基于動態(tài)電流偏差控制的連續(xù)換相失敗抑制方法

戴志輝，潘星宇，王靖宇

（華北電力大學(xué)電力工程系，保定 071003）

基于電網(wǎng)換相換流器的高壓直流輸電LCCHVDC（line commutated converter based high voltage direct current）發(fā)展迅速，在遠距離大容量輸電和異步電網(wǎng)互聯(lián)中得到廣泛應(yīng)用，交直流混聯(lián)電網(wǎng)日趨形成[1]。然而，LCC-HVDC換流閥為晶閘管，無自關(guān)斷能力，當逆變側(cè)交流系統(tǒng)故障時易引發(fā)換相失敗，其在功率傳輸、繼保裝置動作等多方面影響交直流系統(tǒng)的穩(wěn)定運行[2]。而故障后的首次換相失敗一般影響較小且很難避免[2]，因此目前主要關(guān)注連續(xù)換相失敗的抑制措施并取得了進展，大致分為配備額外的輔助設(shè)備、改造換流器的拓撲、優(yōu)化直流控制策略3類。

在配備額外的輔助設(shè)備方面，文獻[3-5]提出采用直流限流器限制直流電流上升從而降低換相失敗發(fā)生的概率，但傳統(tǒng)型直流限流器（如直流線路上的平波電抗器）因受直流系統(tǒng)經(jīng)濟運行約束，對連續(xù)換相失敗的抑制能力有限；超導(dǎo)型及電力電子型直流限流器雖能通過限制暫態(tài)過程中直流電流的上升較好地抑制連續(xù)換相失敗，但因其造價高昂等原因限制了其在實際工程中的應(yīng)用。文獻[6-9]從受端無功補償優(yōu)化角度穩(wěn)定受端換流母線電壓從而達到抑制連續(xù)換相失敗的目的，但無功補償設(shè)備的動作機理與LCC-HVDC系統(tǒng)之間的耦合特性，有待進一步研究。文獻[10-11]利用電壓源換流器VSC（voltage source converter）可調(diào)節(jié)換流母線電壓這一特性，將LCC-HVDC系統(tǒng)受端換流器改成VSC，解決換相失敗的問題。但在這種混合直流輸電系統(tǒng)中，兩類換流器的控制規(guī)律、電壓匹配等問題還需進一步完善。

在改造換流器的拓撲方面，電容換相換流器和可控串聯(lián)電容換相換流器利用串聯(lián)電容提供輔助換相電壓來避免換相失敗，但存在諧波污染、對換流閥的絕緣要求高等不足，所以并未廣泛應(yīng)用在實際工程中?；诖?，文獻[12-16]分別提出在LCCHVDC原閥臂或換流變與換流閥之間串接一定數(shù)量的可控子模塊構(gòu)成5種新型換流器，達到輔助換相的目的。但這5種新型換流器拓撲存在子模塊換相匹配有難度、LCC-HVDC控制系統(tǒng)復(fù)雜度增加等問題，工程實施難度大。

配備額外的輔助設(shè)備、改造換流器的拓撲都需要額外的投入，增加了投資成本。為此很多學(xué)者從優(yōu)化直流控制策略方面提出了一些有效的連續(xù)換相失敗抑制策略。大致可分為兩類：①減小直流電流指令值；②提前觸發(fā)或者改變關(guān)斷角整定值。如文獻[17]提出一種功率檢測法實現(xiàn)快速檢測故障后降低直流電流指令，但要求同時采集三相電壓及電流，增加了檢測難度。為此，許多結(jié)合低壓限流特性 VDCOL（voltage dependent current order limiter）的自適應(yīng)電流指令調(diào)節(jié)措施被提出：文獻[18-20]分別提出構(gòu)建虛擬電阻、虛擬電感，動態(tài)計算啟動電壓的方法來改善VDCOL的輸入電壓指令；文獻[21]提出構(gòu)建虛擬換相面積缺乏量作為新的VDCOL控制輸入；文獻[22]提出采用圓弧曲線代替原有VDCOL中的斜坡函數(shù)靜態(tài)特性曲線。上述方法都能優(yōu)化VDCOL輸出電流指令值，從而抑制連續(xù)換相失敗發(fā)生，但需預(yù)防直流系統(tǒng)恢復(fù)較慢時對交流系統(tǒng)的暫態(tài)穩(wěn)定造成的不利影響[23]。在提前觸發(fā)或者改變關(guān)斷角整定值方面，文獻[24]結(jié)合換相失敗預(yù)測控制，實現(xiàn)提前觸發(fā)以獲得較大的換相裕度，雖能一定程度上降低換相失敗風(fēng)險，但提前觸發(fā)會使無功消耗增加，不利于交流電壓的恢復(fù)[17]。文獻[25]在最小關(guān)斷角控制的基礎(chǔ)上提出一種最小關(guān)斷面積控制方法，較好地抑制了連續(xù)換相失敗的發(fā)生。文獻[26]通過分析電流偏差控制模塊中的相應(yīng)參數(shù)對換相失敗和故障后系統(tǒng)恢復(fù)的影響，提出一種自適應(yīng)電流偏差控制方法，在抑制連續(xù)換相失敗方面取得良好效果，但對連續(xù)換相失敗得到抑制后的直流傳輸功率變化情況考慮較少，使該方法下系統(tǒng)運行的經(jīng)濟性略有降低。

基于上述現(xiàn)狀，結(jié)合電流偏差控制的靜態(tài)特性與換相失敗之間的關(guān)聯(lián)，本文提出另一種抑制連續(xù)換相失敗的動態(tài)電流偏差控制方法：基于換流母線電壓的實時變化情況，動態(tài)調(diào)整電流偏差斜升函數(shù)關(guān)斷角增量上限值Δγmax來使其斜率自適應(yīng)改變，實現(xiàn)對關(guān)斷角的實時調(diào)節(jié)。最后，利用PSCAD/EMTDC中CIGRE標準測試模型實現(xiàn)了所提方法，大量仿真結(jié)果表明，所提方法能有效降低直流系統(tǒng)連續(xù)換相失敗發(fā)生概率，改善直流系統(tǒng)運行特性。

1 換相失敗機理與傳統(tǒng)電流偏差控制分析

1.1 換相失敗機理

在LCC-HVDC系統(tǒng)采用晶閘管作為換流器件，其退出導(dǎo)通時需承受一定時間的反壓才能保證其阻斷能力的恢復(fù)。若換相過程已結(jié)束但換流閥的阻斷能力未恢復(fù)時，換流閥會因再次承受正向電壓而重新導(dǎo)通，向原準備退出導(dǎo)通的閥倒換相，這稱為發(fā)生了換相失敗[18]。由于整流閥在換相結(jié)束后的很長一段時間內(nèi)都承受反向電壓，發(fā)生換相失敗的概率較低，因此，換相失敗多在逆變側(cè)發(fā)生[22]。

逆變側(cè)關(guān)斷角不足是導(dǎo)致?lián)Q相失敗發(fā)生的根本原因，系統(tǒng)對稱運行時，關(guān)斷角計算公式為

式中：γ為關(guān)斷角；ω為系統(tǒng)角頻率；Lr為等值換相電感；Id為直流電流；UL為逆變側(cè)交流線電壓有效值；β為超前觸發(fā)角。

若γ＜γmin，便認為發(fā)生換相失敗，γmin為保證晶閘管阻斷能力恢復(fù)的最小關(guān)斷角[21]。

若發(fā)生單相接地故障，由于換相電壓過零點前移電角度φ，則關(guān)斷角計算公式變?yōu)?/p>

連續(xù)換相失敗是指受端交流側(cè)故障導(dǎo)致直流系統(tǒng)首次換相失敗發(fā)生后，后續(xù)又有一個或多個電網(wǎng)周期內(nèi)發(fā)生了換相失敗[20]。在首次換相失敗后，直流控制模塊迅速作出響應(yīng)試圖恢復(fù)系統(tǒng)的穩(wěn)定運行，故連續(xù)換相失敗是否發(fā)生與直流控制規(guī)律密切關(guān)聯(lián)，為降低連續(xù)換相失敗發(fā)生的概率，有必要深入研究直流控制模塊之間的交互規(guī)律。

1.2 電流偏差控制特性與換相失敗的關(guān)聯(lián)性分析

直流系統(tǒng)的典型控制模塊如圖1所示，正常運行時，整流側(cè)定電流控制（其中含定αmin控制），逆變側(cè)定關(guān)斷角控制[3]。圖1中，Idz和Idinv分別為整流側(cè)、逆變側(cè)直流電流測量值；Udinv和γin分別為逆變側(cè)直流電壓、關(guān)斷角的測量值；γref為逆變側(cè)關(guān)斷角的額定值；αrec和αinv分別為整流側(cè)、逆變側(cè)觸發(fā)角指令值；Idesorder和Idorder分別為主控制極和實際輸出的直流電流指令值；βinvCC和βinvCEA分別為逆變側(cè)定電流控制和定關(guān)斷角控制產(chǎn)生的超前觸發(fā)角指令；Rv為補償電阻。

圖1 直流系統(tǒng)典型控制模塊Fig.1 Typical control module of DC system

逆變側(cè)的定關(guān)斷角特性曲線與整流器的定αmin特性曲線的斜率很接近，當整流站交流電壓下降或逆變站交流電壓升高時，可能會使定αmin特性與定關(guān)斷角特性相交，導(dǎo)致控制方式的不穩(wěn)定；為避免這種情況，會在逆變器的定關(guān)斷角控制和定電流控制特性之間的轉(zhuǎn)換處采用一個具有正斜率的電流偏差控制[3]。

結(jié)合圖1可知，電流偏差控制是通過控制定關(guān)斷角控制器的整定值來實現(xiàn)的，其數(shù)學(xué)表達式如式（3）所示，靜態(tài)特性曲線如圖2所示。

式中：Δγ為輸出的關(guān)斷角增量值；ΔIH為直流電流偏差飽和值；Δγmax為電流偏差斜升函數(shù)輸出關(guān)斷角的上限值；ΔId為實測直流電流與指令值之差；k為函數(shù)斜率。

交流故障發(fā)生導(dǎo)致首次換相失敗后，直流電流迅速上升，此時實測直流電流與指令值之差ΔId＜0，結(jié)合式（3）、圖1及圖2，電流偏差控制不啟動。隨著整流側(cè)定電流控制的持續(xù)作用，實測直流電流將出現(xiàn)超調(diào)，使得ΔId＞0，電流偏差控制啟動，而且其將在后續(xù)逆變側(cè)多控制器的復(fù)雜交互過程中持續(xù)啟動[27]。在此過程中，關(guān)斷角整定值會因電流偏差控制的持續(xù)啟動而發(fā)生改變，而關(guān)斷角不足正是換相失敗發(fā)生的本質(zhì)。文獻[26]指出電流偏差控制斜升函數(shù)的斜率k在一定范圍內(nèi)，其值越大抑制換相失敗的效果越好，但不利于故障切除后的直流功率恢復(fù)，甚至?xí)档洼斔偷墓β?；其值越小越容易發(fā)生換相失敗，但卻能提高故障后直流功率的恢復(fù)速度。

圖2 電流偏差控制靜態(tài)特性Fig.2 Static characteristics of current deviation control

ΔId的大小與故障嚴重程度呈正比關(guān)系，且具有自適應(yīng)性，這種自適應(yīng)性以及電流偏差控制函數(shù)斜率k與直流系統(tǒng)運行特性的關(guān)聯(lián)，為抑制連續(xù)換相失敗提供了一定思路。

2 動態(tài)電流偏差控制

2.1 動態(tài)電流偏差控制簡述

基于第1.2節(jié)的分析，提出一種動態(tài)電流偏差控制方法：通過逆變側(cè)換流母線電壓幅值跌落的大小ΔUm來動態(tài)改變電流偏差斜升函數(shù)輸出關(guān)斷角的上限值Δγmax，實現(xiàn)斜率k的自適應(yīng)調(diào)整。

如圖3所示，系統(tǒng)正常運行時電流偏差控制特性為曲線1，當交流故障發(fā)生導(dǎo)致?lián)Q流母線電壓幅值跌落時，Δγmax增大到Δγmax3，斜率k變大，使得輸入同等大小的ΔId，輸出的關(guān)斷角整定值增量變大，電流偏差控制特性為曲線3；當故障被切除后，交流電壓幅值回升，ΔUm減小，斜升函數(shù)輸出上限值Δγmax減小，斜率k變小，電流偏差控制特性逐漸由曲線3恢復(fù)為曲線1。

圖3 動態(tài)電流偏差控制特性Fig.3 Dynamic current deviation control characteristics

參考CIGRE標準測試系統(tǒng)，系統(tǒng)正常運行時，ΔIH取0.1 p.u.，Δγmax1取0.279 3rad。動態(tài)電流偏差控制特性變?yōu)?/p>

但經(jīng)大量仿真發(fā)現(xiàn)，較嚴重單相接地短路情況下，上述方法對于抑制連續(xù)換相失敗的效果不明顯。原因如下：①相比三相故障，單相接地故障下，由于換相電壓過零點會前移電角度φ，由式（2）可知，實際關(guān)斷角會更小，更易造成換相失敗；②如圖4所示（在直流功率為1 000MW、額定電壓為500 kV、額定電流為2 kA的CIGRE標準測試系統(tǒng)中，分別設(shè)置A相和三相經(jīng)0.45 H電感的接地短路），由于故障相電壓幅值會在故障開始時段內(nèi)有較大波動，單相故障情況下的波動程度更大，導(dǎo)致ΔUm劇烈波動，電流偏差控制斜升函數(shù)的斜率k時大時小，輸出的關(guān)斷角整定值增量Δγ不穩(wěn)定。所以，對于單相故障導(dǎo)致的連續(xù)換相失敗，上述方法不能很好地抑制。

圖4 故障期間ΔUm變化情況Fig.4 Variation inΔUmunder faults

基于上述分析，為了提高單相接地故障時換相失敗的抑制能力，當檢測換流母線電壓零序分量的幅值U0m超過某一閾值U0mz時，將ΔUm設(shè)定為恒定值λ，考慮零序量的波動，采用滯環(huán)比較器，當U0m＜U0min時才返回。

2.2 部分參數(shù)的整定

根據(jù)式（5）對啟動值U0mz進行整定。

式中：Kr為可靠系數(shù)，取為1.1；U01為單相接地故障剛好不會導(dǎo)致?lián)Q相失敗時對應(yīng)的換流母線零序電壓幅值，U01max為U01的最大值。由文獻[21]知，接地電感≥1.3 H時對任何故障直流系統(tǒng)不會發(fā)生換相失敗，接地電感＜1.3 H時系統(tǒng)發(fā)生換相失敗，因此，U0mz按接地電感為1.3 H時換流母線單相故障下的零序電壓整定。

故障開始時刻為3 s，持續(xù)0.5 s，如圖5所示，得到U01及KrU01曲線，進而得U0mz=0.007 p.u.，U0min為0.00p.u.。而λ難以解析整定，故采用窮舉法在（0，0.2）之間通過仿真確定較優(yōu)值，整定過程中以抑制單相故障導(dǎo)致的連續(xù)換相失敗效果和故障切除后直流功率的恢復(fù)為約束，最終取0.14。

圖5 U0mz的整定Fig.5 Setting ofU0mz

2.3 交流電壓幅值的檢測

文獻[28]采用對輸入電壓u微分的方法構(gòu)建其正余弦分量，實現(xiàn)對電壓幅值的檢測。但為濾除輸入和微分計算帶來的高次諧波和噪聲，輸出處采用了延時濾波，一定程度上降低了檢測速度。

基于此，采用二階廣義積分器SOGI（second-order generalized integrator）檢測法來獲取交流電壓的幅值[29]。其原理如圖6所示。

圖6中，u為輸入電壓；ω0為工頻電壓角頻率；a、b分別為電壓u的正弦分量和余弦分量。

由圖6分別得u到a和b的傳遞函數(shù)，即

圖6 SOGI法檢測交流電壓幅值原理Fig.6 Principle of measuring AC voltage amplitude using the SOGI method

繪制式（6）對應(yīng)的幅頻特性及相頻特性分別如圖7和圖8所示。由圖7和圖8可知：①在工頻時，a的幅值和相位與輸入電壓u相同，b的幅值與u相等，相位滯后90°，因此，交流電壓幅值Um可用式（7）求得；②SOGI檢測法本身對高次諧波就有良好的濾除效果，無需另外附加濾波環(huán)節(jié)，從而使電壓檢測的速度得到提高。

圖7 u到a的幅頻、相頻特性Fig.7 Amplitude-frequency and phase-frequency characteristics betweenuanda

圖8 u到b的幅頻、相頻特性Fig.8 Amplitude-frequency and phase-frequency characteristics betweenuandb

需要說明的是，圖7和圖8幅頻特性中的縱坐標為幅值的比值，故沒有量綱。

2.4 動態(tài)電流偏差控制方法的整體結(jié)構(gòu)框圖

所提動態(tài)電流偏差控制方法框圖如圖9所示。

圖9 動態(tài)電流偏差控制方法整體框圖Fig.9 Overall block diagram of dynamic current deviation control method

SOGI法實時檢測出換流母線電壓的動態(tài)變化。系統(tǒng)正常運行時，電流偏差控制保持原有CIGRE系統(tǒng)中的標準特性。故障發(fā)生時，依據(jù)不同類型故障下?lián)Q流母線三相電壓及其零序電壓的動態(tài)變化，電流偏差控制曲線的關(guān)斷角增量上限值Δγmax將做出對應(yīng)改變，實現(xiàn)對關(guān)斷角整定值的自適應(yīng)調(diào)整，從而達到抑制連續(xù)換相失敗的目的。

3 仿真分析與驗證

3.1 仿真模型

在PSCAD/EMTDC中利用CIGRE模型，實現(xiàn)所提的動態(tài)電流偏差控制方法，驗證其對抑制連續(xù)換相失敗的有效性。模型中系統(tǒng)的直流功率為1000 kW，額定電壓為500 kV，額定電流為2 kA，模型的具體結(jié)構(gòu)和參數(shù)參考文獻[21]。

3.2 仿真分析與驗證

由于電感性接地故障是實際系統(tǒng)中最為常見也是在相同條件下最容易導(dǎo)致?lián)Q相失敗的故障形態(tài)[18]，故仿真過程中，可通過設(shè)置不同大小的接地電感來模擬不同嚴重程度的故障，電感值越小代表故障越嚴重[19]。

對比采用以下2種方法對連續(xù)換相失敗的抑制作用。

方法1采用CIGRE標準模型控制策略。

方法2在方法1的基礎(chǔ)上，加入所提動態(tài)電流偏差控制方法。

（1）案例1：在逆變側(cè)換流母線處設(shè)置單相接地故障，接地電感Lf為1 H，故障開始時間為3 s，持續(xù)0.5 s。在該條件下，采用方法1和方法2系統(tǒng)的相關(guān)電氣量變化特征如圖10所示。

圖10 單相故障且Lf=1H時的系統(tǒng)響應(yīng)Fig.10 System response under single-phase fault with Lf=1H

接地電感Lf=1 H表示故障較輕微，在此情況下，由圖9可知，雖然此時動態(tài)電流偏差控制會啟動，但由于故障較輕微，ΔId較小，所以關(guān)斷角增量與采用方法1時相當。結(jié)合圖10可知，采用方法1和方法2都不會發(fā)生換相失敗，且2種方法下系統(tǒng)的故障恢復(fù)能力也相當，這說明本文方法對系統(tǒng)的運行特性不會產(chǎn)生不良效果。

（2）案例2：在逆變側(cè)換流母線處設(shè)置單相接地故障，接地電感為0.45 H，故障開始時間為3 s，持續(xù)0.5 s。在該條件下，采用方法1和方法2系統(tǒng)的相關(guān)電氣量變化特征如圖11所示。

案例2中接地電感Lf=0.45 H，此時對應(yīng)工程中比較嚴重的交流故障[19]。由圖11可知，當采用方法1時即使Δγ連續(xù)3次輸出最大值16°，也未能阻止關(guān)斷角連續(xù)3次跌落至0，導(dǎo)致連續(xù)換相失敗發(fā)生，直流電流、直流功率大幅度波動直至故障消失后才恢復(fù)穩(wěn)定。而采用方法2時，故障發(fā)生后，在動態(tài)電流偏差控制方法的作用下，關(guān)斷角整定值增量Δγ持續(xù)維持在較大值，關(guān)斷角只有一次跌落到0，連續(xù)換相失敗得到了有效的抑制，直流電流和直流功率也能較快地穩(wěn)定，隨著故障的消失，動態(tài)電流偏差控制輸出Δγ減小，系統(tǒng)逐漸恢復(fù)至正常穩(wěn)態(tài)運行。

圖11 單相故障且Lf=0.45H時的系統(tǒng)運行特性Fig.11 System operating characteristics undersingle-phase fault withLf=0.45H

（3）案例3：在逆變側(cè)換流母線處設(shè)置三相接地故障，接地電感為0.45 H，故障開始時間為3 s，持續(xù)0.5 s。由仿真結(jié)果圖12所示，在該故障條件下，所提動態(tài)電流偏差控制方法同樣能起到抑制連續(xù)換相失敗發(fā)生的作用。

圖12 三相故障且Lf=0.45H時的系統(tǒng)運行特性Fig.12 System operating characteristics under three-phase fault withLf=0.45H

為進一步驗證方法對抑制連續(xù)換相失敗的有效性，需對不同故障類型、故障程度進行大量的仿真測試。定義故障嚴重水平FL[26]為

式中：UL為換流母線電壓；ω為角頻率；Lf為接地電感；Pd為直流系統(tǒng)的額定傳輸功率。FL越大，表示故障越嚴重。

圖13給出了FL在5%～50%范圍內(nèi)，單相故障和三相故障在方法1和方法2下的換相失敗次數(shù)，其中故障時刻均設(shè)置為3 s，故障持續(xù)0.5 s。由仿真結(jié)果可知，所提動態(tài)電流偏差控制一定程度上能降低連續(xù)換相失敗發(fā)生的概率。

圖13 兩種方法對連續(xù)換相失敗的抑制效果對比Fig.13 Comparison of suppression effect on continuous commutation failures between two methods

3.3 動態(tài)電流偏差控制方法優(yōu)越性分析

如圖14所示，文獻[26]通過故障相電壓跌落大小改變輸入直流電流偏差飽和值ΔIH（ΔIH=0.1-mΔUm，其中，考慮抑制連續(xù)換相失敗的效果，文獻[26]將m整定為0.5）來改變電流偏差斜升函數(shù)的斜率，從而實現(xiàn)對關(guān)斷角整定值增量Δγ動態(tài)調(diào)整，有效地抑制了連續(xù)換相失敗的發(fā)生，具有較高的工程應(yīng)用價值。

如圖3所示，所提方法是通過故障相電壓跌落大小來改變輸出關(guān)斷角增量上限值Δγmax來改變電流偏差斜升函數(shù)的斜率，達到動態(tài)調(diào)整關(guān)斷角整定值增量的目的。

設(shè)文獻[26]所提方法中電流偏差控制斜升函數(shù)的斜率為k1，本文所提方法對應(yīng)的斜率為k2，結(jié)合圖14和圖3，具體表達式分別如下：

圖14 文獻[26]方法Fig.14 Method proposed in Ref.[26]

由式（11）可知，對于相同大小的電壓降落ΔUm，文獻[26]所提方法得到的電流偏差控制輸出的關(guān)斷角整定值增量要大于本文方法的Δγ。而在直流系統(tǒng)中，部分電氣量存在以下約束關(guān)系：

式中：Pac為交流側(cè)吸收的有功；Qac為直流系統(tǒng)消耗的無功；Pd為直流系統(tǒng)傳輸功率；φ1為LCC-HVDC系統(tǒng)功率因數(shù)角；γ為關(guān)斷角；β為超前觸發(fā)角。

由式（12）～（14）可知，關(guān)斷角整定值γ并不是越大越好，γ越大，功率因數(shù)越小，換流母線處的無功損耗越大，直流傳輸功率下降越多。所以在抑制換相失敗能力相當?shù)那闆r下，本文方法在保證直流傳輸功率上優(yōu)于文獻[26]的方法。

為驗證上述理論分析的正確性，分別在逆變側(cè)設(shè)置三相、單相接地故障，接地電感設(shè)置為0.45 H。在該故障條件下，兩種方法對應(yīng)的直流功率變化情況分別如圖15和圖16所示。

由圖15和圖16可知，兩種自適應(yīng)電流偏差控制方法都能抑制住連續(xù)換相失敗的發(fā)生，都能在故障發(fā)生后約200 ms左右使得直流功率穩(wěn)定。但采用本文方法時，其直流功率在故障期間穩(wěn)定值更大，恢復(fù)速度也優(yōu)于文獻[26]所提方法，更利于系統(tǒng)的經(jīng)濟運行。

圖15 三相故障且Lf=0.45H時直流功率變化對比Fig.15 Comparison of DC power variation under three-phase fault withLf=0.45H

圖16 單相故障且Lf=0.45H時直流功率變化對比Fig.16 Comparison of DC power variation undersingle-phase fault withLf=0.45H

4 結(jié)語

從電流偏差控制的靜態(tài)特性出發(fā)，通過分析其與換相失敗之間的關(guān)聯(lián)，提出一種抑制連續(xù)換相失敗的動態(tài)電流偏差控制方法：依據(jù)故障相電壓跌落大小調(diào)整電流偏差斜升函數(shù)關(guān)斷角增量上限值Δγmax來動態(tài)改變斜升函數(shù)的斜率，實現(xiàn)對關(guān)斷角整定值的動態(tài)調(diào)節(jié)。大量仿真實驗表明，該控制方法能降低直流系統(tǒng)發(fā)生連續(xù)換相失敗的概率，有利于改善直流系統(tǒng)的運行特性，且該方法易實現(xiàn)、無需其他補充投入，具有較強的工程實用價值。