基于復合移相控制的直流輸電系統換相失敗響應優化研究

陸韶琦，王世佳，侯玉強，劉福鎖, 徐政

(1. 浙江大學電氣工程學院， 杭州市 310027；2. 南瑞集團公司(國網電力科學研究院)， 南京市 211106)

基于復合移相控制的直流輸電系統換相失敗響應優化研究

陸韶琦1，王世佳1，侯玉強2，劉福鎖2, 徐政1

(1. 浙江大學電氣工程學院， 杭州市 310027；2. 南瑞集團公司(國網電力科學研究院)， 南京市 211106)

目前國內直流輸電工程采用的控制策略主要有基于ABB技術路線的控制策略和基于SIEMENS技術路線的控制策略。該文對兩類控制策略針對換相失敗的應對方式進行了分析對比，指出基于SIEMENS路線的策略雖然有利于提高穩態運行時關斷角的控制精度,但相對于基于ABB路線的控制策略換相失敗持續時間更長，主要原因為逆變側交流故障下前者仍采用比例積分控制器(proportional and integral ,PI)對觸發角進行調節，響應速度較慢。基于上述分析，對基于SIEMENS路線的控制策略提出了附加復合移相控制策略，具體包括基于直流電流上升率檢測的移相控制策略和基于交流電壓不平衡度與幅值檢測的移相控制策略，并給出控制器的詳細設計參數。仿真結果顯示，相對于原始控制策略，投入復合移相控制策略有助于預防換相失敗或縮短換相失敗時間，加速功率恢復，提升直流系統故障下響應特性。

直流輸電；換相失敗；復合移相控制；直流電流；交流電壓

0 引 言

高壓直流輸電在我國遠距離大容量輸電和異步聯網方面都有重要應用。然而，高壓直流輸電系統在逆變側交流故障下容易發生換相失敗，從而導致直流電壓降低，直流電流升高，輸送功率跌落，并對換流閥的使用壽命產生不利影響；若恢復過程中控制失當，發生連續換相失敗，則會進一步加劇對受端交流電網的沖擊[1-4]。近年來，隨著我國高壓直流輸電工程電壓等級和輸送功率的不斷提高，換相失敗對交流系統的不利影響日益顯著[5-6]。

逆變側控制策略對直流輸電抵御換相失敗及換相失敗后的恢復能力有重要影響。目前國內外直流輸電控制策略主要有基于ABB技術路線的控制策略[7](以下稱為控制策略A)和基于SIEMENS技術路線的控制策略[8](以下稱為控制策略B)，CIGRE提出的直流輸電標準模型則很大程度參考了控制策略B[9-10]，因此可視為一類策略。控制策略A采用預測型關斷角控制原理，并巧妙地將定關斷角控制、定電壓控制和后備定電流控制嵌套在一起；控制策略B采用實測型關斷角控制原理，并通過比較器取最大的方式對定關斷角控制、定電壓控制和后備定電流控制進行切換選擇。針對上述2種控制策略，文獻[11]著重研究了2種策略的控制方式；文獻[12]進一步對2種策略抵御換相失敗的能力進行了對比分析；文獻[13]則同時對2種策略換相失敗的抵御能力和恢復特性進行了詳細的對比研究。

在直流輸電基本控制結構之外，能夠進一步優化直流換相失敗響應特性的附加控制亦得到了關注，附加控制的主要思路為通過檢測換相失敗預測指標以實現提前觸發。文獻[14]基于交流電壓檢測提出了一種換相失敗預測控制算法(commutation failure prevention, CFPREV)，但CFPREV中交流電壓不對稱檢測主要基于零序電壓分量，但零序阻抗通常較大，且兩相間短路故障時不產生零序，均可能導致電壓不對稱，檢測靈敏度降低；文獻[15]利用正余弦分量檢測對CFPREV算法進行了優化；文獻[16-17]提出了一種電流指令速動的逆變側交流故障控制方法，這類方法需要對整流站電流指令值進行調整，但考慮到實際工程整流站定電流控制器的動作時間與兩端換流站間的通信延時和行波過程，時間滯后將達到若干毫秒量級，因此其實際效果仍有待檢驗。

本文在分析總結控制策略A、B各自優缺點的基礎上，提出一種復合移相控制方法。該方法包含2步輔助移相環節：基于直流電流上升率檢測的快速移相控制環節(用于遠區交流故障下提升換相失敗抵御能力)；基于交流電壓不對稱度和幅值檢測的移相控制環節(用于提升換相失敗恢復能力，防止連續換相失敗發生)。該控制策略基于電壓正負序分解，不存在特殊故障靈敏度下降的問題；所有控制動作的發生均在逆變站完成，亦不需考慮通信延時和行波延時。仿真結果顯示所提出的復合移相控制方法有助于提高直流輸電系統換相失敗抵御能力和恢復能力，優化逆變側交流故障響應特性。

1 主要控制策略換相失敗的應對方式

1.1 基于ABB技術路線的控制策略(策略A)

控制策略A采用預測型定關斷角控制，即根據設定的關斷角指令值直接計算逆變器觸發角αI,原理如下所示：

(1)

式中：γref為關斷角指令值；dX為換相電抗的等效阻抗；Iord為經過低壓限流環節(voltage dependent current order limiter, VDCOL)后的直流電流指令值；Udi0為理想空載直流電壓；Id為經過低通濾波后的直流電流測量值；K(Iord-Id)為引入的修正項(K>0)，以使逆變器Ud-Id特性為正斜率，改善定關斷角控制的動態特性，防止直流穩定工作點漂移[7]。

然而逆變側發生交流故障后，Id迅速增大，VDCOL控制使Iord減小，上述修正項的引入將進一步導致αI增大，換相失敗不可避免。為此引入換相失敗預測控制CFPREV[14]，即檢測到逆變站換流母線交流電壓的擾動超過閾值時，強制減小觸發角，增大換相裕度，以期避免換相失敗或連續換相失敗發生。

式(1) 依賴直流輸電的準穩態模型，若變壓器漏抗等參數不準確，開環控制在穩態運行時就會帶來誤差，即預期關斷角與實際關斷角不一致。但故障期間關斷角測量困難，該策略摒棄了對實際關斷角的實測而具有更快的換相失敗恢復能力，因而其換相失敗預測環節是具有借鑒意義的。

1.2 基于SIEMENS技術路線的控制策略(策略B)

控制策略B采用實測型定關斷角控制，其控制邏輯如圖1所示。穩態下，定電壓控制使能，關斷角被維持在略大于參考值γref的水平。

圖1 基于SIEMENS路線的控制策略Fig.1 Control strategy based on SIEMENS technical route

逆變側交流故障發生后，關斷角迅速減小，定關斷角控制器使能，其輸出的偏差信號Δγ經過PI環節后使觸發角α1減小，以嘗試避免換相失敗。然而，觸發角α1的下降速率取決于PI控制器的調節速度。以CIGRE模型公布的典型參數Kp=0.750 6/Ti= 0.054 4 s/γref=18°(0.314rad)為例，故障發生后Δγ最大值為0.314 rad，則α1從140°降低到90°至少需要 110 ms，而在這段時間內換相失敗通常已經發生；即使將Ti減小至0.010 s，所需時間仍至少為 20 ms，依然大于換相失敗發生通常所需的時間。

與控制策略A中對觸發角強制移相相比，控制策略B在故障下仍然利用PI對觸發角進行調節，其速度較為緩慢；文獻[13]對2種控制策略的仿真對比支持了上述結論，顯示采用控制策略B換相失敗的持續時間通常大于采用控制策略A的。因此策略B在交流系統故障下的恢復能力還具有改進空間。

2 復合移相控制策略

本節針對1.2節中所分析的控制策略B在應對換相失敗方面的不足，提出了復合移相控制策略。該策略針對逆變側交流故障的不同階段，包含如下2種子策略：基于直流電流的移相控制策略和基于交流電壓的移相控制策略。

2.1 基于直流電流的移相控制策略

考慮到故障發生的最初階段，直流電流相比交流電壓變化更為靈敏，更易于檢測，設計如圖2所示的基于直流電流的移相控制器，其目的在于遠區交流故障下通過所設計控制器的快速動作規避換相失敗，或在換相失敗發生的情況下縮短換相失敗的時長，控制器關鍵參數見表1。

圖2 基于直流電流的移相控制器Fig.2 Phase-shifting control based on DC current

在該控制器中，直流電流測量值經標幺化后作為控制器輸入量，并同時對直流電流的上升速率和幅值進行判斷。其中對幅值進行判斷能夠規避故障恢復期間控制器誤動作。由于該控制器的適用場景考慮為遠區交流故障，故直接對觸發越前角移相30°(Δβ1)，即K=0.524。同時對控制器設置適當的啟動/退出延時和上升/下降速率限制。

2.2 基于交流電壓的移相控制策略

考慮到交流故障中后期，交流電壓已明顯跌落；同時考慮到故障清除后恢復初期，交流電壓諧波畸變明顯，容易導致晶閘管觸發異常。因此在上述2種交流系統條件下，有必要在逆變側定關斷角控制的基礎上，根據交流電壓條件對觸發角進行輔助移相，所設計的控制器如圖3所示，關鍵控制器參數見表1。

圖3 基于交流電壓的移相控制Fig.3 Phase-shifting control based on AC voltage

基于交流電壓的移相控制策略包括使能環節和移相角計算環節，其核心均在于交流電壓的幅值計算和不平衡度計算。幅值計算的原理如下：

(2)

傳統基于ABB技術路線的控制策略中CFPREV環節主要基于零序分量進行檢測，該方法雖簡單但無法反應兩相相間短路故障，而負序分量在任一種故障形態下都會出現。本文采用基于正負序分解的不平衡度計算方法，在各類交流故障下均有較好的靈敏度。忽略高次諧波，換流站交流母線電壓可表示為

(3)

式中A=ω0t+φ+、B=ω0t+φ-和C=ω0t+φ0，分別為正序、負序和零序電壓U+、U-、U0在t時刻在a相的相位，φ+、φ-和φ0為對應的初相位。對式(3)進行abc-αβ坐標變換，結果如下：

(4)

對式(4)延遲1/4周波，即分別用A-π/2和B-π/2替換A和B，得到：

(5)

利用式(4)和式(5)，可得正、負序電壓幅值為

(6)

則交流電壓不對稱度為U-/U+。

考慮到GB/T 15543—2008《電能質量：三相電壓不平衡》[18]中規定系統正常運行時負序電壓不對稱度不超過2%，短時不超過4%，因此使能環節的條件之一(即表1中參數C3)為負序電壓不對稱度大于5%，以躲過正常情況下負序電壓的變動。

根據直流輸電準穩態模型，可以近似推導C4的解析式為

(7)

移相角度計算環節的輸入按式(8)進行計算，考慮到極端情況下交流電壓的不對稱度一般不超過50%(對應于兩相間金屬性短路)，交流電壓極端情況下跌落至0(對應于三相金屬性短路)，使2個條件權重一致時，只需將交流電壓值與閾值之差減半即可合并考慮。

(8)

uI使能并經過慣性環節后形成控制器的移相角度，其中增益G0取1.15，即所述控制器在極端情況下至多強制移相30°，該控制器同樣設置了適當的啟動/退出延時。

2.3 考慮復合移相控制后的觸發角計算

考慮復合移相控制后逆變側觸發角計算如圖4所示。其在原始控制策略B輸出的觸發越前角β的基礎上，減去基于直流電流的移相控制策略輸出的移相角Δβ1和基于交流電壓的移相控制輸出的移相角Δβ2，并經過限幅作為逆變器的觸發角α1。

圖4 考慮復合移相控制后的觸發角計算Fig.4 Trigger angle calculation considering compound phase-shifting control

3 算例分析

基于電磁暫態仿真軟件PSCAD/EMTDC，搭建如表2所示的包含±800 kV兩端高壓直流輸電系統的等值模型。其中整流站和逆變站均采用雙十二脈動換流器。模型的常規控制系統采用控制策略B，與實際控制系統保持相同特性，復合移相控制的搭建方法已在第2節詳細說明。本節首先對復合移相控制策略的應用效果進行基于仿真的統計分析，接著對所述控制策略在近區交流故障和遠區交流故障下的響應特性進行仿真分析。

表2 仿真系統參數
Table 2 Simulation system parameters

3.1 復合移相控制策略應用效果統計分析

本節基于所搭建的高壓直流輸電系統模型，額定情況下在逆變側交流母線施加不同故障形式和不同故障嚴重程度的短路故障，在系統故障響應過程中對換相失敗持續時間和直流功率恢復時間2項指標進行統計[19]。

(1)換相失敗持續時間。實際工程中晶閘管恢復正向阻斷能力的時間通常為400 μs，對應關斷角為7.2°。本節為便于仿真統計，換相失敗持續時間記為從關斷角小于7.2°到關斷角恢復至7.2°以上并穩定維持20 ms所經歷的時間。

(2)直流功率恢復時間。從故障結束開始，到直流功率穩定恢復至故障前的90%所經歷的時間。

可在換流站網側交流母線上加入故障支路來模擬換流站受交流系統中故障的影響。該故障支路可以為感性與容性，感性支路主要表示某處架空線的接地故障，而容性支路表示濾波器的零電壓投入[20]。考慮到感性支路導致的換相失敗對故障發生時刻最不敏感且最易引發換相失敗[21]，本節所施加的故障支路均為感性，接地電阻為0.01 Ω，故障持續時間0.1 s。因換相失敗特性取決于故障發生時刻，本文在工頻周期內每隔4 ms施加一次故障，統計換相失敗持續時間和功率恢復時間如圖5、6所示。所實施的故障形式為A相接地短路故障與三相短路故障，故障電感分別為 50，37.5，25，12.5， 0.1 mH，分別記作故障I，故障II，故障III，故障IV，故障V，用于模擬不同嚴重程度的故障。

圖5 A相接地故障換相失敗持續時間與功率恢復時間統計Fig.5 Duration of commutation failure and power recovery time when A-phase to ground fault occurs

圖6 三相短路故障換相失敗持續時間與功率恢復時間統計Fig.6 Duration of commutation failure and power recovery time when three-phase to ground fault occurs

為更直觀地表現所提復合移相策略的效果，將以上相同故障形式和接地電感而故障時間不同的換相失敗持續時間和功率恢復時間平均值作為該故障下的統計結果，對比如圖7所示。

圖7 換相失敗持續時間與功率恢復時間對比Fig.7 Comparison of commutation failure duration and recovery time

對于單相故障，通過附加移相可以有效減小換相失敗持續時間。當故障嚴重程度強時，換相失敗持續時間明顯縮短；對于輕微故障，移相控制有助于故障清除后系統的功率恢復。對于三相故障，投入復合移相控制可在平均意義上縮短換相失敗持續時間，并加快系統功率恢復；但促進效果相對于發生單相故障不明顯，原因在于三相故障時三相電壓均已跌落，依靠電網電壓換相的換流閥依靠移相提前觸發產生的效果有限。

3.2 遠區交流故障響應特性

本節在3.1節基礎上進一步對遠區交流故障下系統投入復合移相控制策略與否的響應特性進行仿真對比。所選取的故障為A相接地故障(故障III)，仿真結果如圖8所示。

仿真結果對比顯示，投入復合移相控制策略后，直流系統對于故障的響應顯著優于僅采用原始控制策略時的響應。具體而言，故障發生后短時間內基于直流電流的移相控制優先動作，使觸發角在極短時間內達到限幅低值，縮短了換相失敗持續時間；基于直流電流的移相控制退出后，基于交流電壓的移相控制繼續對觸發角進行適度移相，有利于故障期間直流功率的維持及故障清除后直流系統的快速恢復。

圖8 遠區交流故障仿真對比Fig.8 Simulation comparison of weak AC fault

3.3 近區交流故障響應特性

本節在3.1節基礎上進一步對近區交流故障下系統投入復合移相控制策略與否的響應特性進行仿真對比。所選取的故障為三相短路(故障IV)，仿真結果如圖9所示。

仿真結果對比顯示，投入復合移相控制后，直流系統對于故障Ⅳ的響應優于僅采用原始控制策略的響應。具體而言，由于三相故障較為嚴重，故障發生后短時間內即使基于直流電流的移相控制快速動作亦無法避免換相失敗發生；換相失敗自然結束后，相對于僅采用原始控制策略，基于交流電壓的移相控制可使直流系統立即獲得更大的關斷角裕度，并隨著移相控制的平穩退出，系統的關斷角能夠更快地恢復至穩態值，表現為直流功率恢復更為迅速。

圖9 近區交流故障仿真對比Fig.9 Simulation comparison of severe AC fault

4 結 論

(1)控制策略A引入換相失敗預測控制，在檢測到逆變站換流母線交流電壓的擾動超過閾值時，強制減小觸發角，響應速度較快；控制策略B在故障下仍然利用PI控制對觸發角進行調節，響應速度相對較慢，因而換相失敗持續時間相對較長。

(2)在控制策略B的基礎上配備基于直流電流和交流電壓的復合移相控制有助于優化其在逆變側交流故障條件下的響應特性。具體而言，基于直流電流的移相控制檢測直流電流上升率，有助于預防換相失敗或縮短換相失敗持續時間；基于交流電壓的移相控制檢測交流電壓不對稱度和幅值，有助于提升故障清除后直流系統的恢復特性。

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(編輯 張小飛)

HVDC Commutation Failure Response Optimization Based on Compound Phase-Shifting Control

LU Shaoqi1，WANG Shijia1，HOU Yuqiang2，LIU Fusuo2，XU Zheng1

(1. College of Electrical Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310027, China；2. NRAI Group Corporation (State Grid Electric Power Research Institute), Nanjing 211106, China)

At present, the main control strategies for the domestic HVDC projects are ABB strategy and SIEMENS strategy. This paper analyzes the difference of these two strategies on dealing with commutation failure. It is pointed out that commutation failure with SIEMENS strategy lasts longer than that with ABB strategy, for the reason that SIEMENS strategy still relies on PI (proportional and integral) regulation during inverter AC fault period and its response speed is quite slow compared to the decreasing rate of extinction angle; whereas this regulation has its advantages that it improves the accuracy of extinction angle in steady operation. Then a compound phase-shifting control is proposed based on the SIEMENS strategy, including the phase-shifting control strategy considering the rising rate of DC current as wells as the phase-shifting control strategy considering both unbalance and magnitude of AC voltage. Finally, we present the detailed parameters of the proposed controller. The simulation results show that the application of the compound phase-shifting control contributes to preventing commutation failure or shortening its duration, as well as improving power recovery and system response during fault period, compared with original control strategy.

DC transmission; commutation failure; compound phase-shifting control; DC current; AC voltage

國家電網公司科技項目(特高壓直流連續換相失敗、再啟動工況下安全穩定控制技術研究)

TM 72

A

1000-7229(2017)07-0123-08

10.3969/j.issn.1000-7229.2017.07.015

2017-02-18

陸韶琦(1992)，男，碩士研究生，主要研究方向為電力系統安全穩定分析與控制；

王世佳(1991)，男，博士研究生，主要研究方向為電力系統次同步振蕩、柔性直流輸電系統；

侯玉強(1983)，男，碩士，高級工程師，研究方向為電力系統穩定與控制；

劉福鎖(1981)，男，碩士，高級工程師，主要研究方向為電力系統安全穩定分析與控制；

徐政(1962)，男，博士，教授，博士生導師，本文通信作者，主要研究方向為大規模交直流電力系統分析、直流輸電與柔性交流輸電、電力諧波與電能質量、風力發電技術與風電場并網技術。