特高压混合三端直流输电系统换流站电流转移抑制策略

彭茂兰，黄曼茜，刘 航，许建中

（1. 中国南方电网超高压输电公司 检修试验中心，广东 广州 510663；2. 华北电力大学 新能源电力系统国家重点实验室，北京 102206）

0 引言

以大型可再生能源基地电力外送为主的“西电东送”是我国重要的能源战略，利用特高压多端直流输电技术可以有效地应对大型可再生能源基地电力外送面临的挑战［1］。特高压混合多端直流输电系统在远距离、大容量输电方面具有优势，同时结合了传统直流与柔性直流的优点，与传统直流相比，其无换相失败问题并且可以向弱受端交流电网供电，实现海上风电场的功率输送［2］，与柔性直流相比，其功率损耗较小且降低了换流器与电缆投资成本［3］，具有良好的发展前景。

我国建设的世界上首项特高压多端混合直流工程——乌东德特高压混合三端直流工程已进入阶段性投产，工程依托金沙江下游乌东德水电站分别为广西、广东送电，与建设2 个单回常规直流方案相比，乌东德特高压混合三端直流工程采用特高压多端直流的技术方案，网损降低约100 MW，年费用节省约4.8亿元，节省走廊占地约3667 m2［4］。

目前，已有学者针对特高压混合多端直流输电系统开展了相关的研究，围绕柔直换流器启动充电策略［5-6］、系统正常启动／停运顺序控制方案［7-8］、站间协调控制策略［9-10］、控制保护配置方案［11-13］等问题已有不少研究成果。其他站电流部分转移至本站所引发的一类过流现象称为电流转移，该问题产生的根本原因为本站直流电压低，如：阀组投退过程中站间电压升降速率不匹配将导致电流转移至电压低的柔性直流换流站。特高压混合多端直流输电系统电压电流等级高，换流器造价昂贵，一旦发生换流站过流问题，后果严重。

关于阀组投退控制问题，目前已有学者提出有效的常直和柔直阀组投退控制策略。常直阀组的投退控制策略主要分为小触发角解锁［14］和零电压解锁［15］2种方式。文献［16-18］提出了完整的特高压混合三端直流输电系统阀组投退控制策略。当阀组投退过程中出现电流转移问题时，可能触发暂时性过流保护从而闭锁换流阀组，导致电力传输中断。现有的阀组投退控制策略在执行中仍存在电流转移风险，而且尚未有研究提出有效的电流转移抑制策略。

本文以特高压混合三端直流输电系统为例，设计了2 种采用受端直流电流作为闭环控制量的电流转移抑制策略，并以阀组投退过程为典型工况进行分析研究。策略1 为基于直流电流-直流电压偏差量的电流转移抑制策略（以下简称“I-U电流转移抑制策略”），采用受端直流电流作为闭环控制量，作用于阀组的直流电压抑制电流转移；策略2 为基于直流电流-直流功率偏差量的电流转移抑制策略（以下简称“I-P电流转移抑制策略”），将受端换流站的电流-功率不平衡量引入阀组的定有功功率参考值中，在无需比例积分（PI）环节的前提下可实现换流站电流转移的抑制。基于PSCAD／EMTDC 搭建了特高压混合三端直流输电系统仿真模型，通过对比采用策略前、后系统的动态特性，验证电流转移抑制策略的有效性；通过对比分别投入2种电流转移抑制策略时系统的动态特性，分析2 种电流转移抑制策略性能的优劣。仿真结果表明所提出的电流转移抑制策略能有效解决阀组投退过程中换流站过流问题。

1 特高压混合三端直流输电系统中电流转移现象分析

1.1 特高压混合三端直流输电系统结构

图1 为特高压混合三端直流输电系统结构，图中ZS1—ZS3分别为交流系统S1—S3的等值阻抗。额定直流电压为±800 kV，电网换相型换流器LCC1为送端换流站，模块化多电平换流器MMCj（j=2，3）为受端换流站，系统采用真双极接线方式，每极由高、低端阀组串联组成，送端单个阀组为12 脉动电网换相型换流器（LCC），受端换流站单个阀组为“半桥+全桥”子模块混合型模块化多电平换流器（MMC）。LCC1采用定直流电流控制，MMC2采用定有功功率控制，MMC3采用定直流电压控制，MMCj的控制框图如附录A图A1所示。

图1 特高压混合三端直流输电系统结构示意图Fig.1 Schematic diagram of hybrid three-terminal UHVDC transmission system

1.2 电流转移现象分析

当特高压混合三端直流输电系统正常运行时，架空线2上的电流方向为自MMC2流向MMC3。特高压混合三端直流输电系统执行高端阀组（以下简称“高阀”）投入／退出操作，即若高阀退出运行，不影响低端阀组（以下简称“低阀”）正常运行；若低阀正常运行，投入高阀不影响低阀正常运行。系统正极双高阀、单高阀运行模式示意图如附录A 图A2 所示。高阀投入时，先将直流电流从旁路刀闸BPI（By‐Pass Isolator）转移至旁路开关BPS（ByPass Switch），再通过电流控制器作用，将电流从BPS转移至高阀，最后分开BPS，提升高阀直流电压，高阀投入完毕；高阀退出时，先降低高阀的直流电压，再闭合BPS，闭锁高阀，最后将直流电流从BPS 转移至BPI，高阀退出完毕。具体高阀投入、退出流程分别如附录A图A3、A4所示。

以图1 所示特高压混合三端直流输电系统为例，由LCC1发出的投退阀组指令分别经过站间通信延时T1、T2后到达MMC2、MMC3，MMC 高阀直流电压参考值Udcref以一定速率升降。由于通信延时等因素，可能出现MMC2高阀升压过慢或降压过快的情况，此时MMC2直流电压低于MMC3直流电压，导致电流从MMC3部分转移至MMC2。阀组投退过程中的电流转移现象可能触发桥臂过流保护动作，导致阀组投退失败。

2 电流转移抑制策略

针对上文分析的电流转移现象，本节提出了适用于特高压混合三端直流输电系统的换流站电流转移抑制策略。由于图1所示系统的送端LCC1采用定直流电流控制，即不考虑送端直流电流Idc1的变化，若控制受端MMC2直流电流Idc2稳定，则受端MMC3直流电流Idc3也将保持稳定。基于这个思路，本节设计了2 种采用MMC2直流电流Idc2作为控制量的I-U电流转移抑制策略和I-P电流转移抑制策略，具体实现过程如下。

2.1 I-U电流转移抑制策略

考虑直接采用直流电流作为直流电压参考值闭环控制的反馈量，根据实际电流动态调节高阀投退过程中电压参考值，在MMC2待投退高阀的控制系统中，采用直流电流额定值Idcbase减去本站直流电流测量值Idc2，得到直流电流偏差量ΔIdc2，如式（1）所示。

ΔIdc2经过PI 环节后得到电压偏差量ΔUdc2，将原阀组电压参考值Udcref0加上ΔUdc2，得到新的阀组电压参考值Udcref2，如式（2）所示。

I-U电流转移抑制策略的控制框图如图2 所示。若部分电流从MMC3转移至MMC2，表现为|Idc2|>|Idcbase|，即ΔIdc2>0（受端MMC2的直流电流为负值），由于电流偏差量ΔIdc2>0，阀组电压偏差量ΔUdc2增加；根据式（2），电压参考值Udcref2增加，经控制作用，MMC2直流电压Udc2增大，解决了MMC3电流转移至MMC2的问题。

图2 I-U电流转移抑制策略框图Fig.2 Block diagram of transfer current suppression strategy based on deviation of DC current and DC voltage

2.2 I-P电流转移抑制策略

考虑直接将直流电流转化为有功功率，实时调节有功功率参考值，通过有功功率外环控制，达到根据实际电流动态调节阀组投退过程中电压的目的。在MMC2在运阀组的控制系统中，用直流电流额定值Idcbase减去本站直流电流测量值Idc2，得到直流电流偏差量ΔIdc2，该过程与2.1 节所提策略过程相同，其数学表达式如式（1）所示。将直流电流偏差量ΔIdc2与阀组直流电压额定值Udcbase相乘，得到有功功率偏差量ΔPdc2，如式（3）所示。

将有功功率偏差量ΔPdc2与原有功功率参考值Pdcref0相加可以得到新的有功功率参考值Pdcref2，将其作为电流矢量控制中定有功功率的参考值，如式（4）所示。

I-P电流转移抑制策略的控制框图如图3 所示。若部分电流从MMC3转移至MMC2，有 |Idc2|>|Idcbase|，根据式（1）、式（3）以及式（4），ΔIdc2>0（受端MMC2的直流电流为负值），ΔPdc2>0，则|Pdcref2|<|Pdcref0（|受端MMC2的有功功率为负值）。由于MMC2有功功率参考值减小，控制器有功外环的有功功率偏差量ΔPdc2=Pdcref2-Pdc2>0。

图3 I-P电流转移抑制策略框图Fig.3 Block diagram of transfer current suppression strategy based on deviation of DC current and DC power

由附录A 图A1可知，ΔPdc2经过有功功率控制的PI 环节后得到交流电流参考值d轴分量isdref。由于有功功率偏差量ΔPdc2>0，| |isdref绝对值减小（isdref为负值），经控制作用，交流电流d轴分量isd减小，最终交流系统S2侧有功功率PS2也减小。

对于逆变站MMC2，就能量平衡角度而言，直流侧输入阀组的能量Wdc2等于阀组中所有子模块电容储能的变化量ΔWMMC2与阀组输出至交流侧的能量WS2之和，如式（5）所示。

当阀组交流侧有功功率PS2减小时，由式（5）可知，阀组中子模块电容储能变化量ΔWMMC2>0，引起阀组直流电压上升，直流电流下降［12］，最终克服了MMC3将电流转移至MMC2的问题。

3 仿真验证

为了验证和比较2 种MMC2电流转移抑制策略的有效性，在PSCAD／EMTDC 环境中搭建了如图1所示特高压混合三端直流输电系统的仿真模型。通过对比采用电流转移抑制策略前、后系统的动态特性，验证所提策略的有效性；通过对比分别投入2 种策略时系统的动态特性，验证2 种控制策略性能的优劣。

3.1 特高压混合三端直流输电系统仿真模型

图1 所示特高压混合三端直流输电系统的具体参数如附录A 表A1 所示。直流系统采用架空线输电，架空线1 长度为932 km，架空线2 长度为557 km。仿真中3 个换流站阀组投、退的执行流程分别如附录A 图A2、A3 所示，由LCC1发出投退指令，MMC2、MMC3分别经10、20 ms延时后收到指令并执行。

3.2 电流转移抑制策略有效性验证

以阀组投退这类可能引发电流转移的典型工况为例，在高阀投入、退出2 种工况下，对电流转移抑制策略进行有效性验证。

3.2.1 高阀投入

图4 为高阀投入过程中，不采取任何电流转移抑制策略与采用I-U电流转移抑制策略、采用I-P电流转移抑制策略时特高压混合三端直流输电系统的动态特性。图中：Udc2_H、PS2_H和Udc2_L、PS2_L分别为MMC2高阀和低阀直流电压、交流有功功率；Iarm_L为MMC2低阀桥臂电流；t1、t2分别为将电流由BPS 转移至高阀的转移时刻、高阀电压的提升时刻。由图可知：在不采取任何电流转移抑制策略的情况下，高阀电流开始转移后，MMC2直流电流出现较大波动；高阀开始升压时，由于低阀直流电压出现较大跌落，部分电流自电压更高的MMC3转移至MMC2，MMC2直流电流上升。在t1时刻低阀投入I-P电流转移抑制策略，采用MMC2直流电流Idc2作为闭环控制量对MMC2低阀交流有功功率进行控制后，MMC2直流电流转移现象得到一定抑制；在t2时刻采用I-U电流转移抑制策略，采用MMC2直流电流Idc2作为闭环控制量对MMC2阀组的直流电压进行控制后，MMC2直流电流上升问题得到抑制。

图4 高阀投入时特高压混合三端直流输电系统动态特性Fig.4 Dynamic characteristics of high-side valve group entering to hybrid three-terminal UHVDC transmission system

柔直阀暂时性闭锁电流取决于桥臂电流，工程中根据最严重的短路故障计算得出一个电流上升率，用跳闸出口电流值减去控制链路延时乘以该电流上升率得出柔直阀暂时性闭锁电流，仿真中MMC2阀控暂时性闭锁电流应取3.3 kA。由图4 中Iarm_L波形可知，若不采用转移电流抑制策略，则电流波动范围超过3.3 kA，将引发暂时性闭锁。在2种电流转移抑制策略下，电流波动范围不超过定值，有效避免了暂时性闭锁。

在高阀投入过程中，2 种电流转移抑制策略均具有抑制过流的作用。在I-U电流转移抑制策略下，电流较快恢复稳态，阀组有功波动幅度较小。在I-P电流转移抑制策略下，电流恢复稳态较慢，阀组有功波动幅度较大，而且控制策略作用有限，表现为低阀有功调节幅度较大，但抑制过流效果不显著。总体而言，在高阀投入期间I-U电流转移抑制策略相较I-P电流转移抑制策略的过流抑制性能更为优越。

3.3.2 高阀退出

图5为高阀退出过程中，不采取任何电流转移抑制策略与采用I-U电流转移抑制策略、采用I-P电流转移抑制策略时特高压混合三端直流输电系统的动态特性。图中，t3、t4分别为降低高阀以及闭锁高阀的时刻。由图可知，在不采取任何电流转移抑制策略的情况下，高阀开始降压后，由于低阀直流电压出现跌落，部分电流自电压更高的MMC3转移至MMC2，MMC2直流电流上升，同时MMC2直流电流出现波动。当t3时刻采用I-U电流转移抑制策略时，MMC2直流电流上升问题得到一定控制；当t3时刻低阀投入I-P电流转移抑制策略时，MMC2直流电流波动现象得到抑制。

图5 高阀退出时特高压混合三端直流输电系统动态特性Fig.5 Dynamic characteristics of high-side valve group existing to hybrid three-terminal UHVDC transmission system

在高阀退出运行的过程中，2 种电流转移抑制策略均具有稳定直流电流的作用。I-U电流转移抑制策略对于电流的抑制效果有限，当t4时刻高阀退出时，I-U电流转移抑制策略会引发低阀电压下降，导致过流加剧；而I-P电流转移抑制策略的过流抑制效果较好，兼有稳定低阀直流电压的作用，但低阀有功功率波动幅度较大。总体而言，在高阀退出期间，I-P电流转移抑制策略相较I-U电流转移抑制策略的过流抑制性能更为优越。

4 结论

针对其他站电流部分转移至本站所引发的过流问题，本文提出了I-U电流转移抑制策略和I-P电流转移抑制策略，并以高阀投退过程为典型工况进行分析研究。

可得如下结论：I-U电流转移抑制策略采用受端MMC2直流电流Idc2作为闭环控制量，作用于低阀的直流电压，在高阀投入期间使用I-U电流转移抑制策略，抑制过流的性能更为优越；I-P电流转移抑制策略将受端MMC2的直流电流、有功功率不平衡量引入低阀的定有功功率参考值中，在无需PI 环节的前提下可以抑制MMC2的过流现象，在高阀退出期间采用I-P电流转移抑制策略，抑制过流的性能更为优越。

附录见本刊网络版（http：//www.epae.cn）。