梁營(yíng)玉,王亞琴,任 昳,梅紅明
(1. 中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京)機(jī)電與信息工程學(xué)院,北京市 100083;2. 北京四方繼保自動(dòng)化股份有限公司,北京市 100085)
近年來,基于模塊化多電平換流器(MMC)的高壓直流(MMC-HVDC)輸電發(fā)展迅速,輸送容量和電壓等級(jí)不斷攀升。以中國(guó)龍門換流站為例,其額定功率高達(dá)5 000 MW,直流電壓為±800 kV[1]。MMC-HVDC 在海上風(fēng)電并網(wǎng)、區(qū)域電網(wǎng)異步互聯(lián)、大規(guī)模新能源孤島送出等領(lǐng)域發(fā)揮了重要作用,應(yīng)用前景廣闊[2-4]。
無論是拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)、過流能力還是可控程度,MMC-HVDC 均與同步發(fā)電機(jī)存在較大差異,導(dǎo)致二者的故障電流特性差別很大。因而,基于同步發(fā)電機(jī)故障特性的傳統(tǒng)繼電保護(hù)在MMC-HVDC 接入后可能出現(xiàn)原理不適應(yīng)的問題,電力系統(tǒng)第一道防線面臨嚴(yán)峻挑戰(zhàn)。隨著MMC-HVDC 投運(yùn)數(shù)量的不斷增加及容量的不斷提升,其對(duì)傳統(tǒng)繼電保護(hù)的影響已成為一個(gè)不可忽視的問題。研究MMCHVDC 交流側(cè)線路繼電保護(hù)技術(shù)對(duì)于保障交直流大電網(wǎng)的安全運(yùn)行具有重要意義。
相比于MMC-HVDC 控制策略[5-6]、高效仿真模型[7]、柔性直流線路保護(hù)[8-9]等方面的研究,MMCHVDC 交流側(cè)線路繼電保護(hù)技術(shù)的研究起步較晚。文獻(xiàn)[10]研究了MMC-HVDC 接入對(duì)電流相位差動(dòng)保護(hù)動(dòng)作性能的影響,但未提出解決方案。文獻(xiàn)[11]分析了柔性直流換流站對(duì)接入線路負(fù)序方向元件的影響,指出線路故障后基于負(fù)序方向元件的縱聯(lián)保護(hù)可能誤動(dòng)或拒動(dòng)。文獻(xiàn)[12]提出一種控制保護(hù)協(xié)同配合方案,通過MMC 注入受限幅值和特定相角的負(fù)序電流,確保負(fù)序方向元件正確、靈敏地識(shí)別故障方向。文獻(xiàn)[13-14]研究了各種類型故障下,柔性直流換流站對(duì)測(cè)量阻抗特性的影響,指出柔性直流換流站的接入縮短了線路距離繼電器的保護(hù)范圍,增大了區(qū)內(nèi)故障拒動(dòng)的風(fēng)險(xiǎn)。文獻(xiàn)[15]指出,相比于同步電源,MMC-HVDC 的接入惡化了交流聯(lián)絡(luò)線換流站側(cè)距離保護(hù)的性能,而緩解了過渡電阻對(duì)電網(wǎng)側(cè)距離保護(hù)動(dòng)作性能的負(fù)面影響??紤]了換流站的特殊故障特征,提出非對(duì)稱短路故障下適應(yīng)MMC-HVDC 接入的距離Ⅰ段保護(hù)方案。文獻(xiàn)[16]提出基于通信的加速距離保護(hù)方案,但不具備故障相識(shí)別能力。文獻(xiàn)[17]揭示了兩種變壓器接線方式下柔性直流對(duì)相電流差選相和電流負(fù)分量選相方法的影響機(jī)理。在深入分析保護(hù)安裝處與故障點(diǎn)處的電壓序分量關(guān)系的基礎(chǔ)上,提出利用電壓序分量間的幅值和相角關(guān)系實(shí)現(xiàn)故障選相。文獻(xiàn)[18]主要分析了渝鄂直流對(duì)交流線路差動(dòng)保護(hù)啟動(dòng)元件的影響,提出基于電壓減量判據(jù)的啟動(dòng)元件優(yōu)化方法。該文獻(xiàn)只分析了對(duì)啟動(dòng)元件的影響,未分析柔性直流接入后電流差動(dòng)保護(hù)原理的適應(yīng)性。已有MMC-HVDC 接入后差動(dòng)保護(hù)的相關(guān)研究成果較少。
電流差動(dòng)保護(hù)作為220 kV 及以上電壓等級(jí)交流線路的主保護(hù),其正確動(dòng)作對(duì)于保障電網(wǎng)安全意義重大。本文重點(diǎn)研究MMC-HVDC 換流站在不同運(yùn)行模式下電流差動(dòng)保護(hù)的動(dòng)作性能,提出一種高靈敏度的電流差動(dòng)保護(hù)原理。所提保護(hù)原理能夠克服傳統(tǒng)差動(dòng)保護(hù)在MMC-HVDC 接入后存在的低靈敏度甚至拒動(dòng)的問題,為保障交直流耦合電網(wǎng)的穩(wěn)定運(yùn)行提供關(guān)鍵技術(shù)支撐。
為研究MMC-HVDC 換流站對(duì)交流聯(lián)絡(luò)線電流差動(dòng)保護(hù)的影響,將MMC-HVDC 系統(tǒng)接入改進(jìn)的IEEE 39 節(jié)點(diǎn)標(biāo)準(zhǔn)測(cè)試模型中,如圖1 所示。
圖1 含MMC-HVDC 改進(jìn)IEEE 39 節(jié)點(diǎn)標(biāo)準(zhǔn)測(cè)試模型Fig.1 Modified IEEE 39-bus standard test model with MMC-HVDC
如圖1(b)所 示,I?1和I?2分別為MMC 側(cè)、電網(wǎng)側(cè)的電流,構(gòu)造帶制動(dòng)特性的電流差動(dòng)保護(hù)判據(jù)為[19-20]:式中:Iop為差動(dòng)電流;Ires為制動(dòng)電流;K為制動(dòng)系數(shù),一般在0.5~0.8 范圍內(nèi)取值,本文取0.8。
線路兩側(cè)電流幅值比λ和相角差δ表示為:
區(qū)內(nèi)故障時(shí),線路兩側(cè)故障電流相角差越小,越利于保護(hù)動(dòng)作??紤]線路兩側(cè)電流相位關(guān)系最壞的情況,假設(shè)δ為180°,此時(shí)電流I?1和I?2反 相。根據(jù)式(1)可得:
因此,當(dāng)λ大于(1+K)/(1-K)時(shí),無論δ如何變化,理論上電流差動(dòng)保護(hù)均可識(shí)別區(qū)內(nèi)故障。當(dāng)K取0.8 時(shí),λ=9。
基于式(1)和式(2),可以構(gòu)造如下函數(shù):
當(dāng)f(λ,δ)>0 時(shí),判定為區(qū)內(nèi)故障;當(dāng)f(λ,δ)<0 時(shí),判定為區(qū)外故障;當(dāng)f(λ,δ)=0 時(shí),差動(dòng)保護(hù)處于臨界動(dòng)作狀態(tài)。當(dāng)δ<90°時(shí),差動(dòng)保護(hù)必然能夠可靠動(dòng)作;當(dāng)λ>9 時(shí),無論線路兩側(cè)電流的相角差如何變化,差動(dòng)保護(hù)必然能夠可靠動(dòng)作。因此,為得到差動(dòng)保護(hù)的臨界動(dòng)作條件,令λ在1~9 之間、δ在90°~180°之 間 變 化,f(λ,δ)與λ、δ的 關(guān) 系 如 圖2所示。
圖2 f(λ,δ)與λ、δ 關(guān)系Fig.2 Relationship among f(λ,δ),λ and δ
圖2 中,f(λ,δ)對(duì)應(yīng)曲線和0 平面的相交曲線即為臨界動(dòng)作邊界曲線。當(dāng)f(λ,δ)>0 時(shí),f(λ,δ)函數(shù)位于圖2 的0 平面上方。隨著λ增加,臨界動(dòng)作邊界曲線上對(duì)應(yīng)的臨界動(dòng)作相角差δ也逐漸增大。由此可見,λ越大,電流差動(dòng)保護(hù)拒動(dòng)的風(fēng)險(xiǎn)越低。最極端情況下,當(dāng)λ=1 時(shí),對(duì)應(yīng)的臨界動(dòng)作相角差δ約為103°。因此,當(dāng)δ<103°時(shí),無論λ如何變化,理論上電流差動(dòng)保護(hù)均能可靠動(dòng)作。
由以上分析可得傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)臨界動(dòng)作的幅值和相角條件:
幅值條件(條件1):故障線路兩側(cè)電流幅值比大于(1+K)/(1-K)。
相角條件(條件2):故障線路兩側(cè)電流相角差小于103°。
當(dāng)任意一個(gè)條件滿足時(shí),電流差動(dòng)保護(hù)能正確動(dòng)作切除區(qū)內(nèi)故障。當(dāng)且僅當(dāng)2 個(gè)條件均不滿足時(shí),電流差動(dòng)保護(hù)才存在拒動(dòng)風(fēng)險(xiǎn)。λ越大、δ越小,保護(hù)拒動(dòng)風(fēng)險(xiǎn)就越小。
若交流線路兩側(cè)均為同步電源,發(fā)生區(qū)內(nèi)故障時(shí),δ一般為銳角,滿足相角條件,差動(dòng)保護(hù)能可靠動(dòng)作。然而,線路一側(cè)連接MMC-HVDC 換流站時(shí),由于換流站的故障電流相角受故障條件、控制策略等因素的影響變化范圍較大,導(dǎo)致δ在某些情況下為鈍角,不滿足相角條件,差動(dòng)保護(hù)可能拒動(dòng)。
如圖1 所示,當(dāng)過渡電阻較小時(shí),若故障類型為接地故障,則由于零序電流的存在,δ較小,電流差動(dòng)保護(hù)能可靠動(dòng)作;若故障類型為非接地故障,由于換流站呈弱饋特性,λ較大,電流差動(dòng)保護(hù)拒動(dòng)的風(fēng)險(xiǎn)很低。因此,下文重點(diǎn)分析過渡電阻較大時(shí),電流差動(dòng)保護(hù)存在的問題。
以單相接地故障為例,換流站在不同運(yùn)行模式下的系統(tǒng)等效模型如圖3 所示。
圖3 換流站不同運(yùn)行模式下的等效模型Fig.3 Equivalent model of converter station in different operation modes
圖3 中,I?f為 短 路 點(diǎn) 故 障 電 流,Zhvdc為 換 流 站 等效阻抗,ZL為線路阻抗,α為換流站到故障點(diǎn)距離與線路長(zhǎng)度之比。根據(jù)文獻(xiàn)[12],考慮故障后換流站電力電子變流器的響應(yīng)速度很快,在分析繼電保護(hù)適應(yīng)性時(shí),可以忽略該暫態(tài)過程。換流站運(yùn)行于整流模式時(shí),相當(dāng)于消耗有功的負(fù)載,因而Zhvdc的實(shí)部大于0;而逆變模式下,換流站向電網(wǎng)發(fā)出功率,Zhvdc的實(shí)部小于0。電網(wǎng)電壓因短路故障發(fā)生跌落后,換流站一般會(huì)根據(jù)電壓跌落深度注入無功功率而呈現(xiàn)部分電容特性,Zhvdc虛部小于0,有
由圖3 可知,線路1-2 兩側(cè)電流存在如下關(guān)系:
由于過渡電阻較大,電壓跌落較小,因而換流站以傳輸有功功率為主,其輸出的無功功率較小。因此,Zhvdc的實(shí)部Rhvdc一般明顯大于虛部Xhvdc,即有Rhvdc?Xhvdc,以阻性為主。由于換流站呈弱饋特性,Zhvdc的幅值一般遠(yuǎn) 大于αXL,即|Zhvdc|?αXL。因此,Rhvdc?(αXL-Xhvdc)。
根據(jù)上述分析及式(6),給出換流站不同運(yùn)行模式下,由阻抗相量間的相位關(guān)系得到的各電流相量間的相位關(guān)系,見附錄A 圖A1。整流模式下,-Rf與[Rf+Rhvdc+j(αXL-Xhvdc)]的夾角為鈍角,因此I?1和I?2的 夾 角 為 鈍 角;同 理,I?f和I?2在 整流模式下的夾角為銳角。逆變模式下,Rf與[Rf-Rhvdc+j(αXL-Xhvdc)]的 夾 角 為 銳 角,因 此I?1和I?2的 相 角 差δ為 銳 角;同理,I?f和I?2在 逆 變 模 式 下 的 夾 角 為 銳 角。
根據(jù)上述I?f與聯(lián)絡(luò)線兩側(cè)電流之間相位關(guān)系的分析可以發(fā)現(xiàn):電網(wǎng)側(cè)電流與短路點(diǎn)故障電流的相角差始終為銳角,電網(wǎng)側(cè)始終表現(xiàn)出“饋入”特性,即向故障點(diǎn)饋入電流;換流站側(cè)在逆變模式下表現(xiàn)出“饋入”特性,在整流模式下,換流站側(cè)電流與短路點(diǎn)故障電流相角差為鈍角,表現(xiàn)出“汲出”特性,即從故障點(diǎn)汲出電流。當(dāng)電網(wǎng)側(cè)和換流站側(cè)均表現(xiàn)出饋入特性時(shí),兩側(cè)電流相角差較小,電流差動(dòng)保護(hù)拒動(dòng)風(fēng)險(xiǎn)很低;而當(dāng)換流站側(cè)表現(xiàn)出汲出特性時(shí),兩側(cè)電流相角差較大,可能為鈍角,電流差動(dòng)保護(hù)拒動(dòng)風(fēng)險(xiǎn)較高。因此,整流模式下電流差動(dòng)保護(hù)拒動(dòng)的風(fēng)險(xiǎn)明顯高于逆變模式。
鑒于傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)在MMC-HVDC 接入后存在的靈敏度較低甚至拒動(dòng)的問題,本文提出一種高靈敏度電流差動(dòng)保護(hù)原理。由于MMC-HVDC的接入主要影響傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)在區(qū)內(nèi)故障時(shí)的性能,而不影響區(qū)外故障時(shí)的性能,本文所提保護(hù)方法旨在提升傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)在區(qū)內(nèi)故障時(shí)的性能,克服低靈敏度和拒動(dòng)的問題,而不影響區(qū)外故障時(shí)的性能。
傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)判據(jù)式(1)可改寫為:
式中:max {·}、min {·}分別表示取兩個(gè)相量中幅值最大和最小的相量。
如前文所述,傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)在MMCHVDC 接入后存在靈敏度低甚至拒動(dòng)的問題。為此,本文對(duì)式(7)進(jìn)行改進(jìn),提出一種高靈敏度電流差動(dòng)保護(hù),保護(hù)判據(jù)如式(9)所示:
式中:g1(y)、g2(y)分別為差動(dòng)電流和制動(dòng)電流的校正函數(shù)。
式(9)與傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)判據(jù)式(7)形式是一樣的,因此物理概念也是一致的,不等式左邊是差動(dòng)電流,不等式右邊為K倍的制動(dòng)電流。
傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)在區(qū)內(nèi)故障時(shí)存在靈敏度不足甚至拒動(dòng)問題的根源在于差動(dòng)電流較小而制動(dòng)電流較大。因此,本文所提保護(hù)的基本思想是通過區(qū)內(nèi)故障時(shí)的故障特征增大差動(dòng)電流且減小制動(dòng)電流,從而達(dá)到提高保護(hù)靈敏度的目的。為此,式(9)引入的g1(y)和g2(y)為:
式中:tanh(·)為雙曲正切函數(shù)。
g1(y)和g2(y)的圖形見附錄A 圖A2。基于上述分析,當(dāng)發(fā)生區(qū)內(nèi)故障時(shí),為提高靈敏度,應(yīng)滿足g1(y)>1,g2(y)<1,即y應(yīng)大于0;區(qū)外故障發(fā)生時(shí),為盡量不影響保護(hù)的安全性,應(yīng)滿足y=0。因此,在設(shè)計(jì)y的表達(dá)式時(shí),應(yīng)遵循以下基本原則:1)區(qū)外故障時(shí),y=0;2)區(qū)內(nèi)故障時(shí),y>0;3)應(yīng)同時(shí)考慮且充分利用區(qū)內(nèi)外故障時(shí)兩側(cè)電流幅值比λ和相角差δ的差異,避免采用單一的λ或δ??紤]到區(qū)外故障時(shí),δ約為180°,|I?max|≈|I?min|。y可設(shè)計(jì)為:
區(qū)外故障時(shí),根據(jù)式(11)得y=0,因而g1(y)≈g2(y)≈1,使得式(9)所示保護(hù)判據(jù)與傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)判據(jù)式(7)一致。因此,改進(jìn)后的新判據(jù)未降低區(qū)外故障時(shí)保護(hù)的安全性,與傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)在區(qū)外故障時(shí)的性能一樣,符合前文所提的設(shè)計(jì)原則。區(qū) 內(nèi) 故 障 時(shí),|I?max|一 般 明 顯 大 于|I?min|,且sinδ>0,y一般大于1,可以顯著增大差動(dòng)電流,減小制動(dòng)電流,提升保護(hù)靈敏度。
兩種電流差動(dòng)保護(hù)的靈敏度系數(shù)如下:
保護(hù)靈敏度提升原理相量圖見附錄A 圖A3。根 據(jù) 前 文 分 析,發(fā) 生 區(qū) 內(nèi) 故 障 時(shí),|g1(y)I?max|>|I?max|。隨著最大幅值相量的增大,差動(dòng)電流增大,即|g1(y)I?max+I?min|>|I?max+I?min|;|g2(y)I?max|<|I?max|。 隨著最大幅值相量的減小,制動(dòng)電流減小,即|g2(y)I?max-I?min|<|I?max-I?min|。g1(y)越 大,差 動(dòng) 電 流越大;g2(y)越小,制動(dòng)電流越小,靈敏度越高。
交流聯(lián)絡(luò)線發(fā)生故障后,電網(wǎng)側(cè)電流幅值一般明顯高于換流站側(cè)電流幅值。因此,線路兩側(cè)電流幅值比λ一般較大。即使考慮較為不利的情況,λ一般也至少大于2。圖4 給出了λ和δ分別在[2,8]和[0°,180°]區(qū)間內(nèi)取值時(shí),兩種保護(hù)方法的靈敏度。由圖4 可見,本文所提差動(dòng)保護(hù)的靈敏度始終且顯著高于傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù),進(jìn)一步驗(yàn)證了所提保護(hù)方案性能的優(yōu)越性。
圖4 兩種保護(hù)方法的靈敏度對(duì)比Fig.4 Sensitivity comparison of two protection methods
相比于線路的電容效應(yīng)及數(shù)據(jù)同步誤差問題,電流互感器飽和才是差動(dòng)保護(hù)安全性最大的威脅。無論是傳統(tǒng)的電流差動(dòng)保護(hù)還是本文提出的高靈敏度電流差動(dòng)保護(hù),在電流互感器出現(xiàn)嚴(yán)重飽和時(shí),均會(huì)出現(xiàn)保護(hù)誤動(dòng)的情況。雖然通過提高制動(dòng)系數(shù),可以在一定程度上提升對(duì)電流互感器飽和的耐受能力,但這是以降低保護(hù)靈敏度為代價(jià)的。
區(qū)外故障且電網(wǎng)側(cè)電流互感器飽和情況下的電流波形見附錄A 圖A4。i1、i2分別為換流站側(cè)、電網(wǎng)側(cè)電流的電流互感器測(cè)量值,電流互感器處于線性區(qū)時(shí),差動(dòng)電流絕對(duì)值|i1+i2|很?。浑娏骰ジ衅魈幱陲柡蛥^(qū)時(shí),電網(wǎng)電流的嚴(yán)重畸變會(huì)導(dǎo)致差動(dòng)電流迅速增大。根據(jù)|i1+i2|在飽和區(qū)和線性區(qū)的時(shí)域特征區(qū)別,構(gòu)造輔助判據(jù)以避免電流互感器飽和導(dǎo)致的保護(hù)誤動(dòng)。線性區(qū)時(shí),|i1+i2|等于電容電流的絕對(duì)值,即使是長(zhǎng)線路,線路的電容電流一般也不大于0.2 p.u.??紤]一定的裕度,電流互感器處于線性區(qū)時(shí),|i1+i2|的多數(shù)采樣點(diǎn)應(yīng)小于0.3 p.u.。當(dāng)發(fā)生區(qū)內(nèi)故障時(shí),即使過渡電阻很大,差動(dòng)電流也遠(yuǎn)大于0.3 p.u.。因此,|i1+i2|的多數(shù)采樣點(diǎn)應(yīng)大于0.3 p.u.。根據(jù)文獻(xiàn)[21],即使發(fā)生電流互感器嚴(yán)重飽和,線性區(qū)也至少有1/4 工頻周期(5 ms)。根據(jù)前文分析,構(gòu)造飽和系數(shù)SC,定義為故障后3 ms 時(shí)間內(nèi)|i1+i2|小于0.3 p.u.的采樣點(diǎn)數(shù)與總采樣點(diǎn)數(shù)之比。由于區(qū)外故障電流互感器線性區(qū)多數(shù)|i1+i2|采樣值小于0.3 p.u.,SC應(yīng)大于50%;而區(qū)內(nèi)故障時(shí),多數(shù)|i1+i2|采樣值大于0.3 p.u.,SC應(yīng)小于50%。因此,構(gòu)造輔助判據(jù):
當(dāng)主判據(jù)式(9)滿足時(shí),再判定輔助判據(jù)是否滿足。若輔助判據(jù)式(13)滿足,則判定為區(qū)內(nèi)故障,否則判定為區(qū)外故障。
為評(píng)估本文所提差動(dòng)保護(hù)的性能并與傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)進(jìn)行對(duì)比,在PSCAD/EMTDC 中搭建了如圖1(a)所示的改進(jìn)IEEE 39 節(jié)點(diǎn)電磁暫態(tài)仿真模型。MMC 的仿真模型包括了主回路和控制系統(tǒng),并且控制策略能穿越不對(duì)稱故障。因此,下面的仿真結(jié)果包含了故障后MMC 控制系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)過程。本章中,所有故障的發(fā)生時(shí)刻均設(shè)置為t=2 s。仿真參數(shù)見附錄B 表B1,其他線路參數(shù)可參考文獻(xiàn)[22-23]。
換流站運(yùn)行于整流模式時(shí),距換流站50 km 處經(jīng)不同過渡電阻(10、30、60、100 Ω)發(fā)生A 相接地故障,對(duì)比傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)和本文所提保護(hù)方法對(duì)過渡電阻的耐受能力。
由圖5 可見,隨著過渡電阻的逐漸增大,傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)的差動(dòng)電流與制動(dòng)電流之比Kor逐漸減小。
圖5 不同過渡電阻故障兩種保護(hù)方法性能對(duì)比Fig.5 Performance comparison of two protection methods for faults with different transition resistance
這主要是因?yàn)榱阈螂娏麟S著過渡電阻的增大而減小,零序電流的作用減弱,導(dǎo)致聯(lián)絡(luò)線兩側(cè)電流相角差增大,惡化電流差動(dòng)保護(hù)的性能。當(dāng)過渡電阻大于60 Ω 時(shí),傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)拒動(dòng)。相比之下,雖然過渡電阻在很大的范圍內(nèi)變化,本文所提差動(dòng)保護(hù)始終具有很高的靈敏度,保護(hù)能可靠動(dòng)作切除故障。本文所提差動(dòng)保護(hù)對(duì)過渡電阻具有極強(qiáng)的耐受能力,其表現(xiàn)顯著優(yōu)于傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù),能適應(yīng)MMC-HVDC 換流站的接入。
為了測(cè)試不同故障位置下所提保護(hù)的性能,設(shè)置4 個(gè)不同的故障位置,K1 位于母線1,K2、K3 和K4 分別距換流站10、40、90 km。發(fā)生在K1 處的故障為區(qū)外故障,發(fā)生在K2、K3 和K4 處的故障為區(qū)內(nèi)故障。設(shè)置故障類型為A 相接地(AG)、BC 相間短路(BC)和ABC 三相短路(ABC),包含接地故障與非接地故障,過渡電阻為50 Ω。不同故障位置、故障類型和運(yùn)行模式下靈敏度系數(shù)Ksen的測(cè)試數(shù)據(jù)見附錄B 表B2。
K1 處故障時(shí),三相的靈敏度系數(shù)均小于1,因此,所提保護(hù)判據(jù)可以正常識(shí)別區(qū)外故障。不同故障位置發(fā)生不同故障類型的區(qū)內(nèi)故障時(shí),同時(shí)考慮了整流和逆變兩種運(yùn)行模式,所有故障相的靈敏度系數(shù)均顯著大于1,而非故障相的靈敏度系數(shù)小于1。因此,所提保護(hù)判據(jù)能正確識(shí)別區(qū)內(nèi)故障及故障相,并且具有很高的靈敏度。此外,表中所有區(qū)內(nèi)故障的響應(yīng)時(shí)間均小于10 ms,保護(hù)判據(jù)可以在很短的時(shí)間內(nèi)動(dòng)作,速動(dòng)性好,能滿足高壓輸電線路主保護(hù)對(duì)速動(dòng)性的要求。
圖6 給出了附錄B 表B2 中4 個(gè)案例對(duì)應(yīng)的仿真結(jié)果。由圖6 可見,發(fā)生區(qū)外故障時(shí),三相的靈敏度系數(shù)在整個(gè)暫態(tài)過程中都可靠地小于1。發(fā)生區(qū)內(nèi)故障時(shí),所有故障相的靈敏度系數(shù)均在很短的時(shí)間內(nèi)超過1,滿足保護(hù)判據(jù),而非故障相的靈敏度系數(shù)始終小于1。
圖6 不同故障案例的仿真結(jié)果Fig.6 Simulation results of different fault cases
綜上所述,所提保護(hù)能可靠、正確地區(qū)分區(qū)內(nèi)外故障且精確識(shí)別故障相,速動(dòng)性好,靈敏度高。
距換流站30 km 處經(jīng)50 Ω 過渡 電阻發(fā)生CA 相間短路故障(區(qū)內(nèi)故障),不同故障時(shí)刻差動(dòng)電流與制動(dòng)電流之比如表1 所示。假設(shè)2.0 s 對(duì)應(yīng)的初相角為0°,則表1 中的故障時(shí)刻對(duì)應(yīng)的故障開始相角為0°、54°、90°、180°、270°。由表1 可見,盡管故障時(shí)刻變化范圍較大,三相的差動(dòng)電流與制動(dòng)電流之比受故障時(shí)刻的影響很小。故障相差動(dòng)電流與制動(dòng)電流之比顯著大于閾值0.8,非故障相差動(dòng)電流與制動(dòng)電流之比顯著小于閾值0.8。所提保護(hù)在不同故障時(shí)刻都能正確識(shí)別區(qū)內(nèi)故障和故障相。
表1 不同故障時(shí)刻仿真數(shù)據(jù)Table 1 Simulation data at different fault times
根據(jù)文獻(xiàn)[24]所述,目前電力系統(tǒng)普遍采用乒乓對(duì)時(shí)、全球定位系統(tǒng)(GPS)或北斗系統(tǒng)等同步對(duì)時(shí)方法,GPS 或北斗系統(tǒng)的對(duì)時(shí)誤差在2 μs 以內(nèi)。如此小的同步誤差對(duì)保護(hù)性能產(chǎn)生的影響可以忽略不計(jì)。
為了測(cè)試保護(hù)方案耐受時(shí)間同步誤差的能力,將同步誤差分別增大到500 μs 和1 000 μs。設(shè)置母線1 處經(jīng)10 Ω 過渡電阻發(fā)生A 相接地故障(區(qū)外故障),不同同步誤差下A 相差動(dòng)電流與制動(dòng)電流之比仿真結(jié)果見附錄B 圖B1。即使同步誤差增大到1 000 μs,差動(dòng)電流與制動(dòng)電流之比Kor仍小于閾值0.8,保護(hù)仍能夠可靠地識(shí)別區(qū)外故障。而實(shí)際北斗系統(tǒng)的對(duì)時(shí)同步誤差僅為2 μs,不會(huì)對(duì)保護(hù)性能產(chǎn)生顯著影響。
假設(shè)母線1 處經(jīng)30 Ω 過渡電阻發(fā)生A 相接地故障(區(qū)外故障),在不同線路長(zhǎng)度下測(cè)試對(duì)地電容效應(yīng)對(duì)保護(hù)性能的影響,仿真結(jié)果見附錄B 圖B2。隨著線路長(zhǎng)度的增加,電容電流也隨著增大。但是,即使線路長(zhǎng)度達(dá)到250 km,電容電流也明顯小于0.2 p.u.;當(dāng)線路長(zhǎng)度在50~250 km 范圍內(nèi)變化時(shí),差動(dòng)電流與制動(dòng)電流之比始終小于閾值0.8,保護(hù)不會(huì)誤動(dòng)。由此可見,即使不采用電抗器補(bǔ)償電容電流,保護(hù)也不會(huì)誤動(dòng),安全性好。
線路1-2 中點(diǎn)設(shè)置A 相接地故障,過渡電阻為100 Ω,換流站運(yùn)行于逆變模式。為了測(cè)試不同運(yùn)行點(diǎn)(不同負(fù)荷水平)下所提保護(hù)的性能,有功功率分別被設(shè)置為0.2、0.4、0.6、0.8、1.1 p.u.,仿真結(jié)果見附錄B 圖B3。5 個(gè)運(yùn)行點(diǎn)對(duì)應(yīng)的靈敏度系數(shù)都很高,明顯大于1,并且保護(hù)靈敏度與負(fù)荷水平之間沒有明確的關(guān)系。因此,所提保護(hù)可以在不同負(fù)荷水平下靈敏地識(shí)別區(qū)內(nèi)故障,明顯高于電力行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)DL/T 559—2007 對(duì)電流差動(dòng)保護(hù)靈敏度的要求。
假設(shè)在母線1 處2 s 時(shí)刻發(fā)生金屬線A 相接地故障(區(qū)外故障),電網(wǎng)側(cè)電流互感器飽和,仿真結(jié)果見附錄B 圖B4。由于電網(wǎng)側(cè)電流互感器飽和導(dǎo)致電網(wǎng)側(cè)電流嚴(yán)重畸變,線路兩側(cè)電流不再滿足幅值基本相等、相位互差180°的條件,導(dǎo)致本文所提保護(hù)的差動(dòng)電流與制動(dòng)電流之比大于閾值0.8,主判據(jù)在區(qū)外故障時(shí)誤動(dòng)。由于飽和系數(shù)大于0.5,輔助判據(jù)式(13)不滿足,最終將該故障判定為區(qū)外故障。輔助判據(jù)的加入,避免了由于電流互感器飽和導(dǎo)致的保護(hù)誤動(dòng)問題,提高了保護(hù)的安全性。
為了進(jìn)一步驗(yàn)證本文所提保護(hù)性能的優(yōu)越性,通過2 個(gè)仿真案例將所提保護(hù)與電流相位差動(dòng)保護(hù)[10]及基于電流幅值比的縱聯(lián)保護(hù)[25-26]進(jìn)行對(duì)比。案例1:線路中點(diǎn)發(fā)生A 相接地故障,過渡電阻為100 Ω,換流站運(yùn)行于整流模式。案例2:線路中點(diǎn)發(fā)生A 相接地故障,過渡電阻為100 Ω,換流站運(yùn)行于逆變模式。兩個(gè)故障均為區(qū)內(nèi)故障。
由圖7(a)可見,故障發(fā)生后,電流相位差接近180°,位于140°~220°,區(qū)內(nèi)故障被電流相位差動(dòng)保護(hù)誤判為區(qū)外故障。本文所提保護(hù)的差動(dòng)電流與制動(dòng)電流之比顯著大于閾值0.8,能夠靈敏精準(zhǔn)地識(shí)別該區(qū)內(nèi)故障。由圖7(b)可見,故障發(fā)生后,線路兩側(cè)電流幅值比大于閾值。根據(jù)文獻(xiàn)[25-26]可知,該故障被誤判為區(qū)外故障,基于電流幅值比的縱聯(lián)保護(hù)失效。而本文所提保護(hù)的差動(dòng)電流與制動(dòng)電流之比顯著大于閾值0.8,能夠靈敏精準(zhǔn)地識(shí)別該區(qū)內(nèi)故障。
圖7 所提保護(hù)與現(xiàn)有保護(hù)的對(duì)比Fig.7 Comparison of proposed protection with existing protections
綜上所述,電流相位差條件不滿足時(shí),電流相位差動(dòng)保護(hù)失效,電流幅值比條件不滿足時(shí),基于電流幅值比的縱聯(lián)保護(hù)失效。而本文所提保護(hù)在相位和幅值比任一條件不滿足時(shí),仍能正確且靈敏地識(shí)別區(qū)內(nèi)故障,充分說明了所提保護(hù)性能的優(yōu)越性。
采用實(shí)際直流控制保護(hù)裝置、RTDS 系統(tǒng)和上位機(jī)組成的實(shí)驗(yàn)平臺(tái),進(jìn)一步驗(yàn)證本文所提高靈敏度電流差動(dòng)保護(hù)?;谟宥踔绷鲗?shí)際工程參數(shù)在RTDS 系統(tǒng)搭建了MMC-HVDC 模型,且采用實(shí)際直流控制保護(hù)裝置,能較好地模擬實(shí)際工程控制系統(tǒng)故障后的動(dòng)態(tài)過程。柔性直流換流站經(jīng)100 km 聯(lián)絡(luò)線接入交流電網(wǎng),實(shí)驗(yàn)平臺(tái)實(shí)物圖見附錄C 圖C1,交流聯(lián)絡(luò)線參數(shù)見附錄C 表C1。
不同條件下傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)和本文所提差動(dòng)保護(hù)的對(duì)比實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)見附錄C 表C2。表中,響應(yīng)時(shí)間是指故障發(fā)生時(shí)刻到所有故障相差動(dòng)電流與制動(dòng)電流之比均超過制動(dòng)系數(shù)的時(shí)間。4 種故障條件下,傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)在整流模式下,有3 種故障條件下無法正確動(dòng)作。唯一能正確動(dòng)作的故障條件是因其對(duì)應(yīng)的過渡電阻較小。而在相同的4 種故障條件下,將換流站的運(yùn)行模式由整流切換為逆變,傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)在4 種故障條件下都能正確識(shí)別區(qū)內(nèi)故障和故障相。由此可見,相同故障條件下,傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)在整流模式下拒動(dòng)的風(fēng)險(xiǎn)顯著高于逆變模式。RTDS 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了1.2 節(jié)理論分析的正確性。
對(duì)于本文提出的高靈敏度電流差動(dòng)保護(hù),無論故障條件和換流站運(yùn)行模式如何變化,故障相的差動(dòng)電流與制動(dòng)電流之比總是明顯高于0.8,非故障相的差動(dòng)電流與制動(dòng)電流之比總是小于0.8。所提保護(hù)在各種故障條件下均能正確動(dòng)作且靈敏度很高,能適應(yīng)換流站不同運(yùn)行模式。此外,同樣的故障條件下,所提差動(dòng)保護(hù)的響應(yīng)時(shí)間小于傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)。從所得響應(yīng)時(shí)間數(shù)據(jù)可以看出,本文保護(hù)的響應(yīng)速度完全能滿足高壓輸電線路主保護(hù)對(duì)速動(dòng)性的要求。
圖8 給出了附錄C 表C2 中2 個(gè)故障案例對(duì)應(yīng)的波形圖,故障開始時(shí)刻為0 s,均為50 km 處發(fā)生200 Ω過渡電阻CA 接地故障。
整流模式下,在故障發(fā)生50 ms 后,傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)AC 兩相差動(dòng)電流與制動(dòng)電流之比仍小于0.8,保護(hù)拒動(dòng)。而逆變模式下,傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)AC 兩相差動(dòng)電流與制動(dòng)電流之比在故障發(fā)生18.7 ms 后均大于0.8,保護(hù)正確動(dòng)作。圖8 進(jìn)一步證明了傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)在換流站整流模式下拒動(dòng)風(fēng)險(xiǎn)更高。圖8 中,本文提出的電流差動(dòng)保護(hù)對(duì)應(yīng)的AC 兩相差動(dòng)電流與制動(dòng)電流之比在故障發(fā)生10 ms 內(nèi)均大于0.8,保護(hù)正確動(dòng)作。所提保護(hù)速動(dòng)性好、靈敏度高,基本不受換流站運(yùn)行模式變化的影響,能適應(yīng)不同故障位置、故障距離。即使過渡電阻高達(dá)200 Ω,保護(hù)依然正確動(dòng)作,對(duì)過渡電阻的耐受力極強(qiáng),性能顯著優(yōu)于傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)。
圖8 RTDS 實(shí)驗(yàn)故障波形圖Fig.8 Fault waveforms of RTDS test
本文深入研究了MMC-HVDC 對(duì)輸電線路主保護(hù)電流差動(dòng)保護(hù)的影響,提出一種能適應(yīng)換流站特殊故障特性的高靈敏度電流差動(dòng)保護(hù),采用PSCAD/EMTDC 仿真軟件和基于實(shí)際直流控制保護(hù)裝置和RTDS 系統(tǒng)組成的實(shí)驗(yàn)平臺(tái)進(jìn)行驗(yàn)證。
1)當(dāng)且僅當(dāng)幅值條件和相角條件都不滿足時(shí),傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)才存在拒動(dòng)風(fēng)險(xiǎn)。電流幅值比越小,相角差越大,保護(hù)拒動(dòng)風(fēng)險(xiǎn)就越大。
2)過渡電阻較小時(shí),傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)拒動(dòng)風(fēng)險(xiǎn)較低。過渡電阻較大時(shí),當(dāng)換流站側(cè)表現(xiàn)出“汲出”特性時(shí),線路兩側(cè)電流相角差明顯高于“饋入”特性時(shí)的相角差。因此,傳統(tǒng)電流差動(dòng)保護(hù)在整流模式下的拒動(dòng)風(fēng)險(xiǎn)顯著高于逆變模式。
3)本文提出的電流差動(dòng)保護(hù)速動(dòng)性好、靈敏度高,基本不受換流站運(yùn)行模式變化的影響,能適應(yīng)不同故障位置、故障距離,對(duì)過渡電阻的耐受能力極強(qiáng)。此外,基于實(shí)際控制保護(hù)裝置和RTDS 系統(tǒng)的實(shí)驗(yàn)平臺(tái)驗(yàn)證了所提保護(hù)的實(shí)用性和優(yōu)越性,適合作為MMC-HVDC 交流聯(lián)絡(luò)線的主保護(hù)。
本文所提保護(hù)方案暫未考慮保護(hù)裝置采樣設(shè)備可能受通信干擾及網(wǎng)絡(luò)攻擊引入的異常數(shù)據(jù)對(duì)保護(hù)安全性的影響??紤]常規(guī)直流和柔性直流接入容量和數(shù)量的不斷增加,研究二者故障行為的共性變化規(guī)律,基于二者共性故障特征提出通用保護(hù)原理是下一步的重點(diǎn)研究方向。
感謝中國(guó)礦業(yè)大學(xué)(北京)越崎青年學(xué)者項(xiàng)目對(duì)本文研究工作的支持!
附錄見本刊網(wǎng)絡(luò)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(luò)全文。