吳秋媚，余震霄，傅 闖，文兆新，鄭睿娜，汪娟娟

（1. 華南理工大學電力學院，廣東省廣州市 510641；2. 直流輸電技術國家重點實驗室（中國南方電網科學研究院有限責任公司），廣東省廣州市 510663；3. 云南電力調度控制中心，云南省昆明市 650011）

0 引言

基于電網換相換流器的高壓直流輸電（line commutated converter based high voltage direct current，LCC-HVDC）具有輸送容量大、距離遠、快速可控性優(yōu)點，在中國得到了廣泛應用［1］。高壓直流控制系統(tǒng)對換流器的控制作用是通過同步觸發(fā)控制來實現的。

早期的同步觸發(fā)控制是通過與換相電壓波形直接進行比較來確定各個閥的觸發(fā)時間［2］，在交流阻抗過高時會導致諧波不穩(wěn)定問題。后來學者們提出分相觸發(fā)控制方式，但上述諧波不穩(wěn)定問題在弱系統(tǒng)中仍有發(fā)生?，F有直流工程的同步觸發(fā)控制普遍采用由同步環(huán)節(jié)和觸發(fā)環(huán)節(jié)組成的等間隔脈沖控制方式（又稱“等間隔觸發(fā)方式”），能夠有效避免諧波不穩(wěn)定的問題。

目前，世界上高壓直流輸電工程采用的同步觸發(fā)控制技術路線可歸納為如下2 種：

1）同步環(huán)節(jié)采用含環(huán)前濾波器和頻率跟蹤的鎖相環(huán)產生同步相位，且鎖相環(huán)在正常運行方式和嚴重交流故障下通過故障檢測選擇不同的運行狀態(tài)；觸發(fā)環(huán)節(jié)采用同步相位與觸發(fā)角指令直接比較的方式產生觸發(fā)脈沖。此種技術路線的特點在于能夠快速準確檢測同步相位，其典型代表為SIEMENS 的同步觸發(fā)控制。

2）同步環(huán)節(jié)采用常規(guī)同步參考坐標系鎖相環(huán)；觸發(fā)環(huán)節(jié)利用觸發(fā)角反饋量得出預測的觸發(fā)時間，實現等間隔觸發(fā)。另外，除正常觸發(fā)模塊外，還增設了交流故障觸發(fā)模塊。此技術路線更注重提高觸發(fā)環(huán)節(jié)的抗干擾能力，其典型代表為ABB 的同步觸發(fā)控制。

文獻［3-6］對這2 種技術路線的同步觸發(fā)控制進行了比較全面的介紹，為深入研究高壓直流同步觸發(fā)控制提供了很好的參考。交流故障下換相電壓的幅值和相位均會發(fā)生變化，同步觸發(fā)控制中鎖相環(huán)輸出的同步相位存在誤差，這影響到觸發(fā)脈沖序列的準確性，進而波及直流系統(tǒng)的性能。針對這一問題，文獻［7］提出了基于鎖相振蕩器的等相位間隔觸發(fā)控制，降低了換相電壓畸變對換流閥觸發(fā)的影響。文獻［8］通過引入快速鎖相環(huán)和改進觸發(fā)環(huán)節(jié)來改善ABB 同步觸發(fā)控制的性能，有效地降低了換相失敗的發(fā)生概率。文獻［9］最早提出了最小換相裕度控制，通過三角形近似的方式來計算各換流閥的最小換相裕度。在實際直流工程中則通過實時積分計算換相電壓時間面積來預測換相裕度［10］?？紤]到換相電壓和直流電流的變化是增大逆變器換相失敗風險的主要因素［11-15］，文獻［16］提出了基于換相電壓時間面積計算與預測的換相失敗抑制方法，能夠有效地抑制換相失敗的發(fā)生。

觸發(fā)脈沖的相位將對直流系統(tǒng)的運行狀態(tài)產生影響，過遲或過早的脈沖均不利于直流系統(tǒng)的恢復［17］。交流故障下，觸發(fā)角相位可能與觸發(fā)角指令存在偏差，而同步觸發(fā)控制在交流故障下的準確觸發(fā)是保證直流系統(tǒng)穩(wěn)定運行的關鍵。因此，對交流故障下同步觸發(fā)控制的性能進行剖析，并進行改進，對于直流系統(tǒng)的穩(wěn)定運行具有重要意義。

然而，目前鮮有學者對各同步觸發(fā)控制在交流故障下的工作原理進行研究，更缺少對各同步觸發(fā)控制故障特性及性能的對比分析。本文首先系統(tǒng)地分析了2 種典型同步觸發(fā)控制方案（SIEMENS 和ABB）的工作原理。然后，對兩者在交流故障下的性能進行了對比分析，并歸納總結了2 種同步觸發(fā)控制的異同點，結合它們各自的優(yōu)勢提出了改進型同步觸發(fā)控制，并搭建小信號模型和進行階躍響應對比。最后，在CIGRE HVDC 標準測試模型和實際高壓直流輸電工程模型中對分別采用SIEMENS、ABB 和改進型同步觸發(fā)控制的系統(tǒng)進行對比測試。

1 SIEMENS 同步觸發(fā)控制基本原理

SIEMENS 同步觸發(fā)控制的結構圖如圖1 所示，包括同步和觸發(fā)2 個環(huán)節(jié)，其中：同步環(huán)節(jié)由帶環(huán)前濾波器的鎖相環(huán)實現；觸發(fā)環(huán)節(jié)將同步相位與觸發(fā)角指令進行比較來實現觸發(fā)。圖1 中：vac、vba、vcb為換流母線處對應的線電壓；vα和vβ為αβ坐標系下的2 個 電 壓 分 量；v+α和v+β為αβ坐 標 系 下2 個 電 壓 的 基頻正序分量；θ、θcomp、θPLL分別為基頻正序相位、硬件等造成的相位延遲和同步相位；kp和ki分別為環(huán)路濾波器的比例系數和積分系數；ω0為固有中心頻率；Ts為采樣周期；αord為來自極控制的觸發(fā)角指令值。

圖1 SIEMENS 同步觸發(fā)控制的結構圖Fig.1 Structure diagram of SIEMENS synchronous firing control

1.1 同步環(huán)節(jié)

在SIEMENS 同步環(huán)節(jié)的結構中，除了鑒相器、環(huán)路濾波器和壓控振蕩器外，還增設了環(huán)前濾波器、交流故障檢測和頻率跟蹤器。輸入信號為采樣后的電壓信號，通過Clark 變換到靜止αβ坐標系下，接著采用滑動平均濾波器（αβ-MAF）提取基頻正序電壓分量，然后通過反正切獲得θ，再將θ與壓控振蕩器輸出的θPLL作差輸出相位誤差信號，即鑒相器的輸出信號。由于閉環(huán)反饋的調節(jié)，穩(wěn)態(tài)下的相位誤差最終為0，即同步相位信號精確跟蹤輸入電壓的相位，實現鑒相的功能。上述鑒相過程中，頻率跟蹤器利用檢測的θ對Ts進行調節(jié)［6］。

環(huán)路濾波器的輸入受到故障檢測的控制，正常運行工況下，故障檢測將鑒相器輸出的相位誤差信號輸送到環(huán)路濾波器，此時鎖相環(huán)處于閉環(huán)同步狀態(tài)，跟蹤電網電壓的頻率和相位；交流故障發(fā)生后，當檢測到交流電壓幅值跌落至0.1 p.u.及以下時，判斷故障發(fā)生，并將環(huán)路濾波器的輸入置為0，此時鎖相環(huán)處于開環(huán)同步狀態(tài)，跟蹤故障檢測動作前的電網頻率和相位，不受后續(xù)頻率和相位變化的影響。這2 種同步狀態(tài)的小信號模型如附錄A 圖A1 所示［6］。故障切除后，當檢測到交流電壓幅值恢復至0.15 p.u.及以上時，判斷故障切除，再次將鑒相器輸出的相位誤差信號輸送到環(huán)路濾波器，重新回到閉環(huán)同步狀態(tài)。圖A1中αβ-MAF 的窗口時長取0.02 s，則αβ-MAF 轉換到dq坐標系后的傳遞函數表達式為：

式中：s為拉普拉斯算子。

當故障檢測的控制使得SIEMENS 同步環(huán)節(jié)切換為開環(huán)狀態(tài)時，其工作點能夠從原穩(wěn)定點快速向新穩(wěn)定點轉移，即該轉換過程不會影響同步環(huán)節(jié)的穩(wěn)定性。

故障切除后，SIEMENS 同步環(huán)節(jié)由開環(huán)同步狀態(tài)轉換到閉環(huán)同步狀態(tài)時，同步環(huán)節(jié)將進入暫態(tài)調整過程，其工作點從新穩(wěn)定點逐漸向原穩(wěn)定點過渡，最終回到原穩(wěn)定運行點。

1.2 觸發(fā)環(huán)節(jié)

2 ABB 同步觸發(fā)控制基本原理

2.1 同步環(huán)節(jié)

ABB 同步環(huán)節(jié)由鑒相器、環(huán)路濾波器、壓控振蕩器組成，未增設環(huán)前濾波器等其他功能，但在環(huán)路濾波器的比例環(huán)節(jié)后面增設了一個一階慣性環(huán)節(jié)。鑒相器通過Clark 變換和Park 變換輸出相位誤差信號，作為環(huán)路濾波器的輸入。

無論系統(tǒng)處于何種工況，ABB 同步環(huán)節(jié)一直處于閉環(huán)同步狀態(tài)，文獻［6］已對該同步環(huán)節(jié)作了詳細介紹，在此不再贅述。

2.2 觸發(fā)環(huán)節(jié)

由圖2 可知，ABB 觸發(fā)環(huán)節(jié)中EPC 的內部由同步觸發(fā)角計算、角度反饋量計算和預測觸發(fā)時間等環(huán)節(jié)組成［6］，形成了觸發(fā)角反饋結構。交流故障下的輔助控制包括：為保證晶閘管換相裕度而在逆變側設置的最小換相裕度控制（AMC）；為防止換流閥在正常點火后的15°電角度對應時間段內未導通而設置的緊急觸發(fā)控制（EMG）。另外，換流閥限制包括：為滿足晶閘管觸發(fā)要求的在整流側設置的最小導通電壓限制（VML）；為防止逆變側進入整流狀態(tài)而在逆變側設置的最小觸發(fā)角限制（AML）。

圖2 ABB 同步觸發(fā)控制的結構圖Fig.2 Structure diagram of ABB synchronous firing control

ABB 觸發(fā)環(huán)節(jié)各組成部分間的邏輯關系如附錄A 圖A2 所示，其中，逆變側和整流側的觸發(fā)邏輯關系是相互獨立的。

在正常工況下，觸發(fā)環(huán)節(jié)總是按照EPC 預測的觸發(fā)時間產生觸發(fā)脈沖，相鄰2 個觸發(fā)脈沖間的相位間隔為30°，每一次觸發(fā)脈沖發(fā)出后被展寬120°后分配給相應的換流閥。其具體工作原理在文獻［6］中已有詳細的介紹，在此不再贅述。式（2）、式（3）和式（4）分別表示EPC 中同步觸發(fā)角計算、角度反饋量計算和預測觸發(fā)時間環(huán)節(jié)的計算過程。

3 同步觸發(fā)交流故障響應性能對比及改進分析

在交流故障下2 種同步觸發(fā)控制的同步和觸發(fā)環(huán)節(jié)的特點各不相同。下面分別從同步環(huán)節(jié)和觸發(fā)環(huán)節(jié)2 個方面進行分析，并基于分析的結論提出一種改進型同步觸發(fā)控制。

3.1 同步環(huán)節(jié)的分析對比

1）2 種同步環(huán)節(jié)組成部分和運行狀態(tài)的差異

SIEMENS 和ABB 的同步環(huán)節(jié)均由鎖相環(huán)實現。但SIEMENS 同步環(huán)節(jié)還增設了環(huán)前濾波器和頻率跟蹤器，同時，其鎖相環(huán)路也會受到故障檢測的控制，在嚴重交流故障下運行在開環(huán)狀態(tài)，提高了系統(tǒng)的故障穿越能力；而ABB 同步環(huán)節(jié)采用了常見的鎖相環(huán)，且總是運行在閉環(huán)狀態(tài)。

2）2 種同步環(huán)節(jié)濾波性能和動態(tài)性能的差異

SIEMENS 和ABB 的同步環(huán)節(jié)分別依賴于各自鎖相環(huán)的濾波性能和鎖相性能，其中，前者設置了環(huán)前αβ-MAF，具有良好的濾波能力，因此環(huán)路濾波器參數可以適當增大；而ABB同步環(huán)節(jié)只能依賴環(huán)路濾波器進行濾波。SIEMENS 鎖相環(huán)傳遞函數GS，PLL（s）和ABB 鎖相環(huán)傳遞函數GA，PLL（s）分別如下：

進而可繪出2 個同步環(huán)節(jié)的幅頻特性曲線，如附錄A 圖A3 所示?？梢钥吹剑琒IEMENS 同步環(huán)節(jié)由于環(huán)前濾波器的存在具有強濾波能力，能夠濾除dq坐標系下除直流以外的所有整數次諧波，而ABB同步環(huán)節(jié)動態(tài)響應速度較SIEMENS 同步環(huán)節(jié)緩慢。

附錄A 圖A4 展示了2 種同步環(huán)節(jié)的階躍響應曲線，圖A5 展示了2 種同步環(huán)節(jié)的頻率階躍（即相位斜坡）響應曲線，2 類曲線也都表明了SIEMENS同步環(huán)節(jié)在快速響應上的優(yōu)勢。

3.2 觸發(fā)環(huán)節(jié)的分析對比

1）2 種觸發(fā)環(huán)節(jié)組成部分和運行狀態(tài)的差異

SIEMENS 觸發(fā)環(huán)節(jié)是將同步相位逐次移相后，分別與來自極控制的αord進行比較，當兩者相交時產生觸發(fā)脈沖。這種直接比較相位的方式為開環(huán)結構，又因受相位調制被稱為脈沖相位控制。

2）2 種觸發(fā)脈沖生成的快速性和等距性對比

SIEMENS觸發(fā)環(huán)節(jié)總為開環(huán)方式。假定由同步環(huán)節(jié)得到的同步相位是準確的，那么觸發(fā)脈沖的生成僅取決于αord，當αord較小時，生成觸發(fā)脈沖相對較早。

在ABB 觸發(fā)環(huán)節(jié)中，當輔助控制作用時，預測的觸發(fā)時間不僅受αord影響，還會受到換相電壓和直流電流的影響，其在交流故障下提前生成觸發(fā)脈沖的概率更大。

假定即將導通閥對應的換相電壓瞬時值為Uac，msin(ωt-ωt0)，其中，ωt為實時相位，ωt0為此換相電壓最近正向過零點的相位。根據當前時刻相位ωtα及 其 對 應 的 換 相 電 壓 瞬 時 值utα得 到 預 測 換 相 裕度面積Sm的表達式為［10］：

式中：上標“*”表示取標幺值；ωtαord為與αord對應的相位；Xt為 等 值 電 抗；UVL，RMS為 換 流 母 線 的 線 電 壓 轉換到閥側的有效值。式（9）成立時，ABB 同步觸發(fā)控制會按照AMC 預測的觸發(fā)時間進行觸發(fā)。

在故障初期極控制來不及對αord進行調節(jié)時，由附錄A 圖A7 可以看到，αord仍保持在141°，若d取值位于曲線右上部分，觸發(fā)環(huán)節(jié)采用AMC 預測的觸發(fā)時間產生觸發(fā)脈沖；當Id＞1.167 p.u.時，為保證最小換相裕度，觸發(fā)環(huán)節(jié)采用AMC 預測的觸發(fā)時間提前觸發(fā)。由于故障前系統(tǒng)總是處于額定運行狀態(tài)，可以看到在額定直流電流處，當換相電壓跌落超過0.094 p.u.時，若仍以原始αord進行觸發(fā)，則無法滿足需要的換相裕度，故此時同步觸發(fā)控制按照AMC 預測的觸發(fā)時間提前觸發(fā)，以增大換相裕度。

綜合以上對SIEMENS 和ABB 觸發(fā)環(huán)節(jié)的分析可知，當極控制還來不及對αord完成調整時，SIEMENS 觸發(fā)環(huán)節(jié)無法及早地產生觸發(fā)脈沖，換相裕度無法得到保證。而ABB 觸發(fā)環(huán)節(jié)受到AMC等交流故障下的輔助控制的作用，能夠及時地產生觸發(fā)脈沖，盡可能地保持足夠的換相裕度，減小換相失敗的風險。

在觸發(fā)脈沖的等距性方面，SIEMENS 觸發(fā)環(huán)節(jié)生成的觸發(fā)脈沖取決于各閥對應換相電壓的同步相位與觸發(fā)角指令的比較，而觸發(fā)角指令相對穩(wěn)定時，任意相鄰2 個同步相位間的相位差都是30°，所以觸發(fā)脈沖的等距性總能滿足。

ABB 同步觸發(fā)控制在正常觸發(fā)方式下采用EPC，觸發(fā)脈沖的等距性總能滿足。在交流故障下，為了避免弱交流系統(tǒng)中出現不穩(wěn)定問題，AMC 預測的觸發(fā)時間被采用后，觸發(fā)環(huán)節(jié)進入“對稱化功能”觸發(fā)階段［10］，盡可能地保證了觸發(fā)脈沖的等間隔性。當系統(tǒng)進入故障準穩(wěn)態(tài)或故障切除后穩(wěn)態(tài)時，AML 被滿足，換相裕度大于SREF時，ABB 同步觸發(fā)控制以閉環(huán)結構進行等間隔觸發(fā)，進而保證了故障前后同步觸發(fā)控制的穩(wěn)定性。而針對系統(tǒng)啟動階段或電壓嚴重跌落使得EMG 在多個換相周期內持續(xù)啟動的情況，由于EMG 作為開環(huán)控制總是將正常點火時間后的15°電角度對應的時刻作為預測的觸發(fā)時間，觸發(fā)脈沖相位間隔的等距性仍被滿足；當電壓進入穩(wěn)態(tài)后，ABB 同步觸發(fā)控制為閉環(huán)結構，能夠繼續(xù)保持等間隔觸發(fā)，因此穩(wěn)定性總是可以滿足。

3.3 改進型同步觸發(fā)控制

根據上述對比分析可知，ABB 同步觸發(fā)控制的觸發(fā)環(huán)節(jié)具有高度的靈敏度和快速性，但是其相位基準的準確性還是受限于其同步環(huán)節(jié)，這會使得系統(tǒng)抑制后續(xù)換相失敗的免疫性能變差，因此，將ABB 同步觸發(fā)控制中的ABB 鎖相環(huán)替換為SIEMENS 鎖相環(huán)，形成改進型同步觸發(fā)控制，進而充分發(fā)揮觸發(fā)環(huán)節(jié)的快速準確響應性能，其具體結構框圖如圖3 所示。

圖3 改進型同步觸發(fā)控制的結構圖Fig.3 Structure diagram of improved synchronous firing control

因此，可建立改進型同步觸發(fā)控制的小信號模型如圖4 所示，其中：ΔθAC為鎖相環(huán)的輸入信號（電壓相位變化量）；ΔθPLL為鎖相環(huán)的輸出信號（同步相位變化量）；ΔαPLL、ΔθPLL0、ΔθP、ΔαPCO、Δφ分別為同步觸發(fā)角、鎖相環(huán)相位、觸發(fā)脈沖相位、相控振蕩觸發(fā)角、觸發(fā)脈沖相位間隔對應的變化量；Δαmeas和Δαord分別為觸發(fā)角測量值和指令值的變化量。z-1=e-sT30，代表時域中的滯后環(huán)節(jié)，將信號延遲T30（30°電角度對應的時間）。

圖4 改進型同步觸發(fā)控制的小信號模型Fig.4 Small-signal model of improved synchronous firing control

進而可以得到觸發(fā)角傳遞函數Gα(z)和相位傳遞函數Gθ(z)：

根據朱利穩(wěn)定判據，可得改進型同步觸發(fā)控制穩(wěn)定運行的參數范圍為：

結合工程經驗參數，選取kp=314，ki=3 140，k=0.05。此時，由傳遞函數可以得到觸發(fā)角階躍和輸入電壓的相位階躍時的響應情況，并與SIEMENS 和ABB 同步觸發(fā)控制的響應情況［6］進行對比，具體如附錄A 圖A8 所示，其中，αmeas和φ分別為觸發(fā)角和觸發(fā)脈沖相位間隔的測量值?？梢钥吹?，由于改進型同步控制的觸發(fā)環(huán)節(jié)與ABB 同步觸發(fā)控制相同，當αord發(fā)生階躍變化時，兩者的響應曲線基本重合。當相位發(fā)生跳變時，改進型同步觸發(fā)控制的觸發(fā)角測量值進入穩(wěn)定的時間較ABB 同步觸發(fā)控制短得多，可見改進型同步觸發(fā)控制結合了SIEMENS 同步環(huán)節(jié)強濾波和快速鎖相的優(yōu)點，同時保持了ABB 同步觸發(fā)控制能夠等距性觸發(fā)的特點。

4 仿真測試

考慮到在直流工程模型中換流閥同步觸發(fā)控制部分總是封裝的，首先在PSCAD/EMTDC 電磁暫態(tài)仿真平臺中分別搭建2 種同步觸發(fā)控制，然后在相同的交流故障工況下對所搭建的模型進行仿真驗證；然后，將所搭建的模型分別應用在CIGRE HVDC 標準測試模型［18］和直流工程模型中，進而對SIEMENS、ABB 和改進型同步觸發(fā)控制的故障響應性能進行對比測試。

4.1 模型驗證

仿真模型為±500 kV 貴廣2 直流輸電工程，兩側交流系統(tǒng)短路比均為10.5，額定輸送功率為3 000 MW，原工程采用的是SIEMENS 技術路線。

在PSCAD/EMTDC 電磁暫態(tài)仿真平臺中搭建了SIEMENS 同步觸發(fā)控制后，考慮到高壓線路單相故障發(fā)生概率占70%以上［19］，設置貴廣2 直流工程模型的逆變側換流母線在3.0 s 時發(fā)生故障過渡電感為0.5 H、持續(xù)時間為0.1 s 的單相接地短路故障，此時換相電壓的幅值跌落至0.88 p.u.。分別采用封裝好的同步觸發(fā)控制模塊與搭建的SIEMENS同步觸發(fā)控制的系統(tǒng)直流電壓Ud、直流電流Id、關斷角γ、觸發(fā)脈沖相位間隔φ曲線如附錄A 圖A9 所示?？梢钥吹剑捎么罱ǖ腟IEMENS 同步觸發(fā)控制的直流系統(tǒng)與原始直流工程模型系統(tǒng)的故障響應曲線基本重合，顯然驗證了所搭建的SIEMENS 同步觸發(fā)控制模塊的正確性。此外，對于其他故障類型也進行了測試，兩者無統(tǒng)計意義上的差異。

三峽—上海直流工程（3GS）模型也是一個±500 kV的直流額定電流為3 kA、整流側和逆變側短路比均為10.5 的仿真模型，原工程采用的是ABB 技術路線。同理，分別采用封裝好的同步觸發(fā)控制模塊與搭建的ABB 同步觸發(fā)控制的系統(tǒng)進行測試，同樣可以驗證兩者在輸出觸發(fā)脈沖的等效性。

因此，后續(xù)采用所搭建的SIEMENS 和ABB 同步觸發(fā)控制來進行對比是可行的。

4.2 仿真對比

為驗證改進型同步觸發(fā)控制的效果，首先在CIGRE HVDC 標準測試模型中分別采用上述3 種工程用同步觸發(fā)控制進行仿真測試。將采用了改進型同步觸發(fā)控制的系統(tǒng)稱為“改進系統(tǒng)”，將采用了SIEMENS 同步觸發(fā)控制和ABB 同步觸發(fā)控制的系統(tǒng)分別稱為“SIEMENS 系統(tǒng)”和“ABB 系統(tǒng)”。

當逆變側交流母線A 相發(fā)生接地電感為0.05 H、持續(xù)時間為0.1 s 的接地故障時，采用各種同步觸發(fā)控制的系統(tǒng)的仿真結果如附錄A 圖A10 所示。此時，交流母線處故障相電壓跌落至0.05 p.u.，SIEMENS 系統(tǒng)的故障檢測沒有動作?？梢钥吹?，各系統(tǒng)均發(fā)生了首次換相失敗，其中SIEMENS 系統(tǒng)還發(fā)生了后續(xù)換相失敗。ABB 系統(tǒng)中逆變側的AMC 在故障初期、故障切除后及系統(tǒng)恢復過程均會起作用。但由于ABB 同步環(huán)節(jié)的響應速度慢且超調量較大，在恢復階段仍存在較大后續(xù)換相失敗的風險。而改進系統(tǒng)在AMC 的作用下，保持了及時產生觸發(fā)脈沖以盡可能地保證換相裕度的優(yōu)點，還在快速鎖相環(huán)的作用下有效增大了恢復階段的關斷角，進而減小系統(tǒng)發(fā)生后續(xù)換相失敗的風險。

當逆變側交流母線處發(fā)生接地電感為0.05 H、持續(xù)時間為0.1 s 的三相短路故障時，各系統(tǒng)的仿真結果如附錄A 圖A11 所示。此時交流電壓跌落至0.3 p.u.?？梢钥吹?，3 個系統(tǒng)均發(fā)生了首次換相失敗，SIEMENS 系統(tǒng)還發(fā)生了后續(xù)換相失敗。而ABB 系統(tǒng)和改進系統(tǒng)避免了故障持續(xù)期間后續(xù)換相失敗的發(fā)生，但是ABB 系統(tǒng)在恢復階段的關斷角有大幅減小的趨勢，而改進系統(tǒng)的關斷角此時基本恢復到額定運行狀態(tài)，可見改進系統(tǒng)的恢復性能更優(yōu)。

為了貼近工程實際，進一步基于3GS 直流工程模型，對分別采用了SIEMENS、ABB 和改進型同步觸發(fā)控制的系統(tǒng)進行故障持續(xù)時間為0.1 s 的仿真測試。

當逆變側交流母線處發(fā)生接地電阻為2.3 Ω、交流電壓跌落至0.45 p.u.的單相短路故障時，對應的直流電壓Ud、直流電流Id、關斷角γ和換流變壓器閥側電流IY的運行曲線如圖5 所示。

圖5 單相故障的仿真對比結果(3GS 模型)Fig.5 Simulation and comparison results with singlephase fault (3GS model)

由圖5 可以看出，各個系統(tǒng)均發(fā)生了首次換相失敗。其中，ABB 系統(tǒng)在7.036 s 時還發(fā)生了后續(xù)換相失敗，SIEMENS 系統(tǒng)甚至還發(fā)生了2 次后續(xù)換相失敗，而采用了改進型同步觸發(fā)控制的改進系統(tǒng)沒有發(fā)生后續(xù)換相失敗，有效地抑制了后續(xù)換相失敗的發(fā)生，由Ud和γ曲線可以看出，改進系統(tǒng)的故障恢復性能更優(yōu)。因此，通過提高同步環(huán)節(jié)的快速鎖相性能夠提高系統(tǒng)的故障支撐能力，也驗證了本文分析內容的正確性。

附錄A 圖A12 展示了當逆變側交流母線處發(fā)生接地電阻為1.5 Ω、交流電壓跌落至0.3 p.u.的三相短路故障時對應的仿真曲線。此時，各個系統(tǒng)均發(fā)生了首次換相失敗，且在故障期間存在較長時間的斷流工況。由關斷角的曲線可以看到，改進系統(tǒng)在首次換相失敗后進入準穩(wěn)態(tài)的速度更快。同時，由Ud和Id曲線來看，三相對稱故障下，強系統(tǒng)的換相電壓相位偏移通常較小，采用改進型同步觸發(fā)控制的優(yōu)化效果不明顯，但也不會惡化系統(tǒng)的性能。

5 結語

本文研究得到如下主要結論：

1）SIEMENS 同步觸發(fā)控制的同步環(huán)節(jié)采用了含環(huán)前濾波器的快速鎖相環(huán)，在嚴重交流故障下運行在開環(huán)同步狀態(tài)，保證同步觸發(fā)的連續(xù)性工作；ABB 同步觸發(fā)控制除了正常觸發(fā)方式下的等間隔控制觸發(fā)方式，還包含了最小換相裕度控制、換流閥最小觸發(fā)角限制、換流閥最小導通電壓限制和緊急觸發(fā)控制等在內的交流故障輔助方式。

2）在CIGRE HVDC 標準測試模型和3GS 直流工程模型中對改進型同步觸發(fā)控制進行了仿真測試。結果表明，改進型同步觸發(fā)控制的故障穿越能力與故障恢復性能較SIEMENS 和ABB 同步觸發(fā)控制系統(tǒng)更強。

本文提出的改進型同步觸發(fā)控制采用簡單的組合改進方法，缺乏更有針對性的改進策略，在強交流系統(tǒng)的三相故障下優(yōu)化效果不夠明顯，但奠定了今后改進同步觸發(fā)控制的研究方向：1）提高SIEMENS 同步觸發(fā)控制中故障檢測的快速性，同時配合更具有針對性的開環(huán)緊急觸發(fā)方式；2）提高ABB 同步觸發(fā)控制中鎖相環(huán)的響應速度，或結合開環(huán)同步狀態(tài)的鎖相過程等。

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