交直流配電網(wǎng)交流側(cè)非對(duì)稱故障情況下直流側(cè)電壓波動(dòng)特性分析與控制

王衛(wèi)，宮成，曹文遠(yuǎn)，董楠，劉慧珍，韓民曉

(1. 國(guó)網(wǎng)北京市電力公司，北京市 100031；2. 華北電力大學(xué)電氣與電子工程學(xué)院，北京市 102206)

0 引 言

隨著分布式電源滲透率的提高與直流負(fù)荷的快速發(fā)展，直流配電網(wǎng)以其變換環(huán)節(jié)少、可控性強(qiáng)、電能質(zhì)量問題少等優(yōu)點(diǎn)，成為了可再生能源消納的重要配電方式[1-3]。但是就技術(shù)發(fā)展趨勢(shì)和電網(wǎng)發(fā)展特征而言，直流配電網(wǎng)近期內(nèi)不會(huì)取代交流配電網(wǎng)，電力技術(shù)的發(fā)展向著直流-交流-交/直混合的趨勢(shì)變化，交、直流配電網(wǎng)靈活銜接、優(yōu)勢(shì)互補(bǔ)、協(xié)調(diào)發(fā)展是配電網(wǎng)發(fā)展的趨勢(shì)[4-5]。交直流配電網(wǎng)通過電力電子換流器進(jìn)行互聯(lián)。對(duì)于互聯(lián)后的交直流配電系統(tǒng)，一方面體現(xiàn)為交直流配電網(wǎng)相互支撐，即交流配電網(wǎng)可以對(duì)直流配電網(wǎng)提供電壓穩(wěn)定支撐，而直流配電網(wǎng)也可為交流配電網(wǎng)提供電壓支撐功能。另一方面則體現(xiàn)為交直流配電網(wǎng)相互影響，配電系統(tǒng)交流側(cè)或直流側(cè)發(fā)生故障時(shí)，故障可能傳播至另一側(cè)，加劇故障的嚴(yán)重程度。尤其是在實(shí)際運(yùn)行中，交流配電網(wǎng)發(fā)生單相接地故障的概率較大，這將導(dǎo)致分布式發(fā)電系統(tǒng)出現(xiàn)輸出功率波動(dòng)、輸出電流幅值上升等問題[6-7]。因此，有必要研究交流系統(tǒng)非對(duì)稱故障對(duì)直流配電網(wǎng)產(chǎn)生影響的機(jī)理，進(jìn)而提出直流配電網(wǎng)對(duì)交流配電網(wǎng)的故障穿越控制策略，保證直流配電網(wǎng)在交流系統(tǒng)故障時(shí)仍能維持分布式電源的高效發(fā)電與對(duì)直流負(fù)荷的高質(zhì)量供電。

在交流系統(tǒng)故障對(duì)換流器直流側(cè)的影響方面，目前研究多集中于高壓直流輸電系統(tǒng)，主要關(guān)注的是故障后負(fù)序電流分量對(duì)換流裝置的威脅及相應(yīng)的保護(hù)策略[8-9]。而直流配電網(wǎng)中包括大量各類分布式電源與敏感的直流負(fù)荷，分布式電源的高效發(fā)電與直流負(fù)荷的正常工作都對(duì)直流電壓的質(zhì)量提出了更高的要求[10]。目前學(xué)界普遍認(rèn)為，單相接地故障將導(dǎo)致?lián)Q流器直流側(cè)電壓出現(xiàn)2倍頻波動(dòng)。對(duì)于具體的影響機(jī)理，文獻(xiàn)[11-12]考慮換流器注入故障點(diǎn)的2倍頻功率，推導(dǎo)給出了交流非對(duì)稱故障情況下直流電壓的波動(dòng)機(jī)理。文獻(xiàn)[13]進(jìn)一步分析了交流非對(duì)稱故障情況下，直流側(cè)接入電容、電阻和直流微電網(wǎng)時(shí)，直流電壓的諧波含量。文獻(xiàn)[14-15]考慮負(fù)序故障分量和零序故障分量，進(jìn)一步推導(dǎo)了直流側(cè)2倍頻諧波和工頻諧波的產(chǎn)生機(jī)理，并提出了相應(yīng)的抑制控制策略。雖然上述文獻(xiàn)都給出了非對(duì)稱故障情況下，交流側(cè)2倍頻有功功率分量會(huì)導(dǎo)致直流電壓產(chǎn)生2倍頻波動(dòng)的結(jié)論，但是都忽略了交流濾波電感上瞬時(shí)有功功率特性。而在故障情況下，由于故障電流非常大，濾波電感上瞬時(shí)功率不容忽視，需要對(duì)故障情況下濾波電感上的瞬時(shí)有功功率特性進(jìn)行分析和推導(dǎo)，以進(jìn)一步明確交流故障對(duì)直流電壓的影響機(jī)理。

對(duì)于直流電壓波動(dòng)的抑制，目前主流的控制策略是基于雙同步參考坐標(biāo)系的負(fù)序電流控制[11,16-17]。但是負(fù)序電流控制需要獲得精確的交流正序電壓的相位，由于負(fù)序電壓分量的存在，傳統(tǒng)的鎖相環(huán)(phase-locked loop, PLL)無法實(shí)現(xiàn)準(zhǔn)確的相位跟蹤。同時(shí)，當(dāng)系統(tǒng)中存在諧波分量時(shí)，也會(huì)對(duì)PLL的跟蹤性能產(chǎn)生影響。基于解耦雙同步參考坐標(biāo)系的鎖相環(huán)(decouple double synchronous reference frame PLL, DDSRF-PLL)[18]是一種已被業(yè)界廣泛使用并證明其性能優(yōu)越性的鎖相環(huán)同步技術(shù)，可以實(shí)現(xiàn)不對(duì)稱故障情況下的正序電壓相位跟蹤。但是此方法一是較為復(fù)雜，需要使用雙同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)變換消去負(fù)序分量。二則需要使用濾波器消去諧波分量，降低了系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性。為避免復(fù)雜的相序分離運(yùn)算，文獻(xiàn)[19]提出了基于滑?？刂频闹苯庸β士刂品绞?，簡(jiǎn)化了控制系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)。但是滑?？刂菩枰粩嗲袚Q控制量，從而產(chǎn)生抖振。為了不引入新的控制形式，本文仍采用基于雙同步參考坐標(biāo)系的負(fù)序電流控制，但是通過對(duì)PLL補(bǔ)償器的合理設(shè)計(jì)來實(shí)現(xiàn)對(duì)正序電壓相位的跟蹤，從而避免了復(fù)雜的相序分離計(jì)算。

本文首先分析交流非對(duì)稱故障情況下濾波電感的有功功率特性，推導(dǎo)建立精確的有功功率平衡模型，進(jìn)而從理論上全面闡述直流電壓2倍頻紋波的產(chǎn)生機(jī)理。隨后，給出可以準(zhǔn)確跟蹤正序電壓相位的PLL補(bǔ)償器設(shè)計(jì)方法，并將其用于負(fù)序電流抑制控制中。最后，通過PSCAD/EMTDC仿真驗(yàn)證理論分析和所建模型的正確性。

1 交直流配電系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

一般而言，對(duì)于不同的電壓等級(jí)和應(yīng)用場(chǎng)景，交直流配電系統(tǒng)具有不同的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)。本文的直流配電網(wǎng)采用典型的雙端(手拉手)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，如圖1所示。根據(jù)已有示范工程情況，換流器1和換流器2均采用可擴(kuò)展性強(qiáng)、可靠性高、諧波含量少的模塊化多電平換流器(modular multilevel converter, MMC)[20]。為更好地滿足直流系統(tǒng)電壓波動(dòng)限值要求，MMC2采用定直流電壓控制，MMC1采用定功率控制[21]。本文主要研究?jī)?nèi)容是當(dāng)交流配電網(wǎng)1發(fā)生單相接地故障時(shí)，直流配電網(wǎng)如何通過MMC1的控制實(shí)現(xiàn)故障穿越。

圖1 交直流配電系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.1 Topology of AC/DC distribution network

MMC1的等效拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖2所示，圖中，usabc、utabc與isabc分別為交流系統(tǒng)三相電壓、MMC橋臂輸出三相電壓與MMC輸出三相電流；udc與idc分別為直流電壓和MMC輸入的直流電流；L0、R0分別為橋臂電感及橋臂等值電阻；LT為換流變壓器漏感；Lf、Rf分別為MMC等效電感與等效電阻；Ceq為直流側(cè)等效電容。交直流配電網(wǎng)通過MMC進(jìn)行功率融通，其中，pext為直流配電網(wǎng)注入MMC有功功率；pdc為直流側(cè)注入三相橋的有功功率；pt為三相橋輸出至交流側(cè)的有功功率；ps為MMC輸出至交流配電網(wǎng)的有功功率。

圖2 MMC等效拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.2 Equivalent topology diagram of MMC

2 交流單相接地故障系統(tǒng)特性分析

在換流器交流側(cè)出口處發(fā)生單相接地故障情況時(shí)，除了正序分量、負(fù)序分量外，還會(huì)產(chǎn)生零序分量。

此時(shí)零序故障分量會(huì)通過直流側(cè)電容中點(diǎn)接地處形成回路，導(dǎo)致直流側(cè)正負(fù)極電壓產(chǎn)生工頻共模波動(dòng)。但是由于換流器直流側(cè)通常采用直流電容中點(diǎn)通過高阻接地的方式[22]，在此方式下，零序故障分量導(dǎo)致的直流電壓工頻共模擾動(dòng)可以忽略[14]。所以本文在分析故障后的系統(tǒng)特性時(shí)，暫不考慮零序分量的影響。

2.1 交流系統(tǒng)故障點(diǎn)的有功功率特性

對(duì)于圖2所示的MMC拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，當(dāng)其交流側(cè)發(fā)生單相接地短路故障時(shí)，交流側(cè)電壓和電流包括正序和負(fù)序分量，可分別表示為：

(1)

(2)

根據(jù)瞬時(shí)功率定理，交流故障點(diǎn)的瞬時(shí)有功功率ps為：

(3)

結(jié)合坐標(biāo)變換公式，將式(3)中的正序分量投影到正向旋轉(zhuǎn)的dq坐標(biāo)系上，將負(fù)序分量投影到反向旋轉(zhuǎn)的dq坐標(biāo)系上，得到瞬時(shí)功率方程為：

(4)

式中：θ為坐標(biāo)變換角。式(4)表明，當(dāng)交流系統(tǒng)發(fā)生不對(duì)稱故障時(shí)，交流系統(tǒng)故障點(diǎn)的有功功率由直流分量和2倍頻分量組合而成。其中直流分量由正序電壓與正序電流的乘積以及負(fù)序電壓與負(fù)序電流的乘積引起，2倍頻分量由正序電壓與負(fù)序電流的乘積以及負(fù)序電壓與正序電流的乘積引起。

2.2 MMC等效電感的有功功率特性

MMC橋臂電阻R0為橋臂電感L0的寄生電阻，其阻值非常小，通常忽略不計(jì)。因此主要分析MMC等效電感的有功功率特性。當(dāng)交流單相接地故障時(shí)，MMC等效電感上的瞬時(shí)功率pL為：

(5)

其中abc三相電流由正序和負(fù)序分量組成，即

(6)

將式(6)代入式(5)，可得：

(7)

結(jié)合派克變換公式，正序分量投影到正向旋轉(zhuǎn)的dq坐標(biāo)系上，將負(fù)序分量投影到反向旋轉(zhuǎn)的dq坐標(biāo)系上，即

(8)

得到式(7)中各分量為：

(9)

故電感上的瞬時(shí)功率方程為：

(10)

在穩(wěn)態(tài)情況下，MMC輸出的三相電流為恒定值，因此式(10)可簡(jiǎn)化為：

(11)

由式(11)可知，當(dāng)電感中既有正序電流又有負(fù)序電流流過時(shí)，電感上的瞬時(shí)有功功率為2倍頻波動(dòng)量。此2倍頻有功功率波動(dòng)由正序電流引起的電感壓降與負(fù)序電流的乘積和負(fù)序電流引起的電感壓降與正序電流的乘積產(chǎn)生。

(12)

(13)

觀察式(12)和式(13)可以發(fā)現(xiàn)，如果已知換流器輸出的電流，即可確定故障點(diǎn)和電感有功功率2倍頻分量的占比量。

2.3 直流系統(tǒng)的有功功率及電壓特性

忽略換流器內(nèi)部的功率損耗，那么根據(jù)圖2可知，MMC1直流側(cè)注入三相橋的功率為：

pdc=pt=ps+pL

(14)

考慮電容儲(chǔ)存的能量變化，有：

(15)

式(15)中，等式左邊第二項(xiàng)為電容所儲(chǔ)能量的變化率。聯(lián)立式(14)和(15)，可得：

(16)

對(duì)于式(16)，當(dāng)ps和pL的2倍頻分量引起直流電壓發(fā)生2倍頻波動(dòng)時(shí)，直流配電網(wǎng)另一端采用定直流電壓控制的MMC2將向直流配電網(wǎng)注入有功功率以維持直流電壓的穩(wěn)定，在MMC1側(cè)則體現(xiàn)為其直流輸入功率pext也將包含2倍頻分量，并且pext的目標(biāo)是抵消ps和pL的2倍頻分量，從而維持直流電壓的穩(wěn)定。但現(xiàn)實(shí)情況是，MMC2原有的定直流電壓控制被設(shè)計(jì)用于輸出恒定有功功率(穩(wěn)態(tài)情況)，因此無法實(shí)現(xiàn)pext對(duì)ps和pL的準(zhǔn)確抵消。也就是說，pext-ps-pL也將包含2倍頻分量。不妨設(shè)pext-ps-pL=P0+P2cos(2ωt+φ)，代入(16)可得：

(17)

式中：P0為有功功率的直流分量；P2為有功功率2倍頻分量的幅值；Pcons為與系統(tǒng)初始狀態(tài)相關(guān)的常數(shù)。由于有功功率的直流分量P0遠(yuǎn)大于2倍頻分量的幅值P2，因此直流電壓udc不僅包含直流分量，也包含2倍頻分量[13,17]。

3 交流單相接地故障時(shí)控制策略

根據(jù)式(4)、(11)和(17)可知，交流電流的負(fù)序分量是引起直流電壓2倍頻紋波的主要原因。因此，設(shè)計(jì)相應(yīng)的控制策略對(duì)負(fù)序電流進(jìn)行抑制。

3.1 鎖相環(huán)控制及參數(shù)設(shè)計(jì)

本文通過PLL補(bǔ)償器的合理設(shè)計(jì)來實(shí)現(xiàn)對(duì)正序電壓相位的跟蹤，并給出補(bǔ)償器參數(shù)的通用設(shè)計(jì)方法。常用的PLL控制框圖如圖3所示。其中，ω0t+θ0為交流電壓的相位，θ為PLL輸出相位，ω為PLL輸出的角頻率，H(s)為PLL的補(bǔ)償器。

圖3 PLL控制框圖Fig.3 Control block diagram of PLL

PLL的性能取決于補(bǔ)償器H(s)，由第2節(jié)的分析可知，H(s)的設(shè)計(jì)需要考慮下列因素：

1)PLL在電壓三相不平衡及含電壓諧波的情況下，仍能準(zhǔn)確跟蹤正序電壓的相位；

2)由于參考輸入ω0t+θ0包含一個(gè)直流量θ0和一個(gè)斜坡函數(shù)ω0t，由內(nèi)模原理可知，開環(huán)通路中至少需要包含2個(gè)積分因子1/s，觀察圖3可知，開環(huán)傳遞函數(shù)中已包含一個(gè)1/s，所以H(s)中應(yīng)至少包含一個(gè)1/s；

3)控制系統(tǒng)具有足夠的相位裕度以保證系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

假設(shè)交流電壓三相不平衡且包含5次諧波，其表達(dá)式為：

(18)

對(duì)式(18)進(jìn)行派克變換有：

(19)

由式(19)可知，uq包含2倍頻和6倍頻的正弦量，為實(shí)現(xiàn)PLL中ω和θ不受其干擾，H(s)的設(shè)計(jì)必須削弱2倍頻和6倍頻正弦量的影響，且由于2倍頻正弦量的頻率小，幅值k1相對(duì)較大，尤其需要減小2倍頻正弦量的影響。雖然可以通過開環(huán)傳遞函數(shù)的低通特性抑制2倍頻正弦量，但這樣會(huì)減小閉環(huán)傳遞函數(shù)的帶寬，從而影響系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。為此，本文采用構(gòu)建s=±j2ω0的共軛零點(diǎn)來消除2倍頻分量帶來的影響，此方法不會(huì)影響系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。

同時(shí)，為消除6倍頻分量的影響，保證開環(huán)傳函的幅頻特性曲線在ω>2ω0時(shí)仍以-40 dB/dec的速率下降，設(shè)置一對(duì)s=-2ω0的極點(diǎn)以抵消引入共軛零點(diǎn)s=±j2ω0帶來的影響。下面給出補(bǔ)償器參數(shù)的詳細(xì)設(shè)計(jì)方法。

通過上述分析，設(shè)補(bǔ)償器的表達(dá)式為：

(20)

式中：h為常數(shù)，用以調(diào)節(jié)幅值穿越頻率；F(s)為不包含積分因子1/s的傳遞函數(shù)，用以調(diào)節(jié)相位裕度。由式(20)和圖3，可得系統(tǒng)的開環(huán)傳遞函數(shù)為：

(21)

設(shè)幅值穿越頻率ωc=200 rad/s，則當(dāng)hF(s)=1時(shí)，∠l(j200)=-215°，此時(shí)穩(wěn)定裕度γ=-35°，可使用2個(gè)超前環(huán)節(jié)將相位裕度補(bǔ)償至γ=55°，每個(gè)超前環(huán)節(jié)補(bǔ)償δm=45°，即取

(22)

(23)

計(jì)算可得：

(24)

將式(24)代入式(21)，得：

(25)

由|l(j200)|=1，計(jì)算得：

h=2.85×105

(26)

將式(24)、(26)代入式(20)，可得補(bǔ)償器為：

(27)

根據(jù)式(25)和(26)畫出系統(tǒng)開環(huán)傳遞函數(shù)的波特圖，如圖4所示。由波特圖可知：1)ω=0處開環(huán)傳遞函數(shù)的增益非常大，保證了閉環(huán)傳遞函數(shù)在ω=0處的增益為1；2)幅值穿越頻率ωc=200 rad/s，對(duì)應(yīng)的相位裕度為55°，保證了控制系統(tǒng)的穩(wěn)定性；3)ω=2ω0處開環(huán)傳遞函數(shù)的增益非常小，使得2倍頻分量削減為0，幅頻特性曲線在ω>2ω0時(shí)仍以-40 dB/dec的速率下降，減小了諧波的影響。所設(shè)計(jì)的PLL滿足要求。

圖4 PLL開環(huán)傳函的波特圖Fig.4 Open-loop bode plot of PLL

3.2 交流側(cè)正負(fù)序電流分解方法

圖5 正負(fù)序電流分解原理Fig.5 Scheme of positive and negative-sequence current decomposition

3.3 負(fù)序電流抑制控制

獲得交流電流的正序分量和負(fù)序分量后，使用經(jīng)典的雙同步參考坐標(biāo)系方法對(duì)換流器輸出的電流進(jìn)行控制，其中正序電流環(huán)控制和負(fù)序電流環(huán)控制的控制框圖分別如圖6和圖7所示[17]。

圖6 正序電流環(huán)控制框圖Fig.6 Control block diagram of positive-sequence current loop

圖7 負(fù)序電流環(huán)控制框圖Fig.7 Control block diagram of negative-sequence current loop

考慮到正負(fù)序等效電路的對(duì)稱性，正序和負(fù)序電流內(nèi)環(huán)補(bǔ)償器PI參數(shù)設(shè)計(jì)公式為[24]：

kp1=kp2=Lf/τi

(28)

ki1=ki2=Rf/τi

(29)

式中：kp1、kp2分別為電流環(huán)比例系數(shù)；ki1、ki2分別為電流環(huán)積分系數(shù)；τi為電流環(huán)時(shí)間常數(shù)。

(30)

而正序電流的參考值按照定功率控制確定，即

(31)

(32)

(33)

將正序和負(fù)序控制量進(jìn)行疊加，從而得到abc三相控制量：

(34)

4 仿真驗(yàn)證

根據(jù)圖1所示示范工程在PSCAD/EMTDC中搭建交直流配電網(wǎng)模型，對(duì)交流配電網(wǎng)1發(fā)生單相接地故障的情況及所提控制策略進(jìn)行仿真分析。仿真的參數(shù)如表1所示。仿真過程如下：剛開始時(shí)，MMC1采用定PQ控制空載啟動(dòng)，MMC2采用定直流電壓控制啟動(dòng)，同時(shí)鎖相環(huán)投入控制；t=1.2 s時(shí)，公共連接點(diǎn)(point of common coupling, PCC)發(fā)生金屬性c相接地故障，故障持續(xù)時(shí)間為0.3 s；t=1.5 s時(shí)，c相接地故障切除。

表1 電路與控制參數(shù)Table 1 Circuit and control parameters

4.1 鎖相環(huán)有效性驗(yàn)證

圖8 故障點(diǎn)電壓波形與PLL控制效果波形Fig.8 Voltage waveforms of fault point and the PLL

4.2 負(fù)序電流抑制控制策略有效性驗(yàn)證

當(dāng)交流系統(tǒng)發(fā)生c相接地故障時(shí)，不采用負(fù)序電流抑制控制時(shí)仿真得到的故障波形如圖9(a)所示，采用負(fù)序電流抑制控制后的故障波形如圖9(b)所示。

交流故障點(diǎn)有功功率分別如圖9(a)和9(b)的第1個(gè)圖所示。觀察可知，采用負(fù)序電流抑制控制后，交流故障點(diǎn)的2倍頻有功功率分量峰峰值由15 MW下降至10 MW，這說明負(fù)序電流抑制控制并不能讓故障點(diǎn)的2倍頻有功功率降為0，由式(4)可知，這是因?yàn)樨?fù)序電壓與正序電流的乘積仍會(huì)引發(fā)2倍頻有功功率。

不采用負(fù)序電流控制時(shí)，電感上的2倍頻瞬時(shí)有功功率峰峰值高達(dá)60 MW，如圖9(a)第2個(gè)圖所示。出現(xiàn)如此大的2倍頻有功功率是因?yàn)檩^大的短路故障電流在電感上造成了大量的功率損耗。而在采用負(fù)序電流控制后，電感上的2倍頻瞬時(shí)有功功率峰峰值由60 MW下降至0 MW，如圖9(b)第2個(gè)圖所示。對(duì)比觀察采用負(fù)序電流抑制控制前后交流故障點(diǎn)有功功率變化(-5 MW)和電感上的2倍頻有功功率變化(-60 MW)，可以得出結(jié)論：交流非對(duì)稱故障情況下，電感的2倍頻有功功率不容忽視，而負(fù)序電流抑制控制主要消除了電感的2倍頻有功功率。

圖9(a)與圖9(b)的第3個(gè)圖為故障時(shí)換流站MMC1交流出口處abc三相電流。圖9(a)的第3個(gè)圖表明，不加負(fù)序電流抑制器的故障電流幅值超過4 kA，且三相電流明顯不對(duì)稱。而采用負(fù)序電流抑制器的故障電流幅值不超過1 kA，且三相電流保持對(duì)稱，如圖9(b)的第3個(gè)圖所示。負(fù)序電流抑制器可以較好地抑制換流站交流出口故障電流。

4.3 電感的有功功率特性分析

根據(jù)上述分析可知，導(dǎo)致直流電壓出現(xiàn)2倍頻紋波的原因不僅是交流系統(tǒng)故障點(diǎn)處的2倍頻有功功率，電感上的2倍頻瞬時(shí)有功功率也不容忽視。為進(jìn)一步驗(yàn)證理論分析的正確性，將等效濾波電感由Lf=9.35 mH改為L(zhǎng)f=8.35 mH，仿真研究系統(tǒng)的故障特性。

仿真波形如圖9(c)所示。將其與圖9(a)對(duì)比，可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)?shù)刃V波電感由Lf=9.35 mH改為L(zhǎng)f=8.35 mH后，電感的2倍頻瞬時(shí)有功功率峰峰值由60 MW下降至50 MW左右，分別如圖9(a)和圖9(c)的第2個(gè)圖所示。在此情況下，直流電壓的2倍頻紋波峰峰值也從8 kV降至6 kV左右，分別圖9(a)和圖9(c)的第4個(gè)圖所示。上述分析表明，交流故障情況下采用較小的濾波電感可以減小2倍頻瞬時(shí)有功功率，從而緩解直流電壓的波動(dòng)程度，這與第2節(jié)的理論分析相符。但是，較小的濾波電感也會(huì)導(dǎo)致?lián)Q流器交流出口側(cè)的濾波能力降低，從而使得系統(tǒng)功率和電壓的波形產(chǎn)生畸變，這在圖9(c)的第2個(gè)圖和第4個(gè)圖中得到了體現(xiàn)。

圖9 交直流配電系統(tǒng)故障特性波形Fig.9 Fault characteristics of AC/DC distribution network

5 結(jié) 論

本文對(duì)交流發(fā)生單相接地故障時(shí)交直流配電系統(tǒng)的故障特性進(jìn)行了研究，推導(dǎo)了交流故障導(dǎo)致直流電壓波動(dòng)的機(jī)理。本文的主要貢獻(xiàn)包括：

1)通過理論推導(dǎo)和仿真分析指出了故障情況下濾波電感上的瞬時(shí)有功功率不容忽視，并且經(jīng)典的負(fù)序電流抑制控制很大程度上抑制的是電感上的2倍頻有功功率，而不是注入交流故障點(diǎn)的2倍頻有功功率。

2)通過對(duì)傳統(tǒng)PLL的補(bǔ)償器合理設(shè)計(jì)實(shí)現(xiàn)了對(duì)正序電壓相位的準(zhǔn)確跟蹤，給出了通用的參數(shù)設(shè)計(jì)方法。如此，避免了DDSRF-PLL方法在信號(hào)采集方面的復(fù)雜性和對(duì)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性的影響。

本文雖然指出了故障情況下濾波電感上的瞬時(shí)有功功率是造成直流電壓波動(dòng)的重要原因，但沒有量化分析故障點(diǎn)和電感有功功率2倍頻分量的占比問題。故障點(diǎn)和電感有功功率2倍頻分量占比問題值得進(jìn)一步研究，這有助于進(jìn)一步明確交流非對(duì)稱故障對(duì)直流系統(tǒng)的影響。