基于雙判據的特高壓直流分層接入系統換相失敗預防控制策略

王渝紅，陳立維，寇 然，曾 琦，朱 杰

（四川大學 電氣工程學院，四川 成都 610065）

0 引言

我國能源資源與負荷中心地理分布差異明顯，特高壓直流輸電技術憑借輸電容量大、輸電距離遠、控制方式靈活等優點在解決遠距離、大容量輸電問題方面發揮著重要作用。為滿足社會經濟快速發展的需要，特高壓直流輸電技術得到迅速發展，已建成投運的直流輸電工程越來越多，多個直流輸電工程落點于我國華南、華東地區，導致該地區受端電網成為多饋入交直流系統，這對電網的電壓無功支撐和潮流疏散能力提出了更嚴峻的要求［1-3］。文獻［4］從電網拓撲結構出發創造性地提出了特高壓直流分層接入不同電壓等級（1 000、500 kV）受端交流系統的方法。由于分層接入系統的拓撲結構在工程造價、提高受端交流系統電壓支撐能力等方面具有明顯優勢，目前已被應用于昌吉—古泉、呼倫貝爾—皖南、錫盟—泰州等特高壓直流輸電工程。

在分層接入系統控制保護與運行特性研究方面，文獻［5］以實際工程為背景，完善了分層接入短路比的定義，對分層接入方式下受端交流系統的接納能力進行了分析。文獻［6］分析了多回特高壓直流分層接入特高壓、超高壓交流電網的交直流混聯系統的穩態特性。文獻［7］提出了多饋入系統電壓穩定指標，并基于此對分層接入系統換流母線靜態電壓穩定性的影響因素進行了詳細研究。文獻［8］提出了分層接入系統各層換流母線的電壓穩定性判據，并對不同直流控制方式下的電壓穩定性進行了分析。文獻［9］提出了一種分層接入方式下交直流系統中長期電壓穩定協調控制方法，改善了系統的電壓穩定特性。文獻［10］對分層接入系統交流濾波器的斷路器分斷特性開展研究，分析了不同工況和故障類型情況下斷路器的特性。針對分層接入系統換相失敗方面也有一些初步的研究成果，文獻［11］基于逆變側關斷角提出了分層接入系統高低端換流器間的協調控制策略，在一定程度上降低了高低端換流器同時發生換相失敗的風險。文獻［12］指出當分層接入系統某層發生故障時，非故障層換相失敗預防控制的啟動滯后于故障層是導致高低端換流器同時發生換相失敗的原因。針對該問題，文獻［13］提出一種高低端換相失敗預防協調控制策略，利用故障層換相失敗預防控制啟動時間早的特點，運用邏輯控制，使非故障層換相失敗預防控制提前啟動，從而降低高低端換流器同時發生換相失敗的風險。但該策略存在不同故障下，協調系數無法自適應調整導致協調控制器效果不佳的問題。文獻［14］在原有換相失敗預防控制的基礎上引入換相電流時間面積指標，具有使非故障層換相失敗預防控制提前啟動的效果，在一定程度上減小了非故障層換流器發生換相失敗的風險。但存在沒有充分利用故障時各電氣量的故障特性和換相失敗預防控制模塊，導致故障較嚴重時無法有效抑制高低端換流器同時發生換相失敗的問題。因此，分層接入系統的換相失敗問題仍需進一步研究。

本文結合分層接入系統逆變側高低端換流器復雜的交直流電氣耦合關系，分析了受端交流系統發生故障時，高低端換流器同時發生換相失敗的機理。在此基礎上，針對分層接入系統閥組控制策略在發生故障時動態調節能力不足的問題，綜合考慮導致換流器發生換相失敗的電壓、電流因素，提出了一種基于雙判據的特高壓直流分層接入系統換相失敗預防控制策略，該策略能根據故障時各層換流母線電壓的變化特性動態調節各自換流器關斷角參考值，同時根據故障時直流電流的變化特性分別減小各層換流器的觸發角，各層控制系統中兩者相互配合，從而得到各層換流器應對故障發生時更合適的觸發角，預防高低端換流器同時發生換相失敗。在PSCAD／EMTDC 中搭建了分層接入的特高壓直流輸電系統模型，并進行了仿真驗證，結果表明所提控制策略可以有效降低分層接入系統逆變側高低端換流器同時發生換相失敗的風險，驗證了所提控制策略的有效性。

1 分層接入系統模型

1.1 分層接入系統拓撲結構

分層接入系統的拓撲結構如圖1 所示。圖中：En、Zn（n=1，2，3）分別為交流系統等值電勢、等值阻抗；Z23為逆變側高低端換流母線間的等值聯系阻抗；Rd和Ld分別為直流線路上的電阻和電感。分層接入系統采用雙極兩端中性點接地的方式，每極由2 組12 脈動換流器構成，2 組換流器在交流側并聯、直流側串聯。每極中距接地點較遠、電位較高的換流器稱為高端換流器；距接地點較近、電位較低的換流器稱為低端換流器。高端換流器接入500 kV 交流母線，低端換流器接入1 000 kV 交流母線，不同電壓等級交流母線的無功補償裝置和交流濾波器分別獨立配置。

圖1 分層接入系統拓撲結構Fig.1 Topology structure of hierarchical connection system

1.2 分層接入系統閥組控制策略

目前，我國大部分特高壓直流分層接入系統輸電工程采用閥基電子設備提供換流閥的閥電流過零點信號，其對應的閥組控制策略如圖2 所示。圖中：Rv為補償電阻；Idr為整流側直流電流；Udi、Idi和γdi分別為逆變側直流電壓、直流電流和關斷角；γrefN為逆變側關斷角的額定參考值，γrefN=18°；Idord和Iord分別為主控制極和實際輸出的直流電流指令值；αrord和αiord分別為整流側和逆變側換流器觸發角指令值；PI為比例積分控制器；MIN、MAX 分別表示取最小值、最大值。整流側閥組接入500 kV 交流系統，配置定電流控制和最小觸發角控制；逆變側高低端閥組接入不同電壓等級的交流系統，控制策略需單獨配置在高低端閥組控制層，配置定電流控制、定關斷角控制、電流偏差控制以及低壓限流控制。

圖2 閥組控制策略Fig.2 Control strategy of valve group

2 分層接入系統換相失敗機理分析

特高壓直流分層接入系統中，逆變側高低端換流器接入受端交流系統的不同電壓等級，交流系統發生故障時，造成高低端換流器發生換相失敗的主導因素不同，其換相失敗機理更加復雜。分層接入系統運行時，單極的等值電路如圖3 所示。圖中：αr為整流側換流器觸發角；Id為直流電流；Udr、Udi分別為整流站單極和逆變站單極對地的直流電壓；Udr0和Udi0H、Udi0L分別為整流側換流器和逆變側高、低端換流器無觸發延遲時的平均直流電壓有效值；Rr和RiH、RiL分別為整流側換流器和逆變側高、低端換流器的等效換相電阻；IdH、IdL分別為流經逆變側高、低端換流器的直流電流；γH、γL分別為逆變側高、低端換流器關斷角。

圖3 單極等值電路Fig.3 Equivalent circuit of single pole

直流電流、直流電壓之間存在如下約束：

根據分層接入500 kV 電壓等級受端交流系統和1 000 kV 電壓等級受端交流系統之間的耦合關系，假設1 000 kV 電壓等級交流系統發生對稱故障時，其換流母線電壓跌落幅度為ΔUL，500 kV 換流母線電壓跌落幅度為ΔUH，則兩者存在如下關系：

從式（4）可以看出，非故障層換流母線電壓跌落幅度與聯系阻抗呈負相關。當聯系阻抗為0 時，非故障層換流母線電壓跌落幅度最大，與故障層換流母線電壓跌落幅度相同；當聯系阻抗無窮大時，非故障層換流母線電壓跌落幅度為0，此時非故障層換流母線電壓不受故障層影響。

分層接入系統逆變側高低端換流器在直流側為串聯連接關系，流過的直流電流相同。逆變側高、低端換流器關斷角分別為：

式中：kH、kL分別為逆變側高、低端換流變壓器變比；βH、βL、XCH、XCL和UH、UL分別為逆變側高、低端換流器超前觸發角、等值換相電抗和換相電壓有效值。

當1 000 kV 電壓等級交流系統發生對稱故障時，其換流母線電壓會減小，根據式（6），低端換流器關斷角γL會減小，由式（1）、（3）可知，直流電流Id增大，會進一步導致γL降低，嚴重時會導致低端換流器發生換相失敗。另一方面，500 kV 換流母線電壓也會受到影響而降低，高端換流器的關斷角γH也會減小，如果低端換流器發生了換相失敗，則逆變側直流電壓會進一步降低，直流電流持續增加，高端換流器也可能發生換相失敗。

從以上分析可知，對于分層接入系統，當逆變側受端交流系統發生故障時，故障層換流母線電壓跌落較嚴重，這是導致故障層換流器發生換相失敗的主要原因；由于聯系阻抗的存在，非故障層換流母線電壓跌落相對較低，但此時直流電流的增加量較大，這是導致非故障層換流器發生換相失敗的主要原因。

3 基于雙判據的特高壓直流分層接入系統換相失敗預防控制策略

鑒于分層接入系統拓撲結構的特殊性和逆變側高、低端換流器在交直流側復雜的電氣耦合特性，針對閥組控制策略在發生故障時動態調節能力不足的問題，充分利用故障時影響高低端換流器發生換相失敗的各因素變化特征，提高控制系統的動態調節能力，本文提出了一種基于雙判據的特高壓直流分層接入系統換相失敗預防控制策略。該策略利用反映換流母線電壓變化特征的關斷面積控制動態改變關斷角參考值，同時利用反映直流電流變化特征的換相電流面積控制減少晶閘管觸發角。二者相互配合，對閥組控制策略進行優化，提高系統應對故障的動態調節能力，從而降低分層接入系統高低端換流器同時發生換相失敗的風險，下面對該策略進行詳細介紹。

假設1 000 kV 電壓等級交流系統發生對稱故障，高、低端換流器換流過程如圖4所示。圖中，SγH、SγL和SμH、SμL以及SIH、SIL分別為高、低端換流器的關斷面積和換相電壓面積以及換相電流面積；μH、μL和αH、αL分別為高、低端換流器換相角和觸發角；icH、icL和ioH、ioL分別為高、低端換流器將要關斷的閥和將要導通的閥的閥電流。

圖4 高低端換流器換相過程示意圖Fig.4 Schematic diagram of commutation process of high terminal and low terminal converters

3.1 關斷面積控制

換相電壓在關斷角γ對應時間內與時間軸圍成的面積被稱為關斷面積。關斷面積控制的控制目標是交流系統發生故障引起換相電壓變化時保持關斷面積不變。關斷面積Sγ的計算公式為［15］：

式中：ω為角頻率；U為換相電壓有效值。當交流系統發生不對稱故障時，換相電壓過零點會發生偏移，此時對式（7）進行改進，改進后的關斷面積Sγ1計算公式為：

式中：Δφ為換相電壓過零點偏移量，其表達式見式（9）［16］。

式中：ΔU為換相電壓最大跌落值。綜上分析可得考慮不對稱故障下換相電壓過零點偏移量的關斷面積控制數學模型為：

式中：UN為額定換相電壓有效值；γref*為計算得到的關斷角參考值。由式（10）可得γref*為：

分層接入系統逆變側500 kV 電壓等級交流系統和1 000 kV 電壓等級交流系統通過聯系阻抗Z23相互耦合，使2 層電壓等級交流系統之間的無功電壓耦合密切。穩態運行時，關斷角參考值為額定值（18°）；當1 000 kV 電壓等級交流系統發生對稱故障時，500 kV 交流母線和1 000 kV 交流母線電壓跌落量的關系如式（4）所示。高端換流器獲取500 kV 換流母線電壓信息，低端換流器獲取1 000 kV 換流母線電壓信息，分別輸入對應層關斷面積控制，反映各自換流母線電壓變化情況，動態調節對應換流器關斷角參考值。高端換流器關斷角參考值γrefH*和低端換流器關斷角參考值γrefL*的計算公式分別為：

式中：ΔφH、ΔφL分別為高、低端換流器換相電壓過零點偏移量；UNH、UNL分別為高、低端換流器額定換相電壓有效值；γrefNH、γrefNL分別為高、低端換流器關斷角的額定參考值。高低端換流器的關斷面積控制考慮故障時對應換相電壓和過零點偏移對換相過程的影響動態改變各自關斷角參考值，從而預防交流系統故障時換流器發生換相失敗。當交流系統發生不對稱故障時，有類似的分析過程，在此不再贅述。

3.2 換相電流面積控制

直流電流在換相時間內與時間軸圍成的面積被稱為換相電流面積SI。實際換相過程中，換相速度較快，換相角相對較小。因此，可近似認為換相電流在換相時間段內呈直線變化，將其線性化處理，則換相電流面積近似為一個直角三角形面積。SI計算公式為［17］：

式中：α為觸發角；μ為換相角；ic為將要關斷的閥的閥電流；γcm為關斷角在一個周期內的最小值；XC為等值換相電抗。

當逆變側交流系統發生故障時，直流電流Id增加，換相過程中用于能量交換的時間會更長，換相角μ必然增大。當換相角μ增大到最大換相角μmax時，關斷角γ對應固有極限關斷角γmin，此時的換相電流面積即為臨界換相電流面積SImax，所計算的SI越接近SImax，發生換相失敗的風險越大，當SI>SImax時，關斷角小于固有極限關斷角，換流器將發生換相失敗。

換相電流面積控制的流程見附錄A 圖A1，將SI與臨界換相電流面積SImax做除法得到比例系數K_S，將K_S分2 路分別輸入最大值保持函數fmaxhold和保護啟動判定模塊，最大值保持函數fmaxhold將輸入信號的最大值保持一段時間，保持時長一般設定在12 ms，最大值保持函數fmaxhold輸出的信號與增益系數GK_S相乘后得到K_SG并輸入保護切換模塊，保護切換模塊根據來自保護啟動判定環節的信號進行切換操作，若保護啟動判定模塊判定結果為啟動保護，則保護切換模塊輸出K_SG，否則，輸出0。保護啟動判定模塊判定保護是否啟動，其判定方法是將比例系數K_S與啟動閾值K_Sref比較大?。寒擪_S>K_Sref時，啟動保護，輸出觸發角提前量Δα；當K_S≤K_Sref時，保護不啟動，繼續返回計算換相電流面積。其中，設置換相電流面積控制啟動閾值K_Sref以輸出合適的觸發角提前量為原則：當啟動閾值設置過小時，換相電流面積控制會頻繁啟動，可能影響系統的正常運行；當啟動閾值設置過大時，換相電流面積控制啟動太慢，可能無法預防換相失敗的發生。對于本文搭建的仿真模型，通過仿真試驗得到控制效果較好的啟動閾值為0.7。

分層接入系統逆變側高、低端換流器在直流側為串聯連接關系，假設1 000 kV 電壓等級交流系統發生故障時，流過高低端換流器的直流電流會激增。由式（14）可以分別計算高、低端換流器換相電流面積如式（15）、（16）所示。

將檢測到的高、低端換流器換相電流面積比例系數K_SH、K_SL與對應的換相電流面積啟動閾值K_SrefH、K_SrefL比較：當K_SH、K_SL超過相應啟動閾值時，啟動換相電流面積控制，將控制器輸出的觸發角提前量ΔαiH、ΔαiL分別輸入高、低端換流器觸發控制中，減小高、低端換流器的觸發角，進而增大關斷角，從而起到預防換流器發生換相失敗的效果。

基于雙判據的特高壓直流分層接入系統換相失敗預防控制策略如圖5 所示，圖中為逆變器觸發角αi參考值。在逆變器高、低端閥組的閥組控制中均配置圖5 所示控制策略，不同之處在于，高端閥組的控制策略獲取500 kV 交流系統的電氣量信息，低端閥組的控制策略獲取1 000 kV 交流系統的電氣量信息。當1 000 kV 交流系統發生對稱故障時，對低端換流器而言，故障點距其換流母線電氣距離較近，在故障發生后的一段時間內換流母線電壓跌落程度相對直流電流增大程度更嚴重；對高端換流器而言，故障點距其換流母線電氣距離較遠，在故障發生后的一段時間內直流電流增大程度相對換流母線電壓跌落程度更嚴重。所以故障層換流器控制系統中關斷面積控制更靈敏，非故障層換流器控制系統中換相電流面積控制更靈敏。

圖5 基于雙判據的特高壓直流分層接入系統換相失敗預防控制策略Fig.5 Commutation failure preventive control strategy based on double criteria of UHVDC hierarchical connection system

4 仿真驗證

為驗證本文所提基于雙判據的換相失敗預防控制策略降低分層接入系統高低端換流器同時發生換相失敗風險的有效性，在PSCAD／EMTDC 中搭建了如圖1 所示分層接入方式下特高壓直流輸電系統模型，模型主要參數見附錄A表A1。

4.1 控制策略效果驗證

為驗證本文所提控制策略預防對稱與不對稱故障下高低端換流器同時發生換相失敗的效果，在本文搭建仿真模型的閥組控制中分別設置以下2 種控制策略進行仿真對比分析：控制策略A，換相失敗預防控制策略；控制策略B，本文所提控制策略。

4.1.1 對稱故障下控制策略A、B效果對比

在1 000 kV 電壓等級換流母線處設置一系列不同的三相接地故障，并在控制策略A、B下進行仿真。設故障接地電感Lf的變化區間為［0.4，2.3］H，變化步長為0.05 H?？紤]到故障發生時刻對換相失敗的影響，設故障發生時刻為［1.000，1.009］s，變化步長為0.001 s，故障持續時間均為0.1 s?？刂撇呗訟、B在1 000 kV 換流母線三相接地故障下仿真結果見附錄A 圖A2、A3。由圖A3 可知，對稱故障下控制策略B 在控制策略A 基礎上提升了對非故障層換流器發生換相失敗的預防效果。當接地電感較小時，故障層換流器發生換相失敗引起直流電流上升和換流母線電壓跌落導致非故障層換流器也發生換相失??；當接地電感較大時，高低端換流器均不發生換相失敗或故障層換流器發生換相失敗但引起的直流電流上升和換流母線電壓跌落不足以導致非故障層換流器發生換相失敗。

4.1.2 不對稱故障下控制策略A、B效果對比

在500 kV 換流母線處設置一系列不同的單相接地故障，并在控制策略A、B 下進行仿真。設故障接地電感Lf的變化區間為［0，0.5］H，變化步長為0.02 H。故障發生時刻及故障持續時間的設置情況同4.1.1 節?？刂撇呗訟、B 在500 kV 換流母線單相接地故障下仿真結果見附錄A 圖A4、A5。由圖A5可知，當500 kV 換流母線發生單相接地故障時，控制策略B 在控制策略A 基礎上提升了對非故障層換流器發生換相失敗的預防效果。這說明本文所提控制策略能更有效地提升非故障層換流器對換相失敗的預防作用，提高了控制系統應對故障的動態調節能力。

4.2 分層接入系統不同控制方式效果對比

為進一步驗證本文所提控制策略的有效性，在本文搭建的仿真模型上設置以下3 種控制策略進行仿真對比分析：控制策略1，本文所提控制策略；控制策略2，圖2 所示閥組控制策略；控制策略3，文獻［14］所提控制策略。分別在逆變側500 kV 換流母線處設置三相接地故障、在逆變側1 000 kV 換流母線處設置單相接地故障，接地電感為0.2 H，故障開始時間為1 s，故障持續時間為0.1 s。對稱故障下換相電壓有效值可通過PSCAD／EMTDC 自帶的有效值測量模塊獲??；不對稱故障下換相電壓過零點偏移量通過軟件自帶的模塊測量換相電壓最大跌落值代入式（9）計算得到。仿真結果的閥電流中，分別選取高端換流器中一對閥組的閥電流和低端換流器中一對閥組的閥電流為例進行說明。

4.2.1 對稱故障下控制策略1—3效果對比

當發生對稱故障時，控制策略1 下的仿真結果如圖6 所示，圖中IVH和IVL分別為高、低端閥組閥電流；控制策略2、3 下的仿真結果以及關鍵數據對比表分別見附錄A 圖A6、A7 和表A2。仿真結果中換相電壓有效值U、直流電流Id以及有功功率P均為標幺值。

圖6 控制策略1下逆變側500 kV換流母線三相接地故障仿真波形Fig.6 Simulative waveforms after three-phase grounding fault in 500 kV commutation bus of inverter side under Control Strategy 1

根據仿真結果，采用控制策略1 時，高、低端換流器沒有同時發生換相失敗，且低端換流器關斷角最小值約為11.44°，具有足夠的換相裕度；換流母線電壓的跌落在三者中居中；直流電流的波動范圍在三者中最小，峰谷差約為0.654 6 p.u.；高、低端換流器輸送有功功率在三者中最大。采用控制策略2時，當受端交流系統發生故障時，高、低端換流器均發生換相失敗，故障層和非故障層換流母線電壓跌落程度有較大差異，故障層換流母線電壓跌落過程中的最小值為0.727 2 p.u.，非故障層換流母線電壓跌落過程中的最小值為0.909 9 p.u.，而非故障層換流母線電壓跌落程度較小時，直流電流的增加量較大，驗證了理論分析結論，即故障層換流器發生換相失敗的主要原因是換流母線電壓的跌落，非故障層換流器發生換相失敗的主要原因是直流電流的激增。此外，采用控制策略2 時，高、低端換流器發生換相失敗的時間在三者中最長；換流母線電壓的跌落在三者中最??；直流電流的波動范圍最大，峰谷差約為0.997 4 p.u.；高、低端換流器輸送有功功率在三者中最小。采用控制策略3 時，高、低端換流器同時發生換相失敗，發生換相失敗的時間相對較短；換流母線電壓的跌落在三者中最大；直流電流的波動范圍較大，峰谷差約為0.708 2 p.u.；高、低端換流器輸送有功功率在三者中居中。由此可見，在逆變側交流系統發生對稱故障時，采用本文所提控制策略系統應對對稱故障的動態調節能力更強，預防高、低端換流器同時發生換相失敗的效果更優，提高了對稱故障情況下有功功率的輸送量。

4.2.2 不對稱故障下控制策略1—3效果對比

控制策略1—3 下仿真結果以及關鍵數據對比分別見附錄A 圖A8—A10 和表A3。由仿真結果可知，在1 000 kV 換流母線處發生單相接地故障的仿真分析結果與500 kV 換流母線處發生三相接地故障時相似，這說明采用本文所提控制策略在逆變側交流系統發生不對稱故障時，具有更優的預防高、低端換流器同時發生換相失敗的效果，提高了不對稱故障下有功功率的輸送量。

5 結論

1）逆變側交流系統發生故障時，故障層換流器發生換相失敗的主要原因是換流母線電壓的跌落；非故障層換流器發生換相失敗的主要原因是直流電流的激增。

2）所提基于雙判據的換相失敗預防控制策略，采用可反映換流母線電壓變化的關斷面積控制以動態改變關斷角參考值，同時采用可反映直流電流變化的換相電流面積控制以減小換流器的觸發角。兩者相互配合，在受端交流系統發生對稱及不對稱故障情況下，均能有效預防高低端換流器同時發生換相失敗。

3）本文所提控制策略同時考慮換流母線電壓和直流電流的變化情況，較同類型換相失敗預防控制策略效果更優。

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