基于轮换消弧的配电网单相接地故障柔性调控方法

黄泽钧，郭 祺，涂春鸣，侯玉超，姜 飞，卢柏桦

（1. 国家电能变换与控制工程技术研究中心（湖南大学）,湖南省长沙市 410082；2. 长沙理工大学电气与信息工程学院,湖南省长沙市 410004；3. 广西电网有限责任公司电力科学研究院,广西壮族自治区南宁市 530023）

0 引言

配电网结构复杂,运行方式多样,易发生多类故障,其中单相接地故障占的比重最大。随着配电网中电力电子设备以及非线性负载的大量接入,接地故障电流中的有功含量和谐波含量大幅增加［1-3］。目前,配电网广泛采用的消弧线圈只能补偿接地故障电流的容性无功分量,不能对有功分量和谐波分量进行补偿。发生单相接地故障时,如果只补偿故障电流的无功分量,有功分量依旧可能维持电弧的燃烧［4-6］。若不对故障电流进行有效抑制,将可能导致故障蔓延,引发大面积、长时间停电事故,危及电网安全可靠运行［7-9］。

随着电力电子技术的不断发展,有源消弧技术可实现接地故障电流中无功功率、有功功率和谐波分量的全补偿,极大程度地提高了配电网的接地故障调控能力。有源消弧技术主要分为中性点有源消弧和非中性点有源消弧两类。中性点有源消弧技术将变流器安装于电网中性点处［10-12］,具有结构简单、成本低等优势,在故障期间注入消弧电流,实现了对单相接地故障的有效抑制。但该方法通常只在电网发生单相接地故障时运行,设备利用率较低。非中性点有源消弧装置直挂于电网,不仅可工作于故障消弧模式,还可在电网正常时实现无功补偿、谐波治理等功能,装置利用率和实用性高,受到了众多学者的广泛关注［13-16］。

非中性点有源消弧变流器的直流侧电压稳定是实现接地故障电流全补偿的有力保障。目前,非中性点有源消弧装置的能量获取方式主要为外加额外供能装置、控制变流器从并网点吸收能量。在外加供能装置方面,文献［13］在每个H 桥模块的直流侧并联储能装置,因此装置整体成本较高。文献［14］在文献［13］的基础上,仅在每相变流器的一个H 桥模块直流侧接入不可控整流装置,并通过模型预测控制实现了级联H 桥变流器直流侧电压平衡。该方法虽然减少了不可控整流装置的数量,但控制复杂度高。在控制变流器从并网点吸收能量方面,文献［15］通过控制变流器从电网吸收能量,维持了变流器直流侧电压的稳定。虽然无须加入额外的供能设备,但未考虑线路阻抗和对地电阻。文献［16］通过在变流器公共连接点处接入单相级联H 桥变流器,实现了直流侧电压的稳定。但该方法在接地故障电流有功分量较大的场合,变流器公共连接点电压将发生较大偏移,进而影响直流侧电容电压的稳定。因此,非中性点有源消弧方案如何在不依赖外加供能装置的前提下,实现单相接地故障电流的全补偿与直流侧电容电压稳定,值得深入研究与探讨。

为此,本文提出了一种基于轮换消弧的配电网单相接地故障柔性调控方法。首先,分析了不同单相接地故障工况下,多功能消弧变流器直流侧电容电压的变化规律,并在此基础上对轮换消弧的过程进行了详细分析。其次,分析了轮换消弧期间直流侧电压的变化规律,对多功能消弧变流器轮换消弧的参数进行了设计。推导了电压调节时间的取值范围,保证了直流侧电容电压在轮换周期结束前完全恢复。最后,通过仿真和实验验证了所提轮换消弧方法的正确性和可行性。

1 消弧原理

含多功能消弧变流器的配电网拓扑结构如图1所示,三相多功能消弧变流器对称分布,各相桥臂可独立运行。

图1 含多功能消弧变流器的配电网拓扑结构Fig.1 Distribution network topology with multifunctional arc suppression converter

图1 中,Ėa、Ėb、Ėc分 别 为A、B、C 三 相 电 源 电压；İa、İb、İc分别为A、B、C 三相电网电 流；U̇sa、U̇sb、U̇sc分别为A、B、C 三相多功能消弧变流器并网点电压；U̇inva、U̇invb、U̇invc分别为A、B、C 三相变流器输出电 压；İca、İcb、İcc分 别 为A、B、C 三 相 变 流 器 的 电 流；U̇o为 电 网 中 性 点 电 压；Udc为 直 流 侧 电 容 电 压；rA、rB、rC分别为A、B、C 三相线路对地电阻；C0A、C0B、C0C分别为A、B、C 三相线路对地电容；Cdc为直流侧电容；Rf为接地故障过渡电阻。

多功能消弧变流器在电网正常运行时,工作于无功补偿模式,可有效实现无功补偿；在电网发生单相接地故障时,工作于消弧模式,可实现对接地故障电流的全补偿,达到柔性消弧的目的。

图2 所示为配电网等效电路图。单相接地故障发生后,接地故障点与大地、配电网对地电阻和电容形成回路,配电网对地电流流经故障点形成故障电流。变流器可以等效为电流源,并向电网注入消弧电流,进而有效抑制故障电流。

图2 配电网等效电路图Fig.2 Equivalent circuit diagram of distribution network

假设C 相发生单相接地故障,对D点列写KCL方程,并代入电压和网络参数可得:

若考虑三相对地参数不平衡和接地故障电流谐波工况,消弧电流修正为:

式中:İh为接地故障电流的谐波分量。

此外,考虑三相对地参数不平衡工况的对地参数测量方法可参考文献［17-20］。

若考虑三相电压不平衡工况,消弧电流修正为:

因此,只需要根据具体工况,控制多功能消弧变流器注入相应的消弧电流,接地故障电流即可得到有效抑制。目前,基于单相/两相/三相多功能消弧变流器注入消弧电流的方式均吸引了众多学者的关注。在完全消弧的前提下,由于故障相并网点电压接近于0,导致实际运行中很难维持故障相多功能消弧变流器正常运行,故本文选择非故障相注入消弧电流。

2 不同单相接地故障工况下多功能消弧变流器直流侧电容电压的变化规律

由式（2）可知,消弧电流的相位取决于线路对地参数,配电网线路对地电阻r0和电容C0的不同会导致消弧电流İz发生变化,进而导致不同单相接地故障下,多功能消弧变流器消弧时的变流器直流侧电容电压的变化规律不同。

当A 相多功能消弧变流器进行消弧时,直流侧电容交换的有功功率Pdca为:

式中:Izsa为A 相多功能消弧变流器消弧时的有功电流有效值；Eca为C 相和A 相之间的电压有效值；α为A 相消弧时的功率因数角。

当B 相多功能消弧变流器进行消弧时,直流侧电容交换的有功功率Pdcb为:

式中:Izsb为B 相多功能消弧变流器消弧时的有功电流有效值；Ecb为C 相和B 相之间的电压有效值；β为B 相消弧时的功率因数角。

消弧期间的相量图如图3 所示。

图3 消弧期间的相量图Fig.3 Phasor diagram during arc suppression

图中:β-α=60°。当只考虑线对地电阻时,即C0=0,此时α=-30°,β=30°。仅考虑线对地电容时,即r0=∞,此时α=60°,β=120°。根据配电网对地参数的不同,将单相接地故障工况分为:工况1（-30°<α<30°,30°<β<90°）和 工 况2（30°<α<60°,90°<β<120°）。对于工况1,若采用非故障相A 相进行单相消弧,此时Pdca>0,A 相多功能消弧变流器向电网注入有功功率,直流侧电压下降；若采用非故障相B 相进行单相消弧,此时Pdcb>0,B 相多功能消弧变流器向电网注入有功功率,直流侧电压下降。当配电网处于工况2 时,若采用非故障相A 相进行单相消弧,由式（5）可知,此时Pdca>0,多功能消弧变流器的A 相变流器向电网注入有功功率,直流侧电压下降；若采用非故障相B 相进行单相消弧,由式（6）可知,此时Pdcb<0,多功能消弧变流器的B 相变流器从电网吸收有功功率,直流侧电压上升。

3 轮换消弧原理

由第2 章分析可知,采用任意一个非故障相多功能消弧变流器进行消弧均不能使直流侧电容电压达到相对稳定的状态。基于此,本文提出了一种基于轮换消弧的配电网单相接地故障柔性调控方法。控制一个非故障相多功能消弧变流器进行消弧,另一相多功能消弧变流器恢复变流器直流侧电压,一段时间后进行交换,并以此循环往复。轮换消弧期间,消弧电流只在对地回路中流通,稳压电流只在两相多功能消弧变流器之间流通,接地电阻并未流过电流。总的来说,采用两个非故障相多功能消弧变流器相互协调配合,既有效抑制了接地故障电流,同时也维持了直流侧电容电压的相对稳定。

假定配电网C 相发生单相接地故障,A 相和B相多功能消弧变流器进行轮换消弧。定义承担消弧任务的非故障相为消弧相,承担电压恢复任务的非故障相为稳压相。

当发生单相接地故障时,配电网通常处于工况2［21-22］,下文将以此工况为例对整个轮换消弧过程进行详细分析。

轮换消弧非故障相多功能消弧变流器直流侧电容电压的波形如图4 所示。图中,udca和udcb分别为A相和B 相多功能消弧变流器的直流侧电容电压。T0～T1期间电网正常运行；T1～T2为第1 个轮换周期；T2～T3为第2 个轮换周期；T4时刻故障消除。

图4 轮换消弧非故障相多功能消弧变流器直流侧电容电压波形Fig.4 DC-link capacitance voltage waveforms of nonfault phase of multi-functional arc suppression converter with rotating arc suppression

T0～T1期间A、B 两相多功能消弧变流器工作在无功补偿模式,此时直流侧电容电压维持稳定。

T1时刻C 相发生单相接地故障,T1～T2期间A相多功能消弧变流器先进行消弧,直流侧电压下降,此时由于B 相电压未发生变化,B 相多功能消弧变流器直流侧电压不变。一段时间后切换为B 相多功能消弧变流器进行消弧,直流侧电压上升,而A 相多功能消弧变流器进行稳压,直流侧电压恢复至稳定值。

T2～T3期间A 相多功能消弧变流器先进行消弧,直流侧电压下降,而B 相多功能消弧变流器进行稳压。一段时间后切换为B 相多功能消弧变流器进行消弧时,此时B 相多功能消弧变流器进行消弧,直流侧电压上升,而A 相多功能消弧变流器进行稳压。

T3～T4期间按照第2 个轮换周期的轮换顺序循环进行轮换消弧,多功能消弧变流器直流侧电压变化规律和第2 个轮换周期相同。

T4时刻后A、B 两相多功能消弧变流器工作于无功补偿模式,直流电压开始恢复至稳定值。

为进一步说明轮换消弧时的功率流动情况,图5 给出了第2 个轮换周期后的能量流动图。

图5 中,红色实线表示消弧补偿的无功功率,蓝色实线表示消弧补偿的有功功率,蓝色虚线表示稳压时交换的有功功率。

如图5（a）所示,当A 相进行消弧时,B 相多功能消弧变流器可以控制为稳压模式。此时,A 相多功能消弧变流器向电网和对地电阻提供有功功率,同时A 相多功能消弧变流器和电网吸收对地电容产生的无功功率,B 相多功能消弧变流器输出一定有功功率维持直流侧电压。

如图5（b）所示,当B 相进行消弧时,A 相多功能消弧变流器可以控制为稳压模式。此时,电网向B相多功能消弧变流器和对地电阻提供有功功率,B相多功能消弧变流器和电网吸收对地电容产生的无功功率,A 相多功能消弧变流器吸收一定有功功率维持直流侧电压。

图5 第2 个轮换周期后的能量流动图Fig.5 Energy flow diagram after the second rotation cycle

4 轮换消弧参数计算

由第3 章分析可知,多功能消弧变流器进行轮换消弧时,两个非故障相的直流侧电压与轮换周期密切相关。为保证消弧期间非故障直流侧电容电压的完全恢复,本章将对轮换消弧期间的控制参数进行计算。

由图4 可知,在第2 个轮换周期后,多功能消弧变流器直流侧电压呈周期性变化,本章以第2 个轮换周期为例进行分析。第2 个轮换周期的非故障相多功能消弧变流器直流侧电压波形如图6 所示。

图6 第2 个轮换周期的非故障相多功能消弧变流器直流侧电容电压波形Fig.6 DC-link capacitance voltage waveforms of nonfault phase of multi-functional arc suppression converter in the second rotation cycle

图6 中,Udc0为直流侧电压稳定值,Udc1为B 相作为消弧相进行消弧时直流侧电压的上升值,Udc2为A 相作为消弧相进行消弧时直流侧电压的下降值,td为A 相消弧时间,tr为B 相消弧时间,tc为直流侧电压恢复时间。

假定T2～Tch期间A 相作为消弧相进行单相消弧,电压从稳定值Udc0下降到Udc2,此时B 相作为稳压相将电压从Udc1恢复至稳定值Udc0。在Tch时刻进行轮换,此时A 相由消弧相转换为稳压相,B 相由稳压相转换为消弧相。假定Tch～T3期间,A 相将电压从Udc2恢复至稳定值Udc0,B 相进行单相消弧,电压从稳定值Udc0上升到Udc1。

4.1 A 相消弧时间td计算

定义电压波动系数S为:

式中:idca为A 相多功能消弧变流器直流侧电容电流；N为级联数目。

根据瞬时有功功率平衡关系,联立式（10）、式（11）可得:

4.2 B 相消弧时间tr计算

当采用B 相进行消弧时,直流侧电容处于充电状态。假设B 相相电压和注入电流均为正弦波,即:

假设B 相直流侧电容的初始电压为Udc0,解微分方程,为方便求解tr,忽略较小的二倍频正弦量得到直流侧电容电压udcb为:

4.3 电压恢复时间tc计算

稳压相多功能消弧变流器控制框图如附录A图A1 所示。图中,Udc.ref和Udc分别为稳压相多功能消弧变流器直流侧电压参考值和实际值；KP1和KI1分别为电压外环比例系数和积分系数；KP2和KI2分别为电流内环比例系数和积分系数；KPWM为变流器等效增益,为了简化分析这里取KPWM为1；L为滤波电感；m为调制比,为简化分析msinθ取为1；E为稳压相相电压；PLL 为锁相环。

根据附录A 图A1 所示控制框图,通常忽略电流环的惯性时间常数,将电流环近似看成放大倍数为1 的比例环节［23］,可以得到直流侧电容电压参考值到实际值的闭环传递函数Gdc(s)为:

式中:ωn为自然振荡角频率；ζ为阻尼比。

为避免稳压相多功能消弧变流器在恢复电压时产生超调现象,本文将稳压相电压恢复过程设置为过阻尼,从而使下一个轮换周期的电压初始值与上一个轮换周期的最终值相同。由式（22）得到单位阶跃响应的表达式为:

对式（22）进行拉普拉斯反变换,得到系统在时域下的阶跃响应为:

由于式（25）括号内包含两项衰减的指数项,在工程上,ζ≥1.5 时,由于后一项衰减速度远大于前一项［24-25］,此时系统的阶跃响应为:

直流侧电容电压恢复至95%Udc以内可认为直流电压基本恢复稳定［26-27］。由式（26）可计算出稳压相多功能消弧变流器直流侧电容电压从Udc1或Udc2恢复至99%Udc0时的响应时间tc为:

为了保证在tr和td时间内,稳压相多功能消弧变流器直流侧电容电压已经恢复至参考电压,根据式（14）、式（21）、式（27）,可得tc、tr和td满足:

为进一步研究多功能消弧变流器直流侧电压稳定值Udc0和波动系数S对轮换消弧参数的影响,附录A 图A2 给出了tr和td的变化规律。从图中可以看出,当电压波动系数越小时,tr和td越小,即多功能消弧变流器的轮换速度越快,为协调切换时间与电压波动系数S的关系,需要合理设置电压波动系数以满足直流侧电压波动范围和控制器响应时间的要求。同时,为满足式（28）,需要稳压相多功能消弧变流器直流侧电压恢复速度快,因此需要合理设置控制参数。

5 轮换消弧流程及控制策略

轮换消弧流程图和控制策略分别如附录A 图A3 和图A4 所示,首先完成单相接地故障判断,鉴于目前关于单相接地故障检测的研究较多且相对成熟,本文不再详细论述。根据实际需求确定电压波动系数S和多功能消弧变流器直流侧电压稳定值Udc0。根据式（2）计算出消弧电流,进而计算出非故障相注入消弧电流时的有功分量Izsa、Izsb。根据式（14）、式（21）计算出A 相多功能消弧变流器的消弧时间td和B 相多功能消弧变流器的消弧时间tr。通过合理设置控制器参数,并根据式（27）计算稳压相电压恢复时间tc,进而满足式（28）。

当配电网发生单相接地故障时,故障相多功能消弧变流器退出运行,本文选择A 相作为消弧相进行单相消弧。此时,将消弧电流和稳压电流信号作为参考值与电流实际值送入电流比例-积分（PI）控制器,经过载波移相脉宽调制（PWM）后形成开关信号。经过td时间后切换工作状态,原有的消弧相切换为稳压相,稳压相多功能消弧变流器不再承担消弧任务,此时稳压相多功能消弧变流器通过电压环PI 控制器控制直流侧电压恢复至参考电压。

采用轮换消弧方法,延时一段时间后,减少注入的消弧电流,若中性点电压成比例下降,说明故障消除；反之,则说明故障仍然存在,此时需要隔离故障馈线。

6 仿真验证

为了验证本文拓扑结构及功能的有效性和可行性,基于图1 和附录A 图A4 搭建了MATLAB 仿真模型,仿真参数如附录A 表A1 所示。

假设C 相发生单相接地故障,非故障相A 相和B 相多功能消弧变流器进行轮换消弧,根据轮换参数计算流程,有以下步骤。

步骤1:根据电压纹波系数S和直流侧电压参考值Udc0,计算此时直流侧电压波动约为112 V。

步骤2:根据工况2 的相量图计算可得Izsa=46.18 A,Izsb=32.55 A。

步骤3:根据S和Udc0计算可得tr=0.06 s,td=0.04 s。

步骤4:设计控制器参数,KP1=4,KI1=50,KP2=1 000,KI2=1。

步骤5:根据控制器参数对稳压时间进行校验,ζ=3.16,ωn=79.06 rad/s,tc=0.039 s,由 于tc≤min(tr,td),满足轮换条件,控制器参数设置合理。

步骤6:选取A 相变流器先进行消弧,此时A 相先作为消弧相,B 相先作为稳压相。

0.8～0.85 s 期间,多功能消弧变流器工作在无功补偿模式,0.85 s 时配电网发生单相接地故障（以C 相发生单相接地故障为例）；0.85～0.913 s 期间,多功能消弧变流器不动作；0.913～1.3 s 期间,A 相和B 相采用轮换消弧控制策略进行消弧,1.3 s 时接地故障消除,多功能消弧变流器又工作在无功补偿模式。

附录A 图A5（a）为采用传统有源消弧方式［28］的直流侧电容电压波形,在0.8～0.913 s 期间,A、B、C三相变流器的直流侧电压维持在7 000 V,0.85 s 时发生单相接地故障,0.913 s 时非故障相B 相注入消弧电流。由于变流器直流侧电容能量有限,难以持续输出消弧所需的有功功率,直流侧电压不断下降。附录A 图A5（b）为采用传统有源消弧方式的故障电流波形,0.85 s 时电网发生C 相接地故障,0.85～0.913 s 期间多功能消弧变流器不动作。在0.913～1.105 s 期间,变流器可以有效地进行消弧,随着变流器直流侧电压的不断降低,此时接地故障电流不断增加,变流器失去消弧效果。

附录A 图A6（a）为采用所提轮换消弧方式的直流侧电容电压波形,0.913～0.941 s 期间,A 相作为消弧相注入消弧电流,B 相作为稳压相稳定电压。在轮换初期内,由于B 相多功能消弧变流器并未开始消弧,因此B 相多功能消弧变流器直流侧电压不发生改变。0.941 s 时进行轮换,0.941～1.022 s 期间,B 相作为消弧相注入消弧电流,A 相作为稳压相将直流侧电压恢复至稳定值。至此,第1 个轮换周期结束,开始进入下一个轮换周期,循环往复。1.3 s时接地故障消除,此时多功能消弧变流器又切换到无功补偿模式,A、B、C 三相多功能消弧变流器电压又恢复至稳定值。相比于传统有源消弧方式,轮换消弧方式实现了变流器直流侧电压的稳定。为证明所提轮换消弧方法在不同类型的接地故障下依然适用,本文分别对间歇性电弧接地、经10 Ω 电阻接地和经1 000 Ω 电阻接地的情况进行仿真,故障电流波形如附录A 图A6（b）所示。从图中可以看出,在0.913 s 采用轮换消弧策略后,不同接地类型下的故障电流都得到了有效抑制。

电网电压Eb和电流Ib波形如附录A 图A7 所示。图A7 中,Eb=5 774 V,Ib=125 A,且电网电压和电流同相位,由此表明多功能消弧变流器具有良好的无功补偿效果。

A、B、C 三相多功能消弧变流器向电网注入的电流Ica、Icb、Icc波形如附录A 图A8 所 示。从图A8 中可以看出,当多功能消弧变流器工作在无功补偿模式时,多功能消弧变流器向电网注入无功补偿电流,补偿负载侧的无功功率。当进行轮换消弧时,故障相多功能消弧变流器不注入电流,非故障相（A 相和B 相）轮换注入消弧电流,此时非故障相注入的电流除了消弧电流外,还包含稳压相流过的电流,以提供稳压相直流侧电压恢复所需的有功功率。

为验证配电网三相线路对地参数不对称工况下所提轮换消弧方法的可行性,分别取A、B、C 三相对地电容参数为14.5、16.5、12.5 μF,接地故障电阻Rf=100 Ω,其他参数与附录A 表A1 保持一致。从附录A 图A9（a）中看出,线路对地参数不同导致线路对地电流Iga、Igb、Igc不对称,从附录A 图A9（b）和图A9（c）中看出,0.913～1.3 s 期间,A 相和B 相多功能消弧变流器进行轮换消弧。1.3 s 时接地故障消除,此时多功能消弧变流器又切换到无功补偿模式,A、B、C 三相多功能消弧变流器电压又恢复至稳定值,并且接地故障电流得到有效抑制。

为了验证多功能消弧变流器补偿接地故障电流谐波分量的能力,在系统零序回路中增加谐波电流源ih=7sin（5ωt）,接地故障电阻Rf=100 Ω,其他参数与附录A 表A1 保持一致。从附录A 图A10 中看出,0.85 s 时电网发生C 相接地故障,0.85～0.913 s期间,多功能消弧变流器不动作,A、B、C 三相变流器的直流侧电压维持在7 000 V。0.913 s 时非故障相多功能消弧变流器同时补偿了单相接地故障电流中的基波分量和谐波分量,接地故障电流依然可以得到有效抑制。

为验证配电网三相电压不对称工况下所提轮换消弧方法的可行性,分别取A、B、C 三相电源电压峰值为7 756.75、8 165、8 573.25 V,接地故障电阻Rf=100 Ω,其余参数与附录A 表A1 保持一致。从附录A 图A11 中看出,0.913 s 时电网发生单相接地故障,此时非故障相多功能消弧变流器轮换注入消弧电流,在三相电压不平衡工况下接地故障电流依然得到了有效抑制。

7 实验验证

为了进一步验证本文所提轮换消弧方法的正确性和有效性,基于第6 章的仿真模型搭建了RTLAB 硬 件 在 环 实 验 平 台［29-30］,如 附 录A 图A12 所示。取电压纹波系数为2.4%,其余实验参数与仿真参数保持一致。

由附录A 图A13 可见,当发生单相接地故障时,多功能消弧变流器进行轮换消弧,此时故障相电压Ug和故障电流Ig被有效抑制,实现了消弧的功能。

由附录A 图A14 可见,当多功能消弧变流器进行轮换消弧时,在不外加直流源的情况下,直流侧电容电压同样维持了稳定,保证多功能消弧变流器有效地进行故障电流全补偿。

由附录A 图A15 可见,当A 相和B 相多功能消弧变流器工作在无功补偿模式时,多功能消弧变流器向电网注入无功补偿电流,补偿负载侧的无功功率。当发生单相接地故障时,A 相和B 相多功能消弧变流器交替注入消弧电流和稳压电流,在实现单相接地故障抑制的同时,使直流侧电容电压稳定在一定范围内。

由附录A 图A16 可见,当电网正常运行时,多功能消弧变流器工作在无功补偿模式,此时B 相电网电压和电流同相位,实现了无功补偿的功能。

8 结语

针对现有消弧方案在进行故障电流全补偿时变流器直流侧能量获取困难的突出问题,本文提出了一种基于轮换消弧的配电网单相接地故障柔性调控方法。

1）多功能消弧变流器能够实现无功补偿功能和消弧功能,大大提高了设备的利用率和实用性。后续将在本文所提轮换消弧方法的基础上,对无功补偿和消弧的同时运行问题展开深入研究。

2）本文针对不同的单相接地故障工况,分析了不同工况下多功能消弧变流器直流侧电容电压的变化规律,并通过2 个非故障相多功能消弧变流器的协调配合,交替进行消弧和稳压。与传统消弧方法相比,所提方法能实现直流侧电容电压的稳定,保证了消弧期间多功能消弧变流器对接地故障电流的补偿效果。后续将研究两相多功能消弧变流器的柔性切换问题,以降低多功能消弧变流器的时间响应对消弧效果的影响。

3）所提轮换消弧方法不需要外加整流装置提供能量,并且在接地故障有功分量较大时多功能消弧变流器也能实现直流侧电压的稳定。

4）所提轮换消弧方法依赖对地参数的准确测量,为避免线路参数未知或不准对消弧的影响,在后续工作中将考虑把轮换消弧的思想应用在电压消弧方法中。

附录见本刊网络版（http：//www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx），扫英文摘要后二维码可以阅读网络全文。