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适用于远距离大容量架空线路的LCC-MMC串联混合型直流输电系统

发布日期:2017-03-21  浏览次数:699
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   ABSTRACT: In this paper, a hybrid HVDC topology with line commutated converter (LCC) and modular multilevel converter (MMC) in series connection is proposed, suitable for bulk power overhead line transmission. This topology is flexible in operation in terms of active and reactive power control, and able to withstand ac and dc faults with cooperative control of LCC and MMC. First, operation principle and mathematical model are presented. Then, strategies coping with ac faults at rectifier and inverter side are discussed respectively, preventing current cut-off under ac fault at rectifier side and maintaining part of active power if LCC commutation failure occurs under ac fault at inverter side. Feasibility dealing with dc fault is theoretically demonstrated by analyzing characteristic of MMC under block state. A detailed control strategy for dc fault is further proposed combined with a test system. Finally, effectiveness of the control strategy for ac and dc faults is verified with time-domain simulation with the test system.

  KEY WORDS: line commutated converter; modular multilevel converter; hybrid topology; dc fault clearance; overhead line; bulk power transmission

  摘要: 提出了一种适用于远距离大容量架空线路的基于电网换相换流器和模块化多电平换流器(line commutated converter - modular multilevel converter,LCC-MMC)的串联混合型直流输电系统。该系统能够灵活控制有功功率和无功功率,且能够依靠LCC和MMC的协同控制应对交直流故障。首先提出了稳态下系统的控制方式;进一步地提出了交流故障下系统的控制策略,以使整流侧交流故障下系统不发生断流和逆变侧交流故障下系统仍能保持一定的功率输送能力;基于闭锁状态下MMC的输出电压特性分析,提出了直流故障下系统的控制策略。通过时域仿真验证了所述交直流故障下控制策略的有效性。

  关键词:电网换相换流器;模块化多电平换流器;混合直流输电系统;直流故障清除;架空线路;大容量输电

  DOI:10.13335/j.1000-3673.pst.2016.01.008

  0 引言

  直流输电在我国西电东送工程中应用广泛,这是由于相对于交流输电,直流输电在输电距离大于600 km时已具有明显的经济优势[1]。此类直流输电通常具有如下3个特点:

  1)潮流方向固定。潮流通常由能源集中区域流向负荷集中区域,潮流反转问题通常不需要考虑。

  2)系统容量通常在GW级。系统具有较高的额定电压与额定电流,例如±800 kV/4 kA。

  3)传输途径广泛采用架空线路。架空线路相对于电缆故障率较高,换流器的故障穿越能力需要着重考虑。

  基于电网换相换流器的高压直流输电系统(line commutated converter based HVDC,LCC-HVDC)的技术已经非常成熟,其已被广泛应用在远距离大容量输电场合。然而,LCC-HVDC存在逆变站换相失败、消耗大量无功以及滤波器和无功补偿设备占地面积大等缺点[2]。我国华东和珠三角地区直流落点密集,交流故障可能引发多回直流同时换相失败,其进一步导致的功率缺失将对受端系统稳定性造成严重的不利影响[3-5]。

  近年来,基于模块化多电平换流器的高压直流输电系统(modular multilevel converter based HVDC,MMC-HVDC)因其可独立控制有功功率和无功功率、不存在换相失败、开关频率低、无需交流滤波器和可向无源系统供电等优点而愈发受到学术界与工业界青睐[6],并已逐步具备应用在远距离大容量输电场合的潜力。理论上,MMC-HVDC可采用3种方法处理直流故障:1)配置直流断路器;2)利用交流侧断路器;3)采用具有直流故障穿越能力的换流器。方法1)最为直接有效[7-8],但其目前仍缺乏工程中的实际运行经验。方式2)最为经济,目前国内已投运的柔性直流输电工程均采用该方法。然而,由于机械开关动作速度慢,系统在直流故障下过电流严重,换流站需要采用具备较高通流能力的功率器件;此外,机械开关动作慢将导致系统恢复时间长,这也不利于交直流系统的暂态稳定。方式3)实质上是利用具有故障穿越能力的换流器替代直流断路器,这类换流器包括基于全桥子模块的模块化多电平换流器(full bridge submodule based MMC,F-MMC)[9-10]、基于箝位双子模块的模块化多电平换流器(clamped double submodule based MMC,C-MMC)[11-14]等。然而相比采用半桥子模块的模块化多电平换流器(half bridge submodule based MMC,H-MMC),此类换流器需要采用更多的功率器件,因而具有更高的制造成本和运行损耗,经济性相对较差[15]。

  除以上3种直流故障处理方法,整流侧采用LCC、逆变侧采用MMC的混合拓扑结构亦能够有效处理直流故障,例如整流侧采用LCC、逆变侧采用F-MMC的LCC-F-MMC[16]、整流侧采用LCC、逆变侧采用C-MMC的LCC-C-MMC[6]和整流侧采用LCC、逆变侧采用H-MMC并在逆变侧出口装设二极管的LCC-Diode-MMC[17]。此类拓扑结构的主要缺点在于,由于逆变侧MMC的直流电压响应速度慢,整流侧交流故障下很可能导致直流电流断流。此外,文献[18]曾提出一种LCC和2电平电压源型控制器(voltage sourced converter,VSC)串联的混合拓扑结构,然而在该拓扑中VSC主要被用于动态滤波和无功补偿。

  为综合LCC和MMC的优势,同时降低制造成本和运行损耗,本文提出了一种适用于远距离大容量架空线路的LCC-MMC串联混合型直流输电系统。该系统换流站的正极和负极均由LCC和MMC串联构成,其中MMC采用半桥子模块(half bridge submodule,HBSM)。该系统具有如下5个主要优点:1)能够独立控制有功功率和无功功率,具有运行灵活性;2)能够依靠LCC的强制移相和MMC的闭锁清除直流故障,系统自身具有直流故障穿越能力;3)逆变侧由于LCC的存在直流电压响应迅速,整流侧交流故障下不会发生断流;4)逆变侧由于MMC的存在即使发生换相失败,系统仍能保持一定的功率输送能力;5)MMC的容量问题可以通过换流器并联加以解决,这与现有的制造能力相适应。

  本文提出了该串联混合型直流输电系统稳态和故障下运行的控制方式,在PSCAD/EMTDC中搭建了所述系统并验证了其在交直流故障下控制策略的有效性。

  1 串联混合型直流输电系统拓扑结构

  以单极系统为例,所述系统的基本拓扑结构如图1(a)所示。系统每一极均由12脉动LCC和模块化多电平换流阀组(bank of MMCs,MMCB)串联构成,其中MMCB为低端换流器组(直流侧电压较低),LCC为高端换流器组(直流侧电压较高)。其中URL、URM和UR依次指整流侧LCC、MMC和整体

  

 

  (a) 系统拓扑结构

  

 

  (b) MMCB (c) MMC

  

 

  (d) HBSM

  图1 系统基本结构

  Fig. 1 Basic structure of the system

  的直流电压,UIL、UIM 和UI依次指逆变侧LCC、MMC和整体的直流电压。

  MMCB的结构如图1(b)所示,其由若干MMC并联构成,以便克服现阶段MMC制造的容量限制。为限制故障下的浪涌电流,换流站每一极出口处均配置了平波电抗器。

  如图1(c)所示,MMC由6个桥臂构成,每一桥臂由桥臂电感和N个子模块(submodule module,SM)串联组成,同一相的2个桥臂构成一个相单元。子模块采用HBSM,结构如图1(d)所示,其由2个绝缘栅双极型晶体管(insulated gate bipolar transistor,IGBT)(T1、T2)、2个二极管(D1、D2)和1个子模块电容(C0)构成,USM和ISM分别指子模块电压和电流。通常,H-MMC难以通过换流器自身动作处理直流故障,原因在于闭锁后交流系统仍能通过反并联二极管向故障点注入电流。本文所述的系统则可以通过LCC和MMC的协同控制处理直流故障,其原理将在第3节介绍。

  2 系统建模与稳态控制

  本节将主要介绍LCC与MMC的基本控制。为方便表述,一些上下标定义如下:M代表MMC、L代表LCC、R代表整流站、I代表逆变站和*代表指令值。

  2.1 控制方式

  稳态下,系统有功类控制目标如表1所示,其中整流侧LCC控制直流电流,整流侧MMC、逆变侧LCC和MMC控制各自的直流电压。之所以选择上述目标,是因为在故障下该控制方式最为直接,从而避免了故障下系统控制方式的切换。

  

表1 稳态下有功类控制目标

 

  Tab. 1 Control objectives of active power under steady state

  控制目标LCCMMC

  整流侧直流电流直流电压

  逆变侧直流电压直流电压

  MMC除进行有功类控制以外,还可独立进行无功类控制,即选择控制无功功率或交流母线电压。一般而言,控制无功功率可以精确补偿LCC吸收的无功,从而使换流站整体从交流系统吸收的无功功率为零;控制交流母线电压则有利于系统从交流故障中恢复。

  2.2 LCC建模与控制

  如表1所示,整流侧LCC和逆变侧LCC分别控制直流电流和直流电压,控制器框图分别如

  图2(a)和图2(b)所示,其中

、Idc和αR依次指直流电流指令值、实际值和整流侧LCC的触发角,

 

  

、UIL和αI依次指逆变侧LCC直流电压的指令

 

  值、实际值和触发角。

  

 

  (a) 整流侧LCC

  

 

  (b) 逆变侧LCC

  图2 LCC控制器框图

  Fig. 2 Block diagram of LCC controllers

  整流侧LCC的数学模型如下:

  

(1)

 

  

(2)

 

  

(3)

 

  

(4)

 

  式中:ERL为阀侧空载线电压有效值;XRL为换相电抗;μR为换相角;φRL为功率因数角。

  逆变侧LCC的数学模型与之类似。

  2.3 MMC建模与控制

  MMC的单相等值电路如图3所示,其中:usk为阀侧等值相电压;Ls和Rs分别为系统侧等值电感和电阻;L0和R0分别为阀侧等值电感和电阻;uk和ik (k = a, b, c)为MMC输出相电压和电流;upk和unk分别为级联半桥子模块输出的上下桥臂电压;Udc为直流电压。

  

 

  图3 MMC单相等值电路

  Fig. 3 Single-line equivalent circuit of MMC

  MMC的动态特性可由如下微分方程[19-20]描述:

  

(5)

 

  

(6)

 

  

(7)

 

  设L = Ls + L0/2、R = Rs + R0/2,消去uk则MMC的动态特性可进一步表示为

  

(8)

 

  

(9)

 

  式中udiffk、ucomk和icirk分别称为差模电压、共模电压和环流,定义如下:

  

(10)

 

  

(11)

 

  

(12)

 

  式(8)表征了MMC的外部特性,说明MMC的输出电流可以通过调节差模电压来控制;式(9)则实际表征了MMC的内部特性,说明MMC的内部环流可以通过调节共模电压来抑制。对式(8)和式(9)分别进行dq变换,结果如式(13)和式(14)所示。需要注意的是,内部环流以2倍频分量为主[21]。

  

(13)

 

  

(14)

 

  基于式(13)设计的矢量电流控制器如图4(a)所

  

 

  (a) 矢量电流控制器

  

 

  (b) 环流抑制控制器

  图4 MMC控制器

  Fig. 4 MMC controllers

  示。该控制器分为外环控制和内环控制,其中外环

  根据直流电压偏差(

)和无功功率偏差(
)或交流母线电压偏差(
)调节输出电流的指令值(
),内环根据输出电流的偏差(
)调节桥臂差模电压指令值。

 

  基于式(14)设计的环流抑制控制器如图4(b)所示。为抑制内部环流,内部环流的指令值设置为零,最终输出为桥臂共模电压。

  一个MMCB内的若干MMC的控制方式相同,并且由于在制造过程中MMC的参数误差可以被控制得较小,因此无需在MMCB内部进行电流均衡控制。

  3 故障控制策略

  本节针对整流侧交流故障、逆变侧交流故障和直流线路故障,分别提出了相应的故障控制策略。

  3.1 整流侧交流故障控制策略

  当整流侧交流系统发生故障后,由于LCC输出的直流电压直接依赖于网侧交流电压,整流侧整体直流电压跌落,进而导致直流电流下降。在严重情况下,由于逆变侧直流电压响应慢,可能导致电流断流,引起较大的暂态过电压。此外,故障期间功率跌落也将对送受端系统的稳定性产生不利影响。因此,针对此类故障的控制策略需要在一定程度上维持直流电流和直流功率。

  如图2(a)所示的定直流电流控制器,对于整流侧交流故障,具有一定的电流控制能力,但其可以调节的范围较小。考虑到LCC和MMC的协同控制,本文提出了两阶段后备定电流控制。

  

 

  (a) 基于整流侧MMC的第1阶段控制

  

 

  (b) 基于逆变侧LCC的第2阶段控制

  图5 针对直流电流的两阶段后备控制

  Fig. 5 Two-step standby control for dc current

  图5(a)中描述了第1阶段的控制方式,它由整流侧的MMCB来实现,其通过提升其输出的直流电压来维持整流侧整体的直流电压,图中URMrated、

  ∆URM和

分别指代整流侧MMC直流电压额定

 

  值、增加值和最终指令值。这一控制能够更大程度上维持直流功率,且在远端交流故障发生时最为有效。该阶段控制中,MMCB的直流电压最大增量∆URM保守取为0.1 pu;触发该控制的电流偏差∆Id1设置为目标值的5%,避免与稳态下的定直流电流控制器冲突。

  第2阶段的控制方式如图5(b)所示,其通过减小逆变侧LCC输出的直流电压来维持直流电流,

  图中UILrated、∆UIL和

分别指代逆变侧LCC直流

 

  电压额定值、减少值和最终指令值。该控制方式与传统直流输电广泛采用的后备定电流控制类似。

  3.2 逆变侧交流故障控制策略

  当逆变侧交流系统发生故障后,逆变侧LCC的直流电压跌落,甚至可能因为换相失败而降为零。逆变侧的直流电压跌落会导致直流电流激增和直流功率的损失。

  出现逆变侧交流故障时,整流侧和逆变侧的LCC需要联合动作。由于图2(a)所示的定直流电流控制,整流侧LCC将增大触发角以限制直流电流的增大;逆变侧LCC需要从定直流电压控制切换到定熄弧角控制,以降低暂态过程中换相失败的风险,切换过程如图6所示,图中UERR为逆变侧LCC的直流电压偏差,g、gmin和gERR分别为逆变侧LCC关断角、最小关断角现值和关断角偏差值。

  

 

  图6 针对逆变侧LCC的带有后备定熄弧角控制的

  定直流电压控制

  Fig. 6 Constant DC voltage control scheme with standby constant extinction angle control for inverter LCC

  3.3 直流线路故障下系统的故障穿越能力

  当直流线路发生故障后,故障点处的电压几乎跌落为零,这使得短路电流从整流侧溃入故障点;由于LCC的单向导通性,逆变侧不会向故障点提供短路电流。

  一种限制整流侧短路电流的可行方案是利用整流侧LCC和MMC的协同控制,即LCC采用强制移相,同时MMC闭锁。通过估算MMC在闭锁状态下输出的直流电压,可以从理论上证明该方案的有效性。

  当MMC处于闭锁状态,由许多子模块串联起来的整个桥臂的电气特性,和一个子模块的电气特性相似。图7是单个子模块处于闭锁状态下的等效电路,其中USM和iSM分别为闭锁状态下子模块电压和电流;图8是整个MMC闭锁时的等效电路。注意,图中所标注的电流正方向与图3是相反的,为方便推导,图7中将电流从N经过D2流向P称为电流的正向通道,将电流从P经过D1和C0流向N称为电流的反向通道。

  

 

  图7 闭锁时单个子模块等效电路

  Fig. 7 Equivalent circuit of a sub-module

  under blocking state

  

 

  图8 MMC处于闭锁状态下的等效电路

  Fig. 8 Equivalent circuit of a MMC under blocking state

  首先证明桥臂电流在MMC闭锁状态下不能通过反向通道持续流通,即证明桥臂N个子模块电容的等效电压(NUC0)远大于阀侧空载线电势的幅值

  (

E)。假设某一时刻图8中上桥臂a相电流为正,

 

  c相电流为负,即ipa流过正向通道,ipc流过反向通道。此时,在图8中构成o¢apco¢回路。根据参考文献[22],阀侧空载线电势可通过式(15)估算:

  

(15)

 

  则a、c两点间的电位差:

  

(16)

 

  由式(16)可知,由于eac

  可以进一步证明,在短路电流上升的阶段,MMC输出的直流电压始终小于阀侧空载线电势的

  幅值,即didc/dt>0时,udc<

E。

 

  假设某一时刻,短路电流经过桥臂pa和nc,则有下式:

  

(17)

 

  

(18)

 

  

(19)

 

  如果下一个时刻,短路电流开始从桥臂pa向pb换相,则点p的电位为

  

(20)

 

  而点n的电位还是由式(18)计算,则有:

  

(21)

 

  通过式(21)证明的结论,不难推断出:如果通过强制移相使得整流侧LCC输出的直流电压绝对值大于MMC阀侧空载线电势的幅值,短路电流将被有效抑制。

  整流侧LCC在稳态下的触发角通常为15°,则稳态下LCC和MMC输出直流电压应满足的最小比值为

  

(22)

 

  式中αFR为LCC强制移相后的触发角,这个值需要根据工程实际来设置。

  4 仿真验证

  4.1 算例介绍

  本文针对图1(a)的拓扑,验证了其整流侧交流故障、逆变侧交流故障和直流线路故障3种情况下的故障穿越能力。4个换流器稳态下有功类控制目标见2.1节中表1,并且2个MMC还同时控制相应的交流母线电压。测试系统的参数见表2。

  

表2 系统参数

 

  Tab. 2 System parameters

  参 数取 值

  类别项目整流侧逆变侧

  基本

  参数额定容量/MW32003200

  额定直流电压/kV800760

  额定直流电流/kA44

  LCC直流电压/kV400380

  MMC直流电压/kV400380

  交流系统电压有效值/kV500500

  短路比55

  X/R88

  参 数取 值

  类别项目整流侧逆变侧

  MMC

  参数一个MMCB中MMC个数44

  平波电抗器/H0.30.3

  桥臂HBSM的个数5050

  HBSM中的电容/mF16651665

  桥臂电抗/H0.0550.055

  参 数取 值

  类别项目

  变压器

  参数LCC联结变压器

  (整流侧和逆变侧相同)序号12

  绕组类型Y0/∆Y0/Y

  变比/(kV/ kV)500/165500/165

  容量/MVA10001000

  漏抗/pu0.100.10

  MMC联结变压器

  (整流侧和逆变侧相同)绕组类型Y0/∆

  变比/(kV/ kV)500/200

  容量/MVA480

  漏抗/pu0.10

  参 数取 值

  类别项目

  直流

  线路参数线路长度/km1000

  电阻/Ω10

  4.2 整流侧交流故障测试

  对整流侧交流系统施加3种不同严重程度的交流故障:1)a相远端故障,相电压跌落到额定值的50%,记为故障A;2)a相近端故障,相电压跌落到零,记为故障B;3)三相近端故障,线电压跌落到额定值的30%,记为故障C。故障在系统稳态运行至1.5 s时施加,持续0.1 s后清除。整流侧交流故障的仿真结果如图9所示。

  由图9可以看出,在3种设计的故障中,故障C最为严重。在故障C的过程中,直流电流最低跌落到0.5 pu,直流电流断流的风险被消除;直流功率保持在0.3 pu以上,说明系统还具有一定的功率输送能力。故障清除后,系统可以快速地恢复到稳态。相比于故障C,故障A和B都不会对系统产生太大的影响。

  4.3 逆变侧交流故障测试

  对逆变侧交流系统施加3种不同严重程度的交流故障:1)a相远端故障,相电压跌落到额定值的

  

 

  (a) 故障A下的暂态特性

  

 

  (b) 故障B下的暂态特性

  

 

  (c) 故障C下的暂态特性

  图9 整流侧交流故障的仿真结果

  Fig. 9 Simulation results of ac faults at rectifier side

  50%,记为故障D;2)a相近端故障,相电压跌落到零,记为故障E;3)三相近端故障,相电压跌落到额定值的30%,记为故障F。故障在系统稳态运行至1.5 s时施加,持续0.1 s后清除。逆变侧交流故障的仿真结果如图10所示。

  从图中可以看出,在3种设计的故障中,故障F最为严重。在故障F的过程中,虽然逆变侧交流电压大幅跌落,但因为逆变侧LCC切换到定熄弧角控制,并未出现连续换相失败。由于逆变侧MMC输入和输出的功率不平衡,富余的能量储存在子模块电容里,导致MMC输出的直流电压抬升,因此需要配置避雷器,防止子模块过电压损坏。由于采

  

 

  (a) 故障D下的暂态特性

  

 

  (b) 故障E下的暂态特性

  

 

  (c) 故障F下的暂态特性

  图10 逆变侧交流故障的仿真结果

  Fig. 10 Simulation results of ac faults at inverter side

  用了定电流控制,直流电流被限制在1.0 pu附近振荡。故障期间,直流功率跌落至0.4 pu,故障清除后的一小段时间内,直流功率会短时跌落,之后很快恢复。

  对于故障E,由于逆变器交流母线电压跌落到几乎为零,必然发生连续换相失败。但这种情况下的暂态过程中,直流功率仍然可保持在0.5 pu以上,并且故障清除后系统能够迅速恢复。相比而言,故障D的影响较小,不再赘述。

  4.4 直流线路故障测试

  本节中,1.5 s时在直流线路的中点处施加单极短路故障,故障电阻0.1 Ω。根据3.3节中的相关结论,系统采用如下控制策略。

  首先是检测故障。参考MMC常见的保护设置,取直流电流的检测阈值为1.5 pu。

  系统完成故障检测后,对整流侧和逆变侧的MMC都进行闭锁,对整流侧LCC强制移相。由于在短路电流过大时,换相过程较长,采用较大的触发角,容易引发换相失败,因此将αR先设置为135°,等短路电流降低到1.0 pu以下,再设置为150°。另外在从发生故障到系统恢复的暂态过程中,αI始终设置为90°。

  待故障电流清除后,继续保持上述的控制动作0.2 s,以完成故障点的去游离过程。

  待绝缘恢复和去游离过程完成后,系统重新启动,整流侧和逆变侧的MMC同时解锁,然后设置αR从45°线性减小到15°,αI从120°线性增大到150°。整个启动过程耗时0.2 s,启动完成后,切换到稳态下的控制方式。

  仿真结果如图11所示,可以看出所提出的控制策略对于直流线路故障具有清除能力。在故障回路中,由LCC强制移相产生的负电压可以抵消MMC在闭锁状态下输出的正电压,使得短路电流在70 ms内被清除。系统从发生故障到重新启动至稳态,历时0.5 s,这是一个可以接受的时间范围。

  

 

  图11 直流线路故障仿真结果

  Fig. 11 Simulation results of DC line fault

  5 结论

  本文提出了一种适用于远距离大容量架空线路的LCC-MMC串联混合型拓扑。这种拓扑形式可以灵活地控制有功功率和无功功率。通过时域仿真验证了稳态下和故障期间控制策略的有效性,说明系统对于交流故障和直流故障都具有穿越能力。具体来说:1)整流侧交流故障下,系统不会出现断流;2)逆变侧交流故障下,即使发生换相失败,也能送出部分直流功率;3)直流线路故障的短路电流,可以通过控制换流器本身的动作来清除,而不需要附加其他设备。

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