAD/EMTDC搭建兩端LCC–MMC系統(tǒng)進(jìn)行完整的黑啟動試驗(yàn)，驗(yàn)證了所提方案的正確性與優(yōu)越性。

1 兩端LCC–MMC混合直流結(jié)構(gòu)及基本特性

圖1為兩端LCC–MMC系統(tǒng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)。整流側(cè)采用12脈動換流閥的LCC，逆變側(cè)MMC采用半橋型子模塊。圖1中，Z1和Z2分別為送端和受端系統(tǒng)的等值阻抗，T1和T2分別為送端和受端的換流變壓器。

圖1 LCC–MMC拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig. 1 Topological structure of LCC–MMC

正常穩(wěn)定運(yùn)行時，整流側(cè)采用定電壓控制或者定直流電流和后備定最小觸發(fā)角控制，整流側(cè)LCC輸出的直流電壓Udr為：

式中，Us為整流側(cè)換流變閥側(cè)空載線電壓有效值，α為整流器的觸發(fā)角，Xr為整流側(cè)單相等值換相電抗，Idr為直流電流平均值。

逆變側(cè)MMC具體拓?fù)淙鐖D2所示，圖2中，Larm和Rarm分別為橋臂的等效電感和電阻，RT和LT為交流側(cè)等值阻抗，Pdc為直流傳輸功率，SM表示子模塊MMC的數(shù)學(xué)模型。該數(shù)字模型可用微分方程表示：

圖2 MMC主電路拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)圖Fig. 2 MMC main circuit topology diagram

式中：unj為三相下橋臂電壓，包含una、unb、unc；upj為三相上橋臂電壓，包含upa、upb、upc；inj為三相下橋臂電流，包含ina、inb、inc；ipj為三相上橋臂電流，包含ipa、ipb、ipc；usj為三相電網(wǎng)電壓，包含usa、usb、usc；ij為三相電網(wǎng)電流，包含ia、ib、ic；Udc為直流側(cè)電壓；t為時間。

混合直流輸電系統(tǒng)逆變側(cè)采用MMC完全解決了LCC–HVDC逆變站換相失敗問題。受端大停電的情況下，受端電網(wǎng)可等效為無源網(wǎng)絡(luò)，MMC可直接向無源網(wǎng)絡(luò)供電。

受端大停電時，整個直流網(wǎng)絡(luò)停止運(yùn)行。考慮送端LCC與可靠大容量電站相連，以受端電網(wǎng)黑啟動過程為研究重點(diǎn)，將送端機(jī)組簡化為等值電壓源，以送端作為有源端逐步啟動并恢復(fù)受端無源網(wǎng)絡(luò)。本文提出黑啟動方法分為3階段：LCC啟動建壓、 MMC啟動建壓、受端電網(wǎng)恢復(fù)，其示意圖如圖3所示，圖3中，T3為線路出口處的變壓器，Rx為限流電阻。本文將對這3個階段逐一闡述。

圖3 LCC–MMC黑啟動示意圖Fig. 3 Schematic diagram of LCC–MMC black start

2 送端LCC換流站啟動方法及控制策略

受端電網(wǎng)在停電時等同于無源網(wǎng)絡(luò)，在向無源網(wǎng)絡(luò)供電時，受端MMC必須采用定交流電壓/頻率的控制方式，因此送端的LCC應(yīng)該承擔(dān)線路直流電壓的建立，即采取定直流電壓的控制方式，控制方式的實(shí)現(xiàn)如圖4所示，圖4中，Udcref為設(shè)置的直流電壓參考值，PI為比例環(huán)節(jié)。通過控制整流器的觸發(fā)角α實(shí)現(xiàn)直流電壓的穩(wěn)定。

圖4 LCC定電壓控制Fig. 4 LCC constant voltage control

此外，LCC參與黑啟動時有最小直流電流限制，通常選擇為額定直流電流的5%～10%[20]，因此，本文在直流線路中引入直流耗能電阻，使LCC啟動時帶一定負(fù)荷，避免線路上斷續(xù)電流的產(chǎn)生，其結(jié)構(gòu)拓?fù)淙鐖D5所示。

圖5 LCC啟動建壓示意圖Fig. 5 Schematic diagram of LCC start-up establishment voltage

耗能電阻采用模塊化的結(jié)構(gòu)，由多個耗能電阻模塊串聯(lián)構(gòu)成，絕緣柵雙極型晶體管（insulated gate bipolar transistor，IGBT）采用并聯(lián)均壓電阻Rp實(shí)現(xiàn)串聯(lián)均壓。LCC啟動即投入直流耗能電阻，后續(xù)負(fù)荷恢復(fù)且大于最小功率要求時，耗能電阻退出工作。耗能電阻阻值和模塊個數(shù)由式（3）決定：

式中，Rs為耗能電阻總阻值，Ri為子模塊電阻值，Pmin為最小功率限制值，Un為額定直流電壓，n為耗能電阻子模塊數(shù)，Uim為模塊的額定電壓。

IGBT導(dǎo)通和關(guān)斷時間通常為200～250 ns[22]，與耗能電阻動作時間相比非常小且動作次數(shù)少，因此，本文忽略了實(shí)際控制時多個IGBT開關(guān)動作速度不一致問題和動態(tài)均壓問題。選取合適的靜態(tài)均壓電阻之后，將n個子模塊和電阻等效成一個集中電路來分析。這個階段中，LCC的啟動主要是為了建立額定的直流電壓，為后續(xù)MMC的充電和啟動提供穩(wěn)定能量來源，在建立好直流電壓后即可對MMC進(jìn)行充電啟動。

3 受端MMC換流站啟動方法及控制策略

送端LCC建立起直流電壓后，可等值為直流電壓源UdN，對MMC進(jìn)行充電，MMC啟動建壓示意圖見圖6，圖6中，B1～B4為線路開關(guān)。MMC先通過限流電阻進(jìn)行不控充電，子模塊電壓達(dá)到一定值后投入控制策略進(jìn)行可控充電，并進(jìn)行線路和變壓器的軟啟動，最后切除限流電阻。

圖6 MMC啟動建壓示意圖Fig. 6 Schematic diagram of MCC start-up establishment voltage

3.1 MMC不控充電

LCC建立額定直流電壓后，閉合開關(guān)B1，MMC子模塊經(jīng)限流電阻進(jìn)行不控充電，等效電路如圖7所示。其中，C0為單個子模塊等效電容，N為單個橋臂子模塊數(shù)量。

由圖7可知，MMC的不控充電相當(dāng)于一階零狀態(tài)響應(yīng)電路，MMC等效電容充電電壓uceq和橋臂電流iarm的值可由式（4）求出：

圖7 MMC不控充電等效電路Fig. 7 Equivalent circuit of MMC uncontrolled charging

式中，RX的值可由允許最大的橋臂電流峰值來確定。由式（4）可知：在不控充電階段子模塊電容電壓最多充至額定值的一半，因此，需要解鎖換流器，使內(nèi)外環(huán)控制器投入運(yùn)行；同時閥控層級的子模塊電容電壓平衡控制也投入運(yùn)行，繼續(xù)對子模塊進(jìn)行可控充電。實(shí)際工程中子模塊的電容達(dá)到其額定值的30%額定電壓時已能對子模塊觸發(fā)控制[23]。

3.2 MMC可控充電及軟啟動

當(dāng)子模塊電壓達(dá)到能觸發(fā)控制的電壓值時，解鎖MMC，子模塊繼續(xù)通過限流電阻可控充電，MMC采用定交流電壓/頻率控制。由于受端電網(wǎng)為無源網(wǎng)絡(luò)，受端電網(wǎng)的頻率直接給定（f=50 Hz），即電角度θ給定，dq坐標(biāo)系的旋轉(zhuǎn)角度固定，此時，通過保證交流電壓出口幅值Usm和電網(wǎng)電壓d軸分量Usd相同及電網(wǎng)電壓q軸分量Usq=0，即可實(shí)現(xiàn)對交流側(cè)出口處電壓幅值和頻率的控制[24]，控制框圖如圖8所示。圖8中，isd、isq分別為電網(wǎng)電流d、q軸分量，isdref、isqref分別為電網(wǎng)電流d、q軸分量的參考值，Udref、Uqref分別為換流器交流側(cè)電壓基波的d、q軸分量，ωL為等效感抗。

圖8 MMC無源網(wǎng)絡(luò)控制策略Fig. 8 MMC passive control strategy

在黑啟動初期，受端線路處于空載狀態(tài)，若直接用黑啟動電源對線路充電，即MMC交流側(cè)建立穩(wěn)定電壓后再閉合斷路器B3對線路進(jìn)行充電，這樣會在斷路器合閘瞬間產(chǎn)生較大的暫態(tài)過電壓。本文采取的軟啟動方式為：在MMC解鎖的瞬間即閉合線路開關(guān)B3與B4，MMC解鎖后控制交流電壓的大小從0以一定斜率逐漸上升至額定值，從而實(shí)現(xiàn)對線路和變壓器的軟啟動。

4 電網(wǎng)恢復(fù)階段的協(xié)調(diào)控制策略

4.1 受端電網(wǎng)恢復(fù)的階段劃分

通過對MMC的充電解鎖及線路和變壓器的軟啟動，在受端電網(wǎng)建立一個穩(wěn)定的交流電壓，隨后便可對受端電網(wǎng)的機(jī)組和負(fù)荷逐步恢復(fù)。受端電網(wǎng)恢復(fù)的過程大致為：先接入待啟動發(fā)電機(jī)組的廠用負(fù)荷，啟動并同期并列發(fā)電機(jī)組；再恢復(fù)網(wǎng)架中的其他負(fù)荷及發(fā)電機(jī)組。

受端電網(wǎng)恢復(fù)階段，MMC相當(dāng)于唯一的功率來源，且由于MMC的定頻率特性，恢復(fù)過程中的負(fù)荷均由MMC來承擔(dān)。第1發(fā)電機(jī)組并網(wǎng)后，受端電網(wǎng)由無源轉(zhuǎn)變?yōu)橛性?，若此時MMC仍然保持定交流電壓/頻率控制，其調(diào)制出的交流電壓頻率仍然是人為固定的頻率（f=50 Hz），此時系統(tǒng)中將存在兩個頻率標(biāo)準(zhǔn)：一是，由于MMC定頻率特性決定的頻率；二是，由于發(fā)電機(jī)組的轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速決定的頻率。此外，發(fā)電機(jī)組中同步發(fā)電機(jī)對外表現(xiàn)為有差調(diào)頻特性，而MMC表現(xiàn)為定頻率特性，在之后的網(wǎng)架恢復(fù)過程中，負(fù)荷不斷變化，MMC將一直承擔(dān)功率變化，如果某一時刻超過了功率限制要求，MMC將失穩(wěn)。

因此，在受端電網(wǎng)從無源過渡到有源時，MMC的控制方式應(yīng)該相應(yīng)做出調(diào)整，最簡單的方式是并入第1發(fā)電機(jī)組時，MMC的控制策略由原來的定交流電壓/定頻率切換至定有功/無功功率控制。但如果考慮初始并入的機(jī)組容量較小，即受端交流系統(tǒng)強(qiáng)度小（弱交流系統(tǒng)）時，MMC的矢量控制的解耦特性將不再滿足，鎖相環(huán)會受到影響而無法精確鎖定交流側(cè)的相位，動態(tài)特性將會惡化，定有功/無功控制將存在穩(wěn)定性問題[25]。

本文考慮受端電網(wǎng)恢復(fù)是一個由弱交流系統(tǒng)到強(qiáng)交流系統(tǒng)的過程，基于受端電網(wǎng)短路比（short circuit ratio，SCR）的大小，將恢復(fù)的過程分為3個階段：無源階段、弱交流系統(tǒng)，以及強(qiáng)交流系統(tǒng)階段。3個階段MMC的控制方式選擇及控制方式的切換是關(guān)鍵因素。

4.2 受端電網(wǎng)恢復(fù)各階段協(xié)調(diào)控制策略

在無源階段，MMC為保證在受端無源側(cè)建立一個穩(wěn)定的交流電壓，必須采取定交流電壓/頻率控制。在強(qiáng)交流系統(tǒng)階段，MMC相當(dāng)于處于正常工作狀態(tài)，應(yīng)采用定有功/無功控制方式。因此，在弱交流系統(tǒng)情況下，控制方式選擇及控制方式之間的平滑切換變得尤為重要。

在弱交流系統(tǒng)階段，本文采用虛擬同步控制（virtual synchronous generator，VSG），即在MMC中加入模擬發(fā)電機(jī)的控制環(huán)節(jié)，模擬同步電機(jī)的特性，表現(xiàn)出同步電機(jī)的慣性和阻尼特性，可使系統(tǒng)在恢復(fù)階段的有功響應(yīng)和無功響應(yīng)迅速，且增強(qiáng)了系統(tǒng)穩(wěn)定性。其控制主要分為3個部分：

1）模擬機(jī)械

該部分主要對同步發(fā)電機(jī)的二階模型進(jìn)行模擬，實(shí)現(xiàn)MMC模擬同步發(fā)電機(jī)的阻尼特性和慣性，控制原理如式（5）所示：

式中：J、D分別為虛擬同步機(jī)的虛擬慣量和阻尼系數(shù)；ω、θ 分別為虛擬同步機(jī)的角速度和轉(zhuǎn)子角位；ωref為交流電網(wǎng)50 Hz時額定點(diǎn)角速度；Pm、Pe分別為虛擬同步機(jī)的機(jī)械功率和電磁功率。

2）有功頻率控制器

該部分模擬同步發(fā)電機(jī)的調(diào)頻特性，在VSG原有功頻控制中引入二次調(diào)頻系數(shù)以實(shí)現(xiàn)對頻率的無差調(diào)節(jié)[26]，頻率控制原理如式（6）所示：

式中，Pref為有功參考值，fref為頻率參考值，f為實(shí)際頻率。將式（6）代入式（5）得到式（7）：

由此，通過設(shè)定頻率參考值fref，即可得到同步發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)子角位θ ，實(shí)現(xiàn)對頻率的同步控制。

3）無功電壓控制器

該部分通過控制器生成虛擬內(nèi)電勢幅值Ev，模擬同步發(fā)電機(jī)勵磁系統(tǒng)，對換流器輸出無功和端電壓進(jìn)行控制。控制原理如式（8）所示：

式中，Kq為比例系數(shù)，Qref為無功參考值，Q為無功測量值，Uref為端電壓參考值。

由此便可得到在受端恢復(fù)階段整個過程的控制框圖，如圖9所示，其中，θN為無源階段的坐標(biāo)變換角度，θV為虛擬同步控制得到的坐標(biāo)變換角度，θPLL為鎖相環(huán)得到的坐標(biāo)變換角度，Ed、Eq分別為電勢的d、q軸分量，U為機(jī)端電壓，Uref為外環(huán)參考電壓，Earef、Ebref、Ecref分別為a、b、c三相調(diào)制波，s為復(fù)頻率。

從圖9可知，各個階段的控制方式不同點(diǎn)是：①坐標(biāo)變換角度θ 不同。無源階段的θN人為直接給定；弱交流系統(tǒng)階段，θV由虛擬同步控制中功頻控制器得到；強(qiáng)交流系統(tǒng)階段，θPLL由投入的電網(wǎng)鎖相環(huán)得到。②參與調(diào)制的電壓幅值E不同。無源階段與強(qiáng)交流系統(tǒng)階段共用電流內(nèi)環(huán)，區(qū)別在于外環(huán)參數(shù)的不同，導(dǎo)致輸出的電壓幅值來源不同；弱交流系統(tǒng)階段，電壓幅值來源于無功電壓控制器。

圖9 受端恢復(fù)協(xié)調(diào)控制框圖Fig. 9 Receiving end’s recovery coordination control diagram

考慮各個恢復(fù)階段不同的特點(diǎn)，對各個階段所對應(yīng)的控制方式進(jìn)行協(xié)調(diào)控制，不同時刻不同控制方式間通過相互協(xié)調(diào)配合，從而保證在受端電網(wǎng)恢復(fù)階段系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行及控制方式的平滑切換，本文提出在受端電網(wǎng)恢復(fù)階段的協(xié)調(diào)控制策略：在無源階段，調(diào)制開關(guān)在1，其余開關(guān)位置在2（圖9），θN人為給定（f=50 Hz ）。當(dāng)?shù)?發(fā)電機(jī)組準(zhǔn)同期并列進(jìn)入弱交流系統(tǒng)階段后，通過調(diào)定虛擬同步控制中的參數(shù)以保證切換前后參與調(diào)制的電壓幅值及坐標(biāo)變換角度一致，調(diào)制開關(guān)切換至2，其余開關(guān)位置切換至1，完成控制方式的切換。后續(xù)負(fù)荷的投入及發(fā)電機(jī)并網(wǎng)直至電網(wǎng)短路比SCR大于3時，測定MMC交流側(cè)的功率并調(diào)定有功/無功控制的參考值，將調(diào)制開關(guān)切換至1，即可完成控制方式的切換，具體流程如圖10所示。

圖10 受端恢復(fù)協(xié)調(diào)控制流程圖Fig. 10 Flow chart of receiving end recovery coordination control

5 仿真驗(yàn)證

為驗(yàn)證文中理論及所提出的黑啟動策略，本文基于PSCAD/EMTDC搭建兩端LCC–MMC系統(tǒng)，系統(tǒng)拓?fù)淙鐖D11所示，其中B5～B8為線路開關(guān)。主要仿真參數(shù)如表1所示，其中j表示虛數(shù)單位。在受端網(wǎng)架恢復(fù)階段，本文不考慮路徑及非黑啟動機(jī)組的選擇，假設(shè)路徑已經(jīng)選定，機(jī)組分別并網(wǎng)主要體現(xiàn)了交流系統(tǒng)的系統(tǒng)強(qiáng)度改變。

圖11 兩端LCC–MMC黑啟動結(jié)構(gòu)拓?fù)銯ig. 11 LCC–MMC black start structure topology

表1 兩端LCC–MMC黑啟動主要參數(shù)Tab. 1 Black start main parameters of LCC–MMC

5.1 LCC與MMC啟動建壓

首先，LCC啟動并投入耗能電阻，取線路上最小限制電流為額定電流的10%。在0.04 s時LCC定電壓啟動，耗能電阻投入，電流電壓隨時間變化的具體波形如圖12所示，Vdc為直流電壓，Idc為直流電流，兩者均用標(biāo)幺值表示。

圖12 LCC啟動波形圖Fig. 12 LCC start-up waveform

送端LCC建立電壓后，閉合開關(guān)B1投入限流電阻RX對受端MMC換流器進(jìn)行不控充電，待子模塊電壓充至額定值的50%時解鎖MMC進(jìn)行可控充電以及線路和變壓器的軟啟動，隨后切除線路上的限流電阻，具體波形如圖13所示。

由圖13中可知，5 s投入限流電阻后，不控充電階段子模塊電壓Uc上升平緩；由圖13（b）可知，投入限流電阻可以有效減小暫態(tài)過電流。10 s時MMC解鎖，線路和變壓器開關(guān)B3和B4閉合，橋臂電流變化在正常范圍內(nèi)，由于投入控制策略，有一半的子模塊瞬間被切除，直流側(cè)電壓Edc將降至原來的一半，隨后平緩上升。在可控充電階段，子模塊電壓繼續(xù)上升，交流側(cè)變壓器出口處電壓Uac以按設(shè)定一定斜率上升，沒有出現(xiàn)暫態(tài)過電壓。16 s時閉合開關(guān)B2，限流電阻退出，引起變壓器出口電壓、子模塊的電壓和橋臂電流的波動，但暫態(tài)過程持續(xù)時間短，暫態(tài)幅值小。出口處頻率在MMC解鎖瞬間有一個躍變，在后續(xù)階段能夠穩(wěn)定維持在50 Hz。

圖13 MMC啟動波形圖Fig. 13 MCC start-up waveform

5.2 受端電網(wǎng)恢復(fù)協(xié)調(diào)控制

LCC和MMC的啟動和建壓，在受端電網(wǎng)形成一個穩(wěn)定的交流電壓，隨后對受端電網(wǎng)進(jìn)行恢復(fù)，這個階段主要步驟如下：

1）閉合開關(guān)B5，投入廠用負(fù)荷1。

2）啟動發(fā)電機(jī)組1，檢測開關(guān)B6兩側(cè)電壓的幅值和相角，滿足準(zhǔn)同期并列條件后并網(wǎng)，系統(tǒng)進(jìn)入弱交流階段，MMC切換為虛擬同步控制。

3）閉合開關(guān)B7，投入廠用負(fù)荷2。

4）啟動發(fā)電機(jī)組2，檢測開關(guān)B8兩側(cè)電壓的幅值和相角，發(fā)電機(jī)組2準(zhǔn)同期并網(wǎng)，系統(tǒng)進(jìn)入強(qiáng)交流階段，MMC切換為定有功/無功控制。具體波形如圖14所示，其中，P為有功功率，Q為無功功率。

從圖14中可以看出：在21 s閉合開關(guān)B5，接入廠用負(fù)荷1，MMC傳輸?shù)墓β氏鄳?yīng)增加，頻率正常波動后維持50 Hz，變壓器出口處線路電壓有小幅度的下降。功率傳輸穩(wěn)定后，啟動發(fā)電機(jī)組1，通過檢測開關(guān)B6兩端的電壓和相位，滿足準(zhǔn)同期并列條件后并入發(fā)電機(jī)組1（t=22.44 s），發(fā)電機(jī)組1的并入只引起有功和無功小幅振蕩，頻率仍維持50 Hz穩(wěn)定。隨著發(fā)電機(jī)組1的并網(wǎng)，交流系統(tǒng)短路比變?yōu)?.61，標(biāo)志著交流系統(tǒng)由無源變?yōu)槿踅涣飨到y(tǒng)，在23 s將MMC的控制模式由定交流電壓/頻率控制切換至虛擬同步控制，由圖14可見，控制模式能夠?qū)崿F(xiàn)平滑切換，只會引起頻率的小幅波動。24 s閉合開關(guān)B7，投入廠用負(fù)荷2后MMC傳輸?shù)墓β氏鄳?yīng)增加，在虛擬同步控制下，負(fù)荷的增加導(dǎo)致頻率正常波動，最后穩(wěn)定在50 Hz，能夠?qū)崿F(xiàn)頻率的無差調(diào)節(jié)，此外交流電壓有小幅度的下降。接著準(zhǔn)同期并入發(fā)電機(jī)組2（t=25.055 s），同樣也只引起有功和無功小幅振蕩。發(fā)電機(jī)組2的并網(wǎng)使交流系統(tǒng)短路比變?yōu)?.22，標(biāo)志著交流系統(tǒng)變?yōu)閺?qiáng)交流系統(tǒng)，在26 s時，MMC由虛擬同步控制切換至定有功/無功功率控制，因?yàn)橛泄蜔o功功率的設(shè)定值為在線測得的有功和無功，可發(fā)現(xiàn)幾乎沒有振蕩過程，頻率經(jīng)短時間波動后穩(wěn)定在50 Hz。

圖14 受端恢復(fù)階段波形Fig. 14 Waveform of receiving end recovery phase

從記錄的波形可以看出，受端電網(wǎng)恢復(fù)階段，各個階段的控制方式能夠使系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行，控制方式間能夠?qū)崿F(xiàn)平滑轉(zhuǎn)換，頻率和電壓波動均在黑啟動標(biāo)準(zhǔn)范圍內(nèi)。

5.3 兩階段恢復(fù)策略對比

受端恢復(fù)過程中，不考慮弱交流系統(tǒng)階段，在并入第1發(fā)電機(jī)組后，MMC直接由定交流電壓/頻率控制切換至定有功/無功控制，將這種恢復(fù)策略稱為兩階段恢復(fù)策略，其與上文所提出的3階段恢復(fù)策略仿真波形對比如圖15所示，其中，P為有功功率，Q為無功功率，f為頻率，Edc為MMC直流側(cè)電壓，Uac為變壓器出口處交流電壓，數(shù)字2表示兩階段的恢復(fù)策略，數(shù)字3表示3階段的恢復(fù)策略。

圖15 受端恢復(fù)階段波形Fig. 15 Waveform of two recovery strategies

從圖15可以看出：采用兩階段恢復(fù)策略在23 s切換控制方式時，即使設(shè)定切換后有功和無功參考值與切換之前的有功和無功實(shí)際值一致，但由于受端交流系統(tǒng)強(qiáng)度較弱，系統(tǒng)出現(xiàn)較大的暫態(tài)過程；其中，頻率最大暫態(tài)值為53.5 Hz，MMC直流側(cè)電壓出現(xiàn)小幅波動，受端變壓器出口處交流電壓在切換控制方式瞬間有較長的暫態(tài)過程。

為體現(xiàn)弱交流系統(tǒng)階段采用虛擬同步控制的優(yōu)勢，25 s時在變壓器出口處設(shè)置單相短路接地故障（持續(xù)0.1 s），故障結(jié)果對比如圖16所示，其中，P為有功功率，Q為無功功率，vsg表示弱交流系統(tǒng)階段采用虛擬同步控制，pq表示采用定有功/無功控制。

由圖16可以看出，采用虛擬同步控制可明顯降低功率、電壓和頻率的波動幅值。通過對比發(fā)現(xiàn)，MMC參與黑啟動與受端恢復(fù)時，考慮受端電網(wǎng)恢復(fù)存在弱交流系統(tǒng)的情況，采用3階段控制協(xié)調(diào)策略能夠?qū)崿F(xiàn)各階段的平滑過渡，能夠保證恢復(fù)階段系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行。

圖16 弱交流階段故障示意圖Fig. 16 Fault diagram of weak AC phase

6 結(jié) 論

本文針對LCC–MMC兩端混合直流輸電系統(tǒng)提出了受端大停電下的黑啟動方法及受端網(wǎng)絡(luò)恢復(fù)的協(xié)調(diào)控制策略，在PSCAD/EMDTC平臺上搭建了仿真模型，驗(yàn)證了所提出的黑啟動方法及受端恢復(fù)策略的有效性，并得出以下結(jié)論：

1）針對LCC參與黑啟動時的最小傳輸功率限制，本文采用模塊化耗能電阻的啟動策略，并給出阻值設(shè)計和投切方法，可順利啟動LCC換流站。

2）對于MMC的充電啟動，設(shè)計送端LCC采用定直流電壓控制，為MMC提供直流充電電源。明確了MMC不控充電階段限流電阻的阻值選取及投切方法，MMC可控充電階段采用定交流電壓/頻率控制及線路變壓器軟啟動方案。

3）針對受端網(wǎng)絡(luò)的恢復(fù)，本文依據(jù)交流系統(tǒng)短路比將受端恢復(fù)階段分為無源—弱交流系統(tǒng)—強(qiáng)交流系統(tǒng)3個階段，提出不同階段下的控制策略及不同控制間的平滑切換方法。無源階段采用定交流電壓/頻率控制；弱交流系統(tǒng)階段采用虛擬同步控制；強(qiáng)交流系統(tǒng)階段采用定有功/無功控制。對比兩階段的恢復(fù)方案，明確了3階段協(xié)調(diào)恢復(fù)策略的優(yōu)越性。

由于實(shí)際工程較為復(fù)雜且本文未考慮其他結(jié)構(gòu)形式下混合直流輸電參與黑啟動，因此，下一步研究將考慮多端混合直流或級聯(lián)型混合直流參與黑啟動的技術(shù)方案及控制策略。