周念成，向浩楠，魏能嶠，廖建權(quán)，王洪彬，王強鋼

（1.輸配電裝備及系統(tǒng)安全與新技術(shù)國家重點實驗室（重慶大學(xué)）,重慶市 400044；2.四川大學(xué)電氣工程學(xué)院,四川省成都市 610065；3.國網(wǎng)重慶市電力公司電力科學(xué)研究院,重慶市 401121）

0 引言

近年來,各種新能源的發(fā)展給電力系統(tǒng)帶來了許多技術(shù)挑戰(zhàn)。直流電網(wǎng)技術(shù)能有效地提高新能源發(fā)電的利用效率［1-2］,有著快速控制系統(tǒng)潮流［3］、穩(wěn)定交流電網(wǎng)電壓等優(yōu)點［4-5］。而直流電網(wǎng)發(fā)生故障產(chǎn)生的故障電流會對器件造成沖擊,對直流電網(wǎng)造成嚴重威脅［6］。因此,如何抑制故障電流成為直流電網(wǎng)發(fā)展的關(guān)鍵問題之一。

目前,抑制直流故障電流的方法有模塊化多電平換流器（modular multilevel converter,MMC）的閉鎖控制、增加專用的直流故障限流器、利用主動控制設(shè)備如直流潮流控制器等［7］。直流輸電技術(shù)有著獨立調(diào)節(jié)有功功率和無功功率、自恢復(fù)能力強等優(yōu)點［8-9］,其中,基于半橋子模塊的換流器故障閉鎖后,交流側(cè)仍然饋入故障電流,需要斷開交流側(cè)斷路器,系統(tǒng)恢復(fù)供電的時間較長,保護速動性受到影響［10］。而基于全橋子模塊的換流器損耗較大,器件利用率低,經(jīng)濟效益較差,故障閉鎖后對非故障線路的影響較大［11］。增加專用的直流故障限流器雖然限制了故障電流的上升速度,但也存在著設(shè)備成本高、經(jīng)濟效益低等問題。

直流潮流控制器是增加直流電網(wǎng)控制自由度的柔性設(shè)備之一,潮流控制器在潮流控制的同時也具備限制故障電流上升的能力,無須額外增加設(shè)備［12-15］。充分利用潮流控制器的限流能力是當(dāng)前研究的一個熱點［16-24］?，F(xiàn)有潮流控制器可以分為電阻控制型［16-18］和電壓控制型,其中電壓控制型可以分為 直 流 變 壓 器 型［19-20］、串 聯(lián) 電 壓 源 型［21］和 線 間型［22-24］。文獻［17］提出的電阻控制型潮流控制器通過額外可切換電阻器來控制潮流與抑制故障電流幅值,但只適用于較短的傳輸路線。文獻［18］提出了一種可變電阻的潮流控制器,有著低功耗和結(jié)構(gòu)簡單的優(yōu)點,但是控制范圍受其電阻參數(shù)限制,部分電阻參數(shù)會導(dǎo)致高功率損耗。文獻［20］提出的直流變壓器型潮流控制器采用了雙有源橋式變換器系統(tǒng)的設(shè)計,同時實現(xiàn)了高效率的電壓變換率和兩端的故障隔離,但存在經(jīng)濟效益低等缺點。文獻［21］提出了一種串聯(lián)電壓源型潮流控制器,通過串入電壓來改變線路電流和故障限流,但系統(tǒng)結(jié)構(gòu)復(fù)雜,建設(shè)成本高。文獻［23］提出了一種具有故障限流與斷路能力的復(fù)合型線間潮流控制器,減少了電力電子器件的應(yīng)用。文獻［24］提出了一種具有限流功能的模塊化線間潮流控制器,可以實現(xiàn)線路電流靈活調(diào)節(jié)后直流故障電流的抑制,但在故障電流抑制參數(shù)分析方面缺乏深入研究。

本文采用的是一種由全橋開關(guān)與電容器并聯(lián)組成的橋式拓撲結(jié)構(gòu)［24-25］的模塊化潮流控制器,其屬于電容直接耦合型線間潮流控制器［13］,相較于文獻［26-27］中的拓撲,其可以承受更高的兩端電壓；相較于文獻［28-29］中的拓撲,其承受低電壓時開關(guān)器件損耗較小,結(jié)構(gòu)簡單,成本及損耗相對較低。本文首先分析了電流型潮流控制器（current flow controller,CFC）的拓撲結(jié)構(gòu)與工作原理,研究了在故障限流時的控制策略與直流斷路器（DC circuit breaker,DCCB）配合的時序方案?；贑FC 等效電路,推導(dǎo)了柔性直流系統(tǒng)在不同限流階段下的故障電流解析表達式?；谠O(shè)備電壓應(yīng)力約束,引入等效電容等參數(shù),提出計及CFC 限流貢獻度的分析方法,分析了不同參數(shù)和CFC 動作時間對限流能力的影響。最后,在PSCAD/EMTDC 仿真平臺中搭建含有CFC 的四端柔性直流電網(wǎng)模型,驗證了對故障電流解析表達式推導(dǎo)及參數(shù)分析的正確性,同時展現(xiàn)了CFC 限流貢獻度的分析方法在不同參數(shù)下的適用性。

1 CFC 工作特性分析

1.1 CFC 拓撲及其接線方式

本文研究的對象是由2 個全橋開關(guān)組成的CFC,其拓撲結(jié)構(gòu)如圖1 所示。該CFC 的子模塊內(nèi)部結(jié)構(gòu)由濾波電容、絕緣柵雙極型晶體管（IGBT）組成的全橋開關(guān)和由IGBT 組成的雙向開關(guān)構(gòu)成。其中左邊4 個IGBT（S1～S4）和與之并聯(lián)的二極管構(gòu)成一個全橋開關(guān)FBS1,右邊4 個IGBT（S5～S8）和與之并聯(lián)的二極管構(gòu)成全橋開關(guān)FBS2。2 個全橋開關(guān)間連接一個共用濾波電容C。全橋開關(guān)與電容連線上通過4 個雙向開關(guān)（B1～B4）進行阻隔,導(dǎo)通時的電流決定雙向開關(guān)并聯(lián)數(shù)量,關(guān)閉的時候兩端電壓決定其串聯(lián)數(shù)量。Uc為濾波電容電壓。

圖1 含H 橋的CFC 子模塊拓撲結(jié)構(gòu)Fig.1 Topology of sub module of CFC with H-bridge

圖1 中的CFC 含有3 個端口。其中,與FBS1 和FBS2 相連的端口分別為n1、n2,流出電流分別為Ia、Ib；流入CFC 端口n3的電流為Iall,該CFC 流入、流出電流滿足如下約束關(guān)系:

CFC 整體拓撲結(jié)構(gòu)見附錄A 圖A1,CFC 在系統(tǒng)中直接串聯(lián)安裝在線路上,通過子模塊中的開關(guān)控制線路上的電流。CFC 通過N個子模塊級聯(lián)來增加CFC 的額定電壓,增強其控制電流的能力。其中,首尾子模塊相連的開關(guān)BP 的作用為在CFC 退出潮流控制模式和故障限流模式時旁路CFC。

1.2 CFC 的工作原理

以Ia、Ib同為正時,電流超出限定范圍的工況為例說明CFC 的控制原理。

當(dāng)Ia大于限定值時,FBS1 引入正電阻效應(yīng),FBS2 引入負電阻效應(yīng)。正電阻效應(yīng)指的是CFC 的濾波電容C串入支路的電壓降方向與電流方向一致,類似于串入一個正電阻,從而降低所在支路的電流；負電阻效應(yīng)指的是濾波電容C串入支路的電壓降方向與電流方向相反,等同于在支路上串入一個負電阻,增大支路電流［12］。旁通效應(yīng)則是將CFC 直接旁路掉,不對直流網(wǎng)絡(luò)產(chǎn)生任何作用。

CFC 潮流控制時的動作邏輯為:FBS1 開關(guān)B1、B2和FBS2 開關(guān)S5或S8導(dǎo)通,端口n1通過D1、D4與C連 通,引 入 正 電 阻 效 應(yīng)；端 口n2通 過D7、S5或S8、D6連通,不引入電阻效應(yīng),此時C處于充電狀態(tài)。在下一控制時刻,FBS1 開關(guān)S2或S3和FBS2 開關(guān)B3、B4導(dǎo) 通,FBS1 開 關(guān)B1、B2關(guān) 閉,端 口n1通 過S2、D4或D1、S3連通,不引入電阻效應(yīng)；同時,端口n2通過S8、S5與電容連通,引入負電阻效應(yīng),此時濾波電容C處于放電狀態(tài)。在這2 種開關(guān)狀態(tài)中來回切換,端口n1、n3間高頻率地串入正電壓和零電壓,端口n2、n3間高頻率地串入零電壓和負電壓,從而使2 條支路實現(xiàn)電流一升一降的分流調(diào)節(jié)效果。所有CFC 子模塊運作時的工作特性以及其中產(chǎn)生的電阻效應(yīng)與電容狀態(tài)如附錄A 表A1 所示。

CFC 故障限流時的動作邏輯為:以Ia、Ib同為正時為例,發(fā)生極間故障線路為導(dǎo)通Ia的線路,在檢測到線路發(fā)生故障后,CFC 發(fā)出故障限流指令,此時迅速閉鎖潮流控制功能,閉鎖FBS1 中晶體管,故障電流流經(jīng)D1、D4,電流開始對電容充電。待電容充至上限值,觸發(fā)CFC 旁通信號。

1.3 CFC 子模塊的控制策略

當(dāng)CFC 并入直流電網(wǎng)運行使用時,其控制策略如附錄A 圖A2 所示。圖中:Iref為電流參考給定值；Step1 為CFC 啟 動 信 號。

當(dāng)Ia超過給定值時,觸發(fā)工況判斷信號signA 輸出為1,信號signB 輸出為0,此時電容串入對應(yīng)端口的電壓降方向與電流方向一致,將引入正電阻效應(yīng),從而使得Ia向減小的方向變化；反之,觸發(fā)工況判斷信號signB,引入負電阻效應(yīng)。當(dāng)CFC 啟動后,將線路電流值Ia與參考給定值Iref的差值送往比例-積分（PI）調(diào)節(jié)器,PI 調(diào)節(jié)器的輸出再與調(diào)制波一同輸入比較器中,最后輸出驅(qū)動信號PWMa 來控制元件開關(guān)。CFC 電容電壓的控制邏輯與輸出電流控制邏輯一致。PWMa 與PWMb 所輸出的開關(guān)組成信號共同應(yīng)對CFC 的不同工況,如附錄A 表A1 所示。

附錄A 圖A2 中CFC 電容保護控制的控制框圖中,Umax為CFC 電 容 電 壓 上 限 值,Step2 為CFC 旁 路信號。當(dāng)進入故障限流模式時,故障電流對CFC 電容進行充電以達到減小線路電流上升速率的目的,通過比較器對Uc與Umax進行比較,當(dāng)Uc≥Umax時,觸發(fā)保護信號Step2,通過閉鎖首尾子模塊相連的開關(guān)器件BP,故障電流換流到DCCB 中轉(zhuǎn)移支路,以達到保護電容的目的。

1.4 CFC 與DCCB 的時序配合方案

本文采用CFC 與DCCB 共同配合方案,CFC在線路發(fā)生故障時能及時抑制故障電流上升,減小DCCB 開斷電流,其與DCCB 共同動作時序圖如圖2 所 示。其 中,t0為 故 障 發(fā) 生 時 刻,t0～t7為DCCB 控制時序各個階段時間點,對應(yīng)的解釋如下:

圖2 CFC 與DCCB 動作配合的時序圖Fig.2 Time sequence diagram of operation coordination between CFC and DCCB

t0～t1時段:此時為故障發(fā)生階段。短路電流快速上升。t0～t1通常約為0～1 ms。

t1～t2時段:此時為保護檢測延時階段。保護系統(tǒng)對故障進行測算,判斷是否發(fā)生故障。t1～t2通常為0.3 ms。

t2～t3時段:此時為保護識別延時階段。在確定故障發(fā)生后,對故障類型進行判別,并進一步確定故障發(fā)生位置。t2～t3通常為2 ms。

t3～t4時段:此時為跳閘信號發(fā)出階段。對DCCB 發(fā)出跳閘信號。t3～t4通常為0.05 ms。

t4～t5時段:此時為機械開關(guān)延時階段。DCCB觸發(fā)轉(zhuǎn)移支路,故障電流流入轉(zhuǎn)移支路。t4～t5通常為3 ms。

t5～t6時段:此時為金屬氧化物避雷器（metal oxide arrester,MOA）被擊穿階段。故障電流從轉(zhuǎn)移支路流入MOA 支路,通過較大的電流,MOA 進入中電場區(qū),產(chǎn)生較高殘壓,故障電流下降至零。t5～t6通常為5 ms。

t6～t7時段:剩余電流開關(guān)轉(zhuǎn)移,DCCB 對故障電流完成隔離與清除。t6～t7通常為3 ms。

對于CFC,t1～t′4時段動作邏輯與DCCB 一致,但CFC 的故障檢測時間t′4隨檢測判據(jù)閾值變化而變化,其t1～t′4時間長度并不固定。其中,t′4～t′5時段為CFC 的故障限流模式運行階段,使故障電流上升速率下降,為DCCB 機械開關(guān)完全斷開時刻t5爭取了時間,這也造成了CFC 與DCCB 共同動作配合這種組合的可能性。其中,t′5～t′6階段為CFC 旁路模式階段。

2 含CFC 直流電網(wǎng)故障電流計算方法

2.1 無CFC 時直流電網(wǎng)故障電流計算

為解析計算無CFC 時直流電網(wǎng)的故障電流,MMC 等效電容電壓為Us,MMC 可以等效為RLC放電電路,附錄A 圖A3 所示為發(fā)生極間短路故障時的等效電路圖。

設(shè)在故障發(fā)生前的線路電流大小為I0,當(dāng)故障發(fā)生后,電流I0會迅速上升,忽略電流轉(zhuǎn)移過程和多個開關(guān)管的通態(tài)損耗,得到的線路電流大小為:

式中:Ls和Rs分別為MMC 等效電抗和等效電阻；Leq和Req分別為線路等效電抗和等效電阻。

2.2 有CFC 時直流電網(wǎng)故障電流計算

故障發(fā)生時對于CFC 存在3 個階段:第1 個階段是t0時刻短路故障發(fā)生階段；第2 個階段是t′4時刻CFC 運行故障限流模式階段；第3 個階段是t′5時刻DCCB 完全斷開而觸發(fā)的旁路階段。

1）t0～t′4時段

t0～t′4時段為故障電流檢測與識別階段。該階段為CFC 運行的前一階段,故該階段解析表達式與式（2）一致。

2）t′4～t′5時段

附錄A 圖A4 所示為CFC 故障發(fā)生第2 個階段的等效電路圖。在t′4時刻CFC 信號開關(guān)觸發(fā)故障限流模式,開關(guān)D1、D4與雙向開關(guān)B1、B2持續(xù)導(dǎo)通,濾波電容C串入支路,C開始充電,得到此時線路電流大小為:

式中:Ic0為濾波電容電流。

將t′4代 入 式（2）可 以 得 到t′4時 刻 的 線 路 電 流Ia(t′4)=I1,設(shè)t′4時刻的電容電壓Uc(t′4)=U0,將條件代入式（3）中,得到該時段濾波電容電壓Uc和線路電流Ia的大小分別為:

3）t′5～t′6時段

附錄A 圖A5 所示為CFC 故障發(fā)生第3 個階段的等效電路圖。在t′5時刻DCCB 完成斷開動作,開關(guān)D1、S3持續(xù)導(dǎo)通,此時CFC 通過閉鎖子模塊開關(guān)器件實現(xiàn)旁路,將t′5代入式（5）中得到DCCB 動作前的線路電流Ia(t′5)=I2,DCCB 完全斷開前可等效為電阻R1,得到此時的線路電流大小為:

若在t5時刻DCCB 完成斷開動作前,CFC 電容電壓充至Umax,即t5＆gt;t′5,則將提前觸發(fā)旁路信號。將t′5代入式（5）中得到t′5時刻的線路電流Ia(t′5)=I3,則得到此時的線路電流大小為:

3 CFC 不同限流參數(shù)對故障電流的影響分析

為研究不同參數(shù)對故障電流的影響,在MATLAB 中建立如附錄A 圖A4 所示的單端系統(tǒng)模型,其各參數(shù)如附錄A 表A2 所示。設(shè)CFC 在故障發(fā)生后2 ms 投入,故障發(fā)生5 ms 時DCCB 完全斷開,U0為t′4時刻電容電壓值。通過改變CFC 等效電容參數(shù)、電容電壓上下限差值、CFC 投入時間分析故障電流變化規(guī)律。

3.1 等效電容

圖3（a）為故障發(fā)生5 ms 時故障電流隨CFC子模塊個數(shù)N與濾波電容C變化的三維圖。由圖3（a）可知,固定電容U0與Umax不變時,故障電流隨N與C的增加而減小。但在N與C同時增加到一定程度時,故障電流出現(xiàn)上升,限流效果反而下降。

圖3 CFC 等效電容對故障電流的抑制特征Fig.3 Suppression characteristic of equivalent capacitance of CFC against fault current

為研究CFC 子模塊個數(shù)N與濾波電容C的關(guān)系,引入等效電容Ccfc,如式（9）所示:

Ccfc與N、C的關(guān)系如圖3（b）所示,并于圖3（a）中繪制Ccfc值為1.06×10-4、0.5×10-4、3×10-4F所對應(yīng)的等位線。通過圖3（a）可知,限流效果與等效電容有關(guān),其并非隨Ccfc值增加呈單調(diào)關(guān)系變化,存在最佳等效電容,等效電容為1.06×10-4F 時限流效果最好,且等位線上故障電流值皆為圖3（a）故障電流最低值13.18 kA。

通過分析可知,電容越小,在有限時間內(nèi)電容電壓的上升速度越快,抑制故障電流效果越好［24］。而由圖3（a）可知,等效電容增大,CFC 限流效果也會越好,故不能僅從容值變化來判斷限流效果。因為CFC 限流的本質(zhì)是在故障電路中串入一個反電壓,而提供反電壓的元件為電容,所以從能量角度去分析CFC 限流能力更為合理。

式（10）為CFC 電容在t′4投入后的電容能量隨故障發(fā)生后時間變化的公式。

因為容值小、充電速度快,CFC 充至Umax所需時間短；而增大容值,CFC 充至Umax時間變長,但CFC 儲存能量也變大。若DCCB 動作時刻CFC 剛好充至上限,即t5=t′5,則此時的等效電容值為最佳等效電容值。

同時,由圖3（a）可知,等位線上故障電流值為同一值,則在實際選取參數(shù)時,可以根據(jù)拓撲合理地選擇CFC 子模塊個數(shù)N與濾波電容值C。

3.2 電容電壓上下限差值

圖4（a）為故障發(fā)生5 ms 時故障電流隨電容電壓最大值Umax與電容電壓初始值U0變化的三維圖,其余參數(shù)如附錄A 表A2 所示。由圖4（a）可知,N與C不變時,故障電流隨Umax與U0的增加而減小。U0固定時,故障電流隨Umax的增加,限流效果明顯；Umax固定時,故障電流隨U0的變化影響較小。

為分析差值與故障電流關(guān)系,得到Umax與U0差值的關(guān)系如圖4（b）所示,并于圖4（a）中繪制出差值為400、340、240 kV 對應(yīng)的等位線。由圖4（b）可知,上下限差值越大,對故障電流幅值抑制越明顯。在U0=100 kV 下,Umax≤100 kV 時故障電流沒有影響,這是因為此時CFC 運行并未投入；Umax＆gt;380 kV 時會出現(xiàn)上下限差值增加、故障電流沒有影響的狀況,這是因為5 ms 時DCCB 完全斷開,此時C充不滿。由圖4（a）可知,上下限差值相同等位線上的故障電流值不是處處相等。

將圖4（a）的Z軸的故障電流進行歸一化處理,并對電容電壓初始值求梯度后可得圖4（c）。圖4（c）中Z軸表示在故障發(fā)生后的t′5時刻,電壓上限值每增加5 kV 對應(yīng)的故障電流變化百分比。于圖4（c）繪制出差值為400、340、240 kV 對應(yīng)的等位線,可以看出等位線上故障電流變化梯度也隨著Umax與U0增加變化,即對故障電流抑制效果更加明顯。

圖4 CFC 電容上下限差值對故障電流抑制的特征Fig.4 Suppression characteristic of difference between upper and lower limits of CFC capacitor against fault current

即當(dāng)電壓上下限差值相同時,CFC 在t′5時刻儲存能量取決于Umax與U0的相加值,符合圖3 中故障電流隨Umax與U0變化的特性。

通過對CFC 等效電容與電容電壓上下限差值的分析,可以得出CFC 在投入時間固定時的限流能力取決于t′4至t′5時段內(nèi)CFC 儲存的能量大小,即在該情況下,應(yīng)該基于式（10）來做參數(shù)選取。

3.3 CFC 投入時間

3.1 節(jié)和3.2 節(jié)是基于投入時間固定時對CFC限流能力的參數(shù)分析,而本文研究的內(nèi)容為在與DCCB 配合下的CFC 對故障電流的抑制特性分析,而CFC 與DCCB 配合時間不一定固定,本節(jié)在CFC 與DCCB 配合時間變化下對CFC 參數(shù)進行分析。

CFC 與DCCB 配合時間有不同步投入與同步投入2 種情況。不同步投入指的是DCCB 與CFC依據(jù)不同的檢測判據(jù)閾值啟動,其中DCCB 的t0～t5保持不變,CFC 的故障檢測時間t′4隨判據(jù)閾值變化而變化。同步投入指的是DCCB 與CFC 采用相同的檢測判據(jù)閾值,即t0～t′4與t0～t4保持一致,故障檢測時間隨判據(jù)閾值變化而變化,但DCCB 機械開關(guān)延時階段固定不變,即t4～t5保持為3 ms 不變。

為研究在不同步情況下tcfc（tcfc為CFC 投入時間t′4）對故障電流的影響,改變tcfc,其他參數(shù)如附錄A表A2 所示,DCCB 在故障發(fā)生5 ms 時完全斷開,將t5代入式（2）得到5 ms 時無CFC 時的直流電網(wǎng)故障電流值,將該值與5 ms 時有CFC 投入時的直流電網(wǎng)故障電流值作差,得到了CFC 對抑制故障電流做出的貢獻值,圖5（a）為CFC 抑制的故障電流隨tcfc與Umax變化的三維圖。

圖5 不同步投入情況下CFC 投入時間對故障電流的抑制特征Fig.5 Suppression characteristic of CFC operation time on fault current in asynchronous operation

由圖5（a）可知,當(dāng)tcfc越小、Umax越大時,CFC 對故障電流幅值的抑制部分越大。圖5（b）為CFC 在tcfc與Umax變化下電容儲能的變化。由圖5（b）可知,當(dāng)Umax一定時,電容儲能隨著tcfc減小而增大到上限后不再增加,而圖5（a）中CFC 對故障電流幅值抑制效果雖然減少,但抑制的故障電流在繼續(xù)增加,則此時式（10）不再適用于分析CFC 的限流能力。在投入時間變化情況下應(yīng)選擇更為合適的判據(jù)來分析CFC 的限流能力。

圖6（a）為Umax=300 kV 下5 ms 時故障電流隨tcfc變化的限流效果圖。圖6（b）為Umax=300 kV 下,在0 ms 與2 ms 時的CFC 電容電壓隨時間變化圖。

圖6 不同步投入情況下CFC 投入時間對故障電流的影響Fig.6 Influence of CFC operation time on fault current in asynchronous operation

由圖6（a）可知,5 ms 時故障電流幅值隨著tcfc的減小而減小,而由圖6（b）可知,5 ms 時tcfc=0 ms 與tcfc=2 ms 情況下CFC 都充至上限,即2 種情況下CFC 電容儲能相同,但其充至上限所需時間不同。

圖6（b）中電容電壓充電容量與限流時間圍成的面積（紅、藍陰影部分）表示為對故障電流幅值抑制做出的貢獻［30］。通過積分計算,當(dāng)Umax=300 kV時,tcfc=0 ms 與tcfc=2 ms 所圍面積的比為1∶0.627?？梢钥闯鯟FC 投入越早,充電電流越小,電容充至上限所需時間越久,而其所圍面積對應(yīng)了2 種情況下CFC 的限流能力。

通過圖5 和圖6 分析可得,在投入時間影響條件下,并非電容電壓上限值越大,CFC 限流效果越好。同時,通過電容儲能對CFC 限流能力的判斷不再適用,而引入CFC 電容電壓限流貢獻度的分析方法更為合理。

圖7（a）展現(xiàn)了同步投入情況下CFC 其他參數(shù)不變,固定DCCB 與CFC 動作間隔時間（t′4～t5）,不同故障檢測階段時間（t1～t′4）對故障電流產(chǎn)生的限流效果影響。由圖7（a）可知,檢測故障的時間變化導(dǎo)致t′4～t5提前,其故障電流幅值變小,但也會造成DCCB 限流動作不可靠的風(fēng)險。

圖7 同步投入情況下CFC 投入時間對故障電流的影響Fig.7 Influence of CFC operation time on fault current in synchronous operation

通過對CFC 不同步投入與同步投入的分析,可以得出以下結(jié)論:

1）對于不同步投入情況,CFC 對故障電流幅值的抑制程度取決于限流階段電容充電電壓的貢獻。通過圖6 的分析,可以得到電流越小時,充電時間越長,充電電壓與時間所圍面積越大,其對電流幅值的抑制貢獻也越大。但過晚的投入會導(dǎo)致Umax增加,不會提高限流效果,故在不同步投入情況下,應(yīng)該考慮t′4與Umax的關(guān)系合理進行參數(shù)選擇。

2）對于同步投入情況,CFC 與DCCB 投入時間越早,故障電流越小,CFC 的貢獻度會越低,因故障電流較小時,電容充電慢,導(dǎo)致故障電流轉(zhuǎn)移至DCCB 的MOA 支路時CFC 也未充至上限。但其故障檢測早導(dǎo)致DCCB 投入時間早,所以斷開時故障電流幅值越小,但對DCCB 開斷速度要求很高,限流動作越不可靠［31］。故在限流需求不是很強的時候,應(yīng)該在滿足充滿的條件下進行限流,減少限流動作不可靠的風(fēng)險。

4 仿真分析

為驗證CFC 限流參數(shù)分析的正確性,在PSCAD 中搭建了如附錄A 圖A6 所示的含CFC 的四端柔性直流電網(wǎng)仿真模型,在不同條件下進行CFC 對故障電流限流的仿真驗證,其中仿真系統(tǒng)參數(shù)如附錄A 表A3—表A5 所示。

4.1 故障電流計算方法仿真驗證

為驗證第2 章中含CFC 直流電網(wǎng)故障電流的計算方法,進行不同故障條件下有無CFC 的故障限流對比。設(shè)tcfc=2 ms,故障發(fā)生在換流站MMC3 近端與遠端時,金屬性故障下的故障電流與CFC 電容電壓如圖8 所示。

由圖8 可知,在金屬性故障下近端與遠端所有階段的電流和CFC 電容電壓變化曲線與計算曲線基本擬合,即本文對故障電流計算分析的準確性較高。由圖8（a）和（c）可知,在金屬性故障情況下,遠端故障電流幅值大于近端電流幅值,圖8（b）和（d）顯示了故障發(fā)生后的電容電壓的變化情況,其中,通過對藍色陰影面積進行積分計算,可以得到近端與遠端的面積比為1∶0.81。由此可以看出,線路上的阻抗大小對CFC 的限流效果影響較大。

圖8 金屬性故障下CFC 抑制故障電流效果Fig.8 Effect for CFC for suppressing fault current with metallic fault

過渡電阻為20 Ω 的情況下CFC 抑制故障電流的效果如附錄A 圖A7 所示。由圖A7（a）和（c）可知,在過渡電阻為20 Ω 的情況下近端與遠端所有階段的故障電流和CFC 電容電壓變化曲線與計算曲線也基本擬合。對圖A7（b）和（d）藍色陰影面積進行積分計算,可以得到近端與遠端的面積比為1∶0.67,即在非金屬故障條件下,CFC 在近端與遠端的限流差距增大。

4.2 參數(shù)分析仿真

為驗證第3 章對限流參數(shù)的研究分析,在PSCAD 仿 真 模 型 中 設(shè) 置CFC 參 數(shù),t′1～t′4為2 ms,t5=5 ms,Umax=300 kV,分別選取圖3 中3 組等效電容參數(shù)1.06×10-4、0.5×10-4、3×10-4F 進行仿真驗證,其余參數(shù)如附錄A 表A5 所示,其仿真結(jié)果如圖9 所示。

圖9（a）為等效電容為1.06×10-4、0.5×10-4、3×10-4F 時CFC 對故障電流的抑制效果。從圖中可以明顯看出等效電容為1.06×10-4F 時CFC 對故障電流的抑制效果最好,符合第3 章對等效電容的分析。圖9（b）為3 個不同等效電容情況下的CFC電容電壓變化。根據(jù)積分計算可以得出藍色、紅色、黑色陰影面積比為1∶1.94∶0.75,對應(yīng)了圖9（a）中故障電流幅值抑制的程度大小,即CFC 對故障電流的抑制效果取決于電容電壓對故障電流幅值的抑制貢獻。

圖9 不同等效電容下CFC 抑制故障電流效果Fig.9 Effect of CFC for suppressing fault current with different equivalent capacitances

附錄A 圖A8 為取圖3 中3 組上下限差值（400 、340、240 kV）下的仿真圖。除Umax外其他參數(shù)與附錄A 表A5 一致。圖A8（a）為故障電流仿真結(jié)果,可以明顯看出差值越大,對應(yīng)的限流效果越好,符合第3 章對電容電壓上下限差值的分析。圖A8（b）為CFC 電容電壓變化情況,Umax=270 kV 與Umax=370 kV 的電容先后充至上限,Umax=430 kV 電容在t5時刻也未充滿,即在Umax選擇時應(yīng)充分考慮t5時刻充電情況。

附錄A 圖A9 為不同CFC 投入時間對故障電流的影響,除Umax外其他參數(shù)與附錄A 表A5 一致,由圖A9（a）可以看出t′4越小,其限流效果越好。Umax=300 kV 時,由圖A9（b）可看出,t′4為0.5 ms 時電容電壓充電容量與限流時間圍成的面積大于t′4為2 ms時的面積,即投入時間越早,CFC 對故障電流幅值抑制的貢獻越大。而投入時間t′4為4 ms 時300 kV電容電壓上限值和400 kV 電容電壓上限值對故障電流幅值的抑制程度一致,通過圖A9（b）可知,此為投入時間電容未充至上限導(dǎo)致,符合第3 章對CFC投入時間的分析。

5 結(jié)語

為抑制多端柔性直流電網(wǎng)的短路電流,本文對CFC 故障電流抑制特性進行分析,研究了其拓撲結(jié)構(gòu)和工作原理,以及其在故障發(fā)生階段的控制策略和與DCCB 配合的動作時序。文中對于故障發(fā)生時不同階段的CFC 等效模型進行了推導(dǎo),對故障電流表達式進行了計算分析,并針對分析結(jié)果研究了不同限流參數(shù)對故障電流的影響。通過仿真驗證了CFC 故障電流解析式與不同限流參數(shù)分析結(jié)論的準確性。分析結(jié)果表明,CFC 限流存在最佳等效電容,且電容電壓上下限差值越大,對故障電流幅值抑制越明顯。對于CFC 與DCCB 配合時間的分析表明,CFC 對故障電流幅值的抑制程度取決于限流階段電容充電電壓的貢獻。

分析與仿真驗證表明,CFC 能有效減小故障電流幅值；CFC 在非時間參數(shù)影響下對故障電流抑制的能力取決于CFC 的電容儲能；CFC 對故障電流的抑制效果在非同步投入情況下取決于電容電壓對故障電流幅值的抑制貢獻。本文研究內(nèi)容能夠為CFC 故障限流能力參數(shù)選擇提供參考,當(dāng)拓撲變化后,本文研究的參數(shù)分析方法仍有適用性,即可綜合考量經(jīng)濟性以及實際投入模塊需求來選擇最優(yōu)參數(shù)。

CFC 的故障限流應(yīng)考慮和主保護的配合,本文僅對CFC 限流過程與DCCB 配合的抑制特性進行分析,對主保護靈敏度的影響還有待分析,重啟過程和DCCB 與主保護的配合也是下一步的研究方向。

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。