摘 要: 直流配电网以其高效消纳直流电能的优势,成为未来分布式电源并网的重要方式。 但是交流配电网发生非对称故障会引起与其互联的直流配电网电压波动,从而危害直流配电系统的正常运行。 为此,首先,分析了交流配电网发生单相接地故障情况下有功功率和直流电压波动的特性,推导给出了滤波电感上瞬时有功功率的表达式,并指出了滤波电感上的瞬时有功功率是导致直流电压波动的重要原因。 其次,提出了一种改进锁相环对正序电压的相位进行跟踪,所提方法仅对传统锁相环的补偿器进行重新设计,原理清晰,易于实现。 最后,在 PSCAD/ EMTDC 中搭建了典型的双端交直流配电系统仿真模型,验证了理论分析正确性及所提控制方法的有效性。
关键词:交直流配电网;非对称故障;故障传播机理;直流电压波动;改进锁相环
0 引 言
随着分布式电源渗透率的提高与直流负荷的快速发展,直流配电网以其变换环节少、可控性强、电能质量问题少等优点,成为了可再生能源消纳的重要配电方式[1-3] 。 但是就技术发展趋势和电网发展特征而言,直流配电网近期内不会取代交流配电网,电力技术的发展向着直流 交流 交/ 直混合的趋势变化,交、直流配电网灵活衔接、优势互补、协调发展是配电网发展的趋势[4-5] 。 交直流配电网通过电力电子换流器进行互联。 对于互联后的交直流配电系统,一方面体现为交直流配电网相互支撑,即交流配电网可以对直流配电网提供电压稳定支撑,而直流配电网也可为交流配电网提供电压支撑功能。 另一方面则体现为交直流配电网相互影响,配电系统交流侧或直流侧发生故障时,故障可能传播至另一侧,加剧故障的严重程度。 尤其是在实际运行中,交流配电网发生单相接地故障的概率较大,这将导致分布式发电系统出现输出功率波动、输出电流幅值上升等问题[6-7] 。 因此,有必要研究交流系统非对称故障对直流配电网产生影响的机理,进而提出直流配电网对交流配电网的故障穿越控制策略,保证直流配电网在交流系统故障时仍能维持分布式电源的高效发电与对直流负荷的高质量供电。
在交流系统故障对换流器直流侧的影响方面,目前研究多集中于高压直流输电系统,主要关注的是故障后负序电流分量对换流装置的威胁及相应的保护策略[8-9] 。 而直流配电网中包括大量各类分布式电源与敏感的直流负荷,分布式电源的高效发电与直流负荷的正常工作都对直流电压的质量提出了更高的要求[10] 。 目前学界普遍认为,单相接地故障将导致换流器直流侧电压出现 2 倍频波动。 对于具体的影响机理,文献[11-12]考虑换流器注入故障点的 2 倍频功率,推导给出了交流非对称故障情况下直流电压的波动机理。 文献[13]进一步分析了交流非对称故障情况下,直流侧接入电容、电阻和直流微电网时,直流电压的谐波含量。 文献[14-15]考虑负序故障分量和零序故障分量,进一步推导了直流侧 2 倍频谐波和工频谐波的产生机理,并提出了相应的抑制控制策略。虽然上述文献都给出了非对称故障情况下,交流侧 2 倍频有功功率分量会导致直流电压产生 2 倍频波动的结论,但是都忽略了交流滤波电感上瞬时有功功率特性。 而在故障情况下,由于故障电流非常大,滤波电感上瞬时功率不容忽视,需要对故障情况下滤波电感上的瞬时有功功率特性进行分析和推导,以进一步明确交流故障对直流电压的影响机理。
对于直流电压波动的抑制,目前主流的控制策略是基于双同步参考坐标系的负序电流控制[11,16-17] 。但是负序电流控制需要获得精确的交流正序电压的相位, 由于负序电压分量的存在, 传统的 锁 相 环 (phase-locked loop, PLL)无法实现准确的相位跟踪。同时,当系统中存在谐波分量时,也会对 PLL 的跟踪性能产生影响。 基于解耦双同步参考坐标系的锁相环(decouple double synchronous reference frame PLL, DDSRF-PLL) [18]是一种已被业界广泛使用并证明其性能优越性的锁相环同步技术,可以实现不对称故障情况下的正序电压相位跟踪。 但是此方法一是较为复杂,需要使用双同步旋转坐标变换消去负序分量。二则需要使用滤波器消去谐波分量,降低了系统的动态特性。 为避免复杂的相序分离运算,文献[19] 提出了基于滑模控制的直接功率控制方式,简化了控制系统的结构。 但是滑模控制需要不断切换控制量,从而产生抖振。 为了不引入新的控制形式,本文仍采用基于双同步参考坐标系的负序电流控制,但是通过对 PLL 补偿器的合理设计来实现对正序电压相位的跟踪,从而避免了复杂的相序分离计算。
本文首先分析交流非对称故障情况下滤波电感的有功功率特性,推导建立精确的有功功率平衡模型,进而从理论上全面阐述直流电压 2 倍频纹波的产生机理。 随后,给出可以准确跟踪正序电压相位的 PLL 补偿器设计方法,并将其用于负序电流抑制控制中。 最后,通过 PSCAD / EMTDC 仿真验证理论分析和所建模型的正确性。
1 交直流配电系统拓扑结构
一般而言,对于不同的电压等级和应用场景,交直流配电系统具有不同的拓扑结构。 本文的直流配电网采用典型的双端(手拉手) 拓扑结构,如图 1 所示。 根据已有示范工程情况,换流器 1 和换流器 2 均采用可扩展性强、可靠性高、谐波含量少的模块化多电 平 换 流 器 ( modular multilevel converter, MMC) [20] 。 为更好地满足直流系统电压波动限值要求,MMC2 采用定直流电压控制,MMC1 采用定功率控制[21] 。 本文主要研究内容是当交流配电网 1 发生单相接地故障时,直流配电网如何通过 MMC1 的控制实现故障穿越。
MMC1 的等效拓扑结构如图 2 所示,图中,usabc、 utabc与 i sabc分别为交流系统三相电压、MMC 桥臂输出三相电压与 MMC 输出三相电流;udc与 i dc分别为直流电压和 MMC 输入的直流电流;L0 、R0分别为桥臂电感及桥臂等值电阻;LT为换流变压器漏感;Lf、Rf分别为 MMC 等效电感与等效电阻;Ceq为直流侧等效电容。 交直流配电网通过 MMC 进行功率融通,其中,pext为直流配电网注入 MMC 有功功率;pdc为直流侧注入三相桥的有功功率;pt为三相桥输出至交流侧的有功功率;ps 为 MMC 输出至交流配电网的有功功率。
2 交流单相接地故障系统特性分析
在换流器交流侧出口处发生单相接地故障情况时,除了正序分量、负序分量外,还会产生零序分量。
3 交流单相接地故障时控制策略
根据式(4)、(11)和(17)可知,交流电流的负序分量是引起直流电压 2 倍频纹波的主要原因。 因此, 设计相应的控制策略对负序电流进行抑制。
3. 1 锁相环控制及参数设计
本文通过 PLL 补偿器的合理设计来实现对正序电压相位的跟踪,并给出补偿器参数的通用设计方法。 常用的 PLL 控制框图如图 3 所示。 其中,ω0 t + θ0为交流电压的相位,θ 为 PLL 输出相位,ω 为 PLL 输出的角频率,H(s)为 PLL 的补偿器。
PLL 的性能取决于补偿器 H( s),由第 2 节的分析可知,H(s)的设计需要考虑下列因素:
1)PLL 在电压三相不平衡及含电压谐波的情况下,仍能准确跟踪正序电压的相位;
2)由于参考输入 ω0 t + θ0包含一个直流量 θ0和一个斜坡函数 ω0 t,由内模原理可知,开环通路中至少需要包含2 个积分因子1/ s,观察图 3 可知,开环传递函数中已包含一个1/ s,所以 H(s)中应至少包含一个1/ s;
3)控制系统具有足够的相位裕度以保证系统的稳定性。
4. 1 锁相环有效性验证
PCC 点的故障电压及换流站 MMC1 交流出口电压经坐标变换后在 q 轴上的投影波形如图 8 所示。系统在 t = 1. 2 s 发生 c 相接地故障,在 t = 1. 2 ~ 1. 5 s 故障期间,c 相电压变为 0 kV,a 相电压和 b 相电压峰值升为原来的 3 倍。 由于 10 kV 的交流配电网采用不接地方式,所以发生单相接地故障后交流系统仍可继续运行一段时间。 在 t = 1. 2 s 之前,交流系统正常运行情况下,锁相环实现相位跟踪使 usq = 0。 t = 1. 2 ~ 1. 5 s,系统发生单相接地故障,锁相环跟踪正序电压相位,负序电压在正向旋转的 dq 坐标系中的投影为 2 倍频分量,因此仿真波形中,usq在 0 的基础上叠加了一个 2 倍频分量,仿真结果与理论分析一致。
4. 2 负序电流抑制控制策略有效性验证
当交流系统发生 c 相接地故障时,不采用负序电流抑制控制时仿真得到的故障波形如图 9(a)所示, 采用负序电流抑制控制后的故障波形如图 9 ( b) 所示。
交流故障点有功功率分别如图 9( a)和 9( b)的第 1 个图所示。 观察可知,采用负序电流抑制控制后,交流故障点的 2 倍频有功功率分量峰峰值由 15 MW下降至 10 MW,这说明负序电流抑制控制并不能让故障点的 2 倍频有功功率降为 0,由式(4)可知,这是因为负序电压与正序电流的乘积仍会引发 2 倍频有功功率。
不采用负序电流控制时,电感上的 2 倍频瞬时有功功率峰峰值高达 60 MW,如图 9 ( a) 第 2 个图所示。 出现如此大的 2 倍频有功功率是因为较大的短路故障电流在电感上造成了大量的功率损耗。 而在采用负序电流控制后,电感上的 2 倍频瞬时有功功率峰峰值由 60 MW 下降至 0 MW,如图 9(b)第 2 个图所示。 对比观察采用负序电流抑制控制前后交流故障点有功功率变化( - 5 MW)和电感上的 2 倍频有功功率变化( - 60 MW),可以得出结论:交流非对称故障情况下,电感的 2 倍频有功功率不容忽视,而负序电流抑制控制主要消除了电感的 2 倍频有功功率。
图 9(a)与图 9(b)的第 3 个图为故障时换流站 MMC1 交流出口处 abc 三相电流。 图 9(a)的第 3 个图表明,不加负序电流抑制器的故障电流幅值超过 4 kA,且三相电流明显不对称。 而采用负序电流抑制器的故障电流幅值不超过 1 kA,且三相电流保持对称,如图 9(b)的第 3 个图所示。 负序电流抑制器可以较好地抑制换流站交流出口故障电流。
图 9(a)与图 9(b)的第 4 个图为直流母线电压波形。 其中图 9(a)的第 4 个图为不加负序电流抑制器的直流母线电压,电压产生一个 2 倍频波动,波动电压幅值 约 为 4 kV, 其 纹 波 率 为 (4 / 2) / 20 = 14% > 5% ,不满足直流电压的纹波要求[25] ,影响直流配电网负荷及所接入分布式电源的正常运行。当采用负序电流抑制控制时,如图 9(b)所示,直流母线电压基本维持恒定,但仍产生一个微小的 2 倍频电压波动,波动电压幅值约为 0. 5 kV。 所提控制方法将直流电压的脉动量降低了(1 - 0. 5 / 4) = 87. 5% 。对比文献[11]中所提的零序和负序电压补偿控制方法,虽然其能实现最高可达 98% 的直流侧脉动电压抑制,但是此方法需要精确获取故障后的零序和负序电压分量,增加了控制的计算量和复杂度。 相反地, 本文所提控制方法无须获取故障后的零序和负序电压分量,控制简单,更适合工程应用,且可以将直流纹波率降低为 (0. 5 / 2) / 20 = 1. 8% < 5% ,满足直流配电网的运行要求。
4. 3 电感的有功功率特性分析
根据上述分析可知,导致直流电压出现 2 倍频纹波的原因不仅是交流系统故障点处的 2 倍频有功功率,电感上的 2 倍频瞬时有功功率也不容忽视。 为进一步验证理论分析的正确性,将等效滤波电感由Lf = 9. 35 mH 改为 Lf = 8. 35 mH,仿真研究系统的故障特性。
仿真波形如图 9(c)所示。 将其与图 9(a)对比, 可以发现,当等效滤波电感由 Lf = 9. 35 mH 改为Lf = 8. 35 mH 后,电感的 2 倍频瞬时有功功率峰峰值由 60 MW 下降至 50 MW 左右,分别如图 9( a)和图 9 (c)的第 2 个图所示。 在此情况下,直流电压的 2 倍频纹波峰峰值也从 8 kV 降至 6 kV 左右,分别图 9 (a)和图 9(c)的第 4 个图所示。 上述分析表明,交流故障情况下采用较小的滤波电感可以减小 2 倍频瞬时有功功率,从而缓解直流电压的波动程度,这与第 2 节的理论分析相符。 但是,较小的滤波电感也会导致换流器交流出口侧的滤波能力降低,从而使得系统功率和电压的波形产生畸变,这在图 9(c)的第 2 个图和第 4 个图中得到了体现。
5 结 论
本文对交流发生单相接地故障时交直流配电系统的故障特性进行了研究,推导了交流故障导致直流电压波动的机理。 本文的主要贡献包括:
1)通过理论推导和仿真分析指出了故障情况下滤波电感上的瞬时有功功率不容忽视,并且经典的负序电流抑制控制很大程度上抑制的是电感上的 2 倍频有功功率,而不是注入交流故障点的 2 倍频有功功率。
2)通过对传统 PLL 的补偿器合理设计实现了对正序电压相位的准确跟踪,给出了通用的参数设计方法。 如此,避免了 DDSRF-PLL 方法在信号采集方面的复杂性和对系统动态特性的影响。
本文虽然指出了故障情况下滤波电感上的瞬时有功功率是造成直流电压波动的重要原因,但没有量化分析故障点和电感有功功率 2 倍频分量的占比问题。 故障点和电感有功功率 2 倍频分量占比问题值得进一步研究,这有助于进一步明确交流非对称故障对直流系统的影响。 ——论文作者：王卫1，宫成1，曹文远2，董楠1，刘慧珍1，韩民晓2
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