CN116799845A - 混合级联型hvdc系统后续换相失败判别方法 - Google Patents
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Abstract
一种混合级联型HVDC系统后续换相失败判别方法，属于高压直流输电技术领域。本发明的目的是充分考虑LCC控制器作用以及MMC和LCC的耦合特性，提出基于线路传输功率并具有一定时间裕度后续换相失败预判的混合级联型HVDC系统后续换相失败判别方法。本发明明确了混合级联直流输电系统逆变侧LCC发生后续换相失败的机理。推导了逆变侧LCC在首次换相失败后恢复过程末期关断角与故障后线路传输功率最小值的关系，定义了阈值功率的概念。然后建立了关断角与阈值功率的定量关系，提出一种故障后直流传输功率最小值与功率阈值相比较的后续换相失败预判方法。本发明提出的后续换相失败预判方法为工作人员后期提前调整控制策略来抑制未来的后续换相失败，保证系统运行的稳定性具有重要的意义和价值。
Description
技术领域
本发明属于属于高压直流输电技术领域。
背景技术
加快可再生能源利用和建设全球能源互联网是推动清洁能源发展的必经之路。为了传输可再生能源，高压直流输电技术(High Voltage Direct Current，HVDC)逐渐得到广泛应用，因为可再生能源通常分布在远离负荷中心的地区，需要进行大容量、长距离的能量传输。目前，基于电网换相换流器的高压直流输电系统(line commutated converterbased high voltage direct current，LCC-HVDC)作为首选拓扑，已经相对成熟。但LCC-HVDC存在处理故障交流系统能力较弱、易换相失败等缺点。近年来，模块化多电平换流器(modular multilevel converters，MMC)作为基于电压源换流器的高压直流传输系统(voltage source converter based high voltage direct current VSC-HVDC)主要拓扑之一，拥有无换相故障风险可连接无源或弱源网络，谐波小等优势，但成本和损耗较高、额定功率较低。因此将LCC和MMC结合形成LCC-MMC高压直流输电系统，综合了LCC和MMC的技术经济优势，运行方式灵活、建设成本较低，是未来高压直流输电的发展趋势之一。但混合级联型HVDC系统中LCC后续换相失败仍然是不可忽视的问题，亟待进一步突破。
后续换相失败是采用电网换相换流器的高压直流输电系统中常见故障之一，威胁电网安全稳定运行，严重时甚至引发LCC输送功率中断。随着直流容量的提升，故障概率和故障容量也随之增加。与此同时，由于新能源装机容量的增加，交流系统的抗干扰能力和调节能力持续下降。这使得混合级联型HVDC系统面临着安全稳定方面的挑战，攻与守的平衡变得更加紧张，造成后续换相失败的影响日益严峻。因此本文的研究以白鹤滩高压直流输电工程为背景，聚焦于混合级联型高压直流输电系统，对逆变侧LCC进行具有一定时间裕度的后续换相失败预判。
然而目前对LCC后续换相失败预判的研究只针对LCC-HVDC系统，一般以直流电流、换相电压、电感能量等电气量作为指标和判据，通过预测电气量变化趋势进而预判后续换相失败风险。现有研究已在LCC-HVDC系统中的后续换相失败预判方面取得了一些重要成果，但大多数是实时评估后续换相失败或者预测首次换相失败，且缺乏对混合级联型HVDC系统的研究。混合级联型HVDC系统的拓扑复杂，并表现出强烈的时变非线性特性，这导致原有交流系统的强度和换流器之间的相互影响等相关定义和分析方法无法完全适用，不同类型换流器耦合下的复杂暂态特性增加了后续换相失败影响机理分析的困难。后续换相失败是电气量与控制策略交互作用的综合结果，混合级联型HVDC系统中MMC和LCC的电气量和控制量相互影响、错综复杂，进一步增加了后续换相失败的预判和防御难度。
发明内容
本发明的目的是充分考虑LCC控制器作用以及MMC和LCC的耦合特性，提出基于线路传输功率并具有一定时间裕度后续换相失败预判的混合级联型HVDC系统后续换相失败判别方法。
本发明步骤是：
S1、混合级联型HVDC系统拓扑结构及数学模型是：
①拓扑结构
整流站是2组6脉动LCC换流器串联构成，逆变站由1组6脉动LCC换流器和3组并联半桥子模块的MMC串联构成；
②直流侧数学模型
和分别为逆变侧LCC直流电压、等值电阻、等值电感和等值电动势， 和分别为MMC的直流电压、等值电感、等值电阻和等值电容电压， 表达式如下：
推导混合级联型HVDC系统逆变侧直流方面的数学模型，KVL方程：
LCC直流端口电压公式为：
联立式(2)、(3)，消去得到考虑MMC和LCC直流侧耦合作用的LCC直流电压的表达式为：
S2、混合级联型HVDC基于有功功率后续换相失败分析方法：
①逆变站LCC换相失败关键参数提取
关断角γ表示为：
式中，Xr为换相电抗，Uac为交流侧线电压有效值，即换相电压，Idc为直流电流，n为换相变压器的变比，β是超前触发角；
逆变侧LCC直流电压表达式为：
将逆变侧母线交流电压用LCC直流电压表示为：
输电线路直流功率为：
P＝UdcIdc (8)
联立式(5)，(7)，(8)得到输电线路直流功率关于直流电压，关断角，触发角表达式为：
②逆变站LCC换相失败恢复过程
控制方程表示为：
式中：Udc为逆变器的直流电压，Ud2和Ud1分别为直流电压的上下限值，Id2和Id1分别为直流电流的上下限值，UdN和IdN分别为直流电压和直流电流的额定值；
逆变站由LCC和MMC串联组成，直流电压所以在恢复过程中VDCOL方程改写为：
式中和分别为LCC和MMC直流电压；
根据关断角指令值γref与实际测得的最小关断角之间的差值，得出相应的超前触发角命令值β(t)，CEAC的控制方程为：
其中，Kp和Ti分别是CEAC PI控制器的比例系数和积分时间常数；
S3、计及LCC控制系统以及MMC支撑作用的后续换相失败预测方法是：
①预测思想
通过将电网交流故障的瞬时直流功率与阈值直流功率进行比较即实现后续换相失败预测，提前从故障发生时刻预测是否发生后续换相失败；
②临界阈值功率计算方法
交流故障下逆变器站的关断角表示为
其中，下降斜率kγ和最大值γmax在CF恢复过程中通过数据计算确定：；
其中，n是采集的样本总数，i＝1,2,…n；
从方程(9)可知，关断角与直流传输功率，超前触发角，线路直流电压的变化有关；
通过以下方程分析γ的变化趋势：
γ＝β-μ＝π-α-μ (15)
式中μ为换相重叠角；
对式(12)进行变换，最终得到超前触发角β关于γ的表达式，过程如下：
用式(17)表示：
将式(17)和带入式(16)，并对其进行积分，得到关断角恢复过程中β关于γ的动态变化：
其中C1是CF恢复过程中γ曲线的任何点确定的积分常数，所以带恢复过程的端点带入式(18)来求取C1，即β和γ的稳态值；
考虑CEAC控制效果的直流电压表示为：
式中N为6脉冲转换器的数量；
联立式(4)、(8)、(11)、(19)，消去Idc，Uac，获得考虑VDCOL和CEAC以及MMC对直流线路电压支撑作用的线路直流传输功率和关断角之间的函数关系式；
通过替换临界关断角γth，得到传输功率阈值
式中：
③预测流程
根据(13)和(14)，在各种典型参数下建立首次CF后关断角恢复过程中衰减斜率kγ的数据；当混合级联型高压直流输电系统传输功率因交流故障而下降时，CCF预判模块启动；关断角恢复过程中的下降斜率通过查找数据表确定，C1可根据稳态时的超前触发角和关断角通过(18)计算，阈值传输功率Pth可由(20)确定；此外，收集交流故障下输电线路上的最小传输功率P0，然后与Pth进行比较；如果此时线路上传输直流功率小于Pth，那么在从首次CF开始恢复时刻预判CF将再次发生，即发生后续换相失败。
本发明是一种充分考虑LCC和MMC耦合作用的混合级联型HVDC系统的后续换相失败判别方法，其特点原理简单、精度高、响应速度快。后期通过提前调整控制策略来抑制未来的后续换相失败，对保证系统运行的稳定性具有重要的意义和价值。
附图说明
图1是混合级联型HVDC系统拓扑结构图；
图2是直流侧等效电路图；
图3是VDCOL特性曲线图；
图4是交流故障下逆变站LCC电气量变化规律图；
图5是LCC控制作用与电气量影响关系图；
图6是后续换相失败预测基本原理图；
图7是后续换相失败预判流程图；
图8是交流故障下逆变侧LCC关断角图；
图9a是不同接地电阻逆变侧LCC关断角图；
图9b是不同故障时间逆变侧LCC关断角图；
图9c是不同换相电抗逆变侧LCC关断角图；
图9d是不同CEAC参数逆变侧LCC关断角图；
图10是三相接地故障CCF预判精度(换相电抗0.18p.u)图；
图11是三相接地故障CCF预判精度(换相电抗0.22p.u)图；
图12是算例1混合级联型HVDC换相失败仿真结果图；
图13是算例2混合级联型HVDC换相失败仿真结果图。
具体实施方式
本发明基于白鹤滩—江苏±800kV特高压直流输电工程的系统背景对逆变侧电网换相换流器(LCC)进行具有一定时间裕度的后续换相失败预判方法。分析了LCC控制器对电气量的控制作用和模块化多电平换流器(MMC)对LCC的电压支撑作用，明确了混合级联直流输电系统逆变侧LCC发生后续换相失败的机理。推导了逆变侧LCC在首次换相失败后恢复过程末期关断角与故障后线路传输功率最小值的关系，定义了阈值功率的概念。然后建立了关断角与阈值功率的定量关系，提出一种故障后直流传输功率最小值与功率阈值相比较的后续换相失败预判方法。为后期工作人员提前调整控制策略来抑制未来的后续换相失败，保证系统运行的稳定性具有重要的意义和价值。
本发明的目的是发明一种充分考虑MMC和LCC耦合作用的具有一定时间裕度的后续换相失败预判方法。
本发明的混合级联型HVDC系统拓扑结构及数学模型是：
①拓扑结构
本文研究的混合级联型HVDC系统拓扑结构如图1所示。整流站是2组6脉动LCC换流器串联构成，逆变站由1组6脉动LCC换流器和3组并联半桥子模块的MMC串联构成。
②直流侧数学模型
混合级联型HVDC系统逆变侧直流电流Idc同时流经LCC和MMC，其串联的等效电路图如图2所示。其中，Udc为整个逆变器的直流电压，和分别为逆变侧LCC直流电压、等值电阻、等值电感(从直流侧看入的换相电感平均值)和等值电动势； 和分别为MMC的直流电压、等值电感、等值电阻和等值电容电压， 表达式如下：
接下来将根据图2推导混合级联型HVDC系统逆变侧直流方面的数学模型，可列KVL方程：
由式(2)可知，因为LCC和MMC串联连接，Idc同时流经LCC和MMC，所以Idc受到LCC和MMC的共同影响。LCC直流端口电压计算公式为：
联立式(2)、(3)，消去得到考虑MMC和LCC直流侧耦合作用的LCC直流电压的表达式为：
由式(4)可知，LCC的直流端口电压和MMC的直流端口电压之间存在交互影响。故障期间以及故障恢复期间MMC的直流电压基本保持Udc/2不变，同时假设MMC等值电容电压基本维持在0.491p.u，输电系统依然能输送一定的功率，这是传统LCC-HVDC无法做到的。
本发明的混合级联型HVDC基于有功功率后续换相失败分析方法：
①逆变站LCC换相失败关键参数提取
LCC采用无自关断能力的晶闸管。如果刚刚退出导通的晶闸管不能恢复阻断能力，或者换相过程在反向电压期间尚未完成，等到晶闸管外电压由负变正，阀门将在没有触发指令的情况下重新导通，从而导致CF。为了使原晶闸管成功关断，新晶闸管成功导通，所以给原晶闸管施加反向电压的时间要足够长，以使原晶闸管建立正向电压阻断能力，这个时间被称为关断角γ。
一般认为，当关断角小于临界关断角γth时会发生CF，其中γth通常为7.2°，表示为：
式中，Xr为换相电抗，Uac为交流侧线电压有效值，即换相电压，Idc为直流电流，n为换相变压器的变比，β是超前触发角。
逆变侧LCC直流电压表达式为：
将逆变侧母线交流电压用LCC直流电压表示为：
输电线路直流功率为：
P＝UdcIdc (8)
联立式(5)，(7)，(8)得到输电线路直流功率关于直流电压，关断角，触发角表达式为：
由式(9)可知，关断角受线路传输功率，超前触发角，线路直流电压影响，这些电气量的变化由LCC控制器响应决定，同时MMC对直流线路有0.5p.u支持作用。后续换相失败通常发生于控制调节已充分作用的阶段，接下来对LCC各控制器启动与否和作用规律进行逐一梳理。
②逆变站LCC换相失败恢复过程分析
在首次换相失败的恢复过程中，整流站通常采用定直流电流控制(CCC)。然而，如果逆变站也采用CCC，即直流电流将同时受控于整流、逆变两侧。控制目标的不明确会导致直流电流出现波动，进而增加后续换相失败的风险。因此，在首次换相失败的恢复过程中，一般不建议逆变站采用CCC。因此，本文主要考虑了低压限流控制(VDCOL)和定关断角控制(CEAC)对首次换相恢复过程的影响。
VDCOL旨在当直流电压下降到一定值时限制直流电流，从而减少直流功率和电网无功功率的需求。VDCOL的控制特性曲线如图3所示，控制方程可表示为：
式中：Udc为逆变器的直流电压，Ud2和Ud1分别为直流电压的上下限值，Id2和Id1分别为直流电流的上下限值，UdN和IdN分别为直流电压和直流电流的额定值。
由于逆变站由LCC和MMC串联组成，直流电压所以在恢复过程中VDCOL方程可改写为：
式中和分别为LCC和MMC直流电压。
CEAC将上一周期测得的最小关断角作为控制器的输入，使用PI控制器(比例-积分控制器)根据关断角指令值γref与实际测得的最小关断角之间的差值，计算出相应的超前触发角命令值β(t)，CEAC的控制方程为：
其中，Kp和Ti分别是CEAC PI控制器的比例系数和积分时间常数。
混合级联型高压直流输电系统发生后续换相失败过程如图4所示。将t1-t2时间段定义为CF的过程，t2-t4为CF恢复过程，后续换相失败发生在t4-t5时间内。稳态运行时，关断角维持在γref。在混合级联型HVDC系统中，逆变侧交流母线在t1时刻发生故障，LCC发生首次换相失败时，LCC的直流电压会在迅速降低，在t2时刻达到最小值，MMC会对直流线路一直有0.5p.u直流电压支撑作用，所以当LCC发生换相失败时，线路直流电压会维持在大于0.5p.u的值。此时VDCOL作用使直流电流迅速降低，所以直流功率在直流电压和直流电流的作用下也下降到最小值。随后CEAC作用使触发角减小，关断角迅速增大。逆变站LCC在t2恢复正常换相，进入首次换相失败恢复阶段，此阶段线路直流电压逐渐增大，直流电流震荡变化，并且直流电压恢复速度快于直流电流恢复速度，因此直流功率跟直流电压的恢复趋势一致。
关断角在t2处上升到最大值γmax，γmax在CEAC的作用下远大于γref。CEAC继续作用使触发角增大，从而使得关断角逐渐减小[21]。如果在t3处关断角减少到γref并保持恒定，则CF不会再次发生。但是，在严重故障情况下，逆变站LCC将从交流电网吸收无功功率，这对混合级联输电系统的恢复极为不利。同时，VDCOL和CEAC的系统参数是一定的，不能适时的随着系统运行状态而改变，关断角将持续降低，从而在t4时刻发生后续换相失败。
本发明的计及LCC控制系统以及MMC支撑作用的后续换相失败预测方法是：
①预测思想
根据式(10)和(11)，VDCOL的控制效果由LCC和MMC直流电压以及电压、电流的上下阈值确定，CEAC的控制效果取决于关断角实测值及其设置的PI参数。根据式(9)，直流电压和关断角由有功功率和超前触发角决定，直流电压为VDCOL输入量，关断角为CEAC输入量，超前触发角为CEAC输出量，因此在恢复过程中有功功率决定VDCOL和CEAC的控制效果，影响关系如图所示5所示。也就是说在一定控制参数下有功功率的恢复过程与关断角的恢复过程一一对应。
当电网逆变侧发生交流故障导致发生首次换相失败，不确定发生后续换相失败时，t2时刻换相恢复瞬时输电线路上直流功率不同，如图6中的右侧图所示，当发生后续换相失败时t2时刻输电线路上直流功率下降的更深。在换相失败恢复后期t3-t4阶段，无论是否再次发生CF关断角都趋于稳定值，直流电流也趋于额定值，直流电压恢复过程逐渐递增，但是在再次发生CF情况下小于不再CF情况下的值，如图2所示，因此线路上直流功率与直流电压恢复过程类似。首次相失败恢复末期最小关断等于临界关断角时，将t2时刻的直流功率称为CCF阈值直流功率Pth。当换相恢复的瞬时直流功率小于或等于阈值直流功率时，将发生后续换相失败，如图6中的左侧图所示。因此通过将电网交流故障的瞬时直流功率与阈值直流功率进行比较即可实现后续换相失败预测，可以提前从故障发生时刻预测是否发生后续换相失败。
②临界阈值功率计算方法
关断角恢复过程在毫秒级时间尺度内进行，并且在CEAC的作用下γmax远大于γref。因此，可以近似将关断角的恢复过程视为线性变化。用直线拟合了t2-t4期间γ的变化趋势，如图4虚线所示。该假设可以在允许的预测精度范围内简化计算。交流故障下逆变器站的关断角可表示为：
其中，下降斜率kγ和最大值γmax在CF恢复过程中通过数据计算确定：
其中，n是采集的样本总数，i＝1,2,…n。
从方程(9)可知，关断角与直流传输功率，超前触发角，线路直流电压的变化有关。这些电气量是独立的，并且在CF恢复过程中同时变化，γ的变化很难准确确定。
因此，通过以下方程分析γ的变化趋势：
γ＝β-μ＝π-α-μ (15)
式中μ为换相重叠角。
由于换相角由逆变站换流变电抗决定，从(15)可以看出，对于具有相同换流器参数的不同换流器站，首次CF期间γ恢复过程的差异仅取决于α，α主要由CEAC确定。换相失败恢复过程早期由于CEAC输入的绝对值太大，控制器将采用最大限值作为输入。一旦PI参数固定，输出触发角指令值线性变化，这样，无论故障严重程度和电气量变化如何，当μ固定时，γ也线性变化，拟合直线的下降斜率kγ也可以合理假设为基本相同。该假设表明，在首次CF恢复过程中γ的下降斜率由换相电抗和CEAC参数决定。在实际电力系统中，换相电抗和CEAC参数的值是固定的。因此，在典型参数下，首次CF恢复过程中的下降斜率kγ可以通过一些简化模拟测试和计算获得。
在交流故障情况下CEAC调整超前触发角以增加换相裕度。对式(12)进行变换，最终得到超前触发角β关于γ的表达式，过程如下：
可以用式(17)表示：
将式(17)和带入式(16)，并对其进行积分，得到关断角恢复过程中β关于γ的动态变化：
其中C1是CF恢复过程中γ曲线的任何点确定的积分常数，所以可以带恢复过程的端点带入式(18)来求取C1，即β和γ的稳态值。
结合(18)和逆变器站的交流和直流电压之间的关系，考虑CEAC控制效果的直流电压可以表示为：
式中N为6脉冲转换器的数量。
逆变侧线路直流传输功率可以用式(8)表示。联立式(4)、(8)、(11)、(19)，消去Idc，Uac，获得考虑VDCOL和CEAC以及MMC对直流线路电压支撑作用的线路直流传输功率和关断角之间的函数关系式。
此外，通过替换临界关断角γth,得到传输功率阈值，如式(20)所示：
式中：
在(20)中，当提供VDCOL和CEAC的参数时，可以确定传输功率阈值Pth。鉴于阈值功率与电网的故障严重程度和运行状态无关，通过将交流故障的瞬时功率与阈值功率进行比较来预测CCF的适用性非常大。
③预测流程
混合级联型高压直流输电系统后续换相失败预判的流程如图7所示。根据(13)和(14)，在各种典型参数下建立首次CF后关断角恢复过程中衰减斜率kγ的数据。当混合级联型高压直流输电系统传输功率因交流故障而下降时，CCF预判模块启动。关断角恢复过程中的下降斜率通过查找数据表确定，C1可根据稳态时的超前触发角和关断角通过(18)计算，阈值传输功率Pth可由(20)确定。此外，收集交流故障下输电线路上的最小传输功率P0，然后与Pth进行比较。如果此时线路上传输直流功率小于Pth，那么在从首次CF开始恢复时刻预判CF将再次发生，即发生后续换相失败。
考虑到数据采集、传输和处理速度均以纳秒为单位，根据首次CF的持续时间，可以提前100ms以上预判后续换相失败。因此，可以提前调整混合级联型高压直流输电系统的控制策略，以避免后续换相失败的发生或减轻后续换相失败对电网的负面影响。
本发明的混合级联型HVDC在PSCAD/EMTDC中搭建了相应的仿真模型，验证了理论分析和预测方法的准确性。
本文通过在PSCAD/EMTDC中验证本文提出的理论分析的准确性。混合直流输电系统拓扑结构如图1所示，系统参数如表1所示。正常运行时，设置的直流系统基本参数如下：额定功率为1000MW；额定电流为2kA；额定电压为500kV；正常运行时逆变站关断角为15.4°，超前触发角31.44°。在本文中，在逆变器站的交流母线上设置了不同时刻和不同过渡电阻的三相接地故障，以验证后续换相失败预测方法的准确性。
表1系统参数
①换相失败恢复特性
当故障发生在3s，持续时间为0.2s，过渡电阻为33Ω时，逆变器站的关断角变化如图8所示。交流母线故障后，关断角迅速下降，CF出现在3.005s。随着控制器的响应，关断角在3.032s处增加，然后持续减小。关断角的下降过程是线性的，与图8中红线所示确定的曲线一致。下降斜率为kγ＝-173.7437°/s。在3.141s时，关断角减小到稳态值，然后继续下降。在3.205s时，关断角减小到临界关断角，发生后续换相失败，关断角在的变化过程与理论分析一致。
接下来改变交流故障接地电阻，从30Ω到50Ω可得混合级联型高压直流输电系统逆变侧LCC关断角变化趋势如图9(a)所示，尽管每种故障情况下的交流电压，直流电流均不相同，但是关断角的恢复过程基本一致，从图9(a)可以看出，关断角的下降斜率基本相同。当接地电阻为30Ω时，改变故障时间，以0.004s为步长，从3s变化致3.02s，逆变侧LCC关断角的变化趋势如图9(b)所示，在不同时刻发生故障时，其关断角的下降斜率基本相同。
当过渡电阻为30Ω，故障发生时刻为3s，持续时间为0.2s的情况下，通过改变逆变站的换流电抗和调整CEAC PI参数，我们得到了关断角的变化情况,具体结果如图9(c)和(d)所示。通过图9(c)和(d)可以看出在改变逆变站换流电抗和CEAC PI参数下，关断角的下降斜率是不相同的。
综上所述，通过仿真结果得出结论：系统参数一定时，关断角在恢复过程中的下降斜率与故障时间以及过渡电阻值无关。然而，在不同的换流变电抗和CEAC参属下，关断角的在恢复过程中的下降斜率有所差异，与理论分析结果相符。
②预测的准确性
关断角恢复过程的下降斜率kγ＝-173.7437°/s。关断角和超前触发角的稳态值分别为15.4°和31.44°，通过使用关断角和超前触发角的稳态值，由式(18)计算的C1为52.41°。通过(20)计算，Pth为0.577p.u。
设置故障时间从3s变化到3.020s，步长为0.004s，每个时间设置不同的过渡电阻，可以观察到基于Pth预测后续换相失败的效果如图10所示。图中横坐标为故障时刻，纵坐标为渡电阻值，3.0s、3.004s、3.008s、3.016s、3.02s时刻的过渡电阻是左y轴表示的数值，3.012s时刻的过渡电阻为右y轴表示的数值；数字为直流线路传输功率值，绿色代表只发生首次换相失败，蓝色代表发生后续换相失败并且成功预判，紫色代表发生后续换相失败但是未成功预判。在46组后续换相失败工况中，所提方法正确预测率为87％，对首次换相失败工况没有误报。
对每个故障时刻选了几组典型故障，如表2所示，从表中可以看出时间裕度最长为207ms，最短为203ms，平均裕度为205.33ms。
表2CCF预判的时间裕度(换相电抗0.18p.u)
在相同的模型和参数下，当换流变电抗为0.22p.u时，通过(20)计算，Pth为0.572p.u。设置故障时间从3s变化到3.020s，步长为0.004s，每个时间设置不同的过渡电阻，可以观察到基于Pth预测后续换相失败的效果如图11所示。图中横坐标为故障时刻，纵坐标为渡电阻值，3.0s、3.004s、3.008s、3.016s、3.02s时刻的过渡电阻是左y轴表示的数值，3.012s时刻的过渡电阻为右y轴表示的数值；数字为直流线路传输功率值，绿色代表只发生首次换相失败，蓝色代表发生后续换相失败并且成功预判，紫色代表发生后续换相失败但是未成功预判。在48组后续换相失败工况中，所提方法正确预测率为85.41％，对首次换相失败工况没有误报。
对每个故障时刻选了几组典型故障，如表3所示，从表中可以看出时间裕度最长为207ms，最短为203ms，平均裕度为205.17ms。
根据结果显示，本文提出的算法在应对不同换流变电抗情况下的后续换相失败问题时，仍能保持较高的准确性，并给系统操作人员留出足够的时间来采取相应的紧急控制措施。
表3 CCF预判的时间裕度(换相电抗0.22p.u)
③对比实验
将在LCC-HVDC中基于直流电流变化的后续换相失败风险预判方法在本文所提的混合级联型HVDC中进行仿真验证。τ1时刻为首次CF后关断角恢复过程中等于额定关断角的时刻。将IdA和IdB定义为电流边界值，τ1时刻的直流电流值介于0-IdB为Ⅲ区(高风险区)，IdB-IdA为Ⅱ区(中度风险区)，大于IdA为Ⅰ区(低风险区)。模拟逆变侧三相短路故障，故障发生时间以0.004s为步长，从3s变化致3.02s，故障持续时间为0.2s，每个故障时刻设置不同过渡电阻，计算每种故障下发生后续换相失败的风险。验证LCC-HVDC中的预判方法在混合级联型HVDC中的适用性。
4.3.1算例1
3.0s时刻发生交流故障，过渡电阻为14Ω，故障后交流换相电压、直流电流、逆变侧关断角波形见图12。
τ1时刻(3.1254s)，根据关断角判据，启动预测算法。此时，直流电流为1.0p.u，并计算得到IdA为0.8691p.u，IdB为0.8686p.u。根据预测结果，后续换相失败的风险落入了Ⅰ区，即低风险区。然而，实际的仿真结果显示发生了后续换相失败。与仿真结果相比，得到的风险区间与实际情况并不一致。
4.3.2算例2
3.0s时刻发生交流故障，过渡电阻为50Ω，故障后交流换相电压、直流电流、逆变侧关断角波形见图13。
τ1时刻(3.184s)，根据关断角判据，启动预测算法，此时直流电流为1.019p.u，并计算得到IdA为0.83p.u，IdB为0.8287p.u。根据预测结果，后续换相失败的风险落入了Ⅰ区，即低风险区。实际的仿真结果显示未发生了后续换相失败。与仿真结果相比，得到的风险区间与实际情况一致。
接下来对不同故障时间设置不同的过渡电阻，结果如表4所示。实际发生后续换相失败的换相电压、直流电流、逆变侧关断角波形与图12相似；实际未发生后续换相失败的换相电压、直流电流、逆变侧关断角波形与图13相似。从表4中看出不论是否发生后续换相失败的工况都落在了Ⅰ区(低风险区)。混合级联型HVDC系统中MMC和LCC的电气量和控制量相互影响，与LCC-HVDC中LCC电气量的变化范围不同，所以此预判方法在混合级联型HVDC中并不适用。
表4混合级联型HVDC中CCF风险区间预判结果
Claims (1)
1.一种混合级联型HVDC系统后续换相失败判别方法，其特征在于：其步骤是：
S1、混合级联型HVDC系统拓扑结构及数学模型是：
①拓扑结构
整流站是2组6脉动LCC换流器串联构成，逆变站由1组6脉动LCC换流器和3组并联半桥子模块的MMC串联构成；
②直流侧数学模型
和分别为逆变侧LCC直流电压、等值电阻、等值电感和等值电动势， 和分别为MMC的直流电压、等值电感、等值电阻和等值电容电压， 表达式如下：
推导混合级联型HVDC系统逆变侧直流方面的数学模型，KVL方程：
LCC直流端口电压公式为：
联立式(2)、(3)，消去得到考虑MMC和LCC直流侧耦合作用的LCC直流电压的表达式为：
S2、混合级联型HVDC基于有功功率后续换相失败分析方法：
①逆变站LCC换相失败关键参数提取
关断角γ表示为：
式中，Xr为换相电抗，Uac为交流侧线电压有效值，即换相电压，Idc为直流电流，n为换相变压器的变比，β是超前触发角；
逆变侧LCC直流电压表达式为：
将逆变侧母线交流电压用LCC直流电压表示为：
输电线路直流功率为：
P＝UdcIdc (8)
联立式(5)，(7)，(8)得到输电线路直流功率关于直流电压，关断角，触发角表达式为：
②逆变站LCC换相失败恢复过程
控制方程表示为：
式中：Udc为逆变器的直流电压，Ud2和Ud1分别为直流电压的上下限值，Id2和Id1分别为直流电流的上下限值，UdN和IdN分别为直流电压和直流电流的额定值；
逆变站由LCC和MMC串联组成，直流电压所以在恢复过程中VDCOL方程改写为：
式中和分别为LCC和MMC直流电压；
根据关断角指令值γref与实际测得的最小关断角之间的差值，得出相应的超前触发角命令值β(t)，CEAC的控制方程为：
其中，Kp和Ti分别是CEAC PI控制器的比例系数和积分时间常数；
S3、计及LCC控制系统以及MMC支撑作用的后续换相失败预测方法是：
①预测思想
通过将电网交流故障的瞬时直流功率与阈值直流功率进行比较即实现后续换相失败预测，提前从故障发生时刻预测是否发生后续换相失败；
②临界阈值功率计算方法
交流故障下逆变器站的关断角表示为
其中，下降斜率kγ和最大值γmax在CF恢复过程中通过数据计算确定：；
其中，n是采集的样本总数，i＝1,2,…n；
从方程(9)可知，关断角与直流传输功率，超前触发角，线路直流电压的变化有关；
通过以下方程分析γ的变化趋势：
γ＝β-μ＝π-α-μ (15)
式中μ为换相重叠角；
对式(12)进行变换，最终得到超前触发角β关于γ的表达式，过程如下：
用式(17)表示：
将式(17)和带入式(16)，并对其进行积分，得到关断角恢复过程中β关于γ的动态变化：
其中C1是CF恢复过程中γ曲线的任何点确定的积分常数，所以带恢复过程的端点带入式(18)来求取C1，即β和γ的稳态值；
考虑CEAC控制效果的直流电压表示为：
式中N为6脉冲转换器的数量；
联立式(4)、(8)、(11)、(19)，消去Idc，Uac，获得考虑VDCOL和CEAC以及MMC对直流线路电压支撑作用的线路直流传输功率和关断角之间的函数关系式；
通过替换临界关断角γth，得到传输功率阈值
式中：
③预测流程
根据(13)和(14)，在各种典型参数下建立首次CF后关断角恢复过程中衰减斜率kγ的数据；
当混合级联型高压直流输电系统传输功率因交流故障而下降时，CCF预判模块启动；关断角恢复过程中的下降斜率通过查找数据表确定，C1可根据稳态时的超前触发角和关断角通过(18)计算，阈值传输功率Pth可由(20)确定；此外，收集交流故障下输电线路上的最小传输功率P0，然后与Pth进行比较；如果此时线路上传输直流功率小于Pth，那么在从首次CF开始恢复时刻预判CF将再次发生，即发生后续换相失败。
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|---|---|---|---|---|
| CN118214060A (zh) * | 2024-05-20 | 2024-06-18 | 四川大学 | 一种直流输电系统受端常规直流换流系统暂态控制方法 |
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