基于可控關斷電流源換流器的直流輸電控制策略

崔 晨，周曉風，李卓凡，肖 繁，吳慶范

（1.許繼集團有限公司，河南 許昌 461000；2.國網湖北省電力有限公司電力科學研究院，湖北 武漢 430077）

0 引 言

圍繞2030 年“碳達峰”、2060 年“碳中和”目標，我國正在加速構建清潔能源的循環利用體系。特高壓直流輸電工程為新能源的高效利用起到了重要作用，對促進中國的“30·60”目標有重大積極意義。

目前，高壓直流輸電主要是基于晶閘管電網換相換流閥（Line Commutated Converter，LCC），但LCC換流閥有換相失敗固有缺陷［1-3］。IGBT 電壓源型換流閥（Voltage Source Converter，VSC）解決了受端換相失敗問題，目前國內建成了多條柔性直流輸電系統及混合直流輸電系統，但是現有IGBT器件過流和過壓能力較差，不適應大規模能源送出場景［4-9］。

基于以上問題，國內外對可控關斷電流源型換流閥（Current Source Converter，CSC）做了大量研究。文獻［10］-文獻［11］提出一種基于主動換相換流器的混合直流輸電系統，整流側采用傳統LCC，逆變側采用基于全控型器件的PWM-CSC，并推導了PWM-CSC 在d/q 旋轉坐標系中的低頻和穩態數學模型。文獻［12］-文獻［14］利用特征諧波消除調制算法構建了混合直流輸電系統，對PWM電流源型換流器的控制策略及交直流故障穿越等問題進行了研究。

上述文獻均是基于PWM 電流源型換流器進行的研究，用于高壓直流輸電時PWM電流源型換流器關斷需要較大的驅動功率，運行損耗大，同時對工程上換流閥驅動信號取能和冷卻系統設計帶來諸多挑戰，其技術經濟性不具備優勢［15-17］。本文充分結合傳統LCC和可控關斷電流源型換流器的優點，提出一種基于可控關斷電網換相換流閥的混合直流輸電系統及其控制策略。

1 可控關斷電流源型換流閥原理

1.1 全控型功率器件工程適用性分析

用于可控關斷電流源型換流閥的全控型功率器件除具備正反向阻斷能力外，還應耐過壓及過流。在現有全控型功率器件中，IGBT/IEGT（Injection Enhanced Gate Transistor）、IGCT 串聯大功率二極管或具有反向阻斷能力的IGCT是較好的選擇。

IGBT/IEGT 器件串聯一直是較難突破的工程瓶頸問題，并且IGBT 通流能力及過流能力還遠不及晶閘管。另外，由于IGBT 與二極管開關特性的不一致，兩者直接串聯構成的換流閥在工程設計中存在靜動態均壓困難的問題［18］。

IGCT具有大電流、高阻斷電壓、低通態壓降，同時還具有高可靠性、高開關速度等優點［19-20］。根據器件封裝不同，IGCT主要分為非對稱型、逆導型和逆阻型。其中，非對稱和逆導型主要用于VSC場景，逆阻型則用于CSC場合。

相比器件外部串聯二極管，逆阻型IGCT避免了換流閥工程設計中器件特性不一致帶來的均壓難問題。另外，國內已研發出逆阻型IGCT 器件，其斷態重復峰值電壓達到4.5 kV，最大可關斷電流達到6 kA，這為CSC 技術的發展提供了有利支撐［21-23］。因此，逆阻型IGCT是構成可控關斷電流源型換流閥的理想器件。

1.2 可控關斷電流源型換流閥運行約束及拓撲

目前，可控關斷電流源型換流器主要應用于交流傳動等中低壓場合［24-26］，控制方式多基于PWM。

PWM 電流源型換流器開關狀態需滿足以下運行約束：任意時刻（除去換相時）都只有兩組功率器件導通，上橋臂一組，下橋臂一組。公式（1）給出了具體的運行約束條件。

式（1）中：Sap、Sbp、Scp分別為A/B/C三相上橋臂的開關狀態，1為開通，0為關斷；San、Sbn、Scn為A/B/C三相下橋臂的開關狀態。

因此，電流源型換流器每一相橋臂有4 種開關狀態：①下橋臂開通上橋臂關斷；②下橋臂關斷上橋臂開通；③上下橋臂均開通；④上下橋臂均關斷［27］。構建三值邏輯開關函數Sj，可表示為：

顯然，LCC 換流閥也滿足上述運行約束，是PWM電流源型換流器在工頻調制工況下的特例。LCC換流閥可以視作是PWM 電流源型換流器在工頻調制工況下的特例［28］。

因此，對于長距離、大容量特高壓直流輸電應用場合，可將LCC與可控關斷功率器件相結合，形成一種可控關斷電網換相換流閥，拓撲結構如圖1所示。圖1中紅框標注為交流故障穿越所需的第四橋臂，即：旁通閥支路。

圖1 基于IGCT的可控關斷電網換相換流閥拓撲Fig.1 Circuit topology of controllable switching-off LCC based on IGCT

正常情況下，可控關斷LCC 關斷的顯著特征為流過功率器件的電流幾乎為零，開關頻率為50 Hz，明顯區別于PWM 電流源型換流閥的中高頻大電流開斷。故障情況下，如發生逆變側交流低電壓，通過關斷信號調制，在橋臂承受反向電壓結束時刻強制關斷，可以避免換流閥無法關斷導致的換相失敗問題；如發生交流側非對稱性故障或嚴重的三相接地故障情況時，長時間的強制換相會引起的直流電壓振蕩及閥側過電壓問題，導致避雷器甚至換流閥損壞，因此采用投入旁通橋臂避免該現象。

可控關斷LCC可以利用全控器件的自關斷特性解決直流輸電受端換流閥換相失敗問題，避免了PWM電流源型換流閥中高開關頻率調制帶來的運行損耗以及相應的復雜控制策略。同時，用于在運特高壓直流換流站升級改造時也可以充分利用已有設備（如交流濾波器組、換流變、直流場設備等），僅需替換LCC 換流閥，具有較好的技術經濟性。

該拓撲下換流閥脈沖觸發方式將不同于PWM，本文提出一種面向可控關斷LCC的改進相移觸發控制方法。該方式下換流閥擁有與LCC相同的開通和線電壓強迫換相過程，同時，還擁有不同于LCC的可控關斷特性。

2 可控關斷LCC直流輸電觸發及故障控制策略

2.1 可控關斷LCC同步觸發控制策略

可控關斷LCC開通及電網線電壓強迫換相過程與LCC 完全一致，其關斷控制的核心問題就是如何確定關斷脈沖觸發時刻。

對于LCC，由直流輸電基本原理可知：觸發角、換相角與熄弧角之和為180°［29］。

第一種方法：已知觸發角α和換相角μ，求取α+μ之和，即為關斷脈沖所對應的電角度。

換相角計算如式（3）所示。

式（3）中：dxN為額定相對感性壓降，Id和IdN分別為直流電流實際值和額定值，Udi0和Udi0N分別為理想空載直流電壓實際值和額定值。

對于LCC，最小關斷角要足夠大，應使換流閥有足夠長的時間處于反向電壓作用下，以保證退出導通的橋臂能完全恢復阻斷能力。顯然，對于可控關斷LCC，在每個導通周期內，可將換流閥橋臂重新承受正向電壓時刻作為關斷脈沖的最后觸發時刻，LCC 最小關斷角概念同樣適用于可控關斷LCC。

第二種方法：已知換流閥可控關斷角參考值γcs，間接得到關斷脈沖對應電角度。

以上2 種方法均能得到換流閥關斷脈沖觸發信號，但后者無需實時求解換相角，僅需簡單的比較算法，工程實現更具優勢。其中，PLL采用文獻［30］中并聯延遲信號消去算法。

本文提出一種基于非全周逆向鎖相環的可控關斷觸發脈沖信號生成策略，如圖2所示。

圖2 非全周逆向鎖相環關斷控制Fig.2 Switching-off control of non-full cycle reverse PLL

這里，以可控關斷LCC 接入50 Hz 交流系統中A相1 號閥為例。如圖2 所示，θ為基于A/C 線電壓的鎖相環相位，構造非全周逆向鎖相環相位θ′= 300 -θ，“ON”“OFF”分別為換流閥的觸發脈沖開通和關斷時刻。開關觸發脈沖電平信號應滿足如下邏輯表達式：

FP=TRUE∧(θ≥α) ∧((300 -θ) ≥γcs) （4）式（4）中：FP為觸發脈沖電平信號，γcs為換流閥可控關斷角參考值。

A相1號閥觸發脈沖依次滯后60°便可以得到2號閥至6號閥的觸發脈沖。

在給定γcs為1°，α為150°時，對以上可控關斷策略進行仿真驗證，結果如圖3所示。

圖3 非全周逆向鎖相環關斷控制仿真波形Fig.3 Simulation waveforms of non-full cycle reverse PLL switching-off control

由圖3可知，在某相橋臂承受正向電壓后，根據正向鎖相環信息，觸發角與θ比較后得到觸發脈沖的開通時刻。此后，橋臂在交流線電壓作用下完成強迫換相，換相結束后被換相的橋臂電流到零。最后，判斷非全相逆向鎖相環值小于γcs時，觸發脈沖關斷時刻產生。

相較于LCC，由于采用了可控關斷器件，可控關斷LCC 增加了關斷觸發脈沖信號，觸發脈沖的改變必然導致閥控單元與極控系統之間接口信號的改動［31］，如圖4虛線所示，需增加可控關斷使能信號。

圖4 極控系統與閥控單元之間接口信號Fig.4 Interface signal between pole control system and valve control unit

2.2 直流穩態控制策略及故障穿越

混合直流輸電整流側采用LCC可以充分利用LCC技術成熟、投資成本低等優點，逆變側采用可控關斷LCC可避免交流故障引起的換相失敗。

不同于VSC 構成的混合直流輸電系統，常規LCC直流工程的電流/電壓裕度控制仍適用于可控關斷LCC 混合直流，即：較高直流電流指令站整流運行，較低直流電流指令站逆變運行。

根據逆變側熄弧角控制方式的不同，控制策略主要分兩種路線，路線I 逆變側角度控制選擇定修正關斷角控制器輸出，分接頭控制整流側直流電壓在額定值范圍內；路線II 逆變側角度控制選擇定直流電壓控制器輸出，分接頭控制關斷角在一定范圍內，兩種基本控制策略區別如表1所示。

表1 直流輸電基本控制策略Table 1 HVDC basic control strategy

LCC熄弧角可觀但不可控，然而，由于采用了全控型器件，可控關斷LCC關斷角既可觀又可控，存在觸發角和可控關斷角兩個自由度。

本文基于路線II提出改進的混合直流穩態控制策略，將逆變側熄弧角閉環控制器改為基于可控關斷角的最大觸發角限幅器，如式（5）所示。

式（5）中，γCS為熄弧角參考值；Udi0I為逆變側理想空載直流電壓；Udi0NI為逆變側額定空載直流電壓；dxI為逆變側相對感性壓降；drI為逆變側相對阻性壓降；Id為實際直流電流；IdN為額定直流電流。

圖5給出了整個混合直流系統整流與逆變側的穩態控制框圖。

圖5 混合直流輸電穩態控制策略Fig.5 Steady-state control strategy for hybrid HVDC

混合直流輸電系統解鎖及直流線路故障再起動過程，與常規LCC直流完全一致。對于受端交流故障，不同于LCC，可以利用可控關斷LCC 的可控關斷特性和旁通支路完成交流故障穿越。

首先，對于交流低電壓故障，依靠換流閥關斷特性完成故障穿越；其次，當交流系統發生非對稱故障時，可控關斷LCC換流閥在故障相換相時的大電流關斷會造成嚴重的閥側過電壓及直流電壓大幅振蕩，需要投入旁通橋臂配合完成故障穿越過程。具體地，受端交流故障時需根據故障程度采取不同的控制策略，判據如下：

1）當交流電壓幅值小于定值1 時，可控關斷LCC換流閥可控關斷信號使能，閥控單元根據極控觸發脈沖向器件發送主動關斷信號。該策略主要針對交流低電壓等三相對稱性故障。

2）當零序交流電壓大于定值2或交流電網幅值小于定值3 時，旁通橋臂投入信號使能。該策略主要用于單相或多相不對稱交流故障。

根據可控關斷LCC 換流閥關斷特性，取定值1 為0.9 p.u，保證交流低電壓時逆變側不發生換相失敗，可以保證功率傳輸；取定值2 和定值3 分別為0.15 p.u 和0.3 p.u，判定交流系統發送非對稱故障或交流系統嚴重故障，投入旁通橋臂。

3 硬件在環仿真驗證

基于RTDS搭建混合直流輸電系統兩站換流閥及一次主電路模型，整流側為晶閘管換流閥，逆變側為可控關斷電流源換流閥，直流系統拓撲結構如圖6所示。

圖6 混合直流輸電穩態控制策略Fig.6 Steady-state control strategy for hybrid HVDC

直流控制保護系統采用實物控制器，通過半實物仿真對本文提出的混合直流輸電觸發策略、控制策略的有效性及故障穿越能力進行驗證，其中，一次主電路參數如表2所示。

表2 混合直流輸電系統主電路參數Table 2 Main circuit parameters of hybrid HVDC system

3.1 算例1：直流線路故障及重起動仿真

試驗條件：混合直流輸電系統極I 1 500 MW 功率運行，設置極I 直流線路中點接地故障，接地電阻 0.1 Ω，持續時間0.1 s。

試驗分析：如圖7所示，在0.05 s時刻發生故障，直流線路保護（行波、突變量）動作，直流系統進入直流線路重啟動時序，整流側進行再啟動強制移相觸發角先移相到120°再移相到160°，直流線路經過一定時間去游離清除瞬時性故障后，整流側直流電流控制器使能，重新建立起直流電壓和電流，直流系統恢復功率傳輸。

圖7 整流側直流線路重啟過程Fig.7 DC line fault recovery process

3.2 算例2：逆變側單相接地故障仿真

試驗條件：混合直流輸電系統極I 1 500 MW 功率運行，設置極I 逆變側交流A 相接地故障，接地電阻0.1 Ω，持續時間0.1 s。

試驗分析：如圖8 所示，在0.05 s 時刻發生逆變側單相接地故障，逆變側控制系統零序交流故障檢測判據滿足定值動作，為避免閥側過電壓及直流電壓振蕩，觸發逆變側投入旁通橋臂。整流側檢測到直流低電壓后，低壓限流功能啟動限制故障直流電流；逆變側檢測判斷直流電流到零且交流故障消失后撤銷投入旁通對操作，直流系統進入正常恢復階段，最后重新建立起直流電壓和電流。

圖8 交流單相接地故障波形Fig.8 AC single-phase grounding fault waveform

3.3 算例3：逆變側交流低電壓故障仿真

試驗條件：混合直流輸電系統極I 1 500 MW 功率運行，設置極I 逆變側交流低電壓故障，交流低電壓0.7 p.u.，持續時間0.1 s。

試驗分析：如圖9 所示，在0.05 s 時刻發生逆變側交流低電壓至0.7 p.u.，逆變側控制器向可控關斷換流閥發送關斷脈沖信號，換流閥進行強制換相，確保不發生換相失敗導致直流斷續；由于三相對稱故障的強制換相不會引起直流電壓的大幅震蕩，因此逆變側控制邏輯不觸發投旁通橋臂指令。故障期間直流電壓降低，直流電流波動，但由于換流閥的可控關斷特性，有效地抵御逆變側換相失敗，保證換流閥正常換相，直流系統仍可進行功率傳輸，功率缺額最高為30%，相較于逆變側晶閘管換流閥換相失敗導致的功率缺額大幅減小，提升了交流系統的暫態穩定性。

圖9 逆變側交流低電壓故障整流側波形Fig.9 Inverter side AC low voltage fault waveform

4 結語

本文通過分析各全控型功率器件在高壓直流輸電工程中的適用性，指出逆阻型IGCT是構成電流源型換流閥的理想器件并給出可控關斷LCC拓撲。本文提出一種非全周逆向鎖相環關斷觸發方法、基于可控關斷LCC 的混合直流輸電穩態控制策略及故障穿越策略，仿真試驗驗證了可控關斷LCC關斷觸發的正確性。

最后針對在運換流站技術改造，搭建了逆變側采用可控關斷LCC 的混合直流輸電仿真模型，通過交直流故障仿真驗證了所提策略的有效性，為受端換流站徹底解決換相失敗問題提供了思路；而在可控關斷LCC 閥di/dt引起的過壓方面，可以繼續開展閥避雷器絕緣配合方面的研究。