弱受端直流換相失敗預(yù)防控制改進(jìn)策略

曾 昊， 曾 琦， 王宏宇， 萬良彬， 王渝紅

(四川大學(xué)電氣工程學(xué)院， 成都 610065)

中國作為世界上國土面積最大的國家之一，能源分布問題異常顯著，負(fù)荷中心通常遠(yuǎn)離能源中心。高壓直流輸電系統(tǒng)因其輸送容量大、損耗小的特點(diǎn)，在中國大規(guī)模能源遠(yuǎn)距離傳輸中被廣泛使用[1-4]。目前，中國高壓直流輸電工程主要以基于電網(wǎng)換相換流器的高壓直流輸電系統(tǒng)(line commutated converter high voltage direct current，LCC-HVDC)為主，由于LCC-HVDC以晶閘管為換流器件，不具備自關(guān)斷能力，因此，當(dāng)直流系統(tǒng)逆變側(cè)附近交流系統(tǒng)發(fā)生故障時(shí)，某些情況下將導(dǎo)致直流系統(tǒng)內(nèi)部換流閥發(fā)生換相失敗，若是后續(xù)未及時(shí)采取合理的控制措施，還會(huì)導(dǎo)致后續(xù)的換相失敗，甚至進(jìn)一步使得直流系統(tǒng)發(fā)生閉鎖。

當(dāng)高壓直流輸電系統(tǒng)發(fā)生換相失敗時(shí)，會(huì)使得逆變器從相連的交流系統(tǒng)吸收大量無功[5-6]，同時(shí)直流線路上的功率將向交流系統(tǒng)進(jìn)行轉(zhuǎn)移，當(dāng)直流系統(tǒng)受端為弱交流系統(tǒng)時(shí)，會(huì)對(duì)交流系統(tǒng)的暫定穩(wěn)定產(chǎn)生惡劣影響[7]，故障嚴(yán)重時(shí)甚至可能波及與弱交流系統(tǒng)相連的其他外部電網(wǎng)，威脅系統(tǒng)的正常運(yùn)行。因此，研究在受端為弱交流系統(tǒng)的情況下仍能有效抑制換相失敗的措施對(duì)維持系統(tǒng)安全穩(wěn)定運(yùn)行具有重要意義[8]。業(yè)內(nèi)針對(duì)如何抑制直流系統(tǒng)換相失敗已有許多研究，文獻(xiàn)[9-11]針對(duì)交直流混聯(lián)系統(tǒng)中交流系統(tǒng)出現(xiàn)故障情況下，對(duì)直流系統(tǒng)在故障后恢復(fù)過程中可能出現(xiàn)的換相失敗問題，采用低壓限流控制器(voltage dependent current order limiter，VDCOL)進(jìn)行抑制，通過直流系統(tǒng)恢復(fù)過程中直流電壓的變化來改變電流指令，從而提高直流系統(tǒng)的恢復(fù)性能。而在文獻(xiàn)[12]中指出，采用換相失敗控制策略的目標(biāo)為增加系統(tǒng)γ角，文獻(xiàn)[13]基于模糊控制邏輯對(duì)控制器的參數(shù)進(jìn)行調(diào)整，但是模糊控制邏輯具有一定的復(fù)雜性，無法在實(shí)際工程中進(jìn)行可靠的運(yùn)用，基于PI(proportional integral)調(diào)節(jié)器的控制器依然是工程應(yīng)用中最實(shí)際和可靠的[14-15]。文獻(xiàn)[16]中則表明，實(shí)際工程中控制器啟動(dòng)判據(jù)選取很大程度上依靠經(jīng)驗(yàn)，缺乏理論依據(jù)，很容易造成控制器延遲啟動(dòng)。

目前，實(shí)際工程中通常采用換相失敗預(yù)防控制對(duì)高壓直流輸電系統(tǒng)換相失敗進(jìn)行抑制，該控制方法以交流電壓跌落的快速檢測(cè)為基礎(chǔ)，是抑制換相失敗的可行手段。然而，當(dāng)逆變側(cè)交流系統(tǒng)故障較為嚴(yán)重時(shí)，換相失敗預(yù)防控制可能無法及時(shí)啟動(dòng)，因而無法有效抑制換相失敗。因此，基于換相失敗機(jī)理，引入換相電流時(shí)間面積判據(jù)對(duì)現(xiàn)有換相失敗預(yù)防控制進(jìn)行改進(jìn)，旨在使得改進(jìn)后的換相失敗預(yù)防控制能在逆變側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生交流故障后及時(shí)動(dòng)作，有效的抑制直流系統(tǒng)換相失敗。最后，以中國某省實(shí)際電網(wǎng)為研究對(duì)象，在ADPSS中建立完整的該省電網(wǎng)混合仿真模型，驗(yàn)證換相失敗預(yù)防控制改進(jìn)策略在該省電網(wǎng)中應(yīng)用的有效性。

1 換相失敗及CFPREV

1.1 換相失敗影響因素

高壓直流輸電系統(tǒng)逆變側(cè)在正常運(yùn)行情況下，其換流閥1～6應(yīng)按順序依次導(dǎo)通[17]，以換流閥1向換流閥3換相過程為例，該換相過程等值電路圖如圖1所示。

i1、i3為通過換流閥1和換流閥3的電流，ir為回路換相電流； ea、eb、ec分別為交流系統(tǒng)a相、b相、c相相電壓；Id為直流電流； Xr=2ωLr，為換相電抗；Lr為換相電感；ω為角頻率圖1 閥V1向閥V3換相的等值電路圖Fig.1 Equivalent circuit of commutation process

當(dāng)閥3開始導(dǎo)通時(shí)，由基爾霍夫電壓定律可得

(1)

因?yàn)閕1=Id-ir，i3=ir，將其代入式(1)可得

(2)

當(dāng)高壓直流系統(tǒng)正常運(yùn)行時(shí)，由于直流電流Id幾乎無脈動(dòng)，因此dId/dt=0。

(3)

分析逆變器換相過程可知，當(dāng)ωt=180°-β時(shí)，換相過程剛剛開始，閥3剛剛導(dǎo)通。此時(shí)，電流i3不能發(fā)生突變，因此ir=i3=0。對(duì)式(3)求積分可得

(4)

當(dāng)ωt=180°-β+μ時(shí)，換相過程結(jié)束，閥1截止，電流i1=0，此時(shí)ir=i3=Id，代入式(4)可得

(5)

(6)

式中：μ為換相角；β為觸發(fā)超前角；γ為關(guān)斷角。

分析式(6)可知，關(guān)斷角γ的大小受到直流電流Id、交流系統(tǒng)電壓UL以及觸發(fā)超前角β的影響。當(dāng)逆變側(cè)連接的交流系統(tǒng)發(fā)生故障后，將會(huì)導(dǎo)致直流電流增大以及交流系統(tǒng)電壓減小，二者均會(huì)導(dǎo)致關(guān)斷角γ變小，當(dāng)γ減小到低于臨界關(guān)斷角時(shí)(通常取γmin=10°)，將會(huì)導(dǎo)致逆變側(cè)發(fā)生換相失敗。

1.2 換相失敗預(yù)防控制

目前在高壓直流輸電工程中，通常采用換相失敗預(yù)防控制實(shí)現(xiàn)對(duì)換相失敗的抑制，其基本原理是通過檢測(cè)換流站交流側(cè)電壓是否發(fā)生跌落，并根據(jù)電壓跌落的嚴(yán)重程度進(jìn)行提前觸發(fā)。換相失敗預(yù)防控制輸出額外的相位角使得換流站閥組獲得更大的換相裕度，從而避免換相失敗的發(fā)生。高壓直流輸電系統(tǒng)換相失敗預(yù)防控制的基本結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 換相失敗預(yù)防控制基本結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Structure of commutation failure prevention

在圖2中，Ua、Ub、Uc分別為換流站換流母線上a、b、c三相電壓的瞬時(shí)值，U0為零序電壓；Uα、Uβ分別為將Ua、Ub、Uc進(jìn)行坐標(biāo)轉(zhuǎn)換后得到的α相坐標(biāo)和β相坐標(biāo)，Uαβ為兩相坐標(biāo)的均方根；MAX hold為最大值保持；DIFF_LEVEL為判斷交流系統(tǒng)是否發(fā)生不對(duì)稱故障的參考值；ABZ_LEVEL為判斷交流系統(tǒng)是否發(fā)生對(duì)稱故障的參考值；k1、k2為比例系數(shù)；AMIN_CFPREV為換相失敗預(yù)防控制輸出的觸發(fā)延遲角提前信號(hào)，用于確定逆變側(cè)閥組觸發(fā)角的變化量。

換相失敗預(yù)防控制主要由兩個(gè)部分組成，分別針對(duì)交流系統(tǒng)發(fā)生不對(duì)稱故障和對(duì)稱故障后的控制策略。當(dāng)交流系統(tǒng)發(fā)生不對(duì)稱故障后，換相失敗預(yù)防控制通過采集交流側(cè)換流母線電壓Ua、Ub、Uc瞬時(shí)值進(jìn)行不對(duì)稱故障檢測(cè)，將三相電壓相加后得到三相零序電壓，根據(jù)三相零序電壓值的大小，可以判斷交流系統(tǒng)此時(shí)是否發(fā)生不對(duì)稱故障，即

3U0=Ua+Ub+Uc

(7)

而當(dāng)交流系統(tǒng)發(fā)生對(duì)稱故障時(shí)，換相失敗預(yù)防控制需先將Ua、Ub、Uc的瞬時(shí)值轉(zhuǎn)換至兩相靜止坐標(biāo)系下，即

(8)

式(8)中：Uα為α相坐標(biāo)；Uβ為β相坐標(biāo)；Uαβ為兩相坐標(biāo)的均方根，通過計(jì)算Uαβ的大小，可以判斷交流系統(tǒng)此時(shí)是否發(fā)生對(duì)稱故障。

當(dāng)檢測(cè)出的兩類故障中任何一類故障的嚴(yán)重程度達(dá)到啟動(dòng)條件，即不對(duì)稱故障達(dá)到參考值DIFF_LEVEL 或?qū)ΨQ故障達(dá)到參考值A(chǔ)BZ_LEVEL時(shí)，換相失敗預(yù)防控制將依據(jù)比例系數(shù)k1、k2輸出觸發(fā)延遲角提前信號(hào)AMIN_CFPREV，逆變器觸發(fā)控制根據(jù)AMIN_CFPREV大小確定觸發(fā)角相移量，提前進(jìn)行觸發(fā)，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)換相失敗的抑制。

換相失敗預(yù)防控制以換流母線電壓作為輸入信號(hào)，有效地實(shí)現(xiàn)了換相失敗抑制，但分析式(6)可知，直流電流Id的增大亦會(huì)導(dǎo)致高壓直流輸電系統(tǒng)發(fā)生換相失敗。因此，在某些故障情況下，交流系統(tǒng)電壓的跌落不足以及時(shí)觸發(fā)換相失敗預(yù)防控制，而此時(shí)由于直流電流Id發(fā)生突增，將會(huì)導(dǎo)致逆變器發(fā)生換相失敗。

2 HVDC-CFPREV改進(jìn)策略

2.1 換相電流時(shí)間面積

為了更好地理解換相失敗預(yù)防控制改進(jìn)策略，需要先對(duì)換相電流時(shí)間面積判據(jù)進(jìn)行介紹。

換相電流時(shí)間面積這一概念從能量的角度詮釋了換相過程的物理含義，是一種可以用于判別換相失敗是否發(fā)生的指標(biāo)[18]。以圖1中換流閥1向換流閥3的換相過程為例，在換相過程中出現(xiàn)的能量轉(zhuǎn)換的實(shí)質(zhì)就是換流閥1換相電感Lr上儲(chǔ)存的能量轉(zhuǎn)移到換流閥3換相電感上的過程。

Ait為換相過程中，直流電流Id與時(shí)間軸圍成區(qū)域的面積，即換相電流時(shí)間面積，其計(jì)算式為

(9)

正常情況下，換相過程是一個(gè)極其快速的過程，因此，可以近似的將電流i1的減小過程視為呈直線減小。因此，換相電流時(shí)間面積Ait可以近似看為一個(gè)三角形，該近似面積大小為

(10)

對(duì)式(5)和式(6)變形可知

(11)

將式(11)代入式(10)中可得

(12)

分析閥1上的能量轉(zhuǎn)移到閥3的過程，當(dāng)直流電流Id的值越大時(shí)，電感Lr上儲(chǔ)存的能量越多，因此換相過程所需時(shí)間越長，換相角μ越大。通常情況下，系統(tǒng)觸發(fā)角α為恒定值，由圖3可知，當(dāng)換相角μ增大后，關(guān)斷角γ的值將會(huì)相應(yīng)的減小，當(dāng)γ=γmin時(shí)，Ait(max)=Ait(γ=γmin)，Ait(max)為換相失敗臨界值。當(dāng)Ait>Ait(max)時(shí)，直流輸電系統(tǒng)將發(fā)生換相失敗，反之則不會(huì)發(fā)生，此為基于換相電流時(shí)間面積的換相失敗判據(jù)。

圖3 兩相換相過程Fig.3 Commutation process

2.2 換相失敗預(yù)防控制改進(jìn)策略

對(duì)高壓直流輸電系統(tǒng)而言，換相失敗預(yù)防控制的運(yùn)用降低了其發(fā)生換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)，但在某些故障情況下，換相失敗預(yù)防控制無法及時(shí)啟動(dòng)，失去了對(duì)換相失敗的抑制作用。因此，在換相失敗預(yù)防控制的啟動(dòng)環(huán)節(jié)引入了換相電流時(shí)間面積判據(jù)，彌補(bǔ)了換相失敗預(yù)防控制在某些故障情況下存在的啟動(dòng)不及時(shí)的問題。

換相失敗預(yù)防控制改進(jìn)策略的控制邏輯以及基本結(jié)構(gòu)分別如圖4和圖5所示。其中，針對(duì)交流系統(tǒng)不對(duì)稱故障和對(duì)稱故障的控制策略與原始換相失敗預(yù)防控制相同，在換相電流時(shí)間面積判據(jù)的控制策略中，CAM_LEVEL為換相電流時(shí)間面積判據(jù)的參考值，k3為比例系數(shù)。

圖4 換相失敗預(yù)防控制改進(jìn)策略控制邏輯Fig.4 Logic of improved commutation failure prevention

圖5 換相失敗預(yù)防控制改進(jìn)策略基本結(jié)構(gòu)圖Fig.5 Structure of improved commutation failure prevention

在以換相電流時(shí)間面積為換相失敗判據(jù)的控制策略中，以換流母線電壓Ua、Ub、Uc以及直流電流Id、關(guān)斷角γ的瞬時(shí)值作為輸入量，代入式(12)求得換相電流時(shí)間面積Ait的瞬時(shí)值。當(dāng)Ait的瞬時(shí)值達(dá)到參考值CAM_LEVEL后，該部分控制策略依據(jù)比例系數(shù)k3計(jì)算相應(yīng)輸出，此時(shí)，判斷原始換相失敗預(yù)防控制部分是否正常啟動(dòng)，若此時(shí)原始換相失敗預(yù)防控制部分未正常啟動(dòng)，則將該輸出量傳輸給觸發(fā)延遲角提前信號(hào)AMIN_CFPREV；若此時(shí)原始換相失敗預(yù)防控制部分正常啟動(dòng)，則將原始換相失敗預(yù)防控制部分的輸出量傳輸給觸發(fā)延遲角提前信號(hào)AMIN_CFPREV。

分析換相失敗預(yù)防控制改進(jìn)策略可知，該方法的核心在于通過引入換相電流時(shí)間面積這一換相失敗判據(jù)，從而提高換相失敗預(yù)防控制的啟動(dòng)速率，在原始換相失敗預(yù)防控制部分檢測(cè)到電壓跌落并采取相應(yīng)控制措施時(shí)，換相電流時(shí)間面積判據(jù)的控制策略不進(jìn)行輸出，以原始換相失敗預(yù)防控制部分輸出為觸發(fā)延遲角提前信號(hào)。這使得換相失敗預(yù)防控制改進(jìn)策略在獲得更快啟動(dòng)速度的同時(shí)，盡量減小對(duì)原始控制措施的影響，從而更好地抑制換相失敗。

3 仿真驗(yàn)證

為了驗(yàn)證換相失敗預(yù)防控制改進(jìn)策略在實(shí)際系統(tǒng)中的應(yīng)用效果，以中國某省實(shí)際電網(wǎng)為研究對(duì)象，其電網(wǎng)結(jié)構(gòu)圖如圖6所示。由圖6可知，該省系統(tǒng)結(jié)構(gòu)薄弱，與外部電網(wǎng)聯(lián)系松散，僅通過高壓直流輸電系統(tǒng)和500 kV長交流線路實(shí)現(xiàn)與外部電網(wǎng)1及外部電網(wǎng)2相連。

圖6 中國某省電網(wǎng)結(jié)構(gòu)圖Fig.6 Power grid structure of a province in China

在ADPSS軟件中搭建該電網(wǎng)完整的混合仿真模型，其中對(duì)高壓直流輸電系統(tǒng)采用電磁暫態(tài)模型，主要包括交流濾波器、換流器、換流變壓器、平波電抗器、直流濾波器、直流輸電線路、直流控制系統(tǒng)等組成部分，該高壓直流輸電系統(tǒng)的主電路如圖7 所示，采用±400 kV雙極運(yùn)行，額定容量 600 MW，分別連接330 kV外部電網(wǎng)1與該省 220 kV 主網(wǎng)，為LCC-HVDC；而對(duì)該電網(wǎng)中其余交流系統(tǒng)則建立相應(yīng)機(jī)電暫態(tài)模型，包括變電站母線、發(fā)電機(jī)、輸電線路、變壓器、負(fù)荷等組成部分。特別注意的是，該省近年來陸續(xù)投運(yùn)了眾多光伏電站和風(fēng)電場(chǎng)，對(duì)此要建立完善模型，保證該電網(wǎng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)與實(shí)際系統(tǒng)一致。

圖7 該高壓直流輸電系統(tǒng)主電路Fig.7 Main circuit of the HVDC transmission system

3.1 效果驗(yàn)證

分別對(duì)采用原始換相失敗預(yù)防控制和換相失敗預(yù)防控制改進(jìn)策略的高壓直流輸電系統(tǒng)進(jìn)行仿真，設(shè)該省電網(wǎng)運(yùn)行在枯大方式下，此時(shí)該高壓直流輸電系統(tǒng)由換流站C向換流站L輸送600 MW功率，即換流站C為整流側(cè)，換流站L為逆變側(cè)。考慮當(dāng)換流站L近區(qū)交流系統(tǒng)發(fā)生故障后，對(duì)該高壓直流輸電系統(tǒng)換相失敗產(chǎn)生的影響。由于原始換相失敗預(yù)防控制已對(duì)單相接地故障可能引發(fā)的換相失敗有一定的抑制作用，因此故障類型主要考慮更為嚴(yán)重的三相接地故障，設(shè)接地電感值為0.5 H，故障發(fā)生時(shí)刻t=4.0 s，故障持續(xù)時(shí)間為0.05 s，關(guān)斷角γmin取10°。

以變電站M至變電站B間220 kV交流輸電線路A相中間段發(fā)生三相接地故障為例，換相失敗預(yù)防控制的輸出如圖8所示。從圖8中可知，在高壓直流輸電系統(tǒng)逆變側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生同樣故障的情況下，換相失敗預(yù)防控制改進(jìn)策略的啟動(dòng)時(shí)間明顯提前于原始換相失敗預(yù)防控制，這說明引入換相電流時(shí)間面積判據(jù)后，能更早的檢測(cè)到交流系統(tǒng)發(fā)生故障。同時(shí)，改進(jìn)措施的觸發(fā)延遲角輸出能夠更早歸零，說明采用改進(jìn)措施后的高壓直流輸電系統(tǒng)發(fā)生換相失敗后有更好的故障恢復(fù)能力，能在更短的時(shí)間內(nèi)恢復(fù)正常運(yùn)行。

圖8 換相失敗預(yù)防控制輸出Fig.8 Output of commutation failure prevention

圖9 逆變側(cè)關(guān)斷角Fig.9 γ of inverter side

圖10 逆變側(cè)換流母線電壓Fig.10 Voltage of commutation bus on inverter side

故障后高壓直流輸電系統(tǒng)逆變側(cè)關(guān)斷角、換流母線電壓及直流電流分別如圖9～圖11所示。從圖中可知，無論采用何種換相失敗預(yù)防控制措施，均會(huì)發(fā)生換流母線電壓跌落及直流電流突增，但由于采用改進(jìn)措施后，換相失敗預(yù)防控制將在檢測(cè)到直流電流突增后動(dòng)作，因此換流母線電壓與直流電流的變化量均會(huì)減小。分析圖9中逆變側(cè)關(guān)斷角變化可知，當(dāng)采用原始措施情況時(shí)，該直流系統(tǒng)將發(fā)生換相失敗，而采用改進(jìn)措施后，逆變側(cè)關(guān)斷角最小值由7.52°提升至10.23°，不再發(fā)生換相失敗。同時(shí)，采用改進(jìn)措施后的關(guān)斷角在4.24 s后恢復(fù)正常，早于采用原始措施的4.3 s，這也表明改進(jìn)措施使該直流系統(tǒng)具有更好的故障恢復(fù)能力。

圖11 直流電流Fig.11 Current of HVDC

該直流輸電系統(tǒng)逆變側(cè)近區(qū)交流系統(tǒng)輸電線路發(fā)生三相接地故障后，逆變側(cè)關(guān)斷角最小值如表1所示。從表1中可以看出，與原始措施相比，換相失敗預(yù)防控制改進(jìn)策略對(duì)換相失敗具有更好的抑制作用，當(dāng)逆變側(cè)交流系統(tǒng)輸電線路上發(fā)生三相接地故障時(shí)，該直流輸電系統(tǒng)均不會(huì)發(fā)生換相失敗。

表1 逆變側(cè)關(guān)斷角最小值

3.2 抑制效果對(duì)比

為了更加形象地展示換相失敗預(yù)防控制改進(jìn)策略的優(yōu)越性，分別對(duì)采用原始措施和改進(jìn)措施的高壓直流輸電系統(tǒng)進(jìn)行仿真，計(jì)算造成換相失敗的故障電感值。

3.2.1 單相接地故障

以變電站M至變電站B間220 kV交流輸電線路A相中間段發(fā)生單相接地故障為例，仿真計(jì)算臨界故障電感值，設(shè)故障發(fā)生時(shí)刻t=4.0 s，故障持續(xù)時(shí)間為0.05 s，關(guān)斷角γmin取10°。

不同故障電感下逆變側(cè)關(guān)斷角最小值如圖12所示，從圖12中可知，采用原始措施的臨界故障電感為0.28 H，而采用改進(jìn)措施的臨界故障電感為 0.13 H。這說明對(duì)該直流輸電系統(tǒng)來說，換相失敗預(yù)防控制改進(jìn)策略在交流系統(tǒng)發(fā)生單相接地故障的情況下對(duì)換相失敗具有更好的抑制效果。

圖12 單相接地故障逆變側(cè)關(guān)斷角最小值Fig.12 Minimum γ of single-phase ground fault

3.2.2 三相接地故障

同樣對(duì)變電站M至變電站B間220 kV交流輸電線路中間段發(fā)生三相接地故障進(jìn)行仿真計(jì)算，故障發(fā)生時(shí)刻t=4.0 s，故障持續(xù)時(shí)間為0.05 s，關(guān)斷角γmin取10°。

不同故障電感下逆變側(cè)關(guān)斷角最小值如圖13所示。由于三相接地故障更為嚴(yán)重，因此，當(dāng)采用原始措施時(shí)，故障電感小于0.71 H即會(huì)發(fā)生換相失敗；而當(dāng)采用改進(jìn)措施時(shí)，故障電感小于0.38 H才會(huì)發(fā)生換相失敗。由此可見，換相失敗預(yù)防控制改進(jìn)策略在交流系統(tǒng)發(fā)生三相接地故障的情況下，仍然對(duì)換相失敗具有更好的抑制效果。

圖13 三相接地故障逆變側(cè)關(guān)斷角最小值Fig.13 Minimum γ of three-phases ground fault

4 結(jié)論

在對(duì)換相失敗特性以及現(xiàn)有換相失敗預(yù)防控制進(jìn)行分析后，通過引入換相電流時(shí)間面積判據(jù)提出了一種換相失敗預(yù)防控制改進(jìn)策略，通過仿真驗(yàn)證得出了以下結(jié)論。

(1)在實(shí)際電網(wǎng)中，交流系統(tǒng)發(fā)生故障會(huì)導(dǎo)致直流電流增大及交流系統(tǒng)電壓減小，二者的變化均會(huì)導(dǎo)致關(guān)斷角變小，對(duì)高壓直流輸電系統(tǒng)換相失敗產(chǎn)生影響。

(2)在交流系統(tǒng)發(fā)生故障后，換相失敗預(yù)防控制改進(jìn)策略會(huì)比原始換相失敗預(yù)防控制更早啟動(dòng)，同時(shí)也能提高高壓直流輸電系統(tǒng)的故障恢復(fù)能力。

(3)在本文研究的該省實(shí)際電網(wǎng)中，無論交流系統(tǒng)發(fā)生單相接地故障還是三相接地故障，采用換相失敗預(yù)防控制改進(jìn)策略均能更加有效地降低高壓直流輸電系統(tǒng)發(fā)生換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)。