王渝紅，陳立維，寇 然，曾 琦，朱 杰

（四川大學(xué) 電氣工程學(xué)院，四川 成都 610065）

0 引言

我國能源資源與負(fù)荷中心地理分布差異明顯，特高壓直流輸電技術(shù)憑借輸電容量大、輸電距離遠(yuǎn)、控制方式靈活等優(yōu)點(diǎn)在解決遠(yuǎn)距離、大容量輸電問題方面發(fā)揮著重要作用。為滿足社會經(jīng)濟(jì)快速發(fā)展的需要，特高壓直流輸電技術(shù)得到迅速發(fā)展，已建成投運(yùn)的直流輸電工程越來越多，多個直流輸電工程落點(diǎn)于我國華南、華東地區(qū)，導(dǎo)致該地區(qū)受端電網(wǎng)成為多饋入交直流系統(tǒng)，這對電網(wǎng)的電壓無功支撐和潮流疏散能力提出了更嚴(yán)峻的要求［1-3］。文獻(xiàn)［4］從電網(wǎng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)出發(fā)創(chuàng)造性地提出了特高壓直流分層接入不同電壓等級（1 000、500 kV）受端交流系統(tǒng)的方法。由于分層接入系統(tǒng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)在工程造價(jià)、提高受端交流系統(tǒng)電壓支撐能力等方面具有明顯優(yōu)勢，目前已被應(yīng)用于昌吉—古泉、呼倫貝爾—皖南、錫盟—泰州等特高壓直流輸電工程。

在分層接入系統(tǒng)控制保護(hù)與運(yùn)行特性研究方面，文獻(xiàn)［5］以實(shí)際工程為背景，完善了分層接入短路比的定義，對分層接入方式下受端交流系統(tǒng)的接納能力進(jìn)行了分析。文獻(xiàn)［6］分析了多回特高壓直流分層接入特高壓、超高壓交流電網(wǎng)的交直流混聯(lián)系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)特性。文獻(xiàn)［7］提出了多饋入系統(tǒng)電壓穩(wěn)定指標(biāo)，并基于此對分層接入系統(tǒng)換流母線靜態(tài)電壓穩(wěn)定性的影響因素進(jìn)行了詳細(xì)研究。文獻(xiàn)［8］提出了分層接入系統(tǒng)各層換流母線的電壓穩(wěn)定性判據(jù)，并對不同直流控制方式下的電壓穩(wěn)定性進(jìn)行了分析。文獻(xiàn)［9］提出了一種分層接入方式下交直流系統(tǒng)中長期電壓穩(wěn)定協(xié)調(diào)控制方法，改善了系統(tǒng)的電壓穩(wěn)定特性。文獻(xiàn)［10］對分層接入系統(tǒng)交流濾波器的斷路器分?jǐn)嗵匦蚤_展研究，分析了不同工況和故障類型情況下斷路器的特性。針對分層接入系統(tǒng)換相失敗方面也有一些初步的研究成果，文獻(xiàn)［11］基于逆變側(cè)關(guān)斷角提出了分層接入系統(tǒng)高低端換流器間的協(xié)調(diào)控制策略，在一定程度上降低了高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)。文獻(xiàn)［12］指出當(dāng)分層接入系統(tǒng)某層發(fā)生故障時(shí)，非故障層換相失敗預(yù)防控制的啟動滯后于故障層是導(dǎo)致高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗的原因。針對該問題，文獻(xiàn)［13］提出一種高低端換相失敗預(yù)防協(xié)調(diào)控制策略，利用故障層換相失敗預(yù)防控制啟動時(shí)間早的特點(diǎn)，運(yùn)用邏輯控制，使非故障層換相失敗預(yù)防控制提前啟動，從而降低高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)。但該策略存在不同故障下，協(xié)調(diào)系數(shù)無法自適應(yīng)調(diào)整導(dǎo)致協(xié)調(diào)控制器效果不佳的問題。文獻(xiàn)［14］在原有換相失敗預(yù)防控制的基礎(chǔ)上引入換相電流時(shí)間面積指標(biāo)，具有使非故障層換相失敗預(yù)防控制提前啟動的效果，在一定程度上減小了非故障層換流器發(fā)生換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)。但存在沒有充分利用故障時(shí)各電氣量的故障特性和換相失敗預(yù)防控制模塊，導(dǎo)致故障較嚴(yán)重時(shí)無法有效抑制高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗的問題。因此，分層接入系統(tǒng)的換相失敗問題仍需進(jìn)一步研究。

本文結(jié)合分層接入系統(tǒng)逆變側(cè)高低端換流器復(fù)雜的交直流電氣耦合關(guān)系，分析了受端交流系統(tǒng)發(fā)生故障時(shí)，高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗的機(jī)理。在此基礎(chǔ)上，針對分層接入系統(tǒng)閥組控制策略在發(fā)生故障時(shí)動態(tài)調(diào)節(jié)能力不足的問題，綜合考慮導(dǎo)致?lián)Q流器發(fā)生換相失敗的電壓、電流因素，提出了一種基于雙判據(jù)的特高壓直流分層接入系統(tǒng)換相失敗預(yù)防控制策略，該策略能根據(jù)故障時(shí)各層換流母線電壓的變化特性動態(tài)調(diào)節(jié)各自換流器關(guān)斷角參考值，同時(shí)根據(jù)故障時(shí)直流電流的變化特性分別減小各層換流器的觸發(fā)角，各層控制系統(tǒng)中兩者相互配合，從而得到各層換流器應(yīng)對故障發(fā)生時(shí)更合適的觸發(fā)角，預(yù)防高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗。在PSCAD／EMTDC 中搭建了分層接入的特高壓直流輸電系統(tǒng)模型，并進(jìn)行了仿真驗(yàn)證，結(jié)果表明所提控制策略可以有效降低分層接入系統(tǒng)逆變側(cè)高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)，驗(yàn)證了所提控制策略的有效性。

1 分層接入系統(tǒng)模型

1.1 分層接入系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

分層接入系統(tǒng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1 所示。圖中：En、Zn（n=1，2，3）分別為交流系統(tǒng)等值電勢、等值阻抗；Z23為逆變側(cè)高低端換流母線間的等值聯(lián)系阻抗；Rd和Ld分別為直流線路上的電阻和電感。分層接入系統(tǒng)采用雙極兩端中性點(diǎn)接地的方式，每極由2 組12 脈動換流器構(gòu)成，2 組換流器在交流側(cè)并聯(lián)、直流側(cè)串聯(lián)。每極中距接地點(diǎn)較遠(yuǎn)、電位較高的換流器稱為高端換流器；距接地點(diǎn)較近、電位較低的換流器稱為低端換流器。高端換流器接入500 kV 交流母線，低端換流器接入1 000 kV 交流母線，不同電壓等級交流母線的無功補(bǔ)償裝置和交流濾波器分別獨(dú)立配置。

圖1 分層接入系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.1 Topology structure of hierarchical connection system

1.2 分層接入系統(tǒng)閥組控制策略

目前，我國大部分特高壓直流分層接入系統(tǒng)輸電工程采用閥基電子設(shè)備提供換流閥的閥電流過零點(diǎn)信號，其對應(yīng)的閥組控制策略如圖2 所示。圖中：Rv為補(bǔ)償電阻；Idr為整流側(cè)直流電流；Udi、Idi和γdi分別為逆變側(cè)直流電壓、直流電流和關(guān)斷角；γrefN為逆變側(cè)關(guān)斷角的額定參考值，γrefN=18°；Idord和Iord分別為主控制極和實(shí)際輸出的直流電流指令值；αrord和αiord分別為整流側(cè)和逆變側(cè)換流器觸發(fā)角指令值；PI為比例積分控制器；MIN、MAX 分別表示取最小值、最大值。整流側(cè)閥組接入500 kV 交流系統(tǒng)，配置定電流控制和最小觸發(fā)角控制；逆變側(cè)高低端閥組接入不同電壓等級的交流系統(tǒng)，控制策略需單獨(dú)配置在高低端閥組控制層，配置定電流控制、定關(guān)斷角控制、電流偏差控制以及低壓限流控制。

圖2 閥組控制策略Fig.2 Control strategy of valve group

2 分層接入系統(tǒng)換相失敗機(jī)理分析

特高壓直流分層接入系統(tǒng)中，逆變側(cè)高低端換流器接入受端交流系統(tǒng)的不同電壓等級，交流系統(tǒng)發(fā)生故障時(shí)，造成高低端換流器發(fā)生換相失敗的主導(dǎo)因素不同，其換相失敗機(jī)理更加復(fù)雜。分層接入系統(tǒng)運(yùn)行時(shí)，單極的等值電路如圖3 所示。圖中：αr為整流側(cè)換流器觸發(fā)角；Id為直流電流；Udr、Udi分別為整流站單極和逆變站單極對地的直流電壓；Udr0和Udi0H、Udi0L分別為整流側(cè)換流器和逆變側(cè)高、低端換流器無觸發(fā)延遲時(shí)的平均直流電壓有效值；Rr和RiH、RiL分別為整流側(cè)換流器和逆變側(cè)高、低端換流器的等效換相電阻；IdH、IdL分別為流經(jīng)逆變側(cè)高、低端換流器的直流電流；γH、γL分別為逆變側(cè)高、低端換流器關(guān)斷角。

圖3 單極等值電路Fig.3 Equivalent circuit of single pole

直流電流、直流電壓之間存在如下約束：

根據(jù)分層接入500 kV 電壓等級受端交流系統(tǒng)和1 000 kV 電壓等級受端交流系統(tǒng)之間的耦合關(guān)系，假設(shè)1 000 kV 電壓等級交流系統(tǒng)發(fā)生對稱故障時(shí)，其換流母線電壓跌落幅度為ΔUL，500 kV 換流母線電壓跌落幅度為ΔUH，則兩者存在如下關(guān)系：

從式（4）可以看出，非故障層換流母線電壓跌落幅度與聯(lián)系阻抗呈負(fù)相關(guān)。當(dāng)聯(lián)系阻抗為0 時(shí)，非故障層換流母線電壓跌落幅度最大，與故障層換流母線電壓跌落幅度相同；當(dāng)聯(lián)系阻抗無窮大時(shí)，非故障層換流母線電壓跌落幅度為0，此時(shí)非故障層換流母線電壓不受故障層影響。

分層接入系統(tǒng)逆變側(cè)高低端換流器在直流側(cè)為串聯(lián)連接關(guān)系，流過的直流電流相同。逆變側(cè)高、低端換流器關(guān)斷角分別為：

式中：kH、kL分別為逆變側(cè)高、低端換流變壓器變比；βH、βL、XCH、XCL和UH、UL分別為逆變側(cè)高、低端換流器超前觸發(fā)角、等值換相電抗和換相電壓有效值。

當(dāng)1 000 kV 電壓等級交流系統(tǒng)發(fā)生對稱故障時(shí)，其換流母線電壓會減小，根據(jù)式（6），低端換流器關(guān)斷角γL會減小，由式（1）、（3）可知，直流電流Id增大，會進(jìn)一步導(dǎo)致γL降低，嚴(yán)重時(shí)會導(dǎo)致低端換流器發(fā)生換相失敗。另一方面，500 kV 換流母線電壓也會受到影響而降低，高端換流器的關(guān)斷角γH也會減小，如果低端換流器發(fā)生了換相失敗，則逆變側(cè)直流電壓會進(jìn)一步降低，直流電流持續(xù)增加，高端換流器也可能發(fā)生換相失敗。

從以上分析可知，對于分層接入系統(tǒng)，當(dāng)逆變側(cè)受端交流系統(tǒng)發(fā)生故障時(shí)，故障層換流母線電壓跌落較嚴(yán)重，這是導(dǎo)致故障層換流器發(fā)生換相失敗的主要原因；由于聯(lián)系阻抗的存在，非故障層換流母線電壓跌落相對較低，但此時(shí)直流電流的增加量較大，這是導(dǎo)致非故障層換流器發(fā)生換相失敗的主要原因。

3 基于雙判據(jù)的特高壓直流分層接入系統(tǒng)換相失敗預(yù)防控制策略

鑒于分層接入系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的特殊性和逆變側(cè)高、低端換流器在交直流側(cè)復(fù)雜的電氣耦合特性，針對閥組控制策略在發(fā)生故障時(shí)動態(tài)調(diào)節(jié)能力不足的問題，充分利用故障時(shí)影響高低端換流器發(fā)生換相失敗的各因素變化特征，提高控制系統(tǒng)的動態(tài)調(diào)節(jié)能力，本文提出了一種基于雙判據(jù)的特高壓直流分層接入系統(tǒng)換相失敗預(yù)防控制策略。該策略利用反映換流母線電壓變化特征的關(guān)斷面積控制動態(tài)改變關(guān)斷角參考值，同時(shí)利用反映直流電流變化特征的換相電流面積控制減少晶閘管觸發(fā)角。二者相互配合，對閥組控制策略進(jìn)行優(yōu)化，提高系統(tǒng)應(yīng)對故障的動態(tài)調(diào)節(jié)能力，從而降低分層接入系統(tǒng)高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)，下面對該策略進(jìn)行詳細(xì)介紹。

假設(shè)1 000 kV 電壓等級交流系統(tǒng)發(fā)生對稱故障，高、低端換流器換流過程如圖4所示。圖中，SγH、SγL和SμH、SμL以及SIH、SIL分別為高、低端換流器的關(guān)斷面積和換相電壓面積以及換相電流面積；μH、μL和αH、αL分別為高、低端換流器換相角和觸發(fā)角；icH、icL和ioH、ioL分別為高、低端換流器將要關(guān)斷的閥和將要導(dǎo)通的閥的閥電流。

圖4 高低端換流器換相過程示意圖Fig.4 Schematic diagram of commutation process of high terminal and low terminal converters

3.1 關(guān)斷面積控制

換相電壓在關(guān)斷角γ對應(yīng)時(shí)間內(nèi)與時(shí)間軸圍成的面積被稱為關(guān)斷面積。關(guān)斷面積控制的控制目標(biāo)是交流系統(tǒng)發(fā)生故障引起換相電壓變化時(shí)保持關(guān)斷面積不變。關(guān)斷面積Sγ的計(jì)算公式為［15］：

式中：ω為角頻率；U為換相電壓有效值。當(dāng)交流系統(tǒng)發(fā)生不對稱故障時(shí)，換相電壓過零點(diǎn)會發(fā)生偏移，此時(shí)對式（7）進(jìn)行改進(jìn)，改進(jìn)后的關(guān)斷面積Sγ1計(jì)算公式為：

式中：Δφ為換相電壓過零點(diǎn)偏移量，其表達(dá)式見式（9）［16］。

式中：ΔU為換相電壓最大跌落值。綜上分析可得考慮不對稱故障下?lián)Q相電壓過零點(diǎn)偏移量的關(guān)斷面積控制數(shù)學(xué)模型為：

式中：UN為額定換相電壓有效值；γref*為計(jì)算得到的關(guān)斷角參考值。由式（10）可得γref*為：

分層接入系統(tǒng)逆變側(cè)500 kV 電壓等級交流系統(tǒng)和1 000 kV 電壓等級交流系統(tǒng)通過聯(lián)系阻抗Z23相互耦合，使2 層電壓等級交流系統(tǒng)之間的無功電壓耦合密切。穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)，關(guān)斷角參考值為額定值（18°）；當(dāng)1 000 kV 電壓等級交流系統(tǒng)發(fā)生對稱故障時(shí)，500 kV 交流母線和1 000 kV 交流母線電壓跌落量的關(guān)系如式（4）所示。高端換流器獲取500 kV 換流母線電壓信息，低端換流器獲取1 000 kV 換流母線電壓信息，分別輸入對應(yīng)層關(guān)斷面積控制，反映各自換流母線電壓變化情況，動態(tài)調(diào)節(jié)對應(yīng)換流器關(guān)斷角參考值。高端換流器關(guān)斷角參考值γrefH*和低端換流器關(guān)斷角參考值γrefL*的計(jì)算公式分別為：

式中：ΔφH、ΔφL分別為高、低端換流器換相電壓過零點(diǎn)偏移量；UNH、UNL分別為高、低端換流器額定換相電壓有效值；γrefNH、γrefNL分別為高、低端換流器關(guān)斷角的額定參考值。高低端換流器的關(guān)斷面積控制考慮故障時(shí)對應(yīng)換相電壓和過零點(diǎn)偏移對換相過程的影響動態(tài)改變各自關(guān)斷角參考值，從而預(yù)防交流系統(tǒng)故障時(shí)換流器發(fā)生換相失敗。當(dāng)交流系統(tǒng)發(fā)生不對稱故障時(shí)，有類似的分析過程，在此不再贅述。

3.2 換相電流面積控制

直流電流在換相時(shí)間內(nèi)與時(shí)間軸圍成的面積被稱為換相電流面積SI。實(shí)際換相過程中，換相速度較快，換相角相對較小。因此，可近似認(rèn)為換相電流在換相時(shí)間段內(nèi)呈直線變化，將其線性化處理，則換相電流面積近似為一個直角三角形面積。SI計(jì)算公式為［17］：

式中：α為觸發(fā)角；μ為換相角；ic為將要關(guān)斷的閥的閥電流；γcm為關(guān)斷角在一個周期內(nèi)的最小值；XC為等值換相電抗。

當(dāng)逆變側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生故障時(shí)，直流電流Id增加，換相過程中用于能量交換的時(shí)間會更長，換相角μ必然增大。當(dāng)換相角μ增大到最大換相角μmax時(shí)，關(guān)斷角γ對應(yīng)固有極限關(guān)斷角γmin，此時(shí)的換相電流面積即為臨界換相電流面積SImax，所計(jì)算的SI越接近SImax，發(fā)生換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)越大，當(dāng)SI>SImax時(shí)，關(guān)斷角小于固有極限關(guān)斷角，換流器將發(fā)生換相失敗。

換相電流面積控制的流程見附錄A 圖A1，將SI與臨界換相電流面積SImax做除法得到比例系數(shù)K_S，將K_S分2 路分別輸入最大值保持函數(shù)fmaxhold和保護(hù)啟動判定模塊，最大值保持函數(shù)fmaxhold將輸入信號的最大值保持一段時(shí)間，保持時(shí)長一般設(shè)定在12 ms，最大值保持函數(shù)fmaxhold輸出的信號與增益系數(shù)GK_S相乘后得到K_SG并輸入保護(hù)切換模塊，保護(hù)切換模塊根據(jù)來自保護(hù)啟動判定環(huán)節(jié)的信號進(jìn)行切換操作，若保護(hù)啟動判定模塊判定結(jié)果為啟動保護(hù)，則保護(hù)切換模塊輸出K_SG，否則，輸出0。保護(hù)啟動判定模塊判定保護(hù)是否啟動，其判定方法是將比例系數(shù)K_S與啟動閾值K_Sref比較大?。寒?dāng)K_S>K_Sref時(shí)，啟動保護(hù)，輸出觸發(fā)角提前量Δα；當(dāng)K_S≤K_Sref時(shí)，保護(hù)不啟動，繼續(xù)返回計(jì)算換相電流面積。其中，設(shè)置換相電流面積控制啟動閾值K_Sref以輸出合適的觸發(fā)角提前量為原則：當(dāng)啟動閾值設(shè)置過小時(shí)，換相電流面積控制會頻繁啟動，可能影響系統(tǒng)的正常運(yùn)行；當(dāng)啟動閾值設(shè)置過大時(shí)，換相電流面積控制啟動太慢，可能無法預(yù)防換相失敗的發(fā)生。對于本文搭建的仿真模型，通過仿真試驗(yàn)得到控制效果較好的啟動閾值為0.7。

分層接入系統(tǒng)逆變側(cè)高、低端換流器在直流側(cè)為串聯(lián)連接關(guān)系，假設(shè)1 000 kV 電壓等級交流系統(tǒng)發(fā)生故障時(shí)，流過高低端換流器的直流電流會激增。由式（14）可以分別計(jì)算高、低端換流器換相電流面積如式（15）、（16）所示。

將檢測到的高、低端換流器換相電流面積比例系數(shù)K_SH、K_SL與對應(yīng)的換相電流面積啟動閾值K_SrefH、K_SrefL比較：當(dāng)K_SH、K_SL超過相應(yīng)啟動閾值時(shí)，啟動換相電流面積控制，將控制器輸出的觸發(fā)角提前量ΔαiH、ΔαiL分別輸入高、低端換流器觸發(fā)控制中，減小高、低端換流器的觸發(fā)角，進(jìn)而增大關(guān)斷角，從而起到預(yù)防換流器發(fā)生換相失敗的效果。

基于雙判據(jù)的特高壓直流分層接入系統(tǒng)換相失敗預(yù)防控制策略如圖5 所示，圖中為逆變器觸發(fā)角αi參考值。在逆變器高、低端閥組的閥組控制中均配置圖5 所示控制策略，不同之處在于，高端閥組的控制策略獲取500 kV 交流系統(tǒng)的電氣量信息，低端閥組的控制策略獲取1 000 kV 交流系統(tǒng)的電氣量信息。當(dāng)1 000 kV 交流系統(tǒng)發(fā)生對稱故障時(shí)，對低端換流器而言，故障點(diǎn)距其換流母線電氣距離較近，在故障發(fā)生后的一段時(shí)間內(nèi)換流母線電壓跌落程度相對直流電流增大程度更嚴(yán)重；對高端換流器而言，故障點(diǎn)距其換流母線電氣距離較遠(yuǎn)，在故障發(fā)生后的一段時(shí)間內(nèi)直流電流增大程度相對換流母線電壓跌落程度更嚴(yán)重。所以故障層換流器控制系統(tǒng)中關(guān)斷面積控制更靈敏，非故障層換流器控制系統(tǒng)中換相電流面積控制更靈敏。

圖5 基于雙判據(jù)的特高壓直流分層接入系統(tǒng)換相失敗預(yù)防控制策略Fig.5 Commutation failure preventive control strategy based on double criteria of UHVDC hierarchical connection system

4 仿真驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文所提基于雙判據(jù)的換相失敗預(yù)防控制策略降低分層接入系統(tǒng)高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗風(fēng)險(xiǎn)的有效性，在PSCAD／EMTDC 中搭建了如圖1 所示分層接入方式下特高壓直流輸電系統(tǒng)模型，模型主要參數(shù)見附錄A表A1。

4.1 控制策略效果驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文所提控制策略預(yù)防對稱與不對稱故障下高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗的效果，在本文搭建仿真模型的閥組控制中分別設(shè)置以下2 種控制策略進(jìn)行仿真對比分析：控制策略A，換相失敗預(yù)防控制策略；控制策略B，本文所提控制策略。

4.1.1 對稱故障下控制策略A、B效果對比

在1 000 kV 電壓等級換流母線處設(shè)置一系列不同的三相接地故障，并在控制策略A、B下進(jìn)行仿真。設(shè)故障接地電感Lf的變化區(qū)間為［0.4，2.3］H，變化步長為0.05 H?？紤]到故障發(fā)生時(shí)刻對換相失敗的影響，設(shè)故障發(fā)生時(shí)刻為［1.000，1.009］s，變化步長為0.001 s，故障持續(xù)時(shí)間均為0.1 s?？刂撇呗訟、B在1 000 kV 換流母線三相接地故障下仿真結(jié)果見附錄A 圖A2、A3。由圖A3 可知，對稱故障下控制策略B 在控制策略A 基礎(chǔ)上提升了對非故障層換流器發(fā)生換相失敗的預(yù)防效果。當(dāng)接地電感較小時(shí)，故障層換流器發(fā)生換相失敗引起直流電流上升和換流母線電壓跌落導(dǎo)致非故障層換流器也發(fā)生換相失??；當(dāng)接地電感較大時(shí)，高低端換流器均不發(fā)生換相失敗或故障層換流器發(fā)生換相失敗但引起的直流電流上升和換流母線電壓跌落不足以導(dǎo)致非故障層換流器發(fā)生換相失敗。

4.1.2 不對稱故障下控制策略A、B效果對比

在500 kV 換流母線處設(shè)置一系列不同的單相接地故障，并在控制策略A、B 下進(jìn)行仿真。設(shè)故障接地電感Lf的變化區(qū)間為［0，0.5］H，變化步長為0.02 H。故障發(fā)生時(shí)刻及故障持續(xù)時(shí)間的設(shè)置情況同4.1.1 節(jié)。控制策略A、B 在500 kV 換流母線單相接地故障下仿真結(jié)果見附錄A 圖A4、A5。由圖A5可知，當(dāng)500 kV 換流母線發(fā)生單相接地故障時(shí)，控制策略B 在控制策略A 基礎(chǔ)上提升了對非故障層換流器發(fā)生換相失敗的預(yù)防效果。這說明本文所提控制策略能更有效地提升非故障層換流器對換相失敗的預(yù)防作用，提高了控制系統(tǒng)應(yīng)對故障的動態(tài)調(diào)節(jié)能力。

4.2 分層接入系統(tǒng)不同控制方式效果對比

為進(jìn)一步驗(yàn)證本文所提控制策略的有效性，在本文搭建的仿真模型上設(shè)置以下3 種控制策略進(jìn)行仿真對比分析：控制策略1，本文所提控制策略；控制策略2，圖2 所示閥組控制策略；控制策略3，文獻(xiàn)［14］所提控制策略。分別在逆變側(cè)500 kV 換流母線處設(shè)置三相接地故障、在逆變側(cè)1 000 kV 換流母線處設(shè)置單相接地故障，接地電感為0.2 H，故障開始時(shí)間為1 s，故障持續(xù)時(shí)間為0.1 s。對稱故障下?lián)Q相電壓有效值可通過PSCAD／EMTDC 自帶的有效值測量模塊獲?。徊粚ΨQ故障下?lián)Q相電壓過零點(diǎn)偏移量通過軟件自帶的模塊測量換相電壓最大跌落值代入式（9）計(jì)算得到。仿真結(jié)果的閥電流中，分別選取高端換流器中一對閥組的閥電流和低端換流器中一對閥組的閥電流為例進(jìn)行說明。

4.2.1 對稱故障下控制策略1—3效果對比

當(dāng)發(fā)生對稱故障時(shí)，控制策略1 下的仿真結(jié)果如圖6 所示，圖中IVH和IVL分別為高、低端閥組閥電流；控制策略2、3 下的仿真結(jié)果以及關(guān)鍵數(shù)據(jù)對比表分別見附錄A 圖A6、A7 和表A2。仿真結(jié)果中換相電壓有效值U、直流電流Id以及有功功率P均為標(biāo)幺值。

圖6 控制策略1下逆變側(cè)500 kV換流母線三相接地故障仿真波形Fig.6 Simulative waveforms after three-phase grounding fault in 500 kV commutation bus of inverter side under Control Strategy 1

根據(jù)仿真結(jié)果，采用控制策略1 時(shí)，高、低端換流器沒有同時(shí)發(fā)生換相失敗，且低端換流器關(guān)斷角最小值約為11.44°，具有足夠的換相裕度；換流母線電壓的跌落在三者中居中；直流電流的波動范圍在三者中最小，峰谷差約為0.654 6 p.u.；高、低端換流器輸送有功功率在三者中最大。采用控制策略2時(shí)，當(dāng)受端交流系統(tǒng)發(fā)生故障時(shí)，高、低端換流器均發(fā)生換相失敗，故障層和非故障層換流母線電壓跌落程度有較大差異，故障層換流母線電壓跌落過程中的最小值為0.727 2 p.u.，非故障層換流母線電壓跌落過程中的最小值為0.909 9 p.u.，而非故障層換流母線電壓跌落程度較小時(shí)，直流電流的增加量較大，驗(yàn)證了理論分析結(jié)論，即故障層換流器發(fā)生換相失敗的主要原因是換流母線電壓的跌落，非故障層換流器發(fā)生換相失敗的主要原因是直流電流的激增。此外，采用控制策略2 時(shí)，高、低端換流器發(fā)生換相失敗的時(shí)間在三者中最長；換流母線電壓的跌落在三者中最小；直流電流的波動范圍最大，峰谷差約為0.997 4 p.u.；高、低端換流器輸送有功功率在三者中最小。采用控制策略3 時(shí)，高、低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗，發(fā)生換相失敗的時(shí)間相對較短；換流母線電壓的跌落在三者中最大；直流電流的波動范圍較大，峰谷差約為0.708 2 p.u.；高、低端換流器輸送有功功率在三者中居中。由此可見，在逆變側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生對稱故障時(shí)，采用本文所提控制策略系統(tǒng)應(yīng)對對稱故障的動態(tài)調(diào)節(jié)能力更強(qiáng)，預(yù)防高、低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗的效果更優(yōu)，提高了對稱故障情況下有功功率的輸送量。

4.2.2 不對稱故障下控制策略1—3效果對比

控制策略1—3 下仿真結(jié)果以及關(guān)鍵數(shù)據(jù)對比分別見附錄A 圖A8—A10 和表A3。由仿真結(jié)果可知，在1 000 kV 換流母線處發(fā)生單相接地故障的仿真分析結(jié)果與500 kV 換流母線處發(fā)生三相接地故障時(shí)相似，這說明采用本文所提控制策略在逆變側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生不對稱故障時(shí)，具有更優(yōu)的預(yù)防高、低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗的效果，提高了不對稱故障下有功功率的輸送量。

5 結(jié)論

1）逆變側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生故障時(shí)，故障層換流器發(fā)生換相失敗的主要原因是換流母線電壓的跌落；非故障層換流器發(fā)生換相失敗的主要原因是直流電流的激增。

2）所提基于雙判據(jù)的換相失敗預(yù)防控制策略，采用可反映換流母線電壓變化的關(guān)斷面積控制以動態(tài)改變關(guān)斷角參考值，同時(shí)采用可反映直流電流變化的換相電流面積控制以減小換流器的觸發(fā)角。兩者相互配合，在受端交流系統(tǒng)發(fā)生對稱及不對稱故障情況下，均能有效預(yù)防高低端換流器同時(shí)發(fā)生換相失敗。

3）本文所提控制策略同時(shí)考慮換流母線電壓和直流電流的變化情況，較同類型換相失敗預(yù)防控制策略效果更優(yōu)。

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