含高比例分布式电源的直流配电系统故障恢复过电压机理及其抑制

刘海金,靳鹤志,王金浩,王亮,温伟杰,李斌

(1.国网山西省电力公司电力科学研究院,太原 030000; 2.天津大学 电气自动化与信息工程学院,天津 300072)

0 引 言

目前,随着可再生能源通过分布式发电的方式以多点、分散的方式接入配电网,传统的交流配电网难以满足实际应用要求[1],随着电源和负荷日趋直流化,直流配电系统可减少电能变换环节、提升系统运行效率、便于直流电源与负荷接入、无须考虑相角和频率问题,是智能配电技术的重要发展方向[2-7]。

作为直流配电系统的核心设备,基于全控型电力电子器件的电压源型换流器可以根据交/直流转换功能的不同,进一步细分为基于两电平VSC(voltage source converter)的AC/DC换流器和基于buck-boost电路的DC/DC换流器。各换流器的直流侧均配置一定的电容,正常工况下该电容可以吸收电流波动,起到稳定直流系统电压的作用;但故障工况下,该电容向故障点快速放电,故障电流上升快、幅值高且无自然过零点。考虑换流器中的电力电子器件抗浪涌能力差,故障电流与器件脆弱性之间存在尖锐矛盾,浪涌电流冲击对电力电子器件带来潜在威胁[8]。

针对故障浪涌电流冲击问题,为降低直流断路器的动作速度、开断容量等技术要求[9-10],不少学者围绕限流问题开展系列研究。文献[11-13]提出采用斩波调制技术、并联型配电网无功补偿装置、旁路电感和串联电感等方式限制故障电流以防止设备损坏;文献[14-16]从柔性直流配电系统故障分析的角度,分析直流系统和交流系统故障暂态全过程以及不同故障位置、故障隔离方法下对直流配电网的影响,进而提出限流方案;文献[17-18]提出限流式直流断路器拓扑结构并验证在直流配电网中的限流作用;文献[19-21]基于改进换流器拓扑结构实现直流线路短路电流的有效抑制。

目前所提限流方案主要分为以下三种技术路线:在线路中装设限流装置;采用具备限流功能的直流断路器;改进换流器拓扑结构从电源侧降低故障回路的系统源电压等。从单一的故障回路考虑,以上技术方案对故障电流均有较好的效果,可以显著降低直流断路器的开断技术要求。然而,实际直流配电系统往往是多换流器并网系统,目前的研究往往只关心如何限制某个换流器的故障馈流,但未考虑不同换流器之间的配合问题。前期研究发现,当各换流器出口限流参数配置不合理时,各换流器支撑电容电压跌落速度不一致,故障点隔离后的系统恢复过程中各换流器经过线路电感、电容等杂散参数形成不可控的多阶振荡,伴随出现浪涌电流和显著过电压(最高可达2 p.u.),对电力电子器件的安全、电缆线路的绝缘性能等造成严重威胁。

为了厘清故障隔离后系统恢复过程中的过电压产生机理并提出相应抑制措施,文中分析了直流配电系统中两电平VSC和DC/DC换流器故障特征,进一步通过等效电路揭示了故障隔离后各换流器之间的过电压产生机理及影响因素,提出基于限流参数匹配设计的过电压抑制方法,并在PSCAD/EMTDC中验证了该方法的有效性。

1 直流配电系统典型结构与故障特征

1.1 直流配电系统典型结构

典型直流配电系统拓扑结构如图1所示,主要包括配电台区,光伏和储能等分布式电源,本地负载等。其中,配电台区是与交流主网相连的配电变压器供电范围,具有天然的交流属性,必须经过AC/DC换流器并入低压直流系统。光伏、储能、直流负载等具有直流端口属性,可经DC/DC换流器并入低压直流系统。

图1 直流配电系统拓扑结构

实现交直流系统互联的电压源型AC/DC换流器主要包括两电平VSC和模块化多电平换流器MMC等。但在低压供电场景下,由于不受IGBT器件直串均压技术难题的限制,两电平VSC的器件少、成本低、可靠性高的优势凸显。而且,由于必须采用PWM调制来获得对称三相交流电压,MMC不再具备损耗低的优势。为此,两电平VSC被认为在低压柔性直流供电系统中更具实用价值,其拓扑结构如图2所示。

图2 两电平VSC拓扑

两电平VSC包括三相六桥臂,每相由上、下两个桥臂组成,借助两组开关器件来控制桥臂的导通和关断,开关器件由IGBT和反并联的二极管组成,图中IGBT由T1～T6表示,续流二极管由D1～D6表示,在换流电路直流侧出口处,接有支撑电容C,用于维持直流电压稳定。

实现高低压直流变换的DC/DC换流器主要包括隔离型和非隔离型两大类。其中,隔离型以输入串联输出并联的双有源桥(ISOP-DAB)及其变形为主;非隔离型以Buck-Boost电路及其变形为主。相比于ISOP-DAB,Buck-Boost电路仅需要1/4甚至更少的器件,在低压直流供电系统中具有很好的应用价值。需要说明,光伏用DC/DC(低压侧流向高压侧)和直流负载用DC/DC(高压侧流向低压侧)功率方向单一,其拓扑结构可进一步简化成单向功率型DC/DC,如图3(a)和图3(b)所示。

图3 DC/DC换流器拓扑

如图3(a)所示,CL和CH分别为低压侧和高压侧支撑电容,G1为IGBT,D1为二极管,L为电感,当G1导通时,低压侧电容CL向电感L放电,将电场能量转变为磁场能量,当G1关断后,电感电流向高压侧电容CH充电,将磁场能量转变成电场能量,由此实现功率从低压侧向高压侧传递。同理,图3(b)所示的DC/DC换流器仅能实现功率从高压侧向低压侧传递,其中二极管D可避免高压侧线路故障时DC/DC换流器支撑电容对故障点放电。

储能电站在直流系统中起到平抑功率波动的作用,在电能过剩时,作为负载来吸收功率;在电能不足时,作为电源来释放功率。因此,储能并网用DC/DC必须具备双向功率流动需求,其拓扑结构如图3(c)所示,具有两种工作模式:Buck降压模式和Boost升压模式。Buck模式下,G2、D2处于工作状态;Boost模式下,G1、D1处于工作状态;为了保证功率波动状态下的电压稳定,高低压侧电容均有容值限制。

1.2 故障电流及各端口电压特征

直流配电系统的直流故障包括双极短路故障、单极接地故障和断线故障,其中双极短路故障对系统影响最大,因此以双极短路故障为例分析换流器闭锁前的故障特征。图3(b)所示的负载用DC/DC集成了单向二极管,当高压侧直流系统故障时,二极管自动阻断高压侧支撑电容CH向故障点的放电路径;CH和CL中的能量可维持负载的短时运行。此时,CH中的电压跌落速度与故障回路无关,仅由支撑电容参数及负载水平决定。而对于两电平VSC和图3(a)和图3(b)所示的光伏及储能用DC/DC,双极短路故障下,支撑电容均以故障回路作为放电路径,其放电速度与故障回路紧密相关。为此,本节重点分析换流器支撑电容放电阶段的暂态过程。

当线路上发生双极短路故障时,VSC和DC/DC换流器支撑电容对故障点放电的等效电路均可简化为图4,图中L/2、R/2分别为直流侧正负极出口到故障点线路的等值电感和等值电阻,由于直流线路的等值电容远小于换流器支撑电容,可忽略不计。

图4 电容放电阶段等效电路

设故障发生前支撑电容初始电压为U0,直流线路电流初始值为I0。双极短路故障发生后,换流器支撑电容C对故障点放电的动态过程可以表示为式(1),由于直流线路的等值电阻及故障电阻很小,其阻尼一般满足R≤2(L/C)1/2,故支撑电容放电为二阶欠阻尼振荡过程,式(1)的特征根是一对共轭复数,如式(2)所示。

(1)

(2)

(3)

式中:

由于直流线路的等值电阻及故障电阻较小,对于放电回路的电流电压影响较小,可忽略不计,式(3)简化为:

(4)

当系统正常运行时,(I0)2<<(U0)2,可将式(4)简化为:

(5)

由式(5)可知,由于线路电感值比较小,在发生双极短路故障时,支撑电容通过线路电感对故障点放电,故障电流il在短时间内快速上升,甚至当故障点在换流器出口处时,支撑电容直接对故障点放电,放电电流可达到数千安,直接威胁到系统的运行和器件的安全,因此通常采用在出口处串联电感的方法来限制短路故障电流。

(6)

由式(6)可知,电压跌落速度dudc/dt与支撑电容初始电压U0、支撑电容值C、放电回路电感L有关。U0对于同一直流系统在偏差范围内保持一致;支撑电容C取决于换流器容量,一般按照20 μF/(kV·A)确定支撑电容值[22];放电回路电感L由VSC、DC/DC换流器到故障点的距离以及回路中限流电感参数等决定。因此,各换流器电压跌落速度与故障点与各换流器的电气距离、换流器支撑电容决定。

2 直流故障恢复过电压产生机理及危害

2.1 故障恢复过电压产生机理及影响因素

由于各换流器到故障点的故障回路参数不同,如故障距离、回路电感电容等,各换流器支撑电容电压跌落速度不同。以两个换流器为例,假设换流器1的支撑电容C1电压跌落至U10,换流器2的支撑电容C2电压跌落至U20,在故障区被隔离后,其等效电路如图5所示。其中,L为两个换流器间线路及电抗的等效电感。

图5 故障隔离后不同换流器间的等效电路

在初始状态下,电容C1上电荷量为Q1=C1U10,电容C2上的电荷量为Q2=C2U20,电荷将从电荷量大的电容流向电荷量小的电容,即在两电容之间形成环流ic,直至两电容电压相等。若U10>U20,电容C1将对C2放电,基于拉普拉斯变换法可得t≥ 0时的运算电路如图6所示。

图6 电容之间充放电过程运算电路

支撑电容C2电压相函数为:

(7)

通过拉氏反变换可得到电容C2电压时域表达式为:

(8)

支撑电容C2两端电压的最大峰值为:

(9)

由式(9)可知,支撑电容C1对C2充电过程中,C2两端电压在初始值U20的基础上以幅值2C1(U10-U20)/(C1+C2)开始振荡。当ΔU=U10-U20=0 时,即故障存续期间各换流器电压跌落速度相同时,故障恢复过程中不会出现过电压;而当电压差ΔU=U10-U20过大(最大可达1 p.u.),C2两端出现严重过电压,最高可到2 p.u.。为此,故障存续期间各换流器电压跌落速度不一致是产生故障恢复过电压的根本原因。

由图2、图3可知支撑电容与换流器内部的IGBT、二极管等电力电子器件并联,该过电压同样施加在各电力电子器件上,可能导致器件击穿,且击穿后进一步引发电容的短路放电,随之产生的极高浪涌电流将产生更大的破坏力,造成器件不可恢复的热损坏。

2.2 仿真验证

为了验证上述理论分析,在PSCAD/EMTDC中搭建如图7所示的直流配电系统,其中VSC额定容量为630 kW,DC/DC额定容量均为100 kW,换流器支撑电容按20 μF/(kV·A)确定,其中L1、L2为换流器出口串联电感,起到限流作用,K1～K3为直流断路器,分布式电源由直流电压源代替,元件参数和电气参数初始值如表1所示。

表1 模型参数

图7 仿真模型拓扑结构

图7中换流器主要包括VSC,储能用DC/DC1,负载用DC/DC2。如1.2节所述,DC/DC2出口集成单向二极管,其端口电压特性由负载决定;DC/DC1和VSC的电压特性由故障回路参数决定。考虑换流器电压跌落速度不同是引发故障恢复过电压的根本原因,本节以故障发生在线路2上为例讨论健全区内VSC和DC/DC1相互作用下的故障恢复过电压。需要特别指出,故障区(线路2及DC/DC2)在故障后5 ms被直流断路器K2隔离[23],不参与故障恢复过程,因此无须考虑DC/DC2。

VSC和DC/DC1的电压跌落速度由故障回路电感、支撑电容等参数决定。为了验证故障回路参数对各换流器电压跌落速度及故障恢复过电压的影响,本节设置仿真算例1为换流器出口不加任何限流装置;算例2为换流器出口加不同限流电感。

1)算例1:换流器出口不加任何限流装置。

设置L1=L2=0,t=1.2 s时发生故障,故障点位于线路2上。根据现有实际工程,低压直流供电系统的供电范围较小,线路较短为几百米,该算例中故障点距离两电平VSC的电气距离由La+Lb(0.2 mH)来反映;而故障点距离DC/DC1的电气距离由Lb(0.08 mH)来反映,故障电压、电流波形如图8所示。

图8 VSC、DC/DC1出口未加限流装置

由图8可知,若在换流器出口处没有安装任何限流装置,由于VSC和DC/DC1换流器距离故障点的距离不同,电容放电回路中的电感值不同,导致支撑电容电压跌落速度不同,VSC支撑电容电压在故障发生后的4 ms跌落至最小值,其放电电流可达4.3 kA,DC/DC1换流器在故障发生后的1.3 ms内支撑电容电压跌落至0,其放电电流可达3.73 kA。由于放电回路中电感值很小,故障电流在短时间内快速上升,为抑制故障电流,常在换流器出口串联限流电感限制故障电流。

在故障清除后,由于支撑电容电压跌落至0,交流电源和分布式电源(直流电源)分别对VSC和DC/DC1支撑电容进行充电,由图8(a)可知,该过程中DC/DC1支撑电容过电压峰值为1.61 kV,VSC支撑电容过电压峰值为1.38 kV。

2)算例2:换流器出口串联不同限流电感。

由于各换流器电压跌落速度由故障回路参数等决定,且由电压跌落速度不一致引起的支撑电容之间的电压差是故障恢复过电压的根本原因,本算例忽略故障检测时间,在t=1.2 s故障发生时,换流器出口投入限流电感L1、L2。

设置VSC和DC/DC1出口串联电感分别为L1=2 mH、L2=0.2 mH,此时VSC放电回路电感为L1+La+Lb(2.2 mH),DC/DC1放电回路电感为L2+Lb(0.28 mH),由于在该情况下回路电感差距较大,各换流器支撑电容间电压差较大,观察其故障恢复过电压情况,如图9所示。

图9 装设限流电感L1=2 mH,L2=0.2 mH

设置参数为L1=1 mH、L2=1 mH,此时VSC放电回路电感为L1+La+Lb(1.2 mH),DC/DC1放电回路电感为L2+Lb(1.08 mH),在该情况下回路电感差减小,各换流器支撑电容间电压差也有所减小,观察故障恢复过电压变化情况,如图10所示。

由图9可知,在L1=2 mH、L2=0.2 mH情况下,t=1.205 ms故障清除时,支撑电容间电压差ΔU为0.59 kV,VSC支撑电容对DC/DC1支撑电容放电,使得DC/DC1支撑电容两端电压最大值为1.91 kV(2.54 p.u.);由图10可知,在L1=1 mH、L2=1 mH情况下,故障清除时,支撑电容间电压差ΔU为0.475 kV,DC/DC1支撑电容两端电压最大值为1.6 kV(2.13 p.u.)。故由支撑电容电压跌落速度不一致引起的电压差ΔU使得电容之间存在充放电过程,引起电容两端的过电压,且随着ΔU的减小可以被有效抑制。

3 基于限流参数匹配的故障恢复过电压抑制

3.1 固态限流器及其电感参数匹配原则

为抑制故障恢复过电压,提出图11所示的限流器拓扑结构,其由IGBT及其反并联二极管、RC缓冲支路、限流电感L和避雷器MOV组成。

图11 限流器拓扑

正常运行时,IGBT导通,限流器运行在低损耗模式;检测到过流信息后,IGBT关断,电流先由IGBT转移至RC缓冲支路,再转移至限流电感支路,限流器运行在限流模式。

作为限流器的核心元件,限流电感的参数设计需要考虑以下两个条件:限流电感应能够保障各换流器支撑电容电压跌落速度一致,从而有效抑制故障恢复过电压;限流电感应能够将故障电流限制在直流断路器的开断范围内,从而保障故障的可靠隔离。

1)以抑制故障恢复过电压为目标的参数匹配原则。

由上文可知,为抑制故障恢复过电压,各换流器支撑电容电压跌落速度应保持一致。根据换流器支撑电容电压跌落速度表达式(6)可知,各换流器支撑电容电压初始值均为U0,K=LC是决定换流器支撑电容电压跌落速度的特征参数。只要保证K值相同,则各换流器支撑电容电压跌落速度必然相同。

为了验证该结论,本节以(C=9 mF,L=10 mH)、(C=15 mF,L=6 mH)、(C=30 mF,L=3 mH)等三组参数为例,计算得到其电容电压跌落波形如图12所示,由此可见,换流器K值确实是决定其电压跌落速度的特征参数。

图12 电感匹配下电容放电波形

为了满足该约束条件以抑制故障恢复过电压,各换流器支撑电容应先由换流器容量确定,再以K相同为原则,确定各换流器出口的限流电感的比例关系。

2)以故障电流为约束的电感参数设计。

由2.2节算例1可知,当换流器出口不加任何限流装置时,各换流器支撑电容对故障点快速放电,故障点电流可达8 kA甚至更大,超过直流断路器的开断能力。为此,限流电感参数的设计需以直流断路器的可靠开断为目标。具体以图7所示系统为例,假设直流断路器最大开断电流为5 kA,那么各换流器出口限流电感需要将故障线路中的总故障电流抑制到5 kA以下。

如前所述,换流器支撑电容C与其容量成正比。满足各换流器K值相同的参数匹配原则,各换流器出口限流电感与其容量成反比,这意味着各换流器支撑电容的故障馈流与其容量成正比。具体而言,对于VSC容量与DC/DC1容量分别为630 kW和100 kW的情况而言,VSC和DC/DC1支撑电容比值为6.3∶1;其限流电感比值为1∶6.3;其故障馈流比值为6.3∶1。根据该比例关系及故障电流最大值为5 kA的约束,确定VSC和DC/DC1的故障馈流最大值分别为4.31 kA和0.69 kA。以直流断路器在故障发生后5 ms开断电流为约束,进一步根据故障馈流上升率di/dt=U0/L(U0=750 V)确定VSC、DC/DC1出口限流电感的最小值分别为0.87 mH、5.43 mH。

因此,对于限流电感参数的设计,第一步是以抑制故障恢复过电压为目标,确定各换流器特征参数K=LC相同的参数匹配原则;第二步是根据各换流器的故障馈流比例关系及直流断路器的最大开断能力为约束,确定限流电感的具体参数。

3.2 仿真验证

将3.1节提出的限流器装设至PSCAD中搭建的直流配电系统,如图13所示。根据电感参数匹配设计原则,将参数设置为C1=12.6 mF,L1=2 mH,C2=4 mF,L2=6.3 mH,可知该参数满足C1L1=C2L2,MOV额定电压选择为1 kV,C=5 μF,R=0.25 Ω。t=1.2 s时发生故障,故障点位于线路2上,故障区(线路2及DC/DC2)在故障后5 ms被直流断路器K2隔离[20],不参与故障恢复过程,因此只需考虑VSC和DC/DC1,仿真波形如图14所示。

图13 装设限流器的直流配电系统拓扑

图14 限流参数匹配下的电压电流波形

由图14(a)可知,在VSC和DC/DC1换流器出口装设电感参数匹配的限流器后,其支撑电容电压在故障清除前跌落速度近似,导致在t=1.205 s故障清除时刻,VSC和DC/DC1换流器支撑电容电压接近,避免了支撑电容之间由电压差引起的充放电过程造成低电压电容两端产生过电压,此时故障清除后电压振荡峰值为0.945 kV(1.26 p.u.),相比未装设电感参数匹配的限流器情况下过电压幅值降低50%,有效抑制了过电压。

4 结束语

文章通过分析直流配电系统中两种核心换流设备(两电平VSC和DC/DC换流器)在双极短路故障下的电压电流故障特征,揭示了直流故障恢复过电压产生机理及其影响因素,提出基于限流电感参数匹配设计的过电压抑制方法。研究表明,文中所提出的方法能够有效抑制故障恢复过程中由电压偏差引起的过电压,比未采用该方法的过电压幅值降低50%,有利于提高系统恢复的可靠性。