基于附加電流指令的抑制多饋入直流系統相繼換相失敗漸進恢復策略

項頌，萬玉良，張超明，陳璐，吳堅，劉福鎖，湯奕

(1.國網內蒙古東部電力有限公司，呼和浩特市 010010；2.東南大學電氣工程學院，南京市 210096；3.國電南瑞科技股份有限公司，南京市 211106)

0 引 言

隨著工業化、城鎮化步伐的不斷加快，人民維持生產生活的用電需求日益增長。我國的能源密集區和負荷中心區之間在地理位置上具有逆向分布的特點，須通過一定的方式實現電能的遠距離傳輸[1]。在此背景下，基于電網換相換流器的高壓直流(line commutated converter-based high voltage direct current, LCC-HVDC)輸電系統因其在大容量遠距離傳輸上的優勢得到了快速發展，并被廣泛用于區域間的電能輸送[2-3]。隨著高壓直流輸電工程的推進，多回直流系統接入同一交流電網，形成了復雜的多饋入直流(multi-infeed direct current, MIDC)系統，其中以華東、華南等負荷中心地區最為典型[4]。

換相失敗是高壓直流系統最常見的故障之一，其故障的有序恢復對維持系統穩定運行具有重要意義[5-6]。相較于單饋入直流系統，MIDC系統除了交流系統和直流系統之間的相互影響外，還存在直流系統之間的耦合作用，這就導致MIDC系統的故障恢復必然是全局性的問題[7]。若故障直流系統恢復速度過慢，會對系統整體的功率傳輸造成影響；而故障直流系統恢復速度過快，則會導致系統無功功率不足，從而可能會導致鄰近直流系統相繼換相失敗，造成區域范圍內的連鎖故障及大范圍功率缺失[8-9]。由此可見，MIDC系統面臨著更加復雜的運行狀況，其對于故障恢復策略的要求也更為嚴格。

目前國內外學者針對MIDC系統故障恢復策略的研究已經取得了一定的進展，主要涉及外部無功設備補償以及內部控制策略優化兩方面。

針對外部無功設備補償，有文獻提出通過配置同步調相機為換相失敗恢復過程提供動態無功支撐，并通過研究同步調相機對交直流系統運行特性的影響，為同步調相機的全局優化配置以及控制參數調整提供了理論支持[10]。也有學者分析了同步調相機、靜止無功補償裝置(static var compensator ,SVC)以及鏈式靜止同步補償裝置(static synchronous compensator, STATCOM)等無功補償裝置對提升MIDC系統相繼換相失敗抵御能力的機理，進而提出了動態無功補償裝置優化配置模型以及具體配置方法[11-13]。通過外部無功補償設備對故障恢復過程提供無功支撐是最簡單有效的方法，但各無功補償設備的投入需要提前規劃，控制不夠靈活，而且會增加經濟性成本。

除了提供無功補償，也有大量學者通過對直流系統內部控制策略進行優化來實現對相繼換相失敗的抑制及故障的快速恢復。有學者研究了直流系統逆變側在不同控制策略下的換相失敗恢復特性，并針對其中的低壓限流模塊進行了參數優化[14]。該方法能有效加快直流系統換相失敗后的恢復速度，但未能考慮系統無功裕度，在系統無功不足的情況下可能導致后續故障發生。有學者利用多饋入短路比(multi-infeed short circuit ratio, MISCR)來衡量MIDC系統中各直流系統強弱，并按照從強到弱的順序分別設定了不同斜率的整流側電流指令，以緩解系統動態無功需求[15]。但該方法中整流側電流指令的斜率設定較為主觀，在系統更為復雜情況下的有效性有待驗證。

基于此，本文提出一種基于附加電流指令的MIDC系統抑制相繼換相失敗漸進恢復策略。首先，對多饋入系統相繼換相失敗特點及故障恢復面臨的問題進行分析；其次，提出考慮系統無功裕度的附加電流指令計算方法，并結合MIDC系統各直流系統強度對附加電流的比例系數進行調整，以協調系統中各直流線路漸進、有序恢復；最后，在PSCAD/EMTDC上搭建測試系統，仿真驗證所提策略的有效性。

1 直流系統換相失敗概述

1.1 直流系統換相失敗機理分析

換流器是直流輸電系統的主要元件，其實現了功率傳輸的交流-直流以及直流-交流轉換[16]。典型的6脈波三相橋式換流器的等效拓撲電路如圖1所示。

圖1 三相橋式換流器等效拓撲電路

圖1中：V1—V6為構成橋式電路的6個換流閥，上橋臂3個閥V1、V3、V5共陽極，而下橋臂3個閥V2、V4、V6共陰極；ea、eb、ec分別表示逆變側換相電壓三相值；Lc為交流電壓源等效電感；Ud、Id分別表示直流側電壓及直流電流。

電流從一個閥轉移到同組的另一個閥的過程稱之為換相[17]。由于交流電源電感Lc的存在，交流電源相電流不能瞬間變化，因此電流從一個閥轉移到同組另一個閥需要一定的時間，這段時間稱為換相時間或疊弧時間，對應的電角度稱為“換相重疊角”或“疊弧角”，一般用μ表示。換相過程中換相電壓及對應閥電流的關系如圖2所示。

圖2 換相過程換相電壓及對應閥電流關系圖

圖2中:α、δ分別表示換流器工作在整流狀態下的觸發延遲角及熄弧延遲角；γ、β表示換流器工作在逆變狀態下的熄弧角及觸發超前角。上述各角度間存在如下關系：

(1)

γ小于閥固有熄弧角是導致換相失敗的根本原因。γ與各電氣參數之間的關系如式(2)所示：

(2)

式中：UL表示換流母線電壓有效值；XC表示換相等效電抗；φ表示換相電壓過零點偏移角度。從式(2)可知，換流母線電壓下降、直流電流上升、超前觸發角β減小等因素都會造成γ減小，從而導致換相失敗風險的增加。

1.2 多饋入直流系統相繼換相失敗特點

多回直流系統饋入同一交流電網形成了多饋入直流系統，典型的多饋入直流系統拓撲結構如圖3所示。

圖3中聯接各直流系統間的阻抗叫做聯絡阻抗，聯接直流系統及交流系統間的阻抗叫做系統阻抗。在MIDC系統中通常采用多饋入短路比來衡量各直流系統相對強度[18]：

圖3 多饋入直流系統拓撲結構示意圖

(3)

式中：Ux表示第x回直流換流母線電壓有效值；Zeqii及Zeqij分別表示節點i的等效自阻抗以及節點i、j之間的等效互阻抗；PdNm及PdNn分別表示直流系統m、n的額定傳輸功率。

直流系統在換相失敗故障恢復過程中要吸收大量的無功功率，若系統無功支撐不足，將導致換流母線電壓的進一步下跌，造成連續換相失敗。而在多饋入直流系統中由于聯絡阻抗的存在，各直流系統間存在耦合作用，故障直流系統在恢復過程中可能導致鄰近直流系統的無功不足，從而引起鄰近直流系統的相繼換相失敗[19]。

1.3 直流系統典型控制策略特點及不足

直流系統在故障時通常會處于限功率運行狀態，對應的直流電流較小，可以有效防止熄弧角過小及減小系統無功需求。在故障恢復時，需要通過調節整流側電流給定值實現直流電流的逐漸恢復。因此，整流側電流給定值在故障及恢復過程中的曲線示意圖如圖4所示。

圖4 故障及恢復過程整流側電流指令示意圖

功率恢復階段整流側電流給定值的上升速率決定了系統功率的恢復速率。上升速率越快，系統功率恢復越快，但與此同時將大幅增加換流站的無功損耗，容易導致相繼換相失敗[20]。因此如何制定合適的整流側電流給定值上升曲線，對于實現直流功率的快速恢復以及保障系統安全穩定運行具有重要意義。

直流系統典型控制策略中通常通過低壓限流器(voltage dependent current order limiter, VDCOL)來得到整流側電流控制指令，再與系統給定指令Id_ord(通常取1.0 pu)進行取小操作得到整流側電流給定值IdR_ord。該控制環節結構如圖5所示。

圖5 整流側電流給定值相關控制環節結構示意圖

圖5中：IdR_mes、IdI_mes分別表示整流側及逆變側電流測量值；UdI_mes表示逆變側電壓測量值；Xc表示換相等效電抗。整流側電流給定值最終通過控制環節轉換為整流側觸發角αrec，實現對直流電流的控制。

由圖5可知，VDCOL可以在故障發生時通過降低整流側電流給定值來抑制直流電流的上升。而隨著故障的清除，換流母線電壓逐漸抬高，整流側電流給定值也將逐漸升高，最終恢復直流系統功率輸送。但是該策略并未在故障恢復過程中考慮系統的無功裕度。實際上可以通過在系統無功較為充裕時適當增加直流電流上升速率，而在系統無功不足時適當減小上升速率，在保障系統安全運行的前提下實現功率傳輸的快速恢復[21]。

對于多饋入直流系統，各直流系統強度不同，可以承受的擾動程度也不同。因此對于較強的直流系統，適當加快其功率傳輸的恢復，抬升系統整體的換流母線電壓水平，有助于無功補償設備的投入從而實現多饋入直流系統功率傳輸的快速恢復。

鑒于此，本文在VDCOL的基礎上，考慮了系統無功裕度以及多饋入系統中各直流系統強度，提出了一種基于附加電流指令的多饋入直流系統相繼換相失敗漸進恢復策略。

2 抑制多饋入直流系統相繼換相失敗漸進恢復策略

2.1 考慮多饋入直流系統無功裕度的附加電流指令計算

研究表明，換流母線電壓幅值在一定程度上可以反映交流系統對本回直流系統的無功支撐情況。正常運行時換流母線電壓幅值通常在1.0 pu 左右，若系統無功支撐不足，母線電壓幅值將會下降；反之，若系統無功支撐充裕，母線電壓幅值將會上升。因此，通過母線電壓幅值來定量衡量系統的無功裕度，并以此來修正整流側電流給定值，有助于快速有效地恢復直流功率的輸送。

以t時刻為例，記系統換流母線電壓參考值為Uref(通常取1.0 pu)，附加電流ΔId(t)可以通過式(4)得到：

ΔId(t)=KP[U(t)-Uref]

(4)

式中：U(t)表示t時刻換流母線電壓的標幺值；Kp表示比例系數，具體取值需根據系統參數按專家經驗整定。

2.2 考慮多饋入系統各直流系統強度的附加電流指令計算

MIDC系統中各回直流系統的“強弱”表征了各直流系統換流母線電壓的抗擾動能力強弱。對于較“強”的直流系統，通常可以設置其傳輸功率相對較快恢復；而對于較“弱”的直流系統，則需要進一步控制其電流的恢復速度，避免無功消耗過大引起換流母線電壓下跌，進而導致相繼換相失敗的發生。

本節考慮MIDC系統中各直流系統強度，結合MISCR指標來確定附加電流計算中的比例系數，具體根據式(5)實現：

(5)

式中：KPi表示第i回直流系統的附加電流指令計算比例系數；λMISCRi表示第i回直流系統的多饋入短路比；Kbase表示比例系數的基準值，具體取值需根據系統參數按專家經驗整定，在本算例中設置為如下形式：

(6)

一般來說，為了兼顧系統功率恢復速度以及安全穩定，Kbase1通常小于Kbase2。

最后結合2.1節及2.2節計算得到的附加電流ΔId(t)，得到整流側電流給定值，具體根據式(7)實現：

IdR_ord(t)=IVDCOL(t)+ΔId(t)

(7)

式中：IVDCOL(t)表示VDCOL在t時刻的輸出值。

3 算例分析

3.1 測試系統說明

本節將通過在PSCAD/EMTDC中搭建的測試系統來驗證本文所提策略的有效性。為了分別驗證考慮系統無功裕度以及考慮多饋入系統直流系統強度對恢復效果的影響，本算例在CIGRE HVDC標準模型基礎上搭建了2個測試系統，其系統拓撲結構及聯絡阻抗參數分別如圖6及表1所示。測試系統1為雙饋入直流系統，兩回直流系統阻抗參數相同。測試系統2為三饋入直流系統，三回直流系統的多饋入短路比分別為2.50、3.75、5.00。

圖6 測試系統拓撲結構

表1 測試系統聯絡阻抗及系統阻抗

3.2 仿真結果分析及討論

測試系統1主要用于分析考慮系統無功裕度對相繼換相失敗故障恢復效果的影響。在測試系統1直流系統1換流母線處設置三相短路故障，故障接地電阻為80 Ω，持續時間0.1 s。對比直流系統2在傳統控制策略及改進策略的換相電壓、熄弧角以及傳輸功率的恢復情況，具體如圖7所示。

圖7(a)給出了改進策略前后直流系統換流母線電壓對比情況，從中可以看到在考慮系統無功裕度后，故障恢復期間換流母線電壓跌落情況得到了顯著改善。進一步分析圖7(b)可知，改進策略可以有效防止熄弧角的下降，從而抑制故障恢復過程中的相繼換相失敗。根據圖7(c)可知，由于相繼換相失敗得到了有效抑制，因此故障恢復過程中的功率傳輸情況較為穩定，沒有出現大幅度的跌落。

圖7 考慮系統無功裕度對故障恢復過程的影響

測試系統2主要用于驗證考慮多饋入系統各直流系統強度對加速功率恢復的有效性。在該測試系統中直流系統1換流母線處設置ab兩相短路故障，故障接地電阻為4.65 Ω，故障持續時間為0.05 s。對比考慮多饋入系統各直流系統強度對故障恢復情況的影響。

根據式(5)可知，三回直流系統的附加電流的比例系數分別為22.22%、33.33%、44.45%。考慮多饋入系統直流系統強度的情況下，各直流系統的整流側電流給定值在故障恢復過程中的變化情況如圖8所示。

圖8 各直流系統整流側電流給定值對比

進一步對比改進策略前后三回直流系統整流側電流給定值的變化情況，具體如圖9所示。由圖9可知，改進策略后，直流系統1由于系統強度最低，其電流指令相較于改進策略前要更小；直流系統2電流指令在策略改進前后變化幅度較小；而直流系統3電流指令在改進策略后變得相對更大，符合本節所提策略“強度越高的直流系統恢復速度越快”的設定。

圖9 考慮多饋入系統直流強度對整流側電流給定值的影響

最后，分析考慮MIDC系統強度對直流傳輸功率恢復的影響，結果如圖10所示。由圖10可知，改進策略后，三回直流系統功率恢復速度差別相對更大。

圖10 考慮多饋入系統直流強度對功率傳輸恢復的影響

計算改進策略前后MIDC系統的電量傳輸情況。對1.1～1.8 s期間的傳輸功率進行積分得到對應的電量，結果如表2所示。由表2可知，改進策略后MIDC系統在一定時間內的總輸電量增加了。其主要原因在于，通過加快直流系統3換流母線電壓的恢復速度，使系統整體電壓水平加速抬升，進一步增加了無功補償裝置的功率支撐，從而實現MIDC系統的快速恢復。

表2 改進策略前后多饋入系統功率傳輸情況對比

4 結 論

本文提出了一種基于附加電流指令的多饋入直流系統相繼換相失敗漸進恢復策略。通過對策略思路的論證及仿真結果的分析，可以得到以下結論：

1)考慮系統無功裕度可以有效防止故障恢復過程中換流母線電壓大幅下跌，從而防止熄弧角跌落至閾值以下引起換相失敗；

2)考慮多饋入系統各直流系統強度并對附加電流比例系數進行調節，可以讓“較強”的直流系統加速恢復，從而更快地抬升全系統電壓，有助于無功補償裝置的投入，實現傳輸功率的快速恢復。

未來工作將進一步驗證本文所提策略在復雜實際電網下的有效性。