李 猛， 夏成軍， 杜兆斌

(華南理工大學(xué)電力學(xué)院，廣東 廣州 510641)

混合直流雙橋換相失敗機(jī)理及抑制措施研究

李 猛， 夏成軍， 杜兆斌

(華南理工大學(xué)電力學(xué)院，廣東 廣州 510641)

隨著高壓直流(HVDC)輸電技術(shù)的發(fā)展，混合直流輸電已經(jīng)成為一種趨勢(shì)。分析了逆變側(cè)交流三相故障造成混合雙饋入直流中電網(wǎng)換相換流器高壓直流(LCC-HVDC)雙橋換相失敗的機(jī)理，區(qū)別了造成雙橋連續(xù)換相失敗與雙橋非連續(xù)換相失敗的主要影響因素。通過對(duì)LCC-HVDC在不同交流故障程度及故障觸發(fā)時(shí)刻下仿真分析，研究了這2個(gè)因素對(duì)換相失敗類型的影響，并發(fā)現(xiàn)交流系統(tǒng)輕微故障下的電壓波形畸變是雙橋非連續(xù)換相失敗現(xiàn)象的主要成因。通過單純形算法對(duì)混合雙饋入系統(tǒng)中電壓源換相換流器高壓直流(VSC-HVDC)控制參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，抑制了在交流系統(tǒng)輕微故障情況下發(fā)生的LCC-HVDC雙橋非連續(xù)換相失敗。

混合直流；雙橋換相失敗；波形畸變；單純形算法

隨著高壓直流輸電工程在大容量遠(yuǎn)距離輸電及區(qū)域電網(wǎng)互聯(lián)等領(lǐng)域的廣泛應(yīng)用，將會(huì)出現(xiàn)兩回或多回直流線路落點(diǎn)于同一交流系統(tǒng)的情況，形成多饋入直流輸電系統(tǒng)[1-9]。當(dāng)其中一回或多回直流為VSC-HVDC時(shí)，就會(huì)形成混合多饋入直流，這使得通過優(yōu)化混合多饋入直流中VSC-HVDC的控制來抑制由交流系統(tǒng)故障造成的LCC-HVDC系統(tǒng)換相失敗的發(fā)生成為可能。

現(xiàn)有對(duì)多饋入換相失敗的研究多局限于僅含LCC-HVDC的傳統(tǒng)多饋入直流，較少考慮含VSC-HVDC的混合多饋入直流。文獻(xiàn)[5]中發(fā)現(xiàn)了雙饋入直流系統(tǒng)中隨著本地?fù)Q流母線故障水平的提升，遠(yuǎn)端換流站換相失敗的概率先增加后減少，然后再增加的異常現(xiàn)象。這種異常換相失敗的原因被認(rèn)為是輕微故障下電壓波形畸變更為嚴(yán)重，過零點(diǎn)位移較多，更易造成雙回直流換相失敗。文獻(xiàn)[6]在文獻(xiàn)[5]的基礎(chǔ)上，通過對(duì)3種典型故障水平下?lián)Q流母線電壓波形的對(duì)比，以及對(duì)故障后一個(gè)周期內(nèi)B相電壓進(jìn)行傅立葉分析，指出低故障水平下電壓波形中含有較大的直流分量和低次諧波是造成該種異常換相失敗的主要原因。文獻(xiàn)[5，6]雖然對(duì)雙饋入直流中異常換相失敗的影響因素及產(chǎn)生機(jī)理進(jìn)行了分析，并沒有給出抑制這種異常換相失敗現(xiàn)象的方法。文獻(xiàn)[10]在傳統(tǒng)雙饋入直流系統(tǒng)中引入了靜止同步補(bǔ)償器，并研究了其在改善雙饋入直流系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)和暫態(tài)運(yùn)行特性上的作用。文獻(xiàn)[11，12]通過仿真分析，明確了混合雙饋入系統(tǒng)中VSC-HVDC可以等效地增加系統(tǒng)的有效短路比，減少LCC-HVDC發(fā)生換相失敗的幾率，但只是分析了混合雙饋入情況下VSC-HVDC固有特性對(duì)LCC-HVDC換相失敗免疫因子的影響，沒有進(jìn)一步對(duì)如何優(yōu)化VSC-HVDC控制或者二者間的協(xié)調(diào)控制來降低LCC-HVDC換相失敗的概率進(jìn)行研究。

現(xiàn)有的高壓直流輸電工程絕大多數(shù)采用單極12脈波換流器，12脈波換流器發(fā)生單、雙橋換相失敗對(duì)系統(tǒng)造成的沖擊也不相同。發(fā)生雙橋換相失敗后，所在極的直流系統(tǒng)功率的傳輸中斷，直流電流的爬升會(huì)更劇烈，設(shè)備承受的應(yīng)力也會(huì)更大，這進(jìn)一步影響了系統(tǒng)恢復(fù)穩(wěn)態(tài)的速率；而只發(fā)生單橋換相失敗的情況下，直流功率的傳輸不會(huì)中斷，直流電流的上升也不如雙橋換相失敗來得劇烈，直流系統(tǒng)能夠更快地恢復(fù)到穩(wěn)態(tài)時(shí)的功率傳輸，從而減小故障對(duì)交直流系統(tǒng)帶來的影響?，F(xiàn)有文獻(xiàn)中對(duì)于換相失敗研究的精細(xì)化程度有所欠缺，都是以整個(gè)換流器為研究對(duì)象，未能精確到對(duì)單橋換相失敗的研究。本文將雙橋12脈波換流器發(fā)生換相失敗分為Y橋單橋換相失敗、D橋單橋換相失敗、雙橋非連續(xù)換相失敗、雙橋連續(xù)換相失敗幾個(gè)類型。分析了12脈動(dòng)LCC-HVDC在逆變側(cè)交流系統(tǒng)三相故障下的雙橋換相失敗機(jī)理，搭建了混合雙饋入直流模型，結(jié)合仿真數(shù)據(jù)，分析了故障水平、故障時(shí)刻對(duì)LCC-HVDC換相失敗類型的影響，以及故障過程中VSC-HVDC的控制策略及響應(yīng)特性。仿真過程中發(fā)現(xiàn)在接地阻值較大時(shí)，LCC換流器會(huì)發(fā)生雙橋非連續(xù)換相失敗，隨著接地電阻的減小，反而只發(fā)生單橋換相失敗的異?，F(xiàn)象，并對(duì)此作出解釋。通過單純形算法對(duì)VSC-HVDC控制參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，抑制了該種異常換相失敗現(xiàn)象的發(fā)生。

1 雙橋換相失敗的機(jī)理分析

混合雙饋入直流拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1所示，交流母線額定電壓為525 kV，LCC-HVDC和VSC-HVDC的額定傳輸功率都是1000 MW，其中LCC-HVDC采用雙橋12脈波換流器，換流變接線方式為YN/y0/d11，即Y橋閥側(cè)電壓滯后D橋閥側(cè)電壓30°相位角。

圖1 混合雙饋入直流拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

1.1 交流三相故障下的LCC-HVDC雙橋換相失敗機(jī)理

當(dāng)逆變側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生三相故障時(shí)，根據(jù)故障嚴(yán)重程度的不同，含有雙橋換流器的直流系統(tǒng)可能會(huì)發(fā)生單橋換相失敗、雙橋換相失敗，也可能不發(fā)生換相失敗。雙橋換相失敗主要有2種情況，一是雙橋非連續(xù)換相失敗，二是雙橋連續(xù)換相失敗(本文認(rèn)為Y橋和D橋在約2個(gè)ms內(nèi)相繼發(fā)生換相失敗便可認(rèn)為雙橋連續(xù)換相失敗，這是因?yàn)?2脈波雙橋換流器相鄰導(dǎo)通順序的2個(gè)閥觸發(fā)脈沖的間隔為30°)。

假設(shè)某一故障程度下，如圖1中所示的LCC-HVDC逆變側(cè)雙橋換流器中的Y橋發(fā)生單橋換相失敗，而D橋恰好不發(fā)生換相失敗。在故障發(fā)生前，D橋正常換相過程，以閥V2D向閥V4D換相為例，有(1)、(2)式成立。式中ua，uc分別為交流母線a、c相電壓；Xr為交流系統(tǒng)(含換流變壓器)每相等值電抗；Rr為交流系統(tǒng)每相等值電阻；i2D和i4D分別為流過閥V2D和V4D的電流，ID為直流電流。

(1)

i2D+i4D=Id

(2)

將(2)式代入(1)式，忽略交流系統(tǒng)等值電阻可得：

(3)

對(duì)(3)式左右兩邊同時(shí)積分可得：

(4)

可進(jìn)一步化為：

(5)

式中：Acr為閥在正常工況下完成換相所需的臨界換相電壓時(shí)間面積；ul為額定工況下逆變側(cè)交流母線電壓有效值；α為觸發(fā)延遲角；γ為熄弧角。當(dāng)逆變側(cè)交流三相故障發(fā)生后，交流電壓有效值跌落至ul′，逆變站發(fā)生Y橋單橋換相失敗，單極直流電壓下降劇烈，雖然整流側(cè)定電流控制會(huì)增大觸發(fā)延遲角，逆變側(cè)進(jìn)入定熄弧角控制，減少觸發(fā)延遲角至α′，但直流電流仍會(huì)不可抑制地上升，待關(guān)斷的閥所需的換相時(shí)間面積增大。當(dāng)閥完成換相所需的電壓時(shí)間面積Acr大于換流器所能提供的最大換相電壓時(shí)間面積Amax時(shí)，另一個(gè)換流橋D橋也會(huì)發(fā)生換相失敗。因?yàn)橛性摴收铣潭认聞偤貌话l(fā)生雙橋換相失敗的假設(shè)在前，即在直流電流達(dá)到最大值Id′，D橋逆變器熄弧角為剛好不會(huì)發(fā)生換相失敗的最小值γmin。直流電流在峰值處附近的變化率dId/dωt可近似認(rèn)為等于0，所以直流電流峰值處附近的D橋閥換相過程有式(6)成立：

(6)

令(4)、(6)兩式等號(hào)兩邊相減，利用定積分的區(qū)間可加性可得:

(7)

上式可進(jìn)一步化簡為:

(8)

將式(5)帶入式(8)，可得:

(9)

其中:Δul=ul-ul′，ΔId=Id′-Id，Δul/ul為交流系統(tǒng)發(fā)生三相故障，考慮單橋換相失敗后直流電流增長而恰好躲過雙橋換相失敗的臨界交流電壓跌落百分比。

由式(9)可知，雙橋非連續(xù)換相失敗中第二個(gè)換流橋發(fā)生換相失敗主要是由直流電流增大主導(dǎo)的。因?yàn)閱螛驌Q相失敗后，直流電流的增大將導(dǎo)致臨界交流電壓跌落百分比的進(jìn)一步下降。

如果故障程度較輕微，換相電壓跌落較少，即便單橋換相失敗后直流電流增大到峰值，由于控制系統(tǒng)的迅速響應(yīng)以及換相裕度的存在(α→α′,γ→γmin)，直流系統(tǒng)也可能躲過雙橋換相失敗，只發(fā)生單橋換相失敗。

然而在故障程度更為嚴(yán)重的情況下，由于換相電壓的幅值跌落過大，導(dǎo)致?lián)Q流橋能提供換相電壓時(shí)間面積迅速減少至小于臨界換相電壓時(shí)間面積(由額定直流電流決定)，還未等到直流電流的陡增，Y橋和D橋便在很短的時(shí)候內(nèi)相繼發(fā)生換相失敗，即視為發(fā)生了雙橋連續(xù)換相失敗。

1.2 交流三相故障下的VSC-HVDC暫態(tài)控制策略 交流故障發(fā)生時(shí)，VSC-HVDC利用換流器的快速響應(yīng)能力，采取特殊的低電壓穿越或電壓變化率控制邏輯，有利于提升系統(tǒng)的故障穿越能力。

如圖2所示，當(dāng)VSC-HVDC檢測(cè)到交流系統(tǒng)正序電壓模值持續(xù)低于0.85 p.u.一段時(shí)間，或正序電壓模值變化率在連續(xù)幾個(gè)毫秒內(nèi)都超過了門檻值，VSC-HVDC進(jìn)入低電壓穿越或電壓變化率穿越邏輯，其外環(huán)控制器從穩(wěn)態(tài)無功功率外環(huán)控制轉(zhuǎn)為暫態(tài)交流電壓外環(huán)控制，以增大無功電流輸出，提升對(duì)換相電壓的支撐作用[14]。

圖2 VSC交流故障期間的外環(huán)控制策略

由于交流母線正序電壓模值的計(jì)算過程中,正序電壓的d、q軸分量取1/4個(gè)周期內(nèi)的平均值，因此故障過后的5個(gè)ms內(nèi)正序模值的計(jì)算存在一定誤差，這可能會(huì)導(dǎo)致柔性直流控制響應(yīng)的延遲。

2 混合雙饋入系統(tǒng)中LCC-HVDC換相失敗的仿真分析

在PSCAD/EMTDC中搭建如圖1所示的混合雙饋入直流輸電模型，對(duì)逆變側(cè)交流系統(tǒng)設(shè)置不同接地阻值(從285 Ω到0 Ω)的交流三相接地故障，同時(shí)改變故障觸發(fā)時(shí)刻(從8.100 s到8.109 s)。試驗(yàn)結(jié)果如圖3所示，可知隨著接地阻值的減小(故障水平的上升)，換流器換相失敗類型基本呈現(xiàn)出愈來愈嚴(yán)重的趨勢(shì)，符合1.1節(jié)中關(guān)于換相失敗的機(jī)理分析。但式(9)忽略了故障觸發(fā)時(shí)刻的影響，僅適用于故障觸發(fā)時(shí)還未導(dǎo)通，故障后才開始導(dǎo)通的閥換相過程，不適用于故障觸發(fā)于換相過程中的情形，下面進(jìn)一步分析換相失敗類型同故障時(shí)刻的關(guān)系。

圖3 不同交流故障下?lián)Q相失敗類型統(tǒng)計(jì)

2.1 故障時(shí)刻對(duì)換相失敗類型的影響

在同一接地阻值下，不同故障時(shí)刻下可能會(huì)發(fā)生單橋換相失敗、雙橋換相失敗(包括雙橋非連續(xù)換相失敗和雙橋連續(xù)換相失敗)，也可能不發(fā)生換相失敗。若故障發(fā)生在閥換相過程中，且對(duì)應(yīng)的角度為ωt，由于換相時(shí)間較短且假設(shè)此時(shí)換流器恰好能躲過換相失敗，則直流電流在該閥換相過程中的變化可以忽略，易推知:

(10)

式(10)和式(4)相減得：

(11)

進(jìn)一步化簡可得:

(12)

由于α<ωt<π-γmin，所以臨界交流電壓跌落百分比會(huì)隨著ωt的增大而增大。下面分別以8.104 s，8.105 s觸發(fā)接地阻值為210 Ω的三相故障為例，分析故障時(shí)刻對(duì)換相失敗的影響。

2.1.1 8.104 s觸發(fā)接地阻值為210 Ω的三相故障

如圖4所示，8.104 s時(shí)在逆變側(cè)交流系統(tǒng)觸發(fā)三相接地故障。此時(shí)，閥V6D處于換相過程的開始階段，V6D剛剛導(dǎo)通不久。對(duì)應(yīng)于式(12)，即ωt非常接近于α，由于Δul/ul在α<ωt<π-γmin范圍內(nèi)單調(diào)遞增，即故障的發(fā)生對(duì)V6D承受交流電壓跌落而不發(fā)生換相失敗的能力影響顯著，D橋發(fā)生換相失敗。

圖4 交流故障后混合雙饋入直流系統(tǒng)響應(yīng)(8.104 s觸發(fā))

當(dāng)V6Y導(dǎo)通時(shí)，由圖4(d)可知直流控制系統(tǒng)已經(jīng)響應(yīng)，Y橋換流器的觸發(fā)延遲角減小至約136°，雖然在該閥換相過程中，交流電壓一直處于故障水平，但是由于積分區(qū)間的增大，換相時(shí)間面積得以增大，從而躲過雙橋換相失敗。

觀察圖4(f)、(g)、(h)可知，雖然故障于8.104 s就已觸發(fā)，由于1.2節(jié)所述的正序電壓模值檢測(cè)誤差問題的存在，VSC-HVDC經(jīng)過約5個(gè)ms，直到約8.109 s才進(jìn)入電壓變化率控制，而之前由穩(wěn)態(tài)無功功率外環(huán)控制產(chǎn)生的iqref被清掉，VSC-HVDC進(jìn)入暫態(tài)交流電壓環(huán)控制，iqref的爬坡速度較慢，無功電流在故障初期的響應(yīng)十分有限。

2.1.2 8.105 s觸發(fā)接地阻值為210 Ω的三相故障

如圖5所示，8.105 s時(shí)在逆變側(cè)交流系統(tǒng)觸發(fā)三相接地故障。此時(shí)，閥V6D處于換相過程的最后階段。對(duì)應(yīng)于式(12)，即ωt非常接近于π-γmin，由于Δul/ul在α<ωt<π-γmin范圍內(nèi)單調(diào)遞增，即故障的發(fā)生對(duì)V6D承受交流電壓跌落而不發(fā)生換相失敗的能力沒有顯著影響，D橋無換相失敗發(fā)生。

同時(shí)，由于故障觸發(fā)時(shí)刻在V6Y開始換相之前，且由圖5(d)可知，此時(shí)直流控制系統(tǒng)還未來得及做出響應(yīng)，Y橋換流器的觸發(fā)延遲角仍為α。對(duì)應(yīng)于式(12)，即ωt=α，此時(shí)故障的發(fā)生對(duì)V6Y承受交流電壓跌落而不發(fā)生換相失敗的能力影響最大，Y橋發(fā)生換相失敗

同樣，VSC-HVDC在故障初期響應(yīng)有限，對(duì)換流電壓的支撐作用不明顯，存在一定優(yōu)化空間。

由上述2個(gè)案例可知，故障觸發(fā)時(shí)刻以及直流控制系統(tǒng)的響應(yīng)速度會(huì)對(duì)換相失敗類型產(chǎn)生影響。

2.2 異常換相失敗分析

觀察圖6，在輕微交流三相故障下(接地阻值為255 Ω)，逆變側(cè)發(fā)生雙橋非連續(xù)換相失敗，而接地阻值減小至210 Ω時(shí)，逆變側(cè)只發(fā)生單橋換相失敗。

在8.104 s時(shí)設(shè)置接地阻值為210 Ω的三相接地故障，觀察圖6(b)、(d)可知，換流器只發(fā)生了D橋換相失敗，直流電流只有一處波峰。在8.104 s時(shí)設(shè)置接地阻值為255 Ω的三相接地故障，觀察圖6(a)、(c)可知，D橋換相失敗先發(fā)生，間隔了約13個(gè)ms，在直流電流上升到第一個(gè)波峰處附近，又發(fā)生了Y橋換相失敗，直流電流也發(fā)生了第二次陡升。

觀察如圖7所示的逆變側(cè)換相電壓波形，在發(fā)生接地阻值為255 Ω的三相接地故障時(shí)，換相電壓過零點(diǎn)較發(fā)生接地阻值為210 Ω的三相接地故障時(shí)提前。以B相電壓為例，分別選取2種故障后一個(gè)周波內(nèi)的逆變側(cè)交流電壓做傅立葉變化，進(jìn)行諧波分析，得到圖8。

通過對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，在接地阻值為255 Ω時(shí)，b相電壓的各次諧波含量均高于接地阻值為210 Ω的情況，這種差別尤其體現(xiàn)在直流分量和2次、3次等低次諧波上，這導(dǎo)致交流電壓在接地阻值為255 Ω時(shí)波形畸變程度大于接地阻值為210 Ω時(shí)，從而導(dǎo)致了換相電壓過零點(diǎn)的前移。由式(6)可知，盡管交流電壓跌落百分比在接地阻值為255 Ω時(shí)小于接地阻值為210 Ω的情況，但由于換相電壓過零點(diǎn)的前移，積分的時(shí)間區(qū)間相對(duì)減小，所以系統(tǒng)能夠提供的不發(fā)生換相失敗的最大換相電壓時(shí)間面積也相應(yīng)減小。而由于之前單橋換相失敗已經(jīng)發(fā)生，造成直流電流不可抑制的上升，閥完成換相所需的電壓時(shí)間面積相應(yīng)增大，導(dǎo)致了后續(xù)雙橋換相失敗的發(fā)生。

圖7 不同交流故障下的換相電壓

圖8 不同交流故障下的交流電壓諧波含量

3 異常換相失敗的抑制措施

由1.2節(jié)可知，故障情況下VSC-HVDC進(jìn)入暫態(tài)控制邏輯(低電壓穿越控制或電壓變化率控制)，其外環(huán)控制器由穩(wěn)態(tài)無功功率外環(huán)控制切換暫態(tài)交流電壓外環(huán)控制，但從2.1節(jié)仿真分析可知，現(xiàn)有的控制參數(shù)下，故障初期VSC-HVDC對(duì)換相電壓的支撐作用有限。暫態(tài)交流電壓外環(huán)控制根據(jù)給定的暫態(tài)交流電壓參考值Vreftran計(jì)算得到無功電流參考值iqref，再送給內(nèi)外電流控制器進(jìn)行控制，因此可以考慮通過改變Vreftran的大小來增大無功電流的輸出，改善故障初期VSC-HVDC對(duì)換流電壓的支撐作用，以求減少換相失敗的發(fā)生或降低換相失敗的嚴(yán)重程度。采用單純形算法，可以對(duì)參數(shù)Vreftran尋優(yōu)，使得在優(yōu)化的控制參數(shù)下，逆變側(cè)輕微故障時(shí)只發(fā)生單橋換相失敗而不發(fā)生異常的雙橋非連續(xù)換相失敗。

3.1 單純形算法

單純形算法是一種基于幾何形狀考慮的啟發(fā)式優(yōu)化算法，所謂單純形指的是在n維空間中，以n+1個(gè)端點(diǎn)構(gòu)成的最簡單圖形。該算法在初始單純形的每個(gè)頂點(diǎn)對(duì)目標(biāo)函數(shù)進(jìn)行計(jì)算，舍棄掉結(jié)果最大的端點(diǎn)，并以其余端點(diǎn)的幾何中心為中點(diǎn)找到被舍棄端點(diǎn)的鏡像作為新的端點(diǎn)，然后在新的單純形上重復(fù)上面的步驟，以不斷逼近更小的目標(biāo)函數(shù)值。

設(shè)置優(yōu)化的目標(biāo)函數(shù)為：

(13)

其中Ud為測(cè)量得到的直流電壓的標(biāo)幺值;Id為測(cè)量得到的直流電流標(biāo)幺值;t為三相故障觸發(fā)時(shí)刻，故障后經(jīng)T時(shí)間，直流系統(tǒng)重新恢復(fù)到穩(wěn)定狀態(tài)。

設(shè)置于8.100 s觸發(fā)的接地阻值為255 Ω的交流三相故障，令暫態(tài)無功電壓外環(huán)控制的參考值初值Vreftran為1，利用單純形算法經(jīng)過10次運(yùn)算，得到優(yōu)化后的參數(shù)Vreftran為1.087 5。

3.2 參數(shù)優(yōu)化前后的波形對(duì)比

觀察圖9，通過對(duì)比分析參數(shù)優(yōu)化前后的直流電流、交流線電壓、無功電流波形可知，優(yōu)化前直流電流有2個(gè)波峰，分別對(duì)應(yīng)于D橋、Y橋換相失敗，且直流電流升到峰值處后一直跌至0，即直流功率的傳輸中斷，直到8.216 s直流電流才恢復(fù)到穩(wěn)態(tài)時(shí)的90%；優(yōu)化后直流電流的波峰減為1個(gè)，對(duì)應(yīng)與換流器D橋換相失敗，并無Y橋換相失敗的發(fā)生，且直流電流最低時(shí)仍大于0.5 p.u.，直流功率的傳輸沒有中斷，到8.154 s直流電流已經(jīng)恢復(fù)到穩(wěn)態(tài)時(shí)的90%，較之優(yōu)化前提前了約3個(gè)周波的時(shí)間。

同時(shí)優(yōu)化后無功電流在故障初期較之優(yōu)化前有明顯增長，使得逆變側(cè)交流電壓獲得一定程度的抬升。優(yōu)化后無功電流在8.140 s附近時(shí)有明顯的回落，這是因?yàn)榭刂葡到y(tǒng)檢測(cè)到逆變側(cè)電壓恢復(fù)到一定程度并持續(xù)指定時(shí)間后，VSC-HVDC逆變側(cè)由暫態(tài)無功電壓外環(huán)控制切換回穩(wěn)態(tài)無功外環(huán)控制，同時(shí)防止了逆變側(cè)過電壓情況的出現(xiàn)。

圖9 優(yōu)化前后混合雙饋入直流系統(tǒng)響應(yīng)

4 結(jié)束語

本文分析了LCC-HVDC發(fā)生單橋換相失敗、雙橋換相失敗的機(jī)理，指出單橋換相失敗后直流電流上升的快慢是導(dǎo)致雙橋非連續(xù)換相失敗發(fā)生與否的主要原因，雙橋連續(xù)換相失敗則主要?dú)w因于換相電壓的大幅跌落。通過對(duì)不同交流故障時(shí)刻、不同故障程度下的仿真數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，闡明了故障時(shí)刻與故障程度對(duì)換流器換相失敗類型的影響，同時(shí)解釋了交流系統(tǒng)輕微程度故障下?lián)Q流器發(fā)生雙橋非連續(xù)換相失敗而一般程度故障下只發(fā)生單橋換相失敗的原因是輕微交流故障下，接地阻值更大，系統(tǒng)的戴維南等效阻抗更大，短路比更小，波形畸變也更為嚴(yán)重。通過單純形算法對(duì)混合雙饋入系統(tǒng)中的VSC-HVDC參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，可以有效抑制這種異常換相失敗情況的發(fā)生，有利于直流系統(tǒng)的快速恢復(fù)，減小故障對(duì)交直流系統(tǒng)的影響。

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李 猛

李 猛(1991 —)，男，安徽阜陽人，碩士研究生，研究方向?yàn)楦邏褐绷鬏旊姡?/p>

夏成軍(1974 —)，男，湖北黃岡人，博士，副教授，研究方向?yàn)殡娏ο到y(tǒng)分析運(yùn)行與控制、HVDC與FACTS；

杜兆斌(1977 —)，男，廣東佛山人，博士，講師，研究方向?yàn)殡娏ο到y(tǒng)穩(wěn)定性分析與控制。

Research on the Mechanism and Suppression Method of Double Bridge Discontinuous Commutation Failure in Hybrid HVDC

LI Meng, XIA Chengjun, DU Zhaobin

(School of Electric Power, South China University of Technology, Guangzhou 510641, China)

With the development of high voltage direct current(HVDC) transmission technology, hybrid multi-infeed direct current transmission become a development trend. The mechanism of double bridge commutation failure of line commutated converter based high voltage direct current (LCC-HVDC) in hybrid double-infeed system is analysized. And the major influence factors of double bridge continuous and discontinuous commutation failure are distinguished. Through simulation under different AC system fault extent and trigger time, the effect of these two factors on commutation failure types is studied, and it is found that the AC voltage waveform distortion under slight fault is the main cause of double bridge discontinuous commutation failure. Then the control parameter of voltage source converter based high voltage direct current(VSC-HVDC) is optimized by Simplex algorithm to suppress double bridge discontinuous commutation failure of LCC-HVDC in slight fault.

hybrid HVDC; double bridge commutation failure; waveform distortion; Simplex algorithm

2016-10-26；

2016-11-25

國家自然科學(xué)基金(51577071)；廣東省自然科學(xué)基金(2015 A030313202)

TM721

A

2096-3203(2017)01-0047-06