2022, Vol. 41
文章编号: 2096-3203(2022)02-0020-09 中图分类号: TM722
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2. 广东省新能源电力系统智能运行与控制企业重点实验室，广东 广州 510663;
3. 直流输电技术国家重点实验室 (南方电网科学研究院有限责任公司)，广东 广州 510663
 钟明明(1996)，男，硕士在读，研究方向为高压直流输电(E-mail：epzhongmingming@mail.scut.edu.cn); |
黎寿涛(1996)，男，硕士在读，研究方向为电力系统连锁故障分析及高压直流输电
随着直流输电工程[1]在大容量远距离输电及区域电网互联等领域的广泛应用，已经出现多条基于电网换相换流器的高压直流(line commutated converter based high voltage direct current，LCC-HVDC)线路与基于电压源换流器的高压直流(voltage source converter based high voltage direct current，VSC-HVDC)[2-4]线路落点于同一交流系统的混合多馈入直流输电系统[5]。例如，上海芦潮港和浙江舟山嵊泗岛之间运行的LCC-HVDC与舟山五端VSC-HVDC工程[6]就形成了一个混合双馈入直流输电系统；南方电网昆柳龙直流输电系统与其他多回LCC-HVDC构成一个混合多馈入直流输电系统。LCC-HVDC采用晶闸管作为换流元件，存在换相失败现象[7-9]，而VSC-HVDC无换相失败问题，且可提供无功电压支撑。如何利用VSC-HVDC的无功电压支撑能力来改善多馈入直流输电系统的故障恢复特性，尤其是抑制LCC-HVDC的连续换相失败就成了一个热点研究问题。
针对如何抑制连续换相失败，现有文献主要从3个方面进行改进，分别是改进直流电流参考值、快速增大越前触发角以及提升换流母线电压支撑。文献[10-12]分阶段分析了LCC-HVDC连续换相失败的产生机理，提出电流偏差控制输出的快速降低会引发连续换相失败。文献[11-13]均提出了改进的低压限流控制(voltage dependent current order limit, VDCOL)来抑制连续换相失败，但这会导致LCC-HVDC传输的有功功率减少，严重的会导致受端交流系统存在较大的有功缺额。文献[14-15]提出根据临界电压来控制直流输送功率的策略，改善直流系统的无功需求从而抑制连续换相失败。文献[16-19]提出换相失败预测控制，在换相裕度不足时快速增大越前触发角，增大换相裕度。文献[20-21]分别提出基于关断角和触发角的无功协调控制策略，以此来提高LCC-HVDC抵御连续换相失败的能力。文献[22]分析谐波是直流故障恢复期间发生连续换相失败的原因之一，提出基于谐波电压补偿的连续换相失败抑制策略。文献[23-24]建立了LCC-HVDC逆变器关断角、直流电流和VSC-HVDC输出无功功率的关联模型，在换相失败可控域内进行优化控制。文献[25-26]分析了LCC-HVDC与VSC-HVDC之间的电气距离以及VSC-HVDC系统控制器的调节速度对混合多馈入系统故障恢复特性的影响。
现有文献提出的协调控制策略，其设计初衷是大幅增大VSC-HVDC的无功功率，为系统提供动态无功支撑，这往往会导致故障清除后其输出的有功功率受限，不利于系统功率恢复。文中提出了VSC-HVDC附加无功控制以及动态功率限幅调节策略，充分利用VSC-HVDC的容量裕度，合理分配其输出的有功功率与无功功率，可以较大限度提升混合多馈入直流输电系统的故障恢复特性，提高系统运行的稳定性。最后在PSCAD/EMTDC软件中验证了该协调控制策略的有效性。
1 混合多馈入直流输电系统 1.1 系统结构文中所用混合多馈入直流输电系统采用典型的混合双馈入直流输电系统模型，其拓扑结构如图 1所示，Z1，Z2为整流侧等值阻抗；Z′1，Z′2为逆变侧等值阻抗；LCC-HVDC与VSC-HVDC之间的电气距离用等值阻抗Z12表示。LCC-HVDC采用CIGRE模型[27]，其控制策略也与CIGRE模型保持一致；VSC-HVDC模型采用PSCAD官方模型。此系统可以看作是由实际复杂电力系统抽象得到的简化模型。
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图 1 混合双馈入直流输电系统结构 Fig. 1 Structure of hybrid dual-infeed HVDC transmission system |
CIGRE直流输电标准测试系统逆变侧的控制结构如图 2所示。其中，Ud_inv为逆变侧直流电压的测量值；Id_inv为直流电流的测量值；γm为逆变侧熄弧角的测量值；γref为熄弧角参考值；Id_order为定电流给定参考值；Idr_order为最终送整流侧的直流电流参考值；βinv_CC，βinv_CEA分别为逆变侧定电流控制和定熄弧角控制输出的越前触发角参考值；βinv为最终越前触发角参考值。由图 2可知，逆变侧的控制主要由VDCOL、定电流控制、定熄弧角控制和电流偏差控制组成。
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图 2 LCC-HVDC输电系统逆变侧的控制结构 Fig. 2 The inverter side control structure of the LCC-HVDC trnsmission system |
传统的VSC矢量电流控制结构如图 3所示，由内部电流控制环和外部功率控制环构成。其中，Pref，Vacref，Ps，Vac分别为输出有功功率参考值、受端交流电压参考值、输出有功功率实际值和受端交流电压实际值；id，iq分别为d、q轴输出电流；id*，iq*分别为功率外环控制输出的d、q轴电流参考值；id1*，iq1*分别为经限幅后最终d、q轴电流参考值；usd，usq分别为受端交流电压的d、q轴分量；ud*，uq*分别为VSC-HVDC输出电压d、q轴参考值；ilim*为换流器的最大电流限制给定值；ω为系统的角频率；Le为换流器交流侧等值电感。
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图 3 传统的VSC矢量电流控制结构 Fig. 3 Structure of traditional VSC vector current control |
在换相过程刚结束时，若刚退出导通的阀在反向电压作用的一段时间内未能恢复阻断能力，或换相过程未能结束，则电压转向后被换相的阀将向原来预定退出导通的阀倒换相，称之为换相失败[7]。通常首次换相失败都是由于逆变侧交流系统故障导致换流母线电压快速跌落，换相裕度不足，最终熄弧角γ小于固有极限熄弧角γmin。而在此期间控制器还来不及响应，因此首次换相失败是很难避免的。逆变侧熄弧角γ的计算公式为：
| $ \gamma = \arccos \left( {\frac{{\sqrt 2 k{I_{\rm{d}}}{X_{\rm{r}}}}}{{{U_{\rm{L}}}}} + \cos \;\beta } \right) $ | (1) |
式中：k为逆变侧变压器变比；Id为直流电流；Xr为逆变侧等效换相电抗；UL为逆变侧交流母线线电压有效值；β为逆变侧越前触发角。
连续换相失败指直流输电系统首次发生换相失败后，再次发生换相失败的现象[11, 28]。连续换相失败一般发生在直流系统的故障恢复过程中，此时部分电气量已恢复到额定值左右，且直流系统的控制器有能力对系统进行调节以保持系统的稳定运行。因此，连续换相失败主要是由决定γ大小的直流电流、换流母线电压幅值和越前触发角3个电气变量互不配合及控制器交互不当导致的[10]。
换相失败的根本原因是熄弧角小于其固有极限熄弧角，根据连续换相失败的机理，分析式(1)可知，可分别针对决定γ大小的3个主要电气变量开展抑制措施的研究[29]。文中重点从换流母线电压角度进行改进，通过增加VSC-HVDC在故障期间输出的无功功率，提高受端交流系统的无功电压支撑强度，增大换相裕度。
3 混合多馈入直流输电系统协调控制策略为了解决VSC-HVDC因抑制连续换相失败增发大量无功功率而导致输送的有功功率受限的问题，文中提出可以在故障初期大幅度增发无功功率，而当受端换流母线电压大于临界换相电压时，则通过动态改变功率外环输出的限幅值迅速减少输出的无功功率，同时加快有功功率的恢复。因此，文中提出了基于熄弧角偏差的无功附加控制和在自适应的电流限制策略[30]基础上改进的动态功率限幅调节策略相结合的协调控制策略，其整体的结构如图 4所示。该策略可以通过动态调节功率外环输出的上、下限幅值来改变其故障期间的暂态稳定运行点，快速改变VSC-HVDC输出的有功功率和无功功率，既能在故障初期提供无功电压支撑，又能较大限度保证有功功率的传输能力。
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图 4 协调控制策略的整体结构 Fig. 4 The overall structure of the coordinated control strategy |
为了充分利用VSC-HVDC无功补偿的能力，抑制LCC-HVDC连续换相失败，根据文中对换相失败的机理分析，可以将故障时根据γ的偏差量计算得到的补偿量ΔVac附加至VSC-HVDC的无功外环控制，使得VSC-HVDC能在换相裕度不足时产生更多的无功功率，并同时加快VSC-HVDC的响应速度，提高VSC-HVDC对受端交流电压的支撑能力。基于熄弧角偏差的无功附加控制的逻辑框图见图 5。
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图 5 基于熄弧角偏差的无功附加控制的逻辑框图 Fig. 5 Logical block diagram of reactive power additional control based on the deviation of arc extinguishing angle |
该控制计算得到补偿值后还需要使能环节来控制其投入运行。使能选择信号为故障判别模块的输出信号，当判别出故障发生时，其输出信号置1，并维持到系统恢复至稳态值。故障判别方法不是文中研究重点，详细控制逻辑框图参考文献[31]。
3.2 动态功率限幅调节策略动态功率限幅调节策略是混合双馈入直流输电系统协调控制策略的核心部分，该策略是在自适应的电流限制策略[30]基础上，根据LCC-HVDC的实时无功缺额动态调整VSC-HVDC q轴无功功率外环输出iq*的上、下限幅值，从而实现在故障期间改变VSC-HVDC的稳态运行点。自适应电流限制控制的逻辑框图见图 6，动态功率限幅调节策略具体的控制逻辑框图如图 7所示。
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图 6 自适应电流限制控制逻辑框图 Fig. 6 Logic block diagram of adaptive current limit control |
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图 7 VSC-HVDC动态功率限幅调节逻辑框图 Fig. 7 Logic block diagram of VSC-HVDC dynamic power limit adjustment |
图 7中，动态功率限幅调节策略是对无功电流参考值iq*进行限制，其核心是根据LCC-HVDC的无功缺额动态求取iq*的上、下限幅值iqlimmax1和iqlimmin1，并将其送往自适应电流限制控制器作为功率外环控制输出的iq*的上、下限幅。而自适应的电流限制策略是在满足q轴无功电流需求的基础上将剩余容量裕度作为id*的限制。
图 7中，iqlimmax，iqlimmin分别为初始设定的静态无功的上、下限幅值，k1为速率限制器的斜率；Ulim为LCC的临界换相电压，其计算公式见式(2)。其中，βN为逆变侧的额定越前触发角。
| $ {U_{{\rm{lim}}}} = \frac{{\sqrt 2 k{I_{\rm{d}}}{X_{\rm{r}}}}}{{\cos \;{\gamma _{\min }} - \cos \;{\beta _{\rm{N}}}}} $ | (2) |
图 7中，iqlim1为根据瞬时功率理论计算得到，其计算公式为：
| $ {i_{q\lim 1}} = \frac{{{Q_{{\rm{LCC}}}}/{S_{\rm{b}}} + {u_{{\rm{s}}q}}{i_d}}}{{{u_{{\rm{s}}d}}}} $ | (3) |
式中：QLCC为LCC-HVDC从受端交流系统吸收的无功功率；Sb为系统容量的基准值。根据锁相环的控制理论，此处设定usq=0，usd =1，因此可得iqlim1的最终计算公式为：
| $ {i_{q\lim 1}} = {Q_{{\rm{LCC}}}}/{S_{\rm{b}}} $ | (4) |
该控制策略包括如下部分：
(1) 上、下限幅选择。根据计算得到iqlim1的参考值，求取其斜率。当斜率为正且受端交流电压大于临界换相电压时，则改变iq*的下限值选择为iqlim1，否则为iqlimmin；当斜率为负时，则改变iq*的上限值选择为iqlim1，否则为iqlimmax。
(2) 斜率限制。考虑到VSC-HVDC的调节速度较快，故加入斜率控制器限制无功的变化速率，提高系统的稳定性。其速率控制器的斜率根据直流熄弧角偏差的大小来决定，即将熄弧角偏差经过比例控制器并限幅后得到。
(3) 使能环节。该控制策略中的使能控制与3.1节中的相同。
通过采用文中所提的协调控制策略，VSC-HVDC在故障初期可以快速增发大量的无功功率，进而使LCC-HVDC的直流电压恢复速度加快，相应地，经VDCOL的直流电流参考值恢复速度也加快，因此在文中所提协调控制策略下，LCC-HVDC有功恢复速度将快于传统控制策略下的恢复速度。同时虽然在故障初期文中所提的控制策略会因增发大量无功而导致其输出的有功受到一定限制，但根据动态功率限幅策略的控制逻辑，当受端交流电压大于临界换相电压时，控制器会迅速调节其限幅值，减少输出的无功功率，进而加快其有功功率的恢复。而文献[8]所提的限制型VDCOL策略，虽然能抑制连续换相失败的发生，但由于存在与VDCOL输出的直流电流参考值取小的环节，因此其直流电流的恢复速度将受到限制，有功功率的恢复速度也会慢于传统的控制策略。因此，在有功功率恢复方面，文中所提控制策略是优于其他控制策略的，可以较大限度提升直流系统的有功传输能力。
同时，文中所提的协调控制策略在应用中需要重点关注VSC-HVDC的最大容量约束，即VSC-HVDC的最大电流限制参考值ilim*的大小。当VSC-HVDC所能补偿的最大无功不足以补偿系统的无功缺额时，尤其是在故障较为严重时，无功缺额较大，文中所提控制策略将受到一定的限制。因此所提控制策略更适用于受端交流系统较弱、LCC-HVDC与VSC-HVDC电气距离较近且VSC-HVDC有较充足的无功容量裕度的情况。
3.3 VSC-HVDC协调控制策略的实现流程VSC-HVDC的协调控制策略主要包括基于熄弧角偏差的无功附加控制和动态功率限幅调节策略两部分，其实现流程如图 8所示。
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图 8 VSC-HVDC协调控制策略的实现流程 Fig. 8 Realization flow chart of VSC-HVDC coordinated control strategy |
其具体步骤如下：
(1) 从LCC-HVDC受端换流站采样其从交流系统吸收的无功功率、换流阀熄弧角和直流电流，并通过通信网络传输到VSC-HVDC控制系统；
(2) 故障判别模块判断是否发生故障，是则跳转至步骤(3)，否则跳转至步骤(5)；
(3) 求取iqlim1，Ulim；
(4) 将iqlim1，Ulim送入动态功率限幅调节控制器计算得到最终的iq*信号的上、下限幅值，跳转至步骤(6)；
(5) 采用静态设定的iqlimmax和iqlimmin作为无功电流限幅的上、下限幅值；
(6) 根据改进的外环控制策略，同时将得到的iqlimmin1和iqlimmax1送入如图 6所示的自适应电流限制控制器，得到iq1*和id1*。
文中所提VSC-HVDC协调控制策略的信号传递如图 9所示。
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图 9 VSC-HVDC协调控制策略的信号传递 Fig. 9 Signal transmission of VSC-HVDC coordinated control strategy |
为了分析文中提出的协调控制策略在抑制LCC-HVDC换相失败方面的效果，在PSCAD/EMTDC中搭建如图 1所示的混合双馈入直流输电系统模型。由于文中所提策略需要采样LCC-HVDC换流站的电气量后进行传输，信号传输过程中存在时间延时，因此此策略更适用于各受端换流站之间电气距离较近的情况，故线路阻抗值Z12设置为3.6+j8.3 Ω。同时考虑文中所提控制策略的适用场景，为充分验证其有效性，文中最大电流限制参考值ilim*设置为1.4 p.u.，受端交流系统短路比(short circuit ratio, SCR)值取为3。逆变侧额定触发角αN选取142°，最小关断角γmin选取7°，LCC-HVDC和VSC-HVDC的其他主要参数见表 1和表 2。
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表 1 LCC-HVDC测试系统具体参数 Table 1 Specific parameters of LCC-HVDC test system |
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表 2 VSC-HVDC系统具体参数 Table 2 Specific parameters of VSC-HVDC system |
同时，设置了4组不同的方案进行对比分析，案例设置如下。
方案1：LCC-HVDC与VSC-HVDC均采用传统控制策略。
方案2：LCC-HVDC采用文献[11]所提的限制型VDCOL策略，VSC-HVDC采用传统控制策略。
方案3：LCC-HVDC采用传统控制策略，VSC-HVDC采用文中所提协调控制策略。
方案4：LCC-HVDC采用文献[11]所提的限制型VDCOL策略，VSC-HVDC采用文中所提协调控制策略。
所有方案均对混合双馈入系统仿真模型施加如下故障：系统稳定后，于5.0 s时在LCC-HVDC受端换流母线处施加三相接地故障，接地阻抗为6.5+j6.5 Ω，故障持续0.1 s，仿真从4.9 s运行至5.9 s。方案1、方案2、方案3和方案4时域仿真波形对比如图 10所示。
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图 10 故障后逆变侧控制系统响应过程 Fig. 10 Response process of the inverter control system after fault |
由图 10可知，方案1在受端交流系统故障后发生了2次换相失败，导致直流系统输送功率恢复较慢，且功率波动较大，故障切除后LCC-HVDC有功恢复至90%用时196.2 ms。而方案2、3、4均能抑制连续换相失败的发生，故障切除后LCC-HVDC有功恢复至90%用时分别为81.55 ms，62.20 ms，66.30 ms。但是从图 10受端电压和直流电流的波形图可以看出，方案2与方案3抑制连续换相失败的思路有着明显的区别。由直流电流的局部放大图可知，方案2是通过减小故障恢复期间的直流电流来增大LCC-HVDC的换相裕度，LCC-HVDC传输的有功功率恢复速率会较慢；方案3则充分利用了VSC-HVDC的容量裕度增发无功功率来提供无功电压支撑，同样提高了换相裕度，抑制了连续换相失败的发生，且并没有对直流系统传输有功的恢复进行限制，故传输的有功功率恢复速率较快。而方案4的故障恢复特性基本介于方案2和方案3之间，因采用2种改进控制策略来抑制连续换相失败，其抵御连续换相失败的能力更强，但有功功率的传输能力有所限制，故该方案可用于VSC-HVDC的无功容量不足以补偿系统无功缺额时的场景。
为充分验证文中所提控制策略在不同故障严重程度下对连续换相失败的抑制效果，仿真对比了三相对称故障与非对称故障下4种控制方案发生换相失败的次数以及LCC-HVDC有功恢复至90%用时，以三相接地故障为例，其结果见表 3-表 6。
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表 3 方案1中直流系统的恢复特性统计数据 Table 3 Statistics of recovery characteristics of HVDC systems in case 1 |
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表 4 方案2中直流系统的恢复特性统计数据 Table 4 Statistics of recovery characteristics of HVDC systems in case 2 |
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表 5 方案3中直流系统的恢复特性统计数据 Table 5 Statistics of recovery characteristics of HVDC systems in case 3 |
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表 6 方案4中直流系统的恢复特性统计数据 Table 6 Statistics of recovery characteristics of HVDC systems in case 4 |
故障严重程度采用故障期间受端换流母线电压跌落水平来表示。故障期间受端换流母线电压有效值跌落在0.50~0.95 p.u.之间。三相接地故障时刻设置在5 s，故障持续时间为0.1 s。
由表 3-表 6可知，方案2、3、4均能有效抑制不同故障严重程度下的连续换相失败。虽然3种方案均从抑制连续换相失败的机理出发，但方案2以降低LCC-HVDC的传输有功为代价；而方案3的优势在于可以充分利用VSC-HVDC的容量裕度，发挥其无功电压支撑的能力，因此故障期间LCC-HVDC输送功率的恢复速度会快于方案2；方案4则介于方案2和3之间。综上，在混合多馈入直流输电系统下，为充分发挥VSC-HVDC的无功电压调节能力，方案3会优于方案2，而当VSC-HVDC的无功调节能力达到上限时则可选择方案4。
5 结语文中提出了混合多馈入直流输电系统抑制连续换相失败的协调控制策略，即基于熄弧角偏差的无功附加控制和动态功率限幅调节策略相结合的控制策略。该策略将熄弧角裕度不足时的熄弧角偏差附加到VSC-HVDC的无功外环，加快在裕度不足时VSC-HVDC的响应速度；又通过采用动态功率限幅调节的控制策略，改变VSC-HVDC故障期间的暂态稳定运行点，既可以充分发挥VSC-HVDC无功快速调节的能力，快速补偿故障恢复期间系统的无功缺额，抑制连续换相失败的发生，又能较大限度提升故障恢复期间有功功率的传输能力。
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