特高压多端混合直流输电系统启动与故障穿越研究

熊岩,饶宏,许树楷,李岩,朱喆  

(直流输电技术国家重点实验室(南方电网科学研究院有限责任公司),广东省 广州市 510663)

摘要

采用常规直流与柔性直流混合的特高压多端直流输电系统是昆柳龙直流工程技术方案之一,对采用全桥和半桥混合拓扑的特高压柔性直流输电换流器充电时的均压问题进行分析,提出了两种不同的充电策略。研究了混合三端直流系统的启停顺控流程和直流线路瞬时故障穿越、重启策略。在RT-LAB中搭建三端混合直流输电系统,连接外部阀控装置进行实时仿真实验,实验结果验证了提出的充电策略的正确性,表明所提出的直流线路故障穿越和重启策略可以很好地实现系统穿越故障,使系统重新进入稳态。此外,在±10.5 kV/60 MW柔性直流背靠背样机上进行了充电策略验证和直流双极短路故障穿越后重启策略验证,充分验证了采用全半桥混合拓扑柔直系统的故障穿越能力。

关键词 : 特高压直流输电;柔性直流输电;启动和故障穿越;实时仿真;柔直样机

基金项目: 国家重点研发计划项目(2016YFB0901003,2016YFB0901004,2016YFB0901005);南方电网公司科技项目(ZBKJXM20170061)。

0 引言

国家开展大气污染治理计划,将中国西部的清洁能源送往东部沿海能源消耗大省。乌东德水电站从云南送广西广东输电工程作为西南通道应运而生 [1-2] 。乌东德电站送电广东广西特高压多端直流示范工程(以下简称昆柳龙直流工程)技术方案之一是采用常规直流与柔性直流混合的特高压多端直流输电系统 [1-2] 。该方案送端云南侧采用常规直流即电流源换流器(line commutated converter,LCC),工程技术成熟且节省投资成本。受端广东、广西侧采用柔性直流即电压源换流器(voltage source converter,VSC),功率控制灵活、交流电压谐波少、无需额外滤波器,可提供无功支撑,避免受端广东电网常规直流多落点受交流故障影响连续换相失败的风险,柔性直流输电可以支持片区电压的恢复,支持常规直流的快速恢复 [3-4] 。此外,电压源换流器还将采用全桥半桥混合拓扑,能有效地穿越短时直流故障,为采用架空线传输电力提供了条件,相比采用电缆可大大节省工程线路投资。

昆柳龙直流工程技术方案的创新为电网安全经济运行带来了诸多益处,也将引领世界柔性直流输电技术步入特高压时代,但同时也给混合直流输电系统的启动、故障后的重启和系统的停运等带来了挑战。纵观全球现有已投运的柔直工程,均采用半桥结构模块化多电平换流器(modular multilevel converter,MMC)、单阀组运行的方式。启动的充电过程相对简单,但全桥、半桥混合拓扑在不控充电过程中存在电容电压不一致问题,取能电源可能面临无法得电的风险 [5-8] 。在瞬时交直流故障后半桥拓扑没有隔离故障的能力,短时故障只能闭锁后重启或停运,而全桥功率模块具备钳位直流故障的能力,期间换流器可不闭锁,实现交直流故障的穿越 [7-8] 。目前关于全半桥混合拓扑的换流器故障穿越研究较多 [5,7-8] ,但由于目前为止没有工程应用,全、半桥拓扑的详细充电时序和策略很少被关注。文献[9-11]针对柔直和多端柔直的启动和停运提出了相应的策略,但混合多端直流系统的方案多样,需要针对不同方案的停运策略进行研究 [11-12] 。因此研究特高压多端混合直流输电系统启动与故障穿越对工程具有重要意义。此外,本文针对工程实践,开展的阀控实时仿真实验,有利于更为全面地验证阀控物理装置和控制保护策略;基于物理样机的全链路物理试验在验证控制保护策略的同时,更为真实地检验了特高压柔直阀装备的性能,降低了工程实施的风险。

本文针对昆柳龙直流工程技术方案之一,采用常规直流与柔性直流混合的特高压多端直流输电系统开展研究。研究全桥/半桥混合拓扑的充电过程,提出了两种不同的充电策略。研究了混合三端直流系统实际的启停顺控流程和直流系统的直流线路故障特性,提出了直流线路瞬时故障穿越重启策略。最后,在RTLAB中搭建了三端混合直流输电系统,对充电策略和瞬时故障穿越重启策略进行了实时仿真验证。此外,依托国家重点研发计划项目,在搭建的10.5 kV/60 MW柔性直流背靠背样机上进行了充电策略验证和直流双极短路故障试验,充分验证了采用全半桥混合拓扑柔直系统的故障穿越能力。

1 乌东德特高压混合直流输电系统概述

乌东德电站送电广东广西±800 kV特高压直流输电工程,计划从云南新增外送电力8000 MW,其中送广东5000 MW、送广西3000 MW,预计2021年建成投运。

工程技术方案之一是送端云南侧采用特高常规直流双12脉动阀;受端广东、广西侧采用柔性直流,柔直端采用高低阀组串联的方案,可以实现阀组的在线投退运行等多种运行方式,如图1所示。

图1 昆柳龙混合直流系统主接线图 
Fig.1 Structure of Kunliulong hybrid DC system

柔直换流阀每个阀组由半桥功率模块、全桥功率模块混合拓扑构成,全、半桥比例为80%和20%,如图2所示,可以实现直流线路故障自清除和极性反转,此外采用该方案还支持广东广西功率互送。

图2 全桥半桥功率模块拓扑 
Fig.2 Topology of full bridge and half bridge sub-module

2 充电策略

目前为止已经投运的柔直工程都采用相对经济的半桥拓扑,采用半桥模块的模块化多电平换流器(MMC)在启动时分为不控充电和可控充电两个阶段。不控充电阶段,换流器闭锁,如图2所示半桥模块T1关断,功率模块电容只在桥臂电流为正时充电,此阶段只将模块电容电压充至某一固定值,例如0.5 pu。进入可控充电阶段,功率模块电容电压根据指令斜坡逐渐上升至额定值,完成充电。但采用混合拓扑的换流器中,两个阶段由于全桥功率模块可以双向充电,会使得电容电压高于半桥功率模块,出现模块电压不一致的现象,给充电和启动过程带来了挑战。

2.1 混合拓扑充电过程

如图2所示,在由半桥模块和全桥模块组成的混合桥臂中,在不控闭锁充电阶段,以A、B相上桥臂功率模块充电过程为例进行阐述。桥臂电流为正时,如图2中红色虚线所示,A相上桥臂所有功率模块都能被充电;桥臂电流为负时,如图2中蓝色虚线所示,A相上桥臂全桥模块被充电而半桥模块被旁路。在一个交流周期(0.02 s)内半桥只有一半的时间被充电,而全桥全部的时间都在被充电。以A、B相上桥臂为例,当AB相线电压加在两个桥臂上时,则不控充电阶段每个全桥模块电容电压可以被充到:

式中,U CFB 表示不控充电阶段结束时全桥模块电容电压的平均值;U AB 为交流线电压;M为每个桥臂全桥个数;L为半桥个数;M+L=N为每个桥臂的模块数之和。

半桥因只有单向充电路径,每个半桥模块电容电压只能被充至全桥的一半:

式中,U CHB 表示不控充电阶段结束时半桥模块电容电压的平均值。此时采用混合拓扑的换流器不能采用类似于采用单一半桥拓扑的换流器相同的方法直接解锁,否则会产生很大的冲击电流。因为若采用与半桥拓扑换流器一样的充电策略,全半桥混合拓扑换流器在不控充电阶段,半桥模块电压约为全桥模块电压的一半,模块压差较大直接解锁会产生冲击电流,该过电流导致换流器解锁失败。若U CHB 低于功率模块取能电源的门限值,则模块状态和信号无法上传,直接解锁会产生其他问题,对模块造成损害。因此采用半桥混合拓扑的柔直换流器的充电及启动策略还需深入研究。

2.2 启动阶段充电策略

为解决上述不控充电阶段半桥模块电容电压平均电压U CHB 过低的问题 [6-8] ,本文给出的解决方案是切除部分全桥模块,这样式(2)中的全桥模块数M减少,可以确保U CHB 大于取能电源的门限值。此外,可控充电阶段全桥、半桥模块充电路径仍然不一致,仍存在电容电压自动均衡的问题。

本文在研究全桥、半桥拓扑差异导致充电路径不一致的基础上提出了两种启动阶段的充电策略。

1)将全桥与半桥同构化。全、半桥充电时的差异在于全桥可以双向充电而半桥只能正向充电;因此在可控充电阶段,可以在桥臂电流为负时将全桥旁路,例如触发T1或T4,这使得全半桥充电特征一致。额定电压约2 kV的功率模块,其驱动电路取能电源的门限值为300 V ~400 V;在不控充电阶段,再加入均压算法均衡一段时间后可使所有模块电压一致。

2)增加半桥充电时间。在全桥得电后,将全桥轮流投入,即切除部分全桥模块,这样式(2)中的全桥模块数M减少,此时将半桥模块一直保持在投入状态,这样半桥的充电时间相对增加,在可控充电阶段加入均压算法,将全/半桥模块均衡一段时间后,所有模块的电压将趋于平衡。

以上两种策略在可控充电阶段后期都可以使混合拓扑中的全桥、半桥模块电容电压趋于一致,实现充电过程的软启动和自均压过程。两种充电侧策略不同之处在于:将全桥与半桥同构化可以使模块的一致性较好,优势在于充电均压速度快,半桥全桥在此阶段无区别,但缺点在于,若充电阶段发生直流故障则不具备故障钳位能力,但该工况下故障概率很小;增加半桥充电时间的充电策略也可以较快地使功率模块电容电压趋于一致,同时也未失去全桥拓扑钳位故障电流的能力,但控制更为复杂。具体采用哪种充电策略可以根据实际工程参数和工况而定。其中,在确定半桥个数L后,在可控充电的过程中需要投入的全桥模块个数M,可根据系统参数交流电压结合式(2)计算得出。

文中2.2节全桥与半桥同构化充电策略将在第4节进行RT-LAB硬件在环实时仿真验证;增加半桥充电时间充电策略将在第4节的物理样机平台上进行物理试验验证。

3 系统启停顺控策略和直流故障穿越策略

基于电流源型换流器的常规直流更为依赖电网电压,而基于电压源型换流器的柔性直流控制更为灵活。三端系统的启动应考虑常规直流和柔性直流不同特性和控制策略的配合。文献[12]已经对混合多端系统的控制策略和模式提出了具体可行的建议。目前已有较多文献对半全桥混合拓扑的模块化多电平换流器的直流线路故障机理和特性进行了较为详细的研究 [8] 。本节侧重于研究昆柳龙工程三端混合直流系统的启动时序和直流线路故障穿越后的重启策略。

3.1 系统启停顺控策略

在昆柳龙直流工程中,受端广东侧容量大,且接入点网架结构复杂,建议采用定直流电压控制模式,广西侧可采用控制功率或电流模式。若忽略高低阀组等特征,图1中的混合三端直流输电系统可以粗略的等效为两个电压源和一个电流源,如图3所示。

图3 混合三端直流输电系统简化示意图 
Fig.3 Simplified schematic of hybrid three terminal DC system

广东地区电网多为交直流馈入,目前直流多为常规直流 [1-2] ,广东侧柔直采用定直流电压和定无功的控制方式 [12] ,可提供无功支撑,可以支持片区电压的恢复,支持常规直流故障后的快速恢复 [1-2] 。从图3可以看出,广东侧定直流电压后,云南侧定直流电流控制,广西侧跟随直流电流控制便可实现系统的稳定,基于此制定了简单启停顺控策略。

三端启动顺控策略:广东侧控直流电压、广西侧控有功功率,柔直充电解锁后,待直流电压建立,云南侧解锁,采用控电流模式升功率,三端系统逐渐达到稳态。

在系统计划停运时,停运的顺控策略为:云南侧降功率至零功率,云南侧闭锁停运,广西、广东侧先后闭锁停运。

3.2 直流线路瞬时故障穿越策略

采用半桥结构换流器的柔直工程不具备钳位故障电流的能力,由于直流系统惯性小、故障发展速度快,如果不加装直流断路器(直流断路器也是目前正在试验的工程解决方案),则只能靠闭锁后断开交流断路器来隔离故障,这也是目前投运的MMC工程没有使用长距离架空线传输的原因之一。

直流线路故障发生后,对于采用半桥结构换流器的换流站,换流站通过功率模块下部二极管向短路点注入短路电流,相当于三相短路。同时投入的功率模块电容器通过上部的IGBT放电。桥臂电流是交流短路电流和功率模块电容器放电电流的叠加。通常的保护配置为:5 ms左右换流器闭锁,功率模块电容器停止放电,但交流电网短路电流仍通过功率模块下部二极管注入短路点,几百ms后通过断开交流断路器隔离直流故障。

直流线路故障发生后,对于全半桥混合结构换流器,故障电流仍通过半桥功率模块下部二极管向短路点注入短路电流。对于全桥功率模块,若处于旁路状态,故障电流流经全桥功率模块IGBT和二极管向短路点注入短路电流;若处于投入状态,故障电流流经全桥功率模块电容向短路点注入短路电流,电容器放电,相当于三相短路。换流器闭锁或采取主动不闭锁策略,交流电网短路电流仍通过功率模块电容注入短路点,此时短路电流馈入短路点的同时给功率模块电容充电,当单相功率模块电压和充至与交流侧电压接近时,功率模块电容不再充电,流经功率模块电容的故障电流将逐渐降低至0。

采用全桥结构或全半桥混合结构换流器的柔直工程在直流线路故障发生后可以使桥臂电流双向流经电容,可以有效钳位故障电流,从而可以抑制故障电流的进一步发展。采用全桥、半桥混合拓扑换流器,在直流线路瞬时故障时,换流器可以选择闭锁或不闭锁。若换流器闭锁,有功无功传输中断,直流侧仍输出电压,全桥中的电容阻断了故障电流通路,可以实现短时故障穿越。若换流器不闭锁,有功、无功传输未完全中断,直流侧输出零压或负压,其中负压有助于减小故障电流,加之全桥中的电容阻断了故障电流通路,可以实现短时故障穿越。其中全桥、半桥的比例可根据工程的具体参数和需求进行优化。在混合三端系统中,对于直流侧直流线路故障,本文提出的控制和重启策略如下:

在检测到直流故障后,送端常规直流侧将直流电流控为零的同时将触发角移相,确保让晶闸管快速关断;柔性直流侧控制直流侧电压出零压或小幅负压,柔直侧控制其交流传输功率变小。待故障消除后,常规直流侧重新启动,控制电流斜坡上升,系统恢复稳态。

4 实时仿真与物理样机验证

为了对上述充电策略和直流线路瞬时故障重启策略进行验证,根据本文第1节的技术方案在RT-LAB上搭建了混合三端直流输电系统,柔直两端与外部阀级物理控制器连接进行硬件在环仿真。云南侧采用双12脉动常规直流换流器,另外两端柔直侧的系统参数如表1所示。

表1 实时仿真柔直侧系统参数 
Table 1 System parameters of VSCs for real-time simulation

续表

混合三端直流输电系统建模采用高效建模方法 [13-16] ,一次系统和常规直流侧控制保护系统在RT-LAB中实现 [15] ,阀模型在FPGA中实现 [16] ,通过IO端口与柔直控制保护装置连接,通过光纤与阀控连接 [17] ,如图4所示。4个OP5607仿真器用来仿真广东、广西正负4个极的阀模型,采用晶振频率为100 MHz的VC707FPGA板卡,OP5600配置的CPU共有12个核,配置有8块I/O板卡。

4.1 充电策略验证

根据表1中系统参数,结合公式(1)、(2)可以计算出不控阶段广东侧可以充得的全桥功率模块电压U CFB 为0.9276 kV,约为 0.44 pu;半桥功率模块电压U CHB 为0.4638 kV,约为 0.22 pu。广西侧可以充得的全桥功率模块电压U CFB 为0.8364 kV,约为0.4 pu;半桥功率模块电压U CHB 为0.4182 kV,约为 0.2 pu。现阶段各厂家的功率模块驱动取能电源门限范围一般在280 V~400 V。在得电以后功率模块才能收到上层阀控发出的指令进入不控、可控阶段。因广西侧U CHB 在取能电源门限电压的边缘,考虑到实际工程中杂散参数和分散性的影响,可以在广西侧采用第2节中提出的增加半桥充电时间(切除部分全桥模块)的策略来确保半桥可以稳定得电。

图4 混合三端仿真示意图 
Fig.4 Simulation system for hybrid three terminal HVDC

4.1.1 实时仿真实验

在实时仿真实验中,因难以模拟杂散参数和分散性的影响,只采用了将全桥与半桥同构化的充电策略进行仿真试验。在全桥得电后,可以在不控充电阶段触通全桥模块的T4管,或等不控充电阶段结束进入可控充电阶段将全桥模块的T4管触通。之后在可控充电阶段,将所有模块电压进行电压均衡控制。

混合三端直流输电系统中广西侧采用将全桥与半桥同构化的充电策略,直流电压U 、直流电流I 、电容电压U 曲线如图5所示。在系统启动最初的几秒,全桥、半桥分别自然充电至0.4 pu、0.2 pu,与式(1)、(2)计算结果一致;随后阀控确认全部功率模块得电后,下发指令进入自均压充电阶段(可控充电),将全桥半桥同构化,将全桥T4管长期触通,10 s后所有功率模块自均压充电至额定值附近,切除充电电阻后再次充电,全桥模块轮流导通,模块电压充至1.0 pu,换流器解锁运行至稳态。在实时仿真过程中直流电压从0上升至1.0 pu用时约为35 s。

图5 广西侧充电阶段试验曲线 
Fig.5 Recorded curves with Guangxi station charging

4.1.2 物理样机试验

依托国家重点研发计划项目搭建了±10.5 kV/60 MW柔性直流背靠背物理样机,柔直换流阀基于4500 V/3000 A压接型器件、采用全桥半桥混合拓扑结构,全桥与半桥模块比例为8∶2,每个桥臂为12个功率模块(10个全桥,其中2个为冗余,2个半桥),功率模块额定电压为2.1 kV,直流电压为±10.5 kV,样机系统参数如表2所示。

表2 柔直物理样机系统参数 
Table 2 System parameters of VSC physical prototype

±10.5 kV/60 MW柔性直流背靠背物理样机其中一侧换流阀采用第二种充电策略——增加半桥充电时间。充电波形如图6所示。不控充电阶段,全桥模块在电容电压超过门限电压(约380 V)后显示上电状态,半桥模块自然充电至320 V左右显示上电状态,此时全桥电压约700 V(如图6)。在全半桥都受控后,全桥只有8个处于投入状态,其他两个轮流导通,增加半桥充电时间。同时加入自均压算法,对所有模块进行电压均衡控制,一段时间后,所有模块电压趋于一致。之后通过不断切除全桥模块,将所有模块电压的平均值进行抬升,最后抬升至1.0 pu附近,充电过程完成。

图6 柔直样机充电图 
Fig.6 Voltage of modules under charging process

图6中能明显能看出全、半桥的得电时间差异,全桥先得电,这与本文第2节的分析吻合;之后采用增加半桥充电时间的充电策略。在全桥得电后,将全桥轮流投入,即切除部分全桥模块,进行自均压充电,待所有模块电压趋于一致时,通过减少投入全桥模块的总个数来抬升所有模块电压至1.0 pu附近。在样机试验中因电路主参数与昆柳龙直流工程参数有差异故需要额外切除模块升压,样机系统因每个桥臂模块数量少,每次切除模块都会产生较大的电压波动,图6中每次电压阶跃都对应着切除1个模块。

通过实时仿真硬件在环实验和物理样机试验的柔直端充电过程,证明本文所提的两种充电策略是正确可行的,可以实现混合全半桥拓扑的平滑启动。

4.2 直流线路故障穿越

昆柳龙直流工程柔直方案采用全桥、半桥混合拓扑的主要目的之一就是为了实现直流线路故障穿越。采用架空线作为输电导线具有较好的经济性,但裸露的架空线瞬时故障概率较电缆高,采用全半桥混合柔直阀可以实现架空线直流故障穿越同时无需安装直流断路器。

本节将通过RT-LAB仿真平台和物理样机平台分别对本文第3章提出的直流线路故障重启策略进行验证。

4.2.1 实时仿真实验

在RT-LAB仿真平台中,线路采用RT-LAB中opal-RT公司开发的线路模型,在近广西—广西直流线路靠近广西侧设置双极接地短路故障(0.5 s),录波图如图7和图8所示,其中,U 为电网电压,I 为阀侧电流,U 为模块电压。直流线路故障发生后,故障电流都流向故障点,系统在检测到直流故障后,常规直流侧直流电流指令设为0,同时将常规直流晶闸管触发角移相确保电流截止;柔直侧因为采用混合全半桥拓扑可以抑制故障电流的发展,无需闭锁换流站,控制直流侧电压出零压或小幅负压,切换至控功率模块电容电压模式,柔直端控制其交流传输功率变小。待故障消失后,常规直流侧重新启动,控制直流电流斜坡上升,柔直侧切换到正常控制模式,系统恢复至稳态。

图7 云南侧直流故障试验波形 
Fig.7 Experimental waveforms with DC fault in Yunnan station

如图7所示为直流故障穿越过程中云南侧录波,故障后直流电压下降,直流电流随后降低,控制系统在检测到故障后将触发角移相确保晶闸管可靠关断。直流故障发生后,直流功率降低为零,如图8中的直流电压,在故障后直流电压降为0后有负压出现(轻微极性反转),这是为了减少流向故障点的直流故障电流。故障消失后,系统重启,直流电流逐渐上升,功率上升至1.0 pu后重新进入稳态,完成故障后的重启。在故障后重启的过程中,因故障消失后,LCC侧开始传输功率,直流线路上的能量倒灌入柔直换流阀,导致功率模块电压抬升,产生过压,直流侧也随之过压,在控制系统快速控制后,功率模块电压恢复到额定值,系统恢复正常。直流线路故障所带来的能量对柔性直流换流阀中全半桥比例的影响将继续研究。实时仿真的结果表明,本文提出的直流线路故障穿越策略可以实现故障自清除后平稳恢复至稳态。

图8 广西侧正极直流故障试验波形 
Fig.8 Experimental waveforms with positive DC fault in Guangxi station

4.2.2 物理样机人工短路试验

柔直背靠背物理样机参数如4.1节表2所示,采用对称单极接线,因直流线路通过物理装置模拟难度较大,造价高昂,故柔直物理样机中为背靠背系统,没有直流线路。采用真空接触器、焊锡丝人工模拟双极短路故障。系统在额定电压±10.5 kV、有功30 MW稳态运行工况下,此时直流电流达到1.4 kA左右,进行人工双极短路试验。

图9 柔直物理样机直流故障试验波形 
Fig.9 Experimental waveforms with DC fault in VSC physical prototype

如图9故障录波图所示,故障后,故障直流电流迅速上升,检测到故障后迅速投入全桥模块输出负压使直流电压输出为零,功率迅速下降。因焊锡丝易于熔断,在试验中直流故障时间只持续了5 ms。故障后,在检测到故障消失后,先将换流阀电压进行抬升,到额定值后直流功率恢复至30 MW,系统重新进入稳态。从图中可以看出,在整个故障期间和系统恢复的过程中,功率模块电容电压和始终在额定值,没有出现过压现象,这是因为柔直背靠背物理样机系统中没有直流线路,不会出现能量倒灌的现象。

通过实时仿真实验和物理样机试验,证明本文提出的直流线路故障穿越策略能使系统实现短时直流线路故障穿越后重新恢复至稳态。采用全半桥混合拓扑(全桥比例为80%)柔直系统可以有效的穿越直流故障后平稳恢复至稳态。

5 结论

本文针对昆柳龙直流工程技术方案之一的混合直流系统的启动与直流线路故障穿越策略展开研究,分析了混合全半桥拓扑的充电过程,研究了混合三端直流系统的启停顺控流程和直流线路故障穿越策略。通过RT-LAB连接外部阀控装置开展了阀控实时仿真实验,并依托国家重点研发计划搭建的柔直背靠背物理样机进行了全链路物理试验,更为真实地检验了特高压柔直阀装备的性能,为工程的实施降低了风险。具体结论如下:

1)研究了全桥/半桥混合拓扑的充电过程,提出了将全桥与半桥同构化和增加半桥充电时间两种充电策略,可根据上层控保顺控逻辑及运行要求综合考虑采用相应的充电策略。

2)针对采用全半桥混合拓扑柔性直流和常规直流组成的三端直流系统,提出了瞬时直流线路故障自清除和重启策略。

3)通过硬件在环实时仿真实验和柔直背靠背物理样机试验对上述充电策略和瞬时直流线路故障穿越策略进行了验证,证明了所提策略和方法的正确性,对工程实践具有重要的指导意义。

致谢

本文的研究得到了国家重点研发计划项目“高压大容量柔性直流输电关键技术研究与工程示范应用”课题三“±800 kV/5000 MW特高压柔性直流换流阀关键装备研发”、课题四“特高压大容量柔性直流输电控制保护及实时仿真试验技术研究”和课题五“特高压柔性直流输电示范应用系统集成技术及工程成套设计”,The National Key Research and Development Program of China (2016YFB0901003、2016YFB0901004、2016YFB0901005)的资金支持,在样机试验过程中得到了课题参与单位的大力支持,在此一并表示感谢!

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Research on Start and Fault Ride-through Strategy for Ultra-high Voltage Multi-terminal Hybrid DC Transmission System  

XIONG Yan, RAO Hong, XU Shukai, LI Yan, ZHU Zhe 
(State Key Laboratory of HVDC (Electric Power Research Institute, China Southern Power Grid),Guangzhou 510663, Guangdong Province, China)

Abstract: This paper discussed one of the schem es for Kunliulong project, an ultra-high voltage three-terminal DC transmission system with hybrid VSC topology.The hybrid topology consisted of full-bridge sub-module and half-bridge sub-module brings in unbalanced capacitor voltages during charging process.Two charging strategies were proposed to deal with the problem.Besides, the charging and start-up process were researched with corresponding control strategies.The fault ride-through and restart strategy for DC fault was also proposed.A three-terminal hybrid DC system was then modeled in RT-LAB and connected with physical valve controller,based on which, a series of HIL tests were carried out to validate the effectiveness of the proposed charging strategies.Finally, a 10.5kV/60MWback to back VSC prototype applying 4500V/3000A IGBT was built to test the proposed DC fault ride-through and charging strategy.The experiment results illustrated the validity of the proposed strategy.

Keywords: ultra high-voltage DC transmission; VSC-HVDC;start and fault ride-through; real-time simulation; VSC prototype

National Key Research and Development Program of China(2016YFB0901003, 2016YFB0901004, 2016YFB0901005); Science and Techno logy Foundation of Ch ina Southern Pow er G rid(ZBKJXM20170061).


熊岩

作者简介:

熊岩(1991),男,硕士,工程师,研究方向为高压直流与柔性直流输电,E-mail:xiongyan@csg.cn。

饶宏(1961),男,学士,教授级高级工程师,研究方向为高压直流输电技术、柔性输配电等,E-mail:raohong@csg.cn。

许树楷(1978),男,博士,教授级高级工程师,研究方向为高压直流输电、柔性直流输电等,E-mail:xusk@csg.cn。

(责任编辑 张宇)


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