廣東背靠背柔性直流工程最后斷路器過電壓特性與優化

宋長青，羅新，謝劍翔，郭鑄，陳奧博，黃偉煌

（1. 廣東電網有限責任公司廣州供電局，廣州 510620；2. 直流輸電技術全國重點實驗室（南方電網科學研究院），廣州 510663）

0 引言

為化解粵港澳大灣區負荷中心短路電流超標、多回直流同時換相失敗以及大面積停電等問題，南方電網首次在粵港澳負荷中心規劃建設了廣東背靠背柔性直流（簡稱柔直）（back to back volatage source converter-high voltage direct current ，VSCHVDC）工程，充分發揮柔直可實現電網解耦、靈活功率調控、強暫態無功支撐等能力，優化負荷中心電網結構，提高負荷中心電網運行的靈活性與安全性［1-6］。現已投產的魯西背靠背柔直、渝鄂背靠背柔直地處非負荷中心，主要用于實現省級電網間分區互聯［7-10］。廣東背靠背柔直工程地處負荷核心區域，用地資源緊張，換流站交流側僅有兩條交流出線且只有一個下一級變電站，換流器的最后斷路器風險較高。換流器的最后斷路器是指若換流器與交流電網進行電氣連接的最后一個斷路器跳閘，換流器與交流電網失去正常連接，此時換流器的換流變網側會呈現過電壓特征，會危及設備的安全。為此，工程中通常配置最后斷路器保護，通過檢測開關分合位、交流保護跳閘等信號來綜合判斷最后斷路器工況，若最后一個斷路器跳閘，則最后斷路器保護動作閉鎖直流。最后斷路器保護動作時間邊界與柔直的過壓特征以及設備的耐受能力有關。

柔直工程與常直工程的最后斷路器過壓機理與特性有較大的差別。現有文獻對常規直流最后斷路器過壓特性與保護研究較多［11-20］，常規直流最后斷路器過電壓只出現在逆變站，是由于直流線路的能量繼續通過換流器注入換流變壓器（簡稱換流變）交流側，進而產生嚴重的過電壓，而整流側由于晶閘管的單相導通性，不會有能量累積過程。對于柔直工程，整流側和逆變側均會出現過電壓特征，其過壓與柔直自身拓撲以及控制特性強有關。文獻［21］針對渝鄂背靠背柔直工程的單相重合閘問題開展研究，指出柔直最后斷路器缺相運行因正負序控制不能完全解耦導致故障相出現較高的過電壓，提出退出單相重合閘功能來降低過電壓風險，但該文獻未研究控制策略降低過電壓的措施。文獻［22］針對張北四端柔直工程最后斷路器工況下的過壓機理與抑制方法開展研究，指出柔直過壓主要由于送端功率盈余與控制器飽和導致，并提出了定有功功率站增加功率-電壓協調控制來降低直流過電壓，但對于廣東背靠背柔直工程，因直流系統差異不存在功率盈余問題，且研究中只考慮最后斷路器三相跳閘，未考慮單相跳閘工況。

本文針對廣東背靠背柔直工程，對其最后斷路器三相與單相跳閘工況下過壓特性開展分析，研究柔直最后斷路器過壓的控制主導特性，并分析了柔直正序調制波限幅取值范圍，提出了一種柔直正負序調制波限幅優化策略來降低過電壓特征。基于廣東背靠背柔直電磁暫態仿真模型進行仿真驗證了所提方法的有效性。

1 背靠背柔直最后斷路器保護配置

廣東背靠背柔直工程采取對稱單極拓撲，±300 kV，每個換流單元1 500 MW，雙單元并列，其最后斷路器保護典型配置如圖1 所示，直流換流站在每個換流單元兩側的單元控制系統中配置了最后斷路器保護，通過檢測本站交流場開關分合位置與交流保護動作信息判斷換流器與交流出線連接情況［23］。在下一級變電站配置最后斷路器判別裝置，通過檢測交流進線在下一級變電站的進串的開關與保護動作信息，若交流出線均失去后，發閉鎖命令給換流站單元控制系統執行。

圖1 背靠背柔直最后斷路器保護配置圖Fig. 1 Configuration diagram of back-to-back VSC-HVDC last breaker protection

最后斷路器保護基于檢測開關分合閘位置以及交流保護動作的原理，可精確識別最后斷路器工況，但信號的采集需要時間，特別是下一級變電站配置的最后斷路器判別裝置其閉鎖信號傳遞至換流站需要站間通信延時。在最后斷路器保護動作閉鎖直流前，柔直往換流變網側配置的A 型避雷器持續注入能量。因此，最后斷路器保護動作時間需與A型避雷器耐受時間進行配合，避雷器耐受時間需大于最后斷路器保護動作時間。一方面可通過增加A型避雷器并聯的柱數以提高避雷器耐受時間，但會增大避雷器造價，且避雷器并聯柱數過多涉及一致性問題；另一方面通過優化柔直控制策略來降低柔直的過電壓特征，進而增加避雷器的耐受時間，本文對該思路開展研究。

2 背靠背柔直最后斷路器過電壓特性

2.1 廣東背靠背柔直控制策略

廣東背靠背柔直工程基本控制原理如圖2 所示［24-25］，柔直換流站通過交流斷路器QF接入電網。通過控制柔直換流變閥側電壓UVSC與電網電壓Usys的相角δ與電壓差值分別進行有功功率P與無功功率Q的控制。

圖2 背靠背柔直控制原理示意Fig. 2 Sketch diagram of control principle of VSC-HVDC

根據上述基本原理，廣東背靠背柔直單元控制器架構設計如圖3所示。

圖3 柔直控制器正負序控制框圖Fig.3 Control block diagram of VSC positive and negative sequence

采取雙閉環以及正負序控制，有功功率從交流電網流入換流器為正，無功功率從換流器流入交流電網為正。正序控制器用于正常的功率或直流電壓控制，其外環為有功功率/直流電壓、無功功率控制，內環為閥側電流控制，內環輸出經正序限幅umaxP后產生正序調制波urefABCP。負序控制器主要用于交流電網發生不對稱故障時，將負序電流控制為0，避免橋臂過流，負序控制只有閥側電流內環控制，電流參考值為0，內環輸出經負序限幅umaxN后產生負序調制波urefABCN。正序和負序調制波疊加作為閥側電壓UVSC的調制參考波。

從上述原理可以看到，若交流斷路器QF 出現單相或三相跳閘，導致柔直與交流電網失去電氣連接，柔直控制器失去網側電壓Usys作為基準，控制器易失控且達到限幅值，在換流變的閥側和網側產生較高的電壓。工程中，換流變閥側避雷器動作水平高于換流變網側，在最后斷路器工況下，換流變網側配置的A 型避雷器會先動作，另外，換流變網側過壓會導致換流變飽和，變壓器飽和特性帶來的諧波電流會進一步惡化柔直控制器響應，導致過壓特征更加復雜。

2.2 最后斷路器工況過壓特性分析

柔直最后斷路器工況大致分為兩類，一類是最后斷路器發生三相跳閘，該工況主要體現在母線發生故障或最后一條交流出線發生三相故障跳閘；另一類為最后斷路器發生單相跳閘，該工況主要體現在最后一條交流出線發生單相故障且單相重合閘功能投入或單相斷路器偷跳。這兩類最后斷路器工況下，柔直控制器的響應以及過壓特征會有較大差別，下面分別進行分析。為關注柔直過壓特征與控制特性的關系，分析中先不考慮換流變飽和特性。

1）最后斷路器三相跳閘過電壓分析

最后斷路器三相跳閘后，由于沒有電流回路，閥側三相電流會降為零，柔直正序控制器閥側電流內環輸出進入飽和；對于負序控制器，其電流參考值本身為0，負序控制器調制波輸出會較小。此時換流變網側交流電壓主要由柔直自身控制能產生的最大交流電壓決定。當調制比為1 時，柔直在換流變閥側產生的交流電壓最大，該分量的幅值等于直流電壓。廣東背靠背工程整流側控制直流電壓，逆變側控制有功功率，因控制模式差異，整流側和逆變側的過壓特征會有差別。

當整流側換流器的最后斷路器三相跳閘時，直流電壓降低，逆變側因電壓裕度控制會接管直流電壓，直流電壓會穩定在0.9 p.u.，此時在整流側換流器閥側能產生的最大電壓為270 kV，按變壓器變比，并考慮分接頭檔位處于最大的+4擋，對應的網側電壓最大為496.1 kV。仿真結果如圖4 （a）所示，交流電壓峰值維持在500 kV 左右，因存在一定負序電壓，三相電壓峰值有些波動。

當逆變側三相故障時，整流站繼續將直流電壓穩定在1.0 p.u.，此時在逆變側換流器閥側能產生的最大電壓為300 kV，按變壓器變比，并考慮分接頭檔位處于最大的+4 擋，對應的網側電壓最大為551 kV。仿真結果如圖4 （b）所示，交流電壓峰值維持在550 kV左右，也存在一定的負序分量。

2）最后斷路器單相跳閘過電壓分析

當最后斷路器發生單相跳閘導致缺相運行時，由于負序閥側電流控制器目標是將負序電流控制為0，為滿足負序控制目標，需三相電流均降為0；而正序閥側電流控制器因外環控制器輸出的目標不為0，進而在缺相運行工況下，正負序控制器控制最終穩態不一致導致控制器飽和。另外，不同于最后斷路器三相跳閘，缺相運行時閥側中性點電阻以及直流電壓分量中會有較大的不平衡分量的電壓，此時，換流變網側交流電壓的峰值等效為柔直控制器正序電壓輸出與不平衡分量之和，因有較大不平衡分量的存在，單相跳閘時網側的過壓會比三相跳閘時要嚴重。圖5 為柔直在同樣工況下分別發生單相與三相跳閘波形。

圖5 最后斷路器單相與三相跳閘對比波形Fig.5 Comparison waves of single-phase and three-phase tripping of last breaker

可以看到整流側單相跳閘的過壓為1.77 p.u.，而三相跳閘過壓為1.16 p. u.，逆變側也是如此，最后斷路器單相跳閘柔直過電壓比三相跳閘要嚴重得多。

下面研究缺相運行時不平衡分量的影響因素。以A 相跳閘為例，采取序阻抗分析法，故障點的邊界條件為：

可以得到：

式中：ΔUa、ΔUb、ΔUc分別為三相端口的電壓差；Ia、Ib、Ic分別為每相電流；U?a1、U?a2、U?a0分別為正序、負序、零序網絡的電壓；I?a1、I?a2、I?a0分別為正序、負序、零序網絡的電流。

由式（1）可得如圖6 所示的A 相缺相時的序網絡圖。U?MMC1、U?MMC2分別為柔直控制器正序電壓、負序電壓的輸出。

圖6 A相缺相正負零序網絡圖Fig.6 Positive, negative, zero sequence network of phase A tripping

根據疊加原理，U?a0的電壓由兩部分決定，一部分為U?s和U?MMC1正序電源在回路中產生的電壓，另一部分為U?MMC2柔直產生的負序電壓。整個系統中，正負零序阻抗由電網結構與柔直變壓器接線方式有關，能夠改變的是柔直控制器的正序電壓與負序電壓輸出，故可通過優化柔直正負序電壓輸出的限幅策略來降低過電壓大小。

3 最后斷路器過壓優化策略研究

根據上述過電壓分析，可以看到背靠背柔直最后斷路器過電壓呈現以下特征：過壓特征與柔直正負序控制強相關；單相跳閘比三相跳閘過壓嚴重；整流側和逆變側因控制模式差異過壓特征不同。

為此，在工程建設初期，可采取運行管控措施，退出交流出線的單相重合閘功能，在線路發生單相故障時直接跳三相斷路器，可增加最后斷路器保護動作時間裕度。以雙單元運行，輸送功率為3 000 MW，逆變側交流出線發生單相故障為例。經仿真計算，停用單相重合閘后，交流出線發生單相故障后直接三相跳閘，經270 ms達到避雷器最大耐受能力10 MJ。若單相重合閘投入，則交流出線發生單相故障后單相跳閘，則80 ms 達到避雷器最大耐受能力10 MJ。但該措施會降低柔直帶兩條出線運行時的可靠性，且不能防范最后斷路器單相偷跳。

下面探討優化柔直正負序調制波限幅來抑制過電壓的措施。當前柔直控制器設計中正序和負序分量的最大值限幅一般均設定為1.2。正序控制器用于正常的功率或直流電壓控制，其穩態運行時最大為1.0 p. u.，工程中限幅一般取1.2。正序調制波限幅不宜過大，過大容易出現過調制，按照廣東背靠背主回路參數設計，調制比為1 時，對應的調制波為1.22 p. u.。該值也不宜過小，正序電壓一般在在交流故障清除后功率恢復期間，允許存在一定的過壓以便快速恢復功率，另外若系統發生高電壓穿越，柔直提高閥側電壓以便于跟隨交流電壓的變化，減少直流的暫態過壓過流，按現在1.3 p.u. 的高穿要求，正序限幅不建議進一步減小。

負序控制器主要用于交流系統發生不對稱故障時，將負序電流控制為0。其穩態運行，由于交流電網負序分量很小，負序控制器輸出為0 p. u. 左右。在交流系統發生故障期間，控制器輸出負序電壓來抑制負序電流。交流系統不對稱故障主要包括單相接地、兩相接地以及兩相短路。下面采取不對稱短路序阻抗法分析故障期間柔直所需最大的負序電壓分量，故障回路中正序阻抗與負序阻抗相等，變壓器閥側經大電阻接地，零序阻抗遠大于正序阻抗。為此，3 種不對稱故障下的負序電壓可以簡化表達如式（4）—（6）所示。

單相接地故障時有：

兩相接地故障時有：

兩相短路時有：

式中：X1∑、X2∑、X0∑分別為正序、負序以及零序等效電抗；U?fa2為負序電壓分量；U? (0)f為短路發生前故障點電壓，故障前為1 p.u. 左右。

柔直負序閥側電流控制采取基于負序電壓前饋的電流閉環控制，為此，前饋電壓最大值為0.33~0.5 p. u.，電流PI 控制環節也需一定的調節范圍。交流系統不對稱故障時，正負序電壓調制波幅值仿真結果如圖7 所示，負序調制波的仿真結果與上述理論分析結果一致。另外，在系統發生不對稱故障時需要柔直產生負序分量時，正序分量因交流故障也在降低，故可設計正序和負序電壓綜合限幅。

圖7 逆變側交流系統不對稱短路故障時仿真結果Fig.7 Simulation results during asymmetric faults of AC system at inverter side

為此，本文提出一種柔直正負序調制波限幅優化策略。正序調制波限幅1.2 p.u.；負序調制波限幅0.7 p.u.，且設計綜合限幅策略，按照正序分量與負序分量的疊加不超過1.2，優先正序電壓輸出，該策略可在正序電壓輸出較大時進一步降低負序電壓。優化后的正負序調制波限幅分別如式（7）—（8）所示。

式中：umaxP為正序調制波幅值；umaxN為負序調制波幅值。

4 仿真驗證

本文基于廣東背靠背柔直工程EMTDC 電磁暫態仿真模型，開展了柔直正負序限幅優化前后對系統正常交流故障穿越性能以及最后斷路器動作時間裕度提升的驗證工作。仿真中A 型避雷器能量最大為10 MJ，動作電壓為578 kV，仿真中先不考慮換流變飽和特性。

以對負序電壓分量需求較大的逆變側交流系統兩相短路為例，對比優化前后對交流故障穿越性能的影響，仿真結果如圖8 所示。對比有功功率與A相橋臂電流波形，兩者波形重疊，本文所提方法不影響交流故障穿越的動態性能。

圖8 優化前后交流系統兩相短路故障波形Fig.8 Waveforms before and after strategy optimization within two phase AC Short circuit fault

以最后斷路器A 相跳閘為例，對比優化前后對整流側和逆變側最后斷路器時間裕度的影響，如圖9 所示。優化后，A 相過電壓程度明顯降低。對于整流側，從斷路器開始跳閘達到避雷器最大耐受能力10 MJ 的時間從12.8 ms 提升至133 ms，過電壓峰值從762 kV 降低至704 kV 。對于逆變側，從斷路器開始跳閘達到避雷器最大耐受能力10 MJ 的時間從19.2 ms 提升至70 ms，過電壓峰值從760 kV降低至692 kV 。可以看到控制策略優化對最后斷路器保護動作的時間裕度顯著提升。

圖9 優化前后柔直最后斷路器單相跳閘波形Fig.9 Waveforms before and after strategy optimization within single-phase tripping of last breaker

在考慮換流變飽和特性的情況下通過仿真來檢驗本文所提策略是否仍有效，換流變飽和電壓為1.1 p. u.，仿真結果如圖10 所示。對比圖9 結果，可以看出換流變飽和特性可以抑制過電壓特征，在控制策略優化前的避雷器達到最大耐受能力的時間增加，但也導致交流電壓存在較大的諧波分量，會使控制器的響應特性更加復雜。圖11 給出了采取優化措施后考慮換流變飽和特性以及未考慮換流變飽和特性下柔直控制器中正負序調制波幅值輸出的對比結果。在暫態過壓中換流變飽和導致控制所用的閥側電流和交流電壓出現大量的諧波分量，故控制器輸出也存在大量的諧波分量，反過來柔直控制產生的諧波電壓也會影響變壓器飽和過程，使得整個過壓特性更加復雜。另外，本文所提的控制優化方法仍有效，對于整流側，優化前后避雷器達到最大耐受能力的時間從52.6 ms 提升至106 ms；對于逆變側，避雷器達到最大耐受能力的時間從39.9 ms提升至51.6 ms。

圖10 考慮換流變飽和特性最后斷路器單相跳閘故障波形Fig.10 Single-phase tripping fault waveforms of last breaker considering transformer saturation characteristics

圖11 未考慮以及考慮換流變飽和特性下控制器輸出對比Fig.11 Comparison of controller outputs considering or not considering transformer saturation characteristics

采用優化措施后，經仿真計算，交流出線單相故障單相跳閘下，最嚴苛的動作時間為70 ms 達到避雷器最大能量，考慮到最后斷路器保護動作時間不會超過30 ms，當前過電壓特性已可滿足最后斷路器保護動作時間需求。故運行中可不采取運行管控措施，單相重合閘功能可保持投入。

5 結論

本文針對廣東背靠背柔直工程的最后斷路器過電壓特性與優化策略開展了研究，主要結論如下。

1） 廣東背靠背柔直最后斷路器過電壓呈現以下特征：過電壓特征與柔直正負序控制強相關；單相跳閘比三相跳閘過壓嚴重；整流側和逆變側因控制模式差異過壓特征也不同；換流變飽和特性會抑制過電壓但會使控制響應更加復雜 。

2） 分析了柔直正序調制波限幅取值范圍：柔直正序調制波限幅最大值應不超過直流調制比，最小值應充分考慮動態性能與高電壓穿越需求，廣東背靠工程可按1.2 p.u. 設計；柔直負序調制波限幅主要考慮交流不對稱故障期間負序電流抑制，可按不低于0.7 p.u. 設計。

3） 本文提出了一種柔直正負序調制波限幅優化降低過電壓方法，仿真驗證表明該策略不影響交流故障穿越影響，能顯著降低過電壓特征，對于整流側單相跳閘，最后斷路器保護動作時間裕度提升53 ms；對于逆變側單相跳閘，最后斷路器保護動作時間裕度提升了11 ms。

本文研究成果已落實在廣東背靠背柔直工程中，工程采取了本文所提的正負序調制波限幅值。并根據故障特征，在整流側和逆變側均投入了最后斷路器保護，斷路器分位和交流保護動作均按三取一原則進行設計。