付廣旭 王永平 羅金輝

制約葛南直流大負(fù)荷精準(zhǔn)控制的關(guān)鍵因素

付廣旭 王永平 羅金輝

（南京南瑞繼保電氣有限公司，南京 211102）

2023年，葛南直流工程進(jìn)行了控保及換流閥改造。試運(yùn)行期間，系統(tǒng)出現(xiàn)過(guò)負(fù)荷限制電流導(dǎo)致功率未達(dá)到1 160MW的異常情況。為此，首先對(duì)改造后直流線路在大負(fù)荷情況下運(yùn)行時(shí)送端直流電壓無(wú)法達(dá)到額定電壓的原因進(jìn)行分析，并在此基礎(chǔ)上分析制約大負(fù)荷精準(zhǔn)控制的關(guān)鍵因素，包括交流電壓低或換流變檔位低、控制中設(shè)定的相對(duì)直流感性壓降值高于實(shí)際值、熄弧角運(yùn)行在額定參考值之上；然后簡(jiǎn)要分析直流電壓的測(cè)量誤差、直流線路電阻及換流閥正向壓降的偏差對(duì)直流功率精準(zhǔn)控制的影響；最后，提出具有針對(duì)性的解決措施并通過(guò)實(shí)時(shí)數(shù)字仿真平臺(tái)進(jìn)行驗(yàn)證。

直流輸電；精準(zhǔn)控制；過(guò)負(fù)荷限制；大負(fù)荷；線路改造

0 引言

葛南直流工程于1989年建成投產(chǎn)，為國(guó)內(nèi)第一條超高壓直流線路，創(chuàng)造了國(guó)內(nèi)電力領(lǐng)域多項(xiàng)第一，開(kāi)啟了我國(guó)高壓直流建設(shè)的序幕。工程建設(shè)所涉及的一、二次設(shè)備均由國(guó)外ABB等公司提供，屬于完全引進(jìn)的高壓直流項(xiàng)目[1-2]。2005年，葛南直流工程完成二次核心控保設(shè)備全面國(guó)產(chǎn)化改造，標(biāo)志著國(guó)內(nèi)設(shè)備廠商已完全掌握了控保核心技術(shù)，為后期國(guó)內(nèi)直流工程的建設(shè)奠定了堅(jiān)實(shí)基礎(chǔ)[3-4]。2010年，葛南直流系統(tǒng)完成直流線路改造工作，直流線路傳輸容量得到提升，但受其他一次設(shè)備能力的限制，直流受端容量未獲提升，而送端容量由額定值1 200MW限制到1 160MW[5-7]。

2023年6月11日，葛南直流自主可控控保系統(tǒng)改造完成，標(biāo)志著全國(guó)產(chǎn)化芯片級(jí)控保核心設(shè)備已走出實(shí)驗(yàn)室[8]，首次成功應(yīng)用于超高壓直流系統(tǒng)，解決了龍政直流改造主機(jī)所用的非全國(guó)產(chǎn)化芯片卡脖子問(wèn)題[9]。但是，改造后直流系統(tǒng)在試運(yùn)行期間多次出現(xiàn)過(guò)負(fù)荷限制直流電流，導(dǎo)致實(shí)際功率未能達(dá)到目標(biāo)功率設(shè)定值1 160MW的情況。因此，本文對(duì)制約直流大負(fù)荷精準(zhǔn)控制的關(guān)鍵因素進(jìn)行全面深入的研究，以期為解決工程實(shí)際問(wèn)題提供可行方案，保證直流系統(tǒng)具備大負(fù)荷精準(zhǔn)控制的能力。

1 直流線路改造對(duì)送端直流電壓的限制

葛南直流線路同塔改造后，線路電阻較原設(shè)計(jì)電阻減小一半，導(dǎo)致線路壓降減小一半。直流線路壓降的減小，必然導(dǎo)致送、受端直流電壓特性的改變。送、受端直流電壓的關(guān)系為

式中：dR為送端直流電壓；dI為受端直流電壓；d為直流電流；L為線路電阻。

由式（1）可知，由于線路電阻L變小，直流電流d不變，若想保證送端直流電壓dR不變，則需提高受端直流電壓dI。受端直流電壓計(jì)算公式為

葛南直流工程的換流變分接頭采用定di0控制策略，即直流運(yùn)行中換流變分接頭是不變的，直流的調(diào)節(jié)均由觸發(fā)角來(lái)完成。直流線路改造后，額定理想空載直流電壓di0N未獲提升，僅能依靠減小熄弧角來(lái)獲取更高的受端直流電壓。

由式（2）可知，受端直流電壓與直流負(fù)荷呈恒負(fù)載關(guān)系，不利于直流穩(wěn)定控制[10]，即若想直流電壓不變，負(fù)荷越大，所需熄弧角越小。線路改造后，為獲得更高的受端直流電壓，需更小的熄弧角。在直流大負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，所需熄弧角超出電壓控制器的調(diào)節(jié)下限，被最大觸發(fā)角（MAX）控制限制在成套設(shè)計(jì)給定的額定參考值[11]，無(wú)法滿足送端直流電壓的控制要求，即線路改造后，大負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，葛南直流受端控制策略已由原控制電壓轉(zhuǎn)變?yōu)榭刂葡ɑ〗?。由此可知，直流線路改造后，必然導(dǎo)致送端直流電壓受限，無(wú)法達(dá)到額定500kV直流電壓。由于葛南直流系統(tǒng)無(wú)過(guò)負(fù)荷能力，在額定直流1 200A運(yùn)行時(shí)，送端直流最大功率指令被限制在1 160WM。

2 制約直流大負(fù)荷精準(zhǔn)控制的關(guān)鍵因素

由上述分析結(jié)論可知，送端直流功率無(wú)法達(dá)到目標(biāo)指令1 160MW的直接原因?yàn)樗投酥绷麟妷旱?。受端無(wú)法獲得更高的直流電壓，對(duì)送端直流電壓的支撐不足，是無(wú)法達(dá)到目標(biāo)功率指令的根本原因。

由式（2）可知，制約受端直流電壓大小的關(guān)鍵因素包括理想空載直流電壓、熄弧角及相對(duì)感性直流壓降。相對(duì)阻性直流壓降影響較小，忽略不計(jì)。本文著重對(duì)上述關(guān)鍵因素進(jìn)行理論與數(shù)值分析。

2.1 受端理想空載直流電壓的制約

表1 受端理想空載電壓與直流電壓的關(guān)系

由表1可知，di0大小決定著直流端電壓的大小。若想確定直流功率的穩(wěn)態(tài)低值，需要確定di0的穩(wěn)態(tài)低值。di0可由式（3）確定。

式中：AC為交流電壓；ACN為額定交流電壓；CN為額定換流變檔位；CP為換流變檔位；CSTEP為換流變調(diào)節(jié)步長(zhǎng)。

式（3）表明，di0與交流電壓的標(biāo)幺值、換流變檔位CP及調(diào)節(jié)步長(zhǎng)CSTEP有關(guān)。

在ACN=230kV，di0N=267.4kV，CN=16，CSTEP=0.01，調(diào)檔死區(qū)為2.1kV的條件下，根據(jù)式（3）可計(jì)算出di0與交流電壓的關(guān)系見(jiàn)表2。

由表2可知，265.3kV為di0穩(wěn)態(tài)最低值，與其對(duì)應(yīng)的交流電壓為228.2kV，換流變檔位為16檔。在上述交流電壓及檔位條件下，計(jì)算出的送端直流電壓為482.3kV，直流功率為1 157.5MW，為直流功率的穩(wěn)態(tài)最低值。實(shí)際上，由于檔位調(diào)節(jié)時(shí)間在5s左右，動(dòng)態(tài)交流電壓可能出現(xiàn)低于228.2kV的情況，送端直流功率被限制在更低的數(shù)值。

上述分析表明，受端交流電壓運(yùn)行在較低值是送端無(wú)法達(dá)到目標(biāo)功率1 160MW的主要原因。

2.2 受端換相電抗的制約

換相電抗是制約直流電壓的關(guān)鍵因素之一。理論上，換流變的換相電抗越小，在換相期間的換相壓降越小，可獲得的直流端電壓越高。實(shí)際上，換相電抗決定著控制系統(tǒng)中的相對(duì)感性直流壓降，其值大于實(shí)際值，不僅不會(huì)提高直流端電壓，反而會(huì)降低直流端電壓?？刂浦惺褂玫淖畲笥|發(fā)角MAX公式為

式中：0為直流電流指令值；為工程系數(shù)。

式（4）中，相對(duì)感性直流壓降x與換相電抗存在著對(duì)應(yīng)關(guān)系。額定相對(duì)感性直流壓降xN可利用式（5）計(jì)算。

式中：K為短路阻抗百分?jǐn)?shù)，與阻抗電壓百分?jǐn)?shù)是等效的[12]；PLC為電力線載波（power line carrier, PLC）濾波器電感相對(duì)壓降。對(duì)換流站的6臺(tái)單相三繞組換流變銘牌信息進(jìn)行梳理，列出額定檔位時(shí)的換流變阻抗電壓見(jiàn)表3。

表3 額定檔位時(shí)的換流變阻抗電壓 單位: %

表3中的阻抗電壓百分?jǐn)?shù)即為短路阻抗百分?jǐn)?shù)，取中位值14.7%作為實(shí)際的短路阻抗百分?jǐn)?shù)。受端換流站的PLC濾波器已拆除，根據(jù)式（5）可計(jì)算短路阻抗百分?jǐn)?shù)K為14.7%、15%時(shí)，對(duì)應(yīng)的相對(duì)感性直流壓降分別為7.35%、7.5%。

在額定條件下，根據(jù)式（4）可計(jì)算出對(duì)應(yīng)的最大觸發(fā)角控制輸出角度分別為143.519 2°、143.231 1°?？梢?jiàn)，相對(duì)感性直流壓降值設(shè)置偏大將使觸發(fā)角減小，熄弧角增大，不利于直流端電壓的提高。

成套設(shè)計(jì)以熄弧角為參量的直流電壓公式來(lái)計(jì)算受端直流電壓，但熄弧角并非換流閥的實(shí)際觸發(fā)角度，利用式（2）無(wú)法有效分析換相電抗對(duì)直流電壓的綜合影響。若想進(jìn)一步分析，需利用直接體現(xiàn)觸發(fā)角的直流電壓公式，即

式中：為觸發(fā)角；為疊弧角；t為換相電抗。

式（6）中，t一般無(wú)法通過(guò)換流變銘牌查出，但可以根據(jù)式（7）計(jì)算得到[13]。

式中：l、l分別為閥側(cè)額定線電壓、線電流；x為短路電抗百分?jǐn)?shù)。

換流變的負(fù)載損耗組成復(fù)雜[14]，其相較于換流變?nèi)萘糠浅Ｐ?，可忽略不?jì)。因此，短路電抗百分?jǐn)?shù)等效于短路阻抗百分?jǐn)?shù)[15]。在閥側(cè)額定線電壓l=198kV，線電流l=1 006A的條件下，根據(jù)式（7）可計(jì)算出短路阻抗百分?jǐn)?shù)K=14.7%時(shí)，對(duì)應(yīng)的換相電抗t=16.704 6Ω。

在t=16.704 6Ω，di0及d均為額定值的條件下，將短路阻抗百分?jǐn)?shù)K為14.7%、15%時(shí)計(jì)算出的觸發(fā)角分別代入式（6），可計(jì)算出對(duì)應(yīng)的直流電壓為468.293 4kV、466.689 1kV?？刂葡到y(tǒng)中設(shè)定的相對(duì)感性直流值偏大，將導(dǎo)致直流電壓降低。

2.3 受端熄弧角的制約

熄弧角是制約直流電壓的關(guān)鍵因素之一。理論上，在大負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，熄弧角被最大觸發(fā)角控制限制在額定熄弧角參考值附近。實(shí)際上，大負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，熄弧角常處于額定熄弧角參考值18°以上，因此有必要對(duì)熄弧角與直流控制的關(guān)系進(jìn)行深入研究。在直流控制系統(tǒng)中，熄弧角是作為計(jì)算值而非實(shí)際的觸發(fā)角存在的，其值為

由式（8）可知，熄弧角與觸發(fā)角、疊弧角存在此消彼長(zhǎng)的關(guān)系，其中觸發(fā)角才是真正對(duì)控制系統(tǒng)起決定作用的關(guān)鍵控制量，在大負(fù)荷運(yùn)行時(shí)，其值受最大觸發(fā)角限制?？紤]實(shí)際情況，工程上使用的最大觸發(fā)角MAXen為

式中：PLL為基于鎖相環(huán)的觸發(fā)角測(cè)量值；MEAS為基于交流電網(wǎng)的觸發(fā)角測(cè)量值。

式（9）可以劃分為如下3個(gè)影響因子：

實(shí)際上，由于存在漏電流，影響因子1和影響因子2使觸發(fā)角提前0.238 8°，導(dǎo)致直流電壓降低。

最大觸發(fā)角控制中3個(gè)影響因子的影響疊加起來(lái)，將導(dǎo)致觸發(fā)角提前0.538 8°。在疊弧角不變的情況下，熄弧角將在額定熄弧角參考值上增大相應(yīng)的角度。

2.4 受端疊弧角的制約

疊弧角是制約直流電壓的關(guān)鍵因素之一。在直流控制中，疊弧角的計(jì)算依賴(lài)換相電壓-時(shí)間區(qū)域面積的大小。由于受端觸發(fā)處于正弦電壓后半周，若觸發(fā)角減小，即觸發(fā)時(shí)刻提前，換相電壓-時(shí)間區(qū)域面積不變的情況下，將導(dǎo)致疊弧角提前的結(jié)束時(shí)刻超出觸發(fā)提前的時(shí)刻。而熄弧角采用換相電壓過(guò)零點(diǎn)時(shí)刻減去換相結(jié)束時(shí)刻來(lái)計(jì)算，觸發(fā)角的減小將從自身及疊弧角兩方面導(dǎo)致熄弧角增大。

工程上，可通過(guò)調(diào)整疊弧角的計(jì)算系數(shù)使熄弧角的計(jì)算更加準(zhǔn)確，其對(duì)觸發(fā)無(wú)實(shí)質(zhì)影響?？刹捎檬剑?0）評(píng)估相對(duì)感性直流壓降對(duì)疊弧角計(jì)算的影響。

由式（10）可知，增大相對(duì)感性直流壓降值，可以增大疊弧角。根據(jù)熄弧角的計(jì)算式（8）可知，觸發(fā)角不變，則間接減小熄弧角，用以補(bǔ)償由于工程應(yīng)用帶來(lái)的熄弧角偏大的影響。

2.5 其他因素的制約

在工程改造中涉及測(cè)量、線路、閥等一次設(shè)備，其產(chǎn)生的微小誤差難以準(zhǔn)確計(jì)量，本文僅予以簡(jiǎn)要分析。

線路阻值偏差是影響直流電壓的因素之一。同塔并架改造后，直流線路電阻的理論標(biāo)稱(chēng)值為14.427 3Ω，受線路長(zhǎng)度、塔距等計(jì)算誤差及天氣等因素的影響，成套設(shè)計(jì)給出線路電阻最小值為11.767 2Ω、最大值為15.308 9Ω。以額定電阻計(jì)算的送端直流電壓存在不確定性。

測(cè)量誤差也是不容忽略的因素之一。即使按2‰的誤差來(lái)算，額定直流電壓500kV的測(cè)量值也可能存在1kV的誤差，額定直流電流1 200A的情況下，能達(dá)到2.4MW的功率誤差。

換流閥的正向壓降等因素同樣也會(huì)影響直流電壓大小。

2.6 小結(jié)

在新建工程設(shè)計(jì)時(shí)，成套設(shè)計(jì)的裕度足以避免上述各關(guān)鍵因素的偏差對(duì)直流電壓造成的影響。線路改造后，在受端額定交流電壓及額定直流線路電阻條件下計(jì)算出的送端直流目標(biāo)功率值存在裕度不足的問(wèn)題。

由于工程不具備過(guò)負(fù)荷能力，無(wú)法通過(guò)增大直流電流來(lái)解決電壓受限所帶來(lái)的功率受限問(wèn)題。因此，在受端交流電壓擾動(dòng)時(shí)，易出現(xiàn)直流電流過(guò)負(fù)荷受限而無(wú)法達(dá)到功率目標(biāo)值的情況。

3 提升大負(fù)荷精準(zhǔn)控制的措施

本文針對(duì)制約大負(fù)荷精準(zhǔn)控制的二次控制關(guān)鍵因素，提出對(duì)應(yīng)的提升措施如下：

1）現(xiàn)場(chǎng)踏勘的換流變銘牌信息中，阻抗電壓小于成套給定參數(shù)，可調(diào)整控制系統(tǒng)中相對(duì)感性直流壓降與實(shí)際值一致，以提升直流電壓。

2）換流閥已改造為可控電網(wǎng)換相換流閥（controllable line commutated converter, CLCC），可有效防止換相失敗，理論上可以無(wú)限減小熄弧角，但受設(shè)備過(guò)應(yīng)力的限制，可考慮降低1°，以提升直流電壓。

3）熄弧角計(jì)算值偏大于參考值，可考慮提高疊弧角計(jì)算系數(shù)，以使熄弧角計(jì)算值穩(wěn)定在參考值附近。

4 仿真試驗(yàn)

為了驗(yàn)證本文所述結(jié)論及提升大負(fù)荷精準(zhǔn)控制措施的有效性，在實(shí)時(shí)數(shù)字仿真（real time digital simulation, RTDS）平臺(tái)進(jìn)行系列試驗(yàn)。

4.1 模擬交流電壓變化試驗(yàn)

在RTDS平臺(tái)上，模擬受端交流電壓在額定檔位調(diào)檔區(qū)間內(nèi)變化對(duì)送端直流最大功率的影響。受端交流電壓與送端直流功率的關(guān)系如圖1所示。

圖1 受端交流電壓與送端直流功率的關(guān)系

由圖1可知，試驗(yàn)結(jié)果與2.1節(jié)中所論述觀點(diǎn)一致，即受端交流電壓制約送端最大直流功率，當(dāng)交流電壓低至一定程度時(shí)，送端直流功率無(wú)法達(dá)到目標(biāo)功率。

4.2 模擬相對(duì)感性直流壓降變化試驗(yàn)

在RTDS平臺(tái)上，模擬受端相對(duì)感性直流壓降在額定值與實(shí)際值區(qū)間內(nèi)變化對(duì)送端直流最大功率的影響。受端相對(duì)感性直流壓降與送端直流功率的關(guān)系如圖2所示。

圖2 受端相對(duì)感性直流壓降與送端直流功率的關(guān)系

由圖2可知，試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了提升大負(fù)荷精準(zhǔn)控制措施1）的有效性，降低相對(duì)感性直流壓降，可以提升送端直流功率。

4.3 模擬熄弧角參考值變化試驗(yàn)

在RTDS平臺(tái)上，模擬受端熄弧角參考值在額定參考值附近區(qū)間內(nèi)變化對(duì)送端直流最大功率的影響。受端熄弧角參考值與送端直流功率的關(guān)系如圖3所示。

圖3 受端熄弧角參考值與送端直流功率的關(guān)系

由圖3可知，試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了提升措施2）的有效性，降低熄弧角參考值，可以提升送端直流功率。

4.4 模擬疊弧角計(jì)算系數(shù)變化試驗(yàn)

在RTDS平臺(tái)上，模擬疊弧角計(jì)算系數(shù)在額定參考值附近區(qū)間內(nèi)變化對(duì)熄弧角的影響。受端疊弧角計(jì)算系數(shù)與熄弧角運(yùn)行值的關(guān)系如圖4所示。

由圖4可知，試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了提升措施3）的有效性，提高疊弧角計(jì)算系數(shù)，可以降低熄弧角運(yùn)行值。

圖4 受端疊弧角計(jì)算系數(shù)與熄弧角運(yùn)行值的關(guān)系

5 結(jié)論

本文通過(guò)對(duì)直流系統(tǒng)相關(guān)計(jì)算公式的理論分析，闡述了制約葛南直流系統(tǒng)大負(fù)荷精準(zhǔn)控制的關(guān)鍵因素，并結(jié)合工程實(shí)際數(shù)據(jù)計(jì)算出理論數(shù)值，對(duì)所提結(jié)論進(jìn)行了驗(yàn)證。在此基礎(chǔ)上，提出優(yōu)化措施，并在RTDS平臺(tái)驗(yàn)證了優(yōu)化措施的有效性。本文研究結(jié)論可為深入理解高壓直流工程中各參量在實(shí)際控制系統(tǒng)中的作用提供參考，并為解決實(shí)際工程問(wèn)題提供思路。

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Key factors restricting accurate control of high load in Ge-Nan direct current project

FU Guangxu WANG Yongping LUO Jinhui

(NR Electric Co., Ltd, Nanjing 211102)

In 2023, Ge-Nan DC project carried out the renovation of control, protection and converter valves. During the trial operation, there was an abnormal situation where the power did not reach 1 160MW due to overload limiting current. Therefore, the reason why the DC voltage at the sending end cannot reach the rated voltage during high load operation after the renovation of DC line is analyzed firstly. On this basis, the key factors restricting accurate control of high load are analyzed, including low AC voltage or low converter gear, higher relative DC inductive voltage drop set in the control than the actual value, and extinction angle operating above the rated reference value. Subsequently, a brief analysis is conducted on the impact of measurement error of DC voltage, deviation of DC line resistance and forward pressure drop of converter valve on accurate control of DC power. Finally, targeted solutions are proposed and validated through the real-time digital simulation platform.

DC transmission; accurate control; overload limitation; high load; line renovation

2023-11-13

2023-12-04

付廣旭（1987—），男，吉林蛟河人，碩士，工程師，主要從事特高壓直流輸電控制保護(hù)技術(shù)研發(fā)工作。