并聯換流器高壓直流輸電主回路與主接線研究

劉心旸,金茜，李亞男，蔣維勇，蒲瑩

(國網北京經濟技術研究院，北京市 102209)

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并聯換流器高壓直流輸電主回路與主接線研究

劉心旸,金茜，李亞男，蔣維勇，蒲瑩

(國網北京經濟技術研究院，北京市 102209)

針對雙換流器并聯直流系統開展主回路參數設計與主接線結構研究，首先介紹了換流站內2組12脈動換流器并聯的直流系統主要的運行與接線方式；然后根據直流輸電基本理論并結合并聯換流器自身特點，考慮控制方式的變化，開展直流主回路設計，對換流變壓器、換流閥等主設備進行詳細的參數計算；最后針對幾類典型并聯接線結構，從可靠性、占地面積、工程實施難度等方面綜合比選，并結合換相失敗故障工況下的仿真研究，最終給出推薦的換流站電氣主接線方案。

并聯換流器；主回路；主接線；換流變壓器；換流閥；換相失敗

0 引 言

隨著兩端直流輸電技術日趨完善，直流輸電應用越來越廣泛，已有相當多大容量、遠距離的直流輸電項目正在規劃、建設或投入運行[1-2]。根據國家電網公司電網發展規劃，“十二五”期間我國將形成以特高壓交、直流為骨干網架的全國電網[3-4]。

由于受交流系統條件的制約和投資限制，某些直流工程在設計之初就確定了分期建設、遠期擴建的技術方案[5]。對于遠距離直流輸電擴建工程，為了能充分利用原工程的輸電線路走廊，可在原換流站址的基礎上增加換流器的個數，從而增大輸送容量。從結構型式上分，主要有換流器串聯和換流器并聯2種擴建方式[6]。換流器串聯接線系統的擴展，要改變整個系統的直流電壓水平或改變各站的運行電流，因而問題比較復雜；相對于換流器串聯接線方式，從系統擴展的靈活性方面考慮，換流器并聯接線系統的擴展只是增加并聯支路數，先實現常規雙端直流，再通過送端和受端擴展端子，形成多換流器并聯直流系統，主要涉及各換流站電流的重新分配及過電流極限校核[7]。

世界上運行中和規劃中的多端直流均為并聯方式[8]。多換流器并聯直流系統是多端直流系統的一種特殊方式。并聯擴建方案以其經濟性好、運行靈活方便在世界上已有一些工程應用。較早的有美國太平洋聯絡線工程，近期有建設中的印度±800 kV查克特高壓直流工程和我國的青藏直流聯網工程，遠期都將采用并聯擴建方案[9-11]。

目前對于換流器并聯方式的研究大多基于多端直流工程[12-15]，較少針對換流站內的并聯換流器直流系統。基于此，本文依托哈鄭工程的交流系統條件與直流線路參數，開展并聯換流器±800 kV直流工程的主回路設計與主接線研究，計算確定換流變壓器、換流閥等關鍵主設備參數，并綜合比較幾類典型的并聯型拓撲結構，最終確定換流站內的推薦主接線方案。研究中充分考慮并聯型與串聯型直流系統在設計上的區別，以及控制方式的改變所帶來的影響，研究方法與結論可為今后并聯換流器直流工程的典型設計提供參考依據。

1 設計條件

1.1 系統設計要求

并聯換流器直流系統的主要運行接線方式匯總如表1所示(混合換流器運行代表一端投入2個換流器，另一端投入1個)。根據詳細的統計，按照兩極送、受端投入換流器個數的排列組合情況，共計有117種運行接線結構。

表1 主要運行接線方式匯總

Table 1 Summary of main operation wiring modes

采用雙換流器并聯接線，容量提升所需的最大直流電流不應成為主要限制條件，但額定通流能力太低也難以適應當前±800 kV特高壓直流輸送容量逐步增加的趨勢，因此工程設計不考慮采用4英寸閥。從節約造價考慮，參考以往常規直流輸電工程及特高壓直流輸送容量，選擇技術成熟、造價較低的5英寸閥，通過雙換流器并聯的拓撲結構，額定直流電流可以達6～6.25 kA，則±800 kV雙換流器并聯直流系統的輸送容量可達1 GW。

直流系統在雙極全換流器運行時，額定功率傳輸能力為10 GW(Pn)，對應單換流器額定電流為3.125kA；雙極混合換流器運行、雙極單換流器運行以及單極全換流器運行方式時，由于換流閥自身最大電流的限制，額定功率以單換流器的一側極限為準，額定傳輸能力為5GW；單極混合換流器運行、單極單換流器運行時，額定傳輸能力為2.5GW；同時需滿足在直流降壓70%(560kV)條件下雙極全換流器輸送功率能夠達到7GW。

1.2 交流系統

交流系統條件作為主回路計算的輸入，需要在設計前期予以明確，參考哈密—鄭州±800kV直流工程的送受端系統條件，兩端換流站接入交流系統的電壓如表2所示；兩端換流站交流母線的短路容量如表3所示；交流系統的頻率特性如表4所示。

表2 兩端換流站接入交流系統的電壓

Table 2 AC voltage of two converter stations

kV

表3 兩端換流站交流母線的短路電流

kA

表4 兩端換流站接入交流系統的頻率特性

Hz

1.3 直流與接地極線路

直流與接地極線路電阻同樣是主回路計算的輸入條件。并聯換流器直流輸電工程線路長2 000 km，采用6×1 250 mm2截面導線；接地極線路型號按耐熱鋁合金絞線2×2×JNRLH60 /G1A-630/45考慮。在主電路參數計算中采用的最大、額定、最小電阻如表5所示。

表5 線路電阻和接地電阻

Table 5 Line resistance and grounding resistance

Ω

1.4 換流變壓器短路阻抗

換流變壓器是特高壓直流輸電工程最為關鍵的設備之一，設計和制造的技術難度較大。由于受到單臺單相三繞組變壓器容量生產能力以及運輸條件的限制，目前特高壓直流工程均采用了單相雙繞組變壓器[16]。

換流變壓器短路阻抗的計算選擇是一個反復優選的過程，綜合分析，換流變壓器短路阻抗參數的選擇需考慮如下幾個因素的制約。

(1)晶閘管換流閥可承受最大短路電流水平；

(2)運輸條件限制；

(3)換相角要求；

(4)換流變壓器及相關設備的制造成本。

基于對換流變壓器各主要參數的綜合研究與反復比選，并考慮送受端都裝設交流PLC濾波器，最終選定送、受端換流變壓器短路阻抗均為16.8%。

2 直流主回路設計

我國在±800 kV雙12脈動換流器串聯結構直流工程主回路設計方面具有豐富的經驗，并取得了豐碩成果[17]，目前國內哈鄭直流、賓金直流、錦蘇直流等大部分直流工程均采用這一設計結構。雙換流器并聯的結構目前在國內尚未有工程應用，在主回路設計方面，既沿襲了常規計算方法，同時在控制策略、誤差考慮等方面又會有一定的改變。

2.1 換流閥參數設計

換流變壓器閥側交流額定電壓是交流網側額定電壓與額定變比的比值，其與換流器理想空載電壓之間的關系為

(1)

式中Udi0N為在規定的額定觸發角(αN)或關斷角(γN)、額定直流電壓(UdN)以及額定直流電流(IdN)下，1個6脈動換流器的理想空載直流電壓。

對于整流側，6脈動整流器兩端的直流電壓計算公式為

(2)

對于逆變側，6脈動逆變器兩端的直流電壓計算公式為

(3)

式(2)～(3)中：n為每極6脈動換流器個數，對于每極1組12脈動換流器，則n=2；UdNR為整流側額定直流電壓；UT為換流閥正向導通壓降；dxNR、dxNI分別為對應于換流變額定抽頭位置的整流側與逆變側的直流感性壓降標幺值；drNR、drNI分別為對應于換流變額定抽頭位置的整流側與逆變側的直流阻性壓降標幺值；RdN為直流回路額定電阻。

代入各參數計算可得：Udi0NR=456.38 kV；Udi0NI=430.25 kV。在此基礎上，考慮分接檔位誤差與測量誤差，并比較直流線路壓降與換流器內部壓降，最終求得送、受端換流變壓器空載直流電壓各限制值，如表6所示。

表6 送受端Udi0參數取值

Table 6Udi0parameter values of sending & receiving ends

kV

其中Udi0max決定了換流閥和避雷器設備承受的最大換相電壓，用于設備選型；而Udi0maxOLTC參數將用于確定換流變壓器的最大負向檔位(正向檔位的確定往往需要考慮降壓方式，相比通過Udi0min計算的結果會更大)。

2.2 換流變壓器參數設計

根據計算得到的參數Udi0可以確定換流變壓器的額定變比和分接開關檔位數，同時基于已知系統條件和計算得到的其他參數可以進一步求出換流變壓器的額定容量、過負荷電流等參數指標。

將式(1)換流變壓器閥側額定電壓的表達式代入變比計算公式可得相對于0分接開關位置的換流變壓器額定變比:

(4)

最大變比計算考慮交流網側電壓取穩態最大值，閥側Udi0取最小值；同理換流變最小變比計算考慮交流網側電壓取穩態最小值，閥側Udi0取最大值。最大、最小變比計算公式如式(5)、(6)所示。

(5)

(6)

按上式計算得到的nmax決定了不考慮降壓方式時換流變壓器最大正向檔位；nmin決定了換流變壓器最大負向檔位。在此基礎上，有載調壓開關級數計算公式如式(7)、(8)所示：

(7)

(8)

式中ΔkR代表分接開關級差，對于接入500 kV交流系統的換流變壓器級差通常為1.25%。

代入2.1節計算得到的Udi0各限值以及交流系統電壓參數，可求得送、受端換流變的額定變比以及正負向檔位數，如表7所示。

表7 送受端換流變壓器額定變比與檔位數

Table 7 Converter transformer’s rated ratio and tap changers amount at sending &receiving ends

考慮到為滿足直流降壓需求將會使用到更多的分接開關正向檔位，故最終選擇送端換流變壓器的最大正向檔位為26檔，受端換流變壓器的最大正向檔位為25檔。

根據換流變容量計算公式，連接12脈動閥組的單相兩繞組換流變壓器的額定容量是單相三繞組換流變壓器額定容量的一半，如式(9)所示：

(9)

代入交直流系統條件以及額定分接對應變比，可求得換流變壓器的額定電壓、電流與容量等參數。綜合參數計算結果及送、受端換流變壓器各主要參數如表8所示。

表8 送受端換流變壓器參數

Table 8 Converter transformer parameters at sending &receiving ends

2.3 主回路設計特點

直流系統的控制策略決定了主回路參數計算方法。與常規直流工程的主回路設計相比，并聯換流器直流工程主要有以下區別：常規的直流系統通常由逆變側換流器控制電壓，整流側換流器控制電流；而對于±800 kV雙換流器并聯系統，逆變側有2個并聯的換流器，如果都作為電壓控制器將大幅增加控制系統的復雜度，故仍由逆變側一個換流器定電壓控制，另一換流器與整流側2個并聯換流器均采用定電流控制。

由此帶來的影響是在計算Udi0各限制值時，由于電壓控制器僅有1個，故電壓不必考慮2倍的測量與分接檔位誤差；但由于整流側2個換流器都用于定電流控制，且電流指令值均為計算值，故直流線路電流需要考慮2倍誤差，所計算出的Udi0最大與最小限值之間范圍相比常規直流系統將有所增大。

3 直流主接線研究

3.1 主接線型式方案

兩端換流站都采用直流場并聯接線方案，考慮平波電抗器和直流場設備的接入位置和接入方式，初步提出3種直流主接線型式方案進行比選。

方案一：在每極雙換流器出口處將2個換流器并聯，共用平波電抗器及其他直流場設備，如圖1所示。

方案二：每極雙換流器經過平波電抗器后并聯，共用直流濾波器及其他直流場設備，如圖2所示。

方案三：每極雙換流器經平波電抗器、出線隔離開關后并聯，共用中性母線上除中性母線斷路器(NBS)之外的轉換開關及接地極設備，如圖3所示。

圖1 直流主接線方案1

圖2 直流主接線方案2

圖3 直流主接線方案3

以上3種方案中，方案2在國際上有工程設計先例。1977年前蘇聯決定建設的哈薩克斯坦—俄羅斯±750 kV/6 000 MW直流工程擬采用單極2個12脈動換流器并聯的設計方案，平波電抗器為油浸式，每個并聯支路單獨配備1組平抗[18]。但由于當時前蘇聯政局動蕩，加上其可控硅技術不夠成熟，最終該工程沒有投入運行。

3.2 平波電抗器選型

平抗值的選取主要是為了限制直流故障電流，防止發生換相失敗，工程中常采用逆變器的某個橋臂出現短路時，電壓的下降幅值來考核換相失敗。

首先參考常規±800 kV工程的平抗取值，計算當每一并聯支路平波電抗器電感值為300 mH時允許的最大交流系統電壓下降水平：當逆變側的交流電壓突然從UN下降為kUN(k≤1)時，Udc也將下降到kUdc左右。

當逆變器某個橋臂發生短路時，平抗取值與電壓、電流的變化滿足如下關系：

(10)

式中：γmin是γ所允許的最低值，為12；f=50 Hz；ΔUd是由于某個橋路出現短路時的直流電壓變化值；ΔId是由于某個橋路出現短路時直流電流的變化值，可由式(11)求得：

ΔId=2×Is2×[cos(γmin)-cos(βN-1°)]-2×IdN

(11)

式中Is2是換流變壓器的兩相短路電流。

將Ld=300 mH、ΔUd=(1-k)Ud以及其他相關參數代入以上各式，聯立求解可得k=0.948 2。由此說明，如果采用300 mH平波電抗器，電壓波動可以達到5.2%。

3.3 主接線方案比選

首先分析方案三，與方案一、二相比，這種接線方案的一個優點是共用的直流場設備少，不共用的設備發生故障后，只需停運故障換流器，另一換流器仍然可以運行，因此，從能量可用率角度來說高于方案一與方案二；但從可靠性角度來說，方案三設備多，系統可靠性較低；另外，從工程實施角度來說，方案三實施難度大，占地面積是采用方案三的主要制約因素，故不推薦此方案。

方案一與方案二的區別在于是否共用平波電抗器。其中方案一的結構能最大程度共用直流場設備，接線簡單，需要設備數量最小，占地少，經濟性好；但是，這種接線方案在技術上存在難以克服的困難，即2個換流器共用平波電抗器，在換流器參數完全相同時能夠保證正確換相，使換流器穩定運行；若換流器參數不完全相同，如換流閥前向壓降不同，變壓器閥側電壓有偏差，換流器將不能穩定運行，控制難度非常大，尤其在交流系統電壓偏離額定穩態值較大的情況下，可能會造成換相失敗。

針對這一問題，基于3.2節中考慮換相失敗電壓下降幅值的計算方法，引入各類誤差 (考慮閥側電壓存在1%正偏差，dx存在5%正偏差)，推算此時可承受的系統電壓波動范圍為k=0.953 3。

計算結果表明，考慮閥側電壓和短路阻抗偏差量以后，在采用300 mH平波電抗器時，能夠允許的電壓波動范圍減小到4.7%；相比額定時的5.2%波動范圍進一步收窄，因而將更容易引發換相失敗。

進一步針對換流器額定參數與考慮誤差的2類情況進行仿真研究：通過設置單相對地故障，并控制故障投入和切除時間，用以產生交流系統的瞬時電壓跌落。仿真中重點記錄臨界換相失敗發生時對應的交流電壓跌落水平，交流電壓與換相失敗的閥側電流波形如圖4～6所示。

圖4 換流器額定參數-臨界換相失敗交流電壓有效值

圖5 換流器考慮誤差-臨界換相失敗交流電壓有效值

由于仿真無法模擬出換相失敗發生時的絕對臨界條件，但理論計算的結果往往是考慮各類極端情況下所得出的最保守的電壓跌落范圍，故仿真結果會比計算結果偏大。

圖6 臨界換相失敗閥側三相電流波形

由仿真結果可以看出，當考慮兩極換流器均為額定參數時，電壓跌落最大幅值達到6.7%時系統才發生換相失敗；而當考慮了其中一個換流器的各類誤差作用時，當電壓跌落達到5.8%時系統即發生了換相失敗。

仿真結果進一步證明了2個并聯的換流器由于參數的不對稱性，在共用一組平波電抗器的主接線方式下，直流系統抵御換相失敗的能力將進一步減弱；而如果采用方案二，每個換流器出線側單獨設置一組平波電抗器，則能夠根據實際的換流器參數對各自平波電抗器的取值進行進一步的調整與優化，使2個換流器能夠在同樣的電壓跌落情形下均不發生換相失敗。故綜合以上結果，最終選取方案二作為并聯換流器直流系統的主接線方案。

4 結 語

與常規單換流器或雙換流器串聯直流工程相比，雙換流器并聯的直流工程系統參數計算方法會根據系統控制方式的改變有一定的調整，同時并聯換流器主接線也存在幾種典型拓撲結構。本文針對換流變壓器、換流閥等主設備參數開展了研究計算，確定了并聯換流器的主回路主要參數；并針對幾類主接線拓撲型式開展了全面比選，結合參數計算及故障仿真的結果最終確定采用平波電抗器獨立配置、共用直流場設備的接線方案。

[1]劉振亞.特高壓直流輸電技術研究成果專輯(2008年)[M].北京：中國電力出版社，2009：221-234.

[2]舒印彪.中國直流輸電的現狀及展望[J].高電壓技術，2004，30(11)：1-2，20. Shu Yinbiao. Present status and prospect of HVDC transmission in China[J]. High Voltage Engineering, 2004, 30(11): 1-2, 20.

[3]劉振亞.特高壓交直流電網[M].北京：中國電力出版社，2013：82-89.

[4]張晉華，劉云，印永華，等.特高壓交/直流電網仿真技術研究[J].電網技術，2007，31(23)：1-5. Zhang Jinhua, Liu Yun, Yin Yonghua, et al. Real-time simulation technology for UHV power grid[J]. Power System Technology, 2007, 31(23): 1-5.

[5]咼虎，謝國平，朱藝穎，等.青藏直流接入西藏電網數模混合仿真[J].電網技術，2013，37(2)：455-459. Guo Hu, Xie Guoping, Zhu Yiying, et al. Digital/analog hybrid simulation of tibet grid integrated with ±400 kV DC transmission line from Qinghai to tibet[J]. Power System Technology, 2013, 37(2): 455-459.

[6]Pauchet A B.直流輸電結線及運行方式[M].華北電力學院直流輸電研究室譯，北京：水利電力出版社，1979：128-142. Pauchet A B. DC power transmission lines and operation mode[M]. North China Electric Power University DC transmission laboratory translated. Beijing: Water resources and Electric Power Press, 1979: 128-142.

[7]湯廣福，羅湘，魏曉光.多端直流輸電與直流電網技術[J].中國電機工程學報，2013，33(10)：8-17. Tang Guangfu, Luo Xiang, Wei Xiaoguang. Multi-terminal HVDC and DC-grid Technology[J]. Proceedings of the CSEE, 2013, 33(10): 8-17.

[8]張文亮，湯涌，曾南超.多端高壓直流輸電技術及應用前景[J].電網技術，2010，34(9)：1-6. Zhang Wenliang, Tang Yong, Zeng Nanchao. Multi-terminal HVDC transmission technologies and its application prospects in China[J]. Power System Technology, 2010, 34(9): 1-6.

[9]Mccallum D, Moreau G, Primeau J, et al. Multi-terminal integration of the Nicolet converter station into the Quebec-New England phase II HVDC transmission system[C]// Proc. of CIGRE 35th International Conf. on Large High Voltage Electric Systems. Paris, France: CIGRE, 1994, 14-103: 1-9.

[10]Saxena K M, Bhatele R P, Channakeshava, et al. HVDC multi-terminal interconnections: a viable and optimal solution for India[C]// Cigre Session. Paris: Cigre, 2000:1. [11]劉寶宏，曹燕明，王海猷，等.青海格爾木至西藏拉薩±400 kV直流聯網工程成套設計書第一冊：成套設計書[R].北京：國家電網直流建設分公司，2011.

[12]Dash P K, Panigrahi A K, Mohanty A K. Analysis of feasibility and voltage instability in two and multi-terminal HVDC systems[C]// Fourth IEEE Region 10 International Conference. Information Technologies for the 90’s’ E2C2(TENCON ’89): Energy, Electronics, Computers, Communications, 1989.

[13]于汀，胡林獻，姜志勇.多端直流系統接線和控制方式對暫態穩定性的影響[J].電網技術，2010，34(2)：87-91. Yu Ting, Hu Linxian, Jiang Zhiyong. Impacts of connection and control modes of multi-terminal DC power transmission system on transient stability[J]. Power System Technology, 2010, 34(2): 87-91.

[14]林偉芳，湯涌，卜廣全.多饋入交直流系統電壓穩定性研究[J].電網技術，2008，32(1)：7-12. Lin Weifang, Tang Yong, Bu Guangquan. Voltage stability of multi-infeed HVDC power transmission system[J]. Power System Technology, 2008, 32(1): 7-12.

[15]Zhao Chengyong, Sun Ying. Study on control strategies to improve the stability of multi-infeed HVDC systems applying VSC- HVDC[C]//IEEE Electrical and Computer Engineering. Ottawa: IEEE, 2006: 2253-2257.

[16]陳錫磊，周浩，沈揚等.溪洛渡—浙西800 kV/7 500 MW特高壓直流輸電工程主回路參數設計[J].電網技術，2011，35(12)：26-32. Chen Xilei, Zhou Hao, Shen Yang. Study and design of main circuit parameters for 800 kV/7 500 MW DC power transmission project from Xiluodu to Zhexi[J]. Power System Technology, 2011, 35(12): 26-32.

[17]常浩，樊紀超.特高壓直流輸電系統成套設計及其國產化[J].電網技術，2006，30(16)：1-5. Chang Hao, Fan Jichao. System design and its localization of UHVDC transmission project[J]. Power System Technology, 2006, 30(16): 1-5.

[18]李西友.世界直流輸電技術概述[J].繼電器，1985(4)：65-74. Li Xiyou. The HVDC technology overview[J]. Relay, 1985(4): 65-74.

(編輯：張小飛)

Main Circuit and Main Wiring Study of Parallel Converters in HVDC Transmission System

LIU Xinyang, JIN Xi, LI Yanan, JIANG Weiyong, PU Ying

(State Power Economic Research Institute, Beijing 102209, China)

The parameters design of main circuit and the structure study of main wiring were carried out aimed at DC system with 2 converters connected in parallel. Firstly, the main operation and connection schemes of DC system with two 12-pulse converters in parallel were introduced. Then, based on the basic theory of DC transmission and the characteristics of parallel converters, the DC main circuit was designed with considering the change of control mode, and the parameters of main devices such as converter transformers and converter valves, were calculated in detail. Finally, according to several typical parallel structures, the comparison of feasibility, floor space and difficulties in construction were carried out, and the recommended main electrical wiring scheme was proposed for converter station, combined with the simulation research under commutation failure condition.

parallel converters; main circuit; main wiring; converter transformer; converter valve; commutation failure

國家電網公司科技項目(SGCC[2013]199)。

TM 46

A

1000-7229(2015)09-0050-07

10.3969/j.issn.1000-7229.2015.09.008

2015-06-22

2015-07-25

劉心旸(1987)，男，碩士，主要從事直流輸電系統方面的研究工作；

金茜(1988)，女，碩士，主要從事電力經濟技術方面的工作；

李亞男(1971)，女，博士，主要從事直流輸電系統方面的研究工作；

蔣維勇(1979)，男，博士，主要從事直流輸電系統方面的研究工作；

蒲瑩(1973)，女，博士，主要從事直流控制保護系統設計方面的工作。