楊炳元，楊志勇，任永峰，楊?帥，康海珍

交直流混聯(lián)系統(tǒng)協(xié)調(diào)控制下的故障特征分析

楊炳元1，楊志勇1，任永峰1，楊?帥2，康海珍1

(1. 內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué)電力學(xué)院，呼和浩特 010051；2. 內(nèi)蒙古電力經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院，呼和浩特 010090)

交直流混聯(lián)電網(wǎng)場(chǎng)景下交直流線路發(fā)生短路會(huì)產(chǎn)生新的故障特征．為此，構(gòu)建了永磁直驅(qū)風(fēng)電經(jīng)柔性直流并網(wǎng)的交直流混聯(lián)系統(tǒng)模型，系統(tǒng)的協(xié)調(diào)控制有助于提升其故障穿越能力，保障其安全穩(wěn)定運(yùn)行．故而，在借助于直流斷路器(DCCB)、卸荷電阻以及改進(jìn)的模塊化多電平換流器(MMC)控制策略基礎(chǔ)上，提出一種無(wú)需換流站間通信的交直流故障穿越協(xié)調(diào)控制方案，進(jìn)而探討了不同因素對(duì)故障特征的影響．研究結(jié)果表明：交流并網(wǎng)聯(lián)絡(luò)線故障時(shí)，MMC具有非線性、幅值受限和輸出電流受控于電壓等特征的電源輸出特性；當(dāng)發(fā)生不對(duì)稱短路故障時(shí)，故障線路柔直側(cè)的負(fù)序電流可被完全抑制；當(dāng)并網(wǎng)點(diǎn)電壓三相有效值跌落到0.9p.u.以下時(shí)，MMC優(yōu)先發(fā)出無(wú)功功率；當(dāng)直流系統(tǒng)不平衡功率積累出現(xiàn)直流過(guò)電壓現(xiàn)象時(shí)，在主從電壓裕度控制策略起主要作用下僅三相短路故障導(dǎo)致直流電壓超過(guò)1.05p.u.，此時(shí)風(fēng)場(chǎng)側(cè)MMC憑借降壓法及卸荷電阻的投切可使直流電壓控制在1.05～1.10p.u.范圍內(nèi).針對(duì)直流故障時(shí)的低電壓?jiǎn)栴}，采用就地檢測(cè)就地保護(hù)的故障隔離方案實(shí)現(xiàn)了5～6ms切除直流故障．最后，通過(guò)RTDS仿真實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了該交直流故障穿越方案的有效性，證實(shí)了此控制方案下故障特征與理論分析結(jié)論的一致性．

交直流混聯(lián)系統(tǒng)；模塊化多電平換流器；故障穿越協(xié)調(diào)控制；故障特征；RTDS仿真實(shí)驗(yàn)

目前，人們對(duì)模塊化多電平換流器(modular multilevel converter，MMC)的研究主要集中在拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)、控制和應(yīng)用等方面[1]．其中半橋式(half bridge，HB)換流器技術(shù)得到了商業(yè)化應(yīng)用，但該結(jié)構(gòu)換流器無(wú)法隔離直流故障[2]．

文獻(xiàn)[3]提到對(duì)于柔直交流送出線路發(fā)生故障時(shí)，換流站呈現(xiàn)電流源特性．由文獻(xiàn)[4-5]可知，逆變電源具有限幅和非線性的輸出特性且逆變電源不同的控制策略也影響著其背景下交流線路的故障特性．文獻(xiàn)[6]給出了故障期間MMC輸出電流通用表達(dá)式，并分析比對(duì)了柔直側(cè)和電網(wǎng)側(cè)電流相位差角的變化規(guī)律．本文結(jié)合所用控制策略，推導(dǎo)了交流并網(wǎng)聯(lián)絡(luò)線故障電流的表達(dá)式，分析了影響電流幅值和相位的因素，進(jìn)而分析電壓、功率和阻抗等電氣量的故障特征．

柔性直流輸電系統(tǒng)具有低阻尼特性，直流線路發(fā)生故障時(shí)，子模塊電容快速放電，故障電流迅速上升，且呈陡增態(tài)勢(shì)，嚴(yán)重影響了系統(tǒng)的安全性和可靠性[7]．文獻(xiàn)[8]驗(yàn)證了混合直流斷路器(hybrid DC circuit breaker，DCCB)的開(kāi)斷能力，給出了其跳閘后故障特征，并提到了隨著控制策略和保護(hù)的升級(jí)，DCCB必將在直流電網(wǎng)中扮演不可或缺的角色．本文通過(guò)將換流站模型簡(jiǎn)化為RLC等效電路，建立了二階數(shù)學(xué)模型[9-10]，對(duì)直流電網(wǎng)故障特征進(jìn)行了理論分析和仿真驗(yàn)證．

文獻(xiàn)[11]提到維持直流電壓穩(wěn)定的關(guān)鍵在于確保供電端和受電端的功率平衡．對(duì)于交流故障穿越，引起直流輸電線路能量累積，可通過(guò)優(yōu)化MMC控制策略解決該情況下過(guò)電壓的問(wèn)題，如：①通過(guò)優(yōu)化MMC電容均壓調(diào)制策略，實(shí)現(xiàn)不對(duì)稱故障時(shí)的換流站間的能量均衡[12]；②為保證逆變站有功功率輸出，在交流故障期間不使能環(huán)流抑制，降低橋臂電流峰值，增大橋臂電流暫態(tài)變化裕度，提高M(jìn)MC-HVDC故障穿越能力[13]；③風(fēng)場(chǎng)側(cè)MMC因具有交流電壓控制能力和頻率控制能力，可分別通過(guò)降低風(fēng)場(chǎng)側(cè)軸電壓參考值[14]和提高風(fēng)場(chǎng)側(cè)頻率[15]，降低風(fēng)電輸入MMC-HVDC的有功功率；④通過(guò)有功功率控制器進(jìn)行協(xié)調(diào)控制，自動(dòng)限制風(fēng)力發(fā)電，避免MMC-HVDC線路過(guò)載[16]．針對(duì)上述問(wèn)題以及交直流故障穿越引起全功率變換器直流電容電壓升高的問(wèn)題，也可通過(guò)安裝硬件設(shè)備解決，如：文獻(xiàn)[17]給出了適用于各種風(fēng)電運(yùn)行工況的泄能電阻阻值參數(shù)和投切控制策略，以避免直流系統(tǒng)閉鎖．而對(duì)于直流故障穿越，直流輸電線路電壓迅速跌落，可通過(guò)快速檢出故障利用DCCB快速隔離故障來(lái)解決該情況下的低電壓?jiǎn)栴}，故本文給出一種就地檢測(cè)就地保護(hù)的故障隔離方法．最后，本文以提高基于MMC的多端柔性直流輸電系統(tǒng)(multi-terminal flexible DC transmission system based on modular multilevel converter，MMC-MTDC)交直流故障穿越能力為目標(biāo)，結(jié)合控制策略和硬件設(shè)備，設(shè)計(jì)了適用于交直流混聯(lián)系統(tǒng)的故障穿越協(xié)調(diào)控制策略，并基于該策略研究了該策略下交直流線路的故障特征．

1?并網(wǎng)拓?fù)浼翱刂撇呗?/h2>

圖1為永磁直驅(qū)風(fēng)電經(jīng)柔性直流并網(wǎng)的交直流混聯(lián)系統(tǒng)拓?fù)洌?/p>

圖中WFMMC和GSMMC2是送端換流站，GSMMC1是受端換流站．M、N側(cè)分別為交流并網(wǎng)聯(lián)絡(luò)線L1的柔直側(cè)和電網(wǎng)側(cè)，M點(diǎn)為并網(wǎng)點(diǎn)．大型永磁直驅(qū)風(fēng)場(chǎng)經(jīng)主變壓器將電能從WFMMC送入MMC-MTDC，并在GSMMC1端口處與GSMMC2送入的電能匯集，通過(guò)GSMMC1并入交流電網(wǎng)．為提高系統(tǒng)故障穿越能力，直流系統(tǒng)引入了DCCB、卸荷電阻1、2．

MMC基本控制為PQ解耦控制，每個(gè)MMC有兩個(gè)控制裕度，圖2給出了MMC內(nèi)外環(huán)控制器結(jié)構(gòu)圖．故而，在圖1中WFMMC控制風(fēng)場(chǎng)側(cè)的交流電壓幅值和頻率，為永磁同步發(fā)電機(jī)組提供穩(wěn)定的集電系統(tǒng)；GSMMC2進(jìn)行定有功功率和定無(wú)功功率的控制；GSMMC1進(jìn)行定直流電壓和定無(wú)功功率的控制．站域級(jí)控制采用主從電壓裕度控制策略，GSMMC1為主控站，GSMMC2和WFMMC為從控站．dc2為GSMMC2端口直流電壓，設(shè)dc.lim為直流電壓上限值，為避免電壓波動(dòng)而引起主從站反復(fù)切換，dc2通過(guò)二階濾波器得到dc2pu.ctl信號(hào)，當(dāng)檢測(cè)到dc2pu.ctldc.lim，立刻進(jìn)行主從站角色的轉(zhuǎn)換．

圖1?交直流混聯(lián)系統(tǒng)拓?fù)?/p>

圖2?內(nèi)外環(huán)控制器結(jié)構(gòu)框圖

2?交直流故障穿越控制方案

2.1?交流故障穿越協(xié)調(diào)控制方案

當(dāng)交流系統(tǒng)L1線路發(fā)生故障時(shí)，并網(wǎng)點(diǎn)電壓跌落，MMC輸出電流迅速達(dá)到限幅值，各換流站間累積不平衡功率，致使直流電壓上升．

對(duì)于故障時(shí)交流系統(tǒng)低電壓?jiǎn)栴}，采取無(wú)功優(yōu)先控制策略通過(guò)向電網(wǎng)注入無(wú)功電流支撐電網(wǎng)電壓恢復(fù)；采取抑制負(fù)序電流控制策略以保護(hù)電力電子器件，降低直流系統(tǒng)二倍頻的波動(dòng)．

對(duì)于故障時(shí)直流系統(tǒng)過(guò)電壓?jiǎn)栴}，在主從站間有功功率協(xié)調(diào)控制下降低GSMMC2輸入功率，故障嚴(yán)重時(shí)甚至將該站轉(zhuǎn)變?yōu)槟孀冋酒胶夤β剩划?dāng)WFMMC端口直流電壓WF.pu超過(guò)dc.lim，通過(guò)投切降壓法和卸荷電阻1，將直流電壓抑制在一定的范圍內(nèi)．假定故障期間，風(fēng)速不變，風(fēng)場(chǎng)捕獲的能量不變，送入MMC-MTDC有功功率減少，而導(dǎo)致全功率變換器直流電容電壓上升．當(dāng)直流電容電壓上升到超過(guò)閾值，投入卸荷電阻2．

方案中降壓法可按下式對(duì)WFMMC交流電壓參考值acref的控制進(jìn)行改進(jìn)

式中：＝acref/(max－dc.lim)；dref為交流軸電壓參考值；max為直流電壓最大值．

方案中卸荷電阻1阻值計(jì)算式[18]為

式中Δmax為最大不平衡功率．

2.2?直流故障穿越協(xié)調(diào)控制方案

因HB-MMC不具備隔離直流故障的能力，當(dāng)MMC-MTDC直流線路故障發(fā)生時(shí)，直流電壓迅速下降為0，故障過(guò)程分為3個(gè)階段[19]：①M(fèi)MC未閉鎖，電容放電；②MMC閉鎖前，橋臂電抗和交流系統(tǒng)向故障點(diǎn)饋入電流；③MMC閉鎖后，僅余交流系統(tǒng)向故障點(diǎn)饋入電流．為此，本文采用可迅速切斷故障電流，保證斷路器機(jī)械開(kāi)關(guān)無(wú)弧分?jǐn)嗟幕旌鲜紻CCB，實(shí)現(xiàn)方法可參見(jiàn)文獻(xiàn)[20]．

對(duì)于直流線路發(fā)生故障時(shí)的低電壓?jiǎn)栴}，采取就地檢測(cè)就地保護(hù)的策略，通過(guò)檢測(cè)直流線路兩端的電流方向是否均指向DCCB保護(hù)區(qū)域，且流經(jīng)DCCB電流是否超過(guò)正常電流最大值的兩倍(或變化量為兩倍)，來(lái)判斷該條直流線路是否發(fā)生直流故障．該策略既滿足了DCCB的速動(dòng)要求，也可在 MMC閉鎖前完成故障線路隔離，保證未故障直流線路快速恢復(fù)正常運(yùn)行狀態(tài)．故障期間，由于WFMMC向MMC-MTDC輸入功率下降，可能造成全功率變換器直流側(cè)電容過(guò)電壓，這部分處理方法與交流故障穿越方案相似，不再贅述．

3?交直流故障特征理論分析

3.1?交流故障特征理論分析

3.1.1?MMC輸出電流

由MMC的工作原理和PLL的作用(輸出故障前并網(wǎng)點(diǎn)電壓相位)，換流站輸出相位以M側(cè)保護(hù)安裝處電壓相位為參考值．在采用無(wú)功優(yōu)先控制策略下，MMC輸出、軸電流參考值可表示為

式中：rms為并網(wǎng)點(diǎn)三相電壓有效值；lim為限幅器輸出電流限制值．

在抑制負(fù)序電流策略和接線方式為YN，d11的聯(lián)接變壓器影響下，有

采用限幅器后，MMC實(shí)際輸出電流幅值為

由以上公式可得，MMC輸出電流可表示為

式中為短路電流與MMC出口處電壓的夾角，＝arctan(-Q/P)．

由式(7)可知，并網(wǎng)交流聯(lián)絡(luò)線L1故障時(shí)GSMMC1輸出電流為受控于電壓具有非線性、幅值受限、無(wú)負(fù)序電流分量特性的三相交流電流．

3.1.2?發(fā)生接地故障的故障特征分析

以A相接地為例，初相角A0，若以其他相為例，B＝-2π/3，C＝2π/3．

A相接地故障點(diǎn)各序電流為

M、N側(cè)三序電流分量參考電流表達(dá)式為

M、N側(cè)故障電流分別為

3.1.3?發(fā)生短路故障的故障特征分析

以AB兩相短路故障為例．N側(cè)只有正序與負(fù)序，M側(cè)僅有正序．故障點(diǎn)只有正序、負(fù)序的電壓、電流分量．M側(cè)故障相電流為

根據(jù)第3.1.2節(jié)分析，故障點(diǎn)負(fù)序電流主要由N側(cè)提供，N側(cè)正序電流比M側(cè)電流大．由該故障邊界條件，N側(cè)非故障相電流表達(dá)式為

可得

由以上公式推導(dǎo)可得如下結(jié)論：①在抑制負(fù)序電流控制策略作用下，柔直系統(tǒng)向故障點(diǎn)提供的負(fù)序電流近乎為零；②在限幅器的作用下，MMC輸出的故障電流幅值與額定電流幅值相差不大；③M側(cè)故障電流各序分量的幅值和相角與變壓器接線方式、系統(tǒng)線路參數(shù)、故障類型、過(guò)渡電阻大小、故障位置、有功和無(wú)功參考值等諸多因素密切相關(guān)．

3.2?直流故障特征理論分析

極間短路是直流側(cè)最嚴(yán)重的故障，分析在時(shí)刻發(fā)生極間短路故障的直流側(cè)故障特征，MMC閉鎖前電容放電等效回路如圖3所示．

圖3?MMC閉鎖前電容放電等效回路

圖3中，eq＝60/，eq＝20/3＋21＋f，eq＝20/3＋2dc．為子模塊電容，為投入子模塊數(shù)量，eq為放電回路等效電容；0為橋臂電阻，1為直流線路電阻，f為故障過(guò)渡電阻，eq為放電回路等效電阻；0為橋臂電抗，dc為平波電抗器電感，eq為放電回路等效電感．

直流線路故障短路電流主要為子模塊電容放電電流，且由于子模塊電容、限流電感特性，故障發(fā)生時(shí)的初始條件為

由等效放電回路可得

由式(16)、(17)可解得直流側(cè)短路電流、電壓為

當(dāng)設(shè)有DCCB時(shí)，經(jīng)過(guò)故障檢測(cè)和換流時(shí)間1后，短路電流才經(jīng)耗能支路，迅速衰減為0．整個(gè)階段，短路電流峰值為(1-)．經(jīng)時(shí)間2后，短路電流下降為0，1～2過(guò)程直流電壓可表示為

由MMC工作特性可知，以A相上橋臂電流pa為例，電流構(gòu)成為

式中：dc為直流電流；a為MMC交流側(cè)電流．

式中：為調(diào)制比(模型中為0.89)；dc為直流功率；為MMC交流側(cè)功率因數(shù)角；dc為直流電壓；dc為直流電流；am為MMC交流側(cè)電流的幅值．

由式(21)可得，MMC交流側(cè)電流的幅值為

由式(20)～(22)可得，橋臂電流最大值pa.max為

式中：dc.max＝(2 0eq/eq＋2 0)?；arm.lim為橋臂電流限制值．限流電抗需滿足系統(tǒng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)時(shí)間0的要?求，則

可根據(jù)系數(shù)設(shè)計(jì)要求選擇合適的dc，滿足系統(tǒng)動(dòng)態(tài)響應(yīng)時(shí)間要求和快速隔離直流故障避免MMC閉鎖的要求．

4?仿真驗(yàn)證

為驗(yàn)證故障穿越方案有效性，基于RTDS搭建了如圖1所示的仿真模型．WFMMC、GSMMC1、GSMMC2額定功率分別為250MW、400MW、150MW，MMC-MTDC額定直流電壓為±200kV. GSMMC1子模塊數(shù)量為200，子模塊額定電壓為2kV，橋臂電流額定值為1kA．1線路額定交流電壓為220kV，線路正序阻抗為取0.076+j0.338Ω/km，零序阻抗為0.284＋j0.824Ω/km，N側(cè)所連接交流系統(tǒng)等值阻抗為5.000＋j7.798Ω/km，聯(lián)接變壓器漏抗為0.18．取Δmax為250MW，dc.lim為1.05p.u.．取1為705.6Ω，2為35.3Ω．根據(jù)式(23)～(24)，dc選為400mH．考慮本文目的是為獲得詳細(xì)的故障特征數(shù)據(jù)，故障起始時(shí)刻均設(shè)為0.25s，且均為永久性故障.

4.1?交流故障穿越策略可行性驗(yàn)證

三相短路故障為最嚴(yán)重的故障，故通過(guò)設(shè)置線路L1中點(diǎn)處發(fā)生三相短路故障，來(lái)驗(yàn)證交流故障穿越控制策略的有效性．

圖4給出了各MMC的傳輸功率、WFMMC端口電壓WF.pu、主從控制信號(hào)dc2pu.ctl、卸荷電阻觸發(fā)信號(hào)dc1和dc2以及全功率變換器電容電壓dc.pu的仿真結(jié)果．其中，在故障后0.1sMMC1下降至接近0的水平，GSMMC1閉鎖．WF.pu在0.28s超過(guò)閾值1.05p.u.，降壓法作用后WFMMC降低了約40MW；自0.28s開(kāi)始卸荷電阻1在dc1脈沖信號(hào)作用下反復(fù)投切消耗了約100MW；自0.32s開(kāi)始2在Tdc2脈沖信號(hào)作用下反復(fù)投切消耗了約50MW，將WF.pu抑制在1.0～1.1p.u.范圍內(nèi)波動(dòng)．在站間有功功率協(xié)調(diào)下，GSMMC2逐步由送入有功功率調(diào)整為送出有功功率，控制信號(hào)dc2pu.ctl在0.38s達(dá)到主從站切換動(dòng)作閾值，實(shí)現(xiàn)主從站平穩(wěn)過(guò)渡．整個(gè)過(guò)程中，MMC-MTDC直流電壓以及全功率變換器直流電容電壓的波動(dòng)范圍均未超過(guò)1.1p.u.，且風(fēng)場(chǎng)輸出功率并未受大的影響．

圖4?三相短路下直流系統(tǒng)故障特征

4.2?交流側(cè)故障特征分析

圖5?GSMMC1輸出特性曲線

圖6?A相接地短路故障特征

(1) 當(dāng)發(fā)生金屬性接地故障時(shí)，M側(cè)零序阻抗角逐漸穩(wěn)定為77°，A、B相電流幅值增大，C相幅值減??；A相超前B、C相約38°，BC兩相近似同相；故障相電流零序分量占優(yōu)，正序次之．M側(cè)保護(hù)安裝處故障相電壓下降為0.24p.u.，三相電壓相位差互為120°．

(2) N側(cè)由于連接交流電網(wǎng)，且由式(9)～(10)以及M側(cè)保護(hù)安裝處故障電流特征，可以推得N側(cè)保護(hù)安裝處負(fù)序電流分量應(yīng)略大于正序．且在系統(tǒng)參數(shù)影響下，A相電流正序分量相位由-180°逐漸穩(wěn)定在96.8°，負(fù)序、零序電流相位亦穩(wěn)定在75.9°．因此，N側(cè)三相電流的幅值呈現(xiàn)A、B相幅值上升，C相幅值減小，且A相幅值最大，遠(yuǎn)大于B相的特性；三相電流的相位關(guān)系呈現(xiàn)為A相與B、C相近乎反向的特性；故障相三序分量，呈現(xiàn)負(fù)序略高于正序分量，零序最小的特性．故障相電壓下降為0.7p.u.，三相電壓相位差互為120°．

由于無(wú)功優(yōu)先策略影響，MMC輸出軸電流和軸電流分別在1.07p.u.、0.18p.u.左右波動(dòng)．變壓器閥側(cè)電流tr上升為限幅值1.1p.u.、變壓器閥側(cè)A相電壓tr下降為100kV，GSMMC1功率降低約50MW．單相接地故障保護(hù)安裝處測(cè)量阻抗元件采用相電壓零序電流補(bǔ)償?shù)南嚯娏髯杩估^電器接線方式．當(dāng)發(fā)生A相金屬性接地故障時(shí)，M側(cè)和N側(cè)保護(hù)安裝處測(cè)量阻抗模值均不斷減小，阻抗角趨于90°，測(cè)量阻抗最終落于復(fù)阻抗平面的上半平面，呈感性．

對(duì)M側(cè)A相電流和MMC1進(jìn)行諧波分析發(fā)現(xiàn)，故障相電流以50Hz工頻分量為主，含有少量的非整次諧波；MMC1以直流量為主，含有由故障點(diǎn)負(fù)序電壓和交流正序電流產(chǎn)生的少量二次諧波．

為了分析驗(yàn)證過(guò)渡電阻大小和故障點(diǎn)位置對(duì)M、N側(cè)保護(hù)安裝處故障特征的影響．假設(shè)L1線路發(fā)生AB兩相短路接地故障，圖7中僅給出A相的故障特征．首先，在故障點(diǎn)位置處于L1線路中點(diǎn)時(shí)，對(duì)比5Ω、10Ω、100Ω過(guò)渡電阻下發(fā)生故障時(shí)A相的故障特征，如圖7(a)～(c)所示．當(dāng)發(fā)生經(jīng)過(guò)渡電阻接地故障時(shí)，隨著過(guò)渡電阻阻值的增大，零序電流隨之減小；當(dāng)經(jīng)高阻接地時(shí)，零序電流近乎為零．M、N側(cè)三序阻抗角(除M側(cè)負(fù)序)隨過(guò)渡電阻增大而減?。浯危謩e對(duì)比了N側(cè)保護(hù)安裝處到M側(cè)保護(hù)安裝處全線長(zhǎng)的10%、90%處發(fā)生故障時(shí)A相的故障特征，如圖7(e)～(f)所示．故障點(diǎn)越靠近MMC，MMC提供的短路電流越大，零序占比越大．

由于篇幅所限，此處對(duì)相間短路故障不再詳細(xì)分析．假設(shè)交流線路L1中點(diǎn)處發(fā)生AB兩相短路故障，故障特征如圖8所示．

圖7?AB相短路接地故障不同因素對(duì)A相故障特征的影響

圖8?AB相間短路的故障特征

4.3?直流側(cè)故障穿越可行性及其直流故障特征分析

假設(shè)如圖1所示L2線路靠近GSMMC1處發(fā)生極間短路故障，故障起始時(shí)刻為0.25s，進(jìn)行直流系統(tǒng)故障穿越策略可行性分析以及直流側(cè)故障特征研究，如圖9所示．

圖9?兩極短路直流系統(tǒng)故障特征

發(fā)生故障后，DCCB可快速動(dòng)作隔離故障，且在定直流電壓等控制策略的協(xié)調(diào)下，L3線路所受影響相對(duì)較?。收掀陂g，L3線路兩側(cè)電壓下降幅度較小，并在故障隔離后恢復(fù)±200kV直流電壓等級(jí)，風(fēng)場(chǎng)傳輸功率基本穩(wěn)定，風(fēng)電場(chǎng)全功率變換器電容電壓小于1.05p.u.．且在整個(gè)動(dòng)作過(guò)程中，GSMMC2流向短路點(diǎn)電流dc最大值僅為1.7kA，小于GSMMC1閉鎖閾值2.0kA，MMC不會(huì)閉鎖．由此，證明了本文所提的直流故障穿越策略的有效性．

在直流系統(tǒng)未裝設(shè)直流斷路器發(fā)生兩極短路故障時(shí)，對(duì)故障過(guò)程MMC饋入的短路電流組成進(jìn)行分析，如圖10所示．階段1：MMC子模塊閉鎖前主要由電容放電電流和交流系統(tǒng)饋入的短路電流組成，在故障后6ms電容放電完畢短路電流達(dá)到峰值；階段2：MMC閉鎖后主要由電抗器續(xù)流電流和交流系統(tǒng)饋入的短路電流組成，故障后約0.256s續(xù)流電流衰減為0；階段3：僅交流系統(tǒng)向故障點(diǎn)提供短路電流，達(dá)到新穩(wěn)態(tài)．

圖10?兩極短路故障MMC動(dòng)作階段特征

發(fā)生兩極短路故障時(shí)，如圖11(a)所示，當(dāng)未裝設(shè)DCCB時(shí)，文獻(xiàn)[21]提到此時(shí)交流故障特征應(yīng)與三相短路時(shí)相似，但從變壓器閥側(cè)電壓、電流幅值變化來(lái)看，直流故障對(duì)交流側(cè)的影響甚至大于三相短路，、軸電流越限，致使交流系統(tǒng)饋入的短路電流過(guò)大，嚴(yán)重威脅到了MMC的安全運(yùn)行．同時(shí)觀察M側(cè)保護(hù)安裝處的各項(xiàng)特征，電壓幅值下降為106kV左右，電流幅值上升近2.6倍，且在暫態(tài)過(guò)程出現(xiàn)了較大的負(fù)序分量；M側(cè)A相測(cè)量阻抗在復(fù)平面中由第四象限變化到第三象限，阻抗模值不斷減小，呈容性；M側(cè)AB相間測(cè)量阻抗變化規(guī)律與上述類似，最終落于第四象限，呈容性．

如圖11(b)所示，DCCB迅速隔離直流故障，變壓器閥側(cè)電壓tr幅值基本未發(fā)生變化，但導(dǎo)致了GSMMC1功率缺額而使得軸電流下降為0.65p.u.左右．同時(shí)觀察M側(cè)保護(hù)安裝處的各項(xiàng)特征，電壓幅值基本沒(méi)變，電流幅值下降，且三序分量可認(rèn)為僅含正序分量，M側(cè)A相以及AB相間測(cè)量阻抗都在第一和第四象限變化，最終趨于第一象限，呈感性．

5?結(jié)?論

(1) MMC-MTDC在應(yīng)用故障穿越策略后，當(dāng)直流側(cè)故障時(shí)，能夠快速地隔離故障，使其具有更高的可靠性；當(dāng)交流并網(wǎng)側(cè)故障時(shí)，直流電壓波動(dòng)被抑制在1.1倍額定值范圍內(nèi)，且系統(tǒng)能快速過(guò)渡到新穩(wěn)態(tài)運(yùn)行，證明了該策略的有效性和系統(tǒng)良好的可調(diào)性．

(2) 交流并網(wǎng)聯(lián)絡(luò)線故障特征與控制策略和故障條件密切相關(guān)．交流并網(wǎng)聯(lián)絡(luò)線故障時(shí)，MMC具有輸出電流受控于電壓的非線性、幅值受限、相角受控等特征的電源輸出特性．

(3) 所采用故障隔離方案，可使DCCB在6ms內(nèi)MMC閉鎖前隔離直流故障．直流故障特征主要與直流斷路器、子模塊電容放電過(guò)程和平波電抗器相關(guān)．直流系統(tǒng)雙極短路故障時(shí)，在不具備直流斷路器的情況下，交流系統(tǒng)會(huì)出現(xiàn)較大的負(fù)序電流分量、電流越限以及測(cè)量阻抗呈容性的特征，其故障對(duì)系統(tǒng)的影響程度較之與交流并網(wǎng)聯(lián)絡(luò)線三相短路故障對(duì)系統(tǒng)的影響程度更大．

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Fault Characteristics Analysis of the AC/DC Hybrid System Under Coordinated Control

Yang Bingyuan1，Yang Zhiyong1，Ren Yongfeng1，Yang Shuai2，Kang Haizhen1

(1. Inner Mongolia University of Technology，Hohhot 010051，China；2. Inner Mongolia Electric Power Economic Research Institute，Hohhot 010090，China)

The short circuit on the AC/DC line produces new fault characteristics in the AC/DC hybrid grid. For this reason，the AC/DC hybrid system model of direct-driven permanent-magnet wind power was constructed by connecting the flexible DC to the grid. The coordinated control of the system helps to improve the fault ride-through capability and ensures its safe and stable operation. Therefore，a coordinated control scheme of AC/DC fault ride-through without communication between converter stations is presented with the help of a DC circuit breaker(DCCB)，dissipation resistance，and an improved modular multilevel converter(MMC)control strategy. The influence of different factors on the fault characteristics is also discussed. The results show that the MMC has the nonlinear and limited amplitude characteristics of power supply output，of which the output current is controlled by the voltage when there is a fault in the AC grid-connected tie. The negative sequence current on the flexible DC side of the fault line can be completely suppressed under the coordinated control strategy when an asymmetric short circuit occurs on the AC grid-connected tie. The MMC prioritizes reactive power when the effective value of the three-phase voltage of the parallel node falls below 0.9p.u.. The unbalanced power accumulation of the DC system causes the DC overvoltage phenomenon，and the DC voltage exceeds 1.05p.u. only when the three-phase short circuit occurs under the influence of the control strategy of the master and slave voltage margin. The DC voltage can be controlled within the range of 1.05—1.10p.u. through the step-down method of MMC on the side of the wind farm and the switching of the dissipative resistor. The fault isolation scheme of local detection and local relaying is adopted to remove the fault within 5—6ms，when the voltage drop is caused by the DC fault. Finally，the effectiveness of the fault ride-through scheme is verified through RTDS，and the fault characteristics under this control scheme are consistent with the theoretical analysis.

AC/DC hybrid system；modular multilevel converter；coordinated control of fault ride-through；fault characteristics；RTDS simulation experiment

10.11784/tdxbz202104023

TM711

A

0493-2137(2021)12-1258-11

2021-04-13；

2021-07-08.

楊炳元（1967—??），男，學(xué)士，教授.Email：m_bigm@tju.edu.cn

楊炳元，yangbingyuan@imut.edu.cn.

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51967016，51567020)；內(nèi)蒙古自治區(qū)科技重大專項(xiàng)(2019ZD027)．

the National Natural Science Foundation of China(No. 51967016，No. 51567020)，the Major Science and Technology Program of Inner Mongolia Autonomous Region(No. 2019ZD027).

(責(zé)任編輯：樊素英)