李晨昊，趙斌超，李 寬，李玉敦，湯 奕

（1.國網(wǎng)山東省電力公司電力科學(xué)研究院，山東 濟南 250003；2.東南大學(xué)電氣工程學(xué)院，江蘇 南京 210096）

0 引言

山東省是我國用電大省，在能源轉(zhuǎn)型和環(huán)境保護的要求下，大規(guī)模接受省外電力的需求極為迫切。為了實現(xiàn)西部地區(qū)水電、光伏、風(fēng)電等清潔能源的大規(guī)模轉(zhuǎn)移，我國大力推進特高壓輸電工程，通過電力的遠(yuǎn)距離輸送改善能源分布和消費的時空不平衡問題［1］。其中，特高壓直流輸電技術(shù)由于功率可調(diào)節(jié)、異步聯(lián)網(wǎng)等優(yōu)勢在遠(yuǎn)距離輸電中占據(jù)了重要地位［2］。截至2020 年6 月，國家電網(wǎng)有限公司共建設(shè)了11 條特高壓直流工程，形成了交直流混聯(lián)的大電網(wǎng)格局。

自2018 年開始，我國已經(jīng)發(fā)生過多次換流變壓器一次設(shè)備嚴(yán)重故障，其中尤其以分接開關(guān)故障為甚。2019 年1 月昌吉站分接開關(guān)起火［3］，2019 年3 月沂南站分接開關(guān)再次發(fā)生同樣的事故。由于直流輸送功率大，閉鎖造成的缺額功率難以彌補。直流輸電系統(tǒng)的一次設(shè)備安全性目前已成為當(dāng)前電網(wǎng)安全運行的瓶頸。作為整個直流輸電系統(tǒng)功率調(diào)節(jié)的核心部件，換流變壓器分接開關(guān)引起了學(xué)術(shù)界及工程界的普遍關(guān)注。要解決上述問題，一方面需要改進工藝以提高分接開關(guān)的可靠性［4］；另一方面，也需要從直流的控制系統(tǒng)入手，降低分接開關(guān)的動作頻次。統(tǒng)計數(shù)據(jù)顯示，一個直流工程的分接開關(guān)動作次數(shù)每年可能達到20 萬次［5］甚至更多。這對一次設(shè)備的健康運行是十分不利的。考慮到分接開關(guān)動作的主要原因為功率調(diào)整和電壓調(diào)節(jié)，為了降低分接開關(guān)的動作次數(shù)，一種可行的思路便是改變直流功率控制策略。

現(xiàn)階段，分接開關(guān)控制策略一般為換流閥運行于額定的控制角，這種運行方式使直流系統(tǒng)必須依靠換流變壓器分接頭的調(diào)整實現(xiàn)功率調(diào)制及電壓調(diào)節(jié)。文獻［6］針對某實際背靠背直流工程對比分析了3種不同的分接開關(guān)控制策略，研究發(fā)現(xiàn)定閥側(cè)空載直流電壓控制可以有效減少換流變壓器分接開關(guān)擋位數(shù)和運行調(diào)節(jié)次數(shù)。文獻［7］在遠(yuǎn)距離直流輸電系統(tǒng)中應(yīng)用了上述逆變側(cè)定閥側(cè)空載直流電壓控制。該策略降低離散調(diào)壓設(shè)備的動作頻次，但是犧牲了少量的系統(tǒng)的運行效率，且減小了功率的調(diào)節(jié)區(qū)間。

近年來，工程上一般會將換流閥大角度告警值設(shè)定在60°，隨著設(shè)備制造工藝的提高，實際工程在直流降壓運行時換流閥也會運行在較大的角度，并不一定需要嚴(yán)格運行在額定角度下?；谠摷僭O(shè)，放松對換流閥控制角的約束條件，通過適度地增加控制角工作范圍，探討直流系統(tǒng)在固定換流變壓器分接開關(guān)擋位情況下的直流系統(tǒng)功率調(diào)節(jié)范圍。

基于此，首先介紹適用于直流功率控制的換流器穩(wěn)態(tài)數(shù)學(xué)模型，并在此基礎(chǔ)上提出一種基于固定換流變壓器分接開關(guān)擋位的直流系統(tǒng)控制思路；建立整流側(cè)定功率、逆變側(cè)定直流電壓的功率控制策略；然后基于上述策略優(yōu)化分接開關(guān)初始擋位，實現(xiàn)在允許控制角度內(nèi)的直流全功率調(diào)制；分析新控制策略對控制角、無功補償?shù)挠绊懀蛔詈蠡诜€(wěn)態(tài)仿真對上述優(yōu)化策略及其影響進行了驗證。

1 分析模型

1.1 換流器穩(wěn)態(tài)模型

文獻［8］介紹了典型橋式六脈波換流器的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)。實際的直流系統(tǒng)中可能通過增加橋數(shù)、閥組數(shù)量提高直流電壓、抑制直流電流波動。以最基礎(chǔ)的六脈波換流器為例介紹換流器穩(wěn)態(tài)模型，其結(jié)論可推廣至更多橋組數(shù)量。

換流器的穩(wěn)態(tài)模型基于三相對稱情況下的理想換相過程簡化而來，直流電壓Ud的計算如式（1）所示。

式中：Ud0為直流空載電壓；Rc為換相疊弧角壓降所對應(yīng)的等值電阻，一般與換流變壓器電抗Xc成正比；kT為換流變壓器變比；UL為換流母線電壓；θd為控制角（整流側(cè)為觸發(fā)角，逆變側(cè)為關(guān)斷角）；Id為直流電流。

1.2 直流功率模型

對于兩端直流系統(tǒng)來說，在給定直流電壓等級的情況下，直流電流直接決定直流功率。直流電流則由兩端換流站的電壓決定，如式（2）所示。

式中：GΣ為直流線路的等效導(dǎo)納；kr為換流變壓器整流側(cè)變比；ULr為整流側(cè)負(fù)載電壓；ki為換流變壓器逆變側(cè)變比；ULi為逆變側(cè)負(fù)載電壓；α為整流側(cè)觸發(fā)角；γ為逆變側(cè)關(guān)斷角。

直流線路的等效導(dǎo)納計算如式（3）所示。

式中：Rcr為整流側(cè)等效換相電阻；Rd為線路直流電阻；Rci為逆變側(cè)等效電阻。

2 直流功率控制

2.1 定關(guān)斷角控制和定電壓控制的對比

直流輸電系統(tǒng)的重要優(yōu)勢是功率的靈活調(diào)節(jié)能力。圖1 展示了傳統(tǒng)的直流功率控制策略，包含快速控制和慢速控制兩部分。其中慢速控制需要濾波器投切以及分接開關(guān)擋位的配合，具體的分接開關(guān)動作判據(jù)會因逆變側(cè)的控制方式而不同。

圖1 傳統(tǒng)的直流功率控制策略

對直流輸電系統(tǒng)而言，整流站通常運行于定功率控制（定電流控制）模式。整流站通過調(diào)節(jié)觸發(fā)角使直流電流達到指令電流值，整流側(cè)分接開關(guān)將觸發(fā)角控制在正常運行的范圍內(nèi)（工程上一般設(shè)定為12.5°～17.5°）。一旦觸發(fā)角超出了允許的范圍，整流側(cè)的分接開關(guān)就會動作，直到觸發(fā)角重新回到正常范圍內(nèi)。

逆變站的控制模式主要分為定關(guān)斷角控制和定電壓控制兩類［9］。若逆變側(cè)采用的是定關(guān)斷角控制，逆變側(cè)分接開關(guān)就會選擇逆變側(cè)的直流電壓作為動作判據(jù)，當(dāng)直流電壓超出了額定值的允許范圍時，逆變側(cè)的分接開關(guān)就會動作。若逆變側(cè)采用的是定電壓控制，逆變側(cè)分接開關(guān)將控制關(guān)斷角在正常的運行范圍內(nèi)（工程上一般設(shè)定為17.5°～21.5°）。一旦關(guān)斷角超出該范圍，逆變側(cè)將調(diào)整分接開關(guān)位置直至關(guān)斷角重新回到正常范圍。

2.2 固定換流變壓器分接開關(guān)擋位的思路

定關(guān)斷角控制無法直接控制直流系統(tǒng)的電壓，如果分接開關(guān)不動作導(dǎo)致直流電壓小于額定值，系統(tǒng)輸送功率就無法達到額定值。因此，在定關(guān)斷角控制模式下分接開關(guān)的優(yōu)化空間十分有限。為了減少直流分接開關(guān)的動作頻率，建議基于逆變側(cè)定電壓控制實現(xiàn)分接開關(guān)控制的優(yōu)化。

定電壓控制保證了直流能夠按照最大的設(shè)計功率運行。同時，由于定電壓控制下控制角具有一定的調(diào)節(jié)范圍，因此可考慮通過適當(dāng)加大動作死區(qū)避免分接開關(guān)的頻繁動作。然而，受閥基電子設(shè)備（Valve Based Electronics，VBE）觸發(fā)和關(guān)斷可靠性的影響，控制角不能過小，因此存在一個最小允許值；受閥應(yīng)力的限制，直流系統(tǒng)亦無法長時間在大控制角下運行，因此需要規(guī)定換流閥控制角的最大允許范圍為。但目前仍然缺乏角度范圍的定量研究，主要依靠經(jīng)驗進行較為保守地取值。

隨著工藝水平的提高，換流閥已經(jīng)能夠承受較大的觸發(fā)角/關(guān)斷角。一旦觸發(fā)角和關(guān)斷角的允許范圍足夠大，直流系統(tǒng)的分接開關(guān)便可以一直不動作，相當(dāng)于直流輸電系統(tǒng)運行在固定的換流變壓器變比下。固定的換流變壓器變比必然導(dǎo)致在某些直流功率或交流母線電壓下系統(tǒng)的觸發(fā)角/關(guān)斷角較大，因此應(yīng)當(dāng)重點關(guān)注極端情況下的觸發(fā)角/關(guān)斷角能否滿足工程要求。

3 固定換流變壓器分接開關(guān)擋位的直流功率控制策略

基于2.2 節(jié)的控制思路，對圖1 中的控制策略予以改變，提出一種換流變壓器分接開關(guān)擋位不變時的直流功率控制策略。與常規(guī)的直流功率控制類似，控制策略仍分為快速控制和慢速控制兩部分。

如圖2 所示，當(dāng)下發(fā)直流功率Pd后，直流系統(tǒng)首先通過快速控制迅速調(diào)整至指令值。此時，逆變側(cè)采用定直流電壓Ud控制。同時，查詢預(yù)先計算的濾波器投切策略表，查表獲取當(dāng)前工況下的濾波器投切策略，構(gòu)成直流功率的慢速控制。這一過程一直循環(huán)進行直至直流系統(tǒng)達到新的穩(wěn)定工況。

圖2 固定換流變壓器分接開關(guān)擋位的直流功率控制策

與圖1 所示的傳統(tǒng)直流控制相比，逆變側(cè)的電壓控制不再依賴分接開關(guān)的動作，變?yōu)橥ㄟ^觸發(fā)角控制和濾波器的投切實現(xiàn)。由于觸發(fā)角控制的連續(xù)性，新的控制策略提高了控制精度，避免了濾波器因與分接開關(guān)配合不當(dāng)導(dǎo)致的頻繁投切。

4 分接開關(guān)初始擋位的優(yōu)化

4.1 控制角與直流功率的關(guān)系

圖1 所示的原有控制策略需要分接開關(guān)參與功率調(diào)節(jié)。其主要控制邏輯如下：當(dāng)直流功率較低時，直流電流小，換相疊弧角較小，此時由換相疊弧引起的壓降也較小。對于逆變側(cè)來說，在直流電壓以及關(guān)斷角確定的情況下，逆變側(cè)的空載電壓往往不會太高，對應(yīng)于換流變壓器的低擋位；對于整流側(cè)來說，由于直流電流較小，線路上的壓降也較小，整流側(cè)直流和空載電壓均不會太高，因此同樣對應(yīng)于換流變壓器的低擋位。反之，當(dāng)直流功率較高時，直流電流大，換相疊弧角也隨之上升，此時由換相疊弧引起的壓降增大。對于逆變側(cè)來說，在直流電壓以及關(guān)斷角確定的情況下，逆變側(cè)的空載電壓升高，換流變壓器分接開關(guān)隨之升擋；同理，整流側(cè)換流變壓器分接開關(guān)也會隨之升擋。

分析傳統(tǒng)控制策略下分接開關(guān)擋位與直流功率的關(guān)系，直流系統(tǒng)低功率下采用低擋位，高功率下采用高擋位的主要原因是在疊弧等效電阻和直流線路電阻的影響下，直流功率與直流空載電壓成正比。在新的控制方法下，直流功率的調(diào)節(jié)不再依賴分接開關(guān)的動作而是取決于換流閥的控制角，由于直流空載電壓與控制角成反比，因此直流功率與控制角成反比，即當(dāng)直流控制角較小時，直流功率較大；隨著直流控制角的增大，直流功率會逐漸下降。

4.2 考慮功率調(diào)節(jié)范圍的擋位優(yōu)化

在固定變比情況下，直流系統(tǒng)的控制角變化范圍取決于分接開關(guān)的初始擋位。一般情況下，直流系統(tǒng)的控制角不應(yīng)小于某個最小值以避免換相失敗或提前觸發(fā)等極端情況；但控制角也不能無限增大，因為這可能導(dǎo)致過高的閥應(yīng)力并增加換流站內(nèi)的無功設(shè)備（濾波器場）投資。根據(jù)4.1 節(jié)的分析，這要求分接開關(guān)的初始擋位應(yīng)適當(dāng)降低。

實際的直流工程，觸發(fā)角α在穩(wěn)態(tài)運行時一般為15°～17°。為了保證逆變側(cè)可靠觸發(fā)，關(guān)斷角也運行于同樣的值。根據(jù)直流系統(tǒng)的電流范圍［Idmin，Idmax］，代入直流最小觸發(fā)角αmin、最小關(guān)斷角γmin以及最大直流電流Idmax，換流變壓器整流側(cè)初始變比kr0和逆變側(cè)初始變比ki0可表示為：

式中：Udr為整流側(cè)直流電壓；Udi為逆變側(cè)直流電壓。

5 固定換流變壓器分接開關(guān)擋位的影響分析

5.1 對控制角的影響

直流系統(tǒng)通過站控裝置獲取直流功率指令Pd。根據(jù)換流站無功-電壓控制系統(tǒng)的要求，直流系統(tǒng)能夠通過無功控制保證換流母線電壓ULr和ULi的變化范圍不超過限值。因此，可基于換流母線電壓不變的假設(shè)，計算任意開關(guān)擋位kr和ki的整流側(cè)觸發(fā)角和逆變側(cè)關(guān)斷角。

根據(jù)現(xiàn)有工程實際情況，直流系統(tǒng)逆變側(cè)Udi為額定電壓。可根據(jù)式（6）計算整流側(cè)直流電流Id。

式中：Pdi為逆變側(cè)直流功率；Udi為逆變側(cè)直流電壓。

由式（1）可知，直流電流指令I(lǐng)d決定了關(guān)斷角γ，計算如式（7）所示。

在已知逆變側(cè)直流電壓和直流電流的情況下，整流側(cè)直流電壓Udr如式（8）所示。

同理，觸發(fā)角α的計算公式如式（9）所示。

5.2 對無功補償?shù)挠绊?/h3>

整流站的功率因數(shù)［10］如式（10）所示。

同理，逆變側(cè)功率因數(shù)為

式中：?r為整流側(cè)功率因數(shù)角；?i為逆變側(cè)功率因數(shù)角。

換流站無功功率水平與當(dāng)前的直流有功功率傳輸量有關(guān)，如式（12）和式（13）所示。

式中：Qdr為整流側(cè)無功功率；Pdr為整流側(cè)有功功率；Qdi為逆變側(cè)無功功率；Pdi為逆變側(cè)有功功率。

直流控制系統(tǒng)通過投切濾波器實現(xiàn)直流系統(tǒng)與交流電網(wǎng)的無功平衡，使兩者無功交換不超過一組濾波器容量。

根據(jù)式（10）和式（11）不難發(fā)現(xiàn)，換流站的功率因數(shù)僅與換流母線電壓以及換流變壓器的變比相關(guān)，在固定分接開關(guān)下，一旦直流系統(tǒng)采用逆變側(cè)定電壓控制并通過無功補償保持恒定的換流母線電壓，逆變側(cè)功率因數(shù)將會是一個恒定值。

原方案中直流系統(tǒng)在低功率下采用低擋位，擁有比高功率時更高的功率因數(shù)，降低了線路損耗和無功消耗。新方案的功率因數(shù)始終保持不變，在功率較低時其經(jīng)濟性不如原有的控制方案；但是由于此時直流功率較低，站內(nèi)的無功補償裝置仍然能夠滿足直流系統(tǒng)的無功需求。

6 算例驗證

6.1 仿真系統(tǒng)及初始擋位選擇

以CIGRE 標(biāo)準(zhǔn)直流模型［11］計算驗證本文所提控制策略的功率調(diào)節(jié)范圍及其對控制角和無功補償?shù)挠绊?。根?jù)實際工程情況，假設(shè)換流變壓器有19 個擋位，各擋位的調(diào)節(jié)幅度為1.25%。令第12 擋為0，換流變壓器的變比調(diào)節(jié)范圍為-8.75%～13.75%。

本算例中的設(shè)定參數(shù)如下：觸發(fā)角αmin=17°，關(guān)斷角γmin=17°，系統(tǒng)額定功率PdN=1 000 MW。

根據(jù)式（8）和式（9）可得：整流側(cè)應(yīng)選擇7 擋，實際變比為1.062 5；逆變側(cè)同樣選擇7 擋，實際變比為1.062 5。

6.2 控制角分析

一般情況下，直流功率的調(diào)節(jié)范圍應(yīng)滿足從額定電流的10%直至100%。以CIGRE 標(biāo)準(zhǔn)系統(tǒng)為例，直流功率的調(diào)節(jié)范圍為［100 MW，1 000 MW］，將直流功率直流代入式（6）—式（9）即可得到不同功率指令下的兩側(cè)換流站控制角。圖3（a）和圖3（b）分別展示了觸發(fā)角和關(guān)斷角隨直流功率指令的變化情況。

圖3 換流閥控制角隨直流功率變化情況

由圖3 可以看出，兩側(cè)換流站的控制角變化趨勢幾乎保持一致?？刂平请S直流功率的增大而減小，即使在運行于最低功率時，直流系統(tǒng)的控制角度分別為αmax=33.86°，γmax=32.29°，依然遠(yuǎn)低于一般直流控保系統(tǒng)的大角度告警門檻值。

6.3 無功補償能力分析

根據(jù)5.1 節(jié)的分析，固定換流變壓器的控制策略較原方案功率因數(shù)較低，因此可能產(chǎn)生更高的無功功率消耗。根據(jù)測試系統(tǒng)的直流功率范圍，結(jié)合式（8）—式（11），直流系統(tǒng)的無功功率消耗隨直流功率的變化情況如圖4 所示。其中，藍色實線表示本文所提出的控制策略，紅色虛線表示傳統(tǒng)控制策略。

圖4 換流站無功消耗隨直流功率變化情況

由圖4 可知，原控制比固定變比的控制方法無功消耗更少，但在最大功率時無功功率保持一致。因此正如5.1節(jié)所述，采用固定換流變壓器分接開關(guān)擋位的直流功率控制策略雖然在低功率運行時增加了無功功率，但是站內(nèi)現(xiàn)有的無功補償裝置仍然能夠滿足直流系統(tǒng)的需求。

7 結(jié)語

換流變壓器分接開關(guān)控制是直流功率及動態(tài)電壓控制的重要手段。對于傳統(tǒng)交流系統(tǒng)，有載分接開關(guān)是調(diào)壓過程中難以替代的關(guān)鍵器件；但是對于直流系統(tǒng)，換流閥控制角對有載分接開關(guān)起到了一定補充作用，只是其作用仍未被充分挖掘。針對基于逆變側(cè)定電壓控制的直流功率控制策略，通過優(yōu)化分接開關(guān)初始擋位，提出固定分接開關(guān)的直流全功率調(diào)節(jié)方法。測試系統(tǒng)仿真結(jié)果證明，新控制策略下直流控制角最大約為33°，僅小幅增加了換流站無功功率。

所提出的控制策略只是對直流功率控制思路的初步探討。受仿真工具和模型數(shù)據(jù)所限，該方法并未能在實際直流系統(tǒng)中進行試驗驗證。固定換流變壓器分接開關(guān)擋位的直流功率控制策略必然導(dǎo)致?lián)Q流閥長期運行于額定角度以上?，F(xiàn)階段學(xué)術(shù)界普遍共識是大角度運行對換流閥性能提出了更高要求。因此，未來還需要進一步研究晶閘管大角度運行時的閥應(yīng)力及損耗情況，并結(jié)合開關(guān)動作次數(shù)綜合評價控制策略的技術(shù)經(jīng)濟性。