HVDC送端交流系統故障暫態過電壓評估指標

劉曉琳，曹澤宇，高丙團，蔣維勇，周專，王新剛，張鋒

(1.東南大學電氣工程學院，南京市 210096；2.國網經濟技術研究院有限公司，北京市 102209；3.國網新疆電力有限公司，烏魯木齊市 830011)

0 引 言

特高壓直流輸電的發展，為我國西北部地區豐富的清潔能源(風電、光伏等)提供了高效便捷運輸的通道，促進了“碳達峰碳中和”目標的達成；與此同時，“強直弱交”的輸電結構極易導致交直流系統暫態故障[1]。交流系統暫態故障主要包括整流側、逆變側交流系統短路故障，交流單相重合閘故障，交流濾波器故障等。在風電、光伏等新能源大量經直流外送的場景下，送端交流系統發生短路故障時，在故障切除后的系統恢復階段，直流系統容易發生換相失敗，會引起送端交流系統暫態過電壓；當故障較為嚴重時，多回直流閉鎖故障會引發直流功率傳輸中斷，在無功補償盈余的驅使下，又會引起送端系統暫態過電壓，由此造成風機、光伏的大規模連鎖脫網，最終使整個系統運行崩潰[2-5]。

為了能夠體現交直流系統故障狀態下的暫態過電壓特性，研究人員往往尋求建立交直流電力系統暫態性能指標來快速評估交流系統對直流功率的接納能力，并初步確定交直流電力系統的安全穩定水平以及可能存在的安全穩定問題。因此，量化評估交直流系統暫態性能指標，對交直流電力系統的規劃設計和調度運行具有重要的指導意義。目前，普遍認為暫態過電壓水平與換流站短路比、換流站短路容量、近區系統電壓控制能力以及極控系統切除濾波器與安控配合有關[6-7]。基于相量測量單元(phasor measurement unit，PMU)量測的綜合有功、無功傳輸影響的電壓穩定在線評估指標，可量化評估靜態電壓穩定水平，以及直流閉鎖故障下系統的暫態電壓穩定性，但不適用于復雜大系統的電壓穩定性評估[8]。在多直流落點的系統中，國際大電網會議多直流落點工作組提出多饋入有效短路比(multi-infeed effective short circuit ratio，MIESCR)以及多饋入相互作用因子指標(multi-infeed interaction factor，MIIF)的概念，用于描述多饋入直流輸電系統中交流側對換流站的電壓支撐能力[9-10]。但是，其對靜態電壓穩定和傳輸極限等物理意義的描述不清晰。王峰等學者提出了基于短路比的兩種暫態過電壓計算方法，但該方法對于弱交流系統的適用性較差[11]；李欣悅等學者則是提出了基于阻抗比的兩種暫態過電壓計算方法[12]。在新能源大規模接入送端電網后，考慮新能源無功出力波動性，朱凌志等學者提出一種新能源集群改進短路比計算方法，可給出集群整體并網強度指標，但對于判別小擾動穩定性風險方面，具有一定的局限性[13]。

針對上述不足，本文基于無功補償盈余與交流系統短路容量對暫態過電壓計算方式進行推導，并提出了改進型的送端交流系統暫態電壓指標。所提指標綜合考慮了系統短路比和無功補償容量因素，在新能源大量經高壓直流(high voltage direct current, HVDC)外送的場景下，該指標可以實現故障下暫態過電壓水平預測，能較為準確地快速評估送端交流系統的故障風險，對無功補償裝置的容量配置提供理論指導。

1 交直流系統故障暫態過電壓產生機理

1.1 HVDC系統控制原理

交流系統發生短路故障時，換流器上的換相電壓對直流系統的影響起決定性的作用。故障點與換流站的電氣距離決定了送受端換相電壓的跌落幅度，圖1是一個12脈動的換流器構成的單極直流輸電模型，其數學模型如下所示：

圖1 直流輸電系統電路結構原理Fig.1 Schematic diagram of a DC transmission system circuit

(1)

(2)

(3)

β=γ+μ

(4)

式中：Ud1、Ud2為換流器的直流電壓；Id為直流電流；Xγ1、Xγ2為等值換相電抗；k為變壓器變比；φ為換相電壓過零點偏移角；α、β和γ分別為觸發延遲角、觸發超前角和關斷角；μ為逆變器換相角；U1、U2分別表示整流器、逆變器換相電壓的有效值。

當送端交流側發生三相短路故障時，換相電壓會降低，由式(1)可知，直流電壓也會下降。直流電壓的跌落將導致整流側電流下降，逆變側電流上升。由式(3)可知，送端交流系統故障是否引起逆變側換相失敗，與直流電流Id上升的速度、換相電壓U2下降的幅值和速度以及觸發超前角β、換相電壓過零點偏移角度φ等因素有關[14]。

1.2 交流系統暫態過電壓

1)直流閉鎖故障引起暫態過電壓。

換流器需要消耗大量的無功功率，為直流傳輸有功功率的40%～60%，穩態運行時，要求交流系統與換流站交換的無功功率為0，因此換流站內部裝設大量的濾波器和靜態電容，以實現無功補償。

當發生直流閉鎖故障后，換流器消耗的無功瞬間降為0，此時交流濾波器來不及切除，將向交流系統釋放大量的無功功率，引起電壓短時大幅度上升[12]。

2)換相失敗引起暫態過電壓。

整流側交流系統發生故障時，直流控制系統切換主要發生在受端逆變側。故障分為三個階段：故障發生階段、故障恢復初期、故障恢復后期[15-16]。

圖2為HVDC系統逆變側的控制框圖，包括逆變側定電流控制、定關斷角控制、低壓限流控制器(voltage dependent current order limiter，VDCOL)和電流偏差控制。γmin為實測關斷角的最小值。VDCOL控制輸入為逆變側直流電壓的實際值Ud2，輸出電流指令值Idro，Idro1為上一級的直流電流指令；Idi為逆變側直流電流。當直流電流達到電流偏差控制啟動閾值后，電流偏差控制輸出關斷角裕度Δγcec。γref為定關斷角控制的參考值。實際控制中，定電流控制和定關斷角控制器同時投入，輸出指令值βcc和βcea，取最大值后輸出觸發角βi，再經過計算環節，輸出觸發角指令值αi。

圖2 HVDC系統逆變側控制框圖Fig.2 Control block diagram of the inverter side of HVDC system

故障發生后，換流母線電壓和電流均下降，換流器消耗的無功減小，盈余的無功將涌入交流系統，導致交流母線暫態過電壓。

在送端交流系統故障恢復后期，系統容易發生換相失敗[17]，具體機理為：電流偏差控制達到啟動閾值，最小關斷角進一步減小，導致關斷角差值增大，βcea增大，βcc基本不變，此時逆變側切換至定關斷角控制，以提升最小關斷角γmin。公式(5)為逆變站功率因數表達式。由于關斷角控制器輸出觸發角增大，αi減小，由式(5)可知，逆變側功率因數下降，換流器無功消耗增大，逆變側交流母線電壓下降，換相失敗風險進一步增大。

(5)

系統發生換相失敗后，兩端電壓差變大而使直流電流快速增大[18]。在VDCOL控制保護下，送端輸出觸發角變大以降低直流電流。但是由于觸發角控制器有一定的延時，控制器輸出不斷增大的同時，直流電流先增大后降低至0。送端換流器消耗的無功先短時增加，后大幅度降低，交流濾波器和電容器等無功補償裝置將盈余的無功功率大量涌入交流母線，導致交流母線暫態過電壓。

此外，弱交流系統內部發生故障時，常常導致電壓發生跌落，引起換相失敗發生，這又會引起送端交流系統暫態過電壓。

2 送端短路故障暫態過電壓計算方法

2.1 暫態過電壓影響因素分析

1)送端無功補償容量。

相同短路容量下，不同無功補償設備配置的系統中，故障后的系統盈余無功必然不同。送端無功補償容量對換相失敗影響較大，當無功補充不足時，換流母線電壓和電流會下降，類似于故障發生階段，此時，換相失敗的風險減小，有利于系統的穩定運行。當無功補償過剩時，類似于故障恢復階段，換流母線電壓和電流增大，最小關斷角減小，功率因數下降，逆變器消耗無功增大，系統換相失敗的風險變大。由1.2節分析可知，直流閉鎖故障和換相失敗所引起的暫態過電壓，均是由于故障后無功補償過剩。本質上可理解為，無功補償過剩通過抬升關斷角指令值使逆變側功率因數角變小，從而增大無功消耗，不利于系統穩定運行。

2)交流母線短路容量。

高壓直流輸電送端系統等值電路圖如圖3所示。圖中，QcrC為電容器的無功功率，QcrL為交流濾波器的無功功率；P1、P2分別為交、直流母線有功功率；Q1、Q2和U1、U2分別為交、直流母線的無功功率和電壓；Zeq為交流系統等值阻抗。

圖3 高壓直流輸電送端系統等值電路Fig.3 Equivalent circuit on the rectifier side of HVDC system

忽略高壓輸電線路的阻抗，由潮流計算公式可將換流母線電壓變化量ΔU2近似為[19]：

(6)

式中：Ssc為換流母線短路容量；ΔQ2為換流母線與系統的無功變化量。由式(6)可知，故障發生后系統暫態過電壓主要由換流母線短路容量決定。換流母線短路容量不足時，系統換相失敗甚至直流閉鎖故障發生后，系統會出現較大的暫態過電壓，從而引起交流母線及過電壓保護機組跳閘。通過推導暫態過電壓與母線短路容量的關系，可以由暫態電壓約束得出特定直流功率下的最小運行短路容量值，從而指導機組的運行方式。

2.2 基于無功補償盈余的暫態過電壓計算方法

直流輸電系統發生閉鎖故障后，交流濾波器切除需要一定的延時，通常為200 ms。同時，安控系統也會切除送端機組(一般延時300 ms)[20]。在延時過程中，直流系統無功消耗快速減小為0，無功補償裝置盈余的大量無功(通常為傳輸有功的40%～60%)涌入交流系統，將會引起送端近區嚴重的暫態過電壓，這是直接因素。無功補償裝置通常為靜態電容和濾波器，在交流系統暫態升壓過程中，無功補償裝置的補償容量也會增加，這是間接因素[21-23]。

穩態工作時，交直流系統交換的無功一般為0。直流閉鎖后，直流系統傳輸的有功降為0，也就意味著換流器消耗的無功為0，所以可認為系統故障后的無功盈余量基本為故障前的無功補償量。

假設送端交流系統故障后，結合圖3，無功補償裝置的總無功盈余為Qcr；換流母線電壓為U′2，U2N為電壓額定值?？紤]故障后，無功補償容量會隨電壓上升而增加，所以實際無功盈余Q′cr為：

(7)

將式(7)代入式(6)得到故障后換流母線壓升值為：

(8)

交流系統短路容量Ssc可以用母線額定電壓U2N和短路電流If表示：

Ssc=U2NIf

(9)

將式(9)代入式(8)可推導出故障后的母線電壓值為：

(10)

由式(10)可以看出，在系統短路電流不變的情況下，送端交流系統故障后交流母線的暫態過電壓水平與送端無功補償盈余量Qcr呈反比例關系，即送端系統無功補償盈余量越大，故障后交流母線暫態過電壓越低。

2.3 基于短路比的暫態過電壓計算方法

短路比(short circuit ration，SCR)可由換流母線交流系統短路容量與直流系統傳輸額定功率之比SCR表示[19]：

(11)

式中：PdN為直流傳輸功率；U2N為換流母線額定電壓；Z為交流系統等值阻抗。

將式(11)代入式(8)可推導出母線電壓值為：

(12)

進一步推導得：

(13)

由式(13)可以看出，送端交流系統故障后交流母線的暫態過電壓水平與系統短路比SCR呈正比例關系，即系統短路比越大，故障后交流母線暫態過電壓越高。為了方便分析，令m=SCR/Qcr，則換流母線電壓表達式整理為：

(14)

3 暫態過電壓評估指標

根據第2節暫態過電壓的計算方法分析，考慮到交流濾波器和電容器的無功補償容量會隨暫態電壓的上升而增大，電容器和交流濾波器的剩余無功補償功率分別由式(15)、(16)表示：

(15)

(16)

式中：Xc、Xf分別為電容器和交流濾波器的阻抗。

所以系統剩余無功：

(17)

將式(17)代入m的表達式中，可得：

(18)

(19)

指標Rr綜合了無功補償裝置阻抗和系統短路比兩個主導因素，該值越小，表明系統強度越低、無功盈余越大，系統不穩定性的風險越高。

4 算例分析驗證

本文基于PSCAD/EMTDC下的國際大電網會議直流標準測試系統模型進行驗證，如圖4所示，模型參數如表1所示，對所提指標進行仿真驗證。

圖4 測試模型Fig.4 Test system

表1 仿真系統參數Table 1 Test system parameters

4.1 暫態過電壓影響因素仿真分析

在整流側分別設置換流母線三相短路故障和直流閉鎖故障，故障發生時刻在2 s，持續時間為0.2 s。系統電氣量變化分別如圖5、6所示，其中Qcr1、Qcr2和Qcr3分別代表送端交流電容器C1、交流濾波器ACF1和交流濾波器ACF2(如圖4所示)的無功補償功率。圖5(a)、(b)兩圖仿真所使用的電容器和交流濾波器參數如圖4所示，圖5(c)、(d)兩圖仿真則是修改補償電容器C1(如圖4所示)的參數為10 μF來增大整體的無功補償功率。

圖5 三相短路故障下的暫態響應曲線Fig.5 Transient response curve under three-phase short-circuit fault

由圖5(a)、(b)可以看出，當系統發生交流系統三相短路故障時，交流母線電壓驟降，無功補償也隨之減小。在故障切除后的恢復階段，系統出現了暫態過電壓以及無功補償功率的增大，這是因為整流側控制器觸發角驟增，引起電壓增大，無功補償裕度增加。由圖6單極直流閉鎖故障下的暫態電壓曲線可以看出，暫態壓升值進一步增大，表明系統失穩更為嚴重；無功補償功率在故障發生后也大幅抬升。

圖6 直流閉鎖故障下的暫態響應曲線Fig.6 Transient response curve under DC blocking fault

圖5(c)、(d)為增大無功補償功率60%后的系統暫態響應曲線，可以看出暫態電壓增加至1.17 pu，壓升值由2.9%增加至12.8%。表明無功補償功率的抬升引起了系統進一步失穩，這也驗證了2.1節的理論分析。

4.2 暫態過電壓評估指標分析

對送端直流輸電系統進行交流系統故障仿真，表2是整流側換流母線三相短路故障下，以無功補償容量為變量的暫態過電壓結果，此時送受端短路比為2.5。表3是直流閉鎖故障下的暫態電壓變化。取標準測試系統的參數為基準值，對兩種情況下的指標Rr進行計算。

表2 基于無功補償的三相短路故障暫態電壓變化Table 2 Transient voltage changes of three-phase short-circuit faults with reactive compensation

表3 基于無功補償的直流閉鎖故障暫態電壓變化Table 3 Transient voltage changes of DC blocking faults with reactive compensation

通過表格數據可以看到，系統發生換流母線三相短路和單極直流閉鎖故障時，隨著剩余無功補償的增大，指標Rr減小，暫態過電壓隨之增大。這是因為故障發生后，換流器消耗無功減小，多余的無功流入交流系統，抬升了換流母線處的電壓，無功補償越大，電壓抬升越多。相同無功補償下，直流閉鎖故障下的暫態壓升更高，說明直流閉鎖故障對系統穩定性影響更為嚴重。指標Rr隨著無功補償的增大而減小，與暫態電壓呈負相關，驗證了理論推導的正確性。

保持無功補償裝置的參數不變，改變送端交流系統的短路比，得到三相短路故障和直流閉鎖故障下的仿真數據，分別如表4、5所示。

表4 基于短路比的三相短路故障暫態電壓變化Table 4 Transient voltage changes of three-phase short-circuit faults considering SCR

由表5數據可以看到，短路比越小，Rr越小，系統暫態壓升越嚴重。SCR為3.756時，三相短路故障下的暫態壓升為2.3%，而SCR為1.899時，暫態壓升為5.7%。表明系統短路比越小，交流系統支撐電壓能力越弱，發生故障時，系統暫態壓升越嚴重。

表5 基于短路比的直流閉鎖故障暫態電壓變化Table 5 Transient voltage changes of DC blocking faults considering SCR

圖7是換流母線暫態過電壓與指標Rr的關系圖?？梢钥闯?，直流閉鎖故障和三相短路故障暫態壓升值均隨著Rr的增大而減小。直流閉鎖故障壓升值更高，表明系統失穩更為嚴重。

圖7 暫態過電壓與指標Rr關系Fig.7 The relationship between transient overvoltage and indicator Rr

4.3 換相失敗與暫態過電壓分析

系統整流側發生三相短路故障的關斷角曲線如圖8所示，當增大無功補償使指標Rr減小時，逆變側發生了較為嚴重的換相失敗故障。這是因為無功補償抬升了直流電流，使逆變側關斷角減小，同時電流控制器觸發角增大，從而使功率因數角減小，逆變側換流器消耗無功增大，增大了換相失敗的風險。

圖8 三相短路故障下的控制角響應Fig.8 Control angle response under three-phase short-circuit fault

當逆變側發生換相失敗時，整流側產生了暫態過電壓，波形圖如圖9所示，印證了1.2節理論分析。系統發生了兩次連續換相失敗，引起送端兩次連續暫態過電壓，這是因為整流側觸發角控制器有一定的延時，交流濾波器和電容器等無功補償裝置將盈余的無功功率大量涌入交流母線，最終導致送端交流母線暫態過電壓。

圖9 換相失敗對暫態電壓及關斷角影響Fig.9 The effect of commutation failure on transient voltage and turn-off angle

5 結 論

在新能源大規模經HVDC外送的場景下，交直流系統故障引起的送端暫態過電壓過高會造成新能源的大規模脫網，對電力系統的安全穩定運行造成極大的損害。本文在分析無功補償和短路比對暫態過電壓影響的基礎上，分別推導出基于無功補償盈余的暫態過電壓計算方法和基于短路比的暫態過電壓計算方法。并基于此，定義指標Rr來衡量故障后暫態過電壓程度。得出以下結論：

1)系統在短路故障恢復場景和直流閉鎖場景下，電壓抬升引起的無功補償功率抬升會造成系統進一步失穩。

2)指標Rr可以較為準確地評估故障后暫態過電壓變化水平。短路比減小，無功補償裕度增大，即指標Rr減小，會引起換流母線暫態壓升值增大，系統發生不同程度的失穩。

3)在指標Rr較小的情況下，送端交流系統故障會引起更嚴重的換相失敗；而受端換相失敗又會進一步引發送端交流系統暫態過電壓。

本文所得結論對于高壓直流輸電系統的規劃運行和無功補償裝置的容量配置具有指導意義。