一種典型混聯(lián)直流輸電系統(tǒng)的運行特性分析

徐 鵬， 趙成勇， 曹雅榕

(1. 國網(wǎng)江蘇省電力有限公司檢修分公司，江蘇 南京 211102；2. 新能源電力系統(tǒng)國家重點實驗室(華北電力大學(xué))，北京 102206；3. 國網(wǎng)南京供電公司，江蘇 南京 210012)

0 引言

電網(wǎng)換相高壓直流輸電(line commutated converter based high voltage direct current，LCC-HVDC)具有輸送容量大、距離遠、可實現(xiàn)非同步聯(lián)網(wǎng)等優(yōu)點，在電網(wǎng)中發(fā)揮著十分重要的作用[1-5]。20世紀90年代后，以全控型器件為基礎(chǔ)的電壓源換流器高壓直流輸電(voltage source converter based high voltage direct current，VSC-HVDC)憑借其電流自關(guān)斷能力良好、可向無源系統(tǒng)供電等優(yōu)點[6-8]，在電力系統(tǒng)中得到了廣泛應(yīng)用，成為直流電網(wǎng)的重要組成部分[9-10]。

混合型高壓直流輸電(hybrid-HVDC)能夠?qū)崿F(xiàn)LCC-HVDC與VSC-HVDC之間的優(yōu)勢互補，成為目前的研究熱點[11-14]。文獻[15]提出一種整流側(cè)采用LCC結(jié)構(gòu)，逆變側(cè)采用VSC結(jié)構(gòu)的混合型輸電拓撲。文獻[16]研究了整流側(cè)為VSC結(jié)構(gòu)，逆變側(cè)為LCC結(jié)構(gòu)的混合直流輸電系統(tǒng)工作原理，提出抑制LCC結(jié)構(gòu)發(fā)生換相失敗的控制策略。文獻[17]針對一種正極為LCC結(jié)構(gòu)、負極為VSC結(jié)構(gòu)的混合雙極系統(tǒng)展開研究，并提出了極間協(xié)調(diào)控制策略。文獻[18]建立了一種混聯(lián)直流輸電系統(tǒng)的通用模型，探討了該模型的多種運行方式及相應(yīng)的適用范圍。

上述文獻提出的創(chuàng)新性論點，為混合直流輸電的發(fā)展提供了寶貴的參考意見。由于目前已投運的工程大部分采用晶閘管換流閥進行換流，而以全控型器件為基礎(chǔ)的電壓源型換流器高壓直流輸電近幾年快速發(fā)展，在此基礎(chǔ)上建設(shè)的直流電網(wǎng)必然會涉及到LCC與VSC結(jié)構(gòu)的混聯(lián)問題[19-21]。本文針對一種整流側(cè)采用模塊化多電平換流器(modular multilevel converter，MMC)、逆變側(cè)采用LCC換流器的四端雙極混聯(lián)式直流電網(wǎng)模型展開研究，該模型可模擬風(fēng)電場經(jīng)VSC換流站并聯(lián)后向遠方LCC換流站送電的情況。我國西部和沿海地區(qū)風(fēng)力資源豐富，在實現(xiàn)大規(guī)模遠距離風(fēng)電輸送時，VSC換流器可以控制風(fēng)電場側(cè)交流電壓，克服了LCC換流器連接風(fēng)電場時須外加換相電壓的缺點。當受端電網(wǎng)較強時，該模型優(yōu)勢更加明顯。

1 建立模型

建立如圖1所示的四端雙極式混聯(lián)式直流電網(wǎng)模型。該模型包括兩回直流輸電線路，線路1連接交流系統(tǒng)S1和S3，線路2連接交流系統(tǒng)S2和S4，其中交流系統(tǒng)采用理想電壓源加等值阻抗模型。線路1和線路2的兩端分別由MMC換流器和LCC換流器組成，其中MMC換流器每個橋臂采用10個子模塊，可輸出11電平電壓波形，LCC換流器采用2個6脈動換流器串聯(lián)。每端換流器由2個同種類型的換流器組成雙極結(jié)構(gòu)，并通過直流線路連接。其中線路1的額定直流電壓為±500 kV，額定直流電流為1.2 kA，系統(tǒng)正常運行時額定輸送功率為1200 MW；線路2的額定直流電壓為±500 kV，額定直流電流為3.0 kA，系統(tǒng)正常運行時額定輸送功率為3000 MW。

穩(wěn)態(tài)時，線路1整流側(cè)MMC采用定有功功率控制，定功率 1200 MW，逆變側(cè)LCC采用附加低壓限流環(huán)節(jié)的定直流電流控制[1]，定電流1.2 kA；線路2整流側(cè)MMC采用定直流電壓控制，定直流電壓±500 kV，逆變側(cè)LCC采用附加低壓限流環(huán)節(jié)的定直流電流控制，定電流3.0 kA。模型主要運行參數(shù)如表1、表2所示。

圖1 整流側(cè)為MMC、逆變側(cè)為LCC的四端混聯(lián)直流電網(wǎng)Fig.1 Four-terminal hybrid DC grid with MMC rectifier and LCC inverter

整流側(cè)逆變側(cè)參數(shù)數(shù)值參數(shù)數(shù)值交流系統(tǒng)電壓/kV247.58交流系統(tǒng)電壓/kV215.05交流系統(tǒng)等值阻抗/Ω8.48∠75°交流系統(tǒng)等值阻抗/Ω17.66∠75°子模塊電容值/μF500單個換流器無功補償容量/Mvar375橋臂電阻值/Ω2直流線路阻抗/Ω3.388 1+j3.863 1橋臂電感值/H0.09平波電抗/H0.596 8單個換流變?nèi)萘? (MV·A)700單個換流變?nèi)萘? (MV·A)355.07

表2 線路2模型主要參數(shù)Tab.2 Main model parameter of line 2

整流側(cè)MMC的傳輸有功功率主要由交流電壓基頻分量U與換流器交流側(cè)輸出電壓基頻分量Uc的移相角度δ決定，無功功率主要由交流側(cè)輸出電壓的基波幅值決定，如式(1—4)所示。

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：PS1，PS2，QS1，QS2分別為線路1和線路2上MMC的有功和無功功率；U1，U2為整流側(cè)交流系統(tǒng)電壓基頻分量；Uc1，Uc2為線路1和線路2上MMC交流側(cè)輸出電壓基頻分量；X1，X2分別為線路1和線路2上整流側(cè)換流變壓器和換流電抗器的等值電抗；δ1，δ2為移相角度。

采用SPWM調(diào)制方式時，整流側(cè)直流電壓如式(5—6)所示：

(5)

(6)

式中：Ud1和Ud2分別為線路1和線路2的近MMC側(cè)直流電壓幅值；M1和M2為調(diào)制比。

逆變側(cè)LCC的可控量只有觸發(fā)延遲角α，其直流電壓如式(7—8)所示：

(7)

(8)

式中：Ud3，Ud4分別為線路1和線路2上近LCC側(cè)的直流電壓；U3，U4分別為逆變側(cè)交流系統(tǒng)電壓基頻分量；Xr3，Xr4分別為LCC換流站等值換相電抗；β3，β4分別為逆變側(cè)換流器超前觸發(fā)角(β=π-α)；Idc3和Idc4分別為線路1和線路2上的直流電流。

逆變側(cè)換相角μ如式(9—10)所示：

(9)

(10)

式中：μ3和μ4為逆變側(cè)LCC換流站的換相角；γ3和γ4為關(guān)斷角(γ=β-μ)。

2 控制策略

2.1 LCC控制

LCC的控制系統(tǒng)一般分為主控制、極控制和閥控制3級。在兩端LCC直流輸電的極控制中，整流側(cè)一般采用帶有最小觸發(fā)角限制的定電流控制，逆變側(cè)一般配備有定電壓控制、定電流控制和定關(guān)斷角控制器。除了上述控制之外，系統(tǒng)中還配置了一些其他控制，比如低壓限流和電流偏差等。下面簡述PSCAD仿真軟件中CIGRE標準測試模型的控制方式：整流側(cè)定直流電流控制并配備最小觸發(fā)角控制；逆變側(cè)定關(guān)斷角控制并配備定直流電流控制。此外，還配備有低電壓限流控制(voltage dependent current order limiter, VDCOL)，電流偏差控制(current error controller, CEC)。LCC的控制原理如圖2所示。

圖2 LCC的控制原理Fig.2 The control principle of LCC

2.2 VSC控制

VSC系統(tǒng)控制結(jié)構(gòu)按功能從高到低依次可分為系統(tǒng)控制、換流站控制和換流器閥控制3級，其中系統(tǒng)級基本控制方式主要有3種：(1) 定直流電壓控制，用以控制直流母線電壓；(2) 定直流電流(或有功功率)控制，用以控制直流電流(或有功功率)；(3) 定交流電壓(或無功功率)控制，用以控制交流母線電壓(或無功功率)。以上3種控制方式均適用于直流系統(tǒng)與有源交流網(wǎng)絡(luò)相連的情況；當交流系統(tǒng)是無源網(wǎng)絡(luò)時，只能采用定交流電壓控制。VSC的控制原理如圖3所示。

圖3 VSC的控制原理Fig.3 The control principle of VSC

2.3 啟動控制

MMC換流站閉鎖觸發(fā)脈沖，由交流系統(tǒng)經(jīng)限流電阻通過不控整流的方式給子模塊電容充電，直流側(cè)電壓逐步升高；同時LCC解鎖運行，在定直流電流控制器的作用下β從初始值90°開始減小，逐步建立直流電壓，直流電流跟蹤低壓限流環(huán)節(jié)控制指令。

MMC換流站切除限流電阻，交流系統(tǒng)繼續(xù)為子模塊電容充電，直流電壓進一步升高；隨著MMC直流電壓進一步升高，LCC低壓限流環(huán)節(jié)的電流整定值升高，LCC換流站β角度繼續(xù)減小，直流電流繼續(xù)跟蹤低壓限流控制。

MMC換流站解鎖運行，在定直流電壓控制器的作用下直流電壓逐漸升高至額定值；LCC換流站β角度繼續(xù)減小，直流電壓繼續(xù)上升，在定直流電流控制器的作用下直流電流到達額定值。至此，單條線路進入額定運行狀態(tài)。

閉合兩條線路之間的斷路器BRK1和BRK2，同時將線路1中MMC換流站的控制方式改為定有功功率控制；LCC的控制方式不變。至此，混聯(lián)系統(tǒng)的啟動過程完成。

3 運行特性分析

3.1 啟動過程

該混合直流輸電系統(tǒng)的啟動過程如圖4所示。由于線路正負極換流器的運行特性基本相似，在仿真的過程中只分析了線路1正極MMC換流站、線路2負極MMC換流站，其余MMC換流站特性與之類似。

圖4 啟動過程仿真結(jié)果Fig.4 The simulation result of starting process

圖4(a)為MCC直流電壓的上升過程，圖4(b)為線路1正極LCC的運行特性。由圖可知，在啟動中，LCC交流母線電壓逐漸上升至額定值1.0 p.u.，0.15 s前為MMC帶限流電阻的不控整流充電階段，LCC換流器的超前觸發(fā)角β從90°開始減小，直流電壓上升，直流電流上升至0.6 p.u.左右。0.15～0.25 s為MMC不帶限流電阻的不控整流充電階段，LCC的β角繼續(xù)減小，直流電壓和電流繼續(xù)增大。0.25 s之后MMC解鎖運行，直流電壓逐漸上升到額定值500 kV，LCC的直流電壓、直流電流也相應(yīng)過渡到額定值1.0 p.u.。圖4(c—d)為線路1正極MMC有功功率和線路2負極MMC有功功率，在充電階段，MMC有功功率逐漸減小，直至0.25 s MMC解鎖時刻，MMC有功功率在波動后逐漸向穩(wěn)態(tài)過渡。其中0.5 s時的有功功率和無功功率較大波動是BRK1、BRK2動作造成的。0.6 s以后，系統(tǒng)基本進入額定運行狀態(tài)，穩(wěn)態(tài)運行情況良好。

3.2 暫態(tài)運行特性

為了研究該系統(tǒng)的運行特性，下面基于3個算例進行相應(yīng)的仿真分析。

3.2.1 線路1 MMC交流系統(tǒng)經(jīng)大電感接地

線路1 MMC側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生三相電感性接地故障，輸送功率下降，由于接地電感較大，功率下降幅度較小，線路1的有功功率缺額由線路2補償，控制策略同正常運行控制策略。

1.0 s時刻，系統(tǒng)達到穩(wěn)態(tài)，線路1 MMC側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生三相感性接地故障，接地電感值為0.08 H，仿真結(jié)果如圖5所示。

圖5 算例1仿真結(jié)果Fig.5 The simulation result of example 1

1.0 s時刻，交流電壓下降，限制了有功功率的輸出，由圖5(d)，線路1正極MMC換流站輸出有功功率由600 MW降為520 MW。由于線路2的MMC采用定直流電壓控制，由圖5(f)，線路2的正極MMC輸出功率由1580 MW增加到1660 MW，即線路2補償了線路1的功率缺額，由圖5(c)可知系統(tǒng)直流電壓維持在500 kV。LCC側(cè)基本沒有受到故障影響，直流電壓、直流電流均保持在額定值。

3.2.2 線路1 MMC交流系統(tǒng)經(jīng)小電感接地

線路1 MMC側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生三相電感性接地故障，輸送功率下降，由于接地電感較小，功率下降幅度較大，線路1的有功功率缺額無法由線路2完全補償，上層控制減小線路1受端LCC的直流電流整定值。

1.0 s時刻，系統(tǒng)達到穩(wěn)態(tài)，線路1 MMC側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生三相感性接地故障，接地電感值為0.01 H，仿真結(jié)果如圖6所示。

圖6 算例2仿真結(jié)果Fig.6 The simulation result of example 2

1.0 s時刻，交流電壓下降，限制了有功功率的輸出。由圖6(e)，線路1正極換流站輸出有功功率由600 MW降低為190 MW，由于線路2 MMC側(cè)采用定直流電壓控制，由圖6(g)，線路2的正極MMC輸出功率由1580 MW增加到1680 MW，達到電流極限。由于線路1的有功功率缺額過大，線路2 MMC即使達到輸出極限也無法完全補償其功率缺額，造成了有功功率不平衡，進而引起直流電壓下降。此時，上層控制根據(jù)2條線路MMC側(cè)能夠提供的最大有功功率，調(diào)整線路1逆變側(cè)LCC的直流電流整定值，維持系統(tǒng)有功功率平衡。由圖6(b)，直流電壓先由于有功功率不足而有所下降，在上層控制將線路1逆變側(cè)LCC直流電流整定值調(diào)節(jié)至0.4 p.u.后，功率恢復(fù)平衡，在線路2 MMC換流器定直流電壓控制的作用下，系統(tǒng)直流電壓逐漸恢復(fù)到額定值500 kV。由圖6(c)，線路1逆變側(cè)LCC直流電流最終穩(wěn)定在0.4 p.u.。由圖6(b)、6(d)，線路2的LCC運行相對穩(wěn)定。

3.2.3 線路2 MMC交流系統(tǒng)經(jīng)小電感接地

線路2 MMC側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生三相電感性接地故障，輸送功率下降，由于接地電感較小，功率下降幅度較大，線路2的有功功率缺額無法由線路1完全補償，上層控制將線路1中MMC換流站的定有功功率控制切換為定電壓控制，將線路2中MMC換流站的定直流電壓控制切換為定有功功率控制，同時減小線路2受端LCC的直流電流整定值。

1.0 s時刻，系統(tǒng)達到穩(wěn)態(tài)，線路2 MMC側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生三相感性接地故障，接地電感值為0.01 H，仿真結(jié)果如圖7所示。

圖7 算例3仿真結(jié)果Fig.7 The simulation result of example 3

1.0 s時刻，交流電壓下降，限制了有功功率的輸出。由圖7(g)，線路2正極換流站輸出有功功率由1580 MW降低為880 MW，且電流到達了極限，失去直流電壓的調(diào)節(jié)功能。此時上層控制將線路2中MMC的定直流電壓控制切換為定有功功率控制，該有功功率整定值略小于故障情況下MMC能輸出的有功功率極限，同時將線路1中MMC的定有功功率控制切換為定直流電壓控制。由圖7(e)，線路1的正極MMC輸出功率由600 MW增加到670 MW，達到了電流運行極限，但由于線路2的有功功率缺額過大，線路1 MMC即使達到輸出極限也無法完全補償功率缺額，造成了功率不平衡，進而引起了直流電壓的下降。此時，上層控制根據(jù)2條線路MMC側(cè)能夠提供的最大有功功率，調(diào)整線路2逆變側(cè)LCC的直流電流整定值，保持系統(tǒng)有功功率平衡。由圖7(d)，直流電壓先由于有功功率不足而有所下降，在上層控制將線路2逆變側(cè)LCC直流電流整定值調(diào)節(jié)至0.55 p.u.后，功率恢復(fù)平衡，在線路1 MMC換流器定直流電壓控制器的作用下，系統(tǒng)直流電壓逐漸恢復(fù)到額定值500 kV。由圖7(b)、7(d)知，線路2的LCC運行相對穩(wěn)定。

4 結(jié)語

混合高壓直流輸電能夠綜合利用電網(wǎng)換相高壓直流輸電和電壓源換流器高壓直流輸電的優(yōu)點，實現(xiàn)二者的優(yōu)勢互補。本文建立了一種整流側(cè)采用模塊化多電平換流器，逆變側(cè)采用晶閘管換流器的四端雙極混聯(lián)式直流電網(wǎng)系統(tǒng)，該系統(tǒng)可以平穩(wěn)啟動，穩(wěn)態(tài)運行情況良好，且在3種不同程度的故障后暫態(tài)過程中實現(xiàn)系統(tǒng)的平穩(wěn)過渡。由于混聯(lián)直流輸電系統(tǒng)有著不同的適用場合，因此存在多種運行方式，接下來將針對其他方式下的運行特性繼續(xù)展開研究。