基于多端柔性直流輸電系統(tǒng)潮流控制策略的交直流電網合環(huán)模型研究

蔡建逸 林裕新 白 浩

（1. 廣東電網有限責任公司汕頭供電局，廣東 汕頭 515000；2. 南方電網科學研究院，廣州 510663）

0 引言

隨著經濟的發(fā)展和人民生活水平的不斷提高，對供電可靠性的要求越來越高，合環(huán)操作可實現(xiàn)不停電倒閘，減少用戶的停電次數(shù)[1]。交流配電網合環(huán)操作一般要求相序、相位核對正確即可進行，以提高供電可靠性。然而，對于多端柔性直流輸電系統(tǒng)（voltage source converter multi-terminal DC,VSC-MTDC）[2]潮流控制策略的交直流混合運行電網，在電網合環(huán)后，可能因VSC-MTDC系統(tǒng)潮流控制策略啟動，形成潮流迂回[3]，導致多電壓等級的設備過載或跳閘，嚴重威脅電網安全運行，因此，要確保電網合環(huán)前后潮流控制策略不啟動，需要調整線路潮流參數(shù)。本文通過建立電流約束的合環(huán)模型，計算合環(huán)邊界參數(shù)，找到最優(yōu)合環(huán)條件，確保電網安全穩(wěn)定運行。

1 交直流混合運行電網的合環(huán)場景

1.1 VSC-MTDC系統(tǒng)潮流控制策略

廣東汕頭南澳島是廣東電網公司智能電網的示范區(qū)，為更好地實現(xiàn)清潔能源輸送，將海島風能通過直流通道輸送至大陸（最大約169MW），構建基于VSC-MTDC系統(tǒng)潮流控制策略的交直流（ACDC）混合運行電網[4]，如圖1所示。

正常方式下，變電站1的100、500、600開關（合環(huán)點）均在斷開位置，風電場2發(fā)電功率分別通過交流線路WJ和換流站2直流通道送往大陸。所以，換流站2可控制其換流器的有功功率輸出，使風電場2就地平衡后剩余的有功功率全部通過直流線路進行傳輸，從而使交流線路WJ的有功功率接近0。當風電場2的發(fā)電功率升高導致WJ有功功率超過±5MW時，換流站2將調整換流器導通角，加大直流線路送往大陸的有功功率，并降低WJ送往大陸的有功功率（使WJ功率接近0）。同理，換流站1也可控制其換流器的有功功率向JH1輸出，將風電場1有功功率就地平衡，使交流線路LJ的有功功率接近0后，剩余的全部通過直流線路進行傳輸。

圖1 正常方式的AC-DC混合運行電網

1.2 合環(huán)狀態(tài)下的潮流迂回

潮流迂回的AC-DC混合運行電網如圖2所示，當變電站1的合環(huán)點閉合時，風電場2與大陸電網的連接就不僅有交流線路WJ和換流站2直流通道，還增加了交流線路LJ和換流站1直流通道。此時，當風電場1、風電場2增大出力時將向換流站2輸送功率并使換流站2滿載，剩余功率從WJ輸出并升高超過5MW，在此方式下，換流站2將調整換流器導通角，繼續(xù)加大直流線路送往大陸（經過換流站3和交流線路SH）的有功功率，直至換流站1、換流站2滿載；同時由于潮流在換流站3→變電站4→變電站5→變電站1的流向，當造成LJ輸入功率升高并超過?5MW時，換流站1調整換流器導通角，將其剩余直流通道的功率通過交流線路JH1源源不斷地注入變電站1的Ⅰ母，并經過Ⅱ母流向WJ和JH2，重新進入直流通道，形成潮流迂回。

2 建立合環(huán)模型

2.1 場景分析

當變電站1的100/500/600開關（合環(huán)點）閉合時，根據(jù)VSC-MTDC系統(tǒng)的潮流控制策略啟動前后的狀態(tài)，分為兩種場景：

1）控制策略啟動前的狀態(tài)，即WJ和LJ在±5MW范圍內，此時將換流站1、換流站2等效成負荷1、負荷2，風電場1、風電場2、換流站3等效成電源1、電源2、電源3，形成合環(huán)回路如圖3（設合環(huán)點為600開關）所示。

圖2 潮流迂回的AC-DC混合運行電網

圖3 啟動策略前的合環(huán)回路

2）控制策略啟動后的狀態(tài)，形成潮流迂回，根據(jù)圖2，潮流從變電站1的合環(huán)點Ⅰ母流向Ⅱ母，因換流站1、換流站2滿載，并從換流站1的JH1和換流站3的SH輸出恒功率，可將換流站3等效成電源3。因風電場1和換流站1功率都匯入變電站1的Ⅰ母，可將兩者等效成電源1，風電場2等效成電源2，而換流站2因功率只進不出，可等效成負荷2，如圖4（設合環(huán)點為600開關）所示。

2.2 策略啟動前的合環(huán)模型

圖4 啟動策略后的合環(huán)回路

根據(jù)圖3，將合環(huán)點Ⅰ母側一端視作變電站a，傳輸功率為Sa，該側用電功率為S2，合環(huán)點Ⅱ母側一端視作變電站b，傳輸功率為Sb，該側用電功率為S3，電源1、電源2的輸出功率為Sw1、Sw2，電源3不涉及合環(huán)計算，不納入電路，形成等效電路如圖5所示。

圖5 啟動策略前的等效合環(huán)電路

或

合環(huán)后約半個周期時將出現(xiàn)最大電流瞬時值[6-7]，設其為IM，當合環(huán)點為500/600開關時對環(huán)路兩臺主變開關和環(huán)路配網開關的過電流Ⅰ段保護定值產生影響（只影響節(jié)點5～10，合環(huán)點不投過電流保護不受影響；當合環(huán)點為100開關時，110kV環(huán)路上線路開關不投過電流保護而不受影響），Ii過電流Ⅰ為環(huán)路各節(jié)點開關的過電流Ⅰ段保護定值，為確保沖擊電流小于過電流Ⅰ段保護定值，合環(huán)暫態(tài)電流約束條件為

式中：R、L分別為合環(huán)點等值電阻和電感；Im為合環(huán)穩(wěn)態(tài)電流幅值，。

當合環(huán)點為500/600開關時，合環(huán)后穩(wěn)態(tài)電流應小于環(huán)路上各節(jié)點開關的過電流Ⅱ段保護定值（與上述原理相同，只影響主變和配網開關），設其為Ii過電流Ⅱ，合環(huán)穩(wěn)態(tài)電流約束公式為

式中，Si、Ui、Ii分別為環(huán)路注入功率、線電壓、線電流。

各節(jié)點電壓根據(jù)PQ分解法[8]進行求解，設?B′為不含并聯(lián)支路的修正電納矩陣，θ、V分別為電壓相位和幅值，得

通過以上各式得到合環(huán)電流約束模型為

2.3 策略啟動后的合環(huán)模型

根據(jù)圖4，將合環(huán)點Ⅰ母側一端視作變電站a，傳輸功率為Sa，該側用電功率為S2，合環(huán)點Ⅱ母側一端視作變電站b，傳輸功率為Sb，該側用電功率為S3，根據(jù)圖2中的JH2→DC3→JH1的功率方向,合環(huán)點Ⅱ母側不斷輸出功率至換流站2，因此可以把合環(huán)點Ⅱ母至換流站2這一節(jié)點等效成負荷端，該節(jié)點傳輸功率為S0。由于啟動VSC-MTDC系統(tǒng)潮流控制策略后形成潮流迂回，電源2為可調節(jié)的注入功率Sw2，電源1、電源3源源不斷輸出功率Sw1、Sw3，潮流從合環(huán)點Ⅰ母流向Ⅱ母，且導致Re(S25)＜?5MW或Re(S30)＞5MW，因Sw3涉及電流約束模型，納入等效電路如圖6所示。

圖6 啟動策略后的等效合環(huán)電路

由環(huán)網功率分布規(guī)律，輸出功率Sa~、S~b按式（1）、式（2）計算，電源3最大輸出功率S~w3不超過換流站1、換流站2滿載時輸出功率和，即

或

合環(huán)暫態(tài)電流、合環(huán)穩(wěn)態(tài)電流、各節(jié)點電壓約束按式（5）～式（7）計算，整合得到合環(huán)電流約束模型為

3 算例

根據(jù)第2.1節(jié)中，廣東南澳島VSC-MTDC系統(tǒng)潮流控制策略的AC-DC混合運行電網例子，通過測試工具，獲取電網開關和負荷網絡拓撲關系、開關狀態(tài)及合環(huán)數(shù)據(jù)[9]，形成負荷系數(shù)矩陣，模擬在變電站1分別閉合600、500、100開關時的合環(huán)狀態(tài)，通過代入已知固定量，以及三種合環(huán)方式下得出的Z23，求解式（8）和式（12）兩個約束模型，通過線性規(guī)劃法得出的取值范圍，通過校驗是否滿足合環(huán)暫穩(wěn)態(tài)電流約束，輸出潮流控制策略啟動前后的環(huán)路負荷和開關狀態(tài)變化。部分測試數(shù)據(jù)分別見表1、表2。

表1 策略啟動前的合環(huán)測試數(shù)據(jù)

表2 策略啟動后的合環(huán)測試數(shù)據(jù)

表1反映了當策略沒有啟動時，合環(huán)期間的Re(SLJ)、Re(SWJ)都在±5MW范圍內。閉合100開關后的狀態(tài)無數(shù)據(jù)，說明110kV側的合環(huán)狀態(tài)與策略無啟動的狀態(tài)無法共存。而閉合600或500開關，跳閘次數(shù)較少，說明10kV側合環(huán)在該狀態(tài)下可穩(wěn)定運行。通過數(shù)據(jù)模擬后得，約束條件下，在電壓差0.4kV范圍內可控，在閉合合環(huán)點500/600開關可控，因500開關兩側阻抗小于600開關兩側阻抗，因此合環(huán)點600開關兩側阻抗≥合環(huán)點500開關兩側阻抗。

表2反映了合環(huán)期間的Re(SLJ)、Re(SWJ)超出±5MW范圍導致策略啟動，閉合600/500開關時合環(huán)回路上開關發(fā)生跳閘，說明10kV側合環(huán)在該狀態(tài)下不能運行。110kV側合環(huán)期間不跳閘是因110kV線路開關未投入過電流保護，不影響穩(wěn)定運行，但潮流迂回增加了輸電損耗，在10kV側能夠安全合環(huán)的前提下，考慮到效益不建議在110kV側合環(huán)。其中閉合600開關，影響策略啟動的概率較小，閉合500開關影響策略啟動概率接近50%，閉合100開關影響策略啟動的概率最高。為確保合環(huán)穩(wěn)定運行，需要改變參數(shù)條件保持策略無啟動。

4 合環(huán)邊界參數(shù)

合環(huán)邊界模型參考圖6及式（12），為保持策略無啟動，要求 ?5MW ≤≤ 5MW 或?5MW≤≤ 5MW ，得

將第3節(jié)算例的電網及測試數(shù)據(jù)代入上述模型，得出安全合環(huán)邊界參數(shù)：合環(huán)點兩側阻抗取值范圍Z23≥0.056 7+j0.768 1（即合環(huán)點可選擇600/500開關），電壓差調整范圍?0.7kV≤Ua?Ub≤0.4kV，電源1（風電場1的部分）調整輸出功率≤38.56MW，電源2（風電場2）調整輸出功率≤41.44MW，控制換流站3交流輸出功率≤60MW。最優(yōu)合環(huán)邊界如圖7所示，灰色區(qū)域為最優(yōu)合環(huán)邊界參數(shù)。

圖7 最優(yōu)合環(huán)邊界圖

總結合環(huán)風險管控策略如下：

1）高壓AC-DC混合智能配電網絡正常運行，當兩側電壓差?0.7kV≤Ua?Ub≤0.4kV時，在任意方式下，閉合600開關合環(huán)操作，VSC-MTDC系統(tǒng)潮流控制策略不會啟動，該合環(huán)操作是安全的[10]。

2）控制換流站3交流輸出功率≤60MW，控制合環(huán)點兩端電壓差?0.7kV≤Ua?Ub≤0.3kV，此時潮流控制策略不會啟動，合600/500開關進行合環(huán)操作是安全的。

3）合環(huán)操作前應調節(jié)Ua、Ub電壓差，當Ua＜Ub時，有利于降低回路中的循環(huán)功率，特別是在風機出力總和超過80MW的情況。

4）合環(huán)前可調整降低風電場1、風電場2的風機出力分別不超過38.6MW和41.44MW，有利于降低潮流控制策略啟動概率，以及閉合回路中的循環(huán)功率。

5）用合環(huán)點100開關合環(huán)，雖不造成線路跳閘，但是潮流迂回造成輸電線路線損增加，若10kV側能夠安全合環(huán)，考慮到效益不建議用100開關進行合環(huán)操作。

5 結論

本文通過展示一個典型AC-DC混合運行智能電網的合環(huán)操作案例，分析啟動VSC-MTDC系統(tǒng)潮流控制策略前后的兩種場景狀態(tài)，以此建立基于合環(huán)電流約束的AC-DC混合運行電網合環(huán)模型，證明了系統(tǒng)潮流策略是影響安全合環(huán)的關鍵因素，在此基礎上確定了安全合環(huán)的邊界參數(shù)，并提出了有效的合環(huán)風險管控策略。研究結果表明，在AC-DC混合運行電網中，配網側的合環(huán)操作安全性較高，通過控制功率就地平衡及控制合環(huán)操作兩端電壓差，能夠避免潮流迂回，提高電網合環(huán)的安全性。下一步可在OS2主站建立配網開環(huán)點[11-12]合環(huán)邊界算法，與“主配用”數(shù)據(jù)交互，確保多電壓等級的交直流混合電網下的合環(huán)能夠得到風險管控。