吴秋媚，余震霄，傅 闯，文兆新，郑睿娜，汪娟娟

（1. 华南理工大学电力学院，广东省广州市 510641；2. 直流输电技术国家重点实验室（中国南方电网科学研究院有限责任公司），广东省广州市 510663；3. 云南电力调度控制中心，云南省昆明市 650011）

0 引言

基于电网换相换流器的高压直流输电（line commutated converter based high voltage direct current，LCC-HVDC）具有输送容量大、距离远、快速可控性优点，在中国得到了广泛应用［1］。高压直流控制系统对换流器的控制作用是通过同步触发控制来实现的。

早期的同步触发控制是通过与换相电压波形直接进行比较来确定各个阀的触发时间［2］，在交流阻抗过高时会导致谐波不稳定问题。后来学者们提出分相触发控制方式，但上述谐波不稳定问题在弱系统中仍有发生。现有直流工程的同步触发控制普遍采用由同步环节和触发环节组成的等间隔脉冲控制方式（又称“等间隔触发方式”），能够有效避免谐波不稳定的问题。

目前，世界上高压直流输电工程采用的同步触发控制技术路线可归纳为如下2 种：

1）同步环节采用含环前滤波器和频率跟踪的锁相环产生同步相位，且锁相环在正常运行方式和严重交流故障下通过故障检测选择不同的运行状态；触发环节采用同步相位与触发角指令直接比较的方式产生触发脉冲。此种技术路线的特点在于能够快速准确检测同步相位，其典型代表为SIEMENS 的同步触发控制。

2）同步环节采用常规同步参考坐标系锁相环；触发环节利用触发角反馈量得出预测的触发时间，实现等间隔触发。另外，除正常触发模块外，还增设了交流故障触发模块。此技术路线更注重提高触发环节的抗干扰能力，其典型代表为ABB 的同步触发控制。

文献［3-6］对这2 种技术路线的同步触发控制进行了比较全面的介绍，为深入研究高压直流同步触发控制提供了很好的参考。交流故障下换相电压的幅值和相位均会发生变化，同步触发控制中锁相环输出的同步相位存在误差，这影响到触发脉冲序列的准确性，进而波及直流系统的性能。针对这一问题，文献［7］提出了基于锁相振荡器的等相位间隔触发控制，降低了换相电压畸变对换流阀触发的影响。文献［8］通过引入快速锁相环和改进触发环节来改善ABB 同步触发控制的性能，有效地降低了换相失败的发生概率。文献［9］最早提出了最小换相裕度控制，通过三角形近似的方式来计算各换流阀的最小换相裕度。在实际直流工程中则通过实时积分计算换相电压时间面积来预测换相裕度［10］。考虑到换相电压和直流电流的变化是增大逆变器换相失败风险的主要因素［11-15］，文献［16］提出了基于换相电压时间面积计算与预测的换相失败抑制方法，能够有效地抑制换相失败的发生。

触发脉冲的相位将对直流系统的运行状态产生影响，过迟或过早的脉冲均不利于直流系统的恢复［17］。交流故障下，触发角相位可能与触发角指令存在偏差，而同步触发控制在交流故障下的准确触发是保证直流系统稳定运行的关键。因此，对交流故障下同步触发控制的性能进行剖析，并进行改进，对于直流系统的稳定运行具有重要意义。

然而，目前鲜有学者对各同步触发控制在交流故障下的工作原理进行研究，更缺少对各同步触发控制故障特性及性能的对比分析。本文首先系统地分析了2 种典型同步触发控制方案（SIEMENS 和ABB）的工作原理。然后，对两者在交流故障下的性能进行了对比分析，并归纳总结了2 种同步触发控制的异同点，结合它们各自的优势提出了改进型同步触发控制，并搭建小信号模型和进行阶跃响应对比。最后，在CIGRE HVDC 标准测试模型和实际高压直流输电工程模型中对分别采用SIEMENS、ABB 和改进型同步触发控制的系统进行对比测试。

1 SIEMENS 同步触发控制基本原理

SIEMENS 同步触发控制的结构图如图1 所示，包括同步和触发2 个环节，其中：同步环节由带环前滤波器的锁相环实现；触发环节将同步相位与触发角指令进行比较来实现触发。图1 中：vac、vba、vcb为换流母线处对应的线电压；vα和vβ为αβ坐标系下的2 个 电 压 分 量；v+α和v+β为αβ坐 标 系 下2 个 电 压 的 基频正序分量；θ、θcomp、θPLL分别为基频正序相位、硬件等造成的相位延迟和同步相位；kp和ki分别为环路滤波器的比例系数和积分系数；ω0为固有中心频率；Ts为采样周期；αord为来自极控制的触发角指令值。

图1 SIEMENS 同步触发控制的结构图Fig.1 Structure diagram of SIEMENS synchronous firing control

1.1 同步环节

在SIEMENS 同步环节的结构中，除了鉴相器、环路滤波器和压控振荡器外，还增设了环前滤波器、交流故障检测和频率跟踪器。输入信号为采样后的电压信号，通过Clark 变换到静止αβ坐标系下，接着采用滑动平均滤波器（αβ-MAF）提取基频正序电压分量，然后通过反正切获得θ，再将θ与压控振荡器输出的θPLL作差输出相位误差信号，即鉴相器的输出信号。由于闭环反馈的调节，稳态下的相位误差最终为0，即同步相位信号精确跟踪输入电压的相位，实现鉴相的功能。上述鉴相过程中，频率跟踪器利用检测的θ对Ts进行调节［6］。

环路滤波器的输入受到故障检测的控制，正常运行工况下，故障检测将鉴相器输出的相位误差信号输送到环路滤波器，此时锁相环处于闭环同步状态，跟踪电网电压的频率和相位；交流故障发生后，当检测到交流电压幅值跌落至0.1 p.u.及以下时，判断故障发生，并将环路滤波器的输入置为0，此时锁相环处于开环同步状态，跟踪故障检测动作前的电网频率和相位，不受后续频率和相位变化的影响。这2 种同步状态的小信号模型如附录A 图A1 所示［6］。故障切除后，当检测到交流电压幅值恢复至0.15 p.u.及以上时，判断故障切除，再次将鉴相器输出的相位误差信号输送到环路滤波器，重新回到闭环同步状态。图A1中αβ-MAF 的窗口时长取0.02 s，则αβ-MAF 转换到dq坐标系后的传递函数表达式为：

式中：s为拉普拉斯算子。

当故障检测的控制使得SIEMENS 同步环节切换为开环状态时，其工作点能够从原稳定点快速向新稳定点转移，即该转换过程不会影响同步环节的稳定性。

故障切除后，SIEMENS 同步环节由开环同步状态转换到闭环同步状态时，同步环节将进入暂态调整过程，其工作点从新稳定点逐渐向原稳定点过渡，最终回到原稳定运行点。

1.2 触发环节

2 ABB 同步触发控制基本原理

2.1 同步环节

ABB 同步环节由鉴相器、环路滤波器、压控振荡器组成，未增设环前滤波器等其他功能，但在环路滤波器的比例环节后面增设了一个一阶惯性环节。鉴相器通过Clark 变换和Park 变换输出相位误差信号，作为环路滤波器的输入。

无论系统处于何种工况，ABB 同步环节一直处于闭环同步状态，文献［6］已对该同步环节作了详细介绍，在此不再赘述。

2.2 触发环节

由图2 可知，ABB 触发环节中EPC 的内部由同步触发角计算、角度反馈量计算和预测触发时间等环节组成［6］，形成了触发角反馈结构。交流故障下的辅助控制包括：为保证晶闸管换相裕度而在逆变侧设置的最小换相裕度控制（AMC）；为防止换流阀在正常点火后的15°电角度对应时间段内未导通而设置的紧急触发控制（EMG）。另外，换流阀限制包括：为满足晶闸管触发要求的在整流侧设置的最小导通电压限制（VML）；为防止逆变侧进入整流状态而在逆变侧设置的最小触发角限制（AML）。

图2 ABB 同步触发控制的结构图Fig.2 Structure diagram of ABB synchronous firing control

ABB 触发环节各组成部分间的逻辑关系如附录A 图A2 所示，其中，逆变侧和整流侧的触发逻辑关系是相互独立的。

在正常工况下，触发环节总是按照EPC 预测的触发时间产生触发脉冲，相邻2 个触发脉冲间的相位间隔为30°，每一次触发脉冲发出后被展宽120°后分配给相应的换流阀。其具体工作原理在文献［6］中已有详细的介绍，在此不再赘述。式（2）、式（3）和式（4）分别表示EPC 中同步触发角计算、角度反馈量计算和预测触发时间环节的计算过程。

3 同步触发交流故障响应性能对比及改进分析

在交流故障下2 种同步触发控制的同步和触发环节的特点各不相同。下面分别从同步环节和触发环节2 个方面进行分析，并基于分析的结论提出一种改进型同步触发控制。

3.1 同步环节的分析对比

1）2 种同步环节组成部分和运行状态的差异

SIEMENS 和ABB 的同步环节均由锁相环实现。但SIEMENS 同步环节还增设了环前滤波器和频率跟踪器，同时，其锁相环路也会受到故障检测的控制，在严重交流故障下运行在开环状态，提高了系统的故障穿越能力；而ABB 同步环节采用了常见的锁相环，且总是运行在闭环状态。

2）2 种同步环节滤波性能和动态性能的差异

SIEMENS 和ABB 的同步环节分别依赖于各自锁相环的滤波性能和锁相性能，其中，前者设置了环前αβ-MAF，具有良好的滤波能力，因此环路滤波器参数可以适当增大；而ABB同步环节只能依赖环路滤波器进行滤波。SIEMENS 锁相环传递函数GS，PLL（s）和ABB 锁相环传递函数GA，PLL（s）分别如下：

进而可绘出2 个同步环节的幅频特性曲线，如附录A 图A3 所示。可以看到，SIEMENS 同步环节由于环前滤波器的存在具有强滤波能力，能够滤除dq坐标系下除直流以外的所有整数次谐波，而ABB同步环节动态响应速度较SIEMENS 同步环节缓慢。

附录A 图A4 展示了2 种同步环节的阶跃响应曲线，图A5 展示了2 种同步环节的频率阶跃（即相位斜坡）响应曲线，2 类曲线也都表明了SIEMENS同步环节在快速响应上的优势。

3.2 触发环节的分析对比

1）2 种触发环节组成部分和运行状态的差异

SIEMENS 触发环节是将同步相位逐次移相后，分别与来自极控制的αord进行比较，当两者相交时产生触发脉冲。这种直接比较相位的方式为开环结构，又因受相位调制被称为脉冲相位控制。

2）2 种触发脉冲生成的快速性和等距性对比

SIEMENS触发环节总为开环方式。假定由同步环节得到的同步相位是准确的，那么触发脉冲的生成仅取决于αord，当αord较小时，生成触发脉冲相对较早。

在ABB 触发环节中，当辅助控制作用时，预测的触发时间不仅受αord影响，还会受到换相电压和直流电流的影响，其在交流故障下提前生成触发脉冲的概率更大。

假定即将导通阀对应的换相电压瞬时值为Uac，msin(ωt-ωt0)，其中，ωt为实时相位，ωt0为此换相电压最近正向过零点的相位。根据当前时刻相位ωtα及 其 对 应 的 换 相 电 压 瞬 时 值utα得 到 预 测 换 相 裕度面积Sm的表达式为［10］：

式中：上标“*”表示取标幺值；ωtαord为与αord对应的相位；Xt为 等 值 电 抗；UVL，RMS为 换 流 母 线 的 线 电 压 转换到阀侧的有效值。式（9）成立时，ABB 同步触发控制会按照AMC 预测的触发时间进行触发。

在故障初期极控制来不及对αord进行调节时，由附录A 图A7 可以看到，αord仍保持在141°，若d取值位于曲线右上部分，触发环节采用AMC 预测的触发时间产生触发脉冲；当Id＞1.167 p.u.时，为保证最小换相裕度，触发环节采用AMC 预测的触发时间提前触发。由于故障前系统总是处于额定运行状态，可以看到在额定直流电流处，当换相电压跌落超过0.094 p.u.时，若仍以原始αord进行触发，则无法满足需要的换相裕度，故此时同步触发控制按照AMC 预测的触发时间提前触发，以增大换相裕度。

综合以上对SIEMENS 和ABB 触发环节的分析可知，当极控制还来不及对αord完成调整时，SIEMENS 触发环节无法及早地产生触发脉冲，换相裕度无法得到保证。而ABB 触发环节受到AMC等交流故障下的辅助控制的作用，能够及时地产生触发脉冲，尽可能地保持足够的换相裕度，减小换相失败的风险。

在触发脉冲的等距性方面，SIEMENS 触发环节生成的触发脉冲取决于各阀对应换相电压的同步相位与触发角指令的比较，而触发角指令相对稳定时，任意相邻2 个同步相位间的相位差都是30°，所以触发脉冲的等距性总能满足。

ABB 同步触发控制在正常触发方式下采用EPC，触发脉冲的等距性总能满足。在交流故障下，为了避免弱交流系统中出现不稳定问题，AMC 预测的触发时间被采用后，触发环节进入“对称化功能”触发阶段［10］，尽可能地保证了触发脉冲的等间隔性。当系统进入故障准稳态或故障切除后稳态时，AML 被满足，换相裕度大于SREF时，ABB 同步触发控制以闭环结构进行等间隔触发，进而保证了故障前后同步触发控制的稳定性。而针对系统启动阶段或电压严重跌落使得EMG 在多个换相周期内持续启动的情况，由于EMG 作为开环控制总是将正常点火时间后的15°电角度对应的时刻作为预测的触发时间，触发脉冲相位间隔的等距性仍被满足；当电压进入稳态后，ABB 同步触发控制为闭环结构，能够继续保持等间隔触发，因此稳定性总是可以满足。

3.3 改进型同步触发控制

根据上述对比分析可知，ABB 同步触发控制的触发环节具有高度的灵敏度和快速性，但是其相位基准的准确性还是受限于其同步环节，这会使得系统抑制后续换相失败的免疫性能变差，因此，将ABB 同步触发控制中的ABB 锁相环替换为SIEMENS 锁相环，形成改进型同步触发控制，进而充分发挥触发环节的快速准确响应性能，其具体结构框图如图3 所示。

图3 改进型同步触发控制的结构图Fig.3 Structure diagram of improved synchronous firing control

因此，可建立改进型同步触发控制的小信号模型如图4 所示，其中：ΔθAC为锁相环的输入信号（电压相位变化量）；ΔθPLL为锁相环的输出信号（同步相位变化量）；ΔαPLL、ΔθPLL0、ΔθP、ΔαPCO、Δφ分别为同步触发角、锁相环相位、触发脉冲相位、相控振荡触发角、触发脉冲相位间隔对应的变化量；Δαmeas和Δαord分别为触发角测量值和指令值的变化量。z-1=e-sT30，代表时域中的滞后环节，将信号延迟T30（30°电角度对应的时间）。

图4 改进型同步触发控制的小信号模型Fig.4 Small-signal model of improved synchronous firing control

进而可以得到触发角传递函数Gα(z)和相位传递函数Gθ(z)：

根据朱利稳定判据，可得改进型同步触发控制稳定运行的参数范围为：

结合工程经验参数，选取kp=314，ki=3 140，k=0.05。此时，由传递函数可以得到触发角阶跃和输入电压的相位阶跃时的响应情况，并与SIEMENS 和ABB 同步触发控制的响应情况［6］进行对比，具体如附录A 图A8 所示，其中，αmeas和φ分别为触发角和触发脉冲相位间隔的测量值。可以看到，由于改进型同步控制的触发环节与ABB 同步触发控制相同，当αord发生阶跃变化时，两者的响应曲线基本重合。当相位发生跳变时，改进型同步触发控制的触发角测量值进入稳定的时间较ABB 同步触发控制短得多，可见改进型同步触发控制结合了SIEMENS 同步环节强滤波和快速锁相的优点，同时保持了ABB 同步触发控制能够等距性触发的特点。

4 仿真测试

考虑到在直流工程模型中换流阀同步触发控制部分总是封装的，首先在PSCAD/EMTDC 电磁暂态仿真平台中分别搭建2 种同步触发控制，然后在相同的交流故障工况下对所搭建的模型进行仿真验证；然后，将所搭建的模型分别应用在CIGRE HVDC 标准测试模型［18］和直流工程模型中，进而对SIEMENS、ABB 和改进型同步触发控制的故障响应性能进行对比测试。

4.1 模型验证

仿真模型为±500 kV 贵广2 直流输电工程，两侧交流系统短路比均为10.5，额定输送功率为3 000 MW，原工程采用的是SIEMENS 技术路线。

在PSCAD/EMTDC 电磁暂态仿真平台中搭建了SIEMENS 同步触发控制后，考虑到高压线路单相故障发生概率占70%以上［19］，设置贵广2 直流工程模型的逆变侧换流母线在3.0 s 时发生故障过渡电感为0.5 H、持续时间为0.1 s 的单相接地短路故障，此时换相电压的幅值跌落至0.88 p.u.。分别采用封装好的同步触发控制模块与搭建的SIEMENS同步触发控制的系统直流电压Ud、直流电流Id、关断角γ、触发脉冲相位间隔φ曲线如附录A 图A9 所示。可以看到，采用搭建的SIEMENS 同步触发控制的直流系统与原始直流工程模型系统的故障响应曲线基本重合，显然验证了所搭建的SIEMENS 同步触发控制模块的正确性。此外，对于其他故障类型也进行了测试，两者无统计意义上的差异。

三峡—上海直流工程（3GS）模型也是一个±500 kV的直流额定电流为3 kA、整流侧和逆变侧短路比均为10.5 的仿真模型，原工程采用的是ABB 技术路线。同理，分别采用封装好的同步触发控制模块与搭建的ABB 同步触发控制的系统进行测试，同样可以验证两者在输出触发脉冲的等效性。

因此，后续采用所搭建的SIEMENS 和ABB 同步触发控制来进行对比是可行的。

4.2 仿真对比

为验证改进型同步触发控制的效果，首先在CIGRE HVDC 标准测试模型中分别采用上述3 种工程用同步触发控制进行仿真测试。将采用了改进型同步触发控制的系统称为“改进系统”，将采用了SIEMENS 同步触发控制和ABB 同步触发控制的系统分别称为“SIEMENS 系统”和“ABB 系统”。

当逆变侧交流母线A 相发生接地电感为0.05 H、持续时间为0.1 s 的接地故障时，采用各种同步触发控制的系统的仿真结果如附录A 图A10 所示。此时，交流母线处故障相电压跌落至0.05 p.u.，SIEMENS 系统的故障检测没有动作。可以看到，各系统均发生了首次换相失败，其中SIEMENS 系统还发生了后续换相失败。ABB 系统中逆变侧的AMC 在故障初期、故障切除后及系统恢复过程均会起作用。但由于ABB 同步环节的响应速度慢且超调量较大，在恢复阶段仍存在较大后续换相失败的风险。而改进系统在AMC 的作用下，保持了及时产生触发脉冲以尽可能地保证换相裕度的优点，还在快速锁相环的作用下有效增大了恢复阶段的关断角，进而减小系统发生后续换相失败的风险。

当逆变侧交流母线处发生接地电感为0.05 H、持续时间为0.1 s 的三相短路故障时，各系统的仿真结果如附录A 图A11 所示。此时交流电压跌落至0.3 p.u.。可以看到，3 个系统均发生了首次换相失败，SIEMENS 系统还发生了后续换相失败。而ABB 系统和改进系统避免了故障持续期间后续换相失败的发生，但是ABB 系统在恢复阶段的关断角有大幅减小的趋势，而改进系统的关断角此时基本恢复到额定运行状态，可见改进系统的恢复性能更优。

为了贴近工程实际，进一步基于3GS 直流工程模型，对分别采用了SIEMENS、ABB 和改进型同步触发控制的系统进行故障持续时间为0.1 s 的仿真测试。

当逆变侧交流母线处发生接地电阻为2.3 Ω、交流电压跌落至0.45 p.u.的单相短路故障时，对应的直流电压Ud、直流电流Id、关断角γ和换流变压器阀侧电流IY的运行曲线如图5 所示。

图5 单相故障的仿真对比结果(3GS 模型)Fig.5 Simulation and comparison results with singlephase fault (3GS model)

由图5 可以看出，各个系统均发生了首次换相失败。其中，ABB 系统在7.036 s 时还发生了后续换相失败，SIEMENS 系统甚至还发生了2 次后续换相失败，而采用了改进型同步触发控制的改进系统没有发生后续换相失败，有效地抑制了后续换相失败的发生，由Ud和γ曲线可以看出，改进系统的故障恢复性能更优。因此，通过提高同步环节的快速锁相性能够提高系统的故障支撑能力，也验证了本文分析内容的正确性。

附录A 图A12 展示了当逆变侧交流母线处发生接地电阻为1.5 Ω、交流电压跌落至0.3 p.u.的三相短路故障时对应的仿真曲线。此时，各个系统均发生了首次换相失败，且在故障期间存在较长时间的断流工况。由关断角的曲线可以看到，改进系统在首次换相失败后进入准稳态的速度更快。同时，由Ud和Id曲线来看，三相对称故障下，强系统的换相电压相位偏移通常较小，采用改进型同步触发控制的优化效果不明显，但也不会恶化系统的性能。

5 结语

本文研究得到如下主要结论：

1）SIEMENS 同步触发控制的同步环节采用了含环前滤波器的快速锁相环，在严重交流故障下运行在开环同步状态，保证同步触发的连续性工作；ABB 同步触发控制除了正常触发方式下的等间隔控制触发方式，还包含了最小换相裕度控制、换流阀最小触发角限制、换流阀最小导通电压限制和紧急触发控制等在内的交流故障辅助方式。

2）在CIGRE HVDC 标准测试模型和3GS 直流工程模型中对改进型同步触发控制进行了仿真测试。结果表明，改进型同步触发控制的故障穿越能力与故障恢复性能较SIEMENS 和ABB 同步触发控制系统更强。

本文提出的改进型同步触发控制采用简单的组合改进方法，缺乏更有针对性的改进策略，在强交流系统的三相故障下优化效果不够明显，但奠定了今后改进同步触发控制的研究方向：1）提高SIEMENS 同步触发控制中故障检测的快速性，同时配合更具有针对性的开环紧急触发方式；2）提高ABB 同步触发控制中锁相环的响应速度，或结合开环同步状态的锁相过程等。

附录见本刊网络版（http：//www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx），扫英文摘要后二维码可以阅读网络全文。