留言板

尊敬的读者、作者、审稿人, 关于本刊的投稿、审稿、编辑和出版的任何问题, 您可以本页添加留言。我们将尽快给您答复。谢谢您的支持!

姓名
邮箱
手机号码
标题
留言内容
验证码

交流系统短路比和阻抗角对模块化多电平高压直流输电系统低频段振荡模态的影响

庞博 郭春义 王燕宁 林欣

庞博, 郭春义, 王燕宁, 等. 交流系统短路比和阻抗角对模块化多电平高压直流输电系统低频段振荡模态的影响[J]. 现代电力, 2022, 39(2): 151-159. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0081
引用本文: 庞博, 郭春义, 王燕宁, 等. 交流系统短路比和阻抗角对模块化多电平高压直流输电系统低频段振荡模态的影响[J]. 现代电力, 2022, 39(2): 151-159. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0081
PANG Bo, GUO Chunyi, WANG Yanning, etc. Impact of AC System Short-Circuit Ratio and Impedance Angle on Low Frequency Oscillation Mode in MMC-HVDC System[J]. Modern Electric Power, 2022, 39(2): 151-159. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0081
Citation: PANG Bo, GUO Chunyi, WANG Yanning, etc. Impact of AC System Short-Circuit Ratio and Impedance Angle on Low Frequency Oscillation Mode in MMC-HVDC System[J]. Modern Electric Power, 2022, 39(2): 151-159. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0081

交流系统短路比和阻抗角对模块化多电平高压直流输电系统低频段振荡模态的影响

doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0081
基金项目: 国家电网公司科技项目(5100-202055001A-0-0-00)。
详细信息
    作者简介:

    庞博(1998),女,硕士研究生,研究方向为柔性直流输电,E-mail:pang0506hf@163.com

    郭春义(1984),男,博士,副教授,通信作者,研究方向为直流输电、FACTS等,E-mail:chunyiguo@gmail.com

    王燕宁(1996),女,硕士研究生,研究方向为柔性直流输电,E-mail:wangyanning913@163.com

    林欣(1997),女,硕士研究生,研究方向为柔性直流输电,E-mail:lin970815@163.com

  • 中图分类号: TM73

Impact of AC System Short-Circuit Ratio and Impedance Angle on Low Frequency Oscillation Mode in MMC-HVDC System

Funds: Project Supported by State Grid Corporation of China(5100-202055001A-0-0-00).
  • 摘要: 模块化多电平高压直流输电(modular multilevel converter based high voltage direct current, MMC-HVDC)在多种场景得到应用,围绕交流系统短路比和阻抗角对MMC-HVDC系统低频段振荡模态的影响展开研究,首先建立了两端MMC-HVDC的小干扰模型;然后研究了交流系统短路比和阻抗角对其小干扰稳定性的影响,探讨了弱交流系统和低阻抗角可能引发的MMC-HVDC系统在低频段的振荡现象;最后研究了低频段振荡模态的特征,并在此基础上研究了利用控制系统参数的调节方法来抑制可能出现的低频段振荡现象,以期为MMC-HVDC系统的工程运行提供一定的理论指导。
  • 图  1  MMC-HVDC系统结构

    Figure  1.  Structural drawing of MMC-HVDC system

    图  2  MMC-HVDC系统等效电路

    Figure  2.  Equivalent circuit diagram of MMC-HVDC system

    图  3  小干扰模型验证

    Figure  3.  Verification of small interference model

    图  4  SCR1逐渐减小(整流站阻抗角φ1=85°)时系统的特征根轨迹

    Figure  4.  Characteristic root locus of the system when SCR1 gradually decreases (φ1=85°)

    图  5  SCR2逐渐减小(φ1=85°)时系统的特征根轨迹

    Figure  5.  Characteristic root locus of the system when SCR2 gradually decreases (φ1=85°)

    图  6  SCR1逐渐减小(φ1=85°)时整流站仿真波形

    Figure  6.  Simulation waveform result of rectifier station when SCR1 gradually decreases(φ1=85°)

    图  7  SCR1=2.5时主导模态的参与因子

    Figure  7.  Participation factor of the dominant mode when SCR1 is equal to 2.5

    图  8  SCR1= 2.5时主导模态控制参数的灵敏度分析

    Figure  8.  Sensitivity analysis of dominant mode control parameters when SCR1 is equal to 2.5

    图  9  kp1_R从0.3增大到3时主导模态特征根轨迹

    Figure  9.  Characteristic root locus of the dominant mode when the value of kp1_R increases from 0.3 to 3

    图  10  kp1_R取值从0.3增大到1时整流站仿真波形

    Figure  10.  Simulation result of rectifier station when the value of kp1_R increases from 0.3 to 1

    图  11  φ1逐渐减小(SCR1=2.7)时系统的特征根轨迹

    Figure  11.  Characteristic root locus of the system when φ1 decreases gradually (SCR1 is equal to 2.7)

    图  12  φ2逐渐减小(SCR2=2.7)时系统的特征根轨迹

    Figure  12.  Characteristic root locus of the system when φ2 decreases gradually (SCR2 is equal to 2.7)

    图  13  φ1逐渐减小(SCR1=2.7)时整流站仿真波形

    Figure  13.  Simulation result of rectifier station when φ1 gradually decreases(SCR1 is equal to 2.7)

    图  14  φ1=80°时主导模态的参与因子

    Figure  14.  Participation factor of the dominant mode when φ1 is equal to 80°

    图  15  φ1=80°时主导模态控制参数的灵敏度分析

    Figure  15.  Sensitivity analysis of dominant mode control parameters when φ1 is equal to 80°

    图  16  kp1_R取值从0.3增大到3时主导模态特征根轨迹

    Figure  16.  Characteristic root locus of the dominant mode when the value of kp1_R increases from 0.3 to 3

    图  17  kp1_R取值从0.3增大到1时仿真波形

    Figure  17.  Simulation result of rectifier station when the value of kp1_R increases from 0.3 to 1

    表  1  MMC系统的主电路和控制参数

    Table  1.   Main circuit and control parameters of MMC system

    参数数值
    额定容量/MW1000
    额定直流电压/kV±500
    交流系统短路比SCR1、25.0
    交流系统阻抗角/(°)85
    联接变压器漏抗/pu0.15
    桥臂电感/H0.05
    子模块电容/F0.01
    桥臂子模块个数234
    直流线路长度/km500
    直流线路单位长度电阻/(Ω/km)0.0127
    直流线路单位长度电感/(mH/km)0.88
    直流线路单位长度电容/(μF/km)0.013
    锁相环带宽,阻尼比/ HzBWPLL =10, ξPLL=0.707
    外环直流电压,有功,无功控制带宽/HzBWUdc = 7, BWP = 7, BWQ =7
    内环电流控制带宽,阻尼比/HzBWin =50, ξin=0.707
    环流抑制控制带宽,阻尼比/HzBWCCSC =60, ξCCSC=0.707
    下载: 导出CSV

    表  2  MMC-HVDC系统变量及含义

    Table  2.   Variables and meanings of MMC-HVDC system

    变量含义
    uc_dc子模块电容电压直流分量
    uc_1duc_1q子模块电容电压基频分量
    uc_2d,、uc_2q子模块电容电压二倍频分量
    uc_3x, uc_3y子模块电容电压三倍频分量
    Idc直流电流
    Isd, Isq交流电流的d轴、q轴分量
    Icird, Icirq二倍频环流的d轴、q轴分量
    Isdm, Isqm内环电流控制的d轴、q轴电流参考值
    Utdm, UtqmPCC处电压UtdUtq经测量环节所得的电压测量值
    Utqm_PLL相环对PCC处q轴电压分量Utq的测量值
    x1, x2, x3, x4主控制器中4个比例积分环节误差信号
    对时间的积分
    f1, f2环流抑制控制器中两个积分环节
    x5交流电压Usq积分
    xpll角频率偏差量积分
    PrefQrefUdcref有功、无功功率、直流电压参考值
    Udc直流电压
    Ucf直流线路对地电容电压
    下载: 导出CSV
  • [1] 徐政, 薛英林, 张哲任. 大容量架空线柔性直流输电关键技术及前景展望[J]. 中国电机工程学报, 2014, 34(29): 5051−5062.

    XU Zheng, XUE Yinglin, ZHANG Zheren. VSC-HVDC technology suitable for bulk power overhead line transmission[J]. Proceedings of the CSEE, 2014, 34(29): 5051−5062(in Chinese).
    [2] 汤广福, 贺之渊, 庞辉, 等. 柔性直流输电工程技术研究、应用及发展[J]. 电力系统自动化, 2013, 37(15): 3−14.

    TANG Guangfu, HE Zhiyuan, PANG Hui, et al. Research, application and development of VSC-HVDC engineering technology[J]. Automation of Electric Power Systems, 2013, 37(15): 3−14(in Chinese).
    [3] 王姗姗, 周孝信, 汤广福, 等. 模块化多电平电压源换流器的数学模型[J]. 中国电机工程学报, 2011, 31(24): 1−8.

    WANG Shanshan, ZHOU Xiaoxin, TANG Guangfu, et al. Modeling of modular multi-level voltage source converter[J]. Proceedings of the CSEE, 2011, 31(24): 1−8(in Chinese).
    [4] NAMI A, LIANG J, DIJKHUIZEN F, et al. Modular multilevel converters for HVDC applications: review on converter cells and functionalities[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2015, 30(1): 18−36.
    [5] DEKKA A, WU B, FUENTES R L, et al. Evolution of topologies, modeling, control schemes, and applications of modular multilevel converters[J]. IEEE Journal of Emerging & Selected Topics in Power Electronics, 2017, 5(4): 1631−1656.
    [6] LIU H, XIE X, HE J, et al. Subsynchronous interaction between direct-drive PMSG based wind farms and weak AC networks[J]. IEEE Transactions on Power Systems, 2017, 32(6): 4708−4720.
    [7] HU Dewu, XIE Xiaorong, RAO Hong, et al. Sub-and super-synchronous interactions between STATCOMs and weak AC/DC transmissions with series compensations[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2017, 33(9): 7424−7437.
    [8] 郑超, 马世英, 申旭辉, 等. 强直弱交的定义、内涵与形式及其应对措施[J]. 电网技术, 2017, 41(8): 2491−2498.

    ZHENG Chao, MA Shiying, SHEN Xuhui, et al. Definition, connotation and form of strong HVDC and weak AC and countermeasures for stable operation of hybrid power grid[J]. Power System Technology, 2017, 41(8): 2491−2498(in Chinese).
    [9] 赵岩, 郑斌毅, 贺之渊, 等. 南汇柔性直流输电示范工程的控制方式和运行性能[J]. 南方电网技术, 2012, 6(6): 6−10.

    ZHAO Yan, ZHENG Binyi, HE Zhiyuan, et al. The control mode and operating performance of Nanhui VSC-HVDC demonstration project[J]. Southern Power System Technology, 2012, 6(6): 6−10(in Chinese).
    [10] 魏伟, 许树楷, 李岩, 等. 南澳多端柔性直流输电示范工程系统调试[J]. 南方电网技术, 2015, 9(1): 73−77.

    WEI Wei, XU Shukai, LI Yan, et al. The system commissioning of Nan'ao VSC-MTDC demonstration project[J]. Southern Power System Technology, 2015, 9(1): 73−77(in Chinese).
    [11] 吕敬, 董鹏, 施刚, 等. 大型双馈风电场经 MMC-HVDC 并网的次同步振荡及其抑制[J]. 中国电机工程学报, 2015, 35(19): 4852−4860.

    LÜ Jing, DONG Peng, SHI Gang, et al. Subsynchronous oscillation and its mitigation of MMC-based HVDC with large doubly-fed induction generator-based wind farm integration[J]. Proceedings of the CSEE, 2015, 35(19): 4852−4860(in Chinese).
    [12] 刘涛, 李婧靓, 李明, 等. 南方电网鲁西背靠背直流异步联网工程控制保护系统设计方案[J]. 南方电网技术, 2014, 8(6): 18−22.

    LIU Tao, LI Jingjing, LI Ming, et al. Control and protection system design of Luxi back-to-back asynchronous interconnection HVDC project of China southern power grid[J]. Southern Power System Technology, 2014, 8(6): 18−22(in Chinese).
    [13] BUCHHAGEN C, RAUSCHER C, MENZE A, et al. BorWin1 – First experiences with harmonic interactions in converter dominated grids[C]//International ETG Congress 2015;Die Energiewende -Blueprints for the new energy age, Bonn, Germany: VDE, 2015, 1-7.
    [14] SAAD H, FILLION Y, DESCHANVRES S, et al. On resonances and harmonics in HVDC-MMC station connected to AC grid[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2017, 32(3): 1565−1573.
    [15] 郭贤珊, 刘泽洪, 李云丰, 等. 柔性直流输电系统高频振荡特性分析及抑制策略研究[J]. 中国电机工程学报, 2020, 40(1): 19−29.

    GUO Xianshan, LIU Zehong, LI Yunfeng, et al. Characteristic analysis of high-frequency resonance of flexible high voltage direct current and research on its damping control strategy[J]. Proceedings of the CSEE, 2020, 40(1): 19−29(in Chinese).
    [16] 刘正茂, 唐欣, 肖茂. 连接VSC-HVDC的弱电网低频振荡研究[J]. 电力科学与技术学报, 2016, 31(1): 34−40. doi:  10.3969/j.issn.1673-9140.2016.01.006

    LIU Zhengmao, TANG Xin, XIAO Mao. Study on low frequency oscillation of weak grid connected to VSC−HVDC[J]. Journal of Electric Power Science and Technology, 2016, 31(1): 34−40(in Chinese). doi:  10.3969/j.issn.1673-9140.2016.01.006
    [17] 杜程茂, 杜雄, 邹小明, 等. 考虑频率耦合效应的并网模块化多电平变流器阻抗建模及稳定性分析[J]. 中国电机工程学报, 2020, 40(9): 2866−2877.

    DU Chengmao, DU Xiong, ZOU Xiaoming, et al. Impedance modeling and stability analysis of grid-connected modular multilevel converter considering frequency coupling effect[J]. Proceedings of the CSEE, 2020, 40(9): 2866−2877(in Chinese).
    [18] 付志超. 基于DQ阻抗模型的并网变换器稳定性分析与控制[D]. 哈尔滨: 哈尔滨工业大学, 2018.

    FU Zhichao. Stability analysis and control of grid-connected converter based on DQ impedance model[D]. Harbin: Harbin Institute of technology, 2018.
    [19] 苑宾. 联接弱交流电网的柔性直流输电系统小信号稳定性研究[D]. 北京: 华北电力大学, 2017.

    YUAN Bin. Research on the small signal stability of VSC-HVDC connected to the weak AC system[D]. Beijing: North China Electric Power University, 2017.
    [20] ZHOU J Z, GOLE A M. VSC transmission limitations imposed by AC system strength and AC impedance characteristics[C]//10th IET International Conference on AC and DC Power Transmission (ACDC 2012). Birmingham: IET, 2012: 1-6.
    [21] 李探. 模块化多电平换流器直流输电系统稳定性关键问题研究[D]. 北京: 华北电力大学, 2016.

    LI Tan. Research on Key Issues of Stability of a Modular Multilevel Converter Based HVDC System[D]. Beijing: North China Electric Power University, 2016(in Chinese).
    [22] KUNDUR P. Power system stability and control[M]. 北京: 中国电力出版社, 1994.
  • [1] 赵莹萍, 潘欢.  一种基于模块化多电平换流器的多端高压直流输电系统协调控制方法 . 现代电力, 2023, 40(1): 100-107. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0241
    [2] 王威儒, 宋祯子.  多端口电感耦合型直流限流断路器快速重合闸策略 . 现代电力, 2022, 39(1): 104-112. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0055
    [3] 闫群民, 李玉娇.  基于多频段电力系统稳定器的电力系统暂态稳定性优化策略 . 现代电力, 2020, 37(2): 139-144. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2019.0469
    [4] 陈卉灿, 刘昊宇, 包博, 喻建瑜, 徐春华, 刘崇茹.  基于载波相移的MMC电磁暂态仿真模型封装控制器设计 . 现代电力, 2020, 37(1): 104-110. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2019.0135
    [5] 陈继开, 曾强, 李林, 贾肖华, 辛业春, 李国庆.  基于虚拟同步发电机的MMC受端换流器控制策略 . 现代电力, 2020, 37(4): 408-415. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2019.0998
    [6] 宋平岗, 周鹏辉, 江志强, 肖丹.  基于微分平坦理论的单相MMC环流控制器 . 现代电力, 2019, 36(6): 23-28.
    [7] 张迪, 辛业春, 李国庆, 王威儒, 江守其.  基于RT-LAB的模块化多电平换流器半实物仿真平台设计 . 现代电力, 2019, 36(4): 57-64.
    [8] 李鹏, 崔玉, 孔祥平, 刘裕桦.  ±800kV多落点LCC-MMC直流系统控制器建模 . 现代电力, 2019, 36(6): 38-44.
    [9] 徐东旭, 刘崇茹, 郑伟, 王洁聪, 凌博文, 钱康.  一种基于载波移相调制的模块化多电平换流器冗余策略 . 现代电力, 2018, 35(6): 62-70.
    [10] 刘永强, 江伟, 王渝红, 陈金祥, 黄道姗, 龚鸿, 王柯岩.  基于比例降阶准谐振的MMC环流抑制策略 . 现代电力, 2018, 35(1): 89-94.
    [11] 谢国超, 刘崇茹, 凌博文, 徐东旭, 朱毅.  基于改进MOPSO的MMC-HVDC控制器PI参数分层优化 . 现代电力, 2018, 35(4): 87-94.
    [12] 薛花, 李杨, 王育飞, 邓兴成.  大功率模块化多电平并网变流器无源性PI控制方法 . 现代电力, 2017, 34(5): 44-50.
    [13] 李翠萍, 余芳芳, 李军徽, 丛海洋.  基于MMC的多端高压直流输电系统研究综述 . 现代电力, 2017, 34(1): 62-68.
    [14] 杜佳豹, 辛业春.  模块化多电平换流器电容电压均衡混合预测控制 . 现代电力, 2017, 34(5): 38-43.
    [15] 杨晓楠, 陈红坤, 缪芸, 王岭, 胡文燕, 杨睿茜.  一种VSC-HVDC控制系统的PI参数整定方法 . 现代电力, 2015, 32(4): 68-73.
    [16] 郭捷, 胡鹏飞, 周月宾, 林志勇.  具有储能功能的模块化多电平换流器的控制方法 . 现代电力, 2015, 32(5): 73-78.
    [17] 马尚, 王毅.  模块化多电平换流器电容电压均衡控制策略研究 . 现代电力, 2015, 32(2): 50-55.
    [18] 陆晶晶, 肖湘宁, 张剑.  考虑经济性评估的MMC型UPQC优化分配控制方法 . 现代电力, 2015, 32(2): 36-42.
    [19] 罗程, 赵成勇, 张宝顺, 倪晓军, 翟晓萌, 郭春义.  基于MMC的柔性直流输电站级控制器的设计及其动模实验 . 现代电力, 2015, 32(2): 64-69.
    [20] 王浩, 刘正富, 陆晶晶, 卫才猛, 杨用春, 袁敞, 肖湘宁.  MMC型UPQC的启动控制策略对比研究 . 现代电力, 2014, 31(5): 27-31.
  • 加载中
图(17) / 表 (2)
计量
  • 文章访问数:  435
  • HTML全文浏览量:  173
  • PDF下载量:  39
  • 被引次数: 0
出版历程
  • 收稿日期:  2021-04-08
  • 网络出版日期:  2022-03-29
  • 刊出日期:  2022-04-10

交流系统短路比和阻抗角对模块化多电平高压直流输电系统低频段振荡模态的影响

doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0081
    基金项目:  国家电网公司科技项目(5100-202055001A-0-0-00)。
    作者简介:

    庞博(1998),女,硕士研究生,研究方向为柔性直流输电,E-mail:pang0506hf@163.com

    郭春义(1984),男,博士,副教授,通信作者,研究方向为直流输电、FACTS等,E-mail:chunyiguo@gmail.com

    王燕宁(1996),女,硕士研究生,研究方向为柔性直流输电,E-mail:wangyanning913@163.com

    林欣(1997),女,硕士研究生,研究方向为柔性直流输电,E-mail:lin970815@163.com

  • 中图分类号: TM73

摘要: 模块化多电平高压直流输电(modular multilevel converter based high voltage direct current, MMC-HVDC)在多种场景得到应用,围绕交流系统短路比和阻抗角对MMC-HVDC系统低频段振荡模态的影响展开研究,首先建立了两端MMC-HVDC的小干扰模型;然后研究了交流系统短路比和阻抗角对其小干扰稳定性的影响,探讨了弱交流系统和低阻抗角可能引发的MMC-HVDC系统在低频段的振荡现象;最后研究了低频段振荡模态的特征,并在此基础上研究了利用控制系统参数的调节方法来抑制可能出现的低频段振荡现象,以期为MMC-HVDC系统的工程运行提供一定的理论指导。

English Abstract

庞博, 郭春义, 王燕宁, 等. 交流系统短路比和阻抗角对模块化多电平高压直流输电系统低频段振荡模态的影响[J]. 现代电力, 2022, 39(2): 151-159. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0081
引用本文: 庞博, 郭春义, 王燕宁, 等. 交流系统短路比和阻抗角对模块化多电平高压直流输电系统低频段振荡模态的影响[J]. 现代电力, 2022, 39(2): 151-159. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0081
PANG Bo, GUO Chunyi, WANG Yanning, etc. Impact of AC System Short-Circuit Ratio and Impedance Angle on Low Frequency Oscillation Mode in MMC-HVDC System[J]. Modern Electric Power, 2022, 39(2): 151-159. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0081
Citation: PANG Bo, GUO Chunyi, WANG Yanning, etc. Impact of AC System Short-Circuit Ratio and Impedance Angle on Low Frequency Oscillation Mode in MMC-HVDC System[J]. Modern Electric Power, 2022, 39(2): 151-159. doi: 10.19725/j.cnki.1007-2322.2021.0081
    • 我国能源资源与负荷中心呈逆向分布,因此实现远距离、大容量输电是实现资源优化配置的重要手段[1],其中模块化多电平换流器高压直流输电(modular multilevel converter based high voltage direct current, MMC-HVDC)具有诸多优势,如谐波含量低、无换相失败问题、有功无功解耦控制等[2-3],是目前柔性直流输电系统的主流拓扑结构,在新能源规模化送出、向弱交流电网供电、远距离大容量输电和电网异步互联等场合得到了广泛应用[4-5]。关于MMC的稳定性是MMC-HVDC系统运行中的重要方面,其中一个较为关注的问题是MMC联接弱交流电网时可能出现的系统振荡失稳问题[6-7]。随着直流输电的快速发展,我国输电网呈现大容量交直流混联的主导形态[8],当直流容量快速增长、大规模新能源经远距离长线路接入电网或连接交流系统的双回联络线单回运行时,交流电网的相对强度将会减弱,呈现出弱交流电网特征。

      针对MMC-HVDC联接弱交流电网产生的振荡现象,目前的研究集中在次同步振荡和中高频段振荡。文献[9-11]分别指出上海南汇、广东南澳柔直工程在风电场出力逐渐增加的过程中出现了20 Hz左右的次同步振荡现象;文献[12]指出,厦门柔直工程在运行过程中出现23.6 Hz的次同步振荡现象;文献[13]指出德国北海海上风电场在风电经柔性直流送出时,出现了250~350 Hz的中频振荡现象;文献[14]指出鲁西背靠背直流工程一端柔直换流站接入弱交流电网时观测到1.2 kHz左右的高频振荡现象;文献[15]指出渝鄂背靠背柔性直流输电工程出现了重庆侧电网强度较弱的情况,在调试过程中出现700 Hz和1.8 kHz左右的高频振荡现象。

      然而,目前针对MMC联接弱交流电网产生低频段振荡现象的研究较少,现有研究主要集中在低频段振荡原理分析及趋势预测等方面。文献[16]的研究表明,向弱交流系统供电的电压源型直流输电系统(VSC-HVDC)在逆变站阻尼系数较小时产生了低频振荡;文献[17]的结果表明,直流电压控制带宽的增加会导致MMC等效阻抗在低频段幅值和相位有较大幅度下陷,导致MMC与弱电网之间极易在低频段发生振荡;文献[18]指出,在弱电网条件下,低频段范围内并网逆变器输出阻抗具有负阻抗特性,锁相环带宽的增加会导致输出阻抗分量的负阻抗频率范围增大,易造成并网系统在低频段发生振荡,甚至失稳。

      除MMC联接弱交流电网导致的振荡问题外,已有文献表明,交流系统阻抗角是影响MMC联接交流系统稳定性的另一个重要因素,文献[19-20]研究表明,交流系统阻抗角的变化会引起临界短路比(critical short circuit ratio, CSCR)的变化,从而对系统稳定性产生影响。

      综上所述,目前关于MMC-HVDC系统联接弱交流电网的稳定性分析,所考虑的影响因素大多为短路比(short-circuit ratio, SCR),很少考虑其他因素的影响,如阻抗角。同时,现有研究结果大多针对次同步和中高频段振荡,或针对单端MMC的低频段振荡,在两端MMC-HVDC系统潜在的低频段振荡或抑制振荡的参数调节方法方面需要进一步深入研究。本文基于考虑内部谐波动态特性的详细MMC-HVDC系统小干扰模型,分别研究了交流系统短路比和阻抗角对MMC-HVDC系统低频段振荡模态的影响,发现了系统在整流站(采用定直流电压控制模式)交流系统低短路比或低阻抗角工况下可能出现低频段振荡现象,进一步利用特征根、参与因子和灵敏度分析给出了有效抑制振荡的参数调节方法,最后通过详细电磁暂态仿真验证了理论分析的正确性及参数调节方法的有效性。

    • 两端MMC-HVDC系统的结构如图1所示,系统等效电路如图2所示。整流侧MMC采用定直流电压和无功功率控制方式,逆变侧MMC采用定有功功率和无功功率控制方式。系统的主电路和控制系统参数如表1所示。

      图  1  MMC-HVDC系统结构

      Figure 1.  Structural drawing of MMC-HVDC system

      图  2  MMC-HVDC系统等效电路

      Figure 2.  Equivalent circuit diagram of MMC-HVDC system

      表 1  MMC系统的主电路和控制参数

      Table 1.  Main circuit and control parameters of MMC system

      参数数值
      额定容量/MW1000
      额定直流电压/kV±500
      交流系统短路比SCR1、25.0
      交流系统阻抗角/(°)85
      联接变压器漏抗/pu0.15
      桥臂电感/H0.05
      子模块电容/F0.01
      桥臂子模块个数234
      直流线路长度/km500
      直流线路单位长度电阻/(Ω/km)0.0127
      直流线路单位长度电感/(mH/km)0.88
      直流线路单位长度电容/(μF/km)0.013
      锁相环带宽,阻尼比/ HzBWPLL =10, ξPLL=0.707
      外环直流电压,有功,无功控制带宽/HzBWUdc = 7, BWP = 7, BWQ =7
      内环电流控制带宽,阻尼比/HzBWin =50, ξin=0.707
      环流抑制控制带宽,阻尼比/HzBWCCSC =60, ξCCSC=0.707
    • 两端MMC-HVDC系统的状态空间表达式如式(1)所示,由整流侧和逆变侧以及T型等效的直流线路3部分组成。其中x为状态变量,u为输入变量。该建模过程在参考文献[21]中有详细说明,可参照进行。受篇幅限制,此处不再给出状态空间方程的详细表达式。

      $${\rm{ }}{\boldsymbol{\dot x}} = f({\boldsymbol{x}},{\boldsymbol{u}}) $$ (1)

      式中:状态变量x= [uc_dc_R, uc_1d_R, uc_1q_R, uc_2d_R, uc_2q_R, uc_3x_R, uc_3y_R, Idc_R, Isd_R, Isq_R, Icird_R, Icirq_R, Isdm_R, Isqm_R, Utdm_R, Utqm_R, Utqm_PLL_R, x1_R, x2_R, x3_R, x4_R, f1_R, f2_R, x5_R, xpll_R, Ucf, uc_dc_I, uc_1d_I, uc_1q_I, uc_2d_I, uc_2q_I, uc_3x_I uc_3y_I, Idc_I, Isd_I, Isq_I, Icird_I, Icirq_I, Isdm_I, Isqm_I, Utdm_I, Utqm_I, Utqm_PLL_I, x1_I, x2_I, x3_I, x4_I, f1_I, f2_I, x5_I xpll_I,]T51×1,下标R代表整流站,下标I代表逆变站,其含义如表2所示,输入变量u= [Pref, Qref, Udcref]T3×1

      表 2  MMC-HVDC系统变量及含义

      Table 2.  Variables and meanings of MMC-HVDC system

      变量含义
      uc_dc子模块电容电压直流分量
      uc_1duc_1q子模块电容电压基频分量
      uc_2d,、uc_2q子模块电容电压二倍频分量
      uc_3x, uc_3y子模块电容电压三倍频分量
      Idc直流电流
      Isd, Isq交流电流的d轴、q轴分量
      Icird, Icirq二倍频环流的d轴、q轴分量
      Isdm, Isqm内环电流控制的d轴、q轴电流参考值
      Utdm, UtqmPCC处电压UtdUtq经测量环节所得的电压测量值
      Utqm_PLL相环对PCC处q轴电压分量Utq的测量值
      x1, x2, x3, x4主控制器中4个比例积分环节误差信号
      对时间的积分
      f1, f2环流抑制控制器中两个积分环节
      x5交流电压Usq积分
      xpll角频率偏差量积分
      PrefQrefUdcref有功、无功功率、直流电压参考值
      Udc直流电压
      Ucf直流线路对地电容电压

      根据线性系统理论,对已建立的两端MMC-HVDC系统状态空间模型在其额定运行点处进行线性化,推导出相应的小干扰模型,其表达式如式(2)所示:

      $$ \Delta \dot {\boldsymbol{x}} = {\boldsymbol{A}}\Delta {\boldsymbol{x}} + {\boldsymbol{B}}\Delta {\boldsymbol{u}} $$ (2)
    • 为验证所建立两端MMC-HVDC小干扰模型的正确性,在PSCAD/EMTDC(power systems computer aided design/electromagnetic transients including DC)中搭建了电磁暂态仿真模型,测试参数如表1所示。

      整流站直流电压为1.0 pu,无功为0,逆变站有功功率为−1 pu,无功为0。在2 s时逆变站有功参考值阶跃至−0.95 pu,3 s时恢复到−1.0 pu。图3为电磁暂态模型和小干扰模型结果对比,图3(a)(f)分别是逆变站有功、无功、子模块电容电压和整流站直流电压、无功、子模块电容电压。由图3可知,小干扰模型计算曲线与电磁暂态模型仿真曲线变化趋势吻合,验证了所建立两端MMC-HVDC小干扰模型的正确性。

      图  3  小干扰模型验证

      Figure 3.  Verification of small interference model

    • 初始时刻系统运行于额定工况(表1),保持系统其他参数不变,令SCR1从5逐渐降低至2,系统的特征根轨迹和主导模态变化趋势如图4所示。

      图  4  SCR1逐渐减小(整流站阻抗角φ1=85°)时系统的特征根轨迹

      Figure 4.  Characteristic root locus of the system when SCR1 gradually decreases (φ1=85°)

      图4可以看出,随着SCR1取值的减小,主导模态逐渐靠近并穿越虚轴,表明系统的稳定性逐渐减弱。当SCR1>2.58时,所有特征根均保持在左半复平面,即系统能够稳定运行;当SCR1<2.58时,主导模态穿越虚轴进入右半复平面,系统振荡失稳。当SCR1=2.58时,主导模态对应的特征根为λ43,44=0.00196±j15.62,经计算可得系统产生频率为2.48 Hz的低频段振荡[22]。以上结果表明,当交流电网短路比降低,呈现弱交流电网特征时,将引起MMC-HVDC系统产生低频段振荡模态。

      同理,令逆变站短路比SCR2从5逐渐降低至2,系统的特征根轨迹如图5所示。由图5可以看出,系统的特征根均保持在左半复平面,表明系统稳定。两侧换流站特征根分析的结果表明,短路比降低时,工作在定直流电压控制模式下的整流站更容易出现低频段振荡,工作在定有功功率控制模式下的逆变站不易引发低频段振荡。

      图  5  SCR2逐渐减小(φ1=85°)时系统的特征根轨迹

      Figure 5.  Characteristic root locus of the system when SCR2 gradually decreases (φ1=85°)

      为了验证上述结果的正确性,对出现低频段振荡现象的整流站进行仿真,在PSCAD/EMTDC 中进行如下仿真:t = 0 s时,系统运行于额定工况(如表1所示);t =2 s时,SCR1降低至2.5,该过程中整流站直流侧电压Udc和直流侧电流Idc的波形如图6(a)所示,交流侧电压ua和交流侧电流ia的波形如图6(b)所示。由图6可以看出,t <2 s时,UdcIdcuaia均维持在额定值,系统能够稳定运行;t >2 s时,各波形产生振荡,经测量Udc振荡频率为2.4 Hz。该仿真结果与前述基于特征根分析所得结论一致,验证了上述特征根结果的正确性。

      图  6  SCR1逐渐减小(φ1=85°)时整流站仿真波形

      Figure 6.  Simulation waveform result of rectifier station when SCR1 gradually decreases(φ1=85°)

    • 由3.1.1节可知,交流系统短路比降低至2.5时,系统产生了低频段振荡,针对该振荡现象,进一步对SCR1=2.5工况下特征根、参与因子和灵敏度进行分析,以提出有效的控制参数调节方法来抑制振荡。

      整流站短路比SCR1=2.5时MMC-HVDC系统有一对不稳定特征根λ43,44=0.063±j14.93,经计算可得振荡频率约为2.38 Hz。对该不稳定特征根进行参与因子分析,结果如图7所示。由图7可知,参与度较高的状态变量是整流站子模块电容电压的直流分量uc_dc_R、定直流电压控制x3_R和逆变站子模块电容电压的直流分量uc_dc_I

      图  7  SCR1=2.5时主导模态的参与因子

      Figure 7.  Participation factor of the dominant mode when SCR1 is equal to 2.5

      在上述特征根及参与因子分析的基础上,进一步对MMC-HVDC系统所有的控制参数进行灵敏度分析,包括锁相环、功率外环、电流内环和环流抑制的控制参数,相应的灵敏度分析结果如图8所示。由图8可以看出,灵敏度最高的是整流站外环定直流电压控制比例环节参数kp1_R,其灵敏度为负,因此可以通过增大该参数来提高系统稳定性。

      图  8  SCR1= 2.5时主导模态控制参数的灵敏度分析

      Figure 8.  Sensitivity analysis of dominant mode control parameters when SCR1 is equal to 2.5

      保持SCR1=2.5不变,将整流站定直流电压控制外环比例增益kp1_R从0.3逐渐提高到3,系统主导模态特征根的变化轨迹如图9所示。由图9可以看出,随着kp1_R的增大,主导模态特征根逐渐向左半复平面移动,表明系统稳定性逐渐提高。当kp1_R=1时,系统主导模态对应的特征根为λ43,44=−1.47±j14.99。

      在PSCAD中进行仿真验证,0~2 s系统参数保持SCR1=5,φ1=85°不变。t=2 s时SCR1由5降低至2.5,5 s时 kp1_R由0.3阶跃到1并保持不变,得到系统直流电压和直流电流响应曲线如图10所示,由图10可以看出,增大kp1_R后,系统发散的趋势逐渐收敛,系统重新达到稳定状态,与前述理论分析的结果一致,即弱交流电网下系统的低频段振荡可以通过调节灵敏性高的定直流电压控制外环比例增益来进行抑制。

      图  9  kp1_R从0.3增大到3时主导模态特征根轨迹

      Figure 9.  Characteristic root locus of the dominant mode when the value of kp1_R increases from 0.3 to 3

      图  10  kp1_R取值从0.3增大到1时整流站仿真波形

      Figure 10.  Simulation result of rectifier station when the value of kp1_R increases from 0.3 to 1

    • 保持系统其他参数不变,SCR1=2.7,令φ1从85°逐渐降低至80°,系统的特征根轨迹和主导模态变化趋势如图11所示。

      图  11  φ1逐渐减小(SCR1=2.7)时系统的特征根轨迹

      Figure 11.  Characteristic root locus of the system when φ1 decreases gradually (SCR1 is equal to 2.7)

      图11可以看出,随着φ1取值的减小,主导模态逐渐靠近并穿越虚轴,表明系统的稳定性逐渐减弱,当φ1>82.6°时,所有特征根均保持在左半复平面,即系统能够稳定运行;当φ1<82.6°时,主导模态穿越虚轴进入右半复平面,导致系统振荡失稳。当φ1=82.6°时,系统主导模态对应的特征根为λ43,44=0.00142±j15.59,经计算系统产生了2.48 Hz的低频段振荡。以上结果表明,整流站(采用定直流电压控制模式)的交流电网阻抗角减小会导致MMC-HVDC系统的稳定裕度降低,这与文献[17]所得结论一致。

      同理,保持系统其他参数不变,SCR2=2.7,令逆变站阻抗角φ2在90°至80°的范围内变化,系统的特征根轨迹如图12所示。由图12可以看出,系统的特征根均保持在左半复平面,表明系统稳定。

      图  12  φ2逐渐减小(SCR2=2.7)时系统的特征根轨迹

      Figure 12.  Characteristic root locus of the system when φ2 decreases gradually (SCR2 is equal to 2.7)

      为了验证上述特征根分析的正确性,对出现低频段振荡现象的整流站进行仿真,在PSCAD/EMTDC 中进行如下仿真:0~2 s时,保持SCR1=2.7,φ1=85°不变;t =2 s时,φ1由85°阶跃降低至80°,该过程中整流站直流侧电压Udc和直流侧电流Idc波形如图13(a)所示,交流侧电压ua和交流侧电流ia的波形如图13(b)所示。由图13可以看出,t <2 s时,UdcIdcuaia均维持在额定值,系统能够稳定运行;当t >2 s时,各波形产生振荡,经测量Udc振荡频率为2.4 Hz。该仿真结果与前述基于特征根分析所得结论基本吻合,验证了上述特征根分析的正确性。

      图  13  φ1逐渐减小(SCR1=2.7)时整流站仿真波形

      Figure 13.  Simulation result of rectifier station when φ1 gradually decreases(SCR1 is equal to 2.7)

    • 由3.2.1节可知,交流系统阻抗角降低至80°时,系统产生了低频段振荡,在此工况下对系统进行进一步分析,利用特征根、参与因子和灵敏度分析方法以提出有效的参数调节方法抑制振荡。

      φ1=80°时,MMC-HVDC系统有一对不稳定特征根λ43,44=0.09015±j14.57,经计算可得振荡频率约为2.32 Hz。对该不稳定特征根进行参与因子分析。对表2所示的状态变量进行参与因子分析,结果如图14所示。由图14可知,参与度较高的状态变量是整流站子模块电容电压的直流分量uc_dc_R、定直流电压控制x3_R和逆变站子模块电容电压的直流分量uc_dc_I

      图  14  φ1=80°时主导模态的参与因子

      Figure 14.  Participation factor of the dominant mode when φ1 is equal to 80°

      与3.1.2节中的分析思路相同,进一步对MMC-HVDC系统所有的控制参数进行灵敏度分析,结果如图15所示。由图15可以看出,灵敏度最高的是整流站外环定直流电压控制比例环节参数kp1_R,其灵敏度为负,因此可以通过增大该参数的数值提高系统稳定性。

      图  15  φ1=80°时主导模态控制参数的灵敏度分析

      Figure 15.  Sensitivity analysis of dominant mode control parameters when φ1 is equal to 80°

      综合上述分析结果可知,调节整流站定直流电压控制kp1_R的取值能够抑制由低阻抗角引起的系统低频段振荡现象。

      kp1_R从初始工况下的0.3逐渐提高到3,系统主导模态特征根的变化轨迹如图16所示。由图16可以看出,随着kp1_R的增大,主导模态特征根逐渐向左半复平面移动,当kp1_R=1时,系统主导模态对应的特征根为λ43,44=−1.37±j14.62,具有负实部,表明系统稳定。

      图  16  kp1_R取值从0.3增大到3时主导模态特征根轨迹

      Figure 16.  Characteristic root locus of the dominant mode when the value of kp1_R increases from 0.3 to 3

      在PSCAD中进行仿真验证,0~2 s系统参数保持SCR1=2.7,φ1=85°不变,2 s时φ1降为80°,其他参数保持不变,各控制器参数详见表1kp1_R在5 s由0.3阶跃到1并保持不变,得到系统直流电压Udc和直流电流Idc响应曲线如图17所示,由图17可以看出,在5 s增大kp1_R后,系统发散的趋势逐渐收敛,重新达到稳定状态,与前述理论分析的结果一致,即由低阻抗角引起的低频振荡可以通过调节相关性最高的控制系统参数来进行抑制。

      图  17  kp1_R取值从0.3增大到1时仿真波形

      Figure 17.  Simulation result of rectifier station when the value of kp1_R increases from 0.3 to 1

    • 1)交流系统强度降低会引起MMC-HVDC系统产生低频段振荡,工作在定直流电压控制模式下的换流站更易出现振荡现象,主要参与控制环节是定直流电压控制。

      2)交流系统阻抗角变化也会引起MMC-HVDC系统低频段振荡。对于整流站,交流系统阻抗角减小会引起MMC-HVDC系统产生低频振荡现象,主要参与控制环节同样是定直流电压控制。

      3)对于交流系统短路比和阻抗角变化引起的MMC-HVDC系统低频段振荡,通过灵敏度分析可知:适当增加定直流电压控制的比例增益可以有效抑制低频段振荡。

参考文献 (22)

目录

    /

    返回文章
    返回