固定換流變壓器分接開關擋位的直流功率控制方法

李晨昊，趙斌超，李 寬，李玉敦，湯 奕

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

0 引言

山東省是我國用電大省，在能源轉型和環境保護的要求下，大規模接受省外電力的需求極為迫切。為了實現西部地區水電、光伏、風電等清潔能源的大規模轉移，我國大力推進特高壓輸電工程，通過電力的遠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由于功率可調節、異步聯網等優勢在遠距離輸電中占據了重要地位［2］。截至2020 年6 月，國家電網有限公司共建設了11 條特高壓直流工程，形成了交直流混聯的大電網格局。

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

現階段，分接開關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必須依靠換流變壓器分接頭的調整實現功率調制及電壓調節。文獻［6］針對某實際背靠背直流工程對比分析了3種不同的分接開關控制策略，研究發現定閥側空載直流電壓控制可以有效減少換流變壓器分接開關擋位數和運行調節次數。文獻［7］在遠距離直流輸電系統中應用了上述逆變側定閥側空載直流電壓控制。該策略降低離散調壓設備的動作頻次，但是犧牲了少量的系統的運行效率，且減小了功率的調節區間。

近年來，工程上一般會將換流閥大角度告警值設定在60°，隨著設備制造工藝的提高，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，并不一定需要嚴格運行在額定角度下。基于該假設，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，探討直流系統在固定換流變壓器分接開關擋位情況下的直流系統功率調節范圍。

基于此，首先介紹適用于直流功率控制的換流器穩態數學模型，并在此基礎上提出一種基于固定換流變壓器分接開關擋位的直流系統控制思路；建立整流側定功率、逆變側定直流電壓的功率控制策略；然后基于上述策略優化分接開關初始擋位，實現在允許控制角度內的直流全功率調制；分析新控制策略對控制角、無功補償的影響；最后基于穩態仿真對上述優化策略及其影響進行了驗證。

1 分析模型

1.1 換流器穩態模型

文獻［8］介紹了典型橋式六脈波換流器的拓撲結構。實際的直流系統中可能通過增加橋數、閥組數量提高直流電壓、抑制直流電流波動。以最基礎的六脈波換流器為例介紹換流器穩態模型，其結論可推廣至更多橋組數量。

換流器的穩態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（整流側為觸發角，逆變側為關斷角）；Id為直流電流。

1.2 直流功率模型

對于兩端直流系統來說，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納；kr為換流變壓器整流側變比；ULr為整流側負載電壓；ki為換流變壓器逆變側變比；ULi為逆變側負載電壓；α為整流側觸發角；γ為逆變側關斷角。

直流線路的等效導納計算如式（3）所示。

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

2 直流功率控制

2.1 定關斷角控制和定電壓控制的對比

直流輸電系統的重要優勢是功率的靈活調節能力。圖1 展示了傳統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擋位的配合，具體的分接開關動作判據會因逆變側的控制方式而不同。

圖1 傳統的直流功率控制策略

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

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

2.2 固定換流變壓器分接開關擋位的思路

定關斷角控制無法直接控制直流系統的電壓，如果分接開關不動作導致直流電壓小于額定值，系統輸送功率就無法達到額定值。因此，在定關斷角控制模式下分接開關的優化空間十分有限。為了減少直流分接開關的動作頻率，建議基于逆變側定電壓控制實現分接開關控制的優化。

定電壓控制保證了直流能夠按照最大的設計功率運行。同時，由于定電壓控制下控制角具有一定的調節范圍，因此可考慮通過適當加大動作死區避免分接開關的頻繁動作。然而，受閥基電子設備（Valve Based Electronics，VBE）觸發和關斷可靠性的影響，控制角不能過小，因此存在一個最小允許值；受閥應力的限制，直流系統亦無法長時間在大控制角下運行，因此需要規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，主要依靠經驗進行較為保守地取值。

隨著工藝水平的提高，換流閥已經能夠承受較大的觸發角/關斷角。一旦觸發角和關斷角的允許范圍足夠大，直流系統的分接開關便可以一直不動作，相當于直流輸電系統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致在某些直流功率或交流母線電壓下系統的觸發角/關斷角較大，因此應當重點關注極端情況下的觸發角/關斷角能否滿足工程要求。

3 固定換流變壓器分接開關擋位的直流功率控制策略

基于2.2 節的控制思路，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擋位不變時的直流功率控制策略。與常規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，當下發直流功率Pd后，直流系統首先通過快速控制迅速調整至指令值。此時，逆變側采用定直流電壓Ud控制。同時，查詢預先計算的濾波器投切策略表，查表獲取當前工況下的濾波器投切策略，構成直流功率的慢速控制。這一過程一直循環進行直至直流系統達到新的穩定工況。

圖2 固定換流變壓器分接開關擋位的直流功率控制策

與圖1 所示的傳統直流控制相比，逆變側的電壓控制不再依賴分接開關的動作，變為通過觸發角控制和濾波器的投切實現。由于觸發角控制的連續性，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配合不當導致的頻繁投切。

4 分接開關初始擋位的優化

4.1 控制角與直流功率的關系

圖1 所示的原有控制策略需要分接開關參與功率調節。其主要控制邏輯如下：當直流功率較低時，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。對于逆變側來說，在直流電壓以及關斷角確定的情況下，逆變側的空載電壓往往不會太高，對應于換流變壓器的低擋位；對于整流側來說，由于直流電流較小，線路上的壓降也較小，整流側直流和空載電壓均不會太高，因此同樣對應于換流變壓器的低擋位。反之，當直流功率較高時，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。對于逆變側來說，在直流電壓以及關斷角確定的情況下，逆變側的空載電壓升高，換流變壓器分接開關隨之升擋；同理，整流側換流變壓器分接開關也會隨之升擋。

分析傳統控制策略下分接開關擋位與直流功率的關系，直流系統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，直流功率的調節不再依賴分接開關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 考慮功率調節范圍的擋位優化

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

實際的直流工程，觸發角α在穩態運行時一般為15°～17°。為了保證逆變側可靠觸發，關斷角也運行于同樣的值。根據直流系統的電流范圍［Idmin，Idmax］，代入直流最小觸發角αmin、最小關斷角γmin以及最大直流電流Idmax，換流變壓器整流側初始變比kr0和逆變側初始變比ki0可表示為：

式中：Udr為整流側直流電壓；Udi為逆變側直流電壓。

5 固定換流變壓器分接開關擋位的影響分析

5.1 對控制角的影響

直流系統通過站控裝置獲取直流功率指令Pd。根據換流站無功-電壓控制系統的要求，直流系統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，計算任意開關擋位kr和ki的整流側觸發角和逆變側關斷角。

根據現有工程實際情況，直流系統逆變側Udi為額定電壓。可根據式（6）計算整流側直流電流Id。

式中：Pdi為逆變側直流功率；Udi為逆變側直流電壓。

由式（1）可知，直流電流指令Id決定了關斷角γ，計算如式（7）所示。

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

同理，觸發角α的計算公式如式（9）所示。

5.2 對無功補償的影響

整流站的功率因數［10］如式（10）所示。

同理，逆變側功率因數為

式中：?r為整流側功率因數角；?i為逆變側功率因數角。

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

式中：Qdr為整流側無功功率；Pdr為整流側有功功率；Qdi為逆變側無功功率；Pdi為逆變側有功功率。

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

根據式（10）和式（11）不難發現，換流站的功率因數僅與換流母線電壓以及換流變壓器的變比相關，在固定分接開關下，一旦直流系統采用逆變側定電壓控制并通過無功補償保持恒定的換流母線電壓，逆變側功率因數將會是一個恒定值。

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

6 算例驗證

6.1 仿真系統及初始擋位選擇

以CIGRE 標準直流模型［11］計算驗證本文所提控制策略的功率調節范圍及其對控制角和無功補償的影響。根據實際工程情況，假設換流變壓器有19 個擋位，各擋位的調節幅度為1.25%。令第12 擋為0，換流變壓器的變比調節范圍為-8.75%～13.75%。

本算例中的設定參數如下：觸發角αmin=17°，關斷角γmin=17°，系統額定功率PdN=1 000 MW。

根據式（8）和式（9）可得：整流側應選擇7 擋，實際變比為1.062 5；逆變側同樣選擇7 擋，實際變比為1.062 5。

6.2 控制角分析

一般情況下，直流功率的調節范圍應滿足從額定電流的10%直至100%。以CIGRE 標準系統為例，直流功率的調節范圍為［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換流站控制角。圖3（a）和圖3（b）分別展示了觸發角和關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，兩側換流站的控制角變化趨勢幾乎保持一致。控制角隨直流功率的增大而減小，即使在運行于最低功率時，直流系統的控制角度分別為αmax=33.86°，γmax=32.29°，依然遠低于一般直流控保系統的大角度告警門檻值。

6.3 無功補償能力分析

根據5.1 節的分析，固定換流變壓器的控制策略較原方案功率因數較低，因此可能產生更高的無功功率消耗。根據測試系統的直流功率范圍，結合式（8）—式（11），直流系統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節所述，采用固定換流變壓器分接開關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，但是站內現有的無功補償裝置仍然能夠滿足直流系統的需求。

7 結語

換流變壓器分接開關控制是直流功率及動態電壓控制的重要手段。對于傳統交流系統，有載分接開關是調壓過程中難以替代的關鍵器件；但是對于直流系統，換流閥控制角對有載分接開關起到了一定補充作用，只是其作用仍未被充分挖掘。針對基于逆變側定電壓控制的直流功率控制策略，通過優化分接開關初始擋位，提出固定分接開關的直流全功率調節方法。測試系統仿真結果證明，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據所限，該方法并未能在實際直流系統中進行試驗驗證。固定換流變壓器分接開關擋位的直流功率控制策略必然導致換流閥長期運行于額定角度以上。現階段學術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力及損耗情況，并結合開關動作次數綜合評價控制策略的技術經濟性。