劉漢軍，周競宇，盛俊毅，任成林，胡雨龍

（1.特變電工西安柔性輸配電有限公司，西安 710000；2.中國南方電網(wǎng)超高壓輸電公司，廣州 510620）

0 引言

高低閥串聯(lián)型特高壓混合多端柔性直流輸電系統(tǒng)在遠(yuǎn)距離大容量輸電方面具有優(yōu)勢［1-5］，可實現(xiàn)多電源供電和多落點受電，近幾年得到越來越多的關(guān)注和研究［6-10］。特高壓混合多端直流輸電系統(tǒng)結(jié)合了LCC-HVDC（line-commutated converter based high voltage direct current）與VSC-HVDC（voltage source converter based high voltage direct current）的優(yōu)勢［11-14］，與傳統(tǒng)直流輸電系統(tǒng)相比，無換相失敗問題并且可以向弱受端交流電網(wǎng)供電，實現(xiàn)海上風(fēng)電場的功率輸送［15-17］；與多端柔性直流輸電系統(tǒng)相比，功率損耗較小且降低了換流器與電纜投資成本［18-19］，具有良好的發(fā)展前景。

目前國內(nèi)針對多端混合直流輸電系統(tǒng)展開了一系列研究，文獻(xiàn)［20］對系統(tǒng)的啟動和停止等關(guān)鍵控制策略以及一端投退對多端混合直流輸電網(wǎng)絡(luò)的影響進(jìn)行了實驗研究。文獻(xiàn)［21］針對同一換流站內(nèi)串聯(lián)換流閥組之間的電壓不平衡問題，分析了電壓不平衡的原因，并提出了一種基于串聯(lián)換流閥組間電壓-功率偏差量的電壓平衡控制策略。文獻(xiàn)［22］基于特高壓混合多端直流輸電系統(tǒng)對線路故障處理的需求，分析了該系統(tǒng)直流線路保護(hù)的關(guān)鍵問題，并提出了直流線路保護(hù)配置方案和直流線路保護(hù)的配合策略。文獻(xiàn)［23］針對三端柔性直流輸電系統(tǒng)正常啟動，設(shè)計了“一拖二擬合啟動”的方式，即由一個逆變站帶兩個整流站啟動，啟動過程中適時切換控制方式，以獲得平穩(wěn)的啟動過程。文獻(xiàn)［24］討論了柔直系統(tǒng)的啟動策略以及子模塊充電過程中出現(xiàn)的電壓發(fā)散問題，從日常運維角度提出合適的改進(jìn)措施。文獻(xiàn)［25］分析了柔性直流換流站啟動過程中對交流電網(wǎng)電壓產(chǎn)生嚴(yán)重影響的各種因素。

以上文獻(xiàn)均未提到特高壓混合直流輸電系統(tǒng)異步充電時閥組分壓的問題，以及閥組異步充電對系統(tǒng)的影響。本文以特高壓多端混合直流輸電系統(tǒng)為研究對象，對換流器及直流輸電線路進(jìn)行等效，研究不同運行方式下系統(tǒng)的充電回路，分析閥組異步充電的分壓特性及閥組分壓對系統(tǒng)的影響。

1 理論分析

圖1 為特高壓混合三端直流輸電系統(tǒng)，整流站為LCC（line-commutated converter）、2 個逆變站均為MMC（modular multilevel converter），該系統(tǒng)采用真雙極結(jié)構(gòu)，送端LCC換流站正、負(fù)極均采用雙十二脈動換流器；為了滿足特高壓的需求，2 個逆變站的正、負(fù)極均采用2 個MMC 換流器高低閥組直接串聯(lián)的形式。

圖1 特高壓混合三端直流輸電系統(tǒng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of UHV hybrid three terminal DC transmission system

對于含全橋模塊的多端混合柔性直流輸電系統(tǒng)，當(dāng)換流站多個閥組交流充電不同步時，在特定連接形式下交流斷路器未合閘的閥組與交流短路器合閘的閥組形成充電回路，給交流斷路器未合閘的閥組的全橋模塊充電，即感應(yīng)電壓充電，嚴(yán)重時可引起閥組過壓、半橋模塊充不上電等問題，從而造成系統(tǒng)保護(hù)跳閘，因此有必要對換流閥分壓特性進(jìn)行分析，提出感應(yīng)電壓抑制策略，解決感應(yīng)電壓充電問題。本節(jié)將從換流器等效模型、線路等效模型、充電回路等幾個方面分析閥組分壓特性。

1.1 換流器等效模型

對于高低閥結(jié)構(gòu)的柔性直流輸電系統(tǒng)，以低閥交流斷路器合閘、高閥交流斷路器分閘為例，充電回路如圖2 所示。低閥通過交流電源給閥組充電，充電電流只在本閥組內(nèi)部流動；高閥通過感應(yīng)電壓充電，充電電流為負(fù)，全橋模塊充電，6 個橋臂電流大小和方向相同，充電電流匯集后經(jīng)輸電線路返回另一個閥組，形成電流通路。

圖2 低閥交流充電與高閥感應(yīng)充電回路Fig.2 Low valve AC charging and high valve induction charging circuit

低閥交流充電模式下，低閥直流電壓被交流電壓鉗位，可等效為電壓源，其電壓UV1大小約為：

式中Uvalve為換流變壓器閥側(cè)線電壓有效值。

高閥被動充電可等效為RC 并聯(lián)回路，電阻包含均壓電阻Red和模塊取能電源等效電阻Rps，電容和電阻均由上下橋臂全橋模塊串聯(lián)再三相并聯(lián)組成，高閥的等效電阻Rv、等效電容Cv為：

式中：NsmF為全橋模塊數(shù)；Csm為模塊電容。當(dāng)功率模塊電壓足夠高后，取能電源開始工作，取能電源可近似等效為恒功率負(fù)載，其等效電阻阻值隨模塊電壓變化，其等效電阻可用式（3）近似計算。

式中：Usm為功率模塊電壓；Pps為取能電源損耗。

1.2 直流線路等效模型

直流線路模型如圖3 所示，直流線路可等分成n段，每段線路包含極對地、極間的分布參數(shù)。分析直流特征時，可忽略線路電感l(wèi)i、線路互感l(wèi)m的影響，由于線路電阻ri遠(yuǎn)小于對地電阻，分析時忽略線路電阻。

圖3 直流線路模型Fig.3 DC line model

直流線路模型等效模型如圖4 所示，直流線路參數(shù)簡化見式（4）。

圖4 直流線路等效模型Fig.4 Equivalent model of DC line

式中：Cgi、Rgi分別為第i段線路對地電容和對地電阻；Cmi、Rmi分別為第i段路線間電容和線間電阻；Cg、Rg分別為線路對地總電容和對地總電阻；Cm、Rm分別為線間總電容和線間總電阻。

電容充電達(dá)穩(wěn)態(tài)后，各部分電壓由電阻分壓決定，充電回路忽略換流閥等效電容Cv、線路間電容Cg與線路對地電容Cm的影響。根據(jù)測算，極線間電阻Rm=5.8 MΩ，極線對地電阻Rg=2.52 MΩ。

1.3 充電回路分析

在單極大地回線運行方式下，得到極2 低閥帶電后充電分析模型及簡化電路模型如圖5 所示，圖中Cdc為另一端直流濾波電容。極2 單極大地回線運行時，極1 懸空，兩端換流站通過大地構(gòu)成回路，極1 電壓不為0。極2 帶電工作后，極1 存在電壓，線路間電阻Rm與線路對地電阻Rg之間的比值關(guān)系見式（5）。

圖5 單極大地回線下極2低閥帶電后充電分析模型及簡化電路模型Fig.5 Monopole earth loop charging analysis model and simplified circuit model of pole 2 low valve charged

式中：UP1為極1 電壓；UP2為極2 電壓。單極大地回線下的分壓關(guān)系見式（6）。

式中：U2lv為極2 低閥直流端口電壓，取344 kV；U2hv為極2 高閥直流端口電壓；R2hv為極2 高閥等效電阻，當(dāng)全橋模塊電壓為284V時，R2hv=0.491 MΩ，單極大地回線運行方式下R2hv∶Rg∶Rm≈1∶3.27∶7.53，Rg取1.6 MΩ，Rm取3.7 MΩ，代入式（6）得U2hv為98 kV。

在單極金屬回線運行方式下，得到極2 低閥帶電后充電分析模型及簡化電路模型如圖6 所示。單極金屬回線運行時，接地點在另一端換流站站內(nèi)，極1 的Cg、Rg回路經(jīng)旁路刀閘短接被短路、極1 電壓為0，則單極金屬回線下的分壓關(guān)系見式（7）。

圖6 單極金屬回線下極2低閥帶電后充電分析模型及簡化電路模型Fig.6 Monopole metal loop charging analysis model and simplified circuit model of pole 2 low valve charged

式中：當(dāng)全橋模塊電壓為284 V 時，R2hv為0.7 MΩ，單極金屬回線運行方式下R2hv∶Rg∶Rm≈1∶2.6∶6，Rg取1.8 MΩ，Rm取4.2 MΩ；U2lv為344 kV；代入式（7）得U2hv為122.2 kV。

在雙極三閥組金屬回線運行方式下，極2 高低閥充電完成、極1 未充電時的充電回路模型如圖7所示，極1電壓不為0，則極1分壓關(guān)系見式（8）。

圖7 雙極三閥組充電回路模型Fig.7 Charging circuit model of bipolar three-valve group

式中：U1lv為極1 低閥直流端口電壓；R1lv為極1 低閥等效電阻，當(dāng)全橋模塊充電至300 V 時，R1lv為0.75 MΩ。Rg取2.52 MΩ，Rm取5.8 MΩ，U2lv和U2hv均取344 kV，代入式（8）計算得U1lv為62.3 kV。

圖8 雙極四閥組充電回路模型Fig.8 Charging circuit model of bipolar four-valve group

式中：U1hv為極1 高閥直流端口電壓；R1hv為極1 高閥等效電阻；UP2為極2電壓（等于U2lv與U2hv之和）。當(dāng)全橋模塊充電至1 200 V 時，R1hv為3.0 MΩ，Rg取2.52 MΩ，Rm取5.8 MΩ，U1lv取344 kV，UP2取688 kV，代入式（9）計算得U2hv為348.4 kV。

對于不帶線路運行方式（open line test，OLT），極2低閥充電后、高閥充電前，由于直流線路未連接，極線對地電阻R極大，高閥直流端間電壓較低，此時分壓回路如圖9 所示，極2 高閥分壓為：

圖9 不帶線路OLT運行低閥充電后高閥充電前分壓回路Fig.9 OLT operation partial voltage circuit of low valve charged and high valve uncharged

感應(yīng)充電閥組只有全橋模塊充電，全橋模塊平均電壓Vsub為：

式中Uv為交流斷路器未合閘閥組直流電壓，當(dāng)直流電壓Uv為19.2 kV 時，計算得全橋模塊電壓約61.5 V。

2 仿真分析

以烏東德特高壓多端混合柔性直流輸電工程為例，該工程為真雙極高低閥串聯(lián)結(jié)構(gòu)的混合直流輸電系統(tǒng)，昆北站為±800 kV 8 GW 的LCC 換流站，龍門站為±800 kV 5 GW 的MMC 換流站，柳北站為±800 kV 3 GW 的MMC 換流站。MMC 換流站主要電氣參數(shù)如表1所示。

表1 MMC換流站主要電氣參數(shù)Tab.1 Main electrical parameters of MMC station

2.1 單極大地回線運行方式

根據(jù)現(xiàn)場試驗結(jié)果，單極大地回線運行方式下，極2 帶電工作后，極1 存在電壓，其電壓約為極2 電壓的30%，由式（5）可推算線路間電阻Rm與線路對地電阻Rg之間的比值關(guān)系為Rm≈2.3Rg。

單極大地運行方式試驗中，龍門極2 高閥交流斷路器未合閘，直流電壓為-98.5 kV，聯(lián)立式（5）-（6）可 得Rv∶Rg∶Rm≈1∶3.27∶7.53，代入仿真模型得到的仿真結(jié)果如圖10 所示，高閥直流端口電壓為-92.3 kV，全橋模塊平均電壓為284 V。

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圖10 龍門極2單極大地回線運行方式仿真波形Fig.10 Simulation wave of monopole earth loop Longmen pole 2

2.2 單極金屬回線運行方式

單極金屬回線龍門站直流側(cè)（Rm與Rg并聯(lián)）等效電阻比單極大地回線下等效電阻更大（Rm+Rg后與Rg并聯(lián)），因此單極金屬回線下直流極線電壓更低（金屬回線下222 kV、大地回線下245 kV）。此過程中功率模塊取能電源不斷開始工作，高閥等效電阻Rv不斷變化；同時RC回路不斷放電，放電時間常數(shù)達(dá)到數(shù)分鐘級。在低閥帶電到高閥帶電的十多分鐘時間內(nèi)，無法準(zhǔn)確找到“穩(wěn)態(tài)”，以下推算結(jié)果只用于預(yù)測相關(guān)數(shù)值的數(shù)量級，無法準(zhǔn)確評估數(shù)值大小。

單極金屬回線運行方式試驗中，龍門極2高閥交流斷路器未合閘，直流電壓為-121.7 kV，聯(lián)立式（5）、式（7）可得Rv∶Rg∶Rm≈1∶2.6∶6，代入仿真模型得到的仿真結(jié)果如圖11所示，高閥直流端口電壓為-114.9 kV，全橋模塊平均電壓為350 V。

圖11 龍門極2單極金屬回線運行方式仿真波形Fig.11 Simulation wave of monopole mental loop Longmen pole 2

2.3 雙極三閥組運行方式

昆龍三閥組試驗，龍門極2 充電完成、極1 尚未充電，試驗過程該狀態(tài)維持約5 min，極1直流電壓升高至-56 kV。

在當(dāng)前回路下，若模塊充電至300 V、取能電源正常工作時，由式（2）可得高閥等效電阻Rv約為0.75 MΩ。

雙極四閥組試驗中求得極線間電阻Rm=5.8 MΩ，極線對地電阻Rg=2.52 MΩ，代入仿真模型得到的仿真結(jié)果如圖12所示，極1閥交流斷路器未合閘，直流端口電壓為-57.7 kV，全橋模塊平均電壓為187 V，小于300 V，表明全橋模塊無法被充電至穩(wěn)定取能。

圖12 龍門雙極三閥組運行方式仿真波形Fig.12 Simulation wave of Longmen bipolar three valve group

2.4 雙極四閥組運行方式

開展昆龍四閥組試驗時，龍門極2、極1 低端充電完成、極1 高端未充電，試驗過程該狀態(tài)維持約5 min，極1 直流電壓降低至-10 kV，極1 高端換流閥端間電壓最高達(dá)到-350 kV且還在繼續(xù)升高中。仿真結(jié)果如圖13所示。

圖13 龍門雙極四閥組運行方式仿真波形Fig.13 Simulation wave of Longmen bipolar four-valve group

功率模塊電壓約為1 200～1 370 V，取能電源等效電阻為144～188 kΩ。龍門極1 模塊均壓電阻為36 kΩ，IGBT 無開關(guān)動作時取能電源損耗約為10 W，考慮損耗電阻后為28.8～30.2 kΩ，每橋臂模塊數(shù)量為156個，則此時Rv為3～3.14 MΩ。結(jié)合Rm=2.3Rg，解方程可得Rm=5.8 MΩ，Rg=2.52 MΩ，代入仿真模型得到的仿真結(jié)果如圖13所示，極1閥高閥交流斷路器未合閘，直流端口電壓為-316 kV，全橋模塊平均電壓為1 013 V，大于300 V，表明全橋模塊能被充電至穩(wěn)定取能。

2.5 不帶線路OLT式

柳北站極2 不帶線路OLT 試驗時仿真波形如圖14 所示。低閥充電后、高閥充電前，極2 高閥交流斷路器未合閘，直流端口電壓約-19.2 kV，全橋模塊平均電壓為62 V，小于300 V，表明全橋模塊無法被充電至穩(wěn)定取能。

圖14 柳北極2 OLT運行方式仿真波形Fig.14 OLT operation simulation wave of Liubei pole 2

3 試驗結(jié)果

針對昆龍單極大地回線運行方式（圖15 示例）、昆龍單極金屬回線運行方式、昆龍三閥組運行方式、昆龍四閥組運行方式、柳北站不帶線路OLT運行方式5 種情況，理論、仿真及試驗統(tǒng)計數(shù)據(jù)如表2所示。

表2 閥組分壓統(tǒng)計表Tab.2 Statistical table of valve group partial voltage

圖15 單極大地回線運行方式錄屏Fig.15 Recording screen of monopole earth loop Longmen pole 2

從表2 可知，理論計算、仿真數(shù)據(jù)和試驗數(shù)據(jù)比較接近，驗證了充電回路分析的正確性。

4 閥組分壓應(yīng)對策略

上述5 種充電試驗中，四閥組運行試驗最為惡劣，感應(yīng)電壓達(dá)到-350 kV，全橋模塊平均電壓可充至1 122 V，此時第四閥組進(jìn)行交流充電，半橋模塊電壓理論還能充至782 V，取能電源還能可靠帶電。但在一極解鎖，另一極充電情況下，交流斷路器未合閘的閥組的直流電壓會更高，全當(dāng)全橋模塊充電至1 724 V 時，R1hv為3.0 MΩ，Rg取2.52 MΩ，Rm取2.77 MΩ，U1hv取344 kV，UP2取800 kV，代入式（9）計算得U2hv為519.7 kV。搭建圖8所示仿真模型，得到極1 高閥端間電壓和全橋模塊電壓如圖16所示，極1高閥直流電壓為-514.6 kV，全橋模塊平均電壓為1 650 V。

圖16 龍門極2解鎖極1充電仿真波形Fig.16 Simulation wave of Longmen pole 2 deblock and pole 1 charge

龍門極2 解鎖極1 充電試驗波形如圖17 所示，試驗中出現(xiàn)龍門極1高閥感應(yīng)電壓-518.5 kV，模塊平均電壓1 245 V，因感應(yīng)電壓下半橋模塊不充電，則換算成全橋模塊的平均電壓為1 724 V，此時高閥再進(jìn)行交流充電，半橋模塊平均電壓可充至352 V，考慮充電過程中模塊電壓存在分散性，會出現(xiàn)大量半橋模塊帶不上電，從而引起系統(tǒng)保護(hù)跳閘。

圖17 龍門極2解鎖極1充電試驗波形Fig.17 Test wave of Longmen pole 2 deblock and pole 1 charge

針對上述閥組分壓問題，結(jié)合系統(tǒng)結(jié)構(gòu)形式提出以下應(yīng)對策略。

1）對于所有類別充電，如單極大地回線充電、單極金屬回線充電、帶線路OLT 充電、不帶線路OLT 充電、雙極三閥組充電等，交流斷路器未合閘閥組的直流電壓不高，但由于充電時全橋模塊電壓存在分散性，感應(yīng)充電時間較長亦可使一部分全橋模塊取能電源帶電，取能電源帶電后阻抗特性發(fā)生變化，全橋模塊取能電源可能頻繁帶電掉電，容易引起模塊故障，因此可盡量縮短閥組間交流充電的時間間隔，從感應(yīng)充電速度考慮，建議控制在10s以內(nèi)。

圖18 為極充電時序圖，圖19 為極充電現(xiàn)場試驗波形，其中藍(lán)色虛線為極1 低閥充電時刻，紅色虛線為極1 高閥充電時刻，二者時間差約9 s，極1高端閥組直流端間電壓充電至約40 kV，沒有模塊可靠取電，有效避免了感應(yīng)充電過程。

圖18 極充電時序圖Fig.18 Pole charging sequence diagram

圖19 極充電現(xiàn)場試驗波形Fig.19 Field test waveform of pole charging

2）對于雙極四閥組充電，若四閥組間交流充電時間間隔小于10 s，也可采用全交流充電模式；若長時間感應(yīng)充電，因長時間充電感應(yīng)充電電壓較高，極端情況可能造成感應(yīng)充電閥組直流電壓過壓、半橋模塊無法帶電的問題，應(yīng)對此種情況可將第四閥組直流短接，其他3 個閥組交流充電過程中，第四閥組直流端口無感應(yīng)電壓，待其他3 個閥組交流充電完成后，第四閥組進(jìn)行直流短接充電，然后在線投入第四閥組。

5 結(jié)論

特高壓柔性直流系統(tǒng)交流充電閥組帶電后，將通過線路雜散參數(shù)對交流斷路器未合閘閥組的全橋模塊充電，充電具有以下特點。

1）單極大地回線、單極金屬回線運行方式下，交流斷路器未合閘閥組直流電壓可達(dá)100 kV量級；

2）通過實驗結(jié)果與充電回路分析，線間電阻與線對地電阻對閥組分壓影響較大，直流線路間電阻約為單回線對地電阻的2.3倍；

3）不帶線路OLT 運行方式下，由于沒有直流線路，正負(fù)極、極對地雜散電阻電容的阻抗、容抗遠(yuǎn)大于換流器，感應(yīng)充電現(xiàn)象不明顯，閥組分壓低；

4）三閥組運行方式下，極2 充電后、極1 低閥全橋模塊無法穩(wěn)定取能，模塊電壓在取能電壓門檻附近波動，由于穩(wěn)定取能后才向錄波系統(tǒng)上送模塊電壓信息，該狀態(tài)下閥直流端間存在電壓，錄波中模塊電壓顯示為0；

5）四閥組試驗時，3 個閥組充電后，第四個閥組功率模塊可以穩(wěn)定取能，且該閥組等效電阻隨著模塊電壓升高而增大，預(yù)計穩(wěn)態(tài)時高閥直流端間電壓可達(dá)370 kV 左右，高于模塊從交流側(cè)充電的端間電壓。

針對閥組異步充電的分壓問題，為保證閥組充電順利進(jìn)行，應(yīng)盡量縮短閥組間交流充電的時間間隔，建議控制在10 s 以內(nèi)；對于感應(yīng)電壓較高的四閥組充電，可將第四閥組直流短接充電，充電完成后在線投入。

本文通過幾種主要充電模式，對充電回路進(jìn)行了理論和仿真分析，分析結(jié)果與試驗吻合，對于特高壓柔性直流輸電系統(tǒng)設(shè)計具有重要的參考指導(dǎo)意義。