0 引言

相比于高压交流输电，特高压直流输电(ultra-high voltage direct current, UHVDC)技术以其功率调节快速灵活、不存在交流输电的稳定性问题、线路通道造价低廉以及可实现异步联网等明显的技术优势，成为远距离输电的主要途径^[1-2]。

基于电网换相换流器的特高压直流输电(line-commutated converter based ultra-high voltage direct current, LCC-UHVDC)技术凭借输送容量大、制造成本低、技术成熟可靠等优点，在我国大容量远距离输电场合发挥着不可替代的作用^[3-5]。然而，LCC-UHVDC逆变站容易发生换相失败，尤其是我国华东、珠三角地区的直流多馈入问题，成为制约LCC-UHVDC发展的重要因素^[6-7]。近年来，基于模块化多电平换流器的高压直流输电(modular multilevel converter based high voltage direct current, MMC-HVDC)技术，因其有功无功解耦控制、不存在换相失败、易构造多端HVDC系统等优点，逐步应用于远距离大容量输电场合^[8-9]。相比于LCC-UHVDC，MMC-HVDC受限于电力电子器件的现有制造水平和工程运行经验，且存在输送容量小、建造成本高、运行损耗大等缺陷，制约了其在特高压直流输电场合的应用^[10-11]。

为此，众多学者提出将LCC和MMC灵活组合，以形成混合直流输电系统，既可以发挥LCC成本低、损耗小、容量大、技术成熟度高以及MMC的无换相失败、控制灵活的优势，又可以克服各自存在的缺点^[12-16]。其中，LCC-MMC特高压混合级联多端直流输电系统为UHVDC系统提供了一种更为经济、灵活、快捷的输电方式^[17]。

特高压混合级联多端直流输电系统的送端采用LCC，受端采用LCC和3台MMC级联，具有多重优势：(1) 直流故障期间利用LCC强制移相快速清除直流故障；(2) 依靠MMC无换相失败、功率调节快速灵活的优势，改善直流多馈入问题；(3) 受端形成多个落点，有利于直流功率的分散消纳，缓解交流主网架电力疏散能力。针对该拓扑结构，文献[17-18]对其受端接线方式、控制方式和换流站建设形式进行了分析研究；文献[19]为了抑制该拓扑结构的暂态电流，提出在MMC直流侧串联二极管和在旁路开关串联电阻2种方法。但鲜有文献对受端MMC阀组之间的协调控制策略进行研究。

相比于架空线或电缆连接的多端直流输电系统，该拓扑受端3台MMC直流侧直接并联，除特殊工况，均为逆变状态。任意一台MMC的功率、电压发生扰动，都会迅速干扰剩余MMC的正常运行。如果受端3台MMC无法快速协调功率、电压的扰动，MMC直流侧可能会发生严重的过电压，造成MMC闭锁或系统崩溃。因此，受端MMC阀组之间的功率、直流电压协调控制策略需要进行深入的相关分析研究。

针对LCC-MMC特高压混合级联多端直流输电系统，文中参考现有直流电网的协调控制策略^[20-21]，对受端MMC阀组5种潜在的功率、直流电压协调控制策略的适用性进行了分析，分别为：(1) 3台MMC均采用定直流电压控制；(2) 主从控制；(3) 带死区的直流电压下垂控制；(4) 带直流电压下垂的主从控制；(5) 直流电压裕额控制。然后，在PSCAD/EMTDC中，对上述5种策略遭受不同故障的响应特性分别进行仿真，故障包括送端交流故障、直流线路故障、受端LCC交流故障、受端MMC1交流侧故障及MMC1紧急闭锁退出。最后，基于仿真结果，对上述5种协调控制策略的适用性进行了对比分析。

1 混合级联多端直流输电系统 1.1 拓扑结构及参数

以单极系统为例，所述系统的基本拓扑结构如图 1所示。送端由2组12脉动LCC换流阀串联组成，受端由一组12脉动LCC和3台并联的MMC串联组成，4个换流阀采取合站建设并分别连接到不同的500 kV交流母线。其中，3台MMC的结构和参数完全一样，均采用半桥子模块。

该系统的基本参数见表 1-表 3，高压、低压阀组各疏散一半直流功率。其中，LCC联结变压器绕组类型为Y0/Y、Y0/△；MMC联结变压器绕组类型为Y0/△。

对于全压运行方式，受端1LCC+3MMC(1+3)工况为正常运行方式；允许1+2工况长期运行，即退出1台MMC，直流传输功率不损失，单个MMC长期过负荷能力达到1 200 MW；不允许1+1工况长期运行，由于此时暂态过电压和过电流将由一个MMC全部承担，需要将MMC退出仅保持高端LCC投入以维持系统长期半压运行，提高输送能力。

1.2 数学模型 1.2.1 送端换流阀

送端换流阀的直流侧电压为^[1-2]：

$ U_{\mathrm{dcR}}=4\left(\frac{3 \sqrt{2}}{\pi} U_{\mathrm{vR}} \cos \alpha-\frac{3}{\pi} X_{\mathrm{R}} I_{\mathrm{dc}}\right) $

(1)

式中：U_dcR为送端换流阀出口的直流电压；U_vR为送端LCC阀侧空载线电压有效值；I_dc为直流电流；X_R为换相电抗；α为触发角。

正常运行时，送端LCC定直流电流I_dc，直流电压U_dcR由受端换流站决定。当送端交流系统因发生故障导致U_vR下降时，送端LCC的定直流电流控制通过减小α以维持I_dc不变。当α减小至α_min=5°时，LCC失去α调节能力，此时送端直流电压U′_dcR由送端交流电压U′_vR决定，不再由受端换流站控制^[11]，即：

$ U_{\mathrm{dcR}}^{\prime}=4\left(\frac{3 \sqrt{2}}{\pi} U_{\mathrm{vR}}^{\prime} \cos \alpha_{\min }-\frac{3}{\pi} X_{\mathrm{R}} I_{\mathrm{dc}}^{\prime}\right) $

(2)

式中：U′_vR，I′_dc分别为发生故障后的换流器阀侧线电压有效值和直流侧电流。

1.2.2 受端换流阀

稳态运行时，受端换流阀的数学模型为：

$ U_{\mathrm{deI}, \mathrm{LCC}}=2\left(\frac{3 \sqrt{2}}{\pi} U_{\mathrm{vI}, \mathrm{LCC}} \cos \gamma-\frac{3}{\pi} X_{\mathrm{I}} I_{\mathrm{dc}}\right) $

(3)

$ U_{\mathrm{vI}, \mathrm{MMC} i}=\frac{1}{2} m_{i} U_{\mathrm{dcI}, \mathrm{MMC}} \sin \left(\omega t+\Delta \delta_{i}\right) $

(4)

$ I_{\mathrm{dc}}=\sum\limits_{i=1}^{3} I_{\mathrm{dc}, \mathrm{MMC} i}=3 I_{\mathrm{dc}, \mathrm{MMC} i} $

(5)

$ U_{\text {dcI }}=U_{\text {dcI }, \mathrm{LCC}}+U_{\text {dcI, } \mathrm{MMC}} $

(6)

式中：U_{vI, LCC}为受端LCC阀侧线电压有效值；U_{vI, MMCi}为受端第i台MMC阀侧线电压瞬时值, i=1, 2, 3；U_{dcI, LCC}，U_{dcI, MMC}分别为受端LCC和MMC的直流侧电压；U_dcI为受端换流阀入口处的直流电压；m_i为第i台MMC的电压调制比；Δδ_i为第i台MMC出口处的交流电压及与交流母线电压的相位差；I_{dc, MMCi}为第i个MMC直流入口的直流电流，稳态时，3台MMC直流侧电流相等。

1.3 LCC控制方式

LCC控制框图如图 2所示。送端LCC采用定直流电流控制及最小触发角控制，受端LCC采用定直流电压控制，并配置后备定电流控制和后备定关断角控制，以提高交流故障穿越能力^[17]。其中，上标*代表指令值；上标0代表上层指令。

2 受端MMC阀组协调控制策略

受端3台MMC均采用基于dq轴解耦的直接电流矢量控制，该控制策略主要分为内环电流控制和外环功率控制两部分^[4]，有功无功解耦控制，控制方式灵活。为了稳定受端MMC的直流电压，需要至少1台MMC采用定直流电压控制。

文中所述拓扑的3台MMC均为逆变状态，现有直流电网的协调控制策略的适用性有待讨论，以功率注入交流系统为参考方向。

2.1 策略1：3台MMC均采用定直流电压控制

3台MMC均采用定直流电压控制策略的基本控制框图如图 3所示。

该策略中，需要进一步配置电流均衡控制，原理是：根据MMC实际输送功率P_{ac, MMCi}与3台MMC平均输送功率P_{ac, MMC}^ave的偏差，按照合适比例K₁折算为MMC附加电压指令值ΔU_{dc, MMCi}，再加上上层电压指令值U_{dcI, MMC}⁰，生成MMC的实际电压指令值U_{dcI, MMCi}^*，以实现均衡直流电流的功能。其中，P_{ac, MMC}^ave和U_{dcI, MMCi}^*分别为：

$ P_{\mathrm{ac}, \mathrm{MMC}}^{\mathrm{ave}}=\frac{1}{3} \sum\limits_{i=1}^{3} P_{\mathrm{ac}, \mathrm{MMC} i} $

(7)

$ U_{\mathrm{dcI}, \mathrm{MMC} i}^{*}=U_{\mathrm{deI}, \mathrm{MMC}}^{0}+K_{1}\left(P_{\mathrm{ac}, \mathrm{MMC} i}-P_{\mathrm{ac}, \mathrm{MMC}}^{\mathrm{ave}}\right) $

(8)

电流均衡控制，在稳态运行时，消除各MMC器件参数潜在偏差导致的电流分配不均衡^[17]；在某1台MMC受端发生交流故障导致功率输送受阻或者紧急闭锁退出时，剩余2台健全MMC可以通过适当增大直流电压指令值快速消纳盈余功率，以防止MMC发生过电压以及直流电流、功率振荡。

2.2 策略2：主从控制

主从控制是并联型多端直流输电系统最基本的控制策略，概念清晰，结构简单，但是对通信系统依赖性强。对于文中所述拓扑，MMC1为主控站，MMC2和MMC3为从控站，该策略的基本原理如图 4所示。

图 4中，纵轴的右侧代表逆变状态，左侧代表整流状态；黑色虚线方框代表受端3台MMC直流电压和有功功率的运行范围，由于3台MMC均处于逆变状态，有功功率P_ac为负值的范围较小。图 4 (a)的黑色圆点代表稳态运行时3台MMC的运行点；图 4 (b)的蓝色圆点代表从控站退出后(以MMC3退出为例)，MMC1和MMC2过渡到新的稳态运行点；图 4 (c)的红色圆点代表主控站退出后(MMC1退出)，从控站MMC2和MMC3过渡到新的稳态运行点。

由于3台MMC均为逆变状态，主控站退出和从控站退出，都需要依赖阀组间通信改变功率指令值，以实现健全MMC之间功率平衡，直流电压运行点保持不变。

后文图中坐标轴、虚线框、圆点等标识代表的意义和图 4类似，不再赘述。

2.3 策略3：带死区的直流电压下垂控制

由于直流电压下垂控制的控制结果不精确，文中仅考虑带死区的电压下垂控制。该策略基本原理如图 5所示。

相比于主从控制策略，主控站或者从控站退出运行，该策略均不需要阀组间通信，只依靠下垂控制策略在原有功率指令值基础上增加一个ΔP_ac，以实现健全MMC之间的功率平衡。同时，健全MMC的直流侧电压运行点会改变(变大)。

2.4 策略4：带直流电压下垂的主从控制

在带直流电压下垂的主从控制中，主控站MMC1采用定直流电压控制，从控站采用带死区的电压下垂控制。该策略基本原理如图 6所示。该策略在直流电网中具有不需要站间通信等诸多优点。然而，在文中所述拓扑中，从控站MMC3退出运行，需要依赖阀组间通信改变MMC2功率指令值，以实现健全MMC之间的功率平衡，否则MMC1将承担所有的盈余功率；主控站退出运行，和策略3类似，直流电压运行点会改变(变大)。

2.5 策略5：直流电压裕额控制

该控制策略的主控站MMC1采用定直流电压控制；从控站的外环功率控制器采用比较器实现^[4]，正常运行时定有功功率，当直流电压升高至设定的电压指令值U_{dcI, MMCH}^*或者降低至设定的电压指令值U_{dcI, MMCL}^*, 切换为定直流电压模式。该策略基本原理如图 7所示。图 7(b)中，从控站MMC1退出运行，需要依赖阀组间通信改变MMC2功率指令值，以实现健全MMC之间的功率平衡；主控站MMC1退出运行，MMC直流侧电压上升至U_{dcI, MMCH}^*，剩余2台健全MMC均转为定直流电压控制模式。

3 仿真分析

在PSCAD/EMTDC中搭建一个单极特高压混合级联多端直流输电系统，拓扑结构如图 1所示。对第二章所述5种策略遭受不同故障的响应特性分别进行仿真和结果分析。

3.1 送端交流故障

t=2.0 s时，在图 1的母线BUS_R处施加持续0.1 s的三相短路故障，电压跌落至50%。仿真结果如图 8所示，LCC的直流电压、直流电流均在受端LCC入口处测量；I_pa为MMC a相上桥臂电流；直流电压U_dc，直流电流I_dc和有功功率P_ac的基准值分别为800 kV，5 kA和4 000 MW，下同。

如图 8(a)和(c)所示，策略1和策略3的3台MMC直流侧电压均基本保持不变，直流电流均衡分配。如图 8(b)和(e)所示，由于MMC1控制直流电压，策略2和策略5的MMC2和MMC3的直流电压波动幅度比MMC1大，MMC1功率出现暂时倒转。如图 8(d)所示，策略4虽然3台MMC直流电压基本不变，但直流电流分配不均衡。

3.2 直流线路故障

t=2.0 s时，在直流线路中点处施加持续0.1 s的直流短路故障。当检测到送端LCC直流出口电流I_dcR大于1.2 p.u.时，将送端LCC触发角强制移相至150°；待I_dcR=0时，继续保持移相状态0.2 s，去游离；然后重启送端和受端LCC。故障期间，MMC不需要额外控制。仿真结果如图 9所示。

如图 9(a)和(c)所示，策略1和策略3的3台MMC直流侧电压均基本保持不变，未发生功率倒转。如图 9(b)所示，直流故障发生后，受端接受的有功功率为0，策略2由于MMC1定直流电压，MMC2和MMC3定有功功率，MMC2和MMC3输送的功率基本不变，MMC1倒转的功率为MMC2和MMC3输送功率的总和。如图 9(d)所示，策略4的MMC1发生最大为0.07 p.u.的功率倒转，故障清除后直流系统恢复时间长。如图 9(e)所示，策略5的MMC2和MMC3维持约0.075 p.u.的功率输送，MMC1发生约0.15 p.u.的功率倒转。相比于策略2，MMC2倒转的功率为策略2的一半。

3.3 受端LCC交流故障

t=2.0 s时，在图 1的母线BUS_IL处施加持续0.1 s的三相短路故障，母线电压跌落至50%。仿真结果如图 10所示。

故障发生后，LCC发生换相失败，直流电流增大，MMC直流侧出现盈余功率。如图 10(a)、(c)和(d)所示，策略1、策略3和策略4的直流侧盈余功率由3台MMC均衡消纳，3台MMC的直流电压基本不变。如图 10(b)和(e)所示，策略2和策略5的直流侧盈余功率全部由MMC1消纳，造成MMC1直流电流由0.33 p.u.增大至0.5 p.u.。

3.4 受端MMC1交流故障

t=2.0 s时，在图 1的母线BUS_IM1处施加持续0.1 s的三相短路故障，母线电压跌落至50%。仿真结果如图 11所示。

故障发生后，MMC1输送功率受阻，MMC直流侧出现盈余功率。如图 11(a)和(d)所示，策略1和策略4的直流侧盈余功率由MMC2和MMC3均衡消纳，MMC1电压波动的最大幅度为0.495 p.u.。如图 11(b)所示，策略2由于MMC2和MMC3定功率，其指令值在故障期间保持不变，故盈余功率难以消纳，从而MMC1电压波动的最大幅度为0.51 p.u.，MMC2和MMC3电压波动的最大幅度为0.50 p.u.。如图 11(c)所示，策略3的3台MMC均参与电压-功率调节，但是3台MMC直流侧直接并联，无法找到一个平衡点，其直流电流和直流电压均长时间振荡。如图 11(e)所示，策略5的MMC1电压波动的最大幅度为0.52 p.u.，MMC2和MMC3电压波动最大幅度为0.51 p.u.，MMC直流电流振荡时间长，从而影响LCC的功率输送。

3.5 MMC1紧急闭锁退出

t=2.0 s时，MMC1紧急闭锁，15 ms以后断开MMC1直流侧的直流开关。策略2的通信延时为3 ms。仿真结果如图 12所示。

如图 12(a)所示，策略1健全MMC的直流电流和输送功率可以平滑过渡到新的稳态运行点。如图 12(b)所示，策略2由于MMC2需要依赖阀组间通信改变功率指令值，健全MMC的直流电流发生小幅振荡后过渡至新的稳态运行点，需要依赖阀组间通信。如图 12(c)和(d)所示，策略3和策略4依赖MMC2和MMC3的电压下垂控制，健全MMC的直流电压衰减振荡至稳态运行点。如图 12(e)所示，策略5健全MMC电压波动的最大幅度为0.55 p.u.，使LCC直流电压降低，LCC输送的有功功率短时减小。

3.6 仿真结果总结

综合3.1-3.5节仿真结果，策略1遭受各种故障均能有效穿越，直流电压、直流电流和有功功率波动最小；策略2、4和5在遭受直流线路故障时，均发生功率倒转，其中策略2倒转的功率最大，超过稳态运行输送功率的2倍，需要在定电压站MMC直流入口配置大功率二极管或者额外的控制措施，在主控站MMC1退出运行时，需要依赖阀组件通信；策略3遭受送端或受端LCC交流侧故障及直流线路故障时，其响应特性类似于策略1，但在MMC交流侧发生故障或MMC退出运行时，MMC直流侧电压会发生振荡。

4 结论

文中对受端MMC阀组5种潜在的功率、直流电压协调控制策略的适用性进行了分析。然后，在PSCAD/EMTDC中，对上述5种策略遭受不同故障的响应特性分别进行了仿真。最后，基于仿真结果，对上述5种协调控制策略的适用性进行了对比分析。

综合仿真结果：在送端送出容量较大时，采用策略1，提高特高压混合级联多端直流系统的交、直流故障穿越能力，增强受端交流电网的安全稳定运行能力；送端送出容量较小时，采用策略2或者策略5，MMC2或者MMC3转为整流模式，优先保证向重点区域负荷供电，或用于交流输电通道的功率调节，提升潮流的多向疏散性。由于受端3台MMC直流侧直接并联，策略3和策略4的功率-电压下垂控制在MMC直流侧功率变化时，3台MMC直流电压的也跟随变化，不利于MMC间的功率和电流的均衡分配，也不利于高压LCC和低压MMC的电压平衡，因此策略3和策略4不适用于文中所述特高压混合级联多端直流系统。

本文得到国家电网有限公司华东分部科技项目“混合级联多端特高压直流馈入受端电网仿真和运行控制关键技术(机电暂态仿真和运行控制)”资助，谨此致谢！