CN110571839A - 一种基于换相电压相位检测的高压直流故障恢复方法 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种基于换相电压相位检测的高压直流故障恢复方法，该方法通过换流母线的三相电压计算各换流阀的换相电压，并构造各换相电压的正交量，利用换相电压及其正交量计算相应正弦分量和余弦分量的幅值，进行滤波处理后，将正弦余弦分量的幅值相除，并进行反正切变换后得到换相电压的初相位；利用锁相环输出的同步相位和检测到的换相电压初相位计算锁相环的相位误差，并将各换相电压对应的最小相位误差量与控制器输出的触发角指令值相加，得到最终的触发角指令。该方法能够有效减小故障下实际触发角与控制器指令之间的偏差，进而提高控制器的有效性，改善系统在故障后的恢复性能。

Description

一种基于换相电压相位检测的高压直流故障恢复方法

技术领域

本发明涉及高压直流技术领域，特别涉及一种基于换相电压相位检测的高压直流故障恢复方法。

背景技术

在直流输电控制系统中，换流器触发相位控制通过改变换流阀的触发相位，实现直流输电系统及其换流器运行状态调节的控制。为避免谐波不稳定问题，目前的高压直流工程普遍采用等间隔触发技术，其根据三相锁相环的同步相位产生等间隔的触发脉冲信号序列，从而实现换流器的触发相位控制。

高压直流输电常用的三相锁相环为同步旋转坐标系锁相环(SRF-PLL)，当系统稳态运行时，SRF-PLL能够准确地跟踪交流电压相位，此时各换流阀的实际触发角等于控制器输出的触发角指令；当逆变侧交流系统发生故障后，由于故障的切除以及传输功率的恢复，交流电压的相位可能发生快速的变化，导致锁相环无法及时进行锁相，使得实际的触发角偏离其指令值。若实际的触发角在短时间内超过控制器的指令值，定关断角控制器将无法对关断角进行及时地调节，此时换流器很可能发生后续换相失败。

通常认为发生故障后逆变侧的首次换相失败难以避免，但可以通过适当的控制策略降低发生后续换相失败的概率，从而提高系统的恢复性能。因此，有必要采取相应的补偿方式，减小实际触发角与控制器指令之间的差距，从而提高极控系统控制器的有效性，进一步提升系统在故障后的恢复性能。

发明内容

为了解决现有技术存在的缺点与不足，本发明提供一种基于换相电压相位检测的高压直流故障恢复方法。

本发明减小实际触发角与控制器指令之间的差距，从而提高极控系统控制器的有效性，进一步提升系统在故障后的恢复性能。

本发明采用如下技术方案：

一种基于换相电压相位检测的高压直流故障恢复方法，包括如下步骤：

获取高压直流输电系统换流母线处的三相电压瞬时值，并计算各换流阀的换相电压瞬时值；

构造各换相电压的正交量；

计算各换相电压正弦分量的幅值和余弦分量的幅值，并对输出分量进行滤波处理；

将滤波后的正弦余弦分量幅值相除，并进行反正切变换后得到换相电压的初相位；

获取高压直流输电系统中锁相环对各换相电压的同步相位，并根据同步相位和换相电压初相位计算各换相电压所对应的相位误差量，取其最小值并进行限幅后得到触发角指令的补偿量；

将补偿量与系统控制器输出的触发角指令相加，得到最终的触发角指令。

所述获取高压直流输电系统换流母线处的三相电压，并计算各换流阀的换相电压，具体为：

获取高压直流输电系统换流母线处三相电压瞬时值；

对所述三相电压瞬时值分别进行行YNy0、YNd1联结方式的变压器变换，得到YNy0变压器y侧的换相电压瞬时值以及YNd1变压器d侧的换相电压瞬时值。

所述构造各换相电压的正交量，具体为：

通过二阶广义积分器，构造出滤波后的各换相电压及相应正交量。

所述计算各换相电压正弦分量的幅值和余弦分量的幅值，并对输出分量进行滤波处理，具体为：

通过正余弦分量法，由构造出的各换相电压及相应的正交量得到正弦分量及余弦分量的幅值；

利用滑动平均滤波器对正弦及余弦分量的幅值进行滤波处理。

所述将滤波后的正弦余弦分量幅值相除，并进行反正切变换后得到换相电压的初相位，具体为：

其中，i＝1,2,3,4,5,6，a_i'、b_i'分别表示正弦余弦分量幅值。

所述根据同步相位和换相电压初相位计算各换相电压所对应的相位误差量，具体为：

其中，θ^*＝ω₀t，ω₀为故障前系统角频率，θ_PLL.i为锁相环输出的同步相位，为初相位。

所述限幅中，上限值设为0。

本发明为了防止当相位误差为正时实际触发角过小，将最终触发角指令α′_ord的下限值设置为

本发明中：

当稳态时锁相环的相位误差为0时，此时对触发角指令的修正为0；

当锁相环的相位误差为负时，即触发角的实际值大于控制器指令值，此时有必要对触发角的指令进行补偿；

当锁相环的相位误差为正时，触发角的实际值小于控制器指令值，此时并不会增加换相失败的风险。

本发明的有益效果：

(1)本发明在计算换相电压初相位的过程中，利用二阶广义积分器(SOGI)构造各换相电压的正交量，该过程在获得正交量的同时具有一定的滤波效果，在工程中也易于实现；

(2)本发明通过正余弦分量法计算换相电压正弦分量和余弦分量的幅值，利用MAF进行滤波处理后，将正弦余弦分量的幅值相除，并进行反正切变换后得到换相电压的初相位，其计算方法简单，物理意义明确，且MAF对2次及其倍数次谐波具有很好的滤除效果，在滤波的同时保证了系统的响应速度；

(3)利用锁相环输出的换相电压同步相位和检测到的换相电压初相位计算出锁相环的相位误差，并将各换相电压对应的最小相位误差量与控制器输出的触发角指令值相加，得到最终的触发角指令。在稳态下，锁相环能够对各换相电压的相位进行准确跟踪，此时本发明计算出的锁相环相位误差为0，因此对控制器的触发角指令补偿量也为0，不影响原系统的稳态响应，在原系统发生故障后的恢复期间，由于故障的切除以及传输功率的恢复，交流电压的相位将发生快速的变化，锁相环因无法及时进行锁相将产生相位误差，此时触发角指令的补偿量将不为0。通过将补偿量加至控制器输出的触发角指令值，能够有效减小故障下实际触发角与控制器指令之间的偏差，从而提高极控系统控制器的有效性，降低故障恢复过程中发生后续换相失败的概率，改善系统在故障后的恢复性能。

附图说明

图1是本发明的工作流程图；

图2是本发明实施例利用二阶广义积分器构造换相电压正交分量的原理图；

图3为本发明实施例的利用正余弦分量法计算换相电压正弦分量和余弦分量的幅值的原理图；

图4为本发明实施例的由输入换相电压至计算出换相电压初相位的控制逻辑图；

图5为本发明实施例的基于换相电压相位检测的高压直流故障恢复方法控制逻辑图；

图6为本发明实施例中的CIGRE直流输电标准测试系统结构图；

图7为本发明实施例的原CIGRE直流输电标准测试系统逆变侧的三相故障电气波形图；

图8(a)及图8(b)为本发明实施例的原CIGRE直流输电标准测试系统逆变侧的三相故障下触发角、关断角波形图；

图9为本发明实施例采用本方法后CIGRE直流输电标准测试系统逆变侧的三相故障电气波形图；

图10(a)及图10(b)分别为本发明实施例采用本方法后CIGRE直流输电标准测试系统逆变侧的三相故障下触发角、关断角波形图；

图11为本发明实施例采用原CIGRE直流输电标准测试系统逆变侧的单相故障电气波形图；

图12(a)及图12(b)分别为本发明实施例采用原CIGRE直流输电标准测试系统逆变侧的单相故障下触发角、关断角波形图；

图13为本发明实施例采用本方法后CIGRE直流输电标准测试系统逆变侧的单相故障电气波形图；

图14(a)及图14(b)为本发明实施例采用该方法后CIGRE直流输电标准测试系统逆变侧的单相故障下触发角、关断角波形图。

具体实施方式

下面结合实施例及附图，对本发明作进一步地详细说明，但本发明的实施方式不限于此。

实施例

一种基于换相电压相位检测的高压直流故障恢复方法,能够有效提高系统再故障后抵御后续换相失败的能力，改善系统恢复性能。

如图1所示，本方法包括如下步骤：

S101获取高压直流输电系统换流母线处的三相电压瞬时值，并计算各换流阀的换相电压瞬时值；

本实施例中，高压直流输电系统中换流母线处的三相电压包括A相电压、B相电压和C相电压。本发明实施例中，将A相电压采用u_A表示，将B相电压采用u_B表示，将C相电压采用u_C表示，YNy0变压器y侧的换相电压瞬时值(线电压)分别用u_ACy、u_CBy、u_Bay表示，YNd1变压器d侧的换相电压瞬时值(线电压)分别用u_ACd、u_CBd、u_BAd表示。

进一步，当高压直流输电系统运行在稳态时，上述各换流阀的换相电压均为正弦波，且u_ACy、u_CBy、u_Bay相位互差120°，u_ACd、u_CBd、u_BAd相位也互差120°，u_ACy与u_ACd相位互差30°；当交流测发生故障时，换流母线处的三相电压将发生畸变，各换流阀的换相电压将不再对称，因此有必要通过相应的变换，由获取的换流母线三相电压计算出各换流阀的换相电压。

在获取到换流母线处的三相电压u_A、u_B、u_C后，YNy0换流变压器y侧的换相电压可由下式计算得到：

YNd1换流变压器d侧的换相电压可由下式计算得到：

式(1)和式(2)中：k_Ty和k_Td分别为YNy0接法和YNd1接法换流变压器的变比；Δu为电压的零序分量在d侧三角形每相绕组上产生的压降。Δu可由下式计算得到：

S102构造各换流阀换相电压的正交量；

在本实施例中，通过二阶广义积分器(SOGI)，构造出滤波后的各换相电压u_ACy'、u_CBy'、u_BAy'、u_ACd'、u_CBd'、u_BAd'及相应正交量qu_ACy'、qu_CBy'、qu_BAy'、qu_ACd'、qu_CBd'、qu_BAd'，即：由u_ACy得到u_ACy'和qu_ACy'，由u_CBy得到u_CBy'和qu_CBy'，由u_BAy得到u_BAy'和qu_BAy'；由u_ACd得到u_ACd'和qu_ACd'，由u_CBd得到u_CBd'和qu_CBd'，由u_BAd得到u_BAd'和qu_BAd'。

SOGI的原理图请参见图2。在图2中，u_ac为输入至SOGI的交流电压；u_ac'为经过SOGI滤波后的交流电压，qu_ac'为u_ac'的正交量。由图2可以推导出SOGI的传递函数，如下式所示：

由式(4)求出SOGI的幅频特性以及相频特性后，可知当输入信号的频率ω等于中心频率ω₀时，u_ac'能够对u_ac进行无静差跟踪，且qu_ac'的幅值与u_ac'相等，相位滞后u_ac'90°；对于高次谐波分量，SOGI则能够起到较好的衰减作用。兼顾系统的动态性能与阻尼作用，取该系统的阻尼比ζ＝0.707，此时k＝1.414。

值得注意的是，u_ac可以为u_ACy、u_CBy、u_BAy、u_ACd、u_CBd、u_BAd中的任意一个物理量，u_ac'和qu_ac'可以为u_ACy'、u_CBy'、u_BAy'、u_ACd'、u_CBd'、u_BAd'以及qu_ACy'、qu_CBy'、qu_BAy'、qu_ACd'、qu_CBd'、qu_BAd'中相对应的物理量。

S103计算各换相电压正弦分量的幅值和余弦分量的幅值，并对输出分量进行滤波处理；

本实施例中，根据上述SOGI得到的u_ac'与qu_ac'，计算各换相电压正弦分量的幅值a_i和余弦分量的幅值b_i(i＝1,2,3,4,5,6)，并对输出a_i和b_i进行滤波处理，得到a_i'和b_i'。

本实施例通过正余弦分量(Sin-cos)法，由u_ACy'和qu_ACy'计算得到a₁和b₁(i取1)，由u_CBy'和qu_CBy'计算得到a₂和b₂(i取2)，由u_BAy'和qu_BAy'计算得到a₃和b₃(i取3)；由u_ACd'和qu_ACd'计算得到a₄和b₄(i取4)，由u_CBd'和qu_CBd'计算得到a₅和b₅(i取5)，由u_BAd'和qu_BAd'计算得到a₆和b₆(i取6)；

正余弦分量法的原理图请参见图3。在图3中，θ^*＝ω₀t，其中t为系统时间，ω₀为系统故障前的角频率，ω₀一般为100rad/s；a_i、b_i分别为各换相电压正弦分量的幅值a_i和余弦分量的幅值。设qu_ac'＝U_m.isin(θ_i-90°)，其中为u_ac在时间t＝0时的初相位，U_m.i为电压幅值，则由图3可得到正余弦分量法输入与输出关系的表达式，如下式所示：

SOGI对低次谐波的滤除能力较差，而在单相故障下，网侧电压会出现较明显的3次谐波，这将使计算得到的a_i和b_i含有2次谐波，不利于系统稳定。为此，采用滑动平均滤波器(MAF)对a_i和b_i进行平滑处理。MAF的传递函数为：

式中：x(s)为输入；y(s)为输出；T_ω为滑窗长度。令s＝jω，可以得到MAF的幅频特性：

从上式可看出，若T_ω取0.01s，则当ω＝200n rad/s时(n∈N^*)，增益G(jω)＝0，即MAF能够滤除2次及其整数倍次数的谐波,而对于直流分量(jω＝0)则是单位增益，并不会产生衰减。

利用滑动平均滤波器(MAF)，分别将正余弦分量法计算得到的a₁和b₁进行滤波后得到a₁'和b₁'，同理，将a₂和b₂滤波得到a₂'和b₂'，将a₃和b₃滤波得到a₃'和b₃'，将a₄和b₄滤波得到a₄'和b₄'，将a₅和b₅滤波得到a₅'和b₅'，将a₆和b₆滤波得到a₆'和b₆'。

S104、将滤波后的正弦余弦分量幅值和相除，并进行反正切变换后得到各换相电压的初相位。

具体的，本实施例中，对滤波后的正弦余弦分量幅值进行除法运算，并进行反正切变换得到换相电压的初相位的过程，包括：

至此，S102至S104的过程，即由u_ac计算得到其初相位的过程，可用逻辑框图表示出，请参见图4。

S105、获取系统中锁相环对各换相电压的同步相位，并根据锁相环输出的同步相位和检测到的换相电压初相位计算各换相电压所对应的相位误差量，取最小值并进行限幅后得到触发角指令的补偿量。

本实施例中，获取得到的锁相环同步相位θ_PLL.i表示锁相环锁定的各换相电压的同步相位，其中θ_PLL.1为锁相环对换相电压u_ACy的同步相位，θ_PLL.2为锁相环对u_CBy的同步相位，θ_PLL.3为锁相环对u_BAy的同步相位，θ_PLL.4为锁相环对u_ACd的同步相位，θ_PLL.5为锁相环对u_CBd的同步相位，θ_PLL.6为锁相环对u_BAd的同步相位。

进一步地，根据锁相环输出的同步相位θ_PLL.i和检测到的换相电压初相位计算各换相电压所对应的相位误差量即： 其中θ^*＝ω₀t，ω₀为故障前系统角频率；取的最小值，进行限幅(上限值设为0)后得到触发角指令的补偿量Δα。

S106、将触发角指令补偿量与控制器输出的触发角指令相加，得到最终的触发角指令，并将其代替原触发角指令，送入阀触发控制系统。

具体的，将补偿量Δα与控制器输出的触发角指令α_ord相加，得到最终的触发角指令α_ord'，即α_ord'＝α_ord+Δα。

得到最终的触发角指令α_ord'后，将其代替原触发角指令α_ord，送入阀触发控制系统，正常触发各个换流阀。

至此，S101至S106的过程，即由获取换流母线三相电压u_A、u_B、u_C至计得到最终触发角指令α_ord'的过程，可用逻辑框图表示出，请参见图5。

具体的，当稳态时锁相环的相位误差为0时，Δα＝0，此时对触发角指令的修正为0。当锁相环的相位误差为负时，意味着触发角的实际值大于控制器指令值，此时有必要对触发角的指令进行补偿；当为正时，触发角的实际值小于控制器指令值，此时并不会增加换相失败的风险。因此在实际的控制中，取各换相电压对应相位误差量的最小值作为最终的Δα，且将其上限值设为0。此外，为了防止当相位误差为正时实际触发角过小，将最终触发角指令α_o′_rd的下限值设置为其中是初相位。

基于上述理论介绍，通过一个具体的示例对上述所公开的发明进行验证。

在具体的一个示例中，参见图6，图6为本发明一个示例中的CIGRE直流输电标准测试系统；以CIGRE高压直流输电标准测试系统为基本算例，在该系统中，两侧换流站均采用由2个6脉动换流器串联构成的12脉动换流器；直流线路为单极大地回线系统，额定功率1000MW，额定电压500kV；交流母线上的无功补偿设备由固定电容器和阻尼型滤波器构成；稳态下，整流侧运行于定电流控制模式，逆变侧运行于定关断角控制模式。

(1)三相故障测试

设置逆变侧交流系统于5.0s发生三相短路故障，过渡电阻60Ω，换流母线电压跌落27％，故障持续时间0.1s。原系统逆变侧直流电压、直流电流、阀电流的波形请参见图7，采用该发明方法后逆变侧直流电压、直流电流、阀电流的波形请参见图8；原系统逆变侧触发角测量值与控制器输出的指令值、关断角的波形请参见图9，采用该发明方法后逆变侧触发角测量值与控制器输出的指令值、关断角的波形请参见图10。

从图7至图8(a)及图8(b)可以看出，由于故障程度较为严重，原系统与采用该发明方法后的系统在故障初期均发生了首次换相失败。此外，原系统在故障切除后的恢复期间还发生了后续换相失败，而采用该发明方法后的系统在恢复期间并没有发生后续换相失败，恢复更为平稳。一般来说，在故障较为严重时，故障初期的换相失败是难以避免的，而在恢复过程中可以通过相应措施减小发生后续换相失败的概率，从而提高系统的恢复性能。

从图9至图10(a)及图10(b)可以看出，原系统在故障切除后的恢复期间，触发角的测量值快速上升至超过指令值，且随着两者的差距加大，关断角急剧减小。在发生后续换相失败之前，触发角的测量值已经增大至150°。对于采用该发明方法后的系统，当锁相环的相位误差小于0时，能够及时对触发角指令进行补偿，使实际触发角与控制器指令值相等。因此在故障恢复期间，定关断角控制器能够对关断角进行有效的调节，使系统恢复得比较平稳。

(2)单相故障测试

设置逆变侧交流系统换流母线处于5.0s发生单相短路故障，过渡电阻60，换流母线电压跌落20％，故障持续时间0.2s。原系统逆变侧直流电压、直流电流、阀电流的波形请参见图11，采用该发明方法后逆变侧直流电压、直流电流、阀电流的波形请参见图12(a)及图12(b)；原系统逆变侧触发角测量值与控制器输出的指令值、关断角的波形请参见图13，采用该发明方法后逆变侧触发角测量值与控制器输出的指令值、关断角的波形请参见图14。

从图11至图12(a)及图12(b)可以看出，虽然交流侧的不对称故障在直流电压、直流电流中引入了二次谐波，但在故障期间的恢复过程中，采用该发明方法后的系统仍然恢复得较为平稳，且没有发生后续换相失败，而原系统则发生了后续换相失败。

从图13至图14(a)及图14(b)可以看出，在单相故障期间，触发角的测量值与控制器指令值也含有较为明显的二次谐波分量，但触发角测量值与指令值的变化规律总体上与三相故障类似。由于触发角的补偿策略中取各换相电压的最大相位误差量作为最终触发角指令的修正量，触发角测量值最大时仍不会超过控制器的指令值，因而有效避免了后续换相失败的发生。

以上对本申请所公开的一种基于换相电压相位检测的高压直流故障恢复方法进行了详细介绍。本文中应用了具体个例对本申请的原理及实施方式进行了阐述，以上实施例的说明只是用于帮助理解本申请的方法及其核心思想。应当指出，对于本技术领域的普通技术人员来说，在不脱离本申请原理的前提下，还可以对本申请进行若干改进和修饰，这些改进和修饰也落入本申请权利要求的保护范围内。

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所述实施例的限制，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 (9)

1.一种基于换相电压相位检测的高压直流故障恢复方法，其特征在于，包括如下步骤：

获取高压直流输电系统换流母线处的三相电压瞬时值，并计算各换流阀的换相电压瞬时值；

构造各换相电压的正交量；

计算各换相电压正弦分量的幅值和余弦分量的幅值，并对输出分量进行滤波处理；

将滤波后的正弦余弦分量幅值相除，并进行反正切变换后得到换相电压的初相位；

获取高压直流输电系统中锁相环对各换相电压的同步相位，并根据同步相位和换相电压初相位计算各换相电压所对应的相位误差量，取其最小值并进行限幅后得到触发角指令的补偿量；

将补偿量与系统控制器输出的触发角指令相加，得到最终的触发角指令。

2.根据权利要求1所述的高压直流故障恢复方法，其特征在于，所述获取高压直流输电系统换流母线处的三相电压，并计算各换流阀的换相电压，具体为：

获取高压直流输电系统换流母线处三相电压瞬时值；

对所述三相电压瞬时值分别进行行YNy0、YNd1联结方式的变压器变换，得到YNy0变压器y侧的换相电压瞬时值以及YNd1变压器d侧的换相电压瞬时值。

3.根据权利要求1所述的高压直流故障恢复方法，其特征在于，所述构造各换相电压的正交量，具体为：

通过二阶广义积分器，构造出滤波后的各换相电压及相应正交量。

4.根据权利要求1所述的高压直流故障恢复方法，其特征在于，所述计算各换相电压正弦分量的幅值和余弦分量的幅值，并对输出分量进行滤波处理，具体为：

通过正余弦分量法，由构造出的各换相电压及相应的正交量得到正弦分量及余弦分量的幅值；

利用滑动平均滤波器对正弦及余弦分量的幅值进行滤波处理。

5.根据权利要求1所述的高压直流故障恢复方法，其特征在于，所述将滤波后的正弦余弦分量幅值相除，并进行反正切变换后得到换相电压的初相位，具体为：

其中，i＝1,2,3,4,5,6，a_i'、b_i'分别表示正弦余弦分量幅值。

6.根据权利要求1所述的高压直流故障恢复方法，其特征在于，所述根据同步相位和换相电压初相位计算各换相电压所对应的相位误差量，具体为：

其中，θ^*＝ω₀t，ω₀为故障前系统角频率，θ_PLL.i为锁相环输出的同步相位，为初相位。

7.根据权利要求1所述的高压直流故障恢复方法，其特征在于，所述限幅中，上限值设为0。

8.根据权利要求1所述的高压直流故障恢复方法，其特征在于，为了防止当相位误差为正时实际触发角过小，将最终触发角指令的下限值设置为

9.根据权利要求1所述的高压直流故障恢复方法，其特征在于，

当稳态时锁相环的相位误差为0时，此时对触发角指令的修正为0；

当锁相环的相位误差为负时，即触发角的实际值大于控制器指令值，此时有必要对触发角的指令进行补偿；

当锁相环的相位误差为正时，触发角的实际值小于控制器指令值，此时并不会增加换相失败的风险。