整流侧交流系统故障引发逆变...败的原因分析及抑制方法研究_陈晓龙.pdf

第 47 卷 第 2 期 电 网 技 术 Vol.47 No.2 2023 年 2 月 Power System Technology Feb.2023 文章编号：1000-3673（2023）02-0793-11 中图分类号：TM 721 文献标志码：A 学科代码：47040 整流侧交流系统故障引发逆变器换相失败的 原因分析及抑制方法研究 陈晓龙，齐晓情，李永丽，李斌，李博通（智能电网教育部重点实验室(天津大学)，天津市 南开区 300072）Research on Cause Analysis and Suppression Methods of Inverter Commutation Failure Caused by the AC System Fault at Rectifier Side CHEN Xiaolong,QI Xiaoqing,LI Yongli,LI Bin,LI Botong(Key Laboratory of Smart Grid of Ministry of Education(Tianjin University),Nankai District,Tianjin 300072,China)ABSTRACT:The AC-DC coupling occur more and more frequently in the high voltage direct current(HVDC)transmission system.When the AC system at the rectifier side fails,the improper response of the DC control system responds may further cause the commutation failure of the inverter.In this paper,the response process of the DC control system and the variation characteristics of the commutation voltage at the inverter side are analyzed firstly after the AC system at rectifier side fails.Then,combined with the calculation expression of the extinction angle,the reasons for the decline of the extinction angle during the fault recovery process are discussed.The analysis shows that the commutation voltage of the inverter side varies in a small range under the fault of the AC system at the rectifier side.The main cause of the commutation failure is the rapid rise of the DC voltage and the DC current during the fault recovery process.On this basis,the method to slow down the recovery speed of DC voltage by improving the trigger angle at the rectifier side is proposed,and the other method to slow down the recovery speed of the DC current by reducing the current margin and improving the current order value at the rectifier side is put forward.Finally,based on the CIGRE HVDC standard model,the effectiveness of the proposed commutation failure suppression measures is verified on the PSCAD/EMTDC electromagnetic transient simulation platform.The simulation results show that both the two methods are able to suppress the commutation failures under the fault of AC system at the rectifier side,and the effect is better when they work together.KEY WORDS:AC system fault at rectifier side;fault recovery process;inverter commutation failure;commutation failure 基金项目：国家自然科学基金委员会国家电网公司智能电网联合基金资助项目(U2066210)。Project Supported by National Natural Science Foundation of China-State Grid Joint Fund for Smart Grid(U2066210).suppression method 摘要：在高压直流输电系统中，交直流耦合作用日益紧密。当整流侧交流系统发生故障时，若直流控制系统响应不当则可能引发逆变器换相失败。首先分析了整流侧交流系统故障后，直流控制系统的响应过程以及逆变侧换相电压的变化特点。然后结合关断角的计算表达式，探讨故障恢复过程中关断角下降的原因。分析表明整流侧交流系统故障情况下，逆变侧换相电压在小范围内变化，换相失败发生的主要原因是故障恢复过程中直流电压和直流电流的快速上升。在此基础上，提出通过改进整流侧触发角以减缓直流电压恢复速度的方法，提出通过减小电流裕度以及改进整流侧电流指令值以减缓直流电流恢复速度的方法。最后基于 CIGRE 直流输电标准模型，在 PSCAD/EMTDC 电磁暂态仿真平台上验证了所提换相失败抑制方法的有效性。仿真结果表明，2 种方法都能抑制整流侧交流系统故障下的换相失败，且共同作用时效果更佳。关键词：整流侧交流系统；故障恢复过程；逆变器换相失败；换相失败抑制方法 DOI：10.13335/j.1000-3673.pst.2022.0743 0 引言 电网换相换流器型高压直流输电技术(line commutated converter based high voltage direct current，LCC-HVDC)具有线路损耗率低、功率调节迅速、能实现异步交流系统互联等特点，被广泛应用于远距离大容量输电1。LCC-HVDC 不仅可实现常规能源的远距离传输，也是新形势下实现大规模风电、光伏等可再生能源远距离外送的方式之一2-3。高压直流输电技术的发展有助于促进新能源在更大范围内消纳，随着高压直流输电工程的相继投入运行，交直流耦合更为紧密，电网“强直弱交”的特征逐渐突出。然而，LCC-HVDC 采用晶闸794 陈晓龙等：整流侧交流系统故障引发逆变器换相失败的原因分析及抑制方法研究 Vol.47 No.2 管作为核心换流器件，由于晶闸管不具备自关断能力，因此存在换相失败问题4。换相失败是高压直流输电系统最常见的故障之一5。当 2 个桥臂进行换相时，若预计关断的阀在反向电压作用时间内未能恢复阻断能力，或在反向电压作用时间内换相过程一直未能进行完毕，在阀电压由负变正时将发生倒换相，使得预计关断的阀重新导通、预计导通的阀重新关断，进而造成换相失败6。由于整流侧换流阀触发角较小，反向电压作用时间较长，换流阀有充足的时间完成换相，故整流器一般不会发生换相失败；而逆变侧换流阀触发角较大，反向电压作用时间较短，逆变器发生换相失败的可能性较大7。因此，本文所提的换相失败均指逆变器换相失败。逆变侧交流系统故障会引起换相电压降落和直流电流上升，进而使关断角减小，引发换相失败8。针对该场景下的换相失败问题，学术界已经对其产生机理9-10、判别标准11、抑制方法12-14开展了广泛研究，并取得相关研究成果。然而，近年来有关研究发现，整流侧交流系统故障也会引发逆变器换相失败15。在换相失败机理分析方面，文献16研究了逆变侧电流偏差控制在整流侧交流系统故障恢复阶段的响应情况以及对换相失败的影响。在文献16基础上，文献17指出直流电流偏大且上升过快会引起电流偏差控制输出减小且快速降低，是导致换相失败的重要原因。文献18定量分析了整流侧换相电压变化与逆变侧关断角的关联关系，指出整流侧换相电压恢复会导致逆变侧关断角减小。在换相失败抑制方法方面，文献19指出整流侧交流系统故障下，提高逆变侧交流系统强度可以在一定程度上抑制换相失败，并且整流侧交流系统无功补偿不足可以降低逆变器发生换相失败风险，但无功补偿不足会造成整流侧换流母线电压降低的问题20-21。文献22表明改变整流侧的最小触发角和电流裕度可以降低逆变器发生换相失败的可能性，该方法建立了整流侧控制与逆变器换相失败的联系，但其改进方法较为简单，未能很好地满足系统恢复需求。综上，针对整流侧交流系统故障引发逆变器换相失败的问题，需要梳理整流侧交流系统故障期间及恢复过程中直流控制系统的电气量及控制量变化特点，进而分析换相失败发生原因，并据此提出换相失败抑制方法。本文以 CIGRE HVDC 标准模型为例，研究整流侧交流系统故障引发逆变器换相失败的原因及抑制方法。首先，本文分析了整流侧交流系统故障下，逆变侧换相电压随直流传输有功功率的变化特点。其次，通过分析关断角的影响因素，指出整流侧交流系统故障引发逆变器换相失败的原因。然后，结合换相失败发生原因，分别采取相应方法抑制直流电压和直流电流的快速上升。最后，在PSCAD/EMTDC 电磁暂态仿真软件中验证本文分析结果的正确性以及换相失败抑制方法的有效性。1 整流侧交流系统故障后逆变侧换相电压变化特点 1.1 LCC-HVDC 控制系统 以直流输电标准模型控制系统为例，其控制框图如图 1 所示。整流侧配有定电流(constant current，CC)控制和最小触发角min控制，逆变侧配有定电流控制、定关断角(constant extinction angle，CEA)控制和电流偏差控制(current error controller，CEC)。此外，整流侧和逆变侧都配置低压限流控制(voltage dependent current order limiter，VDCOL)。CECrefCEACCdr_ordIdI 图 1 LCC-HVDC 控制系统 Fig.1 Control system of LCC-HVDC 在图 1 中，Idr为整流侧直流电流测量值，Udi和 Idi分别为逆变侧直流电压和直流电流测量值，i为逆变侧关断角测量值；Ires为主控制极给出的直流电流指令值，其与 VDCOL 输出进行比较，并将较小值作为最终的整流侧电流指令值 Idr_ord；Id为电流裕度，标准模型控制系统中 Id=0.1pu；r为整流侧定电流控制输出的触发角；CC和CEA分别为逆变侧定电流控制和定关断角控制输出的触发超前角，二者比较后取较大值形成最终的逆变侧触发超前角i；ref为定关断角控制的参考值，CEC为电流偏差控制的输出，为定关断角控制中 PI 环节的输入。在正常运行工况下，整流侧为定电流控制，逆第 47 卷 第 2 期 电 网 技 术 795 变侧为定关断角控制。当整流侧交流系统发生故障后，受直流电流减小影响，整流侧定电流控制输出的触发角 r减小，逆变侧定电流控制输出的触发超前角 CC可能大于定关断角控制输出的触发超前角CEA。当 r=rmin=5时，整流侧切换为定最小触发角控制；当 CCCEA时，逆变侧切换为定电流控制。故障清除后，电气量和控制量均迅速恢复，造成直流控制系统的控制策略不断切换，电气量和控制量的变化特征多样，在 1.2 节中进行详细介绍。1.2 直流控制系统的电气量及控制量变化特点 整流侧交流系统发生故障后，电压和电流等电气量发生剧烈波动，整流侧和逆变侧直流控制系统据此调节触发角以维持系统稳定，直流控制系统的响应过程如图 2 所示。其中，以下标 r 和 i 来区分整流侧和逆变侧变量符号。按照电气量及控制量的变化特征，将整流侧交流系统故障期间及故障恢复过程分为 3 个阶段：阶段 I 为故障阶段：整流侧交流系统故障导致直流传输的有功功率 Pd降低，整流侧直流电压 Udr快速下降，直流电流 Id减小，逆变侧关断角 i显著上升。受关断角上升影响，逆变侧定关断角控制输出的CEA减小。为保证有功功率的传输，整流侧和逆变侧的定电流控制及时调整触发角以抬升直流电流，具体调节过程为：整流侧定电流控制减小触发角直至达其最小值min，此时整流侧由定电流控制切换为最小触发角控制；逆变侧定电流控制增大触发超前角CC，由于CC大于CEA，逆变侧由定关断角控制切换为定电流控制，最终系统达到故障稳态。阶段 II 为故障恢复阶段：故障清除后，直流传输的有功功率 Pd开始恢复，整流侧直流电压 Udr上升，直流电流 Id增大，逆变侧关断角 i下降。随着关断角的降低，逆变侧定关断角控制输出的CEA增大。故障清除瞬间，整流侧触发角有短暂的上升过程，整流侧切换回定电流控制。随着直流电流的恢复，逆变侧定电流控制输出的CC逐渐下降，但由于该阶段CC仍大于CEA，因此整流侧和逆变侧同时工作在定电流控制方式。阶段 III 为换相失败阶段：逆变侧关断角的持续下降导致CEA大于CC，此时逆变侧由定电流控制切换回定关断角控制。在该阶段中直流电流仅由整流侧控制，在整流侧定电流控制的作用下 Id逐渐达到整流侧电流指令值 Idr_ord，这导致电流偏差控制的输出CEC下降。由于逆变侧定关断角控制中 PI环节的输入满足refi+CEC，CEC减小会引起的减小，进而使其输出的CEA进一步跌落，最终引 图 2 整流侧交流系统故障后直流控制系统响应过程 Fig.2 Response process of DC control system after the AC system at rectifier side fails 起关断角的下降，当关断角下降至临界关断角min以下时，逆变器发生换相失败。为了进一步清晰展示整流侧交流系统下的故障过程，结合上述 3 个阶段的控制策略和电气量及控制量变化特征的详细介绍，将其总结为图 2(c)所示的故障过程示意图。796 陈晓龙等：整流侧交流系统故障引发逆变器换相失败的原因分析及抑制方法研究 Vol.47 No.2 综上所述，在整流侧交流系统故障期间及故障清除瞬间逆变器不会发生换相失败；在整流侧交流系统故障清除后，随着电气量的逐渐恢复，逆变侧的关断角逐渐减小。若整流侧交流系统故障较为严重，阶段 II 中电气量的快速恢复会使逆变侧的关断角下降到临近关断角以下，从而引发逆变器换相失败。1.3 逆变侧换相电压计算及变化特点分析 整流侧交流系统发生故障后，直流传输的有功功率降低，在三相短路故障时有功功率传输可降为0。有功功率的降低会对逆变器所需的无功功率产生影响，进而影响逆变侧换相电压。为便于计算换相电压的数值，将逆变侧交流系统等效为含内阻抗的电压源，其等值模型如图 3 所示。图 3 逆变侧交流系统等值模型 Fig.3 Equivalent model of inverter side AC system 图 3 中：Udi为逆变侧的直流电压；Xc为换相电抗；k 为换流变压器变比；Es为交流系统电压源的线电压有效值；ULi为逆变侧换相电压有效值；Zs为电压源内阻抗，满足 Zs=Rs+jXs；Qd为逆变器消耗的无功功率；Qc为交流系统从直流系统吸收的无功功率；Qf为滤波器等无功补偿设备提供的无功功率，满足 Qf=BcULi2，其中 Bc为无功补偿装置的等值容纳。从换流母线处至受端交流电压源，根据电压降落的方向可知，换相电压满足：222dscsdscssLiLiLi()()P RQ XP XQ REUUU(1)在换流母线处，无功功率平衡公式为 2cfdcLidQQQB UQ (2)其中，逆变器消耗的无功功率 Qd23可以进一步表示为 22ddddi0di222Liddtan=3 2()QPIUUkNUIP (3)式中：为功率因数角；Udi0为理想空载直流电压；di0Li3 2UkNU。上述Qd的表达式中存在变量ULi、Id、Pd。为减小Qd表达式中变量个数，可以将直流电流写成有功功率的函数Id=f(Pd)。故障较严重时，整流侧切换为最小触发角控制，失去对电流的控制权，直流电流主要受逆变侧控制。根据低压限流控制策略，逆变侧的直流电流可表示为 didNdNdididdNdNdNdidNdN0.9,0.9(0.90.09),0.40.90.45,0.4UIUUUIIUUUIU (4)式中UdN和IdN分别为直流电压和直流电流的额定值。根据有功功率的计算式didddNdNdNUIPUIP，可将直流电压项Udi/UdN表示为 diddNdNdNdUP IUPI (5)式中PdN为有功功率的额定值。将式(5)代入式(4)中，当0.4Udi/UdN0.9时，建立直流电流与有功功率的关系，如式(6)所示：22dddN ddNdN0.090.90PIIIIP (6)式(6)是关于直流电流Id的一元二次方程，其中有功功率Pd可通过检测获得，可以将其视为已知量。当0.4Udi/UdNIdIdi_ord，此时电流偏差控制仍具有一定输出。在阶段中，逆变侧由定电流控制切换为定关断角控制，此时Id仅由整流侧定电流控制，随着Id的恢复，其与Idr_ord的差值逐渐减小，从而使电流偏差控制的输出CEC逐渐减小至0，同时CEC的减小将导致定关断角控制的输出减小，最终使逆变侧的关断角减小，换相失败风险增加。在阶段-整流侧交流系统故障期间，直流电流主要受逆变侧定电流控制，故直流电流等于逆变侧电流指令值，整流侧与逆变侧电流指令的差值即可表示为整流侧电流指令与直流电流的差值。当在阶段I期间逆变侧控制系统检测到CCCEA，即定关断角控制切换为定电流控制后，将电流裕度由0.1pu减小为0.05pu，可以减小整流侧与逆变侧电流指令的差值，亦即减小整流侧电流指令与实际直流电流的差值，进而使电流偏差控制的输出CEC维持在较小值，避免后续阶段直流电流的快速恢复引起电流偏差控制的输出大幅下降，从而有利于防止换相失败的发生。3.2.2 改进整流侧电流指令值 由第2节分析可知，直流电流上升越快，逆变侧关断角下降越迅速，换相失败发生的概率越大。由于故障恢复过程中直流电流跟随整流侧电流指令值逐渐上升，因此可在换相失败发生前改进整流侧电流指令值，进而降低直流电流的恢复速度。在换相时间段r,r内，对整流侧的换相过程进行积分，分别得到整流侧换相面积提供量Spro、需求量Sneed和缺乏量SCF的表达式：rrproLrLrrrneedc dCFproneed2sind2(coscos)2SUt tUSX ISSS(17)在正常运行工况和故障稳态下，整流侧换相面积提供量和需求量相等，即Spro=Sneed。然而，在阶段II故障清除瞬间，由图2(b)可以看出，整流侧触发角有短暂的上升过程，这会导致换相面积提供量Spro减小；并且直流电流在该阶段会逐渐恢复，进而使换相面积需求量Sneed增加，最终导致SproSneed，即换相面积缺乏量SCF0)，由于阶段II中SCF0，故该阶段整流侧电流指令变化量Idr_ord=kSCF0.810.81=0.810.180.810.20250.18PIPPIPIPIPPIP，(A1)其中，Id1和 Id2可以分别表示为：2dNd1dNddNdN22dd2dNdNdN22ddNdNdNdN0.1=0.9(0.81)0.1912(0.09)3.640.18(0.09)3.6IIIPPPPIIIPPIIIP (A2)将式(A1)代入无功功率 Qc的表达式中，得到函数 Qc=f(ULi,Pd)，该函数关系可以表示为：2222cfdcLiLidd222dcLiLid1ddN2222dcLiLidNddN222dcLiLid2ddN2222dcLiLidNddN3 2=()=3 2()0.813 2()0.81=0.813 2()0.180.813 2()0.20250.18QQQBUkNUIPPBUkNUIPPPBUkNUIPPPBUkNUIPPPBUkNUIPP，(A3)根据正文中逆变侧换相电压满足的表达式，即式(A4)，将其展开后可得式(A5)。222dscsdscssLiLiLi()()P RQ XP XQ REUUU(A4)422LiLisdscs222dcs2()()0UUEP RQ XPQZ (A5)求解式(A5)，可以得到换相电压 ULi关于有功功率 Pd和无功功率 Qc的解，即 ULi=f(Pd,Qc),该函数关系可以表示为：22sdscsLi2()=2EP RQ XU (A6)其中，=Es4+8PdRsQcXs+4Es4(PdRs+QcXs)4(Pd2Xs2+Qc2Rs2)联立式(A3)(A6)，最终能够得到逆变侧换相电压ULi与有功功率Pd之间的函数关系，即ULi=f(Pd)。附录 B 2 种方法共同作用时，为验证所提换相失败抑制方法的有效性，分别在整流侧换流母线处设置三相金属性、单相金属性及单相经 10 电阻接地故障，故障时刻为 1.0s，故障持续时间为 0.5s，并利用正文第 4 节中的 3 种控制系统进行仿真对比实验。其中，控制系统 1 为本文所提换相失败抑制方法；控制系统 2 为文献22所提换相失败抑制方法；控制系统 3 为 CIGRE HVDC 标准模型控制系统。02040608010002040608010000.61.21.82.430.80.911.11.20.400.40.81.21.60.811.21.41.61.822.2t/s控制系统1控制系统2控制系统3逆变侧关断角i/()整流侧触发角r/()直流电流Id/pu逆变侧换相电压ULi/pu有功功率Pd/pu:阶段:阶段:阶段1.71.8520.920.9611.71.8520.60.810.5s0.7s 图 B1 三相金属性故障的仿真验证 Fig.B1 Simulation verification of three-phase metal fault 由图 B1 可以看出，三相金属性故障下，控制系统 3 会发生一次换相失败，而控制系统 1 和 2 均能抑制该换相失败。在故障期间，直流传输的有功功率降为 0，3 种控制系统中逆变侧关断角均达到最大值 90；在故障恢复期间，与控制系统 2 相比，控制系统1的整流侧触发角和逆变侧关断角均为较小值，直流电流、逆变侧换相电压和有功功率均为较大值。此外，从 1.5s 故障清除到系统恢复稳态，控制系统 1 的恢复时间约为 0.5s，而控制系统 2 的恢复时间约为 0.7s，说明控制系统 1 的电气量数值和恢复速度均要高于控制系统 2。00.61.21.82.430204060801000204060801000.80.911.11.20.811.21.41.61.822.200.40.81.21.62t/s控制系统1控制系统2控制系统3逆变侧关断角i/()整流侧触发角r/()直流电流Id/pu逆变侧换相电压ULi/pu有功功率Pd/pu:阶段:阶段:阶段1.51.61.70.920.9611.51.61.70.60.811.51.61.70.60.810.3s 图 B2 单相金属性故障的仿真验证 Fig.B2 Simulation verification of single-phase metal fault 由图 B2 可以看出，单相金属性故障下，控制系统 3 会发生一次换相失败，而控制系统 1 和 2 均能抑制该换相失败。在故障期间，控制系统 1 与控制系统 2 的响应情况相近；在故障恢复期间，控制系统1的逆变侧关断角和整流侧触发角等控制量普遍低于控制系统 2，直流电流、逆变侧换相电压、有功功率等电气量普遍高于控制系统 2。此外，从1.5s 故障清除后到系统恢复稳态，尽管控制系统 1和 2 的恢复时间相近，均为 0.3s 左右，但故障恢复过程中控制系统2的逆变侧换相电压和有功功率值明显高于控制系统 1。02040608010002040608010000.61.21.82.430.80.911.11.200.40.81.21.620.811.21.41.61.822.2t/s控制系统1控制系统2控制系统3逆变侧关断角i/()整流侧触发角r/()直流电流Id/pu逆变侧换相电压ULi/pu有功功率Pd/pu:阶段:阶段:阶段1.51.61.70.90.9511.51.61.70.60.811.51.61.70.60.810.3s 图 B3 单相经 10 电阻接地故障的仿真验证 Fig.B3 Simulation verification of single-phase grounding fault with 10 resistance 由图 B3 可以看出，单相经 10 电阻接地故障下，控制系统 3 会发生一次换相失败，而控制系统1 和 2 均能抑制该换相失败，且控制系统 1 与控制系统 2 的作用效果对比和单相金属性故障时相近，不再赘述。综上所述，在整流侧换流母线处发生三相金属性、单相金属性及其他电阻接地故障时，本文所提方法均能取得较好的换相失败抑制效果，证明了本文所提换相失败抑制方法的有效性和普适性。