青藏柔性直流输电系统直流侧故障特性研究

荆刘攀,李朝霞,顾 娟,吕晓举,陈福伟

(1.西藏农牧学院 水利土木工程学院,西藏 林芝 860000; 2.西藏农牧学院 电气工程学院,西藏 林芝 860000)

0 引 言

青藏直流联网工程东起青海柴达木换流站,西至西藏拉萨换流站,输电距离约为1 038 km,2011年11月底双极建成投入运行,结束了西藏电网长期以来的孤网状态,将藏中电网纳入全国电网统一运行。西藏地区网内电源多为水电机组,在枯水期电力缺额较大,对青藏直流平衡电网功率依赖较强,加之青藏直流工程建成后藏中电网呈现出“大直流、小交流、弱电网”的特征[1],因此,保证青藏直流的稳定运行对西藏电网有重要意义。

然而,青藏直流联网工程由于建设年代较早、工程难度大,选择了传统直流输电方案,与目前发展迅速的基于模块化多电平换流器的柔性直流输电技术(MMC-HVDC)相比,需要更多的配套设施,占地面积大,系统稳定性也不如后者。因此,开展将青藏直流联网工程改造成为柔性直流输电系统的研究很有必要。目前,已有相关研究验证了MMC-HVDC在发生不同程度的交流侧故障时,对换相失败问题具有改善作用[2],可见MMC-HVDC在提高青藏直流输电稳定性方面具有可行性。除换相失败问题外,在青藏直流联网工程运行过程中,直流侧故障也时有发生,严重的直流侧故障甚至会导致换流器闭锁,引发大面积停电事故。因此,直流侧故障也是青藏柔性直流输电系统设计过程中应当重点关注的问题。

相较于电缆,架空线路发生短路故障的概率更大,青藏直流采用了架空线的方案,输电距离长、造价高,且线路最高海拔5 300 m,平均海拔在4 650 m左右,直流侧故障清除和故障保护问题显得更为重要。目前柔性直流输电系统直流侧故障的研究多围绕故障电流特性及限流保护展开。文献[3-9]从子模块电容放电机理出发,通过研究元件暂态能量变化建立了故障电流的解析方程,得到系统拓扑结构、桥臂电气参数及故障距离等对故障电流的影响。直流侧故障发生后,换流器桥臂会承受较大的过电流,针对桥臂的限流保护方法主要有3种:文献[10-12]对子模块拓扑结构进行了重新设计,通过嵌入有源元件与反并联晶闸管等方法使得子模块具有自清除故障能力;文献[13-15]通过并联桥臂旁路法、附加限流器法、改进型双晶闸管法对桥臂电流加以限制,文献[16]设计了一种主动接地式的桥臂转移电路拓扑,也达到了同样的效果;文献[17-20]通过改进MMC-HVDC系统的控制策略,实现了子模块及桥臂的主动限流。

在上述研究基础上重新推导真双极结构的MMC-HVDC单极接地状态下的故障电流流通路径,建立换流器闭锁前后不同阶段的数学模型与等效电路,推导换流器电气参数对故障电流的影响,并在PSCAD/EMTDC中根据青藏直流的实际运行状态进行了仿真验证。

1 真双极MMC-HVDC系统

为了适应柔性直流输电网电压等级和输电容量不断提高的需求,实际工程中通常使用与传统直流输电系统类似的真双极结构,如图1所示。换流站由上、下2个结构相同的换流器组成;换流站的一极通常需要串联平波电抗器;上、下2个换流器的公共点通过接地极实现站内接地。

图1 真双极MMC-HVDC系统

单端换流站的拓扑结构如图2所示,每个换流器有3个相单元共6条桥臂,每条桥臂由n个子模块(SM)与1个桥臂电抗器L0串联组成。组成单个子模块的主要元器件分别为2个绝缘栅双极晶体管(IGBT)VT1和VT2、2个反并联二极管VD1和VD2以及1个直流侧电容器C0。子模块之间通过串联接入主电路,换流器通过桥臂上各个子模块的直流侧电容电压来支撑直流母线电压udc。

图2 真双极MMC-HVDC系统单端换流站拓扑

以单端换流站a相单元为例,udc为直流侧正负母线间电压;udc,u和udc,d分别为上、下换流器直流侧正、负母线相较于直流侧中性点O的电压;上、下换流器交流侧输出电压与输出电流分别为uva,u、iva,u和uva,d、iva,d;同一桥臂上所有子模块构成的桥臂电压为ura,l(r=p、n分别为上、下桥臂,l=u、d分别为上、下换流器,下同);流过该桥臂的电流为ira,l;Lac为换流器交流出口到交流系统间的等效电感;L0为桥臂电抗器电感;R0为该桥臂运行损耗的等效电阻。根据基尔霍夫电压定律可得真双极MMC-HVDC系统单侧稳态数学模型如下:

(1)

2 真双极MMC-HVDC系统直流侧单极接地故障分析

考虑到实际情况下单极接地故障发生概率要比极间短路故障高得多,且对于真双极系统,极间短路故障可以等效看作正负极直流母线各自发生单极接地故障,因此主要研究真双极系统单极接地故障下的暂态特性。

MMC-HVDC发生直流侧单极接地故障后,触发脉冲将在数毫秒内闭锁以保护IGBT,因此换流器闭锁前后的故障特性是完全不同的。在换流器闭锁前,故障电流的主要成分为子模块电容放电电流,电容放电电流上升速率极快,通常在1 ms内可达10 kA级。换流器闭锁后,故障电流主要来自于交流系统三相短路电流,对于真双极系统,可以采用及时断开交流断路器的方案,降低交流电流在子模块反并联二极管中的流通时间,以保护电路元件。

2.1 换流器闭锁前的故障特性

在MMC-HVDC系统正常运行时,每相单元有n个子模块处于投入状态,故障发生后,子模块内IGBT处于导通状态,不能立刻关断。此时,故障电流依次流经故障点、接地极、3个并联的相单元、平波电抗器、直流断路器(DCCB)、直流线路,最终注入到故障点。换流器闭锁前,除了有直流侧的故障电流注入外,交流系统也经换流变压器、桥臂电抗器,向各桥臂注入故障电流交流分量[21]。换流器触发闭锁脉冲前的故障电流分布及流向如图3所示。

图3 换流器闭锁前的故障电流分布

为了便于计算桥臂流过故障电流的交直流分量,以下将采用叠加定理对故障电流进行分析。如图4所示,单极接地故障发生后,子模块电容放电电流是故障电流直流分量的主要来源。

图4 故障电流直流分量流通路径

可以进一步作出3个相单元直流侧电容放电的等效电路如图5所示。

图5 闭锁前MMC直流侧等效电路图

在图5中,投入的子模块电容电压和为udc/2;三相等效电容为Ceq,则:

(2)

以Req为回路元件损耗电阻,为直流线路电阻与短路电阻折算值之和。

(3)

Leq表示桥臂电抗器电感,为平波电抗器以及故障线路电感之和。

(4)

此阶段的微分方程为

(5)

接下来分析故障电流的交流分量,以b、c相为例,交流系统向换流器注入故障电流的路径如图6所示,故障电流经反并联二极管在桥臂上流动。

图6 故障电流交流分量流通路径

从交流出口向换流器内部看,单极接地故障近似于发生三相短路故障,故障电流实际为稳态交流分量与衰减的直流分量的叠加。以a相为例,假设交流系统a相电源电压为us,a=U1sinωst(ωs为工频角频率),则交流系统a相向换流器注入短路电流ia的表达式为

(7)

I10和I20为故障前后交流分量的瞬时值;τ1为交流侧时间常数,取决于回路中的电感与电阻;Lac与Rac分别为交流系统等效电势到换流器交流出口之间的等效电感与等效电阻。

由图3可知,换流器闭锁前桥臂电流为直流侧电容放电电流与交流短路电流的叠加,可得到换流器a相上、下桥臂电流分别为

(8)

2.2 换流器闭锁后的故障特性

与上文推导的交流侧短路电流流通特性相似,换流器闭锁后,交流电流只能通过VD2在桥臂子模块中流动,此时换流器的等效电路如图7所示,近似于三相不控整流电路。

图7 真双极系统闭锁后的MMC等效电路

换流器闭锁后,虽然子模块电容不再放电,但由于桥臂电感的存在,其储存的能量仍将通过子模块中的反并联二极管向直流侧释放故障电流。换流器闭锁后,桥臂电感持续振荡放电,其构成的故障电流直流分量由于回路阻抗的存在逐渐衰减至零,而交流分量在交流断路器动作前将持续存在并维持稳定。

以a相为例,同样假设交流系统a相电源电压为us,a=U1sinωst,I30为闭锁时刻桥臂电流初始值,则换流器闭锁后a相上、下桥臂流过的短路电流如下:

(9)

在交流断路器动作前,由于桥臂电感的放电过程,此时桥臂电流存在直流偏置现象,直流分量在上下桥臂间环流,交流系统持续注入交流分量,最终各电气量将在回路阻抗作用下达到稳定值;交流断路器动作后,交流系统不再注入电流,桥臂电流将逐渐衰减,衰减时间由短路电阻与桥臂电感共同作用影响。

3 仿真验证

为验证理论推导的正确性,在PSCAD/EMTDC中根据青藏直流实际运行数据搭建真双极MMC-HVDC系统(如图1所示),系统运行参数见表1。

表1 真双极结构下青藏柔性直流输电系统的主要参数

该模型仿真了真双极MMC-HVDC系统,在t0=3.0 s时发生直流母线正极接地故障,t1=3.3 s时交流断路器跳闸,获得直流母线上的故障电流如图8所示。

图8 直流侧线路故障电流

故障过程共分为5个阶段:阶段1为故障发生至换流器闭锁,在此阶段故障电流主要成分为子模块电容放电电流,故障电流上升速率极快,在数毫秒内达到10 kA级;阶段2为换流器触发闭锁脉冲后的极短时间,在此阶段桥臂电容释放自身储存的能量,使故障电流达到峰值,随后故障电流的直流分量进入振荡衰减状态;阶段3在回路阻抗作用下,故障电流的直流分量不断衰减,交流短路电流成为故障电流的主要来源;阶段4故障电流的直流分量达到稳态,故障电流短时间内不再剧烈变化;阶段5开始时交流断路器跳闸,交流系统不再向换流器馈入短路电流,故障电流来源为桥臂电感释放剩余能量,并在回路阻抗作用下逐渐衰减至零。

发生接地故障后,正极母线对地电压跌落为零,负极母线对地电压不变,仍能维持一定的功率输送水平,如图9所示;上换流器交流断路器跳闸,不再向直流侧传输功率,此时整个系统传输的功率下降,约为额定值的1/2,如图10所示。

图9 直流母线电压

图10 单极接地故障下青藏MMC-HVDC系统传输功率

与直流母线上的故障电流特性相似,故障极换流器的桥臂电流变化如图11～13所示。

图11 整流侧上端换流器A相上桥臂电流波形

图12 整流侧上端换流器阀侧电流波形

图13 整流侧上端换流器阀侧电压波形

故障发生后,桥臂电流因为子模块电容放电而迅速增大,此时,流过IGBT与反并联二极管的电流将在极短时间内超过额定值,并对桥臂电感充能。闭锁后,桥臂电感释放储能流过反并联二极管,此时桥臂电流也达到峰值,随后系统进入不控整流状态,交流分量不变,直流分量开始衰减。最后,由于交流断路器动作,桥臂电流逐渐衰减为0。

由于站内接地的缘故,上换流器的故障电流被隔离,下换流器运行状态基本不受影响,在短暂波动后迅速恢复正常。由图14～16可知,下换流器基本不受直流母线正极接地故障的影响。

图14 整流侧下端换流器A相上桥臂电流波形

图15 整流侧下端换流器阀侧电流

图16 整流侧下端换流器阀侧电压

4 结 语

1)真双极MMC-HVDC系统发生单极接地故障后,故障电流的主要来源为子模块电容放电,故障电流上升速率极快,短时间内就达到10 kA级;换流器闭锁后的极短时间内,桥臂电感会释放储能,使桥臂电流达到峰值,此时反并联二极管会承受较大的过电压。换流器闭锁后的故障电流大于闭锁前,因此,青藏柔性直流输电系统需要在系统闭锁前及时跳开直流断路器以保护电路元件。

2)故障电流受桥臂电感与短路电阻的影响较大。增大短路电阻会削弱故障后的冲击电流,同时加快故障电流直流分量的衰减,降低交流断路器跳闸后的息弧时间;增大桥臂电感也会减小故障后的冲击电流,但同时也会延长故障电流直流分量的衰减时间,过大的桥臂电感甚至会影响到系统的稳定。

3)由于目前大容量直流断路器技术尚不成熟,采用真双极结构的青藏柔性直流输电系统在发生单极接地故障时,可以采用跳开故障极交流断路器的方案保护电路元件。此时,非故障极电压基本维持不变,整个系统仍可传输1/2左右的额定功率。