LCC-MMC混合级联型直流输电系统启动控制策略研究

何平港，牟大林，林 圣

LCC-MMC混合级联型直流输电系统启动控制策略研究

何平港，牟大林，林 圣

(西南交通大学电气工程学院，四川 成都 611756)

为实现逆变侧采用电网换相换流器(line commutated converter, LCC)和多个并联模块化多电平换流器(modular multilevel converter, MMC)阀组串联的混合级联直流输电系统的安全、可靠启动，提出了一种按照不可控充电和系统控制解锁两阶段划分的启动控制策略。首先建立该类混合结构下直流系统的数学模型。在对低压端MMC不可控充电阶段暂态特性分析的基础上，推导了MMC最大启动冲击电流和预充电时间的等效计算公式，并根据最大冲击电流和预充电时间为MMC启动过程中限流电阻的选取提供依据。其次，在系统级控制器解锁至系统稳态运行阶段，针对MMC并联组在控制器解锁时产生的不平衡启动电流问题进行了分析，提出一种基于不同换流器间控制时序配合与自适应MMC功率参考值的启动优化策略。最后，通过PSCAD/EMTDC仿真结果表明，所提启动方案可以有效实现混合级联型直流输电系统的平稳启动。

混合级联型直流输电系统；限流电阻；不平衡电流；启动优化策略

0 引言

能源资源和负荷需求在我国呈现逆向分布状态，采用直流输电技术是实现远距离大容量输电、优化资源配置的必然选择[1-2]。但是仅采用单一的基于电网换相换流器(line commutated converter, LCC)的常规直流输电技术或者基于模块化多电平换流器(modular multilevel converter, MMC)的柔性直流输电技术难以兼顾经济性和技术性的要求，因此，选择将两种直流输电方式优势集成互补的混合直流输电技术作为当前理论研究和工程应用的热点[3-6]。

对于混合直流输电系统而言，各换流器的平稳启动是系统进入后续正常运行阶段的前提条件[7-8]。在不同的混合直流输电结构下，如何抑制系统在启动过程中对换流器和电网带来的过电流冲击，以及实现不同类型换流器间的启动配合是工程设计中的重点[9]。从现有研究来看，按照时间尺度进行分阶段启动是混合直流输电系统的基本启动策略[10-15]。文献[10]针对整流侧采用LCC、逆变侧采用MMC结构的混合直流系统，在系统整体的准稳态数学模型基础上提出利用直流系统为受端MMC电容器进行充电的启动策略。文献[11-12]分别针对LCC- FBMMC串联型混合直流系统和伪双极VSC-LCC型混合直流输电系统，采用了相似的三段式启动方案以实现系统的平稳启动。文献[13]针对VSC-LCC双端混合系统，提出了在系统单向潮流限制下，采用直流侧极性切换的控制启动方法。文献[14]在整流侧采用LCC、逆变侧采用混合子模块型MMC的混合直流系统结构下，分析了此种混合结构下系统的启动过程，设计了系统整体的充电解锁方案。文献[15]对LCC-VSC三端混合直流系统，开展了换流站不同解锁顺序下系统启动控制策略的研究。针对上述不同结构的混合直流输电系统，分阶段启动的第一步均需要预先投入限流电阻以限制柔性换流器内部电容预充电时产生的冲击过电流。然而，关于限流电阻的参数设计，需要充分考虑系统最大允许启动电流和启动时间的要求[16]，相关文献给出了限流电阻参数与交流侧充电电流的近似关系表达式[17]，但其忽略了充电回路中桥臂电抗的影响，导致计算出来的MMC最大启动电流与实际最大电流存在较大的误差。因此，在混合直流系统的启动充电阶段，还需要进一步研究更准确合理的混合直流系统MMC限流电阻的定量计算方法。

除上述混合直流输电系统拓扑结构外，我国目前正在建设的白鹤滩-江苏混合直流输电系统逆变侧采用LCC与3个并联MMC直接串联的新型拓扑结构[18-21]，对于该混合结构，由于逆变侧采用多个MMC相互并联的结构，若换流器间协调控制措施不当，系统启动时将在MMC并联阀组直流侧产生不平衡电流，给系统的安全启动带来极大威胁。针对并联MMC产生不平衡电流的问题，文献[22-23]给出了交直流故障下混合级联输电系统MMC阀组间不平衡电流的抑制策略。然而，在系统启动与故障暂态两种情况下，MMC阀组间不平衡电流的诱发机理并不相同，现有针对混联系统故障暂态不平衡电流的抑制方法并不直接适用于启动过程中多阀组间不平衡电流的抑制。因此，亟须提出一种多换流器间的协调控制策略，以有效解决混联系统低压侧多个MMC阀组间的启动不平衡电流问题。

基于此，本文以上述逆变侧混合级联型直流系统为研究对象，首先介绍了LCC-MMC混合级联型直流输电系统拓扑结构与数学模型，推导了MMC启动时最大冲击电流和预充电时间的解析表达，并设计了MMC在有源启动方式下限流电阻参数的选取原则。针对在控制器解锁时MMC并联组间的不平衡电流问题，分析了不平衡启动电流的产生机理，提出一种基于不同换流器间控制时序配合与自适应MMC功率参考值的启动不平衡电流抑制策略。最后，基于PSCAD/EMTDC仿真模型验证了所提混合级联直流输电系统协调启动方案的有效性。

1 逆变侧混合级联直流系统简述

1.1 基本拓扑结构

逆变侧LCC-MMC混合级联结构的单极系统主接线结构如图1所示。

图1 LCC-MMC混合级联直流输电系统拓扑

图2 半桥子模块MMC拓扑结构

与传统高压直流输电系统相比，在逆变侧采用LCC与MMC串联混合的形式具有以下技术特点：(1) 逆变侧MMC能够独立控制有功和无功功率，系统运行控制灵活性好。(2) 当发生直流故障时，可通过整流侧LCC强迫移相达到清除故障电流的目的。(3) 逆变侧交流故障导致LCC换相失败时，MMC换流器仍能维持一定的有功功率传输，加强受端交流系统稳定性；(4) 受端多馈出落点结构满足不同负荷中心电力需求，并通过多MMC并联关系解决柔性直流系统容量较小的弊端。

1.2 数学模型

由系统两侧直流电压可得到直流电流为

由式(1)—式(4)可知，通过调节交流侧电压、LCC触发角、MMC电压调制比和相角差等，可以调节逆变侧混合级联系统的直流电压与电流。考虑到换流变压器分接头调压在实际工程中响应速度慢的问题，故一般选择LCC触发角、作为主要控制量；而MMC则可以通过改变电压调制波的相角与调制比来进行调节控制。在混合级联系统的启动过程中，即通过联合调节上述各换流器间的控制量，以保证系统的电压电流被控量从零平滑过渡至额定值。但不同类型换流器拓扑结构各异，控制策略也各不相同，使得混联系统的启动过程需要综合考虑多个换流器间的协调配合关系。

参考传统MMC-HVDC系统的启动流程[26-28]，本文将所研究的新型混合级联系统的启动过程划分为2个阶段：(1) MMC不可控充电阶段；(2) 系统控制解锁阶段。在MMC不可控充电阶段，主要对依靠交流侧自励充电启动方式中限流电阻的计算问题进行分析；而在系统控制解锁阶段，将分别对MMCB控制解锁以及LCC控制解锁阶段的系统不平衡电流问题展开分析。

2 低压端MMC不控充电阶段

在MMC的实际运行过程中，IGBT的控制驱动电路直接由各子模块内部分散的电容进行分压供能，而在启动初期，子模块内部电容初始电压为零，因此MMC缺乏外部能量而处于不控闭锁状态。此时首先需要对各储能电容进行预充电以初步建立起直流电压，这也是整个混联系统启动的第一步。考虑到在所研究的混联系统中，低压端3个MMC分散连接于不同的交流电网，因此可选择依靠交流侧自励启动方式进行子模块电容的预充电，此阶段中，交流系统与IGBT反并联二极管形成的不控充电回路如图3所示。

图3 MMC不可控充电等效电路

图3中，ac、ac分别代表交流侧等效电感与电阻；arm代表桥臂电感；eq代表一个桥臂内的等效电容，3个上桥臂从左到右编号依次为为1、3、5，下桥臂编号为4、6、2。以图中所示电流方向t、b代表规定的正方向。

图4 合闸时间分段示意图

以在C1—C2区域S2合闸为例进行分析。合闸时正负极直流母线对地电压为0，由于此时sa＞ 0，则A相电流将从Va流向正极直流母线Bp和负极直流母线Bn，对应桥臂4子模块电容充电，桥臂1子模块电容被旁路；而由于sb、sc＜ 0，则B、C相上电流将由正极直流母线Bp和负极直流母线Bn流向Vb和Vc位置，对应桥臂3、5中子模块电容充电，桥臂6、2中子模块电容被旁路。图4中，由三相电压间关系可知，除了三相电压过零点以外，在C1—C6任意时间段进行合闸操作，必然有3个桥臂内电容处于充电状态，3个桥臂处于短路状态。

在后续的电容充电过程中，伴随着子模块电容电压的上升以及MMC交流侧线电压瞬时值的变化，一旦某个桥臂内承受的正向电压小于桥臂电容电压之和，充电电流反向，但是由于子模块中续流二极管承受反向电压截止，从而使桥臂电流保持为0。由于MMC的强非线性特点，对此充电全过程中的启动电流难以进行定量的解析计算，实际工程中更为关注的是MMC在此不可控充电过程中最大冲击电流的估算。此时，忽略线间电压较小的两相电源作用，选择线电压绝对值最大的相间回路作为启动简化等效电路，以AB相为例，其简化后的预充电等效电路如图5所示。

根据图5，列写充电回路特性方程如式(5)所示。

图5 预充电等效电路

其中，

相关符号变量含义表示为

根据式(9)，对比了在不同交流侧等效电阻情况下，MMC不控充电阶段最大冲击电流的近似计算结果和仿真结果，如图6所示。可以看到，最大启动电流等效计算结果与仿真结果总体表现出良好的近似性，验证了本文所提等效计算方法的合理性。

在不控充电阶段结束后，MMC各子模块电容最终电压为

式中，为MMC单个桥臂子模块个数。考虑到实际工程中子模块电容电压达到额定电压的30%即可满足控制驱动电路的取能要求，此时各MMC均已达到正常控制IGBT通断的要求，可进入到下一步的控制解锁环节。

3 控制解锁环节

3.1 MMCB启动不平衡电流的产生原因

由前述分析可知，在MMC不可控充电阶段结束后，子模块电容电压尚未达到额定值，但已达到其控制触发电路的分压取能要求，此时各MMC需要投入内外环控制器以继续抬升直流电压，同时在子模块电容电压均衡控制策略的作用下，周期性地投切子模块以完成对子模块电容的充电。在白鹤滩-江苏混合级联直流工程的逆变侧结构中(如图7所示)，为了保证整个系统具有有功功率分配能力，低压端3个并联的MMC在稳定运行阶段采用“定直流电压+定有功功率”的主从控制配合方式，其中MMC1控制直流侧电压为定值，MMC2和MMC3控制交流侧有功功率为定值，其各自的稳态工作点为图8 MMCB主从控制图中的A1—A3点。

图7 混合级联系统逆变侧结构

图8 MMCB主从控制示意图

根据图7，由稳态时的KCL关系可知，此时逆变侧低压端的电流、功率满足关系式(13)。

式(13)表明了系统稳态时低压端MMCB的功率分配模式，但在3个MMC过渡到各自的稳态工作点之前，采用定直流电压与定有功功率控制的MMC将表现出不同的控制特性。若直接按照主从控制策略进行解锁，则在分阶段投入MMC控制以及LCC控制时将引起低压端MMCB的不平衡启动电流，原因分析如下。

2) LCC控制解锁阶段：在整流侧和逆变侧LCC解锁后，整个混合输电系统进入直流功率上升阶段，此时直流电流将在定电流控制器作用下以一定速率上升至额定值。此阶段中，为了维持送受端功率的平衡协调，常规启动策略通常认为只需将整流侧LCC的电流指令值与定功率控制MMC的功率指令值保持相同的斜率上升即可[23]，但其一方面忽略了长线路功率传输所需要的耗时，另一方面未考虑LCC与MMC响应特性的快慢问题，由于MMC本身阻尼特性较小，从而具有更快的功率调节能力。因此，在整流侧LCC控制器解锁的初期，其传输的功率将不能满足逆变侧定有功功率控制下MMC2和MMC3快速上升的功率输送要求，两者的功率缺额将由没有功率控制能力的MMC1提供，此时，将再次产生3个MMC之间的不平衡电流现象。

综合以上原因，需要对混合级联系统控制解锁阶段的不平衡电流问题有针对性地采取优化措施。

3.2 不平衡启动电流抑制策略

在混合级联系统的控制解锁阶段，根据3.1节所分析的低压端MMCB可能产生不平衡启动电流的主要原因有两个：一方面是在MMCB外环控制器解锁时，定直流电压与定有功功率控制器之间的控制特性不一致；另一方面则是在LCC控制器解锁时，直流传输功率与MMC功率的参考值不匹配。针对上述原因，本节提出一种简单有效的并联MMCB启动优化控制策略，主要思路由MMC外环功率控制器的时序配合以及采取自适应的功率参考值完成，其具体的控制逻辑如图9所示。

图9 MMCB启动优化控制策略

图9中，启动优化策略的控制逻辑主要分为以下2个步骤。

1) 在MMCB的可控充电阶段，为消除有功类外环控制器控制特性的不一致，选择在0—1阶段投入相同的直流电压控制器和电容电压均衡控制，待所有子模块电容电压充电至额定电压后，MMC2和MMC3的外环控制器可以正常切换到稳态时的定有功功率控制器。切换后，为了抑制MMC交流侧功率波动带来PI控制器不必要的响应动作，直到2时刻高压端LCC控制器解锁前，外环功率PI控制器的输入偏差始终设置为0。

4 系统协调启动策略

根据前文所分析的电阻限流措施与不平衡启动电流抑制策略，设计混合级联直流系统LCC与MMC间的协调配合启动流程，如图10所示。

图10 混联系统协调启动流程

图10中，具体的启动控制流程如下：

3) 解锁双侧LCC控制器，在系统直流传输功率从零开始上升并到达额定值阶段，MMC2和MMC3的外环有功参考值根据实际直流极母线功率进行计算，抑制MMCB之间的不平衡电流，直到各状态量达到额定值，系统进入稳态运行阶段。

5 仿真验证

5.1 混合级联直流系统仿真模型

为了验证所提混合级联型直流系统换流器协调优化启动策略的有效性，在PSCAD/EMTDC中搭建了如图1所示的混合直流输电系统，系统主要仿真参数如表1所示。

表1 系统主要参数

仿真中几个重要的时间节点设置如下。

1) 0—0.1 s：所有换流器均闭锁，交流侧断路器处于分闸状态。

2) 0.1—0.5 s：MMC交流侧断路器合闸，投入限流电阻，进入不控充电阶段。

3) 0.5—1.0 s：MMC内外环控制器解锁。

4) 1.0 s：整流侧和逆变侧LCC控制器解锁。

5.2 MMC限流电阻选取

对混合级联直流输电系统低压端MMC预充电过程进行仿真试验，综合考虑系统中变压器漏抗、电源内阻等参数后，根据式(9)和式(11)得出限流电阻st与最大启动电流max、预充电时间c的关系如图11所示，st的取值为204W＜st＜ 241W，综合考虑后选取中间值st= 220W。

图11 限流电阻选取范围计算值

设定合适的限流电阻参数并满足相应的启动条件后，以MMC1为例，仿真得到MMC启动全阶段A相冲击电流波形，如图12所示。

图12 启动冲击电流仿真值

由图12可知，在MMC交流侧断路器合闸后，其合闸暂态冲击电流最大瞬时值约为1.37 kA，表明按照第2节关于MMC不控充电阶段限流电阻选取的合理性。0.5 s控制器投入时，冲击电流最大瞬时值约为1.31 kA，启动全程MMC交流侧最大冲击电流未超过1.5倍稳态运行幅值。

5.3 启动控制策略有效性验证

按照混合级联系统分段启动流程，在直接按照稳态主从控制策略与投入本文所提启动优化控制策略的条件下，混合级联直流系统的启动特性对比仿真结果如图13和图14所示。

图13显示了当未投入启动优化控制策略进行混合级联直流系统的启动时，低压端并联MMCB分别在0.5 s时控制器解锁以及1～1.3 s直流功率上升阶段发生了阀组间启动电流不平衡现象，尤其是在0.5 s采用定直流电压和定有功功率的主从控制方案解锁时，由于外环控制特性的不一致导致了严重的过电流现象，其直流过电流最大绝对值达到5.92 kA，超过额定运行电流3.54倍，严重威胁相关换流器设备的安全启动；同时在1.0～1.3 s高压端LCC解锁期间，再次产生了3个MMC间的启动电流不平衡现象，MMC1在启动初期工作于整流模式，验证了第3节中理论分析的正确性。

图13 未投入优化策略时MMCB启动特性

图14 投入优化策略后MMCB启动特性

在投入本文所提启动优化控制策略后，由图14可以看到，0.5 s时低压端MMCB均采用相同的定直流电压控制器解锁，能有效抑制并联阀组间的启动不平衡电流。待子模块电容充电至额定值后，0.7 s时MMC2和MMC3切换成定有功功率控制，由于此时外环PI控制器输入偏差保持为0，MMCB之间未出现较大的功率波动。1 s时LCC控制解锁，直流功率开始提升后，根据实际传输功率采取自适应的功率参考值后，LCC实际输送直流功率与定有功功率参考值不匹配导致的MMCB不平衡功率交换得到了显著抑制，3个MMC传递到交流系统侧的有功功率经斜坡上升平稳过渡到稳态值。

图15 混合级联直流系统启动电压、电流特性

6 结论

本文研究了一种LCC-MMC新型混合级联直流输电系统的启动控制策略，主要贡献如下：

1) 从MMC启动暂态特性出发，分析了MMC启动时的不可控充电简化等效回路，推导了最大启动电流、充电时间与限流电阻间的近似计算方法，可为实际工程中限流电阻的参数选取提供依据，具有一定的工程实用价值；

2) 具体分析了混合级联系统低压端MMCB在系统控制器解锁时产生不平衡启动电流现象的原因，提出了一种基于不同换流器间控制时序配合与自适应MMC外环功率参考值的启动优化策略，仿真结果验证了该启动控制策略的有效性。

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Start-up control strategy for an LCC-MMC hybrid cascade HVDC system

HE Pinggang, MU Dalin, LIN Sheng

(School of Electrical Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 611756, China)

To realize safe and reliable start-up of a hybrid cascaded DC transmission system in series with line commutated converter (LCC) and parallel modular multilevel converter (MMC) valves on the inverter side, a start-up control strategy based on the two stages division of uncontrollable charging and control unlocking is proposed. First, the mathematical model of the hybrid DC transmission system is established. Based on the analysis of the transient characteristics of the uncontrollable charging stage of the MMC at the low-voltage end, the equivalent calculation formulas of the MMC maximum start-up impulse current and pre-charge time are deduced. Then the selection basis of current limit resistance in the MMC start-up process is provided according to the maximum impulse current and pre-charge time. Second, from the unlocking of the system controller to the steady-state operation stage, the unbalanced start-up current problems between MMC parallel groups when the controller is unlocked are analyzed. Then an optimized cooperation strategy based on the control sequence coordination of different converters and adaptive MMC power reference valve is proposed. Finally, PSCAD/EMTDC simulation results show that the proposed start-up scheme can effectively realize the smooth start-up of a hybrid cascaded DC system.

hybrid cascade DC transmission system; limit resistance; unbalanced current; start-up optimization strategy

10.19783/j.cnki.pspc.220103

国家自然科学基金项目资助(51977183)

This work is supported by the National Natural Science Foundation of China (No. 51977183).

2022-01-22；

2022-02-25

何平港(1998—)，男，硕士研究生，研究方向为混合直流输电保护与控制；E-mail: pghe@foxmail.com

牟大林(1994—)，女，博士研究生，研究方向为高压直流输电保护与控制；E-mail: dalin9009@163.com

林 圣(1983—)，男，通信作者，博士，教授，博士生导师，研究方向为交直流混联电网保护与控制，牵引供电系统故障预测与健康管理，城市轨道交通杂散电流分析与抑制。E-mail: slin@swjtu.edu.cn

(编辑 许 威)