饋入弱交流系統的直流輸電控制參數優化分析

洪嘉樂，秦亮

(武漢大學電氣與自動化學院，武漢430072)

0 引言

隨著直流輸電技術在電網中的廣泛應用，國外在20世紀就已出現大容量直流輸電饋入弱交流系統的應用場景[1]。我國已建成投運的遠距離大容量直流輸電工程大多數采用晶閘管換流器技術[2]，且絕大多數直流工程受端饋入強交流系統中，直流控制參數也是按照饋入強交流系統條件下具有良好的動態性能設計的[3-5]。然而，近年來在我國也出現了遠距離大容量直流輸電饋入弱交流系統的實際工程，2016年在南方電網投入運行的±500 kV永富直流工程，其受端饋入典型的弱交流系統[6-7]。

直流輸電饋入弱交流系統的一個主要問題是在遭受大擾動后直流系統與受端交流系統恢復性能差所導致的穩定性問題[7-8]。實際運行中最為常見的擾動是逆變站近區交流電網發生短路故障，其通常會引發逆變器換相失敗。在清除故障時，電網元件跳閘使受端系統進一步變弱，逆變器換相失敗在變得更弱的交流系統條件下恢復，交流電壓大幅波動可能引發后續換相失敗甚至連續換相失敗，交直流系統難以恢復穩定運行。在未采取改善措施的情況下，為了滿足電網單一元件故障跳閘后交直流系統能夠恢復穩定運行的要求，將被迫限制直流系統穩態輸電功率，從而導致直流輸送能力受限[7]。

已有大量的研究表明，直流輸電控制在抑制逆變器連續換相失敗以及改善故障恢復性能方面能夠發揮重要作用[9-20]。文獻[9]利用實際直流工程PSCAD模型，對逆變器采用定關斷角控制和定電壓控制策略下抵御換相失敗的能力以及換相失敗恢復特性進行了對比研究，而文獻[10]則對特高壓直流整流側分別采用定電流和定功率控制模式下系統的動態特性以及直流控制的響應進行了對比分析。文獻[11]采用仿真方法，研究提出了受端交流電網故障后快速恢復直流功率并避免發生后續換相失敗的控制策略。文獻[12]提出了一種抑制直流輸電逆變器連續換相失敗的控制策略。文獻[13]針對電壓穩定為主導失穩形態的受端電網，提出以直流逆變站高壓母線電壓為特征量的直流電流控制策略，通過優化逆變站動態無功特性提升系統穩定性。文獻[14]在分析了低壓限流(VDCOL)控制環節工作原理的基礎上，采用電磁暫態仿真方法分析了VDCOL 參數對擾動后直流功率和電壓恢復的影響。文獻[15]從改善直流輸電系統無功特性的角度對VDCOL 參數的設置方法和范圍進行了研究。文獻[16]提出了一種考慮故障嚴重程度的非線性動態VDCOL 控制策略，通過動態調節VDCOL 的控制曲線實現抑制連續換相失敗及快速恢復直流功率的目標。文獻[17]提出了一種與VDCOL功能通過切換相配合的最大短路電流限制策略，通過仿真驗證了所提策略在抑制連續換相失敗及改善故障恢復特性方面的有效性。文獻[18-19]研究了直流控制參數優化對逆變站動態無功功率恢復特性的改善作用。上述研究主要針對直流輸電兩端均連接強交流系統的情況，所提出的控制策略和優化參數對于受端弱交流系統條件的適應性有待驗證。

文獻[20]針對直流輸電饋入弱交流系統條件下故障恢復性能差的問題，提出了一種改善受端交直流系統穩定性的逆變器控制策略，利用CIGRE標準直流輸電PSCAD模型[21]，對單相接地故障下恢復性能的改善做了驗證，但未給出應用實際工程詳細模型和其他典型受端交流電網故障的分析和驗證。

本文針對直流輸電饋入弱交流系統條件下故障恢復性能差導致輸送功率受限問題，研究直流控制參數優化改善故障恢復性能、提升直流系統可用輸送功率極限的方法和效果?；谝粋€饋入弱交流系統的實際直流輸電工程構建了研究系統，在分析了直流輸電控制功能配置和協調配合關系的基礎上，借鑒早期已投運但受端連接強交流系統的一個同類型直流工程控制參數，利用詳細的電磁暫態模型，對逆變站近區發生交流故障后系統的恢復性能進行了仿真研究，通過仿真分析方法提出饋入弱交流系統的直流控制優化參數。在不同強度受端系統條件下，對控制參數優化前后的故障恢復性能進行仿真對比分析，以提升直流系統輸電功率極限的效果評估控制參數優化的有效性。

1 影響直流輸電動態性能的控制功能

1.1 基本控制策略

目前，我國已投運的兩端直流輸電工程的基本控制策略可以大體按ABB和SIEMENS兩種技術路線進行分類[9]，本文研究的直流輸電工程控制策略沿用SIEMENS技術路線，其整流器的閉環控制功能包括直流電流控制和直流電壓控制，逆變器的控制功能包括直流電壓控制、直流電流控制和關斷角控制。為了得到理想的控制特性，需要整流器和逆變器配置的各個調節器協調配合，實現對兩側觸發脈沖的控制。

1.2 整流側控制的配合方式

本文研究的實際工程直流控制采用輸入選擇邏輯來實現各個控制器的協調配合，整流側控制的配置與配合方式如圖1所示。在任何時刻，整流器配置的直流電流控制和直流電壓控制中只有一個起控制作用。直流電流控制是整流器的主要控制模式，即在正常穩態運行下起作用的控制，而直流電壓控制器只是為了防止暫態和動態過程中直流電壓過高而作為限制器備用。整流側電流控制器和電壓控制器共用一個比例-積分(PI)調節器，選取ΔId和ΔUd中的最小值作為PI調節器的輸入，在選取不同的輸入值ΔId或ΔUd時，同時會通過多路選擇器選擇相應的PI調節器比例常數Kp和積分常數TI。

直流電流控制功能包括了電流指令設置、低壓限流控制等。電流指令設置的功能是給定直流電流控制器的指令值Idord，實際直流工程中可選用功率控制模式或電流控制模式來設定Idord，參見圖1中Imod和Pmod選擇。當選用電流控制模式時，由運行人員設定的直流電流指令值Iord直接輸出作為指令值Idord。然而，實際運行中功率控制模式更為常用，該模式下運行人員設定直流功率指令值Pord，使直流系統保持該功率水平運行。實現功率控制的原理是將Pord除以整流側直流電壓測量值，所得的電流指令值送至直流電流控制器?？梢?，直流功率控制是作為整流側電流控制器的外環控制實現的。

圖1 整流器控制策略圖

整流側選用功率控制模式或電流控制模式的差別在于：電流控制模式下電流指令值一旦設定，就不會隨運行狀態變化而改變。但在功率控制模式下，動態過程中直流電流指令值將隨著直流電壓的變化而改變。對于饋入弱交流系統的故障恢復過程，如果直流電壓恢復慢，施加到電流控制器的指令值將在直流低電壓期間大于故障前穩態運行的指令值，使直流電流增大，逆變器消耗的無功功率增加[18]，這將對逆變側交流電壓恢復、以及直流系統故障恢復造成不利影響。

在某些故障情況下，例如逆變器發生換相失敗時，如果直流電流仍保持在額定值或較大值，將不利于逆變器恢復正常換相而導致發生連續換相失敗。為此，直流電流控制中設置了VDCOL功能，如圖1所示。當檢測到直流電壓低于某一設定值時，自動限制直流電流指令值，待直流電壓恢復后，又自動恢復整定值。VDCOL的主要作用包括避免逆變器連續換相失敗、為受端交流電壓和直流輸電系統的快速恢復創造有利條件等。因此，VDCOL與兩端交流系統的特性密切相關，不同直流工程需要根據實際系統情況設定不同的VDCOL特性。工程中常用的低壓限流靜態特性如圖2所示[14]。

圖2 低壓限流靜態特性圖

由圖1和圖2可見，當直流電壓降至Ud_H以下時，直流電流指令的最大限幅值Ivdcol開始下降，如果當前電流指令Idord大于Ivdcol，則輸出的電流指令Idref將受限為Ivdcol。如果直流電壓繼續下降到低于Ud_L，Ivdcol將保持在Idord_Min。因此，如果電流指令Idord值為額定值(1.0 p.u.)，VDCOL可以完整起作用，而如果電流指令Idord值小于Idord_Min，則VDCOL不能發揮作用，在電流指令Idord值處于Idord_Min與額定值(1.0 p.u.)之間時，VDCOL可以起部分作用，且Idord值越接近Idord_Min，VDCOL的作用越小。圖2中Id_Min表示直流電流最小限制值，通常為額定電流的0.1倍。

1.3 逆變側控制的配合方式

逆變側控制配置與配合方式如圖3所示。逆變器采用直流電壓控制作為主控制，其作用是控制整流側直流電壓為目標值(通常為額定值)。逆變器也配置有直流電流控制器，其電流指令中減去一個電流裕度Imarg，使逆變側的電流指令比整流側的低，同時確保正常運行時逆變側的電流控制器不會被選擇。逆變器關斷角控制器作為限制器使用，防止關斷角過小導致逆變器發生換相失敗，本文研究的直流輸電工程關斷角控制器基于實測關斷角[22]，最小關斷角γref為 17 °。

同整流側一樣，在任何時刻，直流電壓控制、直流電流控制或關斷角控制中只有一個對逆變器進行控制，3個控制器共用一個比例-積分(PI)調節器，選擇ΔId，ΔUd和Δγ中最大值作為調節器的輸入，同時選擇相應的PI調節器比例和積分常數，如圖3所示。在整流側和逆變側分別通過共用PI調節器的方式，可以使輸出的觸發角指令在控制模式切換時不發生突變。

圖3 逆變器控制策略圖

2 研究系統的仿真模型

研究系統基于一個±500 kV、3 000 MW直流輸電工程及其兩端所連接的交流系統構建，如圖4所示。直流輸電送端連接強交流系統，等值交流系統由戴維南等值阻抗和電壓源表示。逆變站通過3條并聯的交流線路連接到一個500 kV變電站，由戴維南等值阻抗和電壓源表示的弱交流系統連接在該變電站交流母線上。針對外部交流系統不同的運行方式，仿真中可以通過修改等值阻抗Zs值改變逆變站換流母線處的短路容量，得到逆變站具有不同短路比的測試用交直流系統。

圖4 測試系統結構圖

在仿真研究中，重點關注受端交流電網故障后直流控制響應對故障恢復特性和直流功率傳輸能力的影響，交流電網故障的選取依據《電力系統安全穩定導則》中第一級安全穩定標準[23]，針對本文測試系統和主要研究內容，校核的單一故障及故障清除過程設置如下：

1)多相故障：圖4 所示的1回500 kV 交流線路在t0時刻發生三相短路接地、兩相短路接地或兩相短路故障，(t0+0.1 s)時刻線路三相跳閘。

2)單相接地故障：圖4 所示的1回500 kV 交流線路在t0時刻發生單相永久性接地故障，(t0+0.1 s)時刻故障相線路跳閘；(t0+1.0 s)時刻故障相重合閘，因永久性故障，(t0+1.1 s)時刻線路三相跳閘。

為了對比分析直流輸電系統控制參數優化前后故障恢復動態性能，仿真研究中考慮了逆變側交流系統多種不同強度的運行方式。在正常運行方式下，逆變站與等值交流系統母線之間的3回500 kV交流線路均處于運行狀態。交流路線故障跳閘后將導致逆變站交流母線處短路容量降低，表1所示為逆變站交流母線在正常運行方式和1回線路跳閘后的短路容量和短路比(SCR)計算結果，由表1可見，本研究考慮的各種方式下，故障恢復過程將在 SCR 值為1.561至2.867之間的受端系統條件下進行，根據文獻[1]給出的交直流系統強度分級指標，受端系統為弱系統(2.0

表1 正常和N-1故障后逆變站短路容量和短路比

仿真研究采用PSCAD/EMTDC電磁暫態仿真程序，直流輸電系統模型基于一個±500 kV直流工程構建，直流系統主電路結構和主設備在模型中一一對應地建模，模型參數采用實際工程參數，直流控制保護系統按照實際控制系統一一對應地詳細建模。交流線路和等值交流系統模型均按實際系統參數和典型運行方式建立。

3 基于仿真的控制參數優化與對比分析

3.1 基于原始控制參數的仿真分析

原始直流控制參數借鑒于一個額定直流電壓、額定功率以及直流控制策略與本研究目標直流工程完全一致的早期投運的工程，主要的區別是，該早期投運的直流工程兩端換流站均連接強交流系統，原始控制參數是按照連接強交流系統設計的。

首先，采用原始直流控制參數對圖4所示系統進行仿真分析，重點考慮導致受端交流系統進一步減弱的逆變站1回交流出線短路跳閘的(N-1)故障。大量仿真結果的分析表明，交流線路發生三相短路故障跳閘最為嚴重，是系統穩定的約束性故障。下文中只針對三相短路故障進行仿真分析，實際上對于所研究的各種運行方式和控制參數設置，均對其他故障類型進行了仿真校核。仿真中故障發生時刻均設置為t0=16.00 s。

在受端交流線路故障(N-1)跳閘后逆變站SCR值為2.867、直流功率為3 000 MW的運行條件下，逆變站1回出線發生三相短路故障跳閘的仿真結果如圖5所示，圖中曲線從上到下分別為逆變站交流母線電壓有效值、逆變器關斷角、直流電流，以及逆變側的直流功率值。

圖5 原始參數下SCR值為2.867、Pdc=3 000 MW的仿真結果

從圖5可以看出，故障導致逆變器發生了換相失敗，由于故障期間逆變站換流母線電壓跌落至接近0，在故障清除前，逆變器處于持續換相失敗狀態，逆變器控制由定電壓控制切換為關斷角控制模式，逆變側直流電壓因換相失敗而降至0附近振蕩，直流電流大幅升高后，整流器定電流控制響應增大觸發角以控制直流電流，VDCOL作用將整流器電流控制指令值限制為Idord_Min。

故障切除后，逆變站交流母線電壓快速升高，交流濾波器和并聯電容器發出的基頻無功功率Q_ACF隨交流電壓上升按(1)關系式恢復：

Q_ACF=Uac2/XC

(1)

式中：Uac為逆變站交流母線電壓有效值；XC為逆變站投入的交流濾波器和并聯電容器等效電抗值。

由于逆變器換相失敗恢復初期直流電流小，逆變器消耗的無功功率小，逆變站無功過剩，而受端弱交流系統使交流母線電壓出現遠大于故障前的過電壓。然而，由于逆變器控制增大關斷角避免換相失敗，逆變器對于受端交流電網相當于一個低功率因數無功負荷，當直流電流快速恢復后，逆變器消耗的無功功率快速增大，使交流電壓出現快速下降，交流濾波器和并聯電容器發出的基頻無功功率Q_ACF下降，這個過程中可能導致逆變器因電壓快速下降以及直流電流快速上升而發生后續換相失敗。從逆變器關斷角波形可見故障切除后恢復過程中發生了5次換相失敗，但直流系統最終能夠恢復穩定運行，可以判定交直流系統處于臨界穩定狀態。如果再增大等值電源阻抗，使逆變站SCR低于2.867，直流功率3 000 MW運行時發生線路三相短路故障跳閘，交直流系統不能恢復穩定運行。

逆變站交流母線電壓是交流與直流交互點的關鍵變量，直流輸電饋入弱交流系統的故障恢復關鍵在于逆變站換流母線電壓的恢復。交流系統中某一節點處消耗的(感性)無功功率變化量ΔQ與電壓變化量ΔU之間的關系可以用(2)表示[24-25]。

ΔUac=-ΔQ×Uac0/Sac

(2)

式中：Sac為交流母線三相短路容量；Uac0為無功功率變化前的節點電壓。由(2)可知，相同的無功功率變化量，對于Sac較小的交流系統將引起更大的交流電壓幅值變化。在逆變站連接弱交流系統的情況下，動態無功功率需求增大或減小將導致逆變站交流母線電壓發生大幅變化，交直流系統故障恢復過程中相互影響將集中反映到逆變站交流母線電壓上。如果換流母線電壓出現較大幅度的快速下降，則可能導致后續甚至連續換相失敗。

由以上仿真分析可見，電壓穩定是逆變站連接弱交流系統的交直流系統主導失穩形態[25]，由于故障后直流功率恢復以及逆變器消耗的無功功率與直流控制響應特性密切相關，為解決電壓穩定性問題，直流系統采用適當的控制策略以及優化的控制參數是一條重要的解決途徑[20]。在相同受端交流系統故障下，能夠恢復穩定運行的直流輸電最大傳輸功率水平是評估直流控制優化效果的直接反映。相同短路比受端系統條件下可用直流功率這一指標適用于饋入弱交流系統的不同直流工程、或同一直流工程在不同控制配置情況下故障恢復性能的相互之間比較。對于不同的控制參數設置，如果在相同的逆變站短路比情況下，可用最大直流輸電功率值越大，則表示故障恢復性能越好。這是本文用于評估直流控制參數優化效果的主要指標。

3.2 適應受端弱交流系統的直流控制參數優化

在受端饋入弱交流系統的條件下，如果直接采用受端饋入強交流系統的直流輸電工程控制參數，在逆變器換相失敗后的故障恢復過程中，由于直流控制作用通常會導致逆變站交流母線電壓大幅波動而難以獲得理想的故障恢復性能。

仿真分析表明：饋入弱交流系統的直流輸電故障恢復的主要障礙是故障切除后發生后續換相失敗。換相失敗雖然發生在逆變側，但換相失敗發生后，直流系統的動態響應與整流側控制也密切相關，因為直流運行中的直流電流這個關鍵變量主要是由整流側控制的。因此，在優化直流輸電控制時，必須對整流側和逆變側控制進行協同優化。

當直流輸電受端連接弱交流系統時，逆變器換流母線的交流電壓對逆變器無功消耗的變化非常敏感。換相失敗后的直流功率恢復過程中，直流電流和交流電壓快速變化是引發換相失敗的主要原因，直流電流的快速上升一方面會導致逆變器換相重疊角快速增大，另一方面會導致逆變器消耗的無功功率快速增加，從而導致交流電壓的突然降低，兩方面因素疊加容易導致逆變器在恢復過程中發生后續換相失敗。對于直流電流控制針對受端弱交流系統條件的優化，降低故障恢復過程中逆變器無功功率需求并減小其波動性有利于故障恢復，而不能僅關注直流功率的快速恢復，因此，適用于強交流系統的直流控制PI控制器參數需要以降低響應速度的方法進行優化。

在逆變側直流控制方面，需考慮受端弱交流系統下故障恢復的關鍵是整流、逆變兩側控制器的協調，以避免直流電流、逆變器無功功率的快速波動。對于受端弱交流系統，直流控制器采用高增益參數容易導致交直流系統動態不穩定，具體的表現就是逆變側交流電壓的大幅波動[20]。因此，本研究基于仿真分析方法對直流控制參數進行優化，針對原始控制參數的優化方法是：適當減小直流電流控制器、直流電壓控制器和關斷角控制器的增益KId、KUd、Kγ，同時增大PI控制器的時間常數TId、TUd、Tγ。優化前后的直流控制參數如表2所示。

表2 優化前后的直流控制參數

在優化兩側直流控制器PI參數的同時，對VDCOL功能的原始參數也進行了優化，優化思路是：故障恢復過程中優先恢復直流電壓，待直流電壓恢復到較高水平后，再釋放對直流電流的限制。具體優化方案如下。

1)提高整流、逆變兩側VDCOL直流電壓門檻值Ud_H和Ud_L，這意味著當直流電壓降低時，更早啟動對直流電流指令值的限制，而在恢復過程中直流電壓升高時，更遲解除限制；

2)減小整流側低電流限制值Idord_Min，使恢復初期直流電流被限制在更小值。另一方面，由于電流指令Idord值小于Idord_Min時VDCOL在動態過程實際上不能發揮作用，因此，降低Idord_Min實際上也增加了VDCOL的作用范圍。優化前后的設定值如表3所示。

表3 優化前后的VDCOL參數 Tab.3 The original and optimized VDCOL parametersp.u.

3.3 控制參數優化前后的對比仿真分析

在進行對比仿真分析時，交直流系統結構參數以及故障均保持一致，僅改變直流控制參數，以避免其他因素對控制參數優化效果評估的影響。

對應于采用原始控制參數的仿真結果如圖5所示，在采用直流控制優化參數后，對應的仿真結果如圖6所示。

圖6 優化參數下SCR值為2.867、Pdc=3 000 MW的仿真結果

對比圖5和圖6，可見控制參數優化后的恢復性能顯著改善，故障切除后，優化控制參數下沒有后續換相失敗，交直流系統能夠較快恢復穩定運行。

進一步改變受端交流系統強度進行對比仿真，當交流線路(N-1)跳閘方式下逆變站交流母線處SCR值為2.202時，采用優化控制參數，直流輸電功率3 000 MW時，發生三相短路故障線路跳閘的仿真結果如圖7所示。而采用原始控制參數時，只有將直流功率降低到2 275 MW以下，受端交流電網發生線路三相短路故障跳閘后，交直流系統才能夠恢復穩定運行，圖8給出了直流功率2 275 MW條件下相應的仿真結果。

圖7 優化參數下SCR值為2.202、Pdc=3 000 MW的仿真結果

圖8 原始參數下SCR is 2.202、Pdc=2 275 MW 的仿真結果

對比圖7和圖8可以看出，采用原始直流控制參數時，故障后交流電壓大幅波動，恢復過程中出現了多次換相失敗，故障恢復時間長且恢復困難，直流輸電功率受限至2 275 MW。而采用優化控制參數時，只在交流故障時發生一次換相失敗，故障恢復過程中所有交流和直流變量相對更趨穩定。在同樣的交直流系統條件下，控制參數優化使直流輸電系統的可用功率傳輸極限以從2 275 MW提升到3 000 MW，優化參數的優越性顯而易見。

對于表1列出的16種不同強度受端交流系統運行方式，分別采用原始控制參數和優化控制參數進行了對比仿真研究，表4列出了直流控制參數優化前后16種運行方式下直流輸電系統可用功率傳輸極限仿真結果，直流控制參數優化前后輸電功率極限隨受端交流系統強度變化的趨勢如圖9所示。

表4 直流控制參數優化前后的直流輸送功率極限

表4和圖9所示的對比結果表明，控制參數優化不僅在直流系統額定運行狀態下改善了故障恢復性能和交直流系統穩定性，在受端弱交流系統強度SCR處于一個較大的運行范圍內，優化控制參數都具有更好的故障恢復性能。

圖9 直流控制優化前后輸電功率極限仿真結果對比圖

然而，適應弱交流系統的直流控制參數優化，是以降低直流功率恢復速度來保障故障恢復過程穩定性的。如果受端連接強交流系統，則采用優化直流控制參數并不具備優勢。圖10和圖11分別給出SCR為3.60、直流功率3 000 MW條件下，采用原控制參數和優化控制參數時受端交流線路三相短路故障仿真結果，對比可見，采用本文提出的優化參數，故障恢復過程中交直流變量雖然波動相對平緩，但直流功率恢復時間卻相對更長。

圖10 原參數下SCR值為3.60、Pdc=3 000 MW 的仿真結果

圖11 優化參數下SCR值為3.60、Pdc=3 000 MW的仿真結果

4 結論

對于存在控制功能切換以及協調配合關系的復雜控制系統的參數優化，采用仿真方法是一個可行的途徑。本研究針對饋入弱交流系統的直流輸電工程應用場景，基于仿真方法對直流控制參數進行了優化，對比仿真分析驗證了直流控制參數優化可以顯著改善饋入弱交流系統的直流輸電故障恢復性能，改善效果在提升直流系統輸電功率極限值方面可量化展現。然而，基于仿真分析的控制參數優化方法雖能夠準確地展現優化效果，但需要進行大量的仿真試算，因此，在控制參數優化方法改進方面，仍需要開展深入研究。