±800 kV特高壓直流輸電工程換流器投退策略分析

李艷梅，李 泰，李少華，魏 巍

(許繼電氣股份有限公司，河南 許昌 461000)

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±800 kV特高壓直流輸電工程換流器投退策略分析

李艷梅，李 泰，李少華，魏 巍

(許繼電氣股份有限公司，河南 許昌 461000)

特高壓直流輸電工程采用雙12 脈動閥組串聯(lián)的接線方式，存在多種運行方式，因此需研究單換流器在線投/退策略。以向上士800 kV特高壓直流輸電工程為參照對象，討論了雙12脈動閥組的運行方式和電壓平衡，詳細闡述了極運行時整流側和逆變側換流器的投退過程及其投退時觸發(fā)角控制。借助EMTDC仿真，驗證了單一換流器投退順序控制的動態(tài)過程。結果表明該控制策略方案完全滿足特高壓直流系統(tǒng)設計的要求，對后續(xù)的特高壓直流輸電工程具有直接的指導意義。

UHVDC；換流器投/退；12脈動閥組；EMTDC

近年來，直流輸電技術的不斷更新，滿足長距離、大容量的輸電需求的特高壓直流輸電工程逐漸從研究應用到實際工程建設中，其中向上特高壓直流作為我國特高壓直流工程的典范工程，是目前世界上電壓等級最高、額定容量最大的直流輸電系統(tǒng)，代表著我國直流輸電技術進入一個新的發(fā)展階段。

與常規(guī)直流輸電工程相比，特高壓直流系統(tǒng)除電壓等級升高外，最大不同是采用了單極雙12脈動閥組串聯(lián)的接線方式，其可以2 個換流器串聯(lián)運行，也可單個換流器獨立運行，并在極運行狀態(tài)下投入或退出某個換流器而不影響同極另一個換流器的正常運行[1]。因此在特高壓直流輸電工程中，換流器的在線投/退策略更為復雜。

文獻[2]對特高壓直流工程系統(tǒng)調試中的換流器在線投退試驗進行了研究，但由于其偏重于試驗結果分析，對換流器的投退過程及其投退時觸發(fā)角控制描述很少，閥組控制策略比較模糊，不易讓人理解。因此本文以±800 kV向上特高壓直流輸電工程為例，討論了雙12脈動閥組的運行方式和電壓平衡，同時借助于圖形，以一種簡單易懂的方式詳細分析了換流器的在線投/退策略。研究結果可為特高壓直流輸電工程的控制保護系統(tǒng)設計提供技術參考。

1 雙閥組的運行方式和電壓平衡

1.1 運行方式

±800 kV特高壓直流工程與常規(guī)高壓直流工程相比，除電壓等級升高外，最大不同在于特高壓采用了雙十二脈動閥組串聯(lián)的一次主回路，并輔以旁通開關、旁通刀閘等一次設備，使得其運行方式多樣化，具體的接線方式包括：完整雙極平衡運行；1/2雙極平衡運行；一極完整、一極1/2不平衡運行；完整的單極大地回線運行；完整單極金屬回線運行；1/2單極金屬回線運行；1/2單極大地回線運行。

針對以上特點，特高壓直流工程換流器的在線投切需要選擇合適的控制策略，并且其投切過程需要依照一定的操作順序，以及旁通開關和解鎖閉鎖控制在時間上的緊密配合。

1.2 電壓平衡

特高壓單極有2個12脈動閥組串聯(lián)，為確保各閥組靈活獨立運行，為2個閥組各自配置了完全獨立的點火控制系統(tǒng)。因此，2個換流器的觸發(fā)角控制要相互配合，否則串聯(lián)閥組競爭控制電流以及一些測量誤差和計算指令周期不同步等因素會引起整流側觸發(fā)角偏移，導致串聯(lián)的高、低端閥組電壓差越來越大，使運行不穩(wěn)定，因此在雙12脈動換流器串聯(lián)運行時需采取電壓平衡措施來避免整流側上下12脈動換流器觸發(fā)角的偏離[3]。

為解決以上問題，向上特高壓直流工程將2個換流器的觸發(fā)角控制都集中在極控制保護模塊中，之后將產生的觸發(fā)角分別送至兩個閥控制保護模塊中，發(fā)出觸發(fā)控制脈沖CP。因此，穩(wěn)態(tài)運行時整流側同一個極的兩個換流器的觸發(fā)角相同，不會受測量誤差影響，能夠均勻地分配直流電壓，而且兩個閥組連接于同一個交流系統(tǒng)，換相電壓相同。因此，不需要任何措施就可保證串聯(lián)12脈動閥組的電壓平衡。而且，即使同極高、低端的2個換流單元間無通信，仍可保證其穩(wěn)定運行。

2 換流器在線投/退控制策略

換流器在線投切有兩種不同的控制方法。

第一種方法是基于端電壓為零的方法，利用閥組控制層的啟動控制放大器模塊控制，使流過待投閥組的電流逐漸增大，旁通斷路器上電流逐漸減小，當兩者之差大于一定值之后，電流會產生過零點，同時迅速跳開旁路斷路器實現(xiàn)直流電流轉換到換流閥中。向上工程采用的就是這種方法。

在線投入換流器的過程見圖1。

第二種方法是固定觸發(fā)角為70°的方法。利用啟動電流控制器，將即將投入的第2組換流閥的觸發(fā)角設置為70°，形成2個閥組的零功率運行，將直流電流轉移到即將導通的閥上。這時在旁路斷路器上僅流過12次諧波等直流特征諧波電流，由于諧波電流有多個過零點，在這之后跳開旁路斷路器，可以確保旁路斷路器有多個時間點滅弧[4]。

第二種策略投入第2個閥組的時間很長，超過2 155 ms，啟動順序控制邏輯比較復雜，對系統(tǒng)的無功支撐要求很高，投入時在整流側和逆變側直流系統(tǒng)的無功消耗為正常完整運行方式的2倍。而第一種策略整個投入第2個閥組的時間不會超過1 000 ms，比較快速，對交流系統(tǒng)的無功沖擊小，控制邏輯比較簡單，因此，本文采用的基于端電壓為零的控制方法，以±800 kV向上特高壓直流輸電工程為例，詳細分析在第一種策略下單個換流器的在線投入和退出。

2.1 換流器的在線投入

在線投入的策略是在投入的閥組兩端創(chuàng)造一個0電壓，同時用PI調節(jié)器跟蹤極電流，使極電流向投入的閥組中轉移，待旁通斷路器中電流下降到斷路器的開斷容量后，拉開。在閥組達到完全運行狀態(tài)之前，閥組的觸發(fā)角由閥組控制層的SCA(Start Control Amplifier)控制，之后再由極控制層的CCA接管。

以整流站為例，閥組兩端電壓為0的條件：

Udio=230 kV，UdioN=230 kV，

式中Udio——空載直流電壓；UdioN——額定空載直流電壓；Id——直流電流；IdN——額定直流電流；dx——相對感性壓降；dr——相對阻性壓降；α——觸發(fā)角。

當Ud=0時，可求得α≈85°

圖1所示為在線投入換流器CV1的過程。

圖1 在線投入換流器的過程

圖2 換流器觸發(fā)控制系統(tǒng)框圖

CV2不停運，在線投入CV1的步驟：

(1)閉合隔離開關AI、CI;

(2)閉合旁通斷路器BPS，與BPI并聯(lián)分流;

(3)斷開旁通隔離開關BPI;

(4)解鎖換流器CV1，此時，CV1與BPS并聯(lián)分流;

(5)當電流完全由BPS轉到CV1上時，斷開BPS，換流器進入穩(wěn)定運行狀態(tài)。

本文所采用的控制策略，主要通過SCA(啟動控制放大器)和開關/斷路器的相互配合，來完成上述操作。換流器觸發(fā)控制系統(tǒng)框圖，見圖2；SCA模塊控制邏輯圖，見圖3。圖2中MC是主控制器；VDCOL是低壓限流器；CCA是電流控制放大器；CFC是觸發(fā)控制器；CPG是控制脈沖發(fā)生器；CMU是電流測量單元；IO_FR_PPC是極功率控制輸出的電流指令；△Io是電流裕度補償值；IORD是最終的電流指令；FIR_TIME是兩個連續(xù)觸發(fā)脈沖的時間間隔；CP是觸發(fā)脈沖。圖3中IDIFF_SCA表示將換流閥的橋臂電流與線路電流的差值作為SCA的差分輸入；O_RETARD_SCA為SCA移相命令；ALPHA_ORD_POLE為極功率控制層送來的觸發(fā)角；ALPHA_ORD_SCA輸出的是SCA計算出ALPHA_ORD為輸入到換流閥的觸發(fā)角。投入單個換流器的觸發(fā)角計算程序封裝在SCA中。

圖3 SCA模塊控制邏輯圖

2.2 換流器的在線退出

換流器在線退出遵循的原則是：先退出逆變站，后退出整流站。在退出的閥組兩端創(chuàng)造一個0電壓，在旁通對的配合下把電流轉移到旁通開關BPI中。

在線退出整流站/逆變站換流器過程如圖4所示。

(1)在線退出；

(2)命令整流站/逆變站要退出的換流閥觸發(fā)角以一定斜率上升/下降到90°；

(3)投入旁通對(BPPO)，為直流電流提供一個電流通道；

(4)閉合旁通斷路器BPS，電流轉移到BPS中；

(5)閉鎖換流閥，在電流過零時換流閥停止導通；

(6)閉合旁通隔離開關BPI，拉開BPS，打開隔離開關AI、CI，使換流器轉為隔離狀態(tài)。

3 EMTDC試驗波形

為驗證單個換流器的在線投切過程，在EMTDC中建立了相關模型，并進行了試驗，給出了相關波形。

試驗系統(tǒng)運行模式為：大地回線，功率控制，功率參考值320 MW，正向功率傳輸，聯(lián)合控制。試驗模型中交流系統(tǒng)的短路比SCR為8.95，是強系統(tǒng)，且該模型禁用了RPC功能。兩站觸發(fā)錄波的時間起點為站1極1閥組1解鎖時刻，模擬的站間通訊延時是20 ms。

3.1 極1低端換流器運行時投入高端換流器的波形

試驗前CV2 已經投入穩(wěn)態(tài)運行，在此基礎上投入CV1的仿真波形如圖5、圖6所示，圖中包含5個變量，依次是CV1 Status表示換流器投入過程中CV1的狀態(tài)；UDL表示直流線電壓；CV ID表示閥組側直流電流；CV1 ALPHA表示CV1觸發(fā)角；POLE ALPHA表示極控制發(fā)出的觸發(fā)角；CV R PWR表示換流器消耗的無功。對其仿真結果分析如下：

(1)CV1觸發(fā)角的變化過程：以整流站為例，起初觸發(fā)角由極控制層的CCA控制；極控制層下達啟動命令之后，觸發(fā)角由SCA接管，通過限幅使ALPHA_ORD=164°；然后換流器解鎖，整流側觸發(fā)角逐漸被調節(jié)到85°；SCA下達命令打開BPS，當BPS順利打開200 ms后，且輸入到SCA的差分電流小于0.1時，又經過200 ms的延時，整流側觸發(fā)角逐漸轉化為由極控制層的CCA接管，整流側觸發(fā)角再次被調整為20°，換流器進入完全運行狀態(tài)。逆變側在該過程中點火角從164°迅速調整到90°附近后緩慢調整到159°左右。

圖4 在線退出換流器的過程

(2)在整流站CV1投入過程中，CV2觸發(fā)角α的變化過程：ALPHA_ORD_CV2有一個從17°上升到33°，最后又穩(wěn)定在20°的過程。分析其原因如下：在CV1投入前，穩(wěn)定運行的CV2觸發(fā)角等于17°；在CV1投入過程中，隨著直流電壓的升高，逐漸增大CV2觸發(fā)角來降低電流，在直流電壓快速上升的這段時間里，維持CV2在33°運行；因該過程中禁止換流變壓器分接頭動作，所以達到穩(wěn)態(tài)的觸發(fā)角比設計值稍高，最后CV2觸發(fā)角穩(wěn)定在20°。

(3)換流器無功消耗的變化過程：在閥組投入過程中無功消耗最大為1/2 穩(wěn)態(tài)運行的3倍。分析其原因如下：在CV1投入程中，為保持直流功率恒定，隨著直流電壓的快速上升，直流電流下降，CV2大角度運行，消耗大量的無功功率，但由于直流電壓的上升時間約為200～300 ms，持續(xù)時間較短，預先投入1～2組交流濾波器，總共注入約1 597 MVar無功功率，便可滿足要求。

整流側單12脈動換流器的無功需求按下式計算，逆變側的無功需求計算只需將下式中的α用γ代替即可。

式中Qconv——換流器無功需求；Id——直流電流；Udio——6脈動橋空載直流電壓；μ，α，γ——換相疊弧角、觸發(fā)角和熄弧角。

圖5 整流站極1CV2運行時投入CV1的波形

圖6 逆變站極1CV2運行時投入CV1的波形

3.2 極1雙換流器運行時，退出高端換流器的波形

試驗前CV1 、CV2 已經投入穩(wěn)態(tài)運行，在此基礎上退出CV1的仿真波形如圖7、圖8所示，圖中包含6個變量，依次是CV1 Status表示換流器投入過程中CV1的狀態(tài)；UDL表示直流線電壓；POLE ID表示極側直流電流；IDC1P表示極1高端閥側Y繞組電流；POLE ALPHA表示極控制發(fā)出的觸發(fā)角；CV R PWR表示換流器消耗的無功。對其仿真結果分析如下：

① 觸發(fā)角的變化過程：整流站觸發(fā)角以一定斜率從15.5°上升到90°，經過0.35 s，觸發(fā)角再次被調整為14.8°，換流器退出運行。逆變站觸發(fā)角以一定斜率從159.7°下降到90°后，經過0.35 s，觸發(fā)角再次被調整為157.2°，換流器退出運行。

② 換流器無功消耗的變化過程：無功消耗在閥組退出過程中最大為完整穩(wěn)態(tài)運行方式的6倍。

圖7 極1雙換流器運行時，整流站退出CV1波形

圖8 極1雙換流器運行時，逆變站退出CV1波形

分析其原因如下：在CV1退出程中，隨著直流電壓的快速下降，直流電流上升，換流器需要的無功功率增加。為避免對系統(tǒng)的沖擊，預先投入交流濾波器，總共注入約2 000 Mvar的無功功率，便可滿足要求。

4 結論

本文以向上±800 kV特高壓直流工程為背景，針對其單極串聯(lián)12脈動雙閥組的接線方式，詳細分析和介紹了低端換流器運行時投入高端換流器和雙換流器運行時退出高端換流器的操作順序和控制策略。在EMTDC中建立了相關模型，對閥組投退進行了仿真實驗，給出了相應的控制時序和波形。通過對其仿真結果分析，可以得出以下結論：

(1)換流器在線投入時應先投入整流側再投入逆變側；

(2)換流器在線正常退出時應該先退出逆變側再退出整流側；

(3)換流器在線投入時觸發(fā)角從164°逐漸下降到80°～105°的某個值。在此過程中觸發(fā)角由極控制層的CCA轉化為閥組控制層的SCA接管，使電流完全由BPS轉移到CV1，斷開旁通BPS，觸發(fā)角由SCA逐漸轉化為極控制層的CCA接管，一段時間后換流器進入穩(wěn)定運行狀態(tài)；

(4)為減小對系統(tǒng)的沖擊，投切過程需要依照一定的操作順序，閥組的觸發(fā)角、旁路斷路器與投入旁通對命令的時間應緊密配合。

[1]羅 磊，盛 琰，王清堅，等．特高壓直流輸電系統(tǒng)順序控制的研究[J]. 電力系統(tǒng)保護與控制，2011，39(23)：30-33.

LUO Lei, SHENG Yan, WANG Qing-jian，et al. Research on sequence control in UHVDC system[J].Power System Protection and Control,2011,39 (23):30-33.

[2]李新年，李 濤，呂鵬飛，等．向家壩至卜海特高壓直流輸電工程換流器的投退策略分析[J]．高電壓技術，2011，37(5)：1232-1237.

LI Xin-nian, LI Tao, LV Peng-fei, etal. Analysis on the strategy of converter entry/exit for Xiang jia ba to Shanghai UHVDC Project [J].High Voltage Engineering,2011,37(5):1232-1237.

(本文編輯：楊林青)

Strategy of Converter Entry/Exit for ±800 kV UHVDC Project

LI Yan-mei, LI Tai, LI Shao-hua, WEI Wei

(XJ Electric Co., Ltd., Xuchang 461000, China)

The series connection of dual 12-pulse valve groups adopted in the HVDC transmission project operates in multiple modes; therefore, it is necessary to study strategies of converter online entry/exit. Using Xiangjiaba-Shanghai ±800 kV HVDC transmission project as referent, this paper discusses the operation mode and voltage balance of dual 12-pulse valve groups, and elaborates entry/exit process and the firing angle control of converter for two stations in the pole running. EMTDC simulation was applied to verify the dynamic process of sequential control for entry/exit of single converter group. Simulation results show that the proposed control strategy can completely satisfy the design requirement of HVDC power transmission system, which can provide direct guidance for the follow-up UHVDC transmission projects.

UHVDC；converter entry/exit；12-pulse valve groups；EMTDC

10.11973/dlyny201506002

李艷梅(1985)，女，碩士，從事高壓直流輸電系統(tǒng)研究。

TM76

A

2095-1256(2015)06-0751-07

2015-10-28