考慮雙橋共同換相影響的換相失敗預測控制參數優化策略

袁煜文， 李曉華， 陳鎮生， 趙君， 張靖宜

(華南理工大學 電力學院，廣東 廣州 510640)

0 引 言

換相失敗會引起直流電氣量劇烈變化和交流保護誤動等不良后果[1]。多條直流同時換相失敗時，功率出現大規模損失，嚴重影響電網的可靠運行[2]。因此，減少換相失敗的發生具有重要的現實意義。

針對換相失敗的預防，當前的研究重點大多是換流器控制策略的優化。換相失敗預測控制(commutation failure prevention control, CFPREV)作為抵御換相失敗的主要控制手段，通過改變逆變側換流閥的觸發角以增加直流系統的換相裕度，在一定程度上可以避免換相失敗的發生[3]。文獻[4]提出了基于正余弦分量的檢測算法，避免了電壓過零點附近零序電壓檢測法靈敏度不足的問題。文獻[5]提出基于交流電壓電流Clark變換計算其功率分量的檢測算法，一定程度上提升了故障檢測速度。文獻[6]通過添加輔助環節，避免了CFPREV因變壓器勵磁涌流而誤動。上述文獻大多考慮的是優化CFPREV交流故障檢測環節算法，或者簡單分析控制參數對下次換相的影響，均未考慮雙橋共同換相對預測控制效果的影響。

為此，本文研究了雙橋共同換相對直流換相影響的機理，分析了CFPREV控制參數不合理時加劇雙橋共同換相影響的原因，并提出了控制參數優化策略。最后利用PSCAD/EMTDC軟件在具有CFPREV環節的Cigre HVDC標準模型中，驗證了文中提出的CFPREV控制參數優化策略的有效性。

1 雙橋共同換相對直流換相影響的機理

本文將雙橋十二脈動逆變器中Y橋A相往B相的換相過程記作YAB，D橋A相往B相的換相過程記作DAB。將本次換相過程還未結束下次換相即已觸發的情況定義為雙橋共同換相，例如YAB和DAB同時換相。雙橋共同換相對本次換相和下次換相的影響不同，本文重點研究雙橋共同換相對本次換相的不利影響，從而導致本次換相失敗的情況。以下為兩種特殊的導通順序。

順序1：(VY1、VD1、VY2、VD2)→(VY1、VD1、VY2、VD2、VY3)→(VY1、VD1、VY2、VD2、VY3、VD3)→VY1往VY3換相失敗。

順序2：(VY1、VD1、VY2、VD2)→(VY1、VD1、VY2、VD2、VY3)→(VY1、VD1、VY2、VD2、VY3、VD3)→(VD1、VY2、VD2、VY3、VD3)→VY1往VY3換相失敗。

圖1為兩種特殊順序下的換相過程。圖1中：uBA為YAB的換相電壓;μfY、μfD分別為YAB和DAB的換相角;γfY、γfD分別為YAB和DAB的熄弧角;PYAB、PDAB分別為YAB和DAB的觸發脈沖;iVY1、iVY3、iVD1、iVD3分別為Y橋和D橋中閥1與閥3的電流。順序1下，YAB換相還未結束D橋即已觸發，此時出現兩橋六個閥同時導通的情況,即發生雙橋共同換相。受其影響，先開始的換相過程在換相電壓uBA過零后仍未結束，導致VY1往VY3換相失敗。順序2下，同樣發生雙橋共同換相，但YAB能正常結束，之后由于熄弧角γfY較小，閥無法恢復阻斷能力又引發換相失敗。

圖1 特殊順序下的換相過程

設換流變壓器變比為k，兩種特殊順序下，橋臂導通狀態都出現了從5個閥導通(Y橋A相往B相換相，D橋A相和C相導通，記作工況一)到6個閥導通(Y橋A相往B相換相，D橋A相往B相換相，記作工況二)，可推導兩種工況下電源支路電流關系式：

(1)

式中:id為直流電流;isc1、isc2分別為Y橋和D橋的換相電流;iA、iB、iC分別為一次側各相電流;下標1、2分別為工況一和工況二。則雙橋共同換相后，母線電壓可表示為：

(2)

式中：UBA0、UBA分別為工況一和工況二下的母線電壓;ΔUBA為雙橋共同換相前后母線電壓變化量;RS、LS分別為系統電阻和電感。逆變側的換相過程可視為發生兩相短路，短路電流不斷增大;isc2和disc2/dt始終大于0。因此ΔUBA始終大于0。由兩相短路的閉合回路可得逆變側A相電源電壓USA：

(3)

(4)

式中:系統阻抗角為90°-φ2°。

偏感性的交流系統阻抗角一般>75°，因此-π/4≤-π/6-φ2<-π/6。而逆變側觸發角滿足π/2<α<π，因此dB1/dα始終<0，即ΔUBA隨著α減小而增大。換相過程開始后，ωt≥α，因此B2始終>0。當π/2<α<2π/3時，cos(α-π/6)>0，B1>0；當2π/3<α<π時，cos(α-π/6)<0,B1<0。結合前述分析可作雙橋共同換相后UBA隨著α變化的相量軌跡如圖2所示。

圖2 雙橋共同換相影響后換相電壓軌跡圖

圖2中:φ0為換相電壓初始的相角;UBAmin、UBAmax分別為雙橋共同換相后換相電壓的最小值和最大值;φ1max和φ1min則是與之對應的相角。從圖2不難發現：由于ΔUBA始終大于0，雙橋共同換相后，換相電壓從UBA0減小為UBA，相角由φ0增大至φ1，即雙橋共同換相不僅導致換相電壓幅值減小，同時還造成其相角前移，不利于直流系統換相。進一步分析可知，當觸發角α>2π/3時，隨著α減小UBA的相量終點由位置3往位置2方向移動；當觸發角α<2π/3時，則由位置2移向位置1。這表示隨著α減小，雙橋共同換相的時間將增加，在雙橋共同換相后換相電壓幅值跌落的程度進一步加大，過零點前移更多，增加了本次換相面臨換相失敗的風險。

2 CFPREV對雙橋共同換相的影響分析

2.1 換相失敗預測控制基本原理

CFPREV作為直流系統中的關鍵環節，是抵御換相失敗的主要手段，通過將換流母線三相電壓瞬時值相加和Clark變換得到u0和uαβ。當u0大于閾值時表示檢測到單相故障，當uαβ大于閾值時表示檢測到三相故障，接著經過系列處理后輸出觸發角調整值Δα。

引發換相失敗的根本原因是故障后實際提供的最大換相面積小于所需的換相面積，從而導致熄弧角小于最小熄弧角γmin[7]。CFPREV檢測到交流故障，通過調整觸發角，增大換相面積，從而避免發生換相失敗。

2.2 CFPREV控制參數影響分析

CFPREV抑制換相失敗的效果受到交流故障檢測速度和輸出值大小的影響。交流故障檢測速度越快，CFPREV調整觸發角越早，避免首次換相失敗的幾率越大。CFPREV輸出值越大，增大的換相面積越大，更有利于下次換相。在CFPREV控制參數中，啟動閾值Uset影響交流故障檢測速度，啟動閾值越小CFPREV啟動越快；增益系數G決定觸發角調整值Δα的大小，增益系數越大Δα也越大。Uset和G對CFPREV輸出的影響如圖3所示。

圖3 控制參數對CFPREV輸出的影響

CFPREV控制參數合理時，輸出值Δα的大小能夠與直流系統在故障下的運行工況相匹配，通過調整觸發角達到控制目的。但是由于實際工程中，CFPREV控制參數往往根據經驗給定，Δα的大小在部分工況下與之難以匹配。此外，CFPREV在檢測到交流故障后經過固有延時便立即輸出Δα，剛性的響應特性使CFPREV實際輸出時刻不可控并影響控制效果。

CFPREV控制參數不合理時，Δα過大使觸發角較小，不僅將增大雙橋共同換相出現的幾率，還將加劇其帶來的不利影響。此外，由于不同故障類型下不同相之間換相的裕度不同[8]。當本次換相過程恰好換相裕度最小時，雙橋共同換相很容易引起本次換相失敗。因此，為了進一步提高CFPREV抑制換相失敗的能力，避免因雙橋共同換相引發新的換相失敗，應當合理選取CFPREV的控制參數，限制Δα的大小或者控制CFPREV實際輸出時間。

2.3 改進的控制參數選取策略

通過上述分析可知，在未配置CFPREV時，若CFPREV實際輸出時刻恰好在本次和下次換相觸發時間之間，同時CFPREV控制參數設置不合理導致CFPREV輸出值過大，配置CFPREV后將引發新的換相失敗。因此，改進的思路有兩種。

(1) 適當減小增益系數，進而減小CFPREV的輸出值，避免觸發脈沖提前過多，但是該方法會降低預測控制的控制效果，因此只能作為輔助改進措施。

(2) 適當減小啟動閾值，提高CFPREV故障檢測速度，從而提前實際輸出時間，避免本次換相裕度最小時處于本次和下次換相觸發時間之間。減小啟動閾值不會削弱CFPREV的調控能力，因此可作為主要的改進策略。

3 仿真分析

3.1 仿真模型

在PSCAD/EMTDC中基于Cigre標準模型搭建了包含CFPREV模塊的仿真模型，本文CFPREV啟動閾值Uset=0.05，增益系數G=0.15，仿真步長設為50 μs，最小熄弧角γmin為0。

3.2 案例分析

在逆變側母線處，設置不同故障時間，A相經不同過渡電感Lf發生接地短路故障(不同電感值模擬不同電氣距離)，故障持續時間為0.1 s。故障發生時刻t以5.01 s為參考點，每隔1 ms做一組仿真。Lf取值為0～0.78 H。圖4為增益系數G=0.15和0.20時換相情況對比。

圖4 不同增益系數下的換相情況

可以發現，設置G=0.15，在Lf為0.63 H且t為5.013 ms時，未配置CFPREV直流系統換相成功，然而配置CFPREV后反而換相失敗。當G增大至0.20且t為5.013 ms時，在Lf為0.63 H和0.66 H下直流系統同樣因CFPREV的調控出現了新的換相失敗。

圖5 雙橋共同換相對預測控制效果的影響

Lf為0.63 H時，Y橋和D橋中換流變壓器閥側電流iY與iD、母線電壓u、CFPREV輸出值Δα和熄弧角γ，如圖5所示。圖5中：t0、t3分別為YAB觸發和結束時間；t1為DAB觸發時間，t2為uAB過零時間；tf為故障開始時間。不難發現，未配置CFPREV時沒有出現雙橋共同換相，直流系統未發生換相失敗。配置CFPREV后，其實際輸出時間恰好處于本次和下次換相觸發時間之間，因此YAB觸發時間不變，CFPREV僅提早DAB的觸發時間，由配置CFPREV前的5.016 6 s提前到5.016 2 s，YAB和DAB觸發時間間隔由0.001 7 s變為0.001 3 s。DAB觸發后YAB還未結束換相，發生了雙橋共同換相。從圖5中還可以發現雙橋共同換相后母線電壓幅值出現跌落，過零點前移，而本次換相過程YAB在該故障類型下裕度最小，故換相電壓變化對YAB的影響很大。對比t2與t3可以發現前者比后者更早，即YAB還沒有結束，換相電壓已過零，這導致了YAB換相失敗。仿真的結果與理論分析一致。

3.3 改進效果驗證

在逆變側母線處，設置不同故障時刻，A相經不同過渡電感Lf發生接地短路故障和三相故障，故障持續時間0.1 s。故障發生時間t以5.01 s為參考點，每隔1 ms做一組仿真。Lf分別取值為0～0.78 H和0～1.25 H。圖6為啟動閾值Uset=0.04和0.05時換相情況對比。

圖6 改進前后換相情況對比

從圖6可知，適當降低啟動閾值，CFPREV實際輸出時間能夠在本次換相裕度最小時不處于本次和下次換相觸發時間之間，從而避免雙橋共同換相導致本次換相過程發生新的換相失敗。在交流系統發生三相故障和單相故障時都有較好的改進效果，并且沒有削弱CFPREV原本抵御換相失敗的能力。

圖7為A相短路故障發生在5.013 s且Lf為0.63 H時，CFPREV控制參數優化前后相關電氣量和角度量的對比。在適當降低啟動閾值Uset后，CFPREV實際輸出時間提前到YAB觸發脈沖到達之前，這使YAB提早到5.014 7 s觸發，DAB觸發時間依舊提前到5.016 2 s，兩個觸發時刻之間間隔比改進前更大。雖然DAB的觸發角與改進前相同，但是雙橋共同換相的時間減少，削弱了其帶來的不利影響。改進后，uAB過零時間t2晚于YAB換相結束時間t3，成功避免了YAB換相失敗。上述仿真和分析驗證了改進方法的有效性。

圖7 改進前后電氣量和角度量的對比

4 結束語

本文研究了雙橋共同換相對直流系統換相的影響機理，分析了CFPREV控制參數不合理會加劇雙橋共同換相不利影響的原因，提出了考慮雙橋共同換相影響的CFPREV控制參數優化策略。參數優化后的CFPREV在不同的故障類型下都能有效避免雙橋共同換相引起新的換相失敗，進一步提升了直流系統抵御換相失敗的能力。

本文所提的改進策略簡單有效，針對性強，對實際工程具有一定的指導意義。但是工程應用時需要收集大量現場數據來確定優化后的參數值，因此只能作為臨時的改進措施，后續將圍繞如何精準控制CFPREV實際輸出時間和限制CFPREV輸出量開展進一步研究。