直流閉鎖引發(fā)多饋出直流系統(tǒng)換相失敗分析?

尹純亞，李鳳婷?，張增強，余中平

(1.新疆大學電氣工程學院，新疆烏魯木齊830047；2.國網(wǎng)新疆電力有限公司經(jīng)濟技術研究院，新疆烏魯木齊830011)

0 引言

隨著特高壓直流輸電工程的逐步投運，我國大型能源基地形成了多回直流饋出的網(wǎng)架結構，“強直弱交”特性愈發(fā)明顯[1].作為直流輸電最常見的故障，換相失敗后的功率動態(tài)特性將會對交流系統(tǒng)安全穩(wěn)定產生嚴重影響[2].因此，研究逆變器換相失敗機理，對保障交直流混聯(lián)系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運行具有重要的意義.

針對換相失敗影響因素方面，現(xiàn)有研究表明，直流電流上升與逆變側交流系統(tǒng)電壓降低是引起換相失敗的主要原因[3]，當交流系統(tǒng)發(fā)生短路故障時會導致電壓降低[4]，文獻[5-8]分別研究了受端電網(wǎng)故障、受端電壓畸變、定關斷角控制與定電壓控制對換相失敗的影響；文獻[9-11]考慮受端系統(tǒng)故障引起的直流電流變化，分別提出換相失敗分析方法.

多回直流的換相失敗分析都集中多饋入系統(tǒng)受端系統(tǒng)故障方面，文獻[12-13]提出基于臨界多饋入交互作用因子的換相失敗判別方法；文獻[14-17]參照多饋入交互作用因子的定義，分別提出換相失敗免疫因子、節(jié)點電壓影響因子、交直流系統(tǒng)電壓耦合作用因子以及臨界電壓關聯(lián)因子的概念與計算方法，并基于最小關斷角判斷標準，提出判別多饋入系統(tǒng)換相失敗風險的方法；文獻[18]推導出同時換相失敗交互因子表征換相失敗的邊界條件；文獻[19]考慮不對稱故障時負序分量對換相電壓角度偏移的影響，提出一種換相失敗風險的快速識別判據(jù).以上研究都是針對多饋入系統(tǒng)展開的研究，且都只考慮逆變側交流系統(tǒng)故障對換相失敗的影響.鮮有對整流側電壓升高引起直流電流增大進而可能導致?lián)Q相失敗進行研究.

本文通過分析換相失敗的原因及影響因素，建立換相失敗的數(shù)學模型，針對多饋出直流系統(tǒng)，分析單回直流閉鎖對非故障直流電流的影響以及可能引起換相失敗的風險.基于直流標準測試系統(tǒng)搭建兩回直流模型進行仿真驗證.

1 換相失敗

6 脈波換流器的結構如圖1所示.該換流器是由VT1～VT6這6個換流閥組成，并按照VT1～VT6的導通順序依次導通，ua、ub、uc分別為交流系統(tǒng)三相電壓.

圖1 6 脈波換流器示意圖Fig 1 Schematic diagram of 6-pulse converter

由于逆變器發(fā)生換相失敗的概率遠大于整流器，整流器只有當觸發(fā)電路故障時才會換相失敗[20].圖2展示了逆變器的正常換相過程.圖2中，α為逆變器觸發(fā)角，β為觸發(fā)超前角，μ為換相重疊角，γ為逆變器關斷角.

圖2 逆變器換相過程示意圖Fig 2 Schematic diagram of commutation process of inverters

晶閘管具有單向可控的特點，可以控制導通，但不能控制關斷，為了使晶閘管閥進行關斷，就需要給閥施加一個反向電壓.當兩換流閥正常換相結束后，晶閘管閥需要承受一定的反向電壓后才能恢復阻斷能力.若剛退出導通的閥未恢復阻斷能力，此時施加在閥上的電壓轉為正向電壓時，該剛退出導通的閥組又會導通，稱之為換相失敗[9].

由圖2可以得出α、β、μ與γ的關系為

2 換相失敗影響因素分析及數(shù)學模型

2.1 換相失敗影響因素

逆變側是通過PI 控制器對β進行控制，換相失敗一般發(fā)生在故障的初始階段，考慮到PI控制有一定的延時滯后，可認為故障發(fā)生的瞬間β短時間內保持不變[10].

由式(2)可以得出，當觸發(fā)超前角β不變的情況下，換相重疊角越大，則關斷角γ越小，逆變器越容易發(fā)生換相失敗.

當逆變側交流系統(tǒng)發(fā)生三相對稱故障時，三相電壓值下降幅度相同，即圖3展示了三相對稱故障時的換相過程.

圖3 三相對稱故障時的換相過程Fig 3 The commutation process under three-phase symmetrical faults

由于完成換相所需的電壓—時間面積是一個固定值[4]，如圖3中的A，當三相電壓對稱下降，α、β、μ與γ的關系仍然滿足式(1)與(2).三相電壓對稱的下降會使完成換相的電壓—時間面積不夠，導致完成換相的時間會后延.因此當三相電壓對稱下降時，換相重疊角會變大，從而引起關斷角的降低，可能引發(fā)逆變器的換相失敗.由圖4可以看出，直流電流的增大也會引起換相重疊角的增大，從而導致關斷角的降低.

圖4 直流電流增大對換相重疊角影響Fig 4 Effect of DC current increase on μ

綜上所述，在逆變側交流系統(tǒng)發(fā)生對稱故障時，引起逆變器發(fā)生換相失敗的根本原因是換相重疊角的增大.

2.2 換相失敗數(shù)學模型

由換相失敗影響因素分析可知，關斷角是隨著換相重疊角的變化而變化.換相重疊角μ的計算公式可表示為[9]

式中kI為逆變側換流變壓器變比，XCI為換相電抗，Id為直流電流，ULI為逆變側換流母線線電壓.由式(3)可知，Id越大，則μ越大；逆變側換流母線線電壓越低，則μ越大，都會導致關斷角的降低，都可能導致?lián)Q相失敗.

當逆變側交流系統(tǒng)發(fā)生三相對稱故障時，結合式(1)與式(2)關斷角與換相重疊角的關系，由式(3)可得關斷角的表達式為

當kI=0.612 5，XCI=13.444 5，ULI保持不變?yōu)?30kV，觸發(fā)超前角β=40?時，關斷角γ隨直流電流Id變化曲線如圖5所示.

由圖5可以看出，隨著直流電流的增大，逆變器關斷角呈非線性加速減少的趨勢，晶閘管的恢復時間約為400μs，以電角度γ表示，約為7?，當逆變器換相時關斷角γ減少到7?時，逆變器就會發(fā)生換相失敗.

圖5 關斷角隨直流電流變化曲線Fig 5 Curve of extinguishing angle with DC current

3 多饋出直流系統(tǒng)換相失敗分析

3.1 系統(tǒng)模型

通過多端口網(wǎng)絡戴維南等值方法[20]，多饋出交直流系統(tǒng)模型結構如圖6所示.

圖6 多饋出交直流系統(tǒng)模型Fig 6 A model of multi-outfeed AC/DC hybrid system

圖6中E1,···,Ek,···,En為各直流系統(tǒng)對應的整流側交流系統(tǒng)等值電源；z1,···,zk,···,zn為各直流系統(tǒng)對應的送端交流系統(tǒng)等值阻抗；zk1,···,z1n,···,zkn為整流側各交流系統(tǒng)換流母線間的耦合阻抗；ULRl,···,ULRk,···,ULRn為整流側各換流母線線電壓；TRl,···,TRk,···,TRn為整流站內換流變壓器的變比；zCl,···,zCk,···,zCn為各整流站內交流濾波器與無功補償裝置的等值阻抗；Id1,···,Idk,···,Idn為各直流線路直流電流.

3.2 換相失敗分析

直流電流是由線路兩端的直流電壓決定，已知直流線路電阻Rd、整流側直流電壓UdR、逆變側直流電壓UdI有[10]

α、XCR、TR分別為整流器觸發(fā)角、換相電抗、換流變壓器的變比；ULR為整流側換流母線線電壓，N為單極6脈波橋的數(shù)量.

由式(6)可以看出，當整流側換流母線線電壓ULR增大時，會導致整流側直流電壓UdR增大，結合式(5)可知會導致直流電流增大，可能引起逆變器的換相失敗.

對于圖6所示的多饋出直流系統(tǒng)，若第k條直流發(fā)生閉鎖，由于換流站內配置的大量無功補償裝置不能快速切除，盈余的無功功率會沖擊交流系統(tǒng)引起換流母線k出現(xiàn)暫態(tài)過電壓.換流母線k與n之間存在耦合電抗zkn，同樣會引起換流母線n的換流母線線電壓升高，導致直流n的直流電流增大，進而可能引起直流n的逆變器發(fā)生換相失敗.

3.3 多饋出系統(tǒng)換相失敗影響因素分析

直流閉鎖后換流母線暫態(tài)電壓上升幅度?U與交流系統(tǒng)短路容量SC與盈余無功功率?Q關系為[21]

由式(8)可得，直流閉鎖容量越大、交流系統(tǒng)短路容量越小，都會導致?lián)Q流母線暫態(tài)過電壓越大，就會導致其他直流的直流電流也越大，發(fā)生換相失敗的風險也越大.

直流k與n之間的耦合阻抗zkn越小，說明直流間的耦合作用越大，換流母線k的電壓變化對換流母線n的影響也越大，直流n發(fā)生換相失敗的風險就越大.當zkn為0時，說明直流k與直流n共用一條換流母線，此時發(fā)生換相失敗的風險最大；若zkn為無窮大，說明換流母線k的電壓變化不會影響到換流母線n，直流n不存在換相失敗的風險.

綜上分析，直流系統(tǒng)間的耦合阻抗、交流系統(tǒng)的短路容量、直流閉鎖容量都是影響多饋出直流系統(tǒng)發(fā)生換相失敗的主要原因.

4 算例分析

本文采用DIGSILENT仿真軟件基于CIGRE直流輸電標準測試系統(tǒng)搭建兩饋出交直流系統(tǒng)，如圖7所示.直流輸電標準測試系統(tǒng)參數(shù)與結構如圖8與表1所示.圖7為同送端、不同送端的兩直流饋出模型，直流1與直流2逆變側間沒有直接電氣耦合關系.

圖7 雙回直流系統(tǒng)結構示意圖Fig 7 Schematic diagram of double-circuit DC system

表1 直流輸電標準測試系統(tǒng)參數(shù)Tab 1 Parameters of DC transmission standard test system

圖8 直流輸電標準測試系統(tǒng)模型Fig 8 Model of DC transmission standard test system

分別設置直流1在0.1 s閉鎖.仿真結果如表2所示.其中算例1～3為相同交流系統(tǒng)短路容量與閉鎖容量、不同耦合阻抗下的仿真結果，算例4～6為相同耦合阻抗與短路容量、不同閉鎖容量下的仿真結果，算例7～9為相同耦合阻抗與閉鎖容量、不同短路容量下的仿真結果.

表2 不同工況下的換相失敗仿真結果Tab 2 Simulation results of commutation failure under different operating conditions

算例1工況下直流2的關斷角、直流電壓、直流電流、直流功率仿真波形如圖9～12所示.算例2工況下直流2的關斷角、直流電壓、直流電流、直流功率仿真波形如圖13～16所示.

圖9 關斷角仿真波形Fig 9 The simulation waveform of extinguish angle

圖10 直流電壓仿真波形Fig 10 The simulation waveform of direct voltage

圖11 直流電流仿真波形Fig 11 The simulation waveform of direct current

圖12 直流功率仿真波形Fig 12 The simulation waveform of direct power

圖13 關斷角仿真波形Fig 13 The simulation waveform of extinguish angle

圖14 直流電壓仿真波形Fig 14 The simulation waveform of direct voltage

圖15 直流電流仿真波形Fig 15 The simulation waveform of direct current

圖16 直流功率仿真波形Fig 16 The simulation waveform of direct power

從算例1與算例2發(fā)生換相失敗時的波形圖可以看出，直流1閉鎖后會導致直流2直流電流大幅度上升，關斷角降低，直流2的逆變器發(fā)生換相失敗，換相失敗期間直流電流、直流傳輸功率降為0，隨后在直流系統(tǒng)控制的作用下，直流2恢復正常運行.

從表2不同工況下的換相失敗仿真結果可以看出，耦合阻抗越大，直流1與直流2間的相互作用越強，直流2越容易發(fā)生換相失??；隨著短路容量的增大，直流1閉鎖導致的暫態(tài)過電壓越低，直流2越不容易發(fā)生換相失??；隨著閉鎖容量的增大，直流1閉鎖導致的換流母線線電壓越大，直流2發(fā)生換相失敗的風險越大，與前文分析結果相吻合.強直流閉鎖對弱直流逆變器的換相失敗的影響較大，弱直流對強直流的影響較小.

5 結論

(1)詳細分析了逆變器發(fā)生換相失敗的機理及影響因素，得出逆變器關斷角降低是造成換相失敗的根本原因.

(2)直流電流增大、逆變側換流母線線電壓降低都會導致關斷角降低進而可能引發(fā)換相失敗，建立了逆變器關斷角的數(shù)學模型.

(3)分析了直流閉鎖可能引起直流電流增大進而導致多饋出直流系統(tǒng)換相失敗的原因，得出直流系統(tǒng)間的耦合阻抗、交流系統(tǒng)的短路容量、直流閉鎖容量都是影響多饋出直流系統(tǒng)發(fā)生換相失敗的主要原因.

(4)基于直流標準輸電測試系統(tǒng)，在DIGSILENT仿真軟件中搭建了兩饋出直流系統(tǒng)模型，不同工況下的仿真結果與分析結果吻合.