柔性直流输电换流站输出短路电流水平机理分析

李英彪1*,李轶群2,秦善萌3,孙媛媛3


(1.中国电力科学研究院,北京市 海淀区 100192;2.国家电网有限公司华北电力调控分中心,北京市 西城区 100053;3.山东大学电气工程学院,山东省 济南市 250061)

摘要

柔性直流输电是未来电网的发展趋势,而短路电流水平是制约柔直电网运行与发展的瓶颈,因此有必要研究柔性直流输电系统换流站交流侧发生短路故障时输出的短路电流水平。通过分析柔性直流系统中换流器的运行方式与控制原理,量化换流器输出短路电流幅值和相位的影响因素,文章得出换流站近区交流系统三相短路故障发生后换流站输出短路电流的解析计算公式,并通过搭建三端柔性直流输电系统,验证所提理论分析方法的正确性。该研究为柔性直流输电系统接入现有电力系统后三相短路电流的计算提供了修正方法。

关键词 : 电压源型换流器;短路电流;功率水平;限幅器

0 引言

基于电流源换流器的传统直流输电技术存在着许多固有缺陷,如需要大量无功功率支撑、换流器输出电压谐波含量大、无法实现向无源系统和弱系统供电、存在换相失败的风险等。柔性直流输电(Voltage Source Converter High Voltage Direct Current, VSCHVDC)技术采用全控型电力电子器件和脉宽调制技术,不仅克服了传统直流输电的缺点,并且在潮流控制、提高电网传输能力与稳定性以及系统无功平衡方面发挥了重要作用[1-2]。当前电网中,装机容量不断增加,电网的电气联系日益紧密,系统短路电流水平对电网的安全运行影响重大,特别是在柔直电网中,短路电流已成为制约电网运行与发展的瓶颈之一[3-4]。因此非常有必要对柔直电网中的短路电流水平影响因素进行研究[5]

当前对于柔性直流输电系统故障的研究主要集中在直流侧故障[6-10]及交流侧故障时控制与保护策略方面[11-16]。文献[17]研究分析了风电场直流并网系统短路故障的电流暂态特性,文献[18]研究了柔直电网故障特性及其控制策略。随着柔性直流输电系统电压以及功率的提升,换流站对所连接交流系统提供短路电流影响已不容忽视,需要对柔性直流换流站提供短路电流的量化影响进行分析。文献[19]仅分析了PCC点发生三相短路即故障情况最严重情况下短路电流的影响因素,对于换流站近区交流系统发生短路故障后换流站提供短路电流没有进行分析。文献[20]指出交流系统发生短路故障时,接入的柔性直流换流站对短路电流的峰值及稳态值有影响,即柔性直流换流站会贡献短路电流,且短路电流值不能超过规定范围,但是没有详细阐述短路电流产生的机理和计算方法。

本文以换流站输出短路电流相量为研究对象,基于换流站原理与控制结构,分析了运行方式、内外环限幅器对换流站输出短路电流幅值和相位的影响,推导出换流站输出短路电流幅值和相位的理论计算公式。在此基础上,进一步提出在交流系统三相短路电流计算中将换流站等效为三相对称电流源参与计算的方法。

1 电压源换流器运行方式与原理

换流器控制系统由内环电流控制器、外环功率控制器、锁相环(Phase Locked Loop, PLL)和触发脉冲生成环节组成,如图1所示。通过外环控制得到无功电流和有功电流的参考量。内环控制实现换流站交流侧电流波形和相位的直接控制,快速追踪外环功率控制器的参考电流。PLL用于提供电压矢量定向控制和触发脉冲生成所需的基准相位。

图1 换流器控制结构
Fig.1 Control systems of voltage source converter

通过控制换流站交流侧电压V的幅值和相位,可控制交流侧电流,保证交流侧电流快速追踪参考电流最终与参考电流一致,最终实现对换流站功率及电压的控制,如式(1)所示。

式中:I是换流站交流侧电流向量;Iref是换流站外环功率控制器输出的参考电流相量;US是PCC点电压相量;V是换流站端口输出的交流电压相量; Re+jXe是换流站出口到PCC点的等效阻抗。

2 换流器控制方式与相位检测

目前对于电压源换流器采用最广泛的控制策略是基于旋转坐标系的PI双闭环控制,通过坐标变换及dq分量解耦实现内环控制电流、外环控制有功/无功类分量。外环控制方式包括定有功功率控制、定无功功率控制、定直流电压控制及定交流电压控制。通过引入有功电流isd、无功电流isq实现有功功率和无功功率的独立调节。4种控制方式利用实际功率与功率指令值之间的偏差或实际电压与电压指令值之间的偏差,经PI 调节器消除稳态误差,最终得到无功电流或有功电流的参考量。其中有功类功率控制包括定直流电压控制和定有功功率控制,控制产生有功电流参考值;无功类控制包括定交流电压控制和定无功功率控制,控制产生无功电流参考值。有功电流参考值及无功电流参考值是内环电流控制的控制目标。定有功功率控制器结构图如图2所示。

图2 外环有功功率控制器
Fig.2 Outer power loop of converter

由于增加了限幅器,外环控制器输出参考电流被限制在限幅器参考范围内。

从外环控制器获得电流参考值后,内环电流控制采用电流反馈和电压前馈,有效补偿外扰对整个系统的影响、提高控制精度。同时通过PI调节器消除电流跟踪的稳态误差。内环电流控制器结构如图3所示。

图3 内环电流控制器
Fig.3 Inner current loop of converter

内环电流控制器实现直接控制VSC交流侧电压幅值和相位。由式(1)可知,控制VSC交流侧电压幅值和相位即可控制交流侧电流的幅值和相位,进而使交流侧电流快速追踪外环控制器输出的参考电流。

内环电流限幅方式如图4所示。当参考电流幅值超出限幅值时,同时同比例缩小有功电流和无功电流,有利于限制桥臂电流,适用于过负荷限制。

图4 内环电流限幅方式
Fig.4 The methods of inner current limiter

锁相环由鉴相环节、PI调节器和压控振荡环节3部分组成,可以快速准确地为系统控制提供一个基准相位。三相电网电压瞬时值经Clark变换后得到eαeβ两个分量,通过计算得到vqvq经比例积分环节得到角频率误差,角频率误差与中心角频率相加得到角频率,最终经过积分环节得到相位测量值。三相锁相环的电路图如图5所示。

图5 三相锁相环电路图
Fig.5 Circuit diagram of three phase-locked loops

根据图所示结构,PLL输出的相位测量值可表示为:

通过锁相环快速追踪电网电压相位,可以获得短路时刻电压和电流的相位。

3 换流站输出短路电流分析

换流站运行方式可选择为定有功控制和定无功控制方式,以此为例分析换流站交流侧变压器与交流电源之间发生故障后输出的短路电流。

定有功功率和定无功功率控制方式的数学模型为:

式中:KpKi分别是比例系数和积分系数;PrefQref分别是有功功率参考值和无功功率参考值;PQ分别是有功功率和无功功率实际值。

规定功率的正方向为从交流系统流向换流站,对于逆变站来说,稳态运行方式下Pref<0、Qref<0。

在dq坐标系下,忽略电阻和换流器损耗后,换流站的有功功率和无功功率可表示为:

在三相电网电压平衡条件下,取电网电压矢量Us的方向为d轴方向,有usd=Ususq=0。则可以将式(4)简化为:

换流站交流侧发生三相短路故障后,PCC点电压下降为,则此时换流站输出的短路电流为:

由式(6)可知换流站输出短路电流受换流站输出有功功率、无功功率、PCC点电压影响。由以上分析得到换流站在参考功率PrefQref下运行时,参考电流计算方法如式(7)所示。

短路故障发生后PCC点电压下降,换流站输出功率受阻,由式(3)可知外环控制器输出的参考电流绝对值会增大。而外环控制器输出参考电流是内环控制器的输入量,因此内环控制器的输出的交流侧电压参考值会发生变化。由式(1)可知,通过改变换流器输出电压可以实现换流站输出电流追踪参考电流,进而保证换流站输出功率追踪参考功率。

上述分析建立在不考虑内外环控制限幅器作用的情况下。

当内外环限幅器产生作用时,若换流站在参考功率为PrefQref的方式下运行,式(7)解得的参考电流则此时外环输出的电流参考值即为i*sdi*sq,其中Iomax为外环功率控制的限幅器参考值。由于内环电流限幅器的作用,若

则换流站输出短路电流的幅值即为:

其中Iimax为内环电流限幅器限幅值。若

则换流站输出短路电流的幅值即为:

若换流站在参考功率为PrefQref的方式下运行,解得的参考电流i*sdIomaxi*sqIomax,则此时外环输出的电流参考值即为i*sd = Iomaxi*sq=Iomax。一般情况下,控制器限幅值设定为IimaxIomax,则换流站输出短路电流的幅值即为:

若换流站在参考功率为PrefQref的方式下运行,解得的参考电流i*sdi*sq中一个大于外环控制器限幅值(假设i*sqIomax),则此时外环输出的电流参考值即为由于内环电流限幅器的作用,若

则换流站输出短路电流的幅值即为:

则换流站输出短路电流的幅值即为:

以上分析适用于逆变换流站以及整流换流站的所有控制方式下的输出短路电流幅值计算。

换流站通过锁相环实时检测PCC点电压us的相位ψ、换流站以us的相位ψ为参考相位来确定换流站输出电压和电流的相位。换流站以输出参考有功功率和无功功率为目的,PCC点电压基本由交流系统决定,通过内外环控制可将换流站控制目标转变为通过控制换流站输出电压的幅值和相位实现输出电流的幅值和相位追踪参考电流的幅值和相位。

换流站输出电流的相位与PCC点电压相位的差值为:

在参考相位ψ下,此时换流站输出的短路电流为:

换流站在其余控制方式组合下提供的短路电流分析方法与定有功控制和定无功控制下相同,不再进行赘述。

4 仿真验证

在PSCAD上搭建三端MMC-HVDC系统仿真模型,如图6所示。其中MMC1是整流站,MMC2是定直流电压控制站,MMC3是逆变站。该系统额定电压是500 kV,换流站输出额定电流是1.6 kA。所搭建的模型参数设置如表1所示,仿真设置4种功率水平。

图6 三端柔性直流输电系统仿真模型
Fig.6 Simulation model of three terminal VSC-HVDC system

表1 仿真模型参数设置
Table1 Simulation parameter setting

仿真设置MMC3输出有功功率300 MW,无功功率150 Mvar,交流系统3在2 s时发生三相短路故障,故障后PCC点电压下降为0.5 pu。由第2节中式 (7) 可知i*sdIomaxi*sqIomax,因此可通过式 (8)、 (9) 可计算出短路电流幅值为2.06 kA。仿真验证曲线如图7所示。

图7 功率水平一运行仿真曲线
Fig.7 Simulation curve under power level 1

由图7(a)可知,短路故障发生后换流站输出功率下降。受外环控制器作用,外环控制器输出的参考电流绝对值增加,但是没有超过内外环控制器限幅值。因此,此时的参考电流即为最终的参考电流。从图7 (b) 和 (d) 可看出,受内环控制器的影响,换流站会改变输出电压的幅值和相位,从而保证换流站交流侧电流向量追踪换流站外环控制器输出的参考电流。仿真结果与理论分析一致。

仿真设置MMC3输出有功功率900 MW,无功功率150 Mvar。由第2节中式(7)可知由式(15)、( 16) 可计算出短路电流幅值为5.06 kA。仿真验证曲线如图8所示。

从图8 (a)、 (c)可以看出,故障后换流站输出功率下降,受外环功率控制器作用,外环功率控制器输出的短路电流绝对值增加。在不考虑限幅器作用下,有功电流的参考值为1.2 pu,由于超过外环功率控制器限幅值,控制其为输出的最大值,即1.1 pu。无功电流未超过外环功率控制器限幅值。

图8 功率水平二运行仿真曲线
Fig.8 Simulation curve under power level 2

两者幅值之和超过了内环电流限幅幅值,由图8 (c) 知,内环限幅器将按比例缩小有功电流参考值和无功电流参考值。此时换流站输出电流将追踪内环控制器输出的参考电流,所以从图8 (a) 中可以看出此时换流站输出功率无法达到参考值。仿真结果与理论分析一致。

通过仿真一、二对比分析,验证了换流站输出短路电流幅值分析方法的正确性。

仿真设置MMC3输出有功功率300 MW,输出无功功率-150 Mvar。

图9 两种功率水平下短路电流对比
Fig.9 Comparison of short circuit current under two kinds of power level

第一种功率水平下

第三种功率水平下

只考虑相角为0到180o范围,第一种功率水平下Φ=116.57o,第三种功率水平下Φ=63.43o,因此两种功率水平下运行相角差相差53.14o,仿真结果与第3节理论分析一致。

仿真设置MMC3输出有功功率225 MW,输出无功功率-150 Mvar。

图10 两种功率水平下短路电流对比
Fig.10 Comparison of short circuit current under two kinds of power level

第四种功率水平下

只考虑相角为0到180o范围,第一种功率水平下Φ=116.57o,第四种功率水平下Φ=56.31o,因此两种功率水平下运行相角差相差60.26o,仿真结果与第3节理论分析一致。

通过仿真三、四对比分析,验证了换流站输出短路电流相位分析方法的正确性。

5 三相短路计算方法修正

通过仿真验证了理论分析的正确性。因此当柔性直流输电系统接入交流系统后,三相短路电流计算修正方法如图11所示。

图11 系统三相短路电路电流计算方法
Fig.11 Method of three-phase short-circuit current calculation

6 结论

本文通过对换流站工作在不同运行方式、不同功率水平下内外环限幅器和PCC点电压对短路电流幅值相位影响的分析,得出换流站输出短路电流幅值和相位的计算方法。最终可以将换流站等效为三相对称的电流源参与交流系统三相短路电流计算。通过本文分析,得出以下结论。

1)柔性直流输电换流站输出短路电流的幅值大小仅与外环功率控制限幅器、内环电流限幅、运行功率水平以及PCC点电压有关。

2)换流站输出电压、电流以PCC点电压相位为基准,通过换流站输出有功短路电流与无功短路电流幅值相比,可得到换流站输出短路电流在基准相位下的相角值。

3)在交流系统发生三相短路故障后,电压源换流站对交流侧来说可以等效为三相对称的电流源,根据电流源在电力系统中短路电流的计算方法参与系统三相短路电流的计算。

本文对换流站输出短路电流幅值和相位的影响因素进行了理论分析,给出柔性直流输电参与交流系统三相短路电流计算的理论分析方法,可供今后柔性直流输电系统接入交流系统参考借鉴。

参考文献

[1]汤广福.基于电压源换流器的高压直流输电技术[M].北京:中国电力出版社,2010.

[2]徐政,屠卿瑞,管敏渊.柔性直流输电系统[M].北京:机械工业出版社,2013.

[3]徐政,陈海荣.电压源换流器型直流输电技术综述[J].高电压技术,2007,33(1):1-10.

Xu Zheng, Chen Hairong.Review and applications of VSC HVDC[J].High Voltage Engineering, 2007, 33(1): 1-10(in Chinese).

[4]陈海荣.交流系统故障时VSC-HVDC系统的控制与保护策略研究[D].杭州:浙江大学,2007.

[5]汤广福,贺之渊,庞辉.柔性直流输电工程技术研究、应用及发展[J].电力系统自动化,2013,37(15):3-14.

Tang Guangfu, He Zhiyuan, Pang Hui.Research, application and development of VSC-HVDC engineering technology[J].Automation of Electric Power Systems, 2013, 37(15): 3-14(in Chinese).

[6]王姗姗,周孝信,汤广福,等.模块化多电平换流器HVDC直流双极短路子模块过电流分析[J].中国电机工程学报,2011,31(1):1-7.

Wang Shanshan, Zhou Xiaoxin, Tang Guangfu, et al.Analysis of submodule overcurrent caused byDC pole-to-pole fault in modular multilevel converter HVDC system[J].Proceedings of the CSEE, 2011, 31(1): 1-7(in Chinese).

[7]赵成勇,李探,俞露杰,等.MMC-HVDC直流单极接地故障分析与换流站故障恢复策略[J].中国电机工程学报,2014,34(21):3518-3526.

Zhao Chengyong, Li Tan, Yu Lujie, et al.DC pole-to-ground fault characteristic analysis and converter fault recovery strategy of MMC-HVDC[J].Proceedings of the CSEE, 2014,34(21): 3518-3526(in Chinese).

[8]Yinglin Xue, Zheng Xu.On the Bipolar MMC-HVDC Topology Suitable for Bulk Power Overhead Line Transmission: Configuration, Control, and DC F…[J].IEEE Transactions on Power Delivery, 2014, 29(6): 2420-2429.

[9]郭晓茜,崔翔,齐磊.架空线双极MMC-HVDC系统直流短路故障分析和保护[J].中国电机工程学报,2017,37(8):2177-2185.

Guo Xiaoqian, Cui Xiang, Qi Lei.DC short-circuit fault analysis and protection for the overhead line bipolar MMCHVDC system[J].Proceedings of the CSEE, 2017, 37(8):2177-2185(in Chinese).

[10]杨海倩,王玮,荆龙,等.MMC-HVDC系统直流侧故障暂态特性分析[J].电网技术,2016,40(1):40-46.

Yang Haiqian, Wang Wei, Jing Long, et al.Analysis on transient characteristic of DC transmission line fault in MMC based HVDC transmission system[J].Power System Technology, 2016, 40(1): 40-46(in Chinese).

[11]潘朏朏.网侧电压不对称时MMC-HVDC系统控制策略研究[D].北京:华北电力大学,2016.

[12]Du C, Sannino A, Bollen M H J.Analysis of response of VSC-based HVDC to unbalanced faults with different control systems[C]// Transmission and Distribution Conference and Exhibition: Asia and Pacific, 2005 IEEE/PES.IEEE, 2015:1-6.

[13]王振浩,张震,李国庆.基于补偿原理的MMC-HVDC系统不对称故障控制策略[J].电力系统自动化,2017,41(17):94-100.

Wang Zhenhao, Zhang Zhen, Li Guoqing.An unbalanced fault control strategy for MMC-HVDC system based on compensation principle[J].Automation of Electric Power Systems, 2017, 41(17): 94-100(in Chinese).

[14]邵文君,宋强,刘文华.轻型直流输电系统的不对称故障控制策略[J].电网技术,2009, 33(12): 42-48.

Shao Wenjun, Song Qiang, Liu Wenhua.Control strategy for VSC-HVDC transmission system during unbalanced fault[J].Power System Technology, 2009, 33(12): 42-48(in Chinese).

[15]杨硕,张卫星,李德泉.基于负序电压补偿的VSC-HVDC系统的不平衡控制[J].电力系统保护与控制,2012,40(12):35-40.

Yang Shuo, Zhang Weixing, Li Dequan.Unbalanced control strategy based on negative voltage compensation for VSCHVDC system[J].Power System Protection and Control, 2012,40(12): 35-40(in Chinese).

[16]Hongseok Song, Kwanghee Nam.Dual current control scheme for PWM converter under unbalanced input voltage conditions[J].IEEE Transactions on Industrial Electronics,1999, 46(5): 953-959.

[17]牛博彦.风电场直流并网系统的潮流及短路电流特性分析[D].哈尔滨:哈尔滨工业大学,2014.

[18]李英彪.柔性直流电网故障特性及其控制策略研究[D].北京:中国电力科学研究院,2017.

[19]卜广全,李英彪,王姗姗,等.MMC对交流系统三相短路故障短路电流影响的机理研究[J].中国电机工程学报,2017,37(21):6303-6312.

Bu Guangquan, Li Yingbiao, Wang Shanshan, et al.Analysis of the short-circuit current of MMC-HVDC[J].Proceedings of the CSEE, 2017, 37(21): 6303-6312(in Chinese).

[20]A.WASSERRAB, G.BALZER, et al.Short-Circuit Calculation in AC Networks in Case of HVDC Stations [C]//CIGRÉ Winnipeg 2017 Colloquium.

Study on the Effect of VSC-HVDC on Converter Output Short Circuit Current Level

LI Yingbiao1*, LI Yiqun2, QIN Shanmeng3, SUN Yuanyuan3
(1.China Electric Power Research Institute, Haidian District, Beijing 100192, China;2.Dispatch and Control Center of North China Grid Co., Ltd., Xicheng District, Beijing 100053, China;3.School of Electrical Engineering, Shandong University, Ji’nan 250061, Shandong Province, China)

Abstract: VSC-HVDC are important for future power grids.However, its operation and development are limited due to short circuit currents.Therefore, research on the influence of VSCHVDC on AC system short circuit current is necessary.This study quantifies the influence of an external loop limiter and an inner ring limiter on the amplitude and phase of the converter output short circuit current.Finally, the converter output shortcircuit current can be calculated during three-phase short circuit fault of an AC system near a converter station.A three terminal VSC-HVDC is fabricated, and the accuracy of the theoretical analysis is verified.This research modifies the three-phase short circuit current calculation method for existing power system.

Keywords: voltage source converter; short circuit current;power level; limiter

文章编号2096-5125 (2019) 06-0581-08

中图分类号:TM713

文献标志码:A

DOI:10.19705/j.cnki.issn2096-5125.2019.06.008

基金项目:国家电网公司资助科技项目(张北柔性直流工程运行特性及控制策略研究)。

State Grid Science & Technology Project (Study on Operation Characteristics and Control Strategy of VSC-HVDC Project in Zhangbei).

收稿日期:2018-12-27;修回日期:2019-02-21。

作者简介:

李英彪

李英彪(1992),男,博士研究生,研究方向为柔性直流输电运行与控制。通信作者,E-mail:liybwhu@163.com。

李轶群(1974),男,高级工程师,研究方向为电力系统运行与控制,E-mail:li.yiqun@nc.sgcc.com.cn。

秦善萌(1997),女,硕士研究生,研究方向为柔性直流输电运行与控制,E-mail:m17854227621@163.com。

孙媛媛(1981),女,副教授,博士生导师,研究方向为电力系统电能质量,柔性直流输电运行与控制,E-mail:sunyy@sdu.edu.cn。

(责任编辑 张鹏)

  • 目录

    图1