特高压直流输电系统异常换相失败的机理研究

金祖洋，杨洪耕，赵海杉

(四川大学电气信息学院，成都市 610065)

特高压直流输电系统异常换相
失败的机理研究

金祖洋，杨洪耕，赵海杉

(四川大学电气信息学院，成都市 610065)

针对特高压直流输电系统故障恢复过程中出现的换相失败，无法利用换相电压降低或直流电流上升进行解释的异常现象，考虑换相电压波形畸变的影响，提出了一种基于谐波分解与换相电压时间面积的换相失败分析方法。该方法通过畸变换相电压的各次谐波最大可能换相面积的正负和大小，定性和定量分析其对换相失败的影响。考虑到谐波相位的不确定性，提出谐波风险系数作为评价谐波促进换相失败的最大风险指标。应用所提方法分析了某特高压直流输电系统故障恢复过程中出现的异常换相失败现象，结果说明了引起换相电压波形畸变的原因，揭示了主要谐波对换相失败促进或抑制的影响程度及其风险性，验证了方法的有效性。

特高压直流输电系统；异常换相失败；直流偏磁；谐波分解；换相电压时间面积；谐波风险系数

0 引 言

近年来，随着我国特高压直流输电工程的发展与运行[1-2]，由直流输电系统自身结构特征与运行特性引起的换相失败故障时常发生，其危害及影响也越来越受关注[3-10]。国内外学者对换相失败本质机理[4-5]、判据[11-12]、预防策略[13-15]、影响因素[16]等进行了大量的研究。文献[4-5]利用换相电压时间面积研究了电压幅值降低、电压过零点相移、故障合闸角等对换相失败的影响机理。文献[11-12]基于换相失败的本质，提出了直流输电系统换相失败判断标准。文献[13]提出通过快速检测交流故障，实现对触发延迟角的减小来抑制换相失败。文献[14]在文献[13]的基础上考虑控制直流电流大小来抑制换相失败的发生。以上文献分析换相失败一般从电压幅值降低和电压过零点漂移两方面考虑，而考虑电压畸变对换相失败影响的研究较少。文献[17]从过零点漂移的角度，分析了直流输电系统大地-单级运行工况下直流偏磁引起的电压畸变对换相失败的影响。文献[7]通过连续计算仿真，指出换相电压直流分量以及低次谐波是引起异常换相失败的主因。而针对故障恢复过程中出现的换相失败问题，文献[18-20]仅从无功不足的角度进行抑制方法的研究，实际上故障恢复过程中发生换相失败时，换相电压是保持在额定值附近的，但其波形却发生了明显的畸变，因此，研究谐波畸变对该换相失败的影响才更加符合实际情况。

本文针对故障恢复过程中发生换相失败时，换相电压与直流电流均在额定值附近的异常现象，考虑换相电压波形畸变对换相失败的影响，提出对换相线电压进行谐波分解，通过对主要谐波的最大可能换相面积进行分析来量化谐波对这种异常换相失败的影响。在此基础上，提出谐波风险系数来评价谐波在相位角不确定的情况下对促进换相失败的风险。最后在PSCAD/EMTDC中运用本文方法仿真分析某特高压直流输电系统故障恢复过程的异常换相失败现象，证实方法的有效性。

1 换相过程分析

±800 kV特高压直流输电系统的主接线方式为每极双12脉动换流器串联，而12脉动阀组由换流变压器主接线方式不同的2台6脉动换流器组成，因此，换流站的基本模块为三相六脉动电路。图1给出了三相六脉动逆变器电路。

图1 三相六脉动逆变器电路Fig.1 Circuit of three phase six pulse inverter

ua、ub、uc为交流系统瞬时相电压，Lr为换相等值电感，ud、id分别为直流瞬时电压和电流。逆变器的换流阀按VT1到VT6轮流触发导通，相邻阀导通间隔为60°，各换流阀的导通情况及其换相过程如图2所示。其中α、β、μ、γ分别为逆变器触发延迟角、触发超前角、换相重叠角和关断角，并满足如下关系：

α=π-β=π-(μ+γ)

(1)

研究换流阀6向换流阀2的换相过程，其等值电路如图3所示。

图2 换相过程电压波形图Fig.2 Voltage waveform of commutation process

图3 换相过程等值电路Fig.3 Equivalent circuit of commutation process

忽略晶闸管通态压降和变压器漏电阻，则有

(2)

式中i2、i6分别为换流阀VT2、VT6的阀电流。

考虑换相电抗Xr=ωLr，式(2)可转换为

(3)

关注换相过程(α到π-γ)，对式(3)进行积分：

(4)

无论系统处于正常运行状况，还是故障运行状况，若逆变器换相成功，则换相结束时刻(ωt=π-γ)，阀VT2通过的电流等于直流电流，即

i2(π-γ)=id(π-γ)

(5)

由式(4)、(5)整理可得：

(6)

考虑实际直流输电系统的定电流控制和直流平波电抗器的作用，可认为直流电流保持不变，则：

(7)

其中等式右边为换相期间换相线电压与ωt轴围成的面积。直流电流的大小决定着换相过程所需的换相面积，而换相线电压的波形直接影响换相重叠角大小，从而影响关断角的大小。若保持α不变，直流电流增大或换相电压幅值降低将会导致换相重叠角增大，关断角减小，从而导致换相失败。

2 换相失败原理

由式(7)的换相过程分析可知，逆变器完成换相过程所需的换相面积一定时，换流母线的电压波形对换相是否成功起关键作用。由图4中系统正常运行电压波形(波形1)和故障时电压波形(波形2)可知，引起换相失败主要从3个方面考虑：(1)电压幅值的降低；(2)电压过零点位移；(3)电压波形畸变。

图4 电压波形对换相的影响Fig.4 Influence of voltage waveform on commutation

当触发延迟角α一定时，存在一个最大可能换相面积[7]。本文取临界关断角γmin=7°，则有：

(8)

式中：ul为换相线电压；Δφ为故障时换相线电压的过零点位移量。显然，为防止换相失败，只有保证最大可能换相面积大于换相过程所需的换相面积Sc=2Xrid(α)，即

Sc

(9)

因此，Scr反应了换流阀抵御换相失败的能力，Scr越大，换流阀换相失败的风险越小，反之亦然。

2.1 电压幅值降低

如图5所示，波形1与ωt轴围成阴影面积为系统正常运行时的换相面积，波形2与ωt轴围成的阴影面积为系统发生三相对称故障时的换相面积。在保证触发延迟角不变的情况下，熄弧角由γ减小为γ′。由式(7)、(8)可知，当换相过程处于换相成功与失败的分界点，即γ′=γmin时，则换相临界压降[4]：

(10)

2.2 电压过零点位移

系统发生不对称故障情况下，换相电压会同时发生电压幅值降低和过零点漂移。如图6所示，固定触

图5 电压幅值对换相的影响Fig.5 Influence of voltage amplitude on commutation

发延迟角不变，则同样会导致关断角变小。换相临界压降[4]为

(11)

由式(10)可知，不对称故障的换相临界压降比三相对称故障的换相临界压降小，换相失败的风险更大。

图6 电压过零点漂移对换相的影响Fig.6 Influence of voltage zero drift on commutation

2.3 电压波形畸变

实际直流输电系统发生故障及故障恢复阶段，由于换流器异常运行以及直流电流上升引起换流变压器饱和等原因会导致谐波产生，引起换相母线电压波形畸变，如图7中波形2所示。不规则的波形将导致式(10)与式(11)中的换相临界压降不再适用。因此，应该从谐波分解的角度去分析电压波形畸变对换相过程的影响，下文将重点分析。

3 谐波对换相失败影响机理

将图7波形2谐波分解为如图8所示的谐波波形序列，则换相线电压可表示为

(12)

式中：U1、Uh分别为基波和h次谐波电压幅值；φh为h次谐波相角。

图7 电压波形畸变对换相过程的影响Fig.7 Influence of voltage waveform distortion on commutation process

图8 畸变电压波形分解Fig.8 Voltage waveform distortion decomposition

由式(9)可知，若要换相成功，则有

(13)

式中Scr1、Scrh分别为基波和h次谐波最大可能换相面积。

可以知道，最大可能换相面积Scr越大，换相失败的风险越小。由图8可知，有些谐波Scrh小于0，对换相失败有促进作用，而有些谐波则相反。因此，重点研究谐波最大可能换相面积Scrh的性质和大小。考虑到θ=h(α-γmin+π)/2，为已知可求量，利用余弦函数和差化积公式转换：

(14)

式中Ah=-2sin(hα-θ)/h。

由Scrh的表达式可知，谐波相角φh、幅值Uh以及Ah等决定着谐波最大可能换相面积的性质和大小。Ah的物理意义：对于某一特定运行状况(谐波相角φh、幅值Uh确定)，h次谐波对换相失败最大可能影响程度。如图9所示，不同α情况下，Ah随着谐波次数增大整体呈下降趋势。因此，Ah对换相失败的影响主要集中在低次谐波。

图9 不同α情况下Ah随谐波次数变化情况Fig.9 Ah changes with harmonic order under different circumstances of α

Scrh正负及大小体现了h次谐波对换相失败的影响性质与程度。因此，可定义Scrh与Scr1的比值的绝对值来体现谐波换相面积对换相失败的影响程度，即：

(15)

考虑到谐波发射的随机性，谐波相位角φh具有不确定性。在实际工程中要求取谐波最大可能换相面积Scrh是有难度的。但其中Ah和Uh在实际工程中是能够求取的，考虑到sin(θ+φh)∈[-1,1]，则有

-AhUh≤Scrh≤AhUh

(16)

当-AhUh≤Scrh<0时，谐波对换相失败有促进作用，Scrh=-AhUh时，作用最强；当0≤Scrh≤AhUh时，谐波对换相失败有抑制作用。

从谐波对促进换相失败风险的角度出发，AhUh越大，谐波相位最不利时，对换相失败的促进作用就越强。因此，AhUh体现了谐波对促进换相失败的影响指标，定义谐波风险系数：

(17)

4 换相失败仿真分析

4.1 仿真模型与系统参数

本文以某特高压直流输电系统为仿真研究对象，其一次接线如图10所示。在PSCAD/EMTDC中根据系统元件(如交流滤波器、换流变压器、平波电抗器、输电线路等)实际工程参数，建立了仿真模型。换流变压器的绕组接线形式有Y/Δ和Y/Y 2种，其中换流变压器参数如表1所示。

图10 特高压直流输电系统示意图Fig.10 Schematic diagram of UHVDCtransmission system

系统控制策略主要参考CIGRE HVDC标准测试系统控制策略搭建的，即整流侧采取定电流、定最小触发延迟角、低压限流等控制，而逆变侧主要是定熄弧角、定电流、低压限流、电流偏差矫正等控制。

4.2 故障仿真

系统正常运行时采用双极平衡运行方式，设置三相短路故障合闸时刻为2.0 s，持续时间为0.05 s，接地电阻为0.01 Ω。系统故障暂态响应如图11所示，其中，图11(a)、11(b)中换相失败标识线数值为0时表示换相成功，非0时表示换相失败。

由图11可知，2.003～2.012 s期间，逆变侧发生了换相失败。主要考虑故障发生时，换流母线电压降低，直流电流急剧上升，导致换相过程所需的换相面积增大，而最大可能换相面积减小。由于系统中低压限流控制(VDCOL)环节作用，使得直流电流减小，α角减小，因此在2.012～2.028 s期间，系统未发生换相失败。由于换流母线电压严重降低，因此在 2.028～2.050 s期间系统一直处于换相失败状态。

图11 系统故障暂态响应Fig.11 System fault transient response

故障切除后，由于换流母线上无功补偿装置的作用，换流母线电压迅速恢复到1pu附近，系统换相成功。而在2.120 s时，系统却发生了异常换相失败，因为此时换流母线电压和直流电流均在 1 pu左右，系统满足式(9)换相成功判据(基波电压提供的最大可能换相面积大于换相所需换相面积)。通过观察图11(a)电压波形，电压波形发生了明显的畸变，同时考虑无功补偿装置在故障恢复过程中从未退出，换相母线电压在故障切除后可快速恢复，因此，应着重考虑换相电压波形畸变的作用。

4.3 谐波分析与异常换相失败定量计算

图12(a)、12(b)分别给出了系统正常情况和故障情况下换流变压器励磁电流波形。正常情况下励磁电流未发生明显的畸变，正负半周对称。故障及故障恢复过程中，励磁电流波形发生了严重的畸变，其正半周呈尖顶波状，且最大峰值达3.02 kA，而负半周则趋近于0。由图13给出的直流偏磁原理图可知，故障及故障恢复过程中，直流电流流入变压器绕组，其产生的直流磁通与交流磁通叠加使得主磁通偏向一侧，主磁通部分进入磁化曲线的饱和区域而导致励磁电流与直流偏磁方向一致的半个周波急剧增大，另半周则趋近于0。因此，从原理上解释了该情况下换流变压器发生了直流偏磁。

图14(a)给出了故障情况下励磁电流(图12(b))谐波分量的波形，正负半周不对称的励磁电流主要包含低次谐波(2～5次)，其中2次谐波含量最高。由图14(b)可知，换相线电压各谐波分量亦是以2～5次为主，其中2次含量最高，随着谐波次数增加，谐波电压幅值Uh趋于减小。换流变压器发生直流偏磁时，其励磁支路呈现非线性电抗的特征，从而导致换相电压波形畸变。因此，直流电流上升导致换流变压器发生直流偏磁，是引起换相线电压波形畸变的原因。

图12 变压器励磁电流变化情况Fig.12 Changes of transformer magnetizing current

图13 直流磁通对励磁电流的影响Fig.13 Influence of DC magnetic flux on magnetizing current

图14 故障情况下的谐波分析Fig.14 Harmonic analysis under fault

由上文分析可知，谐波电压幅值Uh在低次谐波时较大；同时Ah对换相失败的影响主要集中在低次谐波；由式(14)可知，低次谐波对异常换相失败起主导作用。因此本文主要对2～5次谐波的影响进行定量计算。

以2.120 s为研究时间点，表2分析了2～5次谐波Scrh的符号、影响性质及其对故障恢复过程中换相失败的影响程度Fh。而换相过程所需的换相面积Sc=2Xrid(α)=0.339。而最大可能换相面积Scr≈0.319。由于Sc>Scr，因此才会在故障恢复过程中发生换相失败。从影响程度来看，2次谐波影响最大，进一步验证了换流变压器直流偏磁的作用。

表2 谐波对换相失败影响分析
Table 2 Impact analysis of harmonic on commutation failure

考虑到实际工程中谐波相位角的不确定性，从谐波对促进换相失败风险的角度，考虑谐波相位最不利的情况，表3给出了谐波风险系数的分析结果。2次谐波引起换相失败的风险最大，达到17.34%。2～5次谐波总的风险系数达到26.52%，而换相面积裕度为：(Scr1-Sc)/Scr1×100%=15.04%<26.52%。很明显，存在谐波相位不利的情况，使得谐波促进换相失败的影响大于15.04%。

表3 谐波风险系数分析结果
Table 3 Analysis results of harmonic risk coefficient

5 结 论

(1)本文所提基于谐波分解与换相电压时间面积的换相失败分析方法，能够定性地分析谐波对换相失败的影响性质，亦能定量地计算其影响程度。谐波电压幅值、相位以及Ah共同决定谐波对换相失败的影响，其中低次谐波作用显著。

(2)考虑谐波发射的随机性，谐波相位具有不确定性，引入谐波风险系数分析谐波对换相失败的影响具有工程可行性。

(3)针对故障恢复过程中出现的换相失败，考虑谐波的影响，进一步完善抑制该换相失败的策略方法是下一步研究的重点。

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(编辑 张小飞)

Abnormal Commutation Failure Mechanism in UHVDC Transmission System

JIN Zuyang, YANG Honggeng, ZHAO Haishan

(School of Electrical Engineering and Information, Sichuan University, Chengdu 610065, China)

In allusion to the abnormal phenomenon that commutation failure occurred in the fault recovery process of UHVDC transmission system cannot be explained by commutation voltage reduction or DC current rising, this paper proposes a method for commutation failure analysis based on harmonic decomposition and commutation voltage-time area, with considering the influence of commutation voltage waveform distortion. The method can qualitatively and quantitatively analyze the influence of harmonic voltage on commutation failure through the nature and size of every maximum possible harmonic commutation voltage-time area of distorted commutation voltage. Noting the uncertainty of harmonic phase, we use the harmonic risk coefficientas the maximum risk index to evaluate harmonic to promote commutation failure. Then we adopt the proposed methodto analyze the abnormal commutation failure occurred in the fault recovery process of a UHVDC system.The results show the cause of commutation voltage waveform distortion, reveal the stimulative or inhibited influence degree and risk of the main harmonic on commutation failure, and confirm the effectiveness of the method.

UHVDC transmission system; abnormal commutation failure; DC-bias; harmonic decomposition; commutation voltage-time area; harmonic risk coefficient

TM 721.1

A

1000-7229(2016)07-0126-07

10.3969/j.issn.1000-7229.2016.07.018

2016-04-01

金祖洋(1992)，男，硕士研究生，研究方向为电力谐波分析；

杨洪耕(1949)，男，教授，博士生导师，研究方向为电能质量、无功电压控制、智能电网；

赵海杉(1992)，男，硕士研究生，研究方向为电力谐波分析。