ABSTRACT: In this paper, a hybrid HVDC topology with line commutated converter (LCC) and modular multilevel converter (MMC) in series connection is proposed, suitable for bulk power overhead line transmission. This topology is flexible in operation in terms of active and reactive power control, and able to withstand ac and dc faults with cooperative control of LCC and MMC. First, operation principle and mathematical model are presented. Then, strategies coping with ac faults at rectifier and inverter side are discussed respectively, preventing current cut-off under ac fault at rectifier side and maintaining part of active power if LCC commutation failure occurs under ac fault at inverter side. Feasibility dealing with dc fault is theoretically demonstrated by analyzing characteristic of MMC under block state. A detailed control strategy for dc fault is further proposed combined with a test system. Finally, effectiveness of the control strategy for ac and dc faults is verified with time-domain simulation with the test system.
KEY WORDS: line commutated converter; modular multilevel converter; hybrid topology; dc fault clearance; overhead line; bulk power transmission
摘要： 提出了一種適用于遠(yuǎn)距離大容量架空線路的基于電網(wǎng)換相換流器和模塊化多電平換流器(line commutated converter - modular multilevel converter，LCC-MMC)的串聯(lián)混合型直流輸電系統(tǒng)。該系統(tǒng)能夠靈活控制有功功率和無功功率，且能夠依靠LCC和MMC的協(xié)同控制應(yīng)對(duì)交直流故障。首先提出了穩(wěn)態(tài)下系統(tǒng)的控制方式;進(jìn)一步地提出了交流故障下系統(tǒng)的控制策略，以使整流側(cè)交流故障下系統(tǒng)不發(fā)生斷流和逆變側(cè)交流故障下系統(tǒng)仍能保持一定的功率輸送能力;基于閉鎖狀態(tài)下MMC的輸出電壓特性分析，提出了直流故障下系統(tǒng)的控制策略。通過時(shí)域仿真驗(yàn)證了所述交直流故障下控制策略的有效性。
關(guān)鍵詞：電網(wǎng)換相換流器;模塊化多電平換流器;混合直流輸電系統(tǒng);直流故障清除;架空線路;大容量輸電
DOI：10.13335/j.1000-3673.pst.2016.01.008
0 引言
直流輸電在我國(guó)西電東送工程中應(yīng)用廣泛，這是由于相對(duì)于交流輸電，直流輸電在輸電距離大于600 km時(shí)已具有明顯的經(jīng)濟(jì)優(yōu)勢(shì)[1]。此類直流輸電通常具有如下3個(gè)特點(diǎn)：
1)潮流方向固定。潮流通常由能源集中區(qū)域流向負(fù)荷集中區(qū)域，潮流反轉(zhuǎn)問題通常不需要考慮。
2)系統(tǒng)容量通常在GW級(jí)。系統(tǒng)具有較高的額定電壓與額定電流，例如±800 kV/4 kA。
3)傳輸途徑廣泛采用架空線路。架空線路相對(duì)于電纜故障率較高，換流器的故障穿越能力需要著重考慮。
基于電網(wǎng)換相換流器的高壓直流輸電系統(tǒng)(line commutated converter based HVDC，LCC-HVDC)的技術(shù)已經(jīng)非常成熟，其已被廣泛應(yīng)用在遠(yuǎn)距離大容量輸電場(chǎng)合。然而，LCC-HVDC存在逆變站換相失敗、消耗大量無功以及濾波器和無功補(bǔ)償設(shè)備占地面積大等缺點(diǎn)[2]。我國(guó)華東和珠三角地區(qū)直流落點(diǎn)密集，交流故障可能引發(fā)多回直流同時(shí)換相失敗，其進(jìn)一步導(dǎo)致的功率缺失將對(duì)受端系統(tǒng)穩(wěn)定性造成嚴(yán)重的不利影響[3-5]。
近年來，基于模塊化多電平換流器的高壓直流輸電系統(tǒng)(modular multilevel converter based HVDC，MMC-HVDC)因其可獨(dú)立控制有功功率和無功功率、不存在換相失敗、開關(guān)頻率低、無需交流濾波器和可向無源系統(tǒng)供電等優(yōu)點(diǎn)而愈發(fā)受到學(xué)術(shù)界與工業(yè)界青睞[6]，并已逐步具備應(yīng)用在遠(yuǎn)距離大容量輸電場(chǎng)合的潛力。理論上，MMC-HVDC可采用3種方法處理直流故障：1)配置直流斷路器;2)利用交流側(cè)斷路器;3)采用具有直流故障穿越能力的換流器。方法1)最為直接有效[7-8]，但其目前仍缺乏工程中的實(shí)際運(yùn)行經(jīng)驗(yàn)。方式2)最為經(jīng)濟(jì)，目前國(guó)內(nèi)已投運(yùn)的柔性直流輸電工程均采用該方法。然而，由于機(jī)械開關(guān)動(dòng)作速度慢，系統(tǒng)在直流故障下過電流嚴(yán)重，換流站需要采用具備較高通流能力的功率器件;此外，機(jī)械開關(guān)動(dòng)作慢將導(dǎo)致系統(tǒng)恢復(fù)時(shí)間長(zhǎng)，這也不利于交直流系統(tǒng)的暫態(tài)穩(wěn)定。方式3)實(shí)質(zhì)上是利用具有故障穿越能力的換流器替代直流斷路器，這類換流器包括基于全橋子模塊的模塊化多電平換流器(full bridge submodule based MMC，F(xiàn)-MMC)[9-10]、基于箝位雙子模塊的模塊化多電平換流器(clamped double submodule based MMC，C-MMC)[11-14]等。然而相比采用半橋子模塊的模塊化多電平換流器(half bridge submodule based MMC，H-MMC)，此類換流器需要采用更多的功率器件，因而具有更高的制造成本和運(yùn)行損耗，經(jīng)濟(jì)性相對(duì)較差[15]。
除以上3種直流故障處理方法，整流側(cè)采用LCC、逆變側(cè)采用MMC的混合拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)亦能夠有效處理直流故障，例如整流側(cè)采用LCC、逆變側(cè)采用F-MMC的LCC-F-MMC[16]、整流側(cè)采用LCC、逆變側(cè)采用C-MMC的LCC-C-MMC[6]和整流側(cè)采用LCC、逆變側(cè)采用H-MMC并在逆變側(cè)出口裝設(shè)二極管的LCC-Diode-MMC[17]。此類拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的主要缺點(diǎn)在于，由于逆變側(cè)MMC的直流電壓響應(yīng)速度慢，整流側(cè)交流故障下很可能導(dǎo)致直流電流斷流。此外，文獻(xiàn)[18]曾提出一種LCC和2電平電壓源型控制器(voltage sourced converter，VSC)串聯(lián)的混合拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，然而在該拓?fù)渲蠽SC主要被用于動(dòng)態(tài)濾波和無功補(bǔ)償。
為綜合LCC和MMC的優(yōu)勢(shì)，同時(shí)降低制造成本和運(yùn)行損耗，本文提出了一種適用于遠(yuǎn)距離大容量架空線路的LCC-MMC串聯(lián)混合型直流輸電系統(tǒng)。該系統(tǒng)換流站的正極和負(fù)極均由LCC和MMC串聯(lián)構(gòu)成，其中MMC采用半橋子模塊(half bridge submodule，HBSM)。該系統(tǒng)具有如下5個(gè)主要優(yōu)點(diǎn)：1)能夠獨(dú)立控制有功功率和無功功率，具有運(yùn)行靈活性;2)能夠依靠LCC的強(qiáng)制移相和MMC的閉鎖清除直流故障，系統(tǒng)自身具有直流故障穿越能力;3)逆變側(cè)由于LCC的存在直流電壓響應(yīng)迅速，整流側(cè)交流故障下不會(huì)發(fā)生斷流;4)逆變側(cè)由于MMC的存在即使發(fā)生換相失敗，系統(tǒng)仍能保持一定的功率輸送能力;5)MMC的容量問題可以通過換流器并聯(lián)加以解決，這與現(xiàn)有的制造能力相適應(yīng)。
本文提出了該串聯(lián)混合型直流輸電系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)和故障下運(yùn)行的控制方式，在PSCAD/EMTDC中搭建了所述系統(tǒng)并驗(yàn)證了其在交直流故障下控制策略的有效性。
1 串聯(lián)混合型直流輸電系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)
以單極系統(tǒng)為例，所述系統(tǒng)的基本拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1(a)所示。系統(tǒng)每一極均由12脈動(dòng)LCC和模塊化多電平換流閥組(bank of MMCs，MMCB)串聯(lián)構(gòu)成，其中MMCB為低端換流器組(直流側(cè)電壓較低)，LCC為高端換流器組(直流側(cè)電壓較高)。其中URL、URM和UR依次指整流側(cè)LCC、MMC和整體
(a) 系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)
(b) MMCB (c) MMC
(d) HBSM
圖1 系統(tǒng)基本結(jié)構(gòu)
Fig. 1 Basic structure of the system
的直流電壓，UIL、UIM 和UI依次指逆變側(cè)LCC、MMC和整體的直流電壓。
MMCB的結(jié)構(gòu)如圖1(b)所示，其由若干MMC并聯(lián)構(gòu)成，以便克服現(xiàn)階段MMC制造的容量限制。為限制故障下的浪涌電流，換流站每一極出口處均配置了平波電抗器。
如圖1(c)所示，MMC由6個(gè)橋臂構(gòu)成，每一橋臂由橋臂電感和N個(gè)子模塊(submodule module，SM)串聯(lián)組成，同一相的2個(gè)橋臂構(gòu)成一個(gè)相單元。子模塊采用HBSM，結(jié)構(gòu)如圖1(d)所示，其由2個(gè)絕緣柵雙極型晶體管(insulated gate bipolar transistor，IGBT)(T1、T2)、2個(gè)二極管(D1、D2)和1個(gè)子模塊電容(C0)構(gòu)成，USM和ISM分別指子模塊電壓和電流。通常，H-MMC難以通過換流器自身動(dòng)作處理直流故障，原因在于閉鎖后交流系統(tǒng)仍能通過反并聯(lián)二極管向故障點(diǎn)注入電流。本文所述的系統(tǒng)則可以通過LCC和MMC的協(xié)同控制處理直流故障，其原理將在第3節(jié)介紹。
2 系統(tǒng)建模與穩(wěn)態(tài)控制
本節(jié)將主要介紹LCC與MMC的基本控制。為方便表述，一些上下標(biāo)定義如下：M代表MMC、L代表LCC、R代表整流站、I代表逆變站和*代表指令值。
2.1 控制方式
穩(wěn)態(tài)下，系統(tǒng)有功類控制目標(biāo)如表1所示，其中整流側(cè)LCC控制直流電流，整流側(cè)MMC、逆變側(cè)LCC和MMC控制各自的直流電壓。之所以選擇上述目標(biāo)，是因?yàn)樵诠收舷略摽刂品绞阶顬橹苯樱瑥亩苊饬斯收舷孪到y(tǒng)控制方式的切換。
表1 穩(wěn)態(tài)下有功類控制目標(biāo)
Tab. 1 Control objectives of active power under steady state
控制目標(biāo)LCCMMC
整流側(cè)直流電流直流電壓
逆變側(cè)直流電壓直流電壓
MMC除進(jìn)行有功類控制以外，還可獨(dú)立進(jìn)行無功類控制，即選擇控制無功功率或交流母線電壓。一般而言，控制無功功率可以精確補(bǔ)償LCC吸收的無功，從而使換流站整體從交流系統(tǒng)吸收的無功功率為零;控制交流母線電壓則有利于系統(tǒng)從交流故障中恢復(fù)。
2.2 LCC建模與控制
如表1所示，整流側(cè)LCC和逆變側(cè)LCC分別控制直流電流和直流電壓，控制器框圖分別如
圖2(a)和圖2(b)所示，其中
、Idc和αR依次指直流電流指令值、實(shí)際值和整流側(cè)LCC的觸發(fā)角，
、UIL和αI依次指逆變側(cè)LCC直流電壓的指令
值、實(shí)際值和觸發(fā)角。
(a) 整流側(cè)LCC
(b) 逆變側(cè)LCC
圖2 LCC控制器框圖
Fig. 2 Block diagram of LCC controllers
整流側(cè)LCC的數(shù)學(xué)模型如下：
(1)
(2)
(3)
(4)
式中：ERL為閥側(cè)空載線電壓有效值;XRL為換相電抗;μR為換相角;φRL為功率因數(shù)角。
逆變側(cè)LCC的數(shù)學(xué)模型與之類似。
2.3 MMC建模與控制
MMC的單相等值電路如圖3所示，其中：usk為閥側(cè)等值相電壓;Ls和Rs分別為系統(tǒng)側(cè)等值電感和電阻;L0和R0分別為閥側(cè)等值電感和電阻;uk和ik (k = a, b, c)為MMC輸出相電壓和電流;upk和unk分別為級(jí)聯(lián)半橋子模塊輸出的上下橋臂電壓;Udc為直流電壓。
圖3 MMC單相等值電路
Fig. 3 Single-line equivalent circuit of MMC
MMC的動(dòng)態(tài)特性可由如下微分方程[19-20]描述：
(5)
(6)
(7)
設(shè)L = Ls + L0/2、R = Rs + R0/2，消去uk則MMC的動(dòng)態(tài)特性可進(jìn)一步表示為
(8)
(9)
式中udiffk、ucomk和icirk分別稱為差模電壓、共模電壓和環(huán)流，定義如下：
(10)
(11)
(12)
式(8)表征了MMC的外部特性，說明MMC的輸出電流可以通過調(diào)節(jié)差模電壓來控制;式(9)則實(shí)際表征了MMC的內(nèi)部特性，說明MMC的內(nèi)部環(huán)流可以通過調(diào)節(jié)共模電壓來抑制。對(duì)式(8)和式(9)分別進(jìn)行dq變換，結(jié)果如式(13)和式(14)所示。需要注意的是，內(nèi)部環(huán)流以2倍頻分量為主[21]。
(13)
(14)
基于式(13)設(shè)計(jì)的矢量電流控制器如圖4(a)所
(a) 矢量電流控制器
(b) 環(huán)流抑制控制器
圖4 MMC控制器
Fig. 4 MMC controllers
示。該控制器分為外環(huán)控制和內(nèi)環(huán)控制，其中外環(huán)
根據(jù)直流電壓偏差(
)和無功功率偏差(
)或交流母線電壓偏差(
)調(diào)節(jié)輸出電流的指令值(
和
)，內(nèi)環(huán)根據(jù)輸出電流的偏差(
和
)調(diào)節(jié)橋臂差模電壓指令值。
基于式(14)設(shè)計(jì)的環(huán)流抑制控制器如圖4(b)所示。為抑制內(nèi)部環(huán)流，內(nèi)部環(huán)流的指令值設(shè)置為零，最終輸出為橋臂共模電壓。
一個(gè)MMCB內(nèi)的若干MMC的控制方式相同，并且由于在制造過程中MMC的參數(shù)誤差可以被控制得較小，因此無需在MMCB內(nèi)部進(jìn)行電流均衡控制。
3 故障控制策略
本節(jié)針對(duì)整流側(cè)交流故障、逆變側(cè)交流故障和直流線路故障，分別提出了相應(yīng)的故障控制策略。
3.1 整流側(cè)交流故障控制策略
當(dāng)整流側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生故障后，由于LCC輸出的直流電壓直接依賴于網(wǎng)側(cè)交流電壓，整流側(cè)整體直流電壓跌落，進(jìn)而導(dǎo)致直流電流下降。在嚴(yán)重情況下，由于逆變側(cè)直流電壓響應(yīng)慢，可能導(dǎo)致電流斷流，引起較大的暫態(tài)過電壓。此外，故障期間功率跌落也將對(duì)送受端系統(tǒng)的穩(wěn)定性產(chǎn)生不利影響。因此，針對(duì)此類故障的控制策略需要在一定程度上維持直流電流和直流功率。
如圖2(a)所示的定直流電流控制器，對(duì)于整流側(cè)交流故障，具有一定的電流控制能力，但其可以調(diào)節(jié)的范圍較小。考慮到LCC和MMC的協(xié)同控制，本文提出了兩階段后備定電流控制。
(a) 基于整流側(cè)MMC的第1階段控制
(b) 基于逆變側(cè)LCC的第2階段控制
圖5 針對(duì)直流電流的兩階段后備控制
Fig. 5 Two-step standby control for dc current
圖5(a)中描述了第1階段的控制方式，它由整流側(cè)的MMCB來實(shí)現(xiàn)，其通過提升其輸出的直流電壓來維持整流側(cè)整體的直流電壓，圖中URMrated、
∆URM和
分別指代整流側(cè)MMC直流電壓額定
值、增加值和最終指令值。這一控制能夠更大程度上維持直流功率，且在遠(yuǎn)端交流故障發(fā)生時(shí)最為有效。該階段控制中，MMCB的直流電壓最大增量∆URM保守取為0.1 pu;觸發(fā)該控制的電流偏差∆Id1設(shè)置為目標(biāo)值的5%，避免與穩(wěn)態(tài)下的定直流電流控制器沖突。
第2階段的控制方式如圖5(b)所示，其通過減小逆變側(cè)LCC輸出的直流電壓來維持直流電流，
圖中UILrated、∆UIL和
分別指代逆變側(cè)LCC直流
電壓額定值、減少值和最終指令值。該控制方式與傳統(tǒng)直流輸電廣泛采用的后備定電流控制類似。
3.2 逆變側(cè)交流故障控制策略
當(dāng)逆變側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生故障后，逆變側(cè)LCC的直流電壓跌落，甚至可能因?yàn)閾Q相失敗而降為零。逆變側(cè)的直流電壓跌落會(huì)導(dǎo)致直流電流激增和直流功率的損失。
出現(xiàn)逆變側(cè)交流故障時(shí)，整流側(cè)和逆變側(cè)的LCC需要聯(lián)合動(dòng)作。由于圖2(a)所示的定直流電流控制，整流側(cè)LCC將增大觸發(fā)角以限制直流電流的增大;逆變側(cè)LCC需要從定直流電壓控制切換到定熄弧角控制，以降低暫態(tài)過程中換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)，切換過程如圖6所示，圖中UERR為逆變側(cè)LCC的直流電壓偏差，g、gmin和gERR分別為逆變側(cè)LCC關(guān)斷角、最小關(guān)斷角現(xiàn)值和關(guān)斷角偏差值。
圖6 針對(duì)逆變側(cè)LCC的帶有后備定熄弧角控制的
定直流電壓控制
Fig. 6 Constant DC voltage control scheme with standby constant extinction angle control for inverter LCC
3.3 直流線路故障下系統(tǒng)的故障穿越能力
當(dāng)直流線路發(fā)生故障后，故障點(diǎn)處的電壓幾乎跌落為零，這使得短路電流從整流側(cè)潰入故障點(diǎn);由于LCC的單向?qū)ㄐ裕孀儌?cè)不會(huì)向故障點(diǎn)提供短路電流。
一種限制整流側(cè)短路電流的可行方案是利用整流側(cè)LCC和MMC的協(xié)同控制，即LCC采用強(qiáng)制移相，同時(shí)MMC閉鎖。通過估算MMC在閉鎖狀態(tài)下輸出的直流電壓，可以從理論上證明該方案的有效性。
當(dāng)MMC處于閉鎖狀態(tài)，由許多子模塊串聯(lián)起來的整個(gè)橋臂的電氣特性，和一個(gè)子模塊的電氣特性相似。圖7是單個(gè)子模塊處于閉鎖狀態(tài)下的等效電路，其中USM和iSM分別為閉鎖狀態(tài)下子模塊電壓和電流;圖8是整個(gè)MMC閉鎖時(shí)的等效電路。注意，圖中所標(biāo)注的電流正方向與圖3是相反的，為方便推導(dǎo)，圖7中將電流從N經(jīng)過D2流向P稱為電流的正向通道，將電流從P經(jīng)過D1和C0流向N稱為電流的反向通道。
圖7 閉鎖時(shí)單個(gè)子模塊等效電路
Fig. 7 Equivalent circuit of a sub-module
under blocking state
圖8 MMC處于閉鎖狀態(tài)下的等效電路
Fig. 8 Equivalent circuit of a MMC under blocking state
首先證明橋臂電流在MMC閉鎖狀態(tài)下不能通過反向通道持續(xù)流通，即證明橋臂N個(gè)子模塊電容的等效電壓(NUC0)遠(yuǎn)大于閥側(cè)空載線電勢(shì)的幅值
(
E)。假設(shè)某一時(shí)刻圖8中上橋臂a相電流為正，
c相電流為負(fù)，即ipa流過正向通道，ipc流過反向通道。此時(shí)，在圖8中構(gòu)成o¢apco¢回路。根據(jù)參考文獻(xiàn)[22]，閥側(cè)空載線電勢(shì)可通過式(15)估算：
(15)
則a、c兩點(diǎn)間的電位差：
(16)
由式(16)可知，由于eac
可以進(jìn)一步證明，在短路電流上升的階段，MMC輸出的直流電壓始終小于閥側(cè)空載線電勢(shì)的
幅值，即didc/dt>0時(shí)，udc<
E。
假設(shè)某一時(shí)刻，短路電流經(jīng)過橋臂pa和nc，則有下式：
(17)
(18)
(19)
如果下一個(gè)時(shí)刻，短路電流開始從橋臂pa向pb換相，則點(diǎn)p的電位為
(20)
而點(diǎn)n的電位還是由式(18)計(jì)算，則有：
(21)
通過式(21)證明的結(jié)論，不難推斷出：如果通過強(qiáng)制移相使得整流側(cè)LCC輸出的直流電壓絕對(duì)值大于MMC閥側(cè)空載線電勢(shì)的幅值，短路電流將被有效抑制。
整流側(cè)LCC在穩(wěn)態(tài)下的觸發(fā)角通常為15°，則穩(wěn)態(tài)下LCC和MMC輸出直流電壓應(yīng)滿足的最小比值為
(22)
式中αFR為L(zhǎng)CC強(qiáng)制移相后的觸發(fā)角，這個(gè)值需要根據(jù)工程實(shí)際來設(shè)置。
4 仿真驗(yàn)證
4.1 算例介紹
本文針對(duì)圖1(a)的拓?fù)洌?yàn)證了其整流側(cè)交流故障、逆變側(cè)交流故障和直流線路故障3種情況下的故障穿越能力。4個(gè)換流器穩(wěn)態(tài)下有功類控制目標(biāo)見2.1節(jié)中表1，并且2個(gè)MMC還同時(shí)控制相應(yīng)的交流母線電壓。測(cè)試系統(tǒng)的參數(shù)見表2。
表2 系統(tǒng)參數(shù)
Tab. 2 System parameters
參 數(shù)取 值
類別項(xiàng)目整流側(cè)逆變側(cè)
基本
參數(shù)額定容量/MW32003200
額定直流電壓/kV800760
額定直流電流/kA44
LCC直流電壓/kV400380
MMC直流電壓/kV400380
交流系統(tǒng)電壓有效值/kV500500
短路比55
X/R88
參 數(shù)取 值
類別項(xiàng)目整流側(cè)逆變側(cè)
MMC
參數(shù)一個(gè)MMCB中MMC個(gè)數(shù)44
平波電抗器/H0.30.3
橋臂HBSM的個(gè)數(shù)5050
HBSM中的電容/mF16651665
橋臂電抗/H0.0550.055
參 數(shù)取 值
類別項(xiàng)目
變壓器
參數(shù)LCC聯(lián)結(jié)變壓器
(整流側(cè)和逆變側(cè)相同)序號(hào)12
繞組類型Y0/∆Y0/Y
變比/(kV/ kV)500/165500/165
容量/MVA10001000
漏抗/pu0.100.10
MMC聯(lián)結(jié)變壓器
(整流側(cè)和逆變側(cè)相同)繞組類型Y0/∆
變比/(kV/ kV)500/200
容量/MVA480
漏抗/pu0.10
參 數(shù)取 值
類別項(xiàng)目
直流
線路參數(shù)線路長(zhǎng)度/km1000
電阻/Ω10
4.2 整流側(cè)交流故障測(cè)試
對(duì)整流側(cè)交流系統(tǒng)施加3種不同嚴(yán)重程度的交流故障：1)a相遠(yuǎn)端故障，相電壓跌落到額定值的50%，記為故障A;2)a相近端故障，相電壓跌落到零，記為故障B;3)三相近端故障，線電壓跌落到額定值的30%，記為故障C。故障在系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行至1.5 s時(shí)施加，持續(xù)0.1 s后清除。整流側(cè)交流故障的仿真結(jié)果如圖9所示。
由圖9可以看出，在3種設(shè)計(jì)的故障中，故障C最為嚴(yán)重。在故障C的過程中，直流電流最低跌落到0.5 pu，直流電流斷流的風(fēng)險(xiǎn)被消除;直流功率保持在0.3 pu以上，說明系統(tǒng)還具有一定的功率輸送能力。故障清除后，系統(tǒng)可以快速地恢復(fù)到穩(wěn)態(tài)。相比于故障C，故障A和B都不會(huì)對(duì)系統(tǒng)產(chǎn)生太大的影響。
4.3 逆變側(cè)交流故障測(cè)試
對(duì)逆變側(cè)交流系統(tǒng)施加3種不同嚴(yán)重程度的交流故障：1)a相遠(yuǎn)端故障，相電壓跌落到額定值的
(a) 故障A下的暫態(tài)特性
(b) 故障B下的暫態(tài)特性
(c) 故障C下的暫態(tài)特性
圖9 整流側(cè)交流故障的仿真結(jié)果
Fig. 9 Simulation results of ac faults at rectifier side
50%，記為故障D;2)a相近端故障，相電壓跌落到零，記為故障E;3)三相近端故障，相電壓跌落到額定值的30%，記為故障F。故障在系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行至1.5 s時(shí)施加，持續(xù)0.1 s后清除。逆變側(cè)交流故障的仿真結(jié)果如圖10所示。
從圖中可以看出，在3種設(shè)計(jì)的故障中，故障F最為嚴(yán)重。在故障F的過程中，雖然逆變側(cè)交流電壓大幅跌落，但因?yàn)槟孀儌?cè)LCC切換到定熄弧角控制，并未出現(xiàn)連續(xù)換相失敗。由于逆變側(cè)MMC輸入和輸出的功率不平衡，富余的能量?jī)?chǔ)存在子模塊電容里，導(dǎo)致MMC輸出的直流電壓抬升，因此需要配置避雷器，防止子模塊過電壓損壞。由于采
(a) 故障D下的暫態(tài)特性
(b) 故障E下的暫態(tài)特性
(c) 故障F下的暫態(tài)特性
圖10 逆變側(cè)交流故障的仿真結(jié)果
Fig. 10 Simulation results of ac faults at inverter side
用了定電流控制，直流電流被限制在1.0 pu附近振蕩。故障期間，直流功率跌落至0.4 pu，故障清除后的一小段時(shí)間內(nèi)，直流功率會(huì)短時(shí)跌落，之后很快恢復(fù)。
對(duì)于故障E，由于逆變器交流母線電壓跌落到幾乎為零，必然發(fā)生連續(xù)換相失敗。但這種情況下的暫態(tài)過程中，直流功率仍然可保持在0.5 pu以上，并且故障清除后系統(tǒng)能夠迅速恢復(fù)。相比而言，故障D的影響較小，不再贅述。
4.4 直流線路故障測(cè)試
本節(jié)中，1.5 s時(shí)在直流線路的中點(diǎn)處施加單極短路故障，故障電阻0.1 Ω。根據(jù)3.3節(jié)中的相關(guān)結(jié)論，系統(tǒng)采用如下控制策略。
首先是檢測(cè)故障。參考MMC常見的保護(hù)設(shè)置，取直流電流的檢測(cè)閾值為1.5 pu。
系統(tǒng)完成故障檢測(cè)后，對(duì)整流側(cè)和逆變側(cè)的MMC都進(jìn)行閉鎖，對(duì)整流側(cè)LCC強(qiáng)制移相。由于在短路電流過大時(shí)，換相過程較長(zhǎng)，采用較大的觸發(fā)角，容易引發(fā)換相失敗，因此將αR先設(shè)置為135°，等短路電流降低到1.0 pu以下，再設(shè)置為150°。另外在從發(fā)生故障到系統(tǒng)恢復(fù)的暫態(tài)過程中，αI始終設(shè)置為90°。
待故障電流清除后，繼續(xù)保持上述的控制動(dòng)作0.2 s，以完成故障點(diǎn)的去游離過程。
待絕緣恢復(fù)和去游離過程完成后，系統(tǒng)重新啟動(dòng)，整流側(cè)和逆變側(cè)的MMC同時(shí)解鎖，然后設(shè)置αR從45°線性減小到15°，αI從120°線性增大到150°。整個(gè)啟動(dòng)過程耗時(shí)0.2 s，啟動(dòng)完成后，切換到穩(wěn)態(tài)下的控制方式。
仿真結(jié)果如圖11所示，可以看出所提出的控制策略對(duì)于直流線路故障具有清除能力。在故障回路中，由LCC強(qiáng)制移相產(chǎn)生的負(fù)電壓可以抵消MMC在閉鎖狀態(tài)下輸出的正電壓，使得短路電流在70 ms內(nèi)被清除。系統(tǒng)從發(fā)生故障到重新啟動(dòng)至穩(wěn)態(tài)，歷時(shí)0.5 s，這是一個(gè)可以接受的時(shí)間范圍。
圖11 直流線路故障仿真結(jié)果
Fig. 11 Simulation results of DC line fault
5 結(jié)論
本文提出了一種適用于遠(yuǎn)距離大容量架空線路的LCC-MMC串聯(lián)混合型拓?fù)洹＿@種拓?fù)湫问娇梢造`活地控制有功功率和無功功率。通過時(shí)域仿真驗(yàn)證了穩(wěn)態(tài)下和故障期間控制策略的有效性，說明系統(tǒng)對(duì)于交流故障和直流故障都具有穿越能力。具體來說：1)整流側(cè)交流故障下，系統(tǒng)不會(huì)出現(xiàn)斷流;2)逆變側(cè)交流故障下，即使發(fā)生換相失敗，也能送出部分直流功率;3)直流線路故障的短路電流，可以通過控制換流器本身的動(dòng)作來清除，而不需要附加其他設(shè)備。
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