趙懷健，牟龍華，方重凱

（同濟大學 電子與信息工程學院，上海 201804）

0 引言

隨著可再生能源發(fā)電技術的應用，分布式發(fā)電得到了迅速發(fā)展，而微電網作為一種將光伏發(fā)電、風力發(fā)電等分布式電源接入電網的有效手段，能充分發(fā)揮其技術優(yōu)勢，成為了未來能源鏈的關鍵技術之一［1-4］。微電網既可以作為可控單元與大電網并網運行，也可以作為自治系統(tǒng)獨立運行，有助于電網故障時對重要負荷繼續(xù)供電，提高供電可靠性［5-7］。

微電網中大部分的分布式電源都是以逆變器為接口接入電網，由于逆變器開關器件的熱慣性較小，其能輸出的故障電流僅能達到額定電流的1.2～2倍，使得微電網在故障情況下的故障特征難以提取［8-9］，因此微電網的保護面臨著很大的挑戰(zhàn)。針對微電網保護存在的問題，國內外已有相關文獻進行了討論。文獻［10-11］提出了改進的反時限過電流保護方案。其中，文獻［10］通過設置動態(tài)參數并引入改進的和聲搜索算法對整定值進行優(yōu)化配置，能夠提升保護的選擇性和快速性；文獻［11］提出了多層級協同保護算法，根據差動電流進行故障分區(qū)，自適應配置不同區(qū)域的保護參數。文獻［12-13］提出了自適應保護的概念，該方法能同時滿足并網和孤島2 種運行方式，但是需要隨著微電網狀態(tài)的改變不斷調整保護定值，實際應用較為復雜。此外，文獻［14-16］提出了基于故障分量法的微電網保護方案，這些方案采用直接從故障參量中提取故障分量的方法，其幅值易受故障點過渡電阻的影響，不利于故障定位與切除，且由于微電網中的分布式電源輸出受限，對外表現為非線性，因此建立準確的故障分量等效模型定量分析較為困難，仍有待進一步完善。

本文結合計及控制策略的逆變型分布式電源IIDG（Inverter Interfaced Distributed Generator），建立了含多個IIDG 的微電網模型，并對各饋線上的接地故障特征以及發(fā)生故障時PQ 控制和V／f 控制IIDG 的輸出特性進行了分析。根據疊加原理，建立了微電網的非工頻分量附加網絡，對不同位置發(fā)生接地故障時各母線及饋線上注入的非工頻故障分量進行分析，提出了一種基于零序非工頻分量注入的微電網接地故障保護方案。最后，利用PSCAD／EMTDC仿真軟件建立了微電網的仿真模型，驗證了所提信號注入控制及保護方案的有效性和可行性。

1 微電網模型的建立

根據IEEE 1547 標準以及美國電力可靠性技術方案解決協會對微電網的定義［17］，并結合本文基于零序非工頻分量注入的保護原理，建立如圖1 所示的含有多個IIDG的微電網簡化模型。

圖1 含非工頻分量注入源的微電網簡化模型Fig.1 Simplified model of microgrid with off-nominal frequency components injection source

圖1 中：微電網通過公共連接點PCC（Point of Common Coupling）與配電網相連實現并網運行；該微電網為三相三線制系統(tǒng)，通過升壓變壓器T 接入配電網，變壓器低壓側、負荷和不向微電網注入非工頻特征信號的IIDG 的中性點均不接地；Es為配電網電源電勢；IIDG1兼作非工頻分量信號注入源，主從控制的微電網中IIDG1采用V／f 控制；LD1—LD4均為三相對稱負荷；M0—M3、N1—N3、P1—P3、Q1—Q3分別為母線M、N、P、Q處的分支饋線開關；L1—L11為饋線，其中L1、L5、L7和L9為單端饋出線，與2 條母線相連的線路L2、L3和L6為聯絡線，微電網與配電網之間的線路L11為并網聯絡線，L4、L8和L10為連接各IIDG的饋線。

基于非工頻分量信號注入的微電網保護方案整體流程如圖2 所示，其基本思路為：微電網發(fā)生故障后，信號注入啟動檢測環(huán)節(jié)發(fā)出控制信號，使IIDG1立即向微電網注入頻率為f的特征信號，各開關處的保護裝置通過對該特征信號的檢測與分析，實現故障定位與故障切除。

圖2 微電網保護方案的簡化流程圖Fig.2 Simplified flowchart of microgrid protection scheme

根據疊加原理和故障分量法［18-19］，可將圖1分解為工頻網絡和注入信號作用下的附加網絡，注入信號作用下的附加網絡如圖3 所示。圖中：Einj.f和Iinj.f分別為信號注入源的電壓和電流；ZIIDG1為注入源的等效阻抗；Zs為頻率f下的系統(tǒng)等值阻抗；Z1—Z4分別為負荷LD1—LD4及其所連饋線在頻率f下的等效阻抗；ZMN、ZMP、ZPQ為各聯絡線在頻率f下的等效阻抗；ZIIDG2和ZIIDG3分別為IIDG2和IIDG3及其所連饋線在頻率f下的等效阻抗；Is.f為流向配電網的非工頻電流；I1.f—I13.f分別為各母線各出口處的非工頻電流。設母線指向饋線的方向為電流的正方向，則各饋線故障電流的正方向如圖3中箭頭所示。

圖3 頻率為f 的微電網附加網絡Fig.3 Additional network of microgrid under frequency f

2 注入特征信號的選擇

2.1 注入特征信號的選型

根據電路原理可知，在頻率為f的非工頻特征信號的作用下，配電網和僅輸出工頻量的V／f 控制的IIDG 均等效為短路。故若注入正序或負序特征頻率信號，則其將流向配電網或V／f 控制的IIDG，不利于故障定位與選相。

考慮注入頻率為f的零序特征信號：根據第1節(jié)的定義，圖1 中變壓器低壓側和IIDG 中性點均不接地，則配電網和V／f 控制的IIDG對于注入的零序特征電流均等效為開路。此時，基于注入零序特征信號的零序附加網絡如圖4所示。

圖4 頻率為f 的微電網零序附加網絡Fig.4 Zero-sequence additional network of microgrid under frequency f

2.2 注入特征信號的頻率要求

由于IIDG 出口濾波器和測量互感器的限制，注入的特征信號的頻率應滿足以下要求：

1）IIDG 出口處的低通濾波器的截止頻率一般為額定頻率的10 倍（即500 Hz）以上［20］，注入信號的頻率應小于該截止頻率，一般將注入頻率的上限值設置為400 Hz；

2）由于電流互感器的激磁阻抗與電流頻率呈正相關關系，因此，為防止保護誤動或拒動，故障條件下，注入電流的頻率應大于50 Hz，從而降低激磁電流，保證電流互感器始終工作在其線性區(qū)域；

3）考慮到故障發(fā)生時，電網中會產生大量的整次諧波［21］，為了更準確地實現故障定位與故障切除，注入信號的頻率不宜選擇50 Hz的整數倍。

3 注入特征信號的控制方案

3.1 信號注入的啟動判據

為了避免注入信號對正常運行的微電網產生不利影響，需設計信號注入的啟動判據，確保僅在故障發(fā)生時向微電網注入特征信號。

由于正常運行的微電網中不含零序通路，故可通過注入源施加零序電壓的方式進行探測式檢測，即在正常運行時，IIDG1持續(xù)向微電網施加一幅值較小、頻率為f的零序電壓。當發(fā)生接地故障時，微電網中將出現零序通路，故當IIDG1出口處的注入單元檢測到零序電流時，說明發(fā)生了接地故障，進而向微電網注入幅值恒定、頻率為f的零序電流。

同時，利用IIDG1出口處的電壓降作為注入啟動的補充判據。注入單元的啟動檢測工作原理如圖5所示。圖中：If為IIDG1出口處測得的零序非工頻電流幅值；If.set為該單元的零序非工頻電流幅值的檢測閾值；UIIDG1為IIDG1出口處的工頻電壓幅值；UIIDG1.set為該單元的工頻電壓幅值的檢測閾值。

圖5 IIDG1出口處的注入單元的啟動檢測原理圖Fig.5 Detection schematic of starting criterion of injection device at IIDG1

微電網正常運行時不含零序電流，但為降低裝置檢測精度的影響，不失一般性，將If.set整定為：

式中：UN和IN分別為系統(tǒng)的額定電壓和額定電流的幅值。

上述檢測方式采用了注入源的本地數據，具有快速性，但對于發(fā)生在距離注入源較遠處的故障的靈敏性不高，因此需增加后備檢測環(huán)節(jié)。如圖1 所示，后備檢測單元分別安裝在PCC 和IIDG2、IIDG3的出口處，其工作原理如附錄A圖A1所示。

類似地，對于負序電壓分量檢測環(huán)節(jié)，將能正確識別不對稱故障的負序電壓幅值的最小值Uset整定為0.01UN。當檢測到的負序電壓U-≥Uset時，說明可能發(fā)生了非對稱性故障，該環(huán)節(jié)輸出邏輯“1”，否則輸出邏輯“0”。

由于上述檢測方式無法正確識別三相接地故障，因此另設一電壓幅值降落檢測環(huán)節(jié)，并將檢測閾值UM.set整定為0.9UN。當實際檢測到的電壓幅值UM≤UM.set時，說明可能發(fā)生了三相接地故障，該環(huán)節(jié)輸出邏輯“1”，否則輸出邏輯“0”。

為了準確檢測各類接地故障，上述2 個檢測環(huán)節(jié)的邏輯輸出需經過一次“或”運算后，作為檢測裝置的邏輯輸出。同時，在注入啟動信號接收處應另設一個“或”門處理各個檢測單元發(fā)出的邏輯信號，并將處理結果作為信號注入的啟動判據。

由于該檢測單元含有邏輯運算并依賴于系統(tǒng)的通信功能，必須經過一定的時延才能將故障識別結果發(fā)送至注入源，故將其響應時間作為后備檢測環(huán)節(jié)的時延，不再另設。

3.2 特征信號的注入控制

IIDG1接收到注入啟動信號后，通過其輔助控制環(huán)節(jié)，控制IIDG1向微電網注入幅值恒定、頻率為f的零序電流Iinj.f，輔助控制環(huán)節(jié)的基本結構如附錄A圖A2 所示。該控制環(huán)節(jié)采用準PR 控制器對IIDG1輸出的工頻信號和特征信號進行獨立控制。通過準PR 控制器，能夠以恒流的形式輸出零序特征信號，同時，工頻信號采用直流電壓外環(huán)和交流電流內環(huán)的雙閉環(huán)控制方式，能夠動態(tài)調節(jié)IIDG1的工頻輸出，保持其總輸出功率不變。其中，準PR 控制器［22］的傳遞函數GPR(s)可表示為：

式中：KP和KR分別為準PR 控制器的比例系數和諧振系數；ωn為準PR 控制器的工作頻率，一般設置為2πfrad／s；ωc為準PR控制器的截止頻率，一般設置為2π rad／s。

4 故障的定位與切除

4.1 非工頻電流的注入與提取

當注入啟動檢測裝置檢測到微電網內部發(fā)生故障后，向兼作特征信號注入源的IIDG1的輔助控制環(huán)節(jié)發(fā)出注入啟動信號，控制IIDG1向微電網注入幅值恒定、頻率為f（f≠50 Hz，且f滿足2.2 節(jié)中對于注入頻率的要求）的零序電流。

此外，本文方案在各個保護安裝處均設置了數字保護繼電器，用于注入的非工頻電流的提取和保護的動作與切除，其主要由電流互感器、抗混疊濾波器、采樣保持電路、模／數轉換器、傅里葉變換以及微處理器組成，如附錄A 圖A3所示。數字保護繼電器的核心是注入信號的提取，電流互感器提取故障電流后，經由濾波及模／數轉換等環(huán)節(jié)，通過傅里葉變換分離出注入頻率的電流，最后經微處理器處理后，實現故障定位與故障切除。為防止出現注入信號提取失敗的問題，可引入后備保護方案，以增強保護的可靠性。

4.2 聯絡線上發(fā)生的故障

圖1 所示的微電網典型結構中，L2、L3和L6均為聯絡線。以L6上F1處發(fā)生故障為例，故障發(fā)生后，注入啟動檢測單元檢測到微電網內部發(fā)生了故障，并通過輔助控制環(huán)節(jié)，控制IIDG1向微電網注入幅值恒定、頻率為f的零序電流。此時，注入電流作用下的微電網部分等效網絡如附錄A 圖A4所示，其中聯絡線采用差動保護方案。

為降低諧波及檢測精度對保護動作的影響，需設置相應的保護動作閾值ε，一般整定為：

式中：Iinj.f為IIDG1向微電網注入的電流幅值。

因此，當F1處發(fā)生故障時，L6上存在以下關系：

式中：I5.f和I6.f分別為線路L6左、右端提取到的頻率為f的電流幅值。式（5）表明，線路L6僅一端檢測到了注入電流，滿足差動保護條件，兩端的保護均動作。

對于線路L2，由于F1處故障位于其下游，兩端均可檢測到注入電流，且有：

式中：I2.f和I3.f分別為線路L2左、右端提取到的頻率為f的電流幅值，線路L2兩端不滿足差動保護條件。

類似地，線路L3上有：

式中：I8.f和I9.f分別為線路L3左、右端提取到的頻率為f的電流幅值，線路L3兩端不滿足差動保護條件。

本文方案對于聯絡線的保護基于差動保護的思想，結合非工頻分量注入法，通過檢測和對比聯絡線兩端注入電流的幅值，得出保護判據：當聯絡線兩端檢測到的注入電流的幅值相等時，說明該故障為區(qū)外故障，保護不動作；當聯絡線兩端檢測到的注入電流的幅值不相等時，說明該故障為區(qū)內故障，線路兩端的保護均動作。

4.3 單端饋出線上發(fā)生的故障

圖1 所示的微電網典型結構中，L1、L5、L7和L9均為單端饋出線，由于單端饋出線僅有一端安裝了保護裝置，前文所述差動保護策略不再適用。以線路L5上F2處發(fā)生故障為例，故障發(fā)生后，注入啟動檢測單元檢測到微電網內部發(fā)生了故障，并通過輔助控制環(huán)節(jié)，控制IIDG1向微電網注入幅值恒定、頻率為f的零序電流。此時，注入電流作用下的微電網部分等效網絡如附錄A圖A5所示。

當F2處發(fā)生故障時，線路L5上存在以下關系：

式中：I4.f為線路L5左端提取到的頻率為f的電流幅值。由于在發(fā)生故障時，大部分注入電流會流向短路點，而線路L5上檢測到的注入電流幅值大于動作閾值，說明發(fā)生了區(qū)內故障，保護動作。此時，線路L1上有：

式中：I1.f為線路L1左端提取到的頻率為f的電流幅值。

由式（9）可知保護不動作。同理可得，單端饋出線L7、L9上的保護均不動作。

單端饋出線的保護判據總結如下：若在單端饋出線上檢測到了注入電流，則說明發(fā)生了區(qū)內故障，保護動作；否則為區(qū)外故障，保護不動作。

另外，對于不向微電網注入非工頻電流的IIDG2和IIDG3所在的線路L10和L8而言，上述保護判據亦成立。

針對上述微電網內部不同位置發(fā)生的故障，本文方案的保護判據都是基于故障相的故障特征建立的，因此不僅能夠實現故障的定位與切除，還能根據各相電流是否滿足保護動作條件實現故障選相。

4.4 注入的非工頻電流的流向

根據2.1節(jié)所述，微電網的并網變壓器低壓側中性點不接地，因此，當在并網狀態(tài)下發(fā)生不對稱接地故障時，非故障相注入的頻率為f的電流會流經該變壓器并最終流向故障相。以F4處發(fā)生的A相接地故障為例，故障發(fā)生時，注入的頻率為f的電流的流向如附錄A 圖A6所示。因此，在發(fā)生不對稱接地故障時，故障相的故障特征會更加明顯，有助于故障定位與故障切除。

4.5 并網聯絡線上發(fā)生的故障

根據4.4 節(jié)所述，對于并網聯絡線L11而言，在微電網的并網運行狀態(tài)下，無論F3處是否發(fā)生故障，只要微電網內部發(fā)生不對稱接地故障，非故障相的注入電流都會流經該聯絡線路，因此4.3節(jié)中的保護策略無法適用于F3處發(fā)生故障的情況。

F3處發(fā)生A 相接地故障時注入電流的流向如附錄A 圖A7 所示，故障發(fā)生時，并網聯絡線L11上存在以下關系：

式中，I0.f=|IA.f+IB.f+IC.f|，I0.f為PCC 處保護裝置提取到的頻率為f的三相電流相量IA.f、IB.f、IC.f和的幅值。

F3處發(fā)生故障時，并網聯絡線L11上產生零序通路，PCC 處保護裝置將會檢測到注入的三相非工頻電流相量和的幅值I0.f滿足判據式（10），說明并網聯絡線L11上發(fā)生故障，保護動作。相對應地，如附錄A圖A6 所示，當并網聯絡線L11未發(fā)生接地故障時，該線路上不存在零序通路，PCC 處保護裝置檢測到的三相非工頻電流相量和的幅值I0.f為0，保護不動作。

5 仿真驗證

根據圖1 所示拓撲，在PSCAD／EMTDC 軟件中搭建了含有多個IIDG 的微電網等效模型。并網運行模式下，IIDG1—IIDG3均采用PQ 控制策略；而在孤島運行模式下，將IIDG1切換至V／f 控制策略，以支撐微電網內部的電壓和頻率。

上述微電網模型經10 kV/35 kV 升壓變壓器連接到大電網，系統(tǒng)容量為100 MV·A。LD1—LD4均為三相負荷，分別為600+j50、650+j50、300+j20、600+j40 kV·A。IIDG1—IIDG3的有功參考功率分別設置為600、500、500 kW，最大并網點電流設為1.5倍的額定并網點電流，分別為70、55、55 A。注入的零序電流幅值為20 A，頻率為325 Hz。保護動作閾值ε=2 A。

1）算例1：F1處發(fā)生單相接地故障（孤島運行模式）。

t=0.5 s 時刻，圖1 中F1處發(fā)生A 相接地故障，接地電阻為5 Ω。故障發(fā)生后，IIDG1立刻向微電網注入幅值為20 A、頻率為325 Hz 的零序電流。此時，線路L6兩端檢測到的頻率為325 Hz 的電流幅值如附錄A 圖A8 所示。由圖A8（a）可知，線路L6左端檢測到的頻率為325 Hz 的三相電流穩(wěn)態(tài)幅值分別為23、5、4 A；由圖A8（b）可知，線路L6右端檢測到的三相電流穩(wěn)態(tài)幅值分別為11、5、4 A。可見，F1處發(fā)生A 相接地故障后，為零序電流提供了通路，由于短路點的存在，A 相注入的大部分頻率為325 Hz 的電流無法從線路L6左端流至右端，A 相兩端電流幅值之差為23-11=12（A）＞ε，符合4.2節(jié)中的差動保護動作條件。

作為對比，若不采用零序非工頻電流注入的方法，在上述故障發(fā)生時，線路L6兩端提取到的工頻零序電流幅值見附錄A 圖A9。其中，線路L6兩端提取到的工頻零序電流最大值分別為2.6、0.7 A，最大差值僅為2.6-0.7=1.9（A）。在這種情況下，提取到的工頻零序電流幅值及兩端差值均較小，易受檢測精度及接地電阻大小的影響，可靠性及靈敏度較低。

2）算例2：F1處發(fā)生兩相接地故障（并網運行模式）。

t=0.5 s 時刻，F1處發(fā)生AB 兩相接地故障，接地電阻為100 Ω，IIDG1向微電網注入幅值為20 A、頻率為325 Hz 的零序電流。此時，線路L6兩端檢測到的頻率為325 Hz的電流幅值如圖6所示。

圖6 F1處發(fā)生AB兩相接地故障時，線路L6兩端的注入電流幅值Fig.6 Injection current amplitude at two ends of L6 when AB-G fault occurs at F1

由圖6（a）可知，線路L6左端檢測到的325 Hz 的三相電流穩(wěn)態(tài)幅值分別為10.1、10.1、2.3 A；由圖6（b）可知，線路L6右端檢測到的三相電流穩(wěn)態(tài)幅值均為2.3 A?？梢?，F1處發(fā)生AB 兩相接地故障后，為注入的零序電流提供了通路，且C 相注入電流經由并網變壓器后分流至A、B 兩相。由于短路點的存在，A、B兩相注入的大部分325 Hz的電流無法從線路L6左端流至右端，A、B 兩相兩端電流幅值之差均為10.1-2.3=7.8（A）＞ε，符合4.2 節(jié)中的差動保護動作條件。

3）算例3：F2處發(fā)生單相接地故障（并網運行模式）。

t=0.5 s 時刻，F2處發(fā)生A 相接地故障，接地電阻為0.1 Ω，IIDG1向微電網注入幅值為20 A、頻率為325 Hz 的零序電流。此時，線路L5左端檢測到的頻率為325 Hz的電流幅值如圖7所示。

圖7 F2處發(fā)生A相接地故障時，線路L5左端的注入電流幅值Fig.7 Injection current amplitude at left end of L5 when A-G fault occurs at F2

由圖7 可知，線路L5左端檢測到的325 Hz 的三相電流穩(wěn)態(tài)幅值分別為55、0.5、0.5 A?？梢?，F2處發(fā)生A相接地故障后，為注入的零序電流提供了通路，由于故障時大部分故障電流流向短路點，且B、C 相注入電流經由并網變壓器匯入A 相，線路L5左端的A 相電流幅值為55 A＞ε，符合4.3 節(jié)中的保護動作條件。

此時，PCC 處保護裝置檢測到的頻率為325 Hz的三相電流相量和的幅值如附錄A 圖A10 所示。其中，PCC 處保護裝置檢測到的頻率為325 Hz 的三相電流相量和的幅值為0?？梢?，當F2處發(fā)生A 相接地故障時，并網聯絡線L11上不存在零序通路，故檢測到的三相電流相量和的幅值為0，不符合4.5 節(jié)中的保護動作條件。

4）算例4：F3處發(fā)生單相接地故障（并網運行模式）。

作為對比，t=0.5 s時刻，F3處發(fā)生A相接地故障，接地電阻為0.1 Ω，IIDG1向微電網注入幅值為20 A、頻率為325 Hz 的零序電流。此時，PCC 處保護裝置檢測到的頻率為325 Hz 的三相電流相量和的幅值如附錄A 圖A11 所示。其中，PCC 處保護裝置檢測到的325 Hz 的三相電流相量和的幅值為57 A。可見，當F3處發(fā)生A 相接地故障時，并網聯絡線L11上存在零序通路，檢測到的三相電流相量和的幅值為57 A＞ε，符合4.5節(jié)中的保護動作條件。

5）算例5：F2處發(fā)生三相接地故障（并網運行模式）。

t=0.5 s 時刻，F2處發(fā)生三相接地故障，接地電阻為10 Ω，IIDG1向微電網注入幅值為20 A、頻率為325 Hz 的零序電流。此時，線路L5左端檢測到的頻率為325 Hz 的電流幅值如附錄A 圖A12 所示。圖中，線路L5左端檢測到的325 Hz 的三相電流穩(wěn)態(tài)幅值均為13.5 A?？梢?，F2處發(fā)生三相接地故障后，為注入的零序電流提供了通路，由于故障時大部分故障電流流向短路點，線路L5左端的三相電流幅值均為13.5 A＞ε，符合4.3節(jié)中的保護動作條件。

上述仿真結果表明，本文方案能夠正確識別微電網中可能發(fā)生的各類接地故障，能夠正確選出內部故障的故障相，且通信帶寬要求低。同時，保護動作閾值能夠同時適用于并網和孤島2 種運行模式，具有良好的可靠性與適應性。

6 結論

本文提出了一種新的基于零序非工頻分量注入的微電網接地故障保護方案，建立了注入頻率下的微電網等效模型，通過對微電網中故障特征的分析，得出了如下結論：以注入的零序非工頻電流作為微電網故障特征，對于微電網中可能發(fā)生的各類接地故障均能起到保護作用。且由于保護判據與微電網運行模式無關，因此該方案能夠同時適用于微電網的并網和孤島2 種運行模式，無需跟隨微電網運行模式的切換進行保護策略的調整，兼顧了保護方案的可靠性與簡潔性。通過PSCAD／EMTDC 進行了仿真分析，驗證了方案的可行性。

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