混合直流雙橋換相失敗機理及抑制措施研究

李 猛， 夏成軍， 杜兆斌

(華南理工大學電力學院，廣東 廣州 510641)

混合直流雙橋換相失敗機理及抑制措施研究

李 猛， 夏成軍， 杜兆斌

(華南理工大學電力學院，廣東 廣州 510641)

隨著高壓直流(HVDC)輸電技術的發展，混合直流輸電已經成為一種趨勢。分析了逆變側交流三相故障造成混合雙饋入直流中電網換相換流器高壓直流(LCC-HVDC)雙橋換相失敗的機理，區別了造成雙橋連續換相失敗與雙橋非連續換相失敗的主要影響因素。通過對LCC-HVDC在不同交流故障程度及故障觸發時刻下仿真分析，研究了這2個因素對換相失敗類型的影響，并發現交流系統輕微故障下的電壓波形畸變是雙橋非連續換相失敗現象的主要成因。通過單純形算法對混合雙饋入系統中電壓源換相換流器高壓直流(VSC-HVDC)控制參數進行優化，抑制了在交流系統輕微故障情況下發生的LCC-HVDC雙橋非連續換相失敗。

混合直流；雙橋換相失敗；波形畸變；單純形算法

隨著高壓直流輸電工程在大容量遠距離輸電及區域電網互聯等領域的廣泛應用，將會出現兩回或多回直流線路落點于同一交流系統的情況，形成多饋入直流輸電系統[1-9]。當其中一回或多回直流為VSC-HVDC時，就會形成混合多饋入直流，這使得通過優化混合多饋入直流中VSC-HVDC的控制來抑制由交流系統故障造成的LCC-HVDC系統換相失敗的發生成為可能。

現有對多饋入換相失敗的研究多局限于僅含LCC-HVDC的傳統多饋入直流，較少考慮含VSC-HVDC的混合多饋入直流。文獻[5]中發現了雙饋入直流系統中隨著本地換流母線故障水平的提升，遠端換流站換相失敗的概率先增加后減少，然后再增加的異常現象。這種異常換相失敗的原因被認為是輕微故障下電壓波形畸變更為嚴重，過零點位移較多，更易造成雙回直流換相失敗。文獻[6]在文獻[5]的基礎上，通過對3種典型故障水平下換流母線電壓波形的對比，以及對故障后一個周期內B相電壓進行傅立葉分析，指出低故障水平下電壓波形中含有較大的直流分量和低次諧波是造成該種異常換相失敗的主要原因。文獻[5，6]雖然對雙饋入直流中異常換相失敗的影響因素及產生機理進行了分析，并沒有給出抑制這種異常換相失敗現象的方法。文獻[10]在傳統雙饋入直流系統中引入了靜止同步補償器，并研究了其在改善雙饋入直流系統穩態和暫態運行特性上的作用。文獻[11，12]通過仿真分析，明確了混合雙饋入系統中VSC-HVDC可以等效地增加系統的有效短路比，減少LCC-HVDC發生換相失敗的幾率，但只是分析了混合雙饋入情況下VSC-HVDC固有特性對LCC-HVDC換相失敗免疫因子的影響，沒有進一步對如何優化VSC-HVDC控制或者二者間的協調控制來降低LCC-HVDC換相失敗的概率進行研究。

現有的高壓直流輸電工程絕大多數采用單極12脈波換流器，12脈波換流器發生單、雙橋換相失敗對系統造成的沖擊也不相同。發生雙橋換相失敗后，所在極的直流系統功率的傳輸中斷，直流電流的爬升會更劇烈，設備承受的應力也會更大，這進一步影響了系統恢復穩態的速率；而只發生單橋換相失敗的情況下，直流功率的傳輸不會中斷，直流電流的上升也不如雙橋換相失敗來得劇烈，直流系統能夠更快地恢復到穩態時的功率傳輸，從而減小故障對交直流系統帶來的影響。現有文獻中對于換相失敗研究的精細化程度有所欠缺，都是以整個換流器為研究對象，未能精確到對單橋換相失敗的研究。本文將雙橋12脈波換流器發生換相失敗分為Y橋單橋換相失敗、D橋單橋換相失敗、雙橋非連續換相失敗、雙橋連續換相失敗幾個類型。分析了12脈動LCC-HVDC在逆變側交流系統三相故障下的雙橋換相失敗機理，搭建了混合雙饋入直流模型，結合仿真數據，分析了故障水平、故障時刻對LCC-HVDC換相失敗類型的影響，以及故障過程中VSC-HVDC的控制策略及響應特性。仿真過程中發現在接地阻值較大時，LCC換流器會發生雙橋非連續換相失敗，隨著接地電阻的減小，反而只發生單橋換相失敗的異常現象，并對此作出解釋。通過單純形算法對VSC-HVDC控制參數進行優化，抑制了該種異常換相失敗現象的發生。

1 雙橋換相失敗的機理分析

混合雙饋入直流拓撲結構如圖1所示，交流母線額定電壓為525 kV，LCC-HVDC和VSC-HVDC的額定傳輸功率都是1000 MW，其中LCC-HVDC采用雙橋12脈波換流器，換流變接線方式為YN/y0/d11，即Y橋閥側電壓滯后D橋閥側電壓30°相位角。

圖1 混合雙饋入直流拓撲結構

1.1 交流三相故障下的LCC-HVDC雙橋換相失敗機理

當逆變側交流系統發生三相故障時，根據故障嚴重程度的不同，含有雙橋換流器的直流系統可能會發生單橋換相失敗、雙橋換相失敗，也可能不發生換相失敗。雙橋換相失敗主要有2種情況，一是雙橋非連續換相失敗，二是雙橋連續換相失敗(本文認為Y橋和D橋在約2個ms內相繼發生換相失敗便可認為雙橋連續換相失敗，這是因為12脈波雙橋換流器相鄰導通順序的2個閥觸發脈沖的間隔為30°)。

假設某一故障程度下，如圖1中所示的LCC-HVDC逆變側雙橋換流器中的Y橋發生單橋換相失敗，而D橋恰好不發生換相失敗。在故障發生前，D橋正常換相過程，以閥V2D向閥V4D換相為例，有(1)、(2)式成立。式中ua，uc分別為交流母線a、c相電壓；Xr為交流系統(含換流變壓器)每相等值電抗；Rr為交流系統每相等值電阻；i2D和i4D分別為流過閥V2D和V4D的電流，ID為直流電流。

(1)

i2D+i4D=Id

(2)

將(2)式代入(1)式，忽略交流系統等值電阻可得：

(3)

對(3)式左右兩邊同時積分可得：

(4)

可進一步化為：

(5)

式中：Acr為閥在正常工況下完成換相所需的臨界換相電壓時間面積；ul為額定工況下逆變側交流母線電壓有效值；α為觸發延遲角；γ為熄弧角。當逆變側交流三相故障發生后，交流電壓有效值跌落至ul′，逆變站發生Y橋單橋換相失敗，單極直流電壓下降劇烈，雖然整流側定電流控制會增大觸發延遲角，逆變側進入定熄弧角控制，減少觸發延遲角至α′，但直流電流仍會不可抑制地上升，待關斷的閥所需的換相時間面積增大。當閥完成換相所需的電壓時間面積Acr大于換流器所能提供的最大換相電壓時間面積Amax時，另一個換流橋D橋也會發生換相失敗。因為有該故障程度下剛好不發生雙橋換相失敗的假設在前，即在直流電流達到最大值Id′，D橋逆變器熄弧角為剛好不會發生換相失敗的最小值γmin。直流電流在峰值處附近的變化率dId/dωt可近似認為等于0，所以直流電流峰值處附近的D橋閥換相過程有式(6)成立：

(6)

令(4)、(6)兩式等號兩邊相減，利用定積分的區間可加性可得:

(7)

上式可進一步化簡為:

(8)

將式(5)帶入式(8)，可得:

(9)

其中:Δul=ul-ul′，ΔId=Id′-Id，Δul/ul為交流系統發生三相故障，考慮單橋換相失敗后直流電流增長而恰好躲過雙橋換相失敗的臨界交流電壓跌落百分比。

由式(9)可知，雙橋非連續換相失敗中第二個換流橋發生換相失敗主要是由直流電流增大主導的。因為單橋換相失敗后，直流電流的增大將導致臨界交流電壓跌落百分比的進一步下降。

如果故障程度較輕微，換相電壓跌落較少，即便單橋換相失敗后直流電流增大到峰值，由于控制系統的迅速響應以及換相裕度的存在(α→α′,γ→γmin)，直流系統也可能躲過雙橋換相失敗，只發生單橋換相失敗。

然而在故障程度更為嚴重的情況下，由于換相電壓的幅值跌落過大，導致換流橋能提供換相電壓時間面積迅速減少至小于臨界換相電壓時間面積(由額定直流電流決定)，還未等到直流電流的陡增，Y橋和D橋便在很短的時候內相繼發生換相失敗，即視為發生了雙橋連續換相失敗。

1.2 交流三相故障下的VSC-HVDC暫態控制策略 交流故障發生時，VSC-HVDC利用換流器的快速響應能力，采取特殊的低電壓穿越或電壓變化率控制邏輯，有利于提升系統的故障穿越能力。

如圖2所示，當VSC-HVDC檢測到交流系統正序電壓模值持續低于0.85 p.u.一段時間，或正序電壓模值變化率在連續幾個毫秒內都超過了門檻值，VSC-HVDC進入低電壓穿越或電壓變化率穿越邏輯，其外環控制器從穩態無功功率外環控制轉為暫態交流電壓外環控制，以增大無功電流輸出，提升對換相電壓的支撐作用[14]。

圖2 VSC交流故障期間的外環控制策略

由于交流母線正序電壓模值的計算過程中,正序電壓的d、q軸分量取1/4個周期內的平均值，因此故障過后的5個ms內正序模值的計算存在一定誤差，這可能會導致柔性直流控制響應的延遲。

2 混合雙饋入系統中LCC-HVDC換相失敗的仿真分析

在PSCAD/EMTDC中搭建如圖1所示的混合雙饋入直流輸電模型，對逆變側交流系統設置不同接地阻值(從285 Ω到0 Ω)的交流三相接地故障，同時改變故障觸發時刻(從8.100 s到8.109 s)。試驗結果如圖3所示，可知隨著接地阻值的減小(故障水平的上升)，換流器換相失敗類型基本呈現出愈來愈嚴重的趨勢，符合1.1節中關于換相失敗的機理分析。但式(9)忽略了故障觸發時刻的影響，僅適用于故障觸發時還未導通，故障后才開始導通的閥換相過程，不適用于故障觸發于換相過程中的情形，下面進一步分析換相失敗類型同故障時刻的關系。

圖3 不同交流故障下換相失敗類型統計

2.1 故障時刻對換相失敗類型的影響

在同一接地阻值下，不同故障時刻下可能會發生單橋換相失敗、雙橋換相失敗(包括雙橋非連續換相失敗和雙橋連續換相失敗)，也可能不發生換相失敗。若故障發生在閥換相過程中，且對應的角度為ωt，由于換相時間較短且假設此時換流器恰好能躲過換相失敗，則直流電流在該閥換相過程中的變化可以忽略，易推知:

(10)

式(10)和式(4)相減得：

(11)

進一步化簡可得:

(12)

由于α<ωt<π-γmin，所以臨界交流電壓跌落百分比會隨著ωt的增大而增大。下面分別以8.104 s，8.105 s觸發接地阻值為210 Ω的三相故障為例，分析故障時刻對換相失敗的影響。

2.1.1 8.104 s觸發接地阻值為210 Ω的三相故障

如圖4所示，8.104 s時在逆變側交流系統觸發三相接地故障。此時，閥V6D處于換相過程的開始階段，V6D剛剛導通不久。對應于式(12)，即ωt非常接近于α，由于Δul/ul在α<ωt<π-γmin范圍內單調遞增，即故障的發生對V6D承受交流電壓跌落而不發生換相失敗的能力影響顯著，D橋發生換相失敗。

圖4 交流故障后混合雙饋入直流系統響應(8.104 s觸發)

當V6Y導通時，由圖4(d)可知直流控制系統已經響應，Y橋換流器的觸發延遲角減小至約136°，雖然在該閥換相過程中，交流電壓一直處于故障水平，但是由于積分區間的增大，換相時間面積得以增大，從而躲過雙橋換相失敗。

觀察圖4(f)、(g)、(h)可知，雖然故障于8.104 s就已觸發，由于1.2節所述的正序電壓模值檢測誤差問題的存在，VSC-HVDC經過約5個ms，直到約8.109 s才進入電壓變化率控制，而之前由穩態無功功率外環控制產生的iqref被清掉，VSC-HVDC進入暫態交流電壓環控制，iqref的爬坡速度較慢，無功電流在故障初期的響應十分有限。

2.1.2 8.105 s觸發接地阻值為210 Ω的三相故障

如圖5所示，8.105 s時在逆變側交流系統觸發三相接地故障。此時，閥V6D處于換相過程的最后階段。對應于式(12)，即ωt非常接近于π-γmin，由于Δul/ul在α<ωt<π-γmin范圍內單調遞增，即故障的發生對V6D承受交流電壓跌落而不發生換相失敗的能力沒有顯著影響，D橋無換相失敗發生。

同時，由于故障觸發時刻在V6Y開始換相之前，且由圖5(d)可知，此時直流控制系統還未來得及做出響應，Y橋換流器的觸發延遲角仍為α。對應于式(12)，即ωt=α，此時故障的發生對V6Y承受交流電壓跌落而不發生換相失敗的能力影響最大，Y橋發生換相失敗

同樣，VSC-HVDC在故障初期響應有限，對換流電壓的支撐作用不明顯，存在一定優化空間。

由上述2個案例可知，故障觸發時刻以及直流控制系統的響應速度會對換相失敗類型產生影響。

2.2 異常換相失敗分析

觀察圖6，在輕微交流三相故障下(接地阻值為255 Ω)，逆變側發生雙橋非連續換相失敗，而接地阻值減小至210 Ω時，逆變側只發生單橋換相失敗。

在8.104 s時設置接地阻值為210 Ω的三相接地故障，觀察圖6(b)、(d)可知，換流器只發生了D橋換相失敗，直流電流只有一處波峰。在8.104 s時設置接地阻值為255 Ω的三相接地故障，觀察圖6(a)、(c)可知，D橋換相失敗先發生，間隔了約13個ms，在直流電流上升到第一個波峰處附近，又發生了Y橋換相失敗，直流電流也發生了第二次陡升。

觀察如圖7所示的逆變側換相電壓波形，在發生接地阻值為255 Ω的三相接地故障時，換相電壓過零點較發生接地阻值為210 Ω的三相接地故障時提前。以B相電壓為例，分別選取2種故障后一個周波內的逆變側交流電壓做傅立葉變化，進行諧波分析，得到圖8。

通過對比可以發現，在接地阻值為255 Ω時，b相電壓的各次諧波含量均高于接地阻值為210 Ω的情況，這種差別尤其體現在直流分量和2次、3次等低次諧波上，這導致交流電壓在接地阻值為255 Ω時波形畸變程度大于接地阻值為210 Ω時，從而導致了換相電壓過零點的前移。由式(6)可知，盡管交流電壓跌落百分比在接地阻值為255 Ω時小于接地阻值為210 Ω的情況，但由于換相電壓過零點的前移，積分的時間區間相對減小，所以系統能夠提供的不發生換相失敗的最大換相電壓時間面積也相應減小。而由于之前單橋換相失敗已經發生，造成直流電流不可抑制的上升，閥完成換相所需的電壓時間面積相應增大，導致了后續雙橋換相失敗的發生。

圖7 不同交流故障下的換相電壓

圖8 不同交流故障下的交流電壓諧波含量

3 異常換相失敗的抑制措施

由1.2節可知，故障情況下VSC-HVDC進入暫態控制邏輯(低電壓穿越控制或電壓變化率控制)，其外環控制器由穩態無功功率外環控制切換暫態交流電壓外環控制，但從2.1節仿真分析可知，現有的控制參數下，故障初期VSC-HVDC對換相電壓的支撐作用有限。暫態交流電壓外環控制根據給定的暫態交流電壓參考值Vreftran計算得到無功電流參考值iqref，再送給內外電流控制器進行控制，因此可以考慮通過改變Vreftran的大小來增大無功電流的輸出，改善故障初期VSC-HVDC對換流電壓的支撐作用，以求減少換相失敗的發生或降低換相失敗的嚴重程度。采用單純形算法，可以對參數Vreftran尋優，使得在優化的控制參數下，逆變側輕微故障時只發生單橋換相失敗而不發生異常的雙橋非連續換相失敗。

3.1 單純形算法

單純形算法是一種基于幾何形狀考慮的啟發式優化算法，所謂單純形指的是在n維空間中，以n+1個端點構成的最簡單圖形。該算法在初始單純形的每個頂點對目標函數進行計算，舍棄掉結果最大的端點，并以其余端點的幾何中心為中點找到被舍棄端點的鏡像作為新的端點，然后在新的單純形上重復上面的步驟，以不斷逼近更小的目標函數值。

設置優化的目標函數為：

(13)

其中Ud為測量得到的直流電壓的標幺值;Id為測量得到的直流電流標幺值;t為三相故障觸發時刻，故障后經T時間，直流系統重新恢復到穩定狀態。

設置于8.100 s觸發的接地阻值為255 Ω的交流三相故障，令暫態無功電壓外環控制的參考值初值Vreftran為1，利用單純形算法經過10次運算，得到優化后的參數Vreftran為1.087 5。

3.2 參數優化前后的波形對比

觀察圖9，通過對比分析參數優化前后的直流電流、交流線電壓、無功電流波形可知，優化前直流電流有2個波峰，分別對應于D橋、Y橋換相失敗，且直流電流升到峰值處后一直跌至0，即直流功率的傳輸中斷，直到8.216 s直流電流才恢復到穩態時的90%；優化后直流電流的波峰減為1個，對應與換流器D橋換相失敗，并無Y橋換相失敗的發生，且直流電流最低時仍大于0.5 p.u.，直流功率的傳輸沒有中斷，到8.154 s直流電流已經恢復到穩態時的90%，較之優化前提前了約3個周波的時間。

同時優化后無功電流在故障初期較之優化前有明顯增長，使得逆變側交流電壓獲得一定程度的抬升。優化后無功電流在8.140 s附近時有明顯的回落，這是因為控制系統檢測到逆變側電壓恢復到一定程度并持續指定時間后，VSC-HVDC逆變側由暫態無功電壓外環控制切換回穩態無功外環控制，同時防止了逆變側過電壓情況的出現。

圖9 優化前后混合雙饋入直流系統響應

4 結束語

本文分析了LCC-HVDC發生單橋換相失敗、雙橋換相失敗的機理，指出單橋換相失敗后直流電流上升的快慢是導致雙橋非連續換相失敗發生與否的主要原因，雙橋連續換相失敗則主要歸因于換相電壓的大幅跌落。通過對不同交流故障時刻、不同故障程度下的仿真數據進行分析，闡明了故障時刻與故障程度對換流器換相失敗類型的影響，同時解釋了交流系統輕微程度故障下換流器發生雙橋非連續換相失敗而一般程度故障下只發生單橋換相失敗的原因是輕微交流故障下，接地阻值更大，系統的戴維南等效阻抗更大，短路比更小，波形畸變也更為嚴重。通過單純形算法對混合雙饋入系統中的VSC-HVDC參數進行優化，可以有效抑制這種異常換相失敗情況的發生，有利于直流系統的快速恢復，減小故障對交直流系統的影響。

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李 猛

李 猛(1991 —)，男，安徽阜陽人，碩士研究生，研究方向為高壓直流輸電；

夏成軍(1974 —)，男，湖北黃岡人，博士，副教授，研究方向為電力系統分析運行與控制、HVDC與FACTS；

杜兆斌(1977 —)，男，廣東佛山人，博士，講師，研究方向為電力系統穩定性分析與控制。

Research on the Mechanism and Suppression Method of Double Bridge Discontinuous Commutation Failure in Hybrid HVDC

LI Meng, XIA Chengjun, DU Zhaobin

(School of Electric Power, South China University of Technology, Guangzhou 510641, China)

With the development of high voltage direct current(HVDC) transmission technology, hybrid multi-infeed direct current transmission become a development trend. The mechanism of double bridge commutation failure of line commutated converter based high voltage direct current (LCC-HVDC) in hybrid double-infeed system is analysized. And the major influence factors of double bridge continuous and discontinuous commutation failure are distinguished. Through simulation under different AC system fault extent and trigger time, the effect of these two factors on commutation failure types is studied, and it is found that the AC voltage waveform distortion under slight fault is the main cause of double bridge discontinuous commutation failure. Then the control parameter of voltage source converter based high voltage direct current(VSC-HVDC) is optimized by Simplex algorithm to suppress double bridge discontinuous commutation failure of LCC-HVDC in slight fault.

hybrid HVDC; double bridge commutation failure; waveform distortion; Simplex algorithm

2016-10-26；

2016-11-25

國家自然科學基金(51577071)；廣東省自然科學基金(2015 A030313202)

TM721

A

2096-3203(2017)01-0047-06