徐志，李勝男，郭成，邢超

(云南電網(wǎng)有限責(zé)任公司電力科學(xué)研究院，云南 昆明 650217)

我國(guó)一次能源與電力需求呈逆向分布，高壓直流 (high voltage direct current，HVDC) 輸電技術(shù)憑借其輸電距離遠(yuǎn)、容量大、控制靈活、調(diào)度方便、損耗低、輸電走廊占用少等諸多優(yōu)點(diǎn)得到了廣泛的應(yīng)用。但是，基于電網(wǎng)換相換流器的高壓直流輸電采用換流元件為晶閘管，無(wú)自關(guān)斷能力，在受端電網(wǎng)故障下很有可能發(fā)生換相失敗，進(jìn)而使得直流電流迅速增大，直流電壓迅速下降，傳輸功率迅速減小，在故障嚴(yán)重時(shí)可能導(dǎo)致直流系統(tǒng)閉鎖，這將對(duì)直流輸電系統(tǒng)的高效、安全、穩(wěn)定運(yùn)行造成嚴(yán)重影響[1-3]。

針對(duì)換相失敗，國(guó)內(nèi)外學(xué)者做了許多機(jī)理研究。文獻(xiàn)[4]對(duì)HVDC輸電系統(tǒng)換相失敗的影響因素進(jìn)行了較為全面的分析與總結(jié)，指出換流母線電壓下降、越前觸發(fā)角減小、直流電流增大、過(guò)零點(diǎn)偏移等因素易導(dǎo)致?lián)Q相失敗。文獻(xiàn)[5]指出，對(duì)于單次的換相失敗，如果故障清除及時(shí)，換流閥在清除故障后都能恢復(fù)正常換相；但是當(dāng)引發(fā)換相失敗的故障未在短時(shí)間內(nèi)清除時(shí)，直流系統(tǒng)在故障恢復(fù)的過(guò)程中極易出現(xiàn)后續(xù)換相失敗現(xiàn)象。一般來(lái)說(shuō)，首次換相失敗難以避免，但是采取適當(dāng)?shù)拇胧┛梢砸种坪罄m(xù)換相失敗[6]。

針對(duì)后續(xù)換相失敗的抑制措施，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)做了一些研究。在主電路拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)方面，文獻(xiàn)[7-8]提出將可控子模塊串聯(lián)到閥臂中以改善換相過(guò)程。文獻(xiàn)[9-10]則提出將可控子模塊串聯(lián)到換流閥和換流變壓器之間以改善換相過(guò)程。這兩類改變換流器拓?fù)涞姆椒ň芴岣呦到y(tǒng)抵御換相失敗能力。但第一類方法需對(duì)一次系統(tǒng)和控制系統(tǒng)進(jìn)行較大改造；第二類方法無(wú)需對(duì)原換流閥改造，但是仍增加了一定投資成本，且增加了控制系統(tǒng)的復(fù)雜度。在無(wú)功補(bǔ)償裝置方面，文獻(xiàn)[11-14]提出在受端電網(wǎng)加裝無(wú)功補(bǔ)償裝置可以抑制換相失敗，該類措施對(duì)抑制后續(xù)換相失敗有較好效果，但也需要增加較大的投資成本。

在直流系統(tǒng)控制方面，許多學(xué)者對(duì)低壓限流控制[15](voltage dependent current order limiter，VDCOL)進(jìn)行了改進(jìn)。文獻(xiàn)[16]設(shè)計(jì)了一種非線性VDCOL控制策略，根據(jù)故障嚴(yán)重程度提高直流電流指令響應(yīng)速度來(lái)抑制后續(xù)換相失敗，但其計(jì)算過(guò)程較為復(fù)雜。文獻(xiàn)[17-18]分別提出了加入虛擬電阻和虛擬電感的VDCOL控制策略，能有效地降低后續(xù)換相失敗發(fā)生的概率，但虛擬電阻或虛擬電感壓降的存在會(huì)改變直流系統(tǒng)故障后穩(wěn)態(tài)運(yùn)行狀態(tài)，不利于故障恢復(fù)。除了針對(duì)VDCOL，文獻(xiàn)[19]則指出逆變側(cè)交流系統(tǒng)不對(duì)稱故障后實(shí)際超前觸發(fā)角的波動(dòng)是引發(fā)后續(xù)換相失敗的重要原因，并提出了一種通過(guò)滯環(huán)控制來(lái)減小實(shí)際超前觸發(fā)角波動(dòng)范圍的抑制后續(xù)換相失敗的控制策略，但是該策略僅對(duì)不對(duì)稱故障時(shí)的后續(xù)換相失敗有抑制作用。文獻(xiàn)[20]指出首次換相失敗后交流電壓劇烈波動(dòng)導(dǎo)致鎖相環(huán)暫態(tài)誤差是引發(fā)后續(xù)換相失敗的原因，但并未指出鎖相環(huán)暫態(tài)誤差產(chǎn)生的原因。

本文首先分析三相故障后受端換流母線電壓相角跳變的情況，發(fā)現(xiàn)感性接地故障與直流功率上升會(huì)導(dǎo)致超前的相角跳變，而阻性接地故障與直流功率降低會(huì)導(dǎo)致滯后的相角跳變。并進(jìn)一步研究相角跳變對(duì)換相失敗的影響，滯后的相角跳變有利于換相過(guò)程，而超前的相角跳變不利于換相過(guò)程。然后通過(guò)對(duì)比首次換相失敗與第二次換相失敗時(shí)各電氣量的波形圖，指出相角跳變是引發(fā)后續(xù)換相失敗的重要原因，并基于換相-電壓時(shí)間面積法則以及相角跳變對(duì)換相失敗的影響，設(shè)計(jì)了相角跳變補(bǔ)償模塊，通過(guò)提高故障期間的超前觸發(fā)角來(lái)抑制后續(xù)換相失敗。最后，在PSCAD/EMTDC的CIGRE BENCHMARK模型中進(jìn)行了大量仿真，結(jié)果表明，提出的考慮相角跳變補(bǔ)償?shù)囊种坪罄m(xù)換相失敗控制方法能夠有效抑制不同類型引起的后續(xù)換相失敗。

1 相角跳變機(jī)理分析

1.1 系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)變化導(dǎo)致的相角跳變分析

當(dāng)受端電網(wǎng)發(fā)生三相接地故障時(shí)，可以將故障等效成一個(gè)短路阻抗，此時(shí)，可以得到整個(gè)受端的等效電路如圖1所示。圖1中：Us為交流電網(wǎng)電壓；Up為換流母線電壓；XL和RL分別為線路電抗和線路電阻；Zsc為短路阻抗；Is為交流電網(wǎng)發(fā)出的電流；Isc為短路電流；IHVDC為HVDC系統(tǒng)發(fā)出的電流。

圖1 故障后受端系統(tǒng)等效電路

為了分析Up的相角跳變?chǔ)う?，即故障前后Up的相位差，在假設(shè)IHVDC不變的情況下，Up相角跳變的大小可近似于不考慮HVDC系統(tǒng)時(shí)受端系統(tǒng)有無(wú)Zsc情況下Up的相位差，當(dāng)短路阻抗為阻性時(shí)，即Zsc=Rsc時(shí)，有

(1)

需要注意的是，式(1)僅能說(shuō)明故障后穩(wěn)態(tài)下，故障程度對(duì)相角跳變大小的影響。

以PSCAD/EMTDC中的HVDC標(biāo)準(zhǔn)模型CIGRE BENCHMARK[21]為例，其短路比(short circuit ratio，SCR)為2.5，將受端交流系統(tǒng)的參數(shù)代入式(1)，可得Δθ與短路電阻Rsc的關(guān)系如圖2中實(shí)線所示。此外，還給出了SCR為5.0和7.5時(shí)相同短路電阻下的Δθ大小。由圖2可知，短路電阻越小，即故障越嚴(yán)重時(shí)，Δθ越大，且為滯后的相角跳變。其原因可作如下解釋：當(dāng)換流母線發(fā)生阻性接地故障后，相當(dāng)于突然接入1個(gè)大功率的有功負(fù)載，導(dǎo)致受端換流母線所需的有功功率急劇增加。因?yàn)镠VDC系統(tǒng)輸送的功率不能瞬時(shí)增加，這將導(dǎo)致?lián)Q流母線往交流電網(wǎng)輸送的功率減小。根據(jù)電力系統(tǒng)運(yùn)行的基本原理，相角差決定有功功率的傳輸，而受端連接的電網(wǎng)相位近似不變；所以，換流母線電壓相角在發(fā)生故障后相對(duì)故障前滯后了，滯后的程度取決于故障程度。此外，SCR越大，同樣的短路電阻造成的相角跳變?cè)叫　?/p>

圖2 不同SCR下相角跳變與短路電阻關(guān)系

同理，當(dāng)短路阻抗為感性時(shí)，即Zsc=Xsc時(shí)，有

(2)

式中Xsc=ωLsc，Lsc為短路電感,ω為角頻率。

圖3給出了不同SCR時(shí)相同短路電感下的相角跳變大小。由圖3可知，當(dāng)發(fā)生感性接地故障時(shí)，換流母線電壓相角會(huì)有較小的超前的相角跳變，且故障越嚴(yán)重，跳變?cè)酱?。同理，SCR越大時(shí)，同樣的短路電感造成的相角跳變?cè)叫　?/p>

圖3 不同SCR下相角跳變與短路電感關(guān)系

1.2 直流功率變化導(dǎo)致的相角跳變分析

將整個(gè)受端換流站看做一個(gè)源，考慮XL?RL的情況，可以得到受端系統(tǒng)的等值電路如圖4所示，其中P1、Q1和P2、Q2分別為換流站發(fā)出功率和交流電網(wǎng)吸收功率。

圖4 受端系統(tǒng)等效電路圖

由潮流分布有

P1+jQ1=P2+jQ2+ΔSL，

(3)

式中ΔSL為線路損耗，有

(4)

以Us的相位為參考軸，可求得電壓降落的縱分量ΔUsy和橫分量ΔUsx為：

(5)

結(jié)合式(3)、(4)、(5)得到Up與Us的相位差

(6)

以Us的相位為參考，且受端連接電網(wǎng)的相位近似不變，則Up與Us的相位差δ即為Up的相位。由式(6)可知：當(dāng)直流功率降低，換流站發(fā)出功率P1降低時(shí)，Up的相位會(huì)減小，發(fā)生滯后的相角跳變；相反，當(dāng)換流站發(fā)出功率P1升高時(shí)，Up的相位會(huì)增大，發(fā)生超前的相角跳變。

從本質(zhì)上而言，受端系統(tǒng)潮流的變化導(dǎo)致了換流母線電壓相角的變化。故障后受端系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的變化和直流控制系統(tǒng)引發(fā)的直流功率的變化都會(huì)改變受端系統(tǒng)的潮流分布，導(dǎo)致?lián)Q流母線電壓相角發(fā)生跳變。

2 后續(xù)換相失敗的原因分析

2.1 考慮相角跳變的換相失敗分析

晶閘管在關(guān)斷之后，需要承受一段時(shí)間的反向壓降才能可靠關(guān)斷，一旦晶閘管所承受反向壓降的時(shí)間小于其載流子復(fù)合所需要的時(shí)間，即晶閘管未能恢復(fù)阻斷能力，在換相電壓由負(fù)變正后，晶閘管將無(wú)法關(guān)斷，發(fā)生換相失敗[21]。

目前，最為經(jīng)典的關(guān)斷角計(jì)算公式為[22]

(7)

式中：γ為關(guān)斷角；Id為直流電流；Xe為換相電抗；ULL為換流母線線電壓有效值；β為越前觸發(fā)角。

考慮到相角跳變，式(7)可修改為

(8)

當(dāng)發(fā)生超前的相角跳變時(shí)，Δθ> 0；當(dāng)發(fā)生滯后的相角跳變時(shí)，Δθ< 0。

從式(8)可以看出，直流電流增大、換相電感增大、換流母線電壓減小、越前觸發(fā)角減小、超前的相角跳變都會(huì)導(dǎo)致關(guān)斷角γ的減小。一般認(rèn)為晶閘管阻斷能力恢復(fù)時(shí)間在400 μs左右。當(dāng)關(guān)斷角γ小于極限關(guān)斷角γmin時(shí)，發(fā)生換相失敗，文中取γmin=7°。

2.2 考慮相角跳變的換相失敗分析

在標(biāo)準(zhǔn)模型中設(shè)置時(shí)間t=1.0 s時(shí)發(fā)生三相接地故障，短路電感為1 H，持續(xù)時(shí)間為0.5 s。此時(shí)系統(tǒng)受端發(fā)生了后續(xù)換相失敗，其響應(yīng)如圖5(a)所示，圖5(a)中2組虛線分別標(biāo)出了第一次與第二次換相失敗前后時(shí)段；圖5(b)、(c)分別為時(shí)間尺度放大后2組虛線內(nèi)的波形，圖5(b)、(c)中的虛線分別標(biāo)出了2次換相失敗發(fā)生時(shí)刻。

圖5中，共有關(guān)斷角、線電壓有效值、電壓相角、越前觸發(fā)角、直流電壓、直流電流、直流功率7個(gè)電氣量，根據(jù)式(8)可知，線電壓有效值、電壓相角、直流電流、越前觸發(fā)角均會(huì)對(duì)關(guān)斷角造成影響。由圖5(b)可知，在發(fā)生第一次換相失敗前，線電壓有效值有明顯下降，直流電流有一定上升，相角有較小的超前跳變，此時(shí)直流控制系統(tǒng)已開(kāi)始響應(yīng)，增大了越前觸發(fā)角，但最終仍發(fā)生了換相失??；而由圖5(c)可知，在發(fā)生第二次換相失敗前，線電壓有效值、直流電流、越前觸發(fā)角的變化都很小，僅相角有較大的超前跳變。根據(jù)式(8)可知，超前的相角跳變對(duì)換相過(guò)程不利，所以第二次換相失敗的發(fā)生極有可能是超前的相角跳變導(dǎo)致的。同時(shí)，根據(jù)換相電壓-時(shí)間面積理論可知，在線電壓有效值幾乎無(wú)變化的情況下，超前的相角跳變會(huì)導(dǎo)致關(guān)斷面積減小，致使發(fā)生換相失敗。在第二次發(fā)生換相失敗后的恢復(fù)過(guò)程中并沒(méi)有發(fā)生第三次換相失敗，該恢復(fù)過(guò)程中各電氣量特征與第一次換相失敗后的恢復(fù)過(guò)程中基本類似，但是其越前觸發(fā)角更大，避免了第三次換相失敗的發(fā)生。

圖5 后續(xù)換相失敗時(shí)系統(tǒng)響應(yīng)波形

3 考慮相角跳變補(bǔ)償?shù)暮罄m(xù)換相失敗抑制方法

在CIGRE標(biāo)準(zhǔn)模型中，其受端系統(tǒng)的控制主要包括定電流控制器、定關(guān)斷角控制器、電流偏差控制器、VDCOL，加上文中所提的相角補(bǔ)償模塊后，其控制框圖如圖6所示。圖6中：Ud_inv為逆變側(cè)直流電壓測(cè)量值；Id_inv和Id_rec分別為整流側(cè)和逆變側(cè)直流電流測(cè)量值；γY和γΔ分別為上端閥組和下端閥組的關(guān)斷角測(cè)量值；γ0為關(guān)斷角整定值；“min in cycle”為周期取小模塊，其輸出為輸入量在上一個(gè)工頻周期內(nèi)的最小值；Id_ord為VDCOL生成的電流指令；βinv_I和βinv_γ分別為定電流控制和定關(guān)斷角控制生成的越前觸發(fā)角指令；βinv為逆變側(cè)的實(shí)際越前觸發(fā)角指令；αinv和αrec分別為整流側(cè)和逆變側(cè)的觸發(fā)角指令。

圖6 直流輸電系統(tǒng)控制框圖

濾波單元為一階慣性環(huán)節(jié)，用于模擬直流電壓、直流電流的測(cè)量過(guò)程。在實(shí)際運(yùn)行過(guò)程中，利用電流偏差控制器實(shí)現(xiàn)定關(guān)斷角控制和定電流控制的平滑切換。VDCOL則是通過(guò)檢測(cè)受端交流電壓或直流電壓下降至某一值時(shí)開(kāi)始降低直流電流指令，減小直流電流，促進(jìn)換相過(guò)程。

此外，逆變側(cè)還有所提的相角跳變補(bǔ)償控制，根據(jù)2.2節(jié)的分析可知，換流母線電壓相角的超前跳變是導(dǎo)致后續(xù)換相失敗的重要原因，所以可以通過(guò)檢測(cè)超前的相角跳變來(lái)增大越前觸發(fā)角對(duì)后續(xù)換相失敗進(jìn)行抑制。

為了減小諧波對(duì)鎖相環(huán)性能的影響，CIGRE標(biāo)準(zhǔn)模型中配備的鎖相環(huán)比例系數(shù)設(shè)置較小，難以實(shí)現(xiàn)相角跳變的實(shí)時(shí)檢測(cè)。因此，本文利用二階廣義積分器(the second-order generalized integrator-based quadrature-signals generator, SOGI-QSG)和同步鎖相環(huán)(synchronous reference frame PLL, SRF-PLL)來(lái)實(shí)現(xiàn)相角跳變的快速測(cè)量。兩者結(jié)合而成的SOGI-PLL[23]控制框圖如圖7所示。圖7中：u為換相電壓；k和kp分別為QSG的增益和PLL的增益；ω′和ω0分別為QSG的諧波頻率和系統(tǒng)頻率；u1和u2分別為生成的2個(gè)正交信號(hào)；φ為輸出的相角，s為拉普拉斯算子。

圖7 SOGI-PLL控制框圖

使用SOGI-PLL可以得到任意換相電壓的實(shí)時(shí)相角，利用當(dāng)前時(shí)刻測(cè)得的相角減去上一周期的相角即可得到相角跳變?chǔ)う龋褂迷撓嘟翘兞靠梢詫?duì)觸發(fā)角進(jìn)行相應(yīng)補(bǔ)償。相角跳變補(bǔ)償模塊如圖8所示，圖中，延時(shí)模塊的時(shí)間常數(shù)取為20 ms。正常情況下，受端觸發(fā)角是由直流控制系統(tǒng)給出，由于此時(shí)電壓相角保持恒定，相角跳變補(bǔ)償模塊輸出為0。當(dāng)故障發(fā)生后，相角跳變產(chǎn)生，相角跳變補(bǔ)償模塊則根據(jù)測(cè)得的各換相電壓相角跳變的最大值對(duì)觸發(fā)角指令進(jìn)行相應(yīng)補(bǔ)償。考慮到SOGI-PLL測(cè)得的2個(gè)時(shí)間點(diǎn)的相角跳變?chǔ)う瓤赡艽嬖谕蛔?，使得測(cè)量值與實(shí)際值相差2π；因此，在得到相角跳變后，將相角跳變分別與5π/3和-5π/3進(jìn)行比較。當(dāng)相角跳變大于5π/3時(shí)，將其減去2π得到實(shí)際差值；當(dāng)相角跳變小于-5π/3時(shí)，將其加上2π得到實(shí)際差值。

圖8 相角跳變補(bǔ)償模塊框圖

4 仿真驗(yàn)證

仿真的直流輸電模型采用國(guó)際大電網(wǎng)會(huì)議高壓直流輸電標(biāo)準(zhǔn)模型CIGRE BENCHMARK，其具體參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 CIGRE BENCHMARK 參數(shù)

4.1 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)變化導(dǎo)致的相角跳變

在標(biāo)準(zhǔn)模型中設(shè)置t=1 s時(shí)發(fā)生三相接地故障，短路電阻分別為50 Ω、100 Ω、150 Ω、200 Ω、238 Ω，在t=1.05 s清除故障與不清除故障的情況下，其換流母線電壓的相角波形分別如圖9(a)、圖9(b)所示。

圖9 短路電阻不同時(shí)換流母線相角波形

由圖9(a)、圖9(b)可知，當(dāng)受端發(fā)生阻性接地故障時(shí)，其換流母線電壓相角會(huì)有滯后的跳變。在短路電阻越小，即故障越嚴(yán)重時(shí)，其滯后的相角跳變程度越大，并且相角跳變的速度更快。而在故障清除后，其相角又會(huì)恢復(fù)到之前正常運(yùn)行狀態(tài)時(shí)的值。圖9(b)驗(yàn)證了式(1)的推導(dǎo)，兩者從仿真結(jié)果上與理論上說(shuō)明了阻性接地故障越嚴(yán)重則滯后的相角跳變?cè)酱?。此外，圖9(a)中暫態(tài)過(guò)程時(shí)相角跳變更大是由故障后直流功率降低造成的。

在標(biāo)準(zhǔn)模型中設(shè)置t=1 s發(fā)生三相接地故障，短路電感分別為1.2 H、1.6 H、2 H、2.4 H，在t=1.05 s清除故障與不清除故障的情況下，其受端交流母線電壓相角波形如圖10(a)、圖10(b)所示。

由圖10(a)、圖10(b)可知，當(dāng)受端發(fā)生感性接地故障時(shí)，其換流母線電壓相角會(huì)有超前的跳變，并且故障越嚴(yán)重，其相角跳變的速度越快、幅值越大。同樣的，在超前的相角跳變后相角又有滯后的跳變，是故障發(fā)生后傳輸?shù)闹绷鞴β式档驮斐傻摹D10(b)中的放大圖驗(yàn)證了式(2)的推導(dǎo)，兩者從仿真結(jié)果上與理論上說(shuō)明了感性接地故障越嚴(yán)重則超前的相角跳變?cè)酱蟆?/p>

圖10 短路電感不同時(shí)換流母線相角波形圖

4.2 直流功率變化導(dǎo)致的相角跳變

在標(biāo)準(zhǔn)模型中設(shè)置t=1.0 s時(shí)直流電流指令發(fā)生變化，由1.0(標(biāo)幺值，下同)分別變?yōu)?.8、0.6和0.4，在t=1.4 s時(shí)直流電流指令恢復(fù)，其受端交流母線電壓相角波形和HVDC系統(tǒng)直流功率如圖11所示。

圖11 直流功率變化時(shí)波形

由圖11可知：在直流電流指令降低后，直流功率也開(kāi)始降低，并且換流母線電壓相角也開(kāi)始滯后的跳變；而在直流電流指令恢復(fù)后，直流功率開(kāi)始上升，并且換流母線電壓相角也開(kāi)始超前的跳變。該仿真結(jié)果與1.2節(jié)中的分析是一致的。

4.3 典型案例仿真分析

為了驗(yàn)證文中所提考慮相角跳變補(bǔ)償?shù)囊种坪罄m(xù)換相失敗控制方法的正確性與可靠性，針對(duì)CIGRE標(biāo)準(zhǔn)模型控制方法以及本文所提控制方法，在標(biāo)準(zhǔn)模型中進(jìn)行相應(yīng)仿真。

案例1：設(shè)置t=1.5 s時(shí)發(fā)生三相接地故障，短路電感為2.2 H ﹝電壓有效值跌落至0.898(標(biāo)幺值，下同)﹞，t=2 s時(shí)清除故障，模擬程度較輕的故障。此時(shí)，采取傳統(tǒng)控制方法和文中所提控制方法時(shí)系統(tǒng)各電氣量分別如圖12(a)和圖12(b)所示。

圖12 輕微三相故障下不同控制時(shí)系統(tǒng)響應(yīng)波形

對(duì)比圖12(a)、圖12(b)可知，當(dāng)故障程度較輕時(shí)，加入的相角補(bǔ)償模塊對(duì)系統(tǒng)的響應(yīng)幾乎沒(méi)有造成任何影響。經(jīng)大量的仿真分析可知，對(duì)于其他不同類型和不同程度的故障，如果在采取傳統(tǒng)控制方法時(shí)未發(fā)生換相失敗，那么在采取本文所提控制方法時(shí)也不會(huì)發(fā)生。即加入相角補(bǔ)償模塊后不會(huì)減弱系統(tǒng)的換相失敗免疫力與故障恢復(fù)能力。

案例2：設(shè)置t=1.5 s時(shí)分別發(fā)生單相接地故障、三相接地故障、相間短路故障、兩相接地故障(電壓有效值分別跌落至0.830、0.750、0.795、0.804)，短路電感均為0.4 H，t=2 s時(shí)清除故障，模擬程度較嚴(yán)重不同類型故障。此時(shí)，采取CIGRE控制方法和本文所提控制方法時(shí)系統(tǒng)各電氣量分別如圖13(a)、圖13(b)、圖13(c)和圖13(d)所示。

由圖13(a)可知，當(dāng)發(fā)生較為嚴(yán)重的單相接地故障時(shí)，采取傳統(tǒng)控制方法在故障后以及直流系統(tǒng)恢復(fù)過(guò)程中共會(huì)發(fā)生3次換相失敗，即發(fā)生了后續(xù)換相失敗。而在采取文中所提控制方法時(shí)，相角補(bǔ)償模塊提高了直流系統(tǒng)故障恢復(fù)過(guò)程中的越前觸發(fā)角，使得原本第二次換相失敗發(fā)生時(shí)關(guān)斷角仍維持在10°以上，避免了后續(xù)換相失敗。同時(shí)，在故障后以及故障恢復(fù)過(guò)程中，采取所提控制方法時(shí)系統(tǒng)運(yùn)行特性更優(yōu)。由于在不對(duì)稱故障下直流功率的特性與對(duì)稱故障下類似，故所提方法在不對(duì)稱故障下仍有一定效果。

圖13 不同類型故障下系統(tǒng)響應(yīng)波形

此外，為了衡量所提的控制方法對(duì)抑制后續(xù)換相失敗的效果，需要對(duì)傳統(tǒng)控制方法、文中所提控制方法在不同類型和不同程度故障下的響應(yīng)特性進(jìn)行大量的仿真分析和對(duì)比，因此，在受端交流母線設(shè)置不同程度的單相接地故障、三相接地故障、相間短路故障和兩相接地故障，故障發(fā)生時(shí)刻為t=1.5 s，故障持續(xù)時(shí)間為0.5 s。在不同接地電感情況下，其仿真結(jié)果如圖14所示，圖中:白色代表無(wú)論是否投入所提方法都沒(méi)有換相失敗發(fā)生或僅有1次換相失敗發(fā)生的情況；灰色代表所提方法能夠抑制后續(xù)換相失敗的情況；黑色代表所提方法無(wú)法抑制后續(xù)換相失敗的情況。從圖14中可以看出，所提方法在大部分情況下均可抑制后續(xù)換相失敗。

圖14 不同故障類型與不同故障時(shí)刻下仿真結(jié)果

5 結(jié)論

本文結(jié)合換流母線電壓相角跳變對(duì)換相失敗的影響，提出一種考慮三相故障相角跳變補(bǔ)償?shù)囊种坪罄m(xù)換相失敗控制方法。經(jīng)過(guò)理論分析和仿真驗(yàn)證，得到以下結(jié)論：

a)揭示了相角跳變的發(fā)生機(jī)理，一是故障后受端系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的變化，二是故障后直流系統(tǒng)傳輸直流功率的變化。

b)超前的相角跳變不利于換相過(guò)程，是導(dǎo)致后續(xù)換相失敗發(fā)生的重要原因。

c)所提控制能有效地降低HVDC系統(tǒng)后續(xù)換相失敗發(fā)生的概率，減少故障對(duì)換流閥的沖擊，并有效地改善系統(tǒng)的運(yùn)行特性與故障恢復(fù)特性。