LCC-MMC混合直流输电系统单阀投入过程定有功MMC站电压平衡策略

2023-03-02陆书豪贾秀芳

电测与仪表 2023年2期

陆书豪，贾秀芳

(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

送端采用常规直流(LCC)受端采用柔性直流(MMC)的混合特高压直流输电系统，结合了MMC无换相失败风险、对滤波装置需求较低、无功有功解耦控制以及LCC运行损耗较低、耐压耐流水平较高等优势，具有良好的发展前景[1-3]。

文章的研究内容基于特高压三端混合直流输电工程进行，工程额定直流电压为±800 kV，满发容量8 000 MW；送端换流站采用特高压常规直流，受端换流站采用特高压柔性直流，由此提升了长距离、大容量输电背景下直流输电系统运行的安全稳定性和经济性[4-6]。

针对多端混合直流输电系统，国内外已有相关学者展开了相应的研究。其中针对运行方式的研究主要集中在启停控制、MMC站子模块充电策略以及站间协调策略等方面[7-13]。

另一方面，目前针对同极双阀组间电压平衡控制的研究集中在稳态场景[14-18]，而在阀组投入过程中，如何在尽量满足已投入阀组稳定运行前提下，实现待投阀组电压稳定上升还未有文献进行讨论。

针对目前对于电压平衡策略的研究仅局限于稳态的情况，文章通过对LCC-MMC混合特高压直流输电系统单阀启动过程进行分析，在现有电压平衡策略的基础上提出了一种基于调整阀间电压偏差值的电压平衡控制策略。该策略通过对高低阀组间的电压偏差值进行简单的调整，可在满足阀组运行要求的同时有效降低子模块电容电压等电气量的波动，并且无需切换控制便能稳定过渡至稳态。随后文章基于PSCAD/EMTDC仿真平台搭建了相关模型，通过对比三种不同阀间电压平衡策略对系统动态特性的影响验证了文章所提策略的有效性。

1 阀组在线投入过程分析

1.1 特高压三端混合直流输电系统结构

特高压三端混合直流输电系统的拓扑结构如图1所示，送端为常直换流站LCC1，受端为两个柔直换流站MMC2、MMC3，S1、S2、S3分别为三个换流站的交流侧电源。系统采用真双极接线方式，正负极均配有高低两个串联阀组以增大传输容量，近中性母线阀组称为低阀，近直流极线阀组称为高阀。

图1 特高压三端混合直流输电系统结构Fig.1 Structure of hybrid three-terminal UHVDC transmission system

1.2 特高压三端混合直流输电系统单阀投入过程

以高阀投入为例，此时低阀已处于稳定运行状态，在收到阀组投入信号后，首先将MMC2、MMC3站的直流侧短接，对高阀子模块电容进行充电。充电结束后，将待投入阀组切换至定直流电流控制，使得直流电流成功从直流开关转移至阀组。接着对直流侧旁通开关组(如图2中的BPI、BPS、Q1、Q2)进行顺控操作完成MMC站阀组投入。随后LCC1站高端阀组解锁，并采用定触发角控制，以相同的方式完成电流的转移，实现旁通开关的开断。最后MMC3站高阀转为定直流电压控制，LCC1、MMC2站转为定电流/有功功率控制，将功率提升至额定值。至此，三端系统实现全压运行，投入过程结束。整个投入过程的流程示意图如图2所示。

图2 特高压三端混合直流输电系统阀组投入Fig.2 Process of high valve deblock in hybrid three-terminal UHVDC transmission system

1.3 定有功功率MMC站电压不平衡机理分析

在上述阀组投入过程中，定直流电压控制的MMC3站，由于高低阀组的直流电压由本阀组独立控制，因此不会出现电压分配不均的问题。而在定有功功率控制的MMC2站中，串联的高低阀组只能保证直流侧流通的电流一致，将有可能导致高低阀组间的电压不均，下面对其机理作详细分析。

在特高压直流输电系统中，馈入某MMC逆变站的能量可分为高端阀组内部电容储存的能量(W1)、高端阀组交流侧出口能量(W2)、低端阀组内部电容储存的能量(W3)、低端阀组交流侧出口能量(W4)，能量之间的关系如式(1)所示：

WDC=W1+W2+W3+W4

(1)

式中WDC为直流侧馈入逆变站的总能量。

在阀组投入过程中，定有功功率站低端阀组交流侧有功应为额定值PacN,而高端阀组将按照预先设定好的速率将功率提升至额定值，通常选取该速率与定直流电压站高阀升压速率相同。假设升压函数为g1(t)，其表达式如下：

(2)

式中t0、t1分别为升压起始和结束时刻。

那么对于定有功功率站而言，其功率将按式(3)抬升：

(3)

若忽略测量环节、控制系统响应误差等因素的影响，上述方案(即保持低阀功率参考值不变，高阀按照预设速率提升功率，以下简称策略A)理论上可以实现阀组的正常投入。但由于上述因素的影响，实际上定有功站高阀无法按照指定速率抬升功率。假设某时刻高阀交流出口有功功率测量值(Pm)略低于其参考值(Pref),即产生一个功率偏差值ΔP(ΔP=Pref-Pm)。根据式(1)，上述情况将使得W2增大W1降低，导致高端阀组的直流电压下降，直流电流上升。又因为高低阀组直流侧串联，所以低端阀组的直流电流上升将使得W3增大，又W4基本不变，那么低端阀组的直流电压将增大，也即低端阀组子模块电容易发生过压。综上所述，在考虑测量、控制环节误差的影响下，定有功功率MMC站将无法保证阀组正常投入。

文献[6]提出了一种基于电压偏差量的平衡策略(以下简称策略B)，其基本思想为提取高低阀组的直流电压偏差量ΔUdc，计算公式如下：

ΔUdc=Udc-Udc_other

(4)

式中Udc为本阀组的直流电压；Udc_other为串联阀组的直流电压，串联阀组间的电压偏差量ΔUdc互为相反数。

根据式(5)可将电压偏差值转换为阀间功率偏差量ΔP如下：

ΔP=ΔUdcIdc

(5)

式中Idc为串联阀组的直流侧电流。

最后将该值与初始有功参考值相加，得到输入有功外环控制的参考值Pref。

然而策略B只适用于稳态情况，这是因为在阀组投入过程中，此法将导致低端阀组外环有功参考值瞬间增大至近额定功率的二倍，交流侧出口能量瞬间增大，阀内能量降低，直流电压跌落，更多的有功功率馈入该站，子模块在正向电流的作用下不断充电引起过压。

综上所述，前文定义的策略A和策略B，均无法在阀组投入过程中维持阀间电压平衡，并且将造成程度不同的子模块过电压或是电压失衡现象，工程上将无法完成阀组投入。因此，一种新的基于调整阀间电压偏差值的策略被提出，该策略能够保证阀组投入过程中的电压平衡，并且能平稳过渡至稳态阶段，无需切换控制，便于工程实现。

2 基于调整阀间电压偏差值的平衡控制策略

针对前文所述的电压不平衡问题，一种调整阀间电压偏差的平衡策略被提出(以下简称策略C)。需要说明的是，由于系统采用真双极结构，文章对于该策略的解释将基于正极说明，负极的情况与正极相同。

假设系统在零时刻开始抬升高阀电压，为保证高阀电压升高的过程中，尽量不影响在运阀组(低端阀组)的平稳运行，可对定有功功率站阀间电压偏差值进行一定的调整，具体如式(6)所示：

(6)

其中，引入的函数f(t)降低速率与阀组升压速率相同，其表达式如下：

(7)

由式(6)可知，若高端阀组正常抬升直流电压，则在上述控制的作用下，低阀电压偏差量ΔUdc_cor_l仍旧为零，低端阀组保持稳定运行。若高阀电压未能正常抬升，则本控制策略仅对该部分偏差值进行调整。

同理，对于高端阀组，为了保证直流电压的正常抬升，需对电压偏差量如下进行调整：

ΔUdc_cor_h=Udc_h+f(t)-Udc_l

(8)

将调整后的阀间电压偏差量ΔUdc_cor_l、ΔUdc_cor_h分别代入式(5)，则可将电压偏差转换为功率偏差ΔP。最后将该偏差量与初始有功参考值相加，如式(9)所示：

Pref=ΔP+Pref0

(9)

根据式(9)可得调整后的有功功率参考值，将其作为高低阀有功外环参考值，即可通过控制实现阀组的平稳投入。

该基于调整电压偏差量的平衡策略流程如图3所示，图中Uref为经内外环控制生成的三相调制波参考值。

图3 串联阀组均压策略示意图Fig.3 Schematic diagram of voltage balancing control strategy in series valves

3 仿真验证

3.1 LCC-MMC混合特高压直流输电工程仿真模型

论文在PSCAD/EMTDC环境中搭建了LCC-MCC混合特高压直流输电工程的仿真模型如图4所示，送端LCC1站额定容量为8 000 MW，受端MMC换流站额定功率分别为MMC2站 3 000 MW，MMC3站5 000 MW。换流站之间经架空线连接，线路采用依频模型。

图4 LCC-MMC混合特高压直流输电系统拓扑图Fig.4 Topology diagram of LCC-MMC hybrid UHVDC transmission system

表1所示为该直流输电系统各换流站内部关键参数及配置。

表1 特高压三端混合直流输电系统主要参数(单阀)Tab.1 Main parameters of three-terminal hybrid UHVDC transmission system(a single valve group)

3.2 策略对比及有效性的验证

在进行仿真验证时，系统均在0.4 s抬升高阀电压，0.8 s相应过程结束，系统转入稳态运行。

(1)无电压平衡策略(策略A)下系统的动态响应

若采用策略A抬升高阀电压，由图5可知，升压过程中高低阀组的电压出现较大波动，低阀子模块电压升高至近3.1 kV(1.48 p.u.)(如图5(d)),该值将触发阀组暂时性闭锁保护动作，无法完成阀组的正常投入。由图5(a)可知，升压过程中高阀无法按照指定速率抬升电压，转入稳态时实际电压高于其额定值，并且高低阀组间电压逐渐失衡。此外，图(e)表明该策略易造成两受端换流站间的有功波动导致MMC2站直流电流增大，仿真波形与前文分析基本一致;

图5 无电压平衡策略(策略A)下系统动态特性Fig.5 System dynamic characteristics without voltage balancing strategy (strategy A)

(2)采用稳态电压平衡策略(策略B)时系统的动态响应

由图6可知，在采用策略B进行升压时，相比策略A，虽然高低阀的直流电压波动在稳态情况下较小并且能够保证阀间电压平衡，但是在阀组投入瞬间，如前文所述，低端阀组交流侧出口有功功率瞬间增大，从而造成低阀直流电压跌落，对端换流站向本站馈入的有功增大，最终导致子模块严重过压，仿真波形与前文分析基本一致。

图6 稳态下电压平衡策略(策略B)系统动态特性Fig.6 Dynamic characteristics with the steady-state voltage balancing strategy (strategy B)

(3)采用调整阀间电压偏差平衡策略(策略C)下系统的动态响应

由图7可知，采用策略C进行升压时，相比策略B，高阀直流电压(如图7(a))波动幅度显著减小，低阀直流电压(如图7(c))波动幅度减小约75%，这是因为策略C在升压过程中对阀组电压偏差量ΔUdc进行实时调整，电压平衡的效果更好。此外，相较策略A和B，相应阀组内的子模块电压也得到了更好的稳定控制，升压过程中波动的最大值约为2.25 kV(1.07 p.u.)(如图7(b)、图7(d))，大大减小了保护误动的概率。最后，通过对比图5(e)和图7(e)直流电流波形，该策略还能有效抑制阀组投入过程MMC3站馈入MMC2站的有功功率，一方面避免桥臂过流风险，另一方面也有利于减轻MMC3站的功率波动，仿真波形验证了前文分析的正确性。