高压直流定无功功率交流故障恢复方法

黄梦华, 汪娟娟, 李瑶佳, 王子民, 李子林, 傅 闯

(1. 华南理工大学电力学院, 广东省广州市 510641; 2. 广州供电局有限公司, 广东省广州市 510620;3. 南方电网科学研究院有限责任公司, 广东省广州市 510080)

0 引言

高压直流已被广泛应用在远距离大功率输电和非同步电网互联场合,中国已投运和在建的直流输电线路超过30条,中国电网已经成为世界上最复杂的交直流混合运行电网。直流系统两端换流器在运行中要消耗大量无功功率,一般情况下,整流器和逆变器消耗的无功功率分别约为输送有功功率的30%～50%和40%～60%[1-3]。

基于电压源换流器的高压直流(voltage sourced converter high voltage direct current,VSC-HVDC)[4-6]技术具有独特的优势,近些年也已有较多工程应用,但与传统直流相比,VSC-HVDC在电压等级、功率输送能力、建设成本、运行经验、可靠性、换流站损耗、故障隔离能力等方面仍有显著差距。因此,在相当长的一段时间内,基于电网换相换流器的高压直流(LCC-HVDC)技术在远距离、大容量输电中的地位仍然无法替代。

当交流系统发生故障时,直流电压及交流母线电压会迅速降低,若直流系统仍工作在额定功率或者额定电流下,则会增大换流站对交流系统的无功功率需求,引起换相电压持续波动,甚至导致换相失败。现有的直流控制系统引入低压限流(voltage dependent current order limitation,VDCOL)功能对低电压状态下的直流电流指令加以限制,减小换流站对交流系统的无功功率需求,改善故障后系统的恢复特性[1-3,7-10]。但由于逆变侧交流系统故障导致的换相失败发生概率极高,在交流故障期间及恢复过程中,直流与送受端交流系统交换的无功功率存在暂态变化过程,表现为对系统不利的“大容量无功功率冲击负荷”外部特性。

近年来,科研人员针对故障工况下直流控制方式对换流站无功功率特性的影响做了大量研究。文献[11]分析了交流系统故障时,整流侧在定电流和定功率控制方式下系统动态响应特性。文献[12-13]研究了直流控制方式和低压限流器参数对大扰动后交直流混合系统电压和功率恢复的影响。文献[14-17]分析了换流站的动态无功功率非线性轨迹特征、控制方式对动态无功功率轨迹及交流电压的影响。文献[18]提出一种基于逆变器交流侧电压的动态自适应VDCOL控制策略来支撑交流系统故障。文献[19]提出了一种将VDCOL协调恢复控制策略,增设了延时环节以改善多馈入直流(MIDC)输电系统的恢复性能抑制后续换相失败。文献[20]通过对VDCOL环节参数和瞬时电流限制的研究,提出了直流换相失败后的恢复策略。

上述研究均是基于定性分析获得改善直流恢复性能的控制方式,且直流恢复过程中由于受VDCOL电压—电流线性关系的制约,直流输送的有功功率和消耗的无功功率耦合在一起,不能进行解耦控制。因此,本文对换流站无功功率与直流电流间的关系进行分析,根据期望的换流站与交流系统的无功功率交换量来获得直流电流指令,取代现有VDCOL功能,以达到改善系统恢复性能的目的。

1 高压直流低压限流功能控制原理

高压直流输电系统中,当交流系统发生故障时,将造成直流电压的下降和直流电流的上升。大电流流过直流系统,不仅会增加换流器的损耗,而且会使得换流站无功功率需求大幅上升,引起交流换相电压的持续波动,加剧交流电压的下降,甚至会造成换相失败。为解决交流故障情况下可能出现的“大电流低电压”的现象,在直流控制系统中引入依赖于电压的电流指令限制功能(即VDCOL),以便在低电压时对直流电流指令进行限定,减少直流系统在故障和恢复期间对交流系统的无功功率需求,改善直流系统的恢复特性。

VDCOL的控制原理如图1所示。图1中Tud为测量时间常数,输入的直流电压Ud经测量环节与VDCOL环节输出直流电流指令值IVDCOL和直流电流给定值Ides进行比较取较小值,得到最终的整流侧电流指令值Iord。其VDCOL控制特性方程可表示为:

(1)

(2)

式中:k1,k2,k3分别为三段式VDCOL特性曲线的斜率;Udl,Udh和Idl,Idh分别为该特性曲线拐点对应的直流电压、直流电流值。

图1 VDCOL控制原理Fig.1 Control principle of VDCOL

对于VDCOL控制特性曲线,增大Udl和Udh或是减小Idl能够减小VDCOL曲线的直流电流指令限值,进而减少换相失败期间及恢复过程中直流从受端交流系统吸收的无功功率;而减小Udl和Udh或是增大Idl,则能够增大VDCOL曲线的直流电流指令限值,进而减少换相失败期间直流向送端交流系统发出的无功功率[14-15]。另外,通过增大整流侧VDCOL电压下降滤波时间常数,能够减缓直流电流的下降速度,以减小换相失败期间直流向送端交流系统发出的无功功率;而增大逆变侧VDCOL电压上升滤波时间常数,则能够减缓直流电流的上升速度,以减小换相失败恢复过程中直流从受端交流系统吸收的无功功率。

由图1、式(1)和式(2)可知,交流故障及恢复过程中遵循VDCOL给定电压—电流关系,电压—电流呈线性关系,直流输送的有功功率和消耗的无功功率相互耦合。

2 高压直流换流站无功特性

高压直流输电系统运行时,换流站的无功功率交换情况如图2所示。图中:Uac为交流母线电压;Id为直流电流;Qac为换流站与交流系统间交换的无功功率;Qf为当前状态下已投入的无功功率补偿设备提供的无功功率容量;QI为换流器消耗的无功功率。当Qac为负时,表示交流系统吸收无功功率,反之则表示交流系统发出无功功率。

图2 换流站无功功率交换示意图Fig.2 Schematic diagram of reactive power exchange for converter station

本文以CIGRE高压直流输电标准测试系统为基本算例,其采用12脉动换流器,额定直流电压为500 kV,额定直流电流为2 kA;逆变侧等值交流系统的参数如下：交流母线额定电压UacN=230 kV,换流变变比k=0.909,极对数Np=2,变压器二次侧等值短路阻抗X=13.32 Ω,无功补偿装置等值容纳Bc=0.011 84 S。

3 高压直流定无功功率交流故障恢复方法

3.1 逆变站无功功率解析

高压直流系统稳态运行时,如果不考虑交流和直流侧的谐波分量,并将换流变压器的漏抗折算到阀侧,则逆变站消耗的无功功率可表示为[2]:

(3)

(4)

式中:Pd为直流系统传输的有功功率;φ为换流器的功率因数角;Ud0为理想直流空载电压;γ为逆变侧关断角。

进一步将式(4)代入式(3),整理可得逆变站消耗的无功功率表达式为:

(5)

3.2 高压直流定无功功率交流故障恢复方法

由图2可知逆变站的无功功率平衡公式为[3]:

Qac=QI-Qf

(6)

(7)

当逆变侧交流系统发生故障时,逆变器运行在定γmin控制下,此时γmin=17°。令式(6)中Qac为某一期望值Qac_ref,将式(5)、式(7)及CIGRE模型参数代入式(6),整理可得在不同Uac取值下,以Qac为控制量的形式是如式(8)所示的4次多项式。即

(8)

式(8)中系数的计算表达式如附录A式(A1)所示。通过求解式(6),可获得不同Uac与Qac_ref下的直流电流指令Id_ref,此功能称为无功功率定量控制功能,并以此来替代原VDCOL功能。其直流电流指令值生成环节如图3所示。以设定的Qac_ref及实时监测到的Uac作为输入,根据式(6)计算得到电流指令值Id_ref,再经过限幅环节获得最终的电流指令值Iord。其中,IdN为额定直流电流,Idmin为最小直流电流限定值。

图3 无功定量控制的直流电流指令值生成环节Fig.3 Generation link of DC order controller with constant reactive power control

3.3 不同交流电压下换流站无功控制能力

当逆变侧交流系统发生故障时,Uac下降,Qf减少,Qac也随之变化。因此,为实现故障期间换流站的无功功率定量控制,需明确不同Uac电压水平下交流系统无功功率支撑能力的可调范围。 当Uac下降到某一定值时,Qf也为定值,由式(6)可知,Qac与QI都是以Id为自变量的函数,且函数增减性一致,通过对式(5)进行解析发现,QI与Qac同为以Id为自变量的增函数。将CIGRE高压直流标准测试模型参数代入式(6),得到不同Uac水平下,Qac的变化特性曲线及可调范围如附录A图A1与表A1所示。

3.4 无功功率定量控制策略的实现

3.4.1无功功率定量控制的启动

本文提出的无功功率定量控制策略能够根据交流母线电压的实时监测值得到相应的直流电流指令。当检测到逆变侧交流系统电压低于电压阈值Uth时,直流控制系统自动启用该控制功能对直流输电系统进行无功功率定量控制。该启动判据可表示为:

Uac

(9)

3.4.2无功功率定量控制的撤除

进行无功功率定量控制是为了保证在故障恢复期间,能够通过控制交流系统与换流站的无功功率交换量来改善交流故障后系统的恢复性能,避免高压直流发生连续换相失败。但如果在电压恢复到阈值后就立刻撤除该控制,短期内由于直流功率的回升,逆变站消耗的无功功率也会随之增加,极大可能会出现电压大幅波动或是电压失稳的情况。因此,当换流母线电压大于门槛值Uth时,控制系统将会延迟Δt时间后再切除无功功率定量控制,其撤销判据为:

Uac>Uth

(10)

由于故障后受端交流系统的强度降低,若撤销无功功率定量控制后的直流电流指令值Iord尚未恢复至额定值IdN,那么此时直流电流指令将发生突变,对受端系统造成冲击。此种情况下,可按式(11)逐步令直流电流恢复至额定值IdN。即

(11)

式中:N为等分次数。

综上所述,基于逆变站换流母线电压的无功功率定量控制策略如图4所示。控制系统对Uac进行循环采样,当Uac的实时检测值达到控制方式启动要求时,结合设定的Qac_ref,求解出相应的Iord,控制系统执行此指令;随着Uac恢复,当满足控制撤销判据后切除无功功率定量控制,逐步提升电流指令至额定值。

4 仿真验证

本文以CIGRE直流输电标准测试模型为算例,在电磁暂态仿真程序PSCAD/EMTDC中对本文所提无功功率定量控制方法进行仿真验证和分析。首先,对不同交流电压水平下换流站无功功率可调范围的准确性进行验证,附录A图A2为交流母线电压跌落至0.6(标幺值)时,Id取值范围为0.1～1.0(标幺值)下无功功率交换量Qac测量值与计算值的特性曲线。从图中能够看出,Qac的测量值与理论计算值基本一致,验证了本文求解得到的无功功率可调范围计算公式的准确性。

图4 交流故障时换流站无功定量控制策略Fig.4 Control strategy of constant reactive power for converter under AC faults

接着对换流站无功功率定量控制对系统恢复性能的改善作用进行验证。设定故障持续时间为0.1 s,换流站与交流系统的无功功率交换量期望值Qac_ref分别为60,-60,0 Mvar。与原VDCOL控制方式进行对比,得到直流输电系统的Uac,Ud,Idc和γ的特性曲线如附录A图A3所示。从图中可以看出,由于在恢复过程中,Uac波动较大,逆变侧控制方式在定关断角控制和定电流控制中来回切换,直流电流指令值出现振荡,导致原VDCOL控制方式发生第二次换相失败。而本文所提无功功率定量控制策略,通过控制Qac_ref来控制Idc的平稳变化,从而在故障恢复阶段能够使Uac,Ud和γ恢复得更平稳。此外,从仿真结果可以看出,当控制Qac_ref为-60 Mvar时的Uac与Ud的恢复速度要优于控制Qac_ref为0和60 Mvar的情况,说明换流站向交流系统提供一定的容性无功功率对系统故障恢复更有利。从关断角γ上看,无功功率定量控制下在故障恢复时期未发生换相失败,为进一步验证这一结论,取Qac_ref为-60 Mvar无功功率定量控制下的换流变阀侧电流与原VDCOL方式进行仿真对比,结果如附录A图A4和图A5所示。从图中可以看出,本文所提无功功率定量控制方式下的直流系统只发生1次换相失败,这进一步说明了本文提出的控制方法能够有效降低直流输电系统发生换相失败的概率,提高系统的故障恢复性能。

针对单相金属性接地故障,其交流母线电压、直流电压及有功功率的变化特性曲线如附录A图A6所示。从图中可以看出,对于交流母线电压,在故障切除系统恢复阶段,Qac_ref为-60 Mvar的恢复速度要比原VDCOL及Qac_ref为0,60 Mvar的要快,并且比原VDCOL系统恢复得更加平稳;对于直流电压,在故障切除恢复阶段,定无功功率控制下的恢复速度要优于原VDCOL系统,且比原VDCOL系统恢复得更加平稳;从传输的有功功率来看,其恢复速度快慢的顺序依次为:Qac_ref=-60 Mvar,Qac_ref=0,Qac_ref=60 Mvar, 原VDCOL。

为了进一步验证上述无功功率定量控制方法的优越性和鲁棒性,本文在±500 kV贵州—广州Ⅱ(简称“贵广Ⅱ”下同)高压直流输电工程PSACD/EMTDC工程模型上进行了仿真验证,工程模型的控制功能与实际工程完全一样。将贵广Ⅱ工程相关参数代入式(6)中,可得到不同交流电压水平下高压直流换流站无功功率可调范围,解析计算结果与PSACD/EMTDC工程模型仿真结果一致。附录A图A7给出了不同Uac下贵广Ⅱ逆变站定无功功率控制效果,根据设定的Qac_ref,在系统中输入对应的Iord,逆变站无功功率交换量的实测值与设定值一致,说明在换流站无功功率调节范围内可实现换流站与交流系统无功功率交换量的定量控制。在贵广Ⅱ的PSACD/EMTDC工程模型中分别对原VDCOL控制并将Qac_ref设定为-200,-100,0,100,200 Mvar的无功功率定量控制方法进行仿真验证,持续时间为0.1 s的三相交流故障恢复特性测试表明，无功功率定量控制方式下的交流母线电压与直流功率恢复特性相比于原VDCOL控制方式要平稳迅速,更有利于故障后的系统恢复。

综上所述,本文所提无功功率定量控制方法的控制效果要优于原VDCOL的控制效果,该方法能将换流站的无功功率交换量准确地控制在期望值,充分利用了换流阀的无功功率调节能力,改善了故障后直流电压、换流母线电压的恢复特性,还可避免直流输电系统发生后续换相失败,对提升直流输电系统的稳定性有明显的作用。

5 结语

本文对交流故障期间和恢复过程中采用换流站无功功率的定量控制代替VDCOL方法进行了解析分析和仿真研究。该方法在交流故障下和恢复过程中实时地根据交流母线电压及换流站无功功率交换量的期望值来获取相应的直流电流指令值。本文完成的主要工作如下。

1)提出了不同交流母线电压水平下换流站无功功率支撑能力分析方法和计算公式,在电磁暂态仿真程序PSCAD/EMTDC中以CIGRE高压直流标准测试模型和±500 kV贵广Ⅱ高压直流输电工程为算例,仿真结果与解析计算结果一致。

2)解析计算及电磁暂态仿真表明,在换流站无功功率支撑能力范围内可以对换流站的无功功率交换量进行任意的定量控制。

3)电磁暂态仿真表明,对称故障下期望的无功功率交换量为负值(即换流阀向交流系统提供容性无功功率)时，更有利于系统的恢复,无功功率定量控制对改善交流电压的恢复特性、降低交流故障恢复过程发生换相失败概率的作用,证明了该控制策略的有效性和可行性。

本文主要研究了交流系统在三相对称故障及其恢复过程,而交流故障大多是单相不对称故障,这种不对称故障下换流站的无功功率控制研究会更加复杂,这是下一步的研究内容。

附录见本刊网络版(http://www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx)。

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黄梦华(1994—),女,硕士研究生,主要研究方向:高压直流输电、电力系统稳定与控制。E-mail： 1015573307@qq.com

汪娟娟(1974—),女,通信作者,博士,副教授,主要研究方向:电力系统稳定与控制、高压直流输电。 E-mail: epjjwang@scut.edu.cn

李瑶佳(1992—),女,硕士,主要研究方向:高压直流输电、电力系统稳定与控制。E-mail: 908902181@qq.com