劉一論, 劉進飛, 高紅均

(1.四川大學(xué)電氣工程學(xué)院，成都市 610065; 2.國網(wǎng)四川省電力公司南充供電公司，四川省南充市 637000；3.國網(wǎng)四川省電力公司資陽供電公司，四川省資陽市 641300)

0 引 言

高壓直流輸電能滿足大規(guī)模、遠(yuǎn)距離、高效率輸送電力的客觀需求，在我國大型能源基地的電力外送中發(fā)揮了重要作用[1-3]。隨著高壓直流輸電技術(shù)的發(fā)展與普及，2021年我國將建成連接大型能源基地與負(fù)荷中心的“五縱五橫”特高壓骨干網(wǎng)架，“西電東送”、“北電南送”的能源配置格局初步形成，華東、廣東等負(fù)荷中心將形成多饋入直流輸電系統(tǒng)[4]。

多饋入直流輸電系統(tǒng)直流落點密集，各換流站之間電氣距離小，在交流系統(tǒng)故障時容易引起多回直流系統(tǒng)同時發(fā)生換相失敗，嚴(yán)重時還可能造成多回直流系統(tǒng)后續(xù)換相失敗，使整個電力系統(tǒng)都面臨失穩(wěn)的風(fēng)險[5-6]。因此，多饋入直流系統(tǒng)換相失敗問題一直以來都受到國內(nèi)外專家學(xué)者的廣泛關(guān)注和重視，現(xiàn)有文獻對此做了大量研究，主要從以下2個方面展開。

第一個方面包括改進直流控制參數(shù)、優(yōu)化直流傳輸功率及增加無功補償裝置等[7]。文獻[8-9]分別基于漸變恢復(fù)理論和模糊控制理論設(shè)計了低壓限流(voltage dependent current order limitation，VDCOL)控制方案，來抑制多饋入直流輸電系統(tǒng)后續(xù)換相失敗，加快系統(tǒng)故障恢復(fù)速度;文獻[10]分析了VDCOL參數(shù)對直流系統(tǒng)故障恢復(fù)過程的影響，通過多回直流VDCOL參數(shù)差異化調(diào)整，抑制了多饋入直流系統(tǒng)后續(xù)換相失敗的發(fā)生；文獻[11]提出將交流電壓與直流電壓加權(quán)結(jié)合作為VDCOL輸入控制信號，更全面地反映換流母線電壓的恢復(fù)情況；文獻[12]優(yōu)化了故障后各回直流系統(tǒng)的有功傳輸容量，加快了多饋入直流系統(tǒng)故障恢復(fù)速度，但具體的實施方法還需要進一步研究；文獻[13-14]對無功補償裝置在多饋入系統(tǒng)中的應(yīng)用進行研究，提出了直流系統(tǒng)的無功補償原則，仿真驗證了無功補償裝置對多饋入直流系統(tǒng)換相失敗恢復(fù)過程的改善效果。

其次，通過調(diào)整各回直流系統(tǒng)恢復(fù)次序，使各回直流系統(tǒng)按照不同延時設(shè)定依次恢復(fù)，同樣有利于改善多饋入直流系統(tǒng)換相失敗恢復(fù)過程[15]。各回直流系統(tǒng)恢復(fù)次序與饋入交流系統(tǒng)強弱程度密切相關(guān)，現(xiàn)有文獻定義了多種指標(biāo)來衡量多饋入交流系統(tǒng)的強弱。文獻[16]定義了多饋入有效短路比(multi-infeed effective shot circuit ratio, MIESCR)，推導(dǎo)的多饋入臨界短路比可作為多饋入系統(tǒng)受端強弱的判定標(biāo)準(zhǔn)；文獻[17]在多饋入有效短路比的基礎(chǔ)上考慮直流傳輸功率對直流系統(tǒng)恢復(fù)特性的影響，定義了多饋入功率恢復(fù)因子(multi-infeed power recovery factor，MIPRF)；文獻[18]在文獻[17]的基礎(chǔ)上考慮了多饋入相互作用因子的影響指標(biāo)，定義了多饋入直流電壓功率恢復(fù)強度(DC voltage power recovery intensity，DRI)指標(biāo)。判定出受端系統(tǒng)強弱后，通過不同的延時設(shè)定即可實現(xiàn)多回直流系統(tǒng)的協(xié)調(diào)恢復(fù)，但實際運行中故障位置對直流系統(tǒng)的恢復(fù)次序有較大影響，若對于不同位置的故障，均按照統(tǒng)一規(guī)定好的時間順序恢復(fù)，后續(xù)換相失敗抑制效果良莠不齊，甚至出現(xiàn)適得其反的現(xiàn)象。

綜上所述，對于多饋入直流系統(tǒng)后續(xù)換相失敗抑制措施的研究，目前多從單個方面展開，采用多種方法協(xié)調(diào)配合制定抑制策略的研究相對較少。針對這一現(xiàn)狀，本文從無功補償裝置與直流控制參數(shù)優(yōu)化相配合的角度出發(fā)，首先探討分析靜止同步補償器(static synchronous compensator，STATCOM)無功支撐及VDCOL參數(shù)對直流系統(tǒng)運行特性的影響，給出不同無功支撐能力下的兩回直流系統(tǒng)VDCOL參數(shù)設(shè)定的基本原則，并根據(jù)上述原則將STATCOM輸出的無功功率與直流電壓相結(jié)合作為輸入信號，提出一種抑制多饋入直流系統(tǒng)后續(xù)換相失敗的低壓限流單元參數(shù)優(yōu)化策略。最后在PSCAD/EMTDC中搭建含STATCOM的雙饋入直流系統(tǒng)仿真算例，驗證所提策略的有效性。

1 STATCOM對雙饋入直流系統(tǒng)運行特性影響分析

1.1 含STATCOM的雙饋入直流系統(tǒng)模型

基于國際大電網(wǎng)組織CIGRE標(biāo)準(zhǔn)測試模型搭建含STATCOM的雙饋入直流系統(tǒng)如圖1所示，兩回基于電網(wǎng)換相換流器的高壓直流輸電(line commutated converter high voltage direct current，LCC-HVDC)系統(tǒng)均為單極運行，將STATCOM通過連接變壓器接入換流母線1，并與直流系統(tǒng)1饋入同一交流系統(tǒng)，來改善雙饋入直流輸電系統(tǒng)的運行性能。

圖1 含STATCOM的雙饋入直流輸電系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

圖1中：各回直流系統(tǒng)傳輸?shù)挠泄β蕿镻dci(i=1,2，下同)，無功功率為Qdci，逆變站交流濾波器組補償無功功率為Qfi，STATCOM輸出的無功功率為QSTATCOM，饋入各交流系統(tǒng)的有功功率和無功功率分別為Pi和Qi，換流母線電壓為Ui，Zi為交流系統(tǒng)的等值阻抗，Z12為兩系統(tǒng)間的聯(lián)系阻抗。設(shè)置Z1=Z2，兩回直流逆變站換流母線電壓相等，因此穩(wěn)態(tài)運行時兩系統(tǒng)連接線路上無有功功率流動。

該模型中的兩回LCC-HVDC系統(tǒng)整流側(cè)配置定直流電流控制和最小觸發(fā)角控制單元、逆變側(cè)配置定直流電流控制和定關(guān)斷角控制單元。此外，逆變側(cè)還配備電流偏差控制(current error controller，CEC)單元和低壓限流控制單元，其中低壓限流控制單元的U-I特性曲線如圖2所示。

圖2 低壓限流控制單元的U-I特性曲線

圖2中U-I特性曲線可用式(1)表達(dá)。

(1)

式中：Udc和Idc分別為直流電壓與直流電流。

1.2 STATCOM對雙饋入直流系統(tǒng)運行特性影響分析

多饋入直流系統(tǒng)運行中面臨的最大考驗是多回直流系統(tǒng)同時發(fā)生換相失敗以及發(fā)生后續(xù)換相失敗，換相失敗是指LCC-HVDC系統(tǒng)換流器中2個閥換相過程未進行完畢，或原定需要關(guān)斷的閥在反向電壓作用時間內(nèi)未能及時恢復(fù)正向阻斷能力，當(dāng)閥電壓轉(zhuǎn)變?yōu)檎驎r重新導(dǎo)通的非正常運行狀況。一般認(rèn)為，當(dāng)運行時的關(guān)斷角小于10°時，即可判定逆變器發(fā)生了換相失敗[2]。系統(tǒng)正常運行時，逆變器關(guān)斷角為：

(2)

式中：k為換流變壓器變比；Xc為等效換相電抗；Uac為換流母線線電壓有效值；β為超前觸發(fā)角。

STATCOM的控制環(huán)節(jié)由外環(huán)電壓控制和內(nèi)環(huán)電流控制2個控制環(huán)構(gòu)成。其外環(huán)電壓控制方式采用定直流電壓和定交流電壓控制。圖1中STATCOM通過連接變壓器接入換流母線1，其所控制的交流電壓即為直流系統(tǒng)1逆變側(cè)的換流母線1的電壓U1。

當(dāng)圖1中交流系統(tǒng)1發(fā)生短路故障時，換流母線1電壓跌落ΔU1為：

(3)

式中：Zf為故障接地阻抗。假設(shè)換流母線電壓2跌落幅度為ΔU2，兩者之間滿足[17]：

(4)

從式(2)可以看出，兩回直流系統(tǒng)之間聯(lián)系的阻抗Z12越小，換流母線2的電壓跌落越大。將式(3)代入式(4)，可得故障后換流母線1和換流母線2的電壓分別為：

(5)

(6)

由于STATCOM通過連接變壓器接入換流母線1，所以饋入交流系統(tǒng)1的無功功率Q1還可以表示成：

Q1=-Qdc1+Qf1+QSTATCOM

(7)

負(fù)號表示無功方向為從換流母線1流出，將故障后換流母線電壓代入LCC-HVDC系統(tǒng)逆變站關(guān)斷角γ表達(dá)式(2)并結(jié)合式(7)中的無功功率關(guān)系，可知故障后直流系統(tǒng)1與直流系統(tǒng)2關(guān)斷角分別為：

(8)

(9)

由式(8)、(9)可知，交流系統(tǒng)1故障引起的換流母線1電壓跌落會使得直流系統(tǒng)1與直流系統(tǒng)2的逆變站關(guān)斷角隨之減小，其隨STATCOM輸出無功功率的變化曲線如圖3所示。

由圖3可知，當(dāng)STATCOM輸出無功功率達(dá)到一定數(shù)值后，直流系統(tǒng)1與直流系統(tǒng)2的逆變站關(guān)斷角隨之增大。利用STATCOM獨立、快速調(diào)節(jié)無功功率的特點，能抑制換流母線電壓跌落，提高系統(tǒng)暫態(tài)穩(wěn)定水平，降低直流系統(tǒng)發(fā)生后續(xù)換相失敗的風(fēng)險。

圖3 關(guān)斷角隨STATCOM無功功率變化曲線

2 VDCOL對多饋入直流系統(tǒng)后續(xù)換相失敗的影響及VDCOL參數(shù)的協(xié)調(diào)設(shè)置原則

2.1 多饋入直流系統(tǒng)后續(xù)換相失敗機理分析

多饋入直流系統(tǒng)受端逆變站之間電氣距離近，故障容易導(dǎo)致相關(guān)多條直流系統(tǒng)換流器的關(guān)斷角γ小于極限關(guān)斷角γmin，引起多回直流系統(tǒng)同時發(fā)生首次換相失敗。此時發(fā)生的換相失敗與交流系統(tǒng)強度相關(guān)，無功補償設(shè)備的響應(yīng)速度也很難匹配故障發(fā)展速度，因此，一般難以通過控制手段抑制系統(tǒng)首次換相失敗。

故障消除后，換流母線電壓開始恢復(fù)，直流系統(tǒng)輸送功率隨之開始恢復(fù)，此時換流站的無功消耗為[4]：

(10)

式中：Pd為直流系統(tǒng)輸送有功功率；φ為功率因數(shù)角；Id為流過換流器的直流電流；k為變壓器變比；Vd為逆變側(cè)直流電壓，其與換流母線電壓U的關(guān)系為：

(11)

將式(11)代入式(10)可得：

(12)

從式(12)可以看出，換流母線電壓與直流輸送功率的恢復(fù)均產(chǎn)生一定的無功需求，多回直流系統(tǒng)同時恢復(fù)時，無功需求進一步增加，如果交流系統(tǒng)強度較弱，無法提供足夠的無功支撐，導(dǎo)致直流功率恢復(fù)與換流母線電壓恢復(fù)相互影響，就會引發(fā)多回直流系統(tǒng)后續(xù)換相失敗，造成直流系統(tǒng)閉鎖、交流系統(tǒng)功率劇烈波動等問題，嚴(yán)重時甚至可能導(dǎo)致電力系統(tǒng)電壓崩潰。因此，故障恢復(fù)過程中的無功需求是否得到滿足，是決定直流系統(tǒng)是否發(fā)生后續(xù)換相失敗的關(guān)鍵因素。

2.2 VDCOL參數(shù)設(shè)置對換相失敗的影響

在直流系統(tǒng)故障及恢復(fù)期間，VDCOL控制直流電流指令值隨直流電壓的變化而變化，當(dāng)故障引起電壓跌落至啟動電壓閾值UH時，通過減少直流系統(tǒng)輸送的電流IH，對系統(tǒng)的直流功率進行限制，從而減少支撐直流系統(tǒng)運行的無功功率需求；在故障恢復(fù)過程中，當(dāng)電壓升至恢復(fù)電壓閾值UL時，換流母線并聯(lián)的無功補償裝置已能提供較多無功功率，此時開始增大直流電流IL，保障直流功率平穩(wěn)恢復(fù)。優(yōu)化直流系統(tǒng)故障恢復(fù)過程中的無功需求，需要對4個控制參數(shù)IH、UH、IL、UL進行分析。

增大UH和UL，VDCOL特性曲線將右移，也即由圖4中的曲線1變?yōu)榍€2。在故障引發(fā)換流母線電壓降低后，此時的直流系統(tǒng)能在更短時間內(nèi)限制直流電流，減少換流站的無功需求，為交流系統(tǒng)提供一定無功支撐，抑制交流系統(tǒng)電壓的進一步降低；故障恢復(fù)初始時刻，曲線2對應(yīng)較大的恢復(fù)電壓啟動值，此時濾波裝置提供的無功較大，同樣有利于直流系統(tǒng)的初始恢復(fù)。

圖4 不同參數(shù)對應(yīng)的VDCOL特性曲線

減小UH和UL，VDCOL特性曲線將左移，也即由圖4中的曲線1變?yōu)榍€3。此時情況正好相反，在故障發(fā)生時刻和故障恢復(fù)初始時刻直流系統(tǒng)運行工況更惡劣，但故障恢復(fù)期間可以傳送更多有功功率。

VDCOL特性曲線的斜率也對故障恢復(fù)過程產(chǎn)生重要影響。當(dāng)特性曲線的斜率較大時，恢復(fù)單位電壓對應(yīng)的恢復(fù)電流也較大，其無功消耗較多，交流系統(tǒng)無功支撐不足時容易導(dǎo)致后續(xù)換相失敗的發(fā)生；減小VDCOL特性曲線的斜率，恢復(fù)期間無功需求相應(yīng)較少，有利于直流系統(tǒng)恢復(fù)穩(wěn)定，但從首次換相失敗中恢復(fù)的時間較長。

2.3 多回直流系統(tǒng)VDCOL參數(shù)協(xié)調(diào)設(shè)置原則

2.2節(jié)討論了單回直流系統(tǒng)VDCOL參數(shù)調(diào)整對其恢復(fù)特性影響，對于多饋入直流輸電系統(tǒng)來說，各回直流系統(tǒng)之間的電壓及功率恢復(fù)更需相互協(xié)調(diào)，避免多回直流系統(tǒng)在不利的初始條件下開始故障恢復(fù)。通過辨識交流電網(wǎng)的強度，差異調(diào)整多回直流系統(tǒng)VDCOL參數(shù)，避免多回直流系統(tǒng)同時開始恢復(fù)，可以達(dá)到抑制多回直流系統(tǒng)發(fā)生后續(xù)換相失敗的目的。

當(dāng)直流系統(tǒng)饋入的交流系統(tǒng)相對較強時，該直流系統(tǒng)考慮盡快恢復(fù)，減小由于換相失敗引起的有功不平衡，進而降低由此引發(fā)的電壓跌落風(fēng)險。體現(xiàn)在VDCOL參數(shù)調(diào)整上，即左移特性曲線，同時考慮適當(dāng)增大特性曲線斜率。根據(jù)前文分析，雖然減小UH和UL參數(shù)不利于故障發(fā)生后抑制換流母線電壓跌落，換相失敗恢復(fù)的初始條件也更惡劣，但是由于網(wǎng)架相對較強(包含有無功補償裝置)，動態(tài)無功支撐能力也相對較強，一般可承受這種不利工況開啟故障恢復(fù)。同時，由于其恢復(fù)過程較快，可以改善多饋入直流系統(tǒng)有功、無功平衡的外部環(huán)境。

當(dāng)直流系統(tǒng)饋入的交流系統(tǒng)相對較弱時，該直流系統(tǒng)考慮滯后恢復(fù)，體現(xiàn)在VDCOL參數(shù)調(diào)整上，即右移特性曲線，同時考慮減小特性曲線斜率。通過2.2節(jié)分析可知，在UH和UL較大時，故障恢復(fù)初始時刻系統(tǒng)運行工況較好，曲線斜率降低，直流電流恢復(fù)較慢也可以解決多直流恢復(fù)初期交流系統(tǒng)無功支撐不足等問題。

基于上述分析，提出多回直流系統(tǒng)VDCOL參數(shù)的協(xié)調(diào)設(shè)置原則：

1)當(dāng)直流系統(tǒng)饋入的交流系統(tǒng)相對較強時，應(yīng)減小該回直流系統(tǒng)VDCOL參數(shù)UH和UL，增大特性曲線斜率，使其盡快恢復(fù)；

2)當(dāng)直流系統(tǒng)饋入的交流系統(tǒng)相對較弱時，應(yīng)增大該回直流系統(tǒng)VDCOL參數(shù)UH和UL，減小特性曲線斜率，使其滯后恢復(fù)。

3 抑制雙饋入直流系統(tǒng)后續(xù)換相失敗的VDCOL參數(shù)優(yōu)化策略

由前文分析可知，圖1中交流系統(tǒng)1發(fā)生故障后，STATCOM檢測到換流母線1電壓跌落發(fā)出無功功率，對換流母線1的電壓提供動態(tài)無功支撐。因此，直流系統(tǒng)在故障后無功支撐能力較強，應(yīng)當(dāng)減小該回直流系統(tǒng)VDCOL控制參數(shù)UH和UL，使其盡快恢復(fù)；直流系統(tǒng)2故障后無功支撐能力相對較弱，應(yīng)當(dāng)增大該回直流系統(tǒng)VDCOL控制參數(shù)UH和UL，使其滯后恢復(fù)。為有效抑制含STATCOM的雙饋入直流輸電系統(tǒng)后續(xù)換相失敗的發(fā)生，保障故障后各回直流系統(tǒng)功率平穩(wěn)恢復(fù)，設(shè)計了如圖5所示的VDCOL參數(shù)優(yōu)化策略。

圖5 改進VDCOL控制器

該優(yōu)化策略取STATCOM輸出的無功功率QSTATCOM的絕對值，標(biāo)幺化后乘以增益系數(shù)k1和k2，分別與直流系統(tǒng)1的直流電壓Ud1相加，與直流系統(tǒng)2的直流電壓Ud2相減，再輸入直流系統(tǒng)原VDCOL控制環(huán)節(jié)，即對于直流系統(tǒng)1來說:

(13)

對于直流系統(tǒng)2來說:

(14)

將式(13)、(14)等號右端附加項移項至等號左端，可以看出：

1)對于直流系統(tǒng)1，VDCOL參數(shù)UH1和UL1分別減小了k1QSTATCOMh和k1QSTATCOMl；

2)對于直流系統(tǒng)2，VDCOL參數(shù)UH2和UL2分別增大了k2QSTATCOMh和k2QSTATCOMl；

STATCOM輸出無功功率的大小與故障發(fā)展過程吻合，當(dāng)電壓跌落至UL時，STATCOM輸出的無功功率QSTATCOM較大，VDCOL參數(shù)變化程度也大；當(dāng)電壓恢復(fù)到UH時，STATCOM輸出的無功功率QSTATCOM較小，VDCOL參數(shù)變化程度也小，對直流系統(tǒng)正常運行不產(chǎn)生不利影響。這種隨故障發(fā)展過程自適應(yīng)變化的參數(shù)調(diào)整特點，使本文所提優(yōu)化策略的VDCOL特性輸入輸出曲線斜率值動態(tài)變化，更有利于多饋入直流系統(tǒng)恢復(fù)，抑制后續(xù)換相失敗的發(fā)生。

4 仿真分析與驗證

4.1 仿真模型

為驗證本文所提出的VDCOL參數(shù)優(yōu)化策略，在PSCAD/EMTDC中搭建了如圖1所示的含STATCOM的雙饋入直流系統(tǒng)仿真模型進行驗證，兩回直流系統(tǒng)參數(shù)相同，如表1所示。

表1 含STATCOM的雙饋入直流系統(tǒng)主要參數(shù)

4.2 參數(shù)優(yōu)化策略抑制效果驗證

本節(jié)設(shè)置3種案例進行仿真對比分析：

案例1：兩回直流系統(tǒng)均采用CIGRE標(biāo)準(zhǔn)模型的VDCOL參數(shù)；

案例2：兩回直流系統(tǒng)采用文獻[10]中提出的VDCOL特性曲線平移優(yōu)化策略；

案例3：兩回直流系統(tǒng)采用本文所提出的VDCOL參數(shù)優(yōu)化策略。

設(shè)定好兩回直流系統(tǒng)中的VDCOL控制參數(shù)，其中啟動電壓高門檻值UH為0.900 pu，對應(yīng)直流電流較大值IH為1.000 pu；啟動電壓低門檻值UL為0.400 pu，對應(yīng)直流電流較小值IL為0.550 pu。案例2中直流系統(tǒng)1與直流系統(tǒng)2的VDCOL特性曲線左右平移量均設(shè)定為0.075 pu；案例3中直流系統(tǒng)1與直流系統(tǒng)2的增益系數(shù)k1和k2均設(shè)定為0.075。

在直流系統(tǒng)1逆變側(cè)換流母線處設(shè)置三相接地故障，故障接地電感為80 mH，故障持續(xù)時間為0.1 s，考慮到兩回直流逆變站間的地理距離，信號從直流系統(tǒng)1逆變站傳輸?shù)街绷飨到y(tǒng)2逆變站設(shè)置10 ms延時。仿真得到故障后STATCOM輸出無功功率曲線及兩回直流系統(tǒng)電氣量變化如圖6所示。

由圖6可以看出，當(dāng)受端交流系統(tǒng)1發(fā)生三相感性接地故障后，直流系統(tǒng)1與直流系統(tǒng)2逆變側(cè)換流母線電壓均受到影響發(fā)生跌落，兩回直流系統(tǒng)發(fā)生首次換相失敗，傳輸功率也隨之迅速下降。STATCOM檢測到換流母線1電壓跌落后，發(fā)出無功功率為其電壓提供支撐。由于案例1中兩回直流系統(tǒng)VDCOL參數(shù)相同，故障恢復(fù)過程中兩回直流總無功需求更大，所以案例1中的STATCOM率先達(dá)到可發(fā)無功功率最大值。

對比圖6(b)—(g)中案例1與案例3的電氣量變化曲線可以看出，由于案例3采用本文所提的參數(shù)優(yōu)化策略，與案例1相比，故障恢復(fù)過程中兩回直流系統(tǒng)電壓及功率恢復(fù)更加平穩(wěn)、迅速。更為明顯的是，案例3中兩回直流系統(tǒng)在首次換相失敗后關(guān)斷角最小值再未低于10°，而案例1中兩回直流系統(tǒng)關(guān)斷角在首次換相失敗后的最小值均小于案例3，其中直流系統(tǒng)2在恢復(fù)過程中發(fā)生了后續(xù)換相失敗。因此，本文所提的VDCOL參數(shù)優(yōu)化策略有利于抑制雙饋入直流系統(tǒng)后續(xù)換相失敗的發(fā)生。

圖6 系統(tǒng)電氣量變化

與案例2相比，在故障恢復(fù)過程中，案例3中的兩回直流系統(tǒng)功率恢復(fù)也更加迅速。兩種案例下，兩回直流系統(tǒng)均未發(fā)生后續(xù)換相失敗，但案例2中直流系統(tǒng)1與直流系統(tǒng)2在首次換相失敗后的關(guān)斷角最小值小于案例3中的，發(fā)生后續(xù)換相失敗的風(fēng)險也更大。通過以上對比可以看出，本文所提的VDCOL參數(shù)優(yōu)化策略抑制雙饋入直流系統(tǒng)后續(xù)換相失敗發(fā)生的效果優(yōu)于文獻[10]所提出的VDCOL特性曲線平移優(yōu)化策略。

為了更加全面地驗證本文所提參數(shù)優(yōu)化策略有效性，參考換相失敗免疫指標(biāo)(commutation failure immunity index，CFII)的定義及計算方法，提出后續(xù)換相失敗免疫指標(biāo)(subsequent commutation failure immunity index，SCFII)。后續(xù)換相失敗免疫指標(biāo)為：

(15)

式中：UN為換流母線線電壓額定值；ω為角速度；Lmin為雙回直流系統(tǒng)均不發(fā)生后續(xù)換相失敗臨界故障電感值。SCFII可以量化參數(shù)優(yōu)化策略對雙饋入直流系統(tǒng)后續(xù)換相失敗抑制效果的提升程度，SCFII值越大，反映出直流系統(tǒng)抵御后續(xù)換相失敗的能力也越強。

分別在直流系統(tǒng)1逆變側(cè)換流母線處設(shè)置A相接地故障和三相接地故障，故障持續(xù)時間均為0.1 s，通過仿真尋找3種案例不同故障下均不發(fā)生后續(xù)換相失敗的臨界故障電感值，代入式(15)計算不同故障下的SCFII值，結(jié)果如表2所示。

表2 不同故障下的SCFII值

由表2可知，當(dāng)換流母線發(fā)生單相和三相接地故障時，案例3較案例1中SCFII值分別提升了89.31%和46.25%，案例3較案例2中SCFII值分別提升了10.87%和2.63%。由此可以證明，本文所提VDCOL參數(shù)優(yōu)化策略能有效抑制雙饋入直流系統(tǒng)后續(xù)換相失敗的發(fā)生。

5 結(jié) 論

本文在分析STATCOM提供無功支撐及VDCOL參數(shù)變化對直流系統(tǒng)運行特性影響的基礎(chǔ)上，提出了一種抑制多饋入直流系統(tǒng)后續(xù)換相失敗的低壓限流單元參數(shù)優(yōu)化策略，仿真結(jié)果表明，無論是發(fā)生單相接地故障還是三相接地故障，本文所提參數(shù)優(yōu)化策略均能明顯提升雙饋入直流輸電系統(tǒng)的SCFII值，有效抑制直流系統(tǒng)后續(xù)換相失敗的發(fā)生。與現(xiàn)有文獻提出的VDCOL特性曲線平移優(yōu)化策略相比，本文所提策略故障后直流功率恢復(fù)更快，后續(xù)換相失敗抑制效果更明顯。