风电经混合型MMC-HVDC并网的交直流故障穿越策略

曹　帅, 向　往, 姚良忠, 李　琰, 林卫星, 文劲宇

(1. 强电磁工程与新技术国家重点实验室(华中科技大学电气与电子工程学院), 湖北省武汉市 430074;2. 新能源与储能运行控制国家重点实验室(中国电力科学研究院有限公司), 北京市 100192;3. 特变电工新疆新能源股份有限公司, 新疆维吾尔自治区乌鲁木齐市 830011)

0　引言

21世纪以来,为了减少碳排放、降低燃煤发电比例,风电作为最具竞争力的清洁能源得到了广泛应用[1-2]。为减少弃风现象的发生,内陆的风电基地可通过远距离架空线路进行并网,将风能传输至负荷中心。柔性直流输电技术具有有功功率、无功功率控制解耦，可连接无源电网等多方面的技术优势,是实现大规模风电远距离并网的有效方法[3-5]。

架空线路故障率高,并网系统需具备直流故障处理能力。目前故障的处理主要采用直流断路器(direct circuit current breaker,DCCB)和具备故障阻断能力的换流器两种方式[6]。其中采用DCCB切断故障电流的方式主要用于基于半桥型子模块(HBSM)的模块化多电平换流器(MMC)进行风电并网,但直流断路器造价昂贵且可靠性有待验证[7-8];具有直流故障阻断能力的MMC拓扑可以实现直流故障的穿越,但目前的控制方法需要MMC闭锁,延长了系统的恢复速度[9]。由HBSM和全桥子模块(FBSM)组成的混合型MMC具备交直流解耦能力,可不闭锁换流器穿越故障,从而降低了对直流断路器的需求,并能够持续为风机提供支撑。但现有文献均关注于混合型MMC的本体研究,例如子模块比例配置、直流故障穿越控制器的设计等,对于其应用于风电并网的研究很少,特别是含风电的模块化多电平电压源换流器高压直流输电(MMC-HVDC)系统的故障穿越。

另一方面,由于风电场在故障期间不断输出功率,为避免过剩的功率灌注到MMC当中,导致子模块电容器过电压及电力电子元件损坏,必须采取措施耗散掉过剩的风电。为了解决该问题,文献[10]提出了在子模块增加耗散电阻的方案,该方案增加了子模块设计的复杂度,提高了制造成本。文献[11]提出了基于通信的风电场降输出功率控制策略,该方法通信延时,动作反应较慢。文献[7]在直流线路上并联耗散电阻,以便在故障期间吸收风功率,但其所需电阻阻值过大,且成本高、占地面积大。

本文基于由混合型MMC和永磁同步发电机(PMSG)构成的风电柔直并网系统,设计了交直流故障无闭锁穿越控制方案。通过在风电场侧MMC(wind farm MMC,WFMMC)装设耗散电阻并与风机内部的斩波电阻配合,耗散掉风机的过剩功率。该协同耗散策略不需要通信,仅通过检测本地信号量,即可吸收故障时的风电功率。最后,通过PSCAD/EMTDC下的仿真,验证了并网拓扑穿越交直流故障及快速恢复的有效性。

1　风电经架空柔直并网拓扑

风电并网系统拓扑如图1所示,其中风电场由PMSG和全功率变频器(FPC)组成,并在风机内装设斩波电阻R2,WFMMC和网侧MMC(grid side MMC,GSMMC)均采用混合型MMC拓扑。其中,混合型MMC的拓扑如图2所示,每个桥臂由一半的HBSM和一半的FBSM组成,由于FBSM具备负投入的能力,等比例混合时,MMC可以在直流电压-0.1～1(标幺值)的范围内运行,通过调节直流电压实现无闭锁直流故障穿越[12]。正常运行时A相上、下桥臂电压分别为[13]:

(1)

(2)

式中:M为混合型MMC的交流调制比;Mdc为混合型MMC的直流调制比;Vdcn为其中FBSM投入时正常工作的直流电压;θ为相角差。

由式(1)和式(2)可知,当发生直流故障时,通过控制Mdc=0,即可使混合型MMC工作在零直流电压。在故障期间,风电场侧交流电压可通过控制交流调制比而维持恒定。对于半桥型MMC,直流故障发生后,若不采用直流断路器快速隔离故障,则无法维持风电场侧交流电压的恒定。因此,不同于文献[7]在直流侧并联耗散电阻,本文在风电场交流侧并联耗散电阻R1,从而可减少耗散电阻的阻值和制造成本,实现并网系统的不间断运行。

图1　架空柔直风电并网拓扑Fig.1　Topology of wind power integration system

图2　混合型MMC拓扑Fig.2　Topology of hybrid MMC

2　风电并网系统的控制策略

在双端架空柔直风电并网系统中,永磁同步风力发电机采用桨距角控制实现最大功率跟踪[14],FPC的机侧变流器采用定功率控制,网侧变流器采用定直流电压控制,从而输出稳定的风电功率,如图3中风电场所示。混合型MMC的风电场侧采用定交流电压控制,电网侧采用定直流电压控制。

2.1　网侧MMC控制

混合型MMC采用交直流解耦独立控制,包括交流控制回路和直流回路。其中,交流控制回路将所有子模块的电容电压控制恒定,从而维持系统交直流侧的有功功率平衡。

GSMMC的直流控制环采用双闭环控制,外环控制直流电压,内环控制直流电流,其控制器方程为[13]:

(3)

式中:Idcref为直流电流参考值,由直流外环控制器确定;Idcpu为直流电流;Ki和Kp分别为双闭环控制器的参数。

如图3所示,GSMMC的状态Ⅱ和状态Ⅲ分别为交直流故障期间的控制方式,通过改变控制信号Ffault的投切,实现故障期间的无闭锁运行。

2.2　风电场侧MMC控制

在架空柔直风电并网系统中,连接风电场的WFMMC需要为风电场持续提供交流电压和频率支撑,一旦在故障时发生闭锁,风电场交流电压和频率失控,严重危害风电场的安全。因此WFMMC采用具备无闭锁故障穿越能力的混合型MMC拓扑,其控制结构如图3中WFMMC所示。直流控制回路采用子模块平均电容电压控制,而交流控制回路用于控制交流电压稳定。在WFMMC采用d-q解耦分别控制有功分量和无功分量的交流控制回路中,其控制器方程为:

(4)

式中:Us,d,ref为交流电压参考;Us,d为交流电压;Is,d,ref和Is,q,ref分别为交流电流在d-q轴的参考值;Is,d和Is,q分别为在d-q轴上的交流电流;md和mq分别为交流调制比的d-q轴分量,额定运行状态下分别控制为1和0;Ko_p和Ko_i为外环比例—积分(PI)控制器的参数;Ki_p和Ki_i为内环PI控制器的参数;φ为参考相位角,φ0为初始相位角;f0为初始频率。

WFMMC直流控制外环采用子模块平均电容电压控制,一方面控制子模块电容电压维持稳定,另一方面系统通过子模块电容电压作为交直流功率传输的通道,进行有功功率的传递。状态Ⅱ为直流故障期间的控制方式,通过改变控制信号Ffault的投切,实现故障期间的无闭锁运行。

3　耗散电阻的设计与控制策略

3.1　耗散电阻的设计原理

在交直流故障期间,虽然混合型MMC可以实现无闭锁运行,但由于风电功率无法传往受端,将灌注到换流器中导致子模块电容过电压,危害整个系统的安全。采用换流站间通信,让风机降功率运行是一种可行的应对方式。但该方法由于依赖通信,响应速度慢,且通信系统亦会对故障期间的控制造成影响。

添加耗散电阻的方式虽然增加了额外成本,但保障了系统的安全性,耗散效果也更加优良。文献[15]提出的耗散电阻装设在直流线路上,其要求电阻的阻值较大,且由于电压等级较高,因此实现难度较大。由于WFMMC可以在故障期间不间断运行,从而为风电场持续提供交流电压,因此本文提出在WFMMC交流侧三相并联耗散电阻,其装设位置如图1中R1所示。R1所需的阻值较小且相对容易实现。同时,为了保证故障清除后系统恢复过程中换流器的安全,在风机内FPC装设斩波电阻,保证系统恢复功率能够平稳送出,其装设位置如图1中R2所示。并联在交流侧的耗散电阻应具有双向导通性,其导通时间需小于1 ms,采用反并联的快速晶闸管控制其导通[16];装设在风机内部的直流联络线正负极间的斩波电阻仅需单向导通,由于其采用占空比投切方式对动作速率需求较高,因此采用IGBT控制开通[17]。

图3　风电并网系统的控制结构Fig.3　Control structure of the wind power integration system

3.2　耗散电阻的阻值选取

在直流故障时,WFMMC可以维持交流电压,为了充分吸收故障期间风电场发出的功率,耗散电阻的设计可由下式确定。即

(5)

式中:Uan和Uac分别为WFMMC交流相电压和线电压;Pout为风电场发出的功率。

并联耗散电阻后,故障时的风电功率绝大部分被耗散电阻吸收,其余部分进入换流器中,抬升子模块电容电压。直流故障期间受端电网可以等效为一个电阻Req,如图4所示。

图4　直流故障期间风电功率吸收等效电路Fig.4　Wind power absorption equivalent circuit during DC fault

根据电阻并联原理,耗散电阻吸收的功率为:

(6)

并网点的瞬时交流电压为:

(7)

由式(6)和式(7)可以看出,减小耗散电阻的阻值可以提高其吸收效果,但故障瞬间交流电压会略有下降。在选取耗散电阻时,应使其具有良好的吸收效果,能够保证换流器子模块电容电压不超过1.25(标幺值)[18]。同时为了保证风机不脱网运行,故障瞬间WFMMC交流电压应不低于0.8(标幺值)[19]。

对于交直流瞬时性故障而言,耗散电阻仅能够保证故障期间换流器和风机的安全运行,当故障清除后,耗散电阻必须被切除,从而使风电功率重新输送到受端电网,此时需要依靠斩波电阻确保风电功率能够平缓送出,不会对换流器造成冲击。由于其装设在风机内部,阻值不宜过大,参考对应容量和电压等级,斩波电阻选为2～5 Ω[20]。

3.3　耗散电阻的控制策略

耗散电阻的配合控制策略如图5所示。实时检测WFMMC的直流电压标幺值与上下限阈值进行比较,输出投切信号给耗散电阻。同时,实时检测FPC的直流电压,采用占空比的方式控制斩波电阻,避免风机出口侧电压过高。选取阈值应注意避开电压正常运行的波动范围,以免造成控制器的误动作。

图5　耗散电阻的控制策略Fig.5　Control strategy of dissipation resistors

WFMMC实时监测其直流侧电压,当检测到Udcpu低于其最小值Udcmin=0.9(标幺值)时,判定为直流故障,交流侧晶闸管导通,耗散电阻投入吸收功率;对于岸上交流故障,为避免站间通信带来的延迟和不可靠因素,WFMMC检测Udcpu高于其最大值Udcmax=1.15(标幺值)时,判定为岸上交流故障,耗散电阻投入吸收功率。当耗散电阻处于切除状态时,说明系统正常运行或故障已被清除,此时风电功率大量送入WFMMC,有可能造成子模块电容的短时过电压。为保证换流器的安全,将FPC直流电压的偏差经过PI环节后与三角波进行比较,以确定斩波电阻的导通占空比。当FPC直流电压超过Uclim=1.1(标幺值)时,投入斩波电阻抑制其出口功率,使风电平稳送出。

4　无闭锁交直流故障穿越控制

通过耗散电阻与MMC控制器的配合,整个系统能够穿越交直流故障并快速恢复正常,故障期间耗散电阻和斩波电阻的投切仅需要检测本地信号,不依赖于换流站间的通信,且故障期间风机可以维持正常运行。下面将分别对交直流故障穿越控制进行分析。

4.1　岸上交流故障穿越控制

以最严重的交流三相短路故障进行分析,故障瞬间GSMMC的交流电压跌落为0,风电无法传送到受端电网。由于GSMMC无闭锁运行,其直流电压依然能够维持,因此能够继续为WFMMC和风机提供电压支撑。倘若不加任何措施,由于直流电压被控制在额定值,故障期间的风电功率会注入GSMMC中,造成子模块电容严重过电压,因此需要投入耗散电阻来进行功率吸收。

为了使耗散电阻能够检测到本地直流电压信号的变化,交流故障期间,GSMMC的直流控制环切换为定直流电流控制,如图3直流控制环状态Ⅱ所示。此时直流电压不再受控,过剩的风电功率注入会引起直流电压和子模块电容电压的迅速抬升。由于此时子模块电容电压处于过电压状态,出于直流线路绝缘及耐压安全考虑,直流调制比Mdc限幅为1.1(标幺值)。当直流电压超过上限阈值1.15(标幺值)时,耗散电阻投入,从而保护换流器和直流线路的安全。

故障清除后耗散电阻被切除,GSMMC恢复定直流电压控制。由于此时直流线路电压为1.2(标幺值),高于额定值,若参考值直接置1有可能导致线路电压降低过快,其馈入到子模块中的能量造成子模块电容短时过电压,因此采用斜降函数使直流电压跟踪稳定。此时风电功率重新送往受端电网,斩波电阻通过检测FPC的直流电压,保证风电功率的安全送出。

4.2　直流故障穿越控制

混合型MMC的上、下桥臂电压分别为:

(8)

用Vp+和Vp-分别表示上桥臂电压的最大、最小值,根据式(8)可得:

(9)

(10)

考虑在最严重情况下只有全桥子模块投入。即

(11)

当交流调制比M=0.9(标幺值)时,直流电压的运行范围为-0.1Vdcn至0.1Vdcn。因此直流短路故障时,混合型MMC依然可以在零直流电压情况下运行,从而实现MMC的无闭锁穿越。

当系统发生直流双极短路故障时,GSMMC和WFMMC检测直流电压跌落,直流控制环切换为零直流电流控制,以降低直流调制比Mdc,如图3直流控制环状态Ⅲ所示。故障瞬间直流电压将大幅下跌,耗散电阻检测到直流电压低于0.9(标幺值)时投入,用来吸收剩余的风电功率,从而保护MMC子模块和风机安全。

直流故障清除后耗散电阻被切除,GSMMC恢复为定直流电压控制,其参考值采用斜升函数使直流电压跟踪稳定;WFMMC直流控制环恢复为子模块平均电压控制,风电功率重新进行输送。与交流故障恢复阶段类似,斩波电阻用来平缓风电功率的瞬间注入,保证系统的安全。

5　仿真与分析验证

5.1　仿真测试系统

在PSCAD/EMTDC仿真平台下搭建了风电架空柔直并网系统,对本文的理论分析和控制策略进行验证,GSMMC和WFMMC的参数如附录A表A1所示。

风电场PMSG的额定容量为900 MVA,出口电压为138 kV,频率为20 Hz,经过FPC和升压变压器输送至WFMMC。

根据式(5)及其约束条件,耗散电阻R1的阻值选取范围为164～177 Ω,本文选取为170 Ω;斩波电阻根据系统容量和电压等级选取为3 Ω。

5.2　风电功率波动验证

启动期间,GSMMC需要首先启动并建立直流电压,然后WFMMC开始建立交流电压。当交流电压稳定时,风电开始传输。为了验证正常运行时系统控制结构,在1.2～1.3 s内,风电功率从1.0(标幺值)降低到0.5。仿真结果如附录A图A1所示。

由附录A图A1(a)可知,直流电压能够很好地跟随参考值Udcref。附录A图A1(b)表示WFMMC的交流电压在0.4～0.6 s后斜升到1.0；0.85 s后系统稳定,风电开始传输；1.1 s时该系统实现额定运行,并传输全部风电功率,如附录A图A1(c)所示。在风电功率下降阶段,WFMMC的交流和直流电压仍然控制在额定值,而交流和直流电流下降为额定值的一半,如附录A图A1(d),(e)所示。附录A图A1(f),(g)表示子模块平均电容电压可以很好地跟踪参考值,验证了平均电容电压控制的有效性。

仿真结果表明,该系统可以应对风电功率的变化,实现功率波动下的稳定运行。

5.3　岸上交流故障穿越及快速恢复验证

为了验证系统穿越岸上交流故障的能力,在1.5 s时设置网侧交流三相接地故障,持续0.1 s,仿真结果如附录A图A2所示。

在附录A图A2(a)中,网侧交流电压在交流故障发生时立即跌落。此时GSMMC检测到交流电压跌落,直流控制环切换为直流电流控制,直流电压不再受控,因此风电功率通过线路注入MMC中,会引起直流线路电压和子模块电容电压升高。当直流电压超过1.15(标幺值)时,耗散电阻投入,绝大部分风电功率被吸收,小部分功率使直流线路电压最高上升到1.2左右,如附录A图A2(b)所示。附录A图A2(c)显示了在故障期间,系统可以维持WFMMC交流电压,其故障期间的瞬间跌落是由于耗散电阻的投入。附录A图A2(d)表示随着耗散电阻的投入,MMC接收到的风电功率迅速减小到零附近,验证了耗散电阻的吸收效果。1.6 s后故障清除,GSMMC恢复为定直流电压控制,直流电压斜降跟踪稳定到额定值,耗散电阻在直流电压小于1.15时切除,风电功率重新恢复输送,此时通过斩波电阻使风电输送功率不至于急剧增加,从而保护GSMMC和WFMMC子模块不会发生过电压,如附录A图A2(e)所示。附录A图A2(f),(g)分别为耗散电阻和斩波电阻的投切控制信号,交流故障期间单相耗散电阻吸收能量约为4×107J,三相共吸收了1.2×108J,斩波电阻吸收能量约为1.5×106J,如附录A图A2(h),(i)所示。到2.0 s时整个系统恢复正常稳定运行,风力发电以额定功率输送。

由以上分析可得,混合型MMC风电并网系统具有交流故障穿越及快速恢复能力,耗散电阻能够正确动作并吸收故障期间的风电功率。

5.4　直流故障及快速恢复验证

为了验证系统直流故障穿越的能力,在2.5 s时施加直流双极短路故障,故障持续0.1 s。仿真结果如附录A图A3所示。

在附录A图A3(a)中,当发生直流故障时,直流电压迅速下降到零,GSMMC和WFMMC检测到直流电压跌落后切换到零直流电流控制。由于混合型MMC在故障期间不闭锁,所以WFMMC仍可以控制交流电压,如附录A图A3(b)所示。从附录A图A3(c)至图A3(e)可以看出,虽然故障瞬时直流电流上升到额定值的两倍以上,但GSMMC和WFMMC的桥臂电流仍然在安全范围内。当直流电压下降到0.9(标幺值)以下时,耗散电阻投入,WFMMC接收到的风力迅速下降到0,如附录A图A3(f)所示。因此,GSMMC和WFMMC的子模块电容不会发生过电压和过电流现象。故障清除后,GSMMC恢复定直流电压控制,直流电压在0.2 s内恢复到额定值,耗散电阻被切除,风电功率重新开始输送。斩波电阻检测全功率变频器的直流电压,当风电恢复输送过时直流电压升高,若直流电压超过1.1,则投入斩波电阻减小其出口功率,从而保护GSMMC和WFMMC子模块不会发生过电压,如附录A图A3(g)所示。附录A图A3(h),(i)分别为耗散电阻和斩波电阻的投切控制信号,附录A图A3(j),(k)分别为耗散电阻和斩波电阻在故障期间吸收的能量。3.1 s后整个系统恢复正常稳定运行,输送额定功率。

以上分析验证了系统具有直流故障穿越及快速恢复能力,且故障期间耗散电阻能够有效吸收风电功率。

6　结论

为了解决风电并网系统的交直流故障问题,本文提出了一种风电经架空柔直并网无闭锁穿越方案,并设计了耗散装置对故障期间的过剩功率进行吸收,通过仿真验证得到以下结论。

1)基于混合型MMC的风力发电并网系统可以穿越交流和直流故障,且不需要闭锁MMC;耗散电阻和斩波电阻的投切判据均检测本地信号量,无需依赖于远距离站间通信。

2)提出耗散电阻配合吸收故障时风电能量的策略,通过耗散电阻和斩波电阻的配合,可以快速吸收故障期间风电功率,保证系统的安全运行,使风机能够持续并网正常运行。

3)子模块采用平均电容电压控制,使子模块电容器在交直流故障穿越及恢复过程中始终运行在0.8～1.2(标幺值)范围内,为并网点提供了交流电压,保护了系统的安全运行。

本文仅研究了双端MMC-HVDC风电并网系统的故障穿越及能量耗散,对于多个风电场及其在直流电网中的应用尚未考虑,后续将进一步研究多端直流电网外接风电的故障穿越技术及能量耗散方法。

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

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曹帅(1995—),男,博士研究生,主要研究方向:模块化多电平换流器和直流电网。E-mail： caoshuaisgo@foxmail.com

向往(1990—),男,通信作者,博士,主要研究方向:模块化多电平换流器建模与控制、MMC-HVDC工程设计和直流电网运行与控制。E-mail: xiangwang1003@foxmail.com

姚良忠(1961—),男,博士,国家“千人计划”特聘专家,博士生导师,主要研究方向:新能源发电及并网技术。E-mail: yaoliangzhong@epri.sgcc.com.cn