计及晶闸管最小关断角变化的动态关断角控制

2021-08-11黄小晶吴学光范征古怀广韩民晓

电力建设 2021年8期

黄小晶, 吴学光，范征，古怀广，韩民晓

(1.华北电力大学电气与电子工程学院, 北京市102206；2.全球能源互联网研究院有限公司，北京市 102209)

0 引言

换流阀是高压直流输电系统的核心装置，是实现交、直流电能转换的重要功能单元，其运行可靠性很大程度上决定了高压直流电网的运行可靠性。换相失败是高压直流输电系统中逆变器比较容易发生的故障之一[1]，目前换相失败已经成为进一步提升直流输电系统可靠性的短板。换相失败的检测是对换相失败进行预防和控制的基础，怎样提高换相失败检测能力和换流阀抵御换相失败能力是目前提升直流系统可靠性的首要解决方法。

截至目前，国内外学者对换相失败做了大量的研究。但结合工程实际，考虑换流阀的最小关断时间的研究工作很少。文献[2-3]指出换相失败的原因可以归结为：换相电压幅值减小、电压相移以及谐波等；文献[4-5]总结了换相失败的影响因素：交流电压幅值的变化、超前触发角的大小、换流变压器变比的大小、换相电抗的大小以及不对称故障；文献[6-7]提出了几种常见的换相失败判别方法：直流电压过零法、关断角判断法、相位比较法以及最小电压降落法；文献[8-9]对电压、电流波形进行sin-cos分解，采用小波能量谱分析对换相失败进行特征提取和判断；文献[10]从控制策略和硬件装置2个方面提出了一些换相失败的恢复措施；文献[11]针对不同的运行工况，提出了不同的换相失败风险评估方法；文献[12-13]结合华东电网直流工程，对换相失败过程中的故障恢复进行了研究；文献[14]研究了多馈入直流输电系统下的换相失败问题。

以上研究成果中，换流阀的最小关断角皆被定义为一个定值(8°左右)，与运行工况和运行环境无关；但在实际工程中，换流阀的关断时间(关断角)与运行工况及运行环境动态相关，直接决定换流阀是否发生换相失败，并对控制系统关断角的控制裕度有间接影响，现有技术忽视了晶闸管最小关断角变化所引起的换相失败隐患。因此，在考虑换流阀设备动态最小关断角的基础上进行抵御换相失败的研究更具有现实意义。

本文从换流阀的动态换相特性出发研究换相失败发生的机理，建立适用于工程应用的基于试验拟合参数的晶闸管固有关断角模型，并在CIGRE直流输电标准测试模型上进行仿真，通过修改6脉波封装组件中的最小关断角选项，验证晶闸管最小关断角变化对直流输电控制系统的影响。在此基础上，提出一种基于晶闸管实测数据的动态关断角控制策略，在PSCAD/EMTDC中建立对应的仿真模型并进行验证。仿真结果表明，该控制策略能在一定程度上提高换流阀在故障期间的换相裕度，缓解高压直流输电系统在各种故障下的换相失败。

1 换流阀换相过程及最小关断角模型

1.1 换流阀换相过程分析

直流输电系统中换流器所采用的可控硅阀是半控型功率器件，具有导通关断特性，且必须在同时承受正向阳极电压和正向门极电压时[15]，才能从关断转入导通。只有当流经阀门的电流为0时，即晶闸管阀内多余的载流子消失，才能从导通转入关断状态。

当2个阀在进行换相时，换相回路中电感的作用(通过电感的电流是连续的，不会发生突变)使流过阀的电流不能突变，因此，2个阀之间的电流转换需要一个过程，这个过程叫做换相过程[16]。正常换相过程为：换流完成后，反向电压将继续在阀门上施加一段时间来恢复正向闭锁能力。若应该关闭的阀在还没有恢复阻断能力的情况下再次承受正向电压，那么，将要导通的阀将向原来将要退出导通的阀倒换相，这种现象称为换相失败。晶闸管阀中载流子的去离子恢复时间为400～900 μs。恢复时间对应于电角度，定义为最小关断角[17]，表示晶闸管关断角的最小值γmin。在实际工程中触发角度的变化、交流电压的扰动等都会直接导致系统关断角γ的减小，当γ<γmin时发生换相失败。

1.2 晶闸管最小关断角模型

晶闸管阀关断过程由晶闸管反向恢复特性和外电路参数共同决定。对晶闸管进行关断特性测试试验，发现晶闸管关断时间受晶闸管结温、过零点电流变化率、正向通态电流等状态量的影响，即实际工程中的晶闸管关断时间是随着运行工况的变化而变化的。通过对8.5 kV晶闸管关断特性的测试，得到试验数据，读取多组原始数据，利用MATLAB建模，进行多元线性回归分析，可精确得到不同运行工况下的晶闸管关断时间近似公式[18]：

(1)

式中：tq为晶闸管最小关断时间(μs)；di/dt为晶闸管过零点电流变化率(A/μs)；Tj为晶闸管结温(℃)；IF为晶闸管正向通态电流(kA)；β0—β3为线性回归拟合系数。

针对50 Hz交流系统，晶闸管最小关断角可由关断时间得到：

(2)

利用式(1)，可在PSCAD上建立晶闸管最小关断角模型，即可得到关断角的动态曲线。实际工程中晶闸管的结温变化范围为70～90 ℃，此模型中取平均值80 ℃，其中正向通态电流和过零点电流变化率采样逻辑如图1所示。

图1 采样电路逻辑框图Fig.1 Logic diagram of sampling circuit

首先测量流过晶闸管阀电流i，利用微分电路计算阀电流的实时电流变化率。通过反向过零检测器，在第k周期阀电流下降过零的时刻发出脉冲。利用脉冲和保持器，记录保持过零点的电流下降率di/dt。同样可根据上升沿触发电路得到第k周期阀稳态开通时刻脉冲，利用此脉冲和保持器，记录保持此时的晶闸管电流值，得到第k周期阀的正向通态电流值IF。将采样获得的值代入式(2)，便可得每只晶闸管的最小关断角，然后取6只晶闸管关断角的最大值作为该阀的最小关断角。

2 关断角动态调节控制方法

2.1 定关断角控制原理

为了保证系统的安全稳定运行，尽可能提高交流系统的功率因数，逆变侧一般采用定关断角控制。工程实际中常用的定关断角控制有2种：闭环控制器和开环控制器[19]。其原理分别如图2(a)和(b)所示。

图2 定关断角控制器原理框图Fig.2 Schematic diagram of fixed turn-off angle controller

闭环控制器根据2次换相电压的过零信号确定被测关断角γinv，并与参考值γref进行比较，两者之差通过PI控制环节输出作为逆变器的触发角信号α；当计及不连续触发的影响时，以上个周期中的最小关断角作为闭环反馈的测量值。开环型控制器则是根据直流系统实际运行参数，计算出与γref对应的触发角α，然后对逆变侧进行触发控制。开环型定关断角控制原理公式为：

(3)

式中：γ0是关断角指令值；Id是直流电流指令值；dx是换相电抗；Ud0是理想空载直流电压；K为修正系数。考虑到触发脉冲发出后和换相过程中系统可能发生的变化，公式(3)中增加了对直流电流变化率的修正量KdId/dt。

这2种控制方法各有优缺点。闭环控制器响应速度较慢，但容易与等间隔触发控制相配合。开环控制不仅修正了闭环控制的负斜率伏安特性，而且由于关断角的预测功能，具有了更快的响应速度，然而，当交流电流发生畸变时，预测精度会下降[20]。

一般来讲，从抑制换相失败的角度来看，逆变器的关断角参考值应该大一些；但从确保逆变器功率因数、降低换流器无功损耗来看，关断角应相对小一些。因此，逆变器一般采用定γ角控制来将关断角限制在一定范围内，其整定值一般取15°～18°之间的某个固定值。通过定γ角控制器将测得的γ控制在一定范围内，使其大于晶闸管固有关断角γmin并留有一定裕度。

2.2 关断角动态控制原理

由2.1节分析可知，现有定关断角控制策略中，关断角的参考值γref一般取定值(比如15°)，相对于最小关断角(8°)具有一定的控制裕度(比如7°)，然而最小关断角是随着晶闸管运行环境和工况变化而不断变化。当最小关断角增加时，控制系统的换相裕度减小，直流系统更加容易发生换相失败。

为了考虑晶闸管实际运行情况，利用最小关断角在故障状态下的特征，提出了一种基于晶闸管实测最小关断角的动态调节关断角控制策略，其原理如图3所示。

图3 关断角动态控制原理图Fig.3 Schematic diagram of dynamic control of turn-off angle

显然，基于晶闸管实测最小关断角的关断角动态调节控制策略更加符合工程实际，且对故障的反应更加准确，有利于降低故障期间换相失败的概率，提高直流输电系统的可靠性。

3 仿真验证

3.1 仿真模型

为了验证晶闸管最小关断角模型用于换相故障检测的准确性和关断角动态控制策略的有效性，基于图4所示的CIGRE标准试验模型，在PSCAD/EMTDC环境下测试所提出控制方法的有效性。E1为整流侧交流系统等值电势；Z1为整流侧交流系统等值电抗；UL1为整流侧交流母线电压；T1为整流侧换流变压器；E2为逆变侧交流系统等值电势；Z2为逆变侧交流系统等值电抗；UL2为逆变侧交流母线电压；T2为逆变侧换流变压器；Ud1为整流侧直流电压；Ud2为逆变侧直流电压；Rd为直流线路电阻值；Ld为直流线路电感值。CIGRE HVDC 标准测试模型中晶闸管阀封装组件中的最小关断角设置为稳态时由式(1)所得的值，最小关断角模型由1.2节获得，用图3所示的动态关断角模型替代CIGRE HVDC 标准测试模型中逆变侧的定关断角模型，利用该模型进行仿真能够得到直流系统在各种工况下的响应曲线。

图4 直流输电系统简化模型Fig.4 Simplified model of an HVDC system

3.2 模型仿真分析与验证

电阻性接地故障是实际工程中最为常见的故障类型。本文在仿真模型中，通过在逆变侧的交流母线处设置电阻Rf接地来模拟实际工程中交流线路故障[21]，首先验证晶闸管最小关断角变化对直流输电控制系统的影响，然后，比较采用控制策略前后HVDC系统相关电量的变化。

首先验证晶闸管最小关断角变化对直流输电控制系统的影响。故障设置条件：逆变侧交流母线在0.7 s 时发生A相电阻接地故障，接地电阻值Rf=15 Ω，故障作用时间为 0.2 s。在该故障条件下，将CIGRE直流输电标准测试模型中晶闸管的最小关断角分别设置成9°、10°、11°、13°，观察直流电压的响应情况，如图5所示。

由图5仿真结果可知，晶闸管的最小关断角由9°增加到13°时，直流电压分别发生了不同程度的跌落。当晶闸管最小关断角为10°时，直流输电系统受到了2次冲击；当晶闸管最小关断角为13°时，直流输电系统受到了3次冲击，说明晶闸管的最小关断角的变化影响到了直流输电系统的控制，而实际工程在暂态情况下的晶闸管最小关断角是不断变化的，因此在考虑换流阀动态最小关断角的基础上进行抵御换相失败的研究更具有现实意义。

图5 晶闸管最小关断角变化时直流电压响应曲线Fig.5 DC voltage response curve when minimum thyristor turn-off angle changes

基于以下2种方案，分别在单相和三相交流故障情况下对比仿真验证本文所提控制策略的有效性。

方案1：采用CIGRE-HVDC标准测试模型中的控制策略，CIGRE直流输电标准测试模型中晶闸管的最小关断角设置为10°；

Y为工业生产总值，K为投入资本，A（t）为技术水平，L为劳动资本投入，α和β分为资本与劳动产出弹性。为便于回归分析，对上式两端取对数可得到线性生产函数：

方案2：将方案1中的定关断角控制改为本文所提的动态控制。

通过2个方案的比对来验证晶闸管最小关断角发生变化时对直流输电控制系统的影响和关断角动态控制策略在抑制直流输电换相失败及改善故障恢复特性方面的作用。

在上述仿真故障条件下，方案1和方案2各物理量的响应结果如图6和图7所示。当采用方案1时，直流系统在故障发生后不久发生2次换相失败故障。采用关断角动态控制能有效地提高换相裕度，避免换相失败的发生。

图6 单相故障下(Rf=15 Ω)方案1系统动态特性Fig.6 System dynamic performance of scheme 1 under single-phase fault with Rf=15 Ω

图7 单相故障下(Rf=15 Ω)方案2系统的动态特性Fig.7 System dynamic performance of scheme 2 under single-phase fault with Rf=15 Ω

在相同的时间和地点设置三相电阻接地故障，接地电阻值Rf=15 Ω，故障作用时间为0.1 s。在该工况下，方案1和方案2下各物理量的响应结果如图8和图9所示。

图8 三相故障下(Rf=15 Ω)方案1系统动态特性Fig.8 System dynamic performance of scheme 1 under three-phase fault with Rf=15 Ω

图9 三相故障下(Rf=15 Ω)方案2系统动态特性Fig.9 System dynamic performance of scheme 2 under three-phase fault with Rf=15 Ω

在该工况下，由于三相接地故障，相当于实际工程中较为严重的故障，在故障初期，关断角的动态控制响应较慢，第一次换相失败很难避免。关断角参考值在故障发生40 ms后迅速增加到17°，并在故障期间一直保持17°，从而控制调节越前触发角增加以抑制后续换相失败的发生。故障消失后，晶闸管阀的最小关断角减小，关断角的参考值也随之减小，从而加快了系统的恢复过程。