异步联网工程柔性直流测量异常导致功率反转机理分析和优化策略研究

彭茂兰

(南方电网超高压输电公司检修试验中心，广东 广州 510663)

0 引言

南方电网目前已形成“八交八直”的西电东送主网架输电格局，“交直流并联运行、强直弱交、远距离大容量输电、多回直流集中馈入”的主网架结构特征带来了复杂的安全、稳定问题。为了优化电网结构、降低电网大面积停电风险，南方电网将被分解为2～3个独立的同步电网方案，云南电网作为一个独立的送端电网，其区域电网间采用背靠背直流输电异步联网是一种有效的方式。2013年，南方电网提出了在云南电网外送通道上建设鲁西背靠背直流的异步联网方案，国家能源局《南方电网2013—2020年电网规划研究报告》中也明确了云南电网与南网主网实施异步联网[1-3]。

基于模块化多电平换流器(MMC)结构[4-6]的高压直流输电(MMC-HVDC)技术，凭借其模块化、低谐波含量、区域交流电网异步互联等优势受到广泛的关注，具有广阔的应用前景[7-9]，因此云南电网与南网主网直流背靠背异步联网方案中采用了MMC-HVDC技术。该工程远期规模为3 000 MW，采用2×1 000 MW常规直流和1×1 000 MW柔性直流的组合方案，目前已完成一期工程一个常规直流单元和一个柔性直流单元的投运[10-11]。

针对异步联网工程，文献[12-13]研究了云南电网与南网主网异步互联后对系统可能带来的风险；文献[14]对前期柔性直流背靠背主接线方案和控制保护设计方案进行了研究；文献[15]对柔性直流各点的过电压水平进行了研究，为关键设备选型、设计、制造和试验提供参考，但目前针对异步联网工程柔性直流控制器的相关研究相对较少。

本文通过异步联网工程柔性直流输电系统的PSCAD/EMTDC模型仿真发现了因直流电压测量异常导致功率反转的问题，并在现有异步联网工程柔性直流输电系统控制器结构的基础上对该问题进行了理论分析，得到了发生功率反转时测量偏差系数的临界值和功率反转期间直流电压的真实值计算方法，同时提出了相应的优化策略可避免因直流电压测量异常引起功率反转，最后通过EMTDC模型仿真验证了优化策略的有效性和可行性。

1 异步联网工程柔性直流输电系统

1.1 柔性直流输电系统主回路

异步联网工程柔性直流输电系统主回路如图1所示，额定直流电压为350 kV，额定直流电流为1.49 kA， 双端额定运行容量为1 044 MV·A(有功功率为1 000 MW，无功功率为300 Mvar)。换流阀采用MMC结构，云南侧(整流侧)每个桥臂功率模块数为335，广西侧(逆变侧)每个桥臂功率模块数为468，桥臂电感为105 mH；联接变采用单相双绕组YNyn0变压器，容量为3375 MV·A，额定变比为525 kV/375 kV，漏抗为0.14 p.u.，阀侧中性点接地电阻为5 000 Ω。图1中，UPn1、UPn2分别为整流侧、逆变侧的正极直流电压；UNn1、UNn2分别为整流侧、逆变侧的负极直流电压；idcP1、idcP2分别为整流侧、逆变侧的正极直流电流；idcN1、idcN2分别为整流侧、逆变侧的负极直流电流；iac1、iac2分别为整流侧、逆变侧的阀侧电流。

图1 异步联网工程柔性直流输电系统的主回路Fig.1 Main circuit of flexible DC transmission system in asynchronous interconnection project

图2 异步联网工程柔性直流输电系统控制器结构Fig.2 Controller structure of flexible DC transmission system in asynchronous interconnection project

1.2 柔性直流输电系统控制器结构

异步联网工程柔性直流输电系统控制器结构如图2所示，两端控制器的结构和比例积分(PI)参数相同，均采用常用的dq轴旋转坐标系下的直接电流控制方式[16]，包括电流外环和电流内环控制。电流外环控制分为有功类外环控制和无功类外环控制，分别如图2(a)、图2(b)所示，其中，有功类电流外环控制包括有功功率控制和直流电压控制2种类型，无功类电流外环控制包括无功功率控制和网侧交流电压下垂控制2种类型。图中，Vdc_ref和Vdc分别为直流电压的目标值与实测值；Pref和P分别为有功功率的目标值与实测值；Idref为d轴电流参考值；Idmax和Idmin分别为d轴电流参考值的上、下限幅值；Qref和Q分别为无功功率的目标值与实测值；Vs为交流系统电压实测值，根据交流系统电压U与q轴实测电流值Iq的线性关系，实现交流电压的下垂控制；Iqref为q轴电流参考值；Iqmax和Iqmin分别为q轴电流参考值的上、下限幅值。

图2(c)为电流内环控制器，图中isd、isq分别为d轴、q轴电流实测值；usd、usq分别为d轴、q轴电压实测值；Vdref、Vqref分别为d轴、q轴电压参考值；Vdmax、Vdmin分别为d轴电压参考值的上、下限幅值；Vqmax、Vqmin分别为q轴电压参考值的上、下限幅值；uref为变换为三相静止坐标系下的换流器电压参考值。

其中，2种无功类电流控制类型可通过手动切换实现控制模式转换。有功类电流控制在正常运行、无交流故障的情况下，整流侧采用定直流电压控制，逆变侧通过比较定有功功率控制、定直流电压控制的输出，取较大者作为输入电流内环控制的d轴电流参考值，其中有功功率测量值为本端极间直流电压和直流电流的乘积。由于逆变侧直流电压的参考值为630 kV(0.9 p.u.)，正常情况下逆变侧定有功功率控制输出的d轴电流参考值较大，因此逆变侧有功类控制模式为定有功功率控制。当由于交流系统发生接地故障等原因，导致逆变侧测量的直流电压下降至630 kV时，定直流电压控制输出的d轴电流参考值逐渐超过定有功功率控制，此时逆变侧有功类控制模式切换为直流电压控制。控制器Udc/Idc外特性曲线如图3所示，系统额定功率运行在点A，整流侧定直流电压控制将电压稳定在700 kV，逆变侧定有功功率控制将功率稳定在设定的目标值。

图3 控制器Udc/Idc外特性曲线Fig.3 Udc/Idc external characteristic curve of controller

2 直流电压测量异常导致功率反转机理分析

2.1 整流侧单极直流电压测量偏高

假设图1中整流侧正极直流电压UPn1测量偏高，为真实值乘以偏高系数k，此时测量值UPn1m与真实值UPn1之间的关系为：

UPn1m=kUPn1

(1)

由于联接变中性点的箝位作用，整流侧正极电压与逆变侧负极电压的绝对值相等，且在整流侧定直流电压控制器的作用下，极间电压稳定在700 kV，则有：

(2)

极间直流电压的真实值Udc为：

(3)

由式(3)可知，若整流侧一极直流电压测量偏高即k>1，则极间直流电压的真实值将变小，若下降至630 kV(0.9 p.u.)逆变侧将进入定直流电压控制，此时整流侧和逆变侧两端均为定直流电压控制模式，系统处于不稳定的运行状态，则系数k的临界值为k=1 400/630-1≈1.22，即k>1.22时逆变侧也进入定直流电压控制模式。

在送端和受端均处于定直流电压控制的情况下，为了继续维持系统运行，整流侧和逆变侧电流外环控制输出的d轴参考值幅值需相等，即：

(4)

其中，Kp1、Ki1和Kp2、Ki2分别为整流侧和逆变侧定直流电压PI控制器参数；Udcref1、Udc1m分别为整流侧直流电压目标值(700 kV)、测量值；Udcref2、Udc2m分别为逆变侧直流电压目标值(630 kV)、测量值。由于两端定直流电压控制的PI控制器参数相同，因此可得两端直流电压目标值与测量值幅值之差ΔUdc相等，且由图1可知两端交流电流参考方向相反，则有：

ΔUdc=(k+1)UPn1-700=630-2UPn1

(5)

可解得单极直流电压真实值为：

(6)

对应的ΔUdc如式(7)所示，由于k>1.22，则ΔUdc>0，说明整流侧直流电压测量值大于700 kV，逆变侧直流电压测量值小于630 kV，经直流电压PI控制器不断累积误差，电流外环输出的d轴电流参考值将发生极性反转，整流侧由正电流参考值反转为负，逆变侧由负电流参考值反转为正，直至达到电流外环输出的限幅值。

(7)

当k=1.25时异步联网工程柔性直流输电系统的EMTDC仿真结果如图4所示(图中广西侧、云南侧d轴电流参考值均为标幺值，后同)，2.5 s时云南侧正极直流电压发生测量偏高的现象。从图中可看出，有功功率经过约2.5 s的时间从1 000 MW反转至 -1 000 MW，两端的d轴电流参考值也随之反转，其中广西侧通过有功外环输出和直流电压外环输出的比较，在发生整流侧测量异常时选择了较大的直流电压外环输出作为d轴电流参考值。在功率反转期间，单极直流电压UPn1、极间直流电压的真实值Udc分别为312.9 kV、625.8 kV，与理论计算值基本相符。

图4 k=1.25时的仿真结果Fig.4 Simulative results when k=1.25

2.2 逆变侧单极直流电压测量偏低

同理，当逆变侧某一极直流电压测量偏低至630 kV时，将进入定直流电压控制，假设图1中逆变侧正极直流电压UPn2测量偏低，为真实值乘以偏低系数k，此时极间电压将稳定在630 kV，则极间直流电压的真实值Udc为：

(8)

由式(8)可知，若逆变侧直流电压下降至630 kV(0.9 p.u.)将进入定直流电压控制，则系数k的临界值为k=1 260/700-1=0.8，即k<0.8时逆变侧也进入定直流电压控制模式。

与整流侧直流电压测量偏高类似，为了维持系统继续运行，两端电流外环控制输出的d轴参考值幅值需相等，即直流电压目标值与测量值之差幅值ΔUdc相等，如式(9)所示。

ΔUdc=2UPn2-700=630-(k+1)UPn2

(9)

对应的ΔUdc见式(10)，由于k<0.8，则ΔUdc>0，说明整流侧直流电压测量值大于700 kV，逆变侧直流电压测量值小于630 kV，d轴电流参考值将发生极性反转，直至达到电流外环输出的限幅值。

(10)

k=0.75时异步联网工程柔性直流输电系统的EMTDC仿真结果如图5所示，2.5 s时广西侧正极直流电压发生测量偏低。从图中可看出，有功功率经过约1.2 s的时间从1 000 MW反转至-1 000 MW，两端的d轴电流参考值也随之反转，其中广西侧(逆变侧)选择了较大的直流电压外环输出作为d轴电流参考值。在功率反转期间，单极直流电压UPn1和极间直流电压的真实值Udc分别为354.7 kV、709.3 kV，与理论计算值基本相符。

图5 k=0.75时的仿真结果Fig.5 Simulative results when k=0.75

3 防止功率反转控制器优化策略

直流电压测量异常导致功率反转的根本原因是：逆变侧测量得到的极间直流电压降低，使其定直流电压控制的电流外环发挥作用，出现两端均控制直流电压但目标值不一致的情况，最终导致系统传输的有功功率发生反转。

为了防止因直流电压测量异常引起的功率反转现象，最直观的解决方法是禁止逆变侧定直流电压控制器的输出，发挥定有功功率控制器的作用，稳定有功功率。若整流侧单极直流电压测量偏高，此时逆变侧采取定有功功率控制，整流侧将采用测量偏高的值进行电压控制，控制结果将导致实际直流电压偏低，而逆变侧测量的直流电压为真实值，因此在定有功功率控制器的作用下功率将维持稳定，但由于实际直流电压偏低，将导致直流电流升高，长时间运行将对换流阀及直流场设备造成损坏。若逆变侧单极直流电压测量偏低，逆变侧将采用测量偏低的功率值进行有功功率控制，控制结果将导致实际传输有功功率偏高，超出换流器传输功率的范围将导致系统失稳，无法维持稳定的直流电压。因此需对逆变侧控制器进行优化，如图6所示，在未发生交流系统故障导致直流电压下降的情况下，逆变侧只有定有功功率控制器起作用，且通过比较整流侧和逆变侧计算的有功功率，选取较大者作为功率控制器功率测量值的输入。

图6 逆变侧控制器优化策略Fig.6 Optimization strategy of inverter-side controller

若整流侧单极直流电压测量偏高，则整流侧计算的有功功率值偏大，将被选择作为逆变侧功率控制器的输入，此时有功功率稳定在目标值，极间电压测量值稳定在700 kV，但真实值为式(3)计算得到的值，则功率的真实值为测量功率Pm的2/(k+1)，如式(11)所示。逆变侧控制器优化后的Udc/Idc外特性曲线见图7，此时测量值系统运行在点A，但由于直流电压真实值偏小，系统实际运行在点B。

(11)

图7 逆变侧控制器优化后Udc/Idc外特性曲线Fig.7 Udc/Idc external characteristic curve of inverter-side controller after optimization

若逆变侧单极直流电压测量偏低，则整流侧计算的有功功率值偏大，仍将被选择作为逆变侧功率控制器的输入，此时整流侧定直流电压控制器、逆变侧定有功功率控制器均选取了测量无异常的整流侧测量值，则极间电压将稳定在700 kV，且有功功率也能稳定在目标值，即逆变侧的测量异常对系统无任何影响，在图7所示外特性曲线中系统运行于点A。

控制器优化后k=1.25时异步联网工程柔性直流输电系统的EMTDC仿真结果如图8所示(图中有功外环输出为标幺值，后同)，2.5 s时云南侧正极直流电压发生测量偏高。从图中可以看出，在云南侧定直流电压控制器的作用下，云南侧极间直流电压测量值稳定在700 kV，单极直流电压测量值为388.9 kV，真实值为311.1 kV，与理论计算值基本相符。广西侧定有功功率控制采用的是云南侧计算的有功功率，因此功率测量值仍稳定在目标值1 000 MW，直流电流维持在测量异常前的水平，但功率真实值为888.9 MW，有功外环输出也随之减小。此时实际功率虽然较功率目标值小，但系统仍保持稳定运行且直流电流仍维持在额定水平，验证了所提优化策略的有效性。

图8 优化后k=1.25时的仿真结果Fig.8 Simulative results when k=1.25 after optimization

图9 优化后k=0.75时的仿真结果Fig.9 Simulative results when k=0.75 after optimization

控制器优化后k=0.75时异步联网工程柔性直流输电系统的EMTDC仿真结果如图9所示，2.5 s时广西侧正极直流电压发生测量偏低。从图中可以看出，在发生测量异常后，有功功率、有功外环输出、直流电流及云南侧直流电压均无明显变化，仍维持测量异常前的水平，证明了所提优化策略的有效性。广西侧单极直流电压和极间直流电压测量值分别为262.5 kV、612.5 kV，与理论计算值基本相符。

5 结论

本文在现有异步联网工程柔性直流输电系统控制器结构的基础上，对直流电压测量异常导致功率反转的问题进行了分析，并提出了相应的优化策略避免测量异常引起功率反转，所得结论如下。

a. 测量异常导致功率反转的根本原因在于，因逆变侧测量的极间直流电压降低，使其定直流电压控制的电流外环起作用，两端均控制直流电压，导致系统传输的有功功率发生反转。若整流侧测量偏高系数k>1.22，或逆变侧测量偏低系数k<0.8，均会出现功率反转现象。

b. 功率反转期间，由于两端定直流电压控制的PI控制器参数相同，因此两端直流电压目标值与测量值之差幅值相等，可由此计算得到功率反转时直流电压的真实值。

c. 为了防止因直流电压测量异常引起的功率反转问题，提出了逆变侧只定有功功率控制，且通过比较整流侧和逆变侧计算的有功功率，选取较大者作为功率控制器功率测量值输入的优化策略，仿真结果验证了该优化策略的有效性和可行性。