基于暫態(tài)電流相關(guān)系數(shù)的混合多端高壓直流輸電線路保護(hù)

張懌寧，陳可傲，羅易萍，梁晨光，寧家興，聶銘

(1.中國(guó)南方電網(wǎng)超高壓公司檢修試驗(yàn)中心，廣州市 510663；2.北京交通大學(xué)電氣工程學(xué)院，北京市 100044)

0 引 言

基于電網(wǎng)換相換流器的高壓直流輸電(line commutation converter based high voltage directed current LCC-HVDC)技術(shù)已得到廣泛應(yīng)用，由于其具有輸送距離遠(yuǎn)、輸送容量大、經(jīng)濟(jì)成本低等優(yōu)點(diǎn)，是我國(guó)目前直流輸電工程的主要形式，但是逆變側(cè)LCC存在換相失敗的風(fēng)險(xiǎn)[1-3]。基于電壓源型換流器的柔性直流輸電(voltage source converter based high voltage directed current，VSC-HVDC)技術(shù)以其可解耦獨(dú)立控制有功和無(wú)功功率、無(wú)需濾波元件和無(wú)功補(bǔ)償裝置、便于新能源接入、不會(huì)發(fā)生換相失敗等優(yōu)點(diǎn)得到了快速的發(fā)展，但是經(jīng)濟(jì)成本較高且耐過(guò)流能力較弱[4-8]。而混合多端高壓直流輸電技術(shù)(LCC-VSC-HVDC)可充分利用兩者各自的優(yōu)勢(shì)，并彌補(bǔ)相應(yīng)的劣勢(shì)。在整流側(cè)使用LCC可充分利用交流系統(tǒng)的輸電能力，提高系統(tǒng)傳輸容量，并且成本較低；在逆變側(cè)使用VSC可有效解決受端系統(tǒng)由于直流饋入引起的換相失敗問(wèn)題，還可提供無(wú)功支撐，對(duì)于系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行和故障恢復(fù)都起到了有效的作用。因此混合多端直流輸電技術(shù)在直流輸電發(fā)展中具有良好的前景[9-12]。

混合多端直流輸電系統(tǒng)中的保護(hù)技術(shù)是其關(guān)鍵技術(shù)之一。對(duì)于整流側(cè)LCC而言，一旦檢測(cè)到故障發(fā)生之后，將其觸發(fā)角強(qiáng)制移相，使換流器切換到逆變狀態(tài)以抑制故障電流向故障點(diǎn)饋入[13]。對(duì)于逆變側(cè)VSC而言，當(dāng)采用具有可自清除故障拓?fù)涞娜珮蚰K化多電平換流器(modular multi-level converter，MMC)時(shí)，可通過(guò)控制子模塊反向投入到回路中來(lái)抑制故障電流并隔離直流側(cè)故障，達(dá)到快速清除故障的目的[11，14-15]。由此可知，當(dāng)混合多端直流系統(tǒng)直流線路發(fā)生故障之后，其拓?fù)涞膹?fù)雜性與多種換流器的控制各異性導(dǎo)致其故障特性與常規(guī)直流和柔性直流有較大的差別，因此需要研究針對(duì)混合多端直流輸電系統(tǒng)的直流線路保護(hù)策略[16]。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已對(duì)混合多端直流輸電系統(tǒng)的直流線路保護(hù)進(jìn)行了初步研究。文獻(xiàn)[17]通過(guò)在直流線路兩端配置限流電抗器構(gòu)造邊界條件，提取直流線路故障暫態(tài)分量以識(shí)別故障區(qū)間，并配備直流斷路器快速隔離故障。文獻(xiàn)[18]用小波變換對(duì)暫態(tài)電流進(jìn)行分析,提出了基于T接匯流母線兩側(cè)暫態(tài)電流能量差的故障方向判別原理,進(jìn)而利用各換流站故障方向信息確定故障區(qū)域。文獻(xiàn)[19]提出了一種基于整流側(cè)和逆變側(cè)縱向阻抗的故障保護(hù)原理，利用故障發(fā)生后雙端電壓故障分量的差與電流故障分量的和的比值區(qū)分區(qū)內(nèi)外故障。文獻(xiàn)[20]提出一種基于相關(guān)系數(shù)的保護(hù)方法，并在雙端混合直流輸電系統(tǒng)中應(yīng)用，但是需要雙端通信，速動(dòng)性不足，且未考慮受端VSC耐受過(guò)流能力弱而閉鎖的問(wèn)題。

綜上，目前在混合直流輸電系統(tǒng)中大多數(shù)保護(hù)策略依賴(lài)于同時(shí)在線路兩側(cè)構(gòu)造邊界，算法相對(duì)復(fù)雜且需要雙端通信，缺乏保護(hù)速動(dòng)性。因此，本文針對(duì)混合多端直流輸電系統(tǒng)，分析不同故障區(qū)間的故障暫態(tài)特征，在此基礎(chǔ)上，測(cè)量T接匯流母線三端的暫態(tài)電流故障分量，并計(jì)算得到相關(guān)系數(shù)作為混合多端直流輸電系統(tǒng)故障區(qū)間識(shí)別的依據(jù)，相關(guān)系數(shù)是基于協(xié)方差和標(biāo)準(zhǔn)差來(lái)比較兩個(gè)變量之間相關(guān)性，可用來(lái)表征暫態(tài)電流故障分量之間的變化相關(guān)性。相比于傳統(tǒng)的縱聯(lián)保護(hù)策略在速動(dòng)性上更有優(yōu)勢(shì)，并可在LCC低壓限流控制與MMC閉鎖控制響應(yīng)之前，利用有效的故障信息進(jìn)行故障區(qū)間識(shí)別，具有較高的可靠性。

1 混合多端直流輸電系統(tǒng)模型

本文以±800 kV并聯(lián)型混合多端直流輸電系統(tǒng)為研究對(duì)象，其拓?fù)淙鐖D1所示。送端整流站采用常規(guī)12脈動(dòng)LCC，受端逆變站采用半全橋混合型MMC，因此送受端的換流器都具備故障清除能力。各端之間通過(guò)架空線以并聯(lián)的形式接入，并在相應(yīng)的換流站出口設(shè)有限流電抗器與濾波器。

圖1 并聯(lián)型混合多端直流輸電系統(tǒng)拓?fù)?/p>

2 混合多端直流輸電系統(tǒng)故障電流分析

在直流線路單極接地故障后的初始階段，整流側(cè)LCC與逆變側(cè)MMC同時(shí)向故障點(diǎn)饋流。圖2為直流故障初始階段換流器故障回路。如圖2(a)所示，LCC出口處直流線路對(duì)地短路時(shí)，由于直流回路阻抗減小，閥側(cè)及交流側(cè)電流增加，導(dǎo)致直流側(cè)電流增大并向直流線路上的故障點(diǎn)注入。由于晶閘管的單相導(dǎo)通性，使得故障電流在低壓限流控制起作用之前都以圖2(a)所示電流方向增大。但是，此時(shí)LCC直流出口的電壓迅速跌落，當(dāng)?shù)陀诘蛪合蘖鞅Ｗo(hù)單元的門(mén)檻值后，換流器通過(guò)增大觸發(fā)角抑制故障電流，最后通過(guò)強(qiáng)制移相到120°以上，使得整流器變成逆變狀態(tài)，故障電流在控制過(guò)程中將會(huì)有減小的趨勢(shì)。對(duì)逆變側(cè)MMC而言，如圖2(b)所示，當(dāng)直流線路故障發(fā)生以后，MMC子模塊電容將會(huì)立刻向故障點(diǎn)快速放電，此時(shí)在極短的時(shí)間之內(nèi)可假設(shè)每個(gè)橋臂投入的子模塊數(shù)量不會(huì)發(fā)生變化，因此可將其等效為電容放電回路。由于本文所研究的混合多端直流輸電系統(tǒng)中MMC都存在于逆變側(cè)，初始電流方向與故障電流方向相反，故障后存在一定的電流反向時(shí)間，并且在大過(guò)渡電阻接地故障的情況下故障電流存在不能反向的可能，故下文將以電流故障分量作為研究對(duì)象，其方向與圖2(b)所示方向一致。但是，當(dāng)橋臂電流大于設(shè)定的保護(hù)值之后，橋臂會(huì)迅速閉鎖，子模塊電容為故障回路提供反向電動(dòng)勢(shì)來(lái)阻斷故障電流，達(dá)到故障清除的目的。因此，無(wú)論是LCC還是MMC在故障初始階段電流故障分量滿(mǎn)足圖2中所示的方向性，但是在控制起作用之后該特性將會(huì)受到影響。綜上可知在直流線路故障的初始階段，無(wú)論是整流側(cè)LCC還是逆變側(cè)MMC的電流故障分量的方向都是從換流器到故障點(diǎn)，而一旦換流器產(chǎn)生相應(yīng)控制作用應(yīng)對(duì)故障后，所帶來(lái)的非線性將影響保護(hù)裝置可利用故障信息的有效性，并且不同換流器控制時(shí)間尺度不一致，動(dòng)作方案不一致，導(dǎo)致混合多端直流輸電系統(tǒng)在線路故障特征上與常規(guī)直流系統(tǒng)和柔性直流系統(tǒng)存在一定差異。

圖2 直流故障初始階段換流器故障回路

因此，本文將以換流器動(dòng)作前的暫態(tài)電流故障分量作為主要的研究對(duì)象，分析在混合多端直流輸電系統(tǒng)中不同位置發(fā)生故障后的變化規(guī)律。由于并聯(lián)型混合多端直流系統(tǒng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)特殊，故障后T接匯流母線三端的故障電流變化信息可為保護(hù)策略制定提供依據(jù)。直流線路故障的等效電路如圖3所示。在圖3(a)中，以混合多端直流輸電系統(tǒng)正極為例，規(guī)定正常運(yùn)行下T接匯流母線三端的電流分別為I1、I2、I3，各自的正方向已在圖中標(biāo)出。當(dāng)故障F1發(fā)生在線路L1上時(shí)，根據(jù)疊加原理，可以得出其故障分量等效回路，如圖3(b)所示，其中Z1、Z2分別為T(mén)型回路中各自線路中的等效阻抗，Uf為故障點(diǎn)等效的故障源電壓，電壓行波在故障點(diǎn)產(chǎn)生并向兩側(cè)傳播，ΔI1、ΔI2、ΔI3分別為T(mén)接匯流母線處三端的暫態(tài)電流故障分量，此時(shí)三端的暫態(tài)電流故障分量極性都與各自規(guī)定的電流極性相反。當(dāng)故障F2發(fā)生在線路L2上時(shí)，同樣可得到其故障分量等效電路，如圖3(c)所示，此時(shí)暫態(tài)電流故障分量ΔI1、ΔI2與原電流方向相同，極性為正，ΔI3與原電流方向相反，極性為負(fù)。當(dāng)故障F3發(fā)生在T接匯流母線上時(shí)，如圖3(d)所示，此時(shí)暫態(tài)電流故障分量ΔI1與原電流方向相同，極性為正，ΔI2、ΔI3與原電流方向相反，極性為負(fù)。

圖3 直流線路故障的等效電路

綜上，當(dāng)線路L1、L2或者T接匯流母線發(fā)生故障時(shí)，可利用T接匯流母線三端口的暫態(tài)電流故障分量極性變化作為故障具體區(qū)間識(shí)別的依據(jù)。通過(guò)已有分析可知，當(dāng)故障發(fā)生在不同的故障區(qū)間線路L1、線路L2、T接匯流母線時(shí)，暫態(tài)電流故障分量的極性都會(huì)產(chǎn)生相應(yīng)的變化，當(dāng)L1發(fā)生故障時(shí)，ΔI3與ΔI1、ΔI2的極性變化特征是相同的，當(dāng)L2發(fā)生故障時(shí)，ΔI3與ΔI1、ΔI2的極性變化特征是相反的，T接匯流母線發(fā)生故障時(shí)，ΔI3與ΔI1的極性變化特征是相反的，和ΔI2的極性變化特征是相同的，通過(guò)這個(gè)故障特性，本文提出一種基于T接匯流母線三端口暫態(tài)電流故障分量相關(guān)系數(shù)的保護(hù)方案，可快速可靠地識(shí)別故障區(qū)間。

3 基于暫態(tài)電流故障分量相關(guān)系數(shù)的保護(hù)方案

3.1 相關(guān)系數(shù)原理

協(xié)方差可用于衡量2個(gè)變量的總體誤差，如果2個(gè)變量的變化趨勢(shì)一致，也就是說(shuō)兩者都大于各自自身的期望值，這時(shí)候2個(gè)變量之間的協(xié)方差就是正值，反之，如果2個(gè)變量的變化趨勢(shì)相反，即一個(gè)大于自身期望值，另外一個(gè)小于自身期望值，則2個(gè)變量之間的協(xié)方差是負(fù)值。其公式如下：

(1)

式中：ux與uy分別為變量x和y的平均值；x=[x1,x2,…,xn]；y=[y1,y2,…,yn]；n為采樣點(diǎn)的數(shù)量。

但是協(xié)方差的值受到變量幅值大小的影響，不利于保護(hù)判據(jù)的構(gòu)造，因此引入相關(guān)系數(shù)，即將協(xié)方差通過(guò)標(biāo)準(zhǔn)化，消除變量幅度變化的影響，而只是單純反應(yīng)2個(gè)變量每單位變化的相似程度，如下：

(2)

可知，當(dāng)2個(gè)變量之間的變化趨勢(shì)完全相同時(shí)為1，如圖4(a)所示。當(dāng)2個(gè)變量之間的變化趨勢(shì)完全相反時(shí)為-1,如圖4(b)所示，即可利用ρ接近1與-1的程度來(lái)判定2個(gè)變量之間的相關(guān)性。

圖4 相關(guān)系數(shù)示意圖

3.2 保護(hù)判據(jù)設(shè)定

當(dāng)故障發(fā)生并被檢測(cè)到之后，首先可通過(guò)小波變換奇異性理論，如式(3)所示，得到行波的模極大值，其中x0為小波變換的模極大值點(diǎn)。小波變換的模極大值與信號(hào)突變點(diǎn)是一一對(duì)應(yīng)的，其大小表示了突變點(diǎn)的變化強(qiáng)度，即行波到達(dá)邊界時(shí)的幅值。設(shè)|Wsf(x)|是信號(hào)f(x)的小波函數(shù)，在尺度s下，在x0的某一鄰域s，對(duì)一切x有式(3)所示關(guān)系，則x0為小波變換的模極大值點(diǎn)，|Ws(x0)|稱(chēng)為模極大值。

Wsf(x)≤|Wsf(x0)|

(3)

由于每個(gè)換流器出口存在限流電抗器，區(qū)內(nèi)發(fā)生故障的反行波模極大值遠(yuǎn)小于區(qū)外，可通過(guò)仿真設(shè)定門(mén)檻值。將初始反行波的模極值大小與門(mén)檻值Hset進(jìn)行比較，若小于Hset則為區(qū)內(nèi)故障，若大于Hset則可確定為區(qū)外故障，此處將Hset設(shè)為-50。

由上文中T接匯流母線三端暫態(tài)電流故障分量極性的分析可知，當(dāng)線路L1發(fā)生故障時(shí)，T接匯流母線的暫態(tài)電流故障分量ΔI3與暫態(tài)電流故障分量ΔI1、ΔI2呈正相關(guān)性；當(dāng)線路L2發(fā)生故障時(shí)，暫態(tài)電流故障分量ΔI3與ΔI1、ΔI2呈負(fù)相關(guān)性；當(dāng)T接匯流母線內(nèi)部發(fā)生故障時(shí)，暫態(tài)電流故障分量ΔI3與ΔI1、ΔI2分別呈負(fù)相關(guān)性與正相關(guān)性，在理論上可得在呈完全正相關(guān)性時(shí)其相關(guān)系數(shù)為1，在呈完全負(fù)相關(guān)性時(shí)相關(guān)系數(shù)為-1。故可據(jù)此設(shè)計(jì)保護(hù)門(mén)檻值，設(shè)ρp和ρn分別為正相關(guān)性與負(fù)相關(guān)性的門(mén)檻值，為了保證保護(hù)裝置的可靠性與靈敏性，通過(guò)大量的仿真結(jié)果可將門(mén)檻值ρp和ρn分別設(shè)為0.5和-0.5。ρ為計(jì)算所得相關(guān)系數(shù)，當(dāng)ρ>ρp時(shí)呈現(xiàn)正相關(guān)特性，當(dāng)ρ<ρn時(shí)呈現(xiàn)負(fù)相關(guān)特性。以T接匯流母線內(nèi)的暫態(tài)電流故障分量ΔI3作為基準(zhǔn)，分別與其兩線路出口的暫態(tài)電流故障分量ΔI1、ΔI2進(jìn)行相關(guān)性判別，計(jì)算得到相關(guān)系數(shù)ρ31與ρ32，再通過(guò)相關(guān)性判據(jù)可得到其正負(fù)相關(guān)性，識(shí)別故障區(qū)間。

3.3 保護(hù)方案設(shè)計(jì)

基于上述保護(hù)原理分析，所設(shè)計(jì)的保護(hù)方案基本流程框圖如圖5所示，具體步驟如下。

圖5 保護(hù)基本流程框圖

1)利用實(shí)時(shí)的電壓微分與電流微分檢測(cè)混合多端直流輸電系統(tǒng)是否發(fā)生故障，一旦識(shí)別到故障發(fā)生則啟動(dòng)保護(hù)元件。

2)保護(hù)元件啟動(dòng)之后，通過(guò)小波變換計(jì)算得到初始反行波模極大值，如識(shí)別為區(qū)內(nèi)故障,則利用時(shí)間窗內(nèi)的電流數(shù)據(jù)，得到T接匯流母線三端的暫態(tài)電流故障分量，通過(guò)式(2)計(jì)算得到ΔI3與ΔI1的相關(guān)系數(shù)ρ31和ΔI3與ΔI2的相關(guān)系數(shù)ρ32。

3)若ρ31>ρp且ρ32>ρp(判據(jù)1)，則識(shí)別故障發(fā)生在線路L1上，若ρ31<ρn且ρ32<ρn(判據(jù)2)，則識(shí)別故障發(fā)生在線路L2上，若ρ31<ρn且ρ32>ρp(判據(jù)3)，則識(shí)別故障發(fā)生在T接匯流母線上。

4 仿真驗(yàn)證與分析

本文根據(jù)圖1所示拓?fù)洌赑SCAD/EMTDC仿真軟件中搭建了±800 kV并聯(lián)型混合多端直流輸電系統(tǒng)詳細(xì)模型,詳細(xì)參數(shù)如表1所示。通過(guò)在不同的故障區(qū)間設(shè)置接地短路故障驗(yàn)證保護(hù)算法，行波電壓測(cè)量元件采樣頻率為50 kHz，并在T接匯流母線三個(gè)端口處安裝電流測(cè)量元件，采樣頻率為10 kHz，時(shí)間窗長(zhǎng)為1 ms。

表1 混合多端直流輸電系統(tǒng)主要參數(shù)

4.1 混合多端直流系統(tǒng)仿真測(cè)試

若單極金屬性故障發(fā)生在線路L1中點(diǎn)F1，0.4 ms為保護(hù)裝置啟動(dòng)時(shí)刻。當(dāng)保護(hù)裝置啟動(dòng)以后，首先計(jì)算得到反行波的模極值為-305，如圖6(a)所示，其值滿(mǎn)足判據(jù)1，則可判斷為發(fā)生了區(qū)內(nèi)故障，由上文理論分析可知，此時(shí)T接匯流母線三端暫態(tài)電流故障分量極性都與各自原電流極性相反，因此暫態(tài)電流故障分量都為負(fù)，且波形變化趨勢(shì)一致，如圖6(b)所示。再利用故障電流暫態(tài)分量ΔI3作為基準(zhǔn)，分別與ΔI1與ΔI2通過(guò)式(2)計(jì)算得到相關(guān)系數(shù)ρ31與ρ32，如圖6(c)所示。其相關(guān)系數(shù)最終分別為0.896 0與0.727 1，都滿(mǎn)足大于0.5的正相關(guān)性門(mén)檻判據(jù)，則可判斷為線路L1發(fā)生故障。

圖6 線路L1發(fā)生單極接地短路故障

若單極金屬性故障發(fā)生在線路L2中點(diǎn)F2。當(dāng)保護(hù)裝置啟動(dòng)以后，首先計(jì)算得到反行波的模極值為-348，如圖7(a)所示，其值滿(mǎn)足判據(jù)2，則可判斷為發(fā)生了區(qū)內(nèi)故障，由上文理論分析可知，此時(shí)T接匯流母線三端暫態(tài)電流故障分量中，ΔI1與ΔI2極性都與各自原電流極性相同，而ΔI3與設(shè)定的電流極性相反，故暫態(tài)電流故障分量ΔI1與ΔI2為正，ΔI3為負(fù)，后者與前兩者的變化趨勢(shì)不一致，如圖7(b)所示。再利用故障電流暫態(tài)分量ΔI3作為基準(zhǔn)，分別與ΔI1與ΔI2通過(guò)式(2)計(jì)算得到相關(guān)系數(shù)ρ31與ρ32，如圖7(c)所示。其相關(guān)系數(shù)最終分別為-0.783 2與-0.882 9，都滿(mǎn)足小于-0.5的負(fù)相關(guān)性門(mén)檻判據(jù)，則可判斷為線路L2發(fā)生故障。

圖7 線路L2發(fā)生單極接地短路故障

若單極金屬性故障發(fā)生在T接匯流母線F3。當(dāng)保護(hù)裝置啟動(dòng)以后，首先計(jì)算得到反行波的模極大值為-1 142，如圖8(a)，滿(mǎn)足判據(jù)3，則可判斷為區(qū)內(nèi)故障，由上文理論分析可知，此時(shí)T接匯流母線三端暫態(tài)電流故障分量中，ΔI1極性都與各自原電流極性相同，而ΔI2與ΔI3與設(shè)定的電流極性相反，故暫態(tài)電流故障分量ΔI1為正，ΔI2與ΔI3為負(fù)。ΔI3與ΔI1的變化趨勢(shì)不一致，但與ΔI2變化趨勢(shì)一致，如圖8(b)所示。再利用故障電流暫態(tài)分量ΔI3作為基準(zhǔn)，分別與ΔI1與ΔI2通過(guò)式(2)計(jì)算得到相關(guān)系數(shù)ρ31與ρ32，如圖8(c)所示。其相關(guān)系數(shù)最終分別為-0.999 6與0.999 7，分別滿(mǎn)足小于-0.5的負(fù)相關(guān)性門(mén)檻判據(jù)與大于0.5的正相關(guān)性門(mén)檻判據(jù)，則可判斷為T(mén)接匯流母線發(fā)生故障。

圖8 T接匯流母線發(fā)生單極接地短路故障

通過(guò)仿真表明，保護(hù)裝置可在故障初始階段1 ms內(nèi)快速準(zhǔn)確地識(shí)別故障區(qū)間，同時(shí)利用設(shè)定的時(shí)間窗之內(nèi)的10個(gè)采樣點(diǎn)作為最終的相關(guān)性判別依據(jù)，不會(huì)受到因采樣點(diǎn)數(shù)目少而出現(xiàn)誤判的情況，驗(yàn)證了其可靠性。

4.2 保護(hù)耐受過(guò)渡電阻能力分析

在高壓直流輸電系統(tǒng)中，一般故障過(guò)渡電阻不會(huì)大于300 Ω，本文中分別選取100、200、300 Ω過(guò)渡電阻進(jìn)行仿真測(cè)試保護(hù)策略的有效性，不同情況下的相關(guān)系數(shù)如表2所示。圖9為過(guò)渡電阻為300 Ω時(shí)不同區(qū)間故障下的電流暫態(tài)分量與相關(guān)系數(shù)，其中圖9(a)、(c)、(e)分別為線路L1、L2與T接匯流母線處發(fā)生故障的暫態(tài)電流故障分量，可知，三個(gè)端口的暫態(tài)電流故障分量幅值明顯變小，但是相應(yīng)故障區(qū)間發(fā)生故障后的變化趨勢(shì)不會(huì)發(fā)生變化，計(jì)算得到的相關(guān)系數(shù)如圖9(b)、(d)、(f)所示，與理論保持一致，故本文所提的保護(hù)方案可耐受較大的過(guò)渡電阻。

圖9 不同區(qū)間故障下的電流暫態(tài)分量與相關(guān)系數(shù)(過(guò)渡電阻為300 Ω)

表2 不同過(guò)渡電阻下的保護(hù)有效性

4.3 保護(hù)策略抗噪聲能力分析

本文所提的基于相關(guān)系數(shù)的保護(hù)方案是通過(guò)比較暫態(tài)電流故障分量的變化趨勢(shì)來(lái)判別故障的，所以當(dāng)電流信號(hào)中存在噪聲干擾時(shí)，在理論上會(huì)對(duì)保護(hù)裝置的可靠性有影響。故通過(guò)在電流信號(hào)中加入20 dB的白噪聲，檢驗(yàn)所提保護(hù)策略在故障發(fā)生在不同區(qū)間的有效性。圖10為加入20 dB白噪聲時(shí)不同區(qū)間故障下的電流暫態(tài)分量與相關(guān)系數(shù)，當(dāng)加入20 dB的白噪聲時(shí)，測(cè)量的暫態(tài)電流故障分量波形會(huì)產(chǎn)生一定的震蕩，在采樣點(diǎn)較少的初始階段會(huì)呈現(xiàn)相關(guān)性與理論分析相反的情況，導(dǎo)致保護(hù)裝置判別發(fā)生錯(cuò)誤，但是隨著采樣點(diǎn)數(shù)的增加，噪聲并不會(huì)改變暫態(tài)電流故障分量整體的變化特性，最后的相關(guān)系數(shù)將趨于穩(wěn)定，能可靠識(shí)別故障區(qū)間。

4.4 時(shí)間窗長(zhǎng)度的影響分析

通過(guò)上文中噪聲對(duì)相關(guān)系數(shù)的影響分析可知，如果只用到保護(hù)裝置啟動(dòng)后的0.5 ms內(nèi)的數(shù)據(jù)點(diǎn)，則可能會(huì)出現(xiàn)如圖10中計(jì)算得到的相關(guān)系數(shù)與實(shí)際故障發(fā)生位置不符的情況，導(dǎo)致保護(hù)裝置失效，但是1 ms 的時(shí)間窗最終能夠使得算法正確識(shí)別故障區(qū)間，故1 ms的時(shí)間窗能在嚴(yán)苛的情況下保證保護(hù)裝置正確動(dòng)作。

圖10 不同區(qū)間故障下的電流暫態(tài)分量與相關(guān)系數(shù)(20 dB白噪聲)

4.5 與現(xiàn)有保護(hù)方案對(duì)比

文獻(xiàn)[20]中提出了一種基于相關(guān)系數(shù)的雙端混合直流輸電系統(tǒng)縱聯(lián)保護(hù)策略，其時(shí)間窗為5 ms，但未考慮行波過(guò)程與換流器閉鎖對(duì)保護(hù)策略的影響，且依賴(lài)于雙端通信。對(duì)于MMC2而言，其最嚴(yán)重的故障為T(mén)接匯流母線處發(fā)生金屬性接地故障。當(dāng)該故障發(fā)生以后，故障電流分量與相關(guān)系數(shù)如圖11所示，4 ms為故障發(fā)生時(shí)刻。首先，通過(guò)故障電流的波形可知，在故障后1 ms之內(nèi)ΔI1為正，ΔI2與ΔI3為負(fù)，ΔI3與ΔI1的變化趨勢(shì)不一致，但與ΔI2變化趨勢(shì)一致，故可計(jì)算得到相關(guān)系數(shù)ρ31與ρ32非常接近-1與1，但是隨著線路上的波過(guò)程愈加復(fù)雜，ρ31與ρ32的正負(fù)相關(guān)性會(huì)減弱，當(dāng)換流器閉鎖后，還會(huì)出現(xiàn)正負(fù)相關(guān)性急劇變化而不滿(mǎn)足保護(hù)判據(jù)的情況。因此，為了保障保護(hù)裝置的可靠性，需要躲過(guò)復(fù)雜的行波過(guò)程與換流器閉鎖響應(yīng)。

圖11 T接匯流母線發(fā)生單極接地短路故障(文獻(xiàn)[20])

5 結(jié) 論

混合多端直流輸電系統(tǒng)發(fā)生故障后的過(guò)流特性對(duì)系統(tǒng)中的全控器件造成很大的威脅，所以整流側(cè)LCC通過(guò)低壓限流、強(qiáng)制移相，逆變側(cè)MMC通過(guò)閉鎖等措施在限制故障電流的同時(shí)保護(hù)電力電子設(shè)備，但是以上相應(yīng)的動(dòng)作會(huì)導(dǎo)致故障特性發(fā)生改變，保護(hù)裝置的配置將變得復(fù)雜。

本文通過(guò)計(jì)算故障后T接匯流母線三個(gè)端口的暫態(tài)電流故障分量的相關(guān)系數(shù)實(shí)現(xiàn)故障區(qū)間的快速定位，與傳統(tǒng)的縱聯(lián)保護(hù)相比，無(wú)需通信，滿(mǎn)足了保護(hù)的速動(dòng)性需求。且該算法能有效識(shí)別不同的故障區(qū)間，符合多端系統(tǒng)的選擇性需求。具有耐受大過(guò)渡電阻與一定噪聲干擾的優(yōu)點(diǎn)。