抑制LCC-HVDC后續換相失敗的改進型電流偏差控制策略

辛業春,劉奇,王拓,崔遠卓,江守其

(東北電力大學電氣工程學院,吉林省吉林市 132012)

0 引 言

我國能源中心與負荷中心呈現逆向分布的特點,電網換相高壓直流輸電(line commutated converter high voltage direct current,LCC-HVDC)在遠距離大容量輸電、異步電網互聯等場合具有顯著優勢,在我國“西電東送”與“全國聯網”戰略中扮演著十分重要的角色[1-5]。換相失敗是LCC-HVDC系統典型的故障,交直流系統故障引起首次換相失敗后,若不采取有效的抑制手段容易導致后續換相失敗,進而導致直流閉鎖,引發大容量功率缺失,威脅大電網安全[6-10];相較于首次換相失敗,后續換相失敗的發生機理更加復雜,其發展過程的時間尺度更長,通過優化控制策略降低其發生概率具有現實可行性,因此對于LCC-HVDC后續換相失敗機理分析與控制策略的研究成為必然[11-15]。

目前的研究大多從現象入手,通過控制器參數優化以及控制系統改進兩方面進行后續換相失敗的抑制。在系統控制器參數優化方面,文獻[16]從無功角度入手,對低壓限流(voltage dependent current order limiter,VDCOL)控制參數設置深入研究,提高了直流輸電系統的穩態及動態性能。文獻[17]提出了基于直流電流變化率的變斜率低壓限流控制方案,一定程度上提高了系統抵御后續換相失敗能力。

在控制系統改進方面,學者們提出了諸多方案。文獻[18]通過分析電流偏差控制中斜坡函數斜率對系統恢復的影響,提出一種自適應電流偏差控制方法,根據交流故障嚴重程度動態調整斜坡函數斜率,在對稱及不對稱工況下對于提高后續換相失敗免疫能力均有較好表現,但不對稱故障工況下斜坡函數斜率在較長時間內維持較高水平不利于功率的快速恢復。文獻[19]將電流偏差控制與VDCOL相結合,提高了逆變側控制器之間的協調配合能力,對系統提高后續換相失敗免疫能力有積極影響?；谖墨I[19]的理論基礎,文獻[20]分析證明了VDCOL控制作用期間不會發生換相失敗,并對現有控制系統進行改進,通過理論計算得到關斷角補償量,對系統進行實時動態補償,控制易于實現,在提高系統后續換相失敗抵御能力同時也提高了功率傳輸能力。文獻[21-22]由交流系統故障嚴重程度動態調節電流偏差控制斜坡函數以及關斷角增量,一定程度上提高了后續換相失敗抵御能力,但斜坡函數斜率與關斷角增量多依賴仿真結果,理論分析存在不足。

綜上可知,現有研究在控制系統改進方面取得了一定的效果,但LCC-HVDC系統控制結構復雜,故障恢復期間逆變側因控制器交互不當而引發后續換相失敗這一根本性問題尚未解決,對于控制器多次交互帶來的不利影響現有研究略有不足,并缺少針對性的抑制措施。

基于上述現狀,本文通過分析故障后各時段換流器控制交互影響的機理,基于各階段的動態軌跡分析,確定后續換相失敗風險高發時段,針對性地提出一種改進型電流偏差控制策略。最后在PSCAD/EMTDC仿真平臺以CIGRE標準模型為算例,對本文所提改進型電流偏差控制策略進行了仿真驗證。

1 換相失敗基本原理

LCC-HVDC由半控型晶閘管器件構成,當交直流系統發生故障造成電壓跌落時,可能導致系統不滿足換相條件,引發換相失敗[23-24]。換相失敗是指剛退出導通的閥還未恢復阻斷能力又重新變為導通狀態[25],換相過程如圖1所示。

圖1 換相過程等效電路Fig.1 Equivalent circuit of commutation process

LCC-HVDC的閥導通順序是閥V1至閥V6依次導通60°,ia和ib分別為V1、V3閥上流過的電流;La和Lb為橋臂等值電感;ua和ub分別為A相和B相電壓。

換相過程中由于ub>ua,橋臂電流ia逐漸由直流電流Id降為0,ib從0逐漸增大到Id,回路中電流方向為逆時針,滿足ia+ib=Id,由圖1換相過程等效電路可得到換相面積[26]:

(1)

式中:X為換流器等值電抗;α為觸發角;μ為換相角;ω為工頻角速度;L為換相電感;S為換相面積,如圖2所示。

圖2 換相面積示意圖Fig.2 Commutation area diagram

各角度間滿足α+β=α+μ+γ=π,由式(2)可求得關斷角:

(2)

式中:UL為線電壓有效值;β為超前導通角;φ為系統不對稱故障時電壓過零點偏移角,對稱故障時偏移角為0。當γ小于晶閘管恢復正向電壓阻斷能力所需的最小關斷角γmin時,系統將會發生換相失敗。由式(2)可知,關斷角的大小受直流電流Id,交流電壓UL以及逆變側輸出的超前導通角βinv共同影響,而超前導通角βinv在不同時段下由不同的控制方式決定,若在某一時刻下β的變換規律無法適應其他電氣量的變化速度時,可能使關斷角下降,當γ低于γmin時,就會導致換相失敗[27-28]。

2 換相失敗后系統恢復過程分析

2.1 逆變側控制結構

LCC-HVDC系統采用分層控制,根據響應速度由快到慢可分為閥控制級、極控制級和主控制級[29-30]。LCC發生換相失敗后各電氣量恢復水平由βinv控制,圖3展示了LCC-HVDC逆變側控制器結構,控制系統包括定關斷角控制、電流偏差控制(current error control,CEC)、定電流控制以及VDCOL控制環節。

圖3中,Id-ord為主控制級發出的電流指令值,其與VDCOL控制輸出電流相比較,取較小者Idr-ord經通信裝置傳輸至整流側,同時減去整流側與逆變側電流裕度后與逆變側電流實測值做差,經PI控制器輸出βCC。

定關斷角控制輸入分為兩部分,分別為逆變側實際關斷角一周期內最小值與整定值之差,以及電流偏差控制輸出的補償關斷角。兩部分之和經PI控制器輸出βCEA。

逆變側控制系統輸出的βinv由其中較大者決定即βinv=max{βCC,βCEA},這表明系統由故障發生到恢復穩態過程中,逆變側控制系統輸出的βinv在不同時間尺度下受控于不同的控制模式,控制系統將多次交互[31-32]。

2.2 故障恢復過程分析

LCC-HVDC系統換相失敗后故障恢復期間系統運行曲線如圖4所示。由圖中運行點移動軌跡可以看到,LCC-HVDC穩態時系統運動點為A點,故障恢復過程系統運行點經歷A-B-C-D-E-F-A重新達到穩態,此過程中逆變側控制方式發生多次變化,下文將結合典型仿真案例對故障恢復過程中系統運行點移動軌跡及逆變側控制方式切換規律作詳細分析。

圖4 故障恢復期間系統運行曲線圖Fig.4 System operation curve diagram during fault recovery

為便于理解,本文以CIGRE標準直流輸電系統為例,設置典型仿真場景,控制結構與圖3保持一致,關斷角整定值設為15°,最小關斷角設為7.2°,在逆變側換流母線處設置三相接地故障,接地電感L=0.4 H,發生故障時刻為2.5 s,在0.5 s后切除故障,各電氣量動態軌跡如圖5所示。

圖5 故障后逆變側控制系統參數動態軌跡Fig.5 Parameter dynamic trajectory of inverter side control system after fault

圖5中電氣量分別為關斷角γ、定電流控制以及定關斷角控制輸出量βCC和βCEA、電流偏差控制輸出補償關斷角ΔγCEC,根據圖4中系統運行點變化曲線及圖5中各控制策略輸出量變化情況,將故障恢復狀態劃分為4個階段:

階段a:換相失敗初始階段。

由圖5可知,階段a中ΔγCEC輸出始終為0,說明控制尚未投入,逆變側超前導通角βinv=max{βCC,βCEA},逆變側處于定關斷角控制狀態,整流側則處于定電流控制。

LCC逆變側在2.5 s發生短路故障后,交流母線電壓迅速下跌,直流電流快速升高,由圖4可以看到,此時系統的運行點由穩態時A點運行到B點。并且由公式(2)可知,直流電流與交流電壓的比值突增會導致關斷角快速降低,當其數值低于極限關斷角就會導致換相失敗,由于其產生的時間尺度很短,逆變側的控制系統來不及動作,因此首次換相失敗往往無法避免。

系統發生換相失敗后,關斷角會迅速降為0,由圖3逆變側控制系統可知,此時定關斷角控制輸入的關斷角實測值與整定值偏差增大,經PI控制輸出的超前導通角β也會快速上升,如圖5所示。而VDCOL控制(作用于整流側)投入的時間通常在10～20 ms,即階段a的后半程低壓限流控制才開始投入,因通信存在一定的延時,因此該階段系統電流未能下降至VDCOL控制中IL水平附近,系統仍處于換相失敗過程中。

階段b:逆變側控制器投入階段。

由圖5可知,VDCOL控制作用后,電流偏差控制的啟動標志著系統恢復進入階段b,電流偏差控制輸出一部分關斷角補償量ΔγCEC作為定關斷角控制的輸入,加大了定關斷角控制PI的輸入,使得定關斷角控制輸出的βCEA進一步增大,因此階段b系統仍處于定關斷角控制當中。

VDCOL控制作用后,系統電流被強制降低,系統處于一種“低電壓,小電流”的運行狀態,由圖4可以看到,此時系統的運行點已經由B點(換相失敗后直流電流上升的峰值點)向著Btarget點運動,由于該階段整流側與逆變側控制目標一致,都為降低直流電流,直流電流超調,系統運行點落在控制目標點附近,記為C點。

階段c:控制器交互第一階段。

從圖5可以看到,2.55 s時控制系統進行了第一次切換,標記為E1點,逆變側切換為定電流控制狀態。

在階段b結束后,此時逆變側輸出的超前導通角βCEA已經遠遠超過系統穩態運行時的水平,因此定關斷角控制開始動作,快速降低βCEA,而在階段b恢復過程中,定電流控制同樣開始動作,在VDCOL控制投入之后定電流控制輸出βCC增大,二者相交于E1點,逆變側系統進行第一次控制交互,在該恢復階段,直流電流同時受控于整流側與逆變側,由圖4可知,該階段系統運行點由C點向E點過渡。

整個階段c恢復過程中,系統的各電氣量快速恢復,直流電流Id沿低壓限流恢復曲線增加過程中,定電流控制的PI輸入差值逐漸減小,此時逆變側輸出的超前導通角βinv呈現逐漸降低的狀態。但由于階段c初始時刻關斷角已經遠超穩態時的運行水平,因此在階段c的恢復過程中,系統關斷角對比臨界關斷角始終留有較多裕度,因此該階段不易發生后續換相失敗。

階段d:控制器交互第二階段。

由圖5可知,逆變側定關斷角控制輸出曲線βCEA與定電流控制輸出曲線βCC于E2點再一次相交,逆變側控制系統進行第二次交互。

在階段c恢復過程中,定電流控制輸出βCC持續降低,而定關斷角控制輸出βCEA呈上升趨勢,逆變側系統進行第二次控制交互,相交于E2點,由于逆變側控制模式的切換,此時直流電流僅由整流側控制,控制目標的明確使得Id快速貼近整流側電流指令值,而整定值與系統實際測量值之差迅速減小就會導致該階段電流偏差控制的輸出快速降為0。

2.3 后續換相失敗風險分析

由圖2逆變側控制系統可以看到,定關斷角控制的輸入量可以分為兩部分,分別為關斷角整定值與實測值的偏差量,以及電流偏差控制輸出補償關斷角ΔγCEC,2.2小節分析指出,恢復階段d即控制二次交互階段。關斷角已經恢復到穩態值附近,當關斷角降低至整定值后繼續降低時,其偏差量增大,經PI控制環節后輸出βCEA也應增大,以此來保證關斷角在整定值附近不再發生變化。但電流偏差控制輸入的關斷角補償量在階段d大幅降低,導致在階段d定關斷角控制處于失效狀態,系統在關斷角持續降低的情況下并未增大βCEA來增大關斷裕度,因此該階段系統容易發生后續換相失敗。

逆變側控制結構的復雜性決定了控制系統輸出的βinv在不同時間尺度下受控于不同的控制模式,控制器二次交互過程即電流偏差控制作用階段極易引發后續換相失敗。

3 改進電流偏差控制策略

根據前文分析可知,LCC-HVDC系統發生換相失敗后,在恢復階段d過程中,由于逆變側控制模式的切換,使得直流電流短時間內快速靠近整流側電流指令值,在此期間,關斷角補償量ΔγCEC的驟降導致定關斷角控制失靈,關斷角持續下降,極易引發后續換相失敗,因此本文針對性地提出一種改進型電流偏差控制策略,通過電氣量的比較確定控制投入條件,增加信號采集與維持環節保證階段d定關斷角控制正常運行,引入平滑退出函數使控制平穩退出,在增加系統后續換相失敗抵御能力的同時,保證了系統的高質量運行狀態?？刂瓶驁D如圖6所示。

圖6 改進型電流偏差控制框圖Fig.6 Improved current deviation control block diagram

由圖6可以看到,本文所提改進型電流偏差控制投入的條件必須同時滿足以下3點:

1)換相電壓低于設定值;

2)βCEA>βCC;

3)關斷角補償量ΔγCEC>0。

交流母線電壓幅值采用正余弦分量法[33]進行實時檢測,當檢測到交流電壓低于設定值0.85 pu時認為其具有換相失敗風險,考慮到系統從換相失敗發生到恢復穩態通常需要200 ms左右的時間,因此將其輸出的高電平信號展寬200 ms,同時若系統發生首次換相失敗,恢復過程中必然經歷前文分析的4個階段,當同時滿足βCEA大于βCC且電流偏差控制輸出的關斷角補償量ΔγCEC大于0時,系統處于恢復階段d,此時本文所提改進型電流偏差控制投入,將同時符合以上三個條件的高電平信號sign1輸入信號采集與維持元件(sample and hold)中,目的在于將該階段電流偏差控制輸出維持不變,使定關斷角控制PI準確識別系統關斷角運行狀態,避免關斷角γ在低于設定值后繼續下降導致的后續換相失敗。

為防止本文所提改進控制突然退出對系統造成沖擊,將信號sign1經過延時處理(sign1高電平信號結束后輸出20 ms高電平信號)記為sign2,sign2信號展開期間,令sign1作用期間維持不變的Δγ1緩慢下降至0,通常采用固定斜率直線下降的方式退出,為進一步減弱控制退出對系統造成的沖擊,經大量實驗仿真,本文選取退出效果更佳的三角函數作為控制平滑退出函數:

(3)

式中:Δγ1為sign1是高電平時原電流偏差控制輸出補償量;Δγ為改進后電流偏差控制輸出補償量。

考慮到電流偏差控制輸出的關斷角補償量作為逆變側定關斷角控制輸入的一部分,Δγ變化過于劇烈會對系統造成一定程度的沖擊,平滑退出函數選擇三角函數的優點在于:三角函數近似與關斷角補償量ΔγCEC開始下降時刻、ΔγCEC接近于0時刻的關斷角補償量曲線呈現相切關系,系統控制切換最為平滑,此時對系統造成沖擊最小,有利于系統快速恢復至穩態。為驗證控制平滑退出函數選取三角函數時系統恢復效果優于其他函數,本文選取角頻率ω=50 rad/s,在對稱及不對稱兩種工況下,分別采用三角函數的退出方式與固定斜率直線下降的退出方式對比系統的恢復效果。

工況I:典型三相接地對稱故障。

逆變側交流母線處設置感性接地故障,故障時刻為2.5 s,0.5 s后切除故障,接地電感值Lf=0.4 H,兩種控制退出方式的相關電氣量對比如圖7所示。

圖7 三相對稱故障下兩種控制退出方式

由圖7電氣量對比可以看到,兩種控制退出方式均可以抵御后續換相失敗,但在2.62 s左右系統受到第二次沖擊時,三角函數式控制退出方式留有更多的關斷角裕度,同時功率曲線更為平滑,恢復速度更快。

工況Ⅱ:典型單相接地不對稱故障。

逆變側交流母線處設置感性接地故障,故障時刻2.5 s,0.5 s后切除故障,接地電感值Lf=0.45 H,兩種控制退出方式的相關電氣量對比如圖8所示。

圖8 單相不對稱故障下兩種控制退出方式

由圖8電氣量對比可以看到,在單相不對稱工況下采取兩種控制退出方式都未發生后續換相失敗,而當控制退出方式采取三角函數時,控制器二次交互期間,三角函數式控制退出方式關斷角裕度仍高于固定斜率式退出方式,同時功率曲線更為平滑,因此本文選取三角函數作為控制平滑退出函數。

4 仿真驗證

4.1 仿真分析

為驗證本文所提改進電流偏差控制策略對后續換相失敗的免疫能力,分別通過對稱以及不對稱工況進行測試驗證?；贑IGRE標準測試模型,對以下三種控制策略進行對比:

控制策略Ⅰ:CIGRE標準測試系統;

控制策略Ⅱ:文獻[18]所提自適應電流偏差控制,其可代表動態電流偏差控制相關抑制策略;

控制策略Ⅲ:本文所提改進電流偏差控制策略。

工況Ⅰ下相關電氣量如圖9所示。

圖9 三相對稱故障下系統動態響應Fig.9 System dynamic response under three-phase symmetrical fault

從圖9可以看到,該工況下接地電感Lf較小,對應于工程實際中較為嚴重的故障,系統恢復狀態可由關斷角、直流功率及交流電壓恢復程度表征,當采用控制策略Ⅰ即CIGRE原控制方式時,系統發生了后續換相失敗,而采用文獻[18]所提自適應電流偏差控制策略以及本文所提改進電流偏差控制策略時,系統未發生后續換相失敗,由圖9(d)可以看到,2.62 s左右本文所提改進電流偏差控制的投入將關斷角補償量在短時間內維持不變,逆變側切換至定關斷角控制后系統正確識別關斷角運行狀態使定關斷角控制能夠正常運行,避免了后續換相失敗。

控制策略Ⅱ通過自適應調節電流偏差控制的斜坡函數,增大故障恢復期間CEC關斷角補償量的輸出,同樣可以防止系統出現后續換相失敗,但由仿真結果可以看到,整個故障恢復期間控制策略Ⅱ輸出的關斷角補償量較多,從圖9(b)交流母線電壓和圖9(c)直流功率恢復曲線可知,控制策略Ⅲ的電氣量恢復狀態要優于控制策略Ⅱ,故障恢復期間控制策略Ⅲ對比控制策略Ⅱ能多傳輸0.15 pu的直流功率,大幅提高了故障恢復期間的功率傳輸能力,為受端系統提供更高的穩定裕度。

工況Ⅱ下相關電氣量如圖10所示。

圖10 單相不對稱故障下系統動態響應Fig.10 System dynamic response under single-phase asymmetric fault

由圖10仿真結果可知,在該不對稱故障工況下,CIGRE原控制方式抵御后續換相失敗能力較差,共發生3次換相失敗,表現為關斷角γ先后3次跌落至0°,直流功率在此期間持續大幅波動,相比之下本文所提改進電流偏差控制在首次換相失敗后未發生后續換相失敗,在不對稱工況下同樣可以在控制二次交互階段通過維持電流偏差控制輸出水平,提高系統關斷角識別能力來避免后續換相失敗發生?？刂撇呗寓蜿P斷角同樣僅一次降為0°,但本文所提改進型電流偏差控制策略在故障恢復期間直流功率及交流電壓恢復水平整體優于控制策略Ⅱ,在系統故障恢復階段,多傳輸約0.22 pu的直流功率,具有更出色的功率傳輸能力,有效緩解系統故障后送受端功率不平衡的問題。

4.2 后續換相失敗免疫效果分析

為進一步驗證本文所提改進電流偏差控制策略在對稱及不對稱故障和不同嚴重程度下后續換相失敗免疫能力,在前文仿真實驗基礎上,改變接地電感Lf值模擬不同故障工況,故障嚴重程度量化指標定義為FL[18]:

(4)

式中:Pd為額定直流功率。

仿真驗證FL選取范圍為20%～50%,FL以1%為間隔,統計換相失敗次數,仿真結果統計如圖11所示。

圖11 后續換相失敗免疫效果對比Fig.11 Immune effect comparison of subsequent commutation failure

由仿真結果可以看到,無論是對稱工況還是不對稱工況,不同嚴重程度故障下,對比CIGRE標準模型控制系統,本文所提改進型電流偏差控制策略發生換相失敗的次數都有明顯減少,說明該控制可以有效提升后續換相失敗免疫能力。

5 結 論

本文通過分析故障后各時段換流器控制交互影響的機理,基于各階段的動態軌跡,得到逆變側控制器對換相失敗恢復過程的影響規律,提出了改進型電流偏差控制策略,經過仿真驗證,結論如下:

1)高壓直流輸電系統故障恢復過程中存在逆變側控制器多次交互的現象,定關斷角控制與定電流控制二次交互階段,電流偏差控制大幅下跌削弱了系統關斷角狀態識別的準確度,極易引發后續換相失敗。

2)所提改進電流偏差控制策略從逆變側控制器交互機理出發,易于實現,有效抑制后續換相失敗的同時,使系統能維持較高的功率傳輸水平。