交流系統(tǒng)接地故障對直流換相失敗的影響分析

尹廣力( 國網(wǎng)北京昌平供電公司，北京 102200)

交流系統(tǒng)接地故障對直流換相失敗的影響分析

尹廣力
( 國網(wǎng)北京昌平供電公司，北京 102200)

換相失敗是高壓直流輸電系統(tǒng)中常見的故障之一，而受端交流系統(tǒng)故障是誘發(fā)換相失敗的重要原因。利用序分量法詳細(xì)推導(dǎo)了交流系統(tǒng)發(fā)生不同接地故障時換相電壓與線電壓過零點偏移的變化情況，比較系統(tǒng)地分析了各種交流側(cè)接地故障對換相失敗的影響。分析結(jié)果表明：不同的故障類型對閥的換相過程影響不同；隨著過渡電阻的變化，換相電壓過零點偏移可能會從超前轉(zhuǎn)為滯后；并基于理論分析結(jié)果對關(guān)斷角的表達(dá)式進行了相應(yīng)的修正。最后以天廣直流輸電系統(tǒng)為原型，利用PSCAD搭建了雙極HVDC仿真模型，驗證了結(jié)論的正確性；并利用仿真結(jié)果對影響換相失敗的兩大因素，即換相電壓和過零點偏移的影響程度進行了探討。

換相失敗；序分量法；過渡電阻；換相電壓；相位偏移

換相失敗是高壓直流輸電系統(tǒng)中最常見的故障之一，它將導(dǎo)致直流電壓降低、輸送功率減少、電流增大、換流閥壽命縮短、換流變壓器直流偏磁及逆變側(cè)弱交流系統(tǒng)過電壓等不良后果[1]。若采取的控制措施不當(dāng)，還會引發(fā)后繼的換相失敗，嚴(yán)重時將導(dǎo)致直流傳輸功率中斷，使整個系統(tǒng)失去穩(wěn)定，影響電網(wǎng)的安全運行[2-5]。引發(fā)直流輸電系統(tǒng)換相失敗的原因可分為兩大類：第一類是直流輸電系統(tǒng)自身的故障；第二類是受端交流系統(tǒng)故障或擾動。其中換相失敗對交流系統(tǒng)的故障尤為敏感，交流側(cè)故障是誘發(fā)換相失敗的主要原因[6]。因此研究交流側(cè)故障對換相失敗的影響具有重大意義。

現(xiàn)利用序分量法，充分考慮了實際短路故障中存在過渡電阻的因素，比較系統(tǒng)地分析了各種接地故障對換相失敗的影響，并詳細(xì)推導(dǎo)了交流系統(tǒng)故障時換相電壓幅值和過零點偏移角度之間的關(guān)系，同時對關(guān)斷角的表達(dá)式進行了相應(yīng)的修正。最后基于EMTDC/PSCAD仿真模型驗證了結(jié)論的正確性，并探討了換相電壓與過零點偏移對換相失敗不同的影響程度。

1 換相失敗的機理

當(dāng)兩個橋臂之間換相結(jié)束后，剛退出導(dǎo)通的閥在反向電壓作用的一段時間內(nèi)，如果未能恢復(fù)阻斷能力或在反向電壓期間換相過程一直未能進行完畢，這兩種情況在閥電壓轉(zhuǎn)變?yōu)檎驎r，被換相的閥都將向原來預(yù)定退出導(dǎo)通的閥倒換相，即換相失敗[1]。換相失敗的根本原因是關(guān)斷角γ過小[9]。當(dāng)逆變側(cè)交流系統(tǒng)發(fā)生不對稱故障并使換相電壓過零點前移角度Φ時，逆變器關(guān)斷角的表達(dá)式為[10]

γ=arcos(2kIdXc/UL+cosβ)-Φ

(1)

式中，k為換流變壓器的變比；Xc為換相電抗；UL為換流母線線電壓有效值；β為越前觸發(fā)角。顯然，發(fā)生對稱性故障時Φ=0。

當(dāng)γ<γmin時表示直流系統(tǒng)發(fā)生換相失敗。其中γmin對應(yīng)換流閥恢復(fù)阻斷能力所需的時間，考慮到串聯(lián)元件的誤差，一個可控硅閥的恢復(fù)時間γmin≈10°[8]。

2 交流側(cè)接地故障對換相失敗的影響

交流側(cè)故障對換相失敗的影響主要體現(xiàn)在換相電壓幅值變化和線電壓過零點偏移(不對稱故障)兩個方面，因此下面的分析主要圍繞這兩個方面展開。需要指出的是：HVDC輸電系統(tǒng)一般采用12脈動換流器，為了便于分析，以Y型換流器為例，D型換流器的分析方法與此相同，不再贅述。

2.1 單相接地短路

設(shè)故障前網(wǎng)側(cè)交流母線處的A相電壓標(biāo)幺值為U·A|0|=1∠0°，如圖1所示。

圖1 三相橋式逆變器等效電路

則網(wǎng)側(cè)的三相線電壓表達(dá)式為

U·AB|0|=U·A|0|-U·B|0|=3∠30°
U·BC|0|=U·B|0|-U·C|0|=3∠-90°
U·CA|0|=U·C|0|-U·A|0|=3∠150°

(2)

在直流系統(tǒng)沒有出現(xiàn)換相失敗的情況下，如果交流側(cè)發(fā)生A相接地故障，那么由故障分析可知，短路點的各序電流、電壓為

I·A1=I·A2=I·A0=E·Aj(x1∑+x2∑+x0∑)+3Rf

(3)

U·A1=E·A-jx1∑I·A1
U·A2=-jx2∑I·A1
U·A0=-jx0∑I·A1

(4)

式中，E·A為故障前短路點處的空載電勢，取1∠0°；Rf為故障點的過渡電阻；x1∑、x2∑、x0∑為故障點向網(wǎng)絡(luò)看進去的正、負(fù)、零序等值電抗。

將各序分量疊加后即可得到故障點處的ABC三相電壓，而換相電壓實際為換流變閥側(cè)線電壓，因此需分析故障前后閥側(cè)線電壓的變化情況。但注意到對于Y型換流變壓器，假設(shè)變比為1，則原、副邊的相電壓幅值、相位均相同，因此僅需分析網(wǎng)側(cè)的線電壓變化情況即可。另外，通常假設(shè)電力系統(tǒng)的正負(fù)序阻抗近似相等，即x1∑=x2∑，由此得到的故障后網(wǎng)側(cè)各個線電壓如式(5)。

U·AB=U·A-U·B=3∠30°-j3x1∑1j(k+2)x1∑+3Rf
U·BC=U·B-U·C=3∠-90°
U·CA=U·C-U·A=3∠150°+j3x1∑1j(k+2)x1∑+3Rf

(5)

式中，系數(shù)k=x0∑/x1∑。

(1)U·AB隨過渡電阻的變化

經(jīng)推導(dǎo)對于形如1R+jx的表達(dá)式，當(dāng)x不變，R從0增大到∞時的軌跡是復(fù)平面上的半圓，直徑為1x。于是，由式(5)可得U·AB的變化軌跡如圖2所示，其中半圓的直徑|AD|=3k+2。

由圖2可知：①隨著Rf從0逐漸增大為∞，U·AB的相位從超前變化到滯后U·AB|0|，C為臨界變化點，對應(yīng)的過渡電阻，可稱為中值電阻。②U·AB的幅值mAB隨著Rf的增大并不單調(diào)變化。在弧AB上，mAB隨著Rf的增大而逐漸減小，在弧BD上，mAB隨著Rf的增大而逐漸增大。因此，mAB存在最小值，即|OB|。為了給出定量的分析結(jié)果，一般可取k=3[17]，此時1.180≤mAB≤1.732。

由上述分析可知，隨著Rf的不斷增加，U·AB將由超前變化為滯后于U·AB|0|，其偏移的角度φAB計算如下。

1)U·AB超前于U·AB|0|

此時對應(yīng)的U·AB軌跡位于弧AC上，其中G為弧AC任一點，如圖2(a)所示，則|OG|=mAB，在ΔOGD中有

圖2 U·AB的變化軌跡圖

(6)

式中，|GD|=|AD|cos(30°-α)

由|OG|sinα=|OD|sin(180°-α-φAB)可得到

cosαsinα=3-mABcosφABmABsinφAB

(7)

記R=3-mABcosφAB,S=mABsinφAB，進一步可以求得

cos2α=R2R2+S2

(8)

又由于|OG|sinα=|GD|sinφAB，展開化簡為

mABsinφAB=32(k+2)[12+32sin2α-12cos2α]

(9)

由式(8)可得

sin2α=2sinαcosα=2SRcos2α=2SRR2+S2
cos2α=2cos2α-1=R2-S2R2+S2

(10)

將其代入式(9)中，即得

mABsinφAB=32(k+2)S2+3SRR2+S2

(11)

式(11)即為故障后的AB線電壓超前時電壓幅值與過零點偏移角度之間的關(guān)系。

2)U·AB滯后于U·AB|0|

此時對應(yīng)的U·AB軌跡在弧CD上，其中G為弧CD上任一點，如圖2(b)所示，則最終分析結(jié)果為

mABsinφAB=32(k+2)3SR-S2R2+S2

(12)

(2)U·BC隨過渡電阻的變化

由式(5)可知，U·BC=U·B-U·C=E·BC=3∠-90°，即U·BC在故障前后始終保持不變。

(3)U·CA隨過渡電阻的變化

圖3 U·CA的變化軌跡圖

U·CA在單相經(jīng)過渡電阻短路時的相量圖及其變化軌跡如圖3所示。由圖3可知：①隨著過渡電阻Rf從0增大到∞，U·CA的幅值mCA先增大后減小，即在弧AC上，mCA隨著Rf的增大而增大，在弧CD上，mCA隨著Rf的增大而減小，幅值最大值出現(xiàn)在C點。當(dāng)k=3時，1.249≤mCA≤1.780。②U·CA始終超前U·CA|0|，但相對后者偏移的相位大小(記作φCA)并不隨著過渡電阻的增大而單調(diào)變化。在弧AE上，隨著Rf從0逐漸增大，φCA也增大，在E點(E為圓的切點)之后，Rf仍不斷增大，φCA則不斷減小，直到為0。

設(shè)G為半圓上任一點，則|OG|=mCA，則U·CA相對U·CA|0|的相位偏移φCA與幅值的關(guān)系為

mCAsinφCA=32(k+2)S2+3SRR2+S2

(13)

式中，R=3-mCAcosφCA,S=mCAsinφCA。

表1給出了交流側(cè)發(fā)生A相接地故障時，換相電壓的幅值與過零點偏移角度之間的關(guān)系。

通過表1可以看出：①3個線電壓中只有U·AB存在過零點前移的情況，而且角度較大，考慮到此時的過渡電阻較小，所以換相壓降也比較大，因此使得其控制的換流閥變小，容易引起換相失??；②隨著過渡電阻的增大，U·AB呈現(xiàn)滯后的相位偏移，因此在計算AB對應(yīng)控制的換流閥關(guān)斷角時，應(yīng)對式(2)做適當(dāng)修正為

γ=arccos(2kIdXc/UL+cosβ)?Φ(Rf)

(14)

表1 A相接地故障時線電壓幅值與相位偏移的關(guān)系

注：表格中正值表示過零點前移，負(fù)值為后移；*表示不會取到對應(yīng)的電壓幅值，下同。

式中，Φ(Rf)表示線電壓過零點偏移的角度是過渡電阻的函數(shù)，前移時取負(fù)號，后移時取正號。

(3)隨著過渡電阻的增大，3個線電壓的幅值降落減小，過零點后移，由式(14)可知γ增大，因而發(fā)生換相失敗的可能性大為降低。

兩相接地故障和三相接地故障分析過程與上述方法相同，限于篇幅，只給出相應(yīng)的結(jié)論。

2.2 其他接地短路

表2給出了BC兩相接地故障時換相電壓的幅值與相位偏移之間的關(guān)系。

表2 BC兩相接地故障時換相電壓的幅值與相位偏移的關(guān)系

由表2可知：①當(dāng)交流側(cè)系統(tǒng)發(fā)生BC兩相接地短路時，U·AB、U·CA的幅值下降一定幅度，而U·BC的電壓從3下降為0，因此后者很有可能引起相應(yīng)換流閥發(fā)生換相失??；②U·CA過零點前移的角度很大，因此也容易引發(fā)換相失敗故障。

三相故障時每個線電壓幅值都降低，過零點后移。因此理論上講，三相短路時對每個閥的換相過程影響相同。

3 仿真驗證

3.1 仿真模型

采用電磁暫態(tài)仿真軟件PSCAD/EMTDC搭建了仿真模型，如圖4所示。仿真模型采用單級運行方式，換流站采用12脈動換流器接線。

圖4 HVDC仿真模型

由圖1可以看出，UAB決定閥V1、V4的換相情況；UCA決定閥V5、V2的換相情況；UBC決定閥V3、V6的換相情況。通過仿真模型可以準(zhǔn)確提取閥電流波形，通過閥電流波形可以準(zhǔn)確定位每個閥的換相情況。

3.2 仿真結(jié)果

單就一次故障而言，故障時刻會影響到閥的換相情況。為了從整體上分析不同閥的換相失敗情況，采取如下措施：故障以脈沖的形式在一個工頻周期內(nèi)施加在換流母線上10次，脈沖寬度為1/8個周波。每施加一次就仿真一次，以確定哪個閥發(fā)生了換相失敗故障。然后從統(tǒng)計學(xué)的角度來分析每個閥的換相失敗情況。

由表3可以得出如下結(jié)論：①A相接地故障時，閥V1、閥V4發(fā)生換相失敗的概率最大；②過渡電阻較小時，由于其他閥的換流母線電壓值比較低，因此也有可能發(fā)生換相失敗故障；③隨著過渡電阻的增大，閥V1、閥V4發(fā)生換相失敗的概率降低；④當(dāng)過渡電阻增大到一定值時，不再發(fā)生換相失敗故障。

由表4可以得出以下結(jié)論：①整體上閥V3、閥V6發(fā)生換相失敗的概率最大，這是由于U·BC幅值為0的緣故；②閥V2與閥V5發(fā)生換相失敗的概率也較大，這是由于U·CA線電壓過零點前移較大的緣故；③同樣的，當(dāng)過渡電阻較大時，由于電壓降非常有限，因此不再發(fā)生換相失敗。

通過表5可以看出：①三相故障時每個閥都有發(fā)生換相失敗的情況，不同的故障時間會引發(fā)不同閥發(fā)生換相失敗故障；②同樣的，當(dāng)過渡電阻較大時，由于電壓降非常有限，因此不再發(fā)生換相失敗。

3.3 換相電壓和過零點偏移對換相失敗的影響探討

通過關(guān)斷角的表達(dá)式可以看出，換相電壓與過零點偏移是影響換相失敗的兩個重要因素。通過表1可得，U·CA線電壓過零點雖然始終處于滯后狀態(tài)，但由表3可以看出，閥V2在過渡電阻較小時也發(fā)生了換相失敗故障；同時由表2可以得到，在BC接地故障下，由于U·CA線電壓過零點始終處于超前狀態(tài)，而且超前的角度很大，因此閥V2與閥V5可能會發(fā)生換相失敗故障，但由表4可以看出，隨著過渡電阻的增大，此時兩個閥也不再發(fā)生換相失敗故障；理論分析表明對稱性故障時換相電壓幅值下降，雖然線電壓過零點始終滯后，但由表5可得換相電壓幅值下降較大時仍然會引發(fā)換相失敗故障。綜合上面3種情況可以得出，換相電壓幅值對換相失敗的影響程度最大，過零點偏移僅僅是個輔助因素，并不是決定性因素。

表3 A相接地故障換相失敗概率統(tǒng)計

表4 BC兩相接地故障換相失敗概率統(tǒng)計

表5 三相接地故障換相失敗概率統(tǒng)計

4 總 結(jié)

(1)交流系統(tǒng)故障容易引發(fā)換相失敗。對不同類型的故障，每個換流閥換相失敗的概率不同。A相接地故障時，V1、V4發(fā)生換相失敗的概率最大；BC兩相接地短路時，V3、V6發(fā)生換相失敗的概率最大；三相接地短路時，每個閥發(fā)生換相失敗的概率是均等的。

(2)某些閥的關(guān)斷角表達(dá)式要進行修正。因為過渡電阻的影響，換相電壓與故障前電壓的相位偏移關(guān)系并不固定。當(dāng)A相經(jīng)過渡電阻接地時，U·AB隨著過渡電阻的增大從超前轉(zhuǎn)變?yōu)闇笥赨·AB|0|。

(3)換相電壓對換相失敗的影響程度超過過零點偏移對換相失敗的影響程度。一般來說，當(dāng)過渡電阻超過某一值時，即使線電壓過零點可能仍處于超前狀態(tài)，但換相電壓幅值下降較低，此時就不會引發(fā)換相失敗故障。

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As one of the most common faults in HVDC transmission system, commutation failure is considered to be caused mostly by AC system faults in the receiving-end. A detailed analysis of the relationship between commutation voltage reduction and line voltage zero-crossing point drift is given when various types of grounding faults occur in AC system by using sequence components method. Thus the systemic analysis about the impacts of grounding faults on commutation failure is presented. The results indicate that the influence on commutation process varies with fault types, and the phase of commutation voltage may change from lead to lag compared to the voltage before the faults as the transition resistance changes. The expressions for extinction angle is modified correspondingly based on the theoretical analysis results. A bi-polar HVDC simulation model is established with PSCAD/EMTDC based on Tian-Guang HVDC transmission system, which verifies the correctness of the conclusion. A further discussion is presented about the effects of commutation voltage reduction and line voltage zero-crossing point phase shift on the commutation failure according to the simulation results.

commutation failure; sequence components method; transition resistance; commutation voltage; phase shift

TM726

A

1003-6954(2015)02-0054-05

2014-12-08)

尹廣利(1978),工學(xué)學(xué)士，工程師，主要從事輸電專業(yè)。