CN114362572B - 交流短路故障下并联mmc最大暂时过电压的计算方法 - Google Patents
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Abstract
本发明公开了一种交流短路故障下并联MMC最大暂时过电压的计算方法，该方法在计算MMC交流母线电压的基础上，判断MMC交流侧输出电流是否到达上限，再计算MMC输出的有功功率，进而对并联MMC最大暂时过电压进行计算。此外，针对LCC‑MMC级联结构这一特殊情况，本发明还设计了计算逆变侧LCC直流电压和分析其后备定电流控制投入情况的方法，并据此修正了并联MMC最大暂时过电压计算公式。
Description
技术领域
本发明属于电力系统柔性直流输电技术领域，具体涉及一种交流短路故障下并联MMC最大暂时过电压的计算方法。
背景技术
柔性直流输电技术具体指基于电压源型换流器(VSC)的高压直流输电技术(VSC-HVDC)。在我国，模块化多电平换流器(MMC)是电压源型换流器的主流拓扑，MMC采用全控器件与脉冲调制技术，克服了常规直流输电技术中存在的换相失败、不能接入弱交流系统等问题，具有良好的发展前景。
柔性直流输电技术发展多年来一直处于理论研究阶段，最近几年才刚刚开始大量兴建示范工程。随着装备的不断升级以及控制与保护系统的不断突破，MMC型柔性直流输电系统的电压等级越来越高，容量越来越大，逐步呈现出从两端到多端直流输电系统的发展趋势，如张北多端MMC直流工程。逆变站中包含多个换流器的工程也得到了研究与建设，如白鹤滩-江苏混合级联直流工程，其采用LCC-MMC混合级联结构，整流侧由LCC构成，逆变侧由LCC与一组并联MMC串联而成。
然而，当多个并联的MMC接入同一交流母线或电气距离很近的不同交流母线时，逆变侧交流故障下MMC存在过电压风险。因此，为保证交流短路故障下并联MMC组可以稳定运行，需要配置避雷器，或将并联的MMC分散接入交流系统，以降低单一交流故障对直流系统的影响。
理论分析及实践经验均表明，在受端电网中发生单个交流短路故障时，并联MMC暂时过电压具有以下特点：①发生三相金属性短路故障时暂时过电压最大；②交流故障发生在定直流电压MMC出口处时的暂时过电压最大。
因此，有必要计算交流短路故障下并联MMC暂时过电压最大值，以保证系统安全稳定运行，并且应主要在定直流电压MMC出口处发生三相金属性短路故障的情况下进行计算。
发明内容
鉴于上述，本发明提供了一种交流短路故障下并联MMC最大暂时过电压的计算方法，将定直流电压MMC出口处发生三相金属性短路故障期间的暂时过电压峰值作为并联MMC最大暂时过电压，考虑MMC交流侧输出电流是否到达上限以及LCC-MMC级联结构中的并联MMC的情况，从而对并联MMC最大暂时过电压进行计算。
一种交流短路故障下并联MMC最大暂时过电压的计算方法，包括如下步骤：
(1)对于并联MMC组中的任一MMC，使其采用定直流电压控制，其余MMC采用定有功功率控制，进而对定直流电压控制的MMC交流侧施加三相金属性短路故障，并计算故障后各非故障MMC的交流母线电压；
(2)根据交流母线电压计算确定故障后各非故障MMC输出的有功功率；
(3)根据故障后所有非故障MMC输出的有功功率总和，计算并联MMC组的暂时过电压峰值；
(4)根据步骤(1)～(3)遍历并联MMC组中的所有MMC，得到各MMC交流侧发生三相金属性短路故障情况下对应并联MMC组的暂时过电压峰值，取其中的最大值即为并联MMC组的最大暂时过电压。
进一步地，所述步骤(1)中通过以下公式计算各非故障MMC的交流母线电压；
Uack＝Uack0-MIIFjkUacj0
其中：Uack为故障后任一非故障MMC的交流母线电压，Uack0为故障前该非故障MMC的交流母线电压，MIIFjk为该非故障MMC交流母线与定直流电压控制的MMC交流母线之间的多馈入交互因子，Uacj0为故障前定直流电压控制的MMC的交流母线电压。
进一步地，所述步骤(2)中通过以下公式计算各非故障MMC输出的有功功率；
其中：PMMCk为故障后任一非故障MMC输出的有功功率，PMMCk0为故障前该非故障MMC输出的有功功率，βk为该非故障MMC交流侧输出电流是否达到上限的判别系数，Uack为故障后该非故障MMC的交流母线电压，Uack0为故障前该非故障MMC的交流母线电压，Ikmax为该非故障MMC交流侧的输出电流幅值上限，Ik0为故障前该非故障MMC交流侧的输出电流幅值。
进一步地，所述步骤(3)中通过以下关系式计算并联MMC组的暂时过电压峰值；
f(PM,idc,tf,udcM)-f(PM,idc,0,udc0)＝0
其中：udcM为并联MMC组的暂时过电压峰值，tf为MMC三相金属性短路故障持续时间，C为并联MMC组直流侧的等效电容值，idc为并联MMC组直流侧的输入电流，PM为故障后所有非故障MMC输出的有功功率总和，udc0为故障前并联MMC组的直流电压。
进一步地，当所述并联MMC组应用在LCC-MMC混合级联结构中，所述步骤(3)则需先比较tf与tg的大小，若tf大于tg，则通过以下关系式计算并联MMC组的暂时过电压峰值；
f(PM,idcb,tf,udcM)-f(PM,idcb,tg,ucm)＝0
其中：tg为造成逆变侧LCC后备定电流控制投入所需的故障持续时间，idcb为逆变侧LCC在后备定电流控制下并联MMC组直流侧的输入电流，ucm为逆变侧LCC控制方式切换情况下并联MMC组的直流电压。
进一步地，所述故障持续时间tg通过以下关系式计算得到；
f(PM,idc,tg,ucm)-f(PM,idc,0,udc0)＝0
进一步地，所述并联MMC组直流电压ucm的计算表达式如下：
其中：Nbr为整流侧LCC的六脉波桥个数，Uacr为整流侧LCC的交流母线电压，kr和Xtr分别为整流侧LCC换流变压器的变比和漏抗，α为整流侧LCC的延迟触发角，Rdc为直流输电线路的电阻，udcL为故障期间逆变侧LCC的直流电压。
进一步地，所述逆变侧LCC直流电压udcL的计算方式如下：
首先，通过以下公式计算故障后逆变侧LCC的交流母线电压；
Uaci＝Uaci0-MIIFjiUacj0
其中：Uaci为故障后逆变侧LCC的交流母线电压，Uaci0为故障前逆变侧LCC的交流母线电压，Uacj0为故障前定直流电压控制的MMC的交流母线电压，MIIFji为逆变侧LCC交流母线与定直流电压控制的MMC交流母线之间的多馈入交互因子；
若计算得到的Uaci小于等于设定的阈值，即判定逆变侧LCC发生换相失败，则令故障期间逆变侧LCC的直流电压udcL为0；若计算得到的Uaci大于设定的阈值，即判定逆变侧LCC没有发生换相失败且仍采用定关断角控制，则通过以下公式计算故障后逆变侧LCC的直流电压udcL；
其中：Nbi为逆变侧LCC的六脉波桥个数，ki和Xti分别为逆变侧LCC换流变压器的变比和漏抗，γ为逆变侧LCC的关断角，μi为逆变侧LCC的换相角。
进一步地，所述逆变侧LCC换相角μi通过以下关系式计算得到；
本发明考虑到导致并联MMC产生过电压的最严重交流故障情况，得到的计算结果有效反映了并联MMC最大暂时过电压水平，可以作为对柔性直流输电系统现有规划方案的评估标准之一，分析各类相关参数，如各并联MMC换流母线间电气距离对MMC最大暂时过电压水平的影响，也同样适用于研究LCC-MMC级联结构。
附图说明
图1为交流短路故障下本发明并联MMC最大暂时过电压的计算流程图。
图2为LCC-MMC混合级联拓扑结构示意图。
图3为白鹤滩-江苏直流工程的逆变侧接线示意图。
图4为不同定直流电压下的MMC直流电压变化曲线示意图。
具体实施方式
为了更为具体地描述本发明，下面结合附图及具体实施方式对本发明的技术方案进行详细说明。
本实施方式以建设中的白鹤滩-江苏直流工程为例，该直流工程采用LCC-MMC混合级联结构，其结构以及逆变侧接线方式分别如图2和图3所示，其中逆变侧LCC与三台并联MMC级联，分散接入受端电力系统，采取一台MMC定直流电压，剩余两台MMC定有功功率的控制方式，系统主要参数如表1所示。
表1
针对此直流工程，采用本发明计算交流短路故障下并联MMC最大暂时过电压(计算过程中采用标幺值)，如图1所示，具体步骤如下：
(1)确定可能会引起并联MMC最大暂时过电压的一种或几种交流短路故障情况：
①MMC1采用定直流电压控制，MMC2与MMC3采用定有功功率控制，MMC1出口处发生三相金属性短路故障。
②MMC2采用定直流电压控制，MMC1与MMC3采用定有功功率控制，MMC2出口处发生三相金属性短路故障。
③MMC3采用定直流电压控制，MMC1与MMC2采用定有功功率控制，MMC3出口处发生三相金属性短路故障。
(2)依次计算各非故障MMC的交流母线电压。
首先，多馈入交互因子可以通过下式确定：
其中：ΔUacj为MMCj交流母线的电压扰动量(约为1％)，ΔUack为MMCk交流母线的电压变化量(k≠j)。
多馈入交互因子计算结果为：
MIIF12＝0.015，MIIF13＝0.021
MIIF21＝0.020，MIIF23＝0.200
MIIF31＝0.010，MIIF32＝0.180
接着，可根据下列公式计算非故障MMC的交流母线电压：
Uack＝Uack0-MIIFjkUacj0
式中：Uack为故障后任一非故障MMC的交流母线电压，Uack0为故障前该非故障MMC的交流母线电压，MIIFjk为该非故障MMC交流母线与定直流电压控制的MMC交流母线之间的多馈入交互因子，Uacj0为故障前定直流电压控制的MMC的交流母线电压。
非故障MMC的交流母线电压计算结果为：
MMC1定直流电压时：Uac2＝1-0.015×1＝0.985p.u.，Uac3＝1-0.021×1＝0.979p.u.
MMC2定直流电压时：Uac1＝1-0.020×1＝0.980p.u.，Uac3＝1-0.200×1＝0.800p.u.
MMC3定直流电压时：Uac1＝1-0.010×1＝0.990p.u.，Uac2＝1-0.180×1＝0.820p.u.
(3)计算各非故障MMC输出的有功功率。
首先，按照以下公式计算系数βk：
式中：βk为该非故障MMC交流侧输出电流是否达到上限的判别系数，Uack为故障后该非故障MMC的交流母线电压，Uack0为故障前该非故障MMC的交流母线电压，Ikmax为该非故障MMC交流侧的输出电流幅值上限，Ik0为故障前该非故障MMC交流侧的输出电流幅值。
βk值计算结果为：
MMC1定直流电压时：
MMC2定直流电压时：
MMC3定直流电压时：
无论哪台MMC发生故障，剩余两台定功率MMC所对应的β值均大于1，交流侧输出电流未到达上限。
然后，计算非故障MMC输出有功功率，具体计算公式如下：
PMMCk＝PMMCk0
式中：PMMCk为故障后任一非故障MMC输出的有功功率，PMMCk0为故障前该非故障MMC输出的有功功率。
非故障MMC输出有功功率计算结果为：
MMC1定直流电压时：PMMC2＝PMMC20＝0.2775p.u.，PMMC3＝PMMC30＝0.2775p.u.MMC2定直流电压时：PMMC1＝PMMC10＝0.2775p.u.，PMMC3＝PMMC30＝0.2775p.u.MMC3定直流电压时：PMMC1＝PMMC10＝0.2775p.u.，PMMC2＝PMMC20＝0.2775p.u.
(4)计算并联MMC输出的有功功率总和，具体公式如下：
其中：PM是故障后并联MMC输出的有功功率总和。
MMC输出总有功功率计算结果为：
MMC1定直流电压时：PM＝0.555p.u.
MMC2定直流电压时：PM＝0.555p.u.
MMC3定直流电压时：PM＝0.555p.u.
(5)计算逆变侧LCC直流电压，具体方法如下：
首先，计算逆变侧LCC交流母线电压值：
Uaci＝Uaci0-MIIFjiUacj0
其中：Uaci为故障后逆变侧LCC的交流母线电压，Uaci0为故障前逆变侧LCC的交流母线电压，Uacj0为故障前定直流电压控制的MMC的交流母线电压，MIIFji为逆变侧LCC交流母线与定直流电压控制的MMC交流母线之间的多馈入交互因子。
逆变侧LCC直流电压计算结果为：
MMC1定直流电压时：Uaci＝1-0.03×1＝0.97p.u.
MMC2定直流电压时：Uaci＝1-0.20×1＝0.80p.u.
MMC3定直流电压时：Uaci＝1-0.20×1＝0.80p.u.
由于在MMC1定直流电压时该LCC直流电压大于阈值0.88p.u.，所以该LCC没有发生换相失败，则计算该LCC定关断角控制时直流电压的公式如下：
其中：Nbi为逆变侧LCC的六脉波桥个数，ki和Xti分别为逆变侧LCC换流变压器的变比和漏抗，γ为逆变侧LCC的关断角，μi为逆变侧LCC的换相角。
逆变侧LCC定关断角控制时直流电压计算结果为：
udcL＝1.01p.u.
而在MMC2或MMC3定直流电压时，该LCC直流电压小于阈值，所以LCC在这两种情况下发生换相失败，故障期间该LCC的直流电压为：
udcL＝0p.u.
(6)计算逆变侧LCC后备定电流控制投入所需故障持续时间。
由步骤(5)可知，仅在MMC1定直流电压时，需要计算逆变侧LCC后备定电流控制投入所需故障持续时间，具体方法如下：
首先，计算造成控制方式切换的MMC直流电压ucm，具体公式如下：
其中：Nbr为整流侧LCC的六脉波桥个数，Uacr为整流侧LCC的交流母线电压，kr和Xtr分别为整流侧LCC换流变压器的变比和漏抗，α为整流侧LCC的延迟触发角，Rdc为直流输电线路的电阻，udcL为故障期间逆变侧LCC的直流电压。
造成控制方式切换的MMC直流电压ucm计算结果为：
ucm＝1.0876p.u.
计算造成逆变侧LCC后备定电流控制投入所需的故障持续时间，具体公式如下：
f(PM,idc,tg,ucm)-f(PM,idc,0,udc0)＝0
其中：tg为待求LCC后备定电流控制投入所需的故障持续时间，C为MMC直流侧的等效电容值，udc0为故障前并联MMC的直流电压。
造成逆变侧LCC后备定电流控制投入所需的故障持续时间计算结果为：
tg＝0.062886s
(7)计算并联MMC暂时过电压峰值，具体方法如下：
在MMC1定直流电压时，由于故障持续时间tf为0.1s，大于tg，所以并联MMC暂时过电压峰值计算公式如下：
f(PM,idcb,tf,udcM)-f(PM,idcb,tg,ucm)＝0
其中：idcb为逆变侧LCC在后备定电流控制下并联MMC直流侧的输入电流(本实例为0.75p.u.)。
MMC1定直流电压时并联MMC暂时过电压峰值计算结果为：
udcm＝1.1304p.u.
在MMC2或MMC3定直流电压时，并联MMC暂时过电压峰值计算公式如下：
f(PM,idc,tg,ucm)-f(PM,idc,0,udc0)＝0
暂时过电压峰值计算结果为：
udcm＝1.1453p.u.
(8)比较各种故障情况下的并联MMC暂时过电压峰值可知，并联MMC最大暂时过电压为1.1453p.u.。
以下我们通过仿真，选取不同定直流电压MMC下的MMC直流电压变化曲线如图4所示，其中udc为并联MMC直流电压，读取udc的最大值即为udcm的仿真值，与估算值对比结果如表2所示。
表2
由此可见，本发明计算方法具有一定的准确性，有效反映了并联MMC最大暂时过电压水平。
上述对实施例的描述是为便于本技术领域的普通技术人员能理解和应用本发明。熟悉本领域技术的人员显然可以容易地对上述实施例做出各种修改，并把在此说明的一般原理应用到其他实施例中而不必经过创造性的劳动。因此，本发明不限于上述实施例，本领域技术人员根据本发明的揭示，对于本发明做出的改进和修改都应该在本发明的保护范围之内。
Claims (3)
1.一种交流短路故障下并联MMC最大暂时过电压的计算方法，包括如下步骤：
步骤(1)：对于并联MMC组中的任一MMC，使其采用定直流电压控制，其余MMC采用定有功功率控制，进而对定直流电压控制的MMC交流侧施加三相金属性短路故障，并通过以下公式计算故障后各非故障MMC的交流母线电压；
Uack＝Uack0-MIIFjkUacj0
其中：Uack为故障后任一非故障MMC的交流母线电压，Uack0为故障前该非故障MMC的交流母线电压，MIIFjk为该非故障MMC交流母线与定直流电压控制的MMC交流母线之间的多馈入交互因子，Uacj0为故障前定直流电压控制的MMC的交流母线电压；
步骤(2)：根据交流母线电压通过以下公式计算确定故障后各非故障MMC输出的有功功率；
其中：PMMCk为故障后任一非故障MMC输出的有功功率，PMMCk0为故障前该非故障MMC输出的有功功率，βk为该非故障MMC交流侧输出电流是否达到上限的判别系数，Ikmax为该非故障MMC交流侧的输出电流幅值上限，Ik0为故障前该非故障MMC交流侧的输出电流幅值；
步骤(3)：根据故障后所有非故障MMC输出的有功功率总和，通过以下关系式计算并联MMC组的暂时过电压峰值；
f(PM,idc,tf,udcM)-f(PM,idc,0,udc0)＝0
其中：udcM为并联MMC组的暂时过电压峰值，tf为MMC三相金属性短路故障持续时间，C为并联MMC组直流侧的等效电容值，idc为并联MMC组直流侧的输入电流，PM为故障后所有非故障MMC输出的有功功率总和，udc0为故障前并联MMC组的直流电压；
步骤(4)：根据步骤(1)～步骤(3)遍历并联MMC组中的所有MMC，得到各个MMC交流侧发生三相金属性短路故障情况下对应并联MMC组的暂时过电压峰值，取其中的最大值即为并联MMC组的最大暂时过电压；
当所述并联MMC组应用在LCC-MMC混合级联结构中，所述步骤(3)则需先比较tf与tg的大小，若tf大于tg，则通过以下关系式计算并联MMC组的暂时过电压峰值；所述LCC-MMC混合级联结构的整流侧由LCC构成，逆变侧由LCC与一组并联MMC串联而成；
f(PM,idcb,tf,udcM)-f(PM,idcb,tg,ucm)＝0
其中：tg为造成逆变侧LCC后备定电流控制投入所需的故障持续时间，idcb为逆变侧LCC在后备定电流控制下并联MMC组直流侧的输入电流，ucm为逆变侧LCC控制方式切换情况下并联MMC组的直流电压，其计算表达式如下：
其中：Nbr为整流侧LCC的六脉波桥个数，Uacr为整流侧LCC的交流母线电压，kr和Xtr分别为整流侧LCC换流变压器的变比和漏抗，α为整流侧LCC的延迟触发角，Rdc为直流输电线路的电阻，udcL为故障期间逆变侧LCC的直流电压，其计算方式如下：
首先，通过以下公式计算故障后逆变侧LCC的交流母线电压；
Uaci＝Uaci0-MIIFjiUacj0
其中：Uaci为故障后逆变侧LCC的交流母线电压，Uaci0为故障前逆变侧LCC的交流母线电压，Uacj0为故障前定直流电压控制的MMC的交流母线电压，MIIFji为逆变侧LCC交流母线与定直流电压控制的MMC交流母线之间的多馈入交互因子；
若计算得到的Uaci小于等于设定的阈值，即判定逆变侧LCC发生换相失败，则令故障期间逆变侧LCC的直流电压udcL为0；若计算得到的Uaci大于设定的阈值，即判定逆变侧LCC没有发生换相失败且仍采用定关断角控制，则通过以下公式计算故障后逆变侧LCC的直流电压udcL；
其中：Nbi为逆变侧LCC的六脉波桥个数，ki和Xti分别为逆变侧LCC换流变压器的变比和漏抗，γ为逆变侧LCC的关断角，μi为逆变侧LCC的换相角。
2.根据权利要求1所述的计算方法，其特征在于：所述故障持续时间tg通过以下关系式计算得到；
f(PM,idc,tg,ucm)-f(PM,idc,0,udc0)＝0
3.根据权利要求1所述的计算方法，其特征在于：所述逆变侧LCC换相角μi通过以下关系式计算得到；
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Citations (13)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN103500261A (zh) * | 2013-10-22 | 2014-01-08 | 国家电网公司 | 直流输电系统故障模拟方法 |
| CN105634257A (zh) * | 2015-01-30 | 2016-06-01 | 华北电力大学 | 一种基于虚拟阻抗的mmc直流侧故障电流抑制方法 |
| CN106787882A (zh) * | 2017-01-18 | 2017-05-31 | 国家电网公司 | 一种提高暂态过电压耐受能力的mmc子模块 |
| CN109599885A (zh) * | 2018-12-12 | 2019-04-09 | 国网新疆电力有限公司经济技术研究院 | 一种特高压直流闭锁换流母线暂态过电压计算方法 |
| CN109802419A (zh) * | 2019-01-17 | 2019-05-24 | 广东电网有限责任公司 | 多直流馈入系统受端电网暂态过电压评估计算方法 |
| CN109936159A (zh) * | 2019-04-17 | 2019-06-25 | 国网江苏省电力有限公司 | 计及控制系统动态过程的直流送端暂态过电压计算方法 |
| CN110718909A (zh) * | 2019-10-12 | 2020-01-21 | 华北电力大学 | 分析高压直流输电系统换相失败对送端电压影响的方法 |
| CN110829476A (zh) * | 2019-10-22 | 2020-02-21 | 华北电力大学 | 一种特高压混合级联直流输电系统中多mmc换流器间不平衡电流的均衡控制策略 |
| CN110932538A (zh) * | 2019-12-06 | 2020-03-27 | 国网江苏省电力有限公司经济技术研究院 | 适用于lcc-mmc混合级联直流输电系统的停运控制方法 |
| CN111969567A (zh) * | 2020-06-28 | 2020-11-20 | 国电南瑞科技股份有限公司 | 混联型直流输电系统受端交流故障处理方法及系统 |
| CN112165096A (zh) * | 2020-10-30 | 2021-01-01 | 国网江苏省电力有限公司经济技术研究院 | 适用于lcc-mmc混合级联换流站的电压和容量匹配方法 |
| WO2021129822A1 (zh) * | 2019-12-26 | 2021-07-01 | 南京南瑞继保电气有限公司 | 高压直流输电系统直流侧接地故障控制方法及控制装置 |
| CN113515838A (zh) * | 2021-04-09 | 2021-10-19 | 中国南方电网有限责任公司超高压输电公司梧州局 | 直流系统建模仿真方法、装置、计算机设备和存储介质 |
Family Cites Families (1)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| US10460057B2 (en) * | 2015-11-10 | 2019-10-29 | Wei Li | Apparatus and method for modelling a modular multilevel converter in an electronic simulator |
-
2022
- 2022-01-13 CN CN202210046655.7A patent/CN114362572B/zh active Active
Patent Citations (13)
| Publication number | Priority date | Publication date | Assignee | Title |
|---|---|---|---|---|
| CN103500261A (zh) * | 2013-10-22 | 2014-01-08 | 国家电网公司 | 直流输电系统故障模拟方法 |
| CN105634257A (zh) * | 2015-01-30 | 2016-06-01 | 华北电力大学 | 一种基于虚拟阻抗的mmc直流侧故障电流抑制方法 |
| CN106787882A (zh) * | 2017-01-18 | 2017-05-31 | 国家电网公司 | 一种提高暂态过电压耐受能力的mmc子模块 |
| CN109599885A (zh) * | 2018-12-12 | 2019-04-09 | 国网新疆电力有限公司经济技术研究院 | 一种特高压直流闭锁换流母线暂态过电压计算方法 |
| CN109802419A (zh) * | 2019-01-17 | 2019-05-24 | 广东电网有限责任公司 | 多直流馈入系统受端电网暂态过电压评估计算方法 |
| CN109936159A (zh) * | 2019-04-17 | 2019-06-25 | 国网江苏省电力有限公司 | 计及控制系统动态过程的直流送端暂态过电压计算方法 |
| CN110718909A (zh) * | 2019-10-12 | 2020-01-21 | 华北电力大学 | 分析高压直流输电系统换相失败对送端电压影响的方法 |
| CN110829476A (zh) * | 2019-10-22 | 2020-02-21 | 华北电力大学 | 一种特高压混合级联直流输电系统中多mmc换流器间不平衡电流的均衡控制策略 |
| CN110932538A (zh) * | 2019-12-06 | 2020-03-27 | 国网江苏省电力有限公司经济技术研究院 | 适用于lcc-mmc混合级联直流输电系统的停运控制方法 |
| WO2021129822A1 (zh) * | 2019-12-26 | 2021-07-01 | 南京南瑞继保电气有限公司 | 高压直流输电系统直流侧接地故障控制方法及控制装置 |
| CN111969567A (zh) * | 2020-06-28 | 2020-11-20 | 国电南瑞科技股份有限公司 | 混联型直流输电系统受端交流故障处理方法及系统 |
| CN112165096A (zh) * | 2020-10-30 | 2021-01-01 | 国网江苏省电力有限公司经济技术研究院 | 适用于lcc-mmc混合级联换流站的电压和容量匹配方法 |
| CN113515838A (zh) * | 2021-04-09 | 2021-10-19 | 中国南方电网有限责任公司超高压输电公司梧州局 | 直流系统建模仿真方法、装置、计算机设备和存储介质 |
Non-Patent Citations (3)
| Title |
|---|
| Design selection research on LCC-MMC multi- terminal Hybrid HVDC Dry-type Air-core reactors;Xiaqing Sun，Long Guo，Changyue Zou，Jianwei Cheng， Junlin Zhu，Wei Zhang， Kejie Huang，Linjie Zhao，Hong Rao;State Intellectual Property Office of China;1-4 * |
| UPFC暂态过电压研究;刘永刚;李敏;王新宝;俞秋阳;钟高跃;;供用电(08);28-32 * |
| 基于LCC-MMC的三端混合直流输电系统故障特性与控制保护策略;洪潮;时伯年;孙刚;张野;杨健;刘斌;;电力建设(08);1-4 * |
Also Published As
| Publication number | Publication date |
|---|---|
| CN114362572A (zh) | 2022-04-15 |
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