并聯(lián)換流器高壓直流輸電主回路與主接線研究

劉心旸,金茜，李亞男，蔣維勇，蒲瑩

(國網(wǎng)北京經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院，北京市 102209)

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并聯(lián)換流器高壓直流輸電主回路與主接線研究

劉心旸,金茜，李亞男，蔣維勇，蒲瑩

(國網(wǎng)北京經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院，北京市 102209)

針對(duì)雙換流器并聯(lián)直流系統(tǒng)開展主回路參數(shù)設(shè)計(jì)與主接線結(jié)構(gòu)研究，首先介紹了換流站內(nèi)2組12脈動(dòng)換流器并聯(lián)的直流系統(tǒng)主要的運(yùn)行與接線方式；然后根據(jù)直流輸電基本理論并結(jié)合并聯(lián)換流器自身特點(diǎn)，考慮控制方式的變化，開展直流主回路設(shè)計(jì)，對(duì)換流變壓器、換流閥等主設(shè)備進(jìn)行詳細(xì)的參數(shù)計(jì)算；最后針對(duì)幾類典型并聯(lián)接線結(jié)構(gòu)，從可靠性、占地面積、工程實(shí)施難度等方面綜合比選，并結(jié)合換相失敗故障工況下的仿真研究，最終給出推薦的換流站電氣主接線方案。

并聯(lián)換流器；主回路；主接線；換流變壓器；換流閥；換相失敗

0 引 言

隨著兩端直流輸電技術(shù)日趨完善，直流輸電應(yīng)用越來越廣泛，已有相當(dāng)多大容量、遠(yuǎn)距離的直流輸電項(xiàng)目正在規(guī)劃、建設(shè)或投入運(yùn)行[1-2]。根據(jù)國家電網(wǎng)公司電網(wǎng)發(fā)展規(guī)劃，“十二五”期間我國將形成以特高壓交、直流為骨干網(wǎng)架的全國電網(wǎng)[3-4]。

由于受交流系統(tǒng)條件的制約和投資限制，某些直流工程在設(shè)計(jì)之初就確定了分期建設(shè)、遠(yuǎn)期擴(kuò)建的技術(shù)方案[5]。對(duì)于遠(yuǎn)距離直流輸電擴(kuò)建工程，為了能充分利用原工程的輸電線路走廊，可在原換流站址的基礎(chǔ)上增加換流器的個(gè)數(shù)，從而增大輸送容量。從結(jié)構(gòu)型式上分，主要有換流器串聯(lián)和換流器并聯(lián)2種擴(kuò)建方式[6]。換流器串聯(lián)接線系統(tǒng)的擴(kuò)展，要改變整個(gè)系統(tǒng)的直流電壓水平或改變各站的運(yùn)行電流，因而問題比較復(fù)雜；相對(duì)于換流器串聯(lián)接線方式，從系統(tǒng)擴(kuò)展的靈活性方面考慮，換流器并聯(lián)接線系統(tǒng)的擴(kuò)展只是增加并聯(lián)支路數(shù)，先實(shí)現(xiàn)常規(guī)雙端直流，再通過送端和受端擴(kuò)展端子，形成多換流器并聯(lián)直流系統(tǒng)，主要涉及各換流站電流的重新分配及過電流極限校核[7]。

世界上運(yùn)行中和規(guī)劃中的多端直流均為并聯(lián)方式[8]。多換流器并聯(lián)直流系統(tǒng)是多端直流系統(tǒng)的一種特殊方式。并聯(lián)擴(kuò)建方案以其經(jīng)濟(jì)性好、運(yùn)行靈活方便在世界上已有一些工程應(yīng)用。較早的有美國太平洋聯(lián)絡(luò)線工程，近期有建設(shè)中的印度±800 kV查克特高壓直流工程和我國的青藏直流聯(lián)網(wǎng)工程，遠(yuǎn)期都將采用并聯(lián)擴(kuò)建方案[9-11]。

目前對(duì)于換流器并聯(lián)方式的研究大多基于多端直流工程[12-15]，較少針對(duì)換流站內(nèi)的并聯(lián)換流器直流系統(tǒng)?；诖耍疚囊劳泄嵐こ痰慕涣飨到y(tǒng)條件與直流線路參數(shù)，開展并聯(lián)換流器±800 kV直流工程的主回路設(shè)計(jì)與主接線研究，計(jì)算確定換流變壓器、換流閥等關(guān)鍵主設(shè)備參數(shù)，并綜合比較幾類典型的并聯(lián)型拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，最終確定換流站內(nèi)的推薦主接線方案。研究中充分考慮并聯(lián)型與串聯(lián)型直流系統(tǒng)在設(shè)計(jì)上的區(qū)別，以及控制方式的改變所帶來的影響，研究方法與結(jié)論可為今后并聯(lián)換流器直流工程的典型設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。

1 設(shè)計(jì)條件

1.1 系統(tǒng)設(shè)計(jì)要求

并聯(lián)換流器直流系統(tǒng)的主要運(yùn)行接線方式匯總?cè)绫?所示(混合換流器運(yùn)行代表一端投入2個(gè)換流器，另一端投入1個(gè))。根據(jù)詳細(xì)的統(tǒng)計(jì)，按照兩極送、受端投入換流器個(gè)數(shù)的排列組合情況，共計(jì)有117種運(yùn)行接線結(jié)構(gòu)。

表1 主要運(yùn)行接線方式匯總

Table 1 Summary of main operation wiring modes

采用雙換流器并聯(lián)接線，容量提升所需的最大直流電流不應(yīng)成為主要限制條件，但額定通流能力太低也難以適應(yīng)當(dāng)前±800 kV特高壓直流輸送容量逐步增加的趨勢(shì)，因此工程設(shè)計(jì)不考慮采用4英寸閥。從節(jié)約造價(jià)考慮，參考以往常規(guī)直流輸電工程及特高壓直流輸送容量，選擇技術(shù)成熟、造價(jià)較低的5英寸閥，通過雙換流器并聯(lián)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，額定直流電流可以達(dá)6～6.25 kA，則±800 kV雙換流器并聯(lián)直流系統(tǒng)的輸送容量可達(dá)1 GW。

直流系統(tǒng)在雙極全換流器運(yùn)行時(shí)，額定功率傳輸能力為10 GW(Pn)，對(duì)應(yīng)單換流器額定電流為3.125kA；雙極混合換流器運(yùn)行、雙極單換流器運(yùn)行以及單極全換流器運(yùn)行方式時(shí)，由于換流閥自身最大電流的限制，額定功率以單換流器的一側(cè)極限為準(zhǔn)，額定傳輸能力為5GW；單極混合換流器運(yùn)行、單極單換流器運(yùn)行時(shí)，額定傳輸能力為2.5GW；同時(shí)需滿足在直流降壓70%(560kV)條件下雙極全換流器輸送功率能夠達(dá)到7GW。

1.2 交流系統(tǒng)

交流系統(tǒng)條件作為主回路計(jì)算的輸入，需要在設(shè)計(jì)前期予以明確，參考哈密—鄭州±800kV直流工程的送受端系統(tǒng)條件，兩端換流站接入交流系統(tǒng)的電壓如表2所示；兩端換流站交流母線的短路容量如表3所示；交流系統(tǒng)的頻率特性如表4所示。

表2 兩端換流站接入交流系統(tǒng)的電壓

Table 2 AC voltage of two converter stations

kV

表3 兩端換流站交流母線的短路電流

kA

表4 兩端換流站接入交流系統(tǒng)的頻率特性

Hz

1.3 直流與接地極線路

直流與接地極線路電阻同樣是主回路計(jì)算的輸入條件。并聯(lián)換流器直流輸電工程線路長2 000 km，采用6×1 250 mm2截面導(dǎo)線；接地極線路型號(hào)按耐熱鋁合金絞線2×2×JNRLH60 /G1A-630/45考慮。在主電路參數(shù)計(jì)算中采用的最大、額定、最小電阻如表5所示。

表5 線路電阻和接地電阻

Table 5 Line resistance and grounding resistance

Ω

1.4 換流變壓器短路阻抗

換流變壓器是特高壓直流輸電工程最為關(guān)鍵的設(shè)備之一，設(shè)計(jì)和制造的技術(shù)難度較大。由于受到單臺(tái)單相三繞組變壓器容量生產(chǎn)能力以及運(yùn)輸條件的限制，目前特高壓直流工程均采用了單相雙繞組變壓器[16]。

換流變壓器短路阻抗的計(jì)算選擇是一個(gè)反復(fù)優(yōu)選的過程，綜合分析，換流變壓器短路阻抗參數(shù)的選擇需考慮如下幾個(gè)因素的制約。

(1)晶閘管換流閥可承受最大短路電流水平；

(2)運(yùn)輸條件限制；

(3)換相角要求；

(4)換流變壓器及相關(guān)設(shè)備的制造成本。

基于對(duì)換流變壓器各主要參數(shù)的綜合研究與反復(fù)比選，并考慮送受端都裝設(shè)交流PLC濾波器，最終選定送、受端換流變壓器短路阻抗均為16.8%。

2 直流主回路設(shè)計(jì)

我國在±800 kV雙12脈動(dòng)換流器串聯(lián)結(jié)構(gòu)直流工程主回路設(shè)計(jì)方面具有豐富的經(jīng)驗(yàn)，并取得了豐碩成果[17]，目前國內(nèi)哈鄭直流、賓金直流、錦蘇直流等大部分直流工程均采用這一設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)。雙換流器并聯(lián)的結(jié)構(gòu)目前在國內(nèi)尚未有工程應(yīng)用，在主回路設(shè)計(jì)方面，既沿襲了常規(guī)計(jì)算方法，同時(shí)在控制策略、誤差考慮等方面又會(huì)有一定的改變。

2.1 換流閥參數(shù)設(shè)計(jì)

換流變壓器閥側(cè)交流額定電壓是交流網(wǎng)側(cè)額定電壓與額定變比的比值，其與換流器理想空載電壓之間的關(guān)系為

(1)

式中Udi0N為在規(guī)定的額定觸發(fā)角(αN)或關(guān)斷角(γN)、額定直流電壓(UdN)以及額定直流電流(IdN)下，1個(gè)6脈動(dòng)換流器的理想空載直流電壓。

對(duì)于整流側(cè)，6脈動(dòng)整流器兩端的直流電壓計(jì)算公式為

(2)

對(duì)于逆變側(cè)，6脈動(dòng)逆變器兩端的直流電壓計(jì)算公式為

(3)

式(2)～(3)中：n為每極6脈動(dòng)換流器個(gè)數(shù)，對(duì)于每極1組12脈動(dòng)換流器，則n=2；UdNR為整流側(cè)額定直流電壓；UT為換流閥正向?qū)▔航?；dxNR、dxNI分別為對(duì)應(yīng)于換流變額定抽頭位置的整流側(cè)與逆變側(cè)的直流感性壓降標(biāo)幺值；drNR、drNI分別為對(duì)應(yīng)于換流變額定抽頭位置的整流側(cè)與逆變側(cè)的直流阻性壓降標(biāo)幺值；RdN為直流回路額定電阻。

代入各參數(shù)計(jì)算可得：Udi0NR=456.38 kV；Udi0NI=430.25 kV。在此基礎(chǔ)上，考慮分接檔位誤差與測(cè)量誤差，并比較直流線路壓降與換流器內(nèi)部壓降，最終求得送、受端換流變壓器空載直流電壓各限制值，如表6所示。

表6 送受端Udi0參數(shù)取值

Table 6Udi0parameter values of sending & receiving ends

kV

其中Udi0max決定了換流閥和避雷器設(shè)備承受的最大換相電壓，用于設(shè)備選型；而Udi0maxOLTC參數(shù)將用于確定換流變壓器的最大負(fù)向檔位(正向檔位的確定往往需要考慮降壓方式，相比通過Udi0min計(jì)算的結(jié)果會(huì)更大)。

2.2 換流變壓器參數(shù)設(shè)計(jì)

根據(jù)計(jì)算得到的參數(shù)Udi0可以確定換流變壓器的額定變比和分接開關(guān)檔位數(shù)，同時(shí)基于已知系統(tǒng)條件和計(jì)算得到的其他參數(shù)可以進(jìn)一步求出換流變壓器的額定容量、過負(fù)荷電流等參數(shù)指標(biāo)。

將式(1)換流變壓器閥側(cè)額定電壓的表達(dá)式代入變比計(jì)算公式可得相對(duì)于0分接開關(guān)位置的換流變壓器額定變比:

(4)

最大變比計(jì)算考慮交流網(wǎng)側(cè)電壓取穩(wěn)態(tài)最大值，閥側(cè)Udi0取最小值；同理換流變最小變比計(jì)算考慮交流網(wǎng)側(cè)電壓取穩(wěn)態(tài)最小值，閥側(cè)Udi0取最大值。最大、最小變比計(jì)算公式如式(5)、(6)所示。

(5)

(6)

按上式計(jì)算得到的nmax決定了不考慮降壓方式時(shí)換流變壓器最大正向檔位；nmin決定了換流變壓器最大負(fù)向檔位。在此基礎(chǔ)上，有載調(diào)壓開關(guān)級(jí)數(shù)計(jì)算公式如式(7)、(8)所示：

(7)

(8)

式中ΔkR代表分接開關(guān)級(jí)差，對(duì)于接入500 kV交流系統(tǒng)的換流變壓器級(jí)差通常為1.25%。

代入2.1節(jié)計(jì)算得到的Udi0各限值以及交流系統(tǒng)電壓參數(shù)，可求得送、受端換流變的額定變比以及正負(fù)向檔位數(shù)，如表7所示。

表7 送受端換流變壓器額定變比與檔位數(shù)

Table 7 Converter transformer’s rated ratio and tap changers amount at sending &receiving ends

考慮到為滿足直流降壓需求將會(huì)使用到更多的分接開關(guān)正向檔位，故最終選擇送端換流變壓器的最大正向檔位為26檔，受端換流變壓器的最大正向檔位為25檔。

根據(jù)換流變?nèi)萘坑?jì)算公式，連接12脈動(dòng)閥組的單相兩繞組換流變壓器的額定容量是單相三繞組換流變壓器額定容量的一半，如式(9)所示：

(9)

代入交直流系統(tǒng)條件以及額定分接對(duì)應(yīng)變比，可求得換流變壓器的額定電壓、電流與容量等參數(shù)。綜合參數(shù)計(jì)算結(jié)果及送、受端換流變壓器各主要參數(shù)如表8所示。

表8 送受端換流變壓器參數(shù)

Table 8 Converter transformer parameters at sending &receiving ends

2.3 主回路設(shè)計(jì)特點(diǎn)

直流系統(tǒng)的控制策略決定了主回路參數(shù)計(jì)算方法。與常規(guī)直流工程的主回路設(shè)計(jì)相比，并聯(lián)換流器直流工程主要有以下區(qū)別：常規(guī)的直流系統(tǒng)通常由逆變側(cè)換流器控制電壓，整流側(cè)換流器控制電流；而對(duì)于±800 kV雙換流器并聯(lián)系統(tǒng)，逆變側(cè)有2個(gè)并聯(lián)的換流器，如果都作為電壓控制器將大幅增加控制系統(tǒng)的復(fù)雜度，故仍由逆變側(cè)一個(gè)換流器定電壓控制，另一換流器與整流側(cè)2個(gè)并聯(lián)換流器均采用定電流控制。

由此帶來的影響是在計(jì)算Udi0各限制值時(shí)，由于電壓控制器僅有1個(gè)，故電壓不必考慮2倍的測(cè)量與分接檔位誤差；但由于整流側(cè)2個(gè)換流器都用于定電流控制，且電流指令值均為計(jì)算值，故直流線路電流需要考慮2倍誤差，所計(jì)算出的Udi0最大與最小限值之間范圍相比常規(guī)直流系統(tǒng)將有所增大。

3 直流主接線研究

3.1 主接線型式方案

兩端換流站都采用直流場并聯(lián)接線方案，考慮平波電抗器和直流場設(shè)備的接入位置和接入方式，初步提出3種直流主接線型式方案進(jìn)行比選。

方案一：在每極雙換流器出口處將2個(gè)換流器并聯(lián)，共用平波電抗器及其他直流場設(shè)備，如圖1所示。

方案二：每極雙換流器經(jīng)過平波電抗器后并聯(lián)，共用直流濾波器及其他直流場設(shè)備，如圖2所示。

方案三：每極雙換流器經(jīng)平波電抗器、出線隔離開關(guān)后并聯(lián)，共用中性母線上除中性母線斷路器(NBS)之外的轉(zhuǎn)換開關(guān)及接地極設(shè)備，如圖3所示。

圖1 直流主接線方案1

圖2 直流主接線方案2

圖3 直流主接線方案3

以上3種方案中，方案2在國際上有工程設(shè)計(jì)先例。1977年前蘇聯(lián)決定建設(shè)的哈薩克斯坦—俄羅斯±750 kV/6 000 MW直流工程擬采用單極2個(gè)12脈動(dòng)換流器并聯(lián)的設(shè)計(jì)方案，平波電抗器為油浸式，每個(gè)并聯(lián)支路單獨(dú)配備1組平抗[18]。但由于當(dāng)時(shí)前蘇聯(lián)政局動(dòng)蕩，加上其可控硅技術(shù)不夠成熟，最終該工程沒有投入運(yùn)行。

3.2 平波電抗器選型

平抗值的選取主要是為了限制直流故障電流，防止發(fā)生換相失敗，工程中常采用逆變器的某個(gè)橋臂出現(xiàn)短路時(shí)，電壓的下降幅值來考核換相失敗。

首先參考常規(guī)±800 kV工程的平抗取值，計(jì)算當(dāng)每一并聯(lián)支路平波電抗器電感值為300 mH時(shí)允許的最大交流系統(tǒng)電壓下降水平：當(dāng)逆變側(cè)的交流電壓突然從UN下降為kUN(k≤1)時(shí)，Udc也將下降到kUdc左右。

當(dāng)逆變器某個(gè)橋臂發(fā)生短路時(shí)，平抗取值與電壓、電流的變化滿足如下關(guān)系：

(10)

式中：γmin是γ所允許的最低值，為12；f=50 Hz；ΔUd是由于某個(gè)橋路出現(xiàn)短路時(shí)的直流電壓變化值；ΔId是由于某個(gè)橋路出現(xiàn)短路時(shí)直流電流的變化值，可由式(11)求得：

ΔId=2×Is2×[cos(γmin)-cos(βN-1°)]-2×IdN

(11)

式中Is2是換流變壓器的兩相短路電流。

將Ld=300 mH、ΔUd=(1-k)Ud以及其他相關(guān)參數(shù)代入以上各式，聯(lián)立求解可得k=0.948 2。由此說明，如果采用300 mH平波電抗器，電壓波動(dòng)可以達(dá)到5.2%。

3.3 主接線方案比選

首先分析方案三，與方案一、二相比，這種接線方案的一個(gè)優(yōu)點(diǎn)是共用的直流場設(shè)備少，不共用的設(shè)備發(fā)生故障后，只需停運(yùn)故障換流器，另一換流器仍然可以運(yùn)行，因此，從能量可用率角度來說高于方案一與方案二；但從可靠性角度來說，方案三設(shè)備多，系統(tǒng)可靠性較低；另外，從工程實(shí)施角度來說，方案三實(shí)施難度大，占地面積是采用方案三的主要制約因素，故不推薦此方案。

方案一與方案二的區(qū)別在于是否共用平波電抗器。其中方案一的結(jié)構(gòu)能最大程度共用直流場設(shè)備，接線簡單，需要設(shè)備數(shù)量最小，占地少，經(jīng)濟(jì)性好；但是，這種接線方案在技術(shù)上存在難以克服的困難，即2個(gè)換流器共用平波電抗器，在換流器參數(shù)完全相同時(shí)能夠保證正確換相，使換流器穩(wěn)定運(yùn)行；若換流器參數(shù)不完全相同，如換流閥前向壓降不同，變壓器閥側(cè)電壓有偏差，換流器將不能穩(wěn)定運(yùn)行，控制難度非常大，尤其在交流系統(tǒng)電壓偏離額定穩(wěn)態(tài)值較大的情況下，可能會(huì)造成換相失敗。

針對(duì)這一問題，基于3.2節(jié)中考慮換相失敗電壓下降幅值的計(jì)算方法，引入各類誤差 (考慮閥側(cè)電壓存在1%正偏差，dx存在5%正偏差)，推算此時(shí)可承受的系統(tǒng)電壓波動(dòng)范圍為k=0.953 3。

計(jì)算結(jié)果表明，考慮閥側(cè)電壓和短路阻抗偏差量以后，在采用300 mH平波電抗器時(shí)，能夠允許的電壓波動(dòng)范圍減小到4.7%；相比額定時(shí)的5.2%波動(dòng)范圍進(jìn)一步收窄，因而將更容易引發(fā)換相失敗。

進(jìn)一步針對(duì)換流器額定參數(shù)與考慮誤差的2類情況進(jìn)行仿真研究：通過設(shè)置單相對(duì)地故障，并控制故障投入和切除時(shí)間，用以產(chǎn)生交流系統(tǒng)的瞬時(shí)電壓跌落。仿真中重點(diǎn)記錄臨界換相失敗發(fā)生時(shí)對(duì)應(yīng)的交流電壓跌落水平，交流電壓與換相失敗的閥側(cè)電流波形如圖4～6所示。

圖4 換流器額定參數(shù)-臨界換相失敗交流電壓有效值

圖5 換流器考慮誤差-臨界換相失敗交流電壓有效值

由于仿真無法模擬出換相失敗發(fā)生時(shí)的絕對(duì)臨界條件，但理論計(jì)算的結(jié)果往往是考慮各類極端情況下所得出的最保守的電壓跌落范圍，故仿真結(jié)果會(huì)比計(jì)算結(jié)果偏大。

圖6 臨界換相失敗閥側(cè)三相電流波形

由仿真結(jié)果可以看出，當(dāng)考慮兩極換流器均為額定參數(shù)時(shí)，電壓跌落最大幅值達(dá)到6.7%時(shí)系統(tǒng)才發(fā)生換相失?。欢?dāng)考慮了其中一個(gè)換流器的各類誤差作用時(shí)，當(dāng)電壓跌落達(dá)到5.8%時(shí)系統(tǒng)即發(fā)生了換相失敗。

仿真結(jié)果進(jìn)一步證明了2個(gè)并聯(lián)的換流器由于參數(shù)的不對(duì)稱性，在共用一組平波電抗器的主接線方式下，直流系統(tǒng)抵御換相失敗的能力將進(jìn)一步減弱；而如果采用方案二，每個(gè)換流器出線側(cè)單獨(dú)設(shè)置一組平波電抗器，則能夠根據(jù)實(shí)際的換流器參數(shù)對(duì)各自平波電抗器的取值進(jìn)行進(jìn)一步的調(diào)整與優(yōu)化，使2個(gè)換流器能夠在同樣的電壓跌落情形下均不發(fā)生換相失敗。故綜合以上結(jié)果，最終選取方案二作為并聯(lián)換流器直流系統(tǒng)的主接線方案。

4 結(jié) 語

與常規(guī)單換流器或雙換流器串聯(lián)直流工程相比，雙換流器并聯(lián)的直流工程系統(tǒng)參數(shù)計(jì)算方法會(huì)根據(jù)系統(tǒng)控制方式的改變有一定的調(diào)整，同時(shí)并聯(lián)換流器主接線也存在幾種典型拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)。本文針對(duì)換流變壓器、換流閥等主設(shè)備參數(shù)開展了研究計(jì)算，確定了并聯(lián)換流器的主回路主要參數(shù)；并針對(duì)幾類主接線拓?fù)湫褪介_展了全面比選，結(jié)合參數(shù)計(jì)算及故障仿真的結(jié)果最終確定采用平波電抗器獨(dú)立配置、共用直流場設(shè)備的接線方案。

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(編輯：張小飛)

Main Circuit and Main Wiring Study of Parallel Converters in HVDC Transmission System

LIU Xinyang, JIN Xi, LI Yanan, JIANG Weiyong, PU Ying

(State Power Economic Research Institute, Beijing 102209, China)

The parameters design of main circuit and the structure study of main wiring were carried out aimed at DC system with 2 converters connected in parallel. Firstly, the main operation and connection schemes of DC system with two 12-pulse converters in parallel were introduced. Then, based on the basic theory of DC transmission and the characteristics of parallel converters, the DC main circuit was designed with considering the change of control mode, and the parameters of main devices such as converter transformers and converter valves, were calculated in detail. Finally, according to several typical parallel structures, the comparison of feasibility, floor space and difficulties in construction were carried out, and the recommended main electrical wiring scheme was proposed for converter station, combined with the simulation research under commutation failure condition.

parallel converters; main circuit; main wiring; converter transformer; converter valve; commutation failure

國家電網(wǎng)公司科技項(xiàng)目(SGCC[2013]199)。

TM 46

A

1000-7229(2015)09-0050-07

10.3969/j.issn.1000-7229.2015.09.008

2015-06-22

2015-07-25

劉心旸(1987)，男，碩士，主要從事直流輸電系統(tǒng)方面的研究工作；

金茜(1988)，女，碩士，主要從事電力經(jīng)濟(jì)技術(shù)方面的工作；

李亞男(1971)，女，博士，主要從事直流輸電系統(tǒng)方面的研究工作；

蔣維勇(1979)，男，博士，主要從事直流輸電系統(tǒng)方面的研究工作；

蒲瑩(1973)，女，博士，主要從事直流控制保護(hù)系統(tǒng)設(shè)計(jì)方面的工作。