宋新甫， 馬星， 李鳳婷， 尹純亞， 解超

(1. 國網(wǎng)新疆電力有限公司經(jīng)濟(jì)技術(shù)研究院,新疆維吾爾自治區(qū) 烏魯木齊 830011；2. 可再生能源發(fā)電與并網(wǎng)技術(shù)教育部工程研究中心(新疆大學(xué)),新疆維吾爾自治區(qū) 烏魯木齊 830047)

0 引言

我國能源中心與負(fù)荷中心相距較遠(yuǎn)，直流輸電系統(tǒng)因其大容量、遠(yuǎn)距離的特點(diǎn)而受到廣泛關(guān)注[1]。但其結(jié)構(gòu)復(fù)雜，仍然存在較多的問題，換相失敗是直流系統(tǒng)逆變器的主要故障之一，國內(nèi)外學(xué)者的研究多基于逆變側(cè)交直交互關(guān)系展開[2—5]。文獻(xiàn)[6—7]仿真分析了不同故障引起換相失敗的特性，并指出故障不同時，換相失敗的控制與保護(hù)特性不同。文獻(xiàn)[8]分析了交流系統(tǒng)非對稱故障時負(fù)序電壓分量對換相失敗準(zhǔn)確判別的影響。文獻(xiàn)[9]同時考慮了交流電壓下降和直流電流上升對換相的影響，并通過不同過渡電阻進(jìn)行了仿真驗證。文獻(xiàn)[10]基于換流方程推導(dǎo)了關(guān)斷角表達(dá)式，指出交流系統(tǒng)非對稱故障時，換流母線電壓過零點(diǎn)前移會增大換相失敗可能性。以上研究僅分析了受端交流系統(tǒng)故障對換相的影響，但故障后100 ms保護(hù)動作隔離故障[11]會導(dǎo)致系統(tǒng)再次受到?jīng)_擊，可能導(dǎo)致?lián)Q相失敗。因此研究斷路器跳閘對換相過程的影響具有重要意義。

文中針對受端單回線交直流系統(tǒng)，分析單相斷路器跳閘對逆變器換相的影響。基于逆變側(cè)交流線路發(fā)生單相高阻接地故障，推導(dǎo)斷路器跳閘后換流母線電壓表達(dá)式，分析換流母線電壓特性，研究其對關(guān)斷角的影響，并在PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)仿真軟件平臺搭建交直流仿真模型進(jìn)行仿真驗證。

1 換相失敗及其影響因素

交直流系統(tǒng)中，逆變側(cè)交流線路故障后，換流母線電壓跌落，因此作用在閥上的反向電壓不能達(dá)到使其關(guān)斷的要求，從而導(dǎo)致?lián)Q相失敗[12]。當(dāng)關(guān)斷角γ小于臨界關(guān)斷角γmin時，可認(rèn)為換相失敗[2]。γ的數(shù)學(xué)表達(dá)式為[10]：

(1)

式中：XCI為逆變側(cè)換相電抗；ULI為換流母線電壓；kI為換流變壓器變比；β為觸發(fā)超前角；N為6脈動換流器的個數(shù)；Id為直流電流；φ為換流母線電壓過零點(diǎn)前移角，對稱故障時為零。

逆變側(cè)交流線路發(fā)生故障時，換流母線電壓簡化波形如圖1所示[2]。

圖1 換流母線電壓波形Fig.1 Voltage waveforms of commutator bus

圖1中，uLI,u′LI,u″LI分別為換流母線正常運(yùn)行、發(fā)生對稱故障及非對稱故障電壓波形；α為觸發(fā)角；μ,γ分別為正常運(yùn)行時的換相角及關(guān)斷角；μ′,γ′分別為對稱故障時的換相角及關(guān)斷角；γ″為非對稱故障時的關(guān)斷角。發(fā)生對稱故障時，uLI幅值減小，μ增大為μ′,φ為0，γ減小為γ′[13]；發(fā)生非對稱故障時，uLI幅值降低，且φ增大，此時關(guān)斷角受二者共同影響。

2 單相斷路器跳閘對換相的影響

交直流系統(tǒng)簡化模型如圖2所示。

圖2 交直流系統(tǒng)簡化模型Fig.2 AC/DC system simplified model

圖3 交直流系統(tǒng)等效模型Fig.3 AC/DC system equivalent model

正常運(yùn)行時換流母線電壓為：

(2)

其中：

(3)

式中：ZΣ(1),ZΣ(2),ZΣ(0)分別為正、負(fù)、零序網(wǎng)絡(luò)的系統(tǒng)等值阻抗。文中下標(biāo)(1), (2), (0)分別表示對應(yīng)電氣量的正、負(fù)、零序分量。

圖4 A相接地等效模型Fig.4 Equivalent model when A phase grounding fault

單相接地故障發(fā)生后，Zf的大小將影響逆變側(cè)換流母線電壓幅值跌落及過零點(diǎn)前移程度，若Zf較大，逆變器不會換相失敗[16—17]。假設(shè)單相高阻接地時未發(fā)生換相失敗，且非故障相電壓不變。為保證系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行，A相兩端斷路器跳閘隔離故障，故障線路模型如圖5所示。

圖5 A相斷路器跳閘等效模型Fig.5 Equivalent model of A phase circuit breaker trip

斷路器跳閘后A相三序網(wǎng)絡(luò)圖如圖6所示。

圖6 斷路器跳閘后A相三序網(wǎng)絡(luò)圖Fig.6 Three-sequence network diagram during circuit breaker trip of phase A

圖6中：

(4)

q,k端口的電壓平衡方程式為：

(5)

式中：Z(1)，Z(2)，Z(0)為從端口看入的等值阻抗。其計算如下：

(6)

故障處邊界條件為：

(7)

A、B、C三相電氣量關(guān)系為：

(8)

將式(7)轉(zhuǎn)化為序分量形式并化簡后為：

(9)

聯(lián)立式(5)和式(9)得開路電壓各序分量為：

(10)

其中：

(11)

由式(10)及圖6得逆變側(cè)換流母線處A相電壓三序分量為：

(12)

為了簡化分析，文中認(rèn)為正序、負(fù)序阻抗相同[18—19]。

由式(8)和式(12)可得單相斷路器跳閘后換流母線電壓為：

(13)

由式(13)可知，A相兩端斷路器跳閘后，逆變側(cè)換流母線電壓與系統(tǒng)等效參數(shù)有關(guān)，與跳閘前故障相電壓及過渡電阻無關(guān)。以AB線電壓為例，將式(13)中相量轉(zhuǎn)變?yōu)橹苯亲鴺?biāo)形式，即：

(14)

解得A相兩端斷路器跳閘后，AB線電壓偏移角如式(15)所示，詳細(xì)推導(dǎo)過程見附錄A。

(15)

式中：Φab為偏移角，分為過零點(diǎn)前移角和后移角，見下述分析；θab,θ″ab分別為斷路器跳閘前、后AB線電壓相位角；H,F,E,I為系統(tǒng)等效參數(shù)。逆變側(cè)交流線路A相電壓幅值跌落(非對稱故障)及增大時，電壓矢量如圖7所示。

圖7 偏移角Fig.7 Deviation angle

圖8 換流母線電壓波形Fig.8 Voltage waveform of commutator bus

圖8中，u?LI,μ?,γ?分別為A相電壓幅值增大時的換流母線電壓、換相角及關(guān)斷角。A相電壓幅值增大時，uLI幅值增大，μ減小為μ?，φ′增大，γ增大為γ?。φ′的增大不會導(dǎo)致γ減小。

由式(15)可知，A相斷路器跳閘后，AB線電壓偏移角僅與系統(tǒng)等效參數(shù)有關(guān)，BC及CA線電壓偏移角類似。

換相失敗一般發(fā)生在故障的初始階段，考慮到PI控制的延時滯后，可認(rèn)為斷路器跳閘后短時間內(nèi)越前觸發(fā)角不變[20—21]。跳閘后，由于平波電抗器作用，直流電流在短時間內(nèi)變化較小，忽略其影響[22]。在實際工程應(yīng)用中，還應(yīng)考慮鎖相環(huán)作用，但跳閘后換流母線電壓相位發(fā)生跳變，鎖相環(huán)最快也需100 ms左右才能鎖定電壓相位，遠(yuǎn)大于換相失敗發(fā)生時間，此時鎖相環(huán)發(fā)揮作用較小，可忽略其影響[23—26]。將受端單回線交直流測試模型等效參數(shù)代入式(13)，得斷路器跳閘后各線電壓如表1所示。

表1 斷路器跳閘后線電壓Table 1 Line voltage after circuit breaker tripping

由表1可得A相兩端斷路器跳閘后換流母線電壓矢量，如圖9所示。

圖9 換流母線電壓矢量Fig.9 Voltage vector of commutator bus

綜上所述，單相斷路器跳閘后引起換流母線電壓過零點(diǎn)前移是導(dǎo)致關(guān)斷角減小的一個重要因素。對于一個確定系統(tǒng)，跳閘引起的電壓偏移角是確定的，與系統(tǒng)等效參數(shù)直接相關(guān)。

3 仿真驗證

文中采用PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)仿真軟件，基于CIGRE直流標(biāo)準(zhǔn)測試模型搭建受端單回線交直流測試模型，具體參數(shù)如圖10所示[20]。

圖10 受端單回線交直流測試模型Fig.10 AC/DC test model of single circuit line at receiving end

以γmin=7°作為換相失敗判據(jù)。MN間線路長取30 km，其參數(shù)如表2所示[14]。

表2 交流線路參數(shù)Table 2 AC line parameters

系統(tǒng)等效參數(shù)如表3所示[15]。

表3 等效模型參數(shù)Table 3 Parameters of the equivalent model

由第2章分析可知，A相兩端斷路器跳閘后，逆變側(cè)換流母線電壓與系統(tǒng)等效參數(shù)有關(guān)。斷路器跳閘后，CA線電壓過零點(diǎn)前移角過大導(dǎo)致γ<γmin，發(fā)生換相失敗?；谑芏藛位鼐€交直流測試模型仿真驗證：1.95 s時逆變側(cè)交流線路發(fā)生A相高阻接地，故障不會致使逆變器換相失敗，斷路器于2 s跳閘，此時Id=1.97 kA,β=41.5°，γ波形如圖11所示。圖11中A相高阻接地后，γ跌落，但并未小于γmin，沒有發(fā)生換相失敗。斷路器于2 s跳閘隔離故障，導(dǎo)致系統(tǒng)再次受到?jīng)_擊，γ再次跌落小于γmin，于2.012 s發(fā)生換相失敗。

圖11 逆變器關(guān)斷角波形(原始參數(shù))Fig.11 Extinction angle waveforms of inverter (original parameters)

CA線電壓相位角變化波形如圖12所示。其中，CA線電壓相位角在換相失敗后會受直流側(cè)影響。在換相失敗前可看出CA線電壓相位角有增大趨勢，超前于正常運(yùn)行時相位角，即φ增大。仿真結(jié)果與理論分析一致。

圖12 CA線電壓相位角波形Fig.12 Waveforms of phase angle of CA line voltage

當(dāng)逆變側(cè)為無窮大系統(tǒng)時，γ波形如圖13所示。由圖13可知，逆變器于2.005 s換相失敗。

圖13 逆變器關(guān)斷角波形(改變交流參數(shù))Fig.13 Extinction angle waveforms of inverter(changing AC parameters)

當(dāng)改變直流側(cè)系統(tǒng)參數(shù)時，γ波形如圖14所示。由圖14可知，γ>γmin，逆變器未發(fā)生換相失敗。

圖14 逆變器關(guān)斷角波形(改變直流參數(shù))Fig.14 Extinction angle waveforms of inverter(changing DC parameters)

結(jié)合上述仿真可知，改變系統(tǒng)等效參數(shù)會對斷路器跳閘后逆變器換相結(jié)果產(chǎn)生影響，驗證了理論分析的正確性。

4 結(jié)語

文中針對受端單回線交直流系統(tǒng)，基于逆變側(cè)交流線路單相高阻接地，研究斷路器跳閘對逆變器換相的影響。

(1) 推導(dǎo)出單相斷路器跳閘后換流母線電壓表達(dá)式。分析得出斷路器跳閘后，換流母線電壓產(chǎn)生較大過零點(diǎn)前移角，是導(dǎo)致逆變器關(guān)斷角減小的重要因素；對于確定系統(tǒng)，跳閘引起的電壓偏移角是確定的，與系統(tǒng)等效參數(shù)直接相關(guān)。

(2) 基于交直流測試模型仿真驗證了理論分析的正確性：若逆變側(cè)交流線路單相高阻接地時未發(fā)生換相失敗，此時斷路器跳閘會引起換流母線電壓過零點(diǎn)前移，導(dǎo)致關(guān)斷角減小，嚴(yán)重時會發(fā)生換相失敗。

文中僅針對受端單回線交直流系統(tǒng)展開研究，后續(xù)將進(jìn)一步研究受端多回線交直流系統(tǒng)中斷路器跳閘對換相的影響以及抑制換相失敗的方法。