广东背靠背柔性直流工程最后断路器过电压特性与优化

宋长青，罗新，谢剑翔，郭铸，陈奥博，黄伟煌

（1. 广东电网有限责任公司广州供电局，广州 510620；2. 直流输电技术全国重点实验室（南方电网科学研究院），广州 510663）

0 引言

为化解粤港澳大湾区负荷中心短路电流超标、多回直流同时换相失败以及大面积停电等问题，南方电网首次在粤港澳负荷中心规划建设了广东背靠背柔性直流（简称柔直）（back to back volatage source converter-high voltage direct current ，VSCHVDC）工程，充分发挥柔直可实现电网解耦、灵活功率调控、强暂态无功支撑等能力，优化负荷中心电网结构，提高负荷中心电网运行的灵活性与安全性［1-6］。现已投产的鲁西背靠背柔直、渝鄂背靠背柔直地处非负荷中心，主要用于实现省级电网间分区互联［7-10］。广东背靠背柔直工程地处负荷核心区域，用地资源紧张，换流站交流侧仅有两条交流出线且只有一个下一级变电站，换流器的最后断路器风险较高。换流器的最后断路器是指若换流器与交流电网进行电气连接的最后一个断路器跳闸，换流器与交流电网失去正常连接，此时换流器的换流变网侧会呈现过电压特征，会危及设备的安全。为此，工程中通常配置最后断路器保护，通过检测开关分合位、交流保护跳闸等信号来综合判断最后断路器工况，若最后一个断路器跳闸，则最后断路器保护动作闭锁直流。最后断路器保护动作时间边界与柔直的过压特征以及设备的耐受能力有关。

柔直工程与常直工程的最后断路器过压机理与特性有较大的差别。现有文献对常规直流最后断路器过压特性与保护研究较多［11-20］，常规直流最后断路器过电压只出现在逆变站，是由于直流线路的能量继续通过换流器注入换流变压器（简称换流变）交流侧，进而产生严重的过电压，而整流侧由于晶闸管的单相导通性，不会有能量累积过程。对于柔直工程，整流侧和逆变侧均会出现过电压特征，其过压与柔直自身拓扑以及控制特性强有关。文献［21］针对渝鄂背靠背柔直工程的单相重合闸问题开展研究，指出柔直最后断路器缺相运行因正负序控制不能完全解耦导致故障相出现较高的过电压，提出退出单相重合闸功能来降低过电压风险，但该文献未研究控制策略降低过电压的措施。文献［22］针对张北四端柔直工程最后断路器工况下的过压机理与抑制方法开展研究，指出柔直过压主要由于送端功率盈余与控制器饱和导致，并提出了定有功功率站增加功率-电压协调控制来降低直流过电压，但对于广东背靠背柔直工程，因直流系统差异不存在功率盈余问题，且研究中只考虑最后断路器三相跳闸，未考虑单相跳闸工况。

本文针对广东背靠背柔直工程，对其最后断路器三相与单相跳闸工况下过压特性开展分析，研究柔直最后断路器过压的控制主导特性，并分析了柔直正序调制波限幅取值范围，提出了一种柔直正负序调制波限幅优化策略来降低过电压特征。基于广东背靠背柔直电磁暂态仿真模型进行仿真验证了所提方法的有效性。

1 背靠背柔直最后断路器保护配置

广东背靠背柔直工程采取对称单极拓扑，±300 kV，每个换流单元1 500 MW，双单元并列，其最后断路器保护典型配置如图1 所示，直流换流站在每个换流单元两侧的单元控制系统中配置了最后断路器保护，通过检测本站交流场开关分合位置与交流保护动作信息判断换流器与交流出线连接情况［23］。在下一级变电站配置最后断路器判别装置，通过检测交流进线在下一级变电站的进串的开关与保护动作信息，若交流出线均失去后，发闭锁命令给换流站单元控制系统执行。

图1 背靠背柔直最后断路器保护配置图Fig. 1 Configuration diagram of back-to-back VSC-HVDC last breaker protection

最后断路器保护基于检测开关分合闸位置以及交流保护动作的原理，可精确识别最后断路器工况，但信号的采集需要时间，特别是下一级变电站配置的最后断路器判别装置其闭锁信号传递至换流站需要站间通信延时。在最后断路器保护动作闭锁直流前，柔直往换流变网侧配置的A 型避雷器持续注入能量。因此，最后断路器保护动作时间需与A型避雷器耐受时间进行配合，避雷器耐受时间需大于最后断路器保护动作时间。一方面可通过增加A型避雷器并联的柱数以提高避雷器耐受时间，但会增大避雷器造价，且避雷器并联柱数过多涉及一致性问题；另一方面通过优化柔直控制策略来降低柔直的过电压特征，进而增加避雷器的耐受时间，本文对该思路开展研究。

2 背靠背柔直最后断路器过电压特性

2.1 广东背靠背柔直控制策略

广东背靠背柔直工程基本控制原理如图2 所示［24-25］，柔直换流站通过交流断路器QF接入电网。通过控制柔直换流变阀侧电压UVSC与电网电压Usys的相角δ与电压差值分别进行有功功率P与无功功率Q的控制。

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

根据上述基本原理，广东背靠背柔直单元控制器架构设计如图3所示。

图3 柔直控制器正负序控制框图Fig.3 Control block diagram of VSC positive and negative sequence

采取双闭环以及正负序控制，有功功率从交流电网流入换流器为正，无功功率从换流器流入交流电网为正。正序控制器用于正常的功率或直流电压控制，其外环为有功功率/直流电压、无功功率控制，内环为阀侧电流控制，内环输出经正序限幅umaxP后产生正序调制波urefABCP。负序控制器主要用于交流电网发生不对称故障时，将负序电流控制为0，避免桥臂过流，负序控制只有阀侧电流内环控制，电流参考值为0，内环输出经负序限幅umaxN后产生负序调制波urefABCN。正序和负序调制波叠加作为阀侧电压UVSC的调制参考波。

从上述原理可以看到，若交流断路器QF 出现单相或三相跳闸，导致柔直与交流电网失去电气连接，柔直控制器失去网侧电压Usys作为基准，控制器易失控且达到限幅值，在换流变的阀侧和网侧产生较高的电压。工程中，换流变阀侧避雷器动作水平高于换流变网侧，在最后断路器工况下，换流变网侧配置的A 型避雷器会先动作，另外，换流变网侧过压会导致换流变饱和，变压器饱和特性带来的谐波电流会进一步恶化柔直控制器响应，导致过压特征更加复杂。

2.2 最后断路器工况过压特性分析

柔直最后断路器工况大致分为两类，一类是最后断路器发生三相跳闸，该工况主要体现在母线发生故障或最后一条交流出线发生三相故障跳闸；另一类为最后断路器发生单相跳闸，该工况主要体现在最后一条交流出线发生单相故障且单相重合闸功能投入或单相断路器偷跳。这两类最后断路器工况下，柔直控制器的响应以及过压特征会有较大差别，下面分别进行分析。为关注柔直过压特征与控制特性的关系，分析中先不考虑换流变饱和特性。

1）最后断路器三相跳闸过电压分析

最后断路器三相跳闸后，由于没有电流回路，阀侧三相电流会降为零，柔直正序控制器阀侧电流内环输出进入饱和；对于负序控制器，其电流参考值本身为0，负序控制器调制波输出会较小。此时换流变网侧交流电压主要由柔直自身控制能产生的最大交流电压决定。当调制比为1 时，柔直在换流变阀侧产生的交流电压最大，该分量的幅值等于直流电压。广东背靠背工程整流侧控制直流电压，逆变侧控制有功功率，因控制模式差异，整流侧和逆变侧的过压特征会有差别。

当整流侧换流器的最后断路器三相跳闸时，直流电压降低，逆变侧因电压裕度控制会接管直流电压，直流电压会稳定在0.9 p.u.，此时在整流侧换流器阀侧能产生的最大电压为270 kV，按变压器变比，并考虑分接头档位处于最大的+4挡，对应的网侧电压最大为496.1 kV。仿真结果如图4 （a）所示，交流电压峰值维持在500 kV 左右，因存在一定负序电压，三相电压峰值有些波动。

当逆变侧三相故障时，整流站继续将直流电压稳定在1.0 p.u.，此时在逆变侧换流器阀侧能产生的最大电压为300 kV，按变压器变比，并考虑分接头档位处于最大的+4 挡，对应的网侧电压最大为551 kV。仿真结果如图4 （b）所示，交流电压峰值维持在550 kV左右，也存在一定的负序分量。

2）最后断路器单相跳闸过电压分析

当最后断路器发生单相跳闸导致缺相运行时，由于负序阀侧电流控制器目标是将负序电流控制为0，为满足负序控制目标，需三相电流均降为0；而正序阀侧电流控制器因外环控制器输出的目标不为0，进而在缺相运行工况下，正负序控制器控制最终稳态不一致导致控制器饱和。另外，不同于最后断路器三相跳闸，缺相运行时阀侧中性点电阻以及直流电压分量中会有较大的不平衡分量的电压，此时，换流变网侧交流电压的峰值等效为柔直控制器正序电压输出与不平衡分量之和，因有较大不平衡分量的存在，单相跳闸时网侧的过压会比三相跳闸时要严重。图5 为柔直在同样工况下分别发生单相与三相跳闸波形。

图5 最后断路器单相与三相跳闸对比波形Fig.5 Comparison waves of single-phase and three-phase tripping of last breaker

可以看到整流侧单相跳闸的过压为1.77 p.u.，而三相跳闸过压为1.16 p. u.，逆变侧也是如此，最后断路器单相跳闸柔直过电压比三相跳闸要严重得多。

下面研究缺相运行时不平衡分量的影响因素。以A 相跳闸为例，采取序阻抗分析法，故障点的边界条件为：

可以得到：

式中：ΔUa、ΔUb、ΔUc分别为三相端口的电压差；Ia、Ib、Ic分别为每相电流；U̇a1、U̇a2、U̇a0分别为正序、负序、零序网络的电压；İa1、İa2、İa0分别为正序、负序、零序网络的电流。

由式（1）可得如图6 所示的A 相缺相时的序网络图。U̇MMC1、U̇MMC2分别为柔直控制器正序电压、负序电压的输出。

图6 A相缺相正负零序网络图Fig.6 Positive, negative, zero sequence network of phase A tripping

根据叠加原理，U̇a0的电压由两部分决定，一部分为U̇s和U̇MMC1正序电源在回路中产生的电压，另一部分为U̇MMC2柔直产生的负序电压。整个系统中，正负零序阻抗由电网结构与柔直变压器接线方式有关，能够改变的是柔直控制器的正序电压与负序电压输出，故可通过优化柔直正负序电压输出的限幅策略来降低过电压大小。

3 最后断路器过压优化策略研究

根据上述过电压分析，可以看到背靠背柔直最后断路器过电压呈现以下特征：过压特征与柔直正负序控制强相关；单相跳闸比三相跳闸过压严重；整流侧和逆变侧因控制模式差异过压特征不同。

为此，在工程建设初期，可采取运行管控措施，退出交流出线的单相重合闸功能，在线路发生单相故障时直接跳三相断路器，可增加最后断路器保护动作时间裕度。以双单元运行，输送功率为3 000 MW，逆变侧交流出线发生单相故障为例。经仿真计算，停用单相重合闸后，交流出线发生单相故障后直接三相跳闸，经270 ms达到避雷器最大耐受能力10 MJ。若单相重合闸投入，则交流出线发生单相故障后单相跳闸，则80 ms 达到避雷器最大耐受能力10 MJ。但该措施会降低柔直带两条出线运行时的可靠性，且不能防范最后断路器单相偷跳。

下面探讨优化柔直正负序调制波限幅来抑制过电压的措施。当前柔直控制器设计中正序和负序分量的最大值限幅一般均设定为1.2。正序控制器用于正常的功率或直流电压控制，其稳态运行时最大为1.0 p. u.，工程中限幅一般取1.2。正序调制波限幅不宜过大，过大容易出现过调制，按照广东背靠背主回路参数设计，调制比为1 时，对应的调制波为1.22 p. u.。该值也不宜过小，正序电压一般在在交流故障清除后功率恢复期间，允许存在一定的过压以便快速恢复功率，另外若系统发生高电压穿越，柔直提高阀侧电压以便于跟随交流电压的变化，减少直流的暂态过压过流，按现在1.3 p.u. 的高穿要求，正序限幅不建议进一步减小。

负序控制器主要用于交流系统发生不对称故障时，将负序电流控制为0。其稳态运行，由于交流电网负序分量很小，负序控制器输出为0 p. u. 左右。在交流系统发生故障期间，控制器输出负序电压来抑制负序电流。交流系统不对称故障主要包括单相接地、两相接地以及两相短路。下面采取不对称短路序阻抗法分析故障期间柔直所需最大的负序电压分量，故障回路中正序阻抗与负序阻抗相等，变压器阀侧经大电阻接地，零序阻抗远大于正序阻抗。为此，3 种不对称故障下的负序电压可以简化表达如式（4）—（6）所示。

单相接地故障时有：

两相接地故障时有：

两相短路时有：

式中：X1∑、X2∑、X0∑分别为正序、负序以及零序等效电抗；U̇fa2为负序电压分量；U̇ (0)f为短路发生前故障点电压，故障前为1 p.u. 左右。

柔直负序阀侧电流控制采取基于负序电压前馈的电流闭环控制，为此，前馈电压最大值为0.33~0.5 p. u.，电流PI 控制环节也需一定的调节范围。交流系统不对称故障时，正负序电压调制波幅值仿真结果如图7 所示，负序调制波的仿真结果与上述理论分析结果一致。另外，在系统发生不对称故障时需要柔直产生负序分量时，正序分量因交流故障也在降低，故可设计正序和负序电压综合限幅。

图7 逆变侧交流系统不对称短路故障时仿真结果Fig.7 Simulation results during asymmetric faults of AC system at inverter side

为此，本文提出一种柔直正负序调制波限幅优化策略。正序调制波限幅1.2 p.u.；负序调制波限幅0.7 p.u.，且设计综合限幅策略，按照正序分量与负序分量的叠加不超过1.2，优先正序电压输出，该策略可在正序电压输出较大时进一步降低负序电压。优化后的正负序调制波限幅分别如式（7）—（8）所示。

式中：umaxP为正序调制波幅值；umaxN为负序调制波幅值。

4 仿真验证

本文基于广东背靠背柔直工程EMTDC 电磁暂态仿真模型，开展了柔直正负序限幅优化前后对系统正常交流故障穿越性能以及最后断路器动作时间裕度提升的验证工作。仿真中A 型避雷器能量最大为10 MJ，动作电压为578 kV，仿真中先不考虑换流变饱和特性。

以对负序电压分量需求较大的逆变侧交流系统两相短路为例，对比优化前后对交流故障穿越性能的影响，仿真结果如图8 所示。对比有功功率与A相桥臂电流波形，两者波形重叠，本文所提方法不影响交流故障穿越的动态性能。

图8 优化前后交流系统两相短路故障波形Fig.8 Waveforms before and after strategy optimization within two phase AC Short circuit fault

以最后断路器A 相跳闸为例，对比优化前后对整流侧和逆变侧最后断路器时间裕度的影响，如图9 所示。优化后，A 相过电压程度明显降低。对于整流侧，从断路器开始跳闸达到避雷器最大耐受能力10 MJ 的时间从12.8 ms 提升至133 ms，过电压峰值从762 kV 降低至704 kV 。对于逆变侧，从断路器开始跳闸达到避雷器最大耐受能力10 MJ 的时间从19.2 ms 提升至70 ms，过电压峰值从760 kV降低至692 kV 。可以看到控制策略优化对最后断路器保护动作的时间裕度显著提升。

图9 优化前后柔直最后断路器单相跳闸波形Fig.9 Waveforms before and after strategy optimization within single-phase tripping of last breaker

在考虑换流变饱和特性的情况下通过仿真来检验本文所提策略是否仍有效，换流变饱和电压为1.1 p. u.，仿真结果如图10 所示。对比图9 结果，可以看出换流变饱和特性可以抑制过电压特征，在控制策略优化前的避雷器达到最大耐受能力的时间增加，但也导致交流电压存在较大的谐波分量，会使控制器的响应特性更加复杂。图11 给出了采取优化措施后考虑换流变饱和特性以及未考虑换流变饱和特性下柔直控制器中正负序调制波幅值输出的对比结果。在暂态过压中换流变饱和导致控制所用的阀侧电流和交流电压出现大量的谐波分量，故控制器输出也存在大量的谐波分量，反过来柔直控制产生的谐波电压也会影响变压器饱和过程，使得整个过压特性更加复杂。另外，本文所提的控制优化方法仍有效，对于整流侧，优化前后避雷器达到最大耐受能力的时间从52.6 ms 提升至106 ms；对于逆变侧，避雷器达到最大耐受能力的时间从39.9 ms提升至51.6 ms。

图10 考虑换流变饱和特性最后断路器单相跳闸故障波形Fig.10 Single-phase tripping fault waveforms of last breaker considering transformer saturation characteristics

图11 未考虑以及考虑换流变饱和特性下控制器输出对比Fig.11 Comparison of controller outputs considering or not considering transformer saturation characteristics

采用优化措施后，经仿真计算，交流出线单相故障单相跳闸下，最严苛的动作时间为70 ms 达到避雷器最大能量，考虑到最后断路器保护动作时间不会超过30 ms，当前过电压特性已可满足最后断路器保护动作时间需求。故运行中可不采取运行管控措施，单相重合闸功能可保持投入。

5 结论

本文针对广东背靠背柔直工程的最后断路器过电压特性与优化策略开展了研究，主要结论如下。

1） 广东背靠背柔直最后断路器过电压呈现以下特征：过电压特征与柔直正负序控制强相关；单相跳闸比三相跳闸过压严重；整流侧和逆变侧因控制模式差异过压特征也不同；换流变饱和特性会抑制过电压但会使控制响应更加复杂 。

2） 分析了柔直正序调制波限幅取值范围：柔直正序调制波限幅最大值应不超过直流调制比，最小值应充分考虑动态性能与高电压穿越需求，广东背靠工程可按1.2 p.u. 设计；柔直负序调制波限幅主要考虑交流不对称故障期间负序电流抑制，可按不低于0.7 p.u. 设计。

3） 本文提出了一种柔直正负序调制波限幅优化降低过电压方法，仿真验证表明该策略不影响交流故障穿越影响，能显著降低过电压特征，对于整流侧单相跳闸，最后断路器保护动作时间裕度提升53 ms；对于逆变侧单相跳闸，最后断路器保护动作时间裕度提升了11 ms。

本文研究成果已落实在广东背靠背柔直工程中，工程采取了本文所提的正负序调制波限幅值。并根据故障特征，在整流侧和逆变侧均投入了最后断路器保护，断路器分位和交流保护动作均按三取一原则进行设计。