兼具换相电压补偿和直流电流抑制能力的电网换相换流器拓扑

海正刚，郭春义，展瑞琦，叶 全，赵成勇

（新能源电力系统国家重点实验室（华北电力大学），北京市 102206）

0 引言

传统基于电网换相换流器的高压直流（line commutated converter based high voltage direct current，LCC-HVDC）输电技术目前在大容量电力输送等方面得到广泛应用。由于换流阀在换相时需要依靠交流电网，当交流系统故障时在交流电压扰动下LCC-HVDC 系统易发生换相失败［1-3］，造成直流传输功率波动甚至中断。据统计，自2004 年至2018 年底国家电网有限公司累计投运的21 个高压直流工程共发生换相失败次数高达1 353 次［4］，给电网的可靠及高效运行带来一定影响。

LCC-HVDC 系统换相失败问题目前的应对措施可分为以下3 个方面：1）对LCC 已有控制策略进行改善［5-6］；2）进行无功补偿［7-8］；3）采用辅助换相拓扑［9-19］。在对LCC 已有控制策略的改善方面，文献［5］通过限制触发角超调来抑制直流电流，实现直流系统的有效恢复，进而抑制直流系统的后续换相失败。此外，低压限流控制［6］（VDCOL）工作机理是应对传统直流输电换相失败问题的经典方法，然而该控制方法对系统故障检测要求较高，当故障检测延时较大时会影响换相失败抑制的效果。在进行无功补偿方面，文献［7］研究了无功补偿装置对逆变站的无功功率补偿及故障期间交流电压的稳定情况；文献［8］利用电容换相换流器对逆变站进行无功补偿进而提高系统换相失败免疫能力，但外界所补偿的无功功率会被换流变压器消耗一部分，导致换相失败抑制效果被削弱。

在采用辅助换相拓扑方面，根据其辅助换相作用主要可以分为两大类：1）基于换相电压补偿的电容式辅助换相拓扑［9-17］；2）基于降低直流电流增长的电阻耗能式辅助换相拓扑［18-19］。其中，前者是在故障期间的换相回路中嵌入具有一定电压值的电容来提供辅助换相电压，增大换流阀晶闸管换相电压-时间面积，从而降低系统换相失败概率。目前，电容类辅助换相拓扑的主要研究成果包括电容换相换流器（capacitor commutated converter，CCC）拓扑［9-11］、可控电容换流器（controlled capacitor converter，CSCC）拓扑［12］、增强型电容换相换流器（enhanced capacitor commutated converter，ECCC）拓 扑［13-14］、串联电压换相换流器（series voltage commutated converter，SVCC）拓扑［15］和增强型电网换相换流器（enhanced line commutated converter，ELCC）拓扑［16-17］。电容式辅助换相拓扑通过给系统提供辅助换相电压，减小故障期间交流系统母线电压降低对换相过程造成的影响，进而降低系统换相失败概率。然而，这类辅助换相拓扑单从换相电压角度出发进行辅助换相，换相失败抑制效果在一定程度上受限。基于降低直流电流增长的电阻耗能式辅助换相拓扑，目前主要有2 种方案，即在逆变站直流出口处并联直流斩波器（DC Chopper）［18］和在换流阀桥臂中串联全桥晶闸管耗能子模块［19］。这类拓扑是在故障期间通过控制投入电阻进行耗能，降低直流电流的增长量和增长率，进而提高系统换相失败免疫能力。然而，这类拓扑只考虑了对直流电流增长的抑制，辅助换相能力亦有限。

为了综合换相电压补偿和直流电流抑制在换相失败抑制中的优势，本文提出了一种基于晶闸管型全桥子模块（thyristor based full-bridge sub-module，T-FBSM）的复合式电网换相换流器拓扑，在系统故障时投入子模块中的电容和电阻以进行辅助换相，既可以为换流阀提供辅助换相电压，同时又可以通过电阻耗能降低直流电流增长来缩短换相过程、增加关断角裕度，最终更加高效地提高系统抵御换相失败的能力。

1 新型电网换相换流器拓扑及T-FBSM 的运行模式

1.1 新型换流器拓扑

在LCC-HVDC 系统中，故障后换相电压下降和直流电流增长是造成系统发生换相失败的2 个主要原因。为有效提高系统抵御换相失败的能力，本文提出了如图1（a）所示的复合式电网换相换流器拓扑及如图1（b）所示的T-FBSM，子模块串联在逆变站换流阀桥臂中。

图1 新型电网换相换流器拓扑Fig.1 Novel topology of line commutated converter

1.2 T-FBSM 工作模式

本文所提T-FBSM 中的电容和电阻只作用于故障期间即将关断的换流阀，当系统没有故障时电容和电阻被旁路，不会对系统运行造成影响，亦不会产生有功损耗；当系统出现故障时，则将电容和耗能电阻投入，发挥其辅助换相的作用。

附录A 表A1 给出了T-FBSM 的6 种运行模式和晶闸管的动作过程，图2 给出了T-FBSM 的不同工作模式下内部的电流流通路径，其中箭头所指方向为直流电流在子模块中的流动方向，红实线代表即将导通的晶闸管组，红虚线代表示即将关断的晶闸管组。

图2 T-FBSM 中电流流通路径Fig.2 Current flow path in T-FBSM

2 新型电网换相换流器的协调控制策略

依据图2 所示的T-FBSM 运行模式图，以某换流阀为例，T-FBSM 的运行模式可分为以下几个部分。

1）启动及正常运行部分

在该换流阀由关断状态转化为导通状态时，对串联在该换流阀中T-FBSM 的电容电压值进行测量，当检测到电容电压低于设定电压时，则在该换流阀再次导通时给子模块中的晶闸管VTa 和晶闸管VTd 施加触发脉冲，对子模块电容进行充电，耗能电阻经历短暂的耗能状态，子模块工作在如图2（a）所示的模式1。当子模块电容电压大于设定值UcN时，给VTb 发送触发脉冲信号，晶闸管VTb 导通，电容的反向电压施加在VTa 上，晶闸管VTa 逐渐关断，子模块电容、电阻也将被旁路。

当系统正常运行时，T-FBSM 中的VTb、VTd导通，直流电流将沿着晶闸管VTb→晶闸管VTd 这一路径流通，电容和电阻被旁路，如图2（b）中模式2所示。

2）故障运行控制

该阀臂换流阀由导通状态变为关断状态，此时若系统发生故障，则串联在该阀臂上的子模块中的电容和电阻将被投入。这时给VTc 发送触发脉冲信号，晶闸管VTc 导通，电容和电阻串入系统的换相回路中，电阻耗能进行辅助换相，子模块电容施加反向电压给VTd，晶闸管VTd 逐渐关断，直流电流将沿着晶闸管VTb→电阻R→电容C→晶闸管VTc这一路径进行流通，子模块工作在图2（c）所示的模式3。子模块电容电压从设定值衰减至0 后便开始反向充电，给系统换相提供辅助换相电压，此时子模块工作为图2（d）所示的模式4。当电容反向充电至电压设定值时，给VTa 发送触发信号，晶闸管VTa导通，子模块电容的反向电压施加在晶闸管VTb 上使晶闸管VTb 关断，这时直流电流将沿着晶闸管VTa→晶闸管VTc 这一路径流通，子模块电阻和电容被旁路，此时子模块工作在图2（e）所示的模式5。当该阀臂再次由导通状态变为关断状态时，给VTd发送触发导通信号，晶闸管VTd 导通，此时直流电流将沿着晶闸管VTa→电容C→电阻R→晶闸管VTd 这一路径流通，子模块对应的工作状态为模式6。在系统处于故障期间，子模块电容给换流阀提供辅助换相电压，耗能电阻抑制直流电流的大幅度增长，同时加快电流衰减到0 的速度，缩短换相过程进而增加关断角裕度，因此换相失败的抵御能力得到进一步提高。

3）系统恢复控制

当故障消失或清除后，直流电流将沿着图2 中的模式2 或模式5 所示的流通路径流动，子模块电容和电阻将被切除，为下次故障期间的投运做好准备。

需要注意的是，本文所提T-FBSM 是一种对称结构，当子模块电容辅助换相结束退出运行时，根据子模块电容电压极性，子模块的投入运行模式顺序可能是模式3→模式4→模式5→模式6→模式1 或者模式6→模式1→模式2→模式3→模式4，因此子模块的工作状态中模式1 与模式4、模式2 与模式5以及模式3 与模式6 状态可以等价互用。附录A 图A1 给出了换流阀和T-FBSM 的触发时序图，图中显示了换流阀和T-FBSM 的触发时序。

同时结合上述子模块的控制及与系统的协调控制策略，以某一阀臂为例，该阀臂换流阀与T-FBSM之间的协调控制流程图如附录A 图A2 所示。

3 T-FBSM 的参数设计方法

以换流阀2 关断、换流阀4 导通为例，当给换相回路中串入本文所提的T-FBSM 后，系统的换相等效电路如图3 所示。

图3 换相等效电路Fig.3 Equivalent circuit of commutation

系统的换相过程可表示为：

式中：Lr为系统逆变站的等值换相电感；iopen(t)、iclose(t)分别为导通和关断的直流电流；R为子模块耗能电阻；uc（t）为子模块电容电压；u（t）为交流系统线电压，并且存在关系u（t）=Usin（ωt+α），其中U为系统逆变侧交流母线电压的幅值，α为换流阀晶闸管触发角，ω为交流系统基波角频率。

根据基尔霍夫定律，导通和关断的电流满足iopen(t)+iclose(t)=Id(t)，其中Id（t）为直流电流，将上述参数代入式（1）得：

此外，流过换流阀2 的关断电流可以表示为：

式中：C为子模块电容容值。

3.1 子模块电容参数设计

本文子模块电容的作用有两点：1）给该阀臂的换流阀提供辅助换相电压；2）给子模块各晶闸管组之间的灵活切换提供反向电压。因此，子模块电容参数的设计既要考虑子模块电容提供的辅助换相电压效果，同时还要根据协调控制策略及电容电压的特性进行设计。

将式（3）代入式（2）可以得到：

对式（4）进行拉普拉斯变换并整理可以得到：

式中：uc（0）=Uc0为子模块电容初始电压；IdN为系统额定直流电流。

对式（5）进行拉普拉斯逆变换可以得到如式（6）所示的子模块电容电压特性表达式。

其中变量a、b、c、d、g的表达式如下：

由式（6）可知，子模块电容电压与系统换相电压、系统等值换相电感、直流电流、逆变侧触发角α、换相时间t、子模块电容容值C以及耗能电阻R有关。根据第2 章所述的子模块工作模式，故障期间子模块电容先放电然后再反向充电，当辅助换相过程结束时，子模块电容充电至最大辅助换相电压，本文将根据式（6）计算电容值大小。

3.2 电阻参数设计

子模块电阻的作用是缩短换相过程。在故障期间通过控制投入电阻进行耗能，抑制直流电流的大幅度增长，同时加快故障电流下降到0 的速度，缩短换相过程，进而降低系统换相失败概率。因此，电阻值越大，抑制换相失败效果越好。然而阻值太大时，一方面电阻产生的热量多，需要额外考虑散热因素；另一方面会影响子模块由模式2 切换至模式3 的换路过程，换路不成功将导致子模块失效。因此，T-FBSM 的电阻将根据故障电流抑制、子模块内部模式切换以及耗能等因素来选取。

1）T-FBSM 模式切换因素

根据本文所提的T-FBSM 的协调控制策略，子模块对即将关断的换流阀在故障期间投入电容和电阻进行辅助换相，如图2 所示，当子模块由模式2 向模式3 切换（或由模式5 向模式6 切换）时，子模块内部电流将由晶闸管VTb→晶闸管VTd 切换至晶闸管VTb→电阻R→电容C→晶闸管VTc（或由晶闸管VTa→晶闸管VTc 切换至晶闸管VTa→电容C→电阻R→晶闸管VTd），欲使电流成功实现换路，则需要晶闸管VTd（或VTc）在切换过程中承受反向电压而关断。在换路过程中流过电阻的电流Id1由0 逐渐增大，流过晶闸管VTd 的电流逐渐衰减至0，在此过程中子模块电容将出现短时间放电。考虑到子模块电容放电的影响，本文设置子模块内部电流换路结束后的子模块电容电压Uc1为80%UcN，则换路过程完成后，施加在晶闸管VTd（或VTc）上的电压为Id1R-Uc1。为了使晶闸管VTd（或VTc）能够关断则要满足：

由此可见，在子模块电容电压和电容容值确定的情况下，增大电阻能够加快故障电流衰减速度，缩短系统的换相时间，但电阻过大也会造成子模块内部换路失败，导致子模块电容和电阻无法投入，造成子模块失效。

2）T-FBSM 电阻耗能及热量散失设计

T-FBSM 中电阻在系统故障期间运行进行耗能，短时间内将产生一定数量的热量，为了能够使电阻安全运行，T-FBSM 中的耗能电阻可选用高脉冲瞬态电阻［20-21］。因为电阻是阶段性投入运行，对于正常运行和换流阀导通这2 种状态，耗能电阻都处于旁路状态，故可以用自然空气冷却方式散热来满足电阻热量散失要求。对于高电压等级/容量的LCC-HVDC 系统，可以综合考虑子模块投入时间和配置多个子模块（减小单个模块的电阻值）来减少积累的热量，从而满足散热要求。

4 仿真验证

4.1 系统参数及子模块参数选取

4.1.1 系统参数

本文基于PSCAD 仿真软件及CIGRE 标准测试模型搭建了不同的仿真案例，对所提新型电网换相换流器拓扑的电压、电流应力及抵御换相失败效果进行验证。对处于正常运行的系统，额定直流电压UdN=500 kV，额定直流电流IdN=2 kA，关断角γ=15°，系统触发超前角β=38°，换流阀的极限关断角γmin=7.2°，其他参数可见文献［1］。

4.1.2 T-FBSM 的参数

在CIGRE 标准测试模型中，逆变站换流变压器阀侧交流电压幅值为209 2 kV，本文取10%的幅值作为T-FBSM 电容辅助换相电压的最大值，即每个T-FBSM 电容设定电压的额定值UcN=30 kV。考虑到子模块晶闸管的安全裕度，子模块中每组晶闸管采用6 个电压等级为7.2 kV 的晶闸管串联［12］。当发生换相失败时，直流电流可达到其额定值的2 倍，为了使本文所提T-FBSM 既能够保持较高的辅助换相效果，同时也留有一定的可靠裕度，式（8）中的Id1=1.2 p.u.［22］，Uc1=0.8 p.u.。根据式（8），子模块耗能电阻值不得高于10 Ω，本文算例耗能电阻取为8 Ω。稳态情况下触发角α=142°，等值换相电感Lr=0.18 p.u.，额定直流电流为2 kA，换相电压为209 kV；考虑到在不同故障下系统换相电压下降幅值在0.10～0.14 p.u.［23］之间，因此文中取0.90 p.u.为故障状态下系统换相电压的有效值；故障期间换相重叠角μ将增大，本文中换相重叠角临界值μcr对应的时间tcr（1.9 ms［19］）为换相过程时间。将上述参数代入式（6），即可求得电容C约为20 μF。

4.2 系统仿真分析

4.2.1 子模块电压、电流分析

根据本文所提控制策略，在系统启动时子模块电容预充电，子模块电容电压的动态过程见附录A图A3，子模块电容电压逐渐从0 kV 增长至30 kV。

为了验证子模块参数设计及控制策略的有效性，在上述系统参数下逆变站交流母线设置如下2 种单相故障：1）经0.3 H 电感接地故障（工况1）；2）金属接地故障（工况2）。此外，在仿真软件中设置2.0 s 时发生故障，故障持续时间设置为50 ms。

换流阀换相成功和换相失败时换流阀及子模块的电压、电流仿真结果如附录A 图A4 和图A5 所示。从图A4（a）和图A5（a）可以看出，在0.3 H 单相电感接地故障下系统成功抑制了换相失败，子模块电容电压最大值为30 kV，子模块晶闸管承受的瞬时电压最大值为5.9 kV，小于其额定运行电压（7.2 kV），换流阀桥臂承受的电压在250 kV 左右，流过换流阀桥臂和子模块的瞬时电流峰值为2.2 kA，均在设计范围内，可保证子模块安全运行。进一步加重故障，根据图A4（b）和图A5（b），系统在单相金属接地故障下发生了换相失败，此时子模块电容电压最大值为30 kV，子模块晶闸管承受的瞬时电压最大值为5.9 kV，仍小于其额定运行电压，换流阀桥臂承受的电压峰值也在250 kV 左右，流过换流阀和子模块的瞬时电流峰值为4.9 kA（小于目前工程用晶闸管的额定电流），因此即使发生换相失败，子模块亦可安全运行。

4.2.2 故障下换相失败抑制效果的分析与验证

为了验证本文所提拓扑结构在换相失败抑制中的作用，本文设置如下4 种案例，其中案例2 为电容式辅助换相拓扑，案例3 为电阻式辅助换相拓扑。

案 例1：LCC-HVDC 系 统（CIGRE 标 准 测 试模型）。

案例2：基于增强型电网换相换流器的高压直流（ELCC-HVDC）系统［17］。

案例3：基于嵌入式全桥晶闸管耗能拓扑的高压直流系统［19］。

案例4：基于本文所提复合式电网换相换流器的高压直流系统。

其中，案例2、案例3 和案例4 的整流侧参数和控制策略与案例1 一致，逆变侧分别采用不同的拓扑；案例2 的逆变站采用增强型电网换相换流器，其辅助换相电容大小为30 μF，提供的最大辅助换相电压为30 kV［17］；案例3 的逆变站采用基于晶闸管全桥耗能子模块的辅助换相拓扑，耗能电阻为10 Ω［19］；而 案 例4 逆 变 站 采 用 本 文 所 提 复 合 式 电 网换相换流器拓扑，子模块参数如4.1.2 节所述。

为了验证本文所提新型电网换相换流器拓扑对换相失败的抑制效果，对上述4 个案例设置与4.2.1节相同的故障工况，同时考虑到系统的故障检测延时对仿真的影响，本文设置2 ms 为故障检测延时［24］。图4 和 图5 为4 个 案 例 在 上 述2 种 工 况 下 的动态特性。

图4 工况1 下系统动态特性对比分析Fig.4 Comparative analysis on dynamic characteristics of system under operation condition 1

图5 工况2 下系统动态特性对比分析Fig.5 Comparative analysis on dynamic characteristics of system under operation condition 2

由图4（e）可知，当交流系统发生故障后，案例1、案例2、案例3 都发生了换相失败，关断角均减小到0°，而案例4 成功抵御了换相失败。在此，采用交流母线电压跌落程度来表示交流故障严重程度，由图4（a）可知，在故障发生时案例1 至案例4的交流母线电压均发生跌落，其中案例1 交流母线电压跌落至0.81 p.u.，案例2 交流母线电压跌落至0.87 p.u.，案例3 交流母线电压跌落至0.82 p.u.，而案例4 交流母线电压至跌落至0.9 p.u.。同时，由图4（b）可知，案例1、案例2 以及案例3 系统逆变侧直流电压发生大幅度跌落，最小跌落至0 附近，而案例4 逆变侧直流电压最小跌落至0.87 p.u.。如图4（c）所示，案例1、案例2 以及案例3 的故障直流电流出现大幅度增长，其中案例1 直流电流最大增长至2.54 p.u.，案例2 直流电流最大增长至1.9 p.u.，案例3 的直流电流增长至2.0 p.u.，而案例4 直流电流最大增长至1.1 p.u.。如图4（d）所示，故障期间案例1、案例2 与案例3 系统直流传输功率均出现大幅度降低，最小分别减小到90 MW、200 MW 和110 MW，而案例4 由于成功抵御了换相失败，直流传输功率仅减小到900 MW。

进一步加重故障，在单相金属接地故障下，如图5（e）所示，案例1 至案例4 的关断角都减小到0°，系统都经历了换相失败；由图5（a）可知，案例1 交流母线电压跌落至0.64 p.u.，案例2 交流母线电压跌落至0.65 p.u.，案例3 交流母线电压跌落至0.645 p.u.，而案例4 交流母线电压跌落至0.68 p.u.。此外，由图5（b）可知，案例1、案例2 和案例3 的直流电压大幅度跌落，最小分别跌落至0.05 p.u.、0.1 p.u.和0.08 p.u.，而案例4 直流电压最小跌落至0.25 p.u.，跌落幅度小于案例1 至案例3；由图5（c）可知，在严重故障下案例1 至案例4 的直流电流短时间均出现不同程度的增长，其中案例1 最大增长至2.6 p.u.，案 例2 增 长 至2.1 p.u.，案 例3 增 长 至2.4 p.u.，而 案例4 在故障发生后暂态直流电流峰值为1.9 p.u.，低于案例1 至案例3。由图5（d）可知，在严重故障期间案例1 至案例4 的直流传输功率都出现不同程度的降低，其中案例1 直流功率降低到50 MW，案例2 降低到100 MW，案例3 降低到50 MW，而案例4 降低到200 MW，功率损失低于案例2 和案例3。

由上述分析可知，本文所提出的T-FBSM 及兼具换相电压补偿和直流电流抑制能力的电网换相换流器拓扑能够有效提高系统换相失败免疫能力，改善系统故障期间的动态性能，同时减小有功功率的损失。虽然在严重故障下系统仍然出现换相失败问题，但系统故障期间的直流电压、直流电流及直流功率等电气量的暂态特性都有所改善。

4.2.3 换相失败免疫能力的对比分析

进一步，采用换相失败概率指标（commutation failure probability index，CFPI）［25］来评估本文所提复合式电网换相换流器拓扑对换相失败的抑制效果，CFPI 值的大小表明了系统发生换相失败可能性的高低。其中，CFPI 的计算表达式为一个周期内发生换相失败的总次数与每周期仿真总次数的比值，每周期仿真总次数是指把一个交流电压周期（0.02 s）平均分成M个时刻点，在这些时刻点内进行的仿真总次数；系统发生的换相失败次数是指在保持逆变侧故障严重程度不变的情况下，M个时刻点内出现的换相失败点个数。在本文算例中，M取为100，案例1 至案例4 在单相故障和三相故障下的CFPI 曲线如图6 所示。

图6 单相、三相故障下系统CFPI 曲线Fig.6 CFPI curves with single-phase and three-phase faults

由图6（a）和（b）可知，随着接地电感的减小，4 条CFPI 曲线依次逐渐升高，表明系统发生换相失败的可能性逐渐增大。而且，无论在图6（a）所示的单相故障工况还是图6（b）所示的三相故障工况下，在系统交流母线电压跌落10%（故障接地电感高于0.3 H）时，案例4（本文所提复合式电网换相换流器拓扑）的CFPI 值都要小于案例1（LCC-HVDC）、案例2（ELCC-HVDC）以及案例3（嵌入式全桥晶闸管耗能拓扑的高压直流系统）。因此，本文所提出的新型拓扑结构具有较高的辅助换相能力，可以更加有效地提高系统换相失败免疫能力。

4.2.4 子模块热量分析

在逆变侧换流母线处设置单相故障，故障发生时刻为2.0 s，持续时间为50 ms，并根据仿真实测数据计算并绘制出了耗能电阻投入期间的能量累积曲线，如附录A 图A6 所示。

由于耗能电阻为间歇性投入，所以耗能电阻投入期间热量累积呈阶梯状上升，8 Ω 的耗能电阻50 ms 内投入电阻积累的热量为48 MJ，表面温升小于20 K。与国内某±200 kV/100 MW 的柔性直流工程［17-18］相比，其在模块化多电平换流器阀臂中串入耗能阻尼模块，故障时投入耗能电阻，消耗暂态电能加快故障电流的衰减，其耗能电阻选为15 Ω，电阻投入时间为100 ms，投入期间，耗能电阻积累的热量为1 014 MJ，采用空气散热方式。综合上述分析，本文所提T-FBSM 耗能电阻采用空气散热亦具有一定的可行性。

5 结语

本文针对已有辅助换相拓扑仅从电压或电流单方面进行辅助换相，子模块辅助换相能力不足的问题，提出了一种基于晶闸管型全桥子模块及兼具换相电压补偿和直流电流抑制能力的复合式电网换相换流器拓扑，设计了子模块的协调控制策略，给出了子模块参数设计方法，在仿真软件中设置不同案例进行仿真验证，得出如下结论：

1）复合式电网换相换流器拓扑能够从换相电压补偿和直流电流抑制两方面来进行辅助换相，加快了故障期间系统的换相过程，降低了系统换相失败概率，减小了直流传输功率损失，改善了系统故障期间的动态特性。

2）复合式电网换相换流器拓扑的协调控制策略及T-FBSM 的电气量设计是合理的，严重故障下即使系统发生换相失败，子模块电容电压及晶闸管的电压、电流应力也在可接受的范围内。

本文所提的兼具换相电压补偿和直流电流抑制能力的复合型电网换相换流器拓扑能够进一步提高辅助换相拓扑的辅助换相能力，降低系统换相失败概率。下一步将继续探究本文所提拓扑在实际工程中的应用和换相失败抑制的效果，以进一步完善所提拓扑的设计。

附录见本刊网络版（http：//www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx），扫英文摘要后二维码可以阅读网络全文。