特高壓直流分層接入方式下抑制連續(xù)換相失敗的優(yōu)化控制策略

袁 博， 王 穎， 邵 華， 秦梁棟， 劉寧寧， 戴志輝

(1.國網(wǎng)河北省電力有限公司經(jīng)濟技術(shù)研究院, 河北 石家莊 050021； 2.國網(wǎng)河北省電力有限公司, 河北 石家莊 050021； 3.華北電力大學, 河北 保定 071003)

0 引 言

我國已形成世界上規(guī)模最大、電壓等級最高的交直流混聯(lián)電網(wǎng)。在成功建設(shè)±800 kV特高壓直流(Ultra High Voltage Direct Current，UHVDC)的基礎(chǔ)上，±1 100 kV特高壓直流成為我國正在研究的一個全新的輸電電壓等級[1-4]。建成投運的±1 100 kV UHVDC雙極額定輸送功率可達12 000 MW[2]。然而目前投運的±500 kV以上的HVDC輸電多基于電網(wǎng)換相換流器(Line Commutated Converter，LCC)[4]，其換流閥采用半控型的晶閘管，當逆變側(cè)交流系統(tǒng)故障導致?lián)Q流母線電壓下降時，易引發(fā)直流系統(tǒng)換相失敗[5-6]。對于交直流混聯(lián)系統(tǒng)，換相失敗可能導致傳輸功率瞬時中斷，沖擊換流器件，引起直流閉鎖，引發(fā)交流保護誤動等。當其受端采用分層接入方式時，某一層交流故障可能引發(fā)高、低端逆變器同時換相失敗，削弱分層接入UHVDC系統(tǒng)的優(yōu)勢，嚴重時威脅交直流混聯(lián)電網(wǎng)的安全穩(wěn)定運行[4,6]。

現(xiàn)階段抑制或預防換相失敗的方法大致可分為三類：利用無功補償裝置、改進換流器拓撲、優(yōu)化直流控制系統(tǒng)。文獻[7-8]提出利用靜止無功補償器、同步調(diào)相機等為系統(tǒng)提供無功支撐，維持電壓穩(wěn)定，進而降低HVDC換相失敗的風險。在改進換流器拓撲結(jié)構(gòu)來防換相失敗方面，文獻[9-10]分別提出了電容換相換流器和可控電容換相換流器，然而前者在故障期間極易發(fā)生過電壓，后者則存在諧振風險。文獻[11]設(shè)計了一種增強型電容換相換流器來抑制換相失敗，然而其抵御換相失敗的能力依賴于故障的快速檢測。

在直流系統(tǒng)優(yōu)化控制方面，目前常采取提前觸發(fā)、減小直流電流指令、優(yōu)化低壓限流控制器等來抑制換相失敗。文獻[12]通過模糊控制確定換流器提前觸發(fā)的角度，文獻[13]引入自適應比例積分控制有效抑制了換相失敗。文獻[5]，[14-16]指出提前觸發(fā)的角度過大可能引發(fā)換相失敗，可減小直流電流指令來降低HVDC系統(tǒng)換相失敗的風險。然而，上述兩種方法均依賴于交流故障的快速檢測。文獻[17]設(shè)計了一種動態(tài)低壓限流控制，然而限流器的延時環(huán)節(jié)時間常數(shù)難以確定，限制了該方法的應用；文獻[18]提出了一種基于虛擬電阻電流的控制方法，引入虛擬電阻，體現(xiàn)故障后直流電流的動態(tài)變化特性，并結(jié)合低壓限流控制來抑制換相失敗，然而改變電流整定值的響應速度受通訊延時的制約。

基于上述問題，本文提出了一種基于直流電流變化量的定熄弧角改進控制策略，充分利用故障期間和系統(tǒng)恢復過程中直流電流的動態(tài)波動特征，快速調(diào)節(jié)定熄弧角控制器補償因直流電流上升而減小的熄弧角，以抑制換相失敗。利用PSCAD/EMTDC實現(xiàn)了所提出的改進控制策略，并對比分析所提控制方法與CIGRE HVDC標準測試模型中控制策略對換相失敗的抑制效果。理論分析和仿真結(jié)果表明，所提方法不依賴交流故障的快速檢測，能有效抑制各種交流故障下連續(xù)換相失敗，易于實現(xiàn)且無需增加其他附加投入。

1 分層接入UHVDC輸電系統(tǒng)

參考如表1所示的準東—四川±1 100 kV UHVDC輸電工程參數(shù)，在PSCAD/EMTDC中搭建±1 100 kV受端分層接入的UHVDC輸電模型。高、低端逆變器分別接入500 kV、1 000 kV交流系統(tǒng)，每層交流系統(tǒng)獨立配置交流濾波器和無功補償裝置，如圖1所示。直流控制采用了類似CIGRE HVDC模型中的控制策略[4,6]，具體如下。

表1 ±1 100 kV UHVDC系統(tǒng)主要電氣量參數(shù)

Tab.1 Main circuit parameters of ±1 100 kV UHVDC system

參數(shù)數(shù)值直流功率/MW10 450直流電流/kA4.75直流電壓/kV1 100觸發(fā)角/(°)15熄弧角/(°)17直流輸電長度/km2 418

圖1 ±1 100 kV 分層接入的UHVDC系統(tǒng)模型Fig.1 Structure of ±1 100 kV UHVDC system in hierarchical connection

CIGRE HVDC標準模型中整流側(cè)配有定電流控制和最小觸發(fā)角控制，逆變側(cè)配有定熄弧角控制、定電流控制、電流偏差控制以及低壓限流控制[2,4,6]。其中，電流偏差控制的作用是使逆變側(cè)能實現(xiàn)定電流控制與定熄弧角控制的平穩(wěn)切換。

較之常規(guī)直流輸電系統(tǒng)，±1 100 kV特高壓直流輸電由于直流電壓和功率提升、換流變短路阻抗提高、系統(tǒng)結(jié)構(gòu)復雜性增加，換相失敗對交直流系統(tǒng)的影響更大，可能引起的后果更為嚴重，同時，發(fā)生換相失敗的風險增大。當其采用分層接入方式時，某一層交流故障可能引發(fā)高、低端逆變器同時換相失敗，會使系統(tǒng)的直流功率暫時中斷，削弱分層接入UHVDC系統(tǒng)的優(yōu)勢，嚴重時威脅系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運行。為此，亟需研究±1 100 kV分層接入方式下防換相失敗方法，改善其故障恢復特性。

2 換相失敗機理分析

LCC-HVDC輸電采用晶閘管作為換流器件，其退出導通需要承受一定的反壓。若欲退出的閥在換相過程已結(jié)束但阻斷能力未恢復時，當電壓轉(zhuǎn)向后，該閥將重新導通，向剛導通的閥倒換相，稱為換相失敗[6,7,19]。其本質(zhì)是熄弧角不足，設(shè)閥恢復阻斷能力需要的極限熄弧角為γmin，并取γmin=7°，一般認為實際熄弧角γ小于γmin時將引起換相失敗[19]。

直流電流、直流電壓、熄弧角、超前觸發(fā)角以及交流線電壓之間存在的約束關(guān)系如式(1)～(5)：

(1)

(2)

Id=(UR-UI)/R

(3)

(4)

(5)

式中：UR和UI分別表示整流側(cè)、逆變側(cè)直流電壓；Ud0為逆變器的理想空載直流電壓；Id為直流電流；R為直流回路電阻；UL為換流母線線電壓有效值；Lr為受端交流系統(tǒng)等值換相電感；γ為熄弧角；β為換流閥超前觸發(fā)角；φ為交流系統(tǒng)不對稱故障時換相線電壓波形相位偏移角。

由式(4)、(5)可知，對于特定的直流輸電系統(tǒng)，熄弧角γ的大小與直流控制量(超前觸發(fā)角β)以及電氣量(直流電流、換相電壓等)有關(guān)。逆變側(cè)交流故障后，換流母線電壓下降，直流電流變大，熄弧角γ變小。而直流系統(tǒng)的控制系統(tǒng)可能在嚴重的交流故障時調(diào)節(jié)能力不足或難以保證觸發(fā)角的調(diào)節(jié)與故障演化相匹配，從而導致?lián)Q相失敗。

相比于UHVDC系統(tǒng)單次換相失敗，連續(xù)換相失敗持續(xù)時間較長，多次沖擊交直流電網(wǎng)，可能引起的后果更為嚴重，且抑制連續(xù)換相失敗更容易實現(xiàn)[6,18,20]。因此，本文重點研究分層接入的UHVDC系統(tǒng)連續(xù)換相失敗抑制方法，有效抑制直流系統(tǒng)分層接入方式下逆變側(cè)一個交流系統(tǒng)故障時該交流系統(tǒng)所連的逆變器乃至非故障交流系統(tǒng)所連的逆變器發(fā)生連續(xù)換相失敗。

3 直流控制策略改進

3.1 交流故障時熄弧角變化量分析

對于分層接入UHVDC系統(tǒng)，當逆變側(cè)其中一個交流系統(tǒng)發(fā)生對稱性故障時，其對應的換流母線線電壓UL下降，根據(jù)式(4)得，與之相連的逆變器的熄弧角γ會減?。欢鶕?jù)式(1)、式(2)，UL下降又會使逆變側(cè)直流電壓UI快速下降，進而依據(jù)式(3)可知直流電流Id快速增大，根據(jù)式(4)得，此時熄弧角γ也會減小。即對于逆變側(cè)發(fā)生故障的交流系統(tǒng)，其逆變器熄弧角γ的減小可看作是由直流電壓下降、直流電流上升共同引起的，在嚴重交流故障情況下可能導致γ小于γmin，引發(fā)換相失敗。

對于分層接入UHVDC系統(tǒng)逆變側(cè)的另一個交流系統(tǒng)，即逆變側(cè)非故障交流系統(tǒng)，據(jù)式(4)可知，其逆變器的熄弧角也會減小，且此時非故障交流系統(tǒng)的換流母線電壓變化不大，則可認為其熄弧角的減小是由直流電流Id的增大引起的。嚴重故障下非故障交流系統(tǒng)所連的逆變器也可能發(fā)生換相失敗。

逆變側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生不對稱故障時，其分析過程與交流系統(tǒng)對稱故障時類似，特殊的是，不對稱故障時換流母線電壓下降同時過零點偏移，根據(jù)式(5)可知，此時熄弧角γ也會減小。

綜上可見，在分層接入UHVDC系統(tǒng)中，逆變側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生故障時，對于逆變側(cè)故障交流系統(tǒng)和非故障交流系統(tǒng)所連的逆變器，其熄弧角的減小量均與直流電流的上升程度有關(guān)。若能充分利用故障后直流電流的動態(tài)變化特征來快速調(diào)節(jié)直流控制系統(tǒng)，補償因直流電流上升而減小的熄弧角，則可降低直流輸電發(fā)生換相失敗的概率。詳見下節(jié)。

3.2 改進定熄弧角控制策略

換相失敗的本質(zhì)是熄弧角過小，為有效抑制換相失敗，通常直流輸電逆變器采用定熄弧角控制，使熄弧角穩(wěn)定在整定值[7,18]。定熄弧角控制實質(zhì)上與定β角控制一樣，控制熄弧角可等效為控制β角。其基本原理為：將熄弧角整定值γ0(17°)與實測值γ(取上周期最小值)的差值加上由電流偏差控制引起的Δγ，與31°比較(為使β不大于46°而設(shè)定的一定值)，然后輸入至PI調(diào)節(jié)器中調(diào)節(jié)逆變器觸發(fā)角。

根據(jù)上述定熄弧角控制的基本原理，結(jié)合3.1節(jié)的分析，對其做出如下改進：在定熄弧角控制中引入直流變化量，充分利用故障期間和系統(tǒng)恢復過程中直流電流的動態(tài)波動特征，來快速調(diào)節(jié)定熄弧角控制器，補償因直流電流上升而減小的熄弧角，提高直流輸電系統(tǒng)的換相失敗防御能力。

以逆變側(cè)±500 kV交流系統(tǒng)發(fā)生對稱性故障為例進行詳細分析。當逆變側(cè)±500 kV交流系統(tǒng)發(fā)生對稱性故障時，±1 000 kV交流系統(tǒng)換流母線電壓變化不大；β為控制量，且故障瞬間直流控制系統(tǒng)尚來不及動作，可認為β不變，則根據(jù)式(4)可知，此時±1 000 kV交流系統(tǒng)所連逆變器的熄弧角γ的減小程度是由直流電流Id的增大量決定的。

此時，對于逆變側(cè)±500 kV交流系統(tǒng)所連的逆變器，根據(jù)式(4)可知，補償由直流電流Id增大而引起的熄弧角γ減小量，也可在一定程度上抑制連續(xù)換相失敗，具體實現(xiàn)方法如下。

為充分利用電流的故障動態(tài)特征，且不增加額外投資，參考CIGRE HVDC標準測試模型中逆變側(cè)的電流偏差控制，將直流電流變化量ΔId轉(zhuǎn)化為定熄弧角控制器的輸入值來快速調(diào)節(jié)熄弧角運行值，以補償因直流電流上升而減小的熄弧角。改進后的定熄弧角控制如圖2所示。

圖2 改進的定熄弧角控制Fig.2 Improved constant extinction angle control

圖2中，IdI為逆變側(cè)直流電流測量值；一階慣性環(huán)節(jié)用來模擬直流電流的測量過程，并將電流標幺化；IdN為直流電流額定標幺值，為1 p.u.；直流電流變化量ΔId=IdI-IdN(均為標幺值)；k表示轉(zhuǎn)化系數(shù)。改進定熄弧角控制策略中，將直流電流變化量ΔId乘以轉(zhuǎn)化系數(shù)k并取絕對值輸入至定熄弧角控制器。其中，取絕對值的原因如下：故障恢復過程中，直流電流將從故障峰值波動至穩(wěn)定值，為了有效抑制直流電流劇烈波動導致的連續(xù)換相失敗，并體現(xiàn)故障恢復期間直流電流的動態(tài)特征，則在圖2中加入取絕對值環(huán)節(jié)。

該改進控制策略的具體步驟如圖3，簡述如下：

圖3 改進控制策略的流程圖Fig.3 Improved control strategy

(1)實時測量逆變側(cè)直流電流IdI，并與直流電流額定值做差，求取直流電流變化量ΔId。

一方面，在系統(tǒng)正常功率變化下，由于平波電抗器的作用，直流電流僅有微小的波動，即直流電流變化量ΔId接近于0，此時改進的定熄弧角控制與常規(guī)定熄弧角控制基本一致；另一方面，所提改進控制策略中轉(zhuǎn)化系數(shù)k在設(shè)定時可考慮此方面的影響，其取值能保證所提策略不影響直流系統(tǒng)的正常運行。可見，此改進控制策略并不影響直流系統(tǒng)的正常運行。

系統(tǒng)啟動階段電流波動較大，本文設(shè)置所提控制策略在此階段不起作用，當系統(tǒng)穩(wěn)定運行之后再將其投入工作。

(2)將直流電流變化量ΔId乘以轉(zhuǎn)化系數(shù)k并取絕對值得到Δγ2，作為定熄弧角控制器的輸入值。

轉(zhuǎn)化系數(shù)k較小時，其感應直流電流變化的能力較弱，進而對故障后直流輸電換相失敗的抑制作用較弱；k過大時，對直流電流的變化過于敏感，同時為使所提改進控制策略不影響直流系統(tǒng)的正常運行，通過分析和仿真得k一般取1～3。

逆變側(cè)高低端閥組控制的轉(zhuǎn)化系數(shù)k一致。逆變側(cè)任意一層交流系統(tǒng)故障時，都會引起直流電流增大，使熄弧角減小而易引發(fā)換相失敗，為此，本文利用ΔId補償因直流電流上升而減小的熄弧角以抑制連續(xù)換相失敗。正常運行時高低端閥組的控制輸出量α均穩(wěn)定在額定值147°左右；逆變側(cè)交流故障時在所提控制策略下高低端閥組的α均減小(但仍保持逆變運行，即α不小于90°)，熄弧角γ均增大以有效抑制換相失敗(如圖4～6所示)。逆變側(cè)交流故障時高低閥組的α雖不完全一樣，但均在147°～90°，且兩者相差不大，從而不影響高低閥組之間的平衡。

(3)將熄弧角整定值γ0(17°)與實測值γ(取上周期最小值)做差，加上由電流偏差控制引起的Δγ1以及由直流電流變化量ΔId轉(zhuǎn)化而來的Δγ2，與-31°進行比較，取較大的一方作為PI調(diào)節(jié)器的輸入值。

(4)利用PI調(diào)節(jié)器得到逆變側(cè)定熄弧角控制輸出的觸發(fā)角α指令，將此α值與逆變側(cè)定電流控制輸出的α值作比較，取小者作為逆變側(cè)的最終觸發(fā)角α指令值。

由于將直流電流變化量ΔId轉(zhuǎn)化為定熄弧角控制器的輸入值來快速調(diào)節(jié)熄弧角運行值，補償因直流電流上升而減小的熄弧角，則改進定熄弧角控制得到的觸發(fā)角指令值總是小于逆變側(cè)定電流控制輸出的α值，即逆變側(cè)一直處于定熄弧角控制。

此外，由上述分析可知，本文所提出的方法不依賴交流故障的快速檢測。交流系統(tǒng)保護動作速度較慢乃至保護的拒動等并不會影響本文所提改進控制策略對直流系統(tǒng)連續(xù)換相失敗的抑制效果。

4 仿真驗證

為驗證所提策略的有效性，在PSCAD/EMTDC中搭建如圖1所示的±1 100 kV分層接入的UHVDC仿真模型。仿真中設(shè)置逆變側(cè)高、低壓閥組換流母線處發(fā)生不同類型、不同過渡電阻、接地電感的交流故障，觀察熄弧角、直流電壓、直流電流等電氣量，對比分析以下兩種控制方法對連續(xù)換相失敗的抑制作用。

控制方法I：CIGRE HVDC標準模型控制策略。

控制方法II：在控制方法I的基礎(chǔ)上，改進其定熄弧角控制。

圖4 逆變側(cè)1 000 kV交流系統(tǒng)Rg=250 Ω三相接地故障Fig.4 Three-phase fault with Rg=250 Ω on 1 000 kV AC bus at the inverter side

案例1：逆變側(cè)1 000 kV交流母線發(fā)生過渡電阻Rg=250 Ω的三相接地故障，故障發(fā)生時刻和持續(xù)時間分別設(shè)為3 s和10 s(用于模擬永久性故障)。圖4為在上述兩種控制方法下的仿真結(jié)果。

由圖4可知，在上述兩種控制方法下，故障后高、低端逆變器的熄弧角均大于極限熄弧角γmin=7°，直流輸電系統(tǒng)均未發(fā)生換相失敗，且在控制方法II下逆變器熄弧角略大于控制方法I下的熄弧角。此時過渡電阻Rg較大，對應實際中故障點距換流母線較遠、故障較輕的情況，如圖4所示，故障后直流電壓、直流電流變化不大。此外，由圖4(c)、4(d)可知，正常運行時(即故障發(fā)生之前)在所提改進控制策略下的直流電流、直流電壓均與未投入該改進策略時的電流、電壓相差較小，其標幺值均基本穩(wěn)定在1 p.u.附近，驗證了所提改進策略并不影響直流系統(tǒng)正常運行時的運行參數(shù)。

對于其它較輕微的故障，大量仿真表明，若在控制方法I下HVDC系統(tǒng)不發(fā)生換相失敗，則采用控制方法II時也不會引發(fā)換相失敗，即改進的定熄弧角控制策略并不會降低直流輸電的換相失敗抵御能力。

案例2：逆變側(cè)1 000 kV交流母線發(fā)生過渡電阻Rg=50 Ω的三相接地故障，故障發(fā)生時刻和持續(xù)時間分別設(shè)為3 s和10 s，圖5給出了在上述兩種控制方法下的具體仿真結(jié)果。

圖5 逆變側(cè)1 000 kV交流系統(tǒng)Rg=50 Ω三相接地故障Fig.5 Three-phase fault with Rg=50 Ω on 1 000 kV AC bus at the inverter side

圖6 逆變側(cè)500 kV交流系統(tǒng)單相金屬性接地故障Fig.6 Single-phase solid grounded fault on 500 kV AC bus at the inverter side

由圖5可知，故障發(fā)生后，在控制方法I下，高、低端逆變器的熄弧角均多次降為0°，直流系統(tǒng)發(fā)生連續(xù)多次換相失敗，故障后直流電流、直流電壓波動劇烈且波動時間較長，對交流系統(tǒng)造成多次沖擊。而采用控制方法II時可有效避免直流系統(tǒng)第二次換相失?。焊?、低端逆變器在故障發(fā)生后分別超過24 ms、12 ms時熄弧角大于極限熄弧角γmin，且故障后直流電流、直流電壓波動時間短，利于直流系統(tǒng)故障后的迅速恢復。

案例3：逆變側(cè)500 kV交流系統(tǒng)換流母線發(fā)生單相金屬性接地故障，故障發(fā)生時刻和持續(xù)時間分別設(shè)為3 s和10 s，圖6給出了在上述兩種控制方法下的具體仿真結(jié)果。

由圖6可知，類似于案例2，控制方法II可有效抑制HVDC輸電連續(xù)換相失敗。故障后在控制方法I下，高、低端逆變器的熄弧角均多次降為0°，故障后直流電流、直流電壓波動劇烈。而控制方法II明顯減少換相失敗的次數(shù)：高端逆變器在故障發(fā)生后超過455 ms時熄弧角均大于極限熄弧角γmin，不再發(fā)生換相失??；低端逆變器僅發(fā)生兩次換相失敗，在故障發(fā)生后超過137 ms時熄弧角均大于γmin；由圖6(c)、(d)知，在所提控制策略下，故障后直流電流、電壓波動時間較短，約400 ms時趨于穩(wěn)定。

案例4：逆變側(cè)1 000 kV交流系統(tǒng)換流母線發(fā)生接地電感Lf=0.1 H的三相故障，故障發(fā)生時刻為3 s，圖7給出了具體仿真結(jié)果。

由圖7可知，類似于案例2和3，控制方法II可有效抑制HVDC輸電連續(xù)換相失?。嚎刂品椒↖下，高、低端逆變器的熄弧角均多次降為0°，系統(tǒng)多次發(fā)生換相失敗；而在控制方法II下高、低端逆變器均發(fā)生3次換相失敗。

圖7 逆變側(cè)1 000 kV交流系統(tǒng)Lf=0.1 H三相接地故障Fig.7 Three-phase fault with Lf=0.1 H on 1 000 kV AC bus at the inverter side

為進一步驗證所提控制策略能有效抑制直流輸電連續(xù)換相失敗，在逆變側(cè)500 kV、1 000 kV交流母線處設(shè)置不同故障進行仿真分析，包括單相接地故障和三相短路故障。由案例1可知，當過渡電阻為250 Ω 時，在上述兩種控制方法下直流系統(tǒng)均不會發(fā)生換相失敗。下面仿真中設(shè)置過渡電阻在0～250 Ω范圍內(nèi)，故障發(fā)生時刻和故障持續(xù)時間仍分別為3 s和10 s，統(tǒng)計兩種控制方法下直流系統(tǒng)高、低端逆變器換相失敗次數(shù)，如表2、表3所示(“-”表示對應換流器閥組一直發(fā)生連續(xù)換相失敗)。

表2 逆變側(cè)1 000 kV交流母線各種交流故障下?lián)Q相失敗次數(shù)

Tab.2 Number of commutation failure under various faults on 1 000 kV AC bus at the inverter side

故障類型過渡電阻/Ω控制方法I控制方法II高壓閥組低壓閥組高壓閥組低壓閥組三相故障013-2-20879122501618111002322150333220012002500000單相故障026323620545834509295331007983441507477322007174012500000

由表2、表3可知：對于較輕微的故障(如過渡電阻較大的故障)，若采用控制方法I時HVDC系統(tǒng)不發(fā)生換相失敗，則采用方法II時亦不會引發(fā)換相失?。煌唤涣鞴收蠗l件下，采用控制方法II時HVDC系統(tǒng)發(fā)生換相失敗的次數(shù)總是小于或等于采用控制方法I時換相失敗的次數(shù)，可見所提控制策略能有效抑制各種交流故障下的連續(xù)換相失敗。

表3 逆變側(cè)500 kV交流母線各種交流故障下?lián)Q相失敗次數(shù)

Tab.3 Number of commutation failure under various faults on 500 kV AC bus at the inverter side

故障類型過渡電阻/Ω控制方法I控制方法II高壓閥組低壓閥組高壓閥組低壓閥組三相故障0-7-1204944525021111002100150000020000002500000單相故障0431811320827842507667321001000150000020000002500000

5 結(jié) 論

本文提出一種基于直流電流變化量的定熄弧角改進控制策略，充分利用故障期間和系統(tǒng)恢復過程中直流電流的動態(tài)波動特征，使得定熄弧角控制器能夠根據(jù)直流電流變化量迅速做出反應，增大熄弧角，以抑制換相失敗。理論和仿真分析表明：

(1)此方法不依賴于交流故障的快速檢測，易于實現(xiàn)且無需增加其他附加投入。

(2)能有效抑制UHVDC輸電連續(xù)換相失敗，改善故障恢復特性。

(3)明顯減小了逆變側(cè)交流故障時直流電流、電壓的波動程度和波動時長，減小晶閘管、平波電抗器等設(shè)備所受的電流應力，延長器件使用壽命。