多端柔性直流输电系统交流故障穿越控制策略

邱子鉴， 刘 晋， 周 鑫， 杨富洁， 李怡辰

(华北电力大学 电气与电子工程学院， 北京 102206)

0 引 言

基于电压源型换流器的多端柔性直流输电系统(Voltage Source Converter based Multi-Terminal DC System,VSC-MTDC)以其多送点供电、多落点受电的运行特性在电网中所占比重日益提高。交流电网发生故障时，交流系统与换流站之间公共连接点(Point of Common Coupling,PCC)电压随之跌落。VSC-MTDC系统应当发挥其控制灵活的优势，维持换流站与直流电网的功率输送，保证换流站不脱网运行，即具备交流故障穿越能力[1]。

工业产品对电能质量的要求很高，当系统发生交流故障时，交流电网供电电压发生跌落，将对工业产品质量造成不利影响[2]；此外，故障发生后，换流站输入、输出功率失去平衡，直流电压将发生偏移，若直流电压大幅波动，将对换流站构成严重威胁[3]；交流故障发生后，如果缺乏针对性的故障穿越控制策略，不平衡功率可能导致换流站因直流过电压而脱网[4]；值得注意的是，在系统级的控制保护系统中，通讯系统的可靠性及信号交换过程中的延时也会增大交流故障穿越失败的可能性[5]。

文献[6]对柔性直流输电系统交、直流故障特性进行分析，系统地介绍了国内、外柔性直流输电线路故障处理与保护技术的现状和发展；文献[7]～[12]分别对舟山、南澳、张北多端柔直工程交、直流故障穿越能力进行分析，指出换流站输入、输出功率不平衡是直流过电压产生的主要原因，并提出适时切换换流站控制策略以提升柔性直流故障穿越能力的技术方案；文献[13]将升频/降压法与直流卸荷电路相结合以实现VSC-MTDC联网风电场的交流故障穿越控制，并根据电网电压跌落深度，按风电并网导则规定，向电网提供无功电流，助使电网电压快速恢复，但是该方案控制系统的调节范围较小，并且加装直流卸荷电路将增加经济成本。

文献[14]～[15]对VSC-MTDC系统交流故障进行仿真试验，得出故障后交、直流电网电压的变化情况，并提出一种基于交流电压检测的控制模式转换方案，实现了交流故障穿越控制，但是该方案忽略了控制切换过程中的暂态冲击问题；文献[16]～[17]针对VSC-MTDC系统故障后的过电流问题，通过改进控制系统的限幅环节，实现对交流过电流的有效抑制，但是该方案仍需对电流限值与PCC点电压之间的关系进行研究，以防顾此失彼；文献[18] ～[20]指出MTDC系统的控制策略需要满足N-1原则，并对比当前MTDC系统的站间控制策略，其中，下垂控制虽然不依赖站间通信，具有较高的可靠性，但是受限于固定的下垂系数，难以适应复杂工况。

综上所述，本文提出一种多端柔性直流输电系统交流故障穿越控制策略。当PCC点电压因交流故障发生跌落时，根据其跌落幅度，换流站增发无功功率以支撑交流电网；此外，为防止增发无功功率导致换流站功率越限，助增交流系统过电流，在换流站双闭环控制环节中设置动态电流限幅环节，以实现动态电流控制；软件控制受限于换流站容量，且动态电流限幅环节容易引起换流站输入、输出功率失去平衡，因此在换流站出口处加装一种辅助电路，辅助电路根据换流站不平衡功率自动调整直流电容电压，以控制卸荷电阻消耗的不平衡功率，通过软件、硬件结合的方式实现交流故障穿越控制。

1 VSC-MTDC系统交流侧故障分析

1.1 基于开关函数的VSC一般数学模型

VSC-MTDC系统发生交流故障时，交流电压发生一定程度的跌落，交流电网产生较大的故障电流，直流电压也会发生偏移。以受端VSC换流站为例，三相换流器每相桥臂共有2种开关模式，即上桥臂导通或下桥臂导通，因此三相电压源型换流器共有8种开关模式，可利用单极性二值逻辑开关函数描述：

图1为VSC结构示意图，以A相为例，ea表示A相交流电动势。假设VSC到PCC点的线路阻抗及变压器T折合到二次侧的阻抗之和为Zl=Rl+jωLl，将VSC桥臂等效阻抗Zs=Rs+jωLs同Zl相加，得到Z=Rs+Rl+jω(Ll+Ls)=R+jωL。此外，假设A相交流电压源到换流变压器之间的线路阻抗为ZT=RT+jωLT，ia代表换流站A相交流电流，换流站理想变压器变比为T，根据KVL定律建立VSC A相回路方程：

图1 VSC结构示意图Fig. 1 VSC structure diagram

(2)

(3)

HBSM共存在3种工作状态，如表1所示。MMC将子模块中直流储能电容的能量均匀地分配到3个独立的相单元子模块中，通过调整子模块中2个IGBT(T1、T2)的开通与关断状态，灵活地实现子模块的投入与切除。

式中：ia′为变压器一次侧A相交流电流，ia′=ia/T。

根据式(3)，可将PCC点A相电压vpcc_a近似表示为

vpcc_a=Vpccsin(ωt+φpcc_a)

(4)

式中：Vpcc为vpcc_a交流电动势幅值；φpcc_a为vpcc_a初相角。

(5)

B相、C相KVL关系与式(5)类似。

考虑三相对称系统，有如下关系：

ea+eb+ec=0

(6)

ia+ib+ic=0

(7)

联立式(5)、(6)、(7)可得：

(8)

(9)

根据式(9)列出基于开关函数的VSC A相交流电压va0的数值关系，如表1所示。

表1 基于开关函数的交流电压va0数值关系

1.2 单端VSC交流故障特性

正常情况下，VSC-MTDC系统直流电网有功功率保持平衡，送端换流站输出功率Pin与受端换流站吸收功率Pout相等。若送端换流站发生交流故障，换流站输出功率Pin下降，假设直流电网最大不平衡功率为Pdif。

Pdif=Pin-Pout<0

(10)

由于Pdif<0，直流电容器开始放电，假设电容器初始电压为v0，根据电容器功率能量关系可得：

(11)

由式(11)可知，当Pdif<0时，直流电压vdc不断降低。同理可知，受端换流站发生交流故障时，换流站吸收功率Pout下降，此时Pdif>0，直流电容器开始充电，直流电压vdc不断升高。

假设故障情况下，换流器调制方式基本不变：

(12)

由表1可知，va0输出波形接近正弦波。结合式(12)，可以将va0近似表示为

va0=mvdcsin(ωt+φ0)

(13)

式中：m=2/3；φ0为va0初相角。

综上所述，VSC换流站交流系统可等效为

根据图2，VSC A相交流电流可表示为

图2 VSC换流站交流侧等效电路图Fig. 2 Equivalent circuit diagram of AC side of VSC converter station

(14)

式中：k= mvdc-Vpcc；n= mvdcsinφ0-Vpccsinφpcc。

由式(14)可知，A相交流电流ia0主要受PCC点交流电动势幅值Vpcc和直流电压vdc的影响。当送端换流站发生交流故障时，送端换流站PCC点电压幅值Vpcc瞬间下降，直流电压vdc不断下降。若Vpcc跌落较深，交流电流ia0将会激增。与之类似，当受端换流站发生交流故障时，直流电压vdc不断上升，交流系统也将有过电流产生，换流站的安全遭受威胁。

2 交流故障穿越控制策略

2.1 无功功率优先模式

交流故障穿越能力是指当交流电网发生故障后，换流站与直流电网维持连接并保持一定功率输送的能力[4]。根据1.2节所述，VSC-MTDC系统发生交流故障后，需要保证交流系统PCC点电压稳定，并将交流电流限制在一定幅度之内。无功功率是影响交流电压的主要因素[2]，并且在VSC-MTDC系统中有功功率和无功功率独立控制。因此，在交流电网发生故障后，应优先考虑增发无功功率以支撑PCC点电压。

以受端VSC换流站为例，在dq同步旋转坐标系下，受端换流站发出的有功功率Pt和无功功率Qt可表示为

(15)

(16)

式中：utd、utq、itd、itq分别为dq同步旋转坐标系下PCC点交流电压、交流电流d、q轴分量。

图3 受端VSC换流站交流系统示意图Fig. 3 Schematic diagram of the AC system of the receiving end VSC converter station

(17)

Tutd=Us-isqωLT

(18)

Tutq=isdωLT

(19)

由式(18)～(19)可得PCC点交流电压为：

(20)

由于is=it/T，可得：

(21)

由式(15)～(16)可得：

(22)

(23)

联立式(21)～(23)，可得：

(24)

(25)

B=-2MPtutqVpcc2；

C=Vpcc2[(TVpcc)2-(MPtVpcc)2]。

式(25)为PCC点交流电压幅值与换流站消耗的无功功率和有功功率的约束关系，可为故障情况下换流站增发无功功率提供理论依据。式(25)中“±”号当换流站为送端换流站时取正，为受端换流站时取负。由式(25)可知，该控制策略受换流站最大容量的影响，当无功功率给定值超过换流站的最大容量时，VSC-MTDC故障穿越能力将大大下降。

2.2 动态限幅环节

根据2.1节所述，VSC-MTDC系统发生交流故障后，在故障侧换流站增发无功功率，维持PCC点电压稳定。然而，增发无功功率可能会助增交流系统过电流，危害系统安全。

交流电网PCC点电流幅值It为

(26)

式中：ilim为VSC控制系统的电流限幅，通常为换流器额定电流iN的1.1倍。

故障发生后，换流站的交流故障穿越控制优先满足无功功率的需求。柔性直流输电系统有功功率和无功功率独立控制，无功功率主要由q轴电流决定，有功功率主要由d轴电流决定。为抑制交流系统过电流，将控制系统的电流限幅环节改进为

(27)

式中：iqlim、idlim分别为q轴、d轴电流限幅；iB为电流基准值；k为电流裕度，一般取0.85～0.95。控制框图如图4所示。

图4 动态电流限幅环节控制框图Fig. 4 Control block diagram of dynamic current limiting link

当交流系统PCC点电压跌落较深时，换流站需要增发大量无功功率，在动态电流限幅环节的作用下，换流站传输的有功功率大量减少，加剧了换流站有功功率的不平衡情况。此时，直流电压发生严重偏移，需要采取额外措施消耗不平衡功率，以维持直流电压稳定。

3 辅助电路

直流电网阻尼较低，直流故障发生后，故障电流迅速上升，对换流器构成严重威胁。直流断路器能够迅速隔离故障，是提高MMC-MTDC系统直流故障穿越能力的极佳措施。

文献[5]在传统式卸荷电路拓扑的基础之上，提出一种新型模块化卸荷电路拓扑，通过控制投入的子模块数目，连续调节卸荷电路所消耗的功率，实现相对平滑的工作特性，如图5所示。但是，该方案串联了大量的IGBT、电容和电阻，经济成本相对较高。

图5 卸荷电路拓扑Fig. 5 Topology of different dynamic braking resistor circuits

本文提出一种加装在换流站直流出口处的辅助电路，如图6所示，利用集中式卸荷电阻Rax消耗换流站不平衡功率，通过控制直流电容电压Uc即可连续调节卸荷电阻所消耗的不平衡功率Pdif。

图6 辅助电路结构示意图Fig. 6 Schematic diagram of auxiliary circuit structure

正常运行时，换流站通过通路1或通路2传输有功功率，交流故障发生后，触发晶闸管组DT1，利用卸荷电阻Rax消耗不平衡功率，通过控制直流电容电压Uc即可连续调节卸荷电阻所消耗的不平衡功率Pdif。卸荷电阻Rax消耗的不平衡功率Pdif可表示为

Pdif=(Udc-Uc)2/Rax

(28)

直流电容C的控制结构如图7所示。

图7 直流容器控制结构Fig. 7 Capacitor control structure

当1号电容电压Uc1小于电容电压给定值Ucref时，触发IGBT TC1_up、TC2_down，此时，1号电容开始充电，直至1号电容电压Uc1大于电容电压给定值Ucref，闭锁IGBT TC1_up、TC2_down，触发IGBT TC1_down、TC1_free、TC2_up；此时，2号电容开始充电，2号电容电压Uc2逐渐上升，1号电容通过耗能电路放电；2号电容在辅助电路启动前利用通路3充电，因此上述切换过程不会造成直流电容电压的大幅跌落；若在2号电容电压Uc2上升至给定值Ucref之前，1号电容电压已经下降到给定值Ucref之下，重新触发IGBT TC1_up、TC2_down同时闭锁IGBT TC1_down、TC1_free、TC2_up，此时，1号电容重新开始充电；若在2号电容电压Uc2上升至给定值Ucref之后，1号电容电压仍未下降到给定值Ucref之下，IGBT TC2_up闭锁，IGBT TC2_down、TC2_free导通，2号电容通过耗能电阻放电，此时直流电容C输出电压为0；为减少直流电容电压的过零情况，需要加快1号电容的放电速度；此外，为抑制开关器件频繁切换产生的不利影响，需要在控制环节中加装滞环控制环节。

表2 直流电容控制逻辑Tab.2 Capacitor control logic

辅助电路利用大量晶闸管和二极管串联分压，大大减少了IGBT的使用数量，有利于控制经济成本，并且同样可以实现有功功率的连续调节。利用仿真软件Matlab/Simulink模拟该控制结构，设置初始时刻直流电容给定值为200 kV，1.0 s切换为300 kV，2.0 s切换为400 kV，直流电容输出电压Uc的仿真结果如图8所示。

图8 直流电容电压UcFig. 8 DC capacitor voltage

卸荷电阻消耗的不平衡功率的仿真结果如图9所示。

图9 不平衡功率Fig. 9 Unbalanced power

由仿真结果可知，本文提出的控制结构可以有效控制直流电容电压跟随电压给定值Ucref改变，并且直流电容电压过零点较少，卸荷电阻消耗的不平衡功率也随直流电容电压的变化连续改变。

4 仿真验证

直流断路器动作后，直流电网的拓扑结构发生改变，潮流的转移可能引发非故障线路过载，此时需要及时调整换流站输送的有功功率，减轻非故障线路过载情况。

基于Matlab/Simulink搭建如图10所示的四端VSC-MTDC系统仿真模型，模型参数如表3所示。

图10 四端VSC-MTDC系统结构示意图Fig. 10 Four-terminal VSC-MTDC system structure diagram

换流站控制方式有功功率参考值 / MW直流电压参考值 / kV工作状态VSC1定有功功率250300送端VSC2定有功功率200300送端VSC3定直流电压—300受端VSC4定有功功率200300受端

仿真开始后，换流站分阶段依次投运，换流站的投入过程会使系统电压会发生波动，直到0.5 s后系统趋于稳定。与受端换流站VSC4相连的交流电网于1.0 s发生交流故障，交流电压下跌15%。此时，若不采取任何控制手段，VSC-MTDC系统各电气量的变化情况如图11所示。

图11 换流站无动作时各电气量波形图Fig. 11 Waveforms of various electrical quantities when the converter station is inactive

现启动VSC-MTDC系统交流故障穿越控制策略，仿真开始后，换流站依次投运，0.5 s后系统趋于稳定。与受端换流站VSC4相连的交流电网于1.0 s发生交流故障，交流电压下跌15%；1.05 s时，根据式(25)，VSC4换流站增发138 MVar无功功率，电流限幅根据式(27)自动变化为idlim=0.699 4、iqlim=1.1；1.10 s时，换流站VSC4启动辅助电路，消耗换流站不平衡功率，VSC-MTDC系统各电气量的变化情况如图12所示。

图12 采用故障穿越控制后各电气量波形图Fig. 12 Waveform diagram of each electrical quantity after adopting fault ride-through control

由仿真结果可知，交流故障发生后，若不启动交流故障穿越控制策略，PCC点电压随之下降，并伴随有过电流产生。当有功功率失去平衡时，换流站直流电压大幅上升。若仅由平衡换流站协调功率，直流电压恢复过程相对缓慢。

启动交流故障穿越控制策略之后，换流站VSC4增发无功功率，PCC点电压逐渐恢复平衡，在动态电流限幅环节的作用下，交流过电流得到有效抑制；启动辅助电路后，辅助电路负责消耗不平衡功率，通过软件、硬件结合的方式，从而实现交流故障穿越。

值得注意的是，如果PCC点电压的跌落幅度较大，换流站增发的无功不足以维持PCC点电压稳定，此时换流站将会发生闭锁，保护换流站的安全运行。由于换流站的临界情况受控制策略以及输电容量的限制，不同MTDC系统的临界情况需要具体分析。本文采用的MTDC系统可以允许的最大电压跌落幅度约为25%，超出此范围将会影响系统的正常运行。

5 结 论

多端柔性直流输电系统交流电网发生故障后，PCC点电压随之跌落，并伴随有过电流产生。交流故障使系统有功功率失去平衡，不平衡功率将导致直流电压发生偏移，换流站因触发过电压保护而脱网。若交流故障发生后，换流站与直流电网保持连接并继续输送功率，即具备交流故障穿越能力，将大大提高系统运行的稳定性。

本文提出一种交流故障穿越控制策略，交流故障发生后，PCC点电压随之跌落，换流站通过增发无功功率维持PCC点电压稳定；考虑到增发无功功率可能导致换流站功率越限，助增交流系统过电流，在换流站双闭环控制环节中加入动态电流限幅环节，电流限幅可根据换流站增发的无功功率自动调节，从而抑制交流系统过电流；不平衡功率是换流站直流过电压产生的主要原因，本文设计了一种辅助电路，通过控制辅助电路中直流电容电压进而动态调节卸荷电阻消耗的不平衡功率，相比模块化卸荷电路和传统式卸荷电路，其经济效果更佳；通过软件、硬件结合的方式使直流电压迅速恢复平衡，实现了多端柔性直流输电系统交流故障穿越。