李 偉 ，肖湘寧 ，郭 琦

（1.華北電力大學 新能源電力系統(tǒng)國家重點實驗室，北京 102206；2.南方電網(wǎng)科學研究院，廣東 廣州 510080）

0 引言

隨著我國“西電東送”能源戰(zhàn)略的進一步實施，在全國范圍內(nèi)已建成數(shù)十個高電壓、遠距離、大容量的西電東送大通道。憑借直流輸電在區(qū)域聯(lián)網(wǎng)、遠距離送電的經(jīng)濟技術(shù)優(yōu)勢，我國的華東電網(wǎng)以及南方電網(wǎng)已形成多回大容量直流輸電系統(tǒng)密集饋入負荷中心的交直流混聯(lián)大電網(wǎng)。在交流系統(tǒng)發(fā)生單相短路故障情況下，相對于交流輸電通道，直流輸電系統(tǒng)由交流故障引起的換相失敗將使得直流輸送功率部分中斷，受端電網(wǎng)交流故障引起的多回直流同時換相失敗已成為威脅電網(wǎng)安全穩(wěn)定運行的主要因素之一。研究高壓直流輸電系統(tǒng)的換相失?。ㄒ韵潞喎Q直流換相失?。┨匦詫τ谘芯拷恢绷麟娋W(wǎng)失穩(wěn)機理、交直流相互作用特性和保障大規(guī)模電網(wǎng)的安全穩(wěn)定運行具有重要的理論價值和工程意義。

目前，國內(nèi)外專家學者針對直流換相失敗開展了廣泛而深入的研究。文獻［1］研究了直流換相失敗的原因及其對交流系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響，分析了Nelson River、Gotland直流輸電系統(tǒng)換相失敗的故障錄波；文獻［2］以CIGRE HVDC標準模型為研究對象分析了直流換相失敗的影響及其變化規(guī)律；文獻［3］從換相失敗機制、影響因素、判斷依據(jù)3個方面探討了近年來提出的直流換相失敗預(yù)防措施及其控制策略；文獻［4］詳細分析了交流系統(tǒng)不對稱故障以及對稱故障對直流換相失敗的影響；文獻［5］歸納了直流換相失敗的風險隨交流系統(tǒng)強度以及交直流系統(tǒng)耦合阻抗的變化規(guī)律；文獻［6］探討了直流多落點系統(tǒng)交互作用因子與直流換相失敗的關(guān)系，指出交互作用因子降低，則多回直流同時或相繼換相失敗的概率降低。

現(xiàn)有的文獻少有詳細研究高壓直流換相失敗期間閥換相過程以及故障恢復期間的功率特性。本文將從電磁暫態(tài)微觀尺度出發(fā)詳細分析直流換相失敗期間的閥換相過程，并建立相應(yīng)的數(shù)學模型；以實時仿真平臺為基礎(chǔ)研究直流換相失敗以及故障恢復期間的直流控制響應(yīng)特性，對于提出預(yù)測換相失敗、研究交直流相互作用特性和提高交直流系統(tǒng)穩(wěn)定性的技術(shù)措施具有基礎(chǔ)理論作用。

1 晶閘管閥組換相原理

1.1 晶閘管開關(guān)特性

晶閘管是三端四層半導體開關(guān)器件，共有3個PN 結(jié)：A 為陽極，K 為陰極，G 為門極［1-3］。 晶閘管的主要特性參數(shù)包括額定電壓、額定電流、通態(tài)峰值電壓降等，其中與換相過程關(guān)系緊密的參數(shù)是開通時間ton和關(guān)斷時間toff等，晶閘管的關(guān)斷特性詳見文獻［7］。

晶閘管為恢復正向阻斷能力，需要一定的反向電壓－時間面積，以使晶閘管內(nèi)的游離子與空隙復合從而失去導通能力。晶閘管的關(guān)斷時間toff是從陽極電流下降到零直至晶閘管恢復阻斷正向電壓的能力并能承受斷態(tài)電壓臨界上升率的時間，在晶閘管特性曲線中表示為反向阻斷時間trb與恢復正向電壓阻斷時間tfb之和［8］。晶閘管的關(guān)斷時間大約為400～500 μs，對應(yīng)電角度為 7°～9°，在 50 Hz電力系統(tǒng)仿真分析中一般設(shè)定關(guān)斷角為8°。

1.2 換流器工作原理

直流輸電系統(tǒng)基本元件為6脈動換流器，其6個橋臂均按照一定順序依次輪流開通，將交流形式的電能轉(zhuǎn)換為直流形式。6脈動換流器的原理接線圖如圖1所示。

閥正常換相過程等值電路見圖2。在1個工頻周期內(nèi)，6脈動換流器的6個橋臂按照VT1至VT6的順序依次開通，每個閥在滯后自然換相點α角度觸發(fā)，被觸發(fā)的閥與原來導通的2個閥形成了3個閥同時導通的2個并聯(lián)回路，并開始了觸發(fā)閥與導通閥的換相過程，當直流電流完全由原來導通的閥轉(zhuǎn)移至觸發(fā)閥時，6脈動換流器就完成了一次換相過程，返回為2個閥同時導通的狀態(tài)。在3個閥同時導通期間，短路電流ir為換相電流，提供換相電流的交流電壓為換相電壓，換相過程對應(yīng)的電角度為換相角［4］。6脈動換流器的正常工作模式是交替地處于2個閥、3 個閥導通工作模式［9］。

圖1 6脈動換流器的原理接線圖Fig.1 Schematic wiring diagram of six-pulse converter

圖2 閥正常換相過程等值電路Fig.2 Equivalent circuits of valve during normal commutation process

2 直流換相失敗過程

2.1 換相失敗現(xiàn)象

直流換相失敗是基于晶閘管直流輸電系統(tǒng)最常見的故障。換相失敗是指2個橋臂之間換相結(jié)束后，剛退出導通的閥在反向電壓作用的一段時間內(nèi)，如果未能恢復正向電壓阻斷能力，或者在反向電壓期間換相過程一直未能進行完畢，則在閥電壓轉(zhuǎn)變?yōu)檎驎r被換相的閥都將向原來預(yù)定退出導通的閥倒換相［10］。換相失敗將導致直流反向電壓降低，直流電流增大，還可能導致?lián)Q流變壓器直流偏磁、換流器過熱、繼電保護誤動等問題［11-12］。尤其是在多回直流混聯(lián)運行的大電網(wǎng)中，長時間的直流換相失敗有可能導致系統(tǒng)嚴重的穩(wěn)定性問題，威脅系統(tǒng)安全。

逆變器一次閥換相過程如圖3所示。圖中，uac為換相電壓（標幺值）；iac為換相電流（標幺值）；i1、i5分別為VT1、VT5中流過的電流（標幺值）；μ為換相重疊角；γ為關(guān)斷角。相對于整流側(cè)，逆變側(cè)閥在關(guān)斷后承受的反壓時間短得多，且驅(qū)動游離子與空隙復合的電壓-時間面積小得多［7］。逆變側(cè)單個閥所承受的正向電壓如圖4所示。

圖3 逆變器閥換相過程Fig.3 Valve commutation process of inverter

圖4 逆變器閥所承受的正向電壓Fig.4 Forward voltage exerted on inverter valve

為了保證預(yù)計退出導通的閥能可靠關(guān)斷，對應(yīng)于晶閘管的關(guān)斷特性［7］應(yīng)保證閥關(guān)斷角γ足夠大。當逆變器延遲觸發(fā)角一定時，交流系統(tǒng)故障同時影響換相重疊角μ和關(guān)斷角γ，減小的γ將導致閥換相失敗。如圖3所示，以閥VT5換相閥VT1為例，則有：

其中，E為換相電勢；XC為每一相的換相電抗。

當ωl=α＋μ時，完成換相過程，直流電流由閥VT5換相到閥VT1，且有：

安陽河流域上游山區(qū)段界線分明，產(chǎn)匯流過程簡單，人為活動強度小，因此把1981年前后安陽河水文站的實測徑流深的差值作為氣候變化對流域徑流量的影響量。基于此，本研究采用了董雯提出的人為活動和氣候變化對流域年徑流量影響的分離方法。背景值為流域天然時期的實測徑流深，則1981年后實測徑流深與背景值之間的差值作為人為活動和氣候變化對流域年徑流量的影響量。氣候變化與人為活動對流域年徑流量影響的分割方法為：

由越前觸發(fā)角 β=180°-α、關(guān)斷角 γ=180°-（α＋μ）可得預(yù)計關(guān)斷的閥VT5的γ為：

根據(jù)式（3），交流系統(tǒng)接地短路故障或相間短路故障都將導致?lián)Q相電勢降低、越前觸發(fā)角減小、直流電流增大、換相電抗增大，這些影響都會使得預(yù)計關(guān)斷的閥的γ減小，閥恢復正向電壓阻斷能力的電壓-時間面積縮小，從而可能導致直流換相失?。?3-14］。對于采用等間隔觸發(fā)的直流輸電系統(tǒng)，直流受端電網(wǎng)故障往往會導致?lián)Q相電勢降低、某兩相橋臂對應(yīng)的越前觸發(fā)角減小。

2.2 換相失敗過程特性

按照閥成功換相的電壓-時間面積原則，設(shè)定50 Hz電力系統(tǒng)中閥的最小關(guān)斷角γ0=8°，考慮直流滿負荷運行工況最嚴重情況，導致直流換相失敗的電勢跌落量為：

其中，I′d為換相失敗期間的直流電流；φ為換相線電壓相位移。

對于三相對稱短路故障，三相電壓幅值同等程度跌落，換相線電壓相位移φ=0°；對于單相短路故障，與故障相相關(guān)的相位移φ＞0°，相應(yīng)的閥換相關(guān)斷角減小φ角度。

以2016年夏大方式楚穗直流滿負荷運行工況為例，取 XC=0.2 p.u.、α=139.16°、γ=20.44°計算引起換相失敗的電壓跌落幅值（標幺值），結(jié)果見圖5。

圖5 電壓跌落幅值隨直流電流變化曲線Fig.5 Curve of voltage drop vs.DC current augment

在交流系統(tǒng)故障情況下，分析由2個6脈動換流器串聯(lián)構(gòu)成的12脈動超高壓直流輸電系統(tǒng)直流換相失敗過程的直流電壓變化特征，換相失敗的6脈動換流器可以等效為故障相對應(yīng)的橋臂上、下2個閥同時導通的短路狀態(tài)或交流線電壓超過半周期加壓至直流側(cè)的狀態(tài)。短路狀態(tài)存在于同一橋臂的上、下2個閥同時導通的情況下，線電壓長時間加壓至直流側(cè)狀態(tài)存在于倒換相的2個閥超過工頻半周期導通的情況下，如圖6所示。

圖6 6脈動換流器換相失敗等效電路Fig.6 Equivalent circuits of six-pulse converter during commutation failure

圖7 逆變側(cè)換相失敗時的換流器電壓和閥電壓Fig.7 Converter voltage and valve voltage during inverter-side commutation failure

逆變側(cè)換相失敗時的換流器電壓見圖7。圖中，uYD為 YD橋換流器電壓降；uVT1為閥VT1的正向電壓；uYY、eab分別為YY橋換流器電壓降和YY橋換流變閥側(cè)線電壓；uVT3、uVT4分別為閥 VT3、VT4的正向電壓。由受端交流系統(tǒng)故障引起逆變側(cè)換相失敗時，換流器無論是短路狀態(tài)還是線電壓長時間加壓至直流側(cè)狀態(tài)都將使逆變側(cè)直流電壓降低。短路狀態(tài)將使得直流反向電壓為0，線電壓長時間加壓至直流側(cè)狀態(tài)還可能使得直流反向電壓反轉(zhuǎn)。逆變側(cè)換相失敗開始時刻，直流整流側(cè)仍然保持原來的控制模式，維持原來的觸發(fā)角，逆變側(cè)換相失敗過程中逆變器反向電壓的降低都會導致直流電流迅速增大。

在換相失敗過程的前半個基波周期內(nèi)，直流輸電系統(tǒng)的控制系統(tǒng)還未響應(yīng)，整流器的延遲觸發(fā)角保持不變，整流側(cè)相當于幅值不變的直流電壓源，逆變側(cè)直流電壓存在一定程度的降低，這一階段的直流輸電系統(tǒng)可以用圖8所示電路等效。

圖8 換相失敗過程的前半個基波周期內(nèi)的直流輸電系統(tǒng)等值電路Fig.8 Equivalent circuit of HVDC during first-half fundamental period

解析分析圖8所示的二階電路，在直流換相失敗故障的初始階段，整流側(cè)、逆變側(cè)直流電流包含了直流分量、按指數(shù)上升的非周期分量以及RLC串聯(lián)的幅值衰減的振蕩分量，如圖9所示。

2.3 故障后恢復過程特性

由交流系統(tǒng)故障引起直流換相失敗時，逆變側(cè)直流電壓降低，直流電流增大，逆變側(cè)由定電壓控制切換為定熄弧角控制，增大越前觸發(fā)角；逆變側(cè)低壓限流控制動作，逆變側(cè)按照低壓限流控制的電壓-電流整定曲線控制直流電流。在此過程中，直流輸電系統(tǒng)的整流側(cè)保持較大的延遲觸發(fā)角、逆變側(cè)保持較大的越前觸發(fā)角。在非對稱故障下，直流電壓、電流中存在幅值較大的2次諧波。交流故障清除后，直流控制系統(tǒng)按照一階滯后環(huán)節(jié)控制直流電流指令值恢復功率。由交流系統(tǒng)故障引起的直流換相失敗及功率恢復過程如圖10所示。

圖9 直流換相失敗初始階段的直流電流變化曲線Fig.9 DC current waveforms during initial stage of HVDC commutation failure

圖10 直流換相失敗過程中的整流、逆變側(cè)電流、電壓和觸發(fā)角Fig.10 Waveforms of inverter-side and rectifier-side currents，voltages and triggering angles during HVDC communication failure

相對于交流輸電通道，直流輸電系統(tǒng)在故障后不能立即恢復到原有功率水平，大約要數(shù)十毫秒才能恢復至正常水平，這對系統(tǒng)的暫態(tài)功角穩(wěn)定不利。

3 直流換相失敗控制響應(yīng)特性

3.1 實時仿真平臺

以大規(guī)模RTDS實時仿真系統(tǒng)為基礎(chǔ)，開展直流換相失敗控制響應(yīng)特性的研究，試驗平臺以RTDS實時仿真器為仿真計算核心，仿真模型采用南方電網(wǎng)楚穗特高壓直流輸電系統(tǒng)回路參數(shù)，同時接入實際的控制保護屏柜，控制保護程序為現(xiàn)場實際運行的控制方式與保護定值，仿真試驗平臺如圖11所示。

圖11 仿真試驗研究平臺Fig.11 Simulation and test platform

RTDS仿真系統(tǒng)直流模型與交流系統(tǒng)參數(shù)為：雙12脈動特高壓直流輸電系統(tǒng)，電壓等級為±800 kV，額定容量為5000 MW，線路長度為1438 km；交流輸電系統(tǒng)電壓等級為500kV，整流側(cè)容量為31.708GW，逆變側(cè)容量為40.961 GW。

3.2 典型故障過程分析

圖12 直流換相失敗期間的變量Fig.12 Waveforms of different variables during HVDC commutation failure

圖12是以北增甲線A相接地短路故障引起楚穗直流換相失敗為例分析直流控制響應(yīng)過程的仿真結(jié)果。圖中，uL為逆變側(cè)換流母線電壓；iL為換流變副邊三相電流；id、udc分別為直流電流、直流電壓；idref為直流電流參考值。

交流系統(tǒng)故障后，直流輸電系統(tǒng)立即發(fā)生換相失敗，逆變側(cè)進入定熄弧角控制模式，整流側(cè)仍然為定電流控制模式；故障清除后，直流低電壓使得逆變側(cè)的低壓限流控制動作限制直流電流，由逆變側(cè)控制電流開始功率恢復過程。交流系統(tǒng)故障發(fā)生后，逆變側(cè)直流極控測量得到的熄弧角為0°，判斷直流發(fā)生換相失敗，直流電流迅速增大，流過閥的電流也迅速增大，整流側(cè)控制側(cè)直流電流參考值減小，有利于遏制換相失敗的進一步發(fā)展。低壓限流控制動作限制直流電流后有利于直流功率的恢復。

換流變閥側(cè)電流曲線表明C相電壓對應(yīng)橋臂的上、下閥在換相失敗期間均沒有換相成功；直流電壓曲線表明，在換相失敗期間有較長時間的交流線電壓加到直流側(cè)使得直流電壓反轉(zhuǎn)。

4 結(jié)論

本文從電磁暫態(tài)尺度出發(fā)研究了基于晶閘管的直流換相失敗閥換相過程特性，提出了將換流器換相失敗期間的電路模型等值為短路狀態(tài)或交流電壓長時間加壓至直流側(cè)的狀態(tài)，并建立了對應(yīng)狀態(tài)的等值電路。提出了直流換相失敗期間整流、逆變兩側(cè)直流電流在前半周期內(nèi)增大的等值電路模型。基于連接有實際直流控制保護裝置的RTDS實時仿真平臺仿真了特高壓直流換相失敗過程，驗證了本文提出的換相失敗等值電路的正確性。本文結(jié)論對于研究STATCOM對直流換相過程電壓支撐作用、交直流電網(wǎng)暫態(tài)功角穩(wěn)定提供了基礎(chǔ)。

參考文獻：

［1］CIGRE WG 14.05.Commutation failures causes and consequences final report［R］.Paris，F(xiàn)rance：CIGRE，1995.

［2］歐開健，任震，荊勇.直流輸電系統(tǒng)換相失敗的研究（一）——換相失敗的影響因素分析［J］. 電力自動化設(shè)備，2003，23（5）：5-8.OU Kaijian，REN Zhen，JING Yong.Research on commutation failure in HVDC transmission system part 1：commutation failure factors analysis［J］.Electric Power Automation Equipment，2003，23（5）：5-8.

［3］林凌雪，張堯，鐘慶，等.多饋入直流輸電系統(tǒng)中換相失敗研究綜述［J］. 電網(wǎng)技術(shù)，2006，30（17）：40-46.LIN Lingxue，ZHANG Yao，ZHONG Qing，et al.A survey on commutation failures in multi-infeed HVDC transmission systems［J］.Power System Technology，2006，30（17）：40-46.

［4］浙江大學直流輸電科研組.直流輸電［M］.北京：電力工業(yè)出版社，1982：180-186.

［5］項玲，鄭建勇，胡明強.多端和多饋入直流輸電系統(tǒng)中換相失敗的研究［J］. 電力系統(tǒng)自動化，2005，29（11）：29-33.XIANG Ling，ZHENG Jianyong，HU Mingqiang. Study on commutation failure in MTDC and MIDC systems［J］.Automation of Electric Power Systems，2005，29（11）：29-33.

［6］何朝榮，李興源.影響多饋入高壓直流換相失敗的耦合導納研究［J］. 中國電機工程學報，2008，28（7）：51-57.HE Chaorong，LI Xingyuan.Study on mutual admittance and commutation failure for multi-infeed HVDC transmission systems［J］.Proceedings of the CSEE，2008，28（7）：51-57.

［7］THIO C V，DAVIES J B，KENT K L.Commutation failures in HVDC transmission systems［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，1996，1（2）：946-957.

［8］王鋼，李志鏗，黃敏，等.HVDC輸電系統(tǒng)換相失敗的故障合閘角影響機理［J］. 電力系統(tǒng)自動化，2010，34（4）：49-54.WANG Gang，LI Zhikeng，HUANG Min，et al.Influence of initial fault voltage angel on commutation failure identification in a HVDC system［J］.Automation of Electric Power Systems，2010，34（4）：49-54.

［9］戴熙杰.直流輸電基礎(chǔ)［M］.北京：水利電力出版社，1990：61-64.

［10］馬玉龍，肖湘寧，姜旭.交流系統(tǒng)接地故障對HVDC的影響分析［J］. 中國電機工程學報，2006，26（11）：144-149.MA Yulong，XIAO Xiangning，JIANG Xu.Analysis of the impact of AC system single-phase earth fault on HVDC［J］.Proceedings of the CSEE，2006，26（11）：144-149.

［11］吳萍，林偉芳，孫華東，等.多饋入直流輸電系統(tǒng)換相失敗機制及特性［J］. 電網(wǎng)技術(shù)，2012，36（5）：269-274.WU Ping，LIN Weifang，SUN Huadong，etal.Research and electromechanical transient simulation on mechanism of commutation failure in multi-infeed HVDC power transmission system［J］.Power System Technology，2012，36（5）：269-274.

［12］王晶，梁志峰，江木.多饋入直流同時換相失敗案例分析及仿真計算［J］. 電力系統(tǒng)自動化，2015，39（4）：141-146.WANG Jing，LIANG Zhifeng，JIANG Mu.Caseanalysisand simulation of commutation failure in multi-infeed HVDC transmission systems ［J］. Automation of Electric Power Systems，2015，39（4）：141-146.

［13］邵瑤，湯涌，郭小江，等.多直流饋入華東受端電網(wǎng)暫態(tài)電壓穩(wěn)定性分析［J］. 電網(wǎng)技術(shù)，2011，35（12）：50-55.SHAO Yao，TANG Yong，GUO Xiaojiang，et al.Transient voltage stability analysis ofEastChina receiving-end power grid with multi-infeed HVDC transmission lines［J］.Power System Technology，2011，35（12）：50-55.

［14］王春明，劉兵.區(qū)域互聯(lián)多回直流換相失敗對送端系統(tǒng)的影響［J］. 電網(wǎng)技術(shù)，2013，37（4）：1052-1057.WANG Chunming，LIU Bing.Affects of commutation failure in multi-circuit HVDC transmission system interconnecting regional power grid on AC power system at sending end［J］.Power System Technology，2013，37（4）：1052-1057.