特高壓直流輸電系統異常換相失敗的機理研究

金祖洋，楊洪耕，趙海杉

(四川大學電氣信息學院，成都市 610065)

特高壓直流輸電系統異常換相
失敗的機理研究

金祖洋，楊洪耕，趙海杉

(四川大學電氣信息學院，成都市 610065)

針對特高壓直流輸電系統故障恢復過程中出現的換相失敗，無法利用換相電壓降低或直流電流上升進行解釋的異常現象，考慮換相電壓波形畸變的影響，提出了一種基于諧波分解與換相電壓時間面積的換相失敗分析方法。該方法通過畸變換相電壓的各次諧波最大可能換相面積的正負和大小，定性和定量分析其對換相失敗的影響。考慮到諧波相位的不確定性，提出諧波風險系數作為評價諧波促進換相失敗的最大風險指標。應用所提方法分析了某特高壓直流輸電系統故障恢復過程中出現的異常換相失敗現象，結果說明了引起換相電壓波形畸變的原因，揭示了主要諧波對換相失敗促進或抑制的影響程度及其風險性，驗證了方法的有效性。

特高壓直流輸電系統；異常換相失敗；直流偏磁；諧波分解；換相電壓時間面積；諧波風險系數

0 引 言

近年來，隨著我國特高壓直流輸電工程的發展與運行[1-2]，由直流輸電系統自身結構特征與運行特性引起的換相失敗故障時常發生，其危害及影響也越來越受關注[3-10]。國內外學者對換相失敗本質機理[4-5]、判據[11-12]、預防策略[13-15]、影響因素[16]等進行了大量的研究。文獻[4-5]利用換相電壓時間面積研究了電壓幅值降低、電壓過零點相移、故障合閘角等對換相失敗的影響機理。文獻[11-12]基于換相失敗的本質，提出了直流輸電系統換相失敗判斷標準。文獻[13]提出通過快速檢測交流故障，實現對觸發延遲角的減小來抑制換相失敗。文獻[14]在文獻[13]的基礎上考慮控制直流電流大小來抑制換相失敗的發生。以上文獻分析換相失敗一般從電壓幅值降低和電壓過零點漂移兩方面考慮，而考慮電壓畸變對換相失敗影響的研究較少。文獻[17]從過零點漂移的角度，分析了直流輸電系統大地-單級運行工況下直流偏磁引起的電壓畸變對換相失敗的影響。文獻[7]通過連續計算仿真，指出換相電壓直流分量以及低次諧波是引起異常換相失敗的主因。而針對故障恢復過程中出現的換相失敗問題，文獻[18-20]僅從無功不足的角度進行抑制方法的研究，實際上故障恢復過程中發生換相失敗時，換相電壓是保持在額定值附近的，但其波形卻發生了明顯的畸變，因此，研究諧波畸變對該換相失敗的影響才更加符合實際情況。

本文針對故障恢復過程中發生換相失敗時，換相電壓與直流電流均在額定值附近的異常現象，考慮換相電壓波形畸變對換相失敗的影響，提出對換相線電壓進行諧波分解，通過對主要諧波的最大可能換相面積進行分析來量化諧波對這種異常換相失敗的影響。在此基礎上，提出諧波風險系數來評價諧波在相位角不確定的情況下對促進換相失敗的風險。最后在PSCAD/EMTDC中運用本文方法仿真分析某特高壓直流輸電系統故障恢復過程的異常換相失敗現象，證實方法的有效性。

1 換相過程分析

±800 kV特高壓直流輸電系統的主接線方式為每極雙12脈動換流器串聯，而12脈動閥組由換流變壓器主接線方式不同的2臺6脈動換流器組成，因此，換流站的基本模塊為三相六脈動電路。圖1給出了三相六脈動逆變器電路。

圖1 三相六脈動逆變器電路Fig.1 Circuit of three phase six pulse inverter

ua、ub、uc為交流系統瞬時相電壓，Lr為換相等值電感，ud、id分別為直流瞬時電壓和電流。逆變器的換流閥按VT1到VT6輪流觸發導通，相鄰閥導通間隔為60°，各換流閥的導通情況及其換相過程如圖2所示。其中α、β、μ、γ分別為逆變器觸發延遲角、觸發超前角、換相重疊角和關斷角，并滿足如下關系：

α=π-β=π-(μ+γ)

(1)

研究換流閥6向換流閥2的換相過程，其等值電路如圖3所示。

圖2 換相過程電壓波形圖Fig.2 Voltage waveform of commutation process

圖3 換相過程等值電路Fig.3 Equivalent circuit of commutation process

忽略晶閘管通態壓降和變壓器漏電阻，則有

(2)

式中i2、i6分別為換流閥VT2、VT6的閥電流。

考慮換相電抗Xr=ωLr，式(2)可轉換為

(3)

關注換相過程(α到π-γ)，對式(3)進行積分：

(4)

無論系統處于正常運行狀況，還是故障運行狀況，若逆變器換相成功，則換相結束時刻(ωt=π-γ)，閥VT2通過的電流等于直流電流，即

i2(π-γ)=id(π-γ)

(5)

由式(4)、(5)整理可得：

(6)

考慮實際直流輸電系統的定電流控制和直流平波電抗器的作用，可認為直流電流保持不變，則：

(7)

其中等式右邊為換相期間換相線電壓與ωt軸圍成的面積。直流電流的大小決定著換相過程所需的換相面積，而換相線電壓的波形直接影響換相重疊角大小，從而影響關斷角的大小。若保持α不變，直流電流增大或換相電壓幅值降低將會導致換相重疊角增大，關斷角減小，從而導致換相失敗。

2 換相失敗原理

由式(7)的換相過程分析可知，逆變器完成換相過程所需的換相面積一定時，換流母線的電壓波形對換相是否成功起關鍵作用。由圖4中系統正常運行電壓波形(波形1)和故障時電壓波形(波形2)可知，引起換相失敗主要從3個方面考慮：(1)電壓幅值的降低；(2)電壓過零點位移；(3)電壓波形畸變。

圖4 電壓波形對換相的影響Fig.4 Influence of voltage waveform on commutation

當觸發延遲角α一定時，存在一個最大可能換相面積[7]。本文取臨界關斷角γmin=7°，則有：

(8)

式中：ul為換相線電壓；Δφ為故障時換相線電壓的過零點位移量。顯然，為防止換相失敗，只有保證最大可能換相面積大于換相過程所需的換相面積Sc=2Xrid(α)，即

Sc

(9)

因此，Scr反應了換流閥抵御換相失敗的能力，Scr越大，換流閥換相失敗的風險越小，反之亦然。

2.1 電壓幅值降低

如圖5所示，波形1與ωt軸圍成陰影面積為系統正常運行時的換相面積，波形2與ωt軸圍成的陰影面積為系統發生三相對稱故障時的換相面積。在保證觸發延遲角不變的情況下，熄弧角由γ減小為γ′。由式(7)、(8)可知，當換相過程處于換相成功與失敗的分界點，即γ′=γmin時，則換相臨界壓降[4]：

(10)

2.2 電壓過零點位移

系統發生不對稱故障情況下，換相電壓會同時發生電壓幅值降低和過零點漂移。如圖6所示，固定觸

圖5 電壓幅值對換相的影響Fig.5 Influence of voltage amplitude on commutation

發延遲角不變，則同樣會導致關斷角變小。換相臨界壓降[4]為

(11)

由式(10)可知，不對稱故障的換相臨界壓降比三相對稱故障的換相臨界壓降小，換相失敗的風險更大。

圖6 電壓過零點漂移對換相的影響Fig.6 Influence of voltage zero drift on commutation

2.3 電壓波形畸變

實際直流輸電系統發生故障及故障恢復階段，由于換流器異常運行以及直流電流上升引起換流變壓器飽和等原因會導致諧波產生，引起換相母線電壓波形畸變，如圖7中波形2所示。不規則的波形將導致式(10)與式(11)中的換相臨界壓降不再適用。因此，應該從諧波分解的角度去分析電壓波形畸變對換相過程的影響，下文將重點分析。

3 諧波對換相失敗影響機理

將圖7波形2諧波分解為如圖8所示的諧波波形序列，則換相線電壓可表示為

(12)

式中：U1、Uh分別為基波和h次諧波電壓幅值；φh為h次諧波相角。

圖7 電壓波形畸變對換相過程的影響Fig.7 Influence of voltage waveform distortion on commutation process

圖8 畸變電壓波形分解Fig.8 Voltage waveform distortion decomposition

由式(9)可知，若要換相成功，則有

(13)

式中Scr1、Scrh分別為基波和h次諧波最大可能換相面積。

可以知道，最大可能換相面積Scr越大，換相失敗的風險越小。由圖8可知，有些諧波Scrh小于0，對換相失敗有促進作用，而有些諧波則相反。因此，重點研究諧波最大可能換相面積Scrh的性質和大小。考慮到θ=h(α-γmin+π)/2，為已知可求量，利用余弦函數和差化積公式轉換：

(14)

式中Ah=-2sin(hα-θ)/h。

由Scrh的表達式可知，諧波相角φh、幅值Uh以及Ah等決定著諧波最大可能換相面積的性質和大小。Ah的物理意義：對于某一特定運行狀況(諧波相角φh、幅值Uh確定)，h次諧波對換相失敗最大可能影響程度。如圖9所示，不同α情況下，Ah隨著諧波次數增大整體呈下降趨勢。因此，Ah對換相失敗的影響主要集中在低次諧波。

圖9 不同α情況下Ah隨諧波次數變化情況Fig.9 Ah changes with harmonic order under different circumstances of α

Scrh正負及大小體現了h次諧波對換相失敗的影響性質與程度。因此，可定義Scrh與Scr1的比值的絕對值來體現諧波換相面積對換相失敗的影響程度，即：

(15)

考慮到諧波發射的隨機性，諧波相位角φh具有不確定性。在實際工程中要求取諧波最大可能換相面積Scrh是有難度的。但其中Ah和Uh在實際工程中是能夠求取的，考慮到sin(θ+φh)∈[-1,1]，則有

-AhUh≤Scrh≤AhUh

(16)

當-AhUh≤Scrh<0時，諧波對換相失敗有促進作用，Scrh=-AhUh時，作用最強；當0≤Scrh≤AhUh時，諧波對換相失敗有抑制作用。

從諧波對促進換相失敗風險的角度出發，AhUh越大，諧波相位最不利時，對換相失敗的促進作用就越強。因此，AhUh體現了諧波對促進換相失敗的影響指標，定義諧波風險系數：

(17)

4 換相失敗仿真分析

4.1 仿真模型與系統參數

本文以某特高壓直流輸電系統為仿真研究對象，其一次接線如圖10所示。在PSCAD/EMTDC中根據系統元件(如交流濾波器、換流變壓器、平波電抗器、輸電線路等)實際工程參數，建立了仿真模型。換流變壓器的繞組接線形式有Y/Δ和Y/Y 2種，其中換流變壓器參數如表1所示。

圖10 特高壓直流輸電系統示意圖Fig.10 Schematic diagram of UHVDCtransmission system

系統控制策略主要參考CIGRE HVDC標準測試系統控制策略搭建的，即整流側采取定電流、定最小觸發延遲角、低壓限流等控制，而逆變側主要是定熄弧角、定電流、低壓限流、電流偏差矯正等控制。

4.2 故障仿真

系統正常運行時采用雙極平衡運行方式，設置三相短路故障合閘時刻為2.0 s，持續時間為0.05 s，接地電阻為0.01 Ω。系統故障暫態響應如圖11所示，其中，圖11(a)、11(b)中換相失敗標識線數值為0時表示換相成功，非0時表示換相失敗。

由圖11可知，2.003～2.012 s期間，逆變側發生了換相失敗。主要考慮故障發生時，換流母線電壓降低，直流電流急劇上升，導致換相過程所需的換相面積增大，而最大可能換相面積減小。由于系統中低壓限流控制(VDCOL)環節作用，使得直流電流減小，α角減小，因此在2.012～2.028 s期間，系統未發生換相失敗。由于換流母線電壓嚴重降低，因此在 2.028～2.050 s期間系統一直處于換相失敗狀態。

圖11 系統故障暫態響應Fig.11 System fault transient response

故障切除后，由于換流母線上無功補償裝置的作用，換流母線電壓迅速恢復到1pu附近，系統換相成功。而在2.120 s時，系統卻發生了異常換相失敗，因為此時換流母線電壓和直流電流均在 1 pu左右，系統滿足式(9)換相成功判據(基波電壓提供的最大可能換相面積大于換相所需換相面積)。通過觀察圖11(a)電壓波形，電壓波形發生了明顯的畸變，同時考慮無功補償裝置在故障恢復過程中從未退出，換相母線電壓在故障切除后可快速恢復，因此，應著重考慮換相電壓波形畸變的作用。

4.3 諧波分析與異常換相失敗定量計算

圖12(a)、12(b)分別給出了系統正常情況和故障情況下換流變壓器勵磁電流波形。正常情況下勵磁電流未發生明顯的畸變，正負半周對稱。故障及故障恢復過程中，勵磁電流波形發生了嚴重的畸變，其正半周呈尖頂波狀，且最大峰值達3.02 kA，而負半周則趨近于0。由圖13給出的直流偏磁原理圖可知，故障及故障恢復過程中，直流電流流入變壓器繞組，其產生的直流磁通與交流磁通疊加使得主磁通偏向一側，主磁通部分進入磁化曲線的飽和區域而導致勵磁電流與直流偏磁方向一致的半個周波急劇增大，另半周則趨近于0。因此，從原理上解釋了該情況下換流變壓器發生了直流偏磁。

圖14(a)給出了故障情況下勵磁電流(圖12(b))諧波分量的波形，正負半周不對稱的勵磁電流主要包含低次諧波(2～5次)，其中2次諧波含量最高。由圖14(b)可知，換相線電壓各諧波分量亦是以2～5次為主，其中2次含量最高，隨著諧波次數增加，諧波電壓幅值Uh趨于減小。換流變壓器發生直流偏磁時，其勵磁支路呈現非線性電抗的特征，從而導致換相電壓波形畸變。因此，直流電流上升導致換流變壓器發生直流偏磁，是引起換相線電壓波形畸變的原因。

圖12 變壓器勵磁電流變化情況Fig.12 Changes of transformer magnetizing current

圖13 直流磁通對勵磁電流的影響Fig.13 Influence of DC magnetic flux on magnetizing current

圖14 故障情況下的諧波分析Fig.14 Harmonic analysis under fault

由上文分析可知，諧波電壓幅值Uh在低次諧波時較大；同時Ah對換相失敗的影響主要集中在低次諧波；由式(14)可知，低次諧波對異常換相失敗起主導作用。因此本文主要對2～5次諧波的影響進行定量計算。

以2.120 s為研究時間點，表2分析了2～5次諧波Scrh的符號、影響性質及其對故障恢復過程中換相失敗的影響程度Fh。而換相過程所需的換相面積Sc=2Xrid(α)=0.339。而最大可能換相面積Scr≈0.319。由于Sc>Scr，因此才會在故障恢復過程中發生換相失敗。從影響程度來看，2次諧波影響最大，進一步驗證了換流變壓器直流偏磁的作用。

表2 諧波對換相失敗影響分析
Table 2 Impact analysis of harmonic on commutation failure

考慮到實際工程中諧波相位角的不確定性，從諧波對促進換相失敗風險的角度，考慮諧波相位最不利的情況，表3給出了諧波風險系數的分析結果。2次諧波引起換相失敗的風險最大，達到17.34%。2～5次諧波總的風險系數達到26.52%，而換相面積裕度為：(Scr1-Sc)/Scr1×100%=15.04%<26.52%。很明顯，存在諧波相位不利的情況，使得諧波促進換相失敗的影響大于15.04%。

表3 諧波風險系數分析結果
Table 3 Analysis results of harmonic risk coefficient

5 結 論

(1)本文所提基于諧波分解與換相電壓時間面積的換相失敗分析方法，能夠定性地分析諧波對換相失敗的影響性質，亦能定量地計算其影響程度。諧波電壓幅值、相位以及Ah共同決定諧波對換相失敗的影響，其中低次諧波作用顯著。

(2)考慮諧波發射的隨機性，諧波相位具有不確定性，引入諧波風險系數分析諧波對換相失敗的影響具有工程可行性。

(3)針對故障恢復過程中出現的換相失敗，考慮諧波的影響，進一步完善抑制該換相失敗的策略方法是下一步研究的重點。

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(編輯 張小飛)

Abnormal Commutation Failure Mechanism in UHVDC Transmission System

JIN Zuyang, YANG Honggeng, ZHAO Haishan

(School of Electrical Engineering and Information, Sichuan University, Chengdu 610065, China)

In allusion to the abnormal phenomenon that commutation failure occurred in the fault recovery process of UHVDC transmission system cannot be explained by commutation voltage reduction or DC current rising, this paper proposes a method for commutation failure analysis based on harmonic decomposition and commutation voltage-time area, with considering the influence of commutation voltage waveform distortion. The method can qualitatively and quantitatively analyze the influence of harmonic voltage on commutation failure through the nature and size of every maximum possible harmonic commutation voltage-time area of distorted commutation voltage. Noting the uncertainty of harmonic phase, we use the harmonic risk coefficientas the maximum risk index to evaluate harmonic to promote commutation failure. Then we adopt the proposed methodto analyze the abnormal commutation failure occurred in the fault recovery process of a UHVDC system.The results show the cause of commutation voltage waveform distortion, reveal the stimulative or inhibited influence degree and risk of the main harmonic on commutation failure, and confirm the effectiveness of the method.

UHVDC transmission system; abnormal commutation failure; DC-bias; harmonic decomposition; commutation voltage-time area; harmonic risk coefficient

TM 721.1

A

1000-7229(2016)07-0126-07

10.3969/j.issn.1000-7229.2016.07.018

2016-04-01

金祖洋(1992)，男，碩士研究生，研究方向為電力諧波分析；

楊洪耕(1949)，男，教授，博士生導師，研究方向為電能質量、無功電壓控制、智能電網；

趙海杉(1992)，男，碩士研究生，研究方向為電力諧波分析。