基于B2B-MMC的柔性互聯變電站改進型孤島控制模式

張臘華，鄒曉松，袁旭峰，熊煒，鄭華俊，班國邦，楊榮

(1. 貴州大學電氣工程學院，貴陽550025；2. 貴州電網有限公司電力科學研究院，貴陽550002)

0 引言

隨著柔性互聯技術在配電網中的應用不斷提升，配電網對電能質量、供電可靠性和系統穩定性的要求越來越高[1 - 4]。然而當主變壓器(簡稱主變)或饋線故障失去電源后，柔性互聯裝置需要迅速切換至孤島控制模式對失電區域的敏感負荷進行轉供，而換流器不同運行模式之間的相互切換將引發復雜的暫態調整過程，給系統帶來諸多危害，因此實現換流器運行模式的平滑切換對提升系統穩定運行和供電可靠性至關重要[5 - 8]。

在利用柔性互聯技術改善配電網性能方面，最早由英國帝國理工學院學者提出的智能軟開關(soft open point，SOP)概念，該技術既可以實現對功率傳輸的獨立控制，又能對無源系統進行轉供[9 - 10]。對于柔性互聯配電網而言，其主要包括4種控制模式：①定直流電壓-無功功率控制(Udc/Q)；②定有功、無功功率控制模式(P/Q)；③下垂控制模式(PUdc/Q)；④孤島控制模式(V/f)[11 - 15]。通常采用①+②控制模式，若發生故障失電，需要將功率控制模式切換到V/f控制模式，實現對孤島模式的切換。然而P/Q控制作為一種給定有功和無功功率控制，使得換流器按照給定值輸出，P/Q控制的控制目標僅限于受控側的功率需求，然而系統側的頻率、電壓幅值仍然需外部支撐，因此P/Q控制僅限于與系統相連進行功率傳輸，無法在離網工況下維持系統正常運行，V/f控制雖彌補了P/Q控制的不足之處，但該控制對功率的控制能力較弱，系統功率波動難以實現快速有效控制。

柔性互聯配電網必須具備故障自愈的能力，而孤島控制是實現故障自愈的技術前提，孤島控制的切換技術是提高電能質量和供電可靠性的關鍵。文獻[16]提出一種通用型聯網與孤島共存的控制策略，將換流器頻率指令值的偏差控制通過交流系統有功功率-頻率和換流器有功功率-直流電壓的下垂系數進行控制，從而配合交流系統一次、二次調頻，實現了換流器兩種模式的平滑切換。文獻[17]提出了柔性互聯多微網之間的協調控制，將改進型下垂控制應用到多個微電網孤島控制模式下，實現了多微網孤島運行工況下功率波動就地平抑，提高了多微網運行的供電可靠性。文獻[18]提出了基于多目標模糊優化的配電網柔性互聯裝置運行配置，提高了柔性互聯配網運行的供電可靠性。文獻[19]提出了一種新的虛擬同步發電機控制結構，該控制虛擬發電機基礎上加入抗干擾狀態轉移控制對控制器提供一個補償回路，實現了并網運行模式平穩過渡到孤島運行模式，該控制也不依賴于孤島檢測環節。文獻[20]分析了三端口SOP并網與離網工況下的數學模式，提出一種基于控制器狀態跟蹤的下垂控制方法，實現了換流器控制模式之間的平滑切換。

綜上所述，換流站控制的差異性決定了控制器從P/Q模式切換到V/f控制模式時，控制系統會發生較大變化，進而引發過電壓、過電流現象，若采取措施不及時將引起保護誤動作、換流器過流閉鎖，系統停運等問題，為有效解決以上問題，本文提出一種改進型孤島控制模式，將有功功率-直流電壓平方分配特性的固定下垂系數與利用虛擬慣量的自適應慣性下垂系數相結合，實現了孤島控制模式下同時兼顧功率控制與系統頻率的穩定，最后，通過 PSCAD/EMTDC 暫態仿真軟件對所提控制策略進行仿真，驗證了本文所提方法的有效性和合理性。

1 系統拓撲結構及B2B-MMC控制策略

本文針對傳統配電網110 kV/10 kV雙主變系統采用背靠背模塊化多電平換流器(back-to-back modular multilevel converter, B2B-MMC)替代傳統分段開關，換流器從P/Q模式切換到V/f控制模式的研究，該系統拓撲結構示意圖如圖1所示。協調控制兩端MMC是保障柔性互聯系統穩定運行的關鍵。B2B-MMC投入運行時斷路器QFd、 分段開關QSd處于斷開狀態，將變電站內負荷等效為負載1、負載2。

圖1 柔性互聯變電站模型

對于每個換流站而言，換流站的外環控制需固定兩個控制自由度，包括一個有功類控制和一個無功類控制，其結構如圖2所示。當B2B-MMC工作在主從控制模式下，當與換流器從站相連的主變發生故障并退出運行后，該側換流器需要切換至圖3所示的孤島控制模式，進而為交流系統的負荷提供電源保障失電側交流系統電壓和頻率的穩定[21 - 22]。通常采用硬切換的方式，然而換流站控制的差異性決定了切換過程中存在不可避免的暫態過程。

圖2 B2B-MMC系統控制框圖

圖3 B2B-MMC孤島控制框圖

2 B2B-MMC的改進型孤島控制模式

本文提出一種改進型孤島控制模式，該控制策略可以避免換流器切換為孤島控制模式時產生的過壓、過流現象，提高系統可靠性，其主要是將有功功率-電壓平方分配特性的固定下垂系數與利用虛擬慣量的自適應慣性下垂系數相結合，具體如下：

(1)

式中：ω和ω0分別為交流系統的額定角速度和實際角速度；Pref和P分別為有功功率參考值和額定值；Udcref和Udc分別為直流電壓參考值和額定值；Kpp和Kip分別為B2B-MMC輸出功率值的PI調節器參數；Kdc和Kf分別為有功功率-直流電壓平方分配特性的下垂系數和基于虛擬慣量的自適應慣性下垂系數。

2.1 換流器有功功率-電壓平方下垂系數

模塊化多電平換流器拓撲結構如圖4所示，圖中，R0、L0為MMC的j(j=a，b，c)相上、下橋臂等值損耗電阻和電感，Rs、Ls為交流網側濾波電阻和濾波電感，CSM為全橋子模塊儲能電容，upj、ipj、unj、inj分別為上、下橋臂電壓和電流。Usj為交流端口電網電壓。進一步分析了MMC直流側電壓與MMC橋臂功率之間的關系，其原理介紹如下。

圖4 MMC拓撲結構圖

MMC的第j相橋臂瞬時功率可表示為：

Pj=upjipj+unjinj

(2)

MMC上、下橋臂電壓和電流表達式為：

(3)

(4)

式中：∑upj_CSM(t)、 ∑unj_CSM(t)分別為MMC第j相上、下橋臂全橋子模塊電容電壓，np(t)、nn(t)分別為上、下橋臂的全橋子模塊開關函數。開關函數表達式如式(5)所示。

(5)

將式(3)—(4)代入式(2)可得：

(6)

當系統運行時，MMC橋臂電壓中存在二倍頻分量，即：

(7)

式中Δuj2f為二倍頻分量。

將式(7)代入式(6)得：

(8)

由于二倍頻分量較小，可以將其忽略，進而得到換流器橋臂瞬時功率如下：

(9)

在模式切換過程中，由于換流器有功功率出力激增，造成B2B-MMC直流側電壓產生較大波動進而影響系統的穩定運行，因此應選取合適的有功功率-電壓平方下垂系數Kdc， 使得直流側電壓波動較小，提高系統運行可靠性。

2.2 自適應慣性下垂系數

基于有功功率-電壓平方的下垂系數Kdc可以根據B2B-MMC的功率波動來合理調整換流器輸出功率，然而當系統從P/Q模式切換到V/f控制模式過程中出現嚴重的功率不平衡導致系統頻率偏移穩定值，僅依靠有功功率-電壓平方的下垂系數Kdc控制將難以保障系統頻率穩定，為有效支撐系統頻率，引入了虛擬同步發電機控制[23 - 25]。進而將同步發電機轉子運行方程和B2B-MMC直流側有功功率進行耦合，模擬同步發電機有功功率-頻率控制以實現交流系統頻率的動態支撐，其中同步發電機的轉子運動方程具體如式(10)所示。

(10)

式中：H為同步發電機的慣性系數；f0和f分別為系統頻率額定值和實際值；Pm和Pe分別為同步發電機的機械功率和電磁功率；ΔP1為同步發電機轉子上存儲或釋放的旋轉動能。

在模式切換過程中換流器的功率失衡,交流系統的頻率將會相應地改變,該不平衡量將由同步發電機轉子上存儲或釋放的旋轉動能來補償,從而恢復換流器的功率平衡以及交流系統頻率的穩定。

對于B2B-MMC而言，換流器直流側等效電壓-功率特性和同步發電機轉子運行方程特性相似。換流器直流側等效電壓-功率特性動態方程具體如式(11)所示。

(11)

式中：C為直流側總電容值；Pin和Pout分別為換流器輸入功率和輸出功率；ΔP2為直流側電容存儲或釋放的功率。

為建立換流器直流側電壓與交流系統頻率的耦合關系，聯立式(10)和式(11)可得：

(12)

對式(12)兩端進行定積分可得：

(13)

(14)

(15)

對式(15)進行改寫可得有功功率-電壓平方的下垂控制方程具體如下。

(16)

(17)

由式(16)—(17)可以看出，交流系統頻率變化時下垂系數Kf能夠自動調整，實現自適應控制。當系統從P/Q模式切換到V/f控制模式過程中，交流系統頻率變化越大，自適應下垂系數越大，減少交流系統的頻率波動，從而使換流器直流側不平衡功率在交流系統側得到合理的分配，抑制換流器模式切換過程中的電壓、電流沖擊。

自適應慣性下垂系數為一變量，具體變化根據頻率偏差、直流側的總電容值等參數有關，理論計算得到自適應慣性下垂系數波動范圍為0.05～0.16，在仿真模型中測量出的自適應慣性下垂系數變化區間為0.07～0.19，理論計算值和仿真模型中的計算值波動范圍不大，本方法根據實際模型的不同計算的下垂系數也有差異性。

綜上，本文所提出一種改進型孤島控制模式整體控制框圖如圖5所示。

圖5 改進型孤島控制框圖

3 算例分析

3.1 算例1：平滑切換

為驗證本文所提的柔性互聯變電站中改進孤島控制策略的有效性，利用PSCAD/EMTDC暫態仿真平臺搭建了如圖1所示的仿真模型。其中換流器初始運行控制模式為主從控制，直流側采用偽雙極接線，同步發電機的慣性系數H取值為0.15，固定下垂系數選取為1.8，自適應慣性下垂系數根據實際模型的不同計算的下垂系數也存在差異性，仿真參數如表1所示。

表1 換流器仿真參數

根據式(1)搭建了改進型孤島控制模型，設定在變電站的單母線分段開關之間采用模塊化多電平換流器替代分段開關。主變1側母線負荷等效為8 MW，主變2側母線負荷等效為10 MW，將換流器MMC1設定為主站，用于穩定直流側母線電壓，MMC2設定為從站，承擔換流器功率的傳輸，0～1 s時MMC2功率設定為5 MW，1 s時主變2故障退出運行換流器切換不停電轉供模式，該模式可以通過MMC1向故障側提供電力缺額，保障負荷持續供電，滿足負荷的供電可靠性。為便于分析，將孤島控制模式和改進型孤島控制模式進行對比分析，其中負載電流、電壓選取其中一相進行對比。由于B2B-MMC運行在變電站內，本文孤島檢測時間很短，因此忽略孤島檢測時間。

圖6給出了換流器從P/Q模式切換到孤島控制模式和改進型孤島控制模式的柔性互聯變電站系統的動態響應對比波形。

圖6 孤島模式切換運行特性對比圖

由圖6(a)—(b)可知,1 s時主變退出運行，MMC2承擔10 MW負荷，換流器切換為常規孤島運行模式。該模式為換流器硬切換，將產生較大的電壓電流沖擊，其中負載沖擊電流達到3.1 kA，采用改進型孤島控制模式沖擊電流有效降低其值為0.54 kA，負載電壓也引起短時的畸變；采用改進型孤島控制模式，負載沖擊電流大幅減小，負載電壓趨于平穩。

由圖6(c)、(d)可知，孤島控制下換流器輸出功率的大小取決于交流側負荷；改進型孤島模式切換過渡過程中，減小了換流器功率超調時間，換流器功率過渡過程非常短暫，在數毫秒內即過渡到新的穩態；采用孤島控制模式時，切換瞬間直流電壓大致波動在17.5 kV～22 kV，若波動時間過長嚴重影響換流器運行可靠性，而改進型孤島控制模式，切換瞬間直流電壓大致波動在19.6 kV～20.3 kV，直流母線電壓偏離均在±0.5 kV以內，跌落程度明顯變小，滿足換流器運行規程，體現了改進孤島控制模式在切換過程中的優勢。

3.2 算例2：改進型孤島模式下負荷突變

為進一步驗證改進型孤島控制模式能夠適應孤島模式下負荷的變化，設定主變1側等效負荷為8 MW，主變2側初始負荷為8 MW，MMC2初始功率設定為0，1 s時切換為改進型孤島控制模式，1.5 s時孤島側負荷突增5 MW負荷，2 s時突減5 MW負荷，換流器參數與算例1一致，圖7給出了改進型孤島控制模式下的負荷突變的運行波形圖。

圖7 改進型孤島控制運行波形圖

由圖7可知，改進型孤島控制能夠適應失電狀態下負荷的突變。在1.5 s時負荷突增工況下，采用改進型孤島控制負載電流平穩過渡，換流器輸出功率始終跟隨負荷變化，直流側電壓在負荷突變是產生較小波動，波動范圍始終在允許波動范圍以內，2 s時負荷突減亦實現了換流器的平穩運行，證實了該控制能夠在孤島模式下的穩態運行。

4 結論

孤島控制模式能夠向失電區域不間斷供電，體現了柔性互聯配電網的優勢所在。然而，由于孤島控制與主從控制的控制器差異性較大，切換過程中控制系統亦會發生較大變化，容易產生沖擊電流、沖擊電壓等現象。本文提出一種改進型孤島控制模式，將有功-直流電壓平方分配特性的固定下垂系數與利用虛擬慣量的自適應慣性下垂系數相結合，其中虛擬慣性技術是將B2B-MMC系統中直流側有功功率和交流系統頻率進行耦合，使其能夠在切換過程中快速調節慣性下垂系數進而抑制切換過程中的暫態沖擊，實現孤島模式下的平滑切換，最后對所提控制策略進行仿真研究，結論如下。

1)本文所提的改進型孤島控制模式，實現了換流器不同模式之間的平滑切換和失電區域的不間斷供電，由仿真對比實驗可知，切換過程中大幅減小了沖擊電流、電壓現象，同時減小了換流器功率超調時間，直流側電壓波動符合運行規程，提高了系統可靠性。

2)改進型孤島控制模式同時能夠適應失電工況下負荷突變帶來的影響，實現了孤島模式下的穩態運行，提高了系統穩定性。