考慮時(shí)空離散性的高壓直流輸電系統(tǒng)換相失敗評(píng)估方法*

蔡澤祥 楊歡歡 余超耘 李曉華

(華南理工大學(xué) 電力學(xué)院， 廣東 廣州 510640)

考慮時(shí)空離散性的高壓直流輸電系統(tǒng)換相失敗評(píng)估方法*

蔡澤祥 楊歡歡 余超耘 李曉華

(華南理工大學(xué) 電力學(xué)院， 廣東 廣州 510640)

直流輸電系統(tǒng)換相失敗的特性隨交流故障合閘角和故障位置的不同而不同，目前只考慮換流母線電壓幅值跌落的直流系統(tǒng)換相失敗判別方法準(zhǔn)確性不高.文中研究了換相失敗的時(shí)空離散性，分析了故障合閘角對(duì)換相失敗的影響過程，指出最不利于換相的故障時(shí)刻，并且揭示了故障位置對(duì)換相失敗的影響主要源于故障點(diǎn)與直流逆變母線之間電氣距離和相位的差異.基于對(duì)換相失敗時(shí)空離散性的分析，提出了同時(shí)計(jì)及電壓幅值與相位變化的熄弧角判據(jù)和以此為基礎(chǔ)的換相失敗評(píng)估方法.以南方電網(wǎng)三節(jié)點(diǎn)AC/DC系統(tǒng)為背景，通過與PSCAD/EMTDC、BPA仿真結(jié)果的對(duì)比驗(yàn)證了該評(píng)估方法的有效性和實(shí)用性.

高壓直流輸電；換相；時(shí)空離散性；電壓幅值；相位變化；熄弧角；評(píng)估方法

近年來，我國(guó)電網(wǎng)發(fā)生了多起交流故障引發(fā)直流換相失敗、甚至多回直流同時(shí)換相失敗的事故[1- 6]，嚴(yán)重情況下甚至導(dǎo)致直流閉鎖.直流閉鎖造成的功率擾動(dòng)可能給受端交流系統(tǒng)帶來穩(wěn)定性問題[7]，構(gòu)成電網(wǎng)安全穩(wěn)定運(yùn)行的新約束.因此，有必要對(duì)換相失敗的機(jī)理和評(píng)估建立系統(tǒng)的認(rèn)識(shí)[8- 10].

換相失敗的準(zhǔn)確判別是換相失敗評(píng)估的基礎(chǔ).目前，換相失敗的判別方法主要有兩種.一種是基于PSCAD/EMTDC等電磁暫態(tài)仿真軟件對(duì)換相過程進(jìn)行詳細(xì)建模，通過監(jiān)測(cè)閥電流來判別直流是否換相失??；該方法較為精確，但耗時(shí)長(zhǎng)，特別對(duì)于大規(guī)模的系統(tǒng)，效率極低.另一種是在BPA等機(jī)電暫態(tài)仿真軟件中通過換流母線電壓幅值或熄弧角進(jìn)行判別[11- 16].工程上就常以故障后換流母線電壓幅值跌至穩(wěn)態(tài)值的80%作為換相失敗的判據(jù).至于熄弧角判據(jù)，由于其計(jì)算方程只考慮了電壓幅值的跌落，因而與電壓判據(jù)本質(zhì)上是一致的.

根據(jù)大量的現(xiàn)場(chǎng)故障錄波和仿真實(shí)驗(yàn)，造成同一直流換相失敗的交流故障無論在時(shí)間、空間或類型上都具有離散性，而且在不同故障條件下，直流發(fā)生換相失敗的臨界換流母線電壓幅值水平存在差異[17- 19].這說明，只考慮電壓幅值因素的換相失敗判據(jù)不夠準(zhǔn)確.出現(xiàn)上述情況的原因是，交流故障的時(shí)空條件差異導(dǎo)致?lián)Q流母線電壓幅值與相位的變化情況均不相同，而電壓的幅值與相位共同影響著熄弧角的大小.因此，換相失敗的判別需要同時(shí)計(jì)及電壓幅值與相位變化兩個(gè)因素.

本研究針對(duì)換相失敗的時(shí)空離散性展開研究，分析了不同故障合閘角和故障位置導(dǎo)致直流換相失敗特性存在差異的機(jī)理，揭示了換相失敗時(shí)空離散性的產(chǎn)生機(jī)理；在此基礎(chǔ)上，提出一種適用于交直流互聯(lián)大電網(wǎng)的換相失敗評(píng)估的方法，以期為電網(wǎng)的規(guī)劃運(yùn)行提供指導(dǎo).

1 換相失敗時(shí)空離散性分析

1.1 換相失敗的時(shí)間離散性

換相失敗的時(shí)間離散性指在不同時(shí)刻發(fā)生同一交流故障時(shí)，直流是否發(fā)生換相失敗存在差異.

當(dāng)直流電流在定電流控制與平波電抗器的作用下保持恒定時(shí)，換相成功所需的最小換相電壓時(shí)間面積S0是確定的[20- 21]：

S0=2LrId

(1)

式中，Lr為每相等值換相電感，Id為直流電流.

最大換相電壓時(shí)間面積S取決于最大換相角μmax和換相電壓曲線.根據(jù)式(2)可知μmax與換相成功需要保證的最小熄弧角γmin相對(duì)應(yīng).

γmin=β-μmax

(2)

式中，β為換流閥的超前觸發(fā)角.

逆變側(cè)交流故障下，換相電壓隨之發(fā)生變化.換相電壓的幅值跌落與相位超前均將導(dǎo)致S減小，當(dāng)減小至S

圖1 十二脈波逆變器原理圖

圖2 故障合閘角對(duì)換相過程的影響

1)故障發(fā)生于時(shí)段I

(3)

而當(dāng)故障發(fā)生于tp2時(shí)，有

(4)

對(duì)比式(3)和式(4)可知，故障發(fā)生于時(shí)段I時(shí)，直流控制的作用將使得S增大，增加的換相電壓時(shí)間面積如圖2中ΔSΙ所示，有利于換相.

2)故障發(fā)生于時(shí)段Ⅱ

當(dāng)故障時(shí)刻tⅡ∈(tp2,tp3)時(shí)，直流控制不對(duì)換相電壓時(shí)間面積產(chǎn)生作用，故障時(shí)刻對(duì)換相電壓時(shí)間面積的影響大小取決于tⅡ滯后于tp2的程度：

(5)

對(duì)比式(4)和(5)可知，故障發(fā)生于時(shí)段Ⅱ時(shí)的S大于故障發(fā)生于觸發(fā)脈沖時(shí)刻tp2的情況，增加的換相電壓時(shí)間面積如圖2中ΔSⅡ所示，說明該情況有利于換相，且故障時(shí)刻tⅡ越滯后越有利.

3)最不利換相的故障時(shí)刻

由1)和2)的分析可知，故障發(fā)生于時(shí)段I或者時(shí)段II時(shí)，所能提供的最大換相時(shí)間面積S均大于故障發(fā)生于脈沖觸發(fā)時(shí)刻的情況，因此最不利于換相的故障時(shí)刻為故障相所對(duì)應(yīng)的脈沖觸發(fā)時(shí)刻.

1.2 換相失敗的空間離散性

換相失敗的空間離散性是指交流系統(tǒng)不同位置的故障下，由于故障點(diǎn)與直流逆變站之間的穩(wěn)態(tài)電壓相位差和電氣距離不同，直流是否發(fā)生換相失敗存在差異.下文以三相故障為例，針對(duì)穩(wěn)態(tài)電壓相位差和電氣距離的影響機(jī)理與規(guī)律加以分析.

交流站點(diǎn)k經(jīng)過渡電阻Rf發(fā)生三相對(duì)稱故障時(shí)系統(tǒng)可用圖3等值電路表示.m點(diǎn)可為交流電網(wǎng)中任意節(jié)點(diǎn)，此處特指直流逆變母線.E1和E2為等值電路雙側(cè)電源，X1、Xm,k和X2分別為E1與m點(diǎn)、m點(diǎn)與k點(diǎn)、E2與k點(diǎn)之間的等值阻抗.

圖3 交流站點(diǎn)k發(fā)生三相故障后的系統(tǒng)等值電路

(6)

(7)

圖4 故障后k點(diǎn)與m點(diǎn)線電壓矢量圖

Fig.4 Line voltage vector diagrams of buskand busmafter fault

首先分析故障點(diǎn)k和直流逆變站m之間穩(wěn)態(tài)電壓相位差對(duì)換相失敗的影響機(jī)理.

1)故障前k點(diǎn)電壓滯后于m點(diǎn)

2)故障前k點(diǎn)電壓超前于m點(diǎn)

根據(jù)1)和2)的分析，故障點(diǎn)相位超前比相位滯后更有利于換相.

下面分析故障點(diǎn)k和直流逆變站m之間電氣距離對(duì)換相失敗的影響機(jī)理.由圖4(a)和4(b)還可知，m點(diǎn)離k點(diǎn)越近，m點(diǎn)的故障后電壓變化越顯著；當(dāng)m點(diǎn)與k點(diǎn)重合時(shí)，故障發(fā)生于逆變站，這是最不利于直流換相的故障位置.

根據(jù)以上分析還可知，換相失敗的空間離散性不僅體現(xiàn)于不同位置交流故障下?lián)Q流母線電壓幅值變化的差異，還體現(xiàn)于電壓相位變化的差異.

2 考慮時(shí)空離散性的換相失敗評(píng)估方法

2.1 計(jì)及電壓幅值與相位變化的熄弧角判據(jù)

在BPA等機(jī)電暫態(tài)仿真軟件中，熄弧角的計(jì)算基于式(8)實(shí)現(xiàn)：

(8)

式中，Uac為逆變母線電壓幅值，T為換流變壓器變比，XC為換相電抗.

顯然，式(8)只考慮了換相電壓幅值，沒有計(jì)入換相電壓相位變化給熄弧角帶來的影響，更沒有考慮不同故障合閘角的情況，因而精度不高.

為實(shí)現(xiàn)換相失敗的有效評(píng)估，文中提出一種新的熄弧角解析判據(jù).該判據(jù)同時(shí)計(jì)及幅值和相位因素，較為準(zhǔn)確地刻畫了故障后電壓的變化情況，更加全面地考慮了換相失敗的影響因素，具體如下.

穩(wěn)態(tài)下直流電流的表達(dá)式為

(9)

式中，Uac[0]為故障前逆變母線線電壓幅值；β0為故障前的超前觸發(fā)角；γ0為故障前的熄弧角.

由于直流控制器的響應(yīng)變化需要一定的時(shí)間，所以故障后短期內(nèi)認(rèn)為β0不變.仿照式(9)推導(dǎo)過程，故障后還未發(fā)生換相失敗時(shí)，有：

cos(γf-Δφu)]

(10)

式中,Uac[1]為故障后逆變母線線電壓幅值；Δφu為故障后換流母線線電壓前移的角度；γf為故障后的熄弧角.

若交流故障后未發(fā)生換相失敗，此時(shí)的直流系統(tǒng)可以近似等值為恒定電流源，即Id[1]=Id[0].聯(lián)立式(9)和式(10)求得熄弧角解析式：

(11)

然而若交流故障后發(fā)生了換相失敗，直流電流變化較明顯，則該方法會(huì)出現(xiàn)較大誤差.

1)故障較為嚴(yán)重時(shí)，電壓變化較大，可能在β持續(xù)時(shí)間內(nèi)換相過程未結(jié)束.此時(shí)，式(10)不成立.若仍用式(11)進(jìn)行熄弧角計(jì)算，則因Uac[0]/Uac[1]和|Δφu|都比較大，γf的取值可能不正常：M>1，此時(shí)arccosM無解，γf無解；或者M(jìn)≈1，此時(shí)arccosM≈0，即γf≈Δφu，故γf<0或γf較大.

2)故障較為輕微時(shí)，電壓變化較小，此時(shí)換相失敗表現(xiàn)為閥承受反向電壓期間未恢復(fù)阻斷能力而被倒換相，式(10)仍然成立.由于式(11)中Uac[0]/Uac[1]和|Δφu|都較小，可以保證M<1，但忽略直流電流變化將導(dǎo)致M減小，即γf增大.在直流處于換相失敗的邊界時(shí)，可能判斷為換相成功.

根據(jù)1)和2)的分析，當(dāng)熄弧角γf∈[0,γmin]或者取值不正常時(shí)，均可判別直流發(fā)生了換相失敗；當(dāng)熄弧角γf∈[γmin,γ0]時(shí)，可判別直流換相成功，誤差僅出現(xiàn)在換相失敗的邊界.因此，由直流電流變化帶來的誤差基本不影響該式用于判別換相失敗的有效性.

根據(jù)第1.1節(jié)，不考慮換流母線電壓的變化滯后于故障點(diǎn)電壓時(shí)，最不利于換相的故障時(shí)刻為觸發(fā)脈沖發(fā)生時(shí)刻.結(jié)合以上分析可知，文中判據(jù)相當(dāng)于計(jì)算換流母線電壓變化瞬間的熄弧角，也即認(rèn)為故障瞬間觸發(fā)脈沖發(fā)出，因此其結(jié)果對(duì)應(yīng)于不同故障合閘角下熄弧角離散區(qū)間的下邊界.

2.2 基于短路計(jì)算程序的換相失敗評(píng)估方法

結(jié)合第2.1節(jié)提出的熄弧角判據(jù)(式(11))和短路計(jì)算程序，可以快速實(shí)現(xiàn)交直流互聯(lián)電網(wǎng)中發(fā)生交流故障時(shí)直流的換相失敗判別，適用于任意直流、故障位置和故障類型.在給定故障下針對(duì)給定直流進(jìn)行換相失敗判別的具體步驟如下.

步驟1 獲取給定直流逆變母線線電壓、熄弧角和超前觸發(fā)角的故障前穩(wěn)態(tài)值，分別對(duì)應(yīng)于式(11)中Uac[0]、γ0和β0.

步驟2 在短路計(jì)算程序中設(shè)置相應(yīng)的故障位置、故障類型和過渡電阻，得到故障后的換流母線電壓幅值Uac[1]和相位偏移Δφu.

步驟3 將上述參數(shù)相應(yīng)地代入式(11)，得到故障后的熄弧角γf，通過比較γf和臨界熄弧角γmin的大小來判別直流是否換相失敗.當(dāng)且僅當(dāng)γf∈[γmin,γ0]時(shí)，判定直流未發(fā)生換相失敗.

綜合以上分析，文中提出的評(píng)估方法不依賴于PSCAD/EMTDC中對(duì)于直流的詳細(xì)建模與仿真，具備BPA在仿真效率和電網(wǎng)規(guī)模方面的優(yōu)點(diǎn)，而且由于同時(shí)計(jì)及電壓幅值和相位變化的影響，計(jì)算結(jié)果比BPA機(jī)電暫態(tài)軟件等單獨(dú)考慮電壓幅值因素的方法更為精確.

3 算例分析

3.1 研究系統(tǒng)

文中分別在PSCAD/EMTDC和BPA仿真平臺(tái)上搭建如圖5所示的單直流帶交流環(huán)網(wǎng)系統(tǒng).其中，直流系統(tǒng)參數(shù)為云廣直流輸電系統(tǒng)的實(shí)際運(yùn)行參數(shù)，而受端交流電網(wǎng)為“△”形結(jié)構(gòu)，以模擬實(shí)際直流受端的環(huán)形主網(wǎng).

圖5 單直流帶交流環(huán)網(wǎng)仿真模型示意圖

Fig.5 Schematic diagram of the simulation model of single DC transmission with AC looped network

圖5中，E0為整流側(cè)的等值電源，Ebus2和Ebus3分別為接于母線BUS2和BUS3的等值電源；Z00、Z20和Z30為各電源與母線之間的等值阻抗；Z12、Z13和Z23為各母線之間的等值阻抗；P1+jQ1和P2+jQ2則分別為接入BUS1和BUS2的負(fù)載.

3.2 換相失敗評(píng)估方法校驗(yàn)

PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)仿真程序包含有詳細(xì)的直流系統(tǒng)電磁暫態(tài)模型，能夠精確模擬換流器的電磁暫態(tài)過程并準(zhǔn)確判別直流換相失敗，因此可以用來驗(yàn)證文中所提出的換相失敗評(píng)估方法的準(zhǔn)確性.首先，在PSCAD/EMTDC中，分別在母線BUS1-BUS3處設(shè)置三相接地、單相接地、兩相接地和相間故障，并相應(yīng)地改變故障合閘角.根據(jù)對(duì)稱性，三相對(duì)稱故障的合閘角只需掃描60°，而不對(duì)稱故障則需要掃描180°.以閥電流為判別換相失敗的依據(jù)，不斷調(diào)節(jié)過渡電阻大小進(jìn)行仿真，得到各種故障條件下的臨界過渡電阻.分析仿真結(jié)果，得到BUS1、BUS2和BUS3處不同類型故障位置和故障時(shí)刻時(shí)的臨界過渡電阻的最大值Rave、最小值Rmin和平均值Rave.

BPA機(jī)電暫態(tài)仿真程序包含有直流系統(tǒng)的準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)模型，雖然無法準(zhǔn)確地反映換流器的電磁暫態(tài)過程和判別換相失敗，但由于其仿真效率高，目前在工程實(shí)際中得到廣泛使用.為了驗(yàn)證文中所提換相失敗評(píng)估方法相對(duì)于BPA的優(yōu)勢(shì)，同樣地，在BPA中母線BUS1-BUS3處設(shè)置上述4種故障，利用BPA機(jī)電暫態(tài)程序的熄弧角仿真得到不同故障條件下的臨界過渡電阻RBPA.

將文中方法的計(jì)算結(jié)果Rcri與上述兩個(gè)模型的仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，三相接地、單相接地、兩相接地和相間故障的結(jié)果分別如表1至表4所示.

表1 三相接地故障下不同方法的評(píng)估結(jié)果

Table 1 Assessment results of three phase earth fault via diffe-rent methods

故障母線臨界過渡電阻/ΩBUS1PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)文中方法BPA機(jī)電暫態(tài)Rmin41Rave76.45Rmax100Rcri87RBPA23BUS2PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)文中方法BPA機(jī)電暫態(tài)Rmin29Rave40Rmax49Rcri40.18RBPA9BUS3PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)文中方法BPA機(jī)電暫態(tài)Rmin10Rave14.09Rmax17Rcri18RBPA4

表2 單相接地故障下不同方法的評(píng)估結(jié)果

Table 2 Assessment results of single phase earth fault via diffe-rent methods

故障母線臨界過渡電阻/ΩBUS1PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)文中方法BPA機(jī)電暫態(tài)Rmin31Rave57.81Rmax121Rcri171RBPA金屬性故障下不發(fā)生換相失敗BUS2PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)文中方法BPA機(jī)電暫態(tài)Rmin10Rave23.87Rmax47Rcri72RBPA金屬性故障下不發(fā)生換相失敗BUS3PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)文中方法BPA機(jī)電暫態(tài)Rmin4Rave9.39Rmax20Rcri34RBPA金屬性故障下不發(fā)生換相失敗

表3 兩相接地故障下不同方法的評(píng)估結(jié)果

Table 3 Assessment results of two phase earth fault via diffe-rent methods

故障母線臨界過渡電阻/ΩBUS1PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)文中方法BPA機(jī)電暫態(tài)Rmin38Rave76.03Rmax153Rcri154RBPA20BUS2PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)文中方法BPA機(jī)電暫態(tài)Rmin14Rave32.30Rmax63Rcri68RBPA7BUS3PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)文中方法BPA機(jī)電暫態(tài)Rmin7Rave12.97Rmax26Rcri32RBPA2

表4 兩相相間故障下不同方法的評(píng)估結(jié)果

Table 4 Assessment results of two-phase phase to phase fault via different methods

故障母線臨界過渡電阻/ΩBUS1PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)文中方法BPA機(jī)電暫態(tài)Rmin94Rave173.06Rmax363Rcri408RBPA16BUS2PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)文中方法BPA機(jī)電暫態(tài)Rmin40Rave85.29Rmax146Rcri148RBPA5BUS3PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)文中方法BPA機(jī)電暫態(tài)Rmin18Rave31.29Rmax61Rcri69RBPA1

由表1-4可知，母線BUS1、BUS2和BUS3故障下，文中方法得到的臨界過渡電阻Rcri均較接近于PSCAD/EMTDC仿真所得臨界過渡電阻的最大值Rmax，說明文中方法考慮了換相失敗時(shí)間離散特性的保守邊界情況，從而驗(yàn)證了文中方法的準(zhǔn)確性，即文中方法考慮了最不利于換相失敗的故障時(shí)刻，所得的評(píng)估結(jié)果偏于保守.而BPA機(jī)電暫態(tài)計(jì)算的熄弧角仿真得到的結(jié)果RBPA則明顯與PSCAD/EMTDC的仿真結(jié)果相差較遠(yuǎn)，說明采用BPA仿真來評(píng)估直流換相失敗，其評(píng)估結(jié)果準(zhǔn)確性較低.以表1中母線BUS3發(fā)生三相對(duì)稱故障為例，PSCAD/EMTDC仿真得到的臨界過渡電阻區(qū)間為[10,17]Ω，而文中方法和BPA機(jī)電暫態(tài)仿真的熄弧角結(jié)果分別為18 Ω和4 Ω.根據(jù)以上分析，文中方法與PSCAD/EMTDC仿真的一致性遠(yuǎn)高于單獨(dú)考慮電壓幅值影響的BPA機(jī)電暫態(tài)仿真結(jié)果，文中方法具有更高的準(zhǔn)確性并且兼顧了評(píng)估效率.

4 結(jié)論

(1)故障合閘角影響著換相電壓所能提供的最大換相電壓時(shí)間面積的大小，因此換相失敗具有時(shí)間離散性；最不利于換相的故障時(shí)刻為故障相所對(duì)應(yīng)的脈沖觸發(fā)時(shí)刻.

(2)故障點(diǎn)與逆變母線之間的穩(wěn)態(tài)電壓相位差和電氣距離影響著換相電壓的變化情況，從而導(dǎo)致?lián)Q相失敗的空間離散性；當(dāng)電氣距離越近、故障點(diǎn)相位越滯后時(shí)，交流故障越不利于換相.

(3)考慮時(shí)空離散性的換相失敗評(píng)估方法考慮了換相失敗的時(shí)空離散性，可評(píng)估電網(wǎng)中任意位置、類型的故障發(fā)生于最不利時(shí)刻下直流換相失敗的情況，兼具BPA仿真與PSCAD/EMTDC仿真的優(yōu)點(diǎn)，準(zhǔn)確性高，實(shí)用性強(qiáng).

[1] 張堯，林凌雪，鐘慶．HVDC換相失敗小波故障診斷方法 [J]．華南理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2007，35(10)：172- 177．

ZHANG Yao，LIN Ling-xue，ZHONG Qing．Fault diagnosis based on wavelet for commutation failures in HVDC [J]．Journal of South China University of Technology(Natural Science Edition)，2007，35(10)：172- 177．

[2] 邵瑤，湯涌．多饋入交直流混合電力系統(tǒng)研究的綜述 [J]．電網(wǎng)技術(shù)，2009，33(17)：24- 30．

SHAO Yao，TANG Yong．Research survey on multi-infeed AC/DC hybrid power systems [J]．Power System Technology，2009，33(17)：24- 30．

[3] 王晶,梁志峰,江木,等.多饋入直流同時(shí)換相失敗案例分析及仿真計(jì)算 [J].電力系統(tǒng)自動(dòng)化,2015(4):141- 146.

WANG Jing,LIANG Zhi-feng,JIANG Mu,et al.Case analysis and simulation of commutation failure in multi-infeed HVDC transmission systems [J].Automation of Electric Power Systems,2015(4):141- 146.

[4] 袁陽(yáng),衛(wèi)志農(nóng),雷霄,等.直流輸電系統(tǒng)換相失敗研究綜述 [J].電力自動(dòng)化設(shè)備,2013,33(11):140- 147.

YUAN Yang,WEI Zhi-nong,LEI Xiao,et al.Survey of commutation failures in DC transmission systems [J].Electric Power Automation Equipment,2013,33(11): 140- 147.

[5] 李新年,易俊,李柏青,等.直流輸電系統(tǒng)換相失敗仿真分析及運(yùn)行情況統(tǒng)計(jì) [J].電網(wǎng)技術(shù),2012,36(6):266- 271.

LI Xin-nian,YI Jun,LI Bai-qing,et al.Simulation analysis and operation statistics of commutation failure in HVDC transmission system [J].Power System Technology,2012,36(6):266- 271.

[6] 劉俊磊,王鋼,李海鋒,等.HVDC系統(tǒng)換相失敗對(duì)交流電網(wǎng)繼電保護(hù)影響的機(jī)理分析 [J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2013,33(19):111- 118.

LIU Jun-lei,WANG Gang,LI Hai-feng,et al.Mechanism analysis of HVDC commutation failure influence on AC power metwork relay protection [J].Proceedings of the CSEE,2013,33(19):111- 118.

[7] 夏成軍，黃浩宇，涂亮，等．多饋入直流系統(tǒng)受端故障的協(xié)調(diào)漸進(jìn)恢復(fù)策略 [J]．華南理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，2016，44(4)：47- 54．

XIA Cheng-jun，HUANG Hao-yu，TU Liang， et al．Coordinated and progressive recovery strategy for failure at receiving end of Multi-infeed DC Systems [J]．Journal of South China University of Technology(Natural Science Edition)，2016，44(4)：47- 54．

[8] 歐開健，任震，荊勇．直流輸電系統(tǒng)換相失敗的研究(一)——換相失敗的影響因素分析 [J]．電力自動(dòng)化設(shè)備，2003，23(5)：5- 8．

OU Kai-jian，REN Zhen，JIUG Yong．Research on commutation cailure in HVDC transmission systems part 1:commutation failure factors analysis [J]．Electric Power Automation Equipment，2003，23(5)：5- 8．

[9] 吳萍，林偉芳，孫華東，等．多饋入直流輸電系統(tǒng)換相失敗機(jī)制及特性 [J]．電網(wǎng)技術(shù)，2012，36(5)：269- 274．

WU Ping，LIN Wei-fang，SUN Hua-dong，et al．Research and electromechanical transient simulation on mechanism of commutation failure in multi-infeed HVDC power transmission system [J]．Power System Technology，2012，36(5)：269- 274．

[10] 何朝榮，李興源．影響多饋入高壓直流換相失敗的耦合導(dǎo)納研究 [J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2008，28(7)：51- 57．

HE Chao-rong，LI Xing-yuan．Study on mutual admittance and commutation failure for multi-infeed HVDC transmission systems [J]．Proceedings of the CSEE，2008，28(7)：51- 57．

[11] 劉健，李興源，傅孝韜．多饋入短路比及多饋入交互作用因子與換相失敗的關(guān)系 [J]．電網(wǎng)技術(shù)，2009，33(12)：20- 25．

LIU Jian，LI Xing-yuan，F(xiàn)U Xiao-tao．Relationship of multi-infeed short circuit ratio and multi-infeed interaction factor with commutation failure [J]．Power System Technology，2009，33(12)：20- 25．

[12] 邵瑤，湯涌，郭小江，等．2015年特高壓規(guī)劃電網(wǎng)華北和華東地區(qū)多饋入直流輸電系統(tǒng)的換相失敗分析 [J]．電網(wǎng)技術(shù)，2011，35(10)：9- 15．

SHAO Yao，TANG Yong，GUO Xiao-jiang，et al．Analysis on commutation failures in multi-infeed HVDC transmission systems in North China and East China power grids planned for UHV power grids in 2015 [J]．Power System Technology，2011，35(10)：9- 15．

[13] 陳政，周保榮，洪潮，等．基于臨界阻抗邊界的多饋直流系統(tǒng)同時(shí)故障風(fēng)險(xiǎn)評(píng)估 [J]．電網(wǎng)技術(shù)，2013，37(3)：874- 878．

CHEN Zheng，ZHOU Bao-rong，HONG Chao，et al．Critical impedance boundary-based risk assessment on simultaneous faults in multi-infeed DC transmission system [J]．Power System Technology，2013，37(3)：874- 878．

[14] 邵瑤，湯涌．采用多饋入交互作用因子判斷高壓直流系統(tǒng)換相失敗的方法 [J]．中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2012，32(4)：108- 114．

SHAO Yao，TANG Yong．A commutation failure detection method for HVDC systems based on multi-infeed interaction factors [J]．Proceedings of the CSEE，2012，32(4)：108- 114.

[15] 肖浩，朱佳，李銀紅，等．多饋入直流系統(tǒng)換相失敗免疫水平快速確定方法研究 [J]．中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2015，35(11)：2711- 2717．

XIAO Hao，ZHU Jia，LI Yin-hong，et al．Study on rapid determination method of commutation failure immunity levels for multi- infeed HVDC transmission systems [J]．Proceedings of the CSEE，2015，35(11)：2711- 2717．

[16] BAUER T，LIPS H.P，THIELE G，et al．Operational tests on HVDC thyristor modules in a synthetic test circuit for the sylmar east restoration project [J]．IEEE Transactions on Power Delivery，1997，12(3)：1151- 1158．

[17] 羅龍波.高壓直流輸電系統(tǒng)換相失敗時(shí)間離散性研究 [D].廣州：華南理工大學(xué)，2013.

[18] 任震，陳永進(jìn)，梁振升，等．高壓直流輸電系統(tǒng)換相失敗的概率分析 [J]．電力系統(tǒng)自動(dòng)化，2004，28(24)：19- 22．

REN Zhen，CHEN Yong-jin，LIANG Zhen-sheng，et al．Probabilistic analysis of commutation failures in HVDC transmission systems [J]．Automation of Electric Power Systems，2004，28(24)：19- 22．

[19] 洪潮．直流輸電系統(tǒng)換相失敗和功率恢復(fù)特性的工程實(shí)例仿真分析 [J]．南方電網(wǎng)技術(shù)，2011，5(1)：1- 7．

HONG Chao．Simulation analysis on the commutation failure and power recovery characteristic of an actual DC transmission system [J]．Southern Power System Technology，2011，5(1)：1- 7．

[20] 王鋼，李志鏗，黃敏，等．HVDC輸電系統(tǒng)換相失敗的故障合閘角影響機(jī)理 [J]．電力系統(tǒng)自動(dòng)化，2010(4)：49- 54．

WANG Gang，LI Zhi-keng，HUANG Min，et al．Influence of initial fault voltage angle on commutation failure identification in a HVDC system [J]．Automation of Electric Power Systems，2010(4)：49- 54．

[21] THIO C V，DAVIES J B，KENT K L．Commutation failures in HVDC transmission systems [J]．IEEE Transactions on Power Delivery，1996，11(2)：946- 957．

AMethodtoAssessCommutationFailureofHVDCSystemsTakingSpace-TimeDiscretenessintoConsideration

CAIZe-xiangYANGHuan-huanYUChao-yunLIXiao-hua

(School of Electric Power, South China University of Technology, Guangzhou 510640, Guangdong, China)

As the characteristics of commutation failure of high-voltage direct current (HVDC) systems vary with not only fault close angle but also fault positions, the existing assessment methods that only consider the influence of voltage dip of converter bus are not accurate enough. In order to solve this problem, firstly, the space-time discreteness of commutation failure is investigated. Secondly, the influence of fault close angle on the process of commutation failure is analyzed, and the most unfavorable angle is pointed out. Then, two main causes for the impact of fault position on commutation failure, namely the electrical distance and the phase difference between fault bus and DC inverter bus, are discovered. Moreover, in light of the analytical results of space-time discreteness under the condition of commutation failure, a criterion of extinction angle, which takes both voltage amplitude and phase distortion into consideration, is proposed. Thus, a method to assess commutation failure is presented. Finally, a comparison of the proposed method is made with PSCAD/EMTDC and BPA on a three-node AC/DC system in China Southern Power Grid. The results show that the proposed method is effective and practicable.

high-voltage direct current; commutation; space-time discreteness; voltage amplitude; phase change; extinction angle; assessment method

2016- 08- 02

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51377059)

*Foundationitem: Supported by the National Natural Science Foundation of China(51377059)

蔡澤祥(1960-)，男，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事電力系統(tǒng)保護(hù)、控制與自動(dòng)化研究.E-mail：epzxcai@scut.edu.cn

1000- 565X(2017)07- 0033- 08

TM 711

10.3969/j.issn.1000-565X.2017.07.005