基于改進(jìn)VDCOL的直流系統(tǒng)后續(xù)換相失敗抑制策略

陳?？?， 李鳳婷， 尹純亞， 劉江山

(新疆大學(xué)電氣工程學(xué)院，新疆維吾爾自治區(qū) 烏魯木齊 830047)

0 引言

換相失敗是高壓直流輸電(high voltage direct current，HVDC)中常見的故障之一[1—4]。若在首次換相失敗后的故障恢復(fù)期間，直流系統(tǒng)控制處理不當(dāng)，則可能發(fā)生后續(xù)換相失敗，對(duì)交流系統(tǒng)造成多次沖擊，甚至?xí)l(fā)直流閉鎖導(dǎo)致功率傳輸中斷，由局部故障演變?yōu)檫B鎖故障，嚴(yán)重威脅大規(guī)模交直流混聯(lián)系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運(yùn)行[5—6]。

目前針對(duì)后續(xù)換相失敗的抑制方法，主要從改進(jìn)直流系統(tǒng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)和控制策略兩方面考慮。在拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)方面，文獻(xiàn)[7—9]通過在換流母線處配置動(dòng)態(tài)無功補(bǔ)償裝置，增大故障恢復(fù)過程中的換相電壓時(shí)間面積，實(shí)現(xiàn)對(duì)后續(xù)換相失敗的抑制；文獻(xiàn)[10—11]采用全控型器件改造逆變站,在恢復(fù)期間提供輔助換相電壓，有效抵御后續(xù)換相失敗的發(fā)生。但改進(jìn)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)會(huì)增加投資成本和控制系統(tǒng)的復(fù)雜度。在控制策略方面，文獻(xiàn)[12]通過設(shè)計(jì)一種減小不對(duì)稱故障后超前觸發(fā)角波動(dòng)的內(nèi)環(huán)控制器達(dá)到抑制后續(xù)換相失敗的目的，但對(duì)于對(duì)稱性故障的適用性有待驗(yàn)證；文獻(xiàn)[13—14]利用虛擬電阻、虛擬電感進(jìn)行限流以抑制后續(xù)換相失敗，但較難選取合適的虛擬元件參數(shù)；文獻(xiàn)[15]在文獻(xiàn)[13]的基礎(chǔ)上采用精確變斜率曲線作為低壓限流控制(voltage dependent current order limiter，VDCOL)的特性曲線，一定程度上彌補(bǔ)了虛擬電阻故障穩(wěn)態(tài)時(shí)過度限流的不足；文獻(xiàn)[16]指出故障后VDCOL啟動(dòng)電壓的大幅度波動(dòng)會(huì)引發(fā)后續(xù)換相失敗，以換流母線線電壓作為輸入得到波動(dòng)較小的啟動(dòng)電壓，但直流故障時(shí)可能不起作用；文獻(xiàn)[17]提出一種根據(jù)換流母線線電壓動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)的非線性VDCOL策略，降低了后續(xù)換相失敗的發(fā)生概率；文獻(xiàn)[18]采用虛擬換相面積缺乏量作為故障特征指標(biāo)整定電流指令值，提高了VDCOL的靈敏度。以上方法均能有效抑制后續(xù)換相失敗，但對(duì)抑制后的直流功率傳輸能力變化考慮較少，以致運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性略有降低。

文中首先分析首次換相失敗后故障恢復(fù)期間電氣量和控制量的變化特性,得出影響后續(xù)換相失敗的關(guān)鍵因素。然后利用瞬時(shí)電壓實(shí)時(shí)檢測(cè)換流母線線電壓幅值，結(jié)合分析結(jié)果提出一種根據(jù)換流母線線電壓動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)最小電流指令值的VDCOL改進(jìn)策略，實(shí)現(xiàn)對(duì)后續(xù)換相失敗的抑制。最后基于CIGRE標(biāo)準(zhǔn)模型實(shí)現(xiàn)VDCOL改進(jìn)策略，不同故障條件下的仿真測(cè)試結(jié)果表明該策略能夠有效抑制后續(xù)換相失敗。

1 直流系統(tǒng)后續(xù)換相失敗機(jī)理分析

1.1 直流系統(tǒng)換相失敗

換相失敗是由于關(guān)斷角γ小于晶閘管的最小關(guān)斷角γmin，導(dǎo)致?lián)Q相過程未能完成[5]。逆變器換相過程中觸發(fā)角α、超前觸發(fā)角β、關(guān)斷角γ以及換相角μ之間的關(guān)系為：

γ=π-α-μ=β-μ

(1)

當(dāng)系統(tǒng)對(duì)稱運(yùn)行時(shí)，γ可計(jì)算為[7]：

(2)

式中：XC為等值換相電感；Id為直流電流；UL為換流母線線電壓。

當(dāng)逆變側(cè)發(fā)生不對(duì)稱故障時(shí)，電壓過零點(diǎn)會(huì)偏移電角度φ[19]，此時(shí)γ為：

(3)

當(dāng)逆變側(cè)交流系統(tǒng)故障時(shí)，UL下降，Id增大，此時(shí)直流控制系統(tǒng)無法及時(shí)做出反應(yīng)，β基本不變，γ大幅度下降且極易降低至最小關(guān)斷角γmin以下，發(fā)生首次換相失敗。

1.2 HVDC控制環(huán)節(jié)

首次換相失敗后HVDC控制環(huán)節(jié)迅速響應(yīng)調(diào)節(jié)系統(tǒng)運(yùn)行狀態(tài)，因此后續(xù)換相失敗是否發(fā)生與直流系統(tǒng)的控制特性密切相關(guān)。穩(wěn)態(tài)時(shí)整流側(cè)為定電流(constant current，CC)控制，逆變側(cè)為定關(guān)斷角(constant extinction angle，CEA)控制。CIGRE標(biāo)準(zhǔn)模型控制系統(tǒng)見圖1[20]，Idr，Ior分別為整流側(cè)直流電流實(shí)測(cè)值和指令值；αr，αi分別為兩側(cè)觸發(fā)角指令值；Udi，Idi分別為逆變側(cè)直流電壓和電流；G1，G2，G3為一階慣性環(huán)節(jié)增益；T1，T2，T3為慣性時(shí)間常數(shù)；Ides為主控制級(jí)傳遞的電流指令值；βCC，βCEA分別為逆變側(cè)CC、CEA控制輸出的超前觸發(fā)角指令值；γ，γ0分別為CEA控制中關(guān)斷角實(shí)測(cè)值和額定值。

圖1 CIGRE標(biāo)準(zhǔn)模型控制系統(tǒng)

VDCOL作為控制系統(tǒng)的重要環(huán)節(jié)，在直流電壓Ud下降時(shí)減小直流電流指令值Ior，促進(jìn)換相過程，其特性曲線見圖2。

圖2 VDCOL特性曲線

圖2中，Imax，Imin分別為最大、最小電流指令值；Umax，Umin分別為取最高和最低電流的限流電壓。對(duì)應(yīng)的Ud與Ior的關(guān)系如式(4)所示。

(4)

1.3 后續(xù)換相失敗機(jī)理分析

以逆變側(cè)控制器切換邏輯為依據(jù)，根據(jù)CIGRE標(biāo)準(zhǔn)模型穩(wěn)態(tài)運(yùn)行曲線將故障恢復(fù)過程劃分為首次換相失敗階段(階段1)、系統(tǒng)開始恢復(fù)階段(階段2)和電流偏差控制階段(階段3)，見圖3[21—23]。

圖3 CIGRE標(biāo)準(zhǔn)模型穩(wěn)態(tài)運(yùn)行曲線

階段1：首次換相失敗后，換流閥短路導(dǎo)致Udi大幅度下降，Idi增大，逆變側(cè)運(yùn)行點(diǎn)由A點(diǎn)偏離至B點(diǎn)，此時(shí)VDCOL進(jìn)入最小電流限制，逆變側(cè)運(yùn)行點(diǎn)由B點(diǎn)向C點(diǎn)移動(dòng)。在控制系統(tǒng)作用下，Idi減小至低于整流側(cè)CC控制的電流指令時(shí)，電流偏差控制啟動(dòng)，逆變側(cè)由CEA控制切換為CC控制，運(yùn)行至C點(diǎn)時(shí)進(jìn)入階段2。

階段2：系統(tǒng)運(yùn)行至C點(diǎn)換流閥恢復(fù)正常換相，Udi上升，VDCOL的電流指令值增大，此時(shí)系統(tǒng)目標(biāo)點(diǎn)已到達(dá)Cref點(diǎn)。隨著Udi進(jìn)一步提高，在CC控制的作用下，Idi繼續(xù)增大并向系統(tǒng)目標(biāo)點(diǎn)靠近，系統(tǒng)目標(biāo)點(diǎn)在VDCOL作用下沿Cref→D→E移動(dòng)，運(yùn)行至E點(diǎn)時(shí)進(jìn)入階段3。

階段3：在控制系統(tǒng)作用下，實(shí)際運(yùn)行點(diǎn)與系統(tǒng)目標(biāo)點(diǎn)重合于E點(diǎn)，逆變側(cè)的電流指令值與Idi相等，逆變器進(jìn)入電流偏差控制。隨著Udi和Idi的進(jìn)一步恢復(fù)，系統(tǒng)實(shí)際運(yùn)行點(diǎn)由E點(diǎn)移動(dòng)至F點(diǎn)，逆變側(cè)由CC控制切換為CEA控制，整流側(cè)重獲直流電流控制權(quán)，系統(tǒng)逐漸恢復(fù)至故障穩(wěn)定運(yùn)行點(diǎn)G。從A點(diǎn)移至G點(diǎn)的時(shí)間即為故障恢復(fù)時(shí)間。該階段中，逆變側(cè)控制器交互不當(dāng)是造成后續(xù)換相失敗的重要原因[24]，電流偏差控制的設(shè)計(jì)初衷是通過提高CEA控制的整定值使逆變側(cè)由CC控制平穩(wěn)切換為CEA控制，但忽略了作用期間電流上升對(duì)關(guān)斷角的不利影響。βinv_1，γinv_1，Iinv_d1，UL1分別為進(jìn)入階段3時(shí)逆變側(cè)的超前觸發(fā)角、關(guān)斷角、直流電流和換流母線線電壓，根據(jù)式(2)可得該階段中的直流電流恢復(fù)量ΔId為：

(5)

式中：Δβ，Δγ，ΔUL分別為階段3中逆變側(cè)超前觸發(fā)角、關(guān)斷角和換流母線線電壓的變化量。

將式(5)對(duì)Δγ偏導(dǎo)：

(6)

由式(6)可知，ΔId與Δγ負(fù)相關(guān)，Δγ隨ΔId的增大而減小。階段3中直流電流恢復(fù)速度越快，ΔId越大，則電流偏差控制期間關(guān)斷角的下降量越大。由式(2)可知，γ與Id負(fù)相關(guān)，與UL，β正相關(guān)。階段3中Idi逐漸增加，逆變器無功消耗增大，會(huì)從交流系統(tǒng)吸收無功導(dǎo)致?lián)Q流母線線電壓略微下降，逆變側(cè)交流系統(tǒng)越強(qiáng)，ΔUL越小。電流偏差控制的實(shí)際目標(biāo)可近似為維持β恒定，通過仿真分析可知階段3開始和結(jié)束時(shí)的β基本不變(見附錄A圖A1)。因此該階段中，Δβ，ΔUL對(duì)Δγ影響較小，ΔId是影響Δγ的主要因素。綜上所述，電流偏差控制期間(階段3)的直流電流恢復(fù)量過大導(dǎo)致關(guān)斷角大幅下降，使直流系統(tǒng)面臨后續(xù)換相失敗風(fēng)險(xiǎn)。

圖A1 逆變側(cè)控制系統(tǒng)暫態(tài)運(yùn)行特性

2 VDCOL改進(jìn)策略

提高VDCOL最小電流指令值可以加快故障前期直流電流的恢復(fù)速度，從而抑制電流偏差控制期間直流電流恢復(fù)量過大引起的后續(xù)換相失敗。但提高最小電流指令值會(huì)增加故障前期逆變器的無功消耗，若換流母線線電壓較低，則無功補(bǔ)償裝置發(fā)出的無功功率較小，直流系統(tǒng)會(huì)從交流系統(tǒng)吸收大量無功，造成換流母線線電壓持續(xù)下降，逆變側(cè)交流系統(tǒng)電壓失穩(wěn)。逆變側(cè)交流系統(tǒng)故障導(dǎo)致?lián)Q流母線線電壓輕微跌落時(shí)，無功補(bǔ)償裝置仍能發(fā)出較多無功功率，此時(shí)適當(dāng)提高VDCOL最小電流指令值不會(huì)引起換流母線線電壓的進(jìn)一步跌落。因此提出一種根據(jù)故障后換流母線線電壓動(dòng)態(tài)調(diào)整VDCOL最小電流指令值的VDCOL改進(jìn)策略，函數(shù)特性見圖4，Imin1，Umin1分別為正常運(yùn)行時(shí)VDCOL最小電流指令值和取最低電流時(shí)的限流電壓。

圖4 VDCOL改進(jìn)策略函數(shù)特性

圖4中，曲線1為系統(tǒng)正常運(yùn)行時(shí)的VDCOL特性曲線。當(dāng)逆變側(cè)交流系統(tǒng)故障引發(fā)換相失敗時(shí)，VDCOL改進(jìn)策略根據(jù)換流母線線電壓跌落程度調(diào)整最小電流指令值，換流母線線電壓跌落越小，最小電流指令值越大，即曲線2和曲線3。

文獻(xiàn)[25]采用正余弦分量法實(shí)時(shí)檢測(cè)換流母線線電壓幅值，該方法響應(yīng)速度較慢，且難以有效獲得不對(duì)稱運(yùn)行狀態(tài)下的換流母線線電壓幅值。文中利用瞬時(shí)電壓對(duì)換流母線線電壓幅值進(jìn)行快速檢測(cè)。逆變側(cè)交流系統(tǒng)三相電壓瞬時(shí)值uai，ubi，uci可分別表示為：

(7)

式中：Uai，Ubi，Uci分別為三相電壓有效值；φa，φb，φc分別為三相電壓的初始相位；ω為交流系統(tǒng)角頻率。

式(7)求導(dǎo)可得：

(8)

三角函數(shù)平方和公式可表示為：

U2sin2ωt+U2cos2ωt=U2

(9)

將式(7)與式(8)代入式(9)，可得交流系統(tǒng)故障后的三相電壓幅值Ufa，Ufb，Ufc分別為：

(10)

實(shí)際工程中可采用基于離散數(shù)字量的差分法對(duì)三相電壓求導(dǎo)[26]：

(11)

式中：Δt為步長(zhǎng)；uai(t)，ubi(t)，uci(t)分別為三相電壓當(dāng)前步長(zhǎng)的瞬時(shí)值；uai(t-Δt)，ubi(t-Δt)，uci(t-Δt)分別為三相電壓前一步長(zhǎng)的瞬時(shí)值。

基于瞬時(shí)電壓，式(10)可實(shí)現(xiàn)交流系統(tǒng)故障運(yùn)行狀態(tài)下?lián)Q流母線線電壓幅值的實(shí)時(shí)快速檢測(cè)。

定義關(guān)于UL的線性一次函數(shù)調(diào)節(jié)Imin：

Imin=aUL+b

(12)

式中：a，b為待定常系數(shù)。

將式(12)代入式(4)，得到改進(jìn)VDCOL的啟動(dòng)電壓Ud與電流指令值Ior的關(guān)系為：

(13)

其中，Umin為常數(shù)，具體計(jì)算公式為：

(14)

由式(13)可知，換流母線線電壓跌落越小，則VDCOL改進(jìn)策略的最小電流指令值越大，故障前期直流電流恢復(fù)速度越快，電流偏差控制期間直流電流的恢復(fù)量越小。當(dāng)逆變側(cè)換流母線發(fā)生金屬性三相接地故障時(shí)，UL=0，直流系統(tǒng)基本不具有可控性，提高VDCOL最小電流指令值無意義，改進(jìn)VDCOL器的最小電流指令值與原VDCOL相等，故b=Imin1，系數(shù)a根據(jù)系統(tǒng)的實(shí)際情況確定。

當(dāng)直流線路故障時(shí)，暫態(tài)電流沖擊時(shí)間較長(zhǎng)，亟需VDCOL充分發(fā)揮限流作用抑制暫態(tài)電流。但換流母線線電壓在交流系統(tǒng)的支撐作用下只有較低程度的跌落，此時(shí)提高VDCOL的最小電流指令值會(huì)大幅削弱其限流作用。因此所提策略只應(yīng)在逆變側(cè)交流系統(tǒng)故障導(dǎo)致?lián)Q相失敗時(shí)投入，系統(tǒng)運(yùn)行于其他工況時(shí)應(yīng)保持Imin=Imin1，VDCOL改進(jìn)策略如圖5所示。

圖5 VDCOL改進(jìn)策略

圖5中，ULN為換流母線額定電壓；A為切換信號(hào)；ts為信號(hào)保持時(shí)間。換相失敗引起的功率波動(dòng)通?？沙掷m(xù)100～200 ms，為使換相失敗期間切換信號(hào)A始終為1，將換相失敗信號(hào)保持時(shí)間ts設(shè)置為200 ms。穩(wěn)態(tài)時(shí)，VDCOL的最小電流指令值保持為Imin1。當(dāng)逆變側(cè)交流系統(tǒng)故障引發(fā)換相失敗時(shí)換流母線線電壓跌落，γ降至γmin以下。觸發(fā)判據(jù)環(huán)節(jié)輸出高電平使切換信號(hào)A=1，Imin計(jì)算模塊投入，根據(jù)實(shí)時(shí)檢測(cè)的交流電壓動(dòng)態(tài)調(diào)整Imin。當(dāng)系統(tǒng)恢復(fù)正常時(shí)，觸發(fā)判據(jù)環(huán)節(jié)輸出低電平使A=0，最小電流指令值已保持為Imin1。該策略利用關(guān)斷角γ和換流母線線電壓UL相互配合，僅在交流系統(tǒng)故障引發(fā)換相失敗時(shí)提高VDCOL的最小電流指令值，避免了系統(tǒng)運(yùn)行于其他工況時(shí)控制器失效的問題。

3 仿真驗(yàn)證

3.1 仿真模型

基于PSCAD仿真軟件中的CIGRE標(biāo)準(zhǔn)模型搭建測(cè)試系統(tǒng)。晶閘管的關(guān)斷時(shí)間約400 μs(對(duì)應(yīng)電角度7.2°)[15]，因此取γmin=7.2°。測(cè)試模型中的VDCOL參數(shù)為：Umin1=0.4 p.u.，Imin1=0.55 p.u.，Umax=0.9 p.u.，Imax= 1 p.u.。為避免Imin設(shè)定過高惡化交流系統(tǒng)暫態(tài)性能，綜合實(shí)驗(yàn)對(duì)比取上限為0.82 p.u.對(duì)Imin進(jìn)行限幅。換流母線線電壓大于標(biāo)準(zhǔn)模型的臨界換相電壓(0.94 p.u.)時(shí)[27]，Imin達(dá)到輸出上限。因此取a=0.29，b=0.55。

3.2 VDCOL改進(jìn)策略抑制效果驗(yàn)證

為驗(yàn)證文中提出的VDCOL改進(jìn)策略對(duì)原系統(tǒng)控制效果的影響。設(shè)置逆變側(cè)換流母線在2 s發(fā)生接地電感Lf分別為1.1 H(輕微故障)和0.1 H(嚴(yán)重故障)的三相接地故障，故障持續(xù)0.5 s。對(duì)比分析原策略與改進(jìn)策略下直流系統(tǒng)的故障運(yùn)行特性，仿真結(jié)果如圖6、圖7所示。

圖6 三相故障Lf=1.1 H時(shí)的逆變側(cè)暫態(tài)運(yùn)行特性

圖7 三相故障Lf=0.1 H時(shí)的逆變側(cè)暫態(tài)運(yùn)行特性

由圖6可知，改進(jìn)策略和原策略均不發(fā)生后續(xù)換相失敗。改進(jìn)策略下的有功功率波動(dòng)范圍小，故障恢復(fù)時(shí)間較短，且故障穩(wěn)態(tài)時(shí)的直流系統(tǒng)傳輸能力優(yōu)于原策略。由圖6(c)和圖6(d)可見，故障恢復(fù)前期，改進(jìn)策略下的直流電流恢復(fù)較快，換流母線線電壓略低于原策略，但二者換流母線線電壓跌落后的最低值相等，且系統(tǒng)達(dá)到故障穩(wěn)態(tài)時(shí)的換流母線線電壓未降低。因此，在故障較輕導(dǎo)致單次換相失敗時(shí)，改進(jìn)策略不會(huì)削弱原系統(tǒng)的控制效果。

由圖7可知，原策略發(fā)生后續(xù)換相失敗，改進(jìn)策略僅發(fā)生單次換相失敗，系統(tǒng)較快達(dá)到故障穩(wěn)態(tài)。對(duì)比圖7(c)和圖7(d)可見，與原策略相比，改進(jìn)策略故障恢復(fù)前期直流電流上升較快，換流母線線電壓持續(xù)下降，但2種策略下的換流母線線電壓最低值相等。因此改進(jìn)策略在故障較嚴(yán)重時(shí)仍能有效抑制后續(xù)換相失敗，不會(huì)削弱原系統(tǒng)的控制效果。

為驗(yàn)證所提VDCOL改進(jìn)策略對(duì)后續(xù)換相失敗的抑制效果，采用以下3種控制策略，設(shè)置逆變側(cè)換流母線在2 s發(fā)生經(jīng)0.7 H電感的三相接地故障，故障持續(xù)0.5 s。仿真結(jié)果如圖8所示。

圖8 3種控制策略下系統(tǒng)暫態(tài)運(yùn)行特性

控制策略Ⅰ：使用CIGRE標(biāo)準(zhǔn)模型控制。

控制策略Ⅱ：使用文獻(xiàn)[15]中所提的基于虛擬電阻限流的變斜率VDCOL策略，其余控制環(huán)節(jié)保持一致。

控制策略Ⅲ：在控制策略Ⅰ中使用文中提出的VDCOL改進(jìn)策略，其余控制環(huán)節(jié)保持一致。

由圖8可知，控制策略Ⅰ在交流系統(tǒng)故障期間關(guān)斷角2次下降至0，直流系統(tǒng)發(fā)生后續(xù)換相失敗，功率波動(dòng)2次，故障恢復(fù)時(shí)間約為420 ms。控制策略Ⅱ、Ⅲ僅發(fā)生單次換相失敗，功率波動(dòng)1次，故障恢復(fù)時(shí)間分別為222 ms和225 ms。由圖8(c)可知，在系統(tǒng)處于故障下的穩(wěn)定運(yùn)行點(diǎn)時(shí)，控制策略Ⅰ、Ⅲ的換流母線線電壓跌落0.14 p.u.，控制策略Ⅱ的換流母線線電壓跌落最大(約0.15 p.u.)，不利于逆變側(cè)交流系統(tǒng)的穩(wěn)定。對(duì)比圖8(b)和圖8(d)中的控制策略Ⅱ、Ⅲ可知，二者均較快達(dá)到故障穩(wěn)態(tài)，但控制策略Ⅲ能使故障穩(wěn)態(tài)期間的直流系統(tǒng)輸送功率提高0.06 p.u.，提高了直流系統(tǒng)的功率傳輸能力，為逆變側(cè)交流系統(tǒng)提供更高的穩(wěn)定裕度，且故障清除后直流系統(tǒng)的恢復(fù)速度較快。

為進(jìn)一步驗(yàn)證所提策略的抑制效果，在逆變側(cè)換流母線處設(shè)置不同程度的感性接地故障(0.2～1.1 H)，故障發(fā)生時(shí)刻為2.000～2.009 s(覆蓋半個(gè)周期0.01 s)，故障持續(xù)時(shí)間為0.5 s，仿真統(tǒng)計(jì)結(jié)果見圖9和圖10。

圖9 3種控制策略下的單相接地故障換相失敗統(tǒng)計(jì)結(jié)果

圖10 3種控制策略下的三相接地故障換相失敗統(tǒng)計(jì)結(jié)果

由圖9可知，單相接地故障下控制策略Ⅱ、Ⅲ均能有效抑制后續(xù)換相失敗。但不對(duì)稱故障下產(chǎn)生的非特征諧波會(huì)影響直流電流，導(dǎo)致控制策略Ⅱ在部分工況下失效，直流系統(tǒng)仍發(fā)生2次及以上換相失??；而控制策略Ⅲ能夠減小電流偏差控制期間的直流電流恢復(fù)量，在不同單相接地故障工況下均能較好抑制后續(xù)換相失敗的發(fā)生。

由圖10可知，三相接地故障下控制策略Ⅱ、Ⅲ對(duì)后續(xù)換相失敗均有較好的抑制效果。但在嚴(yán)重故障(Lf=0.1 H)下，控制策略Ⅱ會(huì)失去抑制效果，甚至惡化系統(tǒng)運(yùn)行狀態(tài)，直流系統(tǒng)發(fā)生2次以上換相失敗；而控制策略Ⅲ(文中所提策略)仍能較好抑制后續(xù)換相失敗，且故障穩(wěn)態(tài)期間直流系統(tǒng)的功率輸送能力和故障清除后的恢復(fù)速度均優(yōu)于控制策略Ⅱ。

4 結(jié)語

通過分析首次換相失敗后的恢復(fù)過程中電氣量和控制量的變化特性，得出電流偏差控制期間直流電流恢復(fù)量過大是引發(fā)后續(xù)換相失敗的主要因素。為此，利用瞬時(shí)電壓快速準(zhǔn)確檢測(cè)交流故障后的逆變側(cè)換流母線線電壓幅值，基于實(shí)時(shí)檢測(cè)的電壓動(dòng)態(tài)計(jì)算直流電流最小指令值，減小電流偏差控制期間的直流電流恢復(fù)量，抑制后續(xù)換相失敗。仿真結(jié)果表明所提策略能夠有效抑制后續(xù)換相失敗，改善直流系統(tǒng)的故障運(yùn)行特性。