基于联络通道电流检测的多馈入直流系统同时换相失败预防控制

2022-11-19王凌娆杨程祥熊永新李程昊文劲宇

电力自动化设备 2022年11期

王凌娆，姚伟，杨程祥，熊永新，李程昊，文劲宇

（1. 华中科技大学电气与电子工程学院强电磁工程与新技术国家重点实验室，湖北武汉 430074；2. 国网河南省电力公司电力科学研究院，河南郑州 450052）

0 引言

特高压直流输电技术因具有输送容量大、输送距离远、线路损耗小等优点，已成为我国解决能源负荷中心逆向分布的重要手段。换相失败是特高压直流输电系统的常见故障之一，主要由受端电网的交流故障引起［1］。换相失败会导致有功功率输送减少、直流电流增大、电力电子器件过热受损等危害。而在多馈入直流系统中，各直流落点的换流站间由交流电网和电气设备构成电气联络通道。因此由交流故障引起近端换流站换相失败LCF（Local converter Commutation Failure）所产生的异常电气量可通过联络通道波及远端的多条直流，引发同时换相失败CCF（Concurrent Commutation Failure）。CCF使故障范围被扩大，对交流电网造成更严重的功率冲击［2］。因此，缓解多馈入直流系统CCF 问题是交直流混联系统稳定控制中的重要课题［3］。

多馈入直流系统中的耦合特性是引发CCF 的关键因素，近年来有诸多文献构建相关指标，对多馈入直流系统中的耦合特性进行描述和衡量。CIGRE工作组提出了多馈入交互因子MIIF（Multi-Infeed Interaction Factor）的概念，通过仿真确定非故障母线与故障母线的电压跌落量比值来描述多馈入直流系统两母线间的相互影响程度［4］。受MIIF物理意义的启发，文献［5］提出采用多馈入直流系统网络等值阻抗矩阵来计算交直流系统电压耦合作用因子，但该指标仅单向考虑了故障母线通过联络通道对其他母线的电压拉低作用。文献［6］构造了无功潮流支撑系数来描述故障母线通过联络通道接受来自其他母线的无功补偿现象。然而以上对多馈入直流系统耦合特性的研究均基于基频电压、电流，所提多馈入直流系统换相失败评估指标也主要针对母线电压幅值降低这一影响因素。文献［7-8］通过仿真明确指出，电压波形畸变导致过零点位移，是远端换流站发生换相失败的根本原因，但并未进一步对谐波产生的原因和传变的过程进行研究。文献［9］针对谐波对多馈入直流系统换相影响的问题，建立了各直流接入点谐波频率下的节点导纳矩阵，通过分析谐波对换相电压幅值和相角的影响得到各次谐波电流引起换相失败的临界值，但未具体结合交流故障情境下谐波导致多馈入直流系统发生CCF 的过程进行分析。因此，考虑交流故障下谐波的产生和传变过程的多馈入直流系统CCF机理有待进一步研究。

与传统直流系统相比，多馈入直流系统的耦合特性使其抑制换相失败的难度加大，现阶段基于控制优化思路的多馈入直流换相失败控制措施以换相失败预防CFPREV（Commutation Failure PREVention）控制和低压限流VDCOL（Voltage Dependent Current Order Limiter）控制为主。文献［10］提出了一种自适应调节故障线路CFPREV 协调控制策略，在非故障线路的关断角减小时降低故障线路CFPREV 控制器输出的触发角修正角度。文献［11］提出根据广域测量结果评估故障对各直流系统的影响，并依此调控VDCOL 控制器输出的电流指令值。以上控制策略依赖于广域测量信号，传输延时影响其对换相失败的抑制效果。文献［12-13］考虑了多馈入直流系统中各直流对受端系统的无功冲击影响和各直流间无功交互影响强弱，按照各直流的恢复优先级顺序对CFPREV 控制的启动门槛值进行差异化设置。文献［14］基于渐变恢复理论设计了一种VDCOL 优化控制，通过延缓故障线路的直流功率恢复速度来降低其无功需求。但以上控制策略采用预先设置的固定值，限制了控制策略对故障暂态过程的跟随性。

本文针对交流故障暂态过程中产生的谐波在交流系统中传播并造成远端换流站发生换相失败的过程展开研究。基于换流器开关调制理论建立了交流故障暂态过程中多馈入直流系统内谐波传变回路模型，并对谐波产生的过程和传变路径进行详细分析。在考虑谐波传变的基础上，对交流故障导致多馈入直流系统发生CCF的机理进行分析。将故障后多馈入直流系统内换相的动态演变过程划分为不同阶段，对各阶段的特征进行总结，发现故障电流分量通过联络通道扩散是造成CCF的关键因素。根据以上分析提出了基于联络通道电流检测的CCF预防控制策略，使远端换流站通过检测由联络通道馈入母线的电流变化，对多馈入直流系统中发生的换相失败做出快速反应。该方法不依赖广域测量，具有速度快、灵敏度高的特点。以河南特高压多馈入直流系统为例进行仿真验证，仿真结果证明了所提控制策略可有效降低发生CCF的风险。

1 多馈入直流系统及其控制环节

1.1 河南特高压多馈入直流系统

2020年底，青海—豫南（简称“青豫”）直流输电工程正式投入运行。自此河南电网形成了由哈密—郑州（“简称天中”）和青豫2 条±800 kV 特高压直流构成的多馈入直流系统。河南特高压多馈入直流系统的拓扑结构见附录A 图A1。其中，天中直流受端为常规的特高压直流单端馈入结构，经中州换流站500 kV母线接入交流电网。青豫南侧直流线路采用多端单层馈入结构，即将高端换流站Ⅰ、Ⅳ和低端换流站Ⅱ、Ⅲ分别接入豫驻马换流站内的2 个500 kV母线。受端交流系统由等效阻抗与电源构成的戴维南模型进行等效替代。

在PSCAD／EMTDC 中搭建河南特高压多馈入直流系统，网络参数如附录A 表A1所示。本文以河南特高压多馈入直流系统为例进行理论推导和算例分析，所得多馈入直流系统CCF 的分析结论对于多馈入直流系统这一典型结构具有普适性，而非仅针对河南电网。

1.2 逆变侧CFPREV控制环节

天中直流与青豫直流的逆变侧控制方案除了参考CIGRE HVDC 标准测试模型［15］在逆变侧采用定电流和定关断角控制外，还增加了CFPREV 控制环节，用作交流系统短路时对逆变器触发角进行快速调节的辅助控制。河南天中、青豫直流的CFPREV控制策略及工作原理见附录B。CFPREV 相比于定电流和定关断角的常规阀组控制具有较快的反应速度，对后续换相失败具有较好的抑制作用。但在故障电气距离较远、电压变化较为轻微的场景下，依赖于快速电压检测的CFPREV 的控制效果将受到限制［16］。

2 多馈入直流系统CCF机理

2.1 换相电压积分面积理论

换相电压积分面积理论是分析换相失败的常用方法，其相关内容简单介绍如下［17］。

式中：Lc为换相电感；t1为施加触发脉冲后的换相开始时刻；t2为待关断晶闸管内电流降至0的换相完成时刻；t2max为对应最小关断角的临界换相完成时刻；Id(t1)、Id(t2)分别为t1、t2时刻的晶闸管内直流电流。不等式左侧表达式表示换相需求面积，记为Sd，在换相电抗不变时其值主要由晶闸管内直流电流决定。不等式右侧表达式表示系统能够提供的换相电压积分面积最大值，记为Smax，主要由换相电压波形及其过零时刻决定。只有当式（1）被满足时，换流器才能成功换相。

2.2 12脉波换流器开关函数调制理论

由于换流器的开关特性具有离散性，直流电压可看作交流电压经开关函数调制得到，交流电流可看作直流电流经开关函数调制得到［18］，有如下对应关系：交流侧正序电压分量经换流器调制到直流侧形成频次减1 的电压分量；交流侧负序电压分量经换流器调制到直流侧形成频次加1 的电压分量；直流侧谐波电流经过换流器调制到交流侧，产生频次加1 的正序谐波电流和频次减1 的负序谐波电流。具体推导见附录C 式（C1）—（C6）。在换流器的调制作用下，暂态过程中产生的谐波分量将在交直流侧循环传变，导致系统不稳定。

2.3 多馈入直流系统中谐波传变回路

在多馈入直流系统中的LCF是指在某换流母线附近发生的交流故障引起的该母线所连接换流站发生的换相失败。而故障线路换流站发生换相失败期间，所引发的电气量波动通过耦合通道导致故障线路远端换流站发生换相失败的过程被称为CCF［19］。仿真研究发现，多馈入直流系统中远端换流站发生CCF前，往往电压跌落程度较轻，而换相电压的谐波含量较高，不能提供足够的换相电压积分面积［20］。故LCF产生的大量谐波通过联络通道扩散至远端线路，这是造成CCF 的主要原因。下面将运用2.2 节所述的换流器开关调制理论，对交流故障暂态过程多馈入直流系统中的谐波产生原理及其传变过程进行分析。

基于附录A 图A1 所示河南特高压直流拓扑，换相失败后谐波在多馈入直流系统中的传变回路如图1 所示。图中：Id1、Id2分别为流入换流变1、2 绕组的直流电流；E1、E2分别为与换流母线1、2 相连交流系统的等效电动势；Z1h、Z2h分别为与换流母线1、2 相连交流系统的等值阻抗。在换流变1 交流侧母线处设置接地故障（Zfault为故障点与母线1之间的等值阻抗），此时换流母线电压明显下降，引发换流站1发生换相失败，此时换流变1 阀侧电流IC1及直流分量Idf波形见附录D 图D1。由于晶闸管具有单向导通性，换相失败后IC1波形不再正负对称，而是偏向于纵轴一侧［20］，进而产生直流分量Idf。Idf流经换流变1 阀侧绕组，从而改变换流变铁芯工作点，使其进入饱和区域，进而产生励磁涌流。由于该励磁涌流由故障引发，为与普通的励磁涌流相区别，以下简称为“故障涌流”［20］。

图1 换相失败后多馈入直流系统中的谐波传变回路Fig.1 Harmonics propagation circuit in multi-infeed DC system after commutation failure

换流变1 铁芯饱和引起的故障涌流将产生大量的低次谐波电流I1h，I1h作用于交流侧谐波阻抗，使换流变1交流母线处电压波形发生畸变，进而产生h次谐波电压U1h，I1h、U1h的波形见附录D 图D2。由图可知，谐波次数越大，增长幅度越小，故2 次谐波幅值最大［21］。根据图1，U1h经过交流联络通道谐波阻抗Z12h产生h次谐波电流I12h，通过交流网络传变至远端换流变2 处交流母线，使母线处电压波形发生畸变，进而产生h次谐波电压U2h，I12h、U2h的波形见附录D图D3。

根据2.2节中所述的换流器开关函数调制理论，U1h、U2h经交流侧正序谐波阻抗产生h次正序谐波电流I1h、I2h，经换流器调制回直流侧时将产生频次减1的电流分量，即在换流站1、2的直流侧分别产生h-1次电流Id1(h-1)、Id2(h-1)，如图1 中的点划线路径所示。附录D 图D4 为换流站1 直流侧电流与电压中含有的各次交流分量幅值随时间变化的曲线。由图可知，换流站1 直流侧电流与电压中含有较高幅值的基频交流分量，验证了交流侧2 次正序谐波分量经换流器调制到直流侧变为基频交流分量这一分析结果。Id1(h-1)、Id2(h-1)再经过换流器调制回交流侧时，分别产生频次减1的负序分量和频次加1的正序分量，故直流侧的基频交流分量被调制回交流侧时将产生直流分量I1dc、I2dc和2 次谐波正序分量。换流器调制产生的直流分量I1dc、I2dc流入换流变，导致故障涌流继续产生低次谐波电流，其与调制产生2次谐波正序分量共同作用于换流母线，进而产生谐波电压，参与谐波经换流器调制在交直流系统间循环传变过程中。

由于故障近端换流站发生LCF 后，换流变故障涌流产生的谐波电流以2 次谐波为主。本文以2 次谐波电流为例，交流故障引发LCF后，所产生的谐波在多馈入直流系统间传变的过程见附录D图D5。

2.4 考虑谐波传变的CCF发生过程

本节分析考虑谐波传变的多馈入直流系统的CCF 发生过程。由仿真分析可知，若交流故障引发多馈入直流系统CCF，则CCF往往出现在LCF后的1个周期（20 ms）内。设交流故障发生时刻为第1 s，交流故障发生后的1 个周期内，对近端换流站和远端换流站的12 次换相动态过程进行分析，见图2。将12次换相分配于4个阶段内，在阶段1—4下分别取近端换流站和远端换流站的一个典型换相过程进行仿真，仿真结果分别如图3、4 所示。图中，ua、ub、uc、Smax和u′a、u′b、u′c、S′max分别为稳态运行时和故障暂态情况下的换相电压和最大换相电压积分面积（均为标幺值，后同）。虚线型阶跃曲线为稳态运行时的阀组触发脉冲，其从0 跃升至1 为换相过程开始时刻，对应触发角α，实线型阶跃曲线为故障暂态过程中的阀组触发脉冲，对应触发角α′。

图2 考虑谐波传变的多馈入直流系统CCF发生过程Fig.2 Occurring process of CCF considering harmonics propagation in multi-feed DC system

图3 近端换流站内LCF发生的动态过程示意图Fig.3 Schematic diagram of dynamic process of LCF occurred in local converter station

阶段1 包含故障发生后的第一次换相。从图3（a）中近端换流站在阶段1 的换相示意图可以看出，近端换流母线电压跌落程度较轻，对换相影响不大，S′max下降为稳态值的84%，在该阶段发生换相失败的可能性基本为0。阶段2 包含故障发生后的第2—4次换相。在故障经过一段时间的发展后，近端换流母线的电压已有明显跌落，近端换相电压出现明显形变，故近端换流站的首次换相失败大多发生在阶段2。由图3（b）可知，近端换流站在阶段2 的S′max下降为稳态值的62%，发生了LCF。而在LCF发生前，远端换流站受到的影响不大。阶段3 包含故障发生后的第5—8 次换相，在阶段2 中近端换流站发生了LCF 后，产生的大量低次谐波通过交流耦合通道涌入远端换流站因此远端换流站在阶段3 极有可能发生CCF。例如图4（c）中的故障远端换流阀组在阶段2 的S′max下降为稳态值的75%，发生了LCF。阶段4 包含故障发生后的第9—12 次换相，在LCF与CCF 均已发生后，该阶段的谐波含量与直流电流已达到较高水平。然而该阶段的阀组控制已将触发控制提前以增大换相裕度，如图3（d）和图4（d）所示，可以明显看出触发脉冲的阶跃时刻提前，带来的影响是近、远端换流站的S′max分别增长为1.3 倍稳态值和1.23 倍稳态值，该阶段发生换相失败的概率逐渐降低。需要注意的是，图2 中仅展示了在故障发生后一个周期内，近端换流站发生首次换相失败后，引发的电气量变化通过交流耦合传播至某一远端换流站，引发首次CCF 的过程。而多个换流站内发生多次换相失败的情况较为复杂，图2中暂未考虑。

图4 远端换流站内CCF发生的动态过程示意图Fig.4 Schematic diagram of dynamic process of CCF occurred in remote converter station

由本节分析可知，在阶段2 近端换流站发生换相失败后，产生的谐波分量通过联络通道扩散至远端换流站，使远端换流站在阶段3 面临换相失败的风险。因此，通过联络通道扩散的故障电流分量是导致CCF的重要环节和判据。如果能及时检测到联络通道电流中的故障分量，并对远端换流站的触发角进行提前控制，则可降低阶段3发生CCF的概率。

2.5 联络通道电流特性

在交流系统短路故障暂态过程中，联络通道电流的变化特征与故障母线的电压变化特征一致。即若发生不对称故障，则故障母线电压与其相连的联络通道上的电流均将产生零序分量；而若发生对称故障，则无零序分量。由于近端母线与远端母线间的电压差增大，联络通道电流幅值增高。将联络通道三相瞬时电流标幺值代入附录B 式（B2）、（B3）计算，得到的联络通道电流αβ分量Iαβ幅值也将升高。将Iαβ幅值与稳态值作差，得到的故障分量 |Iαβ|-1 综合表征了联络通道电流幅值的增长幅度。而在任何故障类型下，非故障母线的电压均体现为对称故障的特征。

在a 相接地故障与三相接地故障下，对故障母线电压U1、远端母线电压U2和通过联络通道馈入远端母线电流I12的基频值、零序分量、αβ分量进行计算，上述变量均为标幺值。2 种故障类型下各故障分量的波形如附录E图E1（a）、（b）所示。由图可知，各故障分量的计算结果验证了理论分析结论的正确性。

3 基于联络通道电流检测的换相失败控制

由于远端换流站距离故障点的电气距离较远，电压跌落程度较轻，其CFPREV 控制难以及时启动，无法对CCF 进行有效预防［22］。而相比于远端母线电压，联络通道电流与近端母线电压变化较为同步，对联络通道电流的故障分量检测不仅满足CCF预防检测的灵敏性和速动性要求，同时不依赖广域测量，克服了传输延时所带来的问题。因此，本文设计了基于联络通道电流检测的多馈入直流系统CCF抑制策略。即远端换流站通过对联络通道电流进行零序分量分析和αβ分量分析，可对多馈入直流系统中发生的各种类型交流故障进行有效检测，并快速调控触发角，增大换相裕度，降低CCF发生的概率。

基于联络通道电流检测的CCF预防控制策略如图5 所示。图中：i*a、i*b、i*c为经过标幺处理的联络通道三相电流瞬时值；Itie为通过交流联络通道馈入天中直流换流站的电流；3I0为Itie的零序分量；Ith为Itie的故障判断阈值；S0、Sαβ分别为Itie的零序分量和αβ分量检测使能标志位信号，其值为0 表示相应检测分量未超过阈值，该模块不生成触发角调节指令，其值为1 表示相应检测分量超过阈值，该模块将生成触发角调节指令；Δα0、Δααβ为根据相应故障检测分量生成的触发角调节指令；γ1为该换流站各阀组在本周期的最小关断角；ΔαI为基于联络通道电流检测输出的触发角提前量指令；ΔαCFP为该站点CFPREV输出的触发角提前量指令；αord为该逆变侧直流控制模块生成的触发角指令；αoi为最终送往换流器触发控制模块的触发角指令。

图5 基于联络通道电流检测的CCF预防控制策略Fig.5 CCF prevention control strategy based on detection of tie-line current

对联络通道馈入换流母线处的电流Itie进行实时采集，计算零序分量和αβ分量。若故障分量越过了故障判断阈值，则相应的分量检测使能标志位置1，将对应的分量乘以系数k作为触发角提前量。在输出根据异常分量生成的最大触发角提前量之前，需对该站的关断角状态和CFPREV 输出情况进行判断。若发生阀电流层面的换相失败，则欲关断晶闸管在该轮换相周期的剩余时间内将持续导通，其所在半桥的换相过程中断，直到下一个周期才可能恢复。故在此期间实测的γ1=0。设γmin为一极小值0.001，当γ1＜γmin时，认为CCF 已发生，中断ΔαI的输出。设γsta为一个略高于稳态关断角的数值，当γ1＞γsta时，认为系统已进入恢复阶段，同样中断ΔαI的输出，避免过多无功消耗。同时，该控制策略仅工作于交流短路故障发生后至故障远端换流站CFPREV 启动前这一段时间，用于补偿远端换流站CFPREV 启动过慢的缺点。一旦故障远端换流站的CFPREV 控制器启动，本文所提控制策略应立即停止输出。因此需采集ΔαCFP的输出并与一个极小值做比较，若ΔαCFP大于该值，则说明该线路CFPREV 已启动，需中断ΔαI的输出，避免多个触发角提前量叠加导致的触发角过小。触发角过小会显著增大换流站的无功消耗，不利于系统恢复。

故障分量判断阈值Ith应由联络通道强度决定。两换流母线之间的联络通道越强，意味着联络通道的等值阻抗越小，在同样故障工况下产生的电流故障分量越大，需要将故障判断阈值Ith设置得更高，以防止小扰动下故障分量轻易越限使换相失败控制器误动作，威胁到系统的稳定运行。目前国际上普遍采用的衡量直流落点间耦合强度的指标λMIIFji如式（2）所示［23］。

λMIIFji=ΔUj/ΔUi=Zeqji/Zeqii（2）

式中：ΔUj为在近端母线i受到扰动发生ΔUi的电压变化时远端母线j由于交流通道耦合作用而产生的电压波动；Zeqii、Zeqji分别为受端系统经多端口戴维南等值后近端母线i的等效自阻抗、近端母线i和远端母线j的等效互阻抗，其表明交流侧联络通道强度是由受端交流网络的结构参数决定的。λMIIFji的取值范围为［0，1］，两换流母线间联络通道越强，λMIIFji越大，符合故障判断阈值Ith的设置需求。

因此，当基于联络通道强度λMIIFji设置近端母线i上换相失败控制的启动阈值Ith时，将Ith设置近端母线i与多馈入直流系统中其余母线间耦合通道强度的最大值，以防止小干扰下该控制策略误动，如式（3）所示。

根据上述分析，设置输出系数k为CFPREV 控制中的常用值0.24。同时，由于联络线电流的αβ分量在联络通道较强时可以达到很高的数值，而触发角提前量不可过高。因此需要根据系统短路比λMSCR在ΔαI输出前增加限幅环节，当λMSCR＜3 时，弱系统的限幅值设为8°；当λMSCR≥3 时，强系统的限幅值设为5°。

4 仿真验证

在PSCAD／EMTDC 中搭建河南特高压多馈入直流系统模型，验证所提基于联络通道电流检测的CCF 预防控制策略的有效性。如附录A 图A1所示，设天中直流换流器为换流器1；青豫直流高端、低端换流器分别为换流器2、3。在换流站1 母线远端设置三相接地短路故障，故障点与母线之间的等值电感值为0.4 H，故障发生时刻为1.1 s，0.1 s 后故障切除。

本文所提控制策略投入前、后多馈入直流系统中各换流站的换相情况如图6 所示。图中：U2_0、I12_0分别为U2、I12的零序分量；I12αβ、U2αβ分别为I12、U2的αβ分量。将换流站1、2、3 阀组简称为1、2、3 号阀组，2 号阀组电流为标幺值，后同。如图6（a）所示，在CFPREV 控制下，3个换流站所装配的CFPREV 均在LCF 发生后启动，该故障造成换流站2、3 相继发生CCF。如图6（b）所示，若加入基于联络通道电流检测控制，换流站2、3 可避免发生CCF。依然以换流站2 为例进行说明：在1.103 s 时检测到I12_αβ幅值超过阈值，则输出触发角提前量指令，迅速增大换相裕度；在1.07 s 时CFPREV 检测到U2_αβ幅值超过阈值，输出触发角提前量指令ΔαCFP，则触发角调节权转移至CFPREV，ΔαI停止输出。

图6 CCF抑制效果验证Fig.6 Verification of CCF mitigation effect

为了进一步验证该控制策略的有效性，对所提控制策略进行遍历仿真。在［1.100，1.109］s 内设天中直流换流变交流侧母线附近发生持续时间为0.1 s 的交流故障，3 个换流站的换相失败情况见附录F 图F1。采用了所提CCF 预防控制策略后，大量黑色圆圈变为浅灰色，说明所提策略可以有效降低青豫直流发生CCF 的概率，将故障影响范围限制在天中直流内部。由于青豫直流2 个受端换流站参数接近，本文仅展示高端换流站所连交流母线附近在［1.100，1.109］s之间发生持续时间为0.1 s的交流故障时，3 个换流站的换相失败情况，如附录F 图F2 所示。采用所提CCF 预防控制策略后，部分深灰色圆圈变为浅灰色，部分黑色圆圈变为深灰色，说明所提策略可以在较轻故障下减小换流站3 发生CCF 的概率，在较严重故障下减小换流站1发生CCF的概率。