青藏柔性直流輸電系統直流側故障特性研究

荊劉攀,李朝霞,顧 娟,呂曉舉,陳福偉

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

0 引 言

青藏直流聯網工程東起青海柴達木換流站,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行,結束了西藏電網長期以來的孤網狀態,將藏中電網納入全國電網統一運行。西藏地區網內電源多為水電機組,在枯水期電力缺額較大,對青藏直流平衡電網功率依賴較強,加之青藏直流工程建成后藏中電網呈現出“大直流、小交流、弱電網”的特征[1],因此,保證青藏直流的穩定運行對西藏電網有重要意義。

然而,青藏直流聯網工程由于建設年代較早、工程難度大,選擇了傳統直流輸電方案,與目前發展迅速的基于模塊化多電平換流器的柔性直流輸電技術(MMC-HVDC)相比,需要更多的配套設施,占地面積大,系統穩定性也不如后者。因此,開展將青藏直流聯網工程改造成為柔性直流輸電系統的研究很有必要。目前,已有相關研究驗證了MMC-HVDC在發生不同程度的交流側故障時,對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定性方面具有可行性。除換相失敗問題外,在青藏直流聯網工程運行過程中,直流側故障也時有發生,嚴重的直流側故障甚至會導致換流器閉鎖,引發大面積停電事故。因此,直流側故障也是青藏柔性直流輸電系統設計過程中應當重點關注的問題。

相較于電纜,架空線路發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、造價高,且線路最高海拔5 300 m,平均海拔在4 650 m左右,直流側故障清除和故障保護問題顯得更為重要。目前柔性直流輸電系統直流側故障的研究多圍繞故障電流特性及限流保護展開。文獻[3-9]從子模塊電容放電機理出發,通過研究元件暫態能量變化建立了故障電流的解析方程,得到系統拓撲結構、橋臂電氣參數及故障距離等對故障電流的影響。直流側故障發生后,換流器橋臂會承受較大的過電流,針對橋臂的限流保護方法主要有3種:文獻[10-12]對子模塊拓撲結構進行了重新設計,通過嵌入有源元件與反并聯晶閘管等方法使得子模塊具有自清除故障能力;文獻[13-15]通過并聯橋臂旁路法、附加限流器法、改進型雙晶閘管法對橋臂電流加以限制,文獻[16]設計了一種主動接地式的橋臂轉移電路拓撲,也達到了同樣的效果;文獻[17-20]通過改進MMC-HVDC系統的控制策略,實現了子模塊及橋臂的主動限流。

在上述研究基礎上重新推導真雙極結構的MMC-HVDC單極接地狀態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學模型與等效電路,推導換流器電氣參數對故障電流的影響,并在PSCAD/EMTDC中根據青藏直流的實際運行狀態進行了仿真驗證。

1 真雙極MMC-HVDC系統

為了適應柔性直流輸電網電壓等級和輸電容量不斷提高的需求,實際工程中通常使用與傳統直流輸電系統類似的真雙極結構,如圖1所示。換流站由上、下2個結構相同的換流器組成;換流站的一極通常需要串聯平波電抗器;上、下2個換流器的公共點通過接地極實現站內接地。

圖1 真雙極MMC-HVDC系統

單端換流站的拓撲結構如圖2所示,每個換流器有3個相單元共6條橋臂,每條橋臂由n個子模塊(SM)與1個橋臂電抗器L0串聯組成。組成單個子模塊的主要元器件分別為2個絕緣柵雙極晶體管(IGBT)VT1和VT2、2個反并聯二極管VD1和VD2以及1個直流側電容器C0。子模塊之間通過串聯接入主電路,換流器通過橋臂上各個子模塊的直流側電容電壓來支撐直流母線電壓udc。

圖2 真雙極MMC-HVDC系統單端換流站拓撲

以單端換流站a相單元為例,udc為直流側正負母線間電壓;udc,u和udc,d分別為上、下換流器直流側正、負母線相較于直流側中性點O的電壓;上、下換流器交流側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、下換流器,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間的等效電感;L0為橋臂電抗器電感;R0為該橋臂運行損耗的等效電阻。根據基爾霍夫電壓定律可得真雙極MMC-HVDC系統單側穩態數學模型如下:

(1)

2 真雙極MMC-HVDC系統直流側單極接地故障分析

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

MMC-HVDC發生直流側單極接地故障后,觸發脈沖將在數毫秒內閉鎖以保護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內可達10 kA級。換流器閉鎖后,故障電流主要來自于交流系統三相短路電流,對于真雙極系統,可以采用及時斷開交流斷路器的方案,降低交流電流在子模塊反并聯二極管中的流通時間,以保護電路元件。

2.1 換流器閉鎖前的故障特性

在MMC-HVDC系統正常運行時,每相單元有n個子模塊處于投入狀態,故障發生后,子模塊內IGBT處于導通狀態,不能立刻關斷。此時,故障電流依次流經故障點、接地極、3個并聯的相單元、平波電抗器、直流斷路器(DCCB)、直流線路,最終注入到故障點。換流器閉鎖前,除了有直流側的故障電流注入外,交流系統也經換流變壓器、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故障電流進行分析。如圖4所示,單極接地故障發生后,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

可以進一步作出3個相單元直流側電容放電的等效電路如圖5所示。

圖5 閉鎖前MMC直流側等效電路圖

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,交流系統向換流器注入故障電流的路徑如圖6所示,故障電流經反并聯二極管在橋臂上流動。

圖6 故障電流交流分量流通路徑

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

(7)

I10和I20為故障前后交流分量的瞬時值;τ1為交流側時間常數,取決于回路中的電感與電阻;Lac與Rac分別為交流系統等效電勢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

與上文推導的交流側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,此時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,其儲存的能量仍將通過子模塊中的反并聯二極管向直流側釋放故障電流。換流器閉鎖后,橋臂電感持續振蕩放電,其構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作前將持續存在并維持穩定。

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

(9)

在交流斷路器動作前,由于橋臂電感的放電過程,此時橋臂電流存在直流偏置現象,直流分量在上下橋臂間環流,交流系統持續注入交流分量,最終各電氣量將在回路阻抗作用下達到穩定值;交流斷路器動作后,交流系統不再注入電流,橋臂電流將逐漸衰減,衰減時間由短路電阻與橋臂電感共同作用影響。

3 仿真驗證

為驗證理論推導的正確性,在PSCAD/EMTDC中根據青藏直流實際運行數據搭建真雙極MMC-HVDC系統(如圖1所示),系統運行參數見表1。

表1 真雙極結構下青藏柔性直流輸電系統的主要參數

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

圖8 直流側線路故障電流

故障過程共分為5個階段:階段1為故障發生至換流器閉鎖,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,在數毫秒內達到10 kA級;階段2為換流器觸發閉鎖脈沖后的極短時間,在此階段橋臂電容釋放自身儲存的能量,使故障電流達到峰值,隨后故障電流的直流分量進入振蕩衰減狀態;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到穩態,故障電流短時間內不再劇烈變化;階段5開始時交流斷路器跳閘,交流系統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。

發生接地故障后,正極母線對地電壓跌落為零,負極母線對地電壓不變,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,不再向直流側傳輸功率,此時整個系統傳輸的功率下降,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 整流側上端換流器A相上橋臂電流波形

圖12 整流側上端換流器閥側電流波形

圖13 整流側上端換流器閥側電壓波形

故障發生后,橋臂電流因為子模塊電容放電而迅速增大,此時,流過IGBT與反并聯二極管的電流將在極短時間內超過額定值,并對橋臂電感充能。閉鎖后,橋臂電感釋放儲能流過反并聯二極管,此時橋臂電流也達到峰值,隨后系統進入不控整流狀態,交流分量不變,直流分量開始衰減。最后,由于交流斷路器動作,橋臂電流逐漸衰減為0。

由于站內接地的緣故,上換流器的故障電流被隔離,下換流器運行狀態基本不受影響,在短暫波動后迅速恢復正常。由圖14～16可知,下換流器基本不受直流母線正極接地故障的影響。

圖14 整流側下端換流器A相上橋臂電流波形

圖15 整流側下端換流器閥側電流

圖16 整流側下端換流器閥側電壓

4 結 語

1)真雙極MMC-HVDC系統發生單極接地故障后,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,短時間內就達到10 kA級;換流器閉鎖后的極短時間內,橋臂電感會釋放儲能,使橋臂電流達到峰值,此時反并聯二極管會承受較大的過電壓。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需要在系統閉鎖前及時跳開直流斷路器以保護電路元件。

2)故障電流受橋臂電感與短路電阻的影響較大。增大短路電阻會削弱故障后的沖擊電流,同時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間;增大橋臂電感也會減小故障后的沖擊電流,但同時也會延長故障電流直流分量的衰減時間,過大的橋臂電感甚至會影響到系統的穩定。

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