王渝紅，陳立維，寇 然，曾 琦，朱 杰

（四川大學(xué) 電氣工程學(xué)院，四川 成都 610065）

0 引言

我國(guó)能源資源與負(fù)荷中心地理分布差異明顯，特高壓直流輸電技術(shù)憑借輸電容量大、輸電距離遠(yuǎn)、控制方式靈活等優(yōu)點(diǎn)在解決遠(yuǎn)距離、大容量輸電問題方面發(fā)揮著重要作用。為滿足社會(huì)經(jīng)濟(jì)快速發(fā)展的需要，特高壓直流輸電技術(shù)得到迅速發(fā)展，已建成投運(yùn)的直流輸電工程越來(lái)越多，多個(gè)直流輸電工程落點(diǎn)于我國(guó)華南、華東地區(qū)，導(dǎo)致該地區(qū)受端電網(wǎng)成為多饋入交直流系統(tǒng)，這對(duì)電網(wǎng)的電壓無(wú)功支撐和潮流疏散能力提出了更嚴(yán)峻的要求［1-3］。文獻(xiàn)［4］從電網(wǎng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)出發(fā)創(chuàng)造性地提出了特高壓直流分層接入不同電壓等級(jí)（1 000、500 kV）受端交流系統(tǒng)的方法。由于分層接入系統(tǒng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)在工程造價(jià)、提高受端交流系統(tǒng)電壓支撐能力等方面具有明顯優(yōu)勢(shì)，目前已被應(yīng)用于昌吉—古泉、呼倫貝爾—皖南、錫盟—泰州等特高壓直流輸電工程。

在分層接入系統(tǒng)控制保護(hù)與運(yùn)行特性研究方面，文獻(xiàn)［5］以實(shí)際工程為背景，完善了分層接入短路比的定義，對(duì)分層接入方式下受端交流系統(tǒng)的接納能力進(jìn)行了分析。文獻(xiàn)［6］分析了多回特高壓直流分層接入特高壓、超高壓交流電網(wǎng)的交直流混聯(lián)系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)特性。文獻(xiàn)［7］提出了多饋入系統(tǒng)電壓穩(wěn)定指標(biāo)，并基于此對(duì)分層接入系統(tǒng)換流母線靜態(tài)電壓穩(wěn)定性的影響因素進(jìn)行了詳細(xì)研究。文獻(xiàn)［8］提出了分層接入系統(tǒng)各層換流母線的電壓穩(wěn)定性判據(jù)，并對(duì)不同直流控制方式下的電壓穩(wěn)定性進(jìn)行了分析。文獻(xiàn)［9］提出了一種分層接入方式下交直流系統(tǒng)中長(zhǎng)期電壓穩(wěn)定協(xié)調(diào)控制方法，改善了系統(tǒng)的電壓穩(wěn)定特性。文獻(xiàn)［10］對(duì)分層接入系統(tǒng)交流濾波器的斷路器分?jǐn)嗵匦蚤_展研究，分析了不同工況和故障類型情況下斷路器的特性。針對(duì)分層接入系統(tǒng)換相失敗方面也有一些初步的研究成果，文獻(xiàn)［11］基于逆變側(cè)關(guān)斷角提出了分層接入系統(tǒng)高低端換流器間的協(xié)調(diào)控制策略，在一定程度上降低了高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)。文獻(xiàn)［12］指出當(dāng)分層接入系統(tǒng)某層發(fā)生故障時(shí)，非故障層換相失敗預(yù)防控制的啟動(dòng)滯后于故障層是導(dǎo)致高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗的原因。針對(duì)該問題，文獻(xiàn)［13］提出一種高低端換相失敗預(yù)防協(xié)調(diào)控制策略，利用故障層換相失敗預(yù)防控制啟動(dòng)時(shí)間早的特點(diǎn)，運(yùn)用邏輯控制，使非故障層換相失敗預(yù)防控制提前啟動(dòng)，從而降低高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)。但該策略存在不同故障下，協(xié)調(diào)系數(shù)無(wú)法自適應(yīng)調(diào)整導(dǎo)致協(xié)調(diào)控制器效果不佳的問題。文獻(xiàn)［14］在原有換相失敗預(yù)防控制的基礎(chǔ)上引入換相電流時(shí)間面積指標(biāo)，具有使非故障層換相失敗預(yù)防控制提前啟動(dòng)的效果，在一定程度上減小了非故障層換流器發(fā)生換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)。但存在沒有充分利用故障時(shí)各電氣量的故障特性和換相失敗預(yù)防控制模塊，導(dǎo)致故障較嚴(yán)重時(shí)無(wú)法有效抑制高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗的問題。因此，分層接入系統(tǒng)的換相失敗問題仍需進(jìn)一步研究。

本文結(jié)合分層接入系統(tǒng)逆變側(cè)高低端換流器復(fù)雜的交直流電氣耦合關(guān)系，分析了受端交流系統(tǒng)發(fā)生故障時(shí)，高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗的機(jī)理。在此基礎(chǔ)上，針對(duì)分層接入系統(tǒng)閥組控制策略在發(fā)生故障時(shí)動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)能力不足的問題，綜合考慮導(dǎo)致?lián)Q流器發(fā)生換相失敗的電壓、電流因素，提出了一種基于雙判據(jù)的特高壓直流分層接入系統(tǒng)換相失敗預(yù)防控制策略，該策略能根據(jù)故障時(shí)各層換流母線電壓的變化特性動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)各自換流器關(guān)斷角參考值，同時(shí)根據(jù)故障時(shí)直流電流的變化特性分別減小各層換流器的觸發(fā)角，各層控制系統(tǒng)中兩者相互配合，從而得到各層換流器應(yīng)對(duì)故障發(fā)生時(shí)更合適的觸發(fā)角，預(yù)防高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗。在PSCAD／EMTDC 中搭建了分層接入的特高壓直流輸電系統(tǒng)模型，并進(jìn)行了仿真驗(yàn)證，結(jié)果表明所提控制策略可以有效降低分層接入系統(tǒng)逆變側(cè)高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)，驗(yàn)證了所提控制策略的有效性。

1 分層接入系統(tǒng)模型

1.1 分層接入系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

分層接入系統(tǒng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1 所示。圖中：En、Zn（n=1，2，3）分別為交流系統(tǒng)等值電勢(shì)、等值阻抗；Z23為逆變側(cè)高低端換流母線間的等值聯(lián)系阻抗；Rd和Ld分別為直流線路上的電阻和電感。分層接入系統(tǒng)采用雙極兩端中性點(diǎn)接地的方式，每極由2 組12 脈動(dòng)換流器構(gòu)成，2 組換流器在交流側(cè)并聯(lián)、直流側(cè)串聯(lián)。每極中距接地點(diǎn)較遠(yuǎn)、電位較高的換流器稱為高端換流器；距接地點(diǎn)較近、電位較低的換流器稱為低端換流器。高端換流器接入500 kV 交流母線，低端換流器接入1 000 kV 交流母線，不同電壓等級(jí)交流母線的無(wú)功補(bǔ)償裝置和交流濾波器分別獨(dú)立配置。

圖1 分層接入系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.1 Topology structure of hierarchical connection system

1.2 分層接入系統(tǒng)閥組控制策略

目前，我國(guó)大部分特高壓直流分層接入系統(tǒng)輸電工程采用閥基電子設(shè)備提供換流閥的閥電流過零點(diǎn)信號(hào)，其對(duì)應(yīng)的閥組控制策略如圖2 所示。圖中：Rv為補(bǔ)償電阻；Idr為整流側(cè)直流電流；Udi、Idi和γdi分別為逆變側(cè)直流電壓、直流電流和關(guān)斷角；γrefN為逆變側(cè)關(guān)斷角的額定參考值，γrefN=18°；Idord和Iord分別為主控制極和實(shí)際輸出的直流電流指令值；αrord和αiord分別為整流側(cè)和逆變側(cè)換流器觸發(fā)角指令值；PI為比例積分控制器；MIN、MAX 分別表示取最小值、最大值。整流側(cè)閥組接入500 kV 交流系統(tǒng)，配置定電流控制和最小觸發(fā)角控制；逆變側(cè)高低端閥組接入不同電壓等級(jí)的交流系統(tǒng)，控制策略需單獨(dú)配置在高低端閥組控制層，配置定電流控制、定關(guān)斷角控制、電流偏差控制以及低壓限流控制。

圖2 閥組控制策略Fig.2 Control strategy of valve group

2 分層接入系統(tǒng)換相失敗機(jī)理分析

特高壓直流分層接入系統(tǒng)中，逆變側(cè)高低端換流器接入受端交流系統(tǒng)的不同電壓等級(jí)，交流系統(tǒng)發(fā)生故障時(shí)，造成高低端換流器發(fā)生換相失敗的主導(dǎo)因素不同，其換相失敗機(jī)理更加復(fù)雜。分層接入系統(tǒng)運(yùn)行時(shí)，單極的等值電路如圖3 所示。圖中：αr為整流側(cè)換流器觸發(fā)角；Id為直流電流；Udr、Udi分別為整流站單極和逆變站單極對(duì)地的直流電壓；Udr0和Udi0H、Udi0L分別為整流側(cè)換流器和逆變側(cè)高、低端換流器無(wú)觸發(fā)延遲時(shí)的平均直流電壓有效值；Rr和RiH、RiL分別為整流側(cè)換流器和逆變側(cè)高、低端換流器的等效換相電阻；IdH、IdL分別為流經(jīng)逆變側(cè)高、低端換流器的直流電流；γH、γL分別為逆變側(cè)高、低端換流器關(guān)斷角。

圖3 單極等值電路Fig.3 Equivalent circuit of single pole

直流電流、直流電壓之間存在如下約束：

根據(jù)分層接入500 kV 電壓等級(jí)受端交流系統(tǒng)和1 000 kV 電壓等級(jí)受端交流系統(tǒng)之間的耦合關(guān)系，假設(shè)1 000 kV 電壓等級(jí)交流系統(tǒng)發(fā)生對(duì)稱故障時(shí)，其換流母線電壓跌落幅度為ΔUL，500 kV 換流母線電壓跌落幅度為ΔUH，則兩者存在如下關(guān)系：

從式（4）可以看出，非故障層換流母線電壓跌落幅度與聯(lián)系阻抗呈負(fù)相關(guān)。當(dāng)聯(lián)系阻抗為0 時(shí)，非故障層換流母線電壓跌落幅度最大，與故障層換流母線電壓跌落幅度相同；當(dāng)聯(lián)系阻抗無(wú)窮大時(shí)，非故障層換流母線電壓跌落幅度為0，此時(shí)非故障層換流母線電壓不受故障層影響。

分層接入系統(tǒng)逆變側(cè)高低端換流器在直流側(cè)為串聯(lián)連接關(guān)系，流過的直流電流相同。逆變側(cè)高、低端換流器關(guān)斷角分別為：

式中：kH、kL分別為逆變側(cè)高、低端換流變壓器變比；βH、βL、XCH、XCL和UH、UL分別為逆變側(cè)高、低端換流器超前觸發(fā)角、等值換相電抗和換相電壓有效值。

當(dāng)1 000 kV 電壓等級(jí)交流系統(tǒng)發(fā)生對(duì)稱故障時(shí)，其換流母線電壓會(huì)減小，根據(jù)式（6），低端換流器關(guān)斷角γL會(huì)減小，由式（1）、（3）可知，直流電流Id增大，會(huì)進(jìn)一步導(dǎo)致γL降低，嚴(yán)重時(shí)會(huì)導(dǎo)致低端換流器發(fā)生換相失敗。另一方面，500 kV 換流母線電壓也會(huì)受到影響而降低，高端換流器的關(guān)斷角γH也會(huì)減小，如果低端換流器發(fā)生了換相失敗，則逆變側(cè)直流電壓會(huì)進(jìn)一步降低，直流電流持續(xù)增加，高端換流器也可能發(fā)生換相失敗。

從以上分析可知，對(duì)于分層接入系統(tǒng)，當(dāng)逆變側(cè)受端交流系統(tǒng)發(fā)生故障時(shí)，故障層換流母線電壓跌落較嚴(yán)重，這是導(dǎo)致故障層換流器發(fā)生換相失敗的主要原因；由于聯(lián)系阻抗的存在，非故障層換流母線電壓跌落相對(duì)較低，但此時(shí)直流電流的增加量較大，這是導(dǎo)致非故障層換流器發(fā)生換相失敗的主要原因。

3 基于雙判據(jù)的特高壓直流分層接入系統(tǒng)換相失敗預(yù)防控制策略

鑒于分層接入系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的特殊性和逆變側(cè)高、低端換流器在交直流側(cè)復(fù)雜的電氣耦合特性，針對(duì)閥組控制策略在發(fā)生故障時(shí)動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)能力不足的問題，充分利用故障時(shí)影響高低端換流器發(fā)生換相失敗的各因素變化特征，提高控制系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)能力，本文提出了一種基于雙判據(jù)的特高壓直流分層接入系統(tǒng)換相失敗預(yù)防控制策略。該策略利用反映換流母線電壓變化特征的關(guān)斷面積控制動(dòng)態(tài)改變關(guān)斷角參考值，同時(shí)利用反映直流電流變化特征的換相電流面積控制減少晶閘管觸發(fā)角。二者相互配合，對(duì)閥組控制策略進(jìn)行優(yōu)化，提高系統(tǒng)應(yīng)對(duì)故障的動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)能力，從而降低分層接入系統(tǒng)高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)，下面對(duì)該策略進(jìn)行詳細(xì)介紹。

假設(shè)1 000 kV 電壓等級(jí)交流系統(tǒng)發(fā)生對(duì)稱故障，高、低端換流器換流過程如圖4所示。圖中，SγH、SγL和SμH、SμL以及SIH、SIL分別為高、低端換流器的關(guān)斷面積和換相電壓面積以及換相電流面積；μH、μL和αH、αL分別為高、低端換流器換相角和觸發(fā)角；icH、icL和ioH、ioL分別為高、低端換流器將要關(guān)斷的閥和將要導(dǎo)通的閥的閥電流。

圖4 高低端換流器換相過程示意圖Fig.4 Schematic diagram of commutation process of high terminal and low terminal converters

3.1 關(guān)斷面積控制

換相電壓在關(guān)斷角γ對(duì)應(yīng)時(shí)間內(nèi)與時(shí)間軸圍成的面積被稱為關(guān)斷面積。關(guān)斷面積控制的控制目標(biāo)是交流系統(tǒng)發(fā)生故障引起換相電壓變化時(shí)保持關(guān)斷面積不變。關(guān)斷面積Sγ的計(jì)算公式為［15］：

式中：ω為角頻率；U為換相電壓有效值。當(dāng)交流系統(tǒng)發(fā)生不對(duì)稱故障時(shí)，換相電壓過零點(diǎn)會(huì)發(fā)生偏移，此時(shí)對(duì)式（7）進(jìn)行改進(jìn)，改進(jìn)后的關(guān)斷面積Sγ1計(jì)算公式為：

式中：Δφ為換相電壓過零點(diǎn)偏移量，其表達(dá)式見式（9）［16］。

式中：ΔU為換相電壓最大跌落值。綜上分析可得考慮不對(duì)稱故障下?lián)Q相電壓過零點(diǎn)偏移量的關(guān)斷面積控制數(shù)學(xué)模型為：

式中：UN為額定換相電壓有效值；γref*為計(jì)算得到的關(guān)斷角參考值。由式（10）可得γref*為：

分層接入系統(tǒng)逆變側(cè)500 kV 電壓等級(jí)交流系統(tǒng)和1 000 kV 電壓等級(jí)交流系統(tǒng)通過聯(lián)系阻抗Z23相互耦合，使2 層電壓等級(jí)交流系統(tǒng)之間的無(wú)功電壓耦合密切。穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)，關(guān)斷角參考值為額定值（18°）；當(dāng)1 000 kV 電壓等級(jí)交流系統(tǒng)發(fā)生對(duì)稱故障時(shí)，500 kV 交流母線和1 000 kV 交流母線電壓跌落量的關(guān)系如式（4）所示。高端換流器獲取500 kV 換流母線電壓信息，低端換流器獲取1 000 kV 換流母線電壓信息，分別輸入對(duì)應(yīng)層關(guān)斷面積控制，反映各自換流母線電壓變化情況，動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)對(duì)應(yīng)換流器關(guān)斷角參考值。高端換流器關(guān)斷角參考值γrefH*和低端換流器關(guān)斷角參考值γrefL*的計(jì)算公式分別為：

式中：ΔφH、ΔφL分別為高、低端換流器換相電壓過零點(diǎn)偏移量；UNH、UNL分別為高、低端換流器額定換相電壓有效值；γrefNH、γrefNL分別為高、低端換流器關(guān)斷角的額定參考值。高低端換流器的關(guān)斷面積控制考慮故障時(shí)對(duì)應(yīng)換相電壓和過零點(diǎn)偏移對(duì)換相過程的影響動(dòng)態(tài)改變各自關(guān)斷角參考值，從而預(yù)防交流系統(tǒng)故障時(shí)換流器發(fā)生換相失敗。當(dāng)交流系統(tǒng)發(fā)生不對(duì)稱故障時(shí)，有類似的分析過程，在此不再贅述。

3.2 換相電流面積控制

直流電流在換相時(shí)間內(nèi)與時(shí)間軸圍成的面積被稱為換相電流面積SI。實(shí)際換相過程中，換相速度較快，換相角相對(duì)較小。因此，可近似認(rèn)為換相電流在換相時(shí)間段內(nèi)呈直線變化，將其線性化處理，則換相電流面積近似為一個(gè)直角三角形面積。SI計(jì)算公式為［17］：

式中：α為觸發(fā)角；μ為換相角；ic為將要關(guān)斷的閥的閥電流；γcm為關(guān)斷角在一個(gè)周期內(nèi)的最小值；XC為等值換相電抗。

當(dāng)逆變側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生故障時(shí)，直流電流Id增加，換相過程中用于能量交換的時(shí)間會(huì)更長(zhǎng)，換相角μ必然增大。當(dāng)換相角μ增大到最大換相角μmax時(shí)，關(guān)斷角γ對(duì)應(yīng)固有極限關(guān)斷角γmin，此時(shí)的換相電流面積即為臨界換相電流面積SImax，所計(jì)算的SI越接近SImax，發(fā)生換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)越大，當(dāng)SI>SImax時(shí)，關(guān)斷角小于固有極限關(guān)斷角，換流器將發(fā)生換相失敗。

換相電流面積控制的流程見附錄A 圖A1，將SI與臨界換相電流面積SImax做除法得到比例系數(shù)K_S，將K_S分2 路分別輸入最大值保持函數(shù)fmaxhold和保護(hù)啟動(dòng)判定模塊，最大值保持函數(shù)fmaxhold將輸入信號(hào)的最大值保持一段時(shí)間，保持時(shí)長(zhǎng)一般設(shè)定在12 ms，最大值保持函數(shù)fmaxhold輸出的信號(hào)與增益系數(shù)GK_S相乘后得到K_SG并輸入保護(hù)切換模塊，保護(hù)切換模塊根據(jù)來(lái)自保護(hù)啟動(dòng)判定環(huán)節(jié)的信號(hào)進(jìn)行切換操作，若保護(hù)啟動(dòng)判定模塊判定結(jié)果為啟動(dòng)保護(hù)，則保護(hù)切換模塊輸出K_SG，否則，輸出0。保護(hù)啟動(dòng)判定模塊判定保護(hù)是否啟動(dòng)，其判定方法是將比例系數(shù)K_S與啟動(dòng)閾值K_Sref比較大小：當(dāng)K_S>K_Sref時(shí)，啟動(dòng)保護(hù)，輸出觸發(fā)角提前量Δα；當(dāng)K_S≤K_Sref時(shí)，保護(hù)不啟動(dòng)，繼續(xù)返回計(jì)算換相電流面積。其中，設(shè)置換相電流面積控制啟動(dòng)閾值K_Sref以輸出合適的觸發(fā)角提前量為原則：當(dāng)啟動(dòng)閾值設(shè)置過小時(shí)，換相電流面積控制會(huì)頻繁啟動(dòng)，可能影響系統(tǒng)的正常運(yùn)行；當(dāng)啟動(dòng)閾值設(shè)置過大時(shí)，換相電流面積控制啟動(dòng)太慢，可能無(wú)法預(yù)防換相失敗的發(fā)生。對(duì)于本文搭建的仿真模型，通過仿真試驗(yàn)得到控制效果較好的啟動(dòng)閾值為0.7。

分層接入系統(tǒng)逆變側(cè)高、低端換流器在直流側(cè)為串聯(lián)連接關(guān)系，假設(shè)1 000 kV 電壓等級(jí)交流系統(tǒng)發(fā)生故障時(shí)，流過高低端換流器的直流電流會(huì)激增。由式（14）可以分別計(jì)算高、低端換流器換相電流面積如式（15）、（16）所示。

將檢測(cè)到的高、低端換流器換相電流面積比例系數(shù)K_SH、K_SL與對(duì)應(yīng)的換相電流面積啟動(dòng)閾值K_SrefH、K_SrefL比較：當(dāng)K_SH、K_SL超過相應(yīng)啟動(dòng)閾值時(shí)，啟動(dòng)換相電流面積控制，將控制器輸出的觸發(fā)角提前量ΔαiH、ΔαiL分別輸入高、低端換流器觸發(fā)控制中，減小高、低端換流器的觸發(fā)角，進(jìn)而增大關(guān)斷角，從而起到預(yù)防換流器發(fā)生換相失敗的效果。

基于雙判據(jù)的特高壓直流分層接入系統(tǒng)換相失敗預(yù)防控制策略如圖5 所示，圖中為逆變器觸發(fā)角αi參考值。在逆變器高、低端閥組的閥組控制中均配置圖5 所示控制策略，不同之處在于，高端閥組的控制策略獲取500 kV 交流系統(tǒng)的電氣量信息，低端閥組的控制策略獲取1 000 kV 交流系統(tǒng)的電氣量信息。當(dāng)1 000 kV 交流系統(tǒng)發(fā)生對(duì)稱故障時(shí)，對(duì)低端換流器而言，故障點(diǎn)距其換流母線電氣距離較近，在故障發(fā)生后的一段時(shí)間內(nèi)換流母線電壓跌落程度相對(duì)直流電流增大程度更嚴(yán)重；對(duì)高端換流器而言，故障點(diǎn)距其換流母線電氣距離較遠(yuǎn)，在故障發(fā)生后的一段時(shí)間內(nèi)直流電流增大程度相對(duì)換流母線電壓跌落程度更嚴(yán)重。所以故障層換流器控制系統(tǒng)中關(guān)斷面積控制更靈敏，非故障層換流器控制系統(tǒng)中換相電流面積控制更靈敏。

圖5 基于雙判據(jù)的特高壓直流分層接入系統(tǒng)換相失敗預(yù)防控制策略Fig.5 Commutation failure preventive control strategy based on double criteria of UHVDC hierarchical connection system

4 仿真驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文所提基于雙判據(jù)的換相失敗預(yù)防控制策略降低分層接入系統(tǒng)高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗風(fēng)險(xiǎn)的有效性，在PSCAD／EMTDC 中搭建了如圖1 所示分層接入方式下特高壓直流輸電系統(tǒng)模型，模型主要參數(shù)見附錄A表A1。

4.1 控制策略效果驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文所提控制策略預(yù)防對(duì)稱與不對(duì)稱故障下高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗的效果，在本文搭建仿真模型的閥組控制中分別設(shè)置以下2 種控制策略進(jìn)行仿真對(duì)比分析：控制策略A，換相失敗預(yù)防控制策略；控制策略B，本文所提控制策略。

4.1.1 對(duì)稱故障下控制策略A、B效果對(duì)比

在1 000 kV 電壓等級(jí)換流母線處設(shè)置一系列不同的三相接地故障，并在控制策略A、B下進(jìn)行仿真。設(shè)故障接地電感Lf的變化區(qū)間為［0.4，2.3］H，變化步長(zhǎng)為0.05 H。考慮到故障發(fā)生時(shí)刻對(duì)換相失敗的影響，設(shè)故障發(fā)生時(shí)刻為［1.000，1.009］s，變化步長(zhǎng)為0.001 s，故障持續(xù)時(shí)間均為0.1 s?？刂撇呗訟、B在1 000 kV 換流母線三相接地故障下仿真結(jié)果見附錄A 圖A2、A3。由圖A3 可知，對(duì)稱故障下控制策略B 在控制策略A 基礎(chǔ)上提升了對(duì)非故障層換流器發(fā)生換相失敗的預(yù)防效果。當(dāng)接地電感較小時(shí)，故障層換流器發(fā)生換相失敗引起直流電流上升和換流母線電壓跌落導(dǎo)致非故障層換流器也發(fā)生換相失?。划?dāng)接地電感較大時(shí)，高低端換流器均不發(fā)生換相失敗或故障層換流器發(fā)生換相失敗但引起的直流電流上升和換流母線電壓跌落不足以導(dǎo)致非故障層換流器發(fā)生換相失敗。

4.1.2 不對(duì)稱故障下控制策略A、B效果對(duì)比

在500 kV 換流母線處設(shè)置一系列不同的單相接地故障，并在控制策略A、B 下進(jìn)行仿真。設(shè)故障接地電感Lf的變化區(qū)間為［0，0.5］H，變化步長(zhǎng)為0.02 H。故障發(fā)生時(shí)刻及故障持續(xù)時(shí)間的設(shè)置情況同4.1.1 節(jié)?？刂撇呗訟、B 在500 kV 換流母線單相接地故障下仿真結(jié)果見附錄A 圖A4、A5。由圖A5可知，當(dāng)500 kV 換流母線發(fā)生單相接地故障時(shí)，控制策略B 在控制策略A 基礎(chǔ)上提升了對(duì)非故障層換流器發(fā)生換相失敗的預(yù)防效果。這說明本文所提控制策略能更有效地提升非故障層換流器對(duì)換相失敗的預(yù)防作用，提高了控制系統(tǒng)應(yīng)對(duì)故障的動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)能力。

4.2 分層接入系統(tǒng)不同控制方式效果對(duì)比

為進(jìn)一步驗(yàn)證本文所提控制策略的有效性，在本文搭建的仿真模型上設(shè)置以下3 種控制策略進(jìn)行仿真對(duì)比分析：控制策略1，本文所提控制策略；控制策略2，圖2 所示閥組控制策略；控制策略3，文獻(xiàn)［14］所提控制策略。分別在逆變側(cè)500 kV 換流母線處設(shè)置三相接地故障、在逆變側(cè)1 000 kV 換流母線處設(shè)置單相接地故障，接地電感為0.2 H，故障開始時(shí)間為1 s，故障持續(xù)時(shí)間為0.1 s。對(duì)稱故障下?lián)Q相電壓有效值可通過PSCAD／EMTDC 自帶的有效值測(cè)量模塊獲取；不對(duì)稱故障下?lián)Q相電壓過零點(diǎn)偏移量通過軟件自帶的模塊測(cè)量換相電壓最大跌落值代入式（9）計(jì)算得到。仿真結(jié)果的閥電流中，分別選取高端換流器中一對(duì)閥組的閥電流和低端換流器中一對(duì)閥組的閥電流為例進(jìn)行說明。

4.2.1 對(duì)稱故障下控制策略1—3效果對(duì)比

當(dāng)發(fā)生對(duì)稱故障時(shí)，控制策略1 下的仿真結(jié)果如圖6 所示，圖中IVH和IVL分別為高、低端閥組閥電流；控制策略2、3 下的仿真結(jié)果以及關(guān)鍵數(shù)據(jù)對(duì)比表分別見附錄A 圖A6、A7 和表A2。仿真結(jié)果中換相電壓有效值U、直流電流Id以及有功功率P均為標(biāo)幺值。

圖6 控制策略1下逆變側(cè)500 kV換流母線三相接地故障仿真波形Fig.6 Simulative waveforms after three-phase grounding fault in 500 kV commutation bus of inverter side under Control Strategy 1

根據(jù)仿真結(jié)果，采用控制策略1 時(shí)，高、低端換流器沒有同時(shí)發(fā)生換相失敗，且低端換流器關(guān)斷角最小值約為11.44°，具有足夠的換相裕度；換流母線電壓的跌落在三者中居中；直流電流的波動(dòng)范圍在三者中最小，峰谷差約為0.654 6 p.u.；高、低端換流器輸送有功功率在三者中最大。采用控制策略2時(shí)，當(dāng)受端交流系統(tǒng)發(fā)生故障時(shí)，高、低端換流器均發(fā)生換相失敗，故障層和非故障層換流母線電壓跌落程度有較大差異，故障層換流母線電壓跌落過程中的最小值為0.727 2 p.u.，非故障層換流母線電壓跌落過程中的最小值為0.909 9 p.u.，而非故障層換流母線電壓跌落程度較小時(shí)，直流電流的增加量較大，驗(yàn)證了理論分析結(jié)論，即故障層換流器發(fā)生換相失敗的主要原因是換流母線電壓的跌落，非故障層換流器發(fā)生換相失敗的主要原因是直流電流的激增。此外，采用控制策略2 時(shí)，高、低端換流器發(fā)生換相失敗的時(shí)間在三者中最長(zhǎng)；換流母線電壓的跌落在三者中最??；直流電流的波動(dòng)范圍最大，峰谷差約為0.997 4 p.u.；高、低端換流器輸送有功功率在三者中最小。采用控制策略3 時(shí)，高、低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗，發(fā)生換相失敗的時(shí)間相對(duì)較短；換流母線電壓的跌落在三者中最大；直流電流的波動(dòng)范圍較大，峰谷差約為0.708 2 p.u.；高、低端換流器輸送有功功率在三者中居中。由此可見，在逆變側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生對(duì)稱故障時(shí)，采用本文所提控制策略系統(tǒng)應(yīng)對(duì)對(duì)稱故障的動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)能力更強(qiáng)，預(yù)防高、低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗的效果更優(yōu)，提高了對(duì)稱故障情況下有功功率的輸送量。

4.2.2 不對(duì)稱故障下控制策略1—3效果對(duì)比

控制策略1—3 下仿真結(jié)果以及關(guān)鍵數(shù)據(jù)對(duì)比分別見附錄A 圖A8—A10 和表A3。由仿真結(jié)果可知，在1 000 kV 換流母線處發(fā)生單相接地故障的仿真分析結(jié)果與500 kV 換流母線處發(fā)生三相接地故障時(shí)相似，這說明采用本文所提控制策略在逆變側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生不對(duì)稱故障時(shí)，具有更優(yōu)的預(yù)防高、低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗的效果，提高了不對(duì)稱故障下有功功率的輸送量。

5 結(jié)論

1）逆變側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生故障時(shí)，故障層換流器發(fā)生換相失敗的主要原因是換流母線電壓的跌落；非故障層換流器發(fā)生換相失敗的主要原因是直流電流的激增。

2）所提基于雙判據(jù)的換相失敗預(yù)防控制策略，采用可反映換流母線電壓變化的關(guān)斷面積控制以動(dòng)態(tài)改變關(guān)斷角參考值，同時(shí)采用可反映直流電流變化的換相電流面積控制以減小換流器的觸發(fā)角。兩者相互配合，在受端交流系統(tǒng)發(fā)生對(duì)稱及不對(duì)稱故障情況下，均能有效預(yù)防高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗。

3）本文所提控制策略同時(shí)考慮換流母線電壓和直流電流的變化情況，較同類型換相失敗預(yù)防控制策略效果更優(yōu)。

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