苑 賓，厲 璇，尹聰琦，劉芮彤

（1.國網(wǎng)經(jīng)濟技術(shù)研究院有限公司,北京市 102209；2.國網(wǎng)遼寧省電力有限公司電力科學(xué)研究院,遼寧省沈陽市 110055）

0 引言

隨著風(fēng)電、光伏等新能源裝機容量的不斷提升以及海上風(fēng)電的蓬勃發(fā)展,大規(guī)模新能源經(jīng)柔性直流（MMC-HVDC,以下簡稱“柔直”）送出正逐漸成為新能源并網(wǎng)的重要技術(shù)手段之一［1］。大量電力電子變流器的使用正顯著改變電力系統(tǒng)的動態(tài)行為,高比例新能源滲透與高比例電力電子化的“雙高”電力系統(tǒng)高頻振蕩問題已經(jīng)出現(xiàn),并嚴(yán)重影響了系統(tǒng)安全可靠運行,是中國大規(guī)模新能源經(jīng)柔直并網(wǎng)亟須解決的關(guān)鍵問題［2］。

國內(nèi)外已經(jīng)建成投運的柔直工程曾多次出現(xiàn)高頻 振 蕩 現(xiàn) 象［3］。 歐 洲 法 國-西 班 牙 聯(lián) 網(wǎng) 工 程（INELFE）出現(xiàn)1 700 Hz 高頻振蕩現(xiàn)象,德國北海BorWin1 海上風(fēng)電柔直并網(wǎng)工程出現(xiàn)300 Hz 左右高頻振蕩現(xiàn)象［4-5］,中國魯西、渝鄂直流背靠背聯(lián)網(wǎng)工程出現(xiàn)1 270、650、1 800 Hz 高頻振蕩現(xiàn)象［6-7］,張北柔直電網(wǎng)工程（以下簡稱“張北工程”）出現(xiàn)3 550、1 550、750 Hz 多個頻率的高頻振蕩現(xiàn)象。高頻振蕩導(dǎo)致系統(tǒng)電壓發(fā)散失穩(wěn),換流器閉鎖跳閘,同時新能源場站部分濾波器設(shè)備因過大的高頻諧波電壓而損壞,亟須對高頻頻振蕩機理進行研究,同時提出解決方案。

阻抗分析法是研究系統(tǒng)高頻振蕩機理與風(fēng)險評估的重要方法,目前已有多篇文獻(xiàn)通過阻抗分析法對柔直換流器的高頻振蕩問題進行研究。文獻(xiàn)［8］提出了柔直換流器序阻抗模型的建模方法,提出了序阻抗模型用于系統(tǒng)穩(wěn)定分析的判據(jù)。文獻(xiàn)［9-10］研究了柔直換流器序阻抗數(shù)學(xué)建模方法,建立了兩電平電壓源換流器的序阻抗模型；文獻(xiàn)［11-12］在此基礎(chǔ)上考慮了模塊化多電平換流器（MMC）內(nèi)部動態(tài)過程,建立了序阻抗數(shù)學(xué)模型；文獻(xiàn)［13］考慮了不同頻率之間的耦合作用,建立了柔直換流器耦合阻抗數(shù)學(xué)模型。上述文獻(xiàn)主要以柔直換流器精確阻抗建模為目標(biāo),分別建立了旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下的dq阻抗模型、靜止坐標(biāo)系下的序阻抗模型以及考慮頻率耦合特性的耦合阻抗模型,所建模型能夠?qū)θ嶂备哳l振蕩的機理進行一定的解釋,但與實際工程控制保護系統(tǒng)硬件在環(huán)掃頻結(jié)果仍存在一定的差異。文獻(xiàn)［6,14］在柔直換流器阻抗數(shù)學(xué)模型的基礎(chǔ)上,考慮了柔直換流器控制鏈路延時對系統(tǒng)高頻阻抗特性的影響,認(rèn)為柔直換流器接入交流電網(wǎng)的高頻振蕩主要由控制鏈路延時引起,但對于控制中其他因素的影響研究不夠全面。文獻(xiàn)［7,15］針對渝鄂直流背靠背聯(lián)網(wǎng)工程提出了柔直接入弱交流電網(wǎng)的高頻振蕩抑制方法。雖然渝鄂工程為柔直聯(lián)網(wǎng)工程,但高頻振蕩產(chǎn)生機理相似,抑制策略有共通之處,可以借鑒。文獻(xiàn)［16］研究了電壓前饋環(huán)節(jié)對柔直換流器高頻阻抗特性的影響,提出了魯西直流背靠背聯(lián)網(wǎng)工程高頻振蕩問題解決方案,但缺少針對孤島新能源場站接入柔直的振蕩問題詳細(xì)分析。

本文以張北工程、如東海上風(fēng)電柔直送出工程（以下簡稱如東工程）現(xiàn)場諧振現(xiàn)象為研究對象,揭示導(dǎo)致新能源經(jīng)柔直送出系統(tǒng)高頻振蕩的核心機理。通過數(shù)學(xué)模型確定影響柔直換流器高頻阻抗特性的關(guān)鍵因素,有針對性地提出了工程實用解決方案,并通過仿真及現(xiàn)場試驗驗證了方案的有效性。

1 張北、如東工程概況及高頻振蕩問題

張北工程、如東工程均為大規(guī)模新能源孤島經(jīng)柔直送出工程。張北工程將張北地區(qū)4 500 MW 的新能源功率送至北京地區(qū)與豐寧抽水蓄能電廠,如東工程將如東地區(qū)離岸距離100 km 的1 100 MW 海上風(fēng)電送至江蘇地區(qū)。

張北工程、如東工程在現(xiàn)場調(diào)試過程中均出現(xiàn)復(fù)雜的高頻振蕩現(xiàn)象?？当Q流站在連接空載交流母線時產(chǎn)生3 550 Hz 高頻振蕩；在連接空載線路時出現(xiàn)1 550 Hz 高頻振蕩,如圖1（a）所示；張北換流站在連接部分風(fēng)電場以及空載線路時出現(xiàn)750 Hz高頻振蕩。

圖1 孤島新能源場站接入柔直高頻振蕩波形Fig.1 Waveforms of high-frequency oscillation caused by integration of islanded renewable energy station into MMC-HVDC system

如東工程海上換流站連接空載交流母線時出現(xiàn)2 000 Hz 高頻振蕩現(xiàn)象,如圖1（b）所示；連接部分風(fēng)電場時出現(xiàn)320 Hz 高頻振蕩現(xiàn)象。

高頻振蕩導(dǎo)致孤島新能源換流站閉鎖跳閘、新能源功率無法外送的情況。為解決大規(guī)模新能源孤島經(jīng)柔直送出的振蕩問題,需要構(gòu)建柔直換流器精確阻抗數(shù)學(xué)模型,對上述工程中高頻振蕩風(fēng)險關(guān)鍵影響因素進行研究。

2 柔直換流器高頻阻抗數(shù)學(xué)建模及關(guān)鍵影響因素

2.1 考慮序分量分離環(huán)節(jié)的柔直換流器阻抗數(shù)學(xué)模型

本文建立的柔直換流器阻抗模型中控制部分包括:電壓外環(huán)控制、電流內(nèi)環(huán)控制、環(huán)流抑制控制、序分量分離、采樣延時、電壓前饋濾波、電流反饋濾波、控制鏈路延時,一次系統(tǒng)模型考慮柔直換流器內(nèi)部動態(tài)過程。柔直換流器阻抗數(shù)學(xué)建模過程詳見附錄A 第A1.1 節(jié)。

序分量分離環(huán)節(jié)能夠有效地對50 Hz 電壓、電流的正負(fù)序分量進行分離,且分離后電壓、電流幅值和相位不變,但針對高頻分量,該算法會導(dǎo)致電壓、電流的幅值發(fā)生變化、相位發(fā)生偏移。在經(jīng)過序分量分離算法后,電壓正序分量瞬時值為vpa,其表達(dá)式為:

式中:V1為基頻分量幅值；t0=5 ms,為序分量分離環(huán)節(jié)延時；ω為高頻分量的頻率；φ0為序分量分離帶來的相位偏移；tdelay為相位變化等效滯后時間。

從式（1）可以看出,序分量分離環(huán)節(jié)導(dǎo)致正序電壓的高頻分量幅值、相位均發(fā)生變化,相當(dāng)于在控制器的電壓、電流輸入環(huán)節(jié)增加了能夠調(diào)節(jié)幅值、相位的濾波器,從而對柔直換流器高頻阻抗特性產(chǎn)生較大的影響。以400～600 Hz 為例,表1 為不同高頻分量在經(jīng)過序分量分離算法后的幅值、相位變化程度。

表1 不同頻率電壓、電流分量經(jīng)過序分量分離環(huán)節(jié)后的幅值和相位變化Table 1 Amplitude and phase changes of voltage and current components with different frequencies after sequence component separation link

在綜合考慮序分量分離環(huán)節(jié)、測量回路延時后,進一步精確構(gòu)建柔直換流器高頻阻抗數(shù)學(xué)模型,如式（2）所示。構(gòu)建方法以及數(shù)學(xué)模型的準(zhǔn)確性驗證詳見附錄A 第A1.1 節(jié)。

式中:Vs、Vc、Is、Ic分別為電壓、電流分量幅值,下標(biāo)s、c 分別代表自頻率與耦合頻率,頂標(biāo)“˙”代表相量,“～”代表該相量的共軛；Z11、Z22代表同頻率之間的自阻抗,Z12、Z21代表耦合頻率之間的互阻抗。

2.2 柔直換流器高頻阻抗簡化數(shù)學(xué)模型

阻尼靈敏度是表征各一次設(shè)備、控制系統(tǒng)參數(shù)對柔直換流器阻尼水平影響程度的量化指標(biāo)。阻尼靈敏度分析表達(dá)式如式（3）所示。

式中:α（ξ0,f0）為阻尼靈敏度；ξ0代表某一系統(tǒng)參數(shù)；Δξ為參數(shù)小信號量；f0代表某一頻率點；Z為系統(tǒng)阻抗,即上述Z11、Z12、Z21和Z22；D為系統(tǒng)阻尼比,表達(dá)式為阻抗實部與阻抗幅值之比。

耦合阻抗主要影響低頻段的振蕩現(xiàn)象,因而本文重點考慮自阻抗的影響。耦合阻抗判據(jù)以及通過減小Z11阻抗相位超出90°的區(qū)間實現(xiàn)高頻振蕩抑制的理論依據(jù)詳見附錄A 第A2 章。

依據(jù)阻尼靈敏度分析,外環(huán)控制參數(shù)的影響僅限于500 Hz 以內(nèi)頻段,可知功率水平、鎖相環(huán)控制參數(shù)對阻尼特性的影響僅限于50 Hz 附近的次超同步頻段。電流內(nèi)環(huán)控制參數(shù)對較寬頻帶的柔直換流器阻抗特性有較大影響。根據(jù)靈敏度分析結(jié)果對柔直換流器高頻阻抗數(shù)學(xué)模型進行簡化,靈敏度分析結(jié)果與簡化過程詳見附錄A 第A1.2 節(jié),最終可得阻抗矩陣如式（4）所示。

式中:R、L分別為換流器公共連接點至虛擬電位點的等效電阻、等效電感；∑Tdi為控制系統(tǒng)鏈路延時之和；φ0s、φ0c為序分量分離帶來的相位偏移；ks、kc為序分量分離帶來的幅值變化；kpin、kiin分別為內(nèi)環(huán)比例-積分（PI）控制器的比例和積分參數(shù)；ss、sc分別為某一頻率及其耦合頻率的拉普拉斯算子。

2.3 影響柔直換流器高頻阻抗特性的關(guān)鍵因素

由式（4）可知,影響柔直換流器高頻阻抗特性的因素包括:主回路參數(shù)（R、L）、內(nèi)環(huán)PI 控制器比例參數(shù)（kpin）、序分量分離環(huán)節(jié)、控制系統(tǒng)鏈路延時。根據(jù)柔直系統(tǒng)高頻失穩(wěn)判據(jù)可知,當(dāng)柔直換流器阻抗相頻特性存在大于90°的區(qū)域時,系統(tǒng)存在一定的諧振風(fēng)險。對于表達(dá)式（4）中的Z11,導(dǎo)致其高頻阻抗相頻特性出現(xiàn)超出90°的原因主要包括分子中序分量分離環(huán)節(jié)、延時環(huán)節(jié)以及分母中延時環(huán)節(jié)使阻抗產(chǎn)生相位偏移。分母中延時環(huán)節(jié)（電壓前饋環(huán)節(jié)）的存在使柔直換流器的相位特性在高頻段出現(xiàn)0°～180°的波動,如圖2（a）所示,而且延時越長,此波動越頻繁,從而導(dǎo)致柔直換流器在多個頻率范圍存在諧振風(fēng)險。為了消除控制鏈路延時對分母的影響,文獻(xiàn)［6］提出了增加電壓前饋環(huán)節(jié)非線性濾波器的抑制策略,其數(shù)學(xué)本質(zhì)為消除了分母部分控制鏈路延時以及序分量分離環(huán)節(jié)的影響。增加前饋電壓非線性濾波器后Z11的表達(dá)式為:

增加非線性濾波環(huán)節(jié)的柔直換流器阻抗如圖2（a）所示,其高頻阻尼特性得到了很大程度的提升,但由于分子部分仍然存在控制鏈路延時的影響（電流控制環(huán)）,仍存在超過90°的頻段,系統(tǒng)仍存在高頻振蕩風(fēng)險。

除了控制鏈路延時,序分量分離算法對柔直換流器的高頻阻抗特性同樣具有較大影響。根據(jù)式（5）可知,序分量分離環(huán)節(jié)相當(dāng)于對柔直換流器高頻阻抗相位附加了額外的角度,且隨頻率變化,角度在-45°～45°之間呈現(xiàn)周期性變化（如表1 所示）,從而造成高頻段阻抗特性出現(xiàn)周期性波動,如圖2（b）所示。相位波動程度與內(nèi)環(huán)比例系數(shù)kpin相關(guān),當(dāng)kpin增大時,序分量分離算法導(dǎo)致柔直換流器高頻阻抗相位波動增大,從而在某些頻段增加了系統(tǒng)高頻振蕩的風(fēng)險,即使不考慮序分量分離環(huán)節(jié)的影響,增大kpin同樣使式（4）中鏈路延時導(dǎo)致的相位波動增大,增加了高頻振蕩風(fēng)險。降低內(nèi)環(huán)電流控制環(huán)節(jié)比例參數(shù)能夠有效地提升系統(tǒng)高頻阻尼特性,但伴隨的是換流器響應(yīng)特性變慢,動態(tài)特性以及故障穿越特性變差,一味降低并不是很好的解決思路。

圖2 不同控制環(huán)節(jié)對柔直換流器阻抗特性的影響對比Fig.2 Comparison of influences of different control links on impedance characteristic of MMC

3 柔直換流器高頻振蕩問題解決方案

根據(jù)2.2 節(jié)以及2.3 節(jié)研究的結(jié)果可知,通過降低柔直換流器高頻阻抗相位能夠有效地增強系統(tǒng)阻尼特性。采用不同序分量分離算法能夠抑制柔直換流器高頻阻抗相位的波動,防止高頻振蕩。目前工程中采用的序分量分離算法除了延時5 ms 算法外,還包括dq解耦后帶阻濾波、低通濾波方法。其主要原理為:正序、負(fù)序兩路Park 變換環(huán)節(jié)同時對電壓、電流分量進行坐標(biāo)變換,對于不同序分量,當(dāng)經(jīng)過Park 變換后轉(zhuǎn)化為100 Hz 的頻率分量,進一步通過帶阻濾波、低通濾波即可提取需要的序分量。

不同序分量分離環(huán)節(jié)對柔直換流器阻抗特性的影響如圖3 所示。由圖3 可知,更新序分量分離環(huán)節(jié)能夠去除柔直換流器在高頻段阻抗的相位波動,但由于增加濾波器,柔直換流器在中高頻段的相位增大,從而惡化了中高頻段的阻尼特性。因此,采用dq解耦配合帶阻濾波、低通濾波的控制方式能夠增強換流器在高頻段的阻尼特性,但會對中高頻段的阻尼特性產(chǎn)生惡化效果。

圖3 不同序分量分離環(huán)節(jié)對柔直換流器阻抗特性的影響Fig.3 Influences of different sequence component separation links on impedance characteristic of MMC

通過采用增強濾波控制算法同樣能夠增強系統(tǒng)高頻阻尼特性。增強濾波控制算法為原有直接電流控制方法的基礎(chǔ)上增加電壓前饋濾波與電流反饋濾波環(huán)節(jié),其控制框圖如圖4 所示。其中,紅色和綠色框線分別代表電壓前饋濾波環(huán)節(jié)與電流反饋濾波環(huán)節(jié)；Vsd,ref、Vsq,ref分別為交流電壓d、q軸分量整定值；Vsd,m、Vsq,m分別為交流電壓d、q軸分量實測值（經(jīng)過數(shù)字濾波）；Id,ref、Iq,ref分別為交流電流d、q軸分量整定值；Id、Iq分別為交流電流d、q軸分量實測值；Vva、Vvb、Vvc為閥側(cè)虛擬電位點三相交流電壓；Gd、Gq為內(nèi)環(huán)PI 控制器參數(shù)；GP、GQ為外環(huán)比例積分控制器參數(shù)；Tv、Ti分別為電壓、電流濾波環(huán)節(jié)的時間常數(shù)；Gt1、Gt3分別為極控、閥控鏈路延時；θ為鎖相環(huán)輸出角度。

圖4 增強濾波控制算法控制框圖Fig.4 Control block diagram of enhanced filter control algorithm

采用增強濾波控制算法的柔直換流器高頻阻抗簡化數(shù)學(xué)模型如式（6）所示:

從式（6）所示數(shù)學(xué)模型可知,增加電壓前饋濾波環(huán)節(jié)能夠降低控制鏈路延時以及序分量分離環(huán)節(jié)在阻抗特性分母中的影響。雖然無法像非線性濾波器一樣將Z11中分母部分徹底消除,但通過增大Tv的取值能夠降低濾波器截止頻率,目前張北工程、如東工程中采用Tv=0.01 s,截止頻率約為16 Hz,其濾波效果與非線性濾波器已經(jīng)非常接近。電流反饋濾波通常采用一階或二階低通濾波方式,截止頻率通常在160 Hz 附近,在高頻段時其放大系數(shù)會迅速下降,從而降低控制鏈路延時以及序分量分離環(huán)節(jié)在阻抗特性中分子部分的影響。但在中低頻段,此時放大系數(shù)下降程度不夠,同時低通濾波器的延時特性又較為突出,從而導(dǎo)致中低頻段相位特性較差,會增加中低頻段系統(tǒng)振蕩風(fēng)險。阻抗特性對比如圖5所示。

圖5 采用增強濾波控制算法的柔直換流器阻抗特性Fig.5 Impedance characteristic of MMC using enhanced filter control algorithm

增強濾波方案需要針對柔直換流器主回路參數(shù)、控制特性以及交流系統(tǒng)或新能源系統(tǒng)阻抗特性綜合考慮并進行參數(shù)設(shè)計。由一階低通濾波器的幅值特性與相頻特性可知,隨著頻率的提高,經(jīng)過濾波器后的幅值顯著下降,而高頻諧波的相位滯后特性將變得更加顯著。對于式（6）而言,顯著下降的幅值特性使分母更接近于1,相位滯后特性即使更加明顯,對于整體阻抗的負(fù)阻尼特性仍為抑制效果。同理,在式（6）中電流反饋一階低通濾波同樣通過其幅值特性能夠降低控制鏈路延時、反饋、序分量分離等環(huán)節(jié)帶來的負(fù)阻尼作用。通過增強濾波方案,柔直換流器的高頻阻抗特性可更接近于R+sL,從而降低系統(tǒng)高頻振蕩風(fēng)險。但增強濾波方案對中頻段柔直換流器的阻抗特性產(chǎn)生一定的惡化作用,主要因為一階低通濾波器在中頻段（如200～500 Hz）的幅值衰減特性不夠顯著,同時相位滯后特性逐漸突出,存在增大中高頻段振蕩風(fēng)險的問題,這是濾波器方案的通病。在工程中,通常根據(jù)具體孤島新能源系統(tǒng)的情況、柔直換流器的一次系統(tǒng)參數(shù)與控制特性對濾波器參數(shù)進行優(yōu)化。

考慮到控制鏈路延時、序分量分離環(huán)節(jié)延時以及電壓前饋、電流反饋是導(dǎo)致系統(tǒng)產(chǎn)生高頻振蕩的最主要原因,對于連接孤島新能源系統(tǒng)的柔直換流站,通過降低控制前饋、反饋程度,即采用弱反饋控制算法能夠解決大范圍頻段內(nèi)的高頻振蕩問題。弱反饋控制的控制框圖如圖6 所示。其中,Va、Vb、Vc為換流變壓器網(wǎng)側(cè)三相電壓；Vd、Vq分別為換流變壓器網(wǎng)側(cè)電壓d、q軸分量；Vvd,ref、Vvq,ref分別為閥側(cè)虛擬電位點電壓d、q軸分量整定值。

圖6 弱反饋控制簡化控制框圖Fig.6 Simplified control block diagram of approximate feedback control

弱反饋控制中的非線性調(diào)節(jié)器原理為:當(dāng)交流電壓實測值Vd與1 p.u.的偏差超出一定范圍后,非線性調(diào)節(jié)器輸出電壓變化量為ΔVd,ref,從而對電壓調(diào)制波進行調(diào)節(jié),使換流器輸出電壓能夠保持在1 p.u.左右。非線性調(diào)節(jié)器簡化表達(dá)式如式（7）所示。

弱反饋控制相當(dāng)于取消了電壓、電流反饋環(huán)節(jié),即使一次系統(tǒng)中存在鏈路延時,從阻抗來看仍然不會引入負(fù)反饋帶來的負(fù)阻尼問題,因而是解決高頻振蕩的有效方案。采用弱反饋控制的柔直換流器高頻阻抗模型詳見附錄A 第A1.3 節(jié)。

弱反饋控制方法同樣存在一些問題:1）只適用于孤島新能源系統(tǒng)。該控制方法無鎖相環(huán),因而只能作為簡單的構(gòu)網(wǎng)型控制,無法實現(xiàn)電網(wǎng)電壓跟隨；2）無法實現(xiàn)故障電流抑制。由于無內(nèi)環(huán)電流控制,無法對交流故障電流進行抑制,交流故障無法穿越；3）無暫態(tài)調(diào)節(jié)能力。當(dāng)孤島系統(tǒng)功率水平發(fā)生大幅波動時,由于無電流內(nèi)環(huán)控制,難以實現(xiàn)快速響應(yīng)。通過對控制環(huán)節(jié)進行優(yōu)化,實時監(jiān)測交流電網(wǎng)電壓變化情況,當(dāng)交流電網(wǎng)單相或整體出現(xiàn)較大跌落時,說明系統(tǒng)發(fā)生故障,此時投入內(nèi)環(huán)電流控制環(huán)節(jié),起到抑制故障電流的效果。

4 新能源經(jīng)柔直送出工程高頻振蕩解決方案驗證

本章以張北工程與如東工程為例,分別搭建了張北工程、如東工程PSCAD 仿真模型,通過仿真模型對振蕩抑制策略進行驗證。

4.1 增強濾波控制算法的有效性驗證

張北工程柔直換流器在接入空載線路以及風(fēng)機時產(chǎn)生高頻振蕩現(xiàn)象,振蕩頻率為1 550 Hz。分別對柔直換流器以及新能源系統(tǒng)的阻抗特性進行對比,對比結(jié)果如圖7 所示。

圖7 柔直換流器與新能源場站空載線路阻抗特性對比Fig.7 Comparison of impedance characteristics between MMC and no-load line of renewable energy station

通過對比可知,柔直換流器與新能源系統(tǒng)在1 520 Hz 頻率點高頻阻抗幅值Z11存在交點,此時相位差為182.18°,系統(tǒng)存在高頻振蕩風(fēng)險。通過仿真與現(xiàn)場調(diào)試均發(fā)現(xiàn)1 550 Hz 附近的高頻振蕩現(xiàn)象。通過優(yōu)化控制,采用增強濾波控制算法,其中,電壓前饋環(huán)節(jié)采用截止頻率為15.9 Hz 的一階低通濾波,電流反饋環(huán)節(jié)采用截止頻率為79.5 Hz 的一階低通濾波,仿真與現(xiàn)場實測發(fā)現(xiàn)系統(tǒng)均能夠穩(wěn)定運行,如圖8 所示。

圖8 孤島新能源場站接入柔直1 550 Hz 高頻振蕩仿真波形Fig.8 Simulation waveforms of 1 550 Hz highfrequency oscillation caused by integration of islanded renewable energy station into MMC-HVDC system

4.2 弱反饋控制算法的有效性驗證

如東工程海上柔直換流站在短時解鎖后發(fā)生2 000 Hz 高頻振蕩現(xiàn)象。該工況沒有空載交流線路,為柔直換流器與換流變壓器對地、交流母線對地雜散電容阻抗匹配形成的高頻振蕩現(xiàn)象,同時換流變壓器閥側(cè)斷路器、電纜等設(shè)備對地雜散電容會惡化柔直負(fù)阻尼特性。與廠家核實換流變壓器網(wǎng)側(cè)對地雜散電容接近0.18 μF,交流母線對地雜散電容一般在2 nF 左右。對柔直換流器、換流變壓器對地雜散電容的阻抗特性進行對比,對比結(jié)果如圖9所示。

圖9 柔直換流器與換流變壓器對地雜散電容阻抗特性對比Fig.9 Comparison of impedance characteristics between MMC and earth stray capacitor of converter transformer

如東工程柔直換流器采用了截止頻率為15.9 Hz 的電壓前饋一階低通濾波與79.5 Hz 的電流反饋一階低通濾波,高頻阻抗特性已接近純感性,阻抗角為90.46°,但由于對地雜散電容為純?nèi)菪韵到y(tǒng),因而仍存在高頻振蕩風(fēng)險,阻抗相位差為180.46°。此時,采用增強濾波控制算法仍難以徹底將柔直高頻阻抗特性限制在90°以下,因而采用弱反饋控制算法解決高頻振蕩問題。通過仿真與現(xiàn)場實測發(fā)現(xiàn)系統(tǒng)均能夠穩(wěn)定運行,如圖10 所示。

圖10 孤島新能源場站接入柔直2 000 Hz 高頻振蕩波形Fig.10 Waveforms of 2 000 Hz high-frequency oscillation caused by integration of islanded renewable energy station into MMC-HVDC system

弱反饋控制算法無電流控制環(huán),因而不具備故障限流能力。為實現(xiàn)交流故障穿越,需要增加內(nèi)環(huán)限流控制器,通過判定交流電網(wǎng)是否處于故障狀態(tài)投切限流控制器。

4.3 控制算法適用場景總結(jié)

增強濾波控制算法主要解決2 000 Hz 以內(nèi)的高頻振蕩問題。通過理論分析與仿真測試結(jié)果表明,由于2 000 Hz 以內(nèi)柔直換流器阻抗相位特性波動較大,增強型濾波能夠使2 000 Hz 以內(nèi)的高頻段阻抗相位特性較大程度地向90°靠近,抑制高頻振蕩的效果較明顯。同時,增強濾波控制算法對孤島系統(tǒng)、聯(lián)網(wǎng)系統(tǒng)無要求,因而既可以適用于柔直換流器接入交流電網(wǎng),也可以適用于接入孤島新能源系統(tǒng)或無源電網(wǎng)。

弱反饋控制算法能夠解決所有高頻振蕩問題。通過理論分析可知,弱反饋控制類似于取消了電壓、電流反饋環(huán)節(jié),保證柔直換流器不出現(xiàn)負(fù)阻尼頻段。但弱反饋控制只能適用于接入孤島新能源系統(tǒng)或無源電網(wǎng),不適用于聯(lián)網(wǎng)換流站。同時,由于取消了反饋環(huán)節(jié),交流系統(tǒng)發(fā)生故障時電流上升速度較快,故障穿越失敗。考慮到弱反饋控制的缺陷,通常發(fā)生交流系統(tǒng)故障后會短時切換至增強濾波控制解決問題,切換過程詳見附錄B 第B1 章。

針對實際工程,如果考慮柔直換流器具備一定控制能力,可采用控制切換的方式。當(dāng)新能源場站發(fā)出功率較低時,采用弱反饋控制保持系統(tǒng)穩(wěn)定；當(dāng)新能源場站發(fā)出功率高于一定水平后,采用增強濾波控制算法保持控制能力,切換過程詳見附錄B 第B2 章。

5 結(jié)語

本文描述了張北、如東工程孤島新能源場站接入柔直換流器的高頻振蕩現(xiàn)象,研究了其高頻振蕩的機理。在一定程度上對高頻阻抗數(shù)學(xué)模型進行簡化,更直觀地確定影響柔直換流器高頻阻抗特性的關(guān)鍵因素并提出工程解決方案。經(jīng)電磁暫態(tài)仿真及工程現(xiàn)場試驗驗證了控制策略的有效性,得到如下結(jié)論:

1）孤島新能源場站接入柔直換流器的高頻振蕩的主要原因為控制鏈路延時結(jié)合前饋、反饋控制使柔直換流器產(chǎn)生感性負(fù)阻尼特性,與新能源孤島系統(tǒng)容性特性匹配發(fā)生高頻振蕩。

2）影響柔直換流器高頻阻抗特性的關(guān)鍵因素除控制鏈路延時外,還包括序分量分離算法、內(nèi)環(huán)控制器比例參數(shù)、一次主回路參數(shù)。通過優(yōu)化序分量分離算法能夠在一定程度上降低系統(tǒng)高頻振蕩風(fēng)險。

3）電壓前饋環(huán)節(jié)、電流反饋環(huán)節(jié)增加相應(yīng)濾波器從阻抗數(shù)學(xué)表達(dá)式上是防止系統(tǒng)產(chǎn)生高頻振蕩的有效手段,即增強濾波控制方法。但由于數(shù)字濾波器帶寬不能無限降低,控制器帶寬過低會導(dǎo)致柔直換流器響應(yīng)速度大幅下降,同時不合適的帶寬對柔直換流器中頻段的阻抗特性產(chǎn)生惡化作用,相關(guān)濾波參數(shù)需要綜合考慮多方面因素優(yōu)化設(shè)計。

4）采用弱反饋控制算法能夠徹底去除前饋、反饋控制環(huán)節(jié),解決高頻振蕩問題。但柔直換流器不具備故障穿越能力以及暫態(tài)過程的調(diào)節(jié)能力,因而需要進一步優(yōu)化設(shè)計以滿足相關(guān)要求。同時,弱反饋控制為構(gòu)網(wǎng)型控制模式,只適用于孤島新能源經(jīng)柔直送出系統(tǒng)。

目前,雖然弱反饋控制能夠有效解決柔直換流器孤島連接新能源場站的高頻振蕩問題,但在故障穿越過程中,由于內(nèi)環(huán)限流環(huán)節(jié)的投入,仍不可避免產(chǎn)生了振蕩現(xiàn)象。本文提出的解決方案僅對控制系統(tǒng)進行優(yōu)化,但高頻振蕩之所以能夠發(fā)生的一個重要原因是全控型電力電子器件以及所構(gòu)成的換流器具備足夠高的電壓輸出頻率,為高頻振蕩提供了發(fā)展空間。接下來,針對此類“雙高”電力系統(tǒng)高頻振蕩的抑制方法研究應(yīng)重點集中在降低換流器能夠輸出的電壓頻率方面。但降低輸出電壓頻率同時說明換流器的動態(tài)響應(yīng)速度降低,因而工程設(shè)計中需要綜合考慮。

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