呼伦贝尔—辽宁高压直流输电系统运行仿真 69页

图书分类号：U．D．C．：工学硕士学位论文呼伦贝尔一辽宁高压直流输电系统运行仿真硕士研究生：导师：申请学位级别：学科、专业：所在单位：答辩日期：授予学位单位：韩来文严干贵副教授工学硕士电力系统及其自动化电气工程学院2007年3月东北电力大学 摘要高压直流输电(HVDC)作为一种经济高效的输电方式，可以满足超远距离、超大容量电力传输的需要。目前，东北电网存在着内蒙东部电网电能过剩却无法将多余电能送到迫切需要电能的辽宁中部这样一个矛盾，呼伦贝尔一辽宁高压直流输电工程就是为了提高输电能力、解决东北电网北电南送问题而规划建设的。本文根据高压直流输电基本原理，对呼一辽HVDC系统的建模、无功补偿及滤波、运行过电压及附加控制等问题进行了深入细致的研究。本文首先依据呼～辽高压直流输电工程可行性分析报告，通过详尽的计算，建立了HVDC中各电气元件的数学模型，并基于电力系统暂态分析程序PSCAD饱MTDC，构建了呼一辽HVDC系统初步的仿真平台。高压直流输电系统接入电网后，无论运行在何种方式下，均需从系统中吸收大量的无功功率；并且HVDC系统相对于整个电网来说，是不可忽视的谐波源。为了保证HVDC系统接入电网后的电能质量，在呼一辽HVDC系统仿真平台的基础上，对其无功消耗、交直流系统的无功交换、无功补偿等问题进行了定量的计算，并分析了无功补偿设备的选取、配置、分组；同时也对HVDC系统交直流侧谐波特征及抑制问题进行了研究。这样就使呼一辽HVDC系统仿真平台更加完善，更能全面地反映系统的运行特性。HVDC系统初次起动或故障消除后起动前的开路试验中包括可控硅组件在内的各部分存在着过电压问题；另外，由于某种原因导致的整流侧以全电压对直流线路充电，也可能使整个HVDC系统因过电压而崩溃。最后，本文基于仿真平台，分析研究了上述过电压的危害，并提出了抑制过电压的措施。本文的研究结果对呼伦贝尔一辽宁高压直流输电系统的参数设计及运行控制有着比较重要的实用价值，为工程实践提供了比较详细的理论参考。关键词：高压直流输电(HVDC)；呼一辽HVDC系统工程；无功补偿；全电压起动过电压；直流系统开路试验 东北电力大学硕l。学位论文AbstractAsaneconomicalandefficientpowertransmissionmode．High—VoltageDirect．Currenttransmission(HVDC)Canfulfiltherequirementoftheultra-longdistanceandultra-highcapacityelectricpowertransmission．AtpresenLthereissurpluselectricpowerintheeastpartofInnerMongoliapowergrid，andtheloadrequireslotsofelectricpowerinthemidstofLiaoningprovince，itbecameacontradiction．ThefirstHVDCengineeringofChinaNortheastPowerGridemerges船thechance．BasedonsummingupthebasicprincipleofHVDC，themodelofHulunbeier-LiaoningHVDCproject，reactivepowercompensation，overvoltageandcomplementarycontrolareprofoundlystudiedinthispaper．AccordingtothefeasibilityanalysisreportofHu-LiaoHVDCproject，throughelaboratetheoreticalanalysisandaccuratecalculation，themathematicmodelsofelectriccomponentshavebeenmodeled．SotheentiremodelofHu—LiaoHVDCprojecthasbeenconstructedbasedontheelectricpowersystemtransientanalysissimulationsoftware．PSCAD／EMTDC．itwasfoundedasasimulationplatformforfurtherstudying．‘BasingonthesimulationplatformofHu·LiaoHVDCtransmissionsystem，thereactivepowerconsumptionofthesystem，thereactivepowerexchangebetweenACandDCsystemandthereactivepowercompensationwerecalculatedquantitatively,thereactivepowercompensationdevicestotalcapacity,selection,configurationanddivisionintogroupswerealsoanalyzedsystematically．ThenthefeatureandrestraintoftheharmonicwavesofHVDCiSalsostudied．ThereistheseriousvoltageprobleminHVDCopenlinetestbeforeitsnormalstarting，theopenlinevoltageandenergizationcurrentinfluenceareineverypartofHVDCincludingthyristor(siliconcontrolled)groupware．AndrectifiersCanenergizeDCtransmissionlineswithfull—voltageforsomeparticularreasons，itcandevastatethewholeelectricpowergridbecauseofovervoltage．Finally,theanalysisWascarriedthroughdeeplyinthispaperandthemeasureof overvoltagelimitationⅥ，嚣alsoputforwardbasedonthesimulationplatformofHu—LiaoHVDCtransmissionsystem．Thisresearchhasimportantpracticalvalueforparameterdesignandoperationcontrol，itwillplaytheoreticalandapplicableroleinextendedindustryapplicationofHu-LiaoHVDCtransmissionsystem．Keywords：Hi曲·VoltageDirect-Currenttransmission(I-IVDC)；Hu-LiaoHVDCtransmissionsystem；reactivepowercompensation；overvoltageduringfull—voltagestarting；HVDCopenlinetest 论文原创性声明本人声明，所呈交的学位论文系在导师指导下本人独立完成的研究成果。文中依法引用他人的成果，均己做出明确标注或得到许可。论文内容未包含法律意义上已属于他人的任何形式的研究成果，也不包含本人已用于其他学位申请的论文或成果。本人如违反上述声明，愿意承担以下责任和后果：1．交回学校授予的学位证书：2．学校可在相关媒体上对作者本人的行为进行通报：3．本人按照学校规定的方式，对因不当取得学位给学校造成的名誉损害，进行公开道歉；4．本人负责因论文成果不实产生的法律纠纷。论文作者签名：论文知识产权权属声明年二L月上：厶日本人在导师指导下所完成的论文及相关的职务作品，知识产权归属东北电力大学。学校享有以任何方式发表、复制、公开阅览、借阅以及申请专利等权利。本人离校后发表或使用学位论文或与该论文直接相关的学术论文或成果时，署名单位仍然为东北电力大学。论文作者签名：导师签名：日期：遨年土月丛日月期：兰!12年i月上217t 第l章绪论第1章绪论1．1课题背景及研究意义1．1．1高压直流输电的特点及其发展应用直流输电是指以直流的方式实现电能传输，因其独具包括稳定性优越、可实现大电网非同步互联等在内的突出的技术经济优势，故在远距离、大容量输电及电网互联、电缆送电等方面能够发挥重要作用。高压直流输电(High-VoltageDirect．CurrentTransmissionSystem，HVDC)独有如下技术经济优势【1】：(1)稳定性能优越(2)有效限制短路容量(3)调度、控制性能极为优越(4)对于长距离大容量输电，经济性显著(5)节约走廊，节省占地，有利于可持续发展(6)抗故障能力强(7)电容充电电流小我国对高压直流输电系统的研究和应用虽不是很早，但发展很快，尤其是近年来，我国高压直流输电的技术和应用都走在了世界的前列；预计在不久的将来，我国高压直流输电将在容量上位居全球第一。我国从20世纪80年代开始建设直流输电工程，至JJ2006年底建成和正在建设的直流输电工程已达十余项[21。按规划，至U2020年，我国直流输电工程达到25项，直流输电总容量可能超过60GW。在当前西电东送、南北互供和大区联网等我国电力工业发展战略方针的指引下，作为一种经济高效的输电方式【3】，高压直流输电展现在我们面前的将是其广阔的发展前景。由此可见，深入研究高压直流输电具有重要的经济和社会意义。 东北电力人学硕I学位论文1．1．2呼伦贝尔一辽宁HVDC系统概况东北电网首条高压直流输电线路——呼伦贝尔一辽宁高压直流工程建设的目的是为了解决内蒙东部电网功率过剩(“窝电”)而同时辽宁中部却有能源缺口的矛盾14J。呼伦贝尔电厂(包括1、2、3厂)建成后，与伊敏电厂的总容量共达5800MW，除黑龙江东北部电网及内蒙东部电网就地消耗外，仍需通过呼一辽直流工程外送3000MW的功率。呼～辽直流输电工程初步规划为：直流电压±500kV(双极双桥)，输送容量3000MW，线路长度987公里。送端(呼伦贝尔)换流站选址伊敏，受端(辽宁)换流站选址长岭。接入方案：呼伦贝尔换流站500kV交流出线4回，其中呼伦贝尔l厂～换流站一回(100公里)，呼伦贝尔2厂～换流站两回(10公里)，呼伦贝尔3厂～换流站一回(40公里)，呼伦贝尔1厂一呼伦贝尔3厂一回(80公里)，直流线路l回；辽宁长岭换流站出两回500kV线路接入新建的鞍山变，每回线路长度约51公里。呼伦贝尔换流站配置12台300MVA单相双绕组换流变压器，±500kV直流出线1回，接地极出线1回；6回500kV交流出线。辽宁长岭换流站配置12台285MVA单相双绕组换流变压器，±500kV直流出线1回，接地极出线1回；500kV交流出线6回至鞍山变电站。1．2国内外高压直流输电(I{1、，DC)的研究现状1．2．1HVDC系统的研究现状HVDC技术的发展与换流技术(特别是高电压、大功率换流设备)的发展有密切的关系，因为HvDC系统的核心部分是换流器，而构成换流器的基本元件又是换流阀，换流阀技术的发展就代表了HVDC技术及其研究的发展。近年来，除了有电力电子技术的进步推动外，由于大量直流工程的投入运行，直流输电的控制、保护、故障、可靠性等多种问题也越发显得重要。多方面的研究及综合应用使得直流输电的一些关键技术有了新进展，相关部分的发展和研究 第1章绪论也随之不断进步。HVDC系统的研究领域涉及了电力电子技术、电力系统稳定、自动控制、继电保护技术以及电气设备材料科学等。目前，国内外对于HVDC系统技术的研究多集中在以下几个方面：(1)基于电压源换流器的HVDC输电技术传统直流输电采用自然换相的换流器技术，其最主要的缺点是因触发延迟角或称移相触发角口(一般为100～150)和熄弧角或称关断越前角y(一般为150或更大)的存在及波形的非正弦，传统的直流输电要吸收输送直流功率的40％～60％无功功率，这需要大量的无功补偿和滤波设备。而大量的无功补偿设备配置之后，系统甩负荷时会出现无功过剩，又将导致过电压的发生。若能让换流器工作在触发延迟角口<0、熄弧角y8kV、稳态直流电流2．2kA(允许结温≤90℃)的晶闸管。阀组回路如图2—5所示。 第2节呼一辽HVDC系统的构成与建模每个换流鼍尹4＼a、b)c)J埒鞫斗寻斗争爝3阿一e1图2-4换流阀接线G图2-5阀组回路阀组保护各组成元件的作用见表2—1。阀组保护各元件参数计算如下：．9．流阀部件 东北电力大学硕L学位论文表2—1阔组保护各组成元件作用元什名称作用静态均址电阻月使晶闸管处于正常截止状态时电压均匀分布。均压电容Ci实现晶闸管关断时的暂态均压。阻容分压电路限流电阻R，限制品闸管开通时均压电容Ci的电流；开通时暂态均压；限制dV／dt。阻尼电阻R，抑制换相振荡，对陡度比较平缓的操作过电压，也可改善组问电压分布。阻尼电容C2陡坡均砸电容C3在陡坡冲击下改善阀内电堆分布。闭极电感三开通时暂态均压；抑制dV／dr：兼顾开通时限制d／／dt；抑制换相振荡。(1)静态均压电阻选择每个元件可能承受的最大电压p衍取8．5kV；晶闸管元件规定的最大漏电流Ib=10mA，电压差别限制在lO％以内(即m=10)。R．_．m!奠：一lo×8500；85000f2：85地：100』61000．01(2)元件均压电容C，选择元件承受最大电压％=8500V，允许电压偏差△％=8500×10％=850V；并设剩余载流子差值：△Q=85，C；则：C1=等=盖=o．1胪(耐压取1。kV与晶闸管配合)(3)元件限流电阻选择(阻容分压电路)由：cl=o．1／tF；tl=4cl=40．1=0．31623；％=％=8500V；iro≈500A；iF≈O；有：耻剐踽]=盖，n[坐学]。Q：11n8444．4794]≈!：!x2．1335。5．3974t-"20．31623＼1000，0．31623-lo． 第2审呼一辽HVDC系统的构成’j建模取100。(4)组件电容。和电阻彤每个组件阻尼电阻彤取800Q，每个组件阻尼电容c2取O．3laF。(5)陡坡均压电容。的选择杂散电容Cs=1000PF，组件数疗=12，电压差别限制在10％以下。苏U=生3·苦川％c，=堡3圳oox"匕§mCjj|：赃G=31×2。z．1x10-9=0．48x10-6Fz．0．5∥。(6)阳极电感工的选择由△K=-鲁·u·址可得：三=R1·u·缸／△K。而：△K=850y；△，=2廊；u=6×8．5。i1=25，5×103矿；Rl取10。；则：工=10x25．5x103×2x10_6／850≈0．6x10。H：取0．6mH。阀组保护元件参数计算结果见下表：表2-2阀纽保护元什参数元件数值静态均胜电阻R85翩0均压电容C10．1腰阻容分压电路限流电阻R．10Q阻尼电阻尺，800Q阻尼电容C，0．3uF陡坡均熊电容C，0．12征阳极f乜感工0．6nzH2．3．2换流阀等值保护元件等值：C2／6=0．3／6=o．05“F；6Rzz5000Q；6L=3．6mH；C3／6mO．02／_F。换流阀等值模型见下图： 2．4换流变压器建模0．05／矿50()Oo图2—6换流阀等值模型换流变压器是整个直流输电系统中必不可少的重要设备。在整流站，用换流变压器将交流系统和直流系统隔离，通过换流装置将交流网络的电能转换为高压直流电能，利用高压直流输电线路传输：在逆变站，通过换流装置将直流电能转换为交流电能，再通过换流变压器送到交流电网；从而实现交流输电网络与高压直流输电网络的联络。另外，换流变压器还有下列功能：提供相位差为300的12脉波交流电压，以降低交流侧谐波电流，特别是5次和7次谐波电流；作为交流系统和直流系统的电气隔离，削弱侵入直流系统的交流侧过电压；通过换流变压器的阻抗限制直流系统的短路电流进入交流系统；通过换流变压器可以实现直流电压较大幅度的分档调节。换流变压器参数计算确定过程如下f14_16】：(1)换流变阀侧交流额定电压Uvu确定Uw=掣×兰=邋(2一1)4231．35式中：％。为一个6脉动换流器的理想空载直流电压。对于整流侧：‰=赢(再UduR丽／n)+UT(21)cosgⅣ一tdxⅣ日+口，眦，式中．：即为每极6脉动换流器数，对于本课题研究的呼一辽HVDC系统每极1组12脉动换流器，则疗=2；乩。为整流侧额定直流电压；坼为换流阀正向导通压降：a★为整流侧额定触发角；磊为逆变侧额定熄弧角：反。、‰为对应于 第2幸呼一辽HVDC系统的构成与建模换流变额定抽头位置的整流侧与逆变侧的直流感性压降标幺值：d赢、d。分别为对应于换流变额定抽头位置的整流侧与逆变侧的直流阻性压降标幺值；月。为直流输电线路电阻：‘为额定直流电流。d。、d。与换流阀换相过程密切相关，表征换相电抗，主要包括换流变压器的漏抗及其他在换相回路中影响换相的电抗，近似认为：2dⅢ“换流变短路电压ur标幺值+RLC回路电抗压降标幺值由于换流变的漏抗起主要作用，所以可近似认为：‰*V2u。。直流电阻性压降d。、d。也是反映换相过程的参数，主要代表在换相过程中换流变与平波电抗器中的负荷损耗以及换流阀中的负荷损耗，氐可以表示为：dw=P。／(umovIdu)+2xRlhI“}U㈣式中：吃为换流变及平波电抗器的负荷损耗；如代表二个6脉动阀换流器同时导通时的损耗。本文参考三峡一常州直流输电工程，取U撇=500kV、珂=2、Ur=0．3kV、aN=150、6N=171td％NR=dxm=0．09、dr《R=drm=Q．005、idq=5kA、％=10Q，代入式(2_2)，计算如下；【，㈣=【(500／2)+o．3]／[cosl5。一(0．09+o．005)】=287．395kV对于逆变侧：(缘出)一Ur玩一2丽爵n瓦再丽‘2—3’cosyN一Ⅵm|+dⅢ|)将上述数据代入式(2—3)，计算如下：(500-10x3)一0．3‰2忑丽南面而面观74’164w由以上求得额定电压为500kV情况下：U∞№=287．395kVU女Ⅲ=274．164kV；代入式(2一1)，可得：Um=212．885kV、c，Ⅲ=203．885kV。 东北f乜力大学硕}+学位论文(2)换流变阀侧交流额定电流锄确定若把理想换流回路的阎侧电流毛的波形视为幅值为L(直流电流)，长为120。的方波，则对于每个6脉动换流器，换流变阀侧交流电流的有效值可以表示为：，厉IⅢ=专iⅢ=Q．816i∞、『j式中：‰为换流变阀侧额定交流电流有效值；k为额定直流电流。代入k=3kA可得lvu=2．448kA。(3)换流变额定容量跏确定对于12脉动换流器，采用单相双绕组换流变的额定容量为：sN=孤^代入UM=287．395kV、lau=3kA，300．807MVA。(4)换流变短路电压百分值：15％。(2—4)可得单相双绕组换流变的容量为(5)换流变有载分接头调节范围确定在已知：直流额定电压UⅢ=_+500kV，直流额定电流Ia,v=3．0kA，交流网侧额定电压u。=525kV，交流网侧最高运行电压Uhl"。=550kV，整流侧正常触发角Or"Ⅳ=15。，直流架空输电线路每极正常直流电阻Rt。=10．OQ，降压运行要求的直流电压Ⅳ毋=350kV，降压运行时的最低直流功率要求为只。=2100MW，换流器直流感性压降d。=9％，换流阀正向导通压降U，=0．3kV。根据上述基本数据选择整流侧换流变压器正分接头范围如下：当交流网侧电压为额定电压、阀侧空载电压为额定理想空载电压时的变比规定为0抽头位置，其相应的变比值为：以一2￡，U。IN2鳖UIN。12巫525=2·468√23√2×3当直流电压降至额定的70％，单极输送功率为规定的最小值易。=1050MW时，要求的正抽头位置应处在最大抽头位置。这时的阀侧理想空载电压为： 第2帝呼一辽HVDC系统的构成与建模，，3，50+O．3+(O．09+0，005)×los03／350×287．395202．603umm2』——————CO忑S■—L—一。i口∞S“此时应加大口角运行，取口=38。，则U“oR=202．603／cos380=257．107kV当U。。=257．107kV、Ujm。=550kV时，换流变的变比相对于正常变比‰=2．468的倍数为：‰=等‘琶=嚣×焉矗Ⅲ若取分接头级差为1．25％，则所需的正级数为：+‰=器却嬲硝表2-3换流变压器参数项目参数抉流变阎侧交流额定电压U啪=212．885kVUw=203．885kV换流变同侧交流额定电流Im=2．448kA换流变额定容量(单相)SⅣ=300．807MVA换流变短路电压百分值‰％=15％换漉变有载分接头调节范围级差1．25％，级数15。2．5电源(两端交流系统)模拟2．5．1交流系统强弱的衡量高压直流输电系统和交流系统相互连接，从而形成交、直流系统之间的相互作用，尤其是与弱交流系统连接时，会带来电压不稳定性、暂态不稳定性、 东北电力大学硕卜学位论文动态过电压和谐波不稳定等一系列阀题，这些都对HVDC的分析研究造成了大量有别于纯粹的交流系统的问题和困难。在对交直流混合系统的实际研究中，采用短路比(SCR)的概念【loJ来定义交流系统的强弱。SCR定义为交流系统短路容量与直流换流器额定功率之比，即：。，。交流系统短路容量(MVA)乩^2百丽丽磊丽虿丽甄面而交流系统短路容量(SCMVA)由下式(未考虑无功补偿设备)得出：SCMVA=v：|z。式中："．是额定直流功率下的换相母线电压(kV)；Z，，是交流系统的戴维南等效阻抗。考虑无功补偿设备的影响则更有实际意义，因此有了有效短路比(ESCR)的概念：一=堕燮篙端篇秦篙掣。考虑到HVDC控制系统的作用，交流系统强度分类如下：ESCR>3，强度高：2≤ESCR≤3，强度低；ESCR<2，强度极低。除短路比之外，戴维南等效阻抗z。，的相角对交、直流系统问的相互作用也有比较重要的影响。因为此相角影响直流控制系统控制的稳定性故被称为“阻尼角”，典型值在75。～85。之间。2．5．2两端交流系统等值在国际大电网会议CIGRE直流联络线委员会HvDC系统控制工作组提出的高压直流输电标准模型(Benchmark)中，电源内阻抗按照阻感串并联等值。考虑到东北电网实际，根据500kV及220kV两级网络结构，认为应将呼一辽I-WDC系统整流、逆变两侧交流系统(包括交流系统电源、交流线路等)模型等值为图2__7中所示的中性点通过阻感接地的三相电源，等值电源的内部构成用阻容回路和阻感回路并联等效。两侧交流母线附近均无负荷，所接均为电源交流系统，阻抗角数值较小， 第2章呼一辽HVDC系统的构成0建模阻尼作用相对负荷来说较小。两侧交流系统等值后基本参数如下：表2-4呼一辽HVDC系统两端交流系统数值参数整流侧交流系统逆变侧交流系统电压525kV(线一线)500kV(线一线)功率5800MW20000MW阻抗1070504180ESCR／阻尼角29／78。59仃6。由上表可见，整流侧交流系统的有效短路比(蚴)要比逆变侧小很多，说明呼一辽HVDC系统整流侧交流系统强度较弱。这就为下一步的系统动态特性研究指明了方向，在分析系统动态特性时，只需考虑整流侧的稳定性即可。2．6控制系统建模图2．7交流系统等值电源模型2．6．1HVDC系统的基本控制手段与可控性根据换流器的数学模型，得到两端直流输电系统形如图2—8简化等效电路。从整流侧流向逆变侧的直流电流为：Id=等等c2一，Bd，。Rfd。卜—～里!塑一—一1．一些堕．{．一幽+I图2—8高压直流输电系统简化等效电路 由图2—8和式(2—5)可知，不管是直流电压还是直流电流都决定于口、口、U。，和％。这4个量，这4个量是直流输电系统的控制量，除此之外再没有其它的量可以作为控制量。HVDC的基本控制手段就是控制上述4个量以满足直流输电系统的各种运行要求‘朋。2．6．2HVDC控制系统分层结构2．6．2．1控制分层HVDC控制系统通常分为3个层次1171：第l层次为主控制级(或双极控制级)，第2层次为极控制级，第3层次为阀组控制级。3个层次既各司其职又相互协调。主控制级通常接收来自调度中心的直流输送功率指令(匕，)，经过控制运算以后发送一个直流电流指令(J。，)给极控制级，极控制级经过控制运算以后发送一个触发角指令(口。。)给各个阀组控制单元。各控制级的基本功能如图2—9所示，具体的直流输电系统可能包含某些或全部上述功能。3个层次在响应时间上有较大差别，第1层次对功率作阶跃变化时的响应时间一般在lOOms左右，而第3层次触发角指令变化的响应时间只需要1--4ms。底层阀组控制的核心是换流器触发控制系统。图2．9高压直流输电控制系统的分层结构 2．6．2．2HVDC极控级控制功能直流输电的极控级具有承上启下的关键作用，其中整流侧配备带口。限制的定电流控制器：逆变器配备定电压控制器、定电流控制器和定艿角控制器。极控级的功能见下图：电流释；颤开关Ⅷ’％酽毯著¨眦饲组控制，由(来自站控授)图2—10极控制级功能框图上述各种控制器控制的目标是使直流输电系统按照某种指定的特性曲线运行。2．6．3控制系统主要模块建模2．6．3．1定电流控制器模型及参数定电流控制器采用PI控制，结构如下图：几．图2．1IPI控制环节框图定电流控制器原理及其典型参数值见图2～12。在本文中定电流控制器各参数选择如下： !型‘图2—12定电流控制器及典型参数整流侧：K=1．1，T=0．01ls，儿=3．05(175。)，几=O．52(30。)。逆变侧：K=0．63，T=0．015s，儿=1．92(110。)，儿=0．52(30。)。2．6．3．2定关断角控制器模型及参数本文中定艿角控制器为闭环实测型控制器，通过将上一周期测得的逆变侧万角取最小，作为关断角6的测量值。在本文中定关断角占控制器各参数选择如下：K=0．75，T=O．05s，儿=1．57(90。)，∥。=0．52(30。)。定关断角艿控制器原理及典型参数示意见下图："S5围2．13定万角控制器及典型参数2．6．4HVDC系统控制器总体框图根据上述控制原理构成的HVDC系统控制器总体框图f18．1卿见图2一14：(1)测量环节代表电压电流量测量过程，用一阶惯性环节来模拟。电流测量环节惯性时间常数为0．0012s，增益0．5；电压测量环节惯性时间常数为0．02s，增益0．002。 第2章呼一辽HVDC系统的构成与建模(2)补偿电阻Rv与逆变侧电流、电压共同确定直流线路中点电压，供控制用。(3)电流偏差控制用来在逆变侧定关断角控制和定电流控制之间进行平滑过渡；其输入为整流侧电流整定值与实际电流的偏差，输出为关断角的增量；正常工况下不起作用。(4)O．1为电流裕额，代表逆变侧定电流控制器整定值比整流侧小的数值。2．7本章小结图2．14HVDC系统控制器总体框图本章基于HVDC系统原理，分析了呼一辽HVDC系统的基本结构，绘制了呼一辽±500kV双极双桥HVDC工程原理接线图；对换流阀、换流变压器、HVDC两端交流系统以及HVDC控制系统等高压直流输电系统的主要部分进行了详细计算和深入分析并建模，尤其是通过HVDC控制系统各模块的详尽描述，构建了比较完整的控制系统总体模型。 东北电力大学硕卜学位论文第3章呼～辽HVDC系统无功补偿及谐波研究3．1HVDC系统的无功补偿问题3．1．1换流器功率因数3．1．1．1整流器功率因数理想情况(不控且没有换相电感存在)下，整流器交流侧电压电流关系为图3—1所示：，＼{l天一一一二一弋：|‘r{、．{一＼一’一!。。一～?7Zl；＼／⋯⋯⋯+～⋯⋯，一一、—～，o一⋯一实际上，由于触发角a和整流侧换流器换相叠弧角Yl的存在，使得整流器交流侧的电流总是滞后于其电压(见图3—2)。波形显示：电流相位要比原来滞后一个妒角，这就是要求交流系统供给滞后无功功率的原因。当换流站交流母线上装有性能优良的滤波器时，可认为谐波电流均被滤波器所吸收，此时整流器的功率因数，可近似认为是基波电流和基波电压的相位差仍角所决定的COS识。在忽略整流器损耗的情况下，整流器交流侧的基波有功功率应等于其直流功率，可用下式表示：弓=乃I=UmlJ=43ul，lCOS妒1； 第3章呼一辽HVDC系统无功补偿及谐波的研究COS口Ol=(％。c)lau,z。(3一1)～⋯．。。瑚噶妇艟：i：⋯i：j⋯i一：歪董i≮⋯⋯。⋯⋯．7；＼、——————呼⋯⋯⋯“⋯’”～’，⋯?—≮．一7⋯。7-H⋯-一-r㈣o幽。幽∞i∞om∞。㈣、⋯一⋯?、乜。赫⋯一，⋯。—。．⋯一一．：⋯⋯⋯——～～馐．～。i图3．2整流器功率因数分析二式中：u。=三％。．[c050r+COS@+^)】=≤芋弘[c。s口+cos@+^)】；驴去‘；玑．——整流侧换流站极对地电压；』。——直流电流平均值；U．——整流站换流变压器阀侧空载线电压有效值5J。——整流站换流变压器阀侧线电流有效值；U。——整流器理想空载直流电压平均值。将Ual和L代入式(3--1)，可得：COS々01=--"；[COS+cos@+，1)】。近似认为基波功率因数角：吼a口+冬。此时交流的电压和电流没有变化，但直流功率有所降低，则可看作由于交流侧有滞后功率因数的缘故，同时可见，功率因数与控制角和叠弧角有关。3．1．1．2逆变器功率因数对于逆变器，同理有：cos902=寺[cos8+cos(8+T2)】；妣”万+譬=∥～孚a 东北电力大学硕士学位论文式中；∥——逆变器的超前触发角，∥=180。一口。3．1．2HVDC系统无功功率计算及校验原则3．1．2．1换流器无功消耗特性换流器的无功消耗可按下式计算120栩】：Q么=Ptan9(3—2)热一避筹一cosl老一c去咖⋯老=COSO"--‘万Je，瓦ld；·式中：U。——换流器理想空载直流电压，U。。=3"压Eo肋；单位是kV；P——换流器直流侧功率，单位是MW；Q0——换流器无功消耗，单位是MVar；X．——每相的换相电抗，包括换流变电抗及阀电抗，单位是Q；E——换流变压器阀侧绕组空载电压有效值，单位是kV；玑——换流站极直流电压，单位是kv：当换流器以逆变方式运行时，式中的口用占代替，单位是。。从上述计算公式可以看出，换流器无功功率除受有功功率影响外，还与运行方式、控制方式及运行参数有关，其中最为灵敏的是触发角口和关断角万。3．1．2．2换流站无功功率计算及校验原则理论公式中的无功功率消耗量都是在确定的设备参数、运行参数和控制参数下精确计算出来的。对于实际运行的换流器，由于设备参数的公差(主要是换流变压器的阻抗公差)；一些运行参数的不确定性，如母线电压的随机性，测量装置的误差而导致的直流电流、直流电压和直流功率的误差，测量和控制误差造成的控制参数的不准确性等，因此换流器消耗的无功功率是随机的。为确定及校核无功补偿方案，需要遵循一定原则㈤；1．运行工况考虑原则确定容性无功补偿量时需要选择无功消耗量较大的 第3幸呼一辽HVDC系统无功补偿发阱波的研究工况，包括额定工况；稳态过负荷工况；最大降压工况；最大反送工况。本文中呼一辽HVDC运行方式分别为：双极额定电压运行方式，输送额定直流功率，即额定工况，为基本设计原则；双极稳态110％过负荷运行方式，用于校核：双极额定直流电流、70％额定电压运行方式，用于校核。2．运行控制方式考虑原则运行控制方式是除运行方式以外对无功消耗影响最大的因素。本文主要考虑整流侧定电流控制，逆变侧定熄弧角或定电压控制以及换流变压器抽头控制的影响。3．其它考虑因素设备参数变化；测量误差；控制误差等。4．换流站无功补偿原则交流电网无功功率平衡原则是分层分区就地平衡，尽量避免远距离输送。本课题中呼伦贝尔换流站所接交流系统电源容量较大，可充分利用交流系统提供的部分无功功率，从而减少换流站内装设的无功补偿设备，提高经济性。长岭换流站位于辽宁负荷中心，所接交流系统无法提供无功功率，其所需无功补偿容量全部自行补偿。3．2呼一辽HVDC系统无功消耗计算3．2．1呼一辽HVDC无功计算参数3．2．1．1基本参数呼—辽HVDC系统为双极双桥两端中性点接地方式，直流线路选用ACSR--720X4型导线，直流电阻O．01Q／l锄，直流线路电阻变化范围为8～12Q，额定值为10Q；额定直流功率：2×1500MW：额定直流电压：±500kV；额定直流电流：3kA；整流侧换流母线额定电压：525kV，运行范围500～550kV；逆变侧换流母线额定电压：500kV，运行范围：490～525kV。两端换流变压器均为单相双绕组变压器(共12台)，单台容量确定为300MvA。换流变压器额定阻抗Uk％分别采用15％、16％、20％三种设计方案(后两种方案作为参考)：换流变压器抽头范围采用+30％一5％以及+lO％一5％两种方案；换流变压器阻抗公差：±5％。3．2．1．2误差考虑按功率测量误差为+1％考虑。 东北l乜力大学顶}擘位论文3．2．1．3控制方式整流侧为定电流控制，额定触发角为15。，换流变压器抽头按触发角控制，控制范围为±2．5。，控制精度取典型值为O．5。。逆变侧考虑采取两种控制方式，两种方式自动切换：第一种控制方式为定熄弧角控制，额定关断角为18。，控制精度为O．5。；第二种控制方式为定整流侧直流电压，换流变压器调压分接头按熄弧角控制，其控制范围为18。～20．5。，控制精度为0．5。。3．2．2无功消耗计算结果3．2．2．1无功消耗计算结果表3-l不同运行方式及Je它考虑|夭|索情况下，整洫侧消耗的无功功率计算结果(单位：MVar)换流变阻抗及抽头旭咽运行方式其它因素15％阻抗16％阻抗18％阻抗30％抽头10"／d☆头3洲头IO％抽头30％抽头10*／dltt头不考虑148915301603额j卒制范竹爿159616321708测量误差161216481720定所有166016991801过负荷不考虑162816701750(1．Ip．u．)所有177518161895正向不考虑1705241517282438177524850．7Ue．1e所有174224621767248718152538双极，0．1Pc不考虑86909l91晟小负荷所有706968逆变侧消耗的无功功率计算结果见表3—2。3．2．2．2计算结果分析计算结果表明：直流双极额定运行方式下，呼伦贝尔换流站消耗的无功为1660MVar(换流变15％阻抗，考虑所有影响因素)，长岭换流站消耗的无功量为1725MVar(定直流电压控制)；稳态l10％过负荷时，对无功的需求最大， 第3章呼一辽HVDC系统无功补偿及谐波的研究两端换流站分别为1775MVar和1945MVar：直流降压70％时，触发角g增加较大(约增加到33。)，此时虽然直流输送功率仅为额定功率的70％(2100MW)，但由于触发角的大幅增加，两端换流站消耗的无功功率较额定方式有所增加，分别达到1742MVar和1812MVar。袭3-2不同运行方式发其它考虑冈素情况下，逆变侧消耗的无功功率计算结果(单位：M～h)换流变阻抗及抽头范陶运行方式其它因素15％阻抗16％阻抗18％阻抗30*／瑚头10％抽头30％抽头10％抽头300／曲dj头1嘣头不考虑152015581628额定，定5所有160516451718不考虑152115581628额定，定u所有172517601835过负荷1．1，不考虑172017651845定6所有1821182l18651955过负荷1．I，小考虑1720l72017651845定U所有19451992208020s00．7Ue。le，不考虑173523901765241518052455定6所有18122483．18382510188225560．7Ue。le。不考虑173523901765241518052455定u所有l引224831838251018822556双极，0．1Pe不考虑868890最小负荷所有7173753．3呼一辽HVDC系统交流侧无功交换能力分析3．3．1交流系统提供无功的能力分析交流系统向换流站提供无功功率的能力会在较大范围内波动，受系统负荷水平、发电机出力、电网电压的控制方式、无功补偿设备的投切以及电网接线方式的变化等因素的影响。对于送端呼伦贝尔换流站，影响换流站与交流系统无功交换的主要因素是呼伦贝尔以及伊敏两大电源的开机方式、发电机功率因数选取以及附近交流接线方式的变化等。表3—3反映的就是2009年呼伦贝尔换流站总体竣工投运后不同发电机功率因数及开机方式等条件下该站无功平衡 东北电力大学硕}+学位论文计算结果。表3．3呼伦小尔换流站无功甲衡计算结果(2009年)尤功、P衡运行方式1运行方式2运行方式3发电机COS(O090．850908509085电蹦提供无功／MVar25093194i927255l】6372179系统消耗无功／MVar15831055935系统提供无功／MVar926161】87214967021244表中：运行方式1对应呼伦贝尔及伊敏两厂机组全部正常运行；运行方式2对应呼1厂或呼2厂机组退出运行：运行方式3对应呼2厂至整流站间一回交流线路退出运行。电网可发无功指电源的无功出力及送出线路的充电功率。系统消耗无功主要是交流线路的无功损耗及电厂升压变损耗。由计算结果可见，2009年系统正式投入运行后交流系统向换流站提供的无功功率平均可达1000MVar。综合考虑换流站运行可靠性以及无功补偿设备投资的经济性两方面，送端交流系统向呼伦贝尔换流站提供的无功选取为400MVar。对于受端长岭换流站，认为受端交流系统无法向其提供无功功率，补偿容量全部由换流站内补偿设备承担。3．3．2交流系统吸收无功的能力分析呼伦贝尔换流站交流侧接于内蒙东部电网的送端，呼伦贝尔、伊敏两大电厂集中对其供电，其余负荷比例较小，为保证换流站交流母线电压运行在允许范围(500～550kV)内，不允许该换流站向交流系统倒送容性无功。而长岭换流站处于辽宁电网中部，为负荷中心地区，系统运行电压水平较低(一般在510kV左右)，对无功有需求，即具有一定的无功吸收能力。计算分析可知，受端交流系统吸收无功的能力为200MVar左右，即当换流站向系统倒送200MVar左右容性无功容量时，电网运行电压仍可维持在正常范围。3．4呼一辽HVDC系统换流站无功补偿设备的分组及其配置3．4．1换流站无功补偿设备分组容量的确定3．4．1。1换流站无功补偿设备选择换流站所需要的无功，一部分由换流站的交流滤波器中的电容供给，不足 第3章呼一辽HVDC系统无功补偿及谐波的研究部分由换流站内独立的无功补偿设备提供‘23—4】。交流滤波器分别选择DTll／13双调谐滤波器和／73／24／36三调谐滤波器。呼一辽HVDC系统两端短路比分别为：呼伦贝尔侧SCR一3，长岭侧翻=R>5；又因电力电容器具有投资维护经济性好、有功消耗低等优点，故选择并联电容器作为独立的无功补偿设备。3．4．1．2无功补偿设备分组方案为适应直流各种运行方式的需要，采用将小组无功补偿装置组成大组，再接于换流站交流母线上的分组接线方案。综合考虑运行可靠灵活性和投资经济性，初步将其分成4大组。3．4．1．3无功补偿设备分组容量计算及校核计算无功补偿设备分组容量的依据是投切无功分组时换流站交流母线电压变化率必须保证在一定范围之内【25．261。计算式如下：AU=AQ／SJ(3—3)式中：AU(％)为交流母线电压变化率；△Q为无功分组容量，MVA；岛为交流系统短路容量，单位：MVA。电网运行技术规型221要求：投切无功小组时的电压变化率一般不超过1．5％，切除无功大组时的电压变化率一般不超过5％(工程的实际运行中没有投入情况发生)。根据两端换流站的交流系统条件，可计算得知交流母线最小短路容量在7000--29700MVA范围内，由此，初步推算两端换流站的无功小组容量为90一l70MVar。以计算的无功小组容量范围为基础，对各种运行方式下(尤其是双极长期稳态过负荷方式)投切无功分组引起的换流站交流母线电压波动进行了仿真计算，结果见表3—4。由表3—4可以看出：呼伦贝尔换流站无功补偿设备小组容量取90～100MVarLf=较合适，长岭换流站无功小组容量取100～130MVar}=L较合适，这样选择后投切1个小组引起的电压波动均小于1．5％。表中：U。对应无功小组投切前换流站交流母线电压；U。对应无功小组投切后换流站交流母线电压；AU为无功小组投切前后换流站交流母线电压变化率。 东北屯力大学硕I岸位论文表3．4无功补偿设备小组投切时对屯压的影响换交流母线电雎波动情况小组容量流投入1小组切除1小组／MVat站U如U《△UUbcUq△U905393532．f一1．34539．3546．6I．35整10053争35316一l，43539．3547．1I．45流1lo539，3531．I—I．5253935476l54侧12053935306—161539．3548．1l63100520．5515I—I．0452055259I，041lO520．5514．5—1．13520．55263l12逆1205205513．9一1．25520．5526．71．2l1305205513．5—1．335205527．0130变1405205513．1一1．405205527．3I38150520．5512．6一I52j2n5527．71．46侧1605205512．2—1．595205528．01．491705205511．7一I．675205528．41．5218052055ll2一I775205528．7158表3-5无功补偿设备大组切除时对电压的影响切除1人组时交流母线电肽波动情况换流站大组容量／MVarUbcUg△∥230539．3528．6一1．98整260539．3525．8—2．50流290539．3521．3-3．34例3205393518．1—3．9335053935149—4．52340520．5509．7—2．07逆370520．5508．2—2．36400520．550t5—2钟变430520．5504．8—3．024605205503．1——3．34侧490520550l，2—3．71520520．5498．4-4．27．30． 第3幸呼一辽HVDC系统无功补偿及t肯波的研究表中：瓯对应无功大组投切前换流站交流母线电压；％对应无功大组投切后换流站交流母线电压；Au为无功大组投切前后换流站交流母线电压变化率。上表3—5表明：两端换流站无功补偿设备大组容量分别选择为360MVar和520MVar比较合适，这样选择后切除1个大组引起的电压波动可限制在5％以内。3．4．2无功补偿设备的分组配置参考我国3000MW直流换流站工程的典型滤波器设计，呼辽直流输电工程拟采用的无功补偿设备配置方案内容如表3—6所示，呼伦贝尔换流站的无功配置方案采用4大组，共分16／J",组，每小组容量为90MVar(基准电压525kV)，无功补偿总容量1440MVar。长岭换流站则采用4大组共16小组，每小组容量130MVar(基准电压500kV)，无功补偿总容量2080Mvar。无功补偿设备配置示意图如下：呼伦贝尔侧换流站交流母线额定电压525kV50Hz(a)整漉侧无功补偿设备配置长岭侧换流站交流母线额定电压500kV50Hz(b)逛变佣戈功补偿墩备配置图3—3呼一辽直流工程两端换流站无功补偿设备配置在方案示意图3—3中：A对应DTll／13双调谐滤波器；B对应7了3／24／36三调谐滤波器；C对应并联电容器。两端换流站无功小组的补偿容量不同。无功补偿设备配置方案见下表：．31． 东北也力大学顾f+学位论文表3-6呼辽直流T程两端换流站无功补偿设备配置无功补偿设备配置呼侧换流站长岭换流站大组数量／组4人组容量／MVar360520小组数／纽16小组容量／MVar901301I／13双调谐滤波器／组65小组组合3／24／36三调谐滤波器／组65型式电容器／组46无功补偿设备接线原理图如下：圆圆圆图3-4无功补偿设备原理接线3．4．3无功补偿设备容量及分组的校核计算直流系统两端换流站配置的无功补偿设备总容量必须满足以下要求：Q“≥蛾+级)／阮+瓯(3叫)式中：Q。为换流站无功补偿总容量；Q0为交流系统可提供的无功；Ql为换流站消耗的无功；旦_为换流站无功备用容量(一般取1个无功补偿小组的容量)；【o为换流站交流母线电压标幺值(通常取u。。=Ip．u．)。呼伦贝尔换流站额定运行方式(双极全压)下的Q。，=一400MVar，Q021660MVar，Q_=90MVar，根据式(3—4)计算得Q。Ⅲ≥1350MVar，呼伦贝尔换流站拟装设的无功补偿设备总容量为16X90MVar=1440MVar≥l350MVar。 第3章呼一辽HVDC系统无功补偿及谐波的研究长岭换流站额定运行方式(双极全压)下的Ql=0MVar，龟0。1725MVar，Q0=130MVar，根据式(3—4)计算得Qf“≥1855MVar，呼伦贝尔换流站拟装设的无功补偿设备总容量为16X130MVar=2080MVar／>1855MVar。校核结果：呼辽直流两端换流站拟配置的无功补偿设备容量均满足系统运行要求。3．5交直流侧谐波分析及滤波装置设计3．5．I交流侧谐波分析及滤波装置设计直流系统是不可忽略的谐波源。HVDC系统采用12脉动换流器是多重化方法之一，可以有效地抑制交流侧谐波。3．5．1．1交流侧谐波分析1．换流。一．．⋯。一．⋯。?～一～⋯⋯～⋯．?，。。‘图3．5换流变交流线电流波形一将图中所示电流波形按照傅立叶级数分析‘27。oJ；i=a。+∑0。cosncot+b．sinna，t)n=l由于波形对纵轴对称，为偶函数，所以玩=0，同时无直流分量，ao=0。则：”；饬以胁；[r枷s”砌+￡，，c枷c。s丹础]-等卜-肼3-“n孚] 对甩=2，3，4，6，8，9，IO等等(也就是偶次项及3和3的倍数项)，括号内的数-7等于0；而对甩=1,5，7，11,13等等括号内为±43。因此该方程的解见下式(谐波是Ⅳ=6K±1次，K是任意整数)：，=竽厶[cos州÷oss纠+扣，耐一扣t·耐+击刚s～．-]．2．换流变压器彭Y接线(√3：1)时交流电流换流变△群接线时(线圈比为√3：1)，次级线电压相位较Y／Y连接位移了30。，线电流如图3—6，傅立叶级数分析如下：r=竽L[c。s叫+扣s叫一扣7硝一音eosllcOt+l击costs～．．]；按般蛾一{JL．rLjL。L：l二L年{LF；U|l{ 第3章呼一辽HVDC系统无功补偿及谐波的研究l三<⋯⋯乒1弋|蔓三L√·L，．＼_／；i＼_√j～：三：、／}、／一硒1o∞ooⅫo抽ozm●。t，3．5．1．2交流侧滤波装置配置采用了双桥12脉动换流器这种多重化技术之后，谐波成分大为降低，但12K±1次特征谐波数量仍然很高，同时考虑特征谐波以及由于设备参数不对称、触发脉冲不同步等原因造成的非特征谐波‘3”，参考我国典型的高压直流输电工程，滤波装置应首先满足无功补偿的需求‘32-341，则配置如图3—4滤波装置，可兼做无功补偿之用。交流侧滤波装置配置前后谐波成分及滤波效果分析：表3．7HVDC交流侧谐波分析月次谐波次数装设滤波装置前装设滤波装置后诣波117．82％O．61％电流135．64％0．44％含有率30．35％O．02％HR￡240。41％O，03％360．37％O．02％电流谐波总畸变率THD,9．53％0．75％表中：H次谐波电流含有率舰L(HarmomcRatioforL)表示HRI。=(J。／i，)×100％，，。为第n次谐波电流有效值，J。为基波电流有效值；电流谐波总畸变率THD,(TotalHarmomcDistoaion)定义为THD=(1h／11)×100％，』．为总谐波电流有效值。由表3—7可见，滤波效果满足国家标准《电能质量一公用电网谐波》 东北屯，』大学顾十学位论文(GB／T14549---93)中：各单次谐波畸变率(奇次<1．O％，偶次0，则12脉动换流器的直流开路电压为：1r1ud=÷Udo【cos(30。+口)+Rc(1一P一‘””””)J(5--5)～j若g<0时，12脉动换流器的直流开路电压为：ud=—吾ud。[cos(30。+口)+RCO--e-(60"+O)／t”)】吖j5．1．1．2开路试验电压实际情况分析开路试验实际就是直流系统的充电过程，开路电压比理想计算公式计算值小得多：上述式(5—4)、(5—5)作为计算时的理论依据，比较确切地反映了开路试验的实际。5．1．2呼一辽HVDC工程开路试验仿真研究5．1．2．1不带线路开路试验仿真计算1．充电电流的计算下表5一l表明，开路电压的仿真结果与式(5—4)、(5--5)所阐述的原理是相符合的14引，当口=1500时，开路电压值为O；然后开路电压随着口的减小而增加，交流相电压达最大值时对应的岱=60。，直流电压却未达最大；口=500左右时，直流电压达最大值，而且再减小口的值，直流电压也不会再增大，因为要受到0=50*左右的限制。由于触发角口的变化引起直流电压的变化，冲击电流随之产生，从仿真结果可见，在口=60。左右，冲击电流达到最大值，而后随着口的继续减小，冲击电流也逐渐减小。 表5-I不带线路开路试验仿真计算结果触发角口(。)开路Lb压(kV)瞬时冲击电流(A)稳态冲击电流(A)150．00．100．00000140．083503．501．85130，O178．776．503．70120．0277．0513808．75110．0375．3815．0011．20100．0462．5021．0014．3095．0504．∞28．5021．00900537．67332525．65800586．8l34．1028．3070．06335736．3529s5600656．0635，3028．6550．O675503l6526．5045．0674．6629．3025．2040．0674．6529．2525102．阀电压的仿真分析一般来说，触发角口数值越大则产生的谐波分量越多，无论是交流侧电流还是直流侧电压波形畸变就越严重。开路试验中的换流器虽然仅处于充电工作状态，仍然遵循同样规律。为检验开路试验中触发角口的变化是否会造成阀电压波形的严重畸变而导致阀不可恢复性的损坏，仿真中计算了开路试验中不同触发角对应的阀电压波形，以下为不带线路开路试验口分别为120。、60。、30。时的阀电压波形图：釜V韶容。。～jOraphFrarhe。j；j+I?。j：j．：⋯～⋯j：一?～l_一一一“二：二-一j_-=_1⋯1⋯t～一一⋯⋯⋯，一’+～⋯t二：：二：多；卜一}：二j二～芫7彳}二二“：c=～撵⋯⋯学、』；二二：j§≥{l|}l；·‘‘一．一一．一⋯⋯．．⋯一。．⋯⋯。⋯⋯～⋯⋯一。。’la)a=1200 第5章呼一辽HVDC系统过电压研究釜一t毫4∞墨=’至100藿兰———≮翁产——气蔷严一翁甜“—“唁端—4—。翁着一?!曼，k⋯一⋯⋯一，⋯一⋯．⋯～．～⋯．一⋯⋯⋯⋯～一"～ib)a=60。————茹莳—““—茄i————打蔷—4—■蒴斧。——。簧畜⋯』。t；；一⋯⋯一⋯⋯⋯⋯一⋯⋯．⋯⋯⋯+～⋯⋯。。{孵。一jc、口=300图5-2不带线路开路试验阀电压波形5．1．2．2带线路开路试验仿真计算1．充电电流的计算表5—2所示的仿真结果表明，带线路开路试验的开路电压在触发角口为40。～50。之间时达到额定值；在触发角a处于150。---60。之间时。冲击电流随着口的减小而增加，当口=600左右时，冲击电流达最大，具体数值为27A左右；其后再减小12"的值，冲击电流逐渐减小。2。阀电压的仿真分析图5—3为带线路开路试验，口分别为120。、60。、30。时的阀电压波形。5．1．3开路试验仿真结果分析(1)由仿真结果可见，随着触发角口的变化，开路电压上升过程中产生的最 大冲击电流变化值为8．0A左右，考虑到触发角口调节的动态时间为lms左右，则最大冲击电流上升率不超过10A／ms，相对于可控硅元件的电流上升率限制值来说是很小的，而且在触发角口=600左右冲击电流达最大，然后随着口进一步减小，冲击电流将减小，其上升率将更小。比较大的冲击电流在直流线路绝缘未被贯穿性破坏时是不会产生的。所以开路试验的保护可以这样设置：以直流电流数值Io≥O．05pu为动作边界条件。(2)采用开路试验方法对换流阀工作特性的检验是最为严格的。随着触发角口的减小，换流阀开通时间加长，其电压波形更接近于换流器正常运行时的波形，不会造成阀损坏。(3)应用东北电网呼辽高压直流输电工程实际参数建立的开路试验计算模型，基于PSCAD／EMTDC平台进行仿真，没有局限于理想计算公式，而是深入分析并考虑了不带或带直流线路系统中均存在的等值电容、等值电阻，符合现场实际。表5-2带线路开路试验仿真计算结果触发角t2"(4)开路电艟(kV)瞬时冲击电流(A)稳态冲击电流(A)150000110．00000140．063．853．202．25130．O140．835．504．05120．O216．9612．608．35llO．0288．6814．409．65100．0345．6019．001250950381．1222．1016．3090．0407．0623-3018．5580．0450．25271522．35700475．13272022．1065．0485．7l27．052l80600492．3426203050．0499．0l243519．5040．0507．402l501895 第5章呼一辽HVDC系统过电压研究r⋯i}l违u器。琴：|．j。～一．“0’}⋯一01∞01700180⋯⋯，⋯．．一⋯～⋯⋯。⋯一}一．。～ja1口=120。b)a=600⋯⋯一⋯一^⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯“～～』——。——．——⋯一。／1(二二二兰装×乏二三二尊≤毒5．2呼一辽HVDC系统全电压起动过电压仿真研究直流系统全电压起动时产生的过电压情况实质上是直流线路操作过电压中．53． 东北电，J大学硕十学位论文的对开路线路的突然不受控充电(也称空载加压)删。为降低起动过程中的过电压以及减小起动时对两端交流系统的冲击，直流输电系统的正常起动应严格按照一定的步骤顺序进行1381。正常情况下，在回路完好、交直流开关设备全部投入且交流侧滤波器投入适量等条件满足后，保证口≥90。，先解锁逆变器，后解锁整流器，按照逆变侧定电压调节或定熄弧角调节规律的要求，由调节器逐步升高直流电压直匝额定值，即所谓“软起动”。然而由于某种原因(如控制系统异常)，两端解锁过程紊乱，逆变侧换流器尚未解锁而整流侧却全部解锁，此时若又以较小触发角起动，即以全电压突然对宜流线路充电，由此产生的过电压将非常严重。而这种过电压不但能加在直流线路上，也可能直接施加在对侧直流开关场和未导通的换流器上。由此可见，对高压直流输电系统全电压起动过电压进行深入地分析研究具有重要的工程实际意义。5．2．1系统交直流侧避雷器配置方案及模拟每极一组换流器(12脉动)的避雷器典型配置方案H51见图5—4，图中Fv为换流阀避雷器：FDB为直流极避雷器；FE中性母线避雷器；FA为交流母线避雷器；FM为6脉冲阀桥避雷器；FC为换流器避雷器。图5-412脉动换流器避雷器典型配置方案全电压起动过电压主要存在于换流阀桥顶端及直流线路上，因此在分析避雷器对过电压的保护作用时，只需考虑换流器避雷器FC以及直流极线路侧避雷器FDBl。经计算并参考文献【38】及【46】，选用Y20W1--444／1106型大容量氧化TIl上黔jLr如一鹱，觅琵乒占 第5章l呼～辽HVDC系统过电斥研究锌避雷器，其直流lmA电压为615．00kV，雷电过电压保护水平为≤1390．00kV，操作过电压保护水平为≤871．00kV。5．2．2呼一辽HVDC系统全电压起动过电压仿真研究H7棚】5．2．2．1无避雷器保护时全电压起动过电压仿真计算系统条件：直流线路完好，回路所有开关设备均在“合”位；呼伦贝尔(整流)侧交流母线电压为525kV左右，长岭(逆变)侧换流阀全部闭锁；两侧直流滤波器均投入。表5—3无避雷器保护时全电压起动过电压仿真计算结果仿真甲台PSCAD，EMTDC整流侧阀触发角口-5。t2"；15‘理想奄载直流电压2×(3√hc。s口／，r)56259kV545．50kV整流侧阀桥顶端电压(幅值／倍数)104530kV，1．858101570kV，1．862测点整流侧线路首端I乜压(幅值／倍数)1043．50kv／I．8551012．60kV，I．856位置逆变侧阀桥顶端电压(幅值，倍数)1040．50kv／18501004．80kV，I．842逆变侧线路末端l乜压(幅值／倍数)103660kv／1842100290kV／1．838王-一稻镰鼬锚嘲㈣!?，I⋯—。?一?“■oL圳‘¨"咖1面l"两1佃"痂t商。i《⋯。。．?⋯⋯⋯⋯～⋯b．：图5-5无避雷器保护时全电压起动电压波形PSCAD／EMTI)C仿真结果(口=50)分析：避雷器是非线性很强的元件，没有避雷器保护的HVDC系统接近线性，此时全电压起动过程中所有响应均随触发角口的余弦变化而变化。 5．2．2．2避雷器投入时全电压起动过电压仿真计算系统条件同1。表54避雷器投入时伞电压起动过电压仿真计算结果仿真平台PSCAD，EMTDC整流侧阀触发角口=5。口=15。整流侧阀桥顶端电压(幅值／倍数)77432kv／I37678054kv／143I测点整‘洫侧线路首端电压(幅值／倍数)774．57kV／I．377766．39kV／】．405位置逆变侧阀桥顶端电压(幅值／倍数)770．91kV／1．37076679kv，1．406逆变侧线路末端电压(幅值，倍数)8019lkv／142579659kV／1460⋯+。÷、躲啪神霸懈螨⋯。一一⋯。f一⋯一。t‘U．。⋯—．。．^—。——一．———．j．。——⋯一。。o——⋯—。————．l1⋯⋯{⋯——‘!⋯‘一‘～1I～⋯⋯一⋯“{；—辛一⋯一u一～{ln：lI+}⋯立⋯。～⋯～}⋯——一j⋯⋯一～图5-6避雷器投入时全电艇起动电压波形PSCAD／EMTDC仿真结果(口_5。)分析：(1)避雷器限压作用非常明显，整个直流系统的过电压程度大为降低；系统绝大部分过电压贮能均通过避雷器释放，而其中又尤以逆变侧线路末端避雷器吸收的能量最多。由此可知，线路避雷器必须具有足够大的通流容量以保证在释放能量过程中不至于因阀片过热而损坏，而对于换流器避雷器通流容量的要求却可以大大降低。(2)避雷器投入后，系统过电压响应不再与触发角口余弦成正比变化，而是无规则波动。5．2．3全电压起动仿真结果分析(1)无避雷器保护时，整流侧换流器全部解锁，逆变侧换流器全部闭锁情况 下，呼一辽直流系统全电压起动过电压最大值可达1．9倍理想空载电压，数值很高，对整个系统绝缘危害巨大。(2)避雷器投入后，过电压数值大为降低，巨大的过电压贮能通过避雷器释放，保证了系统安全，但同时也对避雷器的通流容量提出了严格要求，因此，呼一辽直流系统有必要对避雷器的选择以及配置做出更进一步的深入研究计算。(3)影响全电压起动过电压的因素中有无避雷器的影响最大；线路的长度达到某一值时，将会显著提高过电压数值；整流装置的接线方式，12脉动的换流阀就比6脉动的换流阀限制过电压的效果要好。在HVDC工程规模及接线等已经确定的情况下，只能通过配置性能良好的避雷器以及在保证波形畸变率尽可能低的条件下减少电容数值等措施来降低过电压水平。但考虑到实际情况，整流侧呼伦贝尔为弱交流系统，呼一辽直流系统在减少电容方面作为不可能很大。5．3本章小结本章基于呼一辽高压直流输电系统PSCAD／EMTDC仿真平台，对系统过电压进行了仿真研究。结果表明：(1)开路试验中，随着触发角口的变化，开路电压上升过程中产生的最大冲击电流变化值为8．0A左右，最大冲击电流上升率不超过10A／ms，相对于可控硅元件的电流上升率限制值来说很小，而且在触发角口=600左右冲击电流达最大，然后随着t2"进一步减小，冲击电流将减小，其上升率将更小。比较大的冲击电流在直流线路绝缘未被贯穿性破坏时是不会产生的。所以开路试验的保护可以直流电流数值，0≥O．05pu为动作边界条件。采用开路试验方法对换流阀工作特性的检验是最为严格的。随着触发角口的减小，换流阀开通时间加长，其电压波形更接近于换流器正常运行时的波形，不会造成阀损坏。(2)呼一辽直流系统全电压起动过电压最大值可达1．9倍理想空载电压。避雷器投入后，过电压数值大为降低，巨大的过电压贮能通过避雷器释放，保证了系统安全，但同时也对避雷器的通流容量提出了严格要求。 结论本文针对呼一辽高压直流输电系统的建模、仿真、过电压以及附加控制等问题，进行了深入细致研究，得出如下研究结果：(1)计算并确定了呼一辽HVDC系统(±500kV双极双桥，额定功率3000Mw)各设备结构参数：四重换流阀结构、晶闸管耐压8kV稳态电流2kA及均压电阻电容等阀组保护回路结构参数；容量为300MVA、阀侧额定电压287kV、短路阻抗15％及有载分接头调节范围等换流变压器参数；并对与直流输电系统连接的交流系统进行了等值简化，得出中性点通过阻感接地、电源的内部构成用阻容回路和阻感回路并联等效的三相等值电源。基于电力系统电磁暂态仿真平台PSCAD／EMTDC，建立了呼一辽HVDC系统模型。(2)综合研究了呼一辽HvDC系统无功补偿问题。遵循换流站无功功率计算及校验原则，进行了换流站无功消耗计算，分析了两端换流站所接交流系统的无功交换能力，制定出了呼侧无功补偿设备小组容量90MVar、长岭侧小组容量130MVar、两端换流站均配置16小组共4大组的无功补偿设备分组及其配置方案，并对其进行了校验。(3)基于呼一辽HVDC系统仿真平台，分析研究了交直流侧谐波特征及分布规律，在首先满足无功补偿要求的前提下，提出了滤波装置设计及配置方案，并通过仿真对滤波效果进行了分析：滤波前11、13次谐波单次谐波畸变率分别为7．82％、5．64％，滤波后则分别0．61％、O．44％；滤波前谐波总畸变率为9．53％，滤波后则为O．75％，滤波效果均满足国家标准《电能质量一公用电网谐波》(GB／T14549---93)的要求。(4)从开路试验原理出发，在呼一辽HVDC系统仿真平台上分析了开路试验中换流阀充电电流可能达到的数值、换流阀电压畸变程度等，为工程实践提供了理论上的参考。(5)直流输电系统操作过电压中最为严重的是全电压起动过电压，本文针对该问题进行了研究。基于仿真模型，研究了全电压起动过电压的特性及抑制过 电压的措施，根据仿真结果，选择配置避雷器并进行了模拟。高压直流输电技术涉及领域广泛，本课题所做的研究工作尽管针对HvDc系统的核心组成部分展开，但相关设计方案并不十分完善，而且仅仅是其中的一小部分，还有很多方面的研究有待进行。本课题进一步的研究工作可从以下两个方面开展：(1)呼一辽HVDC系统换相失败及其对策的研究；(2)呼一辽HVDC系统的先进控制技术。 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