曾 昊， 曾 琦， 王宏宇， 万良彬， 王渝红

(四川大学电气工程学院， 成都 610065)

中国作为世界上国土面积最大的国家之一，能源分布问题异常显著，负荷中心通常远离能源中心。高压直流输电系统因其输送容量大、损耗小的特点，在中国大规模能源远距离传输中被广泛使用[1-4]。目前，中国高压直流输电工程主要以基于电网换相换流器的高压直流输电系统(line commutated converter high voltage direct current，LCC-HVDC)为主，由于LCC-HVDC以晶闸管为换流器件，不具备自关断能力，因此，当直流系统逆变侧附近交流系统发生故障时，某些情况下将导致直流系统内部换流阀发生换相失败，若是后续未及时采取合理的控制措施，还会导致后续的换相失败，甚至进一步使得直流系统发生闭锁。

当高压直流输电系统发生换相失败时，会使得逆变器从相连的交流系统吸收大量无功[5-6]，同时直流线路上的功率将向交流系统进行转移，当直流系统受端为弱交流系统时，会对交流系统的暂定稳定产生恶劣影响[7]，故障严重时甚至可能波及与弱交流系统相连的其他外部电网，威胁系统的正常运行。因此，研究在受端为弱交流系统的情况下仍能有效抑制换相失败的措施对维持系统安全稳定运行具有重要意义[8]。业内针对如何抑制直流系统换相失败已有许多研究，文献[9-11]针对交直流混联系统中交流系统出现故障情况下，对直流系统在故障后恢复过程中可能出现的换相失败问题，采用低压限流控制器(voltage dependent current order limiter，VDCOL)进行抑制，通过直流系统恢复过程中直流电压的变化来改变电流指令，从而提高直流系统的恢复性能。而在文献[12]中指出，采用换相失败控制策略的目标为增加系统γ角，文献[13]基于模糊控制逻辑对控制器的参数进行调整，但是模糊控制逻辑具有一定的复杂性，无法在实际工程中进行可靠的运用，基于PI(proportional integral)调节器的控制器依然是工程应用中最实际和可靠的[14-15]。文献[16]中则表明，实际工程中控制器启动判据选取很大程度上依靠经验，缺乏理论依据，很容易造成控制器延迟启动。

目前，实际工程中通常采用换相失败预防控制对高压直流输电系统换相失败进行抑制，该控制方法以交流电压跌落的快速检测为基础，是抑制换相失败的可行手段。然而，当逆变侧交流系统故障较为严重时，换相失败预防控制可能无法及时启动，因而无法有效抑制换相失败。因此，基于换相失败机理，引入换相电流时间面积判据对现有换相失败预防控制进行改进，旨在使得改进后的换相失败预防控制能在逆变侧交流系统发生交流故障后及时动作，有效的抑制直流系统换相失败。最后，以中国某省实际电网为研究对象，在ADPSS中建立完整的该省电网混合仿真模型，验证换相失败预防控制改进策略在该省电网中应用的有效性。

1 换相失败及CFPREV

1.1 换相失败影响因素

高压直流输电系统逆变侧在正常运行情况下，其换流阀1～6应按顺序依次导通[17]，以换流阀1向换流阀3换相过程为例，该换相过程等值电路图如图1所示。

i1、i3为通过换流阀1和换流阀3的电流，ir为回路换相电流； ea、eb、ec分别为交流系统a相、b相、c相相电压；Id为直流电流； Xr=2ωLr，为换相电抗；Lr为换相电感；ω为角频率图1 阀V1向阀V3换相的等值电路图Fig.1 Equivalent circuit of commutation process

当阀3开始导通时，由基尔霍夫电压定律可得

(1)

因为i1=Id-ir，i3=ir，将其代入式(1)可得

(2)

当高压直流系统正常运行时，由于直流电流Id几乎无脉动，因此dId/dt=0。

(3)

分析逆变器换相过程可知，当ωt=180°-β时，换相过程刚刚开始，阀3刚刚导通。此时，电流i3不能发生突变，因此ir=i3=0。对式(3)求积分可得

(4)

当ωt=180°-β+μ时，换相过程结束，阀1截止，电流i1=0，此时ir=i3=Id，代入式(4)可得

(5)

(6)

式中：μ为换相角；β为触发超前角；γ为关断角。

分析式(6)可知，关断角γ的大小受到直流电流Id、交流系统电压UL以及触发超前角β的影响。当逆变侧连接的交流系统发生故障后，将会导致直流电流增大以及交流系统电压减小，二者均会导致关断角γ变小，当γ减小到低于临界关断角时(通常取γmin=10°)，将会导致逆变侧发生换相失败。

1.2 换相失败预防控制

目前在高压直流输电工程中，通常采用换相失败预防控制实现对换相失败的抑制，其基本原理是通过检测换流站交流侧电压是否发生跌落，并根据电压跌落的严重程度进行提前触发。换相失败预防控制输出额外的相位角使得换流站阀组获得更大的换相裕度，从而避免换相失败的发生。高压直流输电系统换相失败预防控制的基本结构如图2所示。

图2 换相失败预防控制基本结构图Fig.2 Structure of commutation failure prevention

在图2中，Ua、Ub、Uc分别为换流站换流母线上a、b、c三相电压的瞬时值，U0为零序电压；Uα、Uβ分别为将Ua、Ub、Uc进行坐标转换后得到的α相坐标和β相坐标，Uαβ为两相坐标的均方根；MAX hold为最大值保持；DIFF_LEVEL为判断交流系统是否发生不对称故障的参考值；ABZ_LEVEL为判断交流系统是否发生对称故障的参考值；k1、k2为比例系数；AMIN_CFPREV为换相失败预防控制输出的触发延迟角提前信号，用于确定逆变侧阀组触发角的变化量。

换相失败预防控制主要由两个部分组成，分别针对交流系统发生不对称故障和对称故障后的控制策略。当交流系统发生不对称故障后，换相失败预防控制通过采集交流侧换流母线电压Ua、Ub、Uc瞬时值进行不对称故障检测，将三相电压相加后得到三相零序电压，根据三相零序电压值的大小，可以判断交流系统此时是否发生不对称故障，即

3U0=Ua+Ub+Uc

(7)

而当交流系统发生对称故障时，换相失败预防控制需先将Ua、Ub、Uc的瞬时值转换至两相静止坐标系下，即

(8)

式(8)中：Uα为α相坐标；Uβ为β相坐标；Uαβ为两相坐标的均方根，通过计算Uαβ的大小，可以判断交流系统此时是否发生对称故障。

当检测出的两类故障中任何一类故障的严重程度达到启动条件，即不对称故障达到参考值DIFF_LEVEL 或对称故障达到参考值ABZ_LEVEL时，换相失败预防控制将依据比例系数k1、k2输出触发延迟角提前信号AMIN_CFPREV，逆变器触发控制根据AMIN_CFPREV大小确定触发角相移量，提前进行触发，从而实现对换相失败的抑制。

换相失败预防控制以换流母线电压作为输入信号，有效地实现了换相失败抑制，但分析式(6)可知，直流电流Id的增大亦会导致高压直流输电系统发生换相失败。因此，在某些故障情况下，交流系统电压的跌落不足以及时触发换相失败预防控制，而此时由于直流电流Id发生突增，将会导致逆变器发生换相失败。

2 HVDC-CFPREV改进策略

2.1 换相电流时间面积

为了更好地理解换相失败预防控制改进策略，需要先对换相电流时间面积判据进行介绍。

换相电流时间面积这一概念从能量的角度诠释了换相过程的物理含义，是一种可以用于判别换相失败是否发生的指标[18]。以图1中换流阀1向换流阀3的换相过程为例，在换相过程中出现的能量转换的实质就是换流阀1换相电感Lr上储存的能量转移到换流阀3换相电感上的过程。

Ait为换相过程中，直流电流Id与时间轴围成区域的面积，即换相电流时间面积，其计算式为

(9)

正常情况下，换相过程是一个极其快速的过程，因此，可以近似的将电流i1的减小过程视为呈直线减小。因此，换相电流时间面积Ait可以近似看为一个三角形，该近似面积大小为

(10)

对式(5)和式(6)变形可知

(11)

将式(11)代入式(10)中可得

(12)

分析阀1上的能量转移到阀3的过程，当直流电流Id的值越大时，电感Lr上储存的能量越多，因此换相过程所需时间越长，换相角μ越大。通常情况下，系统触发角α为恒定值，由图3可知，当换相角μ增大后，关断角γ的值将会相应的减小，当γ=γmin时，Ait(max)=Ait(γ=γmin)，Ait(max)为换相失败临界值。当Ait>Ait(max)时，直流输电系统将发生换相失败，反之则不会发生，此为基于换相电流时间面积的换相失败判据。

图3 两相换相过程Fig.3 Commutation process

2.2 换相失败预防控制改进策略

对高压直流输电系统而言，换相失败预防控制的运用降低了其发生换相失败的风险，但在某些故障情况下，换相失败预防控制无法及时启动，失去了对换相失败的抑制作用。因此，在换相失败预防控制的启动环节引入了换相电流时间面积判据，弥补了换相失败预防控制在某些故障情况下存在的启动不及时的问题。

换相失败预防控制改进策略的控制逻辑以及基本结构分别如图4和图5所示。其中，针对交流系统不对称故障和对称故障的控制策略与原始换相失败预防控制相同，在换相电流时间面积判据的控制策略中，CAM_LEVEL为换相电流时间面积判据的参考值，k3为比例系数。

图4 换相失败预防控制改进策略控制逻辑Fig.4 Logic of improved commutation failure prevention

图5 换相失败预防控制改进策略基本结构图Fig.5 Structure of improved commutation failure prevention

在以换相电流时间面积为换相失败判据的控制策略中，以换流母线电压Ua、Ub、Uc以及直流电流Id、关断角γ的瞬时值作为输入量，代入式(12)求得换相电流时间面积Ait的瞬时值。当Ait的瞬时值达到参考值CAM_LEVEL后，该部分控制策略依据比例系数k3计算相应输出，此时，判断原始换相失败预防控制部分是否正常启动，若此时原始换相失败预防控制部分未正常启动，则将该输出量传输给触发延迟角提前信号AMIN_CFPREV；若此时原始换相失败预防控制部分正常启动，则将原始换相失败预防控制部分的输出量传输给触发延迟角提前信号AMIN_CFPREV。

分析换相失败预防控制改进策略可知，该方法的核心在于通过引入换相电流时间面积这一换相失败判据，从而提高换相失败预防控制的启动速率，在原始换相失败预防控制部分检测到电压跌落并采取相应控制措施时，换相电流时间面积判据的控制策略不进行输出，以原始换相失败预防控制部分输出为触发延迟角提前信号。这使得换相失败预防控制改进策略在获得更快启动速度的同时，尽量减小对原始控制措施的影响，从而更好地抑制换相失败。

3 仿真验证

为了验证换相失败预防控制改进策略在实际系统中的应用效果，以中国某省实际电网为研究对象，其电网结构图如图6所示。由图6可知，该省系统结构薄弱，与外部电网联系松散，仅通过高压直流输电系统和500 kV长交流线路实现与外部电网1及外部电网2相连。

图6 中国某省电网结构图Fig.6 Power grid structure of a province in China

在ADPSS软件中搭建该电网完整的混合仿真模型，其中对高压直流输电系统采用电磁暂态模型，主要包括交流滤波器、换流器、换流变压器、平波电抗器、直流滤波器、直流输电线路、直流控制系统等组成部分，该高压直流输电系统的主电路如图7 所示，采用±400 kV双极运行，额定容量 600 MW，分别连接330 kV外部电网1与该省 220 kV 主网，为LCC-HVDC；而对该电网中其余交流系统则建立相应机电暂态模型，包括变电站母线、发电机、输电线路、变压器、负荷等组成部分。特别注意的是，该省近年来陆续投运了众多光伏电站和风电场，对此要建立完善模型，保证该电网拓扑结构与实际系统一致。

图7 该高压直流输电系统主电路Fig.7 Main circuit of the HVDC transmission system

3.1 效果验证

分别对采用原始换相失败预防控制和换相失败预防控制改进策略的高压直流输电系统进行仿真，设该省电网运行在枯大方式下，此时该高压直流输电系统由换流站C向换流站L输送600 MW功率，即换流站C为整流侧，换流站L为逆变侧。考虑当换流站L近区交流系统发生故障后，对该高压直流输电系统换相失败产生的影响。由于原始换相失败预防控制已对单相接地故障可能引发的换相失败有一定的抑制作用，因此故障类型主要考虑更为严重的三相接地故障，设接地电感值为0.5 H，故障发生时刻t=4.0 s，故障持续时间为0.05 s，关断角γmin取10°。

以变电站M至变电站B间220 kV交流输电线路A相中间段发生三相接地故障为例，换相失败预防控制的输出如图8所示。从图8中可知，在高压直流输电系统逆变侧交流系统发生同样故障的情况下，换相失败预防控制改进策略的启动时间明显提前于原始换相失败预防控制，这说明引入换相电流时间面积判据后，能更早的检测到交流系统发生故障。同时，改进措施的触发延迟角输出能够更早归零，说明采用改进措施后的高压直流输电系统发生换相失败后有更好的故障恢复能力，能在更短的时间内恢复正常运行。

图8 换相失败预防控制输出Fig.8 Output of commutation failure prevention

图9 逆变侧关断角Fig.9 γ of inverter side

图10 逆变侧换流母线电压Fig.10 Voltage of commutation bus on inverter side

故障后高压直流输电系统逆变侧关断角、换流母线电压及直流电流分别如图9～图11所示。从图中可知，无论采用何种换相失败预防控制措施，均会发生换流母线电压跌落及直流电流突增，但由于采用改进措施后，换相失败预防控制将在检测到直流电流突增后动作，因此换流母线电压与直流电流的变化量均会减小。分析图9中逆变侧关断角变化可知，当采用原始措施情况时，该直流系统将发生换相失败，而采用改进措施后，逆变侧关断角最小值由7.52°提升至10.23°，不再发生换相失败。同时，采用改进措施后的关断角在4.24 s后恢复正常，早于采用原始措施的4.3 s，这也表明改进措施使该直流系统具有更好的故障恢复能力。

图11 直流电流Fig.11 Current of HVDC

该直流输电系统逆变侧近区交流系统输电线路发生三相接地故障后，逆变侧关断角最小值如表1所示。从表1中可以看出，与原始措施相比，换相失败预防控制改进策略对换相失败具有更好的抑制作用，当逆变侧交流系统输电线路上发生三相接地故障时，该直流输电系统均不会发生换相失败。

表1 逆变侧关断角最小值

3.2 抑制效果对比

为了更加形象地展示换相失败预防控制改进策略的优越性，分别对采用原始措施和改进措施的高压直流输电系统进行仿真，计算造成换相失败的故障电感值。

3.2.1 单相接地故障

以变电站M至变电站B间220 kV交流输电线路A相中间段发生单相接地故障为例，仿真计算临界故障电感值，设故障发生时刻t=4.0 s，故障持续时间为0.05 s，关断角γmin取10°。

不同故障电感下逆变侧关断角最小值如图12所示，从图12中可知，采用原始措施的临界故障电感为0.28 H，而采用改进措施的临界故障电感为 0.13 H。这说明对该直流输电系统来说，换相失败预防控制改进策略在交流系统发生单相接地故障的情况下对换相失败具有更好的抑制效果。

图12 单相接地故障逆变侧关断角最小值Fig.12 Minimum γ of single-phase ground fault

3.2.2 三相接地故障

同样对变电站M至变电站B间220 kV交流输电线路中间段发生三相接地故障进行仿真计算，故障发生时刻t=4.0 s，故障持续时间为0.05 s，关断角γmin取10°。

不同故障电感下逆变侧关断角最小值如图13所示。由于三相接地故障更为严重，因此，当采用原始措施时，故障电感小于0.71 H即会发生换相失败；而当采用改进措施时，故障电感小于0.38 H才会发生换相失败。由此可见，换相失败预防控制改进策略在交流系统发生三相接地故障的情况下，仍然对换相失败具有更好的抑制效果。

图13 三相接地故障逆变侧关断角最小值Fig.13 Minimum γ of three-phases ground fault

4 结论

在对换相失败特性以及现有换相失败预防控制进行分析后，通过引入换相电流时间面积判据提出了一种换相失败预防控制改进策略，通过仿真验证得出了以下结论。

(1)在实际电网中，交流系统发生故障会导致直流电流增大及交流系统电压减小，二者的变化均会导致关断角变小，对高压直流输电系统换相失败产生影响。

(2)在交流系统发生故障后，换相失败预防控制改进策略会比原始换相失败预防控制更早启动，同时也能提高高压直流输电系统的故障恢复能力。

(3)在本文研究的该省实际电网中，无论交流系统发生单相接地故障还是三相接地故障，采用换相失败预防控制改进策略均能更加有效地降低高压直流输电系统发生换相失败的风险。