再啟動(dòng)控制對直流送端系統(tǒng)沖擊影響及抑制措施

藺若琦,鄭超,楊明玉,齊軍,李惠玲,楊志國

（1.華北電力大學(xué)電氣與電子工程學(xué)院，河北保定 071003；2.中國電力科學(xué)研究院有限公司，北京 100192；3.內(nèi)蒙古電力（集團(tuán)）有限責(zé)任公司，內(nèi)蒙古呼和浩特 010010）

0 引言

我國的能源資源與負(fù)荷中心呈逆向分布[1]。在能源轉(zhuǎn)型、節(jié)能減排戰(zhàn)略的推動(dòng)下，風(fēng)電、光伏等可再生能源匯集后經(jīng)特高壓直流外送，已成為我國交直流混聯(lián)電網(wǎng)的典型場景[2]～[6]。

由于特高壓直流輸電系統(tǒng)的核心部件換流器是由半控型晶閘管構(gòu)成，當(dāng)交流電網(wǎng)或直流系統(tǒng)出現(xiàn)故障或擾動(dòng)時(shí)，換流器和交流電網(wǎng)交換的有功和無功功率均會(huì)出現(xiàn)大幅波動(dòng)，進(jìn)而影響近區(qū)的風(fēng)電、光伏等發(fā)電基地的并網(wǎng)安全[7]，[8]。針對直流閉鎖故障，文獻(xiàn)[9]研究了直流閉鎖導(dǎo)致送端風(fēng)電場承受暫態(tài)過電壓沖擊的問題，提出了風(fēng)電場高電壓穿越HVRT協(xié)同控制策略。文獻(xiàn)[10]研究了直流閉鎖引起的過電壓對永磁直驅(qū)風(fēng)機(jī)的影響及機(jī)組的功率可控域。針對直流換相失敗故障，文獻(xiàn)[11]結(jié)合換相失敗故障過程中得到的送端電網(wǎng)電壓波形，分析了風(fēng)電系統(tǒng)控制參數(shù)對無功輸出特性的影響規(guī)律。文獻(xiàn)[12]研究了直流系統(tǒng)將逆變側(cè)擾動(dòng)傳播至整流側(cè)的機(jī)制，提出了強(qiáng)化電網(wǎng)結(jié)構(gòu)及優(yōu)化網(wǎng)源穩(wěn)態(tài)無功配置等措施，用以緩解送端系統(tǒng)在換相失敗后所受的沖擊。

在特高壓直流輸電系統(tǒng)中，直流線路發(fā)生故障的概率較高，因此，直流再啟動(dòng)功能（DC-line Fault Recovery Sequences，DFRS）被廣泛應(yīng)用。但在實(shí)際運(yùn)行中，直流系統(tǒng)故障及再啟動(dòng)過程將導(dǎo)致直流有功功率快速大幅變化，并因此造成換流站無功功率發(fā)生顯著波動(dòng)，進(jìn)而使送受端交流電網(wǎng)受到?jīng)_擊。文獻(xiàn)[13]研究了再啟動(dòng)方案對弱受端交流電網(wǎng)頻率的影響，制定了再啟動(dòng)與第二、三道防線協(xié)調(diào)配合的原則。文獻(xiàn)[14]為降低有功轉(zhuǎn)移沖擊，提出了針對再啟動(dòng)功能的優(yōu)化策略。文獻(xiàn)[15]針對再啟動(dòng)過程引發(fā)非故障極換相失敗的問題，從一次參數(shù)優(yōu)化和二次策略改進(jìn)兩個(gè)方面提出了抵御換相失敗的措施。在可再生能源大規(guī)模并網(wǎng)后經(jīng)特高壓直流外送的場景中，直流故障及再啟動(dòng)過程引發(fā)的換流站無功波動(dòng)會(huì)導(dǎo)致送端電壓大幅變化，進(jìn)而威脅新能源電源的并網(wǎng)安全以及送端電網(wǎng)的穩(wěn)定運(yùn)行，但目前相關(guān)研究仍鮮有涉及。

本文介紹了直流控制系統(tǒng)仿真模型以及對于直流再啟動(dòng)功能模擬的方法，基于PSD-BPA中面向?qū)嶋H工程開發(fā)的特高壓直流系統(tǒng)機(jī)電暫態(tài)仿真模型，通過時(shí)域仿真研究了再啟動(dòng)造成送端電網(wǎng)電壓波動(dòng)的機(jī)理，以及電網(wǎng)強(qiáng)度、再啟動(dòng)初始觸發(fā)角對波動(dòng)幅度的影響。在此基礎(chǔ)上，針對再啟動(dòng)可能導(dǎo)致整流側(cè)近區(qū)風(fēng)機(jī)低電壓穿越連鎖反應(yīng)進(jìn)而威脅送端電網(wǎng)運(yùn)行安全的問題，提出了相應(yīng)的優(yōu)化應(yīng)對措施。最后，基于甘肅酒泉千萬千瓦級風(fēng)電基地經(jīng)祁韶特高壓直流系統(tǒng)電能外送的實(shí)際新能源并網(wǎng)系統(tǒng)，對再啟動(dòng)過程進(jìn)行仿真，驗(yàn)證了所提出應(yīng)對措施的有效性。

1 高壓直流輸電系統(tǒng)及再啟動(dòng)仿真模型

1.1 高壓直流輸電系統(tǒng)及其主要電氣量

特高壓直流輸電系統(tǒng)如圖1所示。

圖1 高壓直流輸電系統(tǒng)及其主要電氣量Fig.1 HVDC power transmission system and its main electrical quantities

圖中：Xrc，Tr分別為換流變壓器的漏抗和變比；Urc為整流站換流母線電壓；Prd為直流有功功率；Qrc，Qrf，Qrs分別為整流器無功需求、濾波器無功輸出和整流站與交流電網(wǎng)交換的無功；urd，uid分別為整流側(cè)和逆變側(cè)的直流電壓；id，rd分別為直流電流和電阻；Ert，Xrt分別為送端交流電網(wǎng)戴維南等值內(nèi)電勢和電抗。

本文利用換流器準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)方程模擬交直流系統(tǒng)的相互作用，其表達(dá)式為

式中：αr為整流器觸發(fā)滯后角；φr為功率因數(shù)角。

1.2 高壓直流輸電系統(tǒng)仿真模型

為準(zhǔn)確復(fù)現(xiàn)直流線路故障及再啟動(dòng)過程，并使特性分析具有一定的普適性，本文仿真采用的直流輸電控制系統(tǒng)模型如圖2所示[16]，[17]。圖中：Pdref，idref分別為有功功率和直流電流的參考值；iδ為電流裕度。

圖2 基于實(shí)際工程的直流輸電控制系統(tǒng)模型Fig.2 Model of HVDC control system based on practical project

直流電流控制模型如圖3所示。

圖3 直流電流控制模型Fig.3 DC current control model

圖中：Δid為直流電流與電流參考值之間的偏差；αP，αI分別為PI調(diào)節(jié)器中比例環(huán)節(jié)與積分環(huán)節(jié)的輸出角；α，α-1分別為電流控制模塊本計(jì)算時(shí)步和上一計(jì)算時(shí)步輸出的觸發(fā)角；Ga為電流控制增益系數(shù)；Ki，Ti分別為PI調(diào)節(jié)器的比例增益和積分時(shí)間常數(shù)。

1.3 直流再啟動(dòng)過程及其仿真模擬

依據(jù)《國家電網(wǎng)安全穩(wěn)定計(jì)算技術(shù)規(guī)范》，直流單極2次再啟動(dòng)應(yīng)不采取閉鎖直流、切負(fù)荷、切機(jī)等穩(wěn)定控制措施，因此，特高壓直流2次再啟動(dòng)過程中交直流系統(tǒng)相互影響的情況及運(yùn)行穩(wěn)定性，已成為交直流混聯(lián)電網(wǎng)穩(wěn)定分析與控制的重要校核內(nèi)容。本文使用PSD-BPA軟件對特高壓直流2次再啟動(dòng)進(jìn)行模擬，仿真計(jì)算的主要過程如圖4所示[18]。

圖4 再啟動(dòng)過程的仿真模擬Fig.4 Simulation of DC-line fault recovery sequences

由圖4可知，tf時(shí)刻直流線路發(fā)生短路故障，整流器觸發(fā)滯后角α增至大于90°的再啟動(dòng)移相角αf，并持續(xù)ΔT1時(shí)間，直流電壓與電流受控減小以便進(jìn)行線路去游離，進(jìn)而完成對于短路故障的清除。tr1時(shí)刻系統(tǒng)進(jìn)行第1次再啟動(dòng)，α由αf下調(diào)至再啟動(dòng)初始角，整流器進(jìn)入定功率控制模式，直流系統(tǒng)準(zhǔn)備重新投入運(yùn)行；由于仿真程序設(shè)定，短路故障此時(shí)未被清除，因此再啟動(dòng)無法成功，α持續(xù)ΔT2時(shí)間后由α0再次增至αf進(jìn)行線路去游離，為使第2次再啟動(dòng)成功幾率增大，此次去游離的時(shí)間ΔT3要大于ΔT1。tfc時(shí)刻直流線路故障清除，系統(tǒng)控制α維持在αf的狀態(tài)并持續(xù)ΔT3時(shí)間后，于tr2時(shí)刻進(jìn)行第2次再啟動(dòng)過程，此次直流啟動(dòng)成功進(jìn)行，直流功率經(jīng)過ΔT4時(shí)間后爬升并恢復(fù)至原送電功率Pd。

2 再啟動(dòng)對送端電網(wǎng)的沖擊性影響

由式（1）～（5）和圖4可以看出，大擾動(dòng)沖擊下的直流響應(yīng)具有強(qiáng)非線性特征。為分析直流線路故障及再啟動(dòng)過程對送端交流電網(wǎng)的影響，利用PSD-BPA軟件構(gòu)建如圖1所示的雙端直流受擾特性仿真測試系統(tǒng)。特高壓直流額定電壓、電流和功率分別為±800 kV，5 kA和8 000 MW；Xrt取值為0.002 8 p.u.，對應(yīng)的直流短路比（Short Circuit Ratio，SCR）為4.0。整流器和逆變器分別采用定功率和定熄弧角的控制方式。此外，仿真結(jié)果中直流電壓與電流的基準(zhǔn)值分別對應(yīng)其額定值，功率的基準(zhǔn)值取100 MV·A。

仿真中，tf=0.1 s時(shí)刻直流線路發(fā)生短路故障，故障過程持續(xù)0.6 s，故障發(fā)生后α增至αf=164 °，送端直流電壓受控降至0，相應(yīng)的直流電流亦隨之下降至0，系統(tǒng)進(jìn)行持續(xù)0.15 s的第1次線路去游離，并于tr1=0.25 s時(shí)刻執(zhí)行第1次再啟動(dòng)，初始觸發(fā)角α0設(shè)置為15 °，期間直流電壓作用于短路故障仍然存在的直流線路將使直流電流瞬間大幅提升，產(chǎn)生了較大的功率沖擊；持續(xù)ΔT2=0.15 s后，系統(tǒng)檢測到再啟動(dòng)未能成功，遂將α上調(diào)至164 °并再次進(jìn)行故障線路去游離；經(jīng)ΔT3=0.55 s后，于tr2=0.95 s時(shí)刻執(zhí)行第2次再啟動(dòng)，由于線路故障于tf=0.7 s時(shí)刻已被清除，直流系統(tǒng)成功啟動(dòng)；經(jīng)ΔT4=0.05 s后直流功率快速爬升并恢復(fù)至故障前水平。對應(yīng)上述直流故障及再啟動(dòng)過程，整流器觸發(fā)滯后角及直流電壓和電流的暫態(tài)響應(yīng)如圖5所示。

圖5 再啟動(dòng)過程中故障極直流電氣量暫態(tài)響應(yīng)Fig.5 Transient response of DC electrical quantity of the faulted pole during DFRS faulted pole during DFRS

整流站交流側(cè)有功、無功功率以及換流站母線電壓的暫態(tài)響應(yīng)過程如圖6所示。

圖6 再啟動(dòng)過程中交流電氣量暫態(tài)響應(yīng)Fig.6 Transient response of AC electrical quantity during DFRS

由圖6可知，由于故障尚未清除，第1次再啟動(dòng)過程中直流電流快速增長并超過穩(wěn)態(tài)值，使得整流器的無功需求大幅增加，因此整流站從交流電網(wǎng)吸收大量的無功功率，導(dǎo)致?lián)Q流站母線電壓顯著下降，并可能跌落至0.9 p.u.以下。所以對于送端整流站近區(qū)連接有大規(guī)模風(fēng)電基地的特高壓直流輸電系統(tǒng)，直流再啟動(dòng)失敗可能引發(fā)風(fēng)機(jī)進(jìn)入低電壓穿越（Low Voltage Ride Through，LVRT）的連鎖反應(yīng)[19]～[21]，使風(fēng)機(jī)的有功輸出下降，最終導(dǎo)致系統(tǒng)有功功率大幅波動(dòng)進(jìn)而威脅電網(wǎng)的安全穩(wěn)定運(yùn)行。為此，需要采取相應(yīng)的優(yōu)化措施抑制直流再啟動(dòng)失敗對于換流站母線電壓產(chǎn)生的不良影響。

3 相關(guān)因素對再啟動(dòng)過程沖擊幅度的影響

3.1 送端電網(wǎng)強(qiáng)度的影響

直流短路比是衡量交流電網(wǎng)強(qiáng)度的定量指標(biāo)，通常其數(shù)值越大則交流電網(wǎng)強(qiáng)度越高，直流擾動(dòng)沖擊下交流系統(tǒng)電壓的波動(dòng)幅度越小，反之電壓波動(dòng)幅度越大。仿真中通過調(diào)整圖1中的電抗Xrt來改變交流電網(wǎng)強(qiáng)度，并設(shè)置了SCR分別為3.0，4.0和5.03種不同情況，直流線路故障及再啟動(dòng)過程的直流電流、整流器自交流電網(wǎng)吸收的無功功率及換流站母線電壓變化量Δidc，ΔQrs和ΔUrc的暫態(tài)變化過程如圖7所示。

圖7 送端電網(wǎng)強(qiáng)度對沖擊幅度的影響Fig.7 Influence of SCR on impact amplitude

由圖7可以看出，雖然不同SCR的設(shè)置對Δidc無明顯影響，但增大SCR可限制直流線路故障瞬間交直流系統(tǒng)的相互作用。首先整流站自交流電網(wǎng)吸收的無功功率略微減少，同時(shí)結(jié)合上文所述，隨著SCR的增大換流站母線電壓Urc的波動(dòng)幅度會(huì)有所降低；其次由故障引起的過電壓沖擊被有效緩解，但這一措施在緩解由再啟動(dòng)失敗引起的線路低電壓情況時(shí)則效果有限。

3.2 再啟動(dòng)控制參數(shù)的影響

改變直流再啟動(dòng)過程中整流器的初始觸發(fā)角α0，將影響再啟動(dòng)過程中直流電壓，仿真結(jié)果如圖8所示。

圖8 再啟動(dòng)初始觸發(fā)角對沖擊的影響Fig.8 Influence ofα0 on impact amplitude

由圖8可見，不同電壓作用于故障尚未消除的直流線路時(shí)直流電流的變化程度會(huì)有所不同，產(chǎn)生不同大小的Δidc，受此影響ΔQrs也會(huì)出現(xiàn)差異，在電網(wǎng)強(qiáng)度相同的情況下，換流站母線電壓的變化幅度ΔUrc亦會(huì)隨之變化。對應(yīng)SCR為3.0，4.0和5.0的3種情況，α0由15°遞增至60°，不同情況下的ΔUrc如圖9所示。可以看出，α0與ΔUrc之間具有近線性關(guān)系，通過增大α0可限制ΔUrc的大小，即可有效抑制電壓跌落。

圖9 再啟動(dòng)控制參數(shù)對沖擊幅度的影響Fig.9 Influence of DFRS's control parameters on impact amplitude

3.3 電流控制增益系數(shù)的影響

圖3中電流控制模型中的增益系數(shù)Ga，其取值直接影響直流電流的動(dòng)態(tài)過渡過程，并進(jìn)而影響ΔQrs和ΔUrc。對應(yīng)Ga取值15，30，45和60的不同情況，在直流線路故障及再啟動(dòng)過程中Δidc，ΔQrs和ΔUrc的變化如圖10所示。可以看出，增大Ga可抑制Δidc的增長，但其抑制效果隨著Ga的逐步增大而減弱。

圖10 電流控制增益系數(shù)對沖擊幅度的影響Fig.10 Influence of Ga on impact amplitude

鑒于電流控制的增益系數(shù)Ga是直流控制系統(tǒng)中的重要參數(shù)，其取值調(diào)整將會(huì)影響諸如緊急功率控制響應(yīng)特性、換相失敗恢復(fù)性能以及交直流混聯(lián)電網(wǎng)穩(wěn)定性等多個(gè)方面，因此綜合上述對不同影響因素的分析，對于既定的交直流混聯(lián)電網(wǎng)，為抑制再啟動(dòng)失敗所引起的換流站母線電壓降低的情況，宜采取優(yōu)化調(diào)增再啟動(dòng)初始觸發(fā)角參數(shù)的措施。

4 大規(guī)模風(fēng)電匯集直流外送系統(tǒng)控制優(yōu)化

4.1 風(fēng)電匯集經(jīng)祁韶直流外送系統(tǒng)

祁韶特高壓直流主要承擔(dān)酒泉地區(qū)風(fēng)電消納任務(wù)，其結(jié)構(gòu)如圖11所示。

圖11 祁韶特高壓直流送端風(fēng)電大規(guī)模并網(wǎng)系統(tǒng)Fig.11 Large-scale wind power grid-connected system at Qishao UHVDC rectifier side

由圖11可知，祁韶特高壓直流配套的常規(guī)火電機(jī)組裝機(jī)容量相對較小，整流站近區(qū)交流電網(wǎng)的動(dòng)態(tài)電壓支撐能力偏弱；此外，由于整流站接入的橋?yàn)畴娬疚挥诙鼗?橋?yàn)?酒泉-河西-武勝750 kV長鏈型通道，這使得整流側(cè)電網(wǎng)短路容量較小且短路比偏低。

為保障在交流短路沖擊下風(fēng)機(jī)的連續(xù)并網(wǎng)，酒泉地區(qū)風(fēng)機(jī)均配置有低壓穿越（LVRT）功能，當(dāng)風(fēng)機(jī)出口電壓低于0.9 p.u.時(shí)，會(huì)觸發(fā)LVRT從而導(dǎo)致其有功輸出大幅降低。因此，祁韶直流線路故障再啟動(dòng)過程可能引起的交流電網(wǎng)低電壓沖擊，存在觸發(fā)大規(guī)模風(fēng)電機(jī)組進(jìn)入LVRT控制從而導(dǎo)致電網(wǎng)有功潮流大幅波動(dòng)進(jìn)而威脅電網(wǎng)運(yùn)行安全的風(fēng)險(xiǎn)。

4.2 直流再啟動(dòng)過程對風(fēng)電并網(wǎng)的威脅及優(yōu)化措施的效果

祁韶直流雙極運(yùn)行時(shí)的功率為5 500 MW，直流線路故障及2次再啟動(dòng)過程所涉及的參數(shù)與前文相同，初始觸發(fā)角α0取值為15°和優(yōu)化調(diào)整至60°種情況，故障及再啟動(dòng)過程中直流電流、換流站母線電壓以及匯入近區(qū)750 kV橋?yàn)畴娬镜臉虬孙L(fēng)電場中單臺(tái)雙饋風(fēng)機(jī)有功功率的暫態(tài)響應(yīng)如圖12所示。

圖12 有無參數(shù)優(yōu)化條件下祁韶直流再啟動(dòng)對系統(tǒng)影響Fig.12 Influence of Qishao DC-line fault recovery sequences on system with or without parameter optimization

由圖12可以看出，α0取值為15°時(shí)，第1次再啟動(dòng)將使祁韶直流整流側(cè)換流母線電壓跌落至0.82 p.u.，橋八風(fēng)電場雙饋風(fēng)機(jī)出口電壓跌落至0.88 p.u.，風(fēng)機(jī)因進(jìn)入LVRT而使得有功功率快速跌落并經(jīng)過約1 s的爬坡過程才能恢復(fù)至初始功率。將α0取值優(yōu)化調(diào)整至60°，整流側(cè)換流母線電壓和風(fēng)機(jī)出口電壓均能提升至0.9 p.u.以上，不會(huì)觸發(fā)風(fēng)機(jī)進(jìn)入LVRT控制過程，有效緩解了祁韶直流再啟動(dòng)過程引發(fā)的風(fēng)機(jī)連鎖反應(yīng)對系統(tǒng)的沖擊。

5 結(jié)論

對于直流2次及多次再啟動(dòng)，直流線路短路故障尚未清除時(shí)，進(jìn)行的再啟動(dòng)過程會(huì)使直流電流快速大幅提升，受此影響，整流站將從交流電網(wǎng)吸收大量無功使送端電網(wǎng)出現(xiàn)低電壓。對于風(fēng)電大規(guī)模并網(wǎng)的送端系統(tǒng)，再啟動(dòng)失敗引起的換流站母線低電壓會(huì)觸發(fā)風(fēng)電機(jī)組的低電壓穿越控制，導(dǎo)致規(guī)模化風(fēng)電場的有功出力顯著下降，擴(kuò)大了直流擾動(dòng)對電力系統(tǒng)的沖擊影響。增大再啟動(dòng)過程的初始觸發(fā)角，可抑制直流線路故障未清除期間進(jìn)行再啟動(dòng)過程所產(chǎn)生的直流電流沖擊，減小換流站母線電壓的下降幅度，有效緩解換流站近區(qū)風(fēng)機(jī)因進(jìn)入低電壓穿越導(dǎo)致有功出力不足對系統(tǒng)安全運(yùn)行造成的沖擊。