抑制常规直流换流站换相失败的串联电压补偿器及系统的制作方法

本发明涉及高压直流输电技术领域，特别涉及一种抑制常规直流换流站换相失败的串联电压补偿器及系统。

背景技术：

传统的电网换相高压直流输电系统(linecommutatedconverter，lcc-hvdc)具有远距离大容量输电、有功功率可控等优势，在世界范围内广泛应用。但由于其换流器采用的晶闸管需要依赖交流系统提供换相电压，故而在交流系统故障等情况下容易发生换相失败，导致直流电流激增，直流传输功率迅速大量损失。此外，近年来我国部分区域电网已有多条直流馈入，一旦某回直流线路发生换相失败，则通过交流系统耦合可能带来多回直流线路的连锁换相失败，给电网的安全稳定运行带来更严峻的挑战。

针对传统直流输电换相失败问题，已有技术主要有两种思路。一种思路是从直流系统控制角度入手，如通过减小触发角来增大熄弧角，但该方法在故障期间增大了直流电流，并引起逆变站无功损耗的增加，有可能恶化直流故障穿越能力。采用低压限流控制(vdcol)，即限制交流系统故障期间的直流电流来降低换相失败发概率的方法，尽管应用广泛，但由于不能有效反映故障后电流的动态变化特性，对故障电流的限制效果仍不够显著。

另一研究思路是改进lcc-hvdc的换流器电路拓扑。如将lcc-hvdc系统一端换流器全部或部分替代为柔型直流系统的vsc(voltagesourcedconverter，电压源换流器)，利用vsc自身特性提高混合型hvdc(high-voltagedirectcurrent，高压直流输电)系统整体抵御换相失败的能力，但高压大容量的vsc带来了工程造价和损耗的显著提升，特别是将既有lcc-hvdc工程换流器替换为柔性直流系统vsc改造成本很高。

ccc(capacitorcommutationconverter，电容换相换流器)和cscc(controlledseriescapacitorconverter，可控串联电容器换流器)的拓扑改造成本较低，它们都在lcc-hvdc交流侧串联换相电容，通过增大稳态下换相角来抑制换相失败。但ccc引入的电容器不仅增大了直流输电系统中的电流谐波，且换相失败后换相电容可能持续充电至过电压，导致换流器失去自恢复能力，cscc尽管把电容器放在换流变压器网侧，并可对电容值进行调整，但并没有消除这些问题。此外，有研究分别由igbt(insulatedgatebipolartransistor，绝缘栅双极型晶体管)或晶闸管构造出仅允许通过单向电流的桥式模块，并将这种附加电路串联接入换流器各个桥臂内，通过对换相电容的切换较好地解决了ccc和cscc方案的缺点，其中，研究包括降低直流输电换相失败概率的改进拓扑及其控制策略或半控型h桥子模块提高hvdc换相失败免疫力的机理。但由于需要在lcc换流器每个桥臂内都安装附加电路，导致附加器件利用率不高，并且涉及对lcc换流器本体进行改造，改造成本和难度均较高。

另外，还有研究，如一种基于反并联晶闸管全桥子模块的新型电容换相换流器，进一步基于双向晶闸管构成的全桥模块接入lcc换流器交流端，提出一种eccc(enhancedccc，增强电容换相变流器拓扑，相比桥臂内附加电路方案可节省50％的模块电容容量，同时避免了对换流器桥臂的改造，但受制于晶闸管强迫换相要求，eccc对交流电压故障后第一和第二个换相过程的换相失败抵御能力明显不足，并且模块内晶闸管电压应力较高。

技术实现要素：

本发明旨在至少在一定程度上解决相关技术中的技术问题之一。

为此，本发明的一个目的在于提出一种抑制常规直流换流站换相失败的串联电压补偿器，该补偿器可显著提高lcc-hvdc防御换相失败的能力以及换相失败后的恢复速度，控制灵活性高、成本低，具有良好的工程实用性。

本发明的另一个目的在于提出一种电网换相高压直流输电系统。

为达到上述目的，本发明一方面实施例提出了一种抑制常规直流换流站换相失败的串联电压补偿器，包括：第一至第三变流链，所述第一至第三变流链的每条变流链包括多个全控型电压源子模块，并串联接入lcc-hvdc换流变压器与换流器交流端口之间，以控制串联电压以辅助阀组换相，并增加所述lcc-hvdc换流器的换相电压面积。

本发明实施例的抑制常规直流换流站换相失败的串联电压补偿器，采用可控全桥子模块组成的变流链串联接入常规直流系统换流器交流端口与换流变压器之间，不需改造原有换流器桥臂内部结构，对lcc-hvdc具有良好的换相失败抑制能力和加快故障后恢复的能力，从而可显著提高lcc-hvdc防御换相失败的能力以及换相失败后的恢复速度，控制灵活性高、成本低，具有良好的工程实用性。

另外，根据本发明上述实施例的抑制常规直流换流站换相失败的串联电压补偿器还可以具有以下附加的技术特征：

进一步地，在本发明的一个实施例中，所述每条变流链的正极端口分别与所述lcc-hvdc六脉动换流器的a相、b相和c相桥臂交流输出端a1、交流输出端b1和交流输出端c1三端相连，且所述每条变流链的负极端口分别与所述lcc-hvdc换流变压器副边的a2、b2和c2三端相连。

进一步地，在本发明的一个实施例中，所述交流输出端a1为所述lcc-hvdc六脉动换流器a相上桥臂晶闸管阀组vt4阴极与下桥臂晶闸管阀组vt1阳极的连接点，所述交流输出端b1为所述lcc-hvdc六脉动换流器a相上桥臂晶闸管阀组vt6阴极与下桥臂晶闸管阀组vt3阳极的连接点，所述交流输出端c1为所述lcc-hvdc六脉动换流器a相上桥臂晶闸管阀组vt2阴极与下桥臂晶闸管阀组vt5阳极的连接点。

进一步地，在本发明的一个实施例中，所述多个全控型电压源子模块依次级联连接。

进一步地，在本发明的一个实施例中，所述多个全控型电压源子模块均为单相电压源变流器结构，具有r个输出电平，其中，r为大于或等于3的正整数，每个全控型电压源子模块包括g个直流电容，其中，g为小于r且大于或等于1的正整数。

进一步地，在本发明的一个实施例中，全控型电压源子模块内第u个直流电容正极与负极之间最大允许电压为ucu，u＝1、2、…、g，记允许的最大直流电压为um，则满足关系：

进一步地，在本发明的一个实施例中，所述多个全控型电压源子模块均采用全控型电力电子开关。

进一步地，在本发明的一个实施例中，所述全控型电力电子开关包括集成门极换流晶闸管igct、可关断晶闸管gto和绝缘门极双极性晶体管igbt。

为达到上述目的，本发明另一方面实施例提出了一种电网换相高压直流输电系统，包括上述的抑制常规直流换流站换相失败的串联电压补偿器。

本发明实施例的电网换相高压直流输电系统：1)相对lcc-hvdc独立运行和控制，并不需要对既有lcc-hvdc系统换流站一、二次系统和控制系统进行改造，改进和建设成本低；2)变流链设计灵活，可根据交流系统短路比和抑制换相失败目标，选择变流链全桥子模块的规格和数量。3)任一子模块故障可通过机械开关旁路，并不影响dsvc整体运行效果；可最大程度适于既有常规直流工程的改造。

本发明附加的方面和优点将在下面的描述中部分给出，部分将从下面的描述中变得明显，或通过本发明的实践了解到。

附图说明

本发明上述的和/或附加的方面和优点从下面结合附图对实施例的描述中将变得明显和容易理解，其中：

图1为根据本发明一个实施例的抑制常规直流换流站换相失败的串联电压补偿器的结构示意图；

图2为根据本发明一个实施例的变流链10的结构示意图；

图3为根据本发明一个实施例的串联电压补偿器变流链中全桥子模块工作状态示意图；

图4为根据本发明一个实施例的lcc-hvdc六脉动换流器交流输出端的电流及交流系统电压波形示意图；

图5为根据本发明一个实施例的交流故障发生的起始时刻在非换相过程时，串联电压补偿器变流链充放电策略示意图；

图6为根据本发明一个实施例的交流故障发生的起始时刻在换相过程时，串联电压补偿器变流链充放电策略示意图；

图7为根据本发明一个实施例的串联电压补偿器的工作模式切换逻辑图；

图8为根据本发明一个实施例的串联电压补偿器与常规六脉动换流器构成的双极直流输电系统的结构示意图；

图9为根据本发明一个具体实施例的电路结构示意图；

图10为根据本发明一个具体实施例的三相临界故障电压情况下的仿真结果图；

图11为根据本发明一个具体实施例的单相临界故障电压情况下的仿真结果图；

图12为根据本发明一个具体实施例的在故障超出抑制范围、发生换相失败情况下的仿真结果图；

图13为根据本发明一个具体实施例的抑制连续换相失败的仿真结果对比图；

图14为根据本发明一个具体实施例的抑制系统谐波引起的(连续)换相失败的仿真结果对比图。

具体实施方式

下面详细描述本发明的实施例，所述实施例的示例在附图中示出，其中自始至终相同或类似的标号表示相同或类似的元件或具有相同或类似功能的元件。下面通过参考附图描述的实施例是示例性的，旨在用于解释本发明，而不能理解为对本发明的限制。

下面参照附图描述根据本发明实施例提出的抑制常规直流换流站换相失败的串联电压补偿器及系统，首先将参照附图描述根据本发明实施例提出的抑制常规直流换流站换相失败的串联电压补偿器。

图1是本发明一个实施例的抑制常规直流换流站换相失败的串联电压补偿器的结构示意图。

如图1所示，该抑制常规直流换流站换相失败的串联电压补偿器100包括：第一变流链10、第二变流链20和第三变流链30。

其中，第一至第三变流链，第一至第三变流链的每条变流链包括多个全控型电压源子模块，并串联接入lcc-hvdc换流变压器与换流器交流端口之间，以控制串联电压以辅助阀组换相，并增加lcc-hvdc换流器的换相电压面积。本发明实施例的补偿器100可显著提高lcc-hvdc防御换相失败的能力以及换相失败后的恢复速度，控制灵活性高、成本低，具有良好的工程实用性。

可以理解的是，本发明实施例将级联的全桥子模块变流链串联接入lcc-hvdc换流变压器与换流器交流端口之间，以直接增加lcc-hvdc换流器换相电压面积为目标，灵活控制串联电压实现阀组辅助换相，达到抑制lcc-hvdc换相失败以及提高故障后恢复的能力。

在本发明的一个实施例中，每条变流链的正极端口分别与lcc-hvdc六脉动换流器的a相、b相和c相桥臂交流输出端a1、交流输出端b1和交流输出端c1三端相连，且每条变流链的负极端口分别与lcc-hvdc换流变压器副边的a2、b2和c2三端相连。

进一步地，在本发明的一个实施例中，交流输出端a1为lcc-hvdc六脉动换流器a相上桥臂晶闸管阀组vt4阴极与下桥臂晶闸管阀组vt1阳极的连接点，交流输出端b1为lcc-hvdc六脉动换流器a相上桥臂晶闸管阀组vt6阴极与下桥臂晶闸管阀组vt3阳极的连接点，交流输出端c1为lcc-hvdc六脉动换流器a相上桥臂晶闸管阀组vt2阴极与下桥臂晶闸管阀组vt5阳极的连接点。

具体而言，如图1所示，本发明实施例提出的抑制常规直流换流站(lcc-hvdc)换相失败的dsvc(dynamicseriesvoltagecompensator，动态串联电压补偿器)电路基本结构及其与lcc-hvdc的连接方式。串联电压补偿器dsvc的电路基本结构100如图1虚线框内部分所示，包括三个相同的由若干全控型电压源子模块(sm)构成的变流链10，20和30。dsvc的基本电路结构100的3个正极端口10+、20+、30+分别与lcc-hvdc六脉动换流器1(公知电路)的a、b、c三相桥臂交流输出端a1、b1、c1相连，3个负极端口10-、20-、30-分别与lcc-hvdc换流变压器副边(#2侧)的a2、b2、c2三端相连。10+，20+，30+分别对应其内部变流链10、20、30的正极端口，10-、20-、30-分别对应其内部变流链10、20、30的负极端口。以由a1、b1、c1端流出为正方向，流经变流链10、20、30的电流分别记为ia，ib，ic。交流输出端a1为lcc-hvdc六脉动换流器a相上桥臂晶闸管阀组vt4阴极与下桥臂晶闸管阀组vt1阳极的连接点；交流输出端b1为lcc-hvdc六脉动换流器a相上桥臂晶闸管阀组vt6阴极与下桥臂晶闸管阀组vt3阳极的连接点，交流输出端c1为lcc-hvdc六脉动换流器a相上桥臂晶闸管阀组vt2阴极与下桥臂晶闸管阀组vt5阳极的连接点。

进一步地，在本发明的一个实施例中，多个全控型电压源子模块依次级联连接。

具体而言，如图1所示，变流链10，20，30，均由n个相同的全控型电压源子模块(sm)依次级联构成。以变流链10为例，具体连接方式如图2所示：第一个sm的交流正极接入变流链10的正极端口10+，第j个sm的交流负极与第j+1个sm的交流正极相连，(j＝1，2，…，n-1)，第n个sm的交流负极接入变流链10的负极端口10-。

记全控型电压源子模块(sm)交流正、负极间电压为usm，流经sm的电流为ism，且均以sm交流正极到交流负极为正方向，如图2所示。记电压源子模块sm的直流电压为ud，通过控制sm内部全控型电力电子器件的开关状态，sm可流过双极性电流ism；且当ism≠0时，sm交流正、负极间电压usm可表现出+ud、0、-ud三种电压状态。

进一步地，在本发明的一个实施例中，多个全控型电压源子模块均为单相电压源变流器结构，具有r个输出电平，其中，r为大于或等于3的正整数，每个全控型电压源子模块包括g个直流电容，其中，g为小于r且大于或等于1的正整数。

其中，在本发明的一个实施例中，全控型电压源子模块内第u个直流电容正极与负极之间最大允许电压为ucu，u＝1、2、…、g，记允许的最大直流电压为um，则满足关系：

具体而言，全控型电压源子模块(sm)均为单相电压源变流器结构，具有r(r为正整数且满足r≥3)个输出电平，每个sm包括g个直流电容(g为正整数且满足r>g≥1)。电压源子模块内第u个直流电容正极与负极之间最大允许电压称为ucu(u＝1，2，…，g)，记sm允许的最大直流电压为um，通常满足关系：

在正常运行条件下，sm交流正、负极间电压usm变化范围应满足：

-um≤usm≤um(2)

sm充电、放电和旁路状态与sm交流正、负极间电压usm和流经sm的电流ism，满足表1：

表1

进一步地，在本发明的一个实施例中，多个全控型电压源子模块均采用全控型电力电子开关。

其中，在本发明的一个实施例中，全控型电力电子开关包括集成门极换流晶闸管igct、可关断晶闸管gto和绝缘门极双极性晶体管igbt。

下面将通过具体实施例对抑制常规直流换流站换相失败的串联电压补偿器100进行进一步阐述。

sm包括但不限于以下功率子模块类型：

全桥子模块(简称fbsm)记为1型电压源子模块；飞跨电容三电平子模块记为2型电压源子模块，对应r＝5、g＝3；中点箝位三电平子模块记为3型电压源子模块，对应r＝5、g＝2；交错连接三电平子模块记为4型电压源子模块，对应r＝5、g＝2。1-4型电压源子模块均为公知的标准电路，其中的电力电子开关通常采用逆导型igct、igbt或gto(可单独使用或混用)。

以1型电压源子模块为例，结合表1和图3，说明sm内部全控型电力电子器件的开关状态与sm工作状态的关系。如图3所示，记sm的交流正极为p，交流负极为n，sm的p、n间电压usm和流经sm的电流ism，均以由p到n为正方向。sm工作状态与usm、ism以及其中开关器件状态的关系满足表2：

表2

dsvc需要实时采集的模拟信号包括：lcc-hvdc换流器的直流电流id，流经变流链k(k＝10、20、30)的电流ia、ib、ic，交流系统线电压uab、ubc、uca，变流链k(k＝10、20、30)中第l(l＝1,…,n)个smkl的直流电容电压ukl。

dsvc检测交流系统线电压uab、ubc、uca，并根据lcc-hvdc系统换流不同变压器接线型式，计算交流系统线电压相位θab、θbc、θca，其中θab∈[0,2π]、θbc∈[0,2π]、θca∈[0,2]。具体地，对于与y/y型换流变压器相连的六脉动lcc-hvdc换流器，其使用的线电压相位θab、θbc、θca对应于换流变压器原边接入的交流系统各相线电压相位；对于与y/△型换流变压器相连的六脉动lcc-hvdc换流器，由于换流变压器的移相作用，其使用的线电压相位θab、θbc、θca需减小π/6弧度(30°)。

dsvc需要由lcc-hvdc换流器直接提供的数字信号包括：lcc-hvdc换流器的启动完成信号open(换流器启动过程结束开始正常运行，open＝1；换流器未启动或启动尚未完成，open＝0)；换流器闭锁信号lock(换流器闭锁时lock＝1，解锁后lock＝0)。

dsvc需要实时计算的lcc-hvdc关键控制变量包括：lcc-hvdc换流器的换相角μ和变流链k(k＝10、20、30)的子模块电容的放电参考电压u2k，计算方法分别在dsvc的工作模式和参数选取部分进行说明。

dsvc需实时采集或计算的信号中：lcc-hvdc换流器的直流电流id，流经变流链k(k＝10、20、30)的电流ia，ib，ic，交流系统线电压uab，ubc，uca，既可通过dsvc系统自身测量和计算，亦可由lcc-hvdc换流站自身控制系统提供。

dsvc共有4种工作模式：启动模式、热备用模式、补偿模式和旁路模式。根据lcc-hvdc换流站不同运行状态和交流系统外部条件，dsvc运行于对应工作模式。

设在任意t时刻，dsvc的变流链k(k＝10、20、30)中第l(l＝1,…,n)个smkl的直流电容电压为ukl(t)(um>ukl(t)>0)，以全部采用1型电压源子模块的dsvc电路基本结构100为例，具体说明如下：

(1)dsvc旁路模式：在旁路模式中，dsvc内全部3n个全控型电压源子模块sm均受控处于旁路状态，每个sm内部的直流电容电压ukl(t)的控制目标电压均为0。

(2)dsvc启动模式：在启动模式中，dsvc内的变流链k(k＝10、20、30)分别独立控制各自所包含的n个sm交替处于充电状态和旁路状态，将3n个sm模块的直流电容电压从零充电到预设的热备电压u0(u0<um)。其交替充电原则可详细表示为：

如果ukl(t)<u0，控制smkl可处于充电状态；

如果ukl(t)≥u0，控制smkl必须处于旁路状态；

(3)dsvc热备用模式：在热备模式中，dsvc内的变流链k(k＝10、20、30)分别独立控制各自所包含的n个sm交替处于充电状态、旁路状态和放电状态，维持3n个sm的直流电容电压在预设的热备电压u0附近。其控制原则如下：若sm电容电压ukl(t)偏离热备电压u0的差值超过阈值δuc，则根据流经该sm的电流方向，控制其进入充电状态或放电状态，直至电容电压满足ukl(t)＝u0，则恢复该sm为旁路状态。该原则可详细表示为：

如果smkl当前处于旁路状态，且ukl(t)<u0–δuc，则smkl受控进入充电状态；

如果smkl当前处于旁路状态，且ukl(t)>u0+δuc，则smkl受控进入放电状态；

如果smkl当前处于充电状态，且ukl(t)≥u0，则smkl受控进入旁路状态；

如果smkl当前处于放电状态，且ukl(t)≤u0，则smkl受控进入旁路状态；

δuc为热备电压u0的q倍，q通常选取为1％～5％。

在任一工作模式中，dsvc均始终根据表3实时判断lcc-hvdc换流器各相桥臂的状态、计算换相角及判据c和判据d。

表3

表3中：ia，ib，ic分别为与dsvc100相连的六脉动lcc-hvdc换流器a1、b1、c1端流出的电流，即分别流过变流链k(k＝10,20,30)的电流；ith为lcc-hvdc换流器桥臂晶闸管的维持电流(ith>0)；toff为确保桥臂晶闸管可靠关断的最短时间(对应于最小熄弧角γmin，满足γmin＝2πfs·off，其中fs为交流系统频率)。工程上为保证换流器桥臂可靠关断，通常要求运行中的最小熄弧角γmin略大于换流器桥臂晶闸管固有关断熄弧角γq(满足γq＝2πfs·q，tq为lcc-hvdc桥臂晶闸管固有关断时间，由晶闸管自身特性决定)，因此令toff满足：

toff＝kq*tq。

通常选择kq∈[1.05,1.5]。a相、b相或c相的桥臂关断状态，是指该相上、下桥臂均未导通的状态，期间电流ia，ib，或ic在(-ith，ith)范围内。

当dsvc可直接获取lcc-hvdc换流器各桥臂vt1～vt6晶闸管的触发脉冲信号时，对lcc-hvdc换流器各相桥臂的状态的判据可采用表3括号内方式。

dsvc进入补偿模式后，基于lcc-hvdc换流器各相桥臂的实时导通或关断状态，根据表4判定当前lcc-hvdc换流器的运行状态，继而决定对应的dsvc各相变流链状态。正常运行条件下，lcc-hvdc换流器在一个工频周波运行状态总计12个，依时间先后顺序从状态1至状态12依次更替，并周而复始。

表4

dsvc补偿模式：若dsvc100满足系统故障判据(即后文dsvc不同工作模式切换方法部分说明的判据c)后立即进入补偿模式，则根据当前时刻lcc-hvdc在表3的状态，决定dsvc各相变流链的运行状态。

以dsvc100进入补偿模式时(如图5所示t1时刻)，与之相连接的lcc-hvdc换流器正处于运行状态1(非换相过程)为例，说明dsvc100进入补偿模式后的运行方式：

(1)运行状态1为非换相过程，根据表4，拟导通变流链为变流链20、拟关断变流链为变流链10，备用变流链为变流链30；则t1时刻，将拟关断变流链(变流链10)和备用变流链(变流链30)的全部子模块smkl(k＝10,30)切换至放电状态，使其电容电压ukl(t)(k＝10,30)从热备电压u0开始放电，待下降到预设电压u2k(k＝10,30)时，将其对应各子模块smkl(k＝10,30)切换至旁路状态；同时在t1时刻，将拟导通变流链(变流链20)的全部子模块smkl(k＝20)保持旁路状态。

(2)根据表3和表4，当判断到lcc-hvdc换流器进入下一个运行状态(运行状态2)时，由于该状态是检测到故障后的首个换相过程，无论此刻关断变流链(变流链10)是否已放电至预设电压u2k(k＝10)，均将关断变流链(变流链10)的全部子模块smkl(k＝10)切换至充电状态，同时将拟导通变流链(变流链20)的全部子模块smkl(k＝20)由旁路状态切换至放电状态，使其电容电压ukl(t)(k＝20)从热备电压u0开始放电；期间若关断变流链(变流链10)的子模块电压ukl(t)(k＝10)充电超过最大电压um，则将对应各子模块smkl(k＝10)切换至旁路状态；

(3)根据表3和表4，当判断到lcc-hvdc换流器进入下一个非换相过程(即运行状态3)时，拟导通变流链由变流链20变更为变流链10，拟关断变流链由变流链10变更为变流链30，备用变流链由变流链30变更为变流链20；立即将拟导通变流链(变流链10)的全部子模块smkl(k＝10)切换至旁路状态；同时，控制拟关断变流链(变流链30)和备用变流链(变流链20)的各子模块电压ukl(t)(k＝20,30)在u2k(k＝20,30)附近，其方法描述如下：

当子模块电压ukl(t)(k＝20,30)与u2k(k＝20,30)偏差较小(不超过δuc)时，将对应子模块smkl保持旁路状态；当偏差值较大(超过δuc)时，则控制对应子模块smkl进入充电状态或放电状态，直至子模块电容电压满足ukl(t)＝u2k，时，将smkl切换回旁路状态，具体实施原则为：

如果smkl当前处于旁路状态且ukl(t)<u2k–δuc，则smkl受控进入充电状态；

如果smkl当前处于旁路状态且ukl(t)>u2k+δuc，则smkl受控进入放电状态；

如果smkl当前处于充电状态且ukl(t)≥u2k，则smkl受控进入旁路状态。

(4)如果smkl(k＝20,30)当前处于放电状态，且ukl(t)≤u2k(k＝20,30)，则smkl受控进入旁路状态；根据表3和表4，当判断到lcc-hvdc换流器进入下一个换相过程(即运行状态4)时，将关断变流链(变流链30)的全部子模块smkl(k＝30)切换至充电状态，同时将导通变流链(变流链10)的全部子模块smkl(k＝10)由旁路状态切换至放电状态，控制备用变流链(变流链20)的各子模块电压ukl(t)(k＝20)在u2k(k＝20)附近；期间若关断变流链(变流链30)的子模块电压ukl(t)(k＝30)充电超过最大电压um，则将对应各子模块smkl(k＝30)切换至旁路状态。

此后以此类推，根据表格3和表格4重复步骤(3)和(4)，直至退出补偿模式。

以dsvc100进入补偿模式时(t1时刻)，与之相连接的lcc-hvdc换流器正处于运行状态2(换相过程)为例，说明dsvc100进入补偿模式后的运行方式，如图6所示：

将关断变流链(变流链10)的全部子模块smkl(k＝10)切换至充电状态，使其电容电压ukl(t)(k＝10)从热备电压u0开始充电，同时将拟导通变流链(变流链20)和备用变流链(变流链30)的全部子模块smkl(k＝20，30)由旁路状态切换至放电状态，使其电容电压ukl(t)(k＝20，30)从热备电压u0开始放电；期间若关断变流链(变流链10)的子模块电压ukl(t)(k＝10)充电超过最大电压um，则将对应各子模块smkl(k＝10)切换至旁路状态，若备用变流链(变流链30)子模块电压到预设电压u2k(k＝30)，将其对应各子模块smkl(k＝30)切换至旁路状态；

此后以此类推，根据表3和表4，重复前述步骤(3)和(4)，直至退出补偿模式。

dsvc各工作模式间的切换方法，如附图7所示，具体为：

(1)当lcc-hvdc换流器系统未启动或尚处于启动过程中(open＝0)，dsvc运行在旁路模式；当lcc-hvdc换流器系统启动过程结束，进入系统正常运行状态后(判据a成立)，dsvc方可切换进入启动模式。

(2)在dsvc启动模式中，当变流链k(k＝10、20、30)包含的全部n个sm的电容电压值均达到热备电压u0时(判据b成立)，dsvc切换为热备用模式；如果检测到交流系统发生故障(判据c成立)但未发生换相失败(判据d不成立)，则dsvc立即切换为补偿模式；如果检测到lcc-hvdc换流器发生换相失败(判据d成立)，则将dsvc切换到旁路模式。

(3)当dsvc处于热备用模式时，检测到交流系统发生故障(判据c成立)但未发生换相失败(判据d不成立)，dsvc立即切换为补偿模式；如果检测到lcc-hvdc换流器发生换相失败(判据d成立)，则将dsvc切换到旁路模式。

(4)在dsvc补偿模式中，如果检测到交流系统故障恢复(判据c不成立)，将dsvc切换到热备用模式；如果检测到lcc-hvdc换流器发生换相失败(判据d成立)，则将dsvc切换到旁路模式。

(5)在dsvc旁路模式中，如果检测到lcc-hvdc换流器换相失败恢复(判据d不成立)，同时系统中仍检测到故障(条件c成立)，则切换为补偿模式；如果检测到交流系统故障和换相失败均恢复(即条件c和条件d均不成立)，则切换为热备模式。

(6)dsvc在任何运行模式下，检测到lcc-hvdc闭锁信号lock＝1(判据e)，均立即切换至旁路模式，直至下次启动判据a成立。

下面对dsvc各工作模式间的切换判据进行详细说明，具体包括：

判据a：启动完成信号open＝1并且闭锁信号lock＝0；即：open＝1∩lock＝0为真。

判据b：变流链10、20、30中全部子模块电容均达到热备电压u0；

判据c：

(1)交流线电压检测方法，即针对交流系统线电压uab，ubc，uca采用包括但不限于：有效值检测、峰值检测、基波分量检测、现代数字滤波器或dq变换等计算方法，检测交流系统各相线电压有效值us(ab)、us(bc)、us(ca)。若us(ab)、us(bc)、us(ca)任意一个低于设定的线电压阈值usth(通常选择usth为交流系统额定线电压有效值us的90％～95％)，则判定判据c成立。

(2)最小熄弧角预测故障方法：详见表3中各交流故障判据；

dsvc使用包括但不限于以上两种方法中至少一种，当两种方法均不满足则该判据c不成立。

判据d：

(1)直流电流检测法：系统直流电流瞬时值id或变化率超出设定范围时，判定系统发生换相失败。例如，根据dsvc仿真实施例及系统对直流电流偏差的承受能力，可设定直流电流瞬时值超出额定值的1.4倍，或在非启动或人为控制改变系统工况情况下，直流电流每毫秒变化率超过额定值的5％时，判定系统发生换相失败；

(2)固有关断熄弧角γq检测法：详见表3中各换相失败判据；

dsvc使用包括但不限于以上两种方法中至少一种，当两种方法均不满足则该判据d不成立。

判据e：闭锁信号lock＝1。

dsvc中变流链的关键参数计算方法：

每个变流链的子模块数n，子模块电容c，子模块预设充电电压u1，子模块预设放电电压u2k，子模块最大电压um，子模块热备电压u0，电压偏离阈值δuc。

如前，sm允许的最大直流电压为um，取决于sm的电力电子开关器件及直流电容的电压承受能力；当dsvc的任一sm直流电压ukl(t)超过um，须立即进入旁路状态保护。

令ub0为图1中lcc-hvdc六脉动换流器各相桥臂的晶闸管阀组(vt1～vt6)所能承受的最大电压，ubmax为正常运行时vt1～vt6两端出现的最大电压。则ub0应满足：

ub0>ubmax+num

其中，根据lcc-hvdc运行原理，ubmax满足：

其中us为图1中交流系统线电压的幅值，k为变压器#2侧与#1侧的变比，α0、γ0分别为lcc-hvdc额定功率运行条件下，换流器触发角、熄弧角的稳态运行值。

子模块预设充电电压u1，应满足：

u1＝m1um，(4)

通常m1取值在0.85～0.95范围内，确保dsvc运行在补偿模式具备足够的电容电压安全裕量。

子模块热备电压u0的选取方法为：

其中id0为lcc-hvdc额定功率运行条件下，换流器的直流电流的稳态运行值。通常m2取值在0.90～0.97范围内，且满足：

m1<m2(6)

考虑到交流系统故障期间，lcc-hvdc运行状态处于变化中。为充分利用dsvc的辅助换相能力，使其各子模块电容电压在每个换相过程结束时恰好达到预设充电电压值u1，需要对各相变流链预设放电电压u2k实时计算调整。

计算u2k需要读取的lcc-hvdc换相角及直流电流值按以下方法获取：

dsvc按表4判断lcc-hvdc换流器运行状态，对lcc-hvdc每个工频运行周期换相过程的换相角μk(k＝10,20,30)和直流电流值idk(k＝10,20,30)测量、计算和存储。以与lcc-hvdc六脉动换流器1相连接的dsvc100，且换流变压器接线类型为y/y为例，结合表4说明获取所需的换相角及直流电流的方法：

μk(k＝10)表示与变流链10相连的两个桥臂(vt1、vt4)关断的换相过程的换相角，idk(k＝10)表示这两个换相过程结束时刻的直流电流值，μk(k＝10)和idk(k＝10)在lcc-hvdc进入状态3和状态9时进行更新。

记每一工频运行周期lcc-hvdc进入状态2时刻θab的值为θab1；进入状态3时刻θab的值为θab2，直流电流id值为id3；则每个工频周期lcc-hvdc进入状态3时刻，依照下式更新μk(k＝10)和idk(k＝10)：

记每一工频运行周期lcc-hvdc进入状态8时刻θab的值为θab3；进入状态9时刻θab的值为θab4，直流电流id值为id9；则每个工频周期lcc-hvdc进入状态9时刻，依照下式更新μk(k＝10)和idk(k＝10)：

μk(k＝20)表示与变流链20相连的两个桥臂(vt3、vt6)关断的换相过程的换相角，idk(k＝20)表示这两个换相过程结束时刻的直流电流值，μk(k＝20)和idk(k＝20)在lcc-hvdc进入状态7和状态1时进行更新。

记每一工频运行周期lcc-hvdc进入状态6时刻θbc的值为θbc1；进入状态7时刻θbc的值为θbc2，直流电流id值为id7；则每个工频周期lcc-hvdc进入状态7时刻，依照下式更新μk(k＝20)和idk(k＝20)：

记每一工频运行周期lcc-hvdc进入状态12时刻θbc的值为θbc3；进入下一循环状态1时刻θbc的值为θbc4，直流电流id值为id1；则每个工频周期lcc-hvdc进入状态1时刻，依照下式更新μk(k＝20)和idk(k＝20)：

μk(k＝30)表示与变流链30相连的两个桥臂(vt5、vt2)关断的换相过程的换相角，idk(k＝30)表示这两个换相过程结束时刻的直流电流值，μk(k＝30)和idk(k＝30)在这lcc-hvdc进入状态5和状态11时进行更新。

记每一工频运行周期lcc-hvdc进入状态4时刻θca的值为θca1；进入状态5时刻θca的值为θca2，直流电流id值为id5；则每个工频周期lcc-hvdc进入状态5时刻，依照下式更新μk(k＝30)和idk(k＝30)：

记每一工频运行周期lcc-hvdc进入状态10时刻θca的值为θca3；进入状态11时刻θca的值为θca4，直流电流id值为id11；则每个工频周期lcc-hvdc进入状态11时刻，依照下式更新μk(k＝30)和idk(k＝30)：

变流链k(k＝10，20，30)在任意t时刻计算其预设放电电压u2k(t)方法为：

其中id(t)为t时刻的直流电流，μk和idk按前述说明及式(6)～(12)测量和计算。

需要注意的是，当与变流链k(k＝10，20，30)相连的桥臂为关断状态，或变流链k处于充电状态时，无法对u2k进行调整，因此这些时段内无需重新计算u2k。

以图5中t8～t9时段内任一t时刻(处于状态7)为例具体说明：id(t)为t时刻的直流电流，计算变流链10的预设放电电压u2k(k＝10)所用的μk(k＝10)和idk(k＝10)分别为状态3开始时(t4时刻)更新的换相角和直流电流；由于b相上、下桥臂均为关断状态，变流链20此时无法调整预设放电电压u2k(k＝20)；计算变流链30的预设放电电压u2k(k＝30)所用的μk(k＝30)和idk(k＝30)分别为状态5开始时(t6时刻)更新的的换相角和直流电流。

基于本发明实施例提出的dsvc，可应用于双极高压直流输电系统中，其电路结构如图9所示。串联电压补偿器100的3个正极端口10+、20+、30+分别与lcc-hvdc六脉动换流器1(公知电路)的a、b、c三相桥臂交流输出端a1、b1、c1相连，3个负极端口10-、20-、30-分别与换流变压器2副边(#2侧)的a2、b2、c2三端相连；串联电压补偿器200的的3个正极端口40+、50+、60+分别与lcc-hvdc六脉动换流器2(公知电路)的a、b、c三相桥臂交流输出端a3、b3、c3相连，3个负极端口10-、20-、30-分别与换流变压器2副边(#2侧)的a4、b4、c4三端相连。根据双极直流系统运行原则，六脉动换流器1的正极为高压直流系统的正极，负极与六脉动换流器2的正极相连后接地，六脉动换流器2的负极为高压直流系统的负极，换流变压器1为y/y接法，换流变压器2为△/y接法，两换流变压器的原边(#1侧)与同一交流系统相连。

下面以本发明的串联电压补偿器构成的双极直流输电系统为例，说明其具体实施方式，系统简图见图9。

在该实施例中，直流输电系统关键参数如表6所示。

在本发明实施例中，变流链参数为n＝8，c＝3200μf，u1＝1.9kv。为便于仿真，忽略各模块电压不均，仿真中采用一个电容为400μf、额定电压u1为15.2kv全桥子模块等效。故障检测延时设置为1ms。为使dsvc变流链具有一定的工作裕度并及时保护，设定子模块电容的耐压值为16kv，充电达到16kv时子模块切换为旁路状态。系统正常稳态运行参数为：直流电流id＝2ka，直流电压ud＝500kv，额定功率p＝1000mva，其中变流链的额定功率约为输电总功率的19.2％。以ab线电压uab从负到正的过零点为参考点，将阀换相电压的半周期10等分(考虑到对称性仅分析半周期情况)地分别均匀设置单相和三相故障时刻。记录不同故障时刻下增加dsvc的高压直流输电系统与公知标准电路的lcc-hvdc拓扑的临界故障电压的临界故障电压(即刚好发生换相失败时的线电压幅值)，其标幺值结果如表7所示。可见增加dsvc后系统故障抑制能力相比标准lcc有较为明显的提升。

表7

三相和单相临界电压跌落故障的仿真结果如附图10～11所示(其中vt1～vt4分别为图9中dsvc变流链10的t11～t14两端的电压，便于读图区分将t13、t14两端电压反相处理)。

图10中三相最低线电压为0.739pu。t＝0.911s时，系统直流电流达到最大值，为id＝2.708ka，此前最近一次变流链关断的换相过程的直流电流idk＝2.185ka(k＝10)，触发角μk＝0.378rad(k＝10)，上述变量值代入式(4)计算得到预测值u2k＝11.11kv(k＝10)，下一次充电后u1＝15.46kv，与理论值15.2kv的相对误差为1.71％。此时熄弧角为0.134rad(约7.68°)，接近工程中对熄弧角的最低要求，达到临界换相状态。故障期间u1值波动范围为(14.91kv，16kv)，与理论值的相对误差为(-1.91％，5.26％)。故障期间dsvc的换相线电压增加了串联电压分量，与图5、图6分析相吻合。子模块内igbt两端的电压均保持在0～16kv的范围内，不超过子模块电容的耐压值。而已有文献所提的eccc方案中晶闸管的最大电压达到电容最大电压的1.09倍，因而dsvc相比eccc降低了子模块器件的电压应力。

图11中单相故障期间单相最低线电压为0.779pu。t＝0.923s时，系统直流电流达到最大值，为id＝2.376ka，此时计算得到的预测值u2k＝12.35kv(k＝10)，下一次充电后u1＝15.69kv，与理论值的相对误差为3.22％。此时熄弧角γm＝0.136rad(约7.79°)，接近工程中对熄弧角的最低要求，达到临界换相状态。故障期间u1值波动范围为(14.66kv，16kv)，与理论值的相对误差为(-3.55％，5.26％)。故障期间dsvc的换相线电压与图5、图6分析相吻合。子模块内igbt两端的电压均保持在0～16kv的范围内，不超过子模块电容的耐压值。

因此，本发明实施例中dsvc能够通过对变流链内子模块开关状态的精确控制，提升系统对交流电压故障造成的换相失败的防御能力。

当系统故障程度超出了实施例中dsvc抑制换相失败的电压范围时，本发明实施例所提的拓扑结构仍具有较好的承受能力，实施例的仿真结果如图12所示。其中三相故障电压约0.67pu，故障发生于0.901s，持续时间0.3s。图中iigbt1～iigbt4分别为换流器a相上、下桥臂晶闸管中的电流，虚线圈内为第一次换相失败发生期间的电流波形。图中直流(桥臂)故障电流瞬时最大值idfault-max为4.127ka，达到额定值的2.064倍，而变流链电流瞬时最大值idsvc-max为3.445ka，为额定值的1.723倍。由此可见，由于dsvc采取了电容快速放电并导通所有igbt的紧急应对措施，交流侧变流链电流相对换流器故障电流的变化较小，具有较好的故障电流承受能力。

在旁路模式中，由于检测到系统重启时dsvc将重新接入系统，工作在补偿模式，通过自身的充放电辅助系统恢复，因此除提升系统抵御换相失败能力外，dsvc对于发生换相失败后的系统恢复、抑制连续换相失败的发生也有一定的作用。

dsvc对于发生换相失败后的系统恢复、抑制连续换相失败的发生的作用，通过以下仿真例进行说明，系统参数与前述相同，dsvc容量为系统额定容量的26％。仿真实施例中的系统在t＝1.00s发生接地电抗为0.15h的三相接地故障，持续时间300ms，lcc-hvdc及串联电压补偿器的仿真结果如附图13所示。可见故障引起了lcc-hvdc系统发生了两次换相失败，分别在1.01s和1.13s左右。而对于增加了dsvc的系统，则仅在1.01s左右发生一次换相失败，且在换相失败恢复后系统处于相对平稳的状态，避免了1.13s处的第二次换相失败。

此外，dsvc对于系统谐波引起的换相失败也有一定的抑制作用，通过以下仿真例进行说明，系统参数与前述相同，dsvc容量为系统额定容量的26％。仿真实施例中的系统在t＝0.5s时串联接入幅值为交流系统额定电压5％的三次谐波，持续时间1s，lcc-hvdc及dsvc的仿真结果如附图14所示。可见故障引起了lcc-hvdc系统在0.52s和0.67s发生了2次换相失败，而增加了dsvc的系统则没有发生换相失败，从而验证了dsvc对于系统谐波引起换相失败的抑制作用。

综上，本发明实施例将多种由全控器件构成的可控子模块级联接入换流变压器与换流器交流端口之间，提出了一种抑制常规直流换流站换相失败的串联电压补偿器。该方案以直接增加换流器换相电压面积为目标，其中的可控全桥子模块均采用全控型电力电子开关，如集成门极换流晶闸管igct、可关断晶闸管gto或绝缘门极双极性晶体管igbt，可快速、灵活控制串联电压以辅助阀组换相，较之eccc显著提高了电压故障后阀组首次乃至第二次换相过程的换相电压面积，从而有效拓展了lcc换流器抵御换相失败的临界电压范围，并可加快换相失败后换流器的恢复，避免连续换相失败的发生。本发明方案的换相电路除辅助换相过程外均可保持旁路，避免承受额外的线路电压。dsvc在结构上与lcc-hvdc换流器相互独立，适于对既有lcc-hvdc工程的改造。

本发明实施例还具有以下有益效果：

本发明实施例将级联的全桥子模块变流链串联接入lcc-hvdc换流变压器与换流器交流端口之间，以直接增加lcc-hvdc换流器换相电压面积为目标，灵活控制串联电压实现阀组辅助换相，达到抑制lcc-hvdc换相失败以及提高故障后恢复的能力。

相比eccc等方案，本发明实施例所提dsvc拓扑及其控制技术，对交流系统电压暂降的电压补偿响应速度快，可为交流系统发生故障时的第一次换相过程提供辅助换相电压，因而在相同设计串联电压条件下，抑制lcc-hvdc换相失败能力显著提升；同时，变流链开关器件和电容的电流应力和电压应力都不同程度地减小，电容容值显著降低。

相比ccc和cscc方案，本发明实施例的dsvc有效解决了固定电容串联引起的谐波问题，还避免了换相失败后电容持续过压导致的lcc-hvdc失去自恢复能力的问题；

相比在lcc-hvdc换流器桥臂内串联构造的仅允许通过单向电流的桥式子模块，本发明实施例的dsvc的变流链位于lcc-hvdc换流器桥臂外，允许流过双向电流，在相同设计串联电压条件下，可节省50％的模块直流电容以及50％的功率二极管，因而具有更高的器件利用率。

本发明实施例的抑制常规直流换流站换相失败的串联电压补偿器，将由全控器件构成的全桥子模块级联接入常规直流换流变压器与换流器交流端口之间，从系统故障后第一个换相过程起即可增加换流器桥臂晶闸管换相电压面积，灵活控制串联电压对桥臂晶闸管辅助换相，而不需改造常规高压直流换流器的桥臂内部。通过合理设计dsvc的全桥变流链的参数和控制方法，能够提高lcc-hvdc输电系统抵御换相失败的能力。此外，dsvc具有响应速度快，抑制换相失败效果好，开关器件及电容的电压、电流应力小，且功率容量利用率高等优点，并且对超出自身抑制范围的故障具备紧急应对措施，具有良好的工程实用性。

此外，本发明实施例还提出了一种电网换相高压直流输电系统，包括上述的抑制常规直流换流站换相失败的串联电压补偿器。本发明实施例的电网换相高压直流输电系统，1)相对lcc-hvdc独立运行和控制，并不需要对既有lcc-hvdc系统换流站一、二次系统和控制系统进行改造，改进和建设成本低；2)变流链设计灵活，可根据交流系统短路比和抑制换相失败目标，选择变流链全桥子模块的规格和数量。3)任一子模块故障可通过机械开关旁路，并不影响dsvc整体运行效果；可最大程度适于既有常规直流工程的改造。

在本发明的描述中，需要理解的是，术语“中心”、“纵向”、“横向”、“长度”、“宽度”、“厚度”、“上”、“下”、“前”、“后”、“左”、“右”、“竖直”、“水平”、“顶”、“底”“内”、“外”、“顺时针”、“逆时针”、“轴向”、“径向”、“周向”等指示的方位或位置关系为基于附图所示的方位或位置关系，仅是为了便于描述本发明和简化描述，而不是指示或暗示所指的装置或元件必须具有特定的方位、以特定的方位构造和操作，因此不能理解为对本发明的限制。

此外，术语“第一”、“第二”仅用于描述目的，而不能理解为指示或暗示相对重要性或者隐含指明所指示的技术特征的数量。由此，限定有“第一”、“第二”的特征可以明示或者隐含地包括至少一个该特征。在本发明的描述中，“多个”的含义是至少两个，例如两个，三个等，除非另有明确具体的限定。

在本发明中，除非另有明确的规定和限定，术语“安装”、“相连”、“连接”、“固定”等术语应做广义理解，例如，可以是固定连接，也可以是可拆卸连接，或成一体；可以是机械连接，也可以是电连接；可以是直接相连，也可以通过中间媒介间接相连，可以是两个元件内部的连通或两个元件的相互作用关系，除非另有明确的限定。对于本领域的普通技术人员而言，可以根据具体情况理解上述术语在本发明中的具体含义。

在本发明中，除非另有明确的规定和限定，第一特征在第二特征“上”或“下”可以是第一和第二特征直接接触，或第一和第二特征通过中间媒介间接接触。而且，第一特征在第二特征“之上”、“上方”和“上面”可是第一特征在第二特征正上方或斜上方，或仅仅表示第一特征水平高度高于第二特征。第一特征在第二特征“之下”、“下方”和“下面”可以是第一特征在第二特征正下方或斜下方，或仅仅表示第一特征水平高度小于第二特征。

在本说明书的描述中，参考术语“一个实施例”、“一些实施例”、“示例”、“具体示例”、或“一些示例”等的描述意指结合该实施例或示例描述的具体特征、结构、材料或者特点包含于本发明的至少一个实施例或示例中。在本说明书中，对上述术语的示意性表述不必须针对的是相同的实施例或示例。而且，描述的具体特征、结构、材料或者特点可以在任一个或多个实施例或示例中以合适的方式结合。此外，在不相互矛盾的情况下，本领域的技术人员可以将本说明书中描述的不同实施例或示例以及不同实施例或示例的特征进行结合和组合。

尽管上面已经示出和描述了本发明的实施例，可以理解的是，上述实施例是示例性的，不能理解为对本发明的限制，本领域的普通技术人员在本发明的范围内可以对上述实施例进行变化、修改、替换和变型。