基于附加電流指令的抑制多饋入直流系統(tǒng)相繼換相失敗漸進(jìn)恢復(fù)策略

項(xiàng)頌，萬玉良，張超明，陳璐，吳堅(jiān)，劉福鎖，湯奕

(1.國網(wǎng)內(nèi)蒙古東部電力有限公司，呼和浩特市 010010；2.東南大學(xué)電氣工程學(xué)院，南京市 210096；3.國電南瑞科技股份有限公司，南京市 211106)

0 引 言

隨著工業(yè)化、城鎮(zhèn)化步伐的不斷加快，人民維持生產(chǎn)生活的用電需求日益增長。我國的能源密集區(qū)和負(fù)荷中心區(qū)之間在地理位置上具有逆向分布的特點(diǎn)，須通過一定的方式實(shí)現(xiàn)電能的遠(yuǎn)距離傳輸[1]。在此背景下，基于電網(wǎng)換相換流器的高壓直流(line commutated converter-based high voltage direct current, LCC-HVDC)輸電系統(tǒng)因其在大容量遠(yuǎn)距離傳輸上的優(yōu)勢(shì)得到了快速發(fā)展，并被廣泛用于區(qū)域間的電能輸送[2-3]。隨著高壓直流輸電工程的推進(jìn)，多回直流系統(tǒng)接入同一交流電網(wǎng)，形成了復(fù)雜的多饋入直流(multi-infeed direct current, MIDC)系統(tǒng)，其中以華東、華南等負(fù)荷中心地區(qū)最為典型[4]。

換相失敗是高壓直流系統(tǒng)最常見的故障之一，其故障的有序恢復(fù)對(duì)維持系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行具有重要意義[5-6]。相較于單饋入直流系統(tǒng)，MIDC系統(tǒng)除了交流系統(tǒng)和直流系統(tǒng)之間的相互影響外，還存在直流系統(tǒng)之間的耦合作用，這就導(dǎo)致MIDC系統(tǒng)的故障恢復(fù)必然是全局性的問題[7]。若故障直流系統(tǒng)恢復(fù)速度過慢，會(huì)對(duì)系統(tǒng)整體的功率傳輸造成影響；而故障直流系統(tǒng)恢復(fù)速度過快，則會(huì)導(dǎo)致系統(tǒng)無功功率不足，從而可能會(huì)導(dǎo)致鄰近直流系統(tǒng)相繼換相失敗，造成區(qū)域范圍內(nèi)的連鎖故障及大范圍功率缺失[8-9]。由此可見，MIDC系統(tǒng)面臨著更加復(fù)雜的運(yùn)行狀況，其對(duì)于故障恢復(fù)策略的要求也更為嚴(yán)格。

目前國內(nèi)外學(xué)者針對(duì)MIDC系統(tǒng)故障恢復(fù)策略的研究已經(jīng)取得了一定的進(jìn)展，主要涉及外部無功設(shè)備補(bǔ)償以及內(nèi)部控制策略優(yōu)化兩方面。

針對(duì)外部無功設(shè)備補(bǔ)償，有文獻(xiàn)提出通過配置同步調(diào)相機(jī)為換相失敗恢復(fù)過程提供動(dòng)態(tài)無功支撐，并通過研究同步調(diào)相機(jī)對(duì)交直流系統(tǒng)運(yùn)行特性的影響，為同步調(diào)相機(jī)的全局優(yōu)化配置以及控制參數(shù)調(diào)整提供了理論支持[10]。也有學(xué)者分析了同步調(diào)相機(jī)、靜止無功補(bǔ)償裝置(static var compensator ,SVC)以及鏈?zhǔn)届o止同步補(bǔ)償裝置(static synchronous compensator, STATCOM)等無功補(bǔ)償裝置對(duì)提升MIDC系統(tǒng)相繼換相失敗抵御能力的機(jī)理，進(jìn)而提出了動(dòng)態(tài)無功補(bǔ)償裝置優(yōu)化配置模型以及具體配置方法[11-13]。通過外部無功補(bǔ)償設(shè)備對(duì)故障恢復(fù)過程提供無功支撐是最簡單有效的方法，但各無功補(bǔ)償設(shè)備的投入需要提前規(guī)劃，控制不夠靈活，而且會(huì)增加經(jīng)濟(jì)性成本。

除了提供無功補(bǔ)償，也有大量學(xué)者通過對(duì)直流系統(tǒng)內(nèi)部控制策略進(jìn)行優(yōu)化來實(shí)現(xiàn)對(duì)相繼換相失敗的抑制及故障的快速恢復(fù)。有學(xué)者研究了直流系統(tǒng)逆變側(cè)在不同控制策略下的換相失敗恢復(fù)特性，并針對(duì)其中的低壓限流模塊進(jìn)行了參數(shù)優(yōu)化[14]。該方法能有效加快直流系統(tǒng)換相失敗后的恢復(fù)速度，但未能考慮系統(tǒng)無功裕度，在系統(tǒng)無功不足的情況下可能導(dǎo)致后續(xù)故障發(fā)生。有學(xué)者利用多饋入短路比(multi-infeed short circuit ratio, MISCR)來衡量MIDC系統(tǒng)中各直流系統(tǒng)強(qiáng)弱，并按照從強(qiáng)到弱的順序分別設(shè)定了不同斜率的整流側(cè)電流指令，以緩解系統(tǒng)動(dòng)態(tài)無功需求[15]。但該方法中整流側(cè)電流指令的斜率設(shè)定較為主觀，在系統(tǒng)更為復(fù)雜情況下的有效性有待驗(yàn)證。

基于此，本文提出一種基于附加電流指令的MIDC系統(tǒng)抑制相繼換相失敗漸進(jìn)恢復(fù)策略。首先，對(duì)多饋入系統(tǒng)相繼換相失敗特點(diǎn)及故障恢復(fù)面臨的問題進(jìn)行分析；其次，提出考慮系統(tǒng)無功裕度的附加電流指令計(jì)算方法，并結(jié)合MIDC系統(tǒng)各直流系統(tǒng)強(qiáng)度對(duì)附加電流的比例系數(shù)進(jìn)行調(diào)整，以協(xié)調(diào)系統(tǒng)中各直流線路漸進(jìn)、有序恢復(fù)；最后，在PSCAD/EMTDC上搭建測(cè)試系統(tǒng)，仿真驗(yàn)證所提策略的有效性。

1 直流系統(tǒng)換相失敗概述

1.1 直流系統(tǒng)換相失敗機(jī)理分析

換流器是直流輸電系統(tǒng)的主要元件，其實(shí)現(xiàn)了功率傳輸?shù)慕涣?直流以及直流-交流轉(zhuǎn)換[16]。典型的6脈波三相橋式換流器的等效拓?fù)潆娐啡鐖D1所示。

圖1 三相橋式換流器等效拓?fù)潆娐?/p>

圖1中：V1—V6為構(gòu)成橋式電路的6個(gè)換流閥，上橋臂3個(gè)閥V1、V3、V5共陽極，而下橋臂3個(gè)閥V2、V4、V6共陰極；ea、eb、ec分別表示逆變側(cè)換相電壓三相值；Lc為交流電壓源等效電感；Ud、Id分別表示直流側(cè)電壓及直流電流。

電流從一個(gè)閥轉(zhuǎn)移到同組的另一個(gè)閥的過程稱之為換相[17]。由于交流電源電感Lc的存在，交流電源相電流不能瞬間變化，因此電流從一個(gè)閥轉(zhuǎn)移到同組另一個(gè)閥需要一定的時(shí)間，這段時(shí)間稱為換相時(shí)間或疊弧時(shí)間，對(duì)應(yīng)的電角度稱為“換相重疊角”或“疊弧角”，一般用μ表示。換相過程中換相電壓及對(duì)應(yīng)閥電流的關(guān)系如圖2所示。

圖2 換相過程換相電壓及對(duì)應(yīng)閥電流關(guān)系圖

圖2中:α、δ分別表示換流器工作在整流狀態(tài)下的觸發(fā)延遲角及熄弧延遲角；γ、β表示換流器工作在逆變狀態(tài)下的熄弧角及觸發(fā)超前角。上述各角度間存在如下關(guān)系：

(1)

γ小于閥固有熄弧角是導(dǎo)致?lián)Q相失敗的根本原因。γ與各電氣參數(shù)之間的關(guān)系如式(2)所示：

(2)

式中：UL表示換流母線電壓有效值；XC表示換相等效電抗；φ表示換相電壓過零點(diǎn)偏移角度。從式(2)可知，換流母線電壓下降、直流電流上升、超前觸發(fā)角β減小等因素都會(huì)造成γ減小，從而導(dǎo)致?lián)Q相失敗風(fēng)險(xiǎn)的增加。

1.2 多饋入直流系統(tǒng)相繼換相失敗特點(diǎn)

多回直流系統(tǒng)饋入同一交流電網(wǎng)形成了多饋入直流系統(tǒng)，典型的多饋入直流系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖3中聯(lián)接各直流系統(tǒng)間的阻抗叫做聯(lián)絡(luò)阻抗，聯(lián)接直流系統(tǒng)及交流系統(tǒng)間的阻抗叫做系統(tǒng)阻抗。在MIDC系統(tǒng)中通常采用多饋入短路比來衡量各直流系統(tǒng)相對(duì)強(qiáng)度[18]：

圖3 多饋入直流系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)示意圖

(3)

式中：Ux表示第x回直流換流母線電壓有效值；Zeqii及Zeqij分別表示節(jié)點(diǎn)i的等效自阻抗以及節(jié)點(diǎn)i、j之間的等效互阻抗；PdNm及PdNn分別表示直流系統(tǒng)m、n的額定傳輸功率。

直流系統(tǒng)在換相失敗故障恢復(fù)過程中要吸收大量的無功功率，若系統(tǒng)無功支撐不足，將導(dǎo)致?lián)Q流母線電壓的進(jìn)一步下跌，造成連續(xù)換相失敗。而在多饋入直流系統(tǒng)中由于聯(lián)絡(luò)阻抗的存在，各直流系統(tǒng)間存在耦合作用，故障直流系統(tǒng)在恢復(fù)過程中可能導(dǎo)致鄰近直流系統(tǒng)的無功不足，從而引起鄰近直流系統(tǒng)的相繼換相失敗[19]。

1.3 直流系統(tǒng)典型控制策略特點(diǎn)及不足

直流系統(tǒng)在故障時(shí)通常會(huì)處于限功率運(yùn)行狀態(tài)，對(duì)應(yīng)的直流電流較小，可以有效防止熄弧角過小及減小系統(tǒng)無功需求。在故障恢復(fù)時(shí)，需要通過調(diào)節(jié)整流側(cè)電流給定值實(shí)現(xiàn)直流電流的逐漸恢復(fù)。因此，整流側(cè)電流給定值在故障及恢復(fù)過程中的曲線示意圖如圖4所示。

圖4 故障及恢復(fù)過程整流側(cè)電流指令示意圖

功率恢復(fù)階段整流側(cè)電流給定值的上升速率決定了系統(tǒng)功率的恢復(fù)速率。上升速率越快，系統(tǒng)功率恢復(fù)越快，但與此同時(shí)將大幅增加換流站的無功損耗，容易導(dǎo)致相繼換相失敗[20]。因此如何制定合適的整流側(cè)電流給定值上升曲線，對(duì)于實(shí)現(xiàn)直流功率的快速恢復(fù)以及保障系統(tǒng)安全穩(wěn)定運(yùn)行具有重要意義。

直流系統(tǒng)典型控制策略中通常通過低壓限流器(voltage dependent current order limiter, VDCOL)來得到整流側(cè)電流控制指令，再與系統(tǒng)給定指令I(lǐng)d_ord(通常取1.0 pu)進(jìn)行取小操作得到整流側(cè)電流給定值IdR_ord。該控制環(huán)節(jié)結(jié)構(gòu)如圖5所示。

圖5 整流側(cè)電流給定值相關(guān)控制環(huán)節(jié)結(jié)構(gòu)示意圖

圖5中：IdR_mes、IdI_mes分別表示整流側(cè)及逆變側(cè)電流測(cè)量值；UdI_mes表示逆變側(cè)電壓測(cè)量值；Xc表示換相等效電抗。整流側(cè)電流給定值最終通過控制環(huán)節(jié)轉(zhuǎn)換為整流側(cè)觸發(fā)角αrec，實(shí)現(xiàn)對(duì)直流電流的控制。

由圖5可知，VDCOL可以在故障發(fā)生時(shí)通過降低整流側(cè)電流給定值來抑制直流電流的上升。而隨著故障的清除，換流母線電壓逐漸抬高，整流側(cè)電流給定值也將逐漸升高，最終恢復(fù)直流系統(tǒng)功率輸送。但是該策略并未在故障恢復(fù)過程中考慮系統(tǒng)的無功裕度。實(shí)際上可以通過在系統(tǒng)無功較為充裕時(shí)適當(dāng)增加直流電流上升速率，而在系統(tǒng)無功不足時(shí)適當(dāng)減小上升速率，在保障系統(tǒng)安全運(yùn)行的前提下實(shí)現(xiàn)功率傳輸?shù)目焖倩謴?fù)[21]。

對(duì)于多饋入直流系統(tǒng)，各直流系統(tǒng)強(qiáng)度不同，可以承受的擾動(dòng)程度也不同。因此對(duì)于較強(qiáng)的直流系統(tǒng)，適當(dāng)加快其功率傳輸?shù)幕謴?fù)，抬升系統(tǒng)整體的換流母線電壓水平，有助于無功補(bǔ)償設(shè)備的投入從而實(shí)現(xiàn)多饋入直流系統(tǒng)功率傳輸?shù)目焖倩謴?fù)。

鑒于此，本文在VDCOL的基礎(chǔ)上，考慮了系統(tǒng)無功裕度以及多饋入系統(tǒng)中各直流系統(tǒng)強(qiáng)度，提出了一種基于附加電流指令的多饋入直流系統(tǒng)相繼換相失敗漸進(jìn)恢復(fù)策略。

2 抑制多饋入直流系統(tǒng)相繼換相失敗漸進(jìn)恢復(fù)策略

2.1 考慮多饋入直流系統(tǒng)無功裕度的附加電流指令計(jì)算

研究表明，換流母線電壓幅值在一定程度上可以反映交流系統(tǒng)對(duì)本回直流系統(tǒng)的無功支撐情況。正常運(yùn)行時(shí)換流母線電壓幅值通常在1.0 pu 左右，若系統(tǒng)無功支撐不足，母線電壓幅值將會(huì)下降；反之，若系統(tǒng)無功支撐充裕，母線電壓幅值將會(huì)上升。因此，通過母線電壓幅值來定量衡量系統(tǒng)的無功裕度，并以此來修正整流側(cè)電流給定值，有助于快速有效地恢復(fù)直流功率的輸送。

以t時(shí)刻為例，記系統(tǒng)換流母線電壓參考值為Uref(通常取1.0 pu)，附加電流ΔId(t)可以通過式(4)得到：

ΔId(t)=KP[U(t)-Uref]

(4)

式中：U(t)表示t時(shí)刻換流母線電壓的標(biāo)幺值；Kp表示比例系數(shù)，具體取值需根據(jù)系統(tǒng)參數(shù)按專家經(jīng)驗(yàn)整定。

2.2 考慮多饋入系統(tǒng)各直流系統(tǒng)強(qiáng)度的附加電流指令計(jì)算

MIDC系統(tǒng)中各回直流系統(tǒng)的“強(qiáng)弱”表征了各直流系統(tǒng)換流母線電壓的抗擾動(dòng)能力強(qiáng)弱。對(duì)于較“強(qiáng)”的直流系統(tǒng)，通?？梢栽O(shè)置其傳輸功率相對(duì)較快恢復(fù)；而對(duì)于較“弱”的直流系統(tǒng)，則需要進(jìn)一步控制其電流的恢復(fù)速度，避免無功消耗過大引起換流母線電壓下跌，進(jìn)而導(dǎo)致相繼換相失敗的發(fā)生。

本節(jié)考慮MIDC系統(tǒng)中各直流系統(tǒng)強(qiáng)度，結(jié)合MISCR指標(biāo)來確定附加電流計(jì)算中的比例系數(shù)，具體根據(jù)式(5)實(shí)現(xiàn)：

(5)

式中：KPi表示第i回直流系統(tǒng)的附加電流指令計(jì)算比例系數(shù)；λMISCRi表示第i回直流系統(tǒng)的多饋入短路比；Kbase表示比例系數(shù)的基準(zhǔn)值，具體取值需根據(jù)系統(tǒng)參數(shù)按專家經(jīng)驗(yàn)整定，在本算例中設(shè)置為如下形式：

(6)

一般來說，為了兼顧系統(tǒng)功率恢復(fù)速度以及安全穩(wěn)定，Kbase1通常小于Kbase2。

最后結(jié)合2.1節(jié)及2.2節(jié)計(jì)算得到的附加電流ΔId(t)，得到整流側(cè)電流給定值，具體根據(jù)式(7)實(shí)現(xiàn)：

IdR_ord(t)=IVDCOL(t)+ΔId(t)

(7)

式中：IVDCOL(t)表示VDCOL在t時(shí)刻的輸出值。

3 算例分析

3.1 測(cè)試系統(tǒng)說明

本節(jié)將通過在PSCAD/EMTDC中搭建的測(cè)試系統(tǒng)來驗(yàn)證本文所提策略的有效性。為了分別驗(yàn)證考慮系統(tǒng)無功裕度以及考慮多饋入系統(tǒng)直流系統(tǒng)強(qiáng)度對(duì)恢復(fù)效果的影響，本算例在CIGRE HVDC標(biāo)準(zhǔn)模型基礎(chǔ)上搭建了2個(gè)測(cè)試系統(tǒng)，其系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)及聯(lián)絡(luò)阻抗參數(shù)分別如圖6及表1所示。測(cè)試系統(tǒng)1為雙饋入直流系統(tǒng)，兩回直流系統(tǒng)阻抗參數(shù)相同。測(cè)試系統(tǒng)2為三饋入直流系統(tǒng)，三回直流系統(tǒng)的多饋入短路比分別為2.50、3.75、5.00。

圖6 測(cè)試系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

表1 測(cè)試系統(tǒng)聯(lián)絡(luò)阻抗及系統(tǒng)阻抗

3.2 仿真結(jié)果分析及討論

測(cè)試系統(tǒng)1主要用于分析考慮系統(tǒng)無功裕度對(duì)相繼換相失敗故障恢復(fù)效果的影響。在測(cè)試系統(tǒng)1直流系統(tǒng)1換流母線處設(shè)置三相短路故障，故障接地電阻為80 Ω，持續(xù)時(shí)間0.1 s。對(duì)比直流系統(tǒng)2在傳統(tǒng)控制策略及改進(jìn)策略的換相電壓、熄弧角以及傳輸功率的恢復(fù)情況，具體如圖7所示。

圖7(a)給出了改進(jìn)策略前后直流系統(tǒng)換流母線電壓對(duì)比情況，從中可以看到在考慮系統(tǒng)無功裕度后，故障恢復(fù)期間換流母線電壓跌落情況得到了顯著改善。進(jìn)一步分析圖7(b)可知，改進(jìn)策略可以有效防止熄弧角的下降，從而抑制故障恢復(fù)過程中的相繼換相失敗。根據(jù)圖7(c)可知，由于相繼換相失敗得到了有效抑制，因此故障恢復(fù)過程中的功率傳輸情況較為穩(wěn)定，沒有出現(xiàn)大幅度的跌落。

圖7 考慮系統(tǒng)無功裕度對(duì)故障恢復(fù)過程的影響

測(cè)試系統(tǒng)2主要用于驗(yàn)證考慮多饋入系統(tǒng)各直流系統(tǒng)強(qiáng)度對(duì)加速功率恢復(fù)的有效性。在該測(cè)試系統(tǒng)中直流系統(tǒng)1換流母線處設(shè)置ab兩相短路故障，故障接地電阻為4.65 Ω，故障持續(xù)時(shí)間為0.05 s。對(duì)比考慮多饋入系統(tǒng)各直流系統(tǒng)強(qiáng)度對(duì)故障恢復(fù)情況的影響。

根據(jù)式(5)可知，三回直流系統(tǒng)的附加電流的比例系數(shù)分別為22.22%、33.33%、44.45%?？紤]多饋入系統(tǒng)直流系統(tǒng)強(qiáng)度的情況下，各直流系統(tǒng)的整流側(cè)電流給定值在故障恢復(fù)過程中的變化情況如圖8所示。

圖8 各直流系統(tǒng)整流側(cè)電流給定值對(duì)比

進(jìn)一步對(duì)比改進(jìn)策略前后三回直流系統(tǒng)整流側(cè)電流給定值的變化情況，具體如圖9所示。由圖9可知，改進(jìn)策略后，直流系統(tǒng)1由于系統(tǒng)強(qiáng)度最低，其電流指令相較于改進(jìn)策略前要更??；直流系統(tǒng)2電流指令在策略改進(jìn)前后變化幅度較?。欢绷飨到y(tǒng)3電流指令在改進(jìn)策略后變得相對(duì)更大，符合本節(jié)所提策略“強(qiáng)度越高的直流系統(tǒng)恢復(fù)速度越快”的設(shè)定。

圖9 考慮多饋入系統(tǒng)直流強(qiáng)度對(duì)整流側(cè)電流給定值的影響

最后，分析考慮MIDC系統(tǒng)強(qiáng)度對(duì)直流傳輸功率恢復(fù)的影響，結(jié)果如圖10所示。由圖10可知，改進(jìn)策略后，三回直流系統(tǒng)功率恢復(fù)速度差別相對(duì)更大。

圖10 考慮多饋入系統(tǒng)直流強(qiáng)度對(duì)功率傳輸恢復(fù)的影響

計(jì)算改進(jìn)策略前后MIDC系統(tǒng)的電量傳輸情況。對(duì)1.1～1.8 s期間的傳輸功率進(jìn)行積分得到對(duì)應(yīng)的電量，結(jié)果如表2所示。由表2可知，改進(jìn)策略后MIDC系統(tǒng)在一定時(shí)間內(nèi)的總輸電量增加了。其主要原因在于，通過加快直流系統(tǒng)3換流母線電壓的恢復(fù)速度，使系統(tǒng)整體電壓水平加速抬升，進(jìn)一步增加了無功補(bǔ)償裝置的功率支撐，從而實(shí)現(xiàn)MIDC系統(tǒng)的快速恢復(fù)。

表2 改進(jìn)策略前后多饋入系統(tǒng)功率傳輸情況對(duì)比

4 結(jié) 論

本文提出了一種基于附加電流指令的多饋入直流系統(tǒng)相繼換相失敗漸進(jìn)恢復(fù)策略。通過對(duì)策略思路的論證及仿真結(jié)果的分析，可以得到以下結(jié)論：

1)考慮系統(tǒng)無功裕度可以有效防止故障恢復(fù)過程中換流母線電壓大幅下跌，從而防止熄弧角跌落至閾值以下引起換相失??；

2)考慮多饋入系統(tǒng)各直流系統(tǒng)強(qiáng)度并對(duì)附加電流比例系數(shù)進(jìn)行調(diào)節(jié)，可以讓“較強(qiáng)”的直流系統(tǒng)加速恢復(fù)，從而更快地抬升全系統(tǒng)電壓，有助于無功補(bǔ)償裝置的投入，實(shí)現(xiàn)傳輸功率的快速恢復(fù)。

未來工作將進(jìn)一步驗(yàn)證本文所提策略在復(fù)雜實(shí)際電網(wǎng)下的有效性。