王凌嬈，姚 偉，楊程祥，熊永新，李程昊，文勁宇

（1. 華中科技大學 電氣與電子工程學院 強電磁工程與新技術(shù)國家重點實驗室，湖北 武漢 430074；2. 國網(wǎng)河南省電力公司電力科學研究院，河南 鄭州 450052）

0 引言

特高壓直流輸電技術(shù)因具有輸送容量大、輸送距離遠、線路損耗小等優(yōu)點，已成為我國解決能源負荷中心逆向分布的重要手段。換相失敗是特高壓直流輸電系統(tǒng)的常見故障之一，主要由受端電網(wǎng)的交流故障引起［1］。換相失敗會導致有功功率輸送減少、直流電流增大、電力電子器件過熱受損等危害。而在多饋入直流系統(tǒng)中，各直流落點的換流站間由交流電網(wǎng)和電氣設(shè)備構(gòu)成電氣聯(lián)絡(luò)通道。因此由交流故障引起近端換流站換相失敗LCF（Local converter Commutation Failure）所產(chǎn)生的異常電氣量可通過聯(lián)絡(luò)通道波及遠端的多條直流，引發(fā)同時換相失敗CCF（Concurrent Commutation Failure）。CCF使故障范圍被擴大，對交流電網(wǎng)造成更嚴重的功率沖擊［2］。因此，緩解多饋入直流系統(tǒng)CCF 問題是交直流混聯(lián)系統(tǒng)穩(wěn)定控制中的重要課題［3］。

多饋入直流系統(tǒng)中的耦合特性是引發(fā)CCF 的關(guān)鍵因素，近年來有諸多文獻構(gòu)建相關(guān)指標，對多饋入直流系統(tǒng)中的耦合特性進行描述和衡量。CIGRE工作組提出了多饋入交互因子MIIF（Multi-Infeed Interaction Factor）的概念，通過仿真確定非故障母線與故障母線的電壓跌落量比值來描述多饋入直流系統(tǒng)兩母線間的相互影響程度［4］。受MIIF物理意義的啟發(fā)，文獻［5］提出采用多饋入直流系統(tǒng)網(wǎng)絡(luò)等值阻抗矩陣來計算交直流系統(tǒng)電壓耦合作用因子，但該指標僅單向考慮了故障母線通過聯(lián)絡(luò)通道對其他母線的電壓拉低作用。文獻［6］構(gòu)造了無功潮流支撐系數(shù)來描述故障母線通過聯(lián)絡(luò)通道接受來自其他母線的無功補償現(xiàn)象。然而以上對多饋入直流系統(tǒng)耦合特性的研究均基于基頻電壓、電流，所提多饋入直流系統(tǒng)換相失敗評估指標也主要針對母線電壓幅值降低這一影響因素。文獻［7-8］通過仿真明確指出，電壓波形畸變導致過零點位移，是遠端換流站發(fā)生換相失敗的根本原因，但并未進一步對諧波產(chǎn)生的原因和傳變的過程進行研究。文獻［9］針對諧波對多饋入直流系統(tǒng)換相影響的問題，建立了各直流接入點諧波頻率下的節(jié)點導納矩陣，通過分析諧波對換相電壓幅值和相角的影響得到各次諧波電流引起換相失敗的臨界值，但未具體結(jié)合交流故障情境下諧波導致多饋入直流系統(tǒng)發(fā)生CCF 的過程進行分析。因此，考慮交流故障下諧波的產(chǎn)生和傳變過程的多饋入直流系統(tǒng)CCF機理有待進一步研究。

與傳統(tǒng)直流系統(tǒng)相比，多饋入直流系統(tǒng)的耦合特性使其抑制換相失敗的難度加大，現(xiàn)階段基于控制優(yōu)化思路的多饋入直流換相失敗控制措施以換相失敗預防CFPREV（Commutation Failure PREVention）控制和低壓限流VDCOL（Voltage Dependent Current Order Limiter）控制為主。文獻［10］提出了一種自適應調(diào)節(jié)故障線路CFPREV 協(xié)調(diào)控制策略，在非故障線路的關(guān)斷角減小時降低故障線路CFPREV 控制器輸出的觸發(fā)角修正角度。文獻［11］提出根據(jù)廣域測量結(jié)果評估故障對各直流系統(tǒng)的影響，并依此調(diào)控VDCOL 控制器輸出的電流指令值。以上控制策略依賴于廣域測量信號，傳輸延時影響其對換相失敗的抑制效果。文獻［12-13］考慮了多饋入直流系統(tǒng)中各直流對受端系統(tǒng)的無功沖擊影響和各直流間無功交互影響強弱，按照各直流的恢復優(yōu)先級順序?qū)FPREV 控制的啟動門檻值進行差異化設(shè)置。文獻［14］基于漸變恢復理論設(shè)計了一種VDCOL 優(yōu)化控制，通過延緩故障線路的直流功率恢復速度來降低其無功需求。但以上控制策略采用預先設(shè)置的固定值，限制了控制策略對故障暫態(tài)過程的跟隨性。

本文針對交流故障暫態(tài)過程中產(chǎn)生的諧波在交流系統(tǒng)中傳播并造成遠端換流站發(fā)生換相失敗的過程展開研究。基于換流器開關(guān)調(diào)制理論建立了交流故障暫態(tài)過程中多饋入直流系統(tǒng)內(nèi)諧波傳變回路模型，并對諧波產(chǎn)生的過程和傳變路徑進行詳細分析。在考慮諧波傳變的基礎(chǔ)上，對交流故障導致多饋入直流系統(tǒng)發(fā)生CCF的機理進行分析。將故障后多饋入直流系統(tǒng)內(nèi)換相的動態(tài)演變過程劃分為不同階段，對各階段的特征進行總結(jié)，發(fā)現(xiàn)故障電流分量通過聯(lián)絡(luò)通道擴散是造成CCF的關(guān)鍵因素。根據(jù)以上分析提出了基于聯(lián)絡(luò)通道電流檢測的CCF預防控制策略，使遠端換流站通過檢測由聯(lián)絡(luò)通道饋入母線的電流變化，對多饋入直流系統(tǒng)中發(fā)生的換相失敗做出快速反應。該方法不依賴廣域測量，具有速度快、靈敏度高的特點。以河南特高壓多饋入直流系統(tǒng)為例進行仿真驗證，仿真結(jié)果證明了所提控制策略可有效降低發(fā)生CCF的風險。

1 多饋入直流系統(tǒng)及其控制環(huán)節(jié)

1.1 河南特高壓多饋入直流系統(tǒng)

2020年底，青海—豫南（簡稱“青豫”）直流輸電工程正式投入運行。自此河南電網(wǎng)形成了由哈密—鄭州（“簡稱天中”）和青豫2 條±800 kV 特高壓直流構(gòu)成的多饋入直流系統(tǒng)。河南特高壓多饋入直流系統(tǒng)的拓撲結(jié)構(gòu)見附錄A 圖A1。其中，天中直流受端為常規(guī)的特高壓直流單端饋入結(jié)構(gòu)，經(jīng)中州換流站500 kV母線接入交流電網(wǎng)。青豫南側(cè)直流線路采用多端單層饋入結(jié)構(gòu)，即將高端換流站Ⅰ、Ⅳ和低端換流站Ⅱ、Ⅲ分別接入豫駐馬換流站內(nèi)的2 個500 kV母線。受端交流系統(tǒng)由等效阻抗與電源構(gòu)成的戴維南模型進行等效替代。

在PSCAD／EMTDC 中搭建河南特高壓多饋入直流系統(tǒng)，網(wǎng)絡(luò)參數(shù)如附錄A 表A1所示。本文以河南特高壓多饋入直流系統(tǒng)為例進行理論推導和算例分析，所得多饋入直流系統(tǒng)CCF 的分析結(jié)論對于多饋入直流系統(tǒng)這一典型結(jié)構(gòu)具有普適性，而非僅針對河南電網(wǎng)。

1.2 逆變側(cè)CFPREV控制環(huán)節(jié)

天中直流與青豫直流的逆變側(cè)控制方案除了參考CIGRE HVDC 標準測試模型［15］在逆變側(cè)采用定電流和定關(guān)斷角控制外，還增加了CFPREV 控制環(huán)節(jié)，用作交流系統(tǒng)短路時對逆變器觸發(fā)角進行快速調(diào)節(jié)的輔助控制。河南天中、青豫直流的CFPREV控制策略及工作原理見附錄B。CFPREV 相比于定電流和定關(guān)斷角的常規(guī)閥組控制具有較快的反應速度，對后續(xù)換相失敗具有較好的抑制作用。但在故障電氣距離較遠、電壓變化較為輕微的場景下，依賴于快速電壓檢測的CFPREV 的控制效果將受到限制［16］。

2 多饋入直流系統(tǒng)CCF機理

2.1 換相電壓積分面積理論

換相電壓積分面積理論是分析換相失敗的常用方法，其相關(guān)內(nèi)容簡單介紹如下［17］。

式中：Lc為換相電感；t1為施加觸發(fā)脈沖后的換相開始時刻；t2為待關(guān)斷晶閘管內(nèi)電流降至0的換相完成時刻；t2max為對應最小關(guān)斷角的臨界換相完成時刻；Id(t1)、Id(t2)分別為t1、t2時刻的晶閘管內(nèi)直流電流。不等式左側(cè)表達式表示換相需求面積，記為Sd，在換相電抗不變時其值主要由晶閘管內(nèi)直流電流決定。不等式右側(cè)表達式表示系統(tǒng)能夠提供的換相電壓積分面積最大值，記為Smax，主要由換相電壓波形及其過零時刻決定。只有當式（1）被滿足時，換流器才能成功換相。

2.2 12脈波換流器開關(guān)函數(shù)調(diào)制理論

由于換流器的開關(guān)特性具有離散性，直流電壓可看作交流電壓經(jīng)開關(guān)函數(shù)調(diào)制得到，交流電流可看作直流電流經(jīng)開關(guān)函數(shù)調(diào)制得到［18］，有如下對應關(guān)系：交流側(cè)正序電壓分量經(jīng)換流器調(diào)制到直流側(cè)形成頻次減1 的電壓分量；交流側(cè)負序電壓分量經(jīng)換流器調(diào)制到直流側(cè)形成頻次加1 的電壓分量；直流側(cè)諧波電流經(jīng)過換流器調(diào)制到交流側(cè)，產(chǎn)生頻次加1 的正序諧波電流和頻次減1 的負序諧波電流。具體推導見附錄C 式（C1）—（C6）。在換流器的調(diào)制作用下，暫態(tài)過程中產(chǎn)生的諧波分量將在交直流側(cè)循環(huán)傳變，導致系統(tǒng)不穩(wěn)定。

2.3 多饋入直流系統(tǒng)中諧波傳變回路

在多饋入直流系統(tǒng)中的LCF是指在某換流母線附近發(fā)生的交流故障引起的該母線所連接換流站發(fā)生的換相失敗。而故障線路換流站發(fā)生換相失敗期間，所引發(fā)的電氣量波動通過耦合通道導致故障線路遠端換流站發(fā)生換相失敗的過程被稱為CCF［19］。仿真研究發(fā)現(xiàn)，多饋入直流系統(tǒng)中遠端換流站發(fā)生CCF前，往往電壓跌落程度較輕，而換相電壓的諧波含量較高，不能提供足夠的換相電壓積分面積［20］。故LCF產(chǎn)生的大量諧波通過聯(lián)絡(luò)通道擴散至遠端線路，這是造成CCF 的主要原因。下面將運用2.2 節(jié)所述的換流器開關(guān)調(diào)制理論，對交流故障暫態(tài)過程多饋入直流系統(tǒng)中的諧波產(chǎn)生原理及其傳變過程進行分析。

基于附錄A 圖A1 所示河南特高壓直流拓撲，換相失敗后諧波在多饋入直流系統(tǒng)中的傳變回路如圖1 所示。圖中：Id1、Id2分別為流入換流變1、2 繞組的直流電流；E1、E2分別為與換流母線1、2 相連交流系統(tǒng)的等效電動勢；Z1h、Z2h分別為與換流母線1、2 相連交流系統(tǒng)的等值阻抗。在換流變1 交流側(cè)母線處設(shè)置接地故障（Zfault為故障點與母線1之間的等值阻抗），此時換流母線電壓明顯下降，引發(fā)換流站1發(fā)生換相失敗，此時換流變1 閥側(cè)電流IC1及直流分量Idf波形見附錄D 圖D1。由于晶閘管具有單向?qū)ㄐ裕瑩Q相失敗后IC1波形不再正負對稱，而是偏向于縱軸一側(cè)［20］，進而產(chǎn)生直流分量Idf。Idf流經(jīng)換流變1 閥側(cè)繞組，從而改變換流變鐵芯工作點，使其進入飽和區(qū)域，進而產(chǎn)生勵磁涌流。由于該勵磁涌流由故障引發(fā)，為與普通的勵磁涌流相區(qū)別，以下簡稱為“故障涌流”［20］。

圖1 換相失敗后多饋入直流系統(tǒng)中的諧波傳變回路Fig.1 Harmonics propagation circuit in multi-infeed DC system after commutation failure

換流變1 鐵芯飽和引起的故障涌流將產(chǎn)生大量的低次諧波電流I1h，I1h作用于交流側(cè)諧波阻抗，使換流變1交流母線處電壓波形發(fā)生畸變，進而產(chǎn)生h次諧波電壓U1h，I1h、U1h的波形見附錄D 圖D2。由圖可知，諧波次數(shù)越大，增長幅度越小，故2 次諧波幅值最大［21］。根據(jù)圖1，U1h經(jīng)過交流聯(lián)絡(luò)通道諧波阻抗Z12h產(chǎn)生h次諧波電流I12h，通過交流網(wǎng)絡(luò)傳變至遠端換流變2 處交流母線，使母線處電壓波形發(fā)生畸變，進而產(chǎn)生h次諧波電壓U2h，I12h、U2h的波形見附錄D圖D3。

根據(jù)2.2節(jié)中所述的換流器開關(guān)函數(shù)調(diào)制理論，U1h、U2h經(jīng)交流側(cè)正序諧波阻抗產(chǎn)生h次正序諧波電流I1h、I2h，經(jīng)換流器調(diào)制回直流側(cè)時將產(chǎn)生頻次減1的電流分量，即在換流站1、2的直流側(cè)分別產(chǎn)生h-1次電流Id1(h-1)、Id2(h-1)，如圖1 中的點劃線路徑所示。附錄D 圖D4 為換流站1 直流側(cè)電流與電壓中含有的各次交流分量幅值隨時間變化的曲線。由圖可知，換流站1 直流側(cè)電流與電壓中含有較高幅值的基頻交流分量，驗證了交流側(cè)2 次正序諧波分量經(jīng)換流器調(diào)制到直流側(cè)變?yōu)榛l交流分量這一分析結(jié)果。Id1(h-1)、Id2(h-1)再經(jīng)過換流器調(diào)制回交流側(cè)時，分別產(chǎn)生頻次減1的負序分量和頻次加1的正序分量，故直流側(cè)的基頻交流分量被調(diào)制回交流側(cè)時將產(chǎn)生直流分量I1dc、I2dc和2 次諧波正序分量。換流器調(diào)制產(chǎn)生的直流分量I1dc、I2dc流入換流變，導致故障涌流繼續(xù)產(chǎn)生低次諧波電流，其與調(diào)制產(chǎn)生2次諧波正序分量共同作用于換流母線，進而產(chǎn)生諧波電壓，參與諧波經(jīng)換流器調(diào)制在交直流系統(tǒng)間循環(huán)傳變過程中。

由于故障近端換流站發(fā)生LCF 后，換流變故障涌流產(chǎn)生的諧波電流以2 次諧波為主。本文以2 次諧波電流為例，交流故障引發(fā)LCF后，所產(chǎn)生的諧波在多饋入直流系統(tǒng)間傳變的過程見附錄D圖D5。

2.4 考慮諧波傳變的CCF發(fā)生過程

本節(jié)分析考慮諧波傳變的多饋入直流系統(tǒng)的CCF 發(fā)生過程。由仿真分析可知，若交流故障引發(fā)多饋入直流系統(tǒng)CCF，則CCF往往出現(xiàn)在LCF后的1個周期（20 ms）內(nèi)。設(shè)交流故障發(fā)生時刻為第1 s，交流故障發(fā)生后的1 個周期內(nèi)，對近端換流站和遠端換流站的12 次換相動態(tài)過程進行分析，見圖2。將12次換相分配于4個階段內(nèi)，在階段1—4下分別取近端換流站和遠端換流站的一個典型換相過程進行仿真，仿真結(jié)果分別如圖3、4 所示。圖中，ua、ub、uc、Smax和u′a、u′b、u′c、S′max分別為穩(wěn)態(tài)運行時和故障暫態(tài)情況下的換相電壓和最大換相電壓積分面積（均為標幺值，后同）。虛線型階躍曲線為穩(wěn)態(tài)運行時的閥組觸發(fā)脈沖，其從0 躍升至1 為換相過程開始時刻，對應觸發(fā)角α，實線型階躍曲線為故障暫態(tài)過程中的閥組觸發(fā)脈沖，對應觸發(fā)角α′。

圖2 考慮諧波傳變的多饋入直流系統(tǒng)CCF發(fā)生過程Fig.2 Occurring process of CCF considering harmonics propagation in multi-feed DC system

圖3 近端換流站內(nèi)LCF發(fā)生的動態(tài)過程示意圖Fig.3 Schematic diagram of dynamic process of LCF occurred in local converter station

階段1 包含故障發(fā)生后的第一次換相。從圖3（a）中近端換流站在階段1 的換相示意圖可以看出，近端換流母線電壓跌落程度較輕，對換相影響不大，S′max下降為穩(wěn)態(tài)值的84%，在該階段發(fā)生換相失敗的可能性基本為0。階段2 包含故障發(fā)生后的第2—4次換相。在故障經(jīng)過一段時間的發(fā)展后，近端換流母線的電壓已有明顯跌落，近端換相電壓出現(xiàn)明顯形變，故近端換流站的首次換相失敗大多發(fā)生在階段2。由圖3（b）可知，近端換流站在階段2 的S′max下降為穩(wěn)態(tài)值的62%，發(fā)生了LCF。而在LCF發(fā)生前，遠端換流站受到的影響不大。階段3 包含故障發(fā)生后的第5—8 次換相，在階段2 中近端換流站發(fā)生了LCF 后，產(chǎn)生的大量低次諧波通過交流耦合通道涌入遠端換流站因此遠端換流站在階段3 極有可能發(fā)生CCF。例如圖4（c）中的故障遠端換流閥組在階段2 的S′max下降為穩(wěn)態(tài)值的75%，發(fā)生了LCF。階段4 包含故障發(fā)生后的第9—12 次換相，在LCF與CCF 均已發(fā)生后，該階段的諧波含量與直流電流已達到較高水平。然而該階段的閥組控制已將觸發(fā)控制提前以增大換相裕度，如圖3（d）和圖4（d）所示，可以明顯看出觸發(fā)脈沖的階躍時刻提前，帶來的影響是近、遠端換流站的S′max分別增長為1.3 倍穩(wěn)態(tài)值和1.23 倍穩(wěn)態(tài)值，該階段發(fā)生換相失敗的概率逐漸降低。需要注意的是，圖2 中僅展示了在故障發(fā)生后一個周期內(nèi)，近端換流站發(fā)生首次換相失敗后，引發(fā)的電氣量變化通過交流耦合傳播至某一遠端換流站，引發(fā)首次CCF 的過程。而多個換流站內(nèi)發(fā)生多次換相失敗的情況較為復雜，圖2中暫未考慮。

圖4 遠端換流站內(nèi)CCF發(fā)生的動態(tài)過程示意圖Fig.4 Schematic diagram of dynamic process of CCF occurred in remote converter station

由本節(jié)分析可知，在階段2 近端換流站發(fā)生換相失敗后，產(chǎn)生的諧波分量通過聯(lián)絡(luò)通道擴散至遠端換流站，使遠端換流站在階段3 面臨換相失敗的風險。因此，通過聯(lián)絡(luò)通道擴散的故障電流分量是導致CCF的重要環(huán)節(jié)和判據(jù)。如果能及時檢測到聯(lián)絡(luò)通道電流中的故障分量，并對遠端換流站的觸發(fā)角進行提前控制，則可降低階段3發(fā)生CCF的概率。

2.5 聯(lián)絡(luò)通道電流特性

在交流系統(tǒng)短路故障暫態(tài)過程中，聯(lián)絡(luò)通道電流的變化特征與故障母線的電壓變化特征一致。即若發(fā)生不對稱故障，則故障母線電壓與其相連的聯(lián)絡(luò)通道上的電流均將產(chǎn)生零序分量；而若發(fā)生對稱故障，則無零序分量。由于近端母線與遠端母線間的電壓差增大，聯(lián)絡(luò)通道電流幅值增高。將聯(lián)絡(luò)通道三相瞬時電流標幺值代入附錄B 式（B2）、（B3）計算，得到的聯(lián)絡(luò)通道電流αβ分量Iαβ幅值也將升高。將Iαβ幅值與穩(wěn)態(tài)值作差，得到的故障分量 |Iαβ|-1 綜合表征了聯(lián)絡(luò)通道電流幅值的增長幅度。而在任何故障類型下，非故障母線的電壓均體現(xiàn)為對稱故障的特征。

在a 相接地故障與三相接地故障下，對故障母線電壓U1、遠端母線電壓U2和通過聯(lián)絡(luò)通道饋入遠端母線電流I12的基頻值、零序分量、αβ分量進行計算，上述變量均為標幺值。2 種故障類型下各故障分量的波形如附錄E圖E1（a）、（b）所示。由圖可知，各故障分量的計算結(jié)果驗證了理論分析結(jié)論的正確性。

3 基于聯(lián)絡(luò)通道電流檢測的換相失敗控制

由于遠端換流站距離故障點的電氣距離較遠，電壓跌落程度較輕，其CFPREV 控制難以及時啟動，無法對CCF 進行有效預防［22］。而相比于遠端母線電壓，聯(lián)絡(luò)通道電流與近端母線電壓變化較為同步，對聯(lián)絡(luò)通道電流的故障分量檢測不僅滿足CCF預防檢測的靈敏性和速動性要求，同時不依賴廣域測量，克服了傳輸延時所帶來的問題。因此，本文設(shè)計了基于聯(lián)絡(luò)通道電流檢測的多饋入直流系統(tǒng)CCF抑制策略。即遠端換流站通過對聯(lián)絡(luò)通道電流進行零序分量分析和αβ分量分析，可對多饋入直流系統(tǒng)中發(fā)生的各種類型交流故障進行有效檢測，并快速調(diào)控觸發(fā)角，增大換相裕度，降低CCF發(fā)生的概率。

基于聯(lián)絡(luò)通道電流檢測的CCF預防控制策略如圖5 所示。圖中：i*a、i*b、i*c為經(jīng)過標幺處理的聯(lián)絡(luò)通道三相電流瞬時值；Itie為通過交流聯(lián)絡(luò)通道饋入天中直流換流站的電流；3I0為Itie的零序分量；Ith為Itie的故障判斷閾值；S0、Sαβ分別為Itie的零序分量和αβ分量檢測使能標志位信號，其值為0 表示相應檢測分量未超過閾值，該模塊不生成觸發(fā)角調(diào)節(jié)指令，其值為1 表示相應檢測分量超過閾值，該模塊將生成觸發(fā)角調(diào)節(jié)指令；Δα0、Δααβ為根據(jù)相應故障檢測分量生成的觸發(fā)角調(diào)節(jié)指令；γ1為該換流站各閥組在本周期的最小關(guān)斷角；ΔαI為基于聯(lián)絡(luò)通道電流檢測輸出的觸發(fā)角提前量指令；ΔαCFP為該站點CFPREV輸出的觸發(fā)角提前量指令；αord為該逆變側(cè)直流控制模塊生成的觸發(fā)角指令；αoi為最終送往換流器觸發(fā)控制模塊的觸發(fā)角指令。

圖5 基于聯(lián)絡(luò)通道電流檢測的CCF預防控制策略Fig.5 CCF prevention control strategy based on detection of tie-line current

對聯(lián)絡(luò)通道饋入換流母線處的電流Itie進行實時采集，計算零序分量和αβ分量。若故障分量越過了故障判斷閾值，則相應的分量檢測使能標志位置1，將對應的分量乘以系數(shù)k作為觸發(fā)角提前量。在輸出根據(jù)異常分量生成的最大觸發(fā)角提前量之前，需對該站的關(guān)斷角狀態(tài)和CFPREV 輸出情況進行判斷。若發(fā)生閥電流層面的換相失敗，則欲關(guān)斷晶閘管在該輪換相周期的剩余時間內(nèi)將持續(xù)導通，其所在半橋的換相過程中斷，直到下一個周期才可能恢復。故在此期間實測的γ1=0。設(shè)γmin為一極小值0.001，當γ1＜γmin時，認為CCF 已發(fā)生，中斷ΔαI的輸出。設(shè)γsta為一個略高于穩(wěn)態(tài)關(guān)斷角的數(shù)值，當γ1＞γsta時，認為系統(tǒng)已進入恢復階段，同樣中斷ΔαI的輸出，避免過多無功消耗。同時，該控制策略僅工作于交流短路故障發(fā)生后至故障遠端換流站CFPREV 啟動前這一段時間，用于補償遠端換流站CFPREV 啟動過慢的缺點。一旦故障遠端換流站的CFPREV 控制器啟動，本文所提控制策略應立即停止輸出。因此需采集ΔαCFP的輸出并與一個極小值做比較，若ΔαCFP大于該值，則說明該線路CFPREV 已啟動，需中斷ΔαI的輸出，避免多個觸發(fā)角提前量疊加導致的觸發(fā)角過小。觸發(fā)角過小會顯著增大換流站的無功消耗，不利于系統(tǒng)恢復。

故障分量判斷閾值Ith應由聯(lián)絡(luò)通道強度決定。兩換流母線之間的聯(lián)絡(luò)通道越強，意味著聯(lián)絡(luò)通道的等值阻抗越小，在同樣故障工況下產(chǎn)生的電流故障分量越大，需要將故障判斷閾值Ith設(shè)置得更高，以防止小擾動下故障分量輕易越限使換相失敗控制器誤動作，威脅到系統(tǒng)的穩(wěn)定運行。目前國際上普遍采用的衡量直流落點間耦合強度的指標λMIIFji如式（2）所示［23］。

λMIIFji=ΔUj/ΔUi=Zeqji/Zeqii（2）

式中：ΔUj為在近端母線i受到擾動發(fā)生ΔUi的電壓變化時遠端母線j由于交流通道耦合作用而產(chǎn)生的電壓波動；Zeqii、Zeqji分別為受端系統(tǒng)經(jīng)多端口戴維南等值后近端母線i的等效自阻抗、近端母線i和遠端母線j的等效互阻抗，其表明交流側(cè)聯(lián)絡(luò)通道強度是由受端交流網(wǎng)絡(luò)的結(jié)構(gòu)參數(shù)決定的。λMIIFji的取值范圍為［0，1］，兩換流母線間聯(lián)絡(luò)通道越強，λMIIFji越大，符合故障判斷閾值Ith的設(shè)置需求。

因此，當基于聯(lián)絡(luò)通道強度λMIIFji設(shè)置近端母線i上換相失敗控制的啟動閾值Ith時，將Ith設(shè)置近端母線i與多饋入直流系統(tǒng)中其余母線間耦合通道強度的最大值，以防止小干擾下該控制策略誤動，如式（3）所示。

根據(jù)上述分析，設(shè)置輸出系數(shù)k為CFPREV 控制中的常用值0.24。同時，由于聯(lián)絡(luò)線電流的αβ分量在聯(lián)絡(luò)通道較強時可以達到很高的數(shù)值，而觸發(fā)角提前量不可過高。因此需要根據(jù)系統(tǒng)短路比λMSCR在ΔαI輸出前增加限幅環(huán)節(jié)，當λMSCR＜3 時，弱系統(tǒng)的限幅值設(shè)為8°；當λMSCR≥3 時，強系統(tǒng)的限幅值設(shè)為5°。

4 仿真驗證

在PSCAD／EMTDC 中搭建河南特高壓多饋入直流系統(tǒng)模型，驗證所提基于聯(lián)絡(luò)通道電流檢測的CCF 預防控制策略的有效性。如附錄A 圖A1所示，設(shè)天中直流換流器為換流器1；青豫直流高端、低端換流器分別為換流器2、3。在換流站1 母線遠端設(shè)置三相接地短路故障，故障點與母線之間的等值電感值為0.4 H，故障發(fā)生時刻為1.1 s，0.1 s 后故障切除。

本文所提控制策略投入前、后多饋入直流系統(tǒng)中各換流站的換相情況如圖6 所示。圖中：U2_0、I12_0分別為U2、I12的零序分量；I12αβ、U2αβ分別為I12、U2的αβ分量。將換流站1、2、3 閥組簡稱為1、2、3 號閥組，2 號閥組電流為標幺值，后同。如圖6（a）所示，在CFPREV 控制下，3個換流站所裝配的CFPREV 均在LCF 發(fā)生后啟動，該故障造成換流站2、3 相繼發(fā)生CCF。如圖6（b）所示，若加入基于聯(lián)絡(luò)通道電流檢測控制，換流站2、3 可避免發(fā)生CCF。依然以換流站2 為例進行說明：在1.103 s 時檢測到I12_αβ幅值超過閾值，則輸出觸發(fā)角提前量指令，迅速增大換相裕度；在1.07 s 時CFPREV 檢測到U2_αβ幅值超過閾值，輸出觸發(fā)角提前量指令ΔαCFP，則觸發(fā)角調(diào)節(jié)權(quán)轉(zhuǎn)移至CFPREV，ΔαI停止輸出。

圖6 CCF抑制效果驗證Fig.6 Verification of CCF mitigation effect

為了進一步驗證該控制策略的有效性，對所提控制策略進行遍歷仿真。在［1.100，1.109］s 內(nèi)設(shè)天中直流換流變交流側(cè)母線附近發(fā)生持續(xù)時間為0.1 s 的交流故障，3 個換流站的換相失敗情況見附錄F 圖F1。采用了所提CCF 預防控制策略后，大量黑色圓圈變?yōu)闇\灰色，說明所提策略可以有效降低青豫直流發(fā)生CCF 的概率，將故障影響范圍限制在天中直流內(nèi)部。由于青豫直流2 個受端換流站參數(shù)接近，本文僅展示高端換流站所連交流母線附近在［1.100，1.109］s之間發(fā)生持續(xù)時間為0.1 s的交流故障時，3 個換流站的換相失敗情況，如附錄F 圖F2 所示。采用所提CCF 預防控制策略后，部分深灰色圓圈變?yōu)闇\灰色，部分黑色圓圈變?yōu)樯罨疑f明所提策略可以在較輕故障下減小換流站3 發(fā)生CCF 的概率，在較嚴重故障下減小換流站1發(fā)生CCF的概率。

5 結(jié)論

本文基于換流器開關(guān)調(diào)制理論建立了故障暫態(tài)過程中多饋入直流系統(tǒng)的諧波傳變回路模型。在考慮諧波傳變的影響基礎(chǔ)上，對多饋入直流系統(tǒng)的CCF 機理進行分析，并設(shè)計了一種基于聯(lián)絡(luò)通道電流檢測的CCF預防控制策略。本文所得結(jié)論如下：

1）近端線路發(fā)生LCF 后，換相失敗產(chǎn)生的諧波分量通過交流聯(lián)絡(luò)通道擴散至遠端換流站，并在換流器調(diào)制作用下形成交直流側(cè)諧波反饋回路，對直流側(cè)換相電流和交流側(cè)換相電壓均造成干擾，增大CCF發(fā)生的風險；

2）在考慮諧波傳變的基礎(chǔ)上，將故障后多饋入直流系統(tǒng)內(nèi)12 次換相的動態(tài)演變過程劃分為不同階段進行分析，發(fā)現(xiàn)在階段2 通過聯(lián)絡(luò)通道擴散的故障電流分量是導致階段3發(fā)生CCF的關(guān)鍵環(huán)節(jié)；

3）設(shè)計了基于聯(lián)絡(luò)通道電流檢測的CCF預防控制策略，遠端換流站通過檢測由聯(lián)絡(luò)通道饋入母線的電流變化，能夠?qū)Χ囵伻胫绷飨到y(tǒng)中發(fā)生的換相失敗做出快速反應，進而使系統(tǒng)降低發(fā)生CCF 的風險；

4）通過在PSCAD／EMTDC 中搭建河南特高壓多饋入直流系統(tǒng)模型，對該控制策略的有效性進行驗證，結(jié)果證明該策略能夠在交流系統(tǒng)故障后正確動作，有效降低了CCF發(fā)生的概率。

附錄見本刊網(wǎng)絡(luò)版（http：//www.epae.cn）。