單相斷路器跳閘對逆變器換相的影響

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)濟技術研究院,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)技術教育部工程研究中心(新疆大學),新疆維吾爾自治區(qū) 烏魯木齊 830047)

0 引言

我國能源中心與負荷中心相距較遠，直流輸電系統(tǒng)因其大容量、遠距離的特點而受到廣泛關注[1]。但其結構復雜，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)外學者的研究多基于逆變側(cè)交直交互關系展開[2—5]。文獻[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特性不同。文獻[8]分析了交流系統(tǒng)非對稱故障時負序電壓分量對換相失敗準確判別的影響。文獻[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行了仿真驗證。文獻[10]基于換流方程推導了關斷角表達式，指出交流系統(tǒng)非對稱故障時，換流母線電壓過零點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保護動作隔離故障[11]會導致系統(tǒng)再次受到?jīng)_擊，可能導致?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，推導斷路器跳閘后換流母線電壓表達式，分析換流母線電壓特性，研究其對關斷角的影響，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到使其關斷的要求，從而導致?lián)Q相失敗[12]。當關斷角γ小于臨界關斷角γmin時，可認為換相失敗[2]。γ的數(shù)學表達式為[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分別為正常運行時的換相角及關斷角；μ′,γ′分別為對稱故障時的換相角及關斷角；γ″為非對稱故障時的關斷角。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、零序網(wǎng)絡的系統(tǒng)等值阻抗。文中下標(1), (2), (0)分別表示對應電氣量的正、負、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前移程度，若Zf較大，逆變器不會換相失敗[16—17]。假設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)絡圖如圖6所示。

圖6 斷路器跳閘后A相三序網(wǎng)絡圖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，文中認為正序、負序阻抗相同[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，與跳閘前故障相電壓及過渡電阻無關。以AB線電壓為例，將式(13)中相量轉(zhuǎn)變?yōu)橹苯亲鴺诵问剑矗?/p>

(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，詳細推導過程見附錄A。

(15)

式中：Φab為偏移角，分為過零點前移角和后移角，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，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]。在實際工程應用中，還應考慮鎖相環(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前移是導致關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。

3 仿真驗證

文中采用PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)仿真軟件，基于CIGRE直流標準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。斷路器跳閘后，CA線電壓過零點前移角過大導致γ<γmin，發(fā)生換相失敗。基于受端單回線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，超前于正常運行時相位角，即φ增大。仿真結果與理論分析一致。

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

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

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

4 結語

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) 推導出單相斷路器跳閘后換流母線電壓表達式。分析得出斷路器跳閘后，換流母線電壓產(chǎn)生較大過零點前移角，是導致逆變器關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。

(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前移，導致關斷角減小，嚴重時會發(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。