含高比例分布式電源的直流配電系統(tǒng)故障恢復(fù)過電壓機(jī)理及其抑制

劉海金,靳鶴志,王金浩,王亮,溫偉杰,李斌

(1.國網(wǎng)山西省電力公司電力科學(xué)研究院,太原 030000; 2.天津大學(xué) 電氣自動化與信息工程學(xué)院,天津 300072)

0 引 言

目前,隨著可再生能源通過分布式發(fā)電的方式以多點、分散的方式接入配電網(wǎng),傳統(tǒng)的交流配電網(wǎng)難以滿足實際應(yīng)用要求[1],隨著電源和負(fù)荷日趨直流化,直流配電系統(tǒng)可減少電能變換環(huán)節(jié)、提升系統(tǒng)運(yùn)行效率、便于直流電源與負(fù)荷接入、無須考慮相角和頻率問題,是智能配電技術(shù)的重要發(fā)展方向[2-7]。

作為直流配電系統(tǒng)的核心設(shè)備,基于全控型電力電子器件的電壓源型換流器可以根據(jù)交/直流轉(zhuǎn)換功能的不同,進(jìn)一步細(xì)分為基于兩電平VSC(voltage source converter)的AC/DC換流器和基于buck-boost電路的DC/DC換流器。各換流器的直流側(cè)均配置一定的電容,正常工況下該電容可以吸收電流波動,起到穩(wěn)定直流系統(tǒng)電壓的作用;但故障工況下,該電容向故障點快速放電,故障電流上升快、幅值高且無自然過零點。考慮換流器中的電力電子器件抗浪涌能力差,故障電流與器件脆弱性之間存在尖銳矛盾,浪涌電流沖擊對電力電子器件帶來潛在威脅[8]。

針對故障浪涌電流沖擊問題,為降低直流斷路器的動作速度、開斷容量等技術(shù)要求[9-10],不少學(xué)者圍繞限流問題開展系列研究。文獻(xiàn)[11-13]提出采用斬波調(diào)制技術(shù)、并聯(lián)型配電網(wǎng)無功補(bǔ)償裝置、旁路電感和串聯(lián)電感等方式限制故障電流以防止設(shè)備損壞;文獻(xiàn)[14-16]從柔性直流配電系統(tǒng)故障分析的角度,分析直流系統(tǒng)和交流系統(tǒng)故障暫態(tài)全過程以及不同故障位置、故障隔離方法下對直流配電網(wǎng)的影響,進(jìn)而提出限流方案;文獻(xiàn)[17-18]提出限流式直流斷路器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)并驗證在直流配電網(wǎng)中的限流作用;文獻(xiàn)[19-21]基于改進(jìn)換流器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)實現(xiàn)直流線路短路電流的有效抑制。

目前所提限流方案主要分為以下三種技術(shù)路線:在線路中裝設(shè)限流裝置;采用具備限流功能的直流斷路器;改進(jìn)換流器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)從電源側(cè)降低故障回路的系統(tǒng)源電壓等。從單一的故障回路考慮,以上技術(shù)方案對故障電流均有較好的效果,可以顯著降低直流斷路器的開斷技術(shù)要求。然而,實際直流配電系統(tǒng)往往是多換流器并網(wǎng)系統(tǒng),目前的研究往往只關(guān)心如何限制某個換流器的故障饋流,但未考慮不同換流器之間的配合問題。前期研究發(fā)現(xiàn),當(dāng)各換流器出口限流參數(shù)配置不合理時,各換流器支撐電容電壓跌落速度不一致,故障點隔離后的系統(tǒng)恢復(fù)過程中各換流器經(jīng)過線路電感、電容等雜散參數(shù)形成不可控的多階振蕩,伴隨出現(xiàn)浪涌電流和顯著過電壓(最高可達(dá)2 p.u.),對電力電子器件的安全、電纜線路的絕緣性能等造成嚴(yán)重威脅。

為了厘清故障隔離后系統(tǒng)恢復(fù)過程中的過電壓產(chǎn)生機(jī)理并提出相應(yīng)抑制措施,文中分析了直流配電系統(tǒng)中兩電平VSC和DC/DC換流器故障特征,進(jìn)一步通過等效電路揭示了故障隔離后各換流器之間的過電壓產(chǎn)生機(jī)理及影響因素,提出基于限流參數(shù)匹配設(shè)計的過電壓抑制方法,并在PSCAD/EMTDC中驗證了該方法的有效性。

1 直流配電系統(tǒng)典型結(jié)構(gòu)與故障特征

1.1 直流配電系統(tǒng)典型結(jié)構(gòu)

典型直流配電系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1所示,主要包括配電臺區(qū),光伏和儲能等分布式電源,本地負(fù)載等。其中,配電臺區(qū)是與交流主網(wǎng)相連的配電變壓器供電范圍,具有天然的交流屬性,必須經(jīng)過AC/DC換流器并入低壓直流系統(tǒng)。光伏、儲能、直流負(fù)載等具有直流端口屬性,可經(jīng)DC/DC換流器并入低壓直流系統(tǒng)。

圖1 直流配電系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

實現(xiàn)交直流系統(tǒng)互聯(lián)的電壓源型AC/DC換流器主要包括兩電平VSC和模塊化多電平換流器MMC等。但在低壓供電場景下,由于不受IGBT器件直串均壓技術(shù)難題的限制,兩電平VSC的器件少、成本低、可靠性高的優(yōu)勢凸顯。而且,由于必須采用PWM調(diào)制來獲得對稱三相交流電壓,MMC不再具備損耗低的優(yōu)勢。為此,兩電平VSC被認(rèn)為在低壓柔性直流供電系統(tǒng)中更具實用價值,其拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 兩電平VSC拓?fù)?/p>

兩電平VSC包括三相六橋臂,每相由上、下兩個橋臂組成,借助兩組開關(guān)器件來控制橋臂的導(dǎo)通和關(guān)斷,開關(guān)器件由IGBT和反并聯(lián)的二極管組成,圖中IGBT由T1～T6表示,續(xù)流二極管由D1～D6表示,在換流電路直流側(cè)出口處,接有支撐電容C,用于維持直流電壓穩(wěn)定。

實現(xiàn)高低壓直流變換的DC/DC換流器主要包括隔離型和非隔離型兩大類。其中,隔離型以輸入串聯(lián)輸出并聯(lián)的雙有源橋(ISOP-DAB)及其變形為主;非隔離型以Buck-Boost電路及其變形為主。相比于ISOP-DAB,Buck-Boost電路僅需要1/4甚至更少的器件,在低壓直流供電系統(tǒng)中具有很好的應(yīng)用價值。需要說明,光伏用DC/DC(低壓側(cè)流向高壓側(cè))和直流負(fù)載用DC/DC(高壓側(cè)流向低壓側(cè))功率方向單一,其拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)可進(jìn)一步簡化成單向功率型DC/DC,如圖3(a)和圖3(b)所示。

圖3 DC/DC換流器拓?fù)?/p>

如圖3(a)所示,CL和CH分別為低壓側(cè)和高壓側(cè)支撐電容,G1為IGBT,D1為二極管,L為電感,當(dāng)G1導(dǎo)通時,低壓側(cè)電容CL向電感L放電,將電場能量轉(zhuǎn)變?yōu)榇艌瞿芰?當(dāng)G1關(guān)斷后,電感電流向高壓側(cè)電容CH充電,將磁場能量轉(zhuǎn)變成電場能量,由此實現(xiàn)功率從低壓側(cè)向高壓側(cè)傳遞。同理,圖3(b)所示的DC/DC換流器僅能實現(xiàn)功率從高壓側(cè)向低壓側(cè)傳遞,其中二極管D可避免高壓側(cè)線路故障時DC/DC換流器支撐電容對故障點放電。

儲能電站在直流系統(tǒng)中起到平抑功率波動的作用,在電能過剩時,作為負(fù)載來吸收功率;在電能不足時,作為電源來釋放功率。因此,儲能并網(wǎng)用DC/DC必須具備雙向功率流動需求,其拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖3(c)所示,具有兩種工作模式:Buck降壓模式和Boost升壓模式。Buck模式下,G2、D2處于工作狀態(tài);Boost模式下,G1、D1處于工作狀態(tài);為了保證功率波動狀態(tài)下的電壓穩(wěn)定,高低壓側(cè)電容均有容值限制。

1.2 故障電流及各端口電壓特征

直流配電系統(tǒng)的直流故障包括雙極短路故障、單極接地故障和斷線故障,其中雙極短路故障對系統(tǒng)影響最大,因此以雙極短路故障為例分析換流器閉鎖前的故障特征。圖3(b)所示的負(fù)載用DC/DC集成了單向二極管,當(dāng)高壓側(cè)直流系統(tǒng)故障時,二極管自動阻斷高壓側(cè)支撐電容CH向故障點的放電路徑;CH和CL中的能量可維持負(fù)載的短時運(yùn)行。此時,CH中的電壓跌落速度與故障回路無關(guān),僅由支撐電容參數(shù)及負(fù)載水平?jīng)Q定。而對于兩電平VSC和圖3(a)和圖3(b)所示的光伏及儲能用DC/DC,雙極短路故障下,支撐電容均以故障回路作為放電路徑,其放電速度與故障回路緊密相關(guān)。為此,本節(jié)重點分析換流器支撐電容放電階段的暫態(tài)過程。

當(dāng)線路上發(fā)生雙極短路故障時,VSC和DC/DC換流器支撐電容對故障點放電的等效電路均可簡化為圖4,圖中L/2、R/2分別為直流側(cè)正負(fù)極出口到故障點線路的等值電感和等值電阻,由于直流線路的等值電容遠(yuǎn)小于換流器支撐電容,可忽略不計。

圖4 電容放電階段等效電路

設(shè)故障發(fā)生前支撐電容初始電壓為U0,直流線路電流初始值為I0。雙極短路故障發(fā)生后,換流器支撐電容C對故障點放電的動態(tài)過程可以表示為式(1),由于直流線路的等值電阻及故障電阻很小,其阻尼一般滿足R≤2(L/C)1/2,故支撐電容放電為二階欠阻尼振蕩過程,式(1)的特征根是一對共軛復(fù)數(shù),如式(2)所示。

(1)

(2)

(3)

式中:

由于直流線路的等值電阻及故障電阻較小,對于放電回路的電流電壓影響較小,可忽略不計,式(3)簡化為:

(4)

當(dāng)系統(tǒng)正常運(yùn)行時,(I0)2<<(U0)2,可將式(4)簡化為:

(5)

由式(5)可知,由于線路電感值比較小,在發(fā)生雙極短路故障時,支撐電容通過線路電感對故障點放電,故障電流il在短時間內(nèi)快速上升,甚至當(dāng)故障點在換流器出口處時,支撐電容直接對故障點放電,放電電流可達(dá)到數(shù)千安,直接威脅到系統(tǒng)的運(yùn)行和器件的安全,因此通常采用在出口處串聯(lián)電感的方法來限制短路故障電流。

(6)

由式(6)可知,電壓跌落速度dudc/dt與支撐電容初始電壓U0、支撐電容值C、放電回路電感L有關(guān)。U0對于同一直流系統(tǒng)在偏差范圍內(nèi)保持一致;支撐電容C取決于換流器容量,一般按照20 μF/(kV·A)確定支撐電容值[22];放電回路電感L由VSC、DC/DC換流器到故障點的距離以及回路中限流電感參數(shù)等決定。因此,各換流器電壓跌落速度與故障點與各換流器的電氣距離、換流器支撐電容決定。

2 直流故障恢復(fù)過電壓產(chǎn)生機(jī)理及危害

2.1 故障恢復(fù)過電壓產(chǎn)生機(jī)理及影響因素

由于各換流器到故障點的故障回路參數(shù)不同,如故障距離、回路電感電容等,各換流器支撐電容電壓跌落速度不同。以兩個換流器為例,假設(shè)換流器1的支撐電容C1電壓跌落至U10,換流器2的支撐電容C2電壓跌落至U20,在故障區(qū)被隔離后,其等效電路如圖5所示。其中,L為兩個換流器間線路及電抗的等效電感。

圖5 故障隔離后不同換流器間的等效電路

在初始狀態(tài)下,電容C1上電荷量為Q1=C1U10,電容C2上的電荷量為Q2=C2U20,電荷將從電荷量大的電容流向電荷量小的電容,即在兩電容之間形成環(huán)流ic,直至兩電容電壓相等。若U10>U20,電容C1將對C2放電,基于拉普拉斯變換法可得t≥ 0時的運(yùn)算電路如圖6所示。

圖6 電容之間充放電過程運(yùn)算電路

支撐電容C2電壓相函數(shù)為:

(7)

通過拉氏反變換可得到電容C2電壓時域表達(dá)式為:

(8)

支撐電容C2兩端電壓的最大峰值為:

(9)

由式(9)可知,支撐電容C1對C2充電過程中,C2兩端電壓在初始值U20的基礎(chǔ)上以幅值2C1(U10-U20)/(C1+C2)開始振蕩。當(dāng)ΔU=U10-U20=0 時,即故障存續(xù)期間各換流器電壓跌落速度相同時,故障恢復(fù)過程中不會出現(xiàn)過電壓;而當(dāng)電壓差ΔU=U10-U20過大(最大可達(dá)1 p.u.),C2兩端出現(xiàn)嚴(yán)重過電壓,最高可到2 p.u.。為此,故障存續(xù)期間各換流器電壓跌落速度不一致是產(chǎn)生故障恢復(fù)過電壓的根本原因。

由圖2、圖3可知支撐電容與換流器內(nèi)部的IGBT、二極管等電力電子器件并聯(lián),該過電壓同樣施加在各電力電子器件上,可能導(dǎo)致器件擊穿,且擊穿后進(jìn)一步引發(fā)電容的短路放電,隨之產(chǎn)生的極高浪涌電流將產(chǎn)生更大的破壞力,造成器件不可恢復(fù)的熱損壞。

2.2 仿真驗證

為了驗證上述理論分析,在PSCAD/EMTDC中搭建如圖7所示的直流配電系統(tǒng),其中VSC額定容量為630 kW,DC/DC額定容量均為100 kW,換流器支撐電容按20 μF/(kV·A)確定,其中L1、L2為換流器出口串聯(lián)電感,起到限流作用,K1～K3為直流斷路器,分布式電源由直流電壓源代替,元件參數(shù)和電氣參數(shù)初始值如表1所示。

表1 模型參數(shù)

圖7 仿真模型拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

圖7中換流器主要包括VSC,儲能用DC/DC1,負(fù)載用DC/DC2。如1.2節(jié)所述,DC/DC2出口集成單向二極管,其端口電壓特性由負(fù)載決定;DC/DC1和VSC的電壓特性由故障回路參數(shù)決定。考慮換流器電壓跌落速度不同是引發(fā)故障恢復(fù)過電壓的根本原因,本節(jié)以故障發(fā)生在線路2上為例討論健全區(qū)內(nèi)VSC和DC/DC1相互作用下的故障恢復(fù)過電壓。需要特別指出,故障區(qū)(線路2及DC/DC2)在故障后5 ms被直流斷路器K2隔離[23],不參與故障恢復(fù)過程,因此無須考慮DC/DC2。

VSC和DC/DC1的電壓跌落速度由故障回路電感、支撐電容等參數(shù)決定。為了驗證故障回路參數(shù)對各換流器電壓跌落速度及故障恢復(fù)過電壓的影響,本節(jié)設(shè)置仿真算例1為換流器出口不加任何限流裝置;算例2為換流器出口加不同限流電感。

1)算例1:換流器出口不加任何限流裝置。

設(shè)置L1=L2=0,t=1.2 s時發(fā)生故障,故障點位于線路2上。根據(jù)現(xiàn)有實際工程,低壓直流供電系統(tǒng)的供電范圍較小,線路較短為幾百米,該算例中故障點距離兩電平VSC的電氣距離由La+Lb(0.2 mH)來反映;而故障點距離DC/DC1的電氣距離由Lb(0.08 mH)來反映,故障電壓、電流波形如圖8所示。

圖8 VSC、DC/DC1出口未加限流裝置

由圖8可知,若在換流器出口處沒有安裝任何限流裝置,由于VSC和DC/DC1換流器距離故障點的距離不同,電容放電回路中的電感值不同,導(dǎo)致支撐電容電壓跌落速度不同,VSC支撐電容電壓在故障發(fā)生后的4 ms跌落至最小值,其放電電流可達(dá)4.3 kA,DC/DC1換流器在故障發(fā)生后的1.3 ms內(nèi)支撐電容電壓跌落至0,其放電電流可達(dá)3.73 kA。由于放電回路中電感值很小,故障電流在短時間內(nèi)快速上升,為抑制故障電流,常在換流器出口串聯(lián)限流電感限制故障電流。

在故障清除后,由于支撐電容電壓跌落至0,交流電源和分布式電源(直流電源)分別對VSC和DC/DC1支撐電容進(jìn)行充電,由圖8(a)可知,該過程中DC/DC1支撐電容過電壓峰值為1.61 kV,VSC支撐電容過電壓峰值為1.38 kV。

2)算例2:換流器出口串聯(lián)不同限流電感。

由于各換流器電壓跌落速度由故障回路參數(shù)等決定,且由電壓跌落速度不一致引起的支撐電容之間的電壓差是故障恢復(fù)過電壓的根本原因,本算例忽略故障檢測時間,在t=1.2 s故障發(fā)生時,換流器出口投入限流電感L1、L2。

設(shè)置VSC和DC/DC1出口串聯(lián)電感分別為L1=2 mH、L2=0.2 mH,此時VSC放電回路電感為L1+La+Lb(2.2 mH),DC/DC1放電回路電感為L2+Lb(0.28 mH),由于在該情況下回路電感差距較大,各換流器支撐電容間電壓差較大,觀察其故障恢復(fù)過電壓情況,如圖9所示。

圖9 裝設(shè)限流電感L1=2 mH,L2=0.2 mH

設(shè)置參數(shù)為L1=1 mH、L2=1 mH,此時VSC放電回路電感為L1+La+Lb(1.2 mH),DC/DC1放電回路電感為L2+Lb(1.08 mH),在該情況下回路電感差減小,各換流器支撐電容間電壓差也有所減小,觀察故障恢復(fù)過電壓變化情況,如圖10所示。

由圖9可知,在L1=2 mH、L2=0.2 mH情況下,t=1.205 ms故障清除時,支撐電容間電壓差ΔU為0.59 kV,VSC支撐電容對DC/DC1支撐電容放電,使得DC/DC1支撐電容兩端電壓最大值為1.91 kV(2.54 p.u.);由圖10可知,在L1=1 mH、L2=1 mH情況下,故障清除時,支撐電容間電壓差ΔU為0.475 kV,DC/DC1支撐電容兩端電壓最大值為1.6 kV(2.13 p.u.)。故由支撐電容電壓跌落速度不一致引起的電壓差ΔU使得電容之間存在充放電過程,引起電容兩端的過電壓,且隨著ΔU的減小可以被有效抑制。

3 基于限流參數(shù)匹配的故障恢復(fù)過電壓抑制

3.1 固態(tài)限流器及其電感參數(shù)匹配原則

為抑制故障恢復(fù)過電壓,提出圖11所示的限流器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu),其由IGBT及其反并聯(lián)二極管、RC緩沖支路、限流電感L和避雷器MOV組成。

圖11 限流器拓?fù)?/p>

正常運(yùn)行時,IGBT導(dǎo)通,限流器運(yùn)行在低損耗模式;檢測到過流信息后,IGBT關(guān)斷,電流先由IGBT轉(zhuǎn)移至RC緩沖支路,再轉(zhuǎn)移至限流電感支路,限流器運(yùn)行在限流模式。

作為限流器的核心元件,限流電感的參數(shù)設(shè)計需要考慮以下兩個條件:限流電感應(yīng)能夠保障各換流器支撐電容電壓跌落速度一致,從而有效抑制故障恢復(fù)過電壓;限流電感應(yīng)能夠?qū)⒐收想娏飨拗圃谥绷鲾嗦菲鞯拈_斷范圍內(nèi),從而保障故障的可靠隔離。

1)以抑制故障恢復(fù)過電壓為目標(biāo)的參數(shù)匹配原則。

由上文可知,為抑制故障恢復(fù)過電壓,各換流器支撐電容電壓跌落速度應(yīng)保持一致。根據(jù)換流器支撐電容電壓跌落速度表達(dá)式(6)可知,各換流器支撐電容電壓初始值均為U0,K=LC是決定換流器支撐電容電壓跌落速度的特征參數(shù)。只要保證K值相同,則各換流器支撐電容電壓跌落速度必然相同。

為了驗證該結(jié)論,本節(jié)以(C=9 mF,L=10 mH)、(C=15 mF,L=6 mH)、(C=30 mF,L=3 mH)等三組參數(shù)為例,計算得到其電容電壓跌落波形如圖12所示,由此可見,換流器K值確實是決定其電壓跌落速度的特征參數(shù)。

圖12 電感匹配下電容放電波形

為了滿足該約束條件以抑制故障恢復(fù)過電壓,各換流器支撐電容應(yīng)先由換流器容量確定,再以K相同為原則,確定各換流器出口的限流電感的比例關(guān)系。

2)以故障電流為約束的電感參數(shù)設(shè)計。

由2.2節(jié)算例1可知,當(dāng)換流器出口不加任何限流裝置時,各換流器支撐電容對故障點快速放電,故障點電流可達(dá)8 kA甚至更大,超過直流斷路器的開斷能力。為此,限流電感參數(shù)的設(shè)計需以直流斷路器的可靠開斷為目標(biāo)。具體以圖7所示系統(tǒng)為例,假設(shè)直流斷路器最大開斷電流為5 kA,那么各換流器出口限流電感需要將故障線路中的總故障電流抑制到5 kA以下。

如前所述,換流器支撐電容C與其容量成正比。滿足各換流器K值相同的參數(shù)匹配原則,各換流器出口限流電感與其容量成反比,這意味著各換流器支撐電容的故障饋流與其容量成正比。具體而言,對于VSC容量與DC/DC1容量分別為630 kW和100 kW的情況而言,VSC和DC/DC1支撐電容比值為6.3∶1;其限流電感比值為1∶6.3;其故障饋流比值為6.3∶1。根據(jù)該比例關(guān)系及故障電流最大值為5 kA的約束,確定VSC和DC/DC1的故障饋流最大值分別為4.31 kA和0.69 kA。以直流斷路器在故障發(fā)生后5 ms開斷電流為約束,進(jìn)一步根據(jù)故障饋流上升率di/dt=U0/L(U0=750 V)確定VSC、DC/DC1出口限流電感的最小值分別為0.87 mH、5.43 mH。

因此,對于限流電感參數(shù)的設(shè)計,第一步是以抑制故障恢復(fù)過電壓為目標(biāo),確定各換流器特征參數(shù)K=LC相同的參數(shù)匹配原則;第二步是根據(jù)各換流器的故障饋流比例關(guān)系及直流斷路器的最大開斷能力為約束,確定限流電感的具體參數(shù)。

3.2 仿真驗證

將3.1節(jié)提出的限流器裝設(shè)至PSCAD中搭建的直流配電系統(tǒng),如圖13所示。根據(jù)電感參數(shù)匹配設(shè)計原則,將參數(shù)設(shè)置為C1=12.6 mF,L1=2 mH,C2=4 mF,L2=6.3 mH,可知該參數(shù)滿足C1L1=C2L2,MOV額定電壓選擇為1 kV,C=5 μF,R=0.25 Ω。t=1.2 s時發(fā)生故障,故障點位于線路2上,故障區(qū)(線路2及DC/DC2)在故障后5 ms被直流斷路器K2隔離[20],不參與故障恢復(fù)過程,因此只需考慮VSC和DC/DC1,仿真波形如圖14所示。

圖13 裝設(shè)限流器的直流配電系統(tǒng)拓?fù)?/p>

圖14 限流參數(shù)匹配下的電壓電流波形

由圖14(a)可知,在VSC和DC/DC1換流器出口裝設(shè)電感參數(shù)匹配的限流器后,其支撐電容電壓在故障清除前跌落速度近似,導(dǎo)致在t=1.205 s故障清除時刻,VSC和DC/DC1換流器支撐電容電壓接近,避免了支撐電容之間由電壓差引起的充放電過程造成低電壓電容兩端產(chǎn)生過電壓,此時故障清除后電壓振蕩峰值為0.945 kV(1.26 p.u.),相比未裝設(shè)電感參數(shù)匹配的限流器情況下過電壓幅值降低50%,有效抑制了過電壓。

4 結(jié)束語

文章通過分析直流配電系統(tǒng)中兩種核心換流設(shè)備(兩電平VSC和DC/DC換流器)在雙極短路故障下的電壓電流故障特征,揭示了直流故障恢復(fù)過電壓產(chǎn)生機(jī)理及其影響因素,提出基于限流電感參數(shù)匹配設(shè)計的過電壓抑制方法。研究表明,文中所提出的方法能夠有效抑制故障恢復(fù)過程中由電壓偏差引起的過電壓,比未采用該方法的過電壓幅值降低50%,有利于提高系統(tǒng)恢復(fù)的可靠性。