本发明涉及高压直流技术领域，特别是涉及一种交流故障时高压直流输电系统直流电流运行范围确定方法。
背景技术
高压直流已被广泛应用在远距离大功率输电和非同步电网互联场合，我国已投运和在建的直流输电线路超过30条，我国电网已经成为世界上最复杂的交直流混合运行电网。直流系统两端换流器在运行中要消耗大量无功功率，一般情况下，整流器和逆变器消耗的无功功率分别约为输送有功功率的30％～50％和40％～60％。当交流系统发生故障时，直流电压以及换流站附近换流母线电压会迅速降低，此时若直流系统仍工作在额定功率或者额定电流下，则换流站对交流系统的无功需求会大大增加，引起换相电压持续波动，影响直流正常换相甚至导致直流发生换相失败。
为解决这一问题，传统直流控制系统引入低压限流功能(voltagedependentcurrentorderlimiter，vdcol)来对低电压状态下的直流电流指令加以限制，减小故障期间换流站对交流系统的无功需求，有利于故障后交流电压和直流功率的恢复。在实现过程中，发明人发现传统技术中至少存在如下问题：
低压限流功能中电流指令值相关参数来自于工程经验或是通过仿真测试获得的，未有理论依据，特别是交流故障时高压直流输电系统直流电流运行范围无法确定。
技术实现要素：
为了解决上述问题，本发明提供的一种交流故障时高压直流输电系统直流电流运行范围确定方法，包括确定三相对称故障和三相不对称故障直流电流直流最大允许值，具体包括：
判断换流站系统发生的是三相对称故障还是三相不对称故障，若是三相对称故障根据第一电压-电流特性函数实时求解第一直流电流指令值的上限值，否则根据第二电压-电流特性函数实时求解第二直流电流指令值的上限值；
对换流器无功消耗量的期望值进行计算，求解出所述工况下的电流指令值；
判断电流指令值是否小于第一直流电流指令值的上限值，若是则将所述电路指令值确定为三相故障下直流电流最终指令值，否则，将第一直流电流指令值的上限值确定为三相故障下直流电流最终指令值；
判断电流指令值是否小于第二直流电流指令值的上限值，若是则将所述电路指令值确定为三相不对称故障下直流电流最终指令值，否则，将第二直流电流指令值的上限值确定为三相不对称故障下直流电流最终指令值。
可选的，
步骤所述根据第一电压-电流特性函数实时求解第一直流电流指令值的上限值包括：
按照下式计算不同交流母线电压下直流电流指令值的上限值idmax：
其中：k为换流变压器变比；uac为交流母线线电压有效值；γ为关断角，逆变侧交流故障时逆变器工作在定关断角控制方式下，该值为15°；β为超前触发角，最大允许值取40°；x为换流变压器二次侧等值短路阻抗。
可选的，
步骤所述根据第二电压-电流特性函数实时求解第二直流电流指令值的上限值包括：
按照下式计算不同交流母线电压下直流电流指令值的上限值idmax：
其中：k为换流变压器变比；uac为交流母线线电压有效值；γ为关断角，逆变侧交流故障时逆变器工作在定关断角控制方式下，该值为15°；
可选的，
步骤所述对换流器无功消耗量的期望值进行计算，求解出所述工况下的直流电流指令值包括：
基于瞬时功率理论实时计算交流滤波器所补偿的无功功率qf，期望换流站与交流系统交换的无功功率为零，则换流器消耗的无功功率qi应等于qf，则由下式可以求得直流电流指令值：
其中，qi为换流器消耗的无功功率，id为直流电流，np为极对数，k为换流变压器变比，uac为换流母线电压，γ为逆变侧关断角，x为换流变压器二次侧等值短路阻抗。
本发明具有如下优点和有益效果：
本发明根据电压-电流特性函数实时求解出三相对称以及不对称两种故障下直流电流指令值的上限值，接着基于瞬时功率理论对交流滤波器补偿的无功功率进行实时计算，通过设定交流系统与换流站的无功交换量为某一期望值，确定换流器无功消耗量的期望值，求解出该工况下的电流指令值，最后二者取小并经过限幅环节确定直流电流最终指令值，能够减少高压直流输电系统发生后续换相失败的几率，有效改善系统交流故障后的恢复性能，对提升交直流混联输电系统的稳定性具有重要意义。
附图说明
图1为本发明交流故障时高压直流输电系统直流电流运行范围确定方法实施例的流程示意图；
图2为本发明高压直流换流站无功功率交换的示意图；
图3为本发明一个示例中的cigre直流输电标准测试系统；
图4为本发明一个示例中的cigre直流输电标准测试系统三相对称故障下，原vdcol与idmax对比图；
图5为本发明一个示例中的cigre直流输电标准测试系统不对称故障下yny0和ynd1两种换流变压器接线方式下的直流电流值上限值对比图；
图6为本发明交流故障时高压直流输电系统总体运行和恢复策略框图；
图7为本发明一个示例中cigre直流输电标准测试系统三相故障恢复特性测试；
图8本发明一个示例中cigre直流输电标准测试系统单相故障恢复特性测试。
具体实施方式
为了便于理解本发明，下面将参照相关附图对本发明进行更全面的描述。附图中给出了本发明的首选实施例。但是，本发明可以以许多不同的形式来实现，并不限于本文所描述的实施例。相反地，提供这些实施例的目的是使对本发明的公开内容更加透彻全面。
除非另有定义，本文所使用的所有的技术和科学术语与属于本发明的技术领域的技术人员通常理解的含义相同。本文中在本发明的说明书中所使用的术语只是为了描述具体的实施例的目的，不是旨在于限制本发明。本文所使用的术语“及/或”包括一个或多个相关的所列项目的任意的和所有的组合。
高压直流输电系统运行时，换流站的无功交换情况如附图1所示，图1为本发明高压直流换流站无功功率交换的示意图；其中，uac为换流母线线电压有效值，id为直流电流，ud为直流电压，qac为交流系统与换流站的交换无功功率，qf为当前状态下无功补偿设备提供的无功功率，qi为换流器消耗的无功功率。当qac为负值时，表示交流系统从换流站吸收无功功率，反之则表示交流系统向换流站发出无功功率；当交流系统发生故障时，影响换流器正常换相甚至导致发生换相失败；逆变侧交流系统瞬时故障导致的换相失败发生概率极高。
为解决交流故障时高压直流输电系统直流电流运行范围无法确定的问题，提供一种交流故障时高压直流输电系统直流电流运行范围确定方法。
本实施例中的一种交流故障时高压直流输电系统直流电流运行范围确定方法包括：
判断换流站交流系统发生的三相故障还是不对称故障；
三相故障时，按照下式计算不同交流母线电压下直流电流指令最大允许值idmax：
式(1)中：k为换流变压器变比；uac为交流母线线电压有效值；γ为关断角，逆变侧交流故障时逆变器工作在定关断角控制方式下，该值为15°；β为超前触发角，最大允许值取40°；x为换流变压器二次侧等值短路阻抗。
不对称故障时，按照下式计算不同交流母线电压下直流电流指令最大允许值idmax：
式(2)中：k为换流变压器变比；uac为交流母线线电压有效值；γ为关断角，逆变侧交流故障时逆变器工作在定关断角控制方式下，该值为
基于瞬时功率理论实时计算交流滤波器所补偿的无功功率qf，期望换流站与交流系统交换的无功功率为零，则换流器消耗的无功功率qi应等于qf，则由下式可以求得直流电流指令值：
式(3)，qi为换流器消耗的无功功率，id为直流电流，np为极对数，k为换流变压器变比，uac为换流母线电压，γ为逆变侧关断角，x为换流变压器二次侧等值短路阻抗。
三相故障时，式(3)得到的电流指令id应小于(1)计算的idmax。
不对称故障时，式(3)得到的电流指令id应小于(2)计算的idmax。
在具体的一个示例中，参见图2，图3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，其采用12脉动换流器，额定直流电压为500kv，额定直流电流为2ka。
cigre直流输电标准测试系统，为了防止换相失败的发生，限定逆变侧关断角γ的最小阈值为10°，加上换相角μ的约束条件，可得逆变侧超前触发角β的边界值为40°。将该值与cigre模型参数一同代入式(1)可求得三相故障下，直流电流最大限定值idmax随线电压uac的变化特性曲线如图4所示，该特性曲线的函数表达式为：
idmax_three＝1.0925uac
由图4可以看出，idmax在电压水平较高时对电流的抑制作用与原vdcol基本相同，而在电压下降水平较大时的曲线斜率较之vdcol要大，这样能够快速减小直流电流，降低换流器的无功消耗。
当交流系统发生不对称故障时，换相电压过零点会发生偏移，过零点偏移角为φ。
1)对于ynd1接线方式下，换流阀关断角γ最大偏移量
其中，
2)yny0接线方式下，换流阀关断角γ最大偏移量φy的计算公式为：
由a∈(0，1)可得
对于12脉动换流器，应将直流电流最大限定值限制在yny0和ynd1两种接线方式下的公共区域内，即图5中黑色实线下方，则单相不对称故障下的直流电流限定值idmax随线电压uac的变化特性函数式为：
idmax_single＝1.4370uac
采用本发明的交流故障下高压直流恢复策略的直流电流指令值生成环节如图6所示。控制系统对交流母线线电压uac、三相交流电压和三相交流电流进行实时检测，当系统检测到发生故障时，根据电压-电流特性函数实时求解出直流电流指令值的上限值idmax，同时对换流器无功期望值进行计算，求解出该工况下的电流指令值id_ref，最后二者取小，并经过限幅环节最终确定直流电流指令值iord，限幅环节中idn为1.0倍额定电流，idmin设为0.1倍额定电流。
在电磁暂态仿真程序pscad/emtdc中，对本发明在改善系统恢复性能方面进行了仿真验证，并与原vdcol控制方式进行了对比。
1)换相失败免疫性能比较
换相失败免疫因子指标(commutationfailureimmunityindex，cfii)和换相失败概率指标(commutationfailureprobabilityindex，cfpi)能够衡量系统发生换相失败的难易程度，其计算公式如下:
式中，pcf表示故障临界功率，pdcn表示直流额定功率，uacn为交流母线额定电压，zfault为换相失败临界阻抗。cfii的值越大，cfpi的值越小，则说明逆变器抵御后续换相失败的性能越强。
将换相失败免疫性能计算结果列于表1中。
表1换相失败免疫性能比较
由表1可知，随着scr的增大，系统抑制后续换相失败的性能增强；对比两种控制策略，在相同短路比下，改进控制策略的cfii值要比原vdcol控制方式的cfii值要大，说明采用改进控制策略能显著提升系统抑制后续换相失败的性能。对于cfpi指标，原vdcol控制方式发生后续换相失败时的交流母线电压故障水平比改进控制策略要低，说明采用改进控制策略能有效提升系统的故障穿越能力。从故障恢复时间上看，原vdcol控制所花恢复时间约是改进控制策略的2倍以上，说明了改进控制策略能够缩短故障的恢复时间，验证了改进控制策略在对故障恢复性能控制的快速性。
2)三相故障下系统的恢复性能
cigrehvdc标准测试模型为弱受端交流系统，其短路比scr为2.5，设置故障发生在t＝2s时刻，故障持续0.1s后切除，三相接地阻抗为改进控制策略的临界换相失败阻抗，交流母线电压约降低为0.7p.u.，仿真得到cigre模型工作在两种不同控制策略下的有功功率pdc、无功功率qac、交流母线电压uac、直流电压ud、直流电流idc以及关断角γ的恢复特性如图7所示。
从以上仿真结果中发现，由于cigrehvdc模型是弱系统，在原vdcol控制方式下直流电流恢复速度较本发明所提改进控制策略要慢，无功补偿装置提供的多余无功大量涌入交流系统造成过电压，逆变侧控制方式在定关断角控制和定电流控制中来回切换，直流电流指令值震荡，是导致故障恢复期间发生第二次换相失败的根本原因。与原控制方式相比，本发明所提出的改进控制策略是以换流站无功交换量为控制目标来求取直流电流指令值，可以很好地平衡故障恢复期间换流站的无功功率。
2)单相故障下系统的恢复性能
以a相发生接地短路故障为例，在cigrehvdc模型中设置故障发生在t＝2s时刻，故障持续0.1s后切除，a相电压降低为0.5p.u.，仿真分析高压直流输电系统各电气参数的故障恢复特性曲线如图8所示。
与三相接地短路故障相似，由于cigrehvdc模型是弱交流系统，若是直流系统与交流系统间交换的无功功率超过稳态值太多，则会引起过电压或是电压波动。相比之下，本发明所提改进控制策略，以电压平稳恢复为控制目标计算无功交换量期望值，将无功交换量控制在稳态值附近，其电流指令值恢复速度要比原系统快，一定程度上促进了换流器的无功消耗，同时又能保障交流电压恢复时的无功需求，进而有利于整个系统的故障恢复。