特高壓直流分層接入工程主回路穩態參數的分析與計算

2016-02-16 02:16:50苗立俐朱坤琳溫渤嬰

電力建設 2016年2期

關鍵詞：系統

苗立俐，朱坤琳，溫渤嬰

(1.中國農業大學信息與電氣工程學院，北京市 100083; 2.國網北京市電力公司，北京市 100031)

特高壓直流分層接入工程主回路穩態參數的分析與計算

苗立俐1，朱坤琳2，溫渤嬰1

(1.中國農業大學信息與電氣工程學院，北京市 100083; 2.國網北京市電力公司，北京市 100031)

在高壓直流工程規劃設計初期，需要對主回路穩態參數進行計算。首先把特高壓直流分層接入系統簡化為2個單層系統，歸納了單層工程主回路穩態參數計算方法。分析證明了低功率情況下提高換流器無功消耗的2種方法，相應地提出2種無功校驗算法。在低功率情況下，分層工程若一個系統由于無功要求需提升直流電流，則會導致各系統無功校驗后的直流電流不一致。針對此問題，提出了層間計算的解決方法。取各層系統直流電壓的最低值作為層間控制電壓，用此電壓調整換流器的其他控制參數。調整后關斷角、理想空載直流電壓和換流器無功消耗的變化規律用Matlab分析給出。最后，用算例進行了穩態運行特性分析，驗證了本文提出算法的合理有效性。

特高壓直流分層接入工程；低功率；無功校驗；層間計算；主回路穩態參數

0 引言

特高壓直流輸電系統因傳輸容量大、電壓等級高和傳輸距離長等優點在我國迅速發展[1]。特高壓直流輸電分層接入工程是在此基礎上進一步創新和發展的，具有系統短路比相對增大，電壓支撐能力提升，潮流調節更加靈活等優點[2]。目前在規劃建設中的特高壓分層接入工程可達到直流電壓±1 100 kV，輸送功率12 000 MW[3]。可以預見，特高壓分層接入工程在未來電網中占據重要的地位。

直流輸電系統主回路穩態參數計算的目的是在已知額定理想空載直流電壓、分接頭檔位范圍、額定交流電壓等系統條件下，計算在各種工況下直流側和交流側的運行參數，以初步判斷控制角、理想空載直流電壓、分接頭的運行狀況，初步計算各種工況下的無功消耗，繼而為無功補償設備的配備和交流濾波器的設計等后續工作提供參考。文獻[4-8]介紹了常規直流輸電工程的主回路穩態參數計算方法。但現有文獻未針對特高壓分層接入工程的穩態參數進行過討論。文獻[9] 通過PSCAD/EMTDC仿真得出，各分層交流系統間無功耦合程度較弱，可以按系統進行濾波器配備和無功平衡。因此本文探索把分層工程拆分為單層工程計算的可行性。

為保證直流電流不發生電流斷續，一般要求直流系統傳輸的有功功率不低于額定值的10%[1]。在直流工程送端機組初始投產時期或送端水電站進行季節性輸送功率調節等情況下，直流系統會運行在額定功率0.1 pu起始的較低功率范圍內。此時，直流電流較小，換流器的無功消耗也偏小，由于絕對最小濾波器的要求，在不采取措施的情況下直流系統會向交流系統倒送無功功率，這種狀態稱之為低功率運行。低功率運行時，由于無功要求可能存在一個系統被迫提升直流電流，導致各層系統直流電流不一致的情況，而串聯的換流器通過的直流電流是相同的。此時需探討系統最終將穩定在何種運行狀態，以及如何進行此情況下的穩態參數計算。

本文將針對特高壓分層接入工程，探討一種適用于各工況的計算方法，著重討論低功率情況的層間計算問題，并得到相應的穩態運行參數。

1 分層接入工程的系統結構

特高壓直流分層接入工程是指將受端兩極的雙12脈動換流器經高、低端換流變分別連于不同交流系統接線方式下的直流輸電工程[3]。其無功補償設備也分別接入各交流系統，如圖1所示。

圖1 特高壓直流分層接入方式Fig.1 UHVDC hierarchical connection mode

將分層系統等效為直流電流相同的2個單層系統，如圖2、3所示。2個單層等效系統的直流線路電阻和接地電阻各占分層系統的一半。

圖2 系統AFig.2 System A

圖3 系統BFig.3 System B

分層工程的穩態參數計算可以對各層系統分別進行，本文稱其為穩態參數常規計算。常規計算時逆變側各系統的傳輸功率、直流電壓之和等于特高壓分層接入工程的總傳輸功率、總直流電壓[10]，一般情況下各取一半。

2 穩態參數常規計算

2.1 基本流程

分層接入方式指的是受端分層，本節以逆變側為例進行闡述，整流側同理。本文所有下標R代表整流側，下標I代表逆變側，下標N代表額定值。需要依次計算以下各穩態參數[4-8]：

Id=PdR/UdR

(1)

式中：Id為直流電流，kA；PdR為整流側單極傳輸有功功率， MW；UdR為整流側直流電壓， kV。

PdI=PdR-Id2·Rd

(2)

式中：PdI為逆變側單極傳輸有功功率， MW；Rd為單極直流線路電阻， Ω。

UdI=PdI/Id

(3)

式中UdI為逆變側直流電壓， kV。

(4)

式中：Udi0I為逆變側理想空載直流電壓， kV；n為UdI對應的6脈動換流器個數；dxI為換流器相對感性壓降；drI為換流器相對阻性壓降；IdN為額定直流電流，kA；Udi0NI為額定理想空載直流電壓， kV ；UTI為換流器正向導通壓降， kV；γ為關斷角，rad。

(5)

式中μI為換相角，rad。

換流器總是充當交流系統的無功負荷，12脈動換流器消耗的無功功率QdcI滿足關系：

(6)

進行完初步計算之后需進行無功校驗。

2.2 無功校驗的必要性

無功控制的目的在于保證

ΔQ=Qf-Qr-Qdc-Qac=0

(7)

式中：ΔQ為交直流系統無功不平衡量，Mvar；Qf為投入濾波器電容器的無功總量，Mvar；Qr為投入電抗器的無功總量，Mvar；Qac為交流系統吸收的無功功率，Mvar。

高壓直流輸電系統進行無功控制時，在無功不平衡量不為0時，首先考慮的是投切無功補償設備進行無功補償[11]。在直流系統運行時，由于濾波要求，如式(8)，有絕對最小濾波器容量Qfmin的限制[12-13]，Qf≥Qfmin；交流系統無功吸收能力有限，Qac≤Qacmax；一般在直流系統可以進行提高無功消耗的情況下盡量不配備電抗器[14]，系統配備電抗器的總容量記為Qrmax，有Qr≤Qrmax。所以要求Qdc≥Qdcmin，以維持系統的無功平衡[15]，Qdcmin為換流器最小無功消耗。

Qdcmin=Qfmin-Qrmax-Qacmax

(8)

2.3 提高換流器無功消耗的方法

低功率運行時因直流電流較小，換流器無功消耗Qdc一般偏小，此時需要研究提高Qdc的方法。

由式(6)可知，QdcI和Udi0I、Id、γ、μI都有關，為簡化分析，在定功率控制的情況下，分Id不變和Id改變2種情況討論。

2.3.1 調節控制角和分接頭檔位

在直流工程運行過程中一般應保證系統的傳輸直流電壓，因此在分接頭有調節能力時優先進行分接頭調整，此時Id不變。

現有文獻一般靠提高Id來提高QdcI[15-16]。本文提出在Id不變情況下，提高Udi0I和γ也可以提高QdcI。證明過程見附錄A。

由于分接頭檔位數和設備耐壓參數的限制，理想空載直流電壓Udi0有限值[Udi0 min，Udi0 max]，此方法提升無功消耗能力有限。當Udi0碰上限時，由于式(4)的約束，無法繼續通過提高γ來提高QdcI。若此時換流器無功消耗仍不足，需提高Id來進一步提高QdcI。

2.3.2 調節控制角和直流電流

文獻[15]證明了當Id增大，γ增大，Udi0I不變時QdcI會大幅度增大，本文不再贅述。

綜上，常用的提高QdcI的組合為：(1)Id不變，增大γ和Udi0；(2)Udi0不變，增大γ和Id。

通常為保證直流電壓一定，在分接頭有調節能力時優先選用方式(1)提高換流器的無功消耗，當Udi0碰上限時改用方式(2)。

2.4 無功校驗的算法

若式(6)計算出的QdcI小于式(8)的Qdcmin，則保持原來的UdI，令QdcI=Qdcmin。利用牛頓拉夫遜法求解方程組(9)[8]，重新計算Udi0I、γ、μI。狀態變量X1=(Udi0IγμI)T。

(9)

若計算結果的Udi0I在范圍內，則無功校驗結束。此時對應方式(1)。

若計算結果的Udi0I不在范圍內，則令QdcI=Qdcmin，Udi0I為Udi0I的限值，提高Id，重新計算。狀態變量X2=(UdIγμI)T。此時對應方式(2)。

至此無功校驗結束，穩態參數常規計算完成。

3 穩態參數層間計算

3.1 層間計算的必要性

圖1—3所示分層工程各層系統進行常規計算時會出現表1所示的4種情況。當出現情況2、3、4時改用方式(2)，單獨考慮2個受端系統，常規計算后各層系統的直流電流會被迫調整為不相同，而串聯的換流器直流電流相等,一個系統由于無功控制使直流電流發生改變將影響到另一個換流器的運行參數。此時需要探究系統最終將穩定在何種狀態。本文提出此種情況下需進行層間計算。

表1 各系統常規計算時Udi0的碰限狀況

Table 1Udi0condition under each general calculation

3.2 層間計算方法

層間計算和常規計算的思路基本相同，主要在于如何進行層間調控保證各層系統直流電流Id相等。傳輸至受端2個系統的有功功率相同時，Id相等意味著2個換流器的直流電壓Ud相同。

(1)確定層間控制電壓Ud_c

由2.3節反推，若層間控制電壓Ud_c大于換流器的常規控制電壓Ud_g，則會計算出換流器無功消耗不足的結果。所以，取各層系統中常規計算的最低直流電壓作為Ud_c。

(2)確定需要調整參數的換流器m

若該換流器的Ud_g=Ud_c，則不再調整；若該換流器的Ud_g>Ud_c，則此換流器需要調整參數。對應表1情況2時m為B，情況3時m為A。

(3)計算換流器m的控制參數

根據常規計算未進行方式(1)和方式(2)調整時是否滿足Qdc≥Qdcmin的要求，分2種情況。

1)Qdc≥Qdcmin

這類情況下，常規計算有γ=γN。降壓工況γ會大于γN，但降壓工況不會出現Udi0I碰上限的狀況，故不會進入到層間計算環節。所以，若進入到層間計算環節，并滿足Qdcmin的要求，則有γ=γN。

用Ud_c、Pd_m和γN按式(4)—(6)重新計算換流器m的各控制參數。其中，Pd_m為換流器m傳輸的有功功率，Udi0_m、γ_m、μ_m、Qdc_m類似。

2)Qdc

用Ud_c、Pd_m和Qdcmin以牛頓拉夫遜法按方程組(9)重新調整此換流器的各控制參數。

各情況下的確定量和待定量如表2所示。

3.3 層間計算后參數變化規律

(1)有功功率PdI

表2 層間計算的確定量和待定量

Table 2 Constants and variables under calculation between layers

(2)換流器參數γ、Udi0I、QdcI

下面討論層間計算后換流器m的參數變化規律，即分析定功率情況下降低直流電壓的影響。按常規計算未進行方式1和方式2調整時是否滿足Qdc≥Qdcmin的要求，分2種情況。

1)Qdc≥Qdcmin

由前面分析可知，此種情況下，常規計算有γ=γN。此時UdI下降，γ不變，根據式(4)，因Udi0I主要受UdI的影響，Id作用在相對感性壓降部分影響很小，所以Udi0I降低。Udi0I降低后若沒有碰到最低限值，則層間計算后γ=γN，否則γ增大。

令特高壓分層接入工程單極額定傳輸功率PdNR=5 000 MW，UdNR=800 kV，Rd=4.658 Ω，dxI=10%，drI=0.3%，UTI=0.3 kV，γ=γN=17°，Udi0NI=223.93 kV。當單極傳輸功率PdR=500 MW時，Id從0.625 kA增大到0.9 kA，相應的UdI從797.09 kV下降到551.36 kV。用上述數據計算QdcI。在Matlab中繪制QdcI-Id圖形，如圖4所示。

圖4 QdcI隨Id變化曲線Fig.4 QdcI-Id curve

可見，當PdR一定，Id增大，γ=γN時，QdcI是上升的，QdcI-Id是近似于線性的非線性關系。當Udi0I降低后碰到下限，γ增大時，QdcI由于γ增大的影響會更加上升。

2)Qdc

仍以前述數據計算，γ調整為[17°, 40°]的范圍，計算相應的Udi0I和μI，繼而計算出QdcI，如圖5所示。

圖5 QdcI隨Id,γ變化曲線Fig.5 QdcI-Id/γ curve

由圖可見，對于任意一個γ，隨Id增大，QdcI都是增大的；對任意一個Id，隨γ增大，QdcI也是增大的。層間計算后Id增大，所以，對于相同的QdcI，總有一個較常規計算小的γ滿足要求，層間計算后γ減小(由于換流器無功消耗的要求，γ仍比額定控制角大)。可見由于Id增大的影響，提升QdcI至要求值時，γ可以較常規計算時少增大一些。由式(4)可知，UdI和γ均減小，Udi0I也變小。

綜上，在定功率控制模式下，層間計算后被調整的換流器參數較常規計算變化如下：PdI、UdI、Udi0I均下降，若常規計算不需提高Qdc，則QdcI上升，γ不變或增大；若常規計算需采取措施提高Qdc，則QdcI不變，γ降低。

4 實例分析

4.1 穩態參數計算

模擬工程單極PdNR=5 000 MW，額定直流電壓UdNR=800 kV，單極大地工況電阻(直流線路電阻與接地電阻之和)Rd=6 Ω，額定觸發角αN=15°，額定關斷角γN=17°。系統參數見表3。整流側兩換流器相同，各交流系統的絕對最小濾波器個數均為2，各換流器dr=0.3%，UT=0.3 kV。

按2.1節中的方法進行單極大地全壓正送工況計算，結果如圖6—8所示。各圖左下部分有遞增趨勢的曲線代表μ，有與橫軸平行趨勢的線代表控制角α/γ。各圖右下部分曲線代表Qdc，曲線下方的折線代表濾波器投入(電抗器切除)過程，曲線下方折線代表濾波器切除(電抗器投入)過程。低功率部分的計算結果見附表1—4，經驗證符合方程組(9)。

表3 模擬工程系統參數

Table 3 System parameters of simulated engineering

圖6 整流器Fig.6 Rectifier

圖7 接500 kV系統的逆變器Fig.7 Inverter to 500 kV system

4.2 穩態參數分析

由圖7、圖9低功率部分可知，接500 kV系統逆變器的Qdcmin為： (245×2-60×2-190)Mvar=180 Mvar。為滿足Qdcmin的要求，此換流器采用了增大γ，降低UdI的措施。而接1 000 kV系統的逆變器的Qdcmin為(350×2-240×2-286) Mvar=-66 Mvar，在常規計算時滿足Qdc≥Qdcmin的要求，不需進行方式(1)和方式(2)的調整。

但此時接2個系統的逆變器計算出的直流電壓、直流電流不同，需進行層間計算。因接500 kV系統逆變器的降壓情況較為嚴重，調整接1 000 kV系統的逆變器直流電壓至與前者相同。圖9所示過程在實際運行中不會穩定存在，只是計算過程的一個中間步驟。

圖8 接1 000 kV系統的逆變器Fig.8 Inverter to 1 000 kV system

在層間計算中，用確定的傳輸功率和層間控制電壓重新計算接1 000 kV系統逆變器的其他控制參數，最終穩定在圖8狀態。由附表3和附表4的數據可知，調整后受端系統傳輸有功功率PdI變化量僅為0.2 MW左右，不會對有功功率傳輸的穩定性造成較大影響，符合3.3節(1)的分析。從圖8和圖9的對比可以看出，層間計算后UdI下降，Udi0I下降，并且由于分接頭檔位限制Udi0I碰下限，γ上升，QdcI上升，與3.3節(2)中1)的分析一致。由附表3和附表4可以看出調整后的換流器各參數仍在合理范圍內，不會造成逆變器繼發換相失敗等嚴重問題。

圖9 接1 000 kV系統的逆變器(層間計算前)Fig.9 Inverter to 1000 kV system (before the layers calculation)

4.3 方法評價

此方法解決了特高壓直流分層接入工程主回路穩態參數常規計算后各層系統直流電流不一致的問題。經層間計算后，常規計算不需降壓的換流器被迫降壓，會引發控制角增大，產生諧波增加[17]，無功消耗增加等問題。但對于分層系統而言，各層系統的條件不一致，導致運行狀態不一致屬正常現象。此方法綜合考慮了有功功率傳輸的穩定性和無功功率不平衡量對交流電壓的影響，在濾波器、電抗器等無功補償設備配置合適的情況下，可得到各運行參數在控制范圍內的合理結果，符合電網安全穩定運行的要求。

5 結論

本文給出了特高壓直流分層接入工程的主回路穩態參數計算的完整方法：把分層工程拆分為2個單層工程分別進行常規計算，若無功校驗進入到方式(2)，則繼續進行層間計算。通過對實例分析，說明了計算方法合理有效，對實際工程的前期設計具有一定指導意義。得出的主要結論如下。

(1)2種無功校驗的算法對應2種提高換流器無功消耗的方式。方式(1)為調節控制角和換流變分接頭，方式(2)為調節控制角和直流電流。在分接頭有調節能力時優先進行方式(1)控制，否則轉為方式(2)。在低功率運行時，常規計算進入方式(2)后需進行層間計算。

(2)層間計算時，控制電壓應取常規計算各層系統電壓的最低值。常規控制電壓不等于層間控制電壓的換流器需按層間控制電壓和確定的傳輸功率重新調整參數。

(3)層間計算后，換流器較常規計算的變化為：PdI、UdI、Udi0I均下降，若常規計算滿足QdcminI的要求，則QdcI上升，γ不變或增大；若常規計算需采取措施提高無功消耗，則QdcI不變，γ降低。

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(編輯劉文瑩)

附錄A

PdR、Id不變時，由式(2)得PdI不變，由式(3)得UdI不變。由式(4)知，當UdI不變時，提高γ，Udi0I也得到提升。

QdcI和PdI的關系滿足式(A1)。

QdcI=PdI·tanφI

(A1)

其中φI為功率因數角(°)，滿足式(A2)[1]。

(A2)

式(A2)記為f3(φI)=cosφI=f2(γ,μI)，則

(A3)

由式(A1)、(A3)可知，γ增大，QdcI增大。

附錄B

表B1 整流器

Table B1 Rectifier

Analysis and Calculation of Main Circuit Steady-State Parameters of UHVDC Transmission System with Hierarchical Connection Mode

MIAO Lili1, ZHU Kunlin2, WEN Boying1

(1.College of Information and Electrical Engineering, China Agricultural University, Beijing 10083, China;2.State Grid Beijing Electric Power Company, Beijing 100031, China)

It is necessary to calculate the main circuit steady-state parameters at the beginning of the planning and design of HVDC projects. Firstly, this paper simplifies UHVDC transmission system with hierarchical connection mode into two single-layer systems, and concludes the method of main circuit steady-state parameters calculation for single-layer system. Then we analyze two ways to increase the reactive power of converters during low power transmission and present the corresponding reactive power validations. If the DC current increases due to its reactive power requirement in one system, the DC current through the hierarchical systems after reactive power validation will be different in low power condition. Aiming at this problem, we propose calculation between layers as a solution. The lowest DC voltage across the converters of hierarchical systems is selected to be the control voltage between layers, the other control parameters of the converters are adjusted according to this voltage. We analyze the changing characteristics of extinction angle, ideal no-load DC voltage, as well as the reactive power consumption of converter after adjustment with using Matlab. At last, we analyze the steady-state operating characteristics with an example, while verifying the reasonability and effectiveness of the proposed algorithm.

UHVDC transmission system with hierarchical connection mode; low power transmission; reactive power validation; calculation between layers; main circuit steady-state parameters