低压直流配电网主动限流控制及保护方案

韩杰祥，张 哲，冉启胜，尹项根

（强电磁工程与新技术国家重点实验室（华中科技大学）,湖北省 武汉市 430074）

0 引言

近年来,城市负荷密度、直流负荷占比及分布式电源（distributed generator,DG）并网容量不断增长。直流配电网因其传输容量大、控制灵活、直流负荷匹配性能好等优点而受到广泛关注［1-3］。低压直流（low-voltage direct current,LVDC）配电网直接面向电力用户,对终端电能质量和供电可靠性的维持和提高具有决定性作用。

LVDC 配电网主要采用半桥型电压源换流器（voltage source converter,VSC）［4］或级联型电力电子变压器（power electronic transformer,PET）作为主供电源［5］。LVDC 配电网短路时,电流将迅速上升,可能在数毫秒内达到换流器闭锁电流［6］。半桥型VSC 不具备故障阻隔能力,直流电压跌落时运行于不控整流状态,对交流电网造成过流冲击。如果交流过流保护动作,将导致LVDC 配电网全网停电。相较于半桥型VSC,PET 直接接入中压配电网,容量大、功能丰富、具备故障阻隔能力［7-8］。PET直接闭锁虽能实现故障阻隔,但同样会造成LVDC配电网停电,且重启和恢复周期长［9］。为提高供电可靠性,需要在PET 闭锁前完成故障隔离,但这对保护的速动性提出了较高的要求。另外,LVDC 配电网存在短馈线、多分支等特点,不同位置故障的特征差异较小,保护整定配合困难。

如果能发挥PET 的控制效能,在电网故障期间主动干预故障发展过程,对短路电流进行限制,则可以避免PET 闭锁,缩短故障恢复时间,并降低直流断路器的切断容量要求。同时,可以延长故障允许运行时间,减小保护在故障识别和选择性跳闸方面的难度［8-9］。目前,对PET 的研究主要集中于拓扑设计、稳态控制性能改进、电能优化管理、交流侧故障穿越等方面［10-12］,对其LVDC 端口的主动限流控制研究不足。文献［13］通过在PET 低压直流端口增设电力电子开关实现限流功能,但所需开关容量与PET 总容量相当,实际应用存在一定困难。文献［14］在子模块输出电容支路上串联绝缘栅双极型晶体管（IGBT）进行限流控制,但所需开关数量多,且需要改变PET 主电路拓扑,增加制造成本、影响设备运行可靠性。LVDC 端口的限流控制是PET 工程化应用的技术瓶颈之一,相关研究亟待深入［8］。

考虑到LVDC 配电网对保护的性能需求,现有研究主要基于其故障暂态特性展开［6］。文献［15］利用电流变化率构造了反时限保护判据以解决多级馈线之间的配合问题。但是,在馈线长度较短的应用场合,该判据在相邻保护之间的整定配合较为困难。文献［16］提出在馈线上采用过电流保护,仅适用于集中式结构,无法解决多级馈线保护之间的配合问题。文献［17］提出基于母线功率变化率的差动保护,但故障功率与电流平方成正比,采用功率变化率构成的判据容易受噪声影响。文献［18］借助通信系统进行馈线过电流保护间的动作配合,对配电网提出较高的通信要求,在通信系统故障时保护失去选择性。文献［19］基于正常与故障时回路模型的差异提出线路故障测距方法,但需要在每条线路两端增加辅助电感。文献［20］在线路间增设投切受控的并联电感,基于改变后的回路模型,进行故障定位。综上,LVDC 配电系统馈线多、线路短,现有馈线保护整定及配合困难。部分保护借助通信系统和边界元件降低了各级保护间的配合要求,但需要加装大量辅助设备,增加了建设成本。

本文发挥PET 的控制效能,提出LVDC 配电网的主动限流控制（active-current-limiting control,ACLC）方法,并结合各类低压直流变换器的接口特点,分析了电流故障分量的方向性特征。基于此,提出了不依赖于通信且无须附加边界元件的LVDC配电网的保护方案。仿真试验验证了主动限流控制方法及保护方案的正确性和有效性。

1 LVDC 配电网架构

1.1 LVDC 配电网结构特点

LVDC 配电网包括集中型、辐射型以及双端型结构,如附录A 图A1 所示,图中,MV 表示中压。其中,部分结构已经得到工程示范应用［21-22］。故障隔离是直流电网研究中的难点,在高压大容量领域,直流断路器仍是直流电网发展的主要技术瓶颈。然而,在低压系统中,直流断路器技术已相对成熟,且成本较低,性能良好［1-4］。采用限流控制后,对直流断路器切断时间和容量的要求将进一步降低。因此,可在不闭锁PET 的情况下,利用直流断路器实现配电网故障的有效隔离。

附录A 图A2 所示是具有LVDC 接口的变换器结构。图A2（a）和（b）所示为DC/DC 变换器结构,HFT（high frequency transformer）为高频变 压器。图A2（c）所示为DC/AC 变换器结构。上述变换器均可实现功率双向传输,可用于DG 以及储能并网。图A2（d）所示为直流负荷接口,可防止电网故障时负荷电压骤降［19］。

1.2 PET 结构特点及控制系统

PET 是LVDC 配电网与中压配电网之间的关键设备,一般采用串联输入并联输出（input series output parallel,ISOP）结构以实现MV/低压（LV）变换。PET 可划分为AC/DC 和DC/DC 结构,如附录A 图A3（a）和（b）所示。图A3（c）所示为AC/DCPET 的子模块结构,其中H 桥（H-bridge,HB）和双有源桥（dual active bridge,DAB）分别实现AC/DC和DC/DC 变换。如图A3（c）所示,本文将子模块中的HB 表示为前级H 桥,将DAB 两侧的HB 表示为一次侧和二次侧H 桥,以便于后续分析。

AC/DC-PET 结构复杂,需要同时控制前级H桥和级联DAB。因此,本文以该结构为例进行分析,相关结论可用于DC/DC-PET。正常控制模式下,AC/DC-PET 的控制系统结构如附录A 图A4 所示。图中：u为子模块电压指令值；usmave为子模块平均电压；u、P*、Q*和udc、P、Q分别为直流电压、有功功率及无功功率的指令值和测量值；i和i分别为d、q轴电流的指令值；uoref为输出电压的参考值；usmi（i=1,2,…,n）表示子模块i的测量电压；φ/和φ/分别表示不同控制方式下DAB 的频移/相移指令值；Δφi/Δfi表示均压调节的频移/相移附加值；Gx（x=vh,vo,p,q,vf,df）表示各控制环的控制器传递函数。直流电压稳定时,PET 采用功率外环工作在恒功率模式；需要调节直流电压时,PET 采用直流电压外环工作在恒电压模式。电流内环根据外环控制器输出的电流指令值调节生成输出电压参考值。不同工作模式下,PET 可采用统一或分级控制方式［23-24］。

2 LVDC 配电网主动限流控制方法

2.1 主动限流控制目标

从改善配电网故障运行性能、提高供电可靠性的角度出发,制定主动限流控制目标如下：

1）减小LVDC 配电网故障对中压主干配电网的影响。在短路期间,稳定DAB 一次侧电容电压,从而消除对中压电网的过流冲击,将故障影响限制在LVDC 配电网内。

2）减小停电范围并降低断路器切断时间及容量要求。在故障期间将直流故障电流限制在一定范围内,从而防止PET 闭锁造成LVDC 配电网全网停电,并降低断路器切断时间及容量要求。

3）控制切换灵活、供电恢复迅速。在短路期间能够自动切换为ACLC。故障切除后,具备自动恢复能力,快速恢复非故障馈线的电力供应。

2.2 主动限流控制方法

2.2.1 控制启动方案

利用LVDC 配电网短路时电压跌落和电流上升的特点,可采用低电压和过电流元件与门出口作为限流控制的启动方案,判据为：

式中：udc和idc分别为PET 的端口电压和输出电流；Ust和Ist分别为启动电压和启动电流,取值为PET 长期运行的最小允许电压和最大允许电流。

当式（1）判据满足时,PET 从正常控制模式切换至故障控制模式,进行主动限流控制。

2.2.2 前级H 桥控制前级H 桥控制策略如附录A 图A5 所示。采用电压外环控制H 桥电容平均电压,以防止级联H 桥环节进入不控整流状态引起交流侧过流。电流内环仍采用dq解耦控制。只要DAB 环节能够有效限制故障电流,即限制短路功率,图A5 控制策略就能实现电容电压的可靠维持。其中,ud和uq分别为PET并网点电压的d、q轴分量,u和u分别为交流侧调制电压d、q轴指令值,其余变量含义与图A4 中相同。

2.2.3 级联DAB 控制

要实现ACLC 和前级H 桥电容电压的稳定,关键在于通过DAB 对短路电流进行限制,从而限制子模块的传输功率。为限制短路电流,需要自适应调节PET 的输出直流电压。故障期间,由于端口电压较低,DAB 二次侧H 桥工作于不控整流状态,因此输出电压调节功能主要由一次侧H 桥实现。如图1（a）所示,调节一次侧H 桥触发脉冲的内移相角Δθ,则其输出电压u1的占空比得到有效调节,进而调节二次侧H 桥输出直流电压。

图1 级联型PET 的主动限流控制原理Fig.1 ACLC principle of cascaded PET

图1（b）为ISOP 型DAB 的等值模型。其中,nT为HFT 变比,Leq和Req分别为PET 端口至故障点的电感和电阻。DAB 输入电压由前级H 桥环节控制,可等值为恒定电压源。故障期间,一次侧H 桥采用内移相角控制,二次侧H 桥由于端口电压跌落而工作于不控整流状态,HFT 按照比例环节处理。基于此,利用电流外环实现ACLC,并通过电压内环提高调节速度。控制策略如图1（c）所示,将PET 端口电压和输出电流经反馈环节与各自的指令值u和i进行比较,并通过外环和内环的控制器调节生成移相角,提供给受控系统,即

式中：Gin(s)和Gout(s)分别为内环和外环控制器传递函数。PET 端口电压和输出电流均为直流量,因此,内环和外环控制器传递函数可按照对直流量的稳态调节误差为零的原则灵活选取,本文中选取比例-积分（PI）控制器。限流指令可以给定为［0,Imax］区间的任意值,Imax为允许DAB 长期运行的最大电流。

2.2.4 自动恢复方案

故障切除后,PET 电流处于较低水平。如果限流值选取为故障前电流,由图1（c）可知,电流外环将因为正调节误差而增大直流电压指令,从而增大控制内环输出,进而减小Δθ,向输出并联电容充电,直流电压逐渐恢复。可利用故障切除后电压自动上升的特点构造恢复判据,即当udc上升至电压阈值Uret时,PET 由故障控制模式切换至正常运行模式。电压阈值Uret可选取为60%～70%额定电压。

综上,考虑ACLC 的PET 调节过程如附录A 图A6 所示。在LVDC 配电网故障下,当启动条件满足时,PET 从正常模式切换至ACLC 模式。故障切除后,PET 直流电压在控制系统调节下自动恢复。当输出电压上升到模式切换电压后,从ACLC 模式切换至正常模式,LVDC 配电系统恢复正常运行。

3 LVDC 配电网故障特性分析

3.1 故障等值建模

以图2（a）所示LVDC 配电网为例进行故障分析。图2 中：Ld为限流电感；Ks为交流断路器,K0至K5为直流断路器；B1至B3为母线；F1至F4为馈线；f1为馈线短路故障,f2为母线短路故障。电流正向规定为：由母线指向馈线的方向为正,如图2（a）中的电流i0至i6所示。

故障f1的等值电路如图2（b）所示。因为馈线F3和F4向直流负荷供电,直流负荷一般采用图A2（d）所示接口,所以F3和F4为无源支路。此外,LVDC配电网电压等级低、馈线短,其分布电容可忽略不计。因此,在f1故障中,馈线F3和F4可做开路处理。电流i2由下游DG 或储能系统（ESS）提供。图A2 中各双向功率变换器的LVDC 接口具有相同的结构特点,如图2（c）所示。图2（b）中,R1和L1为故障点到母线的馈线电阻及电感；R2和L2为短路点下游线路相应电气参数；Deq为等效二极管；Ceq为PET 等值电容。

图2 低压直流电网故障分析Fig.2 Analysis on LVDC power grid fault

式中：λ为PET 结构系数；γ为控制状态系数；N为桥臂级联子模块数；C1和C2分别为DAB 输入和输出电容。

对于图A3（a）和（b）中的PET,并联放电的子模 块 总 数 分 别 为3N和N,因 此λ分 别 取3 和1。PET 的ACLC 投入前,γ取值为1；ACLC 投入后,由于故障电流远大于指令值,图1（c）中的控制器将迅速达到限幅值,调节C1退出放电回路,此时γ取值为0。

3.2 不同阶段的故障电流特性分析

根据LVDC 接口特点及PET 运行特性,在LVDC 配电网短路期间,故障发展可划分3 个阶段：电容放电、电流衰减和稳定输出。

3.2.1 第1 阶段：电容放电

故障初期,由图2（b）可见,该阶段不同类型接口的回路方程均为：

式中：R,L和C的参数可根据具体回路得到。直流系统一般满足欠阻尼条件,即

由于ACLC 的作用,PET 在第1 阶段内的故障发展可以进一步划分为整机电容放电和端口电容放电2 个子阶段,对应式（3）中γ为1 和0 的情况。整机电容放电阶段,直流电压跌落,电流迅速上升。此时,PET 由自由放电状态切换至附录A 图A5 和图1所示的ACLC 状态。该阶段内,DAB 一次侧和二次侧电容均参与放电,回路电流在电流限值Ist以下,不会对PET 造成过流威胁。进入ACLC 状态后,故障电流高于限流指令,Δθ在控制系统调节下迅速增大,调节至上限值时,DAB 一次侧电容退出放电,故障过程发展至端口电容放电阶段。该阶段的放电过程如图3 中的回路2 所示,端口电容通过回路2 进一步放电,回路中的电流持续上升。端口电容放电电流仅在故障回路中流通,不会造成PET 过流。图A2（a）至（c）中各变换器接口的放电过程与PET 端口电容放电过程相似。

图3 馈线短路电流示意图Fig.3 Schematic diagram of feeder short-circuit current

3.2.2 第2 阶段：电流衰减

当端口电容电压跌落至零时,由图3 可知,DAB二次侧H 桥续流二极管导通,将电容电压钳位为0,故障发展至第2 阶段。该阶段的故障回路为图3 中的回路3。由图2（c）可知,其他LVDC 接口在第2阶段的回路与图3 中的回路3 相似。忽略二极管导通电阻,该阶段回路方程为：

求解式（6）可得第2 阶段的电流为：

式中：I为第2 阶段的初始电流。

在第2 阶段,故障电流经二极管续流通路逐渐衰减。在电流衰减至PET 限流指令之前,控制系统一直处于饱和状态,即Δθ按上限输出,DAB 一次侧H 桥输出为零。在该阶段,电流流通于直流回路和DAB 二次侧H 桥的反并联二极管。由图3 可见,由于3N个子模块的H 桥并联续流,每个全桥的续流二极管中通过的电流仅为故障回路电流的1/（6N）,因而不会造成PET 主电路过流。

3.2.3 第3 阶段：稳定输出

电流衰减至限流指令时,控制系统退出饱和,进入第3 阶段。在故障切除前,PET 调节端口电压,将输出电流控制为限流值。附录A 图A2（a）所示的DC/DC 变换器具有限流能力,如果该变换器采用限流控制,则故障响应与PET 相同；如果DC/DC 变换器闭锁,则稳定输出电流为0。图A2（c）所示的DC/AC 变换器不具备故障隔离能力,如果交流侧有源,则交流系统会向直流系统注入稳定的短路电流。

若PET 采用恒电压控制向额定负载供电,当0.2 s 时发生出口短路,利用上述各阶段的故障电流公式求得的计算结果和仿真结果如附录A 图A7 所示（系统参数详见第5 章）,可见计算结果与仿真结果吻合程度良好,计算相对误差在4%以内,验证了本文故障等值处理和分析结果的正确性。该工况下,A 相桥臂1 号子模块中的开关载流情况如附 录A 图A8 所 示。图 中：iHB、iDABI和iDABII分 别 为前级H 桥、DAB 一次侧H 桥以及二次侧H 桥中的电 流；iG1、iG2和iG3表 示 不 同 位 置H 桥 中IGBT 的 电流；iD1、iD2和iD3表示不同位置H 桥中二极管的电流。由图A8 可见,在ACLC 调节过程中,PET 的开关器件均不会发生过流,能够实现直流侧故障的安全穿越。

3.3 电流故障分量的方向性特征

由3.2 节可知,LVDC 配电网中的短路电流在不同发展阶段呈现出不同故障特性,其最明显的故障特性在于,因变换器端口的反并联二极管续流作用而不存在振荡过程。相较于中高压系统的振荡衰减过程,LVDC 系统的短路电流极性更为明确。另外,考虑LVDC 配电网功率双向流动的特点,其电流极性受初值影响较大。因此,可使用式（8）中的电流故障分量Δi构建方向元件,从而充分利用电流的极性特征,且消除初始电流极性的影响。

式中：if为故障电流。

在第1 阶段,电流故障分量的变化率为：

式中：A=（I0Rω0−2U0ω0）/（2ωL）；B=−I0ω02/ω；θ=arctan（A/B）。

故障初始时刻电流故障分量的变化率为：

式中：RL为故障前负载电阻。

结合式（9）和式（10）可得（β+θ）∈（−π/2,π/2）。因此,从故障时刻起的（π/2+β+θ）/ω时间间隔内,电流故障分量的变化率恒为正。由电容放电的物理过程亦可知,第1 阶段电流故障分量逐渐增大。

在第2 和第3 阶段,故障电流由最大电流衰减至稳定输出电流。若初始电流为负,则电流故障分量恒为正。若初始电流为非负,如果PET 限流值大于初始电流,则故障分量恒为正。如果PET 限流值小于初始电流,或对于其他稳定输出电流为零的接口情况,当电流衰减至初始电流或零时,电流故障分量由正值转变为负值或零。综上,LVDC 配电网短路电流故障分量的方向性特征如下：

1）对于正向故障,如图2（a）中馈线F1故障时的电流i1和i2,其故障分量极性恒为正,或初期极性为正,后期转变为负或零。

2）对于反向故障,如图2（a）中馈线F2故障时的电流i2,或F3故障时的电流i1,其故障分量极性与正向故障相反,即故障分量极性恒为负,或初期极性为负,后期转变为正或零。

3）单向功率负荷接口所在馈线的电流故障分量也具备方向特性。由前述分析可知,图2（a）中馈线F1故障时,i3的故障分量恒为负；馈线F2故障时,i3的故障分量恒为正或初期极性为正。

4 LVDC 配电网保护方案

由3.3 节分析可知,LVDC 配电网的电流故障分量在故障初期具有明确的方向特征,可用于构造方向元件。由2.2 节分析可知,PET 采用ACLC 后,能够延长LVDC 配电网的故障运行允许时间,从而降低对保护速动性的要求。因此,本文构建了基于方向元件延时配合的LVDC 配电网保护方案。

4.1 故障方向判断方法

LVDC 配电网的电流故障分量极性可用于故障方向判别,但是单点极性判断方式的抗扰动和抗噪性能较弱,无法满足判据可靠性要求。采用电流故障分量的积分值可以提高判据对噪声信号和采样误差的容忍度,但不同工况和故障条件下的电流故障分量存在一定差异,不利于方向判据整定。因此,本文采用故障分量绝对值的积分值对其实际值的积分值做归一化处理,以便于工程应用。基于上述考虑,构造电流故障分量的极性指示变量如下：

式中：ΔT为算法数据窗,取决于积分数据点数μ和采样频率fs,ΔT=μ/fs。

式（11）中,D的取值在电流故障分量极性为正时为1,极性为负时为−1,在不同方向故障下存在显著差异。因此,可利用故障初期的电流故障分量极性特征实现故障方向判断。考虑采样过程中的噪声信号和采样误差影响,方向判据为：

工程实际中,噪声信号一般不会改变测量信号极性,采样坏点虽然可能改变信号极性,但出现概率较低。因此,正向故障时D的取值一般不会低于0.5,反向故障时不会高于−0.5,式（12）能够可靠识别故障方向。

以低电压判据作为启动元件,若电流故障分量连续5 次满足判据式（12）中的方向特征,则利用低压判据保持方向判断结果。低压判据为：

式中：Udcset为低压判据的整定值,可选取为70%～80%额定电压。

4.2 配电网保护方案

由附录A 图A1 可见,集中型结构相当于单级馈线的辐射型结构,而双端型结构通过双侧方向元件的各自配合,可以解耦为两个相对的辐射型结构。本文以辐射型结构为例进行保护方案介绍。保护方案可分为母线保护和馈线保护,如附录A 图A9所示。

4.2.1 母线保护方案

母线故障时,与故障母线相连接的所有馈线开关位置的方向判别结果均为反向。而母线外部（馈线）故障时,故障馈线上的开关位置处的方向判断结果与母线故障时的结果相反。因此,采用式（12）中方向元件的母线保护方案为,与母线相连的全部馈线方向判别结果均为反向,即

式中：DB1至DBk为与故障母线B 相连的馈线电流故障分量极性指示变量。

以附录A 图A9 中母线B1的故障为例,当F1或F2故障时,K1处的方向判断结果为正。当F3故障时,K4处的方向判断结果为正。均不能满足判据式（14）。因此,判据式（14）能够可靠区分母线和馈线故障。对于辐射型结构的单端电源母线,如图A9中的母线B3,无须配置专门的母线保护。对B3的故障只需要作为馈线F3末端故障进行处理。

4.2.2 馈线保护方案

馈线故障时,若方向判断结果为正向,则启动计时元件,并以判据式（13）作为保持元件,通过分段时间配合方式实现选择性。同时,上游保护能够承担下游保护的远后备功能。保护判据为：

式中：DFi为馈线Fi的电流故障分量的极性指示变量；tset为延时整定值。

tset的整定原则为：

式中：M为馈线分级最大值；m为待整定级；Δt为保护延时。

Δt的整定方法为：

式中：tcut为断路器的故障切除时间；trec为电压恢复时间；trel为时间裕度。

以双端型LVDC 配电网为例,由式（16）整定得到的动作时间配合方法如附录A 图A10 所示。采用方向元件后,线路两侧开关的时间配合可以分别整定,二者之间互不影响。

5 仿真验证

在PSCAD/EMTDC 中建立附录A 图A11 所示LVDC 配电网模型。图中给出了PET、DG 和负荷的容量,以及各馈线长度。电流正方向的规定如图中的i0至i10所示。DG1为储能,采用图A2（a）所示接口,DG2为光伏电源,采用图A2（b）所示接口。L1至L4为负荷,其变换器采用图A2（d）所示接口。fb1至fb3为母线短路故障,f1至f3为馈线短路故障,故障位置均为馈线中间。仿真系统关键参数见附录B 表B1。

5.1 主动限流控制方法验证

对于馈线故障f2,未采用ACLC 的情况下,PET直流电压及电流如附录A 图A12 所示。故障初期,短路电流迅速上升,达到PET 闭锁电流。PET 闭锁后,其端口电容放电导致直流电压迅速跌落,进入电感放电阶段。采用ACLC 时,PET 的直流电压及电流如附录A 图A13 所示,其中Ilim表示限流控制目标值。限流控制的启动条件满足后,PET 切换至ACLC 模式,主动干预LVDC 配电网的故障过程,经过整机电容放电、端口电容放电、电流衰减等阶段,将直流电流限制在长期运行允许的限值,从而避免PET 因过流而闭锁。对比图A12 和图A13 中的电流可知,ACLC 的干预能够缩短前级H 桥稳压电容放电时间,从而限制电流峰值,降低直流配电网的切断容量需求。在稳定输出阶段,PET 能够实现［0,Imax］区间任意电流值的输出。

PET的ACLC启动、运行及恢复全过程见图4。图中：usm为子模块电压,usmave为子模块平均电压。由图4 可见,当0.2 s 时刻馈线故障时,PET 能够及时启动ACLC。在控制过程中,前级H 桥电容电压及其平均值维持稳定,从而防止交流侧过流。同时,DAB 环节能够通过移相角调节控制输出电压,限制H 桥稳压电容参与放电,以防止DAB 环节过流。当0.23 s 时刻馈线故障被K4切除后,直流电压能够迅速地自动恢复。当电压达到Uret时,PET 切换为正常控制,LVDC 配电系统恢复正常运行。

图4 主动控制故障响应Fig.4 Fault response with active control

5.2 LVDC 配电系统保护方案验证

5.2.1 故障特性及方向元件

在附录A 图A11 中的3 处母线故障下,不同开关位置的电流如附录A 图A14 所示。故障fb1对于K1为反向故障,此时DG 存在电容放电及电感放电2个阶段,由图A14（a）可见,在故障初期电流i1具有负的故障分量。K5处的负荷电流由于上游短路而迅速衰减,由图A14（b）可见,电流i5具有负的故障分量。fb2对于K6是反向故障,fb3对于K2是正向故障,由图A14（c）和（d）可见,上述2 种故障下,i6和i2的故障分量分别具有负的和正的极性。综上,LVDC 配电网的电流故障分量极性具有明确的方向特征。

在附录A 图A14 所示的电流中,按照20 dB 的信噪比加入白噪声,并加入采样坏点,采用式（11）和式（12）中的方法进行方向判断。电流及判据分析结果如附录A 图A15 所示。在噪声和采样坏点干扰下,方向判据仍能有效实现故障方向判别。由于存在噪声和采样坏点,电流变化率判据以及直接极性判断的可靠性将受到严重影响。而对于本文所提方法,只要噪声不影响电流故障分量的极性,就不会对分析结果造成任何影响。即使部分采样坏点造成极性变化,方向判据仍能可靠判别故障方向。

5.2.2 保护方案验证

在附录A 图A11 中不同故障下,对各开关安装位置的测量电流按照20 dB 的信噪比加入白噪声干扰,并随机增加采样坏点。方向判据分析结果如附录B 表B2 所示。表B2 中的数据为方向判据连续5点满足的情况下,正的最小值或负的最大值。以母线故障fb1为例,表B2 中方向判据结果D0至D3小于零,即与母线B1 相连的馈线方向元件判别结果均为反向,因此能够判断母线B1发生故障,母线保护瞬时动作于跳开断路器K0至K3。对于故障f1,D3和D6判断结果为正向,其余为反向。此时,3 个母线保护不 满 足 动 作 条 件。K6与K5、K2进 行 延 时 配 合,K3与K9、K7进行延时配合,满足动作时间条件时,动作于隔离故障。

LVDC 配电网电压等级低,额定负载电阻很小,一般情况下短路为金属性短路。本文针对馈线故障f2,取额定负荷电阻的10%,30%,50%为过渡电阻,对保护性能进行验证。不同过渡电阻条件下的分析结果在附录B 表B3 中给出。其中,D的取值原则与表B2 相同。由表B3 可见,本文所提方向判据在过渡电阻条件下能够实现正确的方向判断。在此基础上,保护系统可实现故障的正确判断与隔离。

6 结语

本文提出了LVDC 配电网ACLC 方法,分析了其故障特性,并构建了保护方案。

1）ACLC 能主动干预LVDC 配电网的故障发展过程,将故障电流限制在长期运行允许的范围内,从而避免PET 过流闭锁。同时,ACLC 具备电压自恢复能力。通过ACLC,可减小停电范围、缩短恢复周期、降低断路器切断容量要求。

2）各类变换器的LVDC 接口具有电容反并联二极管这一相同结构,因而馈出的短路电流具有明确的方向特征。本文利用电流故障分量的极性特征,构建了LVDC 配电网的故障方向元件。该方向元件具有较强的抗干扰能力和抗噪性能。

3）通过方向元件、低压元件和延时元件之间的配合,构建了不依赖于通信系统和附加边界元件的保护方案。仿真试验验证了ACLC 方法及保护方案的正确性和有效性。

本文提出了PET 直流端口的主动限流方法,下一步将开展PET 交流端口的故障穿越方法研究,以实现PET 在交直流配电网多类故障下的可靠穿越。此外,所提保护方案主要针对低压直流配电工程中常用的辐射型和双端型结构,随着电网结构的发展,该方案在环型结构中的适用性有待进一步研究。

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。