混合三端直流輸電系統受端交流故障穿越協調控制策略

王成磊，濮永現，黃力文，唐 嵐，陳有為，胡紅文，魏可佳

（1.昆明理工大學 電力工程學院，云南 昆明 650051；2.中國電建集團 昆明勘測設計研究院有限公司，云南 昆明 650051；3.云南電網責任有限公司 曲靖供電局，云南 曲靖 655100）

0 引言

以晶閘管為核心換流器（Line commutated converter，LCC）的傳統高壓直流輸電系統（High voltage direct current transmission system，HVDC）被廣泛運用于“西電東送”等能源工程。在運行過程中，若逆變站交流母線電壓跌落10%以上，則極易引起LCC-HVDC換相失敗，進而導致系統功率傳輸中斷[1]。基于電壓源換流器（Voltage source converter，VSC）的柔性直流輸電VSC-HVDC為主動換流技術。應用該技術可以實現即使受端發生嚴重交流故障，在輸出電流容量范圍內，只要換流站交流側電壓不降低為0，則系統仍能維持一定的功率傳輸[2,3]。

將傳統直流輸電受端LCC更換為模塊化多電平電壓源換流器（Modular multilevel converter，MMC）的LCC-MMC型混合直流輸電技術，兼具兩種換流方式的優勢，已成功運用于烏東德混合三端特高壓直流輸電工程及白鶴灘受端混聯型輸電工程[4,5]。

當LCC-MMC混合多端直流輸電系統受端發生交流故障時，故障換流站有功送出能力跟隨交流電壓跌落，幅度近似等比例降低，且有功送出上限值取決于輸出電流的限幅設定值。由于站間通信時滯等原因，送端電網短時間內仍維持原電流定值，從而將穩態額定有功全部送入直流系統，進而造成送受端功率盈余。該盈余功率無法流入交流電網，只能構成對MMC橋臂子模塊電容的充電；由于柔直系統具有低慣量特性，所以站間直流電壓在幾十毫秒內迅速上升至直流電壓保護定值[6,7]。最終，換流站過壓閉鎖等衍生故障[8,9]發生，嚴重影響輸電系統的安全穩定運行。

為此，當受端交流故障時，快速消除及轉移送受端換流站間的盈余功率是抑制直流過電壓及維持輸電能量平衡的首要目標。對此，現有研究主要集中于兩方面：

一方面，在不影響送端交流系統正常出力及運行的情況下，為暫態過剩的能量提供一條新的泄能支路，即在輸電系統交流或直流側配置由大功率電力電子開關器件和耗散電阻構成的消能裝置。該方案已運用到海上風電工程。文獻[10-13]給出的方案是，分別在柔性直流輸電系統的送受端裝設由耗能電阻構成的交直流消能裝置，實現系統盈余功率的較精準消納。但是，由于消能裝置配置量與柔直電網輸送總容量的比值大致為1:1[9]，故其工程成本、占地面積、散熱問題、能量浪費等問題較為突出。

另一方面，從附加控制策略的角度看，為減小送端注入功率[14]，有快速通信法、升頻法及降壓法等方法。文獻[15-18]給出了通過風電場側換流站FMMC（Full MMC）升高頻率或降低交流母線電壓來實現故障期間風電場減載運行的方案。但是，利用風場降壓、升頻法時有功降低速度較慢，易使風機網側換流器過流；且受限于新能源場站頻率及電壓變化約束，有功下調范圍有限[19]。

此外，對于抑制直流過電壓，增大換流器等效電容、減緩過電壓上升速率、利用子模塊電容暫態過電壓裕度儲能等方法也有一定輔助作用。文獻[9,20,21]給出的思路是，盡限利用系統的儲能裕度對盈余功率進行回收，最大限度地推遲耗能裝置投入。但該類方法對絕緣柵雙極晶體管、子模塊電容器的耐壓值和容量要求較高。

綜上，目前在關于盈余功率所致的直流過電壓問題研究中存在的問題是研究對象較為單一，集中于純VSC型的端對端海上風電輸電工程及四端環狀柔直電網。同時，針對不同的輸電系統，從附加外部電力電子耗能設備及換流器增設控制策略的角度看，采用不同的直流過電壓抑制措施各有優缺點。此外，從換流器增設控制策略的角度看，現有文獻大多從送端換流站附加直流過電壓抑制策略角度出發，在受端故障時不能保證系統快速抑制站間直流過電壓。

基于上述分析，本文從無需增加外部設備、受端換流站增設控制輔助抑制直流過電壓的角度，在充分利用混合三端直流輸電拓撲結構條件下，提出一種發揮送受端換流站調控能力的直流過電壓抑制策略。

首先，推導出不平衡功率存在期間直流過電壓表達式，進而得到不平衡功率站間分布規律；然后，重點考慮受端不同故障情形所致的盈余功率消除問題。

在受端定電壓主站網側交流故障的情形下，通過故障換流站MMC實時投入所設計的無功補償控制策略，從而在一定程度上提升受端電網的電壓穩定性并輔助減小盈余功率值。

進一步，若故障換流站MMC并網耦合點補償后的實際交流電壓有效值小于預設閾值，則故障換流站MMC自適應投入所設計的MMC全橋自適應負投入調制策略，以補償站間直流電壓的上升；同時整流站LCC短暫延時后投入定量調整電流指令值策略，以減小故障換流站MMC的子模塊的不平衡充電功率。

在受端主站閥側交流故障導致單極停運時，故障極切換至半壓運行模式并繼續維持故障期間串聯閥組的電壓均衡：故障極從站主動跟隨主站降壓，相應的高低壓閥組運行模式切換至高壓閥組定直流電流控制策略及低壓閥組定電壓控制模式，以避免站間過電流及快速降低送端LCC注入功率。

1 LCC-MMC混合三端柔性直流輸電系統拓撲結構

LCC-MMC混合三端柔性直流輸電系統的拓撲結構如圖1所示。

圖1 LCC-MMC混合三端柔性直流輸電系統拓撲結構Fig.1 Topology of LCC-MMC hybrid three-terminal flexible DC electric power transmission system

圖中，系統各換流站的輸電正負極由參數一致的高低壓閥組串聯組成。送端換流站單個閥組為雙十二脈動LCC，采用定直流電流的控制方式，同時配置最小觸發角控制及低壓限流控制。兩受端換流站單個閥組為全橋子模塊占比不低于75%的混合型模塊化多電平換流器[22]。其中，作為定電壓主站的MMC2采用定直流電壓及定無功功率的控制方式；從站MMC1則采用定有功功率及定無功功率的控制方式，并輔以基于電壓—功率偏差的閥組均壓策略[23]。此外，每極高、低壓閥組的直流出口處都裝設有旁路刀閘BPI（By-Pass Isolator，BPI）及旁路開關BPS（By-pass switch，BPS），以實現閥組在線投退的操作。

2 混合輸電系統受端交流故障下的直流過電壓機理

2.1 直流不平衡功率的站間分布規律

直流輸電系統穩態運行時，直流電壓維持在額定值水平，即表征柔直換流站的交直流側功率平衡。當受端換流站因交流系統故障或換流器閉鎖等原因導致穩態功率傳輸受阻或傳輸通道喪失時，若受端其他換流站的容量裕度不足以轉代多余的有功功率，且送端換流站由于站間通信等原因短時內不能快速降低注入功率，直流輸電系統即存在不平衡功率。

對于本文研究的并聯型混合三端直流輸電系統，在不平衡功率存在期間，兩受端MMC換流站所承擔的不平衡功率滿足式（1）。

式中：ΔPΣ為系統不平衡功率總值，與受端換流站交流故障下的并網點交流電壓跌落幅度正相關；ΔPi為受端主從站各自承擔的不平衡功率值。

忽略換流站間的直流線路壓降，當系統不平衡功率ΔPi在站間趨于穩定分布后，可近似認為受端各站的出口直流電壓基本一致，因而可得到穩定后各站所承擔的不平衡功率比值為：

式中：t、t0為系統不平衡功率所存在的起始時間及結束時間；Ceq,1、Ceq,2為受端各MMC換流站的等效電容；Csm,1、Csm,2為受端MMC的單個子模塊電容值；1N、N2為MMC的每相橋臂子模塊總數。

由式（2）可知，受端各站所分配的不平衡功率ΔiP與各自的等效電容成正比。求解出受端單個換流站的不平衡功率值表達式為：

2.2 直流不平衡功率對MMC子模塊充電所致的直流過電壓機理

輸電系統存在直流不平衡功率時，該不平衡功率將對MMC子模塊充電，從而抬升MMC換流站的出口直流電壓。

為簡化計算及推導暫態直流過電壓演變過程，以換流站單極輸電系統為例，如圖2所示的單端串聯高低壓閥組的直流側等效阻抗電路。

圖2 單極單端MMC直流側等效電路Fig.2 DC side equivalent circuit of unipolar single-ended MMC

圖2中：Udc為單極直流側輸出電壓值；Pdc、Pac分別為MMC直流側輸入功率與交流側輸出功率；Ceq,i、Req,i、Leq,i(i=1,2)分別為單個MMC等效電容、等效電阻及電感，其表達式[15]為：

式中：L0、R0為MMC單個橋臂的電抗及電阻。

MMC中L0、R0的取值一般較小，同時R0僅影響MMC子模塊的充電時間常數。因此，在系統不平衡功率對MMC子模塊的充電過程中，可忽略MMC等效電阻及等效電抗的較小影響。進一步，可得出不平衡功率ΔPi存在期間，累積在單極單個MMC等效電容Ceq上的充放電能量差額為：

式中：ΔW為充放電能量差額，穩態期間約為0；Δt為不平衡充電功率持續時間；Udc(0)為直流電壓初始穩態額定值。

設充電期間ΔPi為常數，可推導出換流站單極直流電壓值Udc(Δt)表達式如式（6）所示。

由式（6）可知，柔直系統直流過電壓上升速率及幅值由各站不平衡充電功率值ΔPi、充電持續時間Δt、MMC等效電容值Ceq直接決定。

3 直流過電壓抑制協調控制策略

對于真雙極接線方式的特高壓LCC-MMC混合三端直流輸電系統，有必要根據輸電極高、低壓閥組的交流故障條件，合理設計不同的直流過電壓抑制策略。考慮到同種故障情形下，在受端容量最大的定電壓主站功率傳輸通道受阻或喪失時，系統不平衡功率所致的直流過電壓最為嚴重，因此針對受端定電壓主站交流故障展開研究。

3.1 雙極四閥組功率傳輸均受阻時直流過電壓抑制策略

考慮輸電系統受端發生網側交流故障條件，可充分利用MMC對交流電網動態無功支撐的能力，在一定程度上提升受端電網的電壓穩定性。鑒于此，通過設計合理的無功調控策略可使MMC盡限地補償并網點交流電壓的跌落量。

此外，受MMC換流站容量約束，MMC對并網點電壓的補償裕度不大。在受端存在較嚴重交流故障期間，并網點交流電壓有效值迅速減小，MMC換流器的功率輸送能力近似等比例下降；于是，受端換流站雙極四閥組功率傳輸均受阻，這將導致輸電系統雙極直流過電壓。

對于“西電東送”這種遠距離輸電場景，送端依靠站間通信或根據本地電氣量測量信息降低不平衡注入功率的響應調節速度較慢，易導致直流線路電壓短時越限[17]。因此，在故障初期，可考慮輸電系統通過受端本地MMC換流站附加控制策略的方式來輔助抑制站間直流過電壓。

根據張北柔直工程經驗可知，MMC子模塊電容運行電壓上升至最高耐受電壓的時間遠大于直流線路電壓上升至保護定值的時間[18]。因此，柔直換流站具有較大的電容電壓能量裕度。MMC可充分利用子模塊電容短時過電壓的能力來儲存一定的輸電系統不平衡能量。

同時，混合三端直流輸電系統受端為混合型MMC，全橋子模塊配置比例為75%。考慮到全橋子模塊具有負投入的能力，因而設計合理的全橋自適應負投入調制策略在故障初期投入，可補償站間直流電壓的上升并避免直流線路短時過壓停運，這也有利于維持送端LCC對站間直流電壓及直流電流的調控能力。

此外，為減小子模塊電容的暫態過電壓應力，送端LCC在短暫站間通信時延后，將以定量調整直流電流參考值的方式減小系統不平衡注入功率。

綜合上述分析，本文所設計的雙極直流過電壓抑制策略實現流程如圖3所示。

圖3 混合多端直流電網受端交流故障下的直流過電壓抑制策略流程Fig.3 DC overvoltage suppression strategy flow for hybrid multi-terminal DC power system with AC fault at the receiving-end

圖中的直流過電壓抑制策略的具體實現步驟為：

步驟1）。故障換流站（受端定直流電壓主站）MMC實時投入無功補償控制策略。

受端網側發生交流故障時，故障換流站MMC自適應切入如圖4所示的無功補償控制策略。

圖4 MMC無功補償控制策略Fig.4 MMC reactive power compensation control strategy

圖4中：、為并網點參考電壓及實際電壓。取值為穩態額定值，可保證MMC較大限度地提供無功補償交流電壓的跌落。Qrefn、為外環無功控制器穩態參考值及故障期間參考值。Qmax為MMC無功約束值。

該無功補償控制策略以MMC并網點的交流電壓作為控制目標。首先，通過比較實時獲得的并網點實際交流電壓有效值與其交流電壓參考值的偏差。然后，將該偏差經PI（Proportional integral）控制算法得到的輸出與無功參考理論值計算求和，獲得不超過系統無功約束條件的無功動態參考值Qr′ef。無功參考理論值其計算模塊為前饋環節，可由MMC交流出口處與交流電網之間的無功傳輸關系獲得；模塊配合PI控制的輸出，可實現故障期間無功的快速、精準調控。

步驟2）。MMC控制模式切換。

經步驟1）的MMC無功補償后，MMC實時比較并網點交流電壓與并網點預設閾值的大小，結果作為后續直流過電壓抑制策略的投入判據。其中，并網點預設閾值由柔直系統直流線路電壓上升至短時過電壓閾值與有功電流取值為限幅值idmax求解出。

參照文獻[9,19]，取值為1.1倍的額定直流電壓。因此，僅當直流電壓幅值將超過額定值的1.1倍時才投入后續直流過電壓抑制策略，這樣可有效利用柔直系統的能量裕度儲存一部分的盈余功率，從而避免了送端換流站的頻繁功率急降。

較具體的控制切換步驟為：當故障換流站并網點補償后的交流電壓有效值小于預設閾值時，輸電系統投入所設計的直流過電壓抑制協調控制策略，包括受端各MMC換流站投入全橋自適應負投入調制策略，從站切換為定直流電壓控制模式，送端LCC短暫時延后定量減小直流電流參考值。

MMC全橋自適應負投入調制策略如圖5所示。該策略的基本思想為：在受端交流故障導致直流電壓將超過直流線路短時過電壓閾值時，各換流站緊急負投入一定數量的全橋子模塊，以補償站間直流電壓的快速上升并使站間直流電壓維持在穩態值附近，進而保證送端LCC始終處于額定電流的可控模式。

圖5 MMC全橋自適應負投入調制策略Fig.5 MMC full-bridge adaptive negative input modulation strategy

圖5中：iPΔ、tΔ分別為各換流站所分擔的不平衡功率值及充電持續時長。UCSM為預設的子模塊電容電壓值，在控制中取為穩態額定值。Nfull為每相所需產生負電平的全橋子模塊總數。MMC穩態基本參數包括子模塊電容值及額定電容電壓、每相額定子模塊投入總數。為故障期間目標直流電壓值，該值可根據具體輸電系統取值；為了保障送端LCC對直流電流的調控能力，取值為穩態額定值。

穩態運行期間，在采用常規NLM（Nearest level modulation）調制方式下，MMC每相上下橋臂投入的子模塊總數恒為定值N。當受端網側交流故障時，MMC全橋自適應負投入調制策略根據系統的不平衡功率值等參數，自適應計算出滿足要求的全橋子模塊負投入總數，從而使MMC每相上下橋臂輸出的直流電壓之和趨向于所設的目標直流電壓值。從能量平衡的角度，在故障期間的一定時間間隔內（如4 ms），每相上下橋臂所有子模塊都會投入或切除[20]。因此，在不平衡功率一定的情況下，為MMC充電的不平衡功率可近似認為平均存儲在每相的所有子模塊中，即子模塊電容電壓上升幅度不受同一時刻負電平投入個數的影響。

將該MMC全橋自適應負投入調制策略直接作用于換流器閥級控制，以快速、精準地抑制站間短時直流過電壓。此外，當送端LCC采取所述的控制策略后，受端MMC也能根據輸電系統不斷減小的不平衡功率值PΔ，自適應降低全橋子模塊的負投入個數，并最終恢復至每相子模塊全為正投入的運行狀態。

圖6給出了送端LCC定量調整直流電流指令值策略：經過短暫時延T（含站間通信及控制切換）后，送端LCC根據受端各換流站所能傳輸的有功實際值定量下調直流電流指令值，從而較快地減小受端MMC子模塊的不平衡注入功率，并配合受端從站保障故障期間直流電壓維持在預設目標值附近。

圖6 送端LCC換流站定量調整電流指令值策略Fig.6 The current instruction value strategy for quantitative adjustment of the LCC converter station at the sending-end

圖6中：Idr,N、Idr為送端LCC定直流電流方式的穩態額定值及參考值。Udc,N為故障期間目標直流電壓預設值。為MMC并網點實際交流電壓有效值。為定電壓主站故障期間所能傳輸的有功實際值；該值大小取決于與有功電流限幅值idmax，經瞬時功率理論計算得出。為從站傳輸功率上限值；該值體現了故障期間從站承擔調控系統直流電壓的任務，并較大程度保障輸電送端的有功傳輸量。

3.2 單極單閥組功率傳輸通道喪失時直流過電壓抑制策略

在換流器發生內部交流故障情形下，柔直系統采用快速閉鎖換流器、斷開交流斷路器的控保措施，這將導致換流器的交流功率傳輸通道喪失。在受端主站單閥組因內部交流故障閉鎖停運時，故障極主站所承擔的直流電壓迅速跌落至穩態值的一半，而故障極從站直流電壓短時繼續維持穩態值。因而，故障極主從站之間極不平衡的電壓差額將使從站直流電流迅速反向，進而導致主站嚴重的直流過電流。同時，故障極主站所能輸送的功率值減半，這將很快導致輸電系統單極直流過電壓。

故在該功率傳輸通道喪失的故障情形下，有必要同時考慮故障初期的站間直流過電流及不平衡功率充電所致的單極直流過電壓。為此，所設計的故障期間高低壓閥組間的協調控制策略如圖7、8所示。圖7中，、分別為從站直流電流實測值及穩態額定值，Udc,N、Usd分別為直流電壓穩態值及網側交流電壓d軸分量。圖8中，is為交流側有功電流前饋值。

圖7 故障極從站高閥組定直流控制策略Fig.7 DC control strategy for high valve group of fault pole secondary station

圖8 從站低壓閥組定電壓控制框圖Fig.8 Voltage control block diagram of low voltage valve group of secondary station

此外，考慮到正負極輸電網絡可獨立控制功率的特點，故障期間非故障極可通過滿載運行的方式來轉代故障極存在的部分不平衡功率，從而使受端盡可能多地送出發電端的功率。

故障期間，故障極從站的高壓閥組由穩態定交流有功功率控制切換至定直流電流控制策略。同時，NLM調制環節中電壓參考值自動取值為0.5Udc,N。

故障時，為正值的迅速減小并很快過零，因而為負值的從站直流電流偏差經PI控制再加上前饋量is后，將很快減小內環有功電流參考值is。其中，is可由故障期間維持MMC閥組交直流側功率平衡的這一控制目標求解出。

此外，圖7中為限幅環節的下限值，其取值大小為穩態定有功控制方式的限幅下限值，保持不變。限幅環節的上限值取值為-is。該取值的目的為故障初期，PI控制器的輸出跟隨迅速減小is。當受端換流站在調整MMC交流側實際有功電流isd跟蹤is的過程中，isd一直小于或等于-is。從能量平衡的角度，-is的取值保證了MMC交流側有功始終大于或等于直流側有功，從而在一定程度上加快了故障時故障極從站MMC的降壓響應速度。

該控制以直流電流為直接控制目標，負責向內環電流控制提供有功電流指令值is，并配合前述的NLM調制環節，從而在故障極從站主動跟隨主站降壓運行的同時實現故障初期主從站之間直流過電流抑制。

圖8中，εth為穩態運行期間直流電流允許的預設變化率。故障瞬間，故障極從站的實測直流電流變化率/dt與εth滯回比較。該控制的切換判據滿足，則故障極從站低壓閥組自適應切換為定直流電壓控制，且電壓參考值取值為0.5Udc,N。

綜合圖7、8的控制策略可知，在故障期間，受端以半壓運行的方式快速降低送端LCC的不平衡注入功率，從而實現單極直流過電壓的抑制。同時，在閥組間均壓控制策略失效的情況下，故障極從站高低壓串聯閥組采用圖7、8所示的協調控制策略，這有利于繼續維持閥組之間的直流電壓均衡。

4 仿真分析

利用PSCAD/EMTDC仿真軟件搭建圖1仿真模型。以單閥組為例，輸電系統的各項參數如表1所示。

表1 LCC-MMC混合直流輸電系統的輸電設備主要參數Tab.1 Main parameters of transmission equipment in LCC-MMC hybrid DC transmission system

針對輸電系統受端MMC網側及閥側發生交流故障2種情形，對比分析下述控制方式下的系統直流過電壓抑制效果。

控制方式1：輸電系統僅配備穩態基本協調控制策略。

控制方式2：輸電系統在故障期間投入本文所提協調控制策略。

4.1 受端網側交流故障下的雙極直流過電壓抑制仿真驗證

設置在3 s時受端主站網側發生三相交流接地故障。故障期間交流電壓跌落量為65%。站間通信延時與控制延時之和為40 ms[20]。輸電系統仿真結果如圖9所示。

圖9 MMC網側交流故障時雙極直流過電壓抑制仿真結果Fig.9 Simulation results of bipolar DC overvoltage suppression under AC fault in MMC network

當主站MMC的交流電網側發生較嚴重三相交流故障時，在輸電系統保持穩態的基本協調控制策略（控制方式1）不變工況下，由圖9（e）、（f）可知，MMC外環有功類控制器迅速增大有功電流至本仿真模型的限幅值；但由于MMC交流并網點的交流電壓有效值跌落幅度較大，主站MMC閥組的有功傳輸能力大幅降低，其通過調控系統有功從而維持直流電壓穩定的功能完全喪失。

與此同時，由圖9（h）可知，由于主站MMC的功率傳輸通道受阻，輸電系統直流電網產生的盈余功率只能對MMC子模塊充電，因而MMC子模塊電容電壓迅速增大，且子模塊電容電壓最高峰值大致為穩態額定值的1.4倍左右。

進一步，MMC子模塊電壓升高迅速抬升了圖9（c）所示的系統直流電壓，且故障期間直流電壓一直維持在額定值的1.1倍以上。

此外，由圖9（b）可知，當受端MMC直流電壓大幅度增大，送端LCC只能試圖以減小觸發角的方式繼續維持送受端穩態電壓差額；但當LCC觸發角減小至最小下限值5°時，LCC便失去了調控系統直流電流的能力，因而圖9（a）中送端直流電流被迫迅速跌落，且在直流電流跌落的過程中存在送端功率傳輸中斷的風險。

當輸電系統配備本文所提出的直流過電壓抑制協調控制策略（控制方式2）后，故障時主站實時投入無功補償控制策略，則MMC盡限發出的無功功率如圖9（g）所示。由于交流故障較為嚴重，經MMC無功補償后的并網點實際電壓遠大于預設閾值，則輸電系統送受端換流器按步驟投入相應的協調控制策略。

為盡快抑制站間直流電壓上升至額定值的1.1倍，如圖9（d）所示，受端各站MMC首先根據所承擔的盈余功率值等，自適應負投入一定數量的全橋子模塊。由圖9（c）可知，由于MMC定量減小了每相等效正投入的子模塊總數，受端直流電壓將在穩態額定值附近波動，從而避免了站間直流電壓上升而導致的直流線路停運。

同時，由圖9（a）（b）可知，故障期間送端LCC始終處于定電流的可控狀態。當受端定電壓主站的實際有功傳輸值經站間通信傳遞給送端后，送端LCC則通過增大觸發角的方式來主動降低直流電流值至2.75 kA附近。

由圖9（d）（h）可知，由于送端減小了直流輸電系統的不平衡功率，受端MMC的子模塊電容電壓很快恢復至穩態額定值1.82 kV附近，MMC每相等效正投入子模塊總數也自適應恢復至穩態值350附近。

此外，由圖9（i）可知，在換流站容量允許范圍內，故障期間受端從站較大限度地傳輸了輸電送端有功，并承擔了調控系統直流電壓的任務。

4.2 受端閥側交流故障下的單極直流過電壓抑制仿真驗證

在系統穩態運行至4 s時，假設受端主站輸電正極高壓閥組因閥側交流故障閉鎖停運。該情形下，輸電系統在控制方式1、2下的電氣量響應特性如圖10所示。

圖10 MMC閥側故障閉鎖時單極直流過電壓抑制仿真Fig.10 Simulation of unipolar DC overvoltage suppression in MMC valve-side fault blocking

系統僅配備常規的控制策略（控制方式1）條件下，當受端主站輸電正極高壓閥組退出運行時，該主站正極僅低壓閥組承擔直流電壓輸出。

故障瞬間主站正極低壓閥組輸出直流電壓為穩態額定值，從站正極直流電壓保持雙閥組直流輸出電壓值。因而，正極主從站之間極不平衡的直流電壓差額導致正極主站MMC短時過直流電流。圖10（d）中主站所出現的嚴重短時直流過電流，其峰值為圖10（a）中送端LCC直流電流與圖10（h）中從站MMC直流電流的絕對值之和。

由圖10（h）（i）可知，故障瞬間從站MMC的直流電流及有功功率傳輸方向過0，即從站產生了潮流反轉現象。該功率的反向傳輸，降低了與從站相連接的交流電網的穩定性。

進一步，由于受端主站正極高壓閥組功率傳輸通道喪失，正極輸電系統即存在不平衡功率。該不平衡功率迅速對MMC子模塊充電。由圖10（c）（e）（g）可看出，受端主從站正極MMC的子模塊電容電壓及站間直流電壓迅速上升，且正極主站低壓閥組MMC的子模塊電容過電壓現象嚴重。在實際運行中，該過電壓幅值將導致MMC子模塊的不可逆損壞。

同時，由圖10（a）可知，在輸電系統直流電壓因不平衡功率而上升的過程中，送端LCC直流電流在跌落的過程中也存在短時功率傳輸中斷的現象。

此外，區別于圖10（c）中主站輸電正極MMC出口直流電壓的迅速升高，由圖10（g）可知，故障發生后的較小時間范圍內，從站輸電正極的出口直流電壓會跌落一定幅度，其原因為故障瞬間從站正極MMC的直流側輸入功率大幅度轉移至主站，而其交流側有功輸出值短時仍維持原穩態額定值，這就使得MMC只能試圖以子模塊放電的形式來維持換流器交直流側功率傳輸平衡。但由于正極直流輸電系統不平衡功率的存在，最終從站輸電正極MMC跌落的直流電壓又迅速較大幅度上升。

在采用本文所提出的單極直流過電壓抑制策略（控制方式2）后，由圖10（g）可知，故障發生后從站正極單個MMC閥組迅速減小其直流輸出電壓至320 kV附近，從而使正極輸電系統運行在半壓運行工況。

該工況下，如圖10（a）（b）所示，由于輸電正極受端MMC的主動降壓運行，故障期間LCC可調控觸發角至60°的附近，從而保證送端直流輸出電流一直維持在額定值附近。

在圖10（f）（i）中，輸電正極受端MMC主動降壓的方式，可使輸電送端注入到輸電受端MMC的有功功率值減半，從而保證了輸電系統可較快消除所存在的不平衡有功功率。圖10（c）（e）可知，主站正極MMC的子模塊電容電壓及直流輸出電壓在出現不嚴重的短時過電壓現象后，很快恢復至穩態額定值附近。

此外，由圖10（d）（h）可知，故障瞬間通過控制策略2調整后，主站輸電正極的直流過電流抑制效果明顯，同時避免了從站輸電正極的直流電流出現潮流反轉的現象。受端主從站輸電正極MMC的直流電流將穩定在額定值附近。

5 結論

在分析混合三端直流輸電系統受端交流故障期間站間盈余功率分布規律及直流過電壓演變機理的基礎上，針對受端MMC閥側及網側故障所致的直流過電壓分別設計了抑制協調控制策略。

通過仿真分析，所得出的結論如下：

1）輸電系統受端主站換流閥組網側發生交流故障時，MMC首先利用所設計的無功補償策略盡限地補償并網點交流電壓的跌落，可在一定程度上提升受端電網的電壓穩定性。

進一步，設計的自適應全橋負投入調制策略直接作用于MMC換流閥層級，可迅速抑制換流站間直流電壓上升至直流線路過電壓保護閾值，并使送端LCC一直處于定電流的可控模式。

同時，為減小受端MMC子模塊的暫態過電壓應力，送端LCC將根據受端MMC換流站的實際有功送出能力，主動定量地降低送端直流電流值，實現了從輸電送端減小系統盈余功率的控制效果，并最終較好地抑制了輸電系統的直流過電壓、保障了故障期間的總體有功傳輸容量。

2）輸電系統受端主站換流器閥側交流故障導致單一閥組閉鎖停運時，故障極從站高低壓閥組分別投入所設計的定直流控制及定電壓控制策略，可使受端在以主動降壓運行的方式來減小輸電送端注入功率的同時，也較好地抑制故障初期故障極主從站間的直流過電流，并維持了故障期間送端LCC對直流電流的調控能力。

總之，用該控制策略能夠以低成本方式抑制混合三端直流輸電系統受端交流故障產生的直流過電壓，并有效提升直流輸電系統運行的可靠性。