2017, Vol. 49引用本文 |
2. 国家电网九江供电公司，江西 九江 332000
2. State Grid Jiujiang Power Supply Co.,Jiujiang 332000,China
与基于电流源换流器（current source converter，CSC）的传统直流输电相比，基于电压源型换流器（voltage source converter，VSC）的柔性直流输电不会出现换相失败，同时还具有可向无源网络系统供电，可独立控制有功功率和无功功率，潮流反转时电压极性不变等诸多优势。因此，柔性直流输电在大规模可再生能源接入、孤岛供电、城市供电、电力市场交易以及电网互联等领域具有广阔的应用前景[1–3]。
柔性直流输电系统与传统直流输电系统另一不同之处是两端换流站控制系统相对独立，换流站之间不需要通信，但该技术优势给柔性直流系统的控制与保护带来了隐患。通常VSC整流站采用定有功功率控制，逆变站采用定直流电压控制。当逆变站交流侧发生故障时，一方面，交流电压下降使得逆变站输出功率减小；另一方面，因两换流站间没有通信或通信延迟，整流站仍按照参考值输送功率，此时直流系统内出现的功率不平衡，会导致直流侧电容器快速充电从而引起直流电压急速上升，危害柔性直流系统的安全运行，甚至可能迫使直流系统退出运行。
目前，VSC-HVDC系统用于风电并网已有较多研究[4–9]。为避免因网侧交流故障导致直流电压快速上升，使得VSC-HVDC系统退出运行，通常采用两种控制措施：一种是快速降低送端换流站输送的有功功率，另一种是在换流站拓扑结构中增加制动电阻以快速消耗不平衡功率。朱瑞可等[10–11]在定有功功率控制器中引入频率–有功和直流电压–有功斜率特性，以保证两侧交流系统在发生故障时能够进行相互功率支援，但该控制策略以牺牲另一侧交流系统频率稳定为代价。魏晓光等[12]比较了定无功功率控制和定交流电压控制，前者能使并网系统快速进入稳定，而后者能更好地抑制电压波动。任敬国等[13]考虑在交流系统故障时，根据直流电压信号改变定有功功率参考值。张静等[14]针对因交流故障或其他原因导致定直流电压控制器不能继续有效维持直流电压稳定的情况，通过切换两侧换流站控制方式以减小直流电压波动幅度。何大清等[15]指出在大扰动情况下外环参考值变化幅度很大，此时控制器的限幅会延长内环对参考值的追踪时间。但以上策略均没有继续挖掘VSC换流站通过控制无功功率的输出以支撑交流电压的能力。
作者提出在VSC整流站采用直流电压偏差斜率控制，VSC逆变站采用定直流电压控制，扩大无功控制器限值范围，动态调节有功控制器限幅值。两站之间不需要通信，在正常运行或出现小扰动情况下，VSC逆变站稳定直流电压，其有功控制器不受影响；在出现短暂大扰动情况下，优先发出无功，稳定交流电压。为避免换流器过电流，动态调节有功限幅值，使逆变站进入限功率输出状态，此时直流电压上升，整流站进入直流电压斜率控制，按比例减少有功功率输送，维持直流电压稳定；当有功减小到设定的偏差裕度时，整流站进入定直流电压控制，以减小直流电压波动幅度。仿真结果表明，该控制策略在系统小扰动时能充分挖掘VSC换流站无功输出能力，在系统故障时能及时减小有功输送，减小直流电压波动幅度，同时快速增加无功输出，较好地支撑交流电压稳定。
1 VSC-HVDC结构与原理典型三相两电平电压源换流器结构如图1所示。图1中，
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| 图1 电压源型换流器电路拓扑结构图 Fig. 1 Circuit diagram of voltage source inverter |
在d、q同步旋转坐标系下，采用基尔霍夫电压定律推导出的VSC换流器交流侧电压平衡方程为：
| $\left\{ \begin{aligned}{u_{{\rm{cd}}}} = {u_{{\rm{sd}}}} - R{i_{{\rm{sd}}}} - \omega L{i_{{\rm{sq}}}} - L\frac{{{\rm{d}}{i_{{\rm{sd}}}}}}{{\rm{d}}t}\text{，}\\[-2pt]\!\!{u_{{\rm{cq}}}} = {u_{{\rm{sq}}}} - R{i_{{\rm{sq}}}} + \omega L{i_{{\rm{sd}}}} - L\frac{{{\rm{d}}{i_{{\rm{sq}}}}}}{{\rm{d}}t}\;\end{aligned} \right.$ | (1) |
式中，
由式（1）可知，通过引入对电网扰动电压的前馈补偿和电压耦合补偿即可得到内环电流解耦控制器，结构如图2所示。
图2中，
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| 图2 VSC内环电流解耦控制器 Fig. 2 Current decoupling controller at inner loop of VSC |
在d、q同步旋转坐标系下，换流站与交流系统交换的有功功率
| $\left\{ \begin{aligned}& {p_{\rm{s}}} = \frac{3}{2}({u_{{\rm{sd}}}}{i_{{\rm{sd}}}} + {u_{\rm{sq}}}{i_{\rm{sq}}})\text{，}\\[-2pt]& {q_{\rm{s}}} = \frac{3}{2}({u_{\rm{sd}}}{i_{{\rm{sq}}}} - {u_{\rm{sq}}}{i_{\rm{sd}}})\;\end{aligned} \right.$ | (2) |
若d轴以电网电压向量定位，即
| $\left\{ \begin{aligned}& {p_{\rm{s}}} = \frac{3}{2}{u_{{\rm{sd}}}}{i_{\rm{sd}}} = {p_{\rm{dc}}} = {u_{\rm{dc}}}{i_{\rm{dc}}}\text{，}\\& {q_{\rm{s}}} = \frac{3}{2}{u_{\rm{sd}}}{i_{\rm{sq}}}\end{aligned} \right.$ | (3) |
式中，
由式（3）可知，分别控制有功电流
目前，直流电压偏差控制和直流电压斜率控制是柔性直流系统中最被认可的多点直流电压控制方式。其中：直流电压偏差控制是当主导站不能继续维持直流电压稳定或退出运行时，利用后备站的电压偏差裕度保证后备站接替主导站，以继续维持直流电压稳定，但偏差控制在同一时刻只有一个换流站进行功率调节，系统动态响应差，而且影响后期系统扩展。直流电压斜率控制能保证多个换流站在同一时刻根据直流电压波动进行功率调节，系统动态响应好，但直流电压不具有良好刚性，而且不能精确控制功率输出。对于VSC-HVDC系统，通常是整流站采用定有功功率控制，逆变站采用定直流电压控制。结合直流电压偏差控制和斜率控制，在整流站采用直流电压偏差斜率控制，逆变站采用定直流电压控制，各换流站的具体工作特性如图3所示。
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| 图3 换流器工作模式 Fig. 3 Operating mode for converters |
图3中：
系统正常运行时，VSC逆变站维持直流电压恒定，整流站输出有功不变。当逆变站交流侧出现较小无功负荷波动，但该无功负荷波动尚不足以改变有功限幅值，逆变站仍能维持直流电压稳定。当逆变站交流侧出现较大无功负荷波动，则启动有功电流动态限幅方式，即通过暂时减小有功电流限幅值，增大无功电流的限幅值。由于有功电流限幅值减小后，换流站实际运行的有功电流将大于有功电流限幅值，逆变站被迫转入限制功率输出状态，即沿
柔性直流输电系统本身过载能力较小，而系统运行中受到扰动或发生故障时，会产生较大的过电流，因此设计外环控制器时必须对有功电流和无功电流进行限幅。传统电流限幅方式为静态限幅，即对有功电流和无功电流给出一个恒定限幅值。而实际系统运行过程中，有功电流实际值通常小于有功限幅值，因此传统的静态限幅方式实际上限制了换流站无功功率输出的能力，以图4具体说明。
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| 图4 换流器电流限制方式 Fig. 4 Mode of current limitation for converters |
图4中，
| ${i_{\lim }} = \textit{λ}{i_{{\rm{rated}}}} = \sqrt {i_{{\rm{d}}\lim }^2 + i_{{\rm{qlim}}}^2} $ | (4) |
由图4可知，当系统实际有功电流
为充分挖掘VSC换流站无功功率输出能力，动态调节有功电流限幅值，根据无功功率确定有功电流的限幅情况，设计外环动态限幅控制器的逻辑关系为：
| ${i^{\rm{*}}}_{{\rm{qref}}} = \left\{ \begin{array}{l}\! {i_{\lim }},{i_{{\rm{sq}}}} > {i_{\lim }}\text{；}\\[3pt]\! {i_{{\rm{sq}}}}, - {i_{\lim }} < {i_{{\rm{sq}}}} < {i_{\lim }}\text{；}\\[3pt]\! - {i_{\lim }},{i_{{\rm{sq}}}} < - {i_{\lim }}\end{array} \right.$ | (5) |
| ${i^{\rm{*}}}_{{\rm{dref}}} = \left\{ \begin{aligned}& \sqrt {i_{\lim }^2 - i_{{\rm{sq}}}^2} \text{，}\;{i_{{\rm{sd}}}} > \sqrt {i_{\lim }^2 - i_{{\rm{sq}}}^2} \text{；}\\& \;{i_{{\rm{sd}}}}\text{，}\; - \sqrt {i_{\lim }^2 - i_{{\rm{sq}}}^2} < {i_{{\rm{sd}}}} < \sqrt {i_{\lim }^2 - i_{{\rm{sq}}}^2} \text{；}\\& - \sqrt {i_{\lim }^2 - i_{{\rm{sq}}}^2} \text{，}\;{i_{{\rm{sd}}}} < - \sqrt {i_{\lim }^2 - i_{{\rm{sq}}}^2} \end{aligned} \right.$ | (6) |
式中，
在VSC逆变站加入动态限幅控制器后，其外环控制器结构如图5所示。图5中，
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| 图5 逆变站电流动态限幅控制器 Fig. 5 Dynamic limiter contorller of active current for inverter station |
由图5可知，无功电流的限幅值扩大至
| ${Q_{{\rm{sq}}}} = \frac{3}{2}{u_{\rm{s}}}{i_{{\rm{qlim}}}}$ | (7) |
同样，为保证VSC整流站交流侧电压稳定，加入动态限幅控制器后，其外环控制器结构如图6所示。其中，
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| 图6 整流站有功功率动态限幅控制器 Fig. 6 Dynamic limiter contorller of active power for rectifier station |
由图6可知，系统运行后有功功率参考值可按照无功功率输出情况进行动态调节，同时为避免系统直流电压波动幅度过大，在斜率电压控制中引入限幅环节。图6中所示控制器的数学表达式为：
| $\left\{ \begin{aligned}& {u_{{\rm{d1}}}} = {u_{{\rm{dcref}}}} + {K_1}({P_{{\rm{ref}}}} - {P_{{\rm{s1}}}})\text{，}\\& {P_{{\rm{ref}}}} = \min (P_{{\rm{ref}}}^*,\sqrt {S_{{\rm{s1}}}^{\rm{2}} - Q_{{\rm{s1}}}^{\rm{2}}} )\text{，}\\& {u_{{\rm{dh1}}}} = {u_{{\rm{dcref}}}} + \Delta {u_{\rm{d}}}\text{，}\\& {u_{{\rm{dl1}}}} = {u_{{\rm{dcref}}}} - \Delta {u_{\rm{d}}}\end{aligned} \right.$ | (8) |
为验证本文所提控制策略的有效性，在仿真软件PSCAD/EMTDC中搭建如图7所示的VSC-HVDC系统。
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| 图7 VSC-HVDC系统结构 Fig. 7 Structure of VSC-HVDC system |
仿真模型中，交流系统AC1和AC2分别为4台带有原动机、调速器和励磁器的发电机组，VSC换流站的控制方式为外环电压控制和内环电流控制。VSC整流站的直流电压斜率系数
| 表1 VSC-HVDC系统参数 Tab. 1 Parameters of VSC-HVDC system |
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本文控制策略中，VSC1换流站采用直流电压偏差控制，VSC2换流站采用定直流电压控制，在外环控制器中分别加入动态限幅控制；而传统控制策略中，VSC1和VSC2分别采用定有功功率和定直流电压控制，外环控制的有功控制器和无功控制器均采用静态限幅控制。
算例1：系统初始状态下，换流站VSC2交流侧感性无功负荷为30 Mvar，4 s时增加80 Mvar感性无功负荷，7.5 s时减少40 Mvar。加入本文控制策略和传统控制策略的AC2无功负荷变化，仿真结果如图8所示。
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| 图8 AC2无功负荷变化时的仿真结果 Fig. 8 Simulation results under reactive load variation of AC2 |
由图8可知：在传统控制策略下，AC2发生较大无功负荷变化后，VSC2无功电流达到静态限幅值，换流站输出无功功率极限值50 Mvar仍不能满足需求，交流侧出现无功缺额，交流电压出现较大波动，最终稳定在105 kV；7.5 s时，无功负荷减小后仍超出VSC2无功输出能力，交流电压恢复至108 kV。该策略的调整过程中，因采用d、q轴解耦控制，无功负荷的波动不会影响有功电流的变化，有功功率输出始终保持不变。采用本文控制策略后，VSC2能根据无功需求动态调节有功输出，4 s时，因增加无功负荷过大，无功电流超出传统静态限幅值并使得动态有功电流限幅值小于此时运行的有功电流，输出的有功功率减小；之后无功需求较小，使有功电流限幅值增大，输出的有功功率恢复初始值。本文策略的调节过程中交流电压始终保持稳定。
算例2：系统初始状态下，换流站VSC1交流侧容性无功负荷为60 Mvar，4 s时增加70 Mvar容性无功负荷，12 s时减少40 Mvar。本文控制策略和传统控制策略的AC1无功负荷变化仿真结果如图9所示。
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| 图9 AC1无功负荷变化时的仿真结果 Fig. 9 Simulation results under reactive load variation of AC1 |
由图9可知：在传统控制策略下，有功功率不受无功负荷波动影响，而AC1较小的无功负荷波动，会导致无功电流达到静态极限值，交流侧开始出现无功缺额，交流电压出现波动，波动的程度由无功缺额的大小决定。在本文控制策略下，4 s时，出现以降低很小的有功功率换取较大的无功输出现象，其实质是将运行的有功功率与极限有功功率的裕度容量暂时用作无功输出，从而扩大无功电流极限值，增加了换流站无功输出能力；12 s后，无功负荷减小，有功功率动态限幅值增大，VSC1有功功率输出恢复初始值，本文策略的调节过程中，交流电压能维持在额定值不变。
算例3：系统初始状态下，换流站VSC2交流侧感性无功负荷为30 Mvar，4 s时，VSC2交流侧发生持续时间为0.1 s的三相接地故障，接地电阻为
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| 图10 AC2三相故障仿真结果 Fig. 10 Simulation results under three phase fault of AC2 |
由图10可知：传统控制策略中，VSC整流站采用定有功功率控制，4 s时，逆变站交流侧发生三相接地故障，交流电压快速跌落，逆变站输出有功功率迅速降低，而整流站此时向直流线路输入的有功功率保持不变，不平衡的有功功率向逆变站直流电容器充电，直流电压快速增加，峰值达到235 kV。本文控制策略中，整流站采用直流电压偏差斜率控制，当逆变侧发生接地故障，整流站能够迅速动作，减小有功功率输入，从而极大降低直流电压波动幅度。同时，因整流站采用直流电压偏差斜率控制，使得直流电压波动峰值限制在210 kV；故障清除后，VSC2能发出较大无功支撑交流电压恢复过程。
4 结 论实际直流系统中，运行的有功功率与极限有功功率有一定差值，将有功功率暂时用作无功输出能够扩大传统无功电流静态限幅值，极大提高换流站无功输出能力。本文提出在基于VSC-HVDC的互联系统中，VSC整流站采用直流电压偏差斜率控制，逆变站采用定直流电压控制，同时针对整流站和逆变站分别设计有功电流动态限幅控制器。该控制策略不需要两站间通信，当交流侧出现无功负荷波动，换流站能在不改变有功或较小降低有功输出情况下维持交流电压稳定；当交流侧发生接地故障，整流站能快速减小有功输入，降低直流电压波动幅度，故障清除后逆变站能发出较大无功支撑交流电压恢复。该控制策略为通过VSC-HVDC系统连接的交流系统的协调控制提供了一定的研究基础，针对多区域复杂交直流网络的协调控制还有待进一步研究。
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