辛業(yè)春,劉奇,王拓,崔遠卓,江守其

(東北電力大學電氣工程學院,吉林省吉林市 132012)

0 引 言

我國能源中心與負荷中心呈現(xiàn)逆向分布的特點,電網(wǎng)換相高壓直流輸電(line commutated converter high voltage direct current,LCC-HVDC)在遠距離大容量輸電、異步電網(wǎng)互聯(lián)等場合具有顯著優(yōu)勢,在我國“西電東送”與“全國聯(lián)網(wǎng)”戰(zhàn)略中扮演著十分重要的角色[1-5]。換相失敗是LCC-HVDC系統(tǒng)典型的故障,交直流系統(tǒng)故障引起首次換相失敗后,若不采取有效的抑制手段容易導致后續(xù)換相失敗,進而導致直流閉鎖,引發(fā)大容量功率缺失,威脅大電網(wǎng)安全[6-10];相較于首次換相失敗,后續(xù)換相失敗的發(fā)生機理更加復雜,其發(fā)展過程的時間尺度更長,通過優(yōu)化控制策略降低其發(fā)生概率具有現(xiàn)實可行性,因此對于LCC-HVDC后續(xù)換相失敗機理分析與控制策略的研究成為必然[11-15]。

目前的研究大多從現(xiàn)象入手,通過控制器參數(shù)優(yōu)化以及控制系統(tǒng)改進兩方面進行后續(xù)換相失敗的抑制。在系統(tǒng)控制器參數(shù)優(yōu)化方面,文獻[16]從無功角度入手,對低壓限流(voltage dependent current order limiter,VDCOL)控制參數(shù)設(shè)置深入研究,提高了直流輸電系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)及動態(tài)性能。文獻[17]提出了基于直流電流變化率的變斜率低壓限流控制方案,一定程度上提高了系統(tǒng)抵御后續(xù)換相失敗能力。

在控制系統(tǒng)改進方面,學者們提出了諸多方案。文獻[18]通過分析電流偏差控制中斜坡函數(shù)斜率對系統(tǒng)恢復的影響,提出一種自適應(yīng)電流偏差控制方法,根據(jù)交流故障嚴重程度動態(tài)調(diào)整斜坡函數(shù)斜率,在對稱及不對稱工況下對于提高后續(xù)換相失敗免疫能力均有較好表現(xiàn),但不對稱故障工況下斜坡函數(shù)斜率在較長時間內(nèi)維持較高水平不利于功率的快速恢復。文獻[19]將電流偏差控制與VDCOL相結(jié)合,提高了逆變側(cè)控制器之間的協(xié)調(diào)配合能力,對系統(tǒng)提高后續(xù)換相失敗免疫能力有積極影響。基于文獻[19]的理論基礎(chǔ),文獻[20]分析證明了VDCOL控制作用期間不會發(fā)生換相失敗,并對現(xiàn)有控制系統(tǒng)進行改進,通過理論計算得到關(guān)斷角補償量,對系統(tǒng)進行實時動態(tài)補償,控制易于實現(xiàn),在提高系統(tǒng)后續(xù)換相失敗抵御能力同時也提高了功率傳輸能力。文獻[21-22]由交流系統(tǒng)故障嚴重程度動態(tài)調(diào)節(jié)電流偏差控制斜坡函數(shù)以及關(guān)斷角增量,一定程度上提高了后續(xù)換相失敗抵御能力,但斜坡函數(shù)斜率與關(guān)斷角增量多依賴仿真結(jié)果,理論分析存在不足。

綜上可知,現(xiàn)有研究在控制系統(tǒng)改進方面取得了一定的效果,但LCC-HVDC系統(tǒng)控制結(jié)構(gòu)復雜,故障恢復期間逆變側(cè)因控制器交互不當而引發(fā)后續(xù)換相失敗這一根本性問題尚未解決,對于控制器多次交互帶來的不利影響現(xiàn)有研究略有不足,并缺少針對性的抑制措施。

基于上述現(xiàn)狀,本文通過分析故障后各時段換流器控制交互影響的機理,基于各階段的動態(tài)軌跡分析,確定后續(xù)換相失敗風險高發(fā)時段,針對性地提出一種改進型電流偏差控制策略。最后在PSCAD/EMTDC仿真平臺以CIGRE標準模型為算例,對本文所提改進型電流偏差控制策略進行了仿真驗證。

1 換相失敗基本原理

LCC-HVDC由半控型晶閘管器件構(gòu)成,當交直流系統(tǒng)發(fā)生故障造成電壓跌落時,可能導致系統(tǒng)不滿足換相條件,引發(fā)換相失敗[23-24]。換相失敗是指剛退出導通的閥還未恢復阻斷能力又重新變?yōu)閷顟B(tài)[25],換相過程如圖1所示。

圖1 換相過程等效電路Fig.1 Equivalent circuit of commutation process

LCC-HVDC的閥導通順序是閥V1至閥V6依次導通60°,ia和ib分別為V1、V3閥上流過的電流;La和Lb為橋臂等值電感;ua和ub分別為A相和B相電壓。

換相過程中由于ub>ua,橋臂電流ia逐漸由直流電流Id降為0,ib從0逐漸增大到Id,回路中電流方向為逆時針,滿足ia+ib=Id,由圖1換相過程等效電路可得到換相面積[26]:

(1)

式中:X為換流器等值電抗;α為觸發(fā)角;μ為換相角;ω為工頻角速度;L為換相電感;S為換相面積,如圖2所示。

圖2 換相面積示意圖Fig.2 Commutation area diagram

各角度間滿足α+β=α+μ+γ=π,由式(2)可求得關(guān)斷角:

(2)

式中:UL為線電壓有效值;β為超前導通角;φ為系統(tǒng)不對稱故障時電壓過零點偏移角,對稱故障時偏移角為0。當γ小于晶閘管恢復正向電壓阻斷能力所需的最小關(guān)斷角γmin時,系統(tǒng)將會發(fā)生換相失敗。由式(2)可知,關(guān)斷角的大小受直流電流Id,交流電壓UL以及逆變側(cè)輸出的超前導通角βinv共同影響,而超前導通角βinv在不同時段下由不同的控制方式?jīng)Q定,若在某一時刻下β的變換規(guī)律無法適應(yīng)其他電氣量的變化速度時,可能使關(guān)斷角下降,當γ低于γmin時,就會導致?lián)Q相失敗[27-28]。

2 換相失敗后系統(tǒng)恢復過程分析

2.1 逆變側(cè)控制結(jié)構(gòu)

LCC-HVDC系統(tǒng)采用分層控制,根據(jù)響應(yīng)速度由快到慢可分為閥控制級、極控制級和主控制級[29-30]。LCC發(fā)生換相失敗后各電氣量恢復水平由βinv控制,圖3展示了LCC-HVDC逆變側(cè)控制器結(jié)構(gòu),控制系統(tǒng)包括定關(guān)斷角控制、電流偏差控制(current error control,CEC)、定電流控制以及VDCOL控制環(huán)節(jié)。

圖3中,Id-ord為主控制級發(fā)出的電流指令值,其與VDCOL控制輸出電流相比較,取較小者Idr-ord經(jīng)通信裝置傳輸至整流側(cè),同時減去整流側(cè)與逆變側(cè)電流裕度后與逆變側(cè)電流實測值做差,經(jīng)PI控制器輸出βCC。

定關(guān)斷角控制輸入分為兩部分,分別為逆變側(cè)實際關(guān)斷角一周期內(nèi)最小值與整定值之差,以及電流偏差控制輸出的補償關(guān)斷角。兩部分之和經(jīng)PI控制器輸出βCEA。

逆變側(cè)控制系統(tǒng)輸出的βinv由其中較大者決定即βinv=max{βCC,βCEA},這表明系統(tǒng)由故障發(fā)生到恢復穩(wěn)態(tài)過程中,逆變側(cè)控制系統(tǒng)輸出的βinv在不同時間尺度下受控于不同的控制模式,控制系統(tǒng)將多次交互[31-32]。

2.2 故障恢復過程分析

LCC-HVDC系統(tǒng)換相失敗后故障恢復期間系統(tǒng)運行曲線如圖4所示。由圖中運行點移動軌跡可以看到,LCC-HVDC穩(wěn)態(tài)時系統(tǒng)運動點為A點,故障恢復過程系統(tǒng)運行點經(jīng)歷A-B-C-D-E-F-A重新達到穩(wěn)態(tài),此過程中逆變側(cè)控制方式發(fā)生多次變化,下文將結(jié)合典型仿真案例對故障恢復過程中系統(tǒng)運行點移動軌跡及逆變側(cè)控制方式切換規(guī)律作詳細分析。

圖4 故障恢復期間系統(tǒng)運行曲線圖Fig.4 System operation curve diagram during fault recovery

為便于理解,本文以CIGRE標準直流輸電系統(tǒng)為例,設(shè)置典型仿真場景,控制結(jié)構(gòu)與圖3保持一致,關(guān)斷角整定值設(shè)為15°,最小關(guān)斷角設(shè)為7.2°,在逆變側(cè)換流母線處設(shè)置三相接地故障,接地電感L=0.4 H,發(fā)生故障時刻為2.5 s,在0.5 s后切除故障,各電氣量動態(tài)軌跡如圖5所示。

圖5 故障后逆變側(cè)控制系統(tǒng)參數(shù)動態(tài)軌跡Fig.5 Parameter dynamic trajectory of inverter side control system after fault

圖5中電氣量分別為關(guān)斷角γ、定電流控制以及定關(guān)斷角控制輸出量βCC和βCEA、電流偏差控制輸出補償關(guān)斷角ΔγCEC,根據(jù)圖4中系統(tǒng)運行點變化曲線及圖5中各控制策略輸出量變化情況,將故障恢復狀態(tài)劃分為4個階段:

階段a:換相失敗初始階段。

由圖5可知,階段a中ΔγCEC輸出始終為0,說明控制尚未投入,逆變側(cè)超前導通角βinv=max{βCC,βCEA},逆變側(cè)處于定關(guān)斷角控制狀態(tài),整流側(cè)則處于定電流控制。

LCC逆變側(cè)在2.5 s發(fā)生短路故障后,交流母線電壓迅速下跌,直流電流快速升高,由圖4可以看到,此時系統(tǒng)的運行點由穩(wěn)態(tài)時A點運行到B點。并且由公式(2)可知,直流電流與交流電壓的比值突增會導致關(guān)斷角快速降低,當其數(shù)值低于極限關(guān)斷角就會導致?lián)Q相失敗,由于其產(chǎn)生的時間尺度很短,逆變側(cè)的控制系統(tǒng)來不及動作,因此首次換相失敗往往無法避免。

系統(tǒng)發(fā)生換相失敗后,關(guān)斷角會迅速降為0,由圖3逆變側(cè)控制系統(tǒng)可知,此時定關(guān)斷角控制輸入的關(guān)斷角實測值與整定值偏差增大,經(jīng)PI控制輸出的超前導通角β也會快速上升,如圖5所示。而VDCOL控制(作用于整流側(cè))投入的時間通常在10～20 ms,即階段a的后半程低壓限流控制才開始投入,因通信存在一定的延時,因此該階段系統(tǒng)電流未能下降至VDCOL控制中IL水平附近,系統(tǒng)仍處于換相失敗過程中。

階段b:逆變側(cè)控制器投入階段。

由圖5可知,VDCOL控制作用后,電流偏差控制的啟動標志著系統(tǒng)恢復進入階段b,電流偏差控制輸出一部分關(guān)斷角補償量ΔγCEC作為定關(guān)斷角控制的輸入,加大了定關(guān)斷角控制PI的輸入,使得定關(guān)斷角控制輸出的βCEA進一步增大,因此階段b系統(tǒng)仍處于定關(guān)斷角控制當中。

VDCOL控制作用后,系統(tǒng)電流被強制降低,系統(tǒng)處于一種“低電壓,小電流”的運行狀態(tài),由圖4可以看到,此時系統(tǒng)的運行點已經(jīng)由B點(換相失敗后直流電流上升的峰值點)向著Btarget點運動,由于該階段整流側(cè)與逆變側(cè)控制目標一致,都為降低直流電流,直流電流超調(diào),系統(tǒng)運行點落在控制目標點附近,記為C點。

階段c:控制器交互第一階段。

從圖5可以看到,2.55 s時控制系統(tǒng)進行了第一次切換,標記為E1點,逆變側(cè)切換為定電流控制狀態(tài)。

在階段b結(jié)束后,此時逆變側(cè)輸出的超前導通角βCEA已經(jīng)遠遠超過系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運行時的水平,因此定關(guān)斷角控制開始動作,快速降低βCEA,而在階段b恢復過程中,定電流控制同樣開始動作,在VDCOL控制投入之后定電流控制輸出βCC增大,二者相交于E1點,逆變側(cè)系統(tǒng)進行第一次控制交互,在該恢復階段,直流電流同時受控于整流側(cè)與逆變側(cè),由圖4可知,該階段系統(tǒng)運行點由C點向E點過渡。

整個階段c恢復過程中,系統(tǒng)的各電氣量快速恢復,直流電流Id沿低壓限流恢復曲線增加過程中,定電流控制的PI輸入差值逐漸減小,此時逆變側(cè)輸出的超前導通角βinv呈現(xiàn)逐漸降低的狀態(tài)。但由于階段c初始時刻關(guān)斷角已經(jīng)遠超穩(wěn)態(tài)時的運行水平,因此在階段c的恢復過程中,系統(tǒng)關(guān)斷角對比臨界關(guān)斷角始終留有較多裕度,因此該階段不易發(fā)生后續(xù)換相失敗。

階段d:控制器交互第二階段。

由圖5可知,逆變側(cè)定關(guān)斷角控制輸出曲線βCEA與定電流控制輸出曲線βCC于E2點再一次相交,逆變側(cè)控制系統(tǒng)進行第二次交互。

在階段c恢復過程中,定電流控制輸出βCC持續(xù)降低,而定關(guān)斷角控制輸出βCEA呈上升趨勢,逆變側(cè)系統(tǒng)進行第二次控制交互,相交于E2點,由于逆變側(cè)控制模式的切換,此時直流電流僅由整流側(cè)控制,控制目標的明確使得Id快速貼近整流側(cè)電流指令值,而整定值與系統(tǒng)實際測量值之差迅速減小就會導致該階段電流偏差控制的輸出快速降為0。

2.3 后續(xù)換相失敗風險分析

由圖2逆變側(cè)控制系統(tǒng)可以看到,定關(guān)斷角控制的輸入量可以分為兩部分,分別為關(guān)斷角整定值與實測值的偏差量,以及電流偏差控制輸出補償關(guān)斷角ΔγCEC,2.2小節(jié)分析指出,恢復階段d即控制二次交互階段。關(guān)斷角已經(jīng)恢復到穩(wěn)態(tài)值附近,當關(guān)斷角降低至整定值后繼續(xù)降低時,其偏差量增大,經(jīng)PI控制環(huán)節(jié)后輸出βCEA也應(yīng)增大,以此來保證關(guān)斷角在整定值附近不再發(fā)生變化。但電流偏差控制輸入的關(guān)斷角補償量在階段d大幅降低,導致在階段d定關(guān)斷角控制處于失效狀態(tài),系統(tǒng)在關(guān)斷角持續(xù)降低的情況下并未增大βCEA來增大關(guān)斷裕度,因此該階段系統(tǒng)容易發(fā)生后續(xù)換相失敗。

逆變側(cè)控制結(jié)構(gòu)的復雜性決定了控制系統(tǒng)輸出的βinv在不同時間尺度下受控于不同的控制模式,控制器二次交互過程即電流偏差控制作用階段極易引發(fā)后續(xù)換相失敗。

3 改進電流偏差控制策略

根據(jù)前文分析可知,LCC-HVDC系統(tǒng)發(fā)生換相失敗后,在恢復階段d過程中,由于逆變側(cè)控制模式的切換,使得直流電流短時間內(nèi)快速靠近整流側(cè)電流指令值,在此期間,關(guān)斷角補償量ΔγCEC的驟降導致定關(guān)斷角控制失靈,關(guān)斷角持續(xù)下降,極易引發(fā)后續(xù)換相失敗,因此本文針對性地提出一種改進型電流偏差控制策略,通過電氣量的比較確定控制投入條件,增加信號采集與維持環(huán)節(jié)保證階段d定關(guān)斷角控制正常運行,引入平滑退出函數(shù)使控制平穩(wěn)退出,在增加系統(tǒng)后續(xù)換相失敗抵御能力的同時,保證了系統(tǒng)的高質(zhì)量運行狀態(tài)?？刂瓶驁D如圖6所示。

圖6 改進型電流偏差控制框圖Fig.6 Improved current deviation control block diagram

由圖6可以看到,本文所提改進型電流偏差控制投入的條件必須同時滿足以下3點:

1)換相電壓低于設(shè)定值;

2)βCEA>βCC;

3)關(guān)斷角補償量ΔγCEC>0。

交流母線電壓幅值采用正余弦分量法[33]進行實時檢測,當檢測到交流電壓低于設(shè)定值0.85 pu時認為其具有換相失敗風險,考慮到系統(tǒng)從換相失敗發(fā)生到恢復穩(wěn)態(tài)通常需要200 ms左右的時間,因此將其輸出的高電平信號展寬200 ms,同時若系統(tǒng)發(fā)生首次換相失敗,恢復過程中必然經(jīng)歷前文分析的4個階段,當同時滿足βCEA大于βCC且電流偏差控制輸出的關(guān)斷角補償量ΔγCEC大于0時,系統(tǒng)處于恢復階段d,此時本文所提改進型電流偏差控制投入,將同時符合以上三個條件的高電平信號sign1輸入信號采集與維持元件(sample and hold)中,目的在于將該階段電流偏差控制輸出維持不變,使定關(guān)斷角控制PI準確識別系統(tǒng)關(guān)斷角運行狀態(tài),避免關(guān)斷角γ在低于設(shè)定值后繼續(xù)下降導致的后續(xù)換相失敗。

為防止本文所提改進控制突然退出對系統(tǒng)造成沖擊,將信號sign1經(jīng)過延時處理(sign1高電平信號結(jié)束后輸出20 ms高電平信號)記為sign2,sign2信號展開期間,令sign1作用期間維持不變的Δγ1緩慢下降至0,通常采用固定斜率直線下降的方式退出,為進一步減弱控制退出對系統(tǒng)造成的沖擊,經(jīng)大量實驗仿真,本文選取退出效果更佳的三角函數(shù)作為控制平滑退出函數(shù):

(3)

式中:Δγ1為sign1是高電平時原電流偏差控制輸出補償量;Δγ為改進后電流偏差控制輸出補償量。

考慮到電流偏差控制輸出的關(guān)斷角補償量作為逆變側(cè)定關(guān)斷角控制輸入的一部分,Δγ變化過于劇烈會對系統(tǒng)造成一定程度的沖擊,平滑退出函數(shù)選擇三角函數(shù)的優(yōu)點在于:三角函數(shù)近似與關(guān)斷角補償量ΔγCEC開始下降時刻、ΔγCEC接近于0時刻的關(guān)斷角補償量曲線呈現(xiàn)相切關(guān)系,系統(tǒng)控制切換最為平滑,此時對系統(tǒng)造成沖擊最小,有利于系統(tǒng)快速恢復至穩(wěn)態(tài)。為驗證控制平滑退出函數(shù)選取三角函數(shù)時系統(tǒng)恢復效果優(yōu)于其他函數(shù),本文選取角頻率ω=50 rad/s,在對稱及不對稱兩種工況下,分別采用三角函數(shù)的退出方式與固定斜率直線下降的退出方式對比系統(tǒng)的恢復效果。

工況I:典型三相接地對稱故障。

逆變側(cè)交流母線處設(shè)置感性接地故障,故障時刻為2.5 s,0.5 s后切除故障,接地電感值Lf=0.4 H,兩種控制退出方式的相關(guān)電氣量對比如圖7所示。

圖7 三相對稱故障下兩種控制退出方式

由圖7電氣量對比可以看到,兩種控制退出方式均可以抵御后續(xù)換相失敗,但在2.62 s左右系統(tǒng)受到第二次沖擊時,三角函數(shù)式控制退出方式留有更多的關(guān)斷角裕度,同時功率曲線更為平滑,恢復速度更快。

工況Ⅱ:典型單相接地不對稱故障。

逆變側(cè)交流母線處設(shè)置感性接地故障,故障時刻2.5 s,0.5 s后切除故障,接地電感值Lf=0.45 H,兩種控制退出方式的相關(guān)電氣量對比如圖8所示。

圖8 單相不對稱故障下兩種控制退出方式

由圖8電氣量對比可以看到,在單相不對稱工況下采取兩種控制退出方式都未發(fā)生后續(xù)換相失敗,而當控制退出方式采取三角函數(shù)時,控制器二次交互期間,三角函數(shù)式控制退出方式關(guān)斷角裕度仍高于固定斜率式退出方式,同時功率曲線更為平滑,因此本文選取三角函數(shù)作為控制平滑退出函數(shù)。

4 仿真驗證

4.1 仿真分析

為驗證本文所提改進電流偏差控制策略對后續(xù)換相失敗的免疫能力,分別通過對稱以及不對稱工況進行測試驗證?；贑IGRE標準測試模型,對以下三種控制策略進行對比:

控制策略Ⅰ:CIGRE標準測試系統(tǒng);

控制策略Ⅱ:文獻[18]所提自適應(yīng)電流偏差控制,其可代表動態(tài)電流偏差控制相關(guān)抑制策略;

控制策略Ⅲ:本文所提改進電流偏差控制策略。

工況Ⅰ下相關(guān)電氣量如圖9所示。

圖9 三相對稱故障下系統(tǒng)動態(tài)響應(yīng)Fig.9 System dynamic response under three-phase symmetrical fault

從圖9可以看到,該工況下接地電感Lf較小,對應(yīng)于工程實際中較為嚴重的故障,系統(tǒng)恢復狀態(tài)可由關(guān)斷角、直流功率及交流電壓恢復程度表征,當采用控制策略Ⅰ即CIGRE原控制方式時,系統(tǒng)發(fā)生了后續(xù)換相失敗,而采用文獻[18]所提自適應(yīng)電流偏差控制策略以及本文所提改進電流偏差控制策略時,系統(tǒng)未發(fā)生后續(xù)換相失敗,由圖9(d)可以看到,2.62 s左右本文所提改進電流偏差控制的投入將關(guān)斷角補償量在短時間內(nèi)維持不變,逆變側(cè)切換至定關(guān)斷角控制后系統(tǒng)正確識別關(guān)斷角運行狀態(tài)使定關(guān)斷角控制能夠正常運行,避免了后續(xù)換相失敗。

控制策略Ⅱ通過自適應(yīng)調(diào)節(jié)電流偏差控制的斜坡函數(shù),增大故障恢復期間CEC關(guān)斷角補償量的輸出,同樣可以防止系統(tǒng)出現(xiàn)后續(xù)換相失敗,但由仿真結(jié)果可以看到,整個故障恢復期間控制策略Ⅱ輸出的關(guān)斷角補償量較多,從圖9(b)交流母線電壓和圖9(c)直流功率恢復曲線可知,控制策略Ⅲ的電氣量恢復狀態(tài)要優(yōu)于控制策略Ⅱ,故障恢復期間控制策略Ⅲ對比控制策略Ⅱ能多傳輸0.15 pu的直流功率,大幅提高了故障恢復期間的功率傳輸能力,為受端系統(tǒng)提供更高的穩(wěn)定裕度。

工況Ⅱ下相關(guān)電氣量如圖10所示。

圖10 單相不對稱故障下系統(tǒng)動態(tài)響應(yīng)Fig.10 System dynamic response under single-phase asymmetric fault

由圖10仿真結(jié)果可知,在該不對稱故障工況下,CIGRE原控制方式抵御后續(xù)換相失敗能力較差,共發(fā)生3次換相失敗,表現(xiàn)為關(guān)斷角γ先后3次跌落至0°,直流功率在此期間持續(xù)大幅波動,相比之下本文所提改進電流偏差控制在首次換相失敗后未發(fā)生后續(xù)換相失敗,在不對稱工況下同樣可以在控制二次交互階段通過維持電流偏差控制輸出水平,提高系統(tǒng)關(guān)斷角識別能力來避免后續(xù)換相失敗發(fā)生?？刂撇呗寓蜿P(guān)斷角同樣僅一次降為0°,但本文所提改進型電流偏差控制策略在故障恢復期間直流功率及交流電壓恢復水平整體優(yōu)于控制策略Ⅱ,在系統(tǒng)故障恢復階段,多傳輸約0.22 pu的直流功率,具有更出色的功率傳輸能力,有效緩解系統(tǒng)故障后送受端功率不平衡的問題。

4.2 后續(xù)換相失敗免疫效果分析

為進一步驗證本文所提改進電流偏差控制策略在對稱及不對稱故障和不同嚴重程度下后續(xù)換相失敗免疫能力,在前文仿真實驗基礎(chǔ)上,改變接地電感Lf值模擬不同故障工況,故障嚴重程度量化指標定義為FL[18]:

(4)

式中:Pd為額定直流功率。

仿真驗證FL選取范圍為20%～50%,FL以1%為間隔,統(tǒng)計換相失敗次數(shù),仿真結(jié)果統(tǒng)計如圖11所示。

圖11 后續(xù)換相失敗免疫效果對比Fig.11 Immune effect comparison of subsequent commutation failure

由仿真結(jié)果可以看到,無論是對稱工況還是不對稱工況,不同嚴重程度故障下,對比CIGRE標準模型控制系統(tǒng),本文所提改進型電流偏差控制策略發(fā)生換相失敗的次數(shù)都有明顯減少,說明該控制可以有效提升后續(xù)換相失敗免疫能力。

5 結(jié) 論

本文通過分析故障后各時段換流器控制交互影響的機理,基于各階段的動態(tài)軌跡,得到逆變側(cè)控制器對換相失敗恢復過程的影響規(guī)律,提出了改進型電流偏差控制策略,經(jīng)過仿真驗證,結(jié)論如下:

1)高壓直流輸電系統(tǒng)故障恢復過程中存在逆變側(cè)控制器多次交互的現(xiàn)象,定關(guān)斷角控制與定電流控制二次交互階段,電流偏差控制大幅下跌削弱了系統(tǒng)關(guān)斷角狀態(tài)識別的準確度,極易引發(fā)后續(xù)換相失敗。

2)所提改進電流偏差控制策略從逆變側(cè)控制器交互機理出發(fā),易于實現(xiàn),有效抑制后續(xù)換相失敗的同時,使系統(tǒng)能維持較高的功率傳輸水平。