王 毅，于 明，張麗榮

（華北電力大學(xué) 新能源電力系統(tǒng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北 保定 071003）

0 引言

近年來(lái)，隨著社會(huì)進(jìn)步和經(jīng)濟(jì)發(fā)展，負(fù)荷密集區(qū)用電量不斷加大，直流負(fù)荷增長(zhǎng)迅速，分布式能源受到越來(lái)越多的關(guān)注。交流配電網(wǎng)面臨著分布式新能源接入、負(fù)荷多樣化、潮流均衡協(xié)調(diào)、電能質(zhì)量要求提高等多方面的挑戰(zhàn)。直流配電在減少變流器的數(shù)量和換流次數(shù)、提高能源轉(zhuǎn)換效率、減小線路損耗、降低總投資成本、提高輸送容量、方便新能源接入等方面均凸顯出較強(qiáng)的優(yōu)勢(shì)，擁有廣闊的發(fā)展前景［1-2］。在直流配電網(wǎng)中，低壓直流微網(wǎng)是其主要的組網(wǎng)方式之一［3］。在微網(wǎng)中建立直流傳輸線連接各微電源、儲(chǔ)能系統(tǒng)及交直流負(fù)荷形成的低壓直流微網(wǎng)，可降低系統(tǒng)電能損耗，增強(qiáng)供電連續(xù)性和可靠性，并且有利于各微電源間的優(yōu)勢(shì)互補(bǔ)與協(xié)調(diào)控制［4］。

目前，對(duì)直流微網(wǎng)的研究主要集中于穩(wěn)定運(yùn)行控制策略［5-6］，但微網(wǎng)中的可控單元較多并且分散，系統(tǒng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)直接決定了控制策略的實(shí)用性和可靠性，對(duì)系統(tǒng)成本、故障切除難易程度、保護(hù)方案設(shè)計(jì)、功率損失等方面也有直接影響，所以需深入探討拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)。此外，為保證直流微網(wǎng)的安全穩(wěn)定運(yùn)行，可靠的直流故障保護(hù)策略不可或缺。傳統(tǒng)直流輸電系統(tǒng)中，直流側(cè)串聯(lián)較大的平波電抗器，系統(tǒng)不易受故障所產(chǎn)生的過(guò)電流影響。且在直流故障發(fā)生后，換流站閉鎖，待線路故障電流降為零后，再切除線路。而直流微網(wǎng)系統(tǒng)中，各微電源與負(fù)荷均經(jīng)電壓源變流器VSC（Voltage Source Converter）接入直流側(cè)，交流主網(wǎng)也通過(guò)VSC與直流微網(wǎng)系統(tǒng)連接。即使在微網(wǎng)發(fā)生故障時(shí)，網(wǎng)側(cè)變流器（G-VSC）閉鎖，交流主網(wǎng)仍會(huì)經(jīng)相應(yīng)VSC的反并聯(lián)二極管與直流側(cè)形成通路，向故障點(diǎn)饋入功率。同時(shí)，其他VSC亦會(huì)向故障點(diǎn)釋放功率，造成變流器與直流線路過(guò)電流，嚴(yán)重危及系統(tǒng)安全穩(wěn)定運(yùn)行。文獻(xiàn)［7］采用交流斷路器與直流隔離開(kāi)關(guān)協(xié)調(diào)方式實(shí)現(xiàn)故障保護(hù)。但是，交流斷路器的響應(yīng)時(shí)間較長(zhǎng)，系統(tǒng)從故障發(fā)生到切除需要較長(zhǎng)時(shí)間，而電力電子器件可能在極短的時(shí)間內(nèi)損壞，無(wú)法起到保護(hù)作用。J.D.Park等人提出了基于探測(cè)功率的非迭代故障定位技術(shù)，但需要在線路安裝較為復(fù)雜的探測(cè)功率單元［8］。

直流故障分為短路故障、接地故障以及斷線故障等［9-12］。本文以風(fēng)電直流微網(wǎng)為例，研究相應(yīng)環(huán)形拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)及其直流母線發(fā)生雙極短路故障時(shí)的系統(tǒng)保護(hù)方案。首先，對(duì)比分析了直流微網(wǎng)的環(huán)形拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)相對(duì)輻射形結(jié)構(gòu)的優(yōu)越性；然后分析了直流微網(wǎng)系統(tǒng)在發(fā)生直流線路短路故障時(shí)的暫態(tài)特性，包括VSC的故障暫態(tài)過(guò)程，提取電流故障特征，在此基礎(chǔ)上提出將電流差動(dòng)保護(hù)作為主保護(hù)、欠電壓保護(hù)作為后備保護(hù)的保護(hù)方案，以快速準(zhǔn)確地檢測(cè)與隔離故障線路、合理開(kāi)斷直流斷路器；最后，為驗(yàn)證所提保護(hù)方案對(duì)直流微網(wǎng)系統(tǒng)的有效作用，基于MATLAB/Simulink建立風(fēng)電直流微網(wǎng)的環(huán)形拓?fù)湎到y(tǒng)模型，并對(duì)直流短路故障進(jìn)行仿真研究。

1 風(fēng)電直流微網(wǎng)系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

風(fēng)電直流微網(wǎng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)主要有輻射形和環(huán)形2種，如圖1所示。

輻射形拓?fù)溆址Q放射形或樹(shù)狀拓?fù)?，是直流微網(wǎng)中最基本的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)。如圖1（a）所示，在輻射形拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)中，系統(tǒng)各單元經(jīng)直流傳輸線匯流于中心母線。每條直流傳輸線僅需配置一個(gè)直流斷路器，系統(tǒng)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，建設(shè)成本較低。然而，其缺點(diǎn)也顯而易見(jiàn)，當(dāng)中心匯流母線發(fā)生故障時(shí)，系統(tǒng)中所有直流傳輸線的斷路器動(dòng)作，各分布式電源失去僅有的功率輸出通道，負(fù)荷也因此失電。因而，該拓?fù)淇煽啃约办`活性均較低。

如圖1（b）所示的環(huán)形結(jié)構(gòu)直流微網(wǎng)系統(tǒng)，其所有直流端通過(guò)直流母線連接成環(huán)狀。系統(tǒng)負(fù)荷可由雙向線路供電，該冗余結(jié)構(gòu)增加了系統(tǒng)的可靠性及故障或設(shè)備檢修期間運(yùn)行的靈活性。當(dāng)直流線路發(fā)生故障時(shí)，故障線路兩端的直流斷路器斷開(kāi)，系統(tǒng)運(yùn)行于開(kāi)環(huán)模式，無(wú)功率損失。雖然環(huán)形拓?fù)涞闹绷髂妇€的長(zhǎng)度和容量以及斷路器的使用數(shù)量有所增加，但是其比輻射形拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)具有更高的供電可靠性及靈活性。因而環(huán)形拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)更能發(fā)揮直流微網(wǎng)的優(yōu)點(diǎn)，是更為理想的組網(wǎng)方式。然而，環(huán)形網(wǎng)絡(luò)上任意一點(diǎn)發(fā)生直流短路故障，其他單元的電壓、電流都會(huì)受到影響，而且各端的電壓、電流故障特性差異不明顯。所以，環(huán)形拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)微網(wǎng)的故障保護(hù)也變得更加困難。在設(shè)計(jì)保護(hù)方案時(shí)，應(yīng)先分析系統(tǒng)的短路故障特征。

圖1 風(fēng)電直流微網(wǎng)的輻射形及環(huán)形拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.1 Radial and looped topologies of DC microgrid with wind turbines

2 直流雙極短路故障特性

2.1 VSC的直流故障特性

直流微網(wǎng)在發(fā)生雙極短路故障時(shí)，直流電容通過(guò)故障點(diǎn)快速放電，交流系統(tǒng)電流被箝位至三相短路電流。此外，VSC由于自身過(guò)電流保護(hù)被緊急閉鎖，交流電流經(jīng)續(xù)流二極管繼續(xù)饋入故障點(diǎn)，其等效電路如圖2所示。圖中R、L分別為VSC至故障點(diǎn)的等效電阻和電感，C為相應(yīng)直流側(cè)及線路等效電容。可見(jiàn)，直流母線雙極短路時(shí)的等效電路為復(fù)雜的非線性電路，可以將其響應(yīng)分為3個(gè)階段，如圖3所示。

圖2 直流線路短路時(shí)VSC的等效電路Fig.2 Equivalent circuit of VSC during DC-line short circuit fault

圖3 直流線路短路時(shí)VSC暫態(tài)響應(yīng)的3個(gè)階段Fig.3 Three stages of VSC transient response during DC-line short circuit fault

2.1.1 電容放電階段

線路發(fā)生雙極短路故障瞬間，VSC閉鎖，直流電容向故障點(diǎn)快速放電，直流電壓迅速下降至0，直流故障電流迅速上升。由于直流電容放電電流遠(yuǎn)大于交流側(cè)續(xù)流，故忽略交流電流，此階段直流電容、線路電阻與電感構(gòu)成RLC二階放電電路，等效電路如圖3（a）所示。由基爾霍夫電壓定律得：

其中，uC為直流電容電壓。

考慮到兩極線路發(fā)生金屬性短路故障或故障電阻較小時(shí)，電容放電為二階欠阻尼振蕩過(guò)程，即R＜。

假設(shè)在t0時(shí)刻，直流線路發(fā)生雙極短路故障，其初始條件為 uC（t0） =U0，iL（t0）=I0。由于電路振蕩放電，由式（1）可得故障后直流側(cè)電壓及電流分別為：

由式（2）可求得，當(dāng)電容完全放電，即uC=0的時(shí)刻為：

其中，γ=arctan［（U0ω0Csinβ）/（U0ω0Ccosβ-I0）］。

將式（4）代入式（3）可得到：

一般而言，直流線路金屬短路時(shí)，［R /（2L）］2遠(yuǎn)小于 1 /（LC），則可認(rèn)為 ω0=ω，短路電流 iL可進(jìn)一步簡(jiǎn)化為：

由式（7）可知，發(fā)生短路故障時(shí)初始電壓U0和電流I0越大，放電電流的峰值越高，且故障電流主要受參數(shù)L、C的影響。電路參數(shù)與故障電流峰值的關(guān)系如圖4所示，當(dāng)故障瞬間VSC初始電壓U0和初始電流I0一定時(shí)，故障電流峰值隨系統(tǒng)并聯(lián)電容的增加而升高，但隨回路電感的增大而降低。這主要因?yàn)樵谥绷麟妷阂欢ǖ那疤嵯拢到y(tǒng)電容越大，直流側(cè)發(fā)生故障后電容經(jīng)故障點(diǎn)釋放的能量也越多，電感存儲(chǔ)的電磁能就越多，電感電流（即短路故障電流峰值）就越大；相反，電感值越小，儲(chǔ)存同樣能量所需電流就會(huì)越大。

圖4 U0=400 V、I0=75 A時(shí)放電電流峰值與回路電感值和電容值的變化關(guān)系Fig.4 Relationship between Ipeakand C for different values of L，when U0=400 V and I0=75 A

2.1.2 二極管續(xù)流階段

二極管續(xù)流階段從直流電容電壓降為0開(kāi)始到電容重新充電為止。當(dāng)直流電容電壓下降為0時(shí)，電感放電，故障電流經(jīng)反并聯(lián)二極管續(xù)流。此時(shí)的等效電路為一階電路，如圖3（b）所示。其電感電流按式（8）所示指數(shù)規(guī)律衰減。

其中，I′0為初始電感電流 iL（t1）。續(xù)流二極管三相橋中每個(gè)橋臂承受1/3的電感電流，即：

該階段對(duì)二極管過(guò)流能力要求較高，因?yàn)樵诖似陂g，具有較大初值的電感放電電流突然經(jīng)反并聯(lián)二極管續(xù)流，若其過(guò)流能力較低，故障沖擊電流會(huì)將二極管瞬間損毀。因此，開(kāi)關(guān)器件的選取應(yīng)充分考慮二極管過(guò)流能力。根據(jù)前述內(nèi)容，電容放電至0的時(shí)間及此時(shí)的電流值可分別簡(jiǎn)化為式（10）和式（11）。

電容全部放電的時(shí)間與系統(tǒng)參數(shù)之間的關(guān)系如圖5所示。由圖5可以看出，電容放電至0的時(shí)間（即二極管承受最大過(guò)電流而受損的時(shí)間）隨著電容與電感值的增大而延長(zhǎng)；當(dāng)系統(tǒng)參數(shù)一定時(shí)，電容全部放電的時(shí)間由故障發(fā)生時(shí)刻的直流電壓和電流值共同決定。

圖5 U0=400 V、I0=75 A時(shí)電容放電時(shí)間與回路電感值和電容值的變化關(guān)系Fig.5 Relationship between t1and C for different values of L，when U0=400 V and I0=75 A

此外，需要說(shuō)明的是，該階段二極管中流過(guò)的電流并非全部為電感放電電流。這主要是因?yàn)殡S著電容放電，直流電壓下降到一定程度時(shí)，交流側(cè)可經(jīng)二極管向直流系統(tǒng)提供電流。因而，此時(shí)二極管中流過(guò)的電流為電感放電電流與交流系統(tǒng)提供的電流之和。隨著電感電流的衰減及交流故障電流的增加，電容重新充電，直流電壓也隨之上升。

2.1.3 交流系統(tǒng)激勵(lì)階段

在VSC閉鎖后，交流系統(tǒng)并未被隔離，而是通過(guò)VSC的反并聯(lián)二極管形成的三相橋式不控整流電路，向直流側(cè)輸送功率。此時(shí)系統(tǒng)相當(dāng)于三相不控整流器工作在直流側(cè)短路狀態(tài)，等效電路如圖3（c）所示。假設(shè)短路故障發(fā)生前的a相電流如式（12）所示。

其中，Im|0|為電網(wǎng)電流幅值；ω為同步角頻率；α為t1時(shí)刻a相相角；φ|0|為阻抗角。求得三相短路電流如式（13）所示。

其中，Im為短路電流周期分量的幅值；φ=arctan［ω（Lg+L）/R］為短路回路阻抗角，Lg為 VSC 進(jìn)線電感；T=（Lg+L）/R為短路回路時(shí)間常數(shù)。

由續(xù)流二極管構(gòu)成的三相不控整流電路將交流側(cè)短路電流中大于0的部分輸送至直流側(cè)。因此，VSC直流側(cè)短路電流如式（14）所示。

由上述分析可知，微網(wǎng)系統(tǒng)直流線路發(fā)生雙極短路故障時(shí)，VSC閉鎖，直流電容放電導(dǎo)致其電壓下降，當(dāng)電容電壓降為0時(shí)，故障電流經(jīng)反并聯(lián)二極管續(xù)流，此時(shí)為續(xù)流二極管最危險(xiǎn)的時(shí)刻。保護(hù)系統(tǒng)的設(shè)計(jì)必須具有響應(yīng)的快速性，以確保在二極管續(xù)流階段到來(lái)之前將故障切除，避免續(xù)流二極管及整個(gè)VSC受損。

2.2 環(huán)形直流微網(wǎng)系統(tǒng)的直流線路短路故障特性

對(duì)于交流系統(tǒng)，交流電壓及電流一直以較大變化率進(jìn)行周期性變化，且通常采用具有大濾波電感的電流源型變流器，因而發(fā)生故障時(shí)線路電流上升緩慢。相比于交流系統(tǒng)，低壓直流微網(wǎng)為小慣量系統(tǒng)，采用大量電力電子變流器連接分布式微電源及負(fù)荷，系統(tǒng)通過(guò)控制直流母線電壓穩(wěn)定來(lái)確保微網(wǎng)內(nèi)部功率平衡。系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)，直流電壓不會(huì)突變，直流電流僅有小幅波動(dòng)；而發(fā)生短路故障時(shí)，直流電壓迅速下降且直流電流會(huì)快速產(chǎn)生大幅波動(dòng)。

對(duì)于環(huán)形拓?fù)渲绷骶W(wǎng)絡(luò)，直流線路任意一點(diǎn)發(fā)生雙極短路故障時(shí)，各直流單元輸出電壓、電流均會(huì)受到影響。不僅故障線路兩端單元向故障點(diǎn)饋入功率，其他各直流端也經(jīng)相應(yīng)直流輸電線路向故障點(diǎn)饋入功率，且各端電壓、電流故障特性相近。圖6為環(huán)形微網(wǎng)直流線路發(fā)生雙極短路故障時(shí)，系統(tǒng)電流流向示意圖。該系統(tǒng)包括交流主網(wǎng)、風(fēng)電系統(tǒng)、儲(chǔ)能系統(tǒng)及負(fù)荷4個(gè)子單元。穩(wěn)態(tài)時(shí)，各單元輸出功率大小如圖6所示。故障前，系統(tǒng)處于聯(lián)網(wǎng)變流器控制模式，由交流主網(wǎng)維持直流系統(tǒng)功率平衡。圖中標(biāo)記了各條直流線路在故障前后首端及末端電流方向。由圖可知，線路L13發(fā)生短路故障后，其兩端電流均流向故障點(diǎn)，其他各單元也經(jīng)相應(yīng)線路向故障點(diǎn)輸出電流。同理，線路L12、L24及L34短路時(shí)的電流流向也可做類似分析。直流微網(wǎng)中變流器通常采用大電容濾波，無(wú)大電感時(shí)，故障電流上升迅速，其短路電流之大足可在短時(shí)內(nèi)對(duì)系統(tǒng)造成嚴(yán)重?fù)p壞。因而，保護(hù)單元應(yīng)能準(zhǔn)確、快速地檢測(cè)故障線路，并及時(shí)采取隔離措施。

圖6 線路L13發(fā)生雙極短路故障時(shí)系統(tǒng)電流方向Fig.6 Current directions when L13has pole-to-pole short circuit fault

3 直流微網(wǎng)系統(tǒng)保護(hù)設(shè)計(jì)

根據(jù)上述分析可知，環(huán)形直流微網(wǎng)直流輸電線路發(fā)生雙極短路故障時(shí)，其直接表現(xiàn)為電流的突變，包括幅值和方向。相比于交流線路故障，直流線路故障特性更為直觀明了。同時(shí)，其故障特性也要求系統(tǒng)具備更為準(zhǔn)確、快速的故障定位及隔離措施。由于環(huán)形拓?fù)渲绷魑⒕W(wǎng)發(fā)生短路故障時(shí)，各端電壓、電流特性相近，短路電流均會(huì)以較大幅值快速上升。因而，基于幅值特征的過(guò)電流保護(hù)與直流速斷保護(hù)、電流增量保護(hù)、電流變化速率保護(hù)等均無(wú)法準(zhǔn)確定位直流故障線路，對(duì)于直流微網(wǎng)不具有適用性［13-14］。本文基于直流線路發(fā)生雙極短路故障時(shí)的電流幅值和方向特性，提出了以電流差動(dòng)保護(hù)作為主保護(hù)的直流系統(tǒng)保護(hù)策略。

電流差動(dòng)保護(hù)可準(zhǔn)確、快速地區(qū)分輸電線路內(nèi)部與外部短路故障，具有線路內(nèi)部短路故障的絕對(duì)選擇性，并被廣泛應(yīng)用于交流系統(tǒng)輸電線路的保護(hù)中［15-16］。鑒于直流微網(wǎng)通常采用較短的輸電線路，信號(hào)傳輸通道也較短，可忽略線路兩端電流同步問(wèn)題對(duì)差動(dòng)保護(hù)動(dòng)作特性的不利影響。除功率調(diào)整期間線路兩端電流出現(xiàn)短時(shí)不一致外，系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)，其兩側(cè)電流均表現(xiàn)為穩(wěn)定的直流量［17］。此外，在直流微網(wǎng)中，由于較短的輸電線路、較小的分布電容電流，以及來(lái)自于直流分流器與分壓器的保護(hù)系統(tǒng)采樣電流與電壓，決定了系統(tǒng)保護(hù)性能不易受到互感器飽和、線路分布電容及系統(tǒng)振蕩等因素的影響，因而可靠性及準(zhǔn)確性更高。

根據(jù)第2節(jié)分析的故障電流大小和方向的變化特性，借鑒縱聯(lián)電流差動(dòng)保護(hù)的原理，將其應(yīng)用于直流微網(wǎng)系統(tǒng)的直流線路短路故障保護(hù)。如圖7所示，直流微網(wǎng)系統(tǒng)線路電流差動(dòng)保護(hù)的原理如下：規(guī)定由各端母線指向被保護(hù)直流線路為電流的正方向，檢測(cè)被保護(hù)線路兩端的電流矢量，將其和的絕對(duì)值與保護(hù)設(shè)定閾值做對(duì)比，若大于設(shè)定閾值則可判定該線路內(nèi)部區(qū)域發(fā)生故障，保護(hù)控制器向故障線路兩端斷路器發(fā)出跳閘指令，斷路器斷開(kāi)，故障線路被切除；同時(shí)，故障電流吸收電路中二極管VDex導(dǎo)通，為故障電流提供續(xù)流通道，并由電阻Rex消納，避免故障電流產(chǎn)生較大的線路應(yīng)力。直流線路中電流差動(dòng)保護(hù)判據(jù)為：

其中，IL_in與IL_out為線路兩端電流矢量；Idiff為相應(yīng)差動(dòng)電流；Iset為保護(hù)設(shè)定閾值，其整定依據(jù)主要為電力電子器件的過(guò)載能力。

圖7 直流線路發(fā)生短路故障時(shí)的電流差動(dòng)保護(hù)策略示意圖Fig.7 Schematic diagram of current differential protection strategy during DC-line short circuit fault

在上文所述正方向下，系統(tǒng)正常運(yùn)行時(shí)，輸電線路兩端電流等值反向，差動(dòng)電流為零。當(dāng)線路發(fā)生短路故障時(shí)，故障線路兩端電流迅速增大，且均由各自母線端饋入故障點(diǎn)，因而在規(guī)定正方向下兩端電流變?yōu)橥?，差?dòng)電流突增。在保護(hù)控制系統(tǒng)作用下，直流斷路器可在1 ms內(nèi)斷開(kāi)以切除故障線路，并防止各單元故障電流到達(dá)過(guò)流值，從而避免系統(tǒng)電力電子設(shè)備損毀，對(duì)線路和二極管等起到了保護(hù)作用。該方法依靠被保護(hù)線路差動(dòng)電流值來(lái)隔離故障線路，具有速動(dòng)性及可靠性，因而增加了其實(shí)用價(jià)值。

當(dāng)直流微網(wǎng)發(fā)生線路雙極短路故障瞬間，除電流顯著變化外，電壓也迅速降低。當(dāng)電流差動(dòng)保護(hù)拒動(dòng)時(shí)，為保護(hù)二極管免受損壞，需要配備后備保護(hù)。本文將以直流母線短路時(shí)直流電壓迅速下降這一故障特征作為后備保護(hù)判據(jù)（即欠電壓保護(hù)）。具體保護(hù)策略為：當(dāng)各端直流電壓低于設(shè)定閾值，且經(jīng)預(yù)設(shè)延時(shí)后仍未恢復(fù)至正常范圍時(shí)，保護(hù)控制器向斷路器發(fā)出動(dòng)作指令，故障線路被快速切除。欠電壓動(dòng)作閾值的設(shè)定主要依據(jù)直流電壓允許下限。延時(shí)設(shè)定應(yīng)小于二極管承受過(guò)流受損時(shí)間t1。當(dāng)電流差動(dòng)主保護(hù)拒動(dòng)時(shí)，欠電壓保護(hù)作為后備保護(hù)，可有效防止短路峰值電流對(duì)系統(tǒng)中電力電子器件的破壞。

4 仿真分析

4.1 仿真系統(tǒng)簡(jiǎn)介

為驗(yàn)證本文提出的電流差動(dòng)保護(hù)為主保護(hù)、欠電壓保護(hù)為后備保護(hù)的直流微網(wǎng)線路保護(hù)策略的有效性，基于MATLAB/Simulink建立了如圖8所示的環(huán)形直流微網(wǎng)系統(tǒng)模型。系統(tǒng)控制采用文獻(xiàn)［5］中電壓分層下垂控制方法。直流變量Udc_WT和Idc_WT、Udc_B和 Idc_B、Udc_G和 Idc_G及 Udc_L和 Idc_L分別為風(fēng)電變流器（W-VSC）、儲(chǔ)能變流器（Bi-DC）、G-VSC 及負(fù)荷變流器（L-VSC）側(cè)直流電壓和電流。系統(tǒng)參數(shù)如下：直流線路額定功率為60 kW，額定電壓為400 V，π型等效電路，線路長(zhǎng)度為0.4 km，Rt=0.0139 Ω/km；Lt=0.159 mH /km，Ct=0.231 μF/km，C=50 mF；2 臺(tái)30 kW/220 V永磁風(fēng)電機(jī)組的額定風(fēng)速為12 m/s，額定轉(zhuǎn)速為75 r/min，W-VSC的額定功率為60kW；G-VSC額定功率為30 kW；Bi-DC額定功率為30kW，鉛酸蓄電池參數(shù)為120V/100A·h；負(fù)荷為30kW；吸收電路電阻Rex為2 Ω。仿真時(shí)，風(fēng)電系統(tǒng)視作等值機(jī)組。仿真1.5 s時(shí)直流線路L13發(fā)生雙極短路故障。以下分別為直流微網(wǎng)發(fā)生短路故障時(shí)不采用保護(hù)措施、采用電流差動(dòng)保護(hù)及采用欠電壓后備保護(hù)時(shí)的運(yùn)行特性對(duì)比仿真結(jié)果。

4.2 無(wú)保護(hù)作用時(shí)系統(tǒng)運(yùn)行特性

仿真初始時(shí)刻，負(fù)荷功率為30 kW，蓄電池處于充電狀態(tài)，風(fēng)電機(jī)組及交流主網(wǎng)分別通過(guò)各自變流器向系統(tǒng)輸出相應(yīng)功率，系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行。仿真1.5 s時(shí)，線路L13發(fā)生雙極短路故障，如圖9所示，聯(lián)網(wǎng)變流器直流側(cè)電容放電，其電壓經(jīng)過(guò)42 ms后降為0，此時(shí)短路故障電流達(dá)到910 A，為穩(wěn)態(tài)電流值的22.8倍。此刻若電感放電電流經(jīng)二極管進(jìn)行續(xù)流，可在瞬間將其損毀。圖10為故障前后聯(lián)網(wǎng)變流器交流側(cè)電流特性，由圖可知，發(fā)生直流短路故障后交流側(cè)三相電流較故障前變化顯著。圖11為故障前后各條直流線路兩端電流，由圖可知，故障發(fā)生前各輸電線路兩端電流等值反向，故障發(fā)生后各端電流突增并饋入故障點(diǎn)，在規(guī)定正方向下線路L13兩端電流同向。圖12為線路L13兩端差動(dòng)電流，由圖可看出，發(fā)生故障后差動(dòng)電流迅速增大，其峰值可達(dá)到3300 A。

圖8 風(fēng)電直流微網(wǎng)的仿真系統(tǒng)結(jié)構(gòu)Fig.8 System structure of DC microgrid with wind turbines for simulation

圖9 故障時(shí)G-VSC直流端電壓和電流Fig.9 DC voltage and current of G-VSC during fault

圖10 故障時(shí)G-VSC交流側(cè)三相電流Fig.10 AC three-phase currents of G-VSC during fault

圖11 短路故障時(shí)各輸電線路兩端電流Fig.11 Terminal currents of lines during short circuit fault

4.3 電流差動(dòng)保護(hù)作用時(shí)系統(tǒng)運(yùn)行特性

圖12 線路L13發(fā)生短路故障時(shí)的差動(dòng)電流Fig.12 Differential current when L13has short circuit fault

采用電流差動(dòng)保護(hù)時(shí)，其保護(hù)控制模塊中的差動(dòng)電流閾值Iset設(shè)定為3 p.u.（450 A）。故障發(fā)生后2.6 ms，線路L13兩端差動(dòng)電流到達(dá)此設(shè)定閾值。由于仿真中直流斷路器由IGBT與電阻并聯(lián)的開(kāi)關(guān)模型來(lái)代替，且其動(dòng)作延時(shí)設(shè)置為1 ms，因而在短路故障發(fā)生3.6 ms后，故障線路兩端斷路器動(dòng)作并隔離線路L13。由于斷路器斷開(kāi)時(shí)間遠(yuǎn)小于G-VSC直流電容電壓放電至零的時(shí)間，因而微網(wǎng)系統(tǒng)線路及相應(yīng)電力電子器件均得到了保護(hù)。圖13為電流差動(dòng)保護(hù)作用下聯(lián)網(wǎng)變流器側(cè)直流電壓、電流特性。由圖13可知，在電流差動(dòng)保護(hù)作用下，故障線路直流電流最大值僅為200 A，且隨著故障線路的切除，G-VSC也迅速恢復(fù)穩(wěn)定運(yùn)行，直流電壓變化甚微。短路故障發(fā)生前，系統(tǒng)各端直流電壓均位于額定值附近。隨著故障后斷路器的動(dòng)作及故障線路L13的隔離，直流微網(wǎng)轉(zhuǎn)而運(yùn)行于開(kāi)環(huán)模式，風(fēng)電功率全部經(jīng)由線路L12進(jìn)行輸送，無(wú)功率損失，G-VSC仍負(fù)責(zé)維持直流系統(tǒng)功率平衡，微網(wǎng)系統(tǒng)在線路L13切除后迅速恢復(fù)穩(wěn)定運(yùn)行。圖14為電流差動(dòng)保護(hù)作用下G-VSC交流側(cè)三相電流，與圖10對(duì)比可知，變流器的交流側(cè)三相電流在保護(hù)作用下也變化甚微，G-VSC根據(jù)系統(tǒng)內(nèi)功率需求相應(yīng)調(diào)整輸出電流，從而保證系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行。

圖13 電流差動(dòng)保護(hù)作用下G-VSC側(cè)直流電壓、電流特性Fig.13 DC voltage and current of G-VSC with current differential protection

圖14 電流差動(dòng)保護(hù)作用下G-VSC交流側(cè)三相電流Fig.14 AC three-phase currents of G-VSC with current differential protection

4.4 欠電壓后備保護(hù)作用時(shí)系統(tǒng)運(yùn)行特性

當(dāng)微網(wǎng)系統(tǒng)直流母線發(fā)生短路故障，且由于某些原因?qū)е码娏鞑顒?dòng)保護(hù)無(wú)法正常動(dòng)作時(shí)，為保護(hù)二極管不受損壞，系統(tǒng)啟動(dòng)后備欠電壓保護(hù)。如圖15所示，當(dāng)各直流端電壓低于設(shè)定閾值380 V，經(jīng)過(guò)1ms延時(shí)仍未恢復(fù)至正常電壓范圍時(shí)，保護(hù)控制系統(tǒng)立即向斷路器發(fā)出跳閘指令，斷路器于1.5038 s迅速隔離了故障線路。欠電壓保護(hù)作為第二道防線，有效防止了二極管等電力電子器件被短路電流損壞。故障線路切除后系統(tǒng)工作于開(kāi)環(huán)狀態(tài)下，不會(huì)造成風(fēng)電功率損失，實(shí)現(xiàn)了環(huán)形風(fēng)電直流微網(wǎng)在直流短路故障下的系統(tǒng)保護(hù)。

圖15 欠電壓后備保護(hù)作用下G-VSC側(cè)直流電壓、電流特性Fig.15 DC voltage and current of G-VSC with under-voltage backup protection

5 結(jié)論

本文研究了環(huán)形拓?fù)渲绷魑⒕W(wǎng)線路發(fā)生雙極短路故障時(shí)系統(tǒng)的暫態(tài)特性，在此基礎(chǔ)上提出了電流差動(dòng)保護(hù)作為主保護(hù)、欠電壓保護(hù)作為后備保護(hù)的保護(hù)控制方案，并對(duì)風(fēng)電直流微網(wǎng)的直流短路故障及電流差動(dòng)保護(hù)方案進(jìn)行了仿真分析與驗(yàn)證。對(duì)于低壓風(fēng)電直流微網(wǎng)的短路故障，基于故障電流的方向特性，電流差動(dòng)保護(hù)策略只需要檢測(cè)直流母線的差動(dòng)電流，能夠快速、準(zhǔn)確地對(duì)故障線路進(jìn)行定位與隔離，避免線路和器件受損，提高了微網(wǎng)系統(tǒng)運(yùn)行的可靠性和供電質(zhì)量。

［1］杜翼，江道灼，尹瑞，等.直流配電網(wǎng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)及控制策略［J］.電力自動(dòng)化設(shè)備，2015，35（1）：139-145.DU Yi，JIANG Daozhuo，YIN Rui，et al.Topological structure and control strategy of DC distribution network［J］.Electric Power Automation Equipment，2015，35（1）：139-145.

［2］溫家良，吳銳，彭暢，等.直流電網(wǎng)在中國(guó)的應(yīng)用前景分析［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2012，32（13）：7-12.WEN Jialiang，WU Rui，PENG Chang，et al.Analysis of DC grid prospects in China［J］.Proceedings of the CSEE，2012，32（13）：7-12.

［3］宋強(qiáng)，趙彪，劉文華，等.智能直流配電網(wǎng)研究綜述［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2013，33（25）：9-19.SONG Qiang，ZHAO Biao，LIU Wenhua，et al.An overview of research on smart DC distribution power network［J］.Proceedings of the CSEE，2013，33（25）：9-19.

［4］雍靜，徐欣，曾禮強(qiáng)，等.低壓直流供電系統(tǒng)研究綜述［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2013，33（7）：42-52.YONG Jing，XU Xin，ZENG Liqiang，et al.A review of low voltage DC power distribution system［J］.Proceedings of the CSEE，2013，33（7）：42-52.

［5］王毅，張麗榮，李和明，等.風(fēng)電直流微網(wǎng)的電壓分層協(xié)調(diào)控制［J］.中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2013，33（4）：16-24.WANG Yi，ZHANG Lirong，LI Heming，et al.Hierarchical coordinated control of wind turbine-based DC microgrid ［J］.Proceedings of the CSEE，2013，33（4）：16-24.

［6］ANAND S，F(xiàn)ERNANDES B G，GUERRERO M.Distributed control to ensure proportional load sharing and improve voltage regulation in low-voltage DC microgrids［J］.IEEE Transactions on Power Electronics，2013，28（4）：1900-1913.

［7］TANG L X，OOI B T.Locating and isolating DC faults in multiterminal DC systems［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，2007，22（3）：1877-1884.

［8］PARK J D，CANDELARIA J，MA L Y，et al.DC ring-bus microgrid fault protection and identification of fault location［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，2013，28（4）：2574-2584.

［9］PARK J D，CANDELARIA J.Fault detection and isolation in low-voltage DC-bus microgrid system［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，2013，28（2）：779-787.

［10］FLETCHER S D A，NORMAN P J，F(xiàn)ONG K，et al.High-speed differentialprotection forsmartDC distribution systems ［J］.IEEE Transactions on Smart Grid，2014，5（5）：2610-2617.

［11］YANG J，F(xiàn)LETCHER J E，O’REILLY J.Multiterminal DC wind farm collection grid internal fault analysis and protection design［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，2010，25（4）：2308-2318.

［12］湯廣福.基于電壓源換流器的高壓直流輸電技術(shù)［M］.北京：中國(guó)電力出版社，2009：198-203.

［13］郭煜華，姜軍，范春菊，等.改進(jìn)的配電網(wǎng)反時(shí)限過(guò)電流保護(hù)［J］.電力自動(dòng)化設(shè)備，2015，35（10）：45-50.GUO Yuhua，JIANG Jun，F(xiàn)AN Chunju，et al.Improved inversetime over-current protection for distribution network［J］.Electric Power Automation Equipment，2015，35（10）：45-50.

［14］張建坡，趙成勇.MMC-HVDC直流側(cè)故障特性仿真分析［J］.電力自動(dòng)化設(shè)備，2014，34（7）：32-37.ZHANG Jianpo，ZHAO Chengyong.Simulation and analysis of DC-link fault characteristics for MMC-HVDC［J］.Electric Power Automation Equipment，2014，34（7）：32-37.

［15］郭征，賀家李.輸電線縱聯(lián)差動(dòng)保護(hù)的新原理［J］.電力系統(tǒng)自動(dòng)化，2004，28（11）：1-5.GUO Zheng，HE Jiali.Novel principle of pilot differential relay protection transmission lines［J］.Automation of Electric Power Systems，2004，28（11）：1-5.

［16］叢偉，張琳琳，程學(xué)啟，等.基于故障電流幅值與相位差的電流差動(dòng)保護(hù)判據(jù)［J］.電力自動(dòng)化設(shè)備，2013，33（5）：26-30，36.CONG Wei，ZHANG Linlin，CHENG Xueqi，et al.Criterion of current differential protection based on amplitude and phase difference of fault current［J］.Electric Power Automation Equipment，2013，33（5）：26-30，36.

［17］APOSTOLOPOULOS C，KORRES G.A novel algorithm for locating faults on transposed/untransposed transmission lines without utilizing line parameters［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，2010，25（4）：2328-2338.