基于主動限流的混合直流輸電換相失敗抑制策略

馬文忠， 李肇遠， 張奎同， 韓嘉， 李沐書， 么旻蕊

(1. 中國石油大學(華東)新能源學院，山東 青島 266580；2. 山東能源集團有限公司,山東 濟寧 273500)

0 引言

電網換相換流器(line commutated converter,LCC)具有損耗低、響應迅速、可靠性高、易于實現故障穿越以及造價低等優點，但其功率元件不能實現自關斷，無法實現與弱電網的連接。電壓源型換流器(voltage source converter,VSC)可以獨立控制有功、無功功率，不受交流側電網影響，可向弱電網以及無源負載供電[1—2]。將VSC應用于整流站、LCC應用于逆變站的混合直流輸電系統可兼顧二者優勢、降低制造運行成本、擴展應用場合[3—6]，具有廣闊的應用前景。

換相失敗是影響混合直流輸電系統可靠運行的關鍵因素。針對該問題的研究，文獻[7—9]給出了混合直流輸電系統的具體拓撲，介紹了其功率傳輸特點，并指出混合直流輸電系統依然存在換相失敗問題，但未給出具體故障特征；文獻[10—11]研究了VSC和電流源型換流器混合直流輸電的控制方法，優化了二者的統籌控制，但沒有研究故障穿越下二者的協同控制；文獻[12—13]研究了混合直流輸電系統逆變側發生換相失敗時，不同子模塊類型的VSC對系統故障的響應，文獻通過引入全橋型子模塊實現故障穿越，增加了系統損耗，削弱了混合直流輸電優勢；文獻[14—17]研究了混合直流輸電系統中整流側VSC與逆變側LCC的相互聯系，指出逆變側LCC在發生換相失敗時，與其串聯的VSC可為電網側提供無功支撐，從而抑制連續換相失敗，文獻雖提出了相應的保護策略，但未分析VSC對系統的影響以及換相失敗時沖擊電流的產生機理。上述文獻均未涉及換相失敗時整流側VSC對逆變側LCC換相性能的影響分析，須進一步深入研究。

文中首先對雙端混合直流輸電系統換相失敗機理進行分析，確定發生換相失敗時，整流側VSC的大量儲能電容放電是造成后續換相失敗的主要原因之一。進而提出基于主動限流的換相失敗抑制策略，即通過在VSC調制波中加入直流擾動量和交流擾動系數，配合LCC側的低壓限流控制(voltage dependent current order limiter,VDCOL)，抑制后續換相失敗。最后在Matlab/Simulink中搭建兩端混合直流輸電系統仿真模型，驗證逆變站交流側不同程度電壓下降故障時所提策略的有效性以及抑制連續換相失敗的能力。

1 混合直流輸電系統模型

VSC應用于整流站、LCC應用于逆變站的混合直流輸電系統主電路如圖1所示[7]。

圖1 混合直流輸電系統模型

圖1中，AC1，AC2為交流電源；Z1，Z2為等值阻抗；TS1，TS2為換流變壓器；F1，F2為交流濾波裝置。模塊化多電平換流器(moudular multileval converter，MMC)[18—19]是VSC的主要應用形式，圖1中整流站采用MMC，逆變站采用十二脈動LCC。整流站MMC的拓撲如圖2所示，單個橋臂由N個子模塊(SM)、橋臂電阻R0和橋臂電感L0串聯而成，子模塊均為半橋結構。圖2中，vgx，ix分別為交流側相電壓和相電流，x=a,b,c分別表示a相、b相、c相；Udc，Idc分別為直流電壓和電流；upx，unx分別為x相上、下橋臂端口電壓；ipx，inx分別為x相上、下橋臂電流；ux為MMC的x相輸入電壓；C為子模塊電容。

圖2 整流站MMC拓撲

逆變站LCC唯一的可控變量為越前觸發角β，其與觸發角α之和為180°。文中混合直流輸電系統逆變站采用定直流電流控制。

2 換相失敗故障分析

2.1 逆變側性能的影響因素分析

逆變側正常運行的條件為：

γ>γmin

(1)

式中：γ為關斷角；γmin為最小允許關斷角。

γ決定閥恢復阻斷的能力，對于逆變側有：

(2)

式中：Uac為LCC交流側相電壓幅值；K為換流器變比；μ為換相重疊角；X為逆變側換流變壓器漏抗。

由式(2)可知，Uac，Idc，β，K是影響γ的主要因素[11]。其中，Uac下降和Idc上升是最常見的引起系統換相失敗的原因。Idc增大會延長換相過程，使得μ增大。由式(2)可知，在β一定時，μ增大使得γ變小，縮小了換相裕度，系統更易達到換相失敗的臨界條件[20—21]。

發生換相失敗時，LCC同一相上、下開關管同時導通，對MMC形成短路，Idc迅速上升。傳統保護策略需要一定的時間才能動作，通常前幾周期的換相失敗無法避免。而混合直流輸電系統VSC側存在大量儲能電容，導致故障電流上升更加迅速，Idc與Uac的比值進一步增大，γ進一步減小，繼而發生連續換相失敗，危害系統運行。對于兩端混合直流輸電系統連續換相失敗故障，目前工程中多選擇直接跳開VSC和LCC交流側開關[22]，但MMC在故障后的重啟較為復雜，且半橋型MMC無法阻斷電容放電電流。為了研究混合直流輸電系統換相失敗故障穿越控制策略，文中對故障初期沖擊電流進行分析。

2.2 換相失敗初期沖擊電流分析

發生換相失敗時，MMC交流側電流通過各子模塊下管的反并聯二極管進行續流。電流主要為三相間的環流且幅值較小，因此換相失敗的放電過程主要以電容放電電流為主。

電容放電電路如圖3所示。LCC同一相上、下開關管同時導通，對MMC形成短路，投入的子模塊電容經過上管注入放電電流，未投入的子模塊電容不參與放電[23—24]。

圖3 換相失敗時的電容放電電路

單相子模塊電容放電等效電路為RLC二階電路，如圖4所示。圖中，R∑為放電等值電阻；MMC橋臂等效電容為橋臂子模塊電容的串聯，即C/N；等效電路的等值電容C∑為上、下橋臂等效電容的并聯，即2C/N；等效電路的等值電感L∑為上、下橋臂電感的串聯，即2L0；R∑為等效電路的等值電阻；VC∑為C∑兩端的電壓；ix_SM為電容放電電流。

圖4 單相子模塊電容放電等效電路

(3)

式中：Idc0為LCC換相失敗瞬間VSC放電電流初始值；δ為放電電流初始相角；Udc0為放電初始時刻子模塊電容電壓之和；ω0為固有角頻率；ω為角頻率；τ為時間常數。令：

(4)

則式(3)可簡化為：

(5)

由0<(π/2-λ)<π可得，當ωt=π/2-λ時，ix_SM達到第一個極值，該值為其峰值，且該時刻VC∑=0，因此子模塊電容放電結束時刻tC即為ix_SM升至峰值的時刻tpeak。

(6)

(7)

式中：Isc為直流母線上的故障電流最大值。

若單個子模塊電容電壓平均值為VCav，故障前后MMC單相上、下橋臂子模塊投入數量總和均為Nsum，則滿足：

(8)

將式(8)代入式(7)，可得：

(9)

由式(9)可知，發生換相失敗后，通過改變MMC的調制方式使Nsum

3 換相失敗抑制策略

3.1 傳統低壓限流控制

VDCOL是在發生換相失敗時，依據直流電壓下降程度調整直流電流給定值，可在一定程度上預防連續換相失敗并提高系統恢復能力[25]。

VDCOL模型如圖5所示。其中，死區時間設置環節可根據系統要求對電流進行延遲設置；Ide0為額定直流電流；Ides為依據Udc或Uac變化修正后的額定直流電流；Imax，Imin分別為VDCOL調整Ide0的上、下限值；Iord為系統最終的直流電流指令值。

圖5 VDCOL模型

當整流側為MMC時，其直接控制目標不包含Idc，通過常見控制方式，如定直流電壓控制、定有功無功控制等對Idc進行調節，響應速度較慢，且限流效果差。VDCOL也無法有效抑制電容放電沖擊電流，導致連續換相失敗。為提高混合直流輸電系統預防換相失敗的能力，降低換相失敗發生時沖擊電流幅值以及實現故障穿越，文中提出基于主動限流的換相失敗抑制策略。

3.2 基于主動限流的換相失敗抑制策略

系統正常運行時，MMC上、下橋臂參考電壓upxref，unxref滿足：

(10)

式中：uxref為MMC交流側的參考電壓，且由uxref∈[-Udc/2,Udc/2]可得到upxref∈[0,Udc]，unxref∈[0,Udc]。

由式(10)可知，upxref，unxref由共模直流分量Udc/2和差模交流分量uxref組成，因此可通過改變共模直流分量和差模交流分量來改變upxref，unxref。為了抑制換相失敗，在式(10)基礎上加入直流擾動分量ΔU和交流擾動系數Ku，定義u′pxref，u′nxref為：

(11)

且有：

(12)

u′pxref，u′nxref經最近電平逼近調制取整，得到橋臂需要投入子模塊的個數為：

(13)

式中：N′px，N′nx分別為取整后上、下橋臂需投入的子模塊數量；N′sum為取整后MMC單相上、下橋臂子模塊投入數量總和；fround(·)為取整函數。

根據以上分析：當ΔU=0,Ku=1時，N′sum=N；當ΔU>0,Ku=1時，u′pxref∈[0,Udc-ΔU]，u′nxref∈[0,Udc-ΔU]，N′sum隨著ΔU的增大而減小；當ΔU=Udc/2時，橋臂電壓中不含直流分量，僅存在交流分量，此時u′pxref∈[0,Udc/2]，u′nxref∈[0,Udc/2]，N′sum∈[0,N/2]；當ΔU=Udc/2,Ku∈(0,1)時，u′pxref∈[0,KuUdc/2]，u′nxref∈[0,KuUdc/2]，N′sum將進一步減小，特別地，當Ku=2/N時，u′pxref∈[0,Udc/N]，u′nxref∈[0,Udc/N]，此時N′sum=1。

根據以上分析，文中提出基于主動限流的換相失敗抑制策略，流程如圖6所示。

圖6 基于主動限流的換相失敗抑制策略流程

具體實現方法如下：

當系統正常運行時，Uac>Ue，ΔU=0，Ku=1，橋臂參考電壓按照式(10)生成，保護不動作。其中，Ue為LCC交流側電壓下降閾值。

當UacUde且Idc

當UacIde時，表示已發生換相失敗且趨勢逐漸加重。此時，將ΔU置為Udc/2，即MMC輸出直流分量為0；使Ku=2/N，按照調制規則，MMC的N′sum僅為1。同時，VDCOL依據Udc將LCC的Iord降低至Imin，直流電流迅速降低。在LCC交流側電壓穩定后，再按交流側電壓下降程度等比例調節ΔU，MMC進入到低壓運行模式，此時Udc/Uac和正常運行狀態時相近，滿足正常換相條件。

4 仿真分析

為驗證所提基于主動限流的換相失敗抑制策略的有效性，在Matlab/Simulink中搭建整流站為MMC、逆變站為LCC的兩端混合直流輸電系統模型，并設置2種不同程度的LCC交流側故障進行仿真驗證，部分系統參數如表1所示。表中，Ude0為額定直流電壓；VC0為單個子模塊電容電壓；F為MMC調制波基波頻率;Uac0為LCC交流側額定相電壓幅值。

表1 仿真系統參數

混合直流輸電系統正常運行時的波形如圖7所示。MMC采用定直流電壓以及定無功功率控制；LCC采用定直流電流控制；VDCOL中Imin為0.3 p.u.；Imax根據控制模式的不同，以Udc為基準時取0.6 p.u.，以Uac為基準時取0.8 p.u.。默認系統啟動時MMC充電已完成，Udc穩定在500 kV，即1.0 p.u.。Idc依據Iord，從0逐漸升高至1 000 A，即1.0 p.u.。最后Iord按照既定的下降斜率減小，系統退出運行。

圖7 系統正常運行時的波形

4.1 LCC交流側輕微故障

Uac在0.7 s時降至0.75 p.u.，在1.0 s時恢復至1.0 p.u.，在此期間，有Uac

對照組LCC采用基于Udc的VDCOL，系統響應如圖8所示。由于Uac降低，0.75 s時系統發生換相失敗，Udc降至Ude之下，進而觸發VDCOL，降低Iord。系統在故障消失前可逐漸恢復，但基于Udc的VDCOL必須在發生換相失敗后才能被動地降低直流電流，促進系統恢復，因此無法避免換相失敗發生。

圖8 輕微故障下未采用主動限流的波形

另一組采用文中所提基于主動限流的換相失敗抑制策略。LCC交流側發生輕微故障時，為了避免發生首次換相失敗，在Udc未降至Ude且Idc未升至Ide之前，LCC側啟動基于Uac的VDCOL，及時降低Idc，系統響應如圖9所示。

圖9 輕微故障下采用主動限流的波形

由圖9可知，基于Uac的VDCOL在系統發生換相失敗之前即可動作，迅速降低直流電流，避免發生換相失敗。故障消失后系統可迅速復原，驗證了直流電流良好的跟隨特性，此時系統傳輸的直流功率由直流電流指令值決定。

4.2 LCC交流側嚴重故障

設定系統在0.8 s時發生LCC交流側故障，Uac降至0.5 p.u.，且一直持續到系統退出運行，系統發生換相失敗。

對照組依然采用基于Udc的VDCOL，系統響應如圖10所示。系統在0.82 s時發生換相失敗，Udc和Idc由于MMC電容儲能的作用，呈現明顯的短路特性。隨著電容放電，Udc逐漸下降到0，而Idc也在附近時間點達到峰值，符合式(5)的推導。當Udc降低至0.6 p.u.時，VDCOL依據Udc降低LCC的Iord，最低為0.3 p.u.。由于大量儲能電容的存在，Idc并未跟隨Iord下降，其峰值電流在1.0 s時達到了12.0 p.u.。隨著系統退出運行，Idc才逐漸跟隨Iord下降為0。

圖10 嚴重故障下未采用主動限流的波形

另一組采用文中所提基于主動限流的換相失敗抑制策略。同樣在0.8 s，Uac降至0.5 p.u.，其系統響應如圖11所示。首個周期的換相失敗無法避免，Udc下降，Idc迅速上升，當Udc下降至閾值0.8 p.u.時，進入主動限流環節。此時將ΔU置為Udc/2，即MMC輸出的直流分量為0，并定義此時為主動限流區間。令Ku=2/N，按照策略調制規則，Nsum為1，由式(9)可知，投入的子模塊驟減，放電電流迅速降低。與輕微故障時不同，此時LCC采用基于Udc的VDCOL。在緩沖區由于子模塊的大量切除，Udc和Idc降至0附近，VDCOL將Idc下拉到Imin，此處為0.3 p.u.。當LCC交流側電壓穩定運行在較低水平后，即在0.93 s時緩沖期結束，按LCC交流側電壓下降程度等比例調節ΔU，此處為Udc/4，重新確定Nsum為5，Udc穩定在0.5 p.u.。Udc仍然處于VDCOL的啟動范圍內，Idc準確跟隨Iord。

圖11 嚴重故障下采用主動限流的波形

在結束緩沖期之后的故障期間系統仍然可以傳輸0.4 p.u.的直流功率。MMC交流側電壓波形如圖12所示，由于子模塊的投切作用，電壓呈現明顯的階梯型。受限于半橋子模塊型換流器調制比的作用，Udc降低必然使得MMC交流側電壓降低，如圖12中主動限流和限流之后的低壓運行期間。實際應用中，為保證功率不斷流，可以相應降低MMC交流側電壓。

圖12 MMC交流側電壓

MMC單相橋臂子模塊投入數量如圖13所示。在主動限流期間，Nsum為1。MMC進入到低壓運行模式時，Nsum為5，此時Udc/Uac和正常運行狀態時近似，直至LCC交流側故障恢復，因此可實現故障穿越。

圖13 子模塊投入數量

由以上分析可知，采用主動限流后的沖擊電流峰值3.0 p.u.相對于未采用主動限流的沖擊電流峰值12.0 p.u.顯著降低，減小了功率器件的電流應力。且Udc/Uac保持在正常值，避免了連續換相失敗的發生。

5 結論

文中對兩端混合直流輸電系統換相失敗的故障特性進行分析，得出大量儲能電容是造成換相失敗沖擊電流大且易發生連續換相失敗的原因之一。文中提出基于主動限流的換相失敗抑制策略，并通過仿真驗證了該策略的有效性，主要結論如下。

(1) 換相失敗時沖擊電流的幅值與MMC橋臂投入子模塊數量成正比，電容放電電流是造成連續換相失敗的重要原因之一。

(2) 基于主動限流的換相失敗抑制策略通過對調制波引入直流擾動分量ΔU和交流擾動倍數Ku，限制MMC投入的子模塊數量，降低沖擊電流。并通過MMC運行在低壓模式與LCC側VDCOL的協同控制，有效抑制連續換相失敗，實現故障穿越。

(3) 文中所提策略可在LCC交流側發生故障時避免功率斷流，減小故障后的系統重啟時間。