CN116316827A - 一种混合型高压直流输电换流器拓扑构造及控制方法 - Google Patents

一种混合型高压直流输电换流器拓扑构造及控制方法 Download PDF

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CN116316827A CN202310166721.9A CN202310166721A CN116316827A CN 116316827 A CN116316827 A CN 116316827A CN 202310166721 A CN202310166721 A CN 202310166721A CN 116316827 A CN116316827 A CN 116316827A
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Abstract

本发明涉及一种基于DRU和FB‑MMC的海上风电直流输电混合型换流器拓扑构造及控制方法，所述混合型换流器拓扑包括：全桥型模块化多电平换流器(FB‑MMC)及其隔离开关、二极管整流单元(DRU换流器)及其连接变压器以及隔离开关；所述FB‑MMC换流器交流侧直接连接到海上风电场公共耦合母线；所述DRU换流器通过12脉波变压器连接到海上风电场公共耦合母线；所述FB‑MMC换流器直流侧与所述DRU换流器直流侧串联连接构成高压直流输电的一端。本发明给出了FB‑MMC直流电压与其调制比的关系以及无功功率计算方法。所述控制方法包括：混合型整流器采用比例积分调节器控制FB‑MMC直流电压和海上风场交流电压。

Description

一种混合型高压直流输电换流器拓扑构造及控制方法
技术领域
本发明属于风力发电领域，涉及一种混合型高压直流输电换流器拓扑构造及控制方法。
背景技术
大功率输电系统是海上风力发电的关键技术之一。由于能够向并网逆变器提供稳定的电压支撑和频率支撑，以模块化多电平换流器(MMC)为整流阀的海上风力发电直流输电系统及其衍生复合系统在理论和工程方面获得了充分研究和广泛应用。在陆上亦有可再生能源并网及多端混合直流输电领域的工程投运。然而，随着海上风电场总功率增加到吉瓦级，MMC换流器庞大的体积和巨大的重量成为制约以MMC为整流阀的海上风力发电直流输电系统的功率进一步增加的关键因素。因此，既能保持MMC的电压和频率支撑功能、又能有效减小整流阀的体积和重量的混合整流阀是一个较为理想的解决方案。西门子公司和欧洲“地平线”课题组先后开展了基于二极管整流器单元(DRU)的海上风力发电直流输电和集电系统以及风机变流器电压源型控制策略的研究。浙江大学徐政教授团队对基于DRU的低频和中频海上风力发电直流和交流输电系统进行了深入研究，建立了包含输电环节和基于全球定位系统(GPS)同步的变流器控制环节的完整状态空间模型。韩国学者Thanh HaiNguyen等提出了一种12脉波整流器与电压源型变流器直流侧串联、交流侧并联的混合型整流阀拓扑及其控制策略，然而未对电压源型变流器的容量占比进行分析说明。
由于DRU整流器相较于MMC整流器节省了大量子模块电力电容器，DRU整流阀的体积和重量分别降到了同容量FB-MMC整流阀的五分之一和三分之一，极大降低了海上平台的建造难度和成本。然而，DRU整流阀无法抑制直流短路故障电流和提供风电场公共耦合母线(PCC)电压，这使得基于DRU整流阀的海上风电系统的直流短路故障穿越变得极其困难，同时完全由并网逆变器维持PCC电压的控制策略尚未经过工程实践验证，其可靠性没有参照。
发明内容
有鉴于此，本发明的目的在于提供一种混合型高压直流输电换流器拓扑构造及控制方法。通过本发明，基于DRU和FB-MMC的混合型高压直流输电换流器得以构造，PCC电压和频率由FB-MMC维持，海上风电场并网逆变器采用传统PQ控制；风电场的总无功功率、DRU单元的总无功功率由FB-MMC维持动态平衡；同时通过合理的FB-MMC直流电压占比配置，直流短路故障时FB-MMC的反向直流电压能够有效抑制直流短路电流。另一方面，本发明给出了基于比例积分调节器的混合型高压直流输电换流器的控制方法。
为达到上述目的，本发明提供如下技术方案：
一种混合型高压直流输电换流器拓扑构造及控制方法，其特征在于：将二极管整流器单元DRU以及全桥型模块化多电平换流器FB-MMC单元在直流侧串联连接、交流侧并联连接组成换流器；
所述二极管整流器单元DRU为12脉波整流器，由二极管整流器单元一DRU1和二极管整流器单元二DRU2构成；
将所述二极管整流器单元一DRU1和所述二极管整流器单元二DRU2交流侧均通过移相变压器连接到汇集母线PCC，以调整混合型高压直流输电换流器的直流侧电压，将所述全桥型模块化多电平换流器FB-MMC交流侧直接并联到汇集母线PCC；
在所述二极管整流器单元一DRU1、二极管整流器单元二DRU2和全桥型模块化多电平换流器FB-MMC的直流侧分别设置用于故障隔离和启动过程的短接开关S1、S2和S3；
通过FB-MMC直流侧电压
Figure BDA0004096184790000021
和DRU单元直流侧电压/>
Figure BDA0004096184790000022
串联构成换流器的直流侧电压/>
Figure BDA0004096184790000023
DRU单元直流侧电压包括DRU1单元的直流电压/>
Figure BDA0004096184790000024
和DRU2单元的直流电压/>
Figure BDA0004096184790000025
即
Figure BDA0004096184790000026
Figure BDA0004096184790000027
正常运行时，岸上端多电平变流器MMC维持接收端直流母线电压恒定，混合型高压直流输电换流器的直流侧电压随着风电场总功率Pg的变化而波动。
可选的，所述全桥型模块化多电平换流器FB-MMC的构造方法为：通过FB-MMC控制PCC母线电压以向各海上风力发电并网逆变器提供参考网压，并利用所述参考网压维持DRU单元换流；
FB-MMC的有功功率占所述换流器总有功功率的比例为：
由调制原理得FB-MMC直流电压
Figure BDA0004096184790000028
FB-MMC交流侧线电压有效值/>
Figure BDA0004096184790000029
调制比m的关系如下：
Figure BDA00040961847900000210
在DRU单元变压器变比为Tdr，DRU单元组数为Kb，漏抗为Xt，直流电流为Idc时，DRU单元的直流电压
Figure BDA00040961847900000211
为
Figure BDA0004096184790000031
通过风电场总功率Pg和混合型高压直流输电换流器直流侧电压
Figure BDA0004096184790000032
计算出直流电流Idc，即
Figure BDA0004096184790000033
由直流环节电压平衡关系式(1)得FB-MMC直流侧电压
Figure BDA0004096184790000034
风电场总功率Pg和混合型高压直流输电换流器直流侧电压/>
Figure BDA0004096184790000035
的关系式如下：
Figure BDA0004096184790000036
即
Figure BDA0004096184790000037
据此，在确定混合型高压直流输电换流器的直流侧电压
Figure BDA0004096184790000038
以及调制比m之后，计算FB-MMC子模块额定电压为USM时的桥臂子模块数量N1：
Figure BDA0004096184790000039
设FB-MMC的无功功率Qmmc，DRU单元的总无功功率Qdr；根据FB-MMC的直流电压占比计算DRU单元的直流电压占比即DRU单元的总有功功率Pdr，根据所述总有功功率Pdr计算DRU单元的总无功功率Qdr，此时FB-MMC的无功功率Qmmc如下：
Qmmc＝Qdr(9)
在直流短路故障穿越性能分析中，混合型高压直流输电换流器中FB-MMC的桥臂子模块数量N2，子模块电容电压允许的过压倍数Kov，子模块电容量CSM，子模块额定电压USM之间有如下关系：
Figure BDA00040961847900000310
得FB-MMC的桥臂子模块数量：
Figure BDA00040961847900000311
结合式(8)，比较FB-MMC子模块额定电压为USM时的桥臂子模块数量N1和桥臂子模块数量N2，取二者之中较大者作为混合型高压直流输电换流器中FB-MMC的子模块数量N；即：
N＝max(N1,N2) (12)。
一种混合型高压直流输电换流器控制方法，基于所述拓扑构造方法构造出的混合型高压直流输电换流器，混合型高压直流输电换流器正常工作时的控制方法为：
根据混合型高压直流输电换流器中FB-MMC直流电压占比和子模块数量确定FB-MMC的直流侧参考电压
Figure BDA0004096184790000041
表示如下：
Figure BDA0004096184790000042
其中，
Figure BDA0004096184790000043
为混合型高压直流输电换流器直流侧电压实时值；调节器的输出即为FB-MMC的调制比m，/>
Figure BDA0004096184790000044
为FB-MMC直流侧电压实时值，Kdc和Tdc分别为比例系数和积分时间常数，ω0和θ0分别为PCC电压的角频率和相位角，Varefpu、Vbrefpu和Vcrefpu分别为FB-MMC三相调制波，mmax为调制比限幅值，其取值决定故障恢复过程中FB-MMC无功功率超调量最大值。
可选的，混合型高压直流输电换流器故障恢复时的控制方法为：所述混合型高压直流输电换流器在发生直流测短路故障和交流侧PCC母线短路故障时，混合型高压直流输电换流器中FB-MMC封锁脉冲、混合型高压直流输电换流器停止向岸上输送功率；故障清除后，FB-MMC解除封锁并建立PCC母线电压，当各并网逆变器检测到PCC电压后恢复有功功率至当前最大功率点；故障恢复过程中FB-MMC调制比限幅值设置为0.1。
本发明的有益效果在于：
1本发明推导得出了FB-MMC的直流电压占比与FB-MMC的调制比m之间的数学关系式，进而确定了换流器中FB-MMC的子模块数量，同时给出了FB-MMC的无功功率需求计算方法，据此给出了完整的混合型高压直流输电换流器的拓扑构造方法。该方法相较于现有技术可以极大地减小换流器的体积和重量，使得海上风电大功率输电可以实现更高的功率等级。
2本发明给出了基于比例积分调节器的混合型高压直流输电换流器的控制方法，该控制方法可以同时控制交流侧PCC母线电压和直流电压，且结构简单、容易实现。
本发明的其他优点、目标和特征在某种程度上将在随后的说明书中进行阐述，并且在某种程度上，基于对下文的考察研究对本领域技术人员而言将是显而易见的，或者可以从本发明的实践中得到教导。本发明的目标和其他优点可以通过下面的说明书来实现和获得。
附图说明
为了使本发明的目的、技术方案和优点更加清楚，下面将结合附图对本发明作优选的详细描述，其中：
图1为混合型高压直流输电换流器拓扑图；
图2为FB-MMC直流电压占比与调制比关系曲线；
图3为FB-MMC控制策略；
图4为混合型高压直流输电换流器仿真拓扑图；
图5为调制比为0.5时功率调节功能仿真波形；(a)为风电场有功功率、FB-MMC有功功率、DRU有功功率、DRU直流侧功率、FB-MMC直流侧功率、换流器发送端功率和接收端功率仿真波形；(b)为FB-MMC直流侧电压、DRU直流侧电压、换流器发送端直流电压和接收端直流电压仿真波形；(c)为PCC电压有效值、PCC母线a相电流、FB-MMC调制比和子模块电容电压；(d)为并网逆变器1和2有功功率和无功功率、FB-MMC无功功率、DRU无功功率、风电场无功功率仿真波形；
图6为调制比为0.5时故障恢复功能仿真波形；(a)为风电场有功功率、FB-MMC有功功率、DRU有功功率、DRU直流侧功率、FB-MMC直流侧功率、换流器发送端功率和接收端功率仿真波形；(b)为FB-MMC直流侧电压、DRU直流侧电压、换流器发送端直流电压和接收端直流电压仿真波形；(c)为PCC电压有效值、PCC母线a相电流、FB-MMC调制比和子模块电容电压；(d)为并网逆变器1和2有功功率和无功功率、FB-MMC无功功率、DRU无功功率、风电场无功功率仿真波形；
图7为调制比为0.5时直流短路故障仿真波形；(a)为调制比为0.5时直流短路故障下FB-MMC直流侧电压、DRU直流侧电压、换流器发送端直流电压、接收端直流电压、换流器发送端直流电流、接收端直流电流、换流器发送端直流功率、接收端直流功率仿真波形；(b)为调制比为0.5时直流短路故障下FB-MMC直流侧电压、DRU直流侧电压、换流器发送端直流电压、接收端直流电压、换流器发送端直流电流、接收端直流电流、换流器发送端直流功率、接收端直流功率仿真波形展开图。
具体实施方式
以下通过特定的具体实例说明本发明的实施方式，本领域技术人员可由本说明书所揭露的内容轻易地了解本发明的其他优点与功效。本发明还可以通过另外不同的具体实施方式加以实施或应用，本说明书中的各项细节也可以基于不同观点与应用，在没有背离本发明的精神下进行各种修饰或改变。需要说明的是，以下实施例中所提供的图示仅以示意方式说明本发明的基本构想，在不冲突的情况下，以下实施例及实施例中的特征可以相互组合。
其中，附图仅用于示例性说明，表示的仅是示意图，而非实物图，不能理解为对本发明的限制；为了更好地说明本发明的实施例，附图某些部件会有省略、放大或缩小，并不代表实际产品的尺寸；对本领域技术人员来说，附图中某些公知结构及其说明可能省略是可以理解的。
本发明实施例的附图中相同或相似的标号对应相同或相似的部件；在本发明的描述中，需要理解的是，若有术语“上”、“下”、“左”、“右”、“前”、“后”等指示的方位或位置关系为基于附图所示的方位或位置关系，仅是为了便于描述本发明和简化描述，而不是指示或暗示所指的装置或元件必须具有特定的方位、以特定的方位构造和操作，因此附图中描述位置关系的用语仅用于示例性说明，不能理解为对本发明的限制，对于本领域的普通技术人员而言，可以根据具体情况理解上述术语的具体含义。
1、基于DRU和FB-MMC的混合型高压直流输电换流器拓扑构造
如图1所示，虚线框内即为本文所提出的基于DRU单元和全桥型FB-MMC的混合型高压直流输电换流器拓扑。混合型高压直流输电换流器由参数相同的二极管整流器单元DRU1、DRU2以及全桥型FB-MMC单元在直流侧串联连接、交流侧并联连接组成。12脉波DRU整流单元通过移相变压器连接到PCC母线以便于调整混合型高压直流输电换流器直流侧电压，FB-MMC则直接并联到PCC母线，无需通过变压器调整电压等级。直流侧短接开关S1、S2、S3用于故障隔离和启动过程。混合型高压直流输电换流器的直流侧电压
Figure BDA0004096184790000061
由FB-MMC直流侧电压/>
Figure BDA0004096184790000062
和DRU单元直流侧电压/>
Figure BDA0004096184790000063
串联构成，DRU单元直流侧电压包括DRU1单元的直流电压/>
Figure BDA0004096184790000064
和DRU2单元的直流电压/>
Figure BDA0004096184790000065
即
Figure BDA0004096184790000066
Figure BDA0004096184790000067
正常运行时，岸上端MMC维持接收端直流母线电压恒定，混合型高压直流输电换流器的直流侧电压随着风电场总功率Pg的变化而略微波动。对于并网逆变器的控制，有文献提出了一种分布式多闭环有功、无功控制策略和多逆变器同步策略，仿真表明该电压源型控制策略可以实现多台逆变器的并联运行。然而，截至目前没有工程能够验证该控制策略是否能够在完全由数百台逆变器组成的海上孤立微网中可靠运行。
常规高压直流输电工程中，可再生能源和火电机组采用“打捆输送”模式。在电路理论中，火电机组视为电压源，可再生能源视为电流源(虽然可再生能源并网逆变器已有许多电压源型控制策略方面的研究，已投用的风力发电变流器和光伏并网逆变器仍然以PQ型控制策略为主)，输送端由火电机组维持PCC电压，在可再生能源占比较小的情形下，常规直流输电系统并未因输送功率不全部来源于电压源而不能长时间稳定运行。类比可知，混合型高压直流输电换流器拓扑中由只承担部分输送功率的FB-MMC维持PCC母线电压，各逆变器采用传统PQ控制模式的系统控制是一种可行的方案。同时FB-MMC需要平衡DRU单元的无功功率和风电场的总无功功率。因此，FB-MMC的容量占比为多少才能够维持PCC母线电压和平衡无功功率是一个复杂的问题，下文将进一步分析。
2、FB-MMC的容量配置及混合型高压直流输电换流器的控制策略
在混合型高压直流输电换流器中，FB-MMC控制PCC母线电压以向各海上风力发电并网逆变器提供参考网压，同时该网压需要维持DRU单元换流。由于DRU单元是不控部分，没有维持PCC电压的能力，因此FB-MMC维持PCC电压的能力是混合型高压直流输电换流器能够稳定工作的前提。
2.1FB-MMC的有功需求分析
由于DRU单元和FB-MMC直流侧串联连接，FB-MMC的有功需求问题(即FB-MMC的有功占总有功的比例)也即为FB-MMC的直流电压占比问题。为了简化分析，首先考虑开环情形下FB-MMC直流电压占比问题。由调制原理可得FB-MMC交流侧线电压有效值
Figure BDA0004096184790000071
调制比m的关系如下
Figure BDA0004096184790000072
进一步在DRU单元变压器变比为Tdr，DRU单元组数为Kb，漏抗为Xt，直流电流为Idc时，DRU单元的直流电压
Figure BDA0004096184790000073
为
Figure BDA0004096184790000074
为简化分析，直流电流Idc可由风电场总功率Pg和混合型高压直流输电换流器直流侧电压
Figure BDA0004096184790000075
给出，即
Figure BDA0004096184790000076
由直流环节电压平衡关系式(1)可得FB-MMC直流侧电压
Figure BDA0004096184790000077
风电场总功率Pg和混合型高压直流输电换流器直流侧电压/>
Figure BDA0004096184790000078
的关系式如下
Figure BDA0004096184790000081
进一步可得
Figure BDA0004096184790000082
对于高压直流输电系统，为了降低输电损耗应尽量提高直流电压，这意味着式(7)等号右侧第一项可以忽略，故FB-MMC直流电压占比仅与FB-MMC的调制比有关，与输送功率和直流电压等级无关。图2为DRU单元数量Kb取2，变压器变比Tdr为87.3kV/66kV时FB-MMC直流电压占比与调制比的关系曲线，该图清晰地揭示了混合型高压直流输电换流器中维持PCC母线电压所需的最小FB-MMC直流电压占比与FB-MMC的调制比之间的关系。在直流电压等级和PCC母线电压等级确定之后，混合型高压直流输电换流器中FB-MMC的直流电压和DRU单元的直流电压便随之确定，进而可获得FB-MMC子模块额定电压为USM时的桥臂子模块数量N1为
Figure BDA0004096184790000083
2.2FB-MMC的无功需求分析
在由混合型高压直流输电换流器作为发送端的海上风电系统中，风电场的总无功功率Qg，FB-MMC的无功功率Qmmc，DRU单元的总无功功率Qdr保持动态平衡。海上风电场各并网逆变器通过升压变压器和海底交流电缆汇集到PCC母线，随着风速的波动，海上风电场的总有功功率Pg和总无功功率Qg均随时间波动。采用传统PQ控制模式的并网逆变器的无功指令的获取是海上风电场稳定和最优运行的重要因素。在并网变压器参数和汇集电缆的等效参数已知时，合理的无功指令可以使得风电场总无功功率Qg接近于零，进而混合型高压直流输电换流器的DRU单元的总无功功率由FB-MMC就近动态补偿，同时并网逆变器无需通信功能。在上一节FB-MMC的直流电压占比确定之后，DRU单元的直流电压占比即总有功功率Pdr随之确定，进而DRU单元的总无功功率Qdr随之确定，进一步FB-MMC的无功功率Qmmc可以如下表示
Qmmc＝Qdr(9)
2.3混合型高压直流输电换流器直流短路故障穿越性能分析
对于海上风力发电直流输电系统，直流短路故障时短路电流大且无过零点，若不能及时阻断直流短路电流，对换流器和输电电缆都会造成严重的损坏。直流短路故障发生阶段，随着短路点处直流正负极母线电压骤降至零，混合型高压直流输电换流器直流侧电压通过平波电抗器和短路点形成回路，直流短路电流在混合型高压直流输电换流器直流侧电压激励下迅速增加直至达到直流短路电流保护阈值
Figure BDA0004096184790000091
进而触发直流短路保护功能动作。
传统直流短路保护功能为通过交流侧机械式断路器分段交流侧主电路。该方法需在电流过零点附近动作，响应慢。清华大学余占清教授团队提出了直流断路器技术，解决了高压直流开断难题，该方法非常适于岸上高压直流电网，如张北多端直流电网、直流配电网等。对于海上风力发电高压直流输电系统，该高压直流断路器进一步增大了海上平台的体积和重量。对于全桥型子模块FB-MMC，由于子模块对外电压极性可控，借助全桥型子模块产生的反向且二倍于额定值的直流电压可以快速阻断直流短路电流，是一种理想的解决直流短路故障的方法。为避免子模块电容严重过压，混合型高压直流输电换流器中FB-MMC的桥臂子模块数量N2，子模块电容电压允许的过压倍数Kov，子模块电容量CSM，子模块额定电压USM之间有如下关系
Figure BDA0004096184790000092
据此可得FB-MMC的桥臂子模块数量
Figure BDA0004096184790000093
结合式(8)，混合型高压直流输电换流器中FB-MMC的子模块数量N取二者之中较大者，即
N＝max(N1,N2) (12)
2.4混合型高压直流输电换流器的控制策略
在混合型高压直流输电换流器中FB-MMC直流电压占比和子模块数量确定以后，FB-MMC的直流侧参考电压
Figure BDA0004096184790000094
随之确定，表示如下
Figure BDA0004096184790000095
Figure BDA0004096184790000096
为混合型高压直流输电换流器直流侧电压实时值。为维持FB-MMC直流侧电压这一直流量达到参考值，可以采用比例积分调节器。结合上述2.1节分析，该调节器的输出即为FB-MMC的调制比m，至此混合型高压直流输电换流器中FB-MMC的控制策略如图3所示。
Figure BDA0004096184790000101
为FB-MMC直流侧电压实时值，Kdc和Tdc分别为比例系数和积分时间常数，ω0和θ0分别为PCC电压的角频率和相位角，Varefpu、Vbrefpu和Vcrefpu分别为FB-MMC三相调制波，mmax为调制比限幅值，其取值决定了故障恢复过程中FB-MMC无功功率超调量最大值。
3、混合型高压直流输电换流器的故障恢复控制
发生直流测短路故障和交流侧PCC母线短路故障时，混合型高压直流输电换流器中FB-MMC封锁脉冲、混合型高压直流输电换流器停止向岸上输送功率。故障清除后，FB-MMC解除封锁逐步建立PCC母线电压，各并网逆变器检测到PCC电压后恢复有功功率至当前最大功率点。为避免有功功率恢复过快导致系统无功功率超调过大，故障恢复过程中需要对FB-MMC的调制比限幅。由于混合型高压直流输电换流器中DRU单元无功功率、FB-MMC无功功率和风电场总无功功率相互影响，难以从理论上获得准确的无功功率超调量。电磁暂态仿真表明故障恢复时FB-MMC的调制比限幅值设置为0.1时，FB-MMC的无功功率超调较小，恢复过程平滑，故本文中故障恢复过程中FB-MMC调制比限幅值设置为0.1。
4、混合型高压直流输电换流器仿真验证
为验证混合型高压直流输电换流器的可行性，本节首先基于PCC母线电压为66kV的典型海上风力发电系统参数给出算例，接着通过电磁暂态仿真验证混合型高压直流输电换流器的正确性，参数如表1所示。
基于此，在过压倍数Kov为1.5时，满足直流短路故障穿越性能的FB-MMC子模块数量N2由式(11)可得为13。
混合型高压直流输电换流器中FB-MMC调制比m取为0.5，由式(7)可得FB-MMC直流电压占比为0.32、直流侧电压
Figure BDA0004096184790000102
为213kV，进而DRU单元变压器变比Tdr为87.3kV/66kV，FB-MMC子模块数量N取为107。
由于海上平台体积、重量约束无法安装大功率储能装置，对于完全由变流器构成的海上风电场，系统启动时通过岸上FB-MMC预先对混合型高压直流输电换流器中的FB-MMC和并网逆变器的直流环节预充电是一种可行的启动方法。鉴于上述研究已提出启动方法，本文所提高压直流输电换流器拓扑不涉及启动过程，仿真模型如图4所示，启动时序如表2所示。
表1算例参数
Figure BDA0004096184790000111
表2海上风电系统启动时序
Figure BDA0004096184790000112
4.1混合型高压直流输电换流器功率调节功能验证
为了验证混合型高压直流输电换流器的功率调节能力，本节通过电磁暂态仿真软件PSCAD/EMTDC搭建了完整的海上风力发电系统仿真模型，岸上FB-MMC、直流环节、并网逆变器及其滤波器和并网电缆参数如表1所示。
图5给出了调制比为0.5即FB-MMC额定直流电压为213kV时海上风力发电系统仿真波形。随着并网逆变器有功功率指令在5s、6s、7s、8s、9s、10s、11s、12s、13s、14s、15s、16s、17s、18s、19s分别调整到1.1pu、1.0pu、0.9pu、0.7pu、0.5pu、0.4pu、0.3pu、0.2pu、0.1pu、0.05pu、0.2pu、0.4pu、0.6pu、0.8pu、1.0pu，风电场汇集到PCC的总有功功率、FB-MMC有功功率、DRU单元有功功率、FB-MMC直流侧功率、DRU直流侧功率、混合型高压直流输电换流器发送端功率以及岸上FB-MMC直流侧功率波形分别显示于图5(a)中，图中清楚地显示了实际功率值与指令值的一致程度。图5(b)给出了DRU直流侧电压、FB-MMC直流侧电压、混合型高压直流输电换流器直流侧电压和岸上FB-MMC直流侧电压波形。图5(c)给出了PCC电压有效值、海上风电场总电流a相电流、FB-MMC调制比以及FB-MMC各桥臂子模块电容电压波形。图5(d)显示了风电场总无功功率、FB-MMC无功功率和DRU单元的无功功率随有功指令的变化波形。以上波形共同验证了混合型高压直流输电换流器在调制比为0.5时的功率调节能力。
仿真结果表明，在PCC电压和电流含有大量谐波的情况下，混合型高压直流输电换流器可以向采用传统PQ控制模式的海上风电场并网变流器提供足够的电压和频率支撑能力以使其工作在电流源模式，进而简化了并网变流器的控制。
4.2混合型高压直流输电换流器故障恢复功能验证
为了验证混合型高压直流输电换流器的故障恢复能力，本节对4.1部分仿真模型在额定功率下的直流短路故障和PCC母线短路故障恢复能力进行了验证。对于短路故障时由于风电机组的惯性产生的盈余功率，已有大量文献从风电机组侧和整流器侧两方面设置耗能或储能装置予以解决。鉴于此，本文假定风力发电变流器直流环节配置了耗能方案以保持直流环节电压稳定。
故障时混合型高压直流输电换流器中FB-MMC子模块电容能量通过图4所示额定电压为66kV、0.625个单位默认参数的金属氧化物压敏电阻(MOV)和长度为10km的并网电缆的线路电阻释放消耗，该并网电缆正序参数为正序电阻5e-5ohm/m，正序感抗1.2e-4ohm/m，正序容抗17.0Mohm*m，零序参数均为估计值。
3s时刻，直流短路故障被触发并于200ms后清除，随之FB-MMC以调制比0.1为限幅值运行200ms向PCC母线提供电压并逐步恢复到正常运行模式。7s时刻，PCC母线短路故障被触发并于200ms后清除，随之FB-MMC以调制比0.1为限幅值运行200ms向PCC母线提供电压并逐步恢复到正常运行模式。图6为直流电压占比为0.32时，以本文所提混合型高压直流输电换流器拓扑为发送端的海上风力发电系统的直流短路故障和PCC母线短路故障恢复时的波形图。显示系统各点有功功率和电压在快速恢复的同时未出现较大超调，FB-MMC无功功率与DRU无功功率在故障前后均能维持平衡状态，FB-MMC子模块电容电压除短时脉冲外能够维持在额定值。图7(a)为直流电压占比为0.32时直流短路故障发生至恢复阶段波形，图7(b)为直流电压占比为0.32时直流短路故障发生阶段的展开波形图。图7(b)显示混合型高压直流输电换流器直流电流经过1.35ms由满功率运行时的1.8kA达到短路保护阈值4kA，混合型高压直流输电换流器封锁脉冲3.1ms后直流电流衰减为零。
5结论
1)直流侧串联、交流侧并联混合型高压直流输电换流器中承担部分功率的FB-MMC能够维持海上风电场耦合母线交流电压以使各并网逆变器采用经典PQ控制模式，且FB-MMC直流电压占比与调制比之间存在函数关系。
2)混合型高压直流输电换流器以FB-MMC直流电压为控制目标的单闭环方式能够在控制直流电压的同时维持PCC母线电压。
3)在海上风电场无功功率近似为零时，混合型高压直流输电换流器中FB-MMC可以动态补偿DRU无功功率，从而不需要配置电容器组等无功补偿装置。
4)直流短路故障和PCC母线短路故障恢复时，通过设置合理的FB-MMC调制比限幅值能够防止FB-MMC无功功率、DRU无功功率和风电场无功功率出现大幅超调。
本发明所提基于FB-MMC和DRU单元的直流侧串联、交流侧并联混合型高压直流输电换流器相较于纯FB-MMC整流阀，极大的减小了海上风力发电整流阀的体积和重量，提高了效率；相较于纯DRU整流阀，各并网逆变器无需维持网压和相互同步环节。同时，混合型高压直流输电换流器中FB-MMC仍然能够控制海上风电场PCC母线电压以使各并网逆变器采用经典PQ控制模式。该混合型高压直流输电换流器拓扑为大规模海上风力发电提供了一个可选输电方案。
最后说明的是，以上实施例仅用以说明本发明的技术方案而非限制，尽管参照较佳实施例对本发明进行了详细说明，本领域的普通技术人员应当理解，可以对本发明的技术方案进行修改或者等同替换，而不脱离本技术方案的宗旨和范围，其均应涵盖在本发明的权利要求范围当中。

Claims (4)

1.一种混合型高压直流输电换流器拓扑构造方法，其特征在于：将二极管整流器单元DRU以及全桥型模块化多电平换流器FB-MMC单元在直流侧串联连接、交流侧并联连接组成换流器；
所述二极管整流器单元DRU为12脉波整流器，由二极管整流器单元一DRU1和二极管整流器单元二DRU2构成；
将所述二极管整流器单元一DRU1和所述二极管整流器单元二DRU2交流侧均通过移相变压器连接到汇集母线PCC，以调整混合型高压直流输电换流器的直流侧电压，将所述全桥型模块化多电平换流器FB-MMC交流侧直接并联到汇集母线PCC；
在所述二极管整流器单元一DRU1、二极管整流器单元二DRU2和全桥型模块化多电平换流器FB-MMC的直流侧分别设置用于故障隔离和启动过程的短接开关S1、S2和S3；
通过FB-MMC直流侧电压
Figure FDA0004096184780000011
和DRU单元直流侧电压/>
Figure FDA0004096184780000012
串联构成换流器的直流侧电压
Figure FDA0004096184780000013
DRU单元直流侧电压包括DRU1单元的直流电压/>
Figure FDA0004096184780000014
和DRU2单元的直流电压/>
Figure FDA0004096184780000015
即
Figure FDA0004096184780000016
正常运行时，岸上端多电平变流器MMC维持接收端直流母线电压恒定，混合型高压直流输电换流器的直流侧电压随着风电场总功率Pg的变化而波动。
2.基于权利要求1所述的混合型高压直流输电换流器拓扑构造方法，其特征在于：所述全桥型模块化多电平换流器FB-MMC的构造方法为：
通过FB-MMC控制PCC母线电压以向各海上风力发电并网逆变器提供参考网压，并利用所述参考网压维持DRU单元换流；
FB-MMC的有功功率占所述换流器总有功功率的比例为：
由调制原理得FB-MMC直流电压
Figure FDA0004096184780000017
FB-MMC交流侧线电压有效值/>
Figure FDA0004096184780000018
调制比m的关系如下：
Figure FDA0004096184780000019
在DRU单元变压器变比为Tdr，DRU单元组数为Kb，漏抗为Xt，直流电流为Idc时，DRU单元的直流电压
Figure FDA00040961847800000110
为
Figure FDA0004096184780000021
通过风电场总功率Pg和混合型高压直流输电换流器直流侧电压
Figure FDA0004096184780000022
计算出直流电流Idc，即
Figure FDA0004096184780000023
由直流环节电压平衡关系式(1)得FB-MMC直流侧电压
Figure FDA0004096184780000024
风电场总功率Pg和混合型高压直流输电换流器直流侧电压/>
Figure FDA0004096184780000025
的关系式如下：
Figure FDA0004096184780000026
即
Figure FDA0004096184780000027
据此，在确定混合型高压直流输电换流器的直流侧电压
Figure FDA0004096184780000028
以及调制比m之后，计算FB-MMC子模块额定电压为USM时的桥臂子模块数量N1：
Figure FDA0004096184780000029
设FB-MMC的无功功率Qmmc，DRU单元的总无功功率Qdr；根据FB-MMC的直流电压占比计算DRU单元的直流电压占比即DRU单元的总有功功率Pdr，根据所述总有功功率Pdr计算DRU单元的总无功功率Qdr，此时FB-MMC的无功功率Qmmc如下：
Qmmc＝Qdr(9)
在直流短路故障穿越性能分析中，混合型高压直流输电换流器中FB-MMC的桥臂子模块数量N2，子模块电容电压允许的过压倍数Kov，子模块电容量CSM，子模块额定电压USM之间有如下关系：
Figure FDA00040961847800000210
得FB-MMC的桥臂子模块数量：
Figure FDA00040961847800000211
结合式(8)，比较FB-MMC子模块额定电压为USM时的桥臂子模块数量N1和桥臂子模块数量N2，取二者之中较大者作为混合型高压直流输电换流器中FB-MMC的子模块数量N；即：
N＝max(N1,N2) (12)。
3.一种混合型高压直流输电换流器控制方法，基于权利要求1～2中所述的拓扑构造方法构造出的混合型高压直流输电换流器，其特征在于：混合型高压直流输电换流器正常工作时的控制方法为：
根据混合型高压直流输电换流器中FB-MMC直流电压占比和子模块数量确定FB-MMC的直流侧参考电压
Figure FDA0004096184780000031
表示如下：
Figure FDA0004096184780000032
其中，
Figure FDA0004096184780000033
为混合型高压直流输电换流器直流侧电压实时值；调节器的输出即为FB-MMC的调制比m，/>
Figure FDA0004096184780000034
为FB-MMC直流侧电压实时值，Kdc和Tdc分别为比例系数和积分时间常数，ω0和θ0分别为PCC电压的角频率和相位角，Varefpu、Vbrefpu和Vcrefpu分别为FB-MMC三相调制波，mmax为调制比限幅值，其取值决定故障恢复过程中FB-MMC无功功率超调量最大值。
4.如权利要求3所述的混合型高压直流输电换流器控制方法，其特征在于：混合型高压直流输电换流器故障恢复时的控制方法为：
所述混合型高压直流输电换流器在发生直流测短路故障和交流侧PCC母线短路故障时，混合型高压直流输电换流器中FB-MMC封锁脉冲、混合型高压直流输电换流器停止向岸上输送功率；故障清除后，FB-MMC解除封锁并建立PCC母线电压，当各并网逆变器检测到PCC电压后恢复有功功率至当前最大功率点；故障恢复过程中FB-MMC调制比限幅值设置为0.1。
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Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN117713570A (zh) * 2024-02-05 2024-03-15 国网浙江省电力有限公司电力科学研究院 一种海上风电hvdc换流器、控制方法、设备及介质
CN117892557A (zh) * 2024-03-12 2024-04-16 国网浙江省电力有限公司电力科学研究院 Hvdc换流器优化设计方法、换流器、设备及介质
CN118157212A (zh) * 2024-05-13 2024-06-07 国网浙江省电力有限公司电力科学研究院 Dru-mmc混合换流器的交流构网方法、装置及介质

Cited By (4)

* Cited by examiner, † Cited by third party
Publication number Priority date Publication date Assignee Title
CN117713570A (zh) * 2024-02-05 2024-03-15 国网浙江省电力有限公司电力科学研究院 一种海上风电hvdc换流器、控制方法、设备及介质
CN117713570B (zh) * 2024-02-05 2024-06-11 国网浙江省电力有限公司电力科学研究院 一种面向海上风电汇集的混合结构hvdc换流器、控制方法、设备及介质
CN117892557A (zh) * 2024-03-12 2024-04-16 国网浙江省电力有限公司电力科学研究院 Hvdc换流器优化设计方法、换流器、设备及介质
CN118157212A (zh) * 2024-05-13 2024-06-07 国网浙江省电力有限公司电力科学研究院 Dru-mmc混合换流器的交流构网方法、装置及介质

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