李林， 呂彥北， 王永平， 付廣旭， 盧東斌

(南京南瑞繼保電氣有限公司,江蘇 南京 211102)

0 引言

特高壓直流輸電具有輸送功率大、啟動(dòng)和調(diào)速快、可控性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，對(duì)有功功率輸送和無功功率消耗均有靈活的調(diào)控能力，可用于快速改善交流系統(tǒng)的運(yùn)行特性[1]。特高壓直流輸電在遠(yuǎn)距離輸電、跨區(qū)電網(wǎng)互聯(lián)中得到了廣泛應(yīng)用，已經(jīng)成為電網(wǎng)中的一個(gè)重要組成部分，是影響電網(wǎng)安全穩(wěn)定運(yùn)行一個(gè)重要因素[2]。

送端電網(wǎng)與受端電網(wǎng)間采用多回直流相連，在一回直流故障時(shí)，通過提升其他直流實(shí)現(xiàn)功率緊急支援。在受端電網(wǎng)相對(duì)較弱的情況下，當(dāng)需要大幅提升直流功率時(shí)，若采用傳統(tǒng)的逆變側(cè)定熄弧角控制策略，會(huì)出現(xiàn)換相失敗的情況，這是由于大幅提升直流需要消耗大量的無功，對(duì)交流系統(tǒng)來說是一個(gè)大的擾動(dòng)。在交流系統(tǒng)出現(xiàn)大的擾動(dòng)時(shí)，傳統(tǒng)的逆變側(cè)定熄弧角控制策略輸出的觸發(fā)角較發(fā)生擾動(dòng)之前增大，從而使熄弧角實(shí)際值遠(yuǎn)小于熄弧角參考值，換相裕度減小，進(jìn)而極易導(dǎo)致?lián)Q流器發(fā)生換相失敗[3—7]。文獻(xiàn)[3]在發(fā)生大的暫態(tài)擾動(dòng)時(shí)，采用自適應(yīng)的增益調(diào)整，但是需要精確的物理模型。文獻(xiàn)[4]在判斷出現(xiàn)大的擾動(dòng)時(shí)，采用改進(jìn)的逆變側(cè)最大觸發(fā)延遲角控制策略，在某些大擾動(dòng)情況下具有優(yōu)勢(shì)，但需要準(zhǔn)確的擾動(dòng)判據(jù)。

為避免發(fā)生換相失敗，直流控制系統(tǒng)配置了預(yù)測(cè)換相失敗控制功能。該功能主要用于防止由交流故障引起的換相失敗，當(dāng)交流系統(tǒng)出現(xiàn)大的擾動(dòng)時(shí)，交流電壓的變化不一定能達(dá)到預(yù)測(cè)換相失敗控制的啟動(dòng)定值，因此不能解決直流功率大幅提升時(shí)逆變側(cè)發(fā)生換相失敗的問題。

文中分析了直流功率大幅提升的執(zhí)行過程、發(fā)生換相失敗的原因及交流系統(tǒng)強(qiáng)度和提升量對(duì)換相失敗的影響。之后，在現(xiàn)有工程應(yīng)用的逆變側(cè)修正定熄弧角控制器的基礎(chǔ)上，提出一種預(yù)防換相失敗的控制器，將熄弧角測(cè)量值引入控制器，實(shí)現(xiàn)閉環(huán)控制，進(jìn)而保證換相裕度，避免發(fā)生換相失敗。最后，在實(shí)時(shí)數(shù)字仿真系統(tǒng)(real time digital si-mu-la-tion system，RTDS)中驗(yàn)證了所提策略的有效性。

1 美麗山Ⅱ期直流所接入的交流電網(wǎng)

以巴西美麗山Ⅱ期直流為研究對(duì)象，如圖1所示，巴西美麗山直流輸電工程包含兩回±800 kV雙極雙落點(diǎn)直流。第一回(美麗山Ⅰ回)北部起于欣古換流站，南部止于埃斯特雷多換流站，輸電距離為2 084 km，已于2018年建成。第二回(美麗山Ⅱ回)北部起于欣古換流站，止于巴西東南部里約換流站，輸電距離為2 542 km，已于2019年建成。每回直流輸送容量均為4 000 MW，直流額定電流為均2 500 A[8—14]。兩回直流運(yùn)行時(shí)，功率互相支援，在一回直流故障導(dǎo)致功率損失時(shí)，提升另一回直流。

圖1 美麗山Ⅱ期直流所接入的交流電網(wǎng)Fig.1 AC power grid which Belo Monte Ⅱ HVDC connect

與直流系統(tǒng)互連的交流系統(tǒng)有強(qiáng)弱之分，系統(tǒng)越強(qiáng)則越穩(wěn)定。有效短路比KESCR是衡量交流系統(tǒng)強(qiáng)弱的重要指標(biāo)，其計(jì)算如下：

(1)

一般認(rèn)為，KESCR>3時(shí)為強(qiáng)系統(tǒng)，KESCR∈[2,3]時(shí)為弱系統(tǒng)，KESCR<2時(shí)為極弱系統(tǒng)[15—16]。

巴西美麗山Ⅱ期直流里約側(cè)交流系統(tǒng)短路容量為17 834～54 559 MV·A，無功補(bǔ)償?shù)娜萘繛? 700 Mvar，根據(jù)式(1)，可以計(jì)算出KESCR為3.7～12.9，如考慮直流1.5 p.u.,過負(fù)荷能力，此時(shí)的KESCR為2.5～8.6。因此，在交流系統(tǒng)最小運(yùn)行方式下，存在相對(duì)較弱交流系統(tǒng)運(yùn)行方式。

2 大幅提升直流時(shí)發(fā)生換相失敗的問題及原因分析

2.1 問題描述

美麗山兩回直流運(yùn)行時(shí)，功率互相支援，在一回直流故障導(dǎo)致功率損失時(shí)，提升另一回直流。通過RTDS試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，采用欣古側(cè)短路容量為42 166 MV·A，里約側(cè)短路容量為17 834 MV·A(最小短路容量)的戴維南等效系統(tǒng)，直流雙極全壓運(yùn)行，功率2 600 MW。模擬收到穩(wěn)控緊急提升量為3 400 MW，提升速率為840 000 MW/min，將直流提升至6 000 MW(1.5 p.u.)，里約側(cè)出現(xiàn)換相失敗。波形如圖2所示。

圖2 最小短路容量下美麗山Ⅱ期直流功率由2 600 MW提升至6 000 MW發(fā)生換相失敗Fig.2 Commutation failure occurs when Belo Monte Ⅱ HVDC runup from 2 600 MW to 6 000 MW under minimum short circuit capacity

2.2 導(dǎo)致?lián)Q相失敗的原因分析

當(dāng)直流電流從一個(gè)閥換相到另一個(gè)閥時(shí)，最新導(dǎo)通的閥和即將退出導(dǎo)通的閥會(huì)同時(shí)導(dǎo)通較短的時(shí)間，這段時(shí)間即疊弧時(shí)間。因?yàn)榫чl管為半控元件，即將退出導(dǎo)通的閥必須承受一定的反向電壓，使得載流子反向恢復(fù)后，才能安全關(guān)斷。因此定義從疊弧結(jié)束到換相電壓過零點(diǎn)的剩余的電壓-時(shí)間區(qū)域?yàn)槟孀儌?cè)的換相裕度，如圖3所示。當(dāng)換相裕度不足時(shí)，退出導(dǎo)通的閥不能關(guān)斷，從而引起換相失敗[17—20]。

圖3 換相裕度的定義Fig.3 Definition of commutation margin

圖3中，α為延時(shí)觸發(fā)角；μ為疊弧角；γ為熄弧角。由圖3可知，熄弧角大小和交流電壓幅值是決定換相裕度大小的主要因素。

功率提升過程如圖4所示，逆變側(cè)控制器的工作分為3個(gè)階段：(1) 第一階段，整流側(cè)α大于5°，整流側(cè)依靠調(diào)節(jié)α控制直流電流，此時(shí)，逆變側(cè)定熄弧角控制器起作用；(2) 第二階段，整流側(cè)α已調(diào)至最低5°，失去控制直流電流的能力，逆變側(cè)定電流控制器起作用；(3) 第三階段，直流電流指令上升已完成，隨著直流電流的上升，與電流指令的差小于電流裕度，逆變側(cè)定熄弧角控制起作用。

圖4 大幅提升過程的3個(gè)階段Fig.4 Three phases in the process of large runup

通過波形可以看出，在第三階段時(shí)，直流電流指令不變，交流電壓減小，直流電流上升，換相過程變長(zhǎng)，而定熄弧角控制器輸出基本不變(132°)，此時(shí)的疊弧角為35°，進(jìn)而導(dǎo)致熄弧角減小至13°，交流電壓相電壓幅值由314 kV下降至271 kV。根據(jù)上述換相裕度的介紹，熄弧角下降和交流電壓大幅下降兩方面的因素導(dǎo)致?lián)Q相裕度大幅減小，退出導(dǎo)通的閥沒有承受足夠的反壓，沒有關(guān)斷，從而導(dǎo)致?lián)Q相失敗。

同時(shí)可以看出，在整個(gè)功率提升的過程中，由于直流功率提升了3 400 MW，提升的幅度較大，無功消耗增加，導(dǎo)致交流電壓下降了約68 kV。

2.3 交流系統(tǒng)強(qiáng)度的影響

欣古側(cè)短路容量不變，仍為42 166 MV·A，里約側(cè)短路容量由17 834 MV·A改為28 000 MV·A，進(jìn)行同樣的試驗(yàn)，無換相失敗，波形如圖5所示。

圖5 美麗山Ⅱ期直流功率由2 600 MW提升至6 000 MW(增大短路容量)Fig.5 Belo Monte Ⅱ HVDC runup from 2 600 MW to 6 000 MW(increase short circuit capacity)

通過圖5可見，隨著直流功率上升，換流器消耗無功增加，逆變側(cè)交流電壓降低，由于系統(tǒng)強(qiáng)度增加，交流電壓下降的幅度減小，下降了約45 kV。對(duì)比2.2節(jié)的第三階段，由于此時(shí)交流電壓變化較小，直流電流相對(duì)穩(wěn)定，沒有發(fā)生換相失敗。

在大幅提升直流時(shí)，交流電壓降低的程度與交流系統(tǒng)強(qiáng)弱有關(guān)，交流系統(tǒng)越弱，逆變側(cè)交流電壓降幅越大，越不穩(wěn)定，越容易導(dǎo)致?lián)Q相失敗。

2.4 提升量的影響

采用欣古側(cè)短路容量為42 166 MV·A，里約側(cè)短路容量為17 834 MV·A，減小提升量，功率由2 600 MW提升4 000 MW，進(jìn)行提升試驗(yàn)，無換相失敗，波形如圖6所示。

圖6 美麗山Ⅱ期直流功率由2 600 MW提升至4 000 MW(減小提升量)Fig.6 Belo Monte Ⅱ HVDC runup from 2 600 MW to 4 000 MW(reduce the runup capacity)

由圖6可知，減小直流功率提升量，換流器消耗無功減小，交流電壓下降幅度減小，下降約26 kV。對(duì)比2.2節(jié)的第三階段，由于此時(shí)交流電壓變化較小，直流電流相對(duì)穩(wěn)定，沒有發(fā)生換相失敗。

綜上，在相對(duì)較弱的交流系統(tǒng)下，大幅的緊急提升直流，無功消耗大幅增加，導(dǎo)致交流電壓大幅跌落是導(dǎo)致?lián)Q相失敗的主要原因。解決該問題的措施有：

(1) 通過在電網(wǎng)中增加無功補(bǔ)償設(shè)備，穩(wěn)定交流系統(tǒng)電壓，進(jìn)而避免在大幅提升直流時(shí)發(fā)生換相失敗。

(2) 根據(jù)實(shí)際電網(wǎng)的運(yùn)行方式，當(dāng)交流電網(wǎng)為弱交流系統(tǒng)方式運(yùn)行時(shí)，限制直流功率提升量的上限，確保提升量在安全的范圍內(nèi)，避免大幅提升直流功率。

(3) 在不增加電網(wǎng)設(shè)備投資的條件下，從熄弧角控制的角度來說，針對(duì)大幅提升直流的情況，進(jìn)一步優(yōu)化逆變側(cè)定熄弧角控制策略。由于定熄弧角控制采用的是開環(huán)定熄弧角控制，其控制沒有引入熄弧角測(cè)量值，在某些情況下不能將熄弧角控制在設(shè)定值，從而增加了發(fā)生換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)。

3 逆變側(cè)控制策略及優(yōu)化設(shè)計(jì)

3.1 現(xiàn)有的逆變側(cè)控制策略

在高壓直流輸電工程里，逆變側(cè)配置了定電流控制器、定電壓控制器、修正的定熄弧角控制器，采用限幅的方式在3個(gè)控制器之間進(jìn)行協(xié)調(diào)配合。定熄弧角控制器的輸出作為定電壓控制器的最大值限幅，定電壓控制器的輸出在逆變運(yùn)行時(shí)作為電流調(diào)節(jié)器的最大值限幅，在整流運(yùn)行時(shí)作為最小值限幅。在兩端電流調(diào)節(jié)器同時(shí)工作時(shí)，為了避免引起調(diào)節(jié)不穩(wěn)定，逆變側(cè)電流調(diào)節(jié)器的定值一般比整流側(cè)小0.1 p.u.，這就是電流裕度[21—22]。在正常運(yùn)行工況下，逆變側(cè)修正的定熄弧角控制器起作用。

采用定熄弧角控制時(shí)，逆變側(cè)的換流器具有負(fù)阻抗特性，直流電壓隨直流電流升高而減小，隨直流電流降低而增大。當(dāng)逆變側(cè)的交流電網(wǎng)為弱系統(tǒng)時(shí)，將會(huì)帶來穩(wěn)定性問題。修正的定熄弧角控制器根據(jù)式(2)和式(3)計(jì)算其輸出的α指令αmax，在暫態(tài)情況下，修正的定熄弧角控制器具有正斜率特性，有利于提高直流輸電系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

(2)

αmax=180°-β

(3)

式中：γo為熄弧角參考值；dx為換相電抗；Io為直流電流指令值；Id為直流電流實(shí)測(cè)值；IdN為額定直流電流；Udi0N為額定空載直流母線電壓；Udi0為實(shí)際空載直流母線電壓；K為正斜率系數(shù)。

根據(jù)逆變側(cè)修正的定熄弧角控制原理以及式(2)和式(3)，可以看出，當(dāng)直流電流指令I(lǐng)o變化時(shí)，β的計(jì)算值變化，進(jìn)而α指令αmax發(fā)生變化。當(dāng)直流電流指令I(lǐng)o不變時(shí)，如Id增大，將減小，αmax輸出增大，將導(dǎo)致?lián)Q相裕度減小，從而增加發(fā)生換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)。

3.2 逆變側(cè)控制策略優(yōu)化設(shè)計(jì)

現(xiàn)有的逆變側(cè)定熄弧角控制策略采用的是開環(huán)定熄弧角控制，在穩(wěn)態(tài)和暫態(tài)擾動(dòng)小的情況下，可保證直流輸電系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行。

當(dāng)逆變側(cè)出現(xiàn)大的擾動(dòng)導(dǎo)致交流系統(tǒng)電壓降低時(shí)，交流電壓減小，直流電流上升，換相過程變長(zhǎng)，直流電流指令不變，根據(jù)定熄弧角控制器的控制原理，其輸出基本不變，進(jìn)而導(dǎo)致熄弧角減小，直至出現(xiàn)換相失敗。此時(shí)，如果能將熄弧角測(cè)量值引入定熄弧角控制，當(dāng)熄弧角測(cè)量值減小時(shí)，調(diào)整定熄弧角控制器的輸出，增加換相裕度，即可避免換相失敗。

基于此，文中在現(xiàn)有修正的定熄弧角控制器的基礎(chǔ)上，提出一種預(yù)防換相失敗的控制器，引入熄弧角測(cè)量值(γm)，控制器輸出疊加到現(xiàn)有修改中的定關(guān)斷角控制器中采用的關(guān)斷角參考值上，實(shí)現(xiàn)定熄弧角閉環(huán)控制功能。

預(yù)防換相失敗的控制器邏輯示意如圖7所示，其輸入為逆變側(cè)熄弧角設(shè)定值(γref)與經(jīng)過濾波環(huán)節(jié)的熄弧角測(cè)量值(γmf)的差值；之后經(jīng)過比例環(huán)節(jié)和積分環(huán)節(jié)后，求和，再經(jīng)過限幅環(huán)節(jié)，得到熄弧角調(diào)節(jié)量。

圖7 預(yù)防換相失敗控制器邏輯示意Fig.7 Controller logic schematic diagram for preventing commutation failure

當(dāng)經(jīng)過濾波環(huán)節(jié)的熄弧角測(cè)量值小于設(shè)定值1(γset1)時(shí)，將熄弧角調(diào)節(jié)量疊加到逆變側(cè)熄弧角參考值(γ0)上，作為定熄弧角控制器的輸入。當(dāng)經(jīng)過濾波環(huán)節(jié)的熄弧角測(cè)量值大于設(shè)定值2(γset2)時(shí)，熄弧角調(diào)節(jié)量不再疊加到逆變側(cè)熄弧角參考值(γ0)上，同時(shí)將積分環(huán)節(jié)的輸出清零。

3.3 控制器參數(shù)選擇

預(yù)防換相失敗控制器參數(shù)整定，首先根據(jù)以往工程的經(jīng)驗(yàn)，確定一套初始參數(shù)，在美麗山直流Ⅱ期工程的RTDS仿真系統(tǒng)中模擬功率大幅提升的試驗(yàn)，根據(jù)控制器的響應(yīng)情況進(jìn)行控制器參數(shù)調(diào)整，最終確定一套最優(yōu)的參數(shù)。經(jīng)過仿真試驗(yàn)研究，最終選擇相關(guān)參數(shù)如表1所示。

表1 預(yù)防換相失敗控制器參數(shù)Table 1 Parameters of controller to prevent commutation failure

4 RTDS試驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 針對(duì)緊急提升的驗(yàn)證

增加預(yù)防換相失敗控制器后，采用欣古側(cè)短路容量為42 166 MV·A，里約側(cè)短路容量為17 834 MV·A，功率由2 600 MW緊急提升至6 000 MW，無換相失敗，波形如圖8所示。功率在緊急提升過程中，功率上升平穩(wěn)，預(yù)防換相失敗控制器輸出平滑，補(bǔ)償后的熄弧角不再隨電流增大逐漸下降，只在參考值17°附近小幅變化。

圖8 控制策略優(yōu)化后美麗山Ⅱ期直流功率由2 600 MW提升至6 000 MWFig.8 Belo Monte Ⅱ HVDC runup from 2 600 MW to 6 000 MW after the control strategy is optimized

4.2 對(duì)交直流暫態(tài)故障的影響驗(yàn)證

為了驗(yàn)證采用文中方法對(duì)暫態(tài)故障下直流控制響應(yīng)的影響，開展了以下交直流暫態(tài)故障試驗(yàn)，試驗(yàn)工況及結(jié)果分析如下。

(1) 直流雙極全壓運(yùn)行，功率4 000 MW，模擬整流側(cè)單相接地故障，故障持續(xù)100 ms，試驗(yàn)波形如圖9(a)所示?？梢钥闯?，在整流側(cè)接地故障過程中，逆變側(cè)的熄弧角測(cè)量值一直大于17°，不滿足預(yù)防換相失敗控制器的啟動(dòng)條件，預(yù)防換相失敗控制器輸出為0，因此，在整流側(cè)單相接地故障時(shí)，文中設(shè)計(jì)的預(yù)防換相失敗控制器對(duì)控制系統(tǒng)的響應(yīng)沒有影響。

(2) 直流雙極全壓運(yùn)行，功率4 000 MW，模擬逆變側(cè)單相接地故障，故障持續(xù)100 ms，試驗(yàn)波形如圖9(b)所示?？梢钥闯?，在逆變側(cè)接地故障過程中，逆變側(cè)的熄弧角測(cè)量值波動(dòng)較大，由于預(yù)防換相失敗控制器的輸入采用經(jīng)過濾波環(huán)節(jié)的熄弧角測(cè)量值，因此，其輸出在5°左右平穩(wěn)變化。逆變側(cè)接地故障時(shí)，根據(jù)交流電壓原理預(yù)防換相失敗的功能也會(huì)動(dòng)作，其輸出在24°左右，大于預(yù)防換相失敗控制器的輸出。由于控制系統(tǒng)是將二者的輸出取大后作為最終的熄弧角增加量，因此，在此過程中，仍是根據(jù)交流電壓原理預(yù)防換相失敗的功能起作用，在逆變側(cè)單相接地故障時(shí)，文中設(shè)計(jì)的預(yù)防換相失敗控制器對(duì)控制系統(tǒng)的響應(yīng)沒有影響。

(3) 直流雙極全壓運(yùn)行，功率4 000 MW，模擬極2直流線路接地故障，故障持續(xù)100 ms，試驗(yàn)波形如圖9(c)所示?？梢钥闯?，在直流線路接地故障過程中，逆變側(cè)的熄弧角測(cè)量值一直大于17°，不滿足預(yù)防換相失敗控制器的啟動(dòng)條件，預(yù)防換相失敗控制器輸出為0。因此，在直流線路接地故障時(shí)，文中設(shè)計(jì)的預(yù)防換相失敗控制器對(duì)控制系統(tǒng)的響應(yīng)沒有影響。

圖9 控制策略優(yōu)化后暫態(tài)故障驗(yàn)證試驗(yàn)Fig.9 Transient fault verification test after the control strategy is optimized

5 結(jié)語

文中對(duì)弱受端的高壓直流輸電工程在大幅提升直流功率時(shí)，逆變側(cè)會(huì)出現(xiàn)換相失敗的問題展開了研究，解決該問題的措施主要有：增加無功補(bǔ)償設(shè)備、限制提升量和優(yōu)化控制策略。通過對(duì)現(xiàn)有逆變側(cè)控制策略的分析，提出一種改進(jìn)策略，通過詳細(xì)的RTDS仿真試驗(yàn)表明，采用文中所提策略，無需增加電網(wǎng)投資和對(duì)提升量限制，即可解決大幅提升直流功率時(shí)的逆變側(cè)換相失敗問題，具有工程應(yīng)用的價(jià)值。

此外，導(dǎo)致逆變側(cè)出現(xiàn)換相失敗的原因有多種，比如閥誤觸發(fā)、兩極線路間的互感等。關(guān)于該策略對(duì)于其他原因?qū)е碌哪孀儌?cè)換相失敗的抑制效果，有待進(jìn)一步研究。