張慶武，陳 樂，魯 江，王永平

(南京南瑞繼保電氣有限公司，江蘇南京211100)

直流輸電控制策略對換相失敗影響的比較研究

張慶武，陳 樂，魯 江，王永平

(南京南瑞繼保電氣有限公司，江蘇南京211100)

控制策略的選擇與實現(xiàn)方法對直流輸電系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)和動態(tài)性能有重要影響。本文基于特高壓直流實際工程參數(shù)RTDS模型和控制保護樣機，構(gòu)建了閉環(huán)仿真測試環(huán)境;逆變側(cè)直流控制系統(tǒng)分別實現(xiàn)了實際工程中常見的兩類控制策略:定電壓控制策略和定熄弧角控制策略;通過逆變側(cè)交流故障試驗，對比研究了這兩種控制策略對直流系統(tǒng)換相失敗的影響。研究表明，這兩種控制策略本身對換相失敗的預(yù)防和抑制效果相當(dāng)。

特高壓直流輸電;控制策略;換相失敗;電壓控制;定熄弧角控制;RTDS仿真

1 引言

換相失敗是高壓直流輸電系統(tǒng)逆變站最常見的故障之一［1，2］。發(fā)生換相失敗后，直流電壓迅速降低、直流功率減少、直流電流增大，將影響相連交流系統(tǒng)的電壓、無功、潮流、諧波等，進而形成復(fù)雜的交直流相互作用［3］;如果控制不當(dāng)，還可能引發(fā)后繼換相失敗，甚至導(dǎo)致直流閉鎖。隨著±800kV以及后續(xù)的±1100kV特高壓直流工程相繼建設(shè)和投運，直流輸電系統(tǒng)容量越來越大，其發(fā)生換相失敗時對系統(tǒng)的擾動也更為嚴重，須引起進一步重視［4］。

換相失敗的誘因很多，可歸納為直流輸電系統(tǒng)自身故障和交流系統(tǒng)擾動兩大類，在實際工程中，后一類原因引起的換相失敗最為常見［5］。

文獻［6］推導(dǎo)了逆變器熄弧角的表達式，指出直流換相失敗受換流母線電壓、換流變壓器變比、直流電流、換相電抗、交流系統(tǒng)頻譜特性等眾多因素的影響。文獻［7］分析了單相交流故障合閘角對換相失敗的影響機理，將換相電壓時間面積作為評價直流系統(tǒng)抵御換相失敗能力強弱的指標(biāo)。文獻［8］仿真分析了故障引起換相失敗后，控制保護的動作特性。文獻［9，10］對多饋入直流系統(tǒng)換相失敗的特性進行了研究。

總體來說，現(xiàn)有的研究多側(cè)重于換相失敗影響因素的原理分析和普通模型仿真，其控制策略的實現(xiàn)方式以及使用的仿真模型等，與實際工程有不小的差距;另外，對直流控制保護系統(tǒng)預(yù)防和抑制換相失敗的控制策略本身研究較少，能夠結(jié)合實際直流輸電工程的定量對比分析則更少。

本文根據(jù)規(guī)劃設(shè)計中的靈州-紹興±800kV特高壓直流輸電工程主回路參數(shù)建立了RTDS仿真模型，與實際特高壓直流控制保護樣機［11］構(gòu)成閉環(huán)仿真環(huán)境。在此基礎(chǔ)上，分別實現(xiàn)了目前直流工程中兩種最有代表性的逆變側(cè)控制策略，兩種策略的明顯區(qū)別在于穩(wěn)態(tài)工作點所處的控制器區(qū)間:一種是穩(wěn)態(tài)工作點處于定電壓控制器工作范圍，簡稱為定電壓控制策略;另一種的穩(wěn)態(tài)工作點處于定熄弧角控制器的工作范圍，簡稱為定熄弧角控制策略。

論文重點對比了逆變側(cè)這兩種控制策略，仿真研究了逆變側(cè)交流系統(tǒng)同等故障條件下，兩種策略的直流系統(tǒng)發(fā)生換相失敗的概率及其換相失敗后的控制行為，從而評價兩種控制策略對直流換相失敗的預(yù)防和抑制效果。

2 控制策略

2.1 基本控制器

按控制對象區(qū)分，直流系統(tǒng)有三種最基本的控制器:定電流控制器、定電壓控制器和定熄弧角控制器。

通過設(shè)置電流裕度，正常工況下，整流站由定電流控制器維持直流電流恒定;逆變站則工作在定電壓控制或定熄弧角控制狀態(tài)，維持直流電壓穩(wěn)定。

定電壓控制器和定電流控制器一樣，主要功能是比例積分調(diào)節(jié)器，調(diào)節(jié)器的輸入是參考值與實測值的偏差，輸出為觸發(fā)角指令。

現(xiàn)有的研究表明，換流閥的熄弧角過小是引起換相失敗的根本原因［2］。定熄弧角控制器的目的就是維持熄弧角γ為參考值以保證足夠的換相裕量，避免換流閥熄弧不徹底時重燃導(dǎo)致?lián)Q相失敗。定熄弧角控制器分預(yù)測型和實測型［12］兩種，其中預(yù)測型定熄弧角控制器的原理如下。

對熄弧角的控制是通過調(diào)節(jié)逆變器的超前觸發(fā)角β來實現(xiàn)的。如式(1)所示，β為換向重疊角μ與熄弧角γ之和:

逆變站的直流電壓為:

式中，Udi0和Udi0N分別為理想空載直流電壓及其額定值;dx和dr分別為換流變的相對感性壓降和相對阻性壓降;Id為直流電流;IdN為直流電流額定值?？梢钥闯?，對于恒定的γ角，當(dāng)直流電流增大時，逆變端的直流電壓將降低，即當(dāng)逆變站運行于定γ控制時，在低頻下具有負阻特性。

逆變站的直流電壓還可以表示為:

根據(jù)式(1)～式(3)并忽略相對阻性壓降dr，可得:

對式(4)引入電流項修正，可使它在暫態(tài)情況下具有正斜率，有利于提高直流系統(tǒng)的穩(wěn)定性，即得到修正的定熄弧角控制器，如式(5)所示:

式中，Io為電流指令。

穩(wěn)態(tài)情況下，Id等于電流指令I(lǐng)o，式(5)所確定的β可使逆變側(cè)運行在定γ狀態(tài);暫態(tài)情況下，Io保持不變，當(dāng)Id因擾動而變大時，控制器將減小β角，使得逆變側(cè)電壓增大，導(dǎo)致直流電流Id將減小;當(dāng)Id因擾動變小時，控制器將增大β角，使得逆變側(cè)電壓減小，導(dǎo)致直流電流Id將增大，從而回到穩(wěn)態(tài)工作點。

由修正的定熄弧角控制器得到的觸發(fā)角為:

2.2 控制器的配合策略

定電流、定電壓和定熄弧角控制器各自計算的觸發(fā)角指令需要策略配合，形成最終的觸發(fā)角指令。現(xiàn)有的直流輸電工程中，根據(jù)控制器實現(xiàn)方法及參數(shù)配置劃分，主要有兩類控制器配合策略，其中一類是三個基本控制器依次限幅的配合方式，如圖1所示。

圖1 控制器的限幅配合方式Fig.1 Limitation and coordination of controllers

這種方式下，三個控制器各自計算觸發(fā)角，其輸出依次限幅。熄弧角控制器的輸出作為電壓控制器的最大值限幅，電壓控制器的輸出在逆變側(cè)作為電流調(diào)節(jié)器的最大值限幅，在整流側(cè)作為其最小值限幅。通過控制器的參數(shù)設(shè)置使逆變側(cè)的穩(wěn)態(tài)工作點處于定熄弧角控制狀態(tài);僅當(dāng)電壓偏高導(dǎo)致定電壓控制器的輸出小于定熄弧角控制器的輸出時，定電壓控制器才具備調(diào)節(jié)作用。我國的葛南、三常、三廣、三滬、德寶、呼遼、向上、錦蘇和哈鄭等高壓、特高壓直流輸電工程均基于這種控制器配合策略。

另一類控制器配合策略通過選擇和切換基本控制器獲得觸發(fā)角指令，如圖2所示。這種方式下，電流偏差、電壓偏差和熄弧角偏差經(jīng)過歸一化處理，控制器選擇邏輯根據(jù)整流/逆變狀態(tài)進行選擇，在整流側(cè)，電流偏差與電壓偏差相比較，較小值被選擇作為換流器的控制偏差;在逆變側(cè)，三個偏差相比較，最大值被選為換流器控制偏差。通過控制器的參數(shù)設(shè)置，逆變站通常處于定電壓控制狀態(tài)，定熄弧角控制器僅在特殊工況下作為最小熄弧角限制器起作用，避免熄弧角過小而連續(xù)換相失敗。天廣、貴廣I回和貴廣II回等直流輸電工程采用了這種控制策略。

圖2 控制器的切換配合方式Fig.2 Switch and coordination of controllers

3 試驗設(shè)計

控制策略的選擇及實現(xiàn)方法將確定直流系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)和動態(tài)過程中的行為，對直流系統(tǒng)的性能有重要影響。本文重點關(guān)注上述兩種控制策略本身對逆變側(cè)換相失敗的預(yù)防和抑制效果，通過設(shè)計對比試驗開展定量分析研究。試驗方案設(shè)計如下:

3.1 試驗環(huán)境

為獲得接近實際工程的仿真數(shù)據(jù)，本文以靈州-紹興±800kV特高壓直流輸電工程主回路參數(shù)為基礎(chǔ)構(gòu)建RTDS仿真模型，與實際特高壓直流控制保護樣機構(gòu)成閉環(huán)仿真環(huán)境。針對2.2節(jié)所述的定熄弧角和定電壓兩種控制策略，分別實現(xiàn)兩套控制保護樣機軟件。樣機軟件與工程軟件在程序結(jié)構(gòu)、算法策略、任務(wù)分配、執(zhí)行順序和周期等方面一致，因此仿真結(jié)果與實際工程相似度較高。

3.2 試驗方案

對換相失敗的發(fā)生概率進行定量研究是一個難點。本文設(shè)計的試驗方法在逆變站交流母線處模擬單相帶過渡電阻接地故障，以過渡電阻阻值表征交流電壓跌落的幅度。

在相同工況下，設(shè)置不同的過渡電阻阻值，進行多次試驗，可獲得在某一控制策略下，發(fā)生臨界換相失敗時的過渡電阻阻值，從而建立以臨界過渡電阻阻值表征換相失敗概率的定量分析方法。比較兩種控制策略的臨界過渡電阻阻值，可反映出兩種控制策略對交流故障引發(fā)換相失敗的抵御能力。

3.3 試驗條件一致性

為了準(zhǔn)確對比兩種控制策略本身的效果，試驗應(yīng)在相同的條件下進行，以排除其它影響因素對換相失敗比較結(jié)果的干擾。主要措施包括:

(1)分別設(shè)置定電壓控制策略和定熄弧角控制策略中的控制器參數(shù)，使兩種控制策略下穩(wěn)態(tài)工況基本一致。

在定電壓控制策略中，其定電壓控制器的參考值為800kV，使逆變站正常工況下處于定電壓控制狀態(tài);逆變側(cè)換流變分接頭為定角度控制，控制目標(biāo)為γ在(19.5±2)°;其定熄弧角控制器參考值為17°，通常情況下不起作用，僅作為γ角最小限幅。

定熄弧角控制策略中，在逆變側(cè)定電壓控制器的參考值上增加一偏移量，參考直流電壓為810kV，使逆變站正常工況下處于定熄弧角控制狀態(tài)，與之相配合，逆變站換流變分接頭控制目標(biāo)為定直流電壓(800±4)kV。為獲得相同的穩(wěn)態(tài)工況，將定熄弧角控制器的參考值設(shè)為19°。

每次試驗前校核穩(wěn)態(tài)工況，確認可能影響換相失敗的各種因素條件是一致的，逆變側(cè)γ角應(yīng)穩(wěn)定在19°左右。

(2)由于發(fā)生單相接地故障時刻的交流相位對換相失敗有較大影響，在RTDS模型中設(shè)定故障發(fā)生相位角為70°，故障持續(xù)100ms。

4 仿真結(jié)果

4.1 臨界阻值試驗

采用第3節(jié)所述試驗方法，分別針對定熄弧角和定電壓兩種策略，設(shè)置不同的過渡電阻阻值，進行多次逆變側(cè)交流系統(tǒng)單相接地故障試驗，并記錄臨界換相失敗時的過渡電阻阻值。試驗工況為單極功率控制，定功率3200MW，結(jié)果如下。

(1)定熄弧角控制

經(jīng)過多次試驗，該工況下，接地電阻小于等于28Ω時發(fā)生換相失敗，高于28Ω時不發(fā)生換相失敗。

定熄弧角控制策略下的換相失敗波形如圖3所示，其中UAC為三相交流電壓，UDL為直流電壓，IVD為換流器D橋三相閥側(cè)電流，GAMMA為逆變側(cè)熄弧角測量值。約0.015s時逆變側(cè)發(fā)生單相接地故障，故障瞬時逆變側(cè)熄弧角降到5°左右，換相失敗發(fā)生，閥側(cè)電流IVD迅速降為0，直流電壓降到0.5pu左右。隨后，定熄弧角控制增大了γ角，防止了連續(xù)換相失敗。0.115s時交流故障消除，直流系統(tǒng)逐漸恢復(fù)原先的工況。

(2)定電壓控制

多次試驗測得該工況下的臨界過渡電阻阻值為28Ω，與定熄弧角控制策略的臨界阻值一致。

定電壓控制策略下的換相失敗波形如圖4所示。故障發(fā)生時刻，逆變側(cè)正處于定電壓控制狀態(tài)，直流電壓下降，導(dǎo)致定電壓控制器將減小γ角;由于交流故障和定電壓控制器的作用，γ角降到0°左右，換相失敗發(fā)生;此時，逆變側(cè)切換為定熄弧角控制，熄弧角增大;后續(xù)由于直流電流較低，逆變側(cè)再切換為定電流控制，直到故障切除，系統(tǒng)逐漸恢復(fù)原工況。

圖3 定熄弧角控制策略下的換相失敗波形Fig.3 Commutation failure in extinction angle control strategy

4.2 不同功率水平的比較

通過4.1節(jié)的對比，在定功率3200MW時，兩種控制策略預(yù)防換相失敗的效果相當(dāng)，為進一步驗證該結(jié)果，在多個功率水平下重復(fù)上述試驗，測得的臨界過渡電阻阻值如表1所示。

從表1可以看出，在各種功率水平下，兩種控制策略的臨界過渡電阻阻值基本一致，即兩種控制策略預(yù)防換相失敗的能力相當(dāng)。另外，不同功率水平、多次試驗得到的臨界阻值穩(wěn)定一致，也表明本文提出的以臨界過渡電阻阻值表征換相失敗概率的定量分析方法是可行的。

表1 不同功率水平下臨界電阻統(tǒng)計表Tab.1 Critical resistance under different power conditions

5 結(jié)論

本文介紹了直流工程中廣泛應(yīng)用的兩種逆變側(cè)控制策略:定熄弧角控制策略和定電壓控制策略;提出了以臨界過渡電阻阻值表征換相失敗概率的定量分析方法;在特高壓直流工程控制保護樣機和實際參數(shù)RTDS模型構(gòu)建的閉環(huán)仿真測試環(huán)境下，仿真對比了兩種控制策略對換相失敗的預(yù)防和抑制效果。綜合分析結(jié)論如下:

(1)兩種控制策略本身對換相失敗的預(yù)防效果基本相當(dāng)。事實上，分析多年來的實際工程運行統(tǒng)計數(shù)據(jù)可知，采用上述兩種控制策略的各高壓直流輸電工程，都有過發(fā)生換相失敗的記錄，且從其發(fā)生次數(shù)、頻率上看不出明顯的差異。

(2)逆變側(cè)的定電壓控制策略，當(dāng)交流故障導(dǎo)致直流電壓下降時，定電壓控制器的調(diào)節(jié)方向是減小熄弧角，提升直流電壓，這與預(yù)防換相失敗需要增大熄弧角相反;直到切換為定熄弧角控制器作用時，才減小觸發(fā)角，增大熄弧角?？刂破髑袚Q時間對預(yù)防后續(xù)換相失敗有重要影響。

(3)熄弧角過小是換相失敗發(fā)生的根本原因。增大穩(wěn)態(tài)熄弧角有利于預(yù)防換相失敗發(fā)生，但隨著熄弧角的增大，吸收無功增多，直流輸電的經(jīng)濟性會下降。因此，穩(wěn)態(tài)熄弧角的設(shè)計需綜合考慮各因素，選取最優(yōu)值。

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Research on control strategies of HVDC in commutation failure

ZHANG Qing-wu，CHEN Le，LU Jiang，WANG Yong-ping
(Nari-relays Electric Co.Ltd.，Nanjing 211100，China)

The selection and configuration of the control strategies have great influences on the steady state and dynamic performance of HVDC.Based on the RTDS model with actual engineering parameters and the prototype of control and protection system for UHVDC，a closed-loop simulation system was developed.This paper has built two kinds of HVDC control systems at the inverter side，one is based on the voltage control strategy，and the other is based on the extinction angle control strategy.By simulating ground fault in the AC system at the inverter side，the impact of the control strategies on the occurrence of commutation failure is compared.The results show that the effects of the two control strategies for preventing commutation failure are basically the same.

UHVDC(ultra high voltage direct current);control strategy;commutation failure;voltage controller; extinction angle controller;RTDS(real-time digital simulation)

TM721

:A

:1003-3076(2015)07-0053-05

2014-05-15

張慶武(1982-)，男，安徽籍，高級工程師，博士，研究方向為高壓直流輸電及其控制保護技術(shù)開發(fā);陳 樂(1985-)，男，江西籍，助理工程師，碩士，研究方向為高壓直流輸電及其控制保護技術(shù)開發(fā)。