基于改進直流斷路器注入信號的柔直電網(wǎng)自適應重合閘方案

張大海，楊宇辰，梁晨光，李 猛，劉艷梅，和敬涵

（北京交通大學電氣工程學院,北京市 100044）

0 引言

基于模塊化多電平換流器（modular multilevel converter,MMC）的柔性直流輸電技術具有控制靈活、無換相失敗、輸出電氣量諧波含量低等優(yōu)點,在新能源并網(wǎng)、連接弱交流系統(tǒng)等方面有著廣闊的應用場景［1-2］。考慮到遠距離、大容量輸電的成本問題,柔性直流電網(wǎng)廣泛采用架空線路進行功率傳輸［3-4］。然而架空線路長期暴露在大氣中,發(fā)生瞬時性故障的概率較高。為了提高直流電網(wǎng)供電的可靠性,需要合理配置重合閘方案［5-6］。

目前,工程上通常采用自動重合閘方案實現(xiàn)故障恢復［7-8］。該方案無法在合閘操作之前判別故障性質,當斷路器重合于永久性故障時,會對柔性直流電網(wǎng)中的電力電子設備造成二次沖擊,嚴重危害直流系統(tǒng)的安全穩(wěn)定運行。因此,亟須研究具備預先判別故障性質能力的自適應重合閘策略,避免直流斷路器（direct current circuit breaker,DCCB）重合于永久性故障。

針對自動重合閘存在的問題,已有文獻提出基于主動信號注入的自適應重合閘方案,主要分為以下兩大類:

1）采用換流器注入信號的自適應重合閘方案。文獻［9］通過調整換流器的控制策略,短時間內導通DCCB 的轉移支路,向直流線路注入一個幅值較小的電壓脈沖,檢測電壓反射波的極性來確定故障性質。文獻［10］在換流器的控制策略中增加故障性質辨識模式,通過主動注入一定特征頻率的電壓信號來判別故障性質。文獻［11］利用全橋型MMC 的高可控性,通過附加控制策略向故障線路注入電壓方波信號,根據(jù)行波測距原理判別故障性質。以上方法應用于多端直流電網(wǎng)時,換流器控制策略的改變將引起直流電壓的突變,從而影響非故障線路的正常運行,對相鄰的健全線路造成擾動甚至沖擊。

2）采用DCCB 或輔助裝置注入信號的自適應重合閘方案。文獻［12］通過投切級聯(lián)全橋型DCCB的轉移支路子模塊,產(chǎn)生一定頻率的檢測電壓,根據(jù)斷路器端口電壓、電流在對應頻率下的相位特征判別故障性質。文獻［13］在全橋型DCCB 中附加控制策略,短時間導通少量的子模塊,向線路注入電壓脈沖,通過行波測距判別故障性質。然而此類方法對于不同拓撲結構的混合式DCCB 不具有普適性。文獻［14］對DCCB 的拓撲進行改進,增加輔助電路實現(xiàn)信號注入,檢測電流反行波的極性判別故障性質。由于晶閘管的關斷條件限制,該方法不能控制信號的注入次數(shù),不利于判別持續(xù)時間較長的瞬時性故障。文獻［15］利用斷路器實現(xiàn)電氣隔離,通過并聯(lián)吸能電路注入脈沖信號,根據(jù)電壓反行波的極性判別故障性質。但該方法無法調整注入信號的幅值,幅值過小將影響高阻接地故障的檢測,幅值過大又可能會導致故障點再次擊穿。

此外,限流電抗器對注入信號具有明顯的衰減作用,而現(xiàn)有研究缺乏相關的理論分析與推導,容易導致自適應重合閘方案失效。

本文提出一種適用于混合式DCCB 的RCT（resistor-capacitor-thyristor）型緩沖電路,增加主動信號注入模式來實現(xiàn)自適應重合閘。該方案充分利用斷路器的電氣隔離作用,不影響多端直流電網(wǎng)功率傳輸?shù)姆€(wěn)定性；在推導電抗器衰減作用的基礎上選取注入信號脈寬,并基于行波保護信息自適應調整注入信號幅值,有效提高故障性質判別的可靠性與準確性。

1 一種RCT 型緩沖電路

1.1 混合式DCCB 拓撲結構

混合式DCCB 的拓撲結構如圖1 所示,由主支路、轉移支路以及耗能支路并聯(lián)組成［16-17］。主支路由超快速機械開關（ultra fast disconnector,UFD）與負載換流開關（load commutation switch,LCS）串聯(lián)而成；轉移支路由絕緣柵雙極型晶體管（insulated gate bipolar transistor,IGBT）共發(fā)射-集電極串聯(lián)型子模塊組成；耗能支路由金屬氧化物電阻（metal oxide varistor,MOV）串并聯(lián)構成。對于多端直流電網(wǎng)而言,若能充分利用斷路器的電氣隔離作用,控制DCCB 注入信號來判別故障性質,與基于換流器注入信號的自適應重合閘方案相比,可以避免信號產(chǎn)生過程對相鄰健全線路的干擾、沖擊。

圖1 混合式DCCB 拓撲結構Fig.1 Topology of hybrid DCCB

由電阻、電容、二極管組成的傳統(tǒng)RCD（resistor-capacitor-diode）型緩沖電路并聯(lián)于IGBT兩端,起到保護IGBT、協(xié)助換流的作用［18-19］。當轉移支路處于導通狀態(tài)時,緩沖電路兩側的電壓為IGBT 的通態(tài)壓降,近似等于0。一旦向IGBT 發(fā)送關斷信號,短路電流快速換流至緩沖電路,通過二極管D 對電容C充電。該充電過程可以限制IGBT 兩端電壓的上升率,減小由關斷信號延時導致的動態(tài)壓差,抑制尖峰電壓。隨著MOV 兩側的電壓上升至啟動閾值,耗能支路導通并泄放直流系統(tǒng)儲存的能量。能量泄放完畢后,故障電流被DCCB 阻斷,各電容兩端的電壓之和與斷路器兩側的電壓相等,電阻Rp用于減小由IGBT 漏電流不一致引起的靜態(tài)壓差。當轉移支路再次導通時,電容C經(jīng)電阻Rs釋放能量,端電壓下降至0。

由上述換流過程可知,在DCCB 阻斷故障電流至再次導通轉移支路的時間內,電容C中儲存的能量沒有被釋放。以此為突破口,本文對傳統(tǒng)的RCD型緩沖電路進行改進,在不影響其正常緩沖、換流能力的基礎上,增加主動信號注入模式,將儲存在電容C中的能量注入線路,旨在判別故障性質。

1.2 RCT 型緩沖電路工作模式

本文提出一種RCT 型緩沖電路,其拓撲結構與工作模式如圖2 所示,圖中紅色為電流流通路徑。

圖2 RCT 型緩沖電路拓撲結構與工作模式Fig.2 Topology and working modes of RCT snubber circuit

該緩沖電路由電阻、電容、晶閘管構成,并聯(lián)于轉移支路的IGBT 共發(fā)射-集電極串聯(lián)型子模塊兩側。由于混合式DCCB 具有雙向開斷故障電流的能力,晶閘管T1、T2反向并聯(lián),雙向電流均可通過晶閘管對電容C充電?；诰彌_電路中晶閘管、子模塊中IGBT 的可控性,可實現(xiàn)脈沖信號注入。

本文所提RCT 型緩沖電路具有以下2 種工作模式:

1）緩沖、換流模式。以開斷正向故障電流為例進行說明,反向斷流情況與之類似。當轉移支路流過正向故障電流時,向晶閘管T1施加觸發(fā)脈沖,并向IGBT 發(fā)送關斷信號。T1的觸發(fā)脈沖先于IGBT關斷信號150 μs 施加,在發(fā)送關斷信號150 μs 后移除,以保證可靠緩沖、換流。晶閘管T1承受正向電壓而導通,晶閘管T2保持關斷狀態(tài)。此時換流通路如圖2（a）所示,電流通過晶閘管T1對電容C充電,實現(xiàn)動態(tài)均壓。隨著故障電流換流至耗能支路,晶閘管T1承受反向電壓自行關斷。由于晶閘管的鉗位作用,各電容兩端的電壓之和為DCCB 兩側的峰值電壓。電阻Rp、Rs共同實現(xiàn)IGBT 的靜態(tài)均壓,且Rp的阻值遠大于Rs。因此,電容C無法經(jīng)電阻Rp放電,而是始終通過電阻Rs緩慢釋放能量。

2）主動信號注入模式。首先將配置RCT 型緩沖電路的子模塊劃分為:電容放電（Ⅰ類）子模塊、非電容放電（Ⅱ類）子模塊。在DCCB 阻斷故障電流后,斷開殘余直流電流斷路器K1,實現(xiàn)電氣隔離［20］。經(jīng)過大約300 ms 的去游離,閉合快速機械開關K2。向Ⅰ類子模塊中的晶閘管T2施加觸發(fā)脈沖,并短時間導通Ⅱ類子模塊中的IGBT g2。此時放電通路如圖2（b）所示,實現(xiàn)向故障線路注入一個幅值為負的電壓脈沖。通過改變Ⅰ類子模塊投入的數(shù)量,可調整注入脈沖信號的幅值；控制Ⅱ類子模塊的g2導通時間,即可調節(jié)電壓脈沖的寬度。

如附錄A 圖A1、A2 所示,轉移支路分別采用全橋結構、二極管橋式結構的子模塊時,RCT 型緩沖電路均能實現(xiàn)以上2 種工作模式,在不同拓撲結構的混合式DCCB 中具有普適性。

1.3 RCT 型緩沖電路參數(shù)設計

結合實際工程情況,混合式DCCB 的轉移支路由多級子模塊串聯(lián)而成,假設每級子模塊兩側均并聯(lián)有RCT 型緩沖電路。當IGBT g1先于其余串聯(lián)IGBT Δtoff時間關斷時,流經(jīng)g1的電流立即向電容C換流,由于電容C兩端的電壓無法突變,g1兩側的電壓Ug1將緩慢上升,滿足:

由式（2）可知,增大電容C的取值,可以減小最大電壓差ΔU,增強動態(tài)均壓的效果。但電容C的取值過大,會延長緩沖電路的換流過程,進而增加DCCB 隔離故障所需的時間。綜合考慮動態(tài)均壓和快速斷流的需求,電容C選取為207 μF。

在大約300 ms 的去游離時間內［10］,電容C通過電阻Rs緩慢放電,端電壓按指數(shù)規(guī)律下降。Rs的取值需確保注入信號時電容C兩側電壓的幅值足夠大。本文設經(jīng)去游離時間放電后,電容C兩端電壓為初始值的80%,則電阻Rs需要滿足:

式中:td為故障點的去游離時間。

根據(jù)式（3）,將電阻Rs選取為6.5 kΩ。在RCT型緩沖電路中,電阻Rp、Rs共同實現(xiàn)IGBT 的靜態(tài)均壓。通常取Rp、Rs的總電阻為IGBT 關斷電阻Roff的1/10［22］,即可確定電阻Rp為2.3 MΩ。

2 注入信號特征的選取與調整

向不同故障狀態(tài)下的直流線路注入電壓脈沖,在線路首端檢測到的電壓波極性具有明顯差異,以此判別故障性質較為簡單直接,文獻［9-15］均采用該方法進行故障識別。但已有文獻未計及限流電抗器對電壓脈沖的衰減作用,且注入固定幅值的信號勢必存在耐受過渡電阻的問題。

2.1 注入信號寬度的選取

由式（4）、式（5）可解析得到放電系數(shù)γ與脈寬Ton的對應關系,與仿真值對比如附錄A 圖A4 所示。隨著Ton的增加,電容C持續(xù)釋放儲存的電能,導致端電壓uC下降。當Ton不超過500 μs 時,uC不低于0.84 倍的初始值,即信號注入期間,電容C兩側電壓的下降程度較小。

故假設電容C的端電壓uC在Ton內保持初始值UC不變,進一步研究電抗器對注入電壓脈沖的衰減作用。信號注入線路的等效電路如附錄A 圖A5示。在復頻域,NCUC/s、NC/(sC)分別為NC個子模塊的等效電壓與等效容抗,u1q(s)為線路首端的電壓行波,ZC為線路的波阻抗。求解等效電路,可以得到電壓行波u1q(s)的表達式為:

根據(jù)式（8）、式（9）,解析得到衰減系數(shù)α與脈寬Ton的對應關系,與仿真值對比如附錄A 圖A6 所示。Ton≤300 μs 時,α隨Ton的增加而增大；當300 μs ＜Ton≤500 μs 時,α基本保持不變。因此,為了減小電抗器的衰減作用,應適當增加Ton。但近距離故障下,Ton過大會導致反射波首端與前行波末端重合,在一定程度上影響電壓波的檢測效果。綜合考慮以上因素,將脈寬Ton選取為100 μs,對應的衰減系數(shù)α=0.35。同時,將晶閘管T2的觸發(fā)信號寬度選取為300 μs,先于IGBT g2的觸發(fā)脈沖100 μs 施加,保證可靠注入信號。

2.2 注入信號幅值的自適應調整

根據(jù)1.2 節(jié)的分析,在晶閘管T1承受反向電壓自行關斷后,N個電容C兩側的電壓總和為DCCB兩端的峰值電壓Ubmax。電容C始終經(jīng)電阻Rs緩慢放電,在t時刻注入電壓脈沖的幅值up為:

式中:Krel為可靠系數(shù),考慮實際存在的各種誤差影響,取Krel=0.85；α為電抗器的衰減系數(shù),脈寬Ton=100 μs 時,α=0.35；Kline為線路的損耗系數(shù),通過仿真可得Kline=0.49。

由式（12）可知,針對高阻故障場景,需要注入幅值較大的信號。但注入電壓脈沖的幅值過大,在發(fā)生金屬性短路且線路絕緣強度未充分恢復的情況下,會導致故障點再次發(fā)生擊穿［23］。為此,本文利用行波保護信息預估過渡電阻,提出注入信號幅值的自適應調整策略。

文獻［24-25］提出的直流線路行波保護方案分別將電壓變化率（du/dt）、極波變化率（dP/dt）作為判據(jù)量,與電壓變化率相比,極波變化率受線路的衰減影響較小。在線路全長240 km 范圍內,設置經(jīng)0 Ω 至600 Ω 過渡電阻接地故障,行波保護根據(jù)線路首端的電氣量信息,計算得到極波變化率幅值（dP/dt）max的變化見圖3。由圖3 可知,（dP/dt）max能反映Rf的大小,當故障距離一定時,（dP/dt）max隨Rf的增大而降低。因此,考慮選取整定值（dP/dt）set,通過比較（dP/dt）max與（dP/dt）set的大小對過渡電阻Rf進行預估。結合式（11）可計算得到故障點的反射系數(shù)βf。將βf代入式（12）,確定所需注入電壓脈沖的幅值up。通過式（10）調控Ⅰ類子模塊投入的數(shù)量,可以實現(xiàn)注入信號幅值的自適應調整。

圖3 極波變化率幅值變化Fig.3 Amplitude variation of polarity wave change rate

設距離線路首端x=lkm 處發(fā)生經(jīng)0 Ω 至600 Ω過渡電阻接地故障,通過行波保護計算得到一系列的極波變化率幅值,記作（dP/dt）max,x=l。由圖3 可知,故障距離x的增加會使（dP/dt）max發(fā)生一定程度的衰減,對于x＜lkm 與x＞lkm 處的故障,滿足:

若將（dP/dt）max,x=l作為整定值（dP/dt）set,對于x＜lkm 處的故障,預估的過渡電阻Rf偏小,進而導致信號幅值up的計算值偏??；反之,x＞lkm 時,將造成up的計算值偏大。注入幅值偏小的信號,在高阻情況下可能導致故障性質的誤判；而注入信號的幅值偏大,保證了故障判別的準確性。因此,將（dP/dt）max,x=0作為整定值（dP/dt）set。故障發(fā)生后,行波保護裝置實時計算（dP/dt）max。待信號注入階段,將（dP/dt）max與整定值（dP/dt）set作比較,判斷（dP/dt）max所在的區(qū)間,自適應調整注入信號的幅值,如附錄A 表A1 所示。

3 自適應重合閘方案

3.1 故障性質判別

在確定電壓脈沖的寬度并自適應調整信號的幅值后,控制混合式DCCB 注入信號（負極性）。信號注入與行波傳播特性如附錄A 圖A7 所示［15］,線路首端產(chǎn)生的電壓行波為u1q,u1q沿著直流線路向前傳播。在故障點處或線路邊界處,波阻抗發(fā)生改變,電壓行波在波阻抗變化的位置產(chǎn)生反射。

由2.2 節(jié)分析可知,發(fā)生永久性故障時,檢測到極性為正的電壓波um1。對于瞬時性故障而言,信號注入時,故障點的電弧已經(jīng)消失,此時,電壓行波u1q傳播至n點發(fā)生反射。反射波u1f、反射系數(shù)βn為:

式中:Z1、Z2分別為反射點前、后的波阻抗。由于斷路器CB21處于斷開狀態(tài),線路末端可視為開路,即波阻抗Z2=∞。

根據(jù)式（14）可知,反射波u1f的極性與電壓行波u1q的極性相同,即發(fā)生瞬時性故障時,測量點檢測到的電壓波um1極性為負。因此,通過比較um1的極性可以判別故障的性質。將幅值作為um1的觀測量［9］,考慮一定的裕度,得到永久性故障判據(jù)為:

式中:uMM1為電壓波um1的幅值。為了消除電壓波動、噪聲干擾等影響,uset設置為5 kV。

3.2 重合閘方案實現(xiàn)流程

本文提出的基于改進DCCB 注入信號的自適應重合閘方案動作時序如圖4 所示。

圖4 自適應重合閘方案動作時序Fig.4 Operation sequence of adaptive reclosing scheme

1）假設t0時刻線路發(fā)生故障,行波保護裝置實時計算并記錄極波變化率幅值（dP/dt）max。

2）線路保護經(jīng)短暫延時后動作,t1時刻RCT 型緩沖電路投入,線路兩側混合式DCCB 斷開。

3）等待直流電流下降至0,t2時刻殘余直流電流斷路器K1 斷開,實現(xiàn)電氣隔離。

4）經(jīng)過300 ms 左右的去游離后,t3時刻快速機械開關K2 閉合。

5）t4時刻混合式DCCB 主動控制,注入電壓脈沖,判別故障性質,具體流程如圖5 所示。

圖5 故障性質判別流程Fig.5 Fault nature identification process

查附錄A 表A1 判斷（dP/dt）max所在的區(qū)間,自適應調整脈沖信號的幅值up。采用間歇性注入信號的方式,避免將持續(xù)時間較長的瞬時性故障誤判為永久性故障。設定注入信號的次數(shù)nset=3,若檢測到電壓波幅值uMM1≥uset,且注入信號的次數(shù)ns小于設定次數(shù)nset,延時50 ms 再次注入信號；若第ns（ns≤3）次注入信號后,檢測到uMM1＜uset,則判別為瞬時性故障；若注入信號的次數(shù)ns≥nset時,仍滿足uMM1≥uset,則判定為永久性故障。

為確保每次注入信號的幅值足夠大,在第2、3 次注入信號時需要通過式（10）修正Ⅰ類子模塊投入的數(shù)量,并替換為未投入過的Ⅱ類子模塊?？紤]極端情況進行定量分析,線路末端發(fā)生經(jīng)600 Ω 過渡電阻接地故障時,3 次注入信號需投入的Ⅰ類子模塊數(shù)分別為53、55、57,而轉移支路的子模塊總數(shù)為300 級,具有較高的冗余度與充裕性。

6）t5時刻快速機械開關K2 斷開。

7）t6時刻DCCB 執(zhí)行重合指令或重合閘閉鎖。

本文所提自適應重合閘方案利用斷路器實現(xiàn)電氣隔離,避免信號注入過程對多端直流電網(wǎng)功率穩(wěn)定傳輸?shù)挠绊?。自適應調整信號幅值、間歇性注入信號提高了故障性質判別方法的準確性。

4 仿真驗證

4.1 仿真建模

為了驗證所提RCT 型緩沖電路與自適應重合閘方案的有效性,在PSCAD/EMTDC 中建立如附錄B 圖B1 所示的四端柔性直流輸電系統(tǒng)仿真模型。

直流電網(wǎng)系統(tǒng)參數(shù)、混合式DCCB 及緩沖電路參數(shù)分別如附錄C 表C1、C2 所示。換流器MMC1至MMC4均為對稱雙極結構,由半橋型子模塊構成。MMC2采用定電壓控制,其余換流器為定功率控制。架空線路采用如附錄B 圖B2 所示的頻率相關模型,每2 個換流站之間的線路長度設置為240 km。

4.2 RCT 型緩沖電路仿真驗證

4.2.1 緩沖、換流模式

為了驗證緩沖、換流模式的有效性,考慮到IGBT 實際存在的關斷延時差異,采樣頻率選取為200 kHz。當t=0.503 s 時,向轉移支路的IGBT 發(fā)送關斷信號,設置IGBT g1先于其余串聯(lián)IGBT 5 μs關斷。對子模塊不含有緩沖電路以及兩端并聯(lián)有RCT 型緩沖電路兩種情況進行對比仿真,結果如附錄B 圖B3 所示。圖B3 中,Ug1為g1兩側的電壓,Ug2為其余各同向串聯(lián)IGBT 兩端的電壓,ΔU為Ug1與Ug2的差值。當子模塊不含有緩沖電路時,g1關斷后兩側的電壓Ug1迅速上升,導致短時過電壓。經(jīng)過5 μs 延時,其余IGBT 同時斷開,Ug1恢復至正常關斷電壓。關斷過程中,電壓差ΔU的最大值為7.89 kV。當子模塊兩端并聯(lián)有RCT 型緩沖電路時,g1關斷后Ug1的上升速度減緩,且與其余IGBT 關斷后Ug2的上升速度保持一致。關斷過程中,電壓差ΔU不超過0.09 kV。因此,本文所提RCT 型緩沖電路可以限制IGBT 兩側電壓的上升速度,減小關斷過程中產(chǎn)生的電壓差,有效抑制過電壓。

4.2.2 主動信號注入模式

對主動信號注入模式進行仿真驗證時,選取的采樣頻率為50 kHz。若所需注入脈沖信號的幅值為-39.72 kV,由式（10）計算可得Ⅰ類子模塊投入的數(shù)量NC=19,在0.801 4 s 控制混合式DCCB 向線路注入一個脈寬為100 μs 的電壓脈沖。在限流電抗器L的不同取值下,注入信號的仿真波形如附錄B 圖B4 所示。

由于誤差的存在,實際注入的電壓脈沖幅值為-39.17 kV。經(jīng)50 mH 的電抗器衰減后,電壓行波u1q的幅值為-13.6 kV。計算可得衰減系數(shù)α=0.35,在2.1 節(jié)中解析的結果與仿真結果一致,能夠準確反映限流電抗器的衰減作用,同時驗證了所提RCT 型緩沖電路主動注入信號的有效性。

注入信號的衰減程度與電抗器L的大小成正比,當L增大至150 mH 時,衰減系數(shù)α減小至0.2。結合式（10）、式（12）可知,極端情況下單次注入信號需要投入的Ⅰ類子模塊數(shù)最大為100 級。若L進一步增大,可能導致3 次注入信號所需投入的Ⅰ類子模塊總數(shù)超出轉移支路的子模塊數(shù)。此時,增大單次注入信號的幅值以滿足故障判別的要求,但會造成注入信號的次數(shù)有所減少,可能在一定程度上延長瞬時性故障的判別時間。

4.3 自適應重合閘方案驗證

在附錄B 圖B1 中正極線路OHL12P上設置不同類型的故障,F1為單極接地故障,F2為雙極短路故障。電壓波的測量點在線路OHL12P首端（m點）,采樣頻率選取為50 kHz。

4.3.1 瞬時性故障

當t=0.5 s 時,線路OHL12P中點發(fā)生瞬時性單極接地故障（金屬性短路）F1,故障持續(xù)時間tf分別設置為0.3、0.35、0.4 s。通過行波保護計算所得（dP/dt）max為2.62×107kV/s,查附錄A 表A1 確定注入信號的幅值up為-28.43 kV。間歇性注入信號后進行故障性質判別,仿真結果如附錄B 圖B5所示。

根據(jù)附錄B 圖B5（a）可知,由于瞬時性故障的持續(xù)時間為0.3 s,在0.801 4 s 注入電壓脈沖時,故障點已經(jīng)消失,線路首端產(chǎn)生的電壓行波u1q傳播至末端發(fā)生反射。m點檢測到的第1 個電壓波um1極性為負,滿足uMM1＜5 kV,因此判別為瞬時性故障。對于圖B5（b）、（c）所示持續(xù)時間較長的瞬時性故障,分別在第2、3 次注入信號后,檢測到uMM1＜5 kV,同樣可以準確判別故障性質。線路OHL12P中點發(fā)生瞬時性雙極短路故障（金屬性短路）F2,仿真結果如附錄B 圖B6 所示,判別過程與單極故障類似,這里不再贅述。判別出系統(tǒng)發(fā)生瞬時性故障后,DCCB 執(zhí)行重合指令。

通過以上仿真分析,驗證了所提方案對于檢測持續(xù)時間較長的瞬時性故障具有優(yōu)勢,可以避免直流系統(tǒng)不必要的停運,提高供電恢復效率。

4.3.2 永久性故障

當t=0.5 s 時,線路OHL12P中點發(fā)生F1永久性單極接地故障,故障持續(xù)時間tf設置為10 s,過渡電阻Rf分別設置為0、300、600 Ω。通過行波保護計算所得（dP/dt）max分別為2.62×107、9.18×106、5.57×106kV/s,查附錄A 表A1 確定注入信號的幅值up分別為-28.43、-62.27、-84.86 kV。間歇性注入信號后判別故障性質,仿真結果如附錄B 圖B7所示。

由附錄B 圖B7 可知,對于永久性故障而言,在每次注入脈沖信號時,電壓行波u1q均傳播至故障點發(fā)生反射。m點檢測到的第1 個電壓波um1始終為正極性,在第3 次注入信號后,仍滿足uMM1＞5 kV,因此可判別為永久性故障。當線路OHL12P中點發(fā)生永久性雙極短路故障F2時,仿真結果如圖B8 所示,判別過程與單極故障類似,在此不再贅述。當判斷出系統(tǒng)發(fā)生永久性故障后,重合閘閉鎖。

為了進一步驗證所提自適應重合閘方案的普適性,本文仿真了距離線路首端15、20、30、110、210 km 處,分別經(jīng)300、600 Ω 過渡電阻的永久性單極接地故障,判別結果如表1 所示。

表1 永久性單極接地故障判別結果Table 1 Identification results of permanent pole-toground faults

由表1 中結果可知,在不同距離處發(fā)生永久性單極接地故障,過渡電阻分別為300、600 Ω 時,所提方案均能準確判別故障性質,具有較強的耐受過渡電阻能力。當故障距離小于15 km 時,受到脈沖寬度的限制,反射波與注入信號產(chǎn)生混疊。以DCCB完成信號注入為起始檢測時刻,避免注入信號疊加于反射波上引起誤判。近端故障判別結果如附錄B圖B9 所示,由于采樣頻率有限,所提方案存在一定的檢測盲區(qū)（故障距離小于2 km）。將自動重合閘作為后備方案［7］,當檢測盲區(qū)發(fā)生永久性故障并進行誤合閘操作時,保護裝置將再次檢測到故障,混合式DCCB 快速分閘。

4.3.3 對系統(tǒng)健全部分的影響

附錄B 圖B10、B11 分別為永久性、瞬時性故障情況下,自適應重合閘過程中直流系統(tǒng)各電氣量的變化情況。由圖可知,斷路器隔離故障后,故障線路傳輸?shù)墓β兽D移至健全線路。在DCCB 主動注入信號、判別故障性質的過程中,健全線路的電壓、電流以及各換流站輸出的功率保持穩(wěn)定,直流系統(tǒng)健全部分的正常運行不受影響。當判別為瞬時性故障時,斷路器重合,故障線路逐漸恢復功率傳輸。

4.4 方案對比

4.4.1 技術指標對比

文獻已有的自適應重合閘方案［9-15］根據(jù)信號注入源的不同可分為2 類:1）基于MMC 注入信號的方案；2）基于混合式DCCB 或輔助裝置注入信號的方案。第1 類方案對于MMC 的拓撲結構和控制策略有特定要求,還會影響多端直流電網(wǎng)功率的穩(wěn)定傳輸,因此僅適用于雙端直流系統(tǒng)。第2 類方案利用斷路器實現(xiàn)電氣隔離,不影響相鄰健全線路的正常運行,適用于多端直流電網(wǎng),但依賴于混合式DCCB 的拓撲結構,或存在無法調控注入信號幅值、次數(shù)的問題。本文在第2 類方案的基礎上進一步改進,提出的自適應重合閘方案較好地解決了以上問題,具有明顯的技術優(yōu)勢。所提方案與已有方案技術指標對比如附錄C 表C3 所示。

4.4.2 經(jīng)濟性對比

DCCB 轉移支路的子模塊主要分為反串聯(lián)結構、全橋結構與二極管橋式結構,在相同的工況下,轉移支路采用二極管橋式結構的子模塊具有更低的成本［17］。因此,本節(jié)將RCT 型緩沖電路應用于二極管橋式結構子模塊,在此基礎上進行經(jīng)濟性對比。由3.2 節(jié)的定量分析可知,前文在RCT 型緩沖電路的配置數(shù)量上保留了較大的冗余度與充裕性。從經(jīng)濟性角度考慮,只需在165 級子模塊兩端配置RCT型緩沖電路,其余子模塊配置傳統(tǒng)的RCD 型緩沖電路,即可滿足各類故障判別的要求。如附錄B 圖B12 所示,RCT 與RCD 型緩沖電路應用于二極管橋式結構子模塊時,通過對Ⅰ類、Ⅱ類子模塊進行調控,可實現(xiàn)緩沖、換流與主動信號注入。

混合式DCCB 的經(jīng)濟性由轉移支路的開關器件數(shù)量決定,選取的IGBT、晶閘管與二極管額定參數(shù)均為4.5 kV/3 kA,單價分別為3.5、0.7、0.35 萬元［26］。在±500 kV 直流系統(tǒng)的應用場景下,轉移支路大約需要300 級子模塊串聯(lián)、5 條支路并聯(lián)［5,7］。將二極管橋式拓撲、文獻［12-14］采用拓撲以及本文提出拓撲所需主要器件數(shù)量匯總于附錄C表C4。

文獻［12-13］采用的轉移支路子模塊為全橋結構,若選取相同規(guī)格的IGBT,其關斷電流的能力是二極管橋式拓撲的2 倍。因此,將文獻［12-13］拓撲所需IGBT 數(shù)量等效為實際數(shù)量的一半。由附錄C表C4 可知,本文所提拓撲的經(jīng)濟性優(yōu)于文獻［12-13］拓撲,與二極管橋式拓撲相比,成本提高了2.2%（173 萬元）。文獻［14］在二極管橋式結構的基礎上增加了10%串聯(lián)子模塊數(shù)量的晶閘管,其注入信號的幅值遠低于本文所提方案,且無法靈活調整信號幅值和注入次數(shù)。若降低對注入信號幅值、次數(shù)的要求,本文所提方案需要配置RCT 型緩沖電路的數(shù)量可進一步減少,成本將進一步降低。

由此可見,本文所提方案在滿足各項技術指標的同時,不會大幅度增加成本,具有較高的靈活性,有利于技術指標與經(jīng)濟性需求的權衡。

5 結語

本文針對現(xiàn)有柔性直流電網(wǎng)重合閘方案的不足,提出一種基于改進DCCB 注入信號的自適應重合閘方案,且通過大量仿真驗證其可行性與優(yōu)越性,主要有如下結論:

1）提出的RCT 型緩沖電路不僅可以抑制IGBT 兩端的過電壓,還具備向故障線路注入電壓脈沖的能力,注入信號后通過檢測反射波的極性可實現(xiàn)故障性質的判別。

2）所提方案考慮了限流電抗器對注入信號的衰減作用,解析得到的衰減系數(shù)能夠為電壓脈沖寬度的選取提供依據(jù)。

3）所提方案利用行波保護信息預估過渡電阻,提出的注入信號幅值自適應調整策略提高了故障性質判別方法的耐受過渡電阻能力。

所提方案對于半橋型MMC 與全橋型MMC 柔性直流輸電系統(tǒng)均適用,具有良好的應用前景,但會導致混合式DCCB 的成本有所增加,因此所提方案的經(jīng)濟性有待進一步研究提升。

附錄見本刊網(wǎng)絡版（http：//www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx），掃英文摘要后二維碼可以閱讀網(wǎng)絡全文。