基于復(fù)合移相控制的直流輸電系統(tǒng)換相失敗響應(yīng)優(yōu)化研究

陸韶琦，王世佳，侯玉強，劉福鎖, 徐政

(1. 浙江大學(xué)電氣工程學(xué)院， 杭州市 310027；2. 南瑞集團公司(國網(wǎng)電力科學(xué)研究院)， 南京市 211106)

基于復(fù)合移相控制的直流輸電系統(tǒng)換相失敗響應(yīng)優(yōu)化研究

陸韶琦1，王世佳1，侯玉強2，劉福鎖2, 徐政1

(1. 浙江大學(xué)電氣工程學(xué)院， 杭州市 310027；2. 南瑞集團公司(國網(wǎng)電力科學(xué)研究院)， 南京市 211106)

目前國內(nèi)直流輸電工程采用的控制策略主要有基于ABB技術(shù)路線的控制策略和基于SIEMENS技術(shù)路線的控制策略。該文對兩類控制策略針對換相失敗的應(yīng)對方式進行了分析對比，指出基于SIEMENS路線的策略雖然有利于提高穩(wěn)態(tài)運行時關(guān)斷角的控制精度,但相對于基于ABB路線的控制策略換相失敗持續(xù)時間更長，主要原因為逆變側(cè)交流故障下前者仍采用比例積分控制器(proportional and integral ,PI)對觸發(fā)角進行調(diào)節(jié)，響應(yīng)速度較慢。基于上述分析，對基于SIEMENS路線的控制策略提出了附加復(fù)合移相控制策略，具體包括基于直流電流上升率檢測的移相控制策略和基于交流電壓不平衡度與幅值檢測的移相控制策略，并給出控制器的詳細設(shè)計參數(shù)。仿真結(jié)果顯示，相對于原始控制策略，投入復(fù)合移相控制策略有助于預(yù)防換相失敗或縮短換相失敗時間，加速功率恢復(fù)，提升直流系統(tǒng)故障下響應(yīng)特性。

直流輸電；換相失?。粡?fù)合移相控制；直流電流；交流電壓

0 引 言

高壓直流輸電在我國遠距離大容量輸電和異步聯(lián)網(wǎng)方面都有重要應(yīng)用。然而，高壓直流輸電系統(tǒng)在逆變側(cè)交流故障下容易發(fā)生換相失敗，從而導(dǎo)致直流電壓降低，直流電流升高，輸送功率跌落，并對換流閥的使用壽命產(chǎn)生不利影響；若恢復(fù)過程中控制失當(dāng)，發(fā)生連續(xù)換相失敗，則會進一步加劇對受端交流電網(wǎng)的沖擊[1-4]。近年來，隨著我國高壓直流輸電工程電壓等級和輸送功率的不斷提高，換相失敗對交流系統(tǒng)的不利影響日益顯著[5-6]。

逆變側(cè)控制策略對直流輸電抵御換相失敗及換相失敗后的恢復(fù)能力有重要影響。目前國內(nèi)外直流輸電控制策略主要有基于ABB技術(shù)路線的控制策略[7](以下稱為控制策略A)和基于SIEMENS技術(shù)路線的控制策略[8](以下稱為控制策略B)，CIGRE提出的直流輸電標(biāo)準(zhǔn)模型則很大程度參考了控制策略B[9-10]，因此可視為一類策略?？刂撇呗訟采用預(yù)測型關(guān)斷角控制原理，并巧妙地將定關(guān)斷角控制、定電壓控制和后備定電流控制嵌套在一起；控制策略B采用實測型關(guān)斷角控制原理，并通過比較器取最大的方式對定關(guān)斷角控制、定電壓控制和后備定電流控制進行切換選擇。針對上述2種控制策略，文獻[11]著重研究了2種策略的控制方式；文獻[12]進一步對2種策略抵御換相失敗的能力進行了對比分析；文獻[13]則同時對2種策略換相失敗的抵御能力和恢復(fù)特性進行了詳細的對比研究。

在直流輸電基本控制結(jié)構(gòu)之外，能夠進一步優(yōu)化直流換相失敗響應(yīng)特性的附加控制亦得到了關(guān)注，附加控制的主要思路為通過檢測換相失敗預(yù)測指標(biāo)以實現(xiàn)提前觸發(fā)。文獻[14]基于交流電壓檢測提出了一種換相失敗預(yù)測控制算法(commutation failure prevention, CFPREV)，但CFPREV中交流電壓不對稱檢測主要基于零序電壓分量，但零序阻抗通常較大，且兩相間短路故障時不產(chǎn)生零序，均可能導(dǎo)致電壓不對稱，檢測靈敏度降低；文獻[15]利用正余弦分量檢測對CFPREV算法進行了優(yōu)化；文獻[16-17]提出了一種電流指令速動的逆變側(cè)交流故障控制方法，這類方法需要對整流站電流指令值進行調(diào)整，但考慮到實際工程整流站定電流控制器的動作時間與兩端換流站間的通信延時和行波過程，時間滯后將達到若干毫秒量級，因此其實際效果仍有待檢驗。

本文在分析總結(jié)控制策略A、B各自優(yōu)缺點的基礎(chǔ)上，提出一種復(fù)合移相控制方法。該方法包含2步輔助移相環(huán)節(jié)：基于直流電流上升率檢測的快速移相控制環(huán)節(jié)(用于遠區(qū)交流故障下提升換相失敗抵御能力)；基于交流電壓不對稱度和幅值檢測的移相控制環(huán)節(jié)(用于提升換相失敗恢復(fù)能力，防止連續(xù)換相失敗發(fā)生)。該控制策略基于電壓正負序分解，不存在特殊故障靈敏度下降的問題；所有控制動作的發(fā)生均在逆變站完成，亦不需考慮通信延時和行波延時。仿真結(jié)果顯示所提出的復(fù)合移相控制方法有助于提高直流輸電系統(tǒng)換相失敗抵御能力和恢復(fù)能力，優(yōu)化逆變側(cè)交流故障響應(yīng)特性。

1 主要控制策略換相失敗的應(yīng)對方式

1.1 基于ABB技術(shù)路線的控制策略(策略A)

控制策略A采用預(yù)測型定關(guān)斷角控制，即根據(jù)設(shè)定的關(guān)斷角指令值直接計算逆變器觸發(fā)角αI,原理如下所示：

(1)

式中：γref為關(guān)斷角指令值；dX為換相電抗的等效阻抗；Iord為經(jīng)過低壓限流環(huán)節(jié)(voltage dependent current order limiter, VDCOL)后的直流電流指令值；Udi0為理想空載直流電壓；Id為經(jīng)過低通濾波后的直流電流測量值；K(Iord-Id)為引入的修正項(K>0)，以使逆變器Ud-Id特性為正斜率，改善定關(guān)斷角控制的動態(tài)特性，防止直流穩(wěn)定工作點漂移[7]。

然而逆變側(cè)發(fā)生交流故障后，Id迅速增大，VDCOL控制使Iord減小，上述修正項的引入將進一步導(dǎo)致αI增大，換相失敗不可避免。為此引入換相失敗預(yù)測控制CFPREV[14]，即檢測到逆變站換流母線交流電壓的擾動超過閾值時，強制減小觸發(fā)角，增大換相裕度，以期避免換相失敗或連續(xù)換相失敗發(fā)生。

式(1) 依賴直流輸電的準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)模型，若變壓器漏抗等參數(shù)不準(zhǔn)確，開環(huán)控制在穩(wěn)態(tài)運行時就會帶來誤差，即預(yù)期關(guān)斷角與實際關(guān)斷角不一致。但故障期間關(guān)斷角測量困難，該策略摒棄了對實際關(guān)斷角的實測而具有更快的換相失敗恢復(fù)能力，因而其換相失敗預(yù)測環(huán)節(jié)是具有借鑒意義的。

1.2 基于SIEMENS技術(shù)路線的控制策略(策略B)

控制策略B采用實測型定關(guān)斷角控制，其控制邏輯如圖1所示。穩(wěn)態(tài)下，定電壓控制使能，關(guān)斷角被維持在略大于參考值γref的水平。

圖1 基于SIEMENS路線的控制策略Fig.1 Control strategy based on SIEMENS technical route

逆變側(cè)交流故障發(fā)生后，關(guān)斷角迅速減小，定關(guān)斷角控制器使能，其輸出的偏差信號Δγ經(jīng)過PI環(huán)節(jié)后使觸發(fā)角α1減小，以嘗試避免換相失敗。然而，觸發(fā)角α1的下降速率取決于PI控制器的調(diào)節(jié)速度。以CIGRE模型公布的典型參數(shù)Kp=0.750 6/Ti= 0.054 4 s/γref=18°(0.314rad)為例，故障發(fā)生后Δγ最大值為0.314 rad，則α1從140°降低到90°至少需要 110 ms，而在這段時間內(nèi)換相失敗通常已經(jīng)發(fā)生；即使將Ti減小至0.010 s，所需時間仍至少為 20 ms，依然大于換相失敗發(fā)生通常所需的時間。

與控制策略A中對觸發(fā)角強制移相相比，控制策略B在故障下仍然利用PI對觸發(fā)角進行調(diào)節(jié)，其速度較為緩慢；文獻[13]對2種控制策略的仿真對比支持了上述結(jié)論，顯示采用控制策略B換相失敗的持續(xù)時間通常大于采用控制策略A的。因此策略B在交流系統(tǒng)故障下的恢復(fù)能力還具有改進空間。

2 復(fù)合移相控制策略

本節(jié)針對1.2節(jié)中所分析的控制策略B在應(yīng)對換相失敗方面的不足，提出了復(fù)合移相控制策略。該策略針對逆變側(cè)交流故障的不同階段，包含如下2種子策略：基于直流電流的移相控制策略和基于交流電壓的移相控制策略。

2.1 基于直流電流的移相控制策略

考慮到故障發(fā)生的最初階段，直流電流相比交流電壓變化更為靈敏，更易于檢測，設(shè)計如圖2所示的基于直流電流的移相控制器，其目的在于遠區(qū)交流故障下通過所設(shè)計控制器的快速動作規(guī)避換相失敗，或在換相失敗發(fā)生的情況下縮短換相失敗的時長，控制器關(guān)鍵參數(shù)見表1。

圖2 基于直流電流的移相控制器Fig.2 Phase-shifting control based on DC current

在該控制器中，直流電流測量值經(jīng)標(biāo)幺化后作為控制器輸入量，并同時對直流電流的上升速率和幅值進行判斷。其中對幅值進行判斷能夠規(guī)避故障恢復(fù)期間控制器誤動作。由于該控制器的適用場景考慮為遠區(qū)交流故障，故直接對觸發(fā)越前角移相30°(Δβ1)，即K=0.524。同時對控制器設(shè)置適當(dāng)?shù)膯?退出延時和上升/下降速率限制。

2.2 基于交流電壓的移相控制策略

考慮到交流故障中后期，交流電壓已明顯跌落；同時考慮到故障清除后恢復(fù)初期，交流電壓諧波畸變明顯，容易導(dǎo)致晶閘管觸發(fā)異常。因此在上述2種交流系統(tǒng)條件下，有必要在逆變側(cè)定關(guān)斷角控制的基礎(chǔ)上，根據(jù)交流電壓條件對觸發(fā)角進行輔助移相，所設(shè)計的控制器如圖3所示，關(guān)鍵控制器參數(shù)見表1。

圖3 基于交流電壓的移相控制Fig.3 Phase-shifting control based on AC voltage

基于交流電壓的移相控制策略包括使能環(huán)節(jié)和移相角計算環(huán)節(jié)，其核心均在于交流電壓的幅值計算和不平衡度計算。幅值計算的原理如下：

(2)

傳統(tǒng)基于ABB技術(shù)路線的控制策略中CFPREV環(huán)節(jié)主要基于零序分量進行檢測，該方法雖簡單但無法反應(yīng)兩相相間短路故障，而負序分量在任一種故障形態(tài)下都會出現(xiàn)。本文采用基于正負序分解的不平衡度計算方法，在各類交流故障下均有較好的靈敏度。忽略高次諧波，換流站交流母線電壓可表示為

(3)

式中A=ω0t+φ+、B=ω0t+φ-和C=ω0t+φ0，分別為正序、負序和零序電壓U+、U-、U0在t時刻在a相的相位，φ+、φ-和φ0為對應(yīng)的初相位。對式(3)進行abc-αβ坐標(biāo)變換，結(jié)果如下：

(4)

對式(4)延遲1/4周波，即分別用A-π/2和B-π/2替換A和B，得到：

(5)

利用式(4)和式(5)，可得正、負序電壓幅值為

(6)

則交流電壓不對稱度為U-/U+。

考慮到GB/T 15543—2008《電能質(zhì)量：三相電壓不平衡》[18]中規(guī)定系統(tǒng)正常運行時負序電壓不對稱度不超過2%，短時不超過4%，因此使能環(huán)節(jié)的條件之一(即表1中參數(shù)C3)為負序電壓不對稱度大于5%，以躲過正常情況下負序電壓的變動。

根據(jù)直流輸電準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)模型，可以近似推導(dǎo)C4的解析式為

(7)

移相角度計算環(huán)節(jié)的輸入按式(8)進行計算，考慮到極端情況下交流電壓的不對稱度一般不超過50%(對應(yīng)于兩相間金屬性短路)，交流電壓極端情況下跌落至0(對應(yīng)于三相金屬性短路)，使2個條件權(quán)重一致時，只需將交流電壓值與閾值之差減半即可合并考慮。

(8)

uI使能并經(jīng)過慣性環(huán)節(jié)后形成控制器的移相角度，其中增益G0取1.15，即所述控制器在極端情況下至多強制移相30°，該控制器同樣設(shè)置了適當(dāng)?shù)膯?退出延時。

2.3 考慮復(fù)合移相控制后的觸發(fā)角計算

考慮復(fù)合移相控制后逆變側(cè)觸發(fā)角計算如圖4所示。其在原始控制策略B輸出的觸發(fā)越前角β的基礎(chǔ)上，減去基于直流電流的移相控制策略輸出的移相角Δβ1和基于交流電壓的移相控制輸出的移相角Δβ2，并經(jīng)過限幅作為逆變器的觸發(fā)角α1。

圖4 考慮復(fù)合移相控制后的觸發(fā)角計算Fig.4 Trigger angle calculation considering compound phase-shifting control

3 算例分析

基于電磁暫態(tài)仿真軟件PSCAD/EMTDC，搭建如表2所示的包含±800 kV兩端高壓直流輸電系統(tǒng)的等值模型。其中整流站和逆變站均采用雙十二脈動換流器。模型的常規(guī)控制系統(tǒng)采用控制策略B，與實際控制系統(tǒng)保持相同特性，復(fù)合移相控制的搭建方法已在第2節(jié)詳細說明。本節(jié)首先對復(fù)合移相控制策略的應(yīng)用效果進行基于仿真的統(tǒng)計分析，接著對所述控制策略在近區(qū)交流故障和遠區(qū)交流故障下的響應(yīng)特性進行仿真分析。

表2 仿真系統(tǒng)參數(shù)
Table 2 Simulation system parameters

3.1 復(fù)合移相控制策略應(yīng)用效果統(tǒng)計分析

本節(jié)基于所搭建的高壓直流輸電系統(tǒng)模型，額定情況下在逆變側(cè)交流母線施加不同故障形式和不同故障嚴(yán)重程度的短路故障，在系統(tǒng)故障響應(yīng)過程中對換相失敗持續(xù)時間和直流功率恢復(fù)時間2項指標(biāo)進行統(tǒng)計[19]。

(1)換相失敗持續(xù)時間。實際工程中晶閘管恢復(fù)正向阻斷能力的時間通常為400 μs，對應(yīng)關(guān)斷角為7.2°。本節(jié)為便于仿真統(tǒng)計，換相失敗持續(xù)時間記為從關(guān)斷角小于7.2°到關(guān)斷角恢復(fù)至7.2°以上并穩(wěn)定維持20 ms所經(jīng)歷的時間。

(2)直流功率恢復(fù)時間。從故障結(jié)束開始，到直流功率穩(wěn)定恢復(fù)至故障前的90%所經(jīng)歷的時間。

可在換流站網(wǎng)側(cè)交流母線上加入故障支路來模擬換流站受交流系統(tǒng)中故障的影響。該故障支路可以為感性與容性，感性支路主要表示某處架空線的接地故障，而容性支路表示濾波器的零電壓投入[20]?？紤]到感性支路導(dǎo)致的換相失敗對故障發(fā)生時刻最不敏感且最易引發(fā)換相失敗[21]，本節(jié)所施加的故障支路均為感性，接地電阻為0.01 Ω，故障持續(xù)時間0.1 s。因換相失敗特性取決于故障發(fā)生時刻，本文在工頻周期內(nèi)每隔4 ms施加一次故障，統(tǒng)計換相失敗持續(xù)時間和功率恢復(fù)時間如圖5、6所示。所實施的故障形式為A相接地短路故障與三相短路故障，故障電感分別為 50，37.5，25，12.5， 0.1 mH，分別記作故障I，故障II，故障III，故障IV，故障V，用于模擬不同嚴(yán)重程度的故障。

圖5 A相接地故障換相失敗持續(xù)時間與功率恢復(fù)時間統(tǒng)計Fig.5 Duration of commutation failure and power recovery time when A-phase to ground fault occurs

圖6 三相短路故障換相失敗持續(xù)時間與功率恢復(fù)時間統(tǒng)計Fig.6 Duration of commutation failure and power recovery time when three-phase to ground fault occurs

為更直觀地表現(xiàn)所提復(fù)合移相策略的效果，將以上相同故障形式和接地電感而故障時間不同的換相失敗持續(xù)時間和功率恢復(fù)時間平均值作為該故障下的統(tǒng)計結(jié)果，對比如圖7所示。

圖7 換相失敗持續(xù)時間與功率恢復(fù)時間對比Fig.7 Comparison of commutation failure duration and recovery time

對于單相故障，通過附加移相可以有效減小換相失敗持續(xù)時間。當(dāng)故障嚴(yán)重程度強時，換相失敗持續(xù)時間明顯縮短；對于輕微故障，移相控制有助于故障清除后系統(tǒng)的功率恢復(fù)。對于三相故障，投入復(fù)合移相控制可在平均意義上縮短換相失敗持續(xù)時間，并加快系統(tǒng)功率恢復(fù)；但促進效果相對于發(fā)生單相故障不明顯，原因在于三相故障時三相電壓均已跌落，依靠電網(wǎng)電壓換相的換流閥依靠移相提前觸發(fā)產(chǎn)生的效果有限。

3.2 遠區(qū)交流故障響應(yīng)特性

本節(jié)在3.1節(jié)基礎(chǔ)上進一步對遠區(qū)交流故障下系統(tǒng)投入復(fù)合移相控制策略與否的響應(yīng)特性進行仿真對比。所選取的故障為A相接地故障(故障III)，仿真結(jié)果如圖8所示。

仿真結(jié)果對比顯示，投入復(fù)合移相控制策略后，直流系統(tǒng)對于故障的響應(yīng)顯著優(yōu)于僅采用原始控制策略時的響應(yīng)。具體而言，故障發(fā)生后短時間內(nèi)基于直流電流的移相控制優(yōu)先動作，使觸發(fā)角在極短時間內(nèi)達到限幅低值，縮短了換相失敗持續(xù)時間；基于直流電流的移相控制退出后，基于交流電壓的移相控制繼續(xù)對觸發(fā)角進行適度移相，有利于故障期間直流功率的維持及故障清除后直流系統(tǒng)的快速恢復(fù)。

圖8 遠區(qū)交流故障仿真對比Fig.8 Simulation comparison of weak AC fault

3.3 近區(qū)交流故障響應(yīng)特性

本節(jié)在3.1節(jié)基礎(chǔ)上進一步對近區(qū)交流故障下系統(tǒng)投入復(fù)合移相控制策略與否的響應(yīng)特性進行仿真對比。所選取的故障為三相短路(故障IV)，仿真結(jié)果如圖9所示。

仿真結(jié)果對比顯示，投入復(fù)合移相控制后，直流系統(tǒng)對于故障Ⅳ的響應(yīng)優(yōu)于僅采用原始控制策略的響應(yīng)。具體而言，由于三相故障較為嚴(yán)重，故障發(fā)生后短時間內(nèi)即使基于直流電流的移相控制快速動作亦無法避免換相失敗發(fā)生；換相失敗自然結(jié)束后，相對于僅采用原始控制策略，基于交流電壓的移相控制可使直流系統(tǒng)立即獲得更大的關(guān)斷角裕度，并隨著移相控制的平穩(wěn)退出，系統(tǒng)的關(guān)斷角能夠更快地恢復(fù)至穩(wěn)態(tài)值，表現(xiàn)為直流功率恢復(fù)更為迅速。

圖9 近區(qū)交流故障仿真對比Fig.9 Simulation comparison of severe AC fault

4 結(jié) 論

(1)控制策略A引入換相失敗預(yù)測控制，在檢測到逆變站換流母線交流電壓的擾動超過閾值時，強制減小觸發(fā)角，響應(yīng)速度較快；控制策略B在故障下仍然利用PI控制對觸發(fā)角進行調(diào)節(jié)，響應(yīng)速度相對較慢，因而換相失敗持續(xù)時間相對較長。

(2)在控制策略B的基礎(chǔ)上配備基于直流電流和交流電壓的復(fù)合移相控制有助于優(yōu)化其在逆變側(cè)交流故障條件下的響應(yīng)特性。具體而言，基于直流電流的移相控制檢測直流電流上升率，有助于預(yù)防換相失敗或縮短換相失敗持續(xù)時間；基于交流電壓的移相控制檢測交流電壓不對稱度和幅值，有助于提升故障清除后直流系統(tǒng)的恢復(fù)特性。

[1]浙江大學(xué)發(fā)電教研組直流輸電科研組. 直流輸電[M]. 北京: 水利水電出版社, 1985.

[2]李興源. 高壓直流輸電系統(tǒng)[M]. 北京: 科學(xué)出版社, 2010.

[3]趙畹君. 高壓直流輸電工程技術(shù)[M]. 2版. 北京: 中國電力出版社, 2011.

[4]袁陽, 衛(wèi)志農(nóng), 雷霄，等. 直流輸電系統(tǒng)換相失敗研究綜述[J]. 電力自動化設(shè)備, 2013，33(11): 140-147. YUAN Yang, WEI Zhinong, LEI Xiao，et al. Survey of commutation failures in DC transmission systems[J]. Electric Power Automation Equipment, 2013, 33(11): 140-147.

[5]吳寶英, 陳允鵬, 陳旭,等. ±800 kV云廣直流輸電工程對南方電網(wǎng)安全穩(wěn)定的影響[J]. 電網(wǎng)技術(shù), 2006,30(22): 5-12. WU Baoying, CHEN Yunpeng, CHEN Xu, et al. Study on impacts of ±800 kV Yunnan-Guangdong HVDC transmission project on security and stability of China southern power grid [J]. Power System Technology, 2006, 30(22): 5-12.

[6]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行情況統(tǒng)計[J]. 電網(wǎng)技術(shù), 2012,36(6): 266-271. LI Xinnian YI Jun, LI Baiqing, et al. Simulation analysis and operation statistics of commutation failure in HVDC transmission system[J]. Power System Technology, 2012, 36(6): 266-271.

[7]萬磊, 丁輝, 劉文焯. 基于實際工程的直流輸電控制系統(tǒng)仿真模型[J]. 電網(wǎng)技術(shù), 2013,37(3): 629-634. WAN Lei, DING Hui, LIU Wenzhuo. Simulation model of control system for HVDC power transmission based on actual project[J]. Power System Technology, 2013, 37(3): 629-634.

[8]朱韜析, 王超. 天廣直流輸電系統(tǒng)的基本控制策略[J]. 電網(wǎng)技術(shù), 2007,31(21): 22-26. ZHU Taoxi, WANG Chao. Basic control strategy for HVDC transmission system from Tianshengqiao to Guangzhou[J]. Power System Technology, 2007, 31(21): 22-26.

[9]SZECHTMAN M, WESS T, THIO C V. A benchmark model for HVDC system studies[C]//International Conference on AC and DC Power Transmission, 1991. London:IET, 1991: 374-378.

[10]FARUQUE M O, ZHANG Y, DINAVAHI V. Detailed modeling of CIGRE HVDC benchmark system using PSCAD/EMTDC and PSB/SIMULINK[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2006, 21(1): 378-387.

[11]王海軍, 黃義隆, 周全. 高壓直流輸電換相失敗響應(yīng)策略與預(yù)測控制技術(shù)路線分析[J]. 電力系統(tǒng)保護與控制, 2014,42(21): 124-131. WANG Haijun, HUANG Yilong, ZHOU Quan. Analysis of commutation failure response strategies and prediction control technology in HVDC[J]. Power System Protection and Control, 2014, 42(21): 124-130.

[12]張慶武, 陳樂, 魯江,等. 直流輸電控制策略對換相失敗影響的比較研究[J]. 電工電能新技術(shù), 2015,34(7): 53-57. ZHANG Qingwu，CHEN Le，LU Jiang，et al．Research on control strategies of HVDC in commutation failure[J]．Advanced Technology of Electrical Engineering and Energy，2015，34(7)： 54-57.

[13]趙書強, 董沛毅, 蒲瑩,等. 逆變側(cè)控制策略對換相失敗影響的研究[J]. 電網(wǎng)技術(shù), 2016,40(12): 3840-3848. ZHAO Shuqiang, DONG Peiyi, PU Ying, et al. Research on influence of inverter side control strategy on commutation failure [J]. Power System Technology, 2016,40(12): 3840-3848.

[14]ZHANG L, DOFNAS L. A novel method to mitigate commutation failures in HVDC systems[C]//International Conference on Power System Technology. Kunming:IEEE,2002： 51-56.

[15]陳樹勇, 李新年, 余軍,等. 基于正余弦分量檢測的高壓直流換相失敗預(yù)防方法[J]. 中國電機工程學(xué)報, 2005,25(14): 1-6. CHEN Shuyong，LI Xinnian，YU Jun，et al．A method based on the sin-cos components detection mitigates commutation failure in HVDC[J]．Proceedings of the CSEE，2005，25(14)：1-6.

[16]袁陽, 衛(wèi)志農(nóng), 王華偉,等. 基于直流電流預(yù)測控制的換相失敗預(yù)防方法[J]. 電網(wǎng)技術(shù), 2014,38(3): 565-570. YUAN Yang，WEI Zhinong，WANG Huawei，et al．A DC current predictive control based method to decrease probability of commutation failure[J]．Power System Technology，2014，38(3)： 565-570.

[17]劉羽超, 郭春義, 許韋華,等. 一種降低直流輸電換相失敗概率的控制方法[J]. 電網(wǎng)技術(shù), 2015，39(1): 76-82. LIU Yuchao, GUO Chunyi, XU Weihua, et al. A control method to reduce commutation failure probability in HVDC power transmission[J]. Power System Technology, 2015,39(1): 76-82.

[18]電能質(zhì)量:三相電壓不平衡:GB/T 15543—2008 [S]. 北京：中國國家標(biāo)準(zhǔn)化管理委員會，2008.

[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]劉建, 李興源, 吳沖，等. HVDC系統(tǒng)換相失敗的臨界指標(biāo)[J]. 電網(wǎng)技術(shù), 2009，33(8): 8-12. LIU Jian，LI Xingyuan，WU Chong，et al．Research on critical index of commutation failure in HVDC system[J]． Power System Technology，2009，33(8)：8-12.

[21]RAHIMI E, GOLE A M, DAVIES J B, et al. Commutation failure in single-and multi-infeed HVDC systems[C]// The 8th IEE International Conference on AC and DC Power Transmission, 2006. London：IET, 2006:182-186.

(編輯 張小飛)

HVDC Commutation Failure Response Optimization Based on Compound Phase-Shifting Control

LU Shaoqi1，WANG Shijia1，HOU Yuqiang2，LIU Fusuo2，XU Zheng1

(1. College of Electrical Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310027, China；2. NRAI Group Corporation (State Grid Electric Power Research Institute), Nanjing 211106, China)

At present, the main control strategies for the domestic HVDC projects are ABB strategy and SIEMENS strategy. This paper analyzes the difference of these two strategies on dealing with commutation failure. It is pointed out that commutation failure with SIEMENS strategy lasts longer than that with ABB strategy, for the reason that SIEMENS strategy still relies on PI (proportional and integral) regulation during inverter AC fault period and its response speed is quite slow compared to the decreasing rate of extinction angle; whereas this regulation has its advantages that it improves the accuracy of extinction angle in steady operation. Then a compound phase-shifting control is proposed based on the SIEMENS strategy, including the phase-shifting control strategy considering the rising rate of DC current as wells as the phase-shifting control strategy considering both unbalance and magnitude of AC voltage. Finally, we present the detailed parameters of the proposed controller. The simulation results show that the application of the compound phase-shifting control contributes to preventing commutation failure or shortening its duration, as well as improving power recovery and system response during fault period, compared with original control strategy.

DC transmission; commutation failure; compound phase-shifting control; DC current; AC voltage

國家電網(wǎng)公司科技項目(特高壓直流連續(xù)換相失敗、再啟動工況下安全穩(wěn)定控制技術(shù)研究)

TM 72

A

1000-7229(2017)07-0123-08

10.3969/j.issn.1000-7229.2017.07.015

2017-02-18

陸韶琦(1992)，男，碩士研究生，主要研究方向為電力系統(tǒng)安全穩(wěn)定分析與控制；

王世佳(1991)，男，博士研究生，主要研究方向為電力系統(tǒng)次同步振蕩、柔性直流輸電系統(tǒng)；

侯玉強(1983)，男，碩士，高級工程師，研究方向為電力系統(tǒng)穩(wěn)定與控制；

劉福鎖(1981)，男，碩士，高級工程師，主要研究方向為電力系統(tǒng)安全穩(wěn)定分析與控制；

徐政(1962)，男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，本文通信作者，主要研究方向為大規(guī)模交直流電力系統(tǒng)分析、直流輸電與柔性交流輸電、電力諧波與電能質(zhì)量、風(fēng)力發(fā)電技術(shù)與風(fēng)電場并網(wǎng)技術(shù)。