董明瑞; 顾丹珍; 杨秀; 赵丹丹; 崔勇 【期刊名称】《《电测与仪表》》 【年(卷),期】2019(056)019 【总页数】6页(P26-30,36)
【关键词】直流输电系统; 换相失败; 锁相环暂态误差; 反馈补偿; 抑制措施 【作 者】董明瑞; 顾丹珍; 杨秀; 赵丹丹; 崔勇
【作者单位】上海电力学院电气工程学院 上海200090; 上海市电力公司电力科学研究院 上海200437 【正文语种】中 文 【中图分类】TM721 0 引 言
近年来，我国的超高压直流输电工程发展非常迅速。然而，当逆变侧的交流电网发生扰动时，逆变站的换流器极易发生换相失败故障从而严重威胁受端电网的安全稳定运行。一般而言，换相失败故障容易连续发生，首次换相失败是较难避免，抑制后续换相失败比较有现实意义。
换相失败主要是由某些电气量变化引起，例如换相电压降低和直流电流增大[1-3]，另外换相电压波形畸变也是一个重要的因素[4-5]。通常抑制换相失败的主要措施是在逆变侧控制器中加入换相失败预测环节[6]，以及加装无功补偿设备[7]。在不
采用换相失败预测模块的情况下，文献[8]在低压限流环节前增加一个虚拟电阻，从而降低了换相失败的可能性，但此方法实际上改变了超高压直流输电(HVDC，下同)系统的稳态运行点，导致整流侧故障时HVDC系统将吸收较多的无功。有人将输入VDCOL环节的直流电压实测值用直流电压的理论值代替也能降低HVDC系统换相失败的可能性[9]，但与文献[8]存在同样问题。
以上这些措施多是建立在暂态过程中锁相环能够准确跟踪电压相位这个假设基础上得出的，事实上这个假设不一定成立。本文首先阐述了在首次换相失败后，由于交流电压的剧烈波动导致锁相环不能准确跟踪交流电压相位的现象，即锁相环的暂态误差。这种偏差严重时将引起换相失败。但是暂态过程中电压相位不能精确测量导致锁相环暂态误差无法直接测量得出，为此本文在间接测量锁相环暂态误差的基础上通过反馈减弱这种偏差以期降低换相失败的概率。 1 锁相环引起后续换相失败的原因分析
典型的锁相环由派克变换环节、PI环节和积分环节组成，其控制逻辑如图1所示。锁相环的闭环传递函数为其中kp=10，ki=50，其截止频率为ωb=10 rad/s，为了稳定性实际工程中PLL的截止频率都比较低，因此在交流电压相位发生突变时总要经过一定的时间才能准确的跟踪交流电压相位。
图1 锁相环结构图Fig.1 Phase-locked loop structure diagram
首次换相失败后，由于换流器中电力电子元件的大功率、非线性特性，导致交流电压的幅值相位出现突变，此时PLL输出相位和实际相位的不一致将导致换流阀触发角的实测值和指令值出现偏差，从而引发后续换相失败。如图2所示，正常工况下锁相环相位(虚线)等于交流电压的相位(实线)，触发脉冲发生器参照触发超前角β在t0时刻给出正确的触发脉冲。在t1时刻电网受到扰动电压相位发生突变，由于锁相环不能快速跟随交流电压的相位变化，所以在t1时刻以后实线与虚线不重合，本该在t2时刻给的触发脉冲被延迟到了t3时刻，导致换流阀接收到的触发
角与指令触发角存在偏差，受影响后当触发角指令值为β(α+β=π)时，实际的触发角却是β1(α1+β1=π)，它们之间存在偏差Di，而Di正是t3时刻的锁相环暂态误差，当Di大于一定程度时就会发生后续换相失败。
图2 触发角误差产生机理示意图Fig.2 Schematic diagram of the mechanism of the trigger angle error
然而，在暂态过程中交流电压的相位无法准确获知，因此无法直接的获取锁相环的暂态误差量。但是，由锁相环暂态误差Di可以通过触发超前角的指令值与实测值的差值间接得出。图3为Cigre Benchmark直流输电系统在2 s时发生持续0.5 s的故障接地电感Lf=0.5 H的三相接地故障时的触发超前角指令值，实测值以及两者之间的差值的波形，HVDC系统在2 s和2.14 s发生了两次换相失败故障，在第二次换相失败发生之前，锁相环的暂态误差触发角指令值与实测值的差值达到了10电角度以上，造成了第二次的换相失败。在这之后，差值也达到了10电角度以上，但由于此时系统无功比较充足，没有发生换相失败但熄弧角处于临界值。 图3 触发角测量值与指令值差值波形图Fig.3 Waveform diagram of the difference between the measured trigger angle and the order of trigger angle
2 基于反馈削弱控制角误差的换相失败抑制措施
若要减弱锁相环暂态误差的影响，方法之一是提高锁相环的性能。近年来已有许多改进型的锁相环，例如文献[10-12]所提到的方法。但这类改进都是将交流电压的零序和负序剔除，然后得到正序电压的相位，在HVDC系统中正序和负序电压都对换相过程有影响，这类改进并不适用于HVDC系统。本文所采用的方法是测得锁相环暂态误差的基础上，通过反馈减弱这种差值来减小后续换相失败的机率。 2.1 措施机理
如图4所示，锁相环暂态误差Di看作是对逆变侧控制器的干扰，其中为βordi逆
变侧的触发超前角指令值，βmeai为触发超前角实测值。在测量得到的基础上用反馈的方法削弱消除锁相环暂态误差对HVDC控制系统造成的不利影响，另外触发超前角实测值在换相失败期间由于各种电气量的快速变化而存在高频振荡，会对锁相环暂态误差测量值造成不良影响，需要对其进行滤波。因此测量得到的差值经过滤波放大后反馈到逆变侧指令值输出端口。
图4 反馈消除锁相环暂态误差示意图Fig.4 Schematic diagram of eliminating the error of PLL by feedback 2.2 参数选择
滤波环节选择使用一阶惯性环节。则图4所示结构的闭环传递函数可用式(1)表示，进一步化简为式(2)。 (1) (2)
式(2)中右边第一项是必然存在的，右边第二项中的Di(s)暂态过程中不为零，将对整个直流控制系统产生不利影响，因此应选择合适的参数T，K使得整个第二项尽可能的小。理论上讲当T趋于零而K趋于无穷大时整个第二项将趋于零。 一阶惯性环节要能够滤除中的多余谐波。而锁相环暂态误差Di(s)的频谱是由锁相环的闭环幅频特性决定的，当锁相环的闭环增益为0.1时对应的角频率为ωn0=100 rad/s，大约为16 Hz，可见其频谱范围多集中在低频。而中的谐波频率一般大于16 Hz，所以将一阶惯性环节的频率选择为16 Hz，既能够滤去大部分谐波，也不会对有用的成分造成明显的相位偏移，对应的时间常数为T=0.01 s。 在式(2)中，虽然第二项的K值增大能提升削弱Di(s)的幅值，但K值增大将恶化一
阶惯性环节的滤波效果。若选择在截止频率ωb处使Di(s)的幅值下降60%为目标，对应的K≈1.51左右。 3 仿真与验证 3.1 模型说明
本文在Cigre Benchmark标准测试模型的基础上作了设置最小熄弧设置最小熄弧时间为400 μs的修改，相较于原标准测试模型更容易发生换相失败，也更贴近工程实际。标准测试模型的其他参数没有变化。 3.2 仿真算例
三相故障接地的故障严重程度最大，单相接地故障造成的不对称程度最大。因此，本文在故障接地电感为Lf=0.5 H的情况下，分别设置在2 s开始持续0.5 s的三相金属性接地和单相金属性接地故障，对比改进前和改进后HVDC系统的各项指标。
3.2.1 三相接地故障
图5为故障接地电感为Lf=0.5 H时，原系统与改进后系统的对比。由图5(d)可知控制指令的偏差值明显减小了约60%左右，没有发生第二次换相失败。控制角指令偏差的高频震荡主要出现熄弧角为0的时间段内，对之后HVDC系统的恢复无明显的影响。图5(c)说明改进后的系统熄弧角只有一次下降为0，说明只发生了一次换相失败，而且2.5 s故障消失后，熄弧角也能比原系统更快的恢复到额定值。图5(a)、图5(b)为直流电压与直流电流的对比，可以看到改进后的直流电压和直流电流只出现了一次大的波动，而原系统为两次，改进后的系统有利于整个电网系统的稳定运行。
图5 三相接地故障对比图Fig.5 Comparison diagram of three-phase grounding fault 3.2.2 单相接地故障
图6为故障接地电感为Lf=0.5 H时，原系统与改进后系统的对比。由图6 (d)可知控制指令的偏差值明显也减小了约60%左右，没有发生第二次换相失败。图6(a)、图6(b)也表明直流电流和直流电压这些一侧的电气量大的波动只有一次。但与三相接地故障不同的时，在单相故障存在时系统中含有较多的二次谐波，这这主要是电网系统在单相接地故障时系统的不对称引起的。相应的，图6(c)表明改进后系统熄弧角为0的次数只有1次，但在故障持续时系统的系统角持续高于额定值，这时HVDC控制系统中的电流偏差环节提供了一定的熄弧角裕度的原因。 图6 单相接地故障对比图Fig.6 Comparison diagram of single phase grounding fault
3.2.3 换相失败抑制范围扫描
为了确定所提措施具体的抑制换相失败范围，在不同的故障接地电感下，在原系统和改进之后的HVDC系统中，在2 s时分别设置持续0.5 s的三相接地故障和单相接地故障，两种系统的的换相失败次数对比如表1所示。
由表1可知，对于三相接地故障，本文所提方法能够在较广的范围内将换相失败的次数降为1次，但是没有办法避免首次换相失败。在故障地点极端靠近换流站母线时(例如故障接地电感为Lf=0.01 H)，逆变站的熄弧角将持续为0，这是因为此时换相电压已经跌落到不可接受的程度，控制手段已经无能为力。 表1 改进前与改进后换相失败对照表Tab.1 Comparison table about
commutation failure before and after improvement故障接地电感Lf/H单相接地换相失败次数改进前改进后三相接地换相失败次数改进前改进后
1.500001.400001.300211.200211.100211.021210.921210.832210.732210.632210.521210.421210.321110.231110.122210.0511110.01112-- 表1中“-”代表熄弧角持续为0。
对于单相接地故障，所提方法也能够在较广的范围内减少换相失败的次数，但在故
障地点接近逆变站的情况下(例如故障接地电感为Lf=0.1 H)没有减少换相失败的次数，这是因为造成换相失败的原因多种多样，此时触发超前角偏差已经不是主因。在故障地点极端靠近换流站母线时(例如故障接地电感为Lf=0.01 H)，原系统将持续不断的出现换相失败(在0.5 s内连续换相失败11次)，但在改进的系统中换相失败只出现了2次之后整个直流系统恢复到了新的稳态运行点，说明本文所提方法能够提升整个系统的稳定性。 4 结束语
(1)提出了一种新的造成后续换相失败的原因：逆变站锁相环在首次换相失败过后存在一定时间的暂态过程，不能够迅速准确地跟踪交流电压的相位，导致逆变站控制器输出的指令值与实际值总是存在一定的误差，当超过一定范围时会引发换相失败；
(2)通常抑制后续换相失败的措施或是增加熄弧角，或是改变直流输电系统的稳态运行曲线。这些方法大多没有考虑锁相环的暂态误差，本文首次提出减少锁相环暂态误差的方法来抑制后续换相失败，算例表明效果明显；
(3)通过反馈减弱锁相环暂态误差的方式减小了后续换相失败的机率，这种方法不会加重逆变侧电网的无功负担，具有一定的优势。 参 考 文 献
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