CN108616136B - 基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统(LCC‑HVDC)换向失败抑制方法，本发明的核心在于在LCC‑HVDC的逆变器与受端交流系统之间串联注入三相电压以补偿受端交流系统电压的动态跌落，串联电压注入通过统一潮流控制器实现，将统一潮流控制器的并联变压器并联于交流系统侧，串联变压器串联于LCC‑HVDC的逆变器侧。本发明为统一潮流控制器的串联换流器设计了一个动态电压串联注入控制算法，以使得统一潮流控制器的串联换流器产生的三相电压通过串联变压器能够动态补偿交流系统侧电压的动态跌落。进而能够减少LCC‑HVDC逆变器侧的电压畸变和电压跌落。最终降低LCC‑HVDC逆变器的换向失败概率。

Description

基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制 方法

技术领域

本发明涉及高压直流输电技术领域，具体涉及一种基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统(LCC-HVDC)换向失败抑制方法。

背景技术

目前，在中国运行的高压直流输电系统中绝大部分为LCC-HVDC。由于LCC-HVDC的换流站采用的是晶闸管技术，晶闸管的换向依赖于交流侧提供的三相交流电压。通常，直流电流增加，交流侧电压跌落都有可能造成LCC-HVDC逆变器的换向失败。LCC-HVDC的整流侧正常情况下发生换向失败的概率很低。因此，针对LCC-HVDC逆变器的换向失败的研究已经有非常长的历史，然而，到目前为止仍然没有行之有效的方法能够可靠的抑制LCC-HVDC的换向失败问题。已有的研究成果中，换向失败抑制主要依赖于以下三种技术方案。

第一种换向失败抑制方法主要依赖于对LCC-HVDC控制系统的改进。换相失败预测器是较为成功的一种解决方案。改方案通过对零序电压的监测来判断交流系统侧是否发生单相接地故障，通过检测三相交流电压在静止αβ坐标系中幅值的变化来判断交流侧是否发生三相接地短路故障。若检测到交流系统侧故障，则立即减小LCC-HVDC逆变器的触发角来减小直流电流，从而减小换向失败发生的风险。同时，基于换相失败预测器，部分研究进一步对LCC-HVDC的电流控制系统进行了改进。即在检测到交流侧故障后，在减小逆变器触发角的基础上进一步减小直流电流参考值，以使得直流电流更快的减小。这种方案的代价是直流系统输送功率的减少。更重要的是，控制系统改进的效果是非常有限的，交流系统的强弱仍然对LCC-HVDC的换向起着决定性的作用。

第二种换向失败抑制方案依赖于无功补偿。通过在LCC-HVDC受端系统加装大规模的无功补偿装置来增强受端系统的电压稳定。然后无功补偿装置的控制系统中受端系统的电压表示为三相电压合成矢量的幅值，因此无功补偿装置只能控制三相电压合成矢量的幅值跟随其参考值。然而LCC-HVDC的换向失败可能是由于某一项的电压波形的畸变造成的。因此，传统的无功补偿方案也不能完全解决LCC-HVDC的幻想失败问题。而且大规模无功补偿装置的价格也非常昂贵。

第三种换向失败抑制方案依赖于混合电压电流型高压直流输电技术。其中一种混合电压电流型高压直流输电系统在LCC-HVDC的逆变器侧接入另一路并联运行的电压型高压直流输电系统，通过电压型高压直流输电系统来支撑受端系统的电压。另一种解决方案是将传统LCC-HVDC的逆变器替换为电压型换流器，这样就彻底解决了逆变器换向失败的问题。然而这种方案的最大缺陷在于直流输电系统的潮流方向无法改变。总体来说，混合电压电流型高压直流输电系统是对现存LCC-HVDC改造的方向，然而目前来看，这种方案也无法短时间内解决LCC-HVDC的换向失败问题。

发明内容

本发明的目的是为了解决上述LCC-HVDC的换向失败问题，提供一种基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法，考虑到换向失败的主要原因是受端交流系统的电压跌落，通过在逆变器和受端交流系统之间加装统一潮流控制器在受端交流系统侧串联注入三相电压，以使得逆变器侧获得的三相电压为理想正弦波。

本发明的目的可以通过采取如下技术方案达到：

一种基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法，所述的抑制方法包括下列步骤：

S1、将统一潮流控制器串联于电流型高压直流输电系统逆变器与受端交流系统之间，统一潮流控制器的并联变压器并联于受端交流输电线路上，统一潮流控制器的串联变压器串联于电流型高压直流输电系统的逆变器与受端交流输电线路之间；

S2、根据电流型高压直流输电系统逆变器端口的参考三相电压信号与实际三相电压信号的差值产生三相电压动态补偿信号；

S3、通过统一潮流控制器的串联换流器产生电压补偿信号，并通过其串联变压器串联注入受端交流系统，从而使得电流型高压直流输电系统逆变器得到的交流电压为接近理想的三相正弦波，进而减少逆变器换向失败的概率。

进一步地，所述的统一潮流控制器包括一个串联换流器、一个并联换流器以及串联换流器和并联换流器之间的电容，所述的串联换流器通过串联变压器串联于输电线路上，所述的并联换流器通过并联变压器并联于输电线路上，所述的串联换流器控制串联注入电压，所述的并联换流器控制统一潮流控制器的电容电压与并联变压器电网侧端口的电压，其中，所述的串联换流器和所述的并联换流器根据输出电压的需求由多个三电平桥串联构成。

进一步地，所述的串联换流器的输出电压由电流型高压直流输电系统逆变器端口的三相电压的参考值和实际值之间的差值产生；所述的串联换流器输出电压通过串联变压器与受端交流系统三相电压叠加，使得提供给电流型高压直流输电系统逆变器的三相电压接近其参考值。

进一步地，所述的串联换流器的控制包括以下步骤：

S1、选取电流型高压直流输电系统逆变器侧三相交流电压的参考值v′_a2，v′_b2，v′_c2为

其中，V_{2_ref}为电流型高压直流输电系统逆变器侧三相电压幅值的参考值，ωt为由锁相环测得的统一潮流控制器并联变压器网侧A相电压的相角；

S2、计算统一潮流控制器的串联换流器输出电压的参考值Δv_a，Δv_b，Δv_c为

其中v_a1，v_b1，v_c1为统一潮流控制器并联变压器网侧端口处测得的三相电压；

S3、求取统一潮流控制器的串联换流器输出电压的幅值和相角，经过abc-dq变换可得Δv_a，Δv_b，Δv_c的d轴分量Δv_d和Δv_q。Δv_d和Δv_q在极坐标系中的幅值ΔV和相角α计算为

S4、求取统一潮流控制器的串联换流器的调制信号σ，统一潮流控制器的串联换流器侧电容电压的调制作用记为

其中V_dcSE为统一潮流控制器的串联换流器侧电容直流端电压，V_{1_LL}为统一潮流控制器并联变压器网侧线电压值；

S5、产生统一潮流控制器的串联换流器开关管的脉冲控制信号，根据ωt，σ和α，串联换流器A相桥壁的控制脉冲发生逻辑为

其中Δα＝0，∧为逻辑运算“与”，Mod表示求余运算，NOT为逻辑运算“取反”，串联换流器B相桥壁的控制脉冲发生逻辑为

串联换流器C相桥壁的控制脉冲发生逻辑为

进一步地，所述的并联换流器的控制算法设计包括如下步骤：

R1、计算统一潮流控制器的并联换流器触发角控制信号；

并联换流器负责控制统一潮流控制器的直流电容的端电压平衡和并联变压器网侧电压，脉冲发生器需要的输入信号计算如下：首先，Δα由统一潮流控制器的并联换流器侧电容端电压不平衡值产生，具体计算为

其中

和

分别为统一潮流控制器的并联换流器侧上下两个电容的端电压，k_p1和k_i1为比例积分控制器的比例和积分系数。α计算为

其中k_p2，k_i2，k_p3，k_i3为PI控制器的比例积分系数，V₁为统一潮流控制器的并联变压器网侧电压的幅值，V_{1_ref}为V₁的参考值，I_q1为统一潮流控制器并联变压器网侧线路电流的q轴分量；

R2、求取统一潮流控制器的并联换流器的脉冲控制信号，将ωt，Δα和α带入(5)-(7)即可得到并联换流器的脉冲信号，此处σ为常数。

本发明相对于现有技术具有如下的优点及效果：

1、本发明充分利用了统一潮流控制器串联电压注入能力，以及LCC-HVDC换向失败的本质机理，通过向受端交流系统串联注入与其电压跌落分量大小相同方向相反的三相电压来使得LCC-HVDC逆变器端口接受到的三相电压为理想正弦波。

2、本发明中设计的统一潮流控制器控制系统可以很好的实现其串联电压注入的功能，区别于常规无功补偿，本发明所提出的技术方案不依赖于无功补偿原理，而是直接改善受端交流系统提供给逆变器的电压波形，可以实现换向电压的分相独立控制。

附图说明

图1为本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法的原理图与控制器结构图；

图2为本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法在CIGRE高压直流输电标准系统中应用的结构图；

图3为未采用本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法时，CIGRE高压直流输电标准系统受端交流系统在0.909秒发生单相接地故障(故障电感0.07H)时，直流电压的动态图；

图4为未采用本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法时，CIGRE高压直流输电标准系统受端交流系统在0.909秒发生单相接地故障(故障电感0.07H)时，直流电流的动态图；

图5为未采用本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法时，CIGRE高压直流输电标准系统受端交流系统在0.909秒发生单相接地故障(故障电感0.07H)时，逆变器侧三相电压的动态图；

图6为未采用本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法时，CIGRE高压直流输电标准系统受端交流系统在0.909秒发生单相接地故障(故障电感0.07H)时，逆变器1号阀通过的电流的动态图；

图7为本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法在CIGRE高压直流输电标准系统中应用后，受端交流系统在0.909秒发生单相接地故障(故障电感0.07H)时，直流电压的动态图；

图8为本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法在CIGRE高压直流输电标准系统中应用后，受端交流系统在0.909秒发生单相接地故障(故障电感0.07H)时，直流电流的动态图；

图9为本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法在CIGRE高压直流输电标准系统中应用后，受端交流系统在0.909秒发生单相接地故障(故障电感0.07H)时，LCC-HVDC逆变器侧三相电压的动态图；

图10为本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法在CIGRE高压直流输电标准系统中应用后，受端交流系统在0.909秒发生单相接地故障(故障电感0.07H)时，统一潮流控制器串联注入的三相电压的动态图；

图11为未采用本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法时，CIGRE高压直流输电标准系统受端交流系统在0.917秒发生三相接地故障(故障电感0.19H)时，直流电压的动态图；

图12为未采用本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法时，CIGRE高压直流输电标准系统受端交流系统在0.917秒发生三相接地故障(故障电感0.19H)时，直流电流的动态图；

图13为未采用本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法时，CIGRE高压直流输电标准系统受端交流系统在0.917秒发生三相接地故障(故障电感0.19H)时，逆变器侧三相电压的动态图；

图14为未采用本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法时，CIGRE高压直流输电标准系统受端交流系统在0.917秒发生三相接地故障(故障电感0.19H)时，逆变器4号阀通过的电流的动态图；

图15为本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法在CIGRE高压直流输电标准系统中应用后，受端交流系统在0.917秒发生三相接地故障(故障电感0.19H)时，直流电压的动态图；

图16为本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法在CIGRE高压直流输电标准系统中应用后，受端交流系统在0.917秒发生三相接地故障(故障电感0.19H)时，直流电流的动态图；

图17为本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法在CIGRE高压直流输电标准系统中应用后，受端交流系统在0.917秒发生三相接地故障(故障电感0.19H)时，LCC-HVDC逆变器侧三相电压的动态图；

图18为本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法在CIGRE高压直流输电标准系统中应用后，受端交流系统在0.917秒发生三相接地故障(故障电感0.19H)时，统一潮流控制器串联注入的三相电压的动态图。

具体实施方式

为使本发明实施例的目的、技术方案和优点更加清楚，下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。

实施例

图1所示为本发明提出的基于串联电压注入的LCC-HVDC换向失败抑制方法的电路连接图以及控制系统框图。一个统一潮流控制器串联于LCC-HVDC的逆变器与受端交流系统之间。统一潮流控制器的串联变压器(SET)和串联换流器位于逆变器侧，统一潮流控制器的并联变压器(SHT)和并联换流器位于受端交流系统侧。逆变侧变压器的原边端口以及串联换流器的端口分别与串联变压器的原副边同名端相连。串联变压器原边非同名端与受端交流输电线路相连，串联变压器副边非同名端接地。并联变压器原边同名端并联于受端交流输电线路上，原边非同名端接地，并联变压器副边同名端与并联换流器端口相连，副边非同名端接地。串联变压器和并联变压器为三相Zigzag变压器。

其中，LCC-HVDC逆变器侧的三相交流电压，即图1中v_a2，v_b2，v_c2的参考值v′_a2，v_b′₂，v_c′₂计算为

其中V_{2_ref}为LCC-HVDC逆变器侧三相电压v_a2，v_b2，v_c2合成的电压矢量幅值的参考值，ωt为由锁相环(PLL)测得的统一潮流控制器并联变压器网侧A相电压，即图1中v_a1的相角。统一潮流控制器串联换流器输出电压的参考值Δv_a，Δv_b，Δv_c为

其中v_a1，v_b1，v_c1为统一潮流控制器并联变压器网侧端口处测得的三相电压，如图1所示。经过abc-dq变换可得Δv_a，Δv_b，Δv_c的d轴分量Δv_d和q轴分量Δv_q。Δv_d和Δv_q在极坐标系中的幅值和相角计算为

统一潮流控制器串联换流器侧电容电压的调制作用记为

其中V_dcSE为统一潮流控制器串联换流器侧电容直流端电压，计算为

V_{1_LL}为统一潮流控制器并联变压器网侧线电压值，即图1中v_a1，v_b1，v_c1的线电压值。

图1中，串联换流器通过一个脉冲发生器进行控制。其中，脉冲发生器生成A相桥壁控制脉冲的逻辑为

其中Δα＝0，∧为逻辑运算“与”，Mod表示求余运算，NOT为逻辑运算“取反”。

脉冲发生器生成B相桥壁控制脉冲的逻辑为

脉冲发生器生成C相桥壁控制脉冲的逻辑为

上述Q₁,Q₂,Q₃,Q₄即为串联换流器控制器脉冲发生器的输出。

统一潮流控制器的并联换流器负责控制统一潮流控制器直流电容的端电压平衡，即图1中

和并联变压器网侧电压，即图1中v_a1，v_b1，v_c1合成电压矢量V₁的幅值。并联换流器同样由一个脉冲发生器进行控制。

其中，脉冲发生器需要的输入信号计算如下：首先，Δα由统一潮流控制器并联换流器侧电容端电压不平衡值产生，具体计算为

其中

和

分别为统一潮流控制器并联换流器侧上下两个电容的端电压，k_p1和k_i1为比例积分(PI)控制器的比例和积分系数。α计算为

其中k_p2，k_i2，k_p3，k_i3为PI控制器的比例积分系数，V₁为统一潮流控制器并联变压器网侧电压v_a1，v_b1，v_c1合成的电压矢量的幅值，V_{1_ref}为V₁的参考值，I_q1为统一潮流控制器并联变压器网侧线路电流，即图1中i_a1,i_b1,i_c1的q轴分量。将ωt，Δα和α带入(5)-(7)即可得到并联换流器的脉冲发生器的输出，此处σ为常数。

将上述基于串联电压注入的LCC-HVDC换向失败抑制方法应用于CIGRE高压直流输电标准系统中进行测试，整个系统的结构如图2所示。

图3为未采用本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法时，CIGRE高压直流输电标准系统受端交流系统在0.909秒发生单相接地故障(故障电感0.07H)时，直流电压的动态。图4为直流电流的动态。可见未采用本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法时，测试系统在受端交流系统发生单相接地故障时会出现功率中断。图5给出了逆变器侧三相电压的动态，其中A相电压幅值在短路故障后出现了跌落，进而造成逆变器1号阀出现换向失败，如图6为逆变器1号阀通过的电流的动态。

图7为本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法在CIGRE高压直流输电标准系统中应用后，受端交流系统在0.909秒发生单相接地故障(故障电感0.07H)时，直流电压的动态。图8为直流电流的动态。可见，采用本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法后，测试系统在相同接地故障情况下，功率能持续传输。图9给出了LCC-HVDC逆变器侧三相电压的动态。相对于为采用本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法的情况，A相电压跌落得到了很大补偿。图10所示为统一潮流控制器串联注入的三相电压的动态。

图11为未采用本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法时，CIGRE高压直流输电标准系统受端交流系统在0.917秒发生三相接地故障(故障电感0.19H)时，直流电压的动态。图12为直流电流的动态。可见，在未采用本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法的情况下，当受端交流系统发生如上所述故障时，直流输电系统的功率输送中断。图13为逆变器侧三相电压的动态，三相电压均出现幅值跌落和波形畸变，进而造成了逆变器4号阀的连续换向失败，如图14所示，逆变器4号阀通过的电流的动态。

图15为本发明提出的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法在CIGRE高压直流输电标准系统中应用后，受端交流系统在0.917秒发生三相接地故障(故障电感0.19H)时，直流电压的动态。图16为直流电流的动态。图17为LCC-HVDC逆变器侧三相电压的动态，可见由于图18所示统一潮流控制器串联注入的三相电压的补偿作用，逆变器侧三相电压的幅值跌落和波形畸变得到极大改善，从而避免逆变器侧出现换向失败。

上述实施例为本发明较佳的实施方式，但本发明的实施方式并不受上述实施例的限制，其他的任何未背离本发明的精神实质与原理下所作的改变、修饰、替代、组合、简化，均应为等效的置换方式，都包含在本发明的保护范围之内。

Claims (3)

1.一种基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法，其特征在于，所述的抑制方法包括下列步骤：

S1、将统一潮流控制器串联于电流型高压直流输电系统逆变器与受端交流系统之间，统一潮流控制器的并联变压器并联于受端交流输电线路上，统一潮流控制器的串联变压器串联于电流型高压直流输电系统的逆变器与受端交流输电线路之间；其中，所述的统一潮流控制器包括一个串联换流器、一个并联换流器以及串联换流器和并联换流器之间的电容，所述的串联换流器通过串联变压器串联于输电线路上，所述的并联换流器通过并联变压器并联于输电线路上，所述的串联换流器控制串联注入电压，所述的并联换流器控制统一潮流控制器的电容电压与并联变压器电网侧端口的电压，其中，所述的串联换流器和所述的并联换流器根据输出电压的需求由多个三电平桥串联构成；

所述的串联换流器的控制包括以下步骤：

T1、选取电流型高压直流输电系统逆变器侧三相交流电压的参考值v′_a2，v′_b2，v′_c2为

其中，V_{2_ref}为电流型高压直流输电系统逆变器侧三相电压幅值的参考值，ωt为由锁相环测得的统一潮流控制器并联变压器网侧A相电压的相角；

T2、计算统一潮流控制器的串联换流器输出电压的参考值Δv_a，Δv_b，Δv_c为

其中v_a1，v_b1，v_c1为统一潮流控制器并联变压器网侧端口处测得的三相电压；

T3、求取统一潮流控制器的串联换流器输出电压的幅值和相角，经过abc-dq变换可得Δv_a，Δv_b，Δv_c的d轴分量Δv_d和Δv_q，Δv_d和Δv_q在极坐标系中的幅值ΔV和相角α计算为

T4、求取统一潮流控制器的串联换流器的调制信号σ，统一潮流控制器的串联换流器侧电容电压的调制作用记为

其中V_dcSE为统一潮流控制器的串联换流器侧电容直流端电压，V_{1_LL}为统一潮流控制器并联变压器网侧线电压值；

T5、产生统一潮流控制器的串联换流器开关管的脉冲控制信号，根据ωt，σ和α，串联换流器A相桥壁的控制脉冲发生逻辑为

其中Δα＝0，∧为逻辑运算“与”，Mod表示求余运算，NOT为逻辑运算“取反”，串联换流器B相桥壁的控制脉冲发生逻辑为

串联换流器C相桥壁的控制脉冲发生逻辑为

S2、根据电流型高压直流输电系统逆变器端口的参考三相电压信号与实际三相电压信号的差值产生三相电压动态补偿信号；

S3、通过统一潮流控制器的串联换流器产生电压补偿信号，并通过其串联变压器串联注入受端交流系统，使得电流型高压直流输电系统逆变器得到的交流电压为接近理想的三相正弦波，减少逆变器换向失败的概率。

2.根据权利要求1所述的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法，其特征在于，所述的串联换流器的输出电压由电流型高压直流输电系统逆变器端口的三相电压的参考值和实际值之间的差值产生；所述的串联换流器输出电压通过串联变压器与受端交流系统三相电压叠加，使得提供给电流型高压直流输电系统逆变器的三相电压接近其参考值。

3.根据权利要求1所述的基于串联电压注入的电流型高压直流输电系统换向失败抑制方法，其特征在于，所述的并联换流器的控制包括如下步骤：

R1、计算统一潮流控制器的并联换流器触发角控制信号；

并联换流器负责控制统一潮流控制器的直流电容的端电压平衡和并联变压器网侧电压，脉冲发生器需要的输入信号计算如下：首先，Δα由统一潮流控制器的并联换流器侧电容端电压不平衡值产生，具体计算为

其中

和

分别为统一潮流控制器的并联换流器侧上下两个电容的端电压，k_p1和k_i1为比例积分控制器的比例和积分系数，α计算为

其中k_p2，k_i2，k_p3，k_i3为PI控制器的比例积分系数，V₁为统一潮流控制器的并联变压器网侧电压的幅值，V_{1_ref}为V₁的参考值，I_q1为统一潮流控制器并联变压器网侧线路电流的q轴分量；

R2、求取统一潮流控制器的并联换流器的脉冲控制信号，将ωt，Δα和α带入(5)-(7)即可得到并联换流器的脉冲信号，此处σ为常数。

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