賈 科，施志明，張 旸，張?zhí)耜浚吿戽?/p>

（1.新能源電力系統(tǒng)國家重點實驗室（華北電力大學(xué)）,北京市 102206；2.新能源與儲能運行控制國家重點實驗室（中國電力科學(xué)研究院）,北京市 100192）

0 引言

柔性直流配電網(wǎng)可以實現(xiàn)新能源電源與直流負荷的分布式接入,具有電能質(zhì)量好、傳輸效率高與控制靈活等優(yōu)點,已成為國內(nèi)外配電系統(tǒng)的研究熱點之一［1-2］。其中,保護作為保障配電系統(tǒng)安全可靠運行的第一道防線,備受關(guān)注。由于全控電力電子器件的耐過流能力有限,一旦發(fā)生極間短路故障,全網(wǎng)換流器將在極短時間內(nèi)快速閉鎖,導(dǎo)致系統(tǒng)長時間失電,極大地降低了系統(tǒng)的可靠性［3-4］。為此,如何破解直流極間短路故障帶來的系統(tǒng)停運問題成為柔性直流配電網(wǎng)保護亟須攻克的難題。

現(xiàn)有的直流線路保護研究大多針對直流極間短路故障,利用有限的故障信息進行基于短窗高頻量的保護方案設(shè)計［5-6］,以期望通過保護高速出口與直流斷路器的選擇性跳開,來避免換流器因過流閉鎖?？紤]到直流斷路器的動作時間一般為5 ms,而換流器在故障后1 ms 內(nèi)閉鎖［7］,這仍然無法解決系統(tǒng)因換流器閉鎖而停運的問題。為此,本文針對電纜早期短路故障,開展故障識別與區(qū)段定位研究,通過及時隔離早期故障支路,避免其發(fā)展成極間短路而導(dǎo)致系統(tǒng)停運。由于早期故障處于電纜的短時擊穿期［8］,其故障阻值高,時頻故障特征微弱,且易與量測噪聲和系統(tǒng)小擾動等特征發(fā)生混疊,隱蔽性極強,這給針對早期故障的直流線路保護研究帶來挑戰(zhàn)。

目前,對早期故障的識別與定位方法的研究在交流場景下較多,主要利用電流的諧波含量［9］、電壓的畸變指數(shù)［10］與輸入阻抗譜［11］等故障特征來識別早期故障。由于所涉及的故障特征與早期故障在工頻電壓或電流激勵下產(chǎn)生的響應(yīng)有關(guān),難以在直流場景下應(yīng)用?？紤]到早期故障特征微弱,故障識別判據(jù)閾值確定困難,有學(xué)者將早期故障信息與神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)算法［12］、自動編碼器算法［13］及其改進算法［14］相結(jié)合,實現(xiàn)準(zhǔn)確的故障識別與定位。然而,生成分類器需要大量的歷史數(shù)據(jù)作為訓(xùn)練樣本,且在不同場景下的適用性和可靠性難以評估。

直流場景下早期故障識別的研究尚在理論探索階段。文獻［15］沿用交流保護方法,將故障頻域信息與支持向量機算法相結(jié)合來識別早期故障。為獲取額外的故障特征,文獻［16］借助外加并聯(lián)電容實現(xiàn)早期故障的識別與定位,雖然可靠性高,但需要裝設(shè)額外設(shè)備。為此,文獻［17］利用網(wǎng)側(cè)換流器主動注入電壓小擾動,放大早期故障與正常運行的特征差異,為早期故障處理提供新的思路。然而,考慮到在多區(qū)段柔性直流配電系統(tǒng)中,僅通過網(wǎng)側(cè)換流器注入電壓擾動信號,遠端直流母線電壓受線路阻抗影響,波動較小,難以顯化早期故障特征,導(dǎo)致該方法難以適用于多端柔性直流配電系統(tǒng)。

為實現(xiàn)早期故障的準(zhǔn)確識別與可靠區(qū)段定位,解決直流短路故障導(dǎo)致的系統(tǒng)停運問題,本文提出了一種基于主動注入的柔性直流配電系統(tǒng)早期故障區(qū)段定位方法。利用本地DC/DC 換流器中的調(diào)制特性與系統(tǒng)自身的控制策略約束,主動注入電流擾動來顯化早期故障特征,解決早期故障特征弱、難以識別的問題。利用差動電流計算出的波動電阻,形成擾動注入啟動判據(jù),可避免無條件注入擾動對系統(tǒng)電能質(zhì)量及穩(wěn)定性的影響。該方法能夠?qū)崿F(xiàn)準(zhǔn)確的早期故障區(qū)段定位并及時隔離故障支路,且具有一定的耐受噪聲能力。

1 柔性直流配電系統(tǒng)早期故障模型

1.1 柔性直流配電系統(tǒng)拓撲

參考中國江蘇同里、貴州等地的輻射狀多端柔性直流配電工程［18］,本文研究的系統(tǒng)拓撲如圖1 所示。分布式光伏場站經(jīng)DC/DC 換流器就地升壓后,接入±10 kV 直流配電網(wǎng),再經(jīng)直流電纜送至DC/AC 換流器,逆變后并入交流主網(wǎng)。

圖1 多端輻射狀柔性直流配電系統(tǒng)拓撲結(jié)構(gòu)Fig.1 Topology of a multi-terminal radial flexible DC distribution system

其中,由于復(fù)雜多分支的系統(tǒng)結(jié)構(gòu),在各支路上安裝直流斷路器較不經(jīng)濟,同時電力電子裝置的耐過流能力有限,要求全網(wǎng)換流器均具有故障電流自清除能力。故選用全半橋混聯(lián)的模塊化多電平換流器（MMC）與單向全橋隔離型直流變壓器（DCT）。網(wǎng)側(cè)MMC 采用定直流電壓控制,光伏場站采用最大功率點跟蹤（MPPT）控制。量測點設(shè)置在各支路首末端,并在各母線的進出線配有可切斷負荷電流的開關(guān),用以隔離早期故障線路。為便于敘述,在圖1 中定義線路區(qū)段1 至3。

1.2 早期故障模型

絕緣材料老化或受損是直流電纜故障的主要原因。同時,電纜絕緣能力與電樹枝發(fā)展階段有關(guān),一般將整個電樹枝發(fā)展過程劃分為潛伏期、生長期、滯長期和擊穿期［19］。從基于漏電流監(jiān)測技術(shù)的絕緣老化試驗結(jié)果來看［20］,在擊穿期前,持續(xù)時間較長,泄漏電流較小。一旦進入短時擊穿期,電樹枝快速生長并貫穿絕緣材料,形成燃弧,持續(xù)數(shù)十秒可發(fā)展成低阻短路故障,上述短時擊穿期被認為處于早期故障階段。

基于上述分析,本文以表征直流電纜擊穿期的模型作為早期故障模型［21］,如圖2 所示。圖中:If為泄漏電流,Uf為故障極間電壓,Rf為早期故障電阻,由電弧電阻與電纜外護套電阻構(gòu)成?？紤]到電纜發(fā)生早期故障時,泄漏電流很小,可認為直流電弧處于小電流階段,故本文選用Paukert 電弧模型來進行早期故障特性研究［22］,其模型表達式為:

圖2 早期故障模型Fig.2 Incipient fault model

式中:Varc為電弧電壓；Iarc為電弧電流；Rarc為電弧電阻；L為電極間距。該模型適用于研究電弧電流在0.3～25 A、極間距L在1～3 mm 范圍內(nèi)的電弧故障［23］。

結(jié)合式（1）、式（2）可知,在電極間距一定的前提下,電弧電阻是關(guān)于電弧電壓或電流的非整反冪函數(shù),即表現(xiàn)為非線性電阻隨著電壓或電流的增大而減小。同時,考慮到早期故障電阻中外護套電阻較大,可達數(shù)千歐姆,導(dǎo)致故障特征很不明顯,故可通過注入電壓或電流擾動,造成早期故障電阻波動,從而顯化故障特征,實現(xiàn)可靠的早期故障識別。

2 基于主動控制的擾動信號注入方法

2.1 傳統(tǒng)主動注入方法的適應(yīng)性分析

由全控電力電子元件組成的換流器,因具有較好的可控性被廣泛應(yīng)用于主動式保護的注入源。文獻［17］通過對網(wǎng)側(cè)MMC 的主動控制,注入電壓擾動,實現(xiàn)早期故障識別。

以區(qū)段1 發(fā)生早期故障f1為例,等效故障回路如圖3 所示。圖中:Upq、Ipq分別表示測點p、q處的極間電壓與線路電流（p=1,2,3,4；q=1,2,3）；Zm1、Zm2分別表示區(qū)段m的正負極線路阻抗；IPVm、ZPVm分別表示區(qū)段m處的光伏等效電流與等效輸出阻抗（m=1,2,3）；Uj表示網(wǎng)側(cè)MMC 注入的電壓擾動。

圖3 等效故障回路Fig.3 Equivalent fault circuit

不同于文獻［17］中的光伏直流升壓匯集系統(tǒng)拓撲,在多端柔性直流配電系統(tǒng)中,當(dāng)網(wǎng)側(cè)MMC 注入電壓擾動時,由于線路阻抗的分壓,各區(qū)段的直流母線電壓波動不一致；甚至當(dāng)區(qū)段較多、線路較長時,遠端母線電壓（U32）波動微弱。故當(dāng)發(fā)生遠端早期故障f3時,文獻［17］中的波動電阻特征故障前后差異可能較小,難以實現(xiàn)準(zhǔn)確的早期故障識別。

為此,本文通過對各區(qū)段本地DCT 的主動控制,進行擾動信號的注入。

2.2 基于直流變壓器的擾動電流注入機理

本文選用的DCT 主要由Boost 電路、全橋電路與高頻隔離變壓器構(gòu)成,拓撲結(jié)構(gòu)如圖4 所示。圖中:C0、C1分別為DCT 低壓側(cè)與高壓側(cè)電容,起穩(wěn)壓與濾波作用；L0為Boost 電路電感；T0至T4為由絕緣柵雙極型晶體管（IGBT）組成的全控開關(guān),D1至D4為二極管；nT為高頻變壓器升壓比；IPV、UPV分別為光伏發(fā)電單元的輸出電流與電壓；I1、U1分別為低壓側(cè)出口電流和電壓；I2、U2分別為高壓側(cè)出口電流和電壓。

正常運行下,當(dāng)L0處于充電或放電狀態(tài)時,結(jié)合圖4,分別可得回路方程:

圖4 DCT 拓撲結(jié)構(gòu)Fig.4 Topology of DCT

式中:iL為通過L0的電流。

因為電感充放電守恒,即電感電壓在1 個周期內(nèi)積分為0,故結(jié)合式（3）、式（4）可得:

式:D為占空比。

由式（5）可知,通過調(diào)節(jié)占空比D,實現(xiàn)光伏場站的MPPT 控制,使場站動態(tài)運行在最大功率點所對應(yīng)的電壓處。D的改變可利用脈寬調(diào)制（PWM）技術(shù)。

考慮到常用的MPPT 算法有擾動觀察法與恒壓估計法［24］,其控制對象一般為光伏陣列實際運行電壓與電壓指令值的差值,當(dāng)提高運行電壓指令值時,PWM 控制過程波形如附錄A 圖A1 所示。從圖A1 可以看出,當(dāng)提高光伏運行電壓指令值時,占空比D顯著降低,即T0基本處于關(guān)閉狀態(tài)。此時,L0處于放電狀態(tài),其回路約束滿足式（4）。同時,受光伏輸出特性約束,當(dāng)提高運行電壓指令值時,運行電壓UPV將增大,輸出電流IPV及功率將降低。結(jié)合式（4）可知,運行電壓UPV增大與IPV突降,將導(dǎo)致U1變大,經(jīng)高頻變壓器升壓后,DCT 出口電壓U2也隨之增大。

進一步分析出口電壓U2的增大對早期故障回路的影響,以圖1 中故障f1為例進行說明,等效故障回路如附錄A 圖A2 所示。圖A2 中:Z1至Z4為早期故障支路兩側(cè)的線路電阻；紅色虛線為故障電流路徑。

受網(wǎng)側(cè)MMC 定直流電壓控制策略約束,MMC出口電壓U12近似不變,且正常運行時潮流方向為光伏場站側(cè)流向網(wǎng)側(cè),則當(dāng)DCT 出口電壓U21增大時,線路電流I21將增大,早期故障支路電流If也隨之增大。即當(dāng)提高MPPT 算法中的運行電壓指令值時,相當(dāng)于往系統(tǒng)及故障支路注入電流擾動。

2.3 直流變壓器的主動控制方法

為實現(xiàn)擾動電流的注入,DCT 主動控制的具體實現(xiàn)框圖如圖5 所示。

圖5 擾動注入控制框圖Fig.5 Control block diagram of disturbance injection

圖5 中的擾動注入控制過程說明如下:正常運行時,即在電流擾動注入前,由MPPT 算法產(chǎn)生的運行電壓指令值UPV,ref1與采樣值UPV,pu做差形成比例-積分（PI）控制器的輸入,PI 控制器的輸出則作為PWM 的調(diào)制信號,最終生成開關(guān)T0的控制脈沖。當(dāng)需要向系統(tǒng)注入電流擾動時,受觸發(fā)信號inj 控制,將運行電壓指令值由UPV,ref1變?yōu)榻o定的UPV,ref2,其值高于正常運行時的值,接著經(jīng)過與正常運行相同的控制環(huán)節(jié),實現(xiàn)擾動電流注入。

此外,光伏運行電壓指令值UPV,ref2的選取方法說明如下:由圖5 可知,當(dāng)觸發(fā)擾動注入信號時,控制系統(tǒng)的時域控制函數(shù)可寫成:

式中:m（t）為PI 控制器的輸出信號,即為PWM 的調(diào)制信號；Kp、Ti分別為PI 控制器的比例和積分系數(shù)。

根據(jù)擾動電流注入原理可知,當(dāng)注入電流時,L0應(yīng)處于放電狀態(tài),即占空比D較小,結(jié)合PWM 的調(diào)制特性（附錄A 圖A1）,調(diào)制信號m（t）幅值應(yīng)設(shè)為較低值,本文取0.1 p.u.。又為了降低對系統(tǒng)電能質(zhì)量的影響,DCT 出口額定電壓U2波動應(yīng)小于5%的額定電壓U2N,可通過高頻變壓器變比換算為光伏運行電壓UPV,pu的波動范圍,結(jié)合式（6）,可求得光伏運行電壓的指令值UPV,ref2,以U2波動等于5%U2N為例,有

為降低擾動注入對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響,本文將單次的擾動注入持續(xù)時間設(shè)定為5 ms。

3 早期故障區(qū)段定位方案

3.1 擾動注入啟動判據(jù)

運用主動注入法來處理早期故障時,無啟動條件的頻繁注入很可能使系統(tǒng)振蕩發(fā)散,最終導(dǎo)致系統(tǒng)失穩(wěn)。為此,本文將根據(jù)早期故障對線路電流通路的影響,設(shè)置擾動注入啟動判據(jù)。

仍然以故障f1為例,進行擾動注入啟動判據(jù)與故障識別判據(jù)的推導(dǎo)。從附錄A 圖A2 可以看出,早期故障發(fā)生后,故障支路電流被分流,線路電流通路發(fā)生變化。當(dāng)向系統(tǒng)注入電流擾動時,早期故障支路電流If增大。結(jié)合1.2 節(jié)中電弧電阻的定義式（2）,可知電弧電阻會隨著電流的增大而變小,這將使得早期故障電阻也隨之變小。因此,根據(jù)圖A2可定義波動電阻Rwav來體現(xiàn)早期故障前后與擾動注入前后的回路結(jié)構(gòu)變化特征。

式中:K為任一給定值,代表由正常不平衡電流導(dǎo)致的高波動阻抗；Iunb,max為正常運行下的最大不平衡電流,其值受互感器噪聲、線路分布電容電流影響,本文參考文獻［25］中的直流差動保護中的正常不平衡電流定義,取3%的線路額定電流I1N。考慮到早期故障在數(shù)十秒內(nèi)發(fā)展成短路故障,為減輕數(shù)據(jù)計算壓力,數(shù)據(jù)窗長取0.1 s,并用平均值來表示該時窗內(nèi)的差動電流與波動電阻值。

正常運行時,線路首末端電流近似相等,使得差動電流|I1+I2|小于Iunb,max,此時波動電阻Rwav等于K。當(dāng)發(fā)生早期故障f1時,結(jié)合附錄A 圖A2 可知,差動電流|I1+I2|等價于早期故障支路電流If,其值大于Iunb,max,又由于線路阻抗遠小于早期故障電阻,線路阻抗壓降可忽略不計。此時根據(jù)式（8）,波動電阻Rwav近似等于早期故障電阻Rf。即早期故障前后,波動電阻阻值存在差異,故可形成如下擾動注入啟動判據(jù)S。

根據(jù)式（9）,當(dāng)發(fā)生早期故障時,差動電流大于所設(shè)不平衡電流閾值,使得波動電阻不等于K,啟動判據(jù)不等于0,則可啟動擾動電流注入。

3.2 早期故障識別判據(jù)

當(dāng)系統(tǒng)處于較為惡劣的運行工況下,直流電子式量測裝置受到較大的干擾時,使得差流的量測值偏大,可能會導(dǎo)致擾動注入啟動判據(jù)誤判。此時向系統(tǒng)注入電流擾動時,差動電流小于Iunb,max,使得波動電阻Rwav等于K,即其值大于注入前；若系統(tǒng)發(fā)生早期故障,波動電阻Rwav將因早期故障電阻的變小而變小。故擾動電流注入前后,正常運行與早期故障狀態(tài)下,波動電阻阻值的變化存在差異,以此形成如下早期故障識別判據(jù)R:

式中:Rwavj為擾動注入前的波動電阻；Rwavjn為第n次注入后的波動電阻,n=1,2。

為提高早期故障識別的可靠性,本文要求連續(xù)注入2 次,且均滿足判據(jù)R大于0 后才判定發(fā)生早期故障。為減輕數(shù)據(jù)計算壓力,考慮到擾動注入持續(xù)5 ms,用于計算波動電阻的數(shù)據(jù)窗取注入后0.01 s,并以窗長內(nèi)的波動電阻均值作為該時窗的波動電阻值。

對于其他的故障位置,分析及判據(jù)推導(dǎo)過程與上述類似,這里不再贅述。

通過上述分析可知,本文所提的啟動與動作判據(jù)在正常運行情況下均為0,而在早期故障下均不等于0,存在明顯差異,且不依賴于阻抗閾值的整定,尤其適用于此類微弱故障特征場景。

本文所提的早期故障處理流程如圖6 所示。

圖6 早期故障處理流程圖Fig.6 Flow chart of incipient fault processing

以發(fā)生早期故障f2為例,故障處理流程如下:首先,讀取各區(qū)段近網(wǎng)側(cè)測點處的極間電壓與各區(qū)段兩端電流數(shù)據(jù),并計算出各區(qū)段的波動電阻；若故障存于區(qū)段2,此時該區(qū)段的波動電阻阻值不等于K,滿足注入啟動判據(jù),則啟動擾動注入控制,即向DC/DC2 發(fā)送擾動注入指令；然后,該DCT 連續(xù)注入2 次電流擾動,計算出波動電阻,并與注入前的波動電阻阻值比較,若滿足故障識別判據(jù),則該區(qū)段即為早期故障區(qū)段；最后,向故障區(qū)段負荷開關(guān)發(fā)送跳閘信號,及時清除故障,避免早期故障發(fā)展成極間短路,造成系統(tǒng)停運。

其中的控制保護可以由“三層兩網(wǎng)”實現(xiàn),“三層”是指單元層、站控層和監(jiān)控層。本文利用站控層來啟動故障區(qū)段所對應(yīng)DCT 的主動控制,利用單元層來改變運行電壓參考值,實現(xiàn)擾動信號的注入,由此構(gòu)成主動注入式的早期故障識別方法。

4 仿真驗證

為了驗證所提基于主動注入的早期故障區(qū)段定位方法的可行性,在PSCAD/EMTDC 中搭建如圖1 所示的仿真模型,并對各區(qū)段上的早期故障識別結(jié)果進行仿真分析。此外,綜合分析本文所提方法對系統(tǒng)電能質(zhì)量及穩(wěn)定性的影響,并對噪聲作用下的早期故障處理效果進行說明。其中,光伏場站的發(fā)電容量均為0.5 MW。仿真步長為50 μs,早期故障電阻中的電弧間距L取3 mm,詳細的系統(tǒng)參數(shù)見附錄B。

當(dāng)區(qū)段1 發(fā)生早期故障f1時,MMC 出口極間電壓U12與線路電流I12如附錄A 圖A3 所示。圖A3中,以早期故障發(fā)生時刻為起始時間。從圖中可以看出,正常運行時,直流極間電壓與線路電流受系統(tǒng)控制策略約束,波動較小；早期故障發(fā)生后,受其高阻特性的影響,極間電壓與線路電流變化較不顯著,與系統(tǒng)正常小擾動或噪聲作用下引發(fā)電壓與電流的波動特征相似。故可通過對換流器的主動控制來注入擾動信號,顯化早期故障特征,從而實現(xiàn)故障識別。

當(dāng)采用文獻［17］的主動控制方法,即通過網(wǎng)側(cè)MMC 注入電壓擾動時,以故障f3為例,各母線電壓與早期故障電阻如附錄A 圖A4 所示。圖A4 中,以擾動注入時刻為初始時刻?？紤]到擾動注入下的早期故障電阻變化是由電弧電阻特性決定的,故本文在仿真分析中用電弧電阻Rarc的變化來表征早期故障電阻Rf或波動電阻Rwav變化。

本文通過提高電纜電阻來合理分析該方法在多端直流配電網(wǎng)的適用性。從附錄A 圖A4 可以看出,當(dāng)網(wǎng)側(cè)MMC 注入5%的電壓擾動時,受線路阻抗的分壓影響,各區(qū)段母線測點處極間電壓波動存在差異。其中,遠端電壓波動較小,區(qū)段3 處電壓U34波動僅有2.1%。這就導(dǎo)致當(dāng)發(fā)生遠端早期故障f3時,故障電阻變化較小,難以準(zhǔn)確識別早期故障。

為此,本文通過各區(qū)段DCT 就地注入電流擾動,削弱線路阻抗對擾動信號的衰減,以顯化早期故障特征,實現(xiàn)可靠的故障識別。

4.1 主動注入下的早期故障特征仿真分析

根據(jù)2.3 節(jié)所述的主動控制方法進行擾動電流的注入,并以擾動注入時刻為初始時刻進行波形分析。其中,控制過程中的PWM 仿真波形如附錄A圖A5 所示?？梢钥闯?當(dāng)提高場站的運行電壓指令值,并持續(xù)5 ms 時,導(dǎo)致載波信號波形突降；經(jīng)PWM 調(diào)制后,生成的脈沖波形的占空比下降,該現(xiàn)象與2.2 節(jié)中理論分析相吻合。

對擾動注入下的系統(tǒng)電壓與電流波形特征進行分析,仿真波形如附錄A 圖A6 所示。圖A6（a）、（b）為主動注入時,區(qū)段1 處的光伏場站的運行電壓UPV與輸出電流IPV波形,受光伏場站的MPPT 控制與光伏輸出特性的約束,輸出電流IPV隨著運行電壓UPV的升高而降低。又根據(jù)2.2 節(jié)中的DCT 工作原理可知,場站側(cè)的電壓與電流的改變將會傳遞到DCT 的高壓側(cè),如圖A6（c）、（d）所示。從圖A6 可以看出:場站側(cè)電壓的升高與光伏輸出電流的下降導(dǎo)致DCT 出口電壓抬高,又有MMC 直流側(cè)采用定直流電壓控制,其端口電壓近似恒定,故區(qū)段1 兩側(cè)壓差變大,導(dǎo)致線路電流上升,即實現(xiàn)了擾動電流的注入。

當(dāng)連續(xù)2 次注入電流擾動后,早期故障特征如附錄A 圖A7 所示。從仿真波形可以看出電流注入后,早期故障電流增大,故障電阻減小,這與早期故障中的電弧電阻特征相吻合,本文利用該特征進行早期故障的可靠識別與故障區(qū)段的準(zhǔn)確定位。

4.2 早期故障區(qū)段定位結(jié)果

根據(jù)第3.2 節(jié)中的早期故障處理流程,首先測量各區(qū)段的差動電流,并計算波動電阻,不同故障位置的結(jié)果如附錄A 表A1 所示。表A1 中,fn為區(qū)段n上的早期故障,RLn代表區(qū)段n的波動電阻（n=1,2,3）；T1 至T3 表示窗長為0.1 s 的時窗,其中T1、T2為早期故障前的時窗。

由表A1 可知,正常運行時,即在T1、T2 時窗中,由于差動電流小于設(shè)定的不平衡電流閾值,根據(jù)式（8）,各區(qū)段的波動電阻可計為K。當(dāng)發(fā)生早期故障時,由于存在早期故障支路及泄漏電流,差動電流大于設(shè)定的不平衡電流閾值,故障區(qū)段的波動電阻不再為K,滿足擾動注入啟動判據(jù),故向故障區(qū)段對應(yīng)的光伏場站發(fā)送主動注入控制指令。連續(xù)2 次注入后,分別計算波動電阻,并代入早期故障識別判據(jù)R,結(jié)果如附錄A 圖A8 所示。圖A8 中,橫軸Q1 至Q3 表示窗長為0.01 s 的時窗,其中Q1 為主動注入前的時窗；縱軸波動電阻差值代表各時窗內(nèi)的波動電阻差值的均值。虛線代表故障區(qū)段上的注入前后的波動電阻差值,即綠色虛線上Q2 代表區(qū)段1 發(fā)生早期故障時,第1 次注入后的波動電阻與注入前的波動電阻的差值；實線代表非故障區(qū)段上的波動電阻差值。從圖A8 中可以看出,故障區(qū)段上由于電流的注入,早期故障電阻小于注入前的值,滿足故障識別判據(jù)；而非故障區(qū)段上,由于不存在早期故障支路,擾動電流注入前后,差動電流始終小于所設(shè)閾值,其波動電阻差值為0,不滿足判據(jù)。

考慮到本文所提的早期故障識別方法是根據(jù)差動電流的計算結(jié)果進行擾動注入啟動與故障區(qū)段定位的,因此,有必要分析對時系統(tǒng)精度對差動電流計算及所提方法的影響。在實際工程應(yīng)用中,雙端量測量一般采用的對時方法有全球衛(wèi)星定位系統(tǒng)（GPS）同步法和乒乓對時法。GPS 同步法的同步誤差在2 μs 以內(nèi)［26］；乒乓對時法的同步精度與收發(fā)信道的傳輸時差有關(guān),考慮到直流配電系統(tǒng)中的線路長度通常小于30 km,即最大傳輸時差在0.1 ms以內(nèi)。直流保護的采樣頻率一般為20 kHz,即對時精度最多影響2 個采樣點,而進行擾動注入啟動和故障區(qū)段識別時,用于計算差動電流的數(shù)據(jù)窗分別含2 000 與200 個采樣點。同時,考慮到早期故障時的線路電流變化微弱,相鄰采樣點間的幅值變化較小,故對時精度所產(chǎn)生的影響可忽略不計。

綜上所述,本文提出的擾動注入啟動判據(jù)與故障識別判據(jù)能夠正確地啟動電流注入,并實現(xiàn)早期故障區(qū)段定位。

4.3 擾動注入對系統(tǒng)運行的影響分析

為全面評價本文所提方法的可行性,考量擾動注入對系統(tǒng)穩(wěn)定性和電能質(zhì)量的影響。

附錄A 圖A9 為擾動注入時的線路電流I21與極間電壓U21的波形圖。從圖A9（a）可以看出,單次擾動注入后,線路電流不到0.1 s 回歸正常值,即系統(tǒng)并未因注入而產(chǎn)生失穩(wěn)現(xiàn)象。主要原因如下:1）注入持續(xù)時間短,本文提出的主動注入控制中,要求單次注入持續(xù)僅為5 ms；2）擾動電流幅值較小,電流的注入是由DCT 端口電壓的波動導(dǎo)致的,從圖9（b）可以看出電壓的最大波動為3.5%,幅度較小；3）注入次數(shù)少,為兼顧系統(tǒng)的穩(wěn)定性與早期故障識別的可靠性要求,本文設(shè)定啟動判據(jù)以避免頻繁注入,并在故障識別判據(jù)中要求連續(xù)注入2 次。

根據(jù)GB/T 35727《中低壓直流配電電壓導(dǎo)則》規(guī)定:±10 kV 至±50 kV 電壓等級的中壓直流配電網(wǎng)的電壓偏差范圍為-10%～5%。從附錄A圖A9（b）可以看出,2 次注入過程中的電壓偏差均在正常指標(biāo)范圍內(nèi),故本文提出的主動注入方法對系統(tǒng)電能質(zhì)量影響較小。

4.4 噪聲的影響分析

為驗證本文提出的早期故障識別與區(qū)段定位方法的可靠性,參考現(xiàn)有直流電壓電子式互感器的精度,在電壓與電流測量數(shù)據(jù)中分別添加信噪比為30、40 dB 的噪聲進行校驗［27］。以區(qū)段3 發(fā)生早期故障f3為例,不同噪聲下的各區(qū)段差動電流波形如附錄A 圖A10、圖A11 所示。圖A10、圖A11 中:以早期故障發(fā)生為起始時刻,其淺色透明線代表加入噪聲后的差動電流波形,虛線代表0.1 s 窗長內(nèi)的均值,紅色實線為差動電流閾值。

從附錄A 圖A10 可以看出,加入40 dB 噪聲后,當(dāng)區(qū)段3 發(fā)生早期故障時,非故障區(qū)段1、2 測量的差動電流一直小于閾值,不滿足注入啟動判據(jù)；故障區(qū)段3 在故障前小于閾值,而發(fā)生早期故障后,差動電流上升,超過閾值,滿足注入啟動判據(jù),即本文提出的擾動注入判據(jù)可以耐受40 dB 噪聲。

當(dāng)加入30 dB 噪聲后,從附錄A 圖A11 可以看出,故障區(qū)段與非故障區(qū)段在正常運行時,差動電流均大于所設(shè)閾值,注入啟動判據(jù)產(chǎn)生誤判。主要原因如下:本文在設(shè)置差動電流閾值時,僅考慮測量裝置等帶來的3%誤差,則理論上單端的測量數(shù)據(jù)是能夠耐受30 dB 噪聲的,但差動電流是由雙端電流計算得到,故其不能耐受30 dB 的噪聲。當(dāng)滿足注入啟動判據(jù)后,不同噪聲下的早期故障識別與區(qū)段定位結(jié)果如附錄A 表A2 所示。表A2 中:L1 至L3分別代表區(qū)段1 至3；R1、R2表示連續(xù)2 次注入后,根據(jù)早期故障識別判據(jù)式（10）,計算出的波動電阻差值。

從附錄A 表A2 可以看出,加入40 dB 噪聲時,故障區(qū)段3 計算出的波動電阻差值在2 次注入后均大于0,滿足故障識別判據(jù),實現(xiàn)了正確的故障區(qū)段定位,即本文提出的早期故障識別判據(jù)可以耐受40 dB 噪聲。然后,當(dāng)加入30 dB 噪聲后,非故障區(qū)段錯誤地啟動注入,早期故障識別判據(jù)也產(chǎn)生了誤判。

考慮到本文提出的早期故障識別與區(qū)段定位方法,通過計算差動電流帶來的波動電阻啟動注入,并計算注入前后的波動電阻差值實現(xiàn)故障識別與區(qū)段定位。在此過程中,誤差主要來源于量測誤差和信道噪聲,由于現(xiàn)有的直流電子式互感器精度可達0.1%［28］,且數(shù)據(jù)通信技術(shù)不斷提升,本文提出的早期故障識別與區(qū)段定位方法的耐受噪聲能力可以被接受。

5 結(jié)語

為解決柔性直流配電網(wǎng)因受直流極間短路故障沖擊而產(chǎn)生系統(tǒng)停運的問題,本文針對早期短路故障,提出了基于主動注入的線路保護方法。通過對本地換流器的主動控制,削弱了線路阻抗對注入信號的衰減作用,實現(xiàn)了早期故障的準(zhǔn)確識別與區(qū)段定位,避免了極間短路故障的形成。經(jīng)理論分析與仿真驗證得出如下結(jié)論:所提方法在及時隔離早期故障區(qū)段的同時,對系統(tǒng)正常運行影響小,且具有一定的耐受噪聲能力。

本文所提方法的不足在于注入啟動判據(jù)的抗干擾性有限,在惡劣的系統(tǒng)運行場景下,可能存在反復(fù)注入的情況。因此,未來需要進一步量化分析并驗證注入信號對系統(tǒng)的穩(wěn)定性影響。

附錄見本刊網(wǎng)絡(luò)版（http：//www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx），掃英文摘要后二維碼可以閱讀網(wǎng)絡(luò)全文。