昆柳龍直流工程柳州站雙閥組充電跳閘事件分析及對策

楊雪飛，楊紹遠，李桂源，章功遼，姚日斌，楊順建

(1. 南方電網超高壓輸電公司柳州局， 廣西 柳州545006； 2. 直流輸電技術國家重點實驗室(南方電網科學研究院)， 廣州510663)

0 引言

模塊化多電平換流器(modular multilevel converter，MMC)具有低損耗，低占地面積，低諧波含量，模塊化易擴展，不需要IGBT直接串聯等優點[1 - 3]。自2002年提出后，MMC已獲得廣泛的關注與長足的發展。烏東德電站送電廣東廣西特高壓多端直流(昆柳龍直流工程)示范工程是世界首個±800 kV特高壓大容量三端混合直流工程(圖1)，是國家“十三五”重點工程[4 - 5]。工程起點云南省昆北換流站采用常規直流，直流落點廣西壯族自治區柳州換流站和廣東省龍門換流站均采用柔性直流，線路全長1 452 km。直流額定電壓為±800 kV，額定輸送容量8 000 MW，其中送廣東5 000 MW，送廣西3 000 MW[6 - 8]，工程經充分試運行測試已于2020年12月27日正式投產。

作為世界首個特高壓多端柔性直流工程，其運行工況和控制特性復雜、多樣，啟動調試項目多，周期長，啟動調試是檢驗工程設計、設備和施工質量的關鍵環節，以最大限度地提高工程運行階段可靠性，包括控制保護系統、柔直換流閥、柔直變壓器、啟動電阻、橋臂電抗器等多種“首臺套”在內的設備和系統將經受考驗和性能驗證。本文針對昆柳龍現場調試過程發生的柳州換流站極2雙閥組充電跳閘事件進行分析，定位了跳閘事件的原因，并提出相應的改進措施并經過了RTDS仿真驗證。所提方案已成功應用于昆柳龍直流工程，為工程調試和后續安全穩定運行提供了保證，對以后特高壓柔性直流工程具有重要的參考價值。

昆柳龍直流工程采用LCC+VSC+VSC三端混合直流輸電方式，三端柔直閥組接線采用雙極對稱，高低閥組串聯(400 kV+400 kV)的接線方式，如圖1所示。本工程受端采用模塊化多電平換流器[9 - 10]，為滿足直流線路故障自清除[11 - 13]、閥組在線投退、直流降壓運行，以及考慮經濟性等，采用全橋和半橋子模塊混合構成的混合型MMC[14 - 15]，柳州站的全橋、半橋子模塊比例7:3，其三端接線示意圖如圖1所示，混合橋子模塊拓樸[8]結構如圖2所示。

圖1 昆柳龍直流接線方式圖Fig.1 Kunliulong DC wiring diagram

圖2 混合橋子模塊拓撲結構圖Fig.2 Topological structure diagram of hybrid bridge sub-module

柔直換流器的能量轉換依賴橋臂中的子模塊進行，為防止少數子模塊的偶發故障影響直流運行，柔直換流器需配置一定比例的冗余子模塊[16]。昆柳龍工程中該比例為8%，即每個橋臂均配置16個冗余全橋子模塊，若旁路子模塊及故障子模塊數目超過16，將造成換流器冗余子模塊數目不足，由相應閥控出口跳閘邏輯。

1 特高壓柔性直流站充電策略

將柳州換流站混合拓撲結構 MMC 換流器的充電過程分為4個階段[17 - 18]。

1)第一階段：合上交流側開關，全、半橋子模塊進行不可控充電。

2)第二階段：全橋子模塊電壓滿足取能要求后，T4 管導通轉為半橋子模塊繼續不可控充電。

3)第三階段：啟動電阻旁路刀閘合上，將啟動電阻旁路。

4)第四階段：全部子模塊電壓滿足取能要求后，轉為可控充電。

柔直換流閥解鎖前，需進行充電操作，以使取能電源正常工作，在不控充電的初始階段，子模塊自取能電源尚未得電，所有功率器件的IGBT均處于關斷狀態，電流只能經其反并聯二極管流過。半橋子模塊在正向橋臂電流下旁路子模塊電容，在負向橋臂電流下給電容充電。

同時閥控將子模塊電容電壓升至額定值附近，減小解鎖時的沖擊。充電過程從時序上可分為不控充電階段、可控充電階段[19 - 21]，從方式上可分為交流側充電、直流短接充電等，雙閥組解鎖時采用交流側充電方式，其等效回路如圖3所示。

圖3 柔直換流閥交流側充電過程示意圖Fig.3 Schematic diagram of the AC side charging process of VSC-HVDC converter valve

柔直換流閥開始充電時，由于子模塊電容初始電壓較小，為防止交流進線開關合閘時的沖擊電流過大，需提前串入充電電阻。開關合閘后的暫態過程可用式(1)所示的全響應模型等效。式中η為聯接變變比；Us為網側線電壓瞬時值；R為充電電阻阻值；C為兩個橋臂全橋子模塊與一個橋臂半橋子模塊串聯后的等效電容容值；Uc為該等效電容的等效電壓。

(1)

假設合閘前等效電容的電壓為U0，可求得Uc。

(2)

進而可求得合閘后的充電電流在暫態過程中滿足：

(3)

由式(3)可知，子模塊電容的初始電壓越高，則U0越高，交流開關合閘后的暫態充電電流越小，且充電電流隨時間指數衰減。

圖3所示的充電回路，全橋子模塊得電速率約為半橋子模塊兩倍，為防止全半橋子模塊電容壓差過大，全橋子模塊電容電壓達到取能電源的驅動門檻時，統一觸發T4，同時為加速充電過程，交流開關合上20 s后，若交流電流三相有效值均低于20 A且滿足5 s的延時要求，下發充電電阻旁路隔刀合閘命令，將充電電阻旁路。全橋子模塊T4導通且充電電阻旁路后，閥組充電過程在直流側可等效為圖4所示的不控整流電路。

圖4 柔直換流閥充電等效電路Fig.4 Charging equivalent circuit of VSC-HVDC converter valve

因此柳州站極2低端換流閥充電，與高端閥組連接點的電位由閥側線電壓E決定，閥側為額定電壓時，圖4中M點的電位UdM約為

(4)

2 故障分析

2.1 事件概述

2020年12月13日，昆柳龍直流按計劃開展昆柳兩端極2雙換流器解閉鎖試驗，13:19:24，柳州換流站合極2低端閥組交流進線開關，低端閥組開始不控充電，13:22:53 ，合極2高端閥組交流進線開關，約3 s后，柳州站極2高端閥組控制(CCP)報“閥控請求跳閘信號出現”，閥控報“閥控系統冗余不足出現”，于該信號出口時，極2兩閥組均未解鎖，高低閥組聯跳故障并執行極隔離，監控信號如圖5所示。

圖5 柳州站極2高端閥組閥控相關SOEFig.5 Liuzhou station pole 2 high-end valve group control related SOE

2.2 原因分析

2.2.1 低閥不控充電時高閥充電回路

低端閥組充電時，高端閥組CCP錄波如圖6所示。從圖中可以看出，該階段UdM電壓維持在-311 kV左右，與前文的分析一致。與此同時，由于UdM與UdL存在電位差，高端閥組承受約97 kV的電壓，該電壓的作用下，高端閥組子模塊電容平均電壓在未合交流開關時已升至370 V左右。

圖6 高端閥組CCP錄波Fig.6 CCP recording of high-end valve group

高端閥組的被動充電現象如圖7所示，在低端閥組帶電后，UdM通過高端閥組的全橋子模塊給全橋子模塊充電，而半橋子模塊被反向二極管旁路，圖7中高端閥組低壓側的電位UdM由低端閥組的不控整流回路建立，約為-311 kV，考慮極2線路對地電容、線路間耦合電容、昆北站直流濾波器、線路上一二次設備絕緣電阻的作用，引入虛擬對地回路，構成環路后，高端閥組的全橋子模塊即可被低端閥組充電。

圖7 柳州換流站極2高端閥組被動充電結果示意圖Fig.7 Schematic diagram of passive charging results of the pole 2 high-end valve group of Liuzhou converter station

2.2.2 高閥充電過程冗余不足跳閘

隨著高端閥組合上交流進線開關，高端閥組開始交流側充電，根據現有的閥控配合時序，如圖8所示，交流開關合位約3 s后，閥控觸發全橋子模塊T4，并進行黑模塊檢測。

圖8 柳州站極2閥控交流側充電協調時序圖Fig.8 Charging coordination time sequence diagram of valve control of AC side at pole 2 of Liuzhou station

正常情況下，3 s的交流側充電時間足以使半橋子模塊電壓升至取能電源工作門檻值之上，并將此前閉鎖過程中鎖存的各類故障初始化，而考慮低端閥組充電對高端閥組全橋子模塊的影響，高端閥組交流側開關合閘瞬間，U0約為97 kV，根據式(3)可知，充電電流將相應減小，半橋子模塊得電速率相應變慢。如圖9所示，交流側合閘3 s后，半橋子模塊電壓仍低于門檻值(約400 V)，故障信號未復歸造成全部半橋子模塊被識別為故障子模塊，進而導致子模塊冗余耗盡跳閘。

圖9 柳州站極2高端閥組閥控錄波Fig.9 Valve control recording of the high-end valve group of Liuzhou station pole 2

閥控請求跳閘的出口形式為閥組層ESOF，但由于保護動作時刻，極2兩閥組均未解鎖，保護聯跳低端閥組，并執行極隔離措施。

2.2.3 閥控跳閘邏輯說明

昆柳龍工程中每個橋臂配置 216 個子模塊，其中包括 16 個冗余子模塊，冗余不足保護定值暫定如下：冗余不足報警定值：12；冗余不足跳閘定值：16。當任一橋臂的故障子模塊數目大于冗余不足跳閘定值時，閥控系統自主閉鎖 6 個橋臂并請求跳閘，其跳閘邏輯圖如圖10所示。

圖10 閥控跳閘邏輯Fig.10 Valve-controlled trip logic

在本次跳閘事件中，由于低端換流器先充電后，高端換流器全橋子模塊受感應電充電(在充電前，每個子全橋子模塊電壓達到370 V左右，而半橋子模塊電壓為零)，在高端換流器進入不控充電以后，由于混合拓撲結構全橋子模塊充電速率是半橋的兩倍，全橋子模塊電壓上升速率遠大于半橋子模塊速率，當取能成功的半橋模塊平均電壓大于900 V 后，開始判斷半橋模塊故障。由于半橋模塊上電速度不完全一致，當取能成功的半橋模塊平均大于900 V 時，仍有一些半橋模塊處于上行通信故障狀態 ，導致冗余不足而跳閘(單個橋臂故障子模塊大于16個，閥控直接閉鎖)。判斷邏輯如圖11所示。

圖11 閥控判斷故障子模塊邏輯Fig.11 Valve control judgment fault sub-module logic

綜上所述，柳州換流站極2兩閥組先后充電，低端閥組充電階段，經直流線路對地虛擬回路，高端閥組全橋子模塊被動得電，半橋模塊處于無壓狀態。隨后高端閥組交流側開關合閘，由于全橋子模塊存在較高的初始電壓，高端閥組交流側開關合閘時充電電流較小，半橋子模塊得電較慢。而當時的黑模塊檢測時機為合交流開關后3 s，裕度較小，造成半橋子模塊電壓未升至取能電源工作門檻值時，已開始進行故障識別，半橋子模塊全部誤判為故障子模塊導致冗余不足而跳閘。

3 改進措施

3.1 改進故障判斷邏輯

鑒于以上雙閥組帶線路充電工況下，低閥不控充電之后，合閘進行高閥充電時，半橋充電緩慢的情況，修改故障判斷邏輯，對全半橋模塊故障分開判斷，全橋模塊保持原來合閘3 s(500 ms控保延時+2.5 s閥控自身延時)開啟故障判斷邏輯不變，半橋模塊2.5 s閥控延時之后，同時判半橋模塊平均電壓大于900 V之后再啟動半橋模塊故障判斷邏輯，避免充電期間半橋模塊因為充電速度緩慢導致的誤判故障。完善后的判斷故障邏輯圖如圖12所示。

圖12 修改后邏輯圖Fig.12 Modified logic diagram

3.2 改進閥控和子模塊配合時序

閥控和子模塊配合時序如下所示：

1)子模塊取能電源板卡啟動工作電壓為400 V，當子模塊電容電壓充電至400 V時，取能電源開始工作，啟動時間約為1 s。

2)子模塊控制板卡各級電壓正常，芯片正常工作，時間約為0.5 s。

3)當子模塊控制板卡芯片正常工作后，延時1 s，之后與閥控正常建立通信，開始上送子模塊電壓和狀態等信息。

鑒于上述充電過程中半橋模塊充電存在離散性及SMC在達到400 V工作電壓到與閥控建立通信需要2.5 s 的情況，在原來充電期間開始判斷半橋模塊故障的條件上新增：半橋模塊平均電壓大于900 V之后延時5 s再啟動半橋模塊故障判斷邏輯，避免充電期間半橋模塊因為充電速度不一致及與閥控建立通信延時不夠導致的誤判故障。

4 仿真驗證

在完善上述策略后，將完善后的策略通過PSCAD/EMTDC仿真驗證。直流換流器主要參數如表1所示。

表1 直流換流器主要參數Tab.1 MMC main parmeters

仿真場景與柳州換流站正常操作時序類似，先給低端換流器充電，由于前述感應電的影響，高端換流器中全橋子模塊會被充電，由圖13可以看出，在充電初期，半橋模塊電壓略大于全橋模塊電壓(AVG_VOL_CD_HB

圖13 邏輯修改后的換流器充電波形Fig.13 VSC-Inverter charging waveform after logic modification

5 結語

低端閥組充電時，高端閥組全橋通過低端閥組感應電得電是特高壓柔直特有的現象，先充電的低閥組會產生感應電壓對高閥全橋子模塊進行充電，全橋子模塊的得電會大大降低高閥組中半橋子模塊的充電速率，本文對此進行充電機理分析，最后通過梳理閥控邏輯，發現故障跳閘是閥控判斷故障子模塊的邏輯及時序配合不當所導致的，在完善程序邏輯后，在RTDS平臺驗證后無誤，對柳州換流站閥控進行程序升級，由于感應電造成的全橋子模塊與半橋子模塊充電速率不一致導致閥控誤判故障的問題得到解決，優化后的邏輯也達到預期效果，為工程調試和后續安全穩定運行提供了保證，對以后特高壓柔性直流工程具有重要的參考價值。