計及晶閘管最小關斷角變化的動態關斷角控制

黃小晶, 吳學光，范征，古懷廣，韓民曉

(1.華北電力大學電氣與電子工程學院, 北京市102206；2.全球能源互聯網研究院有限公司，北京市 102209)

0 引 言

換流閥是高壓直流輸電系統的核心裝置，是實現交、直流電能轉換的重要功能單元，其運行可靠性很大程度上決定了高壓直流電網的運行可靠性。換相失敗是高壓直流輸電系統中逆變器比較容易發生的故障之一[1]，目前換相失敗已經成為進一步提升直流輸電系統可靠性的短板。換相失敗的檢測是對換相失敗進行預防和控制的基礎，怎樣提高換相失敗檢測能力和換流閥抵御換相失敗能力是目前提升直流系統可靠性的首要解決方法。

截至目前，國內外學者對換相失敗做了大量的研究。但結合工程實際，考慮換流閥的最小關斷時間的研究工作很少。文獻[2-3]指出換相失敗的原因可以歸結為：換相電壓幅值減小、電壓相移以及諧波等；文獻[4-5]總結了換相失敗的影響因素：交流電壓幅值的變化、超前觸發角的大小、換流變壓器變比的大小、換相電抗的大小以及不對稱故障；文獻[6-7]提出了幾種常見的換相失敗判別方法：直流電壓過零法、關斷角判斷法、相位比較法以及最小電壓降落法；文獻[8-9]對電壓、電流波形進行sin-cos分解，采用小波能量譜分析對換相失敗進行特征提取和判斷；文獻[10]從控制策略和硬件裝置2個方面提出了一些換相失敗的恢復措施；文獻[11]針對不同的運行工況，提出了不同的換相失敗風險評估方法；文獻[12-13]結合華東電網直流工程，對換相失敗過程中的故障恢復進行了研究；文獻[14]研究了多饋入直流輸電系統下的換相失敗問題。

以上研究成果中，換流閥的最小關斷角皆被定義為一個定值(8°左右)，與運行工況和運行環境無關；但在實際工程中，換流閥的關斷時間(關斷角)與運行工況及運行環境動態相關，直接決定換流閥是否發生換相失敗，并對控制系統關斷角的控制裕度有間接影響，現有技術忽視了晶閘管最小關斷角變化所引起的換相失敗隱患。因此，在考慮換流閥設備動態最小關斷角的基礎上進行抵御換相失敗的研究更具有現實意義。

本文從換流閥的動態換相特性出發研究換相失敗發生的機理，建立適用于工程應用的基于試驗擬合參數的晶閘管固有關斷角模型，并在CIGRE直流輸電標準測試模型上進行仿真，通過修改6脈波封裝組件中的最小關斷角選項，驗證晶閘管最小關斷角變化對直流輸電控制系統的影響。在此基礎上，提出一種基于晶閘管實測數據的動態關斷角控制策略，在PSCAD/EMTDC中建立對應的仿真模型并進行驗證。仿真結果表明，該控制策略能在一定程度上提高換流閥在故障期間的換相裕度，緩解高壓直流輸電系統在各種故障下的換相失敗。

1 換流閥換相過程及最小關斷角模型

1.1 換流閥換相過程分析

直流輸電系統中換流器所采用的可控硅閥是半控型功率器件，具有導通關斷特性，且必須在同時承受正向陽極電壓和正向門極電壓時[15]，才能從關斷轉入導通。只有當流經閥門的電流為0時，即晶閘管閥內多余的載流子消失，才能從導通轉入關斷狀態。

當2個閥在進行換相時，換相回路中電感的作用(通過電感的電流是連續的，不會發生突變)使流過閥的電流不能突變，因此，2個閥之間的電流轉換需要一個過程，這個過程叫做換相過程[16]。正常換相過程為：換流完成后，反向電壓將繼續在閥門上施加一段時間來恢復正向閉鎖能力。若應該關閉的閥在還沒有恢復阻斷能力的情況下再次承受正向電壓，那么，將要導通的閥將向原來將要退出導通的閥倒換相，這種現象稱為換相失敗。晶閘管閥中載流子的去離子恢復時間為400～900 μs。 恢復時間對應于電角度，定義為最小關斷角[17]，表示晶閘管關斷角的最小值γmin。在實際工程中觸發角度的變化、交流電壓的擾動等都會直接導致系統關斷角γ的減小，當γ<γmin時發生換相失敗。

1.2 晶閘管最小關斷角模型

晶閘管閥關斷過程由晶閘管反向恢復特性和外電路參數共同決定。對晶閘管進行關斷特性測試試驗，發現晶閘管關斷時間受晶閘管結溫、過零點電流變化率、正向通態電流等狀態量的影響，即實際工程中的晶閘管關斷時間是隨著運行工況的變化而變化的。通過對8.5 kV晶閘管關斷特性的測試，得到試驗數據，讀取多組原始數據，利用MATLAB建模，進行多元線性回歸分析，可精確得到不同運行工況下的晶閘管關斷時間近似公式[18]：

(1)

式中：tq為晶閘管最小關斷時間(μs)；di/dt為晶閘管過零點電流變化率(A/μs)；Tj為晶閘管結溫(℃)；IF為晶閘管正向通態電流(kA)；β0—β3為線性回歸擬合系數。

針對50 Hz交流系統，晶閘管最小關斷角可由關斷時間得到：

(2)

利用式(1)，可在PSCAD上建立晶閘管最小關斷角模型，即可得到關斷角的動態曲線。實際工程中晶閘管的結溫變化范圍為70～90 ℃，此模型中取平均值80 ℃，其中正向通態電流和過零點電流變化率采樣邏輯如圖1所示。

圖1 采樣電路邏輯框圖Fig.1 Logic diagram of sampling circuit

首先測量流過晶閘管閥電流i，利用微分電路計算閥電流的實時電流變化率。通過反向過零檢測器，在第k周期閥電流下降過零的時刻發出脈沖。利用脈沖和保持器，記錄保持過零點的電流下降率di/dt。同樣可根據上升沿觸發電路得到第k周期閥穩態開通時刻脈沖，利用此脈沖和保持器，記錄保持此時的晶閘管電流值，得到第k周期閥的正向通態電流值IF。將采樣獲得的值代入式(2)，便可得每只晶閘管的最小關斷角，然后取6只晶閘管關斷角的最大值作為該閥的最小關斷角。

2 關斷角動態調節控制方法

2.1 定關斷角控制原理

為了保證系統的安全穩定運行，盡可能提高交流系統的功率因數，逆變側一般采用定關斷角控制。工程實際中常用的定關斷角控制有2種：閉環控制器和開環控制器[19]。其原理分別如圖2(a)和(b)所示。

圖2 定關斷角控制器原理框圖Fig.2 Schematic diagram of fixed turn-off angle controller

閉環控制器根據2次換相電壓的過零信號確定被測關斷角γinv，并與參考值γref進行比較，兩者之差通過PI控制環節輸出作為逆變器的觸發角信號α；當計及不連續觸發的影響時，以上個周期中的最小關斷角作為閉環反饋的測量值。開環型控制器則是根據直流系統實際運行參數，計算出與γref對應的觸發角α，然后對逆變側進行觸發控制。開環型定關斷角控制原理公式為：

(3)

式中：γ0是關斷角指令值；Id是直流電流指令值；dx是換相電抗；Ud0是理想空載直流電壓；K為修正系數?？紤]到觸發脈沖發出后和換相過程中系統可能發生的變化，公式(3)中增加了對直流電流變化率的修正量KdId/dt。

這2種控制方法各有優缺點。閉環控制器響應速度較慢，但容易與等間隔觸發控制相配合。開環控制不僅修正了閉環控制的負斜率伏安特性，而且由于關斷角的預測功能，具有了更快的響應速度，然而，當交流電流發生畸變時，預測精度會下降[20]。

一般來講，從抑制換相失敗的角度來看，逆變器的關斷角參考值應該大一些；但從確保逆變器功率因數、降低換流器無功損耗來看，關斷角應相對小一些。因此，逆變器一般采用定γ角控制來將關斷角限制在一定范圍內，其整定值一般取15°～18°之間的某個固定值。通過定γ角控制器將測得的γ控制在一定范圍內，使其大于晶閘管固有關斷角γmin并留有一定裕度。

2.2 關斷角動態控制原理

由2.1節分析可知，現有定關斷角控制策略中，關斷角的參考值γref一般取定值(比如15°)，相對于最小關斷角(8°)具有一定的控制裕度(比如7°)，然而最小關斷角是隨著晶閘管運行環境和工況變化而不斷變化。當最小關斷角增加時，控制系統的換相裕度減小，直流系統更加容易發生換相失敗。

為了考慮晶閘管實際運行情況，利用最小關斷角在故障狀態下的特征，提出了一種基于晶閘管實測最小關斷角的動態調節關斷角控制策略，其原理如圖3所示。

圖3 關斷角動態控制原理圖Fig.3 Schematic diagram of dynamic control of turn-off angle

顯然，基于晶閘管實測最小關斷角的關斷角動態調節控制策略更加符合工程實際，且對故障的反應更加準確，有利于降低故障期間換相失敗的概率，提高直流輸電系統的可靠性。

3 仿真驗證

3.1 仿真模型

為了驗證晶閘管最小關斷角模型用于換相故障檢測的準確性和關斷角動態控制策略的有效性，基于圖4所示的CIGRE標準試驗模型，在PSCAD/EMTDC環境下測試所提出控制方法的有效性。E1為整流側交流系統等值電勢；Z1為整流側交流系統等值電抗；UL1為整流側交流母線電壓；T1為整流側換流變壓器；E2為逆變側交流系統等值電勢；Z2為逆變側交流系統等值電抗；UL2為逆變側交流母線電壓；T2為逆變側換流變壓器；Ud1為整流側直流電壓；Ud2為逆變側直流電壓；Rd為直流線路電阻值；Ld為直流線路電感值。CIGRE HVDC 標準測試模型中晶閘管閥封裝組件中的最小關斷角設置為穩態時由式(1)所得的值，最小關斷角模型由1.2節獲得，用圖3所示的動態關斷角模型替代CIGRE HVDC 標準測試模型中逆變側的定關斷角模型，利用該模型進行仿真能夠得到直流系統在各種工況下的響應曲線。

圖4 直流輸電系統簡化模型Fig.4 Simplified model of an HVDC system

3.2 模型仿真分析與驗證

電阻性接地故障是實際工程中最為常見的故障類型。本文在仿真模型中，通過在逆變側的交流母線處設置電阻Rf接地來模擬實際工程中交流線路故障[21]，首先驗證晶閘管最小關斷角變化對直流輸電控制系統的影響，然后，比較采用控制策略前后HVDC系統相關電量的變化。

首先驗證晶閘管最小關斷角變化對直流輸電控制系統的影響。故障設置條件：逆變側交流母線在0.7 s 時發生A相電阻接地故障，接地電阻值Rf=15 Ω，故障作用時間為 0.2 s。在該故障條件下，將CIGRE直流輸電標準測試模型中晶閘管的最小關斷角分別設置成9°、10°、11°、13°，觀察直流電壓的響應情況，如圖5所示。

由圖5仿真結果可知，晶閘管的最小關斷角由9°增加到13°時，直流電壓分別發生了不同程度的跌落。當晶閘管最小關斷角為10°時，直流輸電系統受到了2次沖擊；當晶閘管最小關斷角為13°時，直流輸電系統受到了3次沖擊，說明晶閘管的最小關斷角的變化影響到了直流輸電系統的控制，而實際工程在暫態情況下的晶閘管最小關斷角是不斷變化的，因此在考慮換流閥動態最小關斷角的基礎上進行抵御換相失敗的研究更具有現實意義。

圖5 晶閘管最小關斷角變化時直流電壓響應曲線Fig.5 DC voltage response curve when minimum thyristor turn-off angle changes

基于以下2種方案，分別在單相和三相交流故障情況下對比仿真驗證本文所提控制策略的有效性。

方案1：采用CIGRE-HVDC標準測試模型中的控制策略，CIGRE直流輸電標準測試模型中晶閘管的最小關斷角設置為10°；

Y為工業生產總值，K為投入資本，A（t）為技術水平，L為勞動資本投入，α和β分為資本與勞動產出彈性。為便于回歸分析，對上式兩端取對數可得到線性生產函數：

方案2：將方案1中的定關斷角控制改為本文所提的動態控制。

通過2個方案的比對來驗證晶閘管最小關斷角發生變化時對直流輸電控制系統的影響和關斷角動態控制策略在抑制直流輸電換相失敗及改善故障恢復特性方面的作用。

在上述仿真故障條件下，方案1和方案2各物理量的響應結果如圖6和圖7所示。當采用方案1時，直流系統在故障發生后不久發生2次換相失敗故障。采用關斷角動態控制能有效地提高換相裕度，避免換相失敗的發生。

圖6 單相故障下(Rf=15 Ω)方案1系統動態特性Fig.6 System dynamic performance of scheme 1 under single-phase fault with Rf=15 Ω

圖7 單相故障下(Rf=15 Ω)方案2系統的動態特性Fig.7 System dynamic performance of scheme 2 under single-phase fault with Rf=15 Ω

在相同的時間和地點設置三相電阻接地故障，接地電阻值Rf=15 Ω，故障作用時間為0.1 s。在該工況下，方案1和方案2下各物理量的響應結果如圖8和圖9所示。

圖8 三相故障下(Rf=15 Ω)方案1系統動態特性Fig.8 System dynamic performance of scheme 1 under three-phase fault with Rf=15 Ω

圖9 三相故障下(Rf=15 Ω)方案2系統動態特性Fig.9 System dynamic performance of scheme 2 under three-phase fault with Rf=15 Ω

在該工況下，由于三相接地故障，相當于實際工程中較為嚴重的故障，在故障初期，關斷角的動態控制響應較慢，第一次換相失敗很難避免。關斷角參考值在故障發生40 ms后迅速增加到17°，并在故障期間一直保持17°，從而控制調節越前觸發角增加以抑制后續換相失敗的發生。故障消失后，晶閘管閥的最小關斷角減小，關斷角的參考值也隨之減小，從而加快了系統的恢復過程。

4 結 論

本文結合故障發生時晶閘管閥最小關斷角的暫態變化特征，優化了換相失敗判據，并提出了一種關斷角動態控制方法。該控制策略考慮了實際工程在故障發生時與故障恢復過程中晶閘管閥最小關斷角的波動特性，可靈活調節關斷角參考值。通過仿真分析，可以得出以下結論：

1)當晶閘管最小關斷角發生變化時，高壓直流輸電系統存在換相失敗的風險，考慮晶閘管實測動態最小關斷角的控制策略更加貼近實際工程。

2)系統發生嚴重故障時，關斷角動態調節方法能有效調節關斷角參考值，通過增大關斷角的控制裕度，可以在一定程度上降低直流輸電系統連續換相失敗的概率從而有利于系統的快速恢復。

3)所提出的控制方法不需要裝設輔助換相裝置，也不需要額外的故障診斷和快速數字信號處理器，經濟性好且易于實現。

致 謝

本文中實驗方案的制定和實驗數據的測量記錄工作是在全球能源互聯網有限公司林志光、許偉華等工作人員的大力支持下完成的，在此向他們表示衷心的感謝。