混合級聯多端直流系統的分階段協調故障穿越策略

喻建瑜，范棟琛，徐 凱，孔祥平，鄭俊超，戴強晟

（1. 國網江蘇省電力有限公司電力科學研究院，江蘇 南京 211103；2. 國家電網有限公司，北京 100031）

0 引言

近年來，為滿足新能源遠距離大容量輸電和區域電網互聯的需求［1-2］，國內外相繼投產了ABB Skagerrak 海峽4號雙極混合直流輸電、±800 kV 昆柳龍三端混合直流輸電［3］等工程?；旌现绷鬏旊娂夹g結合了基于電網換相換流器LCC（Line Commutated Converter）的常規直流輸電技術和基于模塊化多電平換流器MMC（Modular Multilevel Converter）的柔性直流輸電技術，可友好匹配送、受端系統，運行方式靈活，控制模式多變［4］。

目前針對混合級聯多端直流系統的研究集中于穩定性分析、控制保護裝置設計以及控制策略優化等［5-8］。但受制于單一拓撲結構和現有設備制造水平，混合級聯多端直流系統的應用場景和適用范圍受限。文獻［9-10］提出了一種新型混合級聯多端直流系統拓撲，其可實現跨區域、大容量及多落點地饋入受端交流電網，具備更好的輸電可靠性和靈活性。文獻［11-18］研究了混合級聯多端直流系統拓撲結構的運行特性及其控制保護策略。文獻［14-15］提出了混合級聯多端直流系統協調控制策略，該策略可避免故障時系統出現不平衡電流，實現LCC 和MMC 組之間的功率支援。文獻［16］提出了采用橋臂電流不平衡保護與換流器分步閉鎖策略，抑制站內交流故障下子模塊過電壓應力。

然而目前針對混合級聯多端直流系統拓撲結構的過負荷和故障穿越能力分析研究較少。特別地，當受端交流系統發生短路故障時，受端換流站高端LCC 換相失敗，LCC 直流側旁通，同時受端交流系統短路故障引起MMC 組送出功率能力受阻，這將導致MMC 閥元件產生過壓過流問題，進而超過器件耐受能力。受端換流站分散接入交流電網的方案降低了LCC 與MMC 組間交流電場的耦合性，但若MMC 組功率器件長期按照過負荷能力運行（即以1.5倍額定電壓運行）［17］，當MMC組送出功率能力受阻時，仍會導致換流閥子模塊所承受電壓超過1.5倍額定電壓，故障穿越能力受限，無法滿足換流閥故障穿越的要求，進而危害系統的穩定運行。為了解決上述問題，文獻［18］配置暫態能量耗散裝置以便疏解交流系統短路故障時系統中盈余的功率。

本文從利用設備裕度滿足系統消能需要的角度出發，設計了一種分階段協調故障穿越控制策略。首先介紹了混合級聯多端直流系統的拓撲結構和相應控制策略，并針對采用帶有電壓裕度的下垂組合控制器的混合級聯多端直流系統，分析其故障穿越能力受限來源于整流器的反下垂特性，為此設計了電壓裕度快通道控制環節和分階段協調故障穿越控制策略。仿真結果表明所提策略可以實現MMC 組內、逆變側高低端間、整流逆變兩側的功率協調和配合，提高了系統的故障穿越能力，證明了所提策略的有效性。

1 MMC組交流故障工況特性分析

混合級聯多端直流系統拓撲結構和典型控制系統見附錄A 圖A1—A4。單極等效電路示意圖和各站電壓-功率（U-P）特性曲線如圖1 所示。圖中：MMC1為主導站；MMC2和MMC3分別為輔助站1 和輔助站2；LCC-I、LCC-R分別為逆變側高端LCC和整流側LCC；Pdc、Pdc_Mi（i=1，2，3）和Pdc_R分別為直流側注入MMC 組、MMCi的有功功率和LCC-R 輸出的有功功率；Udc_M、Udc_I、Udc_R分別為MMC 組、LCC-I、LCC-R的直流電壓；Uth1、Uth2分別為第一、第二電壓裕度；Udc_M0為MMC 組的額定直流電壓；Pdc0為直流線路額定直流功率為MMCi的額定送出功率。

圖1 單極直流電路等效示意圖和各站U-P特性曲線Fig.1 Equivalent schematic diagram of unipolar DC circuit and U-P characteristic curve of each station

混合級聯多端直流系統拓撲具有輻射形多端系統的特點，優先考慮利用設備的電壓裕度穿越故障，本文采用利用設備電壓裕度的U-P下垂組合控制策略［19］，控制策略框圖見附錄A 圖A5。該控制策略覆蓋1 個MMC 主導站及2 個MMC 輔助站組成的類三端直流系統，輔助站正常運行時采用定直流功率控制，一旦主導站因故障失去定直流電壓控制作用，輔助站能夠穩定地切換到定直流電壓控制，并作為平衡節點吸收系統的盈余功率。

當整流側控制系統采用定直流電流控制模式時，直流側注入MMC組的有功功率Pdc可表示為：

式中：Idc0為直流電流參考值。以MMC1的額定送出功率、額定直流電流Idc0/3、額定直流電壓Udc_M0為基準值，可得標幺化后各電氣變化量的表達式為：

式中：ΔPdc為Pdc變化量，ΔUdc_M為Udc_M變化量，二者均為標幺值。而當整流側控制系統采用定直流功率控制模式時，直流側注入MMC組的有功功率Pdc為：

式中：Udc_I0為LCC-I 額定直流電壓；Pdc_R0為LCC-R 輸出的有功功率參考值。假設穩態下MMC 組直流端口電壓與LCC-I 直流端口電壓相等，即Udc_M0=Udc_I0，由式（3）可進一步計算得到標幺化后各電氣變化量表達式為：

當MMC1送出功率能力受阻時，忽略換流器損耗，直流系統功率盈余ΔPsp可表示為：

式中：ΔPdc_M1為主導站功率缺額（故障前、后主導站輸送功率差）；ΔPdc_M2和ΔPdc_M3分別為輔助站1 和輔助站2 故障前、后增發功率。由式（5）可知，當交流側發生故障時，直流系統功率盈余由3 種形式構成，分別是直流側饋入功率、故障站功率缺額以及支援站增發功率。當功率缺額被直流饋入功率和增發功率完全補償時，系統可充分吸收盈余功率，增發功率和直流饋入功率的補償方式影響著系統吸收盈余功率的能力。其中，式（2）和式（4）表明，直流側饋入MMC組的功率ΔPdc隨MMC 兩端直流電壓升高呈線性增加。而單位電壓下，相比于定直流功率控制模式，整流側采用定電流控制模式會向MMC 組注入更多的有功功率，加速升壓過程，對MMC 故障穿越控制有著更高要求。因此，本文針對定直流電流控制模式的整流側控制系統，進行故障特征分析及故障穿越策略設計。

結合圖1 和式（2）、（5），當系統過渡到新的穩定狀態時，直流電壓穩定，無功功率盈余，即ΔPdc=0，可得故障站功率缺額ΔPdc_M1與故障站直流電壓變化量ΔUdc_M的靜態特征關系，如圖2所示。

圖2 故障下ΔPdc_M1與ΔUdc_M的特征曲線Fig.2 Characteristic curve of ΔPdc_M1 and ΔUdc_M under fault conditions

圖2 中，ΔUth1和ΔUth2分別為第一電壓裕度和第二電壓裕度變化量，預先設置電壓裕度可保證系統運行于最優運行點。OA段和EF段的斜率為-3，在這2 個階段下功率盈余將導致直流進一步攀升，具有反下垂特性，為非穩定狀態，其中ΔUdz為電壓死區。AB段斜率為KM1+KM2-3（KM1和KM2分別為輔助站1 和輔助站2 的下垂斜率），CD段斜率為KM2-3，這2段下垂曲線可以減小特性切換的暫態過程中出現的過調量。如果故障發生在輔助站1 網側，那么ΔPdc_M2-ΔUdc_M特性關系曲線相較于圖2 缺少第一電壓裕度，此時可簡化AB段過程，輔助站2同理。

忽略電壓死區，圖2中各拐點的坐標分別為：

式中：ΔPmax為MMC 單站送出的功率極限?；旌霞壜撓到y在進行MMC 容量設計時需考慮N-1故障，當主導站MMC 退出運行時，剩余的輔助站可以保證傳輸1.5 倍正常運行功率，即ΔPmax=0.5 p.u.。需要注意的是，當MMC 交流部分存在緊密的電氣連接時，主導站側發生交流故障將導致輔助站交流電壓一同跌落，送出功率降低，且交流部分耦合程度越強，送出功率極限值ΔPmax越小。

組合控制策略中，以MMC 組匯集母線為公共直流母線，逆變側高端LCC表現為直流恒壓特性，為作用于整流側LCC 的直流電壓偏置，系統可視為LCC-3MMC 形式的輻射型多端直流系統。由圖2 中點E坐標可知，該系統可承受的最大功率缺額極限為2ΔPmax-3ΔUth2。對比于四端電壓源換流器（VSC）系統，單端故障下系統理論可承受的最大功率缺額為3ΔPmax。根據上述分析，這是由于整流側LCC 的反下垂特性導致系統功率補償能力削減，進而導致系統缺失功率支援功能，同時直流側饋入MMC 組的功率變化量隨電壓升高線性增加，進一步縮減了系統可承受的功率缺額極限量。

另一方面，由于系統可承受的最大功率缺額極限為2ΔPmax-3ΔUth2，其大小與預先設置的最高電壓裕度值成反比，且與輔助站1和輔助站2設置的下垂斜率值無關。當MMC組內采用電壓-功率下垂組合控制策略時，系統無法吸收由整流側LCC 反下垂特性所引起的注入MMC組盈余功率量，即3ΔUth2。因此，為實現整流側與逆變側之間的功率調控，本文提出了混合級聯多端直流系統分階段協調穿越控制策略。

2 混合級聯多端直流系統分階段協調故障穿越策略

2.1 電壓裕度快通道環節

圖3 為不同電壓裕度下ΔPdc_M1與ΔUdc_M的特征曲線。由圖可知，不同電壓裕度下的最大功率缺額極限值ΔPmaxdc_M1落點均位于線段EF上，這表明ΔPmaxdc_M1隨著第二電壓裕度增大而減小。

圖3 不同電壓裕度下ΔPdc_M1與ΔUdc_M的特征曲線Fig.3 Characteristic curves of ΔPdc_M1 and ΔUdc_M under different voltage margins

對于陰影區域EFG的任意一點，向橫軸投影，與線段EF的交點為該直流電壓下混合級聯多端直流系統可提供的最大補償功率量（可承受的功率缺額極限），此時功率缺額量明顯大于功率補償量，盈余功率向子模塊電容電壓充電，直流電壓進一步提升，運行點將離開預先設定的穩定區域。因此，為保證混合級聯多端直流系統的故障穿越能力，穿越暫態過程中運行點要盡可能地遠離區域EFG，預留足夠的功率備用。

根據附錄A 圖A6 暫態運行點軌跡分析，本文在圖A5 所示控制系統的基礎上增加電壓裕度快通道控制，如圖4所示。圖中：Udc_ref_max為最大直流電壓參考值；Ps、Ps_ref分別為交流側有功功率及其參考值；Isd_ref為交流電流d軸分量參考值。由圖可知，電壓裕度快通道控制無需經過積分環節進行電壓裕度快、慢通道的選擇切換，節省了延遲時間Td，而在進行快通道解鎖時選擇對應的比例積分（PI）參數，保留了積分環節進而保證了輸出參考值的連續性?？焱ǖ澜怄i的判定條件可利用已測數據做插值，預測到達電壓裕度的時刻，當其位于預先設定的時間窗內時，快通道解鎖。

圖4 電壓裕度快通道控制框圖Fig.4 Block diagram of voltage margin fast channel control

2.2 分階段故障穿越策略

由第1 節分析可知，MMC 組受其交流功率送出限制，僅依靠MMC 組自身調節直流電壓的能力有限，而LCC 中配有低壓限流環節VDCOL（low Voltage Dependent Current Order Limiter），因此可通過配置LCC-MMC 組的協調控制策略，利用整流側LCC的VDCOL配合實現進一步故障穿越。

根據整流側LCC 采用定直流電流控制模式時VDCOL 是否觸發，混合級聯多端直流系統的分階段協調控制策略可以分為2 個階段，如附錄A 圖A7 所示。第一階段，當故障站功率缺額小于等于MMC 組最大功率補償極限時，由MMC 組調節匯集母線處的直流電壓至預先設定的電壓裕度，而逆變側高端LCC 調節直流線路處的直流電壓，防止直流線路過壓。第二階段，當故障站功率缺額大于MMC 組最大功率補償極限時，MMC 直流母線電壓超過預先設定的最大電壓裕度，逆變側高端LCC 切換至協調控制策略，降低直流線路處的直流電壓，觸發整流側LCC的VDCOL，直流電流的減少使得饋入MMC 的直流功率降低，系統重新恢復至穩態。

本文在逆變側高端LCC的定直流電壓控制器中增設二次低壓偏差控制環節VDEC（secondary low Voltage Dependent Error Contoller），控制框圖及其控制特性分別如附錄A 圖A8、A9 所示。由圖A9 可知，VDEC 的靜態特性由2 段不同斜率的線段組成。斜率較小的線段對應MMC 組單獨調控過程，此時逆變側高端LCC 以穩定輸電線路母線電壓為目標，則要求VDEC 的斜率控制在一定范圍內。斜率較大的線段對應LCC-MMC 組協調控制過程，VDEC 的輸出量應能觸發整流側LCC 的VDCOL，線段的斜率應與VDCOL相互配合。

LCC-MMC 組協調控制過程中，逆變側高端LCC直流端電壓變化量ΔUdc_Ⅰ和MMC 組直流端電壓變化量ΔUdc_M之間的關系可以描述為：

式中：KVDEC和CVDEC分別為VDCE 特性曲線中斜率較大線段的斜率和截距。

同時根據附錄A 圖A10 所示VDCOL 靜態特性曲線，直流電流變化量ΔIdc將被限制為：

式中：KVDCOL和CVDCOL分別為VDCOL 特性曲線中的斜率和截距。

2.3 協調控制策略下的故障特性分析

整流側LCC 參與協調控制策略后，直流線路電壓和直流電流在VDCOL 的調節下過渡到新的穩態，則饋入MMC組的直流功率變化量可用式（9）近似。

將式（7）和式（8）代入式（9）可得：

進入協調控制前，輔導站和主導站MMC 已經運行于功率輸送的極限，將式（10）代入式（5），則饋入MMC組的直流功率變化量應滿足：

式中：KCORD=-3［2-KVDCOL（KVDEC-1）］/2，為曲線斜率；ΔPCORD=2ΔPmax+3KVDCOLCVDEC/2+3CVDCOL，為曲線截距。

假設協調控制下主導站網側發生小擾動記為ΔP′M1，則頻域下MMC直流電壓擾動為：

式中：CMMC為等效電容。式（12）表明該傳遞函數有一個極點，即-KCORD/CMMC。則當KCORD為正時，滿足KVDCOL（KVDEC-1）<2，此時可保證交流系統發生擾動時，協調控制系統仍能穩定于設定的運行點。

結合式（11），拓展可得分階段協調控制策略下故障主導站功率缺額變化量ΔPdc_M1與MMC 組直流電壓變化量ΔUdc_M的特征關系，如圖5 所示，圖中ΔUdz_Ⅰ為拓展后的電壓裕度值。如圖中線段HI所示，LCC-MMC 組分階段協調控制策略提高了混合級聯多端直流系統所能承受的最大功率缺額極限，加強了故障穿越能力。一方面，電壓裕度控制中由于定電流側控制反下垂特性造成的暫態過程失控的故障情況，可在協調控制作用下重新恢復穩定運行，如點a所示；另一方面，協調控制為功率缺額量超出MMC 組內調節極限的故障提供了穩定運行點，如點b所示。由式（8）可進一步得出，第二階段協調控制策略與故障點位置無關，僅與MMC 組達到送出功率極限時的狀態相關。

圖5 分階段協調控制策略下ΔPdc_M1與ΔUdc_M的特征曲線Fig.5 Characteristic curve of ΔPdc_M1 and ΔUdc_M under staged coordinated fault ride-through strategy

3 仿真驗證

3.1 系統參數配置

在PSCAD／EMTDC 上搭建附錄A 圖A1 所示混合級聯多端直流系統仿真模型。直流輸電線路額定電壓為800 kV，額定直流電流為5 kA，MMC 組額定直流電壓為400 kV，單站額定功率為667 MW，橋臂子模塊個數為218（實際投入個數為200），子模塊電容值為18 mF。MMC 直流控制系統下垂控制等環節及LCC 直流控制系統VDCOL、VDEC 等環節的參數配置見附錄B 表B1。根據附錄B 表B1，可繪制仿真系統模型的故障靜態特性，如附錄B圖B1所示。

3.2 故障仿真分析

穩態運行方式下，MMC匯集母線電壓為1.00 p.u.，主導站輸出功率為0.93 p.u.，輔助站輸出功率為1.00 p.u.，無功功率均為0。逆變側高端LCC 直流側端電壓為1.00 p.u.，輸出功率為0.99 p.u.。在主導站變壓器網側設置三相對稱故障，通過設置不同的接地電阻值模擬故障電壓跌落深度，不同電壓跌落深度下主導站換流器產生的功率缺額量不同，根據運行工況可以分為以下幾個階段。

1）電壓跌落范圍為［0.62，0.90］p.u.。

圖6 為故障工況下網側電流Iac和MMC 組兩端直流電壓Udc_M波形，圖中Iac和Udc_M均為標幺值。當電壓跌落程度較低時，主導站可以通過增大網側電流輸出以維持功率平衡。MMC 組直流電壓經過短暫波動后仍保持在額定工況下。故障前主導站輸出功率為0.93 p.u.，下垂控制啟動階段可承受的功率缺額為-0.06 p.u.，通過電流最大限幅值1.60 p.u.可計算出，當電壓跌落范圍為［0.62，0.90］p.u.時，僅通過主導站的定直流電壓控制即可實現這一階段的故障穿越。

圖6 故障工況下Iac和Udc_M波形（Uac∈［0.62，0.90］p.u.）Fig.6 Waveforms of Iac and Udc_M under fault conditions（Uac∈［0.62，0.90］p.u.）

2）電壓跌落范圍為［0.45，0.62）p.u.。

該故障工況下輔助站2 的有功功率、直流電壓波形如附錄B 圖B2 所示。由圖可知，隨著電壓繼續跌落，主導站交流電流達到限幅后，無法保證故障前后輸出功率相同，直流系統出現功率盈余，MMC 子模塊電容電壓充電，匯集母線電壓攀升，待越過電壓死區后，輔助站在下垂控制作用下增大送出功率，之后系統恢復穩定運行，隨著故障程度加深，直流電壓穩定運行點基本按照圖B1 中線段AB軌跡上升。值得注意的是，由于輔助站下垂控制采用的連續性死區而非階躍死區，主導站交流側功率缺額為負數時仍存在穩定工作點，其對應電壓跌落范圍為［0.58，0.62）p.u.以內的故障工況。

3）電壓跌落范圍為［0.23，0.45）p.u.。

該故障工況下輔助站2 的有功功率、直流電壓波形如附錄B 圖B3 所示。由圖可知，直流電壓穩定于第一電壓裕度（1.10 p.u.），這表明輔助站1 已切換至電壓裕度控制，代替主導站作為平衡節點，吸收系統的盈余功率。該階段對應于圖B1 中的線段BC，考慮到變壓器網側壓降及換流器損耗，點C橫坐標存在約0.02 p.u.的誤差。換流器損耗變化量可視為恒常量，嚴重故障后主導站和輔助站在控制器的作用下，于交流出口處表現為恒定電流源，其幅值為限幅值，換流器內部損耗大幅增加，等同于承擔了部分直流側的功率盈余。

4）電壓跌落范圍為［0.12，0.23）p.u.。

該故障工況下輔助站2 的有功功率、直流電壓波形如附錄B 圖B4 所示。由圖可知，當輔助站1 達到其功率極限時，由輔助站2 接管定直流電壓控制，作為直流系統的平衡節點，直流電壓穩定在預先設定的第二電壓裕度（1.15 p.u.），第二電壓裕度預測時刻通過對電壓值為1.12 p.u.和1.14 p.u.的時刻做線性插值得到，時間窗設置為0.30 s，比較時間窗和預測時刻判定快通道是否需要解鎖。

附錄B圖B5對比了電壓跌落至0.13 p.u.時，有、無配置電壓快通道控制環節的直流電壓波形圖。由3.1 節分析可知，僅依賴電壓裕度慢控制環節時，需要經過2 次長延時的PI 輸出量比較及解鎖激活過程，暫態過程運行軌跡靠近最大功率補償的極限，直流電壓超調量容易威脅到功率器件的最大耐受耐壓能力。而配置電壓裕度快通道控制使得輔助站2 的功率支援速度更快，能快速獲得第二電壓裕度附近MMC 組內的緊急功率支撐，更小的電壓超調量以及更加快速地穩定到預先設定的工作運行點保障了系統的穩定裕度。這一階段對應圖B1 所示的線段DE，考慮到變壓器網側壓降及換流器損耗，點E橫坐標存在約0.02 p.u.的誤差。

5）電壓跌落范圍為［0，0.12）p.u.及主導站閉鎖。

當發生嚴重故障超出電壓裕度控制的穿越能力時，混合級聯多端直流系統控制模式將會切換至協調控制模式。該工況下的MMC 直流電壓、線路直流電壓、直流電流波形如附錄B 圖B6 所示。由圖可知，故障下的MMC 直流電壓特性同下垂控制相同，電壓穩定運行點隨故障嚴重程度線性變化，變化曲線基本符合圖B1中的線段HI。

協調控制下逆變側母線電壓和直流電流隨著故障加重而下降，變化規律滿足提前設定的靜態曲線。主導站全站閉鎖是功率缺額最嚴重的工況，相比于三相金屬接地故障增加了換流器損耗的缺額量，最大缺額值達到0.97 p.u.。附錄B 圖B7 對比了發生三相金屬接地后有、無VDEC 時直流電壓波形圖。根據式（6）計算，主導站功率缺額為0.93 p.u.，顯然超過了MMC 組能承受的最大缺額極限值0.75 p.u.，在缺少泄能裝置保護情況下，故障無法通過設備裕度實現穿越。而配置了VDEC 后，當MMC 組直流母線電壓進入VDEC 特性曲線的大斜率段時，送端LCC的VDCOL 相應觸發，送、受端協調控制提高了系統可承受的最大功率缺額極限值，實現了通過設備裕度完成故障穿越過程。

根據上述仿真結果，可得到本仿真模型在不同電壓跌落深度下MMC 直流電壓的穩態運行點，如附錄B 圖B8 所示。該特性曲線由3 條直線和2 條下垂線組成，分別對應以上5 個階段，系統可穿越變壓器網側金屬性接地故障及MMC 單站閉鎖的情況，MMC 最大瞬時直流電壓保持在1.33 p.u.以內，最大穩定運行點的直流電壓為1.280 p.u.。仿真結果表明，本文提出的分階段協調故障穿越策略避免了由于整流側LCC 對故障MMC 組的反下垂特性帶來吸收系統盈余功率能力不足的問題，可保證系統的故障穿越能力。

4 結論

本文針對基于LCC-MCC 組的混合級聯多端直流輸電系統在遭受不同程度故障時的靜態特性進行了詳細分析，并提出分階段協調故障穿越控制策略。策略的第一階段為MMC 單獨調控過程，此階段可承受一定電壓跌落深度下的故障工況，即故障站功率缺額小于MMC 組最大功率補償極限時，由MMC 組調節匯集母線處的直流電壓至預先設定的電壓裕度，而逆變側高端LCC調節直流線路處的直流電壓，防止直流線路過壓。第二階段為LCC-MMC 組共同調控過程，此階段可承受MMC 交流近端金屬接地或主導站閉鎖等嚴重故障工況，即故障站功率缺額大于MMC組最大功率補償極限時，逆變側高端LCC切換至協調控制策略，觸發整流側LCC 的VDCOL，系統充分吸收盈余功率，直流線路電壓穩定。

分階段協調故障穿越控制策略給出了一種利用設備裕度抵御交流故障的保護方案，通過采用多個階段的協調控制模式實現不同嚴重程度的故障穿越，直流側無需能量耗散支路，直流受端多個換流器按照預先制定的運行模式協調配合，疏散系統盈余功率，保證系統穩定運行。仿真結果表明，協調控制策略在不同故障深度下均能快速穩定過渡到預先設定的穩定運行點，提高了混聯系統的故障穿越能力。

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