基于新型柔性故障限流器的多端直流配電網故障隔離策略

鄭 峰，張錦松，林燕貞，陳志東，張 軍

（1. 福州大學電氣工程與自動化學院，福建福州 350108；2. 國網福建省電力有限公司福州供電公司，福建福州 350000；3. 國網甘肅省電力有限公司蘭州供電公司，甘肅蘭州 730050；4. 國網湖北省電力有限公司神農架供電公司，湖北神農架 442400）

0 引言

近年來，由于新型電力系統(tǒng)中高滲透率新能源的接入、高比例電力電子設備的應用、高增長率的直流負荷，使其呈現(xiàn)“三高”特性，傳統(tǒng)交流電網的配電形式已無法滿足發(fā)展需求，因此傳輸容量大、電能質量高、線路損耗低、控制更靈活的直流電網應運而生［1-3］。

由于直流系統(tǒng)具有弱阻抗、弱慣性特點，發(fā)生故障時故障電流較大，且在幾毫秒內就可達到峰值。然而現(xiàn)有直流系統(tǒng)所配置的電力電子器件耐流能力較差［4］，為防止系統(tǒng)故障對設備產生損傷，需要在短時間內切除故障。現(xiàn)有的直流電網故障隔離策略包括以下3 種。①交流斷路器配合隔離開關，此方法應用于早期直流電網的建設，例如文獻［5］提出的“握手法”，該方法能夠可靠識別并隔離直流區(qū)域的故障線路，但存在動作時間、恢復時間長的缺點且會導致整個直流區(qū)域停電，降低了系統(tǒng)供電可靠性。②基于變流器的故障自清除能力，傳統(tǒng)的AC／DC整流器由于其內部換流器閉鎖后仍將形成不控整流橋，因此無法阻止交流測持續(xù)饋入故障電流，大量國內外學者研究并提出了多種具有隔離能力的模塊化多電平換流器子模塊，其故障隔離原理為故障發(fā)生后閉鎖全部絕緣柵雙極型晶體管（insulated gate bipolar transistor，IGBT），將電容電壓反極性投入故障路徑當中實現(xiàn)故障電流的清除，但以上子模塊均存在投資成本高、隔離能力不足、阻斷速度較長的缺點［6-9］。③直流斷路器（DC circuit breaker，DCCB）。直流斷路器無疑是最適合直流故障隔離的設備，但發(fā)生直流故障時故障電流中不存在自然過零點，因此熄弧較為困難，且直流系統(tǒng)中感性元件存儲著巨大的能量，進一步加大了直流故障的清除難度。而利用直流斷路器進行直流電網的故障隔離是未來的主要發(fā)展趨勢［10-14］。

現(xiàn)有的故障隔離策略對直流斷路器的分斷速度和開斷容量提出了很高要求［15-16］，而故障限流器可有效限制故障電流上升率及其幅值，因此可考慮將故障限流設備和傳統(tǒng)保護方案相結合以實現(xiàn)靈活、快速、精準的故障隔離。文獻［17-19］提出了一種基于限流電抗器自身條件的邊界保護，但隨著大量故障電流抑制策略的提出，限流電抗器的參量會越來越小，線路邊界效應將被削弱。文獻［20］提出了含故障限流器的保護時序配合方法，但其僅研究了故障隔離，對系統(tǒng)的恢復未作說明。文獻［21-24］提出了超導式故障限流器和傳統(tǒng)保護的配合策略，但超導故障限流器需要可靠的大容量冷卻系統(tǒng)來避免故障限流器過熱損壞，進一步擴大了超導故障限流器的體積和成本?，F(xiàn)有基于故障限流器和保護配合的方案的不足在于無法靈活應用故障限流器，僅是將故障限流器自身的限流特性與斷路器進行時序配合，并未體現(xiàn)加入故障限流器后故障隔離策略有何變化，且故障限流器的體積、成本也需要進一步縮減。

針對上述問題，本文提出一種基于新型柔性故障限流器的多端直流配電網（multi-terminal DC distribution network，MTDC）故障隔離策略。該策略首先將微分欠壓保護嵌入新型柔性故障限流器控制模塊中進行故障檢測，其檢測方式不受故障限流器參數(shù)變化的影響，檢測到故障發(fā)生后故障限流器動作并迅速抬升電壓至相應的故障設定電壓值，實現(xiàn)電壓箝位功能并將故障電流限制到較低水平；然后，通過方向縱聯(lián)保護判斷區(qū)內外故障，進一步分析基于電壓源型換流器的MTDC（voltage source converter based MTDC，VSC-MTDC）直流系統(tǒng)中柔性故障限流器與機械式直流斷路器配合的故障隔離策略，并闡述了柔性故障限流器和直流斷路器配合的故障處理流程；最后，利用MATLAB／Simulink 對本文所提策略的合理性進行仿真驗證。

1 直流配電網設備

1.1 VSC

交流側主網需要通過逆變器與直流配電網連接，常用于交直變換的換流器有VSC 和電網換相換流器（line commutated converter，LCC），直流側電壓等級選取為±5 kV，考慮到故障限流器配置和經濟性問題，選取兩電平VSC 作為直流配電網與大電網之間的并網接口。

本文直流網絡中的VSC 拓撲結構如圖1 所示，該換流器由IGBT 換流橋、濾波器、電容器等元件構成。圖中：Ei（i= a，b，c）和ii分別為交流側i相電壓和i相電流；R為線路等效電阻；Lac為濾波電感；Cdc為直流側電容；Ti、T′i分別為i相上、下橋臂的IGBT；Uoi為i相節(jié)點電壓；Udc為直流母線電壓；Idc為直流側電流。

圖1 VSC拓撲結構Fig.1 Topology structure of VSC

建立三相VSC 數(shù)學模型，由基爾霍夫電壓定律可得VSC三相電壓回路方程為：

根據(jù)基爾霍夫電流定律，可得直流側電容正極節(jié)點的電流IC為：

式中：Si(i=a，b，c)為i相開關函數(shù)，當Si=1時上橋臂導通、下橋臂關斷，當Si=0 時下橋臂導通、上橋臂關斷。

基于派克變換，將式（1）、（2）從三相靜止坐標系變換至dq0同步旋轉坐標，結果如式（3）所示。

式中：ω為同步角頻率；Ed、Eq分別為d軸、q軸相電壓；ud、uq分別為d軸、q軸電阻電壓；Sd、Sq分別為d軸、q軸開關函數(shù)分量；id、iq分別為d軸、q軸電流。

穩(wěn)態(tài)情況下，假設系統(tǒng)三相對稱，即不存在零序分量，采用電網電壓定向矢量控制，即Ed=Em，Eq=0，其中Em為相電壓幅值，則并網有功功率P和無功功率Q分別為：

由式（4）可知，通過分別控制id和iq可以達到控制穩(wěn)態(tài)有功和無功的目的。VSC 根據(jù)直流配電網的工作模式可分為PQ控制和恒壓控制，控制模型此處不再詳述。

1.2 機械式直流斷路器

本文在故障限流器配合的基礎上選取機械式直流斷路器，故障限流器對于故障電流幅值和上升率的限制降低了斷路器對于故障的速斷性，因此選用經濟性更強、結構更簡單的機械式直流斷路器。

機械式直流斷路器的結構見圖2。系統(tǒng)正常工作時，工作電流通過主電流支路流過機械開關K，靜態(tài)損耗極低，直流側發(fā)生故障時，機械開關斷開燃弧，由于短路電流無自然過零點，難以滅弧，而機械式直流斷路器在交流斷路器的基礎上加入LC 自激振蕩結構，從而產生反向電流與故障電流相互抵消并達到過零點，此時進行滅弧操作，電流被轉移至耗能支路，通過避雷器吸收故障能量，從而消除故障。

圖2 機械式直流斷路器結構Fig.2 Structure of mechanical DC circuit breaker

1.3 新型柔性故障限流器

圖3 本文所提柔性故障限流器結構Fig.3 Structure of proposed flexible fault current limiter

通過整流器提供的線性電流，限流電感的兩端電壓被控制在一個穩(wěn)定的數(shù)值。因此，將限流電感的電壓UL作為柔性故障限流器換流站的控制目標。雙環(huán)控制的表達式如下：

式中：i取值為1、2 分別表示電壓外環(huán)和電流內環(huán)控制；K為放大增益；Kvf為反饋系數(shù)；Uset和iq分別為雙環(huán)控制系統(tǒng)中的輸入量和擾動量；KPi為比例增益；KIi為積分增益。

由于負載和線路等效電阻上的電壓較小，存在Udc≈UL1+UL2+…+ULn，故電容電壓被箝位為柔性故障限流器兩側電壓，故障電流是由于直流側電容在短時間內放出極大的電壓值而產生的，當電容放出的電壓值降低到極小值時，故障電流幅值同樣被削弱到極小值；且故障限流器加入系統(tǒng)后，自身電感還會降低故障電流上升率，從而達到雙重限流效果。

考慮到本文所設置的電壓等級為±5 kV，若故障限流器采取單個電感的模式，則需要將單個電感兩端的電壓抬升到接近5 kV，故需要選擇大電感以滿足電壓要求，但這樣會產生體積較大或者耐流容量需求較高的尺寸和經濟性問題；如果選取小電感，則電感會瞬間飽和，無法達到限流效果。根據(jù)上述問題，在±5 kV 網絡中選取串聯(lián)電感模式的柔性限流模塊，可以首先在±500 V 網絡中測試選出考慮到尺寸和經濟性問題的電感參數(shù)，再將其按數(shù)量對等安裝到直流側正、負極線路初始端處，即正、負極各包含5個級聯(lián)子模塊，電感選取要求參考式（9）。

式中：LF為限流電感；Rload為負載電阻；RL和LL分別為線路電阻和電感；Ldc為平波電抗器電感；Ismax為短路電流峰值；tsmax為達到短路電流峰值所需要的時間；IN為額定電流；t0為直流系統(tǒng)運行在額定狀態(tài)時的初始時間；imaxup為最大電流上升率。

針對限流電感的飽和問題提出如下解決方法，當限流電感飽和后，流過限流電感的電流的斜率不再上升，而是穩(wěn)定在一個定值，此時電感兩端的電壓不能維持穩(wěn)定，無法箝位電容電壓，失去限流效果，因此采取如圖4 所示的閉合鐵芯結構消除電感飽和狀態(tài)。圖中：Lx、Lk分別為限流側、控制側電感；N1、N2分別為限流側、控制側繞組匝數(shù)；φ1、φ2分別為限流側、控制側電感磁通；k為受控源控制系數(shù)；I1為通過限流電感的電流。限流電感的飽和即限流電感內部磁通飽和，該結構通過二次側受控源作用，經Lk向Lx提供反向磁通，以此限制Lx內部的上升磁通，達到去飽和效果。

圖4 閉合鐵芯結構示意圖Fig.4 Schematic diagram of closed core structure

閉合鐵芯的磁通回路方程為：

式中：e1為限流側繞組電壓；ψ1為總磁通。

由式（11）推導得限流電感電壓表達式為：

式（12）中，e1保持不變，N1為固定值，故LxI1的數(shù)值呈線性，而Lx的電感值能夠自適應變化以保證e1為穩(wěn)定值。因此只要Lx不飽和，且保證LxI1的線性，限流電感的箝位電壓就能被穩(wěn)定控制。

避免柔性故障限流器電感瞬時達到飽和態(tài)而失去限流效果后，仍需考慮到尺寸和經濟性問題，故選用何種材質的電感作為故障限流器電感十分重要。電感多數(shù)以帶繞鐵芯制成，帶繞鐵芯材料主要包括硅鋼片、坡莫合金和非晶合金。其中，硅鋼片和坡莫合金均屬于晶態(tài)材料，硅鋼具有高飽和磁感應值，但其磁導率較低；坡莫合金具有高初始磁導率、低矯頑力和損耗，但其價格較為昂貴；而非晶材質則兼具高磁導率、耐溫性強、體積小且造價便宜的優(yōu)點，更能夠滿足柔性故障限流器的需求，故選取非晶材質電感作為新型柔性故障限流器電感。

2 短路故障分析

直流系統(tǒng)中的主要線路故障包括單極接地故障、雙極短路故障以及斷線故障，本文主要研究柔性故障限流器在直流配電網中和傳統(tǒng)保護配合的故障隔離策略，該故障限流器在發(fā)生單極接地故障以及雙極短路故障時均可起到電壓箝位的限流作用，故針對單極接地故障及雙極短路故障特性進行分析。

2.1 單極接地故障

在直流系統(tǒng)中，發(fā)生單極接地故障的故障點位置對于故障特性沒有影響，但交流側變壓器接地方式以及直流側電容中點接地方式會對故障特性產生較大影響，考慮到經濟性等因素，本文僅針對△／Yn接線、直流側電容中點直接接地的情況，即由單個換流器構成的雙極接線方式進行討論，直流側接線方式如附錄A圖A1所示。

單極接地故障發(fā)生后，接地側直流母線對地電壓降為0，若不考慮避雷器作用的情況，則非故障極對地電壓將上升到額定值的2 倍，故障點與接地點間形成放電回路，造成直流側電流發(fā)生改變；交流側由于接地點電壓偏移，導致直流偏置的出現(xiàn)，由于故障點功率的饋入消耗，交流側電流增大。裝設柔性故障限流器后，單極接地故障故障特性改變，且由于正、負極接地故障特性相似，本節(jié)僅分析正極接地故障。

設置直流系統(tǒng)0.5 s 發(fā)生正極接地故障，則裝設新型柔性故障限流器前后的正極接地故障特性如圖5 所示。圖中：分別為正、負極電壓。由圖可見：未裝設新型柔性故障限流器時，下降至0的大小上升至10 kV，直流側電流瞬間上升至額定值的十幾倍，極間電壓經暫態(tài)沖擊后恢復至額定值；裝設新型柔性故障限流器后，故障瞬間直流側電流約為額定值的3 倍，僅為未裝設新型柔性故障限流器時的1/4，而被箝位至4 kV，因此的大小僅上升至6 kV，故極間電壓暫態(tài)變化不明顯，系統(tǒng)相對更加穩(wěn)定。

圖5 正極接地故障特性Fig.5 Characteristics of positive-pole grounding fault

2.2 極間短路故障

直流配電網發(fā)生極間短路故障后，直流線路極間電壓迅速降為0，直流電流迅速增大，配電網中變換器功率傳輸全部中斷，由于換流器由電力電子器件構成，為保護換流器，在檢測到故障發(fā)生后，當流過換流器的短路電流超過閾值后，換流器立即閉鎖。極間短路故障回路如附錄A圖A2所示。

短路故障發(fā)生后暫態(tài)過程可分為3 個階段，如附錄A圖A3所示，具體分析如下。

1）直流側電容放電階段。故障發(fā)生時，直流側電容電壓大于交流側線電壓，此時由電容向故障回路供電，交流側僅有線抗續(xù)流。該階段電容電壓迅速下降，故障電流則急劇上升。

2）二極管交替不控整流階段。當直流側電容電壓下降至交流側線電壓后，交流側開始通過不控整流橋向故障點饋流，直流側電容繼續(xù)放電，故障電流持續(xù)上升。

3）二極管全部導通階段。當電容放電至電壓為0 后，二極管由于直流側電抗反電動勢作用全部導通，直流側短路電流開始下降，交流側類比三相短路故障，迅速過流，此時換流器同時承受直流側和交流側短路電流沖擊，之后轉為故障穩(wěn)態(tài)階段。當裝設新型柔性故障限流器后，暫態(tài)過程發(fā)生變化，由于故障限流器的電壓箝位作用，階段2）、3）不再發(fā)生，故障階段等效模型如圖A3（c）所示。圖中：LFCL為故障限流器電感；Rs和Ls分別為交流線路等效電阻和電感。

短路故障處于電容放電階段時呈二階電路形式，故該階段的暫態(tài)過程可表示為：

假設故障瞬間直流電壓和直流電流的值分別為U0、I0，由此可求得極間電壓和故障電流的暫態(tài)解為：

由式（16）可以看出，短路電流大小與直流側電容、線路阻抗有關。當系統(tǒng)容量以及電壓等級不變時，電容越大，則故障前存儲的能量越多，故障后的放電電流越大；電抗越大，則存儲同等能量時所需的電流越小，因此故障電流越??；電阻越大，則流過電阻的故障電流越小，這一特點符合物理特性。而加入故障限流器后，實現(xiàn)了對電容電壓的箝位作用，故減少其放電來達到限流效果。

設置直流線路于0.5 s 發(fā)生極間短路故障，則裝設新型柔性故障限流器前后的極間短路故障特性如圖6 所示。裝設新型柔性故障限流器前，直流側電容首先放電至交流側線電壓，電流急劇上升，處于直流側電容放電階段；當電容電壓降為0，短路電流持續(xù)上升至峰值（約為1.8 kA）時，處于二極管交替不控整流階段末端，直流側電容放電、二極管交替不控整流階段的總時長約為3～4 ms；此后，形成RL 一階放電回路，短路電抗經續(xù)流二極管放電，故障電流持續(xù)衰減，即二極管全部導通階段。裝設新型柔性故障限流器后，由于故障限流器箝位作用，電容電壓在經過短暫波動后恢復至穩(wěn)態(tài)，被箝位至8 kV，故障電流被限制在400 A 以下，并逐漸恢復至穩(wěn)態(tài)，從而實現(xiàn)了故障隔離。

圖6 極間短路故障特性Fig.6 Characteristics of inter pole short circuit fault

3 基于新型柔性故障限流器的故障隔離

直流配電網目前的保護配置仍然不夠完善，多為借鑒交流系統(tǒng)及直流輸電系統(tǒng)的保護策略，例如過流、欠壓、電壓電流微分、差動保護等方式，單種保護無法滿足直流側需求，通常需要將多種保護配合使用，且與成熟的交流保護設備相比，直流側保護設備仍處于發(fā)展階段，將故障限流器的控制方式和保護方案相結合的方式也還未體系化。本文在柔性故障限流器控制策略中嵌入微分欠壓保護，可以在極短時間內監(jiān)測故障，限制故障電流并配合機械式直流斷路器切除故障，避免換流站閉鎖，使得系統(tǒng)在故障隔離后可以迅速投入運行。

3.1 故障限流器控制策略

以正極級聯(lián)模塊柔性故障限流器為例，視級聯(lián)模塊故障限流器僅包含單個電感，其整流側控制策略及輸入側嵌入式保護控制方式如附錄A 圖A4 所示。柔性故障限流器控制如圖A4（a）所示。圖中：Uset為故障限流器控制系統(tǒng)中的輸入量；iq為擾動量。圖A4 僅列出單個柔性故障限流器電感的控制思路，控制目標為電感電壓，采取級聯(lián)模式時，將柔性故障限流器給定的電壓閾值除以級聯(lián)個數(shù)即可。在本文的設定條件下，發(fā)生單極接地故障和雙極短路故障時柔性故障限流器總電壓應分別抬升至4 kV和8 kV。本文的柔性故障限流器由10 個電感子模塊級聯(lián)而成，則發(fā)生單極接地故障和和雙極短路故障時單個柔性故障限流器電感應分別抬升至400 V和800 V。該柔性故障限流器整流控制方式使用定電壓定電流雙環(huán)控制，由于輸出側為電感，即無功儲能元件，故針對電流環(huán)采用q軸控制。故障限流器電壓輸入信號控制方式如圖A4（b）所示，Uset的設定需要以故障檢測形式給出，綜合檢測速度、精度考慮，使用電壓微分及欠壓相結合的檢測方式，可以在故障瞬間啟動故障限流器，并針對單極接地故障和極間短路故障進行快速診斷并給定對應控制輸入量。具體實施方式如下。

1）對直流側極間電壓微分值進行監(jiān)測，當發(fā)生故障時，電壓微分值瞬間升高到最大值，觀察單極接地故障和極間故障發(fā)生后電壓微分的最大值并在Simulink 中采樣Relay 模塊設定電壓微分觸發(fā)閾值，當故障發(fā)生后信號觸發(fā)輸出為1，通過Monostable 模塊保持觸發(fā)信號一定時間（即柔性故障限流器動作總時間），并向柔性故障限流器輸入40%的額定電壓，在第一時間箝位電容電壓，抑制電容在短時間內放電，從而避免產生過大的短路電流。由于故障類型、故障位置、過渡電阻等均會對其整定閾值產生一定影響，故針對不同運行狀態(tài)下的影響因素，確定影響值因素規(guī)律，取規(guī)律區(qū)間內的極小值作為整定依據(jù)［25］。

2）由于采用電壓微分無法準確判斷故障類型為單極接地故障還是極間短路故障，故對控制輸入量采取第二階段的欠壓判斷，由于電容放電至判斷參量值存在毫秒級延時，故該階段判斷與第一階段同時進行。當正極電壓或負極電壓僅有一方不超過額定值的90%時，判斷直流側發(fā)生單極接地故障，不再向柔性故障限流器輸入電壓；當正極電壓與負極電壓均不超過額定值的90%時，判斷直流側發(fā)生極間短路故障，再次向柔性故障限流器輸入額定電壓的40%，抬升電容電壓至額定電壓的80%，此時故障電流被限制在接近額定電流水平。圖A4（b）展示的是將柔性故障限流器裝設在正極線路時的控制策略，若將柔性故障限流器電感裝設在負極線路，則無需改變其電壓控制方式，僅將輸入值變?yōu)樨撝导纯?。將第二階段的判斷閾值設為額定值的90%是因為直流系統(tǒng)中規(guī)定電壓降至額定值的10%～90%時為電壓暫降現(xiàn)象。

3）故障發(fā)生后迅速擴大至整個網絡，各換流站出口的柔性故障限流器均監(jiān)測到故障并啟動，為防止柔性限流電感飽和，閉環(huán)鐵芯模塊同時啟動，且需要對柔性故障限流器加入區(qū)內外故障判斷環(huán)節(jié)，從而關斷故障區(qū)外的柔性故障限流器，降低能量損耗。故障發(fā)生后柔性故障限流器需瞬時動作，所以判斷為區(qū)內故障時，保持柔性故障限流器運行；判斷為區(qū)外故障時，旁路區(qū)外的柔性故障限流器。因此當柔性故障限流器接收到故障微分信號或者區(qū)內故障信號時，保持原本的電感電壓輸入控制量不變，實現(xiàn)故障隔離；當其接收到區(qū)外故障信號時，將輸入控制量清零，避免區(qū)外柔性故障限流器產生非必要的損耗。故障隔離后，閉環(huán)鐵芯模塊持續(xù)動作抵消限流電感所存儲的能量，以更好地應對下一次故障的發(fā)生。

3.2 區(qū)內外故障判斷

當直流側發(fā)生短路故障后，任意一端變流器直流側線路故障電流方向如附錄A 圖A5 所示。由圖可見，無論是單極接地故障還是極間短路故障，故障極電流方向均有以下特點：若正極線路為故障極，則故障電流從母線流向線路；若負極線路為故障極，則故障電流從線路流向母線。故本文設置正極線路的方向性過流保護正方向為母線流向線路，負極線路的方向性過流保護正方向為線路流向母線。當發(fā)生單極接地故障時，僅故障極方向性過流保護動作，發(fā)生極間短路故障時，兩級方向性過流保護均動作，以此判別故障類型及故障極［26］。在此基礎上，設置如附錄A 圖A6 所示的方向縱聯(lián)保護策略?？紤]到方向縱聯(lián)保護中光纖接入的經濟性問題，僅在直流側線路正極裝設方向性過流保護以識別故障區(qū)域，故障類型可通過柔性故障限流器控制策略判斷。當線路1發(fā)生極間短路故障時，保護12、21均檢測到正極為正方向過流，并通過光纖向對端傳遞正向過流信號，由于信號正向對等可判斷故障發(fā)生在換流站1、2之間，即區(qū)內故障；保護32、34、41雖然也檢測到正方向過流，但其對端保護均不動作，光纖信號不對等，判斷為區(qū)外故障。在完成區(qū)內外故障判斷后，根據(jù)柔性故障限流器控制原理與直流斷路器進行配合，實現(xiàn)故障隔離。

3.3 柔性故障限流器與直流斷路器配合原理

以單側換流站為例，忽略線路阻抗，在正、負極線路上均裝設柔性故障限流器和平波電抗器，僅在正極線路出口處裝設機械式直流斷路器，配置接線如附錄A圖A7所示。

線路中發(fā)生極間短路故障后，若直流側不含故障限流器僅靠直流斷路器切除故障，則回路電壓方程以及故障電流變化率為：

式中：Udccb為斷路器電壓；Ldc為直流單側換流站配置中的平波電抗器電感。

當Udccb≥Udc，即滿足dIdc/dt＜0 時，直流斷路器耗能支路的避雷器由于自身殘壓超過直流電壓而開始動作，因此故障電流開始下降。

加入柔性故障限流器后，回路電壓方程以及故障電流變化率為：

此時回路電壓方程發(fā)生改變，故障電流下降條件也發(fā)生相應變化，即Udccb+2uFCL≥Udc，當柔性故障限流器和直流斷路器兩端的電壓之和超過直流側電壓時，故障電流將會跌落。由于加在柔性故障限流器兩端的電壓遠超斷路器殘壓，故加入柔性故障限流器后可忽略直流斷路器殘壓，從而起到良好的限流效果。同時，利用柔性故障限流器既能夠限制故障電流幅值，又能夠限制故障電流上升率，在故障發(fā)生初期，可以保持換流站不因過電流而閉鎖，同時降低直流斷路器的分斷速度和容量要求。

直流側發(fā)生故障時，直流斷路器滿足觸發(fā)條件后動作，根據(jù)3.1、3.2 節(jié)中所提策略，設計如附錄A圖A8 所示的直流斷路器動作原理。設置兩段式斷路器跳閘信號，當同時滿足柔性故障限流器電壓超過額定電壓的40%以及經過方向縱聯(lián)保護判斷為區(qū)內故障后，直流斷路器跳閘。

若直流側發(fā)生短路故障，則柔性故障限流器瞬時動作，同時方向縱聯(lián)保護動作判斷區(qū)內外故障，直流斷路器接收到柔性故障限流器電壓故障信號以及區(qū)內外故障信號后選擇性動作，即斷開區(qū)內故障兩側的直流斷路器，區(qū)外換流站柔性故障限流器動作后在接收到區(qū)外故障信號后恢復旁路運行，避免區(qū)外斷路器動作和柔性故障限流器的能量損耗，以減少開關動作次數(shù)、增長其使用壽命，同時縮小停電范圍，解決了區(qū)外斷路器動作及換流站閉鎖后的線路過載問題，增強直流側供電可靠性。

4 仿真驗證

基于MATLAB／Simulink 搭建四端環(huán)狀直流配電網仿真模型，四端換流站均采用VSC 拓撲結構，僅在換流站出口處安裝新型柔性故障限流器以降低成本，設置直流線路電阻r0=0.015 Ω／km、電感L0=0.1 mH／km，不考慮過渡電阻的影響，系統(tǒng)其他結構和運行參數(shù)分別見附錄A圖A9、表A1。設0.5 s換流站1 出口發(fā)生極間短路故障，結合仿真模型，對本文所提故障隔離策略進行分析和驗證。

4.1 僅含故障限流器的動作效果

本節(jié)僅對換流站1 側故障狀態(tài)進行仿真，設置0.5 s 換流站1 側出口1 km 處發(fā)生極間短路故障，保持新型柔性故障限流器監(jiān)測到故障發(fā)生后動作0.5 s，同時加入電感式超導故障限流器（resistive superconducting FCL，R-SFCL），觀察其限流效果，并與新型柔性故障限流器的限流效果進行對比，仿真結果如附錄A圖A10所示。

故障發(fā)生后，不裝設故障限流器的情況下，直流側極間電壓迅速跌落至0，故障電流隨之以約300 kA／s 的速度上升，其峰值超過1.5 kA，為正常運行時的十幾倍，對換流站及直流系統(tǒng)中各電力電子元件造成沖擊性損害。在加入R-SFCL的情況下，系統(tǒng)正常工作時其表現(xiàn)為超導特性，不影響系統(tǒng)正常運行，當發(fā)生短路故障后，外界條件使得超導繞組失超，呈阻性特征減緩直流側極間電壓的下降速率，同時限制故障電流上升率及幅值，此時故障電流最大值低于1 kA，相較無故障限流器作用時降低了約1/3。當加入新型柔性故障限流器時，故障電流幅值約為額定值的5 倍，低于500 A，相比超導故障限流器作用下的電流幅值更低，且極間電壓下降速率與超導故障限流器相比較慢，但極間電壓在下降到和柔性故障限流器電壓上升曲線交點處后開始抬升，經振蕩后最終箝位到8 kV，可在故障隔離后更快恢復正常運行，限流效果顯著。

R-SFCL 從限流結束恢復至超導特性需較長時間，難以滿足直流側保護系統(tǒng)重合閘的時限要求，且其處于失超態(tài)時會產生大量熱能，需要可靠的大容量冷卻系統(tǒng)來避免故障限流器過熱損壞，進一步增加了超導故障限流器的體積和成本。與超導故障限流器相比，新型柔性故障限流器由電力電子元件構成，可控性更強，在限流結束后恢復至初始狀態(tài)更加迅速，以更好地應對下一次故障。由于新型柔性故障限流器自身帶有閉合鐵芯結構可避免電感飽和，降低對限流電感參量的要求，且該柔性故障限流器電感如1.3節(jié)所述采用非晶材質，相比超導故障限流器具有體積更小、造價更低、限流效果更好的優(yōu)點。

0.5 s 發(fā)生極間短路故障時，柔性故障限流器兩端電壓如附錄A 圖A11 所示。由3.1 節(jié)可知，柔性故障限流器需將其兩端電感電壓抬升至8 kV，其中正、負極級聯(lián)模塊分別抬升4 kV，由于級聯(lián)模塊總數(shù)為10，正、負極均由5 個子模塊構成，故單個子模塊電感電壓應抬升至800 V。柔性故障限流器總電壓呈現(xiàn)較為良好的上升及保持曲線，級聯(lián)形式并未導致電壓波動情況，驗證了柔性故障限流器采取級聯(lián)模式應用于中壓配電網的可行性。

4.2 僅含直流斷路器的故障隔離

若在直流側僅裝設機械式直流斷路器而不裝設柔性故障限流器，則0.5 s 時直流側發(fā)生極間短路故障時的仿真結果如附錄A圖A12所示。

0.5 s 時直流側發(fā)生極間短路故障，換流站1、2為近故障端，其極間電壓在5 ms 內跌落至0，故障電流隨之達到峰值，均超過1.6 kA，換流站橋臂電流在2 ms 內超過自保護閾值（額定電流的3～5 倍）而閉鎖保護，當極間電壓下降到0 后故障電流開始減小；其他換流站為遠故障端，故障電流上升較慢且幅值相對較小，約在6 ms上升至1.4 kA。故障發(fā)生后3 ms，方向縱聯(lián)保護監(jiān)測到區(qū)內故障信號向DCCB12和DCCB21發(fā)出分閘指令，機械開關分閘燃弧，轉移支路投入產生諧振過零點，故障發(fā)生后15 ms 耗能支路導通排放能量，各端口電壓經沖擊后恢復至額定狀態(tài)，故障電流隨之降低，經過暫態(tài)波動后，四端換流站出口電流恢復至穩(wěn)態(tài)，故障切除后，換流站1、2由于所供負載減少，其出口電流下降至50 A，其余兩端換流站出口電流維持100 A 不變，由圖A12（c）可知，整個分斷過程時長超過18 ms。

在上述過程中，故障電流幅值大且持續(xù)近20 ms，對直流側電力電子設備造成了沖擊性損害；針對瞬時性故障，由于四端換流站均閉鎖，導致整個直流系統(tǒng)停運，之后再次投入運行需要經歷直流側電容預充電過程，無法通過重合閘操作保障直流系統(tǒng)快速恢復正常運行。且僅含斷路器的故障隔離對于斷路器的分斷速度和分斷容量要求較高，因此，僅通過直流斷路器實現(xiàn)故障隔離具有一定局限性。

4.3 故障限流器與斷路器配合的故障隔離

設置換流站1出口側于0.5 s時發(fā)生極間短路故障，仿真結果如附錄A 圖A13所示，本節(jié)重點分析故障限流器同斷路器配合的故障處理過程。

故障發(fā)生瞬間柔性故障限流器監(jiān)測到故障微分信號并啟動，故障限流器兩端電壓抬升至8 kV 需要2.5 ms，故所有換流站端口電壓先行跌落至近7 kV，此時由于故障限流器電壓箝位作用，極間電壓不再跌落，且故障電流達到峰值約為500 A，僅為不裝設故障限流器時故障電流峰值的1/3。由圖A13（c）、（d）可知，故障發(fā)生后1 ms 內，DCCB12、DCCB21均監(jiān)測到正方向過流信號，并經歷約2 ms 延時后接收到對端信號，則判斷故障發(fā)生在換流站1、2 之間，換流站1、2 出口處的柔性故障限流器接收到區(qū)內故障信號，繼續(xù)保持兩端電壓不變，而換流站3、4 出口處的柔性故障限流器接收到區(qū)外故障信號后，控制其兩端電壓跌落至0，由于故障尚未切除，其兩端電壓會出現(xiàn)一些暫態(tài)波動。DCCB12、DCCB21隨即監(jiān)測到柔性故障限流器電壓及區(qū)內故障信號后動作隔離故障，其余斷路器均不動作，故障隔離周期約為20 ms，故障隔離后柔性故障限流器恢復旁路狀態(tài)，四端換流站電壓電流經振蕩后恢復穩(wěn)定。由于換流站電力電子器件過流容量約為額定運行容量的3～5 倍，故可據(jù)此設置換流站閾值以避免故障后換流站閉鎖。

此過程中，故障限流器動作僅持續(xù)20 ms，與僅含斷路器放入清除故障策略相比，限制了故障電流，避免了換流站閉鎖，并箝位換流站出口電壓使得故障隔離后快速恢復正常運行，降低了對直流斷路器分斷速度和開斷容量的要求，驗證了所提故障隔離策略的有效性，提高了直流側的供電可靠性。

5 結論

針對VSC-MTDC 系統(tǒng)短路故障問題，提出了一種新型柔性故障限流器與機械式直流斷路器配合的故障隔離策略。建立四端環(huán)狀直流配電網模型，進一步分析柔性故障限流器和直流斷路器的配合原理，提出直流斷路器動作原理框圖和故障處理流程。在MATLAB／Simulink 平臺仿真驗證本文所提故障隔離策略，得出以下結論：

1）新型柔性故障限流器在系統(tǒng)正常運行時處于旁路狀態(tài)，對系統(tǒng)幾乎不產生影響，發(fā)生故障后故障限流器通過交流側整流抬升其兩端電壓起到箝位作用，改變直流側放電狀態(tài)，減緩故障電流上升速度，同時降低故障電流幅值，削弱對直流斷路器分斷速度和開斷容量的要求；

2）該柔性故障限流器由電力電子器件及其控制模塊構成，可通過調整其控制模塊應對不同故障狀況，靈活度較高，并可根據(jù)直流側斷路器的分斷速度設置其動作時間，故障隔離后立即恢復旁路狀態(tài)，通過閉合鐵芯結構耗盡故障限流器電感所儲存的故障能量，以便于更好地應對下一次故障；

3）所提柔性故障限流器配合斷路器的故障隔離策略，在直流系統(tǒng)發(fā)生短路故障后可以實現(xiàn)僅開斷故障區(qū)內斷路器，縮小停電范圍，避免整個MTDC 系統(tǒng)崩潰，且能夠限制故障電流上升率以及幅值避免換流站閉鎖，使得故障隔離后換流站及時投入運行，提高了系統(tǒng)供電可靠性。

本文提出了限流電路拓撲以及同斷路器配合的直流故障隔離策略，對于該故障限流器的并網整流器控制系統(tǒng)的響應速度、擾動量的影響以及同斷路器的協(xié)調作用控制方案等方面，將作為下一步的研究工作。

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