何平港，牟大林，林 圣

LCC-MMC混合級(jí)聯(lián)型直流輸電系統(tǒng)啟動(dòng)控制策略研究

何平港，牟大林，林 圣

(西南交通大學(xué)電氣工程學(xué)院，四川 成都 611756)

為實(shí)現(xiàn)逆變側(cè)采用電網(wǎng)換相換流器(line commutated converter, LCC)和多個(gè)并聯(lián)模塊化多電平換流器(modular multilevel converter, MMC)閥組串聯(lián)的混合級(jí)聯(lián)直流輸電系統(tǒng)的安全、可靠啟動(dòng)，提出了一種按照不可控充電和系統(tǒng)控制解鎖兩階段劃分的啟動(dòng)控制策略。首先建立該類(lèi)混合結(jié)構(gòu)下直流系統(tǒng)的數(shù)學(xué)模型。在對(duì)低壓端MMC不可控充電階段暫態(tài)特性分析的基礎(chǔ)上，推導(dǎo)了MMC最大啟動(dòng)沖擊電流和預(yù)充電時(shí)間的等效計(jì)算公式，并根據(jù)最大沖擊電流和預(yù)充電時(shí)間為MMC啟動(dòng)過(guò)程中限流電阻的選取提供依據(jù)。其次，在系統(tǒng)級(jí)控制器解鎖至系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行階段，針對(duì)MMC并聯(lián)組在控制器解鎖時(shí)產(chǎn)生的不平衡啟動(dòng)電流問(wèn)題進(jìn)行了分析，提出一種基于不同換流器間控制時(shí)序配合與自適應(yīng)MMC功率參考值的啟動(dòng)優(yōu)化策略。最后，通過(guò)PSCAD/EMTDC仿真結(jié)果表明，所提啟動(dòng)方案可以有效實(shí)現(xiàn)混合級(jí)聯(lián)型直流輸電系統(tǒng)的平穩(wěn)啟動(dòng)。

混合級(jí)聯(lián)型直流輸電系統(tǒng)；限流電阻；不平衡電流；啟動(dòng)優(yōu)化策略

0 引言

能源資源和負(fù)荷需求在我國(guó)呈現(xiàn)逆向分布狀態(tài)，采用直流輸電技術(shù)是實(shí)現(xiàn)遠(yuǎn)距離大容量輸電、優(yōu)化資源配置的必然選擇[1-2]。但是僅采用單一的基于電網(wǎng)換相換流器(line commutated converter, LCC)的常規(guī)直流輸電技術(shù)或者基于模塊化多電平換流器(modular multilevel converter, MMC)的柔性直流輸電技術(shù)難以兼顧經(jīng)濟(jì)性和技術(shù)性的要求，因此，選擇將兩種直流輸電方式優(yōu)勢(shì)集成互補(bǔ)的混合直流輸電技術(shù)作為當(dāng)前理論研究和工程應(yīng)用的熱點(diǎn)[3-6]。

對(duì)于混合直流輸電系統(tǒng)而言，各換流器的平穩(wěn)啟動(dòng)是系統(tǒng)進(jìn)入后續(xù)正常運(yùn)行階段的前提條件[7-8]。在不同的混合直流輸電結(jié)構(gòu)下，如何抑制系統(tǒng)在啟動(dòng)過(guò)程中對(duì)換流器和電網(wǎng)帶來(lái)的過(guò)電流沖擊，以及實(shí)現(xiàn)不同類(lèi)型換流器間的啟動(dòng)配合是工程設(shè)計(jì)中的重點(diǎn)[9]。從現(xiàn)有研究來(lái)看，按照時(shí)間尺度進(jìn)行分階段啟動(dòng)是混合直流輸電系統(tǒng)的基本啟動(dòng)策略[10-15]。文獻(xiàn)[10]針對(duì)整流側(cè)采用LCC、逆變側(cè)采用MMC結(jié)構(gòu)的混合直流系統(tǒng)，在系統(tǒng)整體的準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)數(shù)學(xué)模型基礎(chǔ)上提出利用直流系統(tǒng)為受端MMC電容器進(jìn)行充電的啟動(dòng)策略。文獻(xiàn)[11-12]分別針對(duì)LCC- FBMMC串聯(lián)型混合直流系統(tǒng)和偽雙極VSC-LCC型混合直流輸電系統(tǒng)，采用了相似的三段式啟動(dòng)方案以實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)的平穩(wěn)啟動(dòng)。文獻(xiàn)[13]針對(duì)VSC-LCC雙端混合系統(tǒng)，提出了在系統(tǒng)單向潮流限制下，采用直流側(cè)極性切換的控制啟動(dòng)方法。文獻(xiàn)[14]在整流側(cè)采用LCC、逆變側(cè)采用混合子模塊型MMC的混合直流系統(tǒng)結(jié)構(gòu)下，分析了此種混合結(jié)構(gòu)下系統(tǒng)的啟動(dòng)過(guò)程，設(shè)計(jì)了系統(tǒng)整體的充電解鎖方案。文獻(xiàn)[15]對(duì)LCC-VSC三端混合直流系統(tǒng)，開(kāi)展了換流站不同解鎖順序下系統(tǒng)啟動(dòng)控制策略的研究。針對(duì)上述不同結(jié)構(gòu)的混合直流輸電系統(tǒng)，分階段啟動(dòng)的第一步均需要預(yù)先投入限流電阻以限制柔性換流器內(nèi)部電容預(yù)充電時(shí)產(chǎn)生的沖擊過(guò)電流。然而，關(guān)于限流電阻的參數(shù)設(shè)計(jì)，需要充分考慮系統(tǒng)最大允許啟動(dòng)電流和啟動(dòng)時(shí)間的要求[16]，相關(guān)文獻(xiàn)給出了限流電阻參數(shù)與交流側(cè)充電電流的近似關(guān)系表達(dá)式[17]，但其忽略了充電回路中橋臂電抗的影響，導(dǎo)致計(jì)算出來(lái)的MMC最大啟動(dòng)電流與實(shí)際最大電流存在較大的誤差。因此，在混合直流系統(tǒng)的啟動(dòng)充電階段，還需要進(jìn)一步研究更準(zhǔn)確合理的混合直流系統(tǒng)MMC限流電阻的定量計(jì)算方法。

除上述混合直流輸電系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)外，我國(guó)目前正在建設(shè)的白鶴灘-江蘇混合直流輸電系統(tǒng)逆變側(cè)采用LCC與3個(gè)并聯(lián)MMC直接串聯(lián)的新型拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)[18-21]，對(duì)于該混合結(jié)構(gòu)，由于逆變側(cè)采用多個(gè)MMC相互并聯(lián)的結(jié)構(gòu)，若換流器間協(xié)調(diào)控制措施不當(dāng)，系統(tǒng)啟動(dòng)時(shí)將在MMC并聯(lián)閥組直流側(cè)產(chǎn)生不平衡電流，給系統(tǒng)的安全啟動(dòng)帶來(lái)極大威脅。針對(duì)并聯(lián)MMC產(chǎn)生不平衡電流的問(wèn)題，文獻(xiàn)[22-23]給出了交直流故障下混合級(jí)聯(lián)輸電系統(tǒng)MMC閥組間不平衡電流的抑制策略。然而，在系統(tǒng)啟動(dòng)與故障暫態(tài)兩種情況下，MMC閥組間不平衡電流的誘發(fā)機(jī)理并不相同，現(xiàn)有針對(duì)混聯(lián)系統(tǒng)故障暫態(tài)不平衡電流的抑制方法并不直接適用于啟動(dòng)過(guò)程中多閥組間不平衡電流的抑制。因此，亟須提出一種多換流器間的協(xié)調(diào)控制策略，以有效解決混聯(lián)系統(tǒng)低壓側(cè)多個(gè)MMC閥組間的啟動(dòng)不平衡電流問(wèn)題。

基于此，本文以上述逆變側(cè)混合級(jí)聯(lián)型直流系統(tǒng)為研究對(duì)象，首先介紹了LCC-MMC混合級(jí)聯(lián)型直流輸電系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)與數(shù)學(xué)模型，推導(dǎo)了MMC啟動(dòng)時(shí)最大沖擊電流和預(yù)充電時(shí)間的解析表達(dá)，并設(shè)計(jì)了MMC在有源啟動(dòng)方式下限流電阻參數(shù)的選取原則。針對(duì)在控制器解鎖時(shí)MMC并聯(lián)組間的不平衡電流問(wèn)題，分析了不平衡啟動(dòng)電流的產(chǎn)生機(jī)理，提出一種基于不同換流器間控制時(shí)序配合與自適應(yīng)MMC功率參考值的啟動(dòng)不平衡電流抑制策略。最后，基于PSCAD/EMTDC仿真模型驗(yàn)證了所提混合級(jí)聯(lián)直流輸電系統(tǒng)協(xié)調(diào)啟動(dòng)方案的有效性。

1 逆變側(cè)混合級(jí)聯(lián)直流系統(tǒng)簡(jiǎn)述

1.1 基本拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

逆變側(cè)LCC-MMC混合級(jí)聯(lián)結(jié)構(gòu)的單極系統(tǒng)主接線結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 LCC-MMC混合級(jí)聯(lián)直流輸電系統(tǒng)拓?fù)?/p>

圖2 半橋子模塊MMC拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

與傳統(tǒng)高壓直流輸電系統(tǒng)相比，在逆變側(cè)采用LCC與MMC串聯(lián)混合的形式具有以下技術(shù)特點(diǎn)：(1) 逆變側(cè)MMC能夠獨(dú)立控制有功和無(wú)功功率，系統(tǒng)運(yùn)行控制靈活性好。(2) 當(dāng)發(fā)生直流故障時(shí)，可通過(guò)整流側(cè)LCC強(qiáng)迫移相達(dá)到清除故障電流的目的。(3) 逆變側(cè)交流故障導(dǎo)致LCC換相失敗時(shí)，MMC換流器仍能維持一定的有功功率傳輸，加強(qiáng)受端交流系統(tǒng)穩(wěn)定性；(4) 受端多饋出落點(diǎn)結(jié)構(gòu)滿足不同負(fù)荷中心電力需求，并通過(guò)多MMC并聯(lián)關(guān)系解決柔性直流系統(tǒng)容量較小的弊端。

1.2 數(shù)學(xué)模型

由系統(tǒng)兩側(cè)直流電壓可得到直流電流為

由式(1)—式(4)可知，通過(guò)調(diào)節(jié)交流側(cè)電壓、LCC觸發(fā)角、MMC電壓調(diào)制比和相角差等，可以調(diào)節(jié)逆變側(cè)混合級(jí)聯(lián)系統(tǒng)的直流電壓與電流?？紤]到換流變壓器分接頭調(diào)壓在實(shí)際工程中響應(yīng)速度慢的問(wèn)題，故一般選擇LCC觸發(fā)角、作為主要控制量；而MMC則可以通過(guò)改變電壓調(diào)制波的相角與調(diào)制比來(lái)進(jìn)行調(diào)節(jié)控制。在混合級(jí)聯(lián)系統(tǒng)的啟動(dòng)過(guò)程中，即通過(guò)聯(lián)合調(diào)節(jié)上述各換流器間的控制量，以保證系統(tǒng)的電壓電流被控量從零平滑過(guò)渡至額定值。但不同類(lèi)型換流器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)各異，控制策略也各不相同，使得混聯(lián)系統(tǒng)的啟動(dòng)過(guò)程需要綜合考慮多個(gè)換流器間的協(xié)調(diào)配合關(guān)系。

參考傳統(tǒng)MMC-HVDC系統(tǒng)的啟動(dòng)流程[26-28]，本文將所研究的新型混合級(jí)聯(lián)系統(tǒng)的啟動(dòng)過(guò)程劃分為2個(gè)階段：(1) MMC不可控充電階段；(2) 系統(tǒng)控制解鎖階段。在MMC不可控充電階段，主要對(duì)依靠交流側(cè)自勵(lì)充電啟動(dòng)方式中限流電阻的計(jì)算問(wèn)題進(jìn)行分析；而在系統(tǒng)控制解鎖階段，將分別對(duì)MMCB控制解鎖以及LCC控制解鎖階段的系統(tǒng)不平衡電流問(wèn)題展開(kāi)分析。

2 低壓端MMC不控充電階段

在MMC的實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中，IGBT的控制驅(qū)動(dòng)電路直接由各子模塊內(nèi)部分散的電容進(jìn)行分壓供能，而在啟動(dòng)初期，子模塊內(nèi)部電容初始電壓為零，因此MMC缺乏外部能量而處于不控閉鎖狀態(tài)。此時(shí)首先需要對(duì)各儲(chǔ)能電容進(jìn)行預(yù)充電以初步建立起直流電壓，這也是整個(gè)混聯(lián)系統(tǒng)啟動(dòng)的第一步?？紤]到在所研究的混聯(lián)系統(tǒng)中，低壓端3個(gè)MMC分散連接于不同的交流電網(wǎng)，因此可選擇依靠交流側(cè)自勵(lì)啟動(dòng)方式進(jìn)行子模塊電容的預(yù)充電，此階段中，交流系統(tǒng)與IGBT反并聯(lián)二極管形成的不控充電回路如圖3所示。

圖3 MMC不可控充電等效電路

圖3中，ac、ac分別代表交流側(cè)等效電感與電阻；arm代表橋臂電感；eq代表一個(gè)橋臂內(nèi)的等效電容，3個(gè)上橋臂從左到右編號(hào)依次為為1、3、5，下橋臂編號(hào)為4、6、2。以圖中所示電流方向t、b代表規(guī)定的正方向。

圖4 合閘時(shí)間分段示意圖

以在C1—C2區(qū)域S2合閘為例進(jìn)行分析。合閘時(shí)正負(fù)極直流母線對(duì)地電壓為0，由于此時(shí)sa＞ 0，則A相電流將從Va流向正極直流母線Bp和負(fù)極直流母線Bn，對(duì)應(yīng)橋臂4子模塊電容充電，橋臂1子模塊電容被旁路；而由于sb、sc＜ 0，則B、C相上電流將由正極直流母線Bp和負(fù)極直流母線Bn流向Vb和Vc位置，對(duì)應(yīng)橋臂3、5中子模塊電容充電，橋臂6、2中子模塊電容被旁路。圖4中，由三相電壓間關(guān)系可知，除了三相電壓過(guò)零點(diǎn)以外，在C1—C6任意時(shí)間段進(jìn)行合閘操作，必然有3個(gè)橋臂內(nèi)電容處于充電狀態(tài)，3個(gè)橋臂處于短路狀態(tài)。

在后續(xù)的電容充電過(guò)程中，伴隨著子模塊電容電壓的上升以及MMC交流側(cè)線電壓瞬時(shí)值的變化，一旦某個(gè)橋臂內(nèi)承受的正向電壓小于橋臂電容電壓之和，充電電流反向，但是由于子模塊中續(xù)流二極管承受反向電壓截止，從而使橋臂電流保持為0。由于MMC的強(qiáng)非線性特點(diǎn)，對(duì)此充電全過(guò)程中的啟動(dòng)電流難以進(jìn)行定量的解析計(jì)算，實(shí)際工程中更為關(guān)注的是MMC在此不可控充電過(guò)程中最大沖擊電流的估算。此時(shí)，忽略線間電壓較小的兩相電源作用，選擇線電壓絕對(duì)值最大的相間回路作為啟動(dòng)簡(jiǎn)化等效電路，以AB相為例，其簡(jiǎn)化后的預(yù)充電等效電路如圖5所示。

根據(jù)圖5，列寫(xiě)充電回路特性方程如式(5)所示。

圖5 預(yù)充電等效電路

其中，

相關(guān)符號(hào)變量含義表示為

根據(jù)式(9)，對(duì)比了在不同交流側(cè)等效電阻情況下，MMC不控充電階段最大沖擊電流的近似計(jì)算結(jié)果和仿真結(jié)果，如圖6所示。可以看到，最大啟動(dòng)電流等效計(jì)算結(jié)果與仿真結(jié)果總體表現(xiàn)出良好的近似性，驗(yàn)證了本文所提等效計(jì)算方法的合理性。

在不控充電階段結(jié)束后，MMC各子模塊電容最終電壓為

式中，為MMC單個(gè)橋臂子模塊個(gè)數(shù)?？紤]到實(shí)際工程中子模塊電容電壓達(dá)到額定電壓的30%即可滿足控制驅(qū)動(dòng)電路的取能要求，此時(shí)各MMC均已達(dá)到正?？刂艻GBT通斷的要求，可進(jìn)入到下一步的控制解鎖環(huán)節(jié)。

3 控制解鎖環(huán)節(jié)

3.1 MMCB啟動(dòng)不平衡電流的產(chǎn)生原因

由前述分析可知，在MMC不可控充電階段結(jié)束后，子模塊電容電壓尚未達(dá)到額定值，但已達(dá)到其控制觸發(fā)電路的分壓取能要求，此時(shí)各MMC需要投入內(nèi)外環(huán)控制器以繼續(xù)抬升直流電壓，同時(shí)在子模塊電容電壓均衡控制策略的作用下，周期性地投切子模塊以完成對(duì)子模塊電容的充電。在白鶴灘-江蘇混合級(jí)聯(lián)直流工程的逆變側(cè)結(jié)構(gòu)中(如圖7所示)，為了保證整個(gè)系統(tǒng)具有有功功率分配能力，低壓端3個(gè)并聯(lián)的MMC在穩(wěn)定運(yùn)行階段采用“定直流電壓+定有功功率”的主從控制配合方式，其中MMC1控制直流側(cè)電壓為定值，MMC2和MMC3控制交流側(cè)有功功率為定值，其各自的穩(wěn)態(tài)工作點(diǎn)為圖8 MMCB主從控制圖中的A1—A3點(diǎn)。

圖7 混合級(jí)聯(lián)系統(tǒng)逆變側(cè)結(jié)構(gòu)

圖8 MMCB主從控制示意圖

根據(jù)圖7，由穩(wěn)態(tài)時(shí)的KCL關(guān)系可知，此時(shí)逆變側(cè)低壓端的電流、功率滿足關(guān)系式(13)。

式(13)表明了系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)時(shí)低壓端MMCB的功率分配模式，但在3個(gè)MMC過(guò)渡到各自的穩(wěn)態(tài)工作點(diǎn)之前，采用定直流電壓與定有功功率控制的MMC將表現(xiàn)出不同的控制特性。若直接按照主從控制策略進(jìn)行解鎖，則在分階段投入MMC控制以及LCC控制時(shí)將引起低壓端MMCB的不平衡啟動(dòng)電流，原因分析如下。

2) LCC控制解鎖階段：在整流側(cè)和逆變側(cè)LCC解鎖后，整個(gè)混合輸電系統(tǒng)進(jìn)入直流功率上升階段，此時(shí)直流電流將在定電流控制器作用下以一定速率上升至額定值。此階段中，為了維持送受端功率的平衡協(xié)調(diào)，常規(guī)啟動(dòng)策略通常認(rèn)為只需將整流側(cè)LCC的電流指令值與定功率控制MMC的功率指令值保持相同的斜率上升即可[23]，但其一方面忽略了長(zhǎng)線路功率傳輸所需要的耗時(shí)，另一方面未考慮LCC與MMC響應(yīng)特性的快慢問(wèn)題，由于MMC本身阻尼特性較小，從而具有更快的功率調(diào)節(jié)能力。因此，在整流側(cè)LCC控制器解鎖的初期，其傳輸?shù)墓β蕦⒉荒軡M足逆變側(cè)定有功功率控制下MMC2和MMC3快速上升的功率輸送要求，兩者的功率缺額將由沒(méi)有功率控制能力的MMC1提供，此時(shí)，將再次產(chǎn)生3個(gè)MMC之間的不平衡電流現(xiàn)象。

綜合以上原因，需要對(duì)混合級(jí)聯(lián)系統(tǒng)控制解鎖階段的不平衡電流問(wèn)題有針對(duì)性地采取優(yōu)化措施。

3.2 不平衡啟動(dòng)電流抑制策略

在混合級(jí)聯(lián)系統(tǒng)的控制解鎖階段，根據(jù)3.1節(jié)所分析的低壓端MMCB可能產(chǎn)生不平衡啟動(dòng)電流的主要原因有兩個(gè)：一方面是在MMCB外環(huán)控制器解鎖時(shí)，定直流電壓與定有功功率控制器之間的控制特性不一致；另一方面則是在LCC控制器解鎖時(shí)，直流傳輸功率與MMC功率的參考值不匹配。針對(duì)上述原因，本節(jié)提出一種簡(jiǎn)單有效的并聯(lián)MMCB啟動(dòng)優(yōu)化控制策略，主要思路由MMC外環(huán)功率控制器的時(shí)序配合以及采取自適應(yīng)的功率參考值完成，其具體的控制邏輯如圖9所示。

圖9 MMCB啟動(dòng)優(yōu)化控制策略

圖9中，啟動(dòng)優(yōu)化策略的控制邏輯主要分為以下2個(gè)步驟。

1) 在MMCB的可控充電階段，為消除有功類(lèi)外環(huán)控制器控制特性的不一致，選擇在0—1階段投入相同的直流電壓控制器和電容電壓均衡控制，待所有子模塊電容電壓充電至額定電壓后，MMC2和MMC3的外環(huán)控制器可以正常切換到穩(wěn)態(tài)時(shí)的定有功功率控制器。切換后，為了抑制MMC交流側(cè)功率波動(dòng)帶來(lái)PI控制器不必要的響應(yīng)動(dòng)作，直到2時(shí)刻高壓端LCC控制器解鎖前，外環(huán)功率PI控制器的輸入偏差始終設(shè)置為0。

4 系統(tǒng)協(xié)調(diào)啟動(dòng)策略

根據(jù)前文所分析的電阻限流措施與不平衡啟動(dòng)電流抑制策略，設(shè)計(jì)混合級(jí)聯(lián)直流系統(tǒng)LCC與MMC間的協(xié)調(diào)配合啟動(dòng)流程，如圖10所示。

圖10 混聯(lián)系統(tǒng)協(xié)調(diào)啟動(dòng)流程

圖10中，具體的啟動(dòng)控制流程如下：

3) 解鎖雙側(cè)LCC控制器，在系統(tǒng)直流傳輸功率從零開(kāi)始上升并到達(dá)額定值階段，MMC2和MMC3的外環(huán)有功參考值根據(jù)實(shí)際直流極母線功率進(jìn)行計(jì)算，抑制MMCB之間的不平衡電流，直到各狀態(tài)量達(dá)到額定值，系統(tǒng)進(jìn)入穩(wěn)態(tài)運(yùn)行階段。

5 仿真驗(yàn)證

5.1 混合級(jí)聯(lián)直流系統(tǒng)仿真模型

為了驗(yàn)證所提混合級(jí)聯(lián)型直流系統(tǒng)換流器協(xié)調(diào)優(yōu)化啟動(dòng)策略的有效性，在PSCAD/EMTDC中搭建了如圖1所示的混合直流輸電系統(tǒng)，系統(tǒng)主要仿真參數(shù)如表1所示。

表1 系統(tǒng)主要參數(shù)

仿真中幾個(gè)重要的時(shí)間節(jié)點(diǎn)設(shè)置如下。

1) 0—0.1 s：所有換流器均閉鎖，交流側(cè)斷路器處于分閘狀態(tài)。

2) 0.1—0.5 s：MMC交流側(cè)斷路器合閘，投入限流電阻，進(jìn)入不控充電階段。

3) 0.5—1.0 s：MMC內(nèi)外環(huán)控制器解鎖。

4) 1.0 s：整流側(cè)和逆變側(cè)LCC控制器解鎖。

5.2 MMC限流電阻選取

對(duì)混合級(jí)聯(lián)直流輸電系統(tǒng)低壓端MMC預(yù)充電過(guò)程進(jìn)行仿真試驗(yàn)，綜合考慮系統(tǒng)中變壓器漏抗、電源內(nèi)阻等參數(shù)后，根據(jù)式(9)和式(11)得出限流電阻st與最大啟動(dòng)電流max、預(yù)充電時(shí)間c的關(guān)系如圖11所示，st的取值為204W＜st＜ 241W，綜合考慮后選取中間值st= 220W。

圖11 限流電阻選取范圍計(jì)算值

設(shè)定合適的限流電阻參數(shù)并滿足相應(yīng)的啟動(dòng)條件后，以MMC1為例，仿真得到MMC啟動(dòng)全階段A相沖擊電流波形，如圖12所示。

圖12 啟動(dòng)沖擊電流仿真值

由圖12可知，在MMC交流側(cè)斷路器合閘后，其合閘暫態(tài)沖擊電流最大瞬時(shí)值約為1.37 kA，表明按照第2節(jié)關(guān)于MMC不控充電階段限流電阻選取的合理性。0.5 s控制器投入時(shí)，沖擊電流最大瞬時(shí)值約為1.31 kA，啟動(dòng)全程MMC交流側(cè)最大沖擊電流未超過(guò)1.5倍穩(wěn)態(tài)運(yùn)行幅值。

5.3 啟動(dòng)控制策略有效性驗(yàn)證

按照混合級(jí)聯(lián)系統(tǒng)分段啟動(dòng)流程，在直接按照穩(wěn)態(tài)主從控制策略與投入本文所提啟動(dòng)優(yōu)化控制策略的條件下，混合級(jí)聯(lián)直流系統(tǒng)的啟動(dòng)特性對(duì)比仿真結(jié)果如圖13和圖14所示。

圖13顯示了當(dāng)未投入啟動(dòng)優(yōu)化控制策略進(jìn)行混合級(jí)聯(lián)直流系統(tǒng)的啟動(dòng)時(shí)，低壓端并聯(lián)MMCB分別在0.5 s時(shí)控制器解鎖以及1～1.3 s直流功率上升階段發(fā)生了閥組間啟動(dòng)電流不平衡現(xiàn)象，尤其是在0.5 s采用定直流電壓和定有功功率的主從控制方案解鎖時(shí)，由于外環(huán)控制特性的不一致導(dǎo)致了嚴(yán)重的過(guò)電流現(xiàn)象，其直流過(guò)電流最大絕對(duì)值達(dá)到5.92 kA，超過(guò)額定運(yùn)行電流3.54倍，嚴(yán)重威脅相關(guān)換流器設(shè)備的安全啟動(dòng)；同時(shí)在1.0～1.3 s高壓端LCC解鎖期間，再次產(chǎn)生了3個(gè)MMC間的啟動(dòng)電流不平衡現(xiàn)象，MMC1在啟動(dòng)初期工作于整流模式，驗(yàn)證了第3節(jié)中理論分析的正確性。

圖13 未投入優(yōu)化策略時(shí)MMCB啟動(dòng)特性

圖14 投入優(yōu)化策略后MMCB啟動(dòng)特性

在投入本文所提啟動(dòng)優(yōu)化控制策略后，由圖14可以看到，0.5 s時(shí)低壓端MMCB均采用相同的定直流電壓控制器解鎖，能有效抑制并聯(lián)閥組間的啟動(dòng)不平衡電流。待子模塊電容充電至額定值后，0.7 s時(shí)MMC2和MMC3切換成定有功功率控制，由于此時(shí)外環(huán)PI控制器輸入偏差保持為0，MMCB之間未出現(xiàn)較大的功率波動(dòng)。1 s時(shí)LCC控制解鎖，直流功率開(kāi)始提升后，根據(jù)實(shí)際傳輸功率采取自適應(yīng)的功率參考值后，LCC實(shí)際輸送直流功率與定有功功率參考值不匹配導(dǎo)致的MMCB不平衡功率交換得到了顯著抑制，3個(gè)MMC傳遞到交流系統(tǒng)側(cè)的有功功率經(jīng)斜坡上升平穩(wěn)過(guò)渡到穩(wěn)態(tài)值。

圖15 混合級(jí)聯(lián)直流系統(tǒng)啟動(dòng)電壓、電流特性

6 結(jié)論

本文研究了一種LCC-MMC新型混合級(jí)聯(lián)直流輸電系統(tǒng)的啟動(dòng)控制策略，主要貢獻(xiàn)如下：

1) 從MMC啟動(dòng)暫態(tài)特性出發(fā)，分析了MMC啟動(dòng)時(shí)的不可控充電簡(jiǎn)化等效回路，推導(dǎo)了最大啟動(dòng)電流、充電時(shí)間與限流電阻間的近似計(jì)算方法，可為實(shí)際工程中限流電阻的參數(shù)選取提供依據(jù)，具有一定的工程實(shí)用價(jià)值；

2) 具體分析了混合級(jí)聯(lián)系統(tǒng)低壓端MMCB在系統(tǒng)控制器解鎖時(shí)產(chǎn)生不平衡啟動(dòng)電流現(xiàn)象的原因，提出了一種基于不同換流器間控制時(shí)序配合與自適應(yīng)MMC外環(huán)功率參考值的啟動(dòng)優(yōu)化策略，仿真結(jié)果驗(yàn)證了該啟動(dòng)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

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目資助(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，碩士研究生，研究方向?yàn)榛旌现绷鬏旊姳Ｗo(hù)與控制；E-mail: pghe@foxmail.com

牟大林(1994—)，女，博士研究生，研究方向?yàn)楦邏褐绷鬏旊姳Ｗo(hù)與控制；E-mail: dalin9009@163.com

林 圣(1983—)，男，通信作者，博士，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)榻恢绷骰炻?lián)電網(wǎng)保護(hù)與控制，牽引供電系統(tǒng)故障預(yù)測(cè)與健康管理，城市軌道交通雜散電流分析與抑制。E-mail: slin@swjtu.edu.cn

(編輯 許 威)