柔直電網(wǎng)站內(nèi)單相接地故障分析及過電壓抑制

李巖，黃豫，潘旭東，袁康龍

(南方電網(wǎng)能源發(fā)展研究院有限責任公司，廣東 廣州 510623)

0 引言

柔性直流電網(wǎng)(以下簡稱柔直電網(wǎng))具有功率解耦控制、無換相失敗、無需大容量無功補償裝置等優(yōu)點，是解決可再生能源并網(wǎng)、異步交流電網(wǎng)互聯(lián)、海上孤島供電、城市配電網(wǎng)增容等問題的重要手段，亦是現(xiàn)代直流輸電技術發(fā)展和變革的主要趨勢之一[1—5]。然而，由于柔直電網(wǎng)含有大量電感、分布電容以及電力電子元件，其故障后的電磁暫態(tài)過程十分復雜，易引發(fā)系統(tǒng)過電壓等問題，這是制約該技術快速發(fā)展的重要因素之一[6—12]。

針對柔直電網(wǎng)的故障暫態(tài)特性及過電壓分析，已有研究按故障發(fā)生區(qū)域，一般將故障分為直流側故障、換流站內(nèi)故障和交流側故障。文獻[13—15]分析了對稱單極柔直電網(wǎng)直流側單極接地故障的暫態(tài)過程和過電壓大小，提出非故障極充電是導致直流側過電壓的主要原因，并詳細分析了接地方式、換流站閉鎖、故障距離等因素對過電壓的影響。文獻[16]基于±500 kV張北柔直工程仿真模型，揭示健全極過電壓的根本原因是中性點電位抬升。文獻[17—18]對交流系統(tǒng)不對稱情況下的柔直輸電系統(tǒng)故障暫態(tài)特性進行研究，分析零序分量對直流電壓波動的影響，提出了二倍頻直流電壓波動抑制策略。

相對于輸電線路，換流站內(nèi)故障率相對較低，但故障后果十分嚴重，可能導致整個直流電網(wǎng)閉鎖，應給予足夠重視。文獻[19]分析了單變壓器柔直系統(tǒng)交流單相接地和直流單極接地故障特性，并提出了過電壓抑制策略。文獻[20]分析了對稱雙極柔直電網(wǎng)站內(nèi)交流接地的故障傳播機理，研究發(fā)現(xiàn)故障會導致?lián)Q流器內(nèi)子模塊(sub-module，SM)過充電，進而引發(fā)嚴重的操作過電壓。文獻[21]對舟山五端柔直工程站內(nèi)交流短路故障進行仿真分析，過電壓計算結果可為相關工程的絕緣配合及設備選型提供重要依據(jù)。目前針對換流站內(nèi)接地故障的研究已取得些許成果，但對故障傳播機理及故障過電壓的定量分析仍有不足。

為此，文中針對對稱單極接線型柔直輸電系統(tǒng)開展研究。分別從交流故障區(qū)和直流故障區(qū)分析換流站內(nèi)單相接地的故障特性、傳播規(guī)律及過電壓機理，并提出一種過電壓抑制策略，有效抑制直流側過電壓幅值及過電壓傳播，提升系統(tǒng)故障后的連續(xù)運行能力。此外，文中基于PSCAD搭建柔直電網(wǎng)仿真模型，仿真分析站內(nèi)單相接地故障機理，并對文中理論分析的正確性及過電壓抑制策略的有效性進行驗證。

1 故障機理分析

基于模塊化多電平換流器(modular multilevel converter,MMC)的柔直電網(wǎng)拓撲如圖1所示。其中每個橋臂均由n個SM構成；C0為SM電容；upx，unx分別為x(x=a,b,c)相上、下橋臂投入SM的電壓和；Larm為橋臂電感；Udc為直流側電壓；接地方式為換流變閥側Y型電抗接地；Lg，Rg分別為接地系統(tǒng)的電感和電阻；F1為站內(nèi)單相接地故障(以a相為例)。MMC采用dq坐標系下的雙閉環(huán)控制策略，包含正序和負序電流控制。

圖1 柔直電網(wǎng)拓撲Fig.1 The topology of flexible DC grid

由圖1可知，故障F1將系統(tǒng)劃分為2個故障區(qū)域，分別為交流故障區(qū)域(交流電源至故障點)和直流故障區(qū)域(故障點至直流線路)。

1.1 交流故障區(qū)分析

圖2 交流故障區(qū)等效電路Fig.2 The equivalent circuit of the AC fault area

換流變一般采用Y/Δ接線，因此零序阻抗X0趨于無窮大，電流序分量滿足：

(1)

由式(1)可知，系統(tǒng)發(fā)生站內(nèi)單相接地故障時，由于未形成有效對地放電通路，各相對地故障電流均為0。根據(jù)式(1)和圖2進一步推導得：

(2)

定義z=ej120，故障點b相和c相電壓為：

(3)

根據(jù)交流故障區(qū)分析可以得出：(1)換流站內(nèi)單相接地故障不會引起系統(tǒng)過電流，但會導致非故障相電壓幅值上升至線電壓；(2)站內(nèi)交流系統(tǒng)負序電壓分量幅值為0，零序電壓分量與故障相電壓幅值相等、方向相反；(3)由于換流變閥側一般采用Δ接線方式，零序電壓不會影響換流變網(wǎng)側交流系統(tǒng)。

1.2 直流故障區(qū)分析

在1.1節(jié)基礎上進一步分析直流故障區(qū)。根據(jù)MMC工作原理，可以將其等效為圖3所示電路[22]。其中O為上、下橋臂電抗器的虛擬等位點；Vrefx為虛擬等位點電壓；ux，ix分別為MMC交流輸出電壓和電流；idc為直流側電流；R0為橋臂等效電阻。

圖3 MMC單相基波等效電路Fig.3 The fundamental equivalent circuit for single phase of MMC

MMC一般采用dq坐標系下的雙閉環(huán)控制策略，在確定上、下橋臂SM個數(shù)時僅考慮虛擬等位點正序和負序電壓分量之和，可得：

(4)

則O點實際電壓可表示為：

(5)

根據(jù)基爾霍夫電壓定律，進一步推導可得：

(6)

(7)

式中：up，un分別為直流側正極和負極電壓。

(8)

由式(8)可知，在系統(tǒng)發(fā)生換流站內(nèi)單相接地故障后，直流側正、負極會在原極電壓基礎上出現(xiàn)零序電壓大小的共模振蕩。由于零序電壓分量與故障相電壓大小相等、方向相反，因此直流側最大過電壓幅值umax為：

umax=Udc(1+m)/2

(9)

m=Uac/(Udc/2)

(10)

式中：m為電壓調(diào)制比，0

因此，非故障換流站MMC交流輸出電壓u′x為：

(11)

式中：u′px，i′px分別為非故障換流站x相上橋臂電壓和電流。

將式(8)代入式(11)可得：

(12)

可以看出，零序電壓會疊加到非故障換流站MMC正常輸出電壓上，從而引起非故障換流站內(nèi)產(chǎn)生工頻過電壓。

根據(jù)直流故障區(qū)域分析可知：(1)換流站內(nèi)單相接地故障會導致直流線路發(fā)生幅值為零序電壓大小的共模振蕩，最大過電壓為極電壓的m+1倍；(2)零序電壓會通過換流器傳播至其他非故障換流站內(nèi)，從而引發(fā)站內(nèi)交流系統(tǒng)工頻過電壓。

2 直流過電壓抑制策略

當系統(tǒng)發(fā)生站內(nèi)單相接地故障后，雖然直流側會產(chǎn)生周期振蕩的過電壓，但在該故障條件下，交、直流側不會出現(xiàn)明顯過電流，且極間電壓基本保持不變，直流電網(wǎng)仍能正常傳輸功率。若能有效降低直流側過電壓水平和傳播范圍，則能提升系統(tǒng)在故障條件下的連續(xù)運行能力，為故障換流站安全退出提供更多準備和處理時間，提升整個系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運行水平。因此，文中提出一種零序過電壓控制方法。

2.1 控制原理

控制目標是消除故障后直流側極電壓的零序電壓振蕩，即：

(13)

假設增加零序電壓控制器后，換流器的輸出參考電壓為fx，可以得到：

(14)

將式(5)、式(6)和式(13)代入式(14)可得：

(15)

(16)

可以看出，理論上只需在原參考電壓的基礎上疊加零序電壓分量就能有效消除直流側過電壓振蕩。

然而，根據(jù)第1章分析結果，單相接地故障時非故障相輸出參考電壓幅值將上升至線電壓，因而式(16)中的fx可能超過MMC的最大輸出能力，過大的fx可能引起交直流側電氣量出現(xiàn)較大波動。因此，需要對疊加的零序電壓進行一定的限幅處理，即：

(17)

式中：k為限幅系數(shù)。

2.2 限幅系數(shù)計算

以fx滿足MMC最大交流輸出能力時的限幅系數(shù)計算值k′作為k值下限，即：

(18)

假設故障相為a相，則式(18)可進一步表示為：

(19)

進一步推導可得：

(20)

綜合以上分析，k取值范圍為：

(21)

綜合以上分析，文中提出的直流側零序過電壓控制器如圖4所示。

圖4 直流側零序過電壓控制器Fig.4 The DC zero-sequence overvoltage controller

由圖4可知，零序電壓控制首先通過MMC交流輸出電壓ux求和并乘以1/3得到零序電壓分量，然后乘以k進行限幅處理，再經(jīng)過二階低通濾波器得到零序電壓的最終參考值Δu0，最后將Δu0疊加在內(nèi)環(huán)控制器輸出的參考電壓上，得到最終參考電壓Vfx。

3 仿真分析

3.1 測試系統(tǒng)

基于PSCAD搭建如圖1所示的柔性直流輸電系統(tǒng)。系統(tǒng)采用對稱單極接線和半橋SM拓撲，換流站之間采用長度為60 km的直流架空線路連接，直流線路的兩端均配置10 mH的限流電感。系統(tǒng)采用dq坐標系下的雙閉環(huán)控制策略，并增加了環(huán)流控制和負序電流控制，采用最近電平逼近調(diào)制(nearest level modulation,NLM)方式。MMC1為功率控制站，最大傳輸功率為20 MW。MMC2為電壓控制站，額定直流電壓為±20 kV，詳細的換流站參數(shù)如表1所示。

表1 測試系統(tǒng)參數(shù)Table 1 The parameters of test system

m取0.82，計算得到k取值范圍為[0.36,1]，仿真分析時k取0.7。濾波器采用二階低通濾波器，截止頻率為2 000 Hz。

3.2 單相接地故障仿真

在測試系統(tǒng)MMC1內(nèi)設置換流變閥側a相接地故障F1，Rf為0.01 Ω，故障始于0.7 s，持續(xù)時間為0.2 s，零序電壓控制器在0.8 s時投入，仿真結果如圖5所示。

圖5 單相接地故障時交、直流側的仿真結果Fig.5 The simulation results of the AC and DC side when single-phase-to-ground fault occurs

由圖5可知，故障后非故障相電壓上升為線電壓，而直流側正負極產(chǎn)生了零序電壓大小的共模振蕩，最大過電壓幅值約為1.82 p.u.，與理論值1.88 p.u.即1.06+0.82 p.u.基本一致。零序電壓控制器投入后，直流側電壓振蕩得到了明顯抑制，最大過電壓值降低至1.3 p.u.。在零序電壓控制器投入期間，輸出的交流電流和系統(tǒng)功率均未發(fā)生明顯改變。零序電壓控制無法改變站內(nèi)交流過電壓，因此在故障穿越期間，故障站內(nèi)交流系統(tǒng)需要具備一定的耐壓能力。

圖6給出了交流電壓序分量及其與直流側電壓增量Δu的對比結果。由圖6可知，故障后的零序電壓分量與故障相電壓大小相等，極性相反，并且與Δu幾乎吻合，驗證了理論分析的正確性。

圖6 交流電壓序分量和直流側電壓增量Fig.6 AC voltage sequence component and DC side voltage increment

正常運行時零序電壓分量為0，因此在故障消失后，交、直流側電壓和電流迅速恢復至故障前狀態(tài)。附加零序電壓控制器不會對系統(tǒng)正常運行產(chǎn)生影響。

MMC2中的交流電壓如圖7所示。由圖7可知，故障后零序電壓會疊加在原MMC2交流輸出電壓上，使交流系統(tǒng)產(chǎn)生一定的操作過電壓。隨著零序電壓控制器的投入，過電壓明顯改善。

圖7 MMC2交流電壓Fig.7 The AC voltage of MMC2

3.3 過電壓抑制仿真

為了驗證文中所提過電壓抑制策略，以故障F1為例，分別選取不同限幅系數(shù)k進行對比分析。圖8給出了不同k值下極電壓(以正極為例)和系統(tǒng)傳輸功率。圖9、圖10分別給出了不同k值下MMC1的輸出交流電流和b相電流快速傅里葉變換分解后的諧波分量幅值。

圖8 不同k值下的正極電壓和傳輸功率Fig.8 The positive pole voltage and transmission power under different k

圖9 不同k值下的交流電流Fig.9 The AC current under different k

圖10 不同k值下b相電流的諧波幅值Fig.10 The amplitude of b phase harmonic current under different k

由圖8—圖10可知，k值越大,即疊加的零序電壓幅值越大,對過電壓的抑制效果越好，但過大的k值會導致輸出功率波動和交流電流畸變，其中畸變電流主要包含3次諧波分量。因此，實際應用時需在合理范圍內(nèi)選擇限幅系數(shù)。

4 結論

文中針對對稱單極柔直電網(wǎng)的站內(nèi)單相接地故障，基于交流復合序網(wǎng)絡和換流器控制方程推導故障傳播規(guī)律和過電壓產(chǎn)生機理。研究結果表明：

(1)換流站內(nèi)單相接地故障會使站內(nèi)交流系統(tǒng)非故障相電壓上升至線電壓，故障產(chǎn)生的零序電壓分量與故障相電壓大小相等、方向相反。

(2)零序電壓會通過換流器傳播至直流側和其他換流站，并產(chǎn)生工頻過電壓，直流側過電壓表現(xiàn)為零序電壓大小的共模振蕩。

(3)文中提出一種直流側過電壓抑制策略，通過在原控制器輸出電壓上疊加經(jīng)限幅后的零序電壓實現(xiàn)過電壓抑制，并給出了限幅系數(shù)的選取方法。仿真結果證明了理論分析的正確性及過電壓抑制策略的有效性。