固定换流变压器分接开关挡位的直流功率控制方法

李晨昊，赵斌超，李 宽，李玉敦，汤 奕

（1.国网山东省电力公司电力科学研究院，山东 济南 250003；2.东南大学电气工程学院，江苏 南京 210096）

0 引言

山东省是我国用电大省，在能源转型和环境保护的要求下，大规模接受省外电力的需求极为迫切。为了实现西部地区水电、光伏、风电等清洁能源的大规模转移，我国大力推进特高压输电工程，通过电力的远距离输送改善能源分布和消费的时空不平衡问题［1］。其中，特高压直流输电技术由于功率可调节、异步联网等优势在远距离输电中占据了重要地位［2］。截至2020 年6 月，国家电网有限公司共建设了11 条特高压直流工程，形成了交直流混联的大电网格局。

自2018 年开始，我国已经发生过多次换流变压器一次设备严重故障，其中尤其以分接开关故障为甚。2019 年1 月昌吉站分接开关起火［3］，2019 年3 月沂南站分接开关再次发生同样的事故。由于直流输送功率大，闭锁造成的缺额功率难以弥补。直流输电系统的一次设备安全性目前已成为当前电网安全运行的瓶颈。作为整个直流输电系统功率调节的核心部件，换流变压器分接开关引起了学术界及工程界的普遍关注。要解决上述问题，一方面需要改进工艺以提高分接开关的可靠性［4］；另一方面，也需要从直流的控制系统入手，降低分接开关的动作频次。统计数据显示，一个直流工程的分接开关动作次数每年可能达到20 万次［5］甚至更多。这对一次设备的健康运行是十分不利的。考虑到分接开关动作的主要原因为功率调整和电压调节，为了降低分接开关的动作次数，一种可行的思路便是改变直流功率控制策略。

现阶段，分接开关控制策略一般为换流阀运行于额定的控制角，这种运行方式使直流系统必须依靠换流变压器分接头的调整实现功率调制及电压调节。文献［6］针对某实际背靠背直流工程对比分析了3种不同的分接开关控制策略，研究发现定阀侧空载直流电压控制可以有效减少换流变压器分接开关挡位数和运行调节次数。文献［7］在远距离直流输电系统中应用了上述逆变侧定阀侧空载直流电压控制。该策略降低离散调压设备的动作频次，但是牺牲了少量的系统的运行效率，且减小了功率的调节区间。

近年来，工程上一般会将换流阀大角度告警值设定在60°，随着设备制造工艺的提高，实际工程在直流降压运行时换流阀也会运行在较大的角度，并不一定需要严格运行在额定角度下。基于该假设，放松对换流阀控制角的约束条件，通过适度地增加控制角工作范围，探讨直流系统在固定换流变压器分接开关挡位情况下的直流系统功率调节范围。

基于此，首先介绍适用于直流功率控制的换流器稳态数学模型，并在此基础上提出一种基于固定换流变压器分接开关挡位的直流系统控制思路；建立整流侧定功率、逆变侧定直流电压的功率控制策略；然后基于上述策略优化分接开关初始挡位，实现在允许控制角度内的直流全功率调制；分析新控制策略对控制角、无功补偿的影响；最后基于稳态仿真对上述优化策略及其影响进行了验证。

1 分析模型

1.1 换流器稳态模型

文献［8］介绍了典型桥式六脉波换流器的拓扑结构。实际的直流系统中可能通过增加桥数、阀组数量提高直流电压、抑制直流电流波动。以最基础的六脉波换流器为例介绍换流器稳态模型，其结论可推广至更多桥组数量。

换流器的稳态模型基于三相对称情况下的理想换相过程简化而来，直流电压Ud的计算如式（1）所示。

式中：Ud0为直流空载电压；Rc为换相叠弧角压降所对应的等值电阻，一般与换流变压器电抗Xc成正比；kT为换流变压器变比；UL为换流母线电压；θd为控制角（整流侧为触发角，逆变侧为关断角）；Id为直流电流。

1.2 直流功率模型

对于两端直流系统来说，在给定直流电压等级的情况下，直流电流直接决定直流功率。直流电流则由两端换流站的电压决定，如式（2）所示。

式中：GΣ为直流线路的等效导纳；kr为换流变压器整流侧变比；ULr为整流侧负载电压；ki为换流变压器逆变侧变比；ULi为逆变侧负载电压；α为整流侧触发角；γ为逆变侧关断角。

直流线路的等效导纳计算如式（3）所示。

式中：Rcr为整流侧等效换相电阻；Rd为线路直流电阻；Rci为逆变侧等效电阻。

2 直流功率控制

2.1 定关断角控制和定电压控制的对比

直流输电系统的重要优势是功率的灵活调节能力。图1 展示了传统的直流功率控制策略，包含快速控制和慢速控制两部分。其中慢速控制需要滤波器投切以及分接开关挡位的配合，具体的分接开关动作判据会因逆变侧的控制方式而不同。

图1 传统的直流功率控制策略

对直流输电系统而言，整流站通常运行于定功率控制（定电流控制）模式。整流站通过调节触发角使直流电流达到指令电流值，整流侧分接开关将触发角控制在正常运行的范围内（工程上一般设定为12.5°～17.5°）。一旦触发角超出了允许的范围，整流侧的分接开关就会动作，直到触发角重新回到正常范围内。

逆变站的控制模式主要分为定关断角控制和定电压控制两类［9］。若逆变侧采用的是定关断角控制，逆变侧分接开关就会选择逆变侧的直流电压作为动作判据，当直流电压超出了额定值的允许范围时，逆变侧的分接开关就会动作。若逆变侧采用的是定电压控制，逆变侧分接开关将控制关断角在正常的运行范围内（工程上一般设定为17.5°～21.5°）。一旦关断角超出该范围，逆变侧将调整分接开关位置直至关断角重新回到正常范围。

2.2 固定换流变压器分接开关挡位的思路

定关断角控制无法直接控制直流系统的电压，如果分接开关不动作导致直流电压小于额定值，系统输送功率就无法达到额定值。因此，在定关断角控制模式下分接开关的优化空间十分有限。为了减少直流分接开关的动作频率，建议基于逆变侧定电压控制实现分接开关控制的优化。

定电压控制保证了直流能够按照最大的设计功率运行。同时，由于定电压控制下控制角具有一定的调节范围，因此可考虑通过适当加大动作死区避免分接开关的频繁动作。然而，受阀基电子设备（Valve Based Electronics，VBE）触发和关断可靠性的影响，控制角不能过小，因此存在一个最小允许值；受阀应力的限制，直流系统亦无法长时间在大控制角下运行，因此需要规定换流阀控制角的最大允许范围为。但目前仍然缺乏角度范围的定量研究，主要依靠经验进行较为保守地取值。

随着工艺水平的提高，换流阀已经能够承受较大的触发角/关断角。一旦触发角和关断角的允许范围足够大，直流系统的分接开关便可以一直不动作，相当于直流输电系统运行在固定的换流变压器变比下。固定的换流变压器变比必然导致在某些直流功率或交流母线电压下系统的触发角/关断角较大，因此应当重点关注极端情况下的触发角/关断角能否满足工程要求。

3 固定换流变压器分接开关挡位的直流功率控制策略

基于2.2 节的控制思路，对图1 中的控制策略予以改变，提出一种换流变压器分接开关挡位不变时的直流功率控制策略。与常规的直流功率控制类似，控制策略仍分为快速控制和慢速控制两部分。

如图2 所示，当下发直流功率Pd后，直流系统首先通过快速控制迅速调整至指令值。此时，逆变侧采用定直流电压Ud控制。同时，查询预先计算的滤波器投切策略表，查表获取当前工况下的滤波器投切策略，构成直流功率的慢速控制。这一过程一直循环进行直至直流系统达到新的稳定工况。

图2 固定换流变压器分接开关挡位的直流功率控制策

与图1 所示的传统直流控制相比，逆变侧的电压控制不再依赖分接开关的动作，变为通过触发角控制和滤波器的投切实现。由于触发角控制的连续性，新的控制策略提高了控制精度，避免了滤波器因与分接开关配合不当导致的频繁投切。

4 分接开关初始挡位的优化

4.1 控制角与直流功率的关系

图1 所示的原有控制策略需要分接开关参与功率调节。其主要控制逻辑如下：当直流功率较低时，直流电流小，换相叠弧角较小，此时由换相叠弧引起的压降也较小。对于逆变侧来说，在直流电压以及关断角确定的情况下，逆变侧的空载电压往往不会太高，对应于换流变压器的低挡位；对于整流侧来说，由于直流电流较小，线路上的压降也较小，整流侧直流和空载电压均不会太高，因此同样对应于换流变压器的低挡位。反之，当直流功率较高时，直流电流大，换相叠弧角也随之上升，此时由换相叠弧引起的压降增大。对于逆变侧来说，在直流电压以及关断角确定的情况下，逆变侧的空载电压升高，换流变压器分接开关随之升挡；同理，整流侧换流变压器分接开关也会随之升挡。

分析传统控制策略下分接开关挡位与直流功率的关系，直流系统低功率下采用低挡位，高功率下采用高挡位的主要原因是在叠弧等效电阻和直流线路电阻的影响下，直流功率与直流空载电压成正比。在新的控制方法下，直流功率的调节不再依赖分接开关的动作而是取决于换流阀的控制角，由于直流空载电压与控制角成反比，因此直流功率与控制角成反比，即当直流控制角较小时，直流功率较大；随着直流控制角的增大，直流功率会逐渐下降。

4.2 考虑功率调节范围的挡位优化

在固定变比情况下，直流系统的控制角变化范围取决于分接开关的初始挡位。一般情况下，直流系统的控制角不应小于某个最小值以避免换相失败或提前触发等极端情况；但控制角也不能无限增大，因为这可能导致过高的阀应力并增加换流站内的无功设备（滤波器场）投资。根据4.1 节的分析，这要求分接开关的初始挡位应适当降低。

实际的直流工程，触发角α在稳态运行时一般为15°～17°。为了保证逆变侧可靠触发，关断角也运行于同样的值。根据直流系统的电流范围［Idmin，Idmax］，代入直流最小触发角αmin、最小关断角γmin以及最大直流电流Idmax，换流变压器整流侧初始变比kr0和逆变侧初始变比ki0可表示为：

式中：Udr为整流侧直流电压；Udi为逆变侧直流电压。

5 固定换流变压器分接开关挡位的影响分析

5.1 对控制角的影响

直流系统通过站控装置获取直流功率指令Pd。根据换流站无功-电压控制系统的要求，直流系统能够通过无功控制保证换流母线电压ULr和ULi的变化范围不超过限值。因此，可基于换流母线电压不变的假设，计算任意开关挡位kr和ki的整流侧触发角和逆变侧关断角。

根据现有工程实际情况，直流系统逆变侧Udi为额定电压。可根据式（6）计算整流侧直流电流Id。

式中：Pdi为逆变侧直流功率；Udi为逆变侧直流电压。

由式（1）可知，直流电流指令Id决定了关断角γ，计算如式（7）所示。

在已知逆变侧直流电压和直流电流的情况下，整流侧直流电压Udr如式（8）所示。

同理，触发角α的计算公式如式（9）所示。

5.2 对无功补偿的影响

整流站的功率因数［10］如式（10）所示。

同理，逆变侧功率因数为

式中：ϕr为整流侧功率因数角；ϕi为逆变侧功率因数角。

换流站无功功率水平与当前的直流有功功率传输量有关，如式（12）和式（13）所示。

式中：Qdr为整流侧无功功率；Pdr为整流侧有功功率；Qdi为逆变侧无功功率；Pdi为逆变侧有功功率。

直流控制系统通过投切滤波器实现直流系统与交流电网的无功平衡，使两者无功交换不超过一组滤波器容量。

根据式（10）和式（11）不难发现，换流站的功率因数仅与换流母线电压以及换流变压器的变比相关，在固定分接开关下，一旦直流系统采用逆变侧定电压控制并通过无功补偿保持恒定的换流母线电压，逆变侧功率因数将会是一个恒定值。

原方案中直流系统在低功率下采用低挡位，拥有比高功率时更高的功率因数，降低了线路损耗和无功消耗。新方案的功率因数始终保持不变，在功率较低时其经济性不如原有的控制方案；但是由于此时直流功率较低，站内的无功补偿装置仍然能够满足直流系统的无功需求。

6 算例验证

6.1 仿真系统及初始挡位选择

以CIGRE 标准直流模型［11］计算验证本文所提控制策略的功率调节范围及其对控制角和无功补偿的影响。根据实际工程情况，假设换流变压器有19 个挡位，各挡位的调节幅度为1.25%。令第12 挡为0，换流变压器的变比调节范围为-8.75%～13.75%。

本算例中的设定参数如下：触发角αmin=17°，关断角γmin=17°，系统额定功率PdN=1 000 MW。

根据式（8）和式（9）可得：整流侧应选择7 挡，实际变比为1.062 5；逆变侧同样选择7 挡，实际变比为1.062 5。

6.2 控制角分析

一般情况下，直流功率的调节范围应满足从额定电流的10%直至100%。以CIGRE 标准系统为例，直流功率的调节范围为［100 MW，1 000 MW］，将直流功率直流代入式（6）—式（9）即可得到不同功率指令下的两侧换流站控制角。图3（a）和图3（b）分别展示了触发角和关断角随直流功率指令的变化情况。

图3 换流阀控制角随直流功率变化情况

由图3 可以看出，两侧换流站的控制角变化趋势几乎保持一致。控制角随直流功率的增大而减小，即使在运行于最低功率时，直流系统的控制角度分别为αmax=33.86°，γmax=32.29°，依然远低于一般直流控保系统的大角度告警门槛值。

6.3 无功补偿能力分析

根据5.1 节的分析，固定换流变压器的控制策略较原方案功率因数较低，因此可能产生更高的无功功率消耗。根据测试系统的直流功率范围，结合式（8）—式（11），直流系统的无功功率消耗随直流功率的变化情况如图4 所示。其中，蓝色实线表示本文所提出的控制策略，红色虚线表示传统控制策略。

图4 换流站无功消耗随直流功率变化情况

由图4 可知，原控制比固定变比的控制方法无功消耗更少，但在最大功率时无功功率保持一致。因此正如5.1节所述，采用固定换流变压器分接开关挡位的直流功率控制策略虽然在低功率运行时增加了无功功率，但是站内现有的无功补偿装置仍然能够满足直流系统的需求。

7 结语

换流变压器分接开关控制是直流功率及动态电压控制的重要手段。对于传统交流系统，有载分接开关是调压过程中难以替代的关键器件；但是对于直流系统，换流阀控制角对有载分接开关起到了一定补充作用，只是其作用仍未被充分挖掘。针对基于逆变侧定电压控制的直流功率控制策略，通过优化分接开关初始挡位，提出固定分接开关的直流全功率调节方法。测试系统仿真结果证明，新控制策略下直流控制角最大约为33°，仅小幅增加了换流站无功功率。

所提出的控制策略只是对直流功率控制思路的初步探讨。受仿真工具和模型数据所限，该方法并未能在实际直流系统中进行试验验证。固定换流变压器分接开关挡位的直流功率控制策略必然导致换流阀长期运行于额定角度以上。现阶段学术界普遍共识是大角度运行对换流阀性能提出了更高要求。因此，未来还需要进一步研究晶闸管大角度运行时的阀应力及损耗情况，并结合开关动作次数综合评价控制策略的技术经济性。