两组直流系统（共5篇）
两组直流系统 篇1
0 引言
天广±500 k V直流输电工程全长960 km,额定容量为双极1 800 MW,自2001年6月双极投运以来,输送电量累计超过300亿度,为西电东送发挥了重要而积极的作用[1]。其直流控制系统由德国西门子公司设计,从实际运行情况来看,有效地保证了功率传输的准确稳定和换流站一次主设备安全运行,改善了交、直流系统运行性能。
直流输电系统在传输有功功率时,无论是整流器或逆变器,都将从交流电网侧吸收容性无功功率[2]。直流输电系统吸收的无功功率主要来自换流站内投入的交流滤波器,以及交流系统提供的无功支持。由无功控制系统控制投切的交流滤波器,除了为直流系统提供无功补偿外,还可以滤除谐波[3]。
天广直流输电系统逆变侧广州换流站交流侧采用双母线联络接线方式,共有11小组交流滤波器,分三大组,分别挂靠在两条母线上。但是,逆变侧广州换流站无功控制系统在判断交流滤波器是否可用时,并未考虑大组交流滤波器母线侧刀闸、母线联络开关及刀闸的位置,本文基于天广直流输电系统逆变侧无功控制原理,根据广州换流站交流侧的接线方式,对这一设计缺陷可能造成的后果利用RTDS实时数字仿真系统对其可能造成的后果进行了仿真分析,并提出了改进建议。
1 广州换流站无功控制原理
广州换流站无功控制采用了定无功控制方式:在满足换流站交流母线电压在规定范围之内和滤除谐波的要求的前提下,通过投切交流滤波器和调整换流变压器分接头将交直流系统间的无功交换控制在设定范围之内。
无功控制系统计算换流器消耗的无功功率,然后按照投入滤波器的情况计算出系统无功,从而根据无功情况确定滤波器的投切:
当Qsys>Qmax,经一定时间的延时后,投入一组交流滤波器;
当Qsys
小组交流滤波器的投切由直流站控控制。
2 广州换流站交流系统接线方式及交流滤波器设置简介
2.1 广州换流站交流系统接线方式
如图1所示,广州换流站交流侧采用双母线联络接线方式,正常运行时,双极直流出线、两回联络线和两回站用电分别挂在220 k V#1母线和#2母线上;第一、三大组交流滤波器连于#1母线、第二大组交流滤波器连于#2母线。
2.2 广州换流站交流滤波器简介
2.2.1 广州换流站交流滤波器配置
12脉动的直流输电系统,实际运行中,其交流侧存在n=12k±1(k=1,2,…)等特征谐波,同时由于交流系统存在非线性负荷或三相参数不完全对称,所以同时也存在3、24、36…等3倍次特征谐波[2]。交流滤波器不仅要在满负荷运行方式下保证一定的无功裕度,同时还必须满足滤除谐波的要求。
广州换流站交流滤波器具体配置如表1所示。
2.2.2 广州换流站交流滤波器投切限制
控制系统自动投切交流滤波器的原则是:
(1)保持交流母线电压在217~245 k V范围之内;
(2)按滤除谐波的最优效果进行小组的组合;
(3)保持全站的无功功率在规定范围之内。
以上三个条件首先要满足条件1,然后是条件2,最后是条件3。
无功功率的正常范围为-100~+30 Mvar。
滤波的限制则由控制系统自动完成:以双极全电压运行方式为例,控制系统根据当前可用的交流滤波器计算双极直流系统可输送的最大直流功率,如果目前输送的直流负荷高于该最大值,控制系统将按表2自动将负荷降至该限值之下。
3 广州换流站无功控制系统缺陷和隐患分析
自天广直流投运以来,广州换流站无功控制系统及交流滤波器在运行中出现了若干问题[3,5]。虽然,控制系统在判断小组交流滤波器是否可用时未考虑大组交流滤波器母线侧刀闸、母线联络开关及刀闸的位置这一隐患暂未给实际运行带来影响,但仍应引起高度重视,分析其原因及可能导致的后果,防患未然。
3.1 控制系统判断某小组交流滤波器可用的依据
控制系统判断某小组交流滤波器可投入的判据如下:
(1)该交流滤波器的地刀在定义的分位;
(2)该交流滤波器的刀闸在定义的合位;
(3)该交流滤波器的断路器在定义的分位;
(4)该交流滤波器的断路器和刀闸都暂未收到任何动作指令;
(5)该交流滤波器的断路器、刀闸和地刀的操作方式不是现场操作方式;
(6)该交流滤波器的断路器没有任何故障和告警信号,且没有任何保护跳闸指令;
(7)该交流滤波器投退方式设为“自动选择”状态——由控制系统自动控制;
(8)该大组交流滤波器母线运行正常、交流电压测量正常。
如果上述任一条件不满足,控制系统就会认为该小组交流滤波器无法投入,从而根据谐波控制条件对直流系统可输送的最大负荷进行限制。
3.2 缺陷及隐患分析
结合广州换流站交流系统接线,其无功控制原理存在着以下缺陷:
(1)控制系统在判断某小组交流滤波器是否可用时,并未考虑交流母线联络开关及刀闸的位置;
(2)大组交流滤波器既可以连接在#1母线上,也可以连接在#2母线上,但是控制系统并未对此进行判别。
不妨假设直流输电系统双极满负荷正常运行,所有交流滤波器均投入运行,此时母线联络开关突然断开。控制系统按上文所述的条件,仍然认为所有小组交流滤波器运行正常,满足滤除谐波的需要。但实际上,对于极2,仅有第二大组交流滤波器的三组小组交流滤波器可用,这并不能完全滤除极2满负荷运行时产生的谐波,将导致大量的谐波流入交流系统,产生不良影响。
再假如三大组交流滤波器均连接在#1母线上,当母联开关断开后,对于极2,实际上已经没有交流滤波器为其滤除谐波和提供无功,但控制系统却仍然无法判别,这将对交流系统产生更恶劣的影响。
3.3 仿真分析
针对这一问题,利用南方电网技术研究中心RTDS实时数字仿真系统进行了仿真分析。RTDS仿真系统由用于模拟电网(包括直流系统)一次部分的RTDS实时数字仿真器和天广实际控制保护装置两部分联接构成。
(1)仿真试验一
系统运行方式:双极1 800 MW。
交流侧接线方式:双母联络运行。
#1母线带极1、第一和第三大组交流滤波器、交流系统为一个电压幅值为230 k V的等值交流电压电源,该电源的内阻抗幅值为4.232Ω,阻抗角为84°,短路容量为12.5 GVA(短路比SCR为12 500/1 800=6.94)。
#2母线带极2、第二大组交流滤波器、交流系统为一个电压幅值为230 k V的等值交流电压电源,该电源的内阻抗幅值为5Ω,阻抗角为84°,短路容量为10.58 GVA(短路比SCR为10 580/1 800=5.887)。
手动断开母线联络开关2012后,双极直流系统正常运行,交流侧#1母线和#2母线电压波形如图2所示。
现象分析:母线联络开关断开后,控制系统按上文所述的条件,仍然认为所有小组交流滤波器运行正常,满足无功和滤除谐波的需要。但实际上,对于极1,有第一和第三大组交流滤波器可用,而对于极2,仅有第二大组交流滤波器的三组小组交流滤波器可用,极1将出现无功过剩、而极2却会出现无功不足,所以导致两条母线电压出现较大偏差;同时,极2满负荷运行时产生的谐波无法完全滤除,大量的谐波将流入交流系统。
(2)仿真试验二
系统运行方式:双极1 800 MW。
交流侧接线方式:双母联络运行。
#1母线带极1、第一、第二和第三大组交流滤波器、交流系统为一个电压幅值为230 k V的等值交流电压电源,该电源的内阻抗幅值为4.232Ω,阻抗角为84°,短路容量为12.5 GVA(短路比SCR为12 500/1 800=6.94)。
#2母线带极2、交流系统为一个电压幅值为230 k V的等值交流电压电源,该电源的内阻抗幅值为5Ω,阻抗角为84°,短路容量为10.58 GVA(短路比SCR为10 580/1 800=5.887)。
手动断开母线联络开关2012后,双极直流系统正常运行,交流侧#1母线和#2母线电压波形如图3所示。
现象分析:同上,母线联络开关断开后,控制系统按上文所述的条件,仍然认为所有小组交流滤波器运行正常,满足无功和滤除谐波的需要。但实际上,极2无交流滤波器可用,两条母线电压将出现更大的偏差;同时,极2换流产生的谐波将全部流入交流系统。
(3)仿真结论
广州换流站母线联络开关2012偷跳后,直流站控系统无法识别,对直流系统的运行不会造成直接影响,但其无功控制及谐波问题将对交流系统产生严重影响。
3.4 改进措施
针对这一设计缺陷,在控制系统判断某交流滤波器是否可用时,在上文所述的8个条件的基础上,应再加入母线联络开关、刀闸及所属大组交流滤波器母线侧刀闸的位置条件加以判断,修改后的判断条件(以连于#1母线侧的极为例)如图4所示。
类似地,可以得到某交流滤波器对极2可用的判断条件。
4 结论
随着大批直流输电系统的投运,我国已跨入交直流混合大电网时代,这也更加重视交直流电力系统间的相互作用[7]。交流滤波器是直流输电系统的重要组成部分,可以提供换流所需的无功,并滤除换流产生的谐波,显然,交流滤波器的运行状况,将直接对交直流电力系统产生较大影响。
天广直流输电系统采用直流站控系统根据交流电压、直流负荷和系统无功状况自动控制交流滤波器的投退。但是,逆变侧广州换流站控制系统在判断某交流滤波器是否可用时,存在着一定的缺陷:并未考虑到交流系统接线方式,结合母线联络开关和大组交流滤波器母线侧刀闸的位置进行判断。当母线联络开关偷跳故障时,这一缺陷将导致某极实际可用的交流滤波器不足以提供换流所需的无功,并无法完全滤除换流产生的谐波,将会对交流系统产生不良影响,在RTDS实时数字仿真系统的仿真结果也证明了这一分析。最后,本文对直流站控系统判断交流滤波器是否可用的逻辑提出了改进建议,这对我国目前直流输电系统的运行和未来直流输电工程的实施,有一定的借鉴意义。
参考文献
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[7]徐政.交直流电力系统动态行为分析[M].北京:机械工业出版社,2005.
两组数字值得思索 篇2
侄女是中国政法大学高才生，毕业后做律师工作。她的父亲——我的三哥， 是区机关干部。侄女生性聪颖，调皮得不得了，有很多精彩的故事儿。我开玩笑地说，婚礼上，我就讲讲你小时候淘气的事儿吧？别，别，她说，您是咱们老刘家的文化人，让您说的可不是这些。
一大早，我和爱人早早就来到了京郊一家四星级大酒店。呵，四层很大很大的宴会厅里，摆放着30多张桌子。三哥对我说，来宾少说也有300人，这让我心里着实吃了一惊。惊的不是别的，是在这么多人面前讲话，我心里发怵。
原想随便说说的，到了现场才知道，必须好好措措词，否则讲得驴唇对不上马嘴，那不丢了老刘家的人？再说，也辜负了侄女的厚望啊。
我爱好写散文和歌词，要不就用现成的一段？不行，这么大的场面，别让人觉得咱没水平。紧张之时，我想起了两组数字。对，就是它了！
上场后，说完祝福、祝贺之类的话后，我说，和平寺德禅法师说过这样一组数字：世界60亿人，能够相识，是缘。中国13亿人，能够相识，是缘。北京1600万人，能够相识，是缘。我说，不知道你们俩是怎么认识的，因为没有报告。但是，有一点是肯定的，那就是因缘而识。认识的人中，不都是朋友，还有不少是敌人和坏蛋呢，但认识后不但成为朋友还成为夫妻的，微乎其微，非常不容易，值得一辈子珍惜。
我说，前不久，在参加朋友父母的金婚庆典仪式上，巧的是也让我代表来宾讲几句。那次更是没准备，忙手忙脚地就上了台。突发灵感， 50年是一个什么概念？那是50×12=600个月，是50×365=18250天，是50×365×24=438000个小时！这些数字说说和想想容易，但真正做到不容易，期间，不可能都是顺利、平安，要经过多少风风雨雨和坎坎坷坷啊！但是，他们一路恩爱有加、相敬如宾地走过来了，这不就是一个奇迹吗？同时是一件多么了不起的事啊！
今天，你们因缘而识而爱，希望更要倍加珍惜这份缘和爱，把爱进行到底。
我的讲话，赢得了一片掌声。
时下，有些青年人，说着海誓山盟，干着见异思迁；婚礼办得气派红火，没几天就各奔东西，极不认真，极不严肃，极不负责任。
两组直流系统 篇3
高压直流输电技术根据采用电力电子换流器的类型可分为基于电网换相的常规直流输电系统LCC-HVDC(Line Commutated Converter based High Voltage Direct Current)和基于电压源换流器的柔性直流输电系统VSC-HVDC(Voltage Source Converter based High Voltage Direct Current)。现阶段,常规直流输电技术已较为成熟,其电压等级高、输送容量大,主要用于远距离大规模输电或异步联网。与常规直流相比,柔性直流控制更为灵活,其可以完成有功功率和无功功率的独立控制,且对交流电网具有较好的动态无功支撑能力,非常适用于大规模新能源电能并网。与常规直流相比,柔性直流电压等级较低,传输容量相对较小[1,2,3,4,5,6,7,8]。
根据柔性直流和常规直流各自的特点,在大规模新能源汇集和外送系统中,极有可能出现一种新型的柔性直流与常规直流互联的输电系统。对于柔性直流和常规直流同时存在的混合输电系统,已有较多文献进行了研究,主要关于2种直流的运行特性、相互间的影响以及故障后的恢复策略等[9,10,11,12,13]。文献[9]研究了无源网络中通过VSC-HVDC启动LCC-HVDC的方法,并设计了双馈入直流输电系统(DoubleInfeed HVDC)控制策略,使整个输电系统具有良好的动态和故障恢复能力;文献[10]定量分析了VSC-HVDC对LCC-HVDC的影响,结果表明VSC-HVDC可以有效提高LCC-HVDC的最大有功功率传输,减小暂态过电压,降低LCC-HVDC换相失败风险。
上述研究主要针对VSC-HVDC和LCC-HVDC并联馈入型结构,本文则着重研究VSC-HVDC和LCC-HVDC互联输电系统,这种输电系统主要用于大规模新能源的汇集及外送,而新能源基地通常交流强度较弱。因此,本文着重考虑送端系统可能存在的功率不平衡问题,提出2种直流间的协调策略,充分利用直流系统可控性强、响应速度快的特点,有效提升整个输电系统的安全稳定性。
1 VSC-HVDC和LCC-HVDC互联输电系统结构及特点
为了研究方便,将VSC-HVDC与LCC-HVDC串联输电系统简化为图1所示结构。其中,VSC-HVDC由于可控性强、动态调节能力好,通常被用于大规模风电、光伏基地本地电能的并网和汇集,而LCC-HVDC由于送电规模大、输送距离远,被用于大规模功率由电源基地到受端负荷的输送。
本文所研究的VSC-HVDC与LCC-HVDC互联输电系统包括以下重要特点。
(1)功率流向。通过VSC-HVDC将新能源进行汇集,并和本地交流电网共同为LCC-HVDC外送直流供电。
(2)交流强度。由于新能源基地常常位于电网结构较为薄弱的地区,因此本文研究的拓扑结构中所考虑的本地电网为弱交流系统。
(3)地理位置分布。由于功率汇集的主要目的在于外送,因此考虑VSC-HVDC传输功率不再经过远距离交流网络传输,即VSC-HVDC逆变站与LCC-HVDC整流站位置较近。
(4)VSC-HVDC送端所联交流系统有功调节能力。由于在新能源电厂参与电网功率调节领域已有较多研究成果[14,15],因此本文认为VSC-HVDC送端所联交流系统是具有有功调节能力的。
若2种直流输电系统均采用常规控制器,则整个送出系统中功率的平衡主要依靠本地弱交流电网,而新能源出力随机性较强,仅仅依靠弱交流电网的调节难以保证系统的安全稳定裕度。因此,本文从有功平衡及无功平衡两方面考虑,设计能提高送出系统区域1内稳定性的VSC-HVDC及LCC-HVDC附加控制策略。
2 VSC-HVDC和LCC-HVDC有功附加控制器设计
本文所研究的输电系统中2种直流系统的基本控制策略分别为:LCC-HVDC整流侧采用定电流控制,逆变侧采用定熄弧角控制;VSC-HVDC整流侧采用定有功功率及定交流电压控制,逆变侧采用定直流电压和定无功功率控制。
2.1 有功附加控制器设计
忽略功率传输过程中的损耗,正常运行情况下,根据功率平衡,有:
其中,PLCC为LCC-HVDC外送功率;PVSC为VSC-HVDC向区域1中注入的功率;PG为本地电网向区域1注入的功率。LCC-HVDC和VSC-HVDC在采用常规控制器时保持有功功率恒定。因此,当区域1内出现有功功率不平衡时,系统的频率稳定只能依靠本地电网PG的调节。如果本地系统的调频能力较小,会导致功率波动情况下系统频率偏差过大甚至频率失稳,则这种情况下系统的运行可靠性难以得到保证。基于此,提出LCC-HVDC及VSC-HVDC有功附加控制器,以提升送出系统有功功率平衡能力,维持频率稳定。附加控制器结构框图如图2和图3所示[16,17]。
图2和图3中2种直流系统主控制器分别为LCC-HVDC的定电流控制器以及VSC-HVDC的定有功功率控制器。在附加控制器中,Δf为区域1内的频率偏差信号,Δf=f-fref,K1、K2分别为附加控制器参数。为了避免附加控制器频繁动作,附加控制器还设置有死区环节。加入附加控制器后,2种直流系统的有功-频率特性如图4所示。
在本地电网、LCC-HVDC、VSC-HVDC均进行功率调节的情况下,当注入区域1的功率存在波动ΔP时,有:
其中,KG、KLDC、KVDC分别为电网、LCC-HVDC以及VSC-HVDC的频率调节系数,其值等于各自有功变化量与频率变化量之比的绝对值。可以看出,有功附加控制的引入可以有效提升系统有功功率平衡能力,减小系统频率波动。
2.2 有功附加控制器的协调策略及工作原理
为简化分析,本地电网中仅考虑发电机调速器的功率调节能力,设调速器动作死区为[-Δf0,Δf0],LCC-HVDC有功附加控制动作死区为[-Δf1,Δf1],VSC-HVDC有功附加控制器动作死区为[-Δf2,Δf2]。
为了使设计的有功附加控制器协调工作,设置Δf0<Δf1<Δf2,则系统的有功功率调节可分为以下几个阶段。
阶段1:系统功率平衡,即PLCC=PVSC+PG,频率保持稳定。
阶段2:系统内出现不平衡功率,此不平衡功率可能来自本地电网负荷的增减、VSC送出功率的变化或者其他故障。假设本地电网失部分负荷,则区域1内出现过剩功率ΔP,系统频率增加。
阶段3:频率偏差超过Δf0时,发电机调速器开始作用,减小出力ΔPA以平衡缺失负荷ΔP,若系统可以稳定在新的平衡点f,f[50 Hz-Δf1,50 Hz+Δf1],说明负荷波动可由本地电网平衡,直流功率附加控制器不启动。
阶段4:若本地发电机进行功率调节后,系统频率超过50 Hz+Δf1,说明功率波动难以被本地电网平衡,则LCC-HVDC有功附加控制器启动。附加控制器根据区域1内频率偏差调整整流侧电流整定值,增大LCC-HVDC有功功率传输容量,以平衡区域1内的过剩功率。若此阶段系统频率可以稳定在f[50 Hz-Δf2,50 Hz+Δf2],则VSC-HVDC有功附加控制不启动。
阶段5:若在本地电网和LCC-HVDC有功附加控制器作用下频率依然上升超过50 Hz+Δf2,VSC-HVDC有功附加控制器启动。根据其有功-频率特性曲线,区域1频率上升时,VSC-HVDC在附加控制器作用下减小输送容量,进一步平衡区域1内的过剩功率。
当系统的不平衡功率消失时,各有功附加控制器的退出过程与上述5个阶段时序相反,VSC-HVDC附加控制首先退出,LCC-HVDC附加控制随后退出。系统频率从升高到恢复的整个过程中控制器的投切时序关系如图5所示。当系统内出现功率缺额时的分析与上述5个阶段类似,各控制器投切过程示意图与图5关于t轴对称,此处不再赘述。
3 VSC-HVDC与LCC-HVDC无功功率协调
LCC-HVDC在传输有功功率的同时,会消耗相当于40%~60%有功容量的无功功率,这部分功率通常由换流站的无功补偿装置及滤波器提供。因此,当LCC-HVDC进行有功功率调节时(输送有功功率变化时),为了维持换流站母线电压,无功补偿装置和滤波器需要进行相应的投切。无功补偿装置的投切是一种阶梯式不连续的调节方式,频繁投切滤波器不仅影响其自身寿命,更可能引起电压的大幅度波动。
在VSC-HVDC与LCC-HVDC串联系统中,由于VSC-HVDC具备无功控制能力,且其逆变站地理位置距离LCC-HVDC整流站较近,因此可以通过VSC-HVDC的无功调节能力在LCC-HVDC进行有功功率调节时为其提供无功支撑,起到稳定LCC-HVDC整流侧换流母线电压的作用。VSC-HVDC的这种调节方式相当于起到了静止无功补偿器(STATCOM)的作用,可以避免LCC-HVDC整流侧无功补偿装置的频繁投切。
为了实现上述目的,在VSC-HVDC逆变侧增加无功附加控制器,控制器如图6所示。
图6中,ΔU=U-Uref,Uref和U分别为LCC-HVDC整流侧换流母线参考电压和实际电压;Kv为无功附加控制器比例系数。当LCC-HVDC换流母线电压偏差ΔU越过死区[-ΔU0,ΔU0]时,无功附加控制器启动。若实际电压小于参考电压,VSC-HVDC按一定比例输出无功功率,反之,VSC-HVDC吸收无功功率。此外,为保证无功调节不影响有功功率的传输,对附加控制器输出设置限幅环节。VSC-HVDC的无功-电压特性见图7。
VSC-HVDC无功附加控制器工作原理如下。
当LCC-HVDC进行有功调节,外送有功功率增加ΔP时,其换流站相应地需要增加无功功率ΔQ,若保持换流站内无功补偿装置不投切,则换流母线电压下降ΔU,当电压跌落超过VSC-HVDC无功附加控制器死区时,VSC-HVDC调节逆变侧定无功功率控制器整定值,增大无功功率输出,维持LCC-HVDC换流站母线电压稳定。当LCC-HVDC外送有功功率减少时,通过类似的分析可知VSC-HVDC无功附加控制器同样可以维持LCC-HVDC换流站母线电压水平。
当系统内存在过剩功率时,各有功、无功附加控制器动作时序如图8所示。从上述分析可知,本文设计的VSC-HVDC和LCC-HVDC有功、无功附加控制器并不是单独存在的,两者协调配合可以有效提高送端系统频率及电压稳定性。
4 仿真验证
为验证本文所提VSC-HVDC与LCC-HVDC协调控制策略的有效性,在仿真软件PSCAD/EMTDC中搭建如图1所示的系统,其中LCC-HVDC采用单极输电方式。本地电网由7台参数相同的发电机构成,系统主要参数见表1—3(表3中电抗为标幺值)。
正常运行时,交流系统电压345 k V,频率50 Hz,本地电网出力600MW,VSC-HVDC输送容量400MW,两者共同向LCC-HVDC供电,LCC-HVDC传输容量1 000 MW,区域1内功率平衡,系统频率保持稳定。正常状况下的仿真结果如图9所示。图中,f为区域1频率信号。
为验证本文所提LCC-HVDC和VSC-HVDC功率附加控制器的效果,仿真设置2 s时VSC-HVDC输送容量由400 MW降低至250 MW。VSC-HVDC和LCC-HVDC均无附加控制时,仿真结果如图10所示。
由图10可以看出,VSC-HVDC输送功率减小后,区域1内出现150 MW功率缺额。由于LCC-HVDC、VSC-HVDC均采用定功率输送,因此功率缺额全部由本地电网承担,而本地电网强度较小,调节容量有限,因此系统频率持续下降,最终崩溃。
在LCC-HVDC和VSC-HVDC中加入有功附加控制器,控制器主要参数如表4所示,仿真结果如图11所示。
由图11可以看出,加入附加控制器后系统可以保持稳定,频率最终维持在49.43 Hz左右。这是因为当系统频率下降时,LCC-HVDC和VSC-HVDC共同作用,通过调节自身传输容量与本地电网一起平衡区域1内的功率缺额。系统稳定时,本地电网出力由原来的600 MW变为692.5 MW,增加出力92.5 MW;LCC-HVDC输送容量由1 000 MW变为965 MW,减少外送35 MW;VSC-HVDC输送容量由250 MW增加至272.5 MW,增加输送22.5 MW。在有功附加控制器作用下,本地电网、LCC-HVDC、VSC-HVDC共同承担了系统150 MW的功率缺额,保证系统的功率平衡,提升了稳定性。
进一步分析各控制器动作时序,LCC-HVDC和VSC-HVDC有功附加控制器输出如图12所示(图中uL和uV为标幺值)。可以看出,在2.0~2.2 s的功率不平衡初始阶段,两附加控制器均未动作,系统依靠本地电网进行功率平衡。当频率偏差超过LCC-HVDC有功附加控制器动作死区后,依靠本地电网难以保证频率在合理范围内,LCC-HVDC附加控制器首先动作。2.2~2.5 s,LCC-HVDC有功附加控制投入后频率依然下降,超过VSC-HVDC有功附加控制动作死区,VSC-HVDC有功附加控制器开始动作。最终,本地电网、LCC-HVDC及VSC-HVDC共同配合,使系统保持稳定。
值得注意的是,VSC-HVDC和LCC-HVDC附加控制对于系统内不平衡功率的补偿量主要取决于两者输入频率偏差信号动作死区以及各自频率调节系数KLDC、KVDC的设置。若希望VSC-HVDC尽量保证自身功率传输,不参与功率平衡,可以增大LCC-HVDC调节系数KLDC,减小本身调节系数KVDC,增大本身输入信号频率偏差死区范围。
无功功率协调配合方面,若VSC-HVDC逆变侧仅采用常规定无功功率为0 Mvar,在进行有功功率平衡的同时,LCC-HVDC整流侧换流母线电压及VSC-HVDC逆变侧输出无功功率如图13所示。图中uLCC为LCC-HVDC整流侧换流母线电压,QVSC为VSC-HVDC逆变侧输出无功功率。
从图13中可以看出,在有功平衡的过程中VSC-HVDC逆变侧输出无功一直保持为0 Mvar,不考虑LCC-HVDC换流站本身无功补偿装置的投切,2.2 s后LCC-HVDC有功功率输送容量减小,而系统无功并没有相应地变化,因此LCC-HVDC整流侧换流母线电压升高至362 k V。
由于VSC-HVDC逆变站离LCC-HVDC整流站位置较近,因此可以发挥VSC-HVDC无功调节的能力,在其常规定无功控制器基础上增加无功附加控制器,以减小LCC-HVDC整流侧换流母线电压波动。加入无功附加控制器后,仿真结果如图14所示。
由图14可以看出,增加无功附加控制器后,当LCC-HVDC整流侧电压升高时,VSC-HVDC逆变侧吸收多余无功功率,以保证电压稳定在额定运行点。通过VSC-HVDC无功附加控制器的作用,LCC-HVDC整流侧换流母线电压最大幅值为358 k V,相比没有无功附加控制时减小4 k V,有效减小了LCC-HVDC整流侧换流母线电压的波动。
上述仿真说明本文所提的LCC-HVDC与VSC-HVDC有功附加控制可以共同提高系统有功平衡能力,同时VSC-HVDC无功附加控制器可以有效配合LCC-HVDC的有功功率调整,维持其换流母线的电压水平。
5 结论
a.本文针对一种新型的LCC-HVDC与VSC-HVDC互联输电系统,分别设计了LCC-HVDC和VSC-HVDC有功附加控制器。通过有功附加控制器改变直流的输送容量,可以有效提升系统有功功率平衡能力,改善频率稳定性。同时,通过设置合适的死区和控制器参数,可以使平衡功率在LCC-HVDC和VSC-HVDC之间合理分配,使两者协调运行。
b.考虑到LCC-HVDC本身不具备无功功率调节能力,本文还设计了VSC-HVDC无功附加控制器。当LCC-HVDC改变输送容量以维持系统内有功功率平衡时,VSC-HVDC无功控制器发出/吸收无功功率,起到STATCOM的作用,以改善LCC-HVDC整流侧换流母线电压稳定性。仿真表明本文设计的附加控制器对LCC-HVDC与VSC-HVDC互联系统内的有功、无功平衡具有较好的控制效果。
摘要：对一种新型的柔性直流与常规直流互联输电系统进行了研究,针对常规直流送端可能出现的功率不平衡问题,提出了常规直流和柔性直流功率附加器的协调控制策略。该策略通过2种直流有功附加控制器来提高区域内有功功率平衡能力,针对常规直流进行有功功率调节时换流站无功不平衡引起的电压波动问题,设计了柔性直流无功附加控制器。最后,通过仿真验证了协调策略的有效性,结果表明所设计的有功-无功附加控制器能够相互配合,有效提升整个系统的功率平衡能力。
两组直流系统 篇4
多端直流输电系统由3个或3个以上的换流站及连接换流站之间的高压直流输电线路组成[1,2]。与两端直流输电系统相比,多端直流输电系统能够实现多电源供电、多落点受电,输电方式更为灵活、快捷;但由于其控制保护、设备制造等更为复杂,许多关键问题尚未得到合理解决[3,4,5,6,7,8,9,10,11]。多端直流输电系统在大扰动下的性能研究,主要可分为交流系统故障和直流侧故障两大类[12]。中国大容量远距离直流输电系统中,直流侧故障约占直流系统故障的50%[13]。为了快速清除直流侧故障,减轻直流系统直流侧故障对交流系统的影响,多端直流输电系统有必要装设直流断路器。但从目前发展状况来看,虽然直流断路器的研发测试已经取得了较大的突破,但尚未在工程中广泛使用[14,15]。因此,在不使用直流断路器的情况下,研究多端直流输电系统直流侧发生故障时的控制策略与保护措施,提高交直流输电系统的运行稳定性,具有十分重要的意义。
本文根据多端直流输电系统的运行特性,采用常规交流断路器代替直流断路器[16],利用PSCAD/EMTDC软件建立了双极四端直流输电系统仿真模型,提出了四端直流输电系统在直流输电线路不同故障点下的控制保护策略及其动作时序。
1 测试系统结构
多端直流输电系统由多个换流站和多条直流输电线路组成,根据运行条件和工程设计要求,可以采用不同的拓扑结构和接线方式。并联放射式的双极四端直流输电系统结构如图1所示,包括2个双极12脉动整流站(整流站Ⅰ、整流站Ⅱ)和2个双极12脉动逆变站(逆变站Ⅰ、逆变站Ⅱ),每个换流站由交流滤波器、换流变压器、12脉动换流器、平波电抗器、直流滤波器和接地极构成。整流站Ⅰ与整流站Ⅱ之间的距离为500km;整流站Ⅱ与逆变站Ⅰ之间的距离为1 000km;逆变站Ⅰ与逆变站Ⅱ之间的距离为500km。
2 控制系统模型
本文所述的多端直流输电系统是两端直流输电系统的简单扩展,因此可沿用两端直流输电系统的控制结构与策略。基于国际大电网会议(CIGRE)直流输电标准测试系统控制方式,图1所示的四端直流输电系统将逆变站Ⅱ用于控制系统直流电压,采用定关断角与定电流控制;逆变站Ⅰ配置定电压与定电流控制以及定关断角与定电流控制2套可切换控制方式,其中定电压控制用于电压限幅;整流站Ⅰ和整流站Ⅱ采用定电流控制和最小触发角限制。一般工况下,逆变站Ⅰ采用定电压与定电流控制,此时系统各换流站控制特性如图2所示。当因一些系统故障引起逆变站Ⅱ闭锁时,为保证系统始终有一个换流站控制直流电压,逆变站Ⅰ的控制方式将切换至定关断角与定电流控制,用于控制直流电压。
多端直流输电系统需要多个换流站同时控制直流电流,因此有必要设计一个上层控制器来计算和分配电流指令。设计的基本原则为所有换流站电流指令之和为0,即∑Iord=0。每个换流器所存在的直流电流限制很可能影响上述设计原则,设计过程中,特别需要将其考虑在内。上层控制器的结构框图如图3所示[5],其中:IrecⅠ,IrecⅡ,IinvⅠ和IinvⅡ分别表示整流站和逆变站的直流电流指令变量;IorecⅠ,IorecⅡ,IoinvⅠ和IoinvⅡ分别表示整流站和逆变站直流电流指令的给定值;直流电流指令比例系数Ki(i=1,2,3,4;∑Ki=1)可以根据各换流站的交流系统强度和功率裕量变化[6];由于限幅环节的存在,整流站直流电流整定值的总和与逆变站的直流电流值可能存在不平衡,采用积分反馈方式可消除这种不平衡。
3 直流侧故障时的控制保护策略
图4给出了双极四端直流输电系统简图,每个换流站分别表示四端系统每一端的正负极换流站,S1,S2,S3,S4表示直流侧常规交流断路器。针对f1,f2,f3处分别发生暂时性故障和永久性故障的情况,本文提出了相应的控制保护策略。
3.1 直流线路暂时性故障
当f1,f2或f3处发生直流线路暂时性故障时,可采用相同的控制保护策略。具体控制时序如下:当检测到故障时,相应极的整流站Ⅰ和整流站Ⅱ的触发脉冲强制移相至120°~150°,转入逆变运行状态,经过一段无电流时间(0.2~0.5s)充分去游离后,解除强制移相并重启动。如果一次重启动失败,则表示故障仍然存在,再进行多次全压重启动和一次降压启动,全压重启动次数按照所连交流系统强度和直流系统承受能力确定。如果重启动次数超过所设定的次数,可认为是永久性故障。
3.2 直流线路永久性故障
本文以系统重启动次数为依据,将重启动次数少于设定次数的故障情况定为暂时性故障,多于设定次数的视为永久性故障。
3.2.1 AB线路内f1处发生永久性故障
当最后一次重启动失败时,将整流站Ⅰ和整流站Ⅱ的触发脉冲再次移相至120°~150°,当流过常规交流断路器S1的电流减小至0时,断开S1并闭锁相应极整流站Ⅰ的触发脉冲,常规交流断路器S2,S3,S4保持闭合状态。解除整流站Ⅱ的强制移相后,剩余的3个故障极换流站重启动。整流站Ⅰ所损失的功率可以由其余换流站的过载运行来补偿。
3.2.2 BC线路内f2处发生永久性故障
最后一次重启动失败后,将整流站Ⅰ和整流站Ⅱ的触发脉冲移相至大于90°的某个角度,待各换流站的直流电流和直流电压均降低至最小值时,先将故障极的整流站Ⅰ和整流站Ⅱ闭锁,再闭锁相应极的逆变站Ⅰ和逆变站Ⅱ。
3.2.3 CD线路内f3处发生永久性故障
判定为永久性故障后,将触发脉冲移相至120°~150°,当流过常规交流断路器S4的电流减小至0时,断开S4并闭锁相应极逆变站Ⅱ的触发脉冲,常规交流断路器S1,S2,S3保持闭合状态。解除整流站Ⅰ和整流站Ⅱ的强制移相后,剩余的3个故障极换流站重启动。
由于多端直流输电系统要求至少有1个换流站控制直流电压,因此在断开S4的同时将逆变站Ⅰ的控制方式从定电压与定电流控制切换为定关断角与定电流控制,使其控制直流电压。
4 仿真验证
本文运用PSCAD/EMTDC软件对图1所示的双极四端直流输电系统进行仿真。设置电流指令比例系数K1∶K2∶K3∶K4的值为1∶3∶2∶2;整流站Ⅰ、整流站Ⅱ、逆变站Ⅰ和逆变站Ⅱ的额定电流值分别为1kA,3kA,2kA,2kA,每极每站过载能力为33%。系统采用标幺制形式,直流电压和直流功率的基准值分别为800kV和800MVA;稳态下,整流站Ⅰ、整流站Ⅱ、逆变站Ⅰ和逆变站Ⅱ的直流功率标幺值分别为1,3,2,2。直流线路故障发生在t=0.1s时刻,触发脉冲强制移相角为120°。如果发生暂时性故障,设定0.3s作为线路去游离时间;如果发生永久性故障,故障发生后0.6s(包含一次重启动失败和去游离时间)故障极直流侧相应交流断路器动作。
4.1 直流线路暂时性故障的响应特性
当f1,f2或f3处发生暂时性故障时,虽然不同故障点在故障时刻对每个换流站引起的直流电流、直流电压以及功率的影响有所不同,但由于采用相同的控制保护策略,其响应特性基本相似。下面以f1处发生暂时性故障为例给出故障响应特性。图5为距离A端250km处发生暂时性金属接地故障时,故障极换流站的直流电压和直流功率,以及常规交流断路器上流过电流的响应特性曲线。从图5可以看出,t=0.1s发生故障后,直流电压和直流功率瞬时减小,流经直流侧交流断路器S1和S2的直流电流瞬间增大。当检测到线路故障后,两整流站触发角强制移相至120°,直流电流快速减小至0。经过0.3s线路去游离后故障极强制移相解除,故障极重启动,直流电压经0.1s基本达到稳定状态,直流电流和直流功率经0.35s重新回到稳定状态。故障恢复后,故障极每个换流站的输入/输出功率与故障前相同,直流系统的传输功率保持不变。从上述分析可以看出,当直流侧发生暂时性故障时,系统恢复速度较快,并且能够在不过载的情况下,满足系统功率传输要求,对整个交直流系统影响较小。
4.2 直流线路永久性故障的响应特性
4.2.1 f1处发生永久性线路故障时的响应特性
图6给出了距离A端250km处发生永久性金属接地故障时,故障极换流站的直流电压和功率,以及常规交流断路器上流过电流的响应特性曲线。从图6可知,t=0.1s发生故障后,直流电压和直流功率快速减小,流经整流站侧S1和S2的直流电流瞬间增大。当检测到线路故障后,两整流站触发强制移相,直流电流快速减小至0。经过0.3s线路去游离后故障极强制移相解除,但由于此时故障仍存在,导致重启动失败,再次触发强制移相。t=0.7s时,流过常规交流断路器S1的直流电流在零值附近有较小波动,在直流电流过零点时断开S1,将整流站Ⅰ和AB直流线路段与系统隔离。t=0.7s后,解除故障极强制移相并重启动,为保证功率的正常输送,同时尽量减少流经接地极的电流,上层控制器和极电流平衡控制器将自动分配各换流站电流整定值。重启动后经0.25s直流电压基本达到稳定,经0.5s直流电流和直流功率亦重新回到稳定状态。逆变站Ⅰ和逆变站Ⅱ输入功率分别达到2,整流站Ⅱ的输出功率则达到4,故障极在故障恢复后所传输的功率与稳定运行条件下相同,且各换流站均未超出过载限制。可见,在另一极输送功率不变的情况下,依靠故障极整流站Ⅱ在允许范围内的过载运行,可维持整个直流系统的输送功率基本不变。
4.2.2 f3处发生永久性线路故障时的响应特性
图7给出了距离C端250km处发生永久性金属接地故障时,故障极换流站的直流电压和功率,以及常规交流断路器上流过电流的响应特性曲线。从图7可以看出,t=0.1s后,系统检测到线路故障立即触发整流站Ⅰ和整流站Ⅱ的强制移相,直流电流快速减小至0。经过0.3s线路去游离后故障极解除强制移相,但由于此时故障仍存在,导致重启动失败,再次触发强制移相。t=0.7s时,流过常规交流断路器S4的直流电流为0,断开断路器S4,将逆变站Ⅱ和CD直流线路段与系统隔离。t=0.7s后,解除故障极强制移相并重启动,重启动过程中上层控制器和极电流平衡控制器将自动分配各换流站电流整定值。重启动后直流电压经0.15s基本达到稳定状态,直流电流和直流功率经0.45s重新回到稳定状态。整流站Ⅰ和整流站Ⅱ输出功率分别达到1和1.67,逆变站Ⅰ输入功率达到2.67。通过余下换流站和另一极的过载运行,整个直流系统的输送功率为6.67,输送能力仅下降16.6%,仍能较好地满足功率输送要求,有利于维持所连交流系统的稳定性。
摘要：在多端直流输电系统中使用直流断路器有利于故障的快速切除,但目前直流断路器的制造工艺尚不成熟,难以在工程中推广应用。文中在直流输电系统直流侧采用常规交流断路器作为直流断路器的替代方案,提出了一种针对多端直流输电系统直流侧故障的控制保护策略。利用PSCAD/EMTDC软件建立了±800kV双极四端直流输电系统仿真模型,并进行了仿真。仿真结果表明,基于常规交流断路器的多端直流输电系统控制保护策略能够实现系统故障后的快速恢复,较好地满足功率输送要求,有效提高所连交流系统的稳定性。
两组直流系统 篇5
工业技术的不断发展,在很大程度上得益于电机理论及其控制技术的不断发展。上个世纪80年代以来,电动机作为电能与机械能之间转换的重要设备,在国民经济的各个领域和人民日常生活中获得广泛应用。假如把电力传动或电力拖动设备视为一个整体,电动机则是整体的“心脏”,为这个整体的运转提供动力来源。在全球能源匮乏、降低能耗被提上各个行业发展趋势的大背景下,高效率、智能化电机技术将成为电动机行业发展的最终目标。
电动机按照工作电流分为直流电动机和交流电动机,与交流电动机相比直流电动机具有输出转矩高、功率特性好、调速稳定等优点,在一些高精度的需求场合直流电动机具有广泛应用。有刷直流电动机采用机械电刷改变各个绕组的电流方向,具有噪声大、易产生电火花及无线干扰等问题。针对有刷直流电动机弊端,1917年,Boliger提出以电子换相(整流管)取代机械换相(电刷)的技术,从此国内外学者开始对无刷直流电动机的本体及控制技术开展大量的研究工作。伴随电力电子技术的不断进步,大功率电力电子器件(GTR、IGBT等)相继问世,以及钕铁硼等永磁材料的应用,均为无刷直流电动机技术的高速发展奠定基础。如今无刷直流电动机技术集电机理论、变速机构、位置检测及控制理论等于一体,在航空航天、智能开关驱动机构、高精密机床执行元件、医疗卫生等领域具有大量应用。
1 BUCK变换无刷直流电动机模型
无刷直流电动机通常采用三相六状态120°导通的控制方式,在整个360°电角度一个周期内具有六种工作状态。绕组导通方式根据输出转矩优先原则,每个时刻三相绕组种的两个导通,BUCK变换控制方式下三相全桥驱动系统结构如图1所示。
在BUCK变换控制方式下,三相全桥中的6个功率管不需要进行PWM调制,在控制过程中仅起到换相作用。直流母线电压ud的表达式为:
式中:uin为BUCK变换器输入端的电压,D为BUCK变换器开关管的占空比。
无刷直流电动机的三相绕组平衡方程为:
式中:ua、ub、uc为无刷直流电动机三相绕组的相电压;ia、ib、ic为无刷直流电动机三相绕组的相电流;、R为无刷直流电动机三相绕组的相电阻;L为无刷直流电动机三相绕组的相电感;ea、eb、ec为无刷直流电动机三相绕组的相反电动势;un为中性点电压。
2 BUCK直流变换
根据输入与输出之间是否具有电气隔离可以将直流变换器分为直流变换器(无电气隔离)和有隔离直流变换器两种。根据使用功率管个数又可以将直流变换器分为单管直流变换器、双管直流变换器和四管直流变换器,其中单管直流变换器分为压降式(BUCK)直流变换器、升压式(BOOST)直流变换器、库克式(CUK)直流变换器、升降压式(BUCK-BOOST)直流变换器、瑞泰式(ZETA)直流变换器、赛皮克式(SEPIC)直流变换器等;BUCK直流变换器和BOOST直流变换器是最基础的直流变换器,其他形式的直流变换器都是从中派生而来的。
BUCK直流变换器是一种将输出电压转变成小于或等于输入电压的单管非隔离直流变换器。BUCK直流变换器的主电路由二极管D、开关管T、LC并联构成的输出滤波电路组成,电路图如图2所示。BUCK直流变换器电路的电源为电压源性质,负载为电流源性质,电路实现将直流电压Ui转变成较小的直流电压Uo的功能。
在分析BUCK直流变换器稳定状态下特性,对公式的推导过程进行简化,并作如下假设:
(1)电路中开关管和二极管为理想元件,能够在瞬间导通和截至,同时没有导通压降和截至漏电流;
(2)电感为理想元件,电感工作在线性未饱和区域,且寄生电阻为零;
(3)电感和电容为理想元件,电容的等效串联电阻为零;
(4)输出电压纹波系数低,纹波电压与输出电压相比可以忽略不计。
根据流过电感中的电流是否连续,BUCK直流变换器具有连续导电模式、不连续导电模式及临界模式三种工作状态。连续导电模式是指流过输出滤波电感的电流总大于零,不连续导电模式是指在开关管关断的期间内有流过输出滤波电感电流为零的情况。在连续导电和不连续导电两种工作方式之间有一个边界,称为电感电流临界连续状态,即在开关管关断的末期,输出滤波电感的电流刚好降为零。
BUCK直流变换器连续工作模式下开关管T导通,续流二极管由于反向偏置而截止,电容C开始充电,直流输入电源Uin利用电感L为负载供电。T导通过程,流经电感的电流iL线性增加,磁场的能量也不断增加。负载电阻两端电压Uo上正下负,流过的电流为io。BUCK直流变换器T导通时电路如图3所示。
在稳态分析过程中,假设输出滤波电容足够大,输出电压波形可以看成是平直的。因为稳态过程中电容的平均电流为0,所以BUCK直流变换器的电感平均电流与输出电路平均电流大体相等,即为io。在连续导电状态下电感的电流一直大于0,所以前一个周期结束到下一个周期开始的过程电流为连续的。BUCK直流变换器连续模式下的理论工作波形如图4所示。
3 BUCK直流变换仿真
根据BUCK直流变换器仿真需求,利用MATLAB软件SIMULINK模块中的PSB工具箱对BUCK直流变换器进行建模。PSB工具箱内部集成了很多电力系统器件模型,搭建的仿真模型与实际电路相似,为建模、仿真和数据分析提供便利条件。通过Multimeter、Bus Selector及Scope等模块对电压和电流信号进行检测、显示。搭建BUCK直流变换器仿真模型如图5所示,在含有开关管的MATLAB仿真模型中,为了获得较好的仿真效果和较快在仿真速度,通常选择刚性积分仿真算法。
BUCK直流变换器仿真输入电压为200V,输出电压50V,纹波电压为输出电压的0.2%,负载电阻为20Ω,对工作频率20k Hz进行仿真,结果如图6所示。图6从上向下依次是开关管门极触发脉冲、电感电压、电感电流、输出电压、开关管电流和二极管电流,各个波形与图4的理论波形规律一致。
4 结论
无刷直流电动机在国民经济的各个领域广泛应用,其驱动系统直流转换是控制系统设计必须考虑的问题。分析了BUCK直流变换器输出特性,利用MATLAB进行建模仿真分析,表明所建立模型的合理性,本文的研究内容对无刷直流电机驱动系统设计具有一定的参考性。
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