适用于风电经柔性直流并网系统的柔性耗能装置及控制策略

曹 帅，刘 东，赵成功

适用于风电经柔性直流并网系统的柔性耗能装置及控制策略

曹 帅1，刘 东1，赵成功2

(1.国家电网公司国调中心，北京 100031；2.许继电气股份有限公司，河南 许昌 461000)

高压柔性直流输电技术可实现有功功率的双向控制，且无换相失败问题，是实现风电并网外送的重要手段之一。风电经柔性直流并网系统易发生交直流故障，故障期间风电系统持续输出功率，过剩的暂态能量危害系统的安全运行。针对风电经柔性直流并网系统的暂态能量耗散问题，提出了一种基于全桥子模块的柔性耗能装置(flexible energy dissipation device, FEDD)。为解决子模块充放电无法准确控制的难题，提出了柔性耗能装置的动态电压控制策略和暂态能量耗散策略，并兼顾了子模块电容能量平衡。根据FEDD的工作原理和控制策略，提出了设备主要参数设计方法。最后通过RTDS实验结果验证了柔性耗能装置能够准确吸收暂态能量，保证换流站平稳穿越交直流故障。

风电并网；柔性耗能装置；高压柔性直流输电；故障穿越；暂态能量耗散

0 引言

“双碳”目标是构建以新能源为主体的新型电力系统的主要驱动力，实现此目标的重要举措之一是大力发展风电等清洁能源及相应的并网技术[1-4]。然而由于风力的强波动性和随机性，新能源大规模并网对电力系统的运行带来诸多困难[5-7]。基于模块化多电平换流器的柔性直流输电技术(modular multilevel converter-high voltage direct current, MMC-HVDC)具备电力灵活调控能力，无换相失败风险，是提升风电输送功率和并网稳定性的有效方法之一[8-12]。

在风电经柔性直流并网(以下简称“风电柔直并网”)系统中，送端换流站一般采用定交流电压控制，维持风电场交流电压的幅值和频率稳定[13-14]；受端换流站采用定直流电压运行，维持直流系统电压稳定，直流系统的送出功率由风电场发电功率决定[15-16]。当受端交流电网发生短路故障引起甩负荷时，由于送端换流器具有一定的调制能力，并网点电压依然在稳定范围内，风电场维持出力，过剩的电力灌注到柔直系统当中，可能导致子模块电容器过电压以及电力电子元件损坏[17-18]。

另一方面，当风电柔直并网系统发生直流故障时，直流断路器仅能够快速分断故障电路，但风电场由于惯性依然维持额定出力，系统有功无法平衡[19-21]。若不及时闭锁风场侧MMC，将导致其子模块被动吸收功率，造成过电压危害[21]。因此研究风电柔直并网系统控保融合新装置和新原理，对完善现有工程交直流故障保护方案，提升系统安全运行能力具有重要意义。

目前柔性直流的故障保护策略仅通过闭锁模块化多电平换流器(modular multilevel converter, MMC)保证换流阀等设备的安全，但MMC闭锁会造成直流系统长时间功率缺失，进而影响受端电网的功率平衡[22-25]。文献[26]利用无通信的改进控制策略来减少风电功率的灌注，从而抑制直流电压的上升。然而由于风机自身的惯性因素，该方案难以满足柔性直流系统的安全控制时间需求。为了加快系统故障保护的动作响应，采用耗能装置(energy dissipation device, EDD)吸收过剩风电相对来说是更为有效的思路[27]。

以典型的双端风电柔直并网系统为例，根据配置位置不同有4种常规方案，如图1所示。

图1 耗能装置的配置方案

1) 电网侧MMC的交流侧：该方案EDD耗散效果并不理想，其优势在于复杂多端直流电网中可以最大限度地保障指定受端交流系统的安全，但对于风电接入系统而言，其逆变侧电网结构通常相对较强，因此该方案很少采用。

2) 电网侧MMC的直流侧：在海上风电并网工程中，远海平台对占地面积和重量施工要求较高，该方案不增加海上平台的重量和占地，从而成为了海上风电并网的主选方案之一[28-29]。该方案的劣势在于无法保证故障下风电场侧MMC的安全。

3) 风场侧MMC的直流侧：该方案EDD占地面积较小，耗散效果较好，但需要在风电场直流平台上安装设备，EDD需要依靠整流侧MMC辅助换流或自换流[30]。

4) 风场侧MMC的交流侧：该方案EDD可以使用晶闸管阀控开关控制电阻导通，EDD成本较低但三相布置占地面积较大[31-32]。

耗能装置的拓扑主要分为集中式、分布式和级联式3类[33]。集中式拓扑由多个绝缘栅双极型晶体管(insulated gate bipolar transistor, IGBT)与集中电阻串联组成，采用PWM调节功率耗散量。该拓扑的优点是成本较低，缺点是导通电流、电压变化率较大，且IGBT通断切换需高度一致；分布式拓扑将耗能电阻分布在每个独立的子模块内，该类型EDD降低了对器件应力的需求，但需配备昂贵的水冷系统[30]；级联式拓扑采用级联子模块与集中耗能电阻串联，可以通过合理的设计实现柔性接入，降低导通时的电压及电流变化率。级联式EDD成本介于前两种之间，其能量耗散效果与分布式基本一致，且灵活可控，在未来柔性直流电网中具有广阔的发展空间。

本文在分析现有级联式EDD拓扑工作原理和应用局限的基础上，提出了一种适用于风电经柔性直流并网系统的全桥型柔性耗能装置(flexibleenergy dissipation device, FEDD)。该耗能装置子模块平滑投退，耗散能量可控，且子模块电容充放电均可准确控制。在分析FEDD内部各子模块充放电能量平衡原理的基础上，提出了FEDD的动态电压控制策略和暂态能量耗散策略，进而推导了耗能装置的主要参数设计方法。最后通过RTDS仿真验证了柔性耗能装置的暂态性能和所提策略的有效性。仿真结果表明，本文所提出的FEDD能够保障风电柔直并网系统在交直流故障期间无闭锁安全运行。

1 级联式耗能装置运行机制与拓扑分析

1.1 级联式耗能装置的基本运行机制

图2所示为典型的基于MMC-HVDC的风电柔直并网系统架构。柔性直流输电系统包括风场侧MMC和电网侧MMC，二者均采用工程应用较广泛的半桥型拓扑，通过远距离架空线连接。为防止直流故障电流过大，架空线的双极出口安装了4个具备大电流分断能力的高速直流断路器(DC circuit breaker, DCCB)，其拓扑采用文献[34]中所公开的混合型DCCB拓扑。

为了耗散系统发生交流和直流故障期间过剩的暂态能量，耗能装置(EDD)并联在风场侧直流出口与直流断路器相连的极母线上，在系统直流电压过高时通过动态电压控制策略主动吸收交直流故障期间的暂态能量，其基本运行机制如图3所示。

图2 典型风电柔直并网系统架构

图3 风电柔直并网系统的交、直流故障穿越策略

正常运行时，EDD两端电压维持在直流母线额定电压。混合型DCCB的超快速隔离开关闭合，直流电流流经负载换向开关经架空线流向电网侧MMC。

当电网侧发生三相交流短路故障时，由于受端功率突降引起直流电压升高，为防止两侧MMC子模块发生过电压闭锁，EDD迅速启动吸收暂态风电能量。一旦交流故障清除，受端功率传输恢复正常，EDD自动退出运行，故障期间DCCB无需动作。

1.2 典型级联式耗能装置拓扑分析

文献[35]提出了一种子模块可控放电的级联式耗能装置，其子模块采用IGBT T2与二极管D2反并联，再与防反二极管D1与子模块电容1串联构成主控制回路，晶闸管Th1与限流电阻1串联后并联在D1两端，其拓扑如图4所示。

风电柔直并网系统正常运行时，IGBT T2关断，耗能装置子模块电容电压之和等于系统直流额定电压，耗能装置实际并未吸收或释放功率。

由1.1节分析可知，无论直流故障或交流故障，耗能装置的启动条件均为系统直流电压高于设定值。基于此，该文提出耗能装置的控制策略如下：

1) 耗能装置检测到系统直流电压dc高于启动值时，IGBTT2采用阶梯投切策略导通，使耗能装置的电容电压小于直流电压dc，从而逐步增大流过耗能电阻的电流。该过程中投入的子模块电容与耗能电阻串联，因此电流经过D1为子模块电容充电，使其电压高于设定值。综上所述，整个过程随着耗能装置的启动，系统直流电压dc逐渐下降，耗能电阻吸收功率，同时子模块电容被充电。

图4 子模块可控放电耗能装置

2) 为了防止子模块过电压，该拓扑采用晶闸管Th1与限流电阻1串联后并联在D1两端，为子模块电容提供放电回路。此时子模块放电电流与直流侧馈入电流并联流入耗能电阻中，利用耗能电阻吸收子模块电容的放电能量。该控制策略中，须严格控制晶闸管Th1的导通时刻(即导通时间)，使IGBT T2关断时子模块电容恰好放电至故障前设定值。

该耗能装置采用分组阶梯投切策略降低了耗能装置动作期间的直流电压尖峰，实现了子模块可控充放电，兼具成本的同时具有一定的实用性，但存在两方面的缺陷：

2) 当高电位的子模块放电期间，由于IGBT T2导通使得级联下方的子模块出口电位瞬间升高，低电位的子模块反而通过二极管D1短暂充电。从耗能装置的整体投退过程来看，其子模块电容实际充电大于放电，退出后的子模块平均电容电压高于投入前，耗能装置无法恢复至系统故障前的状态。

基于此，本文结合级联式EDD拓扑结构，提出了一种基于全桥子模块的柔性耗能装置FEDD。该耗能装置解决了现有方案子模块放电无法准确控制的难题，有效降低了故障穿越期间的耗能装置过电压风险。

2 FEDD的结构与控制设计

2.1 FEDD的结构

FEDD的结构如图5所示，由cf个级联的全桥子模块(full bridge sub-module, FBSM)、一个集中式耗能电阻和一个谐波抑制电容fl串联组成。

图5 FEDD的拓扑结构

相较于晶闸管控耗能装置，FEDD除了能够降低导通时的电压、电流变化率之外，还具有以下特点：

1) 利用IGBT严格控制子模块充放电回路，避免了子模块过度放电的风险；

2) 暂态能量完全被耗能电阻吸收，故障前后子模块平均电容电压基本稳定，FEDD具备短时再启动能力。

2.2 级联FBSM的工作原理

FEDD的工作原理如下：

在理想条件下，WFMMC的直流端电压为额定直流电压。流过直流母线的直流电流为

图7为级联FBSM一个周期内的输出电压、瞬时功率和能量，描述了级联FBSM在不同阶段的内外特性。其中为周期起始时刻，在第一周期中即为FEDD开始投入的瞬间，T为一个周期完成时刻。、、分别为梯形调制波的拐点时刻；、为级联全桥子模块的电压和功率过零时刻。图7中实线为调制电压，虚线为子模块采用最低电平逼近调制算法的阶梯电压。因调制电压与阶梯电压为拟合关系，为方便分析，后文图中一般仅显示调制波形。

根据能量守恒定律，要想级联子模块电容不被过充，级联FBSM在一个周期内吸收和释放的能量之和为零。分段计算可得

由此可得，在满足图8的约束条件下，级联全桥模块的电压调制算法如图9所示。

图8 t1、V0与t3的内在关系

图9 FEDD的动态电压调制算法

2.3 FEDD的控制策略

图10中各子模块电容电压相等，计算耗能电阻上两端压降可得

图10 FEDD的等效电路

根据式(10)可以得到小信号方程为

图11 FEDD的控制策略

2.4 FEDD的参数设计

1) 级联子模块数。正常运行时级联全桥模块的端电压等于额定直流电压，由此可得

图12 耗散电阻r在一个周期内的电压、功率和能量

根据图12，耗能电阻一个周期吸收的能量为

将式(5)代入式(13)可得

一个周期内，吸收的能量为风电输送的能量。

联立式(14)和式(15)得

3) 子模块电容值。子模块动态投切过程中，其暂态储能与子模块电容大小和电容电压直接相关，因此可以根据级联FBSM能量变化和纹波电压波动计算子模块电容的典型值。

FEDD投入的一个周期内，级联FBSM的最大能量和最小能量分别为

其中：

FBSM的最大能量波动为

在子模块排序和电压均衡算法下，每个FBSM的电容电压波动近似一致，级联FBSM的电容电压与能量的关系为

4) 滤波电容。系统发生故障时，风电场侧MMC和FEDD的子模块均处于动态投切过程中，二者交互作用下产生的高频谐波会干扰系统的性能，导致控制器输出电平偏差。安装直流滤波器可有效避免谐波干扰和潜在的控制器紊乱，在FEDD动态电压控制一个周期内的储能为

化简得

3 仿真验证

3.1 仿真系统参数

为验证所提出柔性耗能装置的有效性，本节搭建了图2所示风电柔直并网系统的仿真电路，利用RTDS进行在线实时仿真。RTDS由GTWIF板卡和PB5板卡组成，如图13所示。GTWIF板卡与工作站连接，保证多核操作的同步，PB5板卡作为处理器，通过本地局域网对电力系统元件和二次控制器进行读取和数据分析。系统的主要运行参数如表1所示，其中一些关键定值如表2所示。

3.2 系统对交流故障的响应

经启动调试，系统在1.0 s后达到额定平稳运行状态。图2中，电网侧MMC在1.2 s发生交流三相接地故障，故障持续0.1 s。图14为风电柔直并网系统在1.1～1.8 s的波形。

系统交流故障期间，电网侧MMC的交流侧电压因短路故障跌落，系统输送功率馈入两端MMC中，引起MMC的直流出口电压不同程度升高，如图14(a)和图14(b)所示。由于直流电抗器和架空线对电流、电压变化的抑制作用，风场侧MMC电压上升幅度较小。FEDD装设在靠近风场侧MMC的直流出口，检测的直流电压采集信号来源于风场侧MMC，故相对于故障时刻滞后约18 ms启动，如图14(c)所示。在采用本文所提出的动态电压控制策略下，FEDD中的级联模块和耗能装置周期性稳定运行，各子模块电容电压上下波动在10%以内，如图14(d)所示。图14(e)为耗能电阻吸收的瞬时功率，其运行状态与2.4节中设计的一致，验证了所提出参数设计的准确性。

图13 RTDS实验装置

表1 系统主要运行参数

表2 系统关键定值

3.3 系统的直流故障响应

图2中，直流线路在1.2 s发生双极短路故障，故障持续0.1 s。直流断路器检测到直流故障后3 ms完成跳闸，经过200 ms去游离后重合闸。图15为风电柔直并网系统在1.1～1.8 s的波形。

系统直流故障期间，直流线路电压因短路故障跌落，架空线闪络使直流电压反向，断路器开断故障电流后系统直流电压重新抬升，如图15(a)所示。故障期间由于直流电抗器和架空线路的阻抗作用，风场侧MMC的直流出口电压波动在-0.15～0.2 p.u.，如图15(b)所示。断路器跳闸后，FEDD投入吸收风电能量。在采用本文所提出的动态电压控制策略下，FEDD中的级联模块和耗能装置周期性稳定运行，各子模块电容电压上下波动在10%以内，如图15(c)和图15(d)所示。图15(e)为耗能电阻吸收的瞬时功率，其波形验证了所提出FEDD的有效性。此外，有了FEDD吸收暂态能量，直流断路器的避雷器吸收能量大幅降低(7.1 MJ)，从而进一步降低了系统对直流断路器的性能需求。

3.4 不同故障电阻对FEDD的耗散性能影响

为研究所提出FEDD在不同工况下的普适性，本文在交流三相短路故障下进一步设置了多组对照试验，验证不同故障电阻对FEDD的耗散性能影响，结果如表3所示。

表3 故障电阻对FEDD的耗散性能影响

由表3可以得出，随着过渡电阻的增大，一方面系统的暂态时间常数减小，从而缩短了耗能装置启动时间；另一方面由于过渡电阻串联在故障回路中吸收了部分功率，使FEDD的最大耗散功率和子模块过电压略微下降，运行时更加安全。因此，本文所提出的FEDD能够在不同过渡电阻下准确投退，并且FEDD在过渡电阻较大的情况下启动更快，子模块更加安全。

5 结论

本文在对比分析现有耗能装置拓扑工作原理和应用局限的基础上，提出了一种适用于风电经柔性直流并网系统的柔性耗能装置。该耗能装置子模块平滑投退，耗散能量可控。针对现有方案耗能期间子模块充放电无法准确控制的难题，本文提出了柔性耗能装置的梯形调制和动态电压控制策略，并提出了引入电压补偿回路修正子模块输出电压偏差。RTDS实验结果表明，所提出的耗能装置及控制策略能够支撑系统无闭锁穿越交直流故障，耗能装置的子模块电容电压波动均保持在10%以内，有效降低了耗能装置的过电压风险。

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A flexible energy dissipation device with control strategy for an HVDC wind power integration system

CAO Shuai1, LIU Dong1, ZHAO Chenggong2

(1. Electric Power Dispatching Control Center of State Grid Corporation of China, Beijing 100031, China;2. XJ Electric Co., Ltd., Xuchang 461000, China)

HVDC transmission technology is one of the main ways to realize bidirectional control of active power, avoid commutation failure and achieve wind power integration. However, HVDC wind power integration systems are prone to AC&DC faults. As the wind turbines continuously output power during the fault, the transient surplus energy endangers the safe operation of the system. Given this transient energy dissipation problem of an HVDC wind power integration system, this paper proposes a full-bridge sub-module-based flexible energy dissipation device (FEDD). To accurately control the charging and discharging of the sub-module, a dynamic voltage control strategy and transient energy dissipation strategy are proposed, and the capacitance energy balance of the sub-module is taken into account. In addition, based on the working principle and control strategy of the FEDD, the design methods of its main parameters are proposed. Finally, the RTDS simulation results verify that the FEDD can realize transient energy dissipation of the HVDC wind power integration system and ensure the converter stations smoothly ride-through AC and DC faults.

wind power integration; FEDD; MMC-HVDC; fault ride-through; transient energy dissipation

10.19783/j.cnki.pspc.220190

国家重点研发计划项目资助(2016YFB0400405)

This work is supported by the National Key Research and Development Program of China (No. 2016YFB0400405).

2022-02-17；

2022-05-12

曹 帅(1995—)，男，博士，从事新能源并网、柔性直流输电及直流电网的运行控制分析方面的工作；E-mail: caoshuaisgo@foxmail.com

刘 东(1982—)，男，高级工程师，主要从事电网调度运行方面的工作；E-mail: liu-dong@sgcc.com.cn.

赵成功(1979—)，男，高级工程师，主要从事电力系统自动化方面的工作。E-mail: foreversuccess@163.com

(编辑 周金梅)