LCC-HVDC 換流站交流側(cè)非特征次諧波產(chǎn)生機理與抑制方法研究

吳俊，黃弘揚，徐群偉，邱俊卿，袁敞

（1.國網(wǎng)浙江省電力公司電力科學(xué)研究院，杭州 310014；2.華北電力大學(xué)，北京 102206））

0 引言

基于電網(wǎng)換相換流器的高壓直流輸電（line commutated converter based high voltage direct current，LCC-HVDC）在大容量、遠(yuǎn)距離輸電方面具有造價低、損耗小等獨特的優(yōu)勢，現(xiàn)已成為了跨區(qū)域輸電的主要手段[1-3]。目前我國已經(jīng)建成投運的LCC 型高壓直流輸電工程有20 多個，其中較典型的有貴州—廣東（貴廣）、三峽—常州（三常）等±500 kV 高壓直流輸電工程以及向家壩—上海（向上）、云南—廣東（云廣）等±800 kV 特高壓直流輸電工程[4]。與±500 kV 的高壓直流輸電相比，±800 kV 的特高壓直流輸電有著更大的輸送容量以及更遠(yuǎn)的輸送距離，成為了我國“西電東送”工程的主要選擇。

±800 kV 特高壓換流站通常采用的是雙12 脈動換流的方式，理想運行工況下?lián)Q流器在交流側(cè)只產(chǎn)生12k±1 次特征次諧波[5-6]，但是近年來通過對金華特高壓換流站的電能質(zhì)量測試發(fā)現(xiàn)：在大功率試驗時，換流站500 kV 交流母線的4 次、5 次、7 次諧波電壓含量分別為0.82%、1.92%、0.45%，遠(yuǎn)遠(yuǎn)超過了特征諧波11 次、13 次的0.21%、0.21%，并且12 脈動換流器內(nèi)仍含有約0.4% 的5 次諧波電流，如果不采取相應(yīng)的非特征次諧波抑制措施，那么這些諧波則會經(jīng)過輸電線路滲透到各個電壓等級的電網(wǎng)中從而造成諧波污染，給電網(wǎng)的電能質(zhì)量水平造成一定的影響。目前針對換流站出現(xiàn)非特征次諧波的原因以及分析方法，國內(nèi)外已有相關(guān)的研究，文獻[7]指出導(dǎo)致高壓直流輸電出現(xiàn)非特征次諧波的機理非常復(fù)雜，在早期的HVDC 項目中，主要和換流器的觸發(fā)模式有關(guān)；文獻[8-9]中提到交流電壓的畸變、換流變壓器三相阻抗不相等以及換流器觸發(fā)角偏差是產(chǎn)生非特征次諧波的原因；文獻[5，10]采用了開關(guān)函數(shù)法來分析特高壓直流輸電系統(tǒng)的非特征次諧波，這種方法可以克服調(diào)制理論準(zhǔn)確性不足的問題；文獻[11]建立了電壓不平衡下12 脈動整流的頻域諧波耦合導(dǎo)納模型，該模型可以計算整流裝置產(chǎn)生的諧波；文獻[12]給出了各種不平衡條件下6 脈動換流器交流側(cè)基波以及各次諧波的幅值表達(dá)式，但是缺失諧波相位的信息，因此無法用于12 脈動換流器的諧波分析；文獻[13-14]采用了分段時域算法，通過列寫換相回路方程以及邊界條件，對不平衡條件下的交流側(cè)諧波進行分析計算。以上研究均只對換流站出現(xiàn)非特征次諧波的原因進行了分析，但是沒有提出相應(yīng)的抑制措施。

傳統(tǒng)用來治理LCC-HVDC 換流器向交流電網(wǎng)注入諧波的方式為在交流母線上安裝大量的無源調(diào)諧濾波器，這種濾波器結(jié)構(gòu)簡單，可在較大程度上抑制換流站交流側(cè)的特征次諧波，應(yīng)用較為廣泛，但是其缺點也很明顯：無源濾波器的濾波效果容易受到系統(tǒng)阻抗的影響，如果濾波支路較多則很容易發(fā)生諧振[15-16]，從而加重諧波污染；無源濾波器的組數(shù)較多，體積大，占地面積大[17]；無源濾波器的調(diào)諧點是針對特征次諧波設(shè)計的，對非特征次諧波的抑制效果不好?；跓o源濾波器存在的一些缺點，文獻[18-20]提出了一種適用于LCC-HVDC 諧波治理的級聯(lián)H 橋混合型有源濾波器（hybrid active power filter，HAPF），該濾波器耐高壓、濾波效果好、占地面積小，但是在諧波電流補償?shù)目刂粕喜捎玫氖轻槍τ谔卣鞔沃C波的準(zhǔn)比例諧振控制器并聯(lián)的形式，因此只對特征次諧波進行了抑制。

本文首先建立了±800 kV 特高壓直流輸電的模型，并以金華換流站為例，分析了換流變壓器三相阻抗不對稱、晶閘管觸發(fā)角存在偏差等因素對非特征次諧波的影響；然后針對傳統(tǒng)無源調(diào)諧濾波器的一些缺點以及級聯(lián)H 橋HAPF 控制上存在的不足，提出了一種基于級聯(lián)H 橋的純有源濾波裝置，該濾波裝置采用了PI 控制方法，可以抑制換流站交流側(cè)的特征次諧波和非特征次諧波。最后在PSCAD/EMTDC 中搭建了±800 kV 特高壓直流輸電仿真模型和級聯(lián)H 橋APF 的仿真模型，通過在平衡運行條件下和不平衡運行條件下對傳統(tǒng)的無源濾波器和所提出的級聯(lián)H 橋APF 的濾波效果進行對比，仿真結(jié)果表明級聯(lián)H 橋APF 在特征次諧波以及非特征次諧波抑制上的有效性。

1 換流站非特征次諧波分析

1.1 金華特高壓換流站模型

賓金直流工程金華特高壓換流站采用400 kV+400 kV 雙12 脈動換流器串聯(lián)的接線方案，即換流站共有4 大組換流器，每極2 個串聯(lián)組成800 kV，每大組換流器均為12 脈動換流器，其接線方案見圖1。

圖1 換流站接線簡圖Fig.1 Schematic wiring diagram of converter station

換流站內(nèi)的無功補償和濾波設(shè)備共有17 組，電壓等級均為500 kV，無功總?cè)萘繛? 879 Mvar，由9組HP12/24 濾波器和8 組SC 并聯(lián)電容器組成，交流濾波器及并聯(lián)電容器組見圖2，HP12/24 濾波器及SC 并聯(lián)電容器參數(shù)見表1、表2。

圖2 交流濾波器及并聯(lián)電容器組Fig.2 AC filter and shunt capacitor bank

表1 HP12/24交流濾波器參數(shù)Table 1 Parameters of HP12/24 AC Filter

表2 SC并聯(lián)電容器參數(shù)Table 2 Parameters of SC shunt capacitor

1.2 非特征次諧波分析

對于12 脈動換流器的諧波分析本文采用了分段時域法，即通過列寫6 脈動換流器在一個周期內(nèi)換相期間和導(dǎo)通期間的電流表達(dá)式，再將得到的一個周期內(nèi)的電流進行FFT 分解，可以得到其在交流側(cè)產(chǎn)生的各次諧波電流幅值和相位，之后將組成12脈動換流器的兩個六脈動換流器（YY 換流變連接的和YD 換流變連接的）在交流側(cè)產(chǎn)生的諧波電流幅值相位進行疊加，即可得到12 脈動換流器在交流側(cè)產(chǎn)生的諧波電流；以A、C 換相為例，列寫換相期間A 相電流表達(dá)式，A、C 換相過程見圖3。

圖3 A、C換相示意圖Fig.3 Commutation schematic diagram between phase A and C

圖中三相電壓的公式為

列寫換相回路的KVL 方程為

式中，Lγa、Lγb、Lγc分別為換流變壓器三相電感。

根據(jù)晶閘管的導(dǎo)通順序，可得到半個周期內(nèi)（另半個周期與其對稱）的A 相電流表達(dá)式如公式（4）所示。

式中：XA、XB、XC為換流變壓器三相電抗；α為晶閘管觸發(fā)角；γ為換相重疊角。

下面以平衡運行、換流變壓器三相阻抗不相等、晶閘管觸發(fā)角存在偏差為例計算12 脈動換流器交流側(cè)的諧波，分析不對稱因素對非特征次諧波的影響，計算參數(shù)見表3。換流變壓器相間阻抗不平衡取7.5%，觸發(fā)角偏差取2.3°，直流側(cè)電流為5 kA，計算結(jié)果見表4。

表3 換流器諧波計算參數(shù)Table 3 Calculation parameters of inverter harmonics

表4 各種工況下諧波含量Table 4 Harmonic content under different conditions

根據(jù)平衡運行、換流變壓器三相阻抗不相等、晶閘管觸發(fā)角偏差3 種工況下12 脈動換流器交流側(cè)諧波計算結(jié)果可以看出在平衡的運行條件下，12脈動換流器交流側(cè)只有11、13 次特征次諧波，而當(dāng)出現(xiàn)換流變壓器阻抗不相等、晶閘管觸發(fā)角偏差時，非特征次諧波增加明顯。

2 級聯(lián)H橋APF

級聯(lián)H 橋型變流器的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)最早在1996年由田納西大學(xué)提出[21]，當(dāng)時只用在了無功補償?shù)念I(lǐng)域，而文獻[22]提出了一種載波移相的正弦脈寬調(diào)制技術(shù)（CPS-SPWM）用于級聯(lián)H 橋型變流器的控制，可以實現(xiàn)較好的濾波效果。本文針對換流站交流側(cè)非特征次諧波無法有效濾除的問題，提出了一種基于級聯(lián)H 橋的有源濾波器，其結(jié)構(gòu)示意圖見圖4。

圖4 級聯(lián)H橋APF拓?fù)銯ig.4 Topology of cascaded H-bridge APF

圖中，級聯(lián)H 橋APF 通過一臺35/500 kV 的升壓變壓器與500 kV 高壓母線相連，降低了級聯(lián)H橋APF 所承受的電壓，減少了級聯(lián)的子模塊個數(shù)。在級聯(lián)H 橋APF 的連接方案方面對星形連接和三角形連接進行了對比[23-25]：1）兩種連接方案都可以實現(xiàn)無功補償和諧波電流補償；2）星形連接無法補償負(fù)序電流分量，否則會造成中性點電位偏移，造成設(shè)備過壓；3）三角連接方案比星形連接方案實現(xiàn)的補償容量更大；4）三角連接每相承擔(dān)的都是固定的線電壓，在系統(tǒng)電壓不平衡時可靠性更高；5）星形連接每相承擔(dān)的為相電壓，需要級聯(lián)側(cè)子模塊個數(shù)為三角連接的；在綜合考慮經(jīng)濟性、運行可靠性、技術(shù)先進性的情況下，本文選擇了三角形的連接方案。

在級聯(lián)H 橋APF 的控制方面，本文采用PI 控制，級聯(lián)H 橋APF 的簡化分析圖見圖5。

圖5 級聯(lián)H橋APF簡化分析圖Fig.5 Simplified analysis diagram of cascaded APF

圖中，iL為流向換流器的電流，iF為級聯(lián)H 橋APF 所在支路高壓側(cè)的電流，通過控制級聯(lián)H 橋APF 的輸出電壓，使得其所在支路產(chǎn)生一個與iL中檢測得到的諧波電流ih相等的電流iF并注入到系統(tǒng)中，從而讓負(fù)載中的諧波電流可以被抑制；在級聯(lián)APF 控制方面，諧波電流檢測方法采用了Ip-Iq法，見圖6，級聯(lián)APF 的控制框圖見圖7。

圖6 諧波電流檢測Fig.6 Detection of harmonic current

圖7 級聯(lián)APF控制框圖Fig.7 Control block diagram of cascaded APF

圖6 中，C32變換矩陣如公式（5）所示，C變換矩陣如公式（6）所示。

式中：ωt為鎖相環(huán)輸出相位；ih為檢測得到的換流站諧波電流。圖7 中，abc-dq 為派克變換；uFabc為級聯(lián)APF 輸出電壓控制信號。

3 仿真分析

本文在PSCAD/EMTDC 中搭建了±800 kV 特高壓直流輸電和級聯(lián)H 橋APF 的仿真模型，通過比較平衡運行時、不平衡運行時傳統(tǒng)無源濾波器與所提級聯(lián)H 橋APF 的濾波效果，驗證了有源濾波器在抑制非特征次諧波方面有著更好的效果。

部分±800 kV 特高壓直流輸電和級聯(lián)H 橋APF 的參數(shù)見表5，直流側(cè)電壓電流見圖8-9。

表5 部分直流輸電和級聯(lián)APF參數(shù)Table 5 Parameters of partial DC transmission and cascaded APF

圖8 直流側(cè)電壓Fig.8 Voltage at DC side

3.1 平衡運行時

平衡運行時，濾波之前以及經(jīng)過濾波之后換流站三相電流波形以及A 相電流的諧波含量和級聯(lián)APF 的輸出電流仿真結(jié)果見圖10-13。

在平衡運行時換流站未經(jīng)濾波的三相電流以及A 相電流諧波含量如圖9、圖10 所示，其中A 相電流中主要包含11、13 次特征次諧波，出現(xiàn)3、5 及其附近次數(shù)諧波是因為無功補償電容器與系統(tǒng)阻抗發(fā)生了諧振，前15 次的THD 為7.2%。

圖9 直流側(cè)電流Fig.9 Current at DC side

圖10 平衡運行換流站三相電流Fig.10 Three-phase current of the converter station under balance working condition

經(jīng)過無源濾波器和級聯(lián)APF 濾波后的三相電流以及A 相電流諧波含量的對比如圖11、圖12 所示，在非特征次諧波含量方面：投入無源濾波器時A相仍含有63 A 的3 次諧波電流以及6.36 A 的5 次諧波電流；而投入級聯(lián)APF 時A 相的3 次諧波降到了32 A，5 次諧波降到了1.4 A。在特征次諧波含量方面：投入無源濾波器時，仍含有19.9 A 的11 次諧波以及16.2 A 的13 次諧波；而投入級聯(lián)APF 時，11次諧波降到了8.8A，13 次諧波降到了4.5 A。投入無源濾波器時前15 次的THD 為1.041%，而投入級聯(lián)APF 時THD 則降到了0.7%。

圖11 平衡運行換流站A相電流諧波含量Fig.11 Harmonic content of current of phase A of converter station under balance working condition

圖12 平衡運行換流站濾波后三相電流Fig.12 Three phase current of balance operation converter station after filtering

圖13 平衡運行換流站濾波后A相電流諧波含量Fig.13 Harmonic content of current of phase A of balanced operation converter station after filtering

3.2 不平衡運行時

在不平衡運行時換流站未經(jīng)濾波的三相電流以及A 相電流諧波含量見圖14、圖15，從圖15 中可以發(fā)現(xiàn)在不平衡運行時，不僅含有大量的特征次諧波，非特征次諧波的含量增加的也較為明顯，前15 次的THD 為9.96%。

圖14 平衡運行級聯(lián)APF A相輸出電流Fig.14 Output current of phase A of cascade APF under balanced operation

圖15 不平衡運行換流站三相電流Fig.15 Three-phase current of the converter station under unbalance operation

經(jīng)過無源濾波器和級聯(lián)APF 濾波后的三相電流以及A 相電流諧波含量的對比見圖16-19，在非特征次諧波含量方面：投入無源濾波器時A 相含有28 A 的2 次諧波電流、198 A 的3 次諧波電流、26 A的5 次諧波電流，其中2 次、3 次諧波電流比濾波之前的還要大，是因為無源濾波器與系統(tǒng)阻抗發(fā)生了諧振。

圖16 不平衡運行換流站A相電流諧波含量Fig.16 Harmonic content of phase A of converter station under unbalance operation

圖17 不平衡運行換流站濾波后三相電流Fig.17 Three phase current of converter station under unbalance operation after filtering

圖18 不平衡運行換流站濾波后A相電流諧波含量Fig.18 Harmonic content of current of phase A in unbalanced operation converter station after filtering

圖19 不平衡運行級聯(lián)APF A相輸出電流Fig.19 Phase A output current of cascade APF under unbalanced working condition

而投入級聯(lián)APF 時A 相的2 次諧波降到了4 A，3 次諧波降到了29 A，5 次諧波降到了22 A。在特征次諧波含量方面：投入無源濾波器時，仍含有18 A 的11 次諧波以及19 A 的13 次諧波；而投入級聯(lián)APF 時，11 次諧波降到了6 A，13 次諧波降到了3 A。投入無源濾波器時前15 次的THD 為4.21%，而投入級聯(lián)APF 時THD 則降到了1.02%。

4 結(jié)語

通過對換流站非特征次諧波的分析以及傳統(tǒng)無源濾波器與所提級聯(lián)APF 在特征次諧波和非特征次諧波濾波效果方面的對比，可以得到以下結(jié)論：

1）換流變壓器三相阻抗不相等以及晶閘管觸發(fā)角偏差等不平衡因素會導(dǎo)致?lián)Q流站交流側(cè)出現(xiàn)非特征次諧波。

2）級聯(lián)APF 是主動濾波，可以有效地抑制換流站的特征次諧波與非特征次諧波，并且還可以避免與系統(tǒng)阻抗發(fā)生諧振導(dǎo)致諧波放大，比傳統(tǒng)的無源濾波器有著更好的濾波效果。