馬星， 李鳳婷， 尹純亞， 解超

(可再生能源發(fā)電與并網(wǎng)技術(shù)教育部工程研究中心(新疆大學(xué)),新疆維吾爾自治區(qū) 烏魯木齊 830047)

0 引言

我國能源中心與負(fù)荷中心相距較遠(yuǎn)，具有大容量、遠(yuǎn)距離輸電優(yōu)勢的高壓直流輸電系統(tǒng)得到廣泛應(yīng)用[1]。由于結(jié)構(gòu)復(fù)雜，仍存在較多的問題。換相失敗是其主要故障之一，成為近期研究的熱點[2—3]。

目前針對換相失敗的研究大多基于逆變側(cè)交直交互關(guān)系展開[4—7]。文獻(xiàn)[8]分析了逆變側(cè)交流系統(tǒng)不對稱故障引發(fā)直流系統(tǒng)連續(xù)換相失敗的機理，指出故障后實際越前觸發(fā)角具有周期性波動的特征，極易在系統(tǒng)恢復(fù)階段引發(fā)連續(xù)換相失敗。文獻(xiàn)[9]基于實際案例，分析了導(dǎo)致多饋入直流系統(tǒng)同時換相失敗的影響因素，并給出了優(yōu)化措施。文獻(xiàn)[10]針對受端交流系統(tǒng)兩相故障，分析了過渡電阻和故障時刻對換相電壓的影響，并提出了臨界電壓降的計算方法。文獻(xiàn)[11]針對多饋入直流系統(tǒng)，將采用臨界多饋入交互作用因子判斷換相失敗的方法進(jìn)一步推廣到了受端交流系統(tǒng)任意母線。上述研究都基于逆變側(cè)交流系統(tǒng)故障展開，而未考慮整流側(cè)換流母線電壓變化對逆變器換相的影響。文獻(xiàn)[12]針對多饋出直流系統(tǒng)，推導(dǎo)了關(guān)斷角與換流母線電壓的關(guān)系式，指出整流側(cè)換流母線電壓升高可能導(dǎo)致逆變器換相失敗，但其未考慮直流控制系統(tǒng)的影響。文獻(xiàn)[13]推導(dǎo)了整流側(cè)換流母線電壓不同程度跌落時的關(guān)斷角表達(dá)式，指出電壓恢復(fù)會引起直流電流增大導(dǎo)致逆變器關(guān)斷角減小，嚴(yán)重時會發(fā)生換相失敗，并提出了有效的改善方法，但其并未深入研究控制器在電壓恢復(fù)過程中的控制特性，所提方法也不夠完善。

鑒于此，文中以CIGRE HVDC標(biāo)準(zhǔn)測試系統(tǒng)為例，研究整流側(cè)換流母線電壓恢復(fù)導(dǎo)致逆變器換相失敗機理?；谥绷飨到y(tǒng)控制原理分析整流側(cè)換流母線電壓恢復(fù)過程中控制系統(tǒng)的動作特性，探尋誘發(fā)換相失敗的原因并提出有效的抑制措施。該方法通過在PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)仿真軟件中仿真驗證。

1 換相失敗的影響因素

換相結(jié)束時，退出導(dǎo)通的閥在反向電壓作用期間內(nèi)未能完全關(guān)斷，或在反向電壓作用期間換相過程未能結(jié)束，致使本應(yīng)關(guān)斷的閥在正向電壓作用下重新導(dǎo)通，這一現(xiàn)象稱為換相失敗[14]。當(dāng)關(guān)斷角γ小于臨界關(guān)斷角γmin時，可認(rèn)為換相失敗[2]?？紤]換相期間直流電流變化量的關(guān)斷角表達(dá)式為[15]：

(1)

式中：ULI,TI,XCI,β分別為逆變側(cè)換流母線電壓、換流變壓器變比、換相電抗和越前觸發(fā)角；N為6脈動換流器的個數(shù)；Id為直流電流；ΔId為換相期間直流電流變化量。

由式(1)可知，γ與多種影響因素有關(guān)，這些因素可以劃分為電氣量(ULI，Id等)和控制量(β等)兩類。目前針對換相失敗的研究大多基于逆變側(cè)交流故障展開，當(dāng)故障發(fā)生時，電氣量變化較控制量更快[16]，ULI的跌落及Id的增大共同導(dǎo)致γ減小。但其忽略了整流側(cè)換流母線電壓ULR的變化，Id增大的實質(zhì)是由直流線路兩端電壓差引起，ULR升高引起Id增大同樣會導(dǎo)致γ減小。

2 電壓恢復(fù)影響關(guān)斷角的機理

2.1 電壓跌落時控制系統(tǒng)的響應(yīng)

CIGRE HVDC標(biāo)準(zhǔn)測試模型的整流側(cè)控制方式有定最小觸發(fā)角αmin控制和定電流(constant current,CC)控制，逆變側(cè)有CC控制、定關(guān)斷角(cons tant extinction angle,CEA)控制、電流偏差控制(cur rent error controller,CEC)以及低壓限流控制(vol ta ge-dependent current order limiter,VDCOL)[17—18]。系統(tǒng)運行過程中，CEA及CC控制器取其中輸出較大者投入；直流電流指令值由VDCOL或主控制級提供，取其中最小值；當(dāng)直流電流的實測值小于指令值時，CEC啟動，電流偏差量乘一個固定系數(shù)后作為CEC的輸出。

根據(jù)ULR跌落程度的不同，整流及逆變器所采用的控制方式見表1[19]。

表1 CIGRE HVDC標(biāo)準(zhǔn)測試模型控制方式Table 1 Control mode of CIGRE HVDC benchmark model

當(dāng)ULR嚴(yán)重跌落后，整流側(cè)定αmin控制，逆變側(cè)VDCOL投入，此時直流電壓Ud越小，電壓恢復(fù)時逆變器越易發(fā)生換相失敗[13]。因此，取Ud=U1(未發(fā)生換相失敗)及Ud=U2(發(fā)生換相失敗)2點分析ULR恢復(fù)時直流系統(tǒng)電氣量及控制量的變化特性，其中U2

2.2 電壓恢復(fù)導(dǎo)致逆變器換相失敗的機理

ULR跌落及恢復(fù)時，β與γ波形如圖1所示?？芍?，β與γ因ULR在t=t0時刻的跌落而增大，在t1時刻達(dá)其穩(wěn)態(tài)值，之后又因ULR在t=t2時刻的恢復(fù)而減小，γ在t3時刻達(dá)其最小值。在t2至t3時間段內(nèi)，γ隨β減小。在電壓恢復(fù)初期，γ-γmin較大，換相裕度較大。但在電壓恢復(fù)后期，隨著γ逐漸減小直至達(dá)到其最小值，γ-γmin較小，換相裕度較小，結(jié)合式(1)可知，若此時Id及ΔId過大，換相所受影響較電壓恢復(fù)初期更大。

圖1 越前觸發(fā)角與關(guān)斷角波形Fig.1 Waveforms of the leading firing angle and extinction angle

當(dāng)ULR恢復(fù)時，各電氣量及控制量波形見圖2。

圖2 電壓恢復(fù)時電氣量及控制量波形Fig.2 Waveforms of electric quantity and control quantity during voltage recovery

圖2中，ULR于t=4 s開始恢復(fù)，以逆變側(cè)控制方式發(fā)生切換及γ達(dá)其最小值為節(jié)點將ULR恢復(fù)過程分為3個部分:Δγ為CEC輸出；γerr為實測關(guān)斷角偏差；eCEA為其二者之和。

由圖2可知：案例1中，電壓恢復(fù)時，逆變側(cè)CC控制輸出不斷降低，控制方式于t=4.066 s由CC控制切換為CEA控制，此時Id指令值由主控級提供為1 p.u.，且Id=0.945 p.u.，于t=4.085 s達(dá)到1 p.u.；案例2中，逆變側(cè)控制方式于t=4.1 s由CC控制切換為CEA控制，此時Id指令值由主控級提供為1 p.u.，且Id=0.965 p.u.，于t=4.109 s達(dá)到1 p.u.。值得注意的是，逆變側(cè)控制方式發(fā)生切換后，案例2中γ達(dá)其最小值所用時間較案例1中更短，CEA控制輸入及輸出量波形如圖3所示。

圖3 定關(guān)斷角控制輸入及輸出量波形Fig.3 Input and output waveforms of constant extinction angle control

案例1中：逆變側(cè)控制方式切換為CEA控制時，γerr=1°,Δγ=8°,eCEA=9°,γ=14°。隨后Δγ在t=4.086 s減小為零，歷經(jīng)0.02 s。

案例2中：逆變側(cè)控制方式切換為CEA控制時，γerr=6°,Δγ=5°,eCEA=11°,γ=9°。隨后Δγ在t=4.11 s減小為零，歷經(jīng)0.01 s。

由圖3可知，逆變側(cè)控制方式切換為CEA控制后，Δγ隨Id增大而減小，而控制系統(tǒng)對于γ的采集配有最小值保持環(huán)節(jié)，導(dǎo)致γerr階段性保持不變，從而使得eCEA減小，β減小[20]。又有β=γ+μ，μ為逆變器換相角。當(dāng)ULI不變時，μ與Id正相關(guān)[21]。因此β的減小及μ隨Id的增大共同導(dǎo)致γ減小。由于逆變側(cè)控制方式切換為CEA控制時，案例2中Id較案例1中更大且增速更快，引起Δγ較小且迅速降低，導(dǎo)致γ<γmin，逆變器于4.113 s換相失敗。

綜上所述，ULR恢復(fù)導(dǎo)致逆變器換相失敗時，直流系統(tǒng)電氣量及控制量的變化特性如下：

(1) 逆變側(cè)控制方式由CC控制切換至CEA控制時，Id較大，而Id指令值由主控級提供為1 p.u.，使得Δγ較小。

(2) 逆變側(cè)控制方式切換為CEA控制后，Id增速較快，使得Δγ迅速降低。由于控制系統(tǒng)對γ的采集配有最小值保持環(huán)節(jié)，使得γerr不變，故eCEA隨Δγ減小，β減小。由于β=μ+γ，μ與Id正相關(guān)，故γ隨β減小，γ<γmin，逆變器換相失敗。

3 控制器改進(jìn)措施

由第2章分析可知，ULR恢復(fù)時，Id的變化特性是影響逆變器換相的重要因素。Id的變化特性與逆變側(cè)CC及CEA控制有關(guān)。

因此，可通過改善VDCOL及CEC控制特性以抑制ULR恢復(fù)時逆變器換相失敗的發(fā)生。由于直接改變VDCOL及CEC的參數(shù)勢必會影響逆變側(cè)控制系統(tǒng)在其他工況下的響應(yīng)，因此文中提出了一種在CEC動作期間對CEA輸入進(jìn)行補償，以抑制ULR恢復(fù)時Id增速較快導(dǎo)致逆變器換相失敗的方法。其結(jié)構(gòu)框如圖4所示。

圖4 改進(jìn)的定關(guān)斷角控制Fig.4 Improved constant extinction angle control

圖4中，藍(lán)色虛線框內(nèi)為文中所提的改進(jìn)裝置；a為改進(jìn)裝置退出閾值。CEC動作期間γ的采集配有最小值保持環(huán)節(jié)，會階段性保持不變，而β隨Δγ減小，使得γ有減小趨勢?？烧J(rèn)為γ與Δγ正相關(guān)，可用Δγ的升降表示短期內(nèi)γ的變化趨勢?？傻玫皆摳倪M(jìn)裝置的投入條件為：

(1) 接收到整流側(cè)的啟動信號(ULR低于設(shè)置的啟動閾值b)；

(2)γm+Δγ≤c，c為改進(jìn)裝置的啟動閾值；

當(dāng)該改進(jìn)裝置同時滿足投入條件(1)和(2)后，將計算后得到的差值輸入斜坡函數(shù)，函數(shù)關(guān)系如圖5所示。

圖5 改進(jìn)裝置中的斜坡函數(shù)關(guān)系Fig.5 Slope function diagram in improved device

圖5中，d為改進(jìn)裝置的輸出值，即補償量。d隨輸入值增大，即γm+Δγ越小，補償量越大。當(dāng)γm+Δγ≥a時，退出該裝置。

4 仿真驗證

文中采用PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)仿真軟件利用CIGRE HVDC標(biāo)準(zhǔn)測試模型進(jìn)行仿真驗證。設(shè)置t0=2 s,t2=4 s,ULR跌落后Ud=U2=0.5 p.u.。系統(tǒng)額定運行時，γ=15°，為能有效抑制換相失敗并在改進(jìn)裝置切出時減少系統(tǒng)的波動，取a=10°。設(shè)置改進(jìn)裝置啟動閾值b=0.6 p.u.[13]。文中以γmin=7°作為換相失敗判據(jù)，預(yù)留裕度取c=8°；d=a-c=2°為改進(jìn)裝置最大補償量。逆變側(cè)控制系統(tǒng)新增改進(jìn)裝置后，CEA控制輸入輸出及補償量波形如圖6所示，Ud=U2。

圖6 定關(guān)斷角控制輸入輸出及補償量波形Fig.6 Waveforms of input and output of constant extinction angle control and compensation

由圖6可知，不等式γm+Δγ≤8°于4.11 s成立，隨后改進(jìn)裝置投入，補償值為2°，持續(xù)至4.16 s后逐步降低至0。改進(jìn)裝置切出后，系統(tǒng)在原控制系統(tǒng)作用下趨向額定運行點。

逆變側(cè)控制系統(tǒng)改進(jìn)前后換流變壓器閥側(cè)電流及γ波形如圖7、8所示，Ud=U2。圖7中，ida,idb,idc為Y/△接線方式換流變壓器閥側(cè)三相電流；iya,iyb,iyc為Y/Y接線方式換流變壓器閥側(cè)三相電流。由圖8可知，逆變側(cè)控制系統(tǒng)改進(jìn)前，換流變壓器閥側(cè)電流滿足換相失敗特征，且γ<γmin，逆變器換相失敗[7]?？刂葡到y(tǒng)改進(jìn)后逆變器未發(fā)生換相失敗。

圖7 閥側(cè)電流波形Fig.7 Waveforms of valve-side current

圖8 關(guān)斷角波形Fig.8 Waveforms of extinction angle

由上述仿真可知，改進(jìn)裝置能夠有效抑制由ULR恢復(fù)導(dǎo)致的逆變器換相失敗。另外，由于改進(jìn)裝置需將整流側(cè)的信息傳輸至逆變站，而直流線路一般較長，信號傳輸存在延時，通常耗時20～30 ms[17](當(dāng)直流線路為1 000 km時)。為驗證通信延時對改進(jìn)裝置有效性的影響，在仿真模型中增加模擬通信延時環(huán)節(jié)，延時時長取25 ms，分別對控制器改進(jìn)前、控制器改進(jìn)后、控制器改進(jìn)后且考慮通信延時3種情況進(jìn)行不同工況下的仿真測試，仿真結(jié)果表明通信延時對改進(jìn)裝置影響較小。

5 結(jié)論

文中以CIGRE HVDC標(biāo)準(zhǔn)測試系統(tǒng)為例，針對整流側(cè)換流母線電壓恢復(fù)可能導(dǎo)致逆變器換相失敗的現(xiàn)象，分析其機理并提出了有效的抑制措施，得出以下結(jié)論：

(1) 電壓恢復(fù)后期，逆變側(cè)控制方式由定電流控制切換為定關(guān)斷角控制后，電流偏差控制輸出隨直流電流增大而減小，而控制系統(tǒng)對于關(guān)斷角的采集配有最小值保持環(huán)節(jié)，導(dǎo)致定關(guān)斷角控制輸出隨電流偏差控制輸出減小，關(guān)斷角亦減小，具有換相失敗風(fēng)險。

(2) 電壓恢復(fù)時，直流電流變化特性是誘發(fā)逆變器換相失敗的重要原因。逆變側(cè)控制方式由定電流控制切換為定關(guān)斷角控制時，直流電流較大，或在隨后一段時間內(nèi)，直流電流增速過快是導(dǎo)致逆變器換相失敗的2個主要因素。

(3) 針對整流側(cè)換流母線電壓恢復(fù)導(dǎo)致逆變器換相失敗提出了一種抑制措施。在不改變原控制系統(tǒng)參數(shù)的基礎(chǔ)上增加了改進(jìn)裝置，仿真驗證了控制系統(tǒng)改進(jìn)后的有效性。

由于文中所提改進(jìn)方法需將整流側(cè)信息傳輸至逆變站，若通信通道發(fā)生故障，則該方法失效。此外，該方法僅適用于實測型關(guān)斷角控制，而針對預(yù)測型關(guān)斷角控制的改進(jìn)還需進(jìn)一步研究。