基于双判据的特高压直流分层接入系统换相失败预防控制策略

2022-06-15王渝红陈立维

电力自动化设备 2022年6期

王渝红，陈立维，寇然，曾琦，朱杰

（四川大学电气工程学院，四川成都 610065）

0 引言

我国能源资源与负荷中心地理分布差异明显，特高压直流输电技术凭借输电容量大、输电距离远、控制方式灵活等优点在解决远距离、大容量输电问题方面发挥着重要作用。为满足社会经济快速发展的需要，特高压直流输电技术得到迅速发展，已建成投运的直流输电工程越来越多，多个直流输电工程落点于我国华南、华东地区，导致该地区受端电网成为多馈入交直流系统，这对电网的电压无功支撑和潮流疏散能力提出了更严峻的要求［1-3］。文献［4］从电网拓扑结构出发创造性地提出了特高压直流分层接入不同电压等级（1 000、500 kV）受端交流系统的方法。由于分层接入系统的拓扑结构在工程造价、提高受端交流系统电压支撑能力等方面具有明显优势，目前已被应用于昌吉—古泉、呼伦贝尔—皖南、锡盟—泰州等特高压直流输电工程。

在分层接入系统控制保护与运行特性研究方面，文献［5］以实际工程为背景，完善了分层接入短路比的定义，对分层接入方式下受端交流系统的接纳能力进行了分析。文献［6］分析了多回特高压直流分层接入特高压、超高压交流电网的交直流混联系统的稳态特性。文献［7］提出了多馈入系统电压稳定指标，并基于此对分层接入系统换流母线静态电压稳定性的影响因素进行了详细研究。文献［8］提出了分层接入系统各层换流母线的电压稳定性判据，并对不同直流控制方式下的电压稳定性进行了分析。文献［9］提出了一种分层接入方式下交直流系统中长期电压稳定协调控制方法，改善了系统的电压稳定特性。文献［10］对分层接入系统交流滤波器的断路器分断特性开展研究，分析了不同工况和故障类型情况下断路器的特性。针对分层接入系统换相失败方面也有一些初步的研究成果，文献［11］基于逆变侧关断角提出了分层接入系统高低端换流器间的协调控制策略，在一定程度上降低了高低端换流器同时发生换相失败的风险。文献［12］指出当分层接入系统某层发生故障时，非故障层换相失败预防控制的启动滞后于故障层是导致高低端换流器同时发生换相失败的原因。针对该问题，文献［13］提出一种高低端换相失败预防协调控制策略，利用故障层换相失败预防控制启动时间早的特点，运用逻辑控制，使非故障层换相失败预防控制提前启动，从而降低高低端换流器同时发生换相失败的风险。但该策略存在不同故障下，协调系数无法自适应调整导致协调控制器效果不佳的问题。文献［14］在原有换相失败预防控制的基础上引入换相电流时间面积指标，具有使非故障层换相失败预防控制提前启动的效果，在一定程度上减小了非故障层换流器发生换相失败的风险。但存在没有充分利用故障时各电气量的故障特性和换相失败预防控制模块，导致故障较严重时无法有效抑制高低端换流器同时发生换相失败的问题。因此，分层接入系统的换相失败问题仍需进一步研究。

本文结合分层接入系统逆变侧高低端换流器复杂的交直流电气耦合关系，分析了受端交流系统发生故障时，高低端换流器同时发生换相失败的机理。在此基础上，针对分层接入系统阀组控制策略在发生故障时动态调节能力不足的问题，综合考虑导致换流器发生换相失败的电压、电流因素，提出了一种基于双判据的特高压直流分层接入系统换相失败预防控制策略，该策略能根据故障时各层换流母线电压的变化特性动态调节各自换流器关断角参考值，同时根据故障时直流电流的变化特性分别减小各层换流器的触发角，各层控制系统中两者相互配合，从而得到各层换流器应对故障发生时更合适的触发角，预防高低端换流器同时发生换相失败。在PSCAD／EMTDC 中搭建了分层接入的特高压直流输电系统模型，并进行了仿真验证，结果表明所提控制策略可以有效降低分层接入系统逆变侧高低端换流器同时发生换相失败的风险，验证了所提控制策略的有效性。

1 分层接入系统模型

1.1 分层接入系统拓扑结构

分层接入系统的拓扑结构如图1 所示。图中：En、Zn（n=1，2，3）分别为交流系统等值电势、等值阻抗；Z23为逆变侧高低端换流母线间的等值联系阻抗；Rd和Ld分别为直流线路上的电阻和电感。分层接入系统采用双极两端中性点接地的方式，每极由2 组12 脉动换流器构成，2 组换流器在交流侧并联、直流侧串联。每极中距接地点较远、电位较高的换流器称为高端换流器；距接地点较近、电位较低的换流器称为低端换流器。高端换流器接入500 kV 交流母线，低端换流器接入1 000 kV 交流母线，不同电压等级交流母线的无功补偿装置和交流滤波器分别独立配置。

图1 分层接入系统拓扑结构Fig.1 Topology structure of hierarchical connection system

1.2 分层接入系统阀组控制策略

目前，我国大部分特高压直流分层接入系统输电工程采用阀基电子设备提供换流阀的阀电流过零点信号，其对应的阀组控制策略如图2 所示。图中：Rv为补偿电阻；Idr为整流侧直流电流；Udi、Idi和γdi分别为逆变侧直流电压、直流电流和关断角；γrefN为逆变侧关断角的额定参考值，γrefN=18°；Idord和Iord分别为主控制极和实际输出的直流电流指令值；αrord和αiord分别为整流侧和逆变侧换流器触发角指令值；PI为比例积分控制器；MIN、MAX 分别表示取最小值、最大值。整流侧阀组接入500 kV 交流系统，配置定电流控制和最小触发角控制；逆变侧高低端阀组接入不同电压等级的交流系统，控制策略需单独配置在高低端阀组控制层，配置定电流控制、定关断角控制、电流偏差控制以及低压限流控制。

图2 阀组控制策略Fig.2 Control strategy of valve group

2 分层接入系统换相失败机理分析

特高压直流分层接入系统中，逆变侧高低端换流器接入受端交流系统的不同电压等级，交流系统发生故障时，造成高低端换流器发生换相失败的主导因素不同，其换相失败机理更加复杂。分层接入系统运行时，单极的等值电路如图3 所示。图中：αr为整流侧换流器触发角；Id为直流电流；Udr、Udi分别为整流站单极和逆变站单极对地的直流电压；Udr0和Udi0H、Udi0L分别为整流侧换流器和逆变侧高、低端换流器无触发延迟时的平均直流电压有效值；Rr和RiH、RiL分别为整流侧换流器和逆变侧高、低端换流器的等效换相电阻；IdH、IdL分别为流经逆变侧高、低端换流器的直流电流；γH、γL分别为逆变侧高、低端换流器关断角。

图3 单极等值电路Fig.3 Equivalent circuit of single pole

直流电流、直流电压之间存在如下约束：

根据分层接入500 kV 电压等级受端交流系统和1 000 kV 电压等级受端交流系统之间的耦合关系，假设1 000 kV 电压等级交流系统发生对称故障时，其换流母线电压跌落幅度为ΔUL，500 kV 换流母线电压跌落幅度为ΔUH，则两者存在如下关系：

从式（4）可以看出，非故障层换流母线电压跌落幅度与联系阻抗呈负相关。当联系阻抗为0 时，非故障层换流母线电压跌落幅度最大，与故障层换流母线电压跌落幅度相同；当联系阻抗无穷大时，非故障层换流母线电压跌落幅度为0，此时非故障层换流母线电压不受故障层影响。

分层接入系统逆变侧高低端换流器在直流侧为串联连接关系，流过的直流电流相同。逆变侧高、低端换流器关断角分别为：

式中：kH、kL分别为逆变侧高、低端换流变压器变比；βH、βL、XCH、XCL和UH、UL分别为逆变侧高、低端换流器超前触发角、等值换相电抗和换相电压有效值。

当1 000 kV 电压等级交流系统发生对称故障时，其换流母线电压会减小，根据式（6），低端换流器关断角γL会减小，由式（1）、（3）可知，直流电流Id增大，会进一步导致γL降低，严重时会导致低端换流器发生换相失败。另一方面，500 kV 换流母线电压也会受到影响而降低，高端换流器的关断角γH也会减小，如果低端换流器发生了换相失败，则逆变侧直流电压会进一步降低，直流电流持续增加，高端换流器也可能发生换相失败。

从以上分析可知，对于分层接入系统，当逆变侧受端交流系统发生故障时，故障层换流母线电压跌落较严重，这是导致故障层换流器发生换相失败的主要原因；由于联系阻抗的存在，非故障层换流母线电压跌落相对较低，但此时直流电流的增加量较大，这是导致非故障层换流器发生换相失败的主要原因。

3 基于双判据的特高压直流分层接入系统换相失败预防控制策略

鉴于分层接入系统拓扑结构的特殊性和逆变侧高、低端换流器在交直流侧复杂的电气耦合特性，针对阀组控制策略在发生故障时动态调节能力不足的问题，充分利用故障时影响高低端换流器发生换相失败的各因素变化特征，提高控制系统的动态调节能力，本文提出了一种基于双判据的特高压直流分层接入系统换相失败预防控制策略。该策略利用反映换流母线电压变化特征的关断面积控制动态改变关断角参考值，同时利用反映直流电流变化特征的换相电流面积控制减少晶闸管触发角。二者相互配合，对阀组控制策略进行优化，提高系统应对故障的动态调节能力，从而降低分层接入系统高低端换流器同时发生换相失败的风险，下面对该策略进行详细介绍。

假设1 000 kV 电压等级交流系统发生对称故障，高、低端换流器换流过程如图4所示。图中，SγH、SγL和SμH、SμL以及SIH、SIL分别为高、低端换流器的关断面积和换相电压面积以及换相电流面积；μH、μL和αH、αL分别为高、低端换流器换相角和触发角；icH、icL和ioH、ioL分别为高、低端换流器将要关断的阀和将要导通的阀的阀电流。

图4 高低端换流器换相过程示意图Fig.4 Schematic diagram of commutation process of high terminal and low terminal converters

3.1 关断面积控制

换相电压在关断角γ对应时间内与时间轴围成的面积被称为关断面积。关断面积控制的控制目标是交流系统发生故障引起换相电压变化时保持关断面积不变。关断面积Sγ的计算公式为［15］：

式中：ω为角频率；U为换相电压有效值。当交流系统发生不对称故障时，换相电压过零点会发生偏移，此时对式（7）进行改进，改进后的关断面积Sγ1计算公式为：

式中：Δφ为换相电压过零点偏移量，其表达式见式（9）［16］。

式中：ΔU为换相电压最大跌落值。综上分析可得考虑不对称故障下换相电压过零点偏移量的关断面积控制数学模型为：

式中：UN为额定换相电压有效值；γref*为计算得到的关断角参考值。由式（10）可得γref*为：

分层接入系统逆变侧500 kV 电压等级交流系统和1 000 kV 电压等级交流系统通过联系阻抗Z23相互耦合，使2 层电压等级交流系统之间的无功电压耦合密切。稳态运行时，关断角参考值为额定值（18°）；当1 000 kV 电压等级交流系统发生对称故障时，500 kV 交流母线和1 000 kV 交流母线电压跌落量的关系如式（4）所示。高端换流器获取500 kV 换流母线电压信息，低端换流器获取1 000 kV 换流母线电压信息，分别输入对应层关断面积控制，反映各自换流母线电压变化情况，动态调节对应换流器关断角参考值。高端换流器关断角参考值γrefH*和低端换流器关断角参考值γrefL*的计算公式分别为：

式中：ΔφH、ΔφL分别为高、低端换流器换相电压过零点偏移量；UNH、UNL分别为高、低端换流器额定换相电压有效值；γrefNH、γrefNL分别为高、低端换流器关断角的额定参考值。高低端换流器的关断面积控制考虑故障时对应换相电压和过零点偏移对换相过程的影响动态改变各自关断角参考值，从而预防交流系统故障时换流器发生换相失败。当交流系统发生不对称故障时，有类似的分析过程，在此不再赘述。

3.2 换相电流面积控制

直流电流在换相时间内与时间轴围成的面积被称为换相电流面积SI。实际换相过程中，换相速度较快，换相角相对较小。因此，可近似认为换相电流在换相时间段内呈直线变化，将其线性化处理，则换相电流面积近似为一个直角三角形面积。SI计算公式为［17］：

式中：α为触发角；μ为换相角；ic为将要关断的阀的阀电流；γcm为关断角在一个周期内的最小值；XC为等值换相电抗。

当逆变侧交流系统发生故障时，直流电流Id增加，换相过程中用于能量交换的时间会更长，换相角μ必然增大。当换相角μ增大到最大换相角μmax时，关断角γ对应固有极限关断角γmin，此时的换相电流面积即为临界换相电流面积SImax，所计算的SI越接近SImax，发生换相失败的风险越大，当SI>SImax时，关断角小于固有极限关断角，换流器将发生换相失败。

换相电流面积控制的流程见附录A 图A1，将SI与临界换相电流面积SImax做除法得到比例系数K_S，将K_S分2 路分别输入最大值保持函数fmaxhold和保护启动判定模块，最大值保持函数fmaxhold将输入信号的最大值保持一段时间，保持时长一般设定在12 ms，最大值保持函数fmaxhold输出的信号与增益系数GK_S相乘后得到K_SG并输入保护切换模块，保护切换模块根据来自保护启动判定环节的信号进行切换操作，若保护启动判定模块判定结果为启动保护，则保护切换模块输出K_SG，否则，输出0。保护启动判定模块判定保护是否启动，其判定方法是将比例系数K_S与启动阈值K_Sref比较大小：当K_S>K_Sref时，启动保护，输出触发角提前量Δα；当K_S≤K_Sref时，保护不启动，继续返回计算换相电流面积。其中，设置换相电流面积控制启动阈值K_Sref以输出合适的触发角提前量为原则：当启动阈值设置过小时，换相电流面积控制会频繁启动，可能影响系统的正常运行；当启动阈值设置过大时，换相电流面积控制启动太慢，可能无法预防换相失败的发生。对于本文搭建的仿真模型，通过仿真试验得到控制效果较好的启动阈值为0.7。

分层接入系统逆变侧高、低端换流器在直流侧为串联连接关系，假设1 000 kV 电压等级交流系统发生故障时，流过高低端换流器的直流电流会激增。由式（14）可以分别计算高、低端换流器换相电流面积如式（15）、（16）所示。

将检测到的高、低端换流器换相电流面积比例系数K_SH、K_SL与对应的换相电流面积启动阈值K_SrefH、K_SrefL比较：当K_SH、K_SL超过相应启动阈值时，启动换相电流面积控制，将控制器输出的触发角提前量ΔαiH、ΔαiL分别输入高、低端换流器触发控制中，减小高、低端换流器的触发角，进而增大关断角，从而起到预防换流器发生换相失败的效果。

基于双判据的特高压直流分层接入系统换相失败预防控制策略如图5 所示，图中为逆变器触发角αi参考值。在逆变器高、低端阀组的阀组控制中均配置图5 所示控制策略，不同之处在于，高端阀组的控制策略获取500 kV 交流系统的电气量信息，低端阀组的控制策略获取1 000 kV 交流系统的电气量信息。当1 000 kV 交流系统发生对称故障时，对低端换流器而言，故障点距其换流母线电气距离较近，在故障发生后的一段时间内换流母线电压跌落程度相对直流电流增大程度更严重；对高端换流器而言，故障点距其换流母线电气距离较远，在故障发生后的一段时间内直流电流增大程度相对换流母线电压跌落程度更严重。所以故障层换流器控制系统中关断面积控制更灵敏，非故障层换流器控制系统中换相电流面积控制更灵敏。

图5 基于双判据的特高压直流分层接入系统换相失败预防控制策略Fig.5 Commutation failure preventive control strategy based on double criteria of UHVDC hierarchical connection system

4 仿真验证

为验证本文所提基于双判据的换相失败预防控制策略降低分层接入系统高低端换流器同时发生换相失败风险的有效性，在PSCAD／EMTDC 中搭建了如图1 所示分层接入方式下特高压直流输电系统模型，模型主要参数见附录A表A1。

4.1 控制策略效果验证

为验证本文所提控制策略预防对称与不对称故障下高低端换流器同时发生换相失败的效果，在本文搭建仿真模型的阀组控制中分别设置以下2 种控制策略进行仿真对比分析：控制策略A，换相失败预防控制策略；控制策略B，本文所提控制策略。

4.1.1 对称故障下控制策略A、B效果对比

在1 000 kV 电压等级换流母线处设置一系列不同的三相接地故障，并在控制策略A、B下进行仿真。设故障接地电感Lf的变化区间为［0.4，2.3］H，变化步长为0.05 H。考虑到故障发生时刻对换相失败的影响，设故障发生时刻为［1.000，1.009］s，变化步长为0.001 s，故障持续时间均为0.1 s。控制策略A、B在1 000 kV 换流母线三相接地故障下仿真结果见附录A 图A2、A3。由图A3 可知，对称故障下控制策略B 在控制策略A 基础上提升了对非故障层换流器发生换相失败的预防效果。当接地电感较小时，故障层换流器发生换相失败引起直流电流上升和换流母线电压跌落导致非故障层换流器也发生换相失败；当接地电感较大时，高低端换流器均不发生换相失败或故障层换流器发生换相失败但引起的直流电流上升和换流母线电压跌落不足以导致非故障层换流器发生换相失败。

4.1.2 不对称故障下控制策略A、B效果对比

在500 kV 换流母线处设置一系列不同的单相接地故障，并在控制策略A、B 下进行仿真。设故障接地电感Lf的变化区间为［0，0.5］H，变化步长为0.02 H。故障发生时刻及故障持续时间的设置情况同4.1.1 节。控制策略A、B 在500 kV 换流母线单相接地故障下仿真结果见附录A 图A4、A5。由图A5可知，当500 kV 换流母线发生单相接地故障时，控制策略B 在控制策略A 基础上提升了对非故障层换流器发生换相失败的预防效果。这说明本文所提控制策略能更有效地提升非故障层换流器对换相失败的预防作用，提高了控制系统应对故障的动态调节能力。

4.2 分层接入系统不同控制方式效果对比

为进一步验证本文所提控制策略的有效性，在本文搭建的仿真模型上设置以下3 种控制策略进行仿真对比分析：控制策略1，本文所提控制策略；控制策略2，图2 所示阀组控制策略；控制策略3，文献［14］所提控制策略。分别在逆变侧500 kV 换流母线处设置三相接地故障、在逆变侧1 000 kV 换流母线处设置单相接地故障，接地电感为0.2 H，故障开始时间为1 s，故障持续时间为0.1 s。对称故障下换相电压有效值可通过PSCAD／EMTDC 自带的有效值测量模块获取；不对称故障下换相电压过零点偏移量通过软件自带的模块测量换相电压最大跌落值代入式（9）计算得到。仿真结果的阀电流中，分别选取高端换流器中一对阀组的阀电流和低端换流器中一对阀组的阀电流为例进行说明。

4.2.1 对称故障下控制策略1—3效果对比

当发生对称故障时，控制策略1 下的仿真结果如图6 所示，图中IVH和IVL分别为高、低端阀组阀电流；控制策略2、3 下的仿真结果以及关键数据对比表分别见附录A 图A6、A7 和表A2。仿真结果中换相电压有效值U、直流电流Id以及有功功率P均为标幺值。

图6 控制策略1下逆变侧500 kV换流母线三相接地故障仿真波形Fig.6 Simulative waveforms after three-phase grounding fault in 500 kV commutation bus of inverter side under Control Strategy 1

根据仿真结果，采用控制策略1 时，高、低端换流器没有同时发生换相失败，且低端换流器关断角最小值约为11.44°，具有足够的换相裕度；换流母线电压的跌落在三者中居中；直流电流的波动范围在三者中最小，峰谷差约为0.654 6 p.u.；高、低端换流器输送有功功率在三者中最大。采用控制策略2时，当受端交流系统发生故障时，高、低端换流器均发生换相失败，故障层和非故障层换流母线电压跌落程度有较大差异，故障层换流母线电压跌落过程中的最小值为0.727 2 p.u.，非故障层换流母线电压跌落过程中的最小值为0.909 9 p.u.，而非故障层换流母线电压跌落程度较小时，直流电流的增加量较大，验证了理论分析结论，即故障层换流器发生换相失败的主要原因是换流母线电压的跌落，非故障层换流器发生换相失败的主要原因是直流电流的激增。此外，采用控制策略2 时，高、低端换流器发生换相失败的时间在三者中最长；换流母线电压的跌落在三者中最小；直流电流的波动范围最大，峰谷差约为0.997 4 p.u.；高、低端换流器输送有功功率在三者中最小。采用控制策略3 时，高、低端换流器同时发生换相失败，发生换相失败的时间相对较短；换流母线电压的跌落在三者中最大；直流电流的波动范围较大，峰谷差约为0.708 2 p.u.；高、低端换流器输送有功功率在三者中居中。由此可见，在逆变侧交流系统发生对称故障时，采用本文所提控制策略系统应对对称故障的动态调节能力更强，预防高、低端换流器同时发生换相失败的效果更优，提高了对称故障情况下有功功率的输送量。

4.2.2 不对称故障下控制策略1—3效果对比

控制策略1—3 下仿真结果以及关键数据对比分别见附录A 图A8—A10 和表A3。由仿真结果可知，在1 000 kV 换流母线处发生单相接地故障的仿真分析结果与500 kV 换流母线处发生三相接地故障时相似，这说明采用本文所提控制策略在逆变侧交流系统发生不对称故障时，具有更优的预防高、低端换流器同时发生换相失败的效果，提高了不对称故障下有功功率的输送量。