荊劉攀,李朝霞,顧 娟,呂曉舉,陳福偉

(1.西藏農(nóng)牧學(xué)院 水利土木工程學(xué)院,西藏 林芝 860000; 2.西藏農(nóng)牧學(xué)院 電氣工程學(xué)院,西藏 林芝 860000)

0 引 言

青藏直流聯(lián)網(wǎng)工程?hào)|起青海柴達(dá)木換流站,西至西藏拉薩換流站,輸電距離約為1 038 km,2011年11月底雙極建成投入運(yùn)行,結(jié)束了西藏電網(wǎng)長(zhǎng)期以來的孤網(wǎng)狀態(tài),將藏中電網(wǎng)納入全國(guó)電網(wǎng)統(tǒng)一運(yùn)行。西藏地區(qū)網(wǎng)內(nèi)電源多為水電機(jī)組,在枯水期電力缺額較大,對(duì)青藏直流平衡電網(wǎng)功率依賴較強(qiáng),加之青藏直流工程建成后藏中電網(wǎng)呈現(xiàn)出“大直流、小交流、弱電網(wǎng)”的特征[1],因此,保證青藏直流的穩(wěn)定運(yùn)行對(duì)西藏電網(wǎng)有重要意義。

然而,青藏直流聯(lián)網(wǎng)工程由于建設(shè)年代較早、工程難度大,選擇了傳統(tǒng)直流輸電方案,與目前發(fā)展迅速的基于模塊化多電平換流器的柔性直流輸電技術(shù)(MMC-HVDC)相比,需要更多的配套設(shè)施,占地面積大,系統(tǒng)穩(wěn)定性也不如后者。因此,開展將青藏直流聯(lián)網(wǎng)工程改造成為柔性直流輸電系統(tǒng)的研究很有必要。目前,已有相關(guān)研究驗(yàn)證了MMC-HVDC在發(fā)生不同程度的交流側(cè)故障時(shí),對(duì)換相失敗問題具有改善作用[2],可見MMC-HVDC在提高青藏直流輸電穩(wěn)定性方面具有可行性。除換相失敗問題外,在青藏直流聯(lián)網(wǎng)工程運(yùn)行過程中,直流側(cè)故障也時(shí)有發(fā)生,嚴(yán)重的直流側(cè)故障甚至?xí)?dǎo)致?lián)Q流器閉鎖,引發(fā)大面積停電事故。因此,直流側(cè)故障也是青藏柔性直流輸電系統(tǒng)設(shè)計(jì)過程中應(yīng)當(dāng)重點(diǎn)關(guān)注的問題。

相較于電纜,架空線路發(fā)生短路故障的概率更大,青藏直流采用了架空線的方案,輸電距離長(zhǎng)、造價(jià)高,且線路最高海拔5 300 m,平均海拔在4 650 m左右,直流側(cè)故障清除和故障保護(hù)問題顯得更為重要。目前柔性直流輸電系統(tǒng)直流側(cè)故障的研究多圍繞故障電流特性及限流保護(hù)展開。文獻(xiàn)[3-9]從子模塊電容放電機(jī)理出發(fā),通過研究元件暫態(tài)能量變化建立了故障電流的解析方程,得到系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)、橋臂電氣參數(shù)及故障距離等對(duì)故障電流的影響。直流側(cè)故障發(fā)生后,換流器橋臂會(huì)承受較大的過電流,針對(duì)橋臂的限流保護(hù)方法主要有3種:文獻(xiàn)[10-12]對(duì)子模塊拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)進(jìn)行了重新設(shè)計(jì),通過嵌入有源元件與反并聯(lián)晶閘管等方法使得子模塊具有自清除故障能力;文獻(xiàn)[13-15]通過并聯(lián)橋臂旁路法、附加限流器法、改進(jìn)型雙晶閘管法對(duì)橋臂電流加以限制,文獻(xiàn)[16]設(shè)計(jì)了一種主動(dòng)接地式的橋臂轉(zhuǎn)移電路拓?fù)?也達(dá)到了同樣的效果;文獻(xiàn)[17-20]通過改進(jìn)MMC-HVDC系統(tǒng)的控制策略,實(shí)現(xiàn)了子模塊及橋臂的主動(dòng)限流。

在上述研究基礎(chǔ)上重新推導(dǎo)真雙極結(jié)構(gòu)的MMC-HVDC單極接地狀態(tài)下的故障電流流通路徑,建立換流器閉鎖前后不同階段的數(shù)學(xué)模型與等效電路,推導(dǎo)換流器電氣參數(shù)對(duì)故障電流的影響,并在PSCAD/EMTDC中根據(jù)青藏直流的實(shí)際運(yùn)行狀態(tài)進(jìn)行了仿真驗(yàn)證。

1 真雙極MMC-HVDC系統(tǒng)

為了適應(yīng)柔性直流輸電網(wǎng)電壓等級(jí)和輸電容量不斷提高的需求,實(shí)際工程中通常使用與傳統(tǒng)直流輸電系統(tǒng)類似的真雙極結(jié)構(gòu),如圖1所示。換流站由上、下2個(gè)結(jié)構(gòu)相同的換流器組成;換流站的一極通常需要串聯(lián)平波電抗器;上、下2個(gè)換流器的公共點(diǎn)通過接地極實(shí)現(xiàn)站內(nèi)接地。

圖1 真雙極MMC-HVDC系統(tǒng)

單端換流站的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖2所示,每個(gè)換流器有3個(gè)相單元共6條橋臂,每條橋臂由n個(gè)子模塊(SM)與1個(gè)橋臂電抗器L0串聯(lián)組成。組成單個(gè)子模塊的主要元器件分別為2個(gè)絕緣柵雙極晶體管(IGBT)VT1和VT2、2個(gè)反并聯(lián)二極管VD1和VD2以及1個(gè)直流側(cè)電容器C0。子模塊之間通過串聯(lián)接入主電路,換流器通過橋臂上各個(gè)子模塊的直流側(cè)電容電壓來支撐直流母線電壓udc。

圖2 真雙極MMC-HVDC系統(tǒng)單端換流站拓?fù)?/p>

以單端換流站a相單元為例,udc為直流側(cè)正負(fù)母線間電壓;udc,u和udc,d分別為上、下?lián)Q流器直流側(cè)正、負(fù)母線相較于直流側(cè)中性點(diǎn)O的電壓;上、下?lián)Q流器交流側(cè)輸出電壓與輸出電流分別為uva,u、iva,u和uva,d、iva,d;同一橋臂上所有子模塊構(gòu)成的橋臂電壓為ura,l(r=p、n分別為上、下橋臂,l=u、d分別為上、下?lián)Q流器,下同);流過該橋臂的電流為ira,l;Lac為換流器交流出口到交流系統(tǒng)間的等效電感;L0為橋臂電抗器電感;R0為該橋臂運(yùn)行損耗的等效電阻。根據(jù)基爾霍夫電壓定律可得真雙極MMC-HVDC系統(tǒng)單側(cè)穩(wěn)態(tài)數(shù)學(xué)模型如下:

(1)

2 真雙極MMC-HVDC系統(tǒng)直流側(cè)單極接地故障分析

考慮到實(shí)際情況下單極接地故障發(fā)生概率要比極間短路故障高得多,且對(duì)于真雙極系統(tǒng),極間短路故障可以等效看作正負(fù)極直流母線各自發(fā)生單極接地故障,因此主要研究真雙極系統(tǒng)單極接地故障下的暫態(tài)特性。

MMC-HVDC發(fā)生直流側(cè)單極接地故障后,觸發(fā)脈沖將在數(shù)毫秒內(nèi)閉鎖以保護(hù)IGBT,因此換流器閉鎖前后的故障特性是完全不同的。在換流器閉鎖前,故障電流的主要成分為子模塊電容放電電流,電容放電電流上升速率極快,通常在1 ms內(nèi)可達(dá)10 kA級(jí)。換流器閉鎖后,故障電流主要來自于交流系統(tǒng)三相短路電流,對(duì)于真雙極系統(tǒng),可以采用及時(shí)斷開交流斷路器的方案,降低交流電流在子模塊反并聯(lián)二極管中的流通時(shí)間,以保護(hù)電路元件。

2.1 換流器閉鎖前的故障特性

在MMC-HVDC系統(tǒng)正常運(yùn)行時(shí),每相單元有n個(gè)子模塊處于投入狀態(tài),故障發(fā)生后,子模塊內(nèi)IGBT處于導(dǎo)通狀態(tài),不能立刻關(guān)斷。此時(shí),故障電流依次流經(jīng)故障點(diǎn)、接地極、3個(gè)并聯(lián)的相單元、平波電抗器、直流斷路器(DCCB)、直流線路,最終注入到故障點(diǎn)。換流器閉鎖前,除了有直流側(cè)的故障電流注入外,交流系統(tǒng)也經(jīng)換流變壓器、橋臂電抗器,向各橋臂注入故障電流交流分量[21]。換流器觸發(fā)閉鎖脈沖前的故障電流分布及流向如圖3所示。

圖3 換流器閉鎖前的故障電流分布

為了便于計(jì)算橋臂流過故障電流的交直流分量,以下將采用疊加定理對(duì)故障電流進(jìn)行分析。如圖4所示,單極接地故障發(fā)生后,子模塊電容放電電流是故障電流直流分量的主要來源。

圖4 故障電流直流分量流通路徑

可以進(jìn)一步作出3個(gè)相單元直流側(cè)電容放電的等效電路如圖5所示。

圖5 閉鎖前MMC直流側(cè)等效電路圖

在圖5中,投入的子模塊電容電壓和為udc/2;三相等效電容為Ceq,則:

(2)

以Req為回路元件損耗電阻,為直流線路電阻與短路電阻折算值之和。

(3)

Leq表示橋臂電抗器電感,為平波電抗器以及故障線路電感之和。

(4)

此階段的微分方程為

(5)

接下來分析故障電流的交流分量,以b、c相為例,交流系統(tǒng)向換流器注入故障電流的路徑如圖6所示,故障電流經(jīng)反并聯(lián)二極管在橋臂上流動(dòng)。

圖6 故障電流交流分量流通路徑

從交流出口向換流器內(nèi)部看,單極接地故障近似于發(fā)生三相短路故障,故障電流實(shí)際為穩(wěn)態(tài)交流分量與衰減的直流分量的疊加。以a相為例,假設(shè)交流系統(tǒng)a相電源電壓為us,a=U1sinωst(ωs為工頻角頻率),則交流系統(tǒng)a相向換流器注入短路電流ia的表達(dá)式為

(7)

I10和I20為故障前后交流分量的瞬時(shí)值;τ1為交流側(cè)時(shí)間常數(shù),取決于回路中的電感與電阻;Lac與Rac分別為交流系統(tǒng)等效電勢(shì)到換流器交流出口之間的等效電感與等效電阻。

由圖3可知,換流器閉鎖前橋臂電流為直流側(cè)電容放電電流與交流短路電流的疊加,可得到換流器a相上、下橋臂電流分別為

(8)

2.2 換流器閉鎖后的故障特性

與上文推導(dǎo)的交流側(cè)短路電流流通特性相似,換流器閉鎖后,交流電流只能通過VD2在橋臂子模塊中流動(dòng),此時(shí)換流器的等效電路如圖7所示,近似于三相不控整流電路。

圖7 真雙極系統(tǒng)閉鎖后的MMC等效電路

換流器閉鎖后,雖然子模塊電容不再放電,但由于橋臂電感的存在,其儲(chǔ)存的能量仍將通過子模塊中的反并聯(lián)二極管向直流側(cè)釋放故障電流。換流器閉鎖后,橋臂電感持續(xù)振蕩放電,其構(gòu)成的故障電流直流分量由于回路阻抗的存在逐漸衰減至零,而交流分量在交流斷路器動(dòng)作前將持續(xù)存在并維持穩(wěn)定。

以a相為例,同樣假設(shè)交流系統(tǒng)a相電源電壓為us,a=U1sinωst,I30為閉鎖時(shí)刻橋臂電流初始值,則換流器閉鎖后a相上、下橋臂流過的短路電流如下:

(9)

在交流斷路器動(dòng)作前,由于橋臂電感的放電過程,此時(shí)橋臂電流存在直流偏置現(xiàn)象,直流分量在上下橋臂間環(huán)流,交流系統(tǒng)持續(xù)注入交流分量,最終各電氣量將在回路阻抗作用下達(dá)到穩(wěn)定值;交流斷路器動(dòng)作后,交流系統(tǒng)不再注入電流,橋臂電流將逐漸衰減,衰減時(shí)間由短路電阻與橋臂電感共同作用影響。

3 仿真驗(yàn)證

為驗(yàn)證理論推導(dǎo)的正確性,在PSCAD/EMTDC中根據(jù)青藏直流實(shí)際運(yùn)行數(shù)據(jù)搭建真雙極MMC-HVDC系統(tǒng)(如圖1所示),系統(tǒng)運(yùn)行參數(shù)見表1。

表1 真雙極結(jié)構(gòu)下青藏柔性直流輸電系統(tǒng)的主要參數(shù)

該模型仿真了真雙極MMC-HVDC系統(tǒng),在t0=3.0 s時(shí)發(fā)生直流母線正極接地故障,t1=3.3 s時(shí)交流斷路器跳閘,獲得直流母線上的故障電流如圖8所示。

圖8 直流側(cè)線路故障電流

故障過程共分為5個(gè)階段:階段1為故障發(fā)生至換流器閉鎖,在此階段故障電流主要成分為子模塊電容放電電流,故障電流上升速率極快,在數(shù)毫秒內(nèi)達(dá)到10 kA級(jí);階段2為換流器觸發(fā)閉鎖脈沖后的極短時(shí)間,在此階段橋臂電容釋放自身儲(chǔ)存的能量,使故障電流達(dá)到峰值,隨后故障電流的直流分量進(jìn)入振蕩衰減狀態(tài);階段3在回路阻抗作用下,故障電流的直流分量不斷衰減,交流短路電流成為故障電流的主要來源;階段4故障電流的直流分量達(dá)到穩(wěn)態(tài),故障電流短時(shí)間內(nèi)不再劇烈變化;階段5開始時(shí)交流斷路器跳閘,交流系統(tǒng)不再向換流器饋入短路電流,故障電流來源為橋臂電感釋放剩余能量,并在回路阻抗作用下逐漸衰減至零。

發(fā)生接地故障后,正極母線對(duì)地電壓跌落為零,負(fù)極母線對(duì)地電壓不變,仍能維持一定的功率輸送水平,如圖9所示;上換流器交流斷路器跳閘,不再向直流側(cè)傳輸功率,此時(shí)整個(gè)系統(tǒng)傳輸?shù)墓β氏陆?約為額定值的1/2,如圖10所示。

圖9 直流母線電壓

圖10 單極接地故障下青藏MMC-HVDC系統(tǒng)傳輸功率

與直流母線上的故障電流特性相似,故障極換流器的橋臂電流變化如圖11～13所示。

圖11 整流側(cè)上端換流器A相上橋臂電流波形

圖12 整流側(cè)上端換流器閥側(cè)電流波形

圖13 整流側(cè)上端換流器閥側(cè)電壓波形

故障發(fā)生后,橋臂電流因?yàn)樽幽K電容放電而迅速增大,此時(shí),流過IGBT與反并聯(lián)二極管的電流將在極短時(shí)間內(nèi)超過額定值,并對(duì)橋臂電感充能。閉鎖后,橋臂電感釋放儲(chǔ)能流過反并聯(lián)二極管,此時(shí)橋臂電流也達(dá)到峰值,隨后系統(tǒng)進(jìn)入不控整流狀態(tài),交流分量不變,直流分量開始衰減。最后,由于交流斷路器動(dòng)作,橋臂電流逐漸衰減為0。

由于站內(nèi)接地的緣故,上換流器的故障電流被隔離,下?lián)Q流器運(yùn)行狀態(tài)基本不受影響,在短暫波動(dòng)后迅速恢復(fù)正常。由圖14～16可知,下?lián)Q流器基本不受直流母線正極接地故障的影響。

圖14 整流側(cè)下端換流器A相上橋臂電流波形

圖15 整流側(cè)下端換流器閥側(cè)電流

圖16 整流側(cè)下端換流器閥側(cè)電壓

4 結(jié) 語(yǔ)

1)真雙極MMC-HVDC系統(tǒng)發(fā)生單極接地故障后,故障電流的主要來源為子模塊電容放電,故障電流上升速率極快,短時(shí)間內(nèi)就達(dá)到10 kA級(jí);換流器閉鎖后的極短時(shí)間內(nèi),橋臂電感會(huì)釋放儲(chǔ)能,使橋臂電流達(dá)到峰值,此時(shí)反并聯(lián)二極管會(huì)承受較大的過電壓。換流器閉鎖后的故障電流大于閉鎖前,因此,青藏柔性直流輸電系統(tǒng)需要在系統(tǒng)閉鎖前及時(shí)跳開直流斷路器以保護(hù)電路元件。

2)故障電流受橋臂電感與短路電阻的影響較大。增大短路電阻會(huì)削弱故障后的沖擊電流,同時(shí)加快故障電流直流分量的衰減,降低交流斷路器跳閘后的息弧時(shí)間;增大橋臂電感也會(huì)減小故障后的沖擊電流,但同時(shí)也會(huì)延長(zhǎng)故障電流直流分量的衰減時(shí)間,過大的橋臂電感甚至?xí)绊懙较到y(tǒng)的穩(wěn)定。

3)由于目前大容量直流斷路器技術(shù)尚不成熟,采用真雙極結(jié)構(gòu)的青藏柔性直流輸電系統(tǒng)在發(fā)生單極接地故障時(shí),可以采用跳開故障極交流斷路器的方案保護(hù)電路元件。此時(shí),非故障極電壓基本維持不變,整個(gè)系統(tǒng)仍可傳輸1/2左右的額定功率。