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HVDC换相失败暂态特性及其对差动保护的影响分析和对策.pdf

发布时间：2022-05-29 发布人：admin 分类：说明书 资料大小：0.88M 资料格式：pdf 举报 版权申诉
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    第 35 卷第 4 期 ２０15 年 4 月 电 力 自 动 化 设 备 Ｅｌｅｃｔｒｉｃ Ｐｏｗｅｒ Ａｕｔｏｍａｔｉｏｎ Ｅｑｕｉｐｍｅｎｔ Ｖｏｌ．35 Ｎｏ．4 Apr. ２０15 HVDC 换相失败暂态特性及其对差动保护的 影响分析和对策 申洪明，黄少锋，费 彬 （华北电力大学 新能源电力系统国家重点实验室，北京 102206） 摘要： 通过 CIGRE HVDC 标准测试模型，获取了直流系统换相失败时的等值工频电流与换流母线电压之间 的关系曲线。 推导了交直流互联系统中电流差动保护的判据表达式，并对与直流系统直接相连的输电线路的 差动保护进行了分析。 分析结果表明，交直流互联运行环境下发生区内故障有可能引发差动保护的拒动。 提 出 了 基 于 幅 值 判 据 来 识 别 内 部 故 障 。 PSCAD ／ EMTDC 仿 真 结 果 验 证 了 理 论 分 析 的 正 确 性 和 所 提 判 据 的 有 效 性。 关键词： 高压直流输电； 换相失败； 暂态； 暂态特性； 等值工频电流； 差动保护； 继电保护； 幅值判据 中图分类号： TM 72；TM 77 DOI： 10.16081 ／ j.issn.1006－6047.2015.0４.016 文献标识码： A 0 引言 换 相 失 败 是 高 压 直 流 输 电 系 统 的 常 见 故 障 之 一，大多数情况下是由逆变侧交流系统故障引发的。 交流侧发生故障引起换相失败时 ，在保护控制的协 同 作 用 下 直 流 系 统 快 速 调 整 并 恢 复 至 正 常 运 行 状 态 ［1鄄2］。 在此暂态过程中，直流系统的等值交流电流、 阻抗、功率等电气量均会发生突变，从而造成此时的 交流系统暂态特征与纯交流系统大不相同 ［2鄄 4］，这必 然 会 对 现 有 交 流 电 网 继 电 保 护 的 动 作 行 为 带 来 影 响，严重时将造成交流电网继电保护的不正确动作。 同时现阶段主要开展了直流线路保护的研究 ［5 鄄 7］，有 关交直流互联系统对交流侧保护的影响分析不足。 因 此，深入研究交直流互联系统对交流电网继电保 护 的影响具有重要意义。 文献［8］分析了直流系统等值电流作用于过渡 电阻而造成测量电抗的变化 ，从而对距离保护产生 影响；文献［9］对直流馈入运行环境下功率倒向引起 的纵联方向保护误动进行了分析；文献［10 鄄 12］通过 建立直流系统等值工频变化量阻抗模型 ，分析了直 流 换 相 失 败 对 工 频 变 化 量 方 向 保 护 动 作 特 性 的 影 响。 上述研究成果同时表明 ，为了分析直流馈入对 交流侧继电保护的影响，最关键的问题在于获取故 障期间直流系统等值工频电流的暂态特性。 由于直流系统故障时呈现出的暂态特性很难用 数学公式精确地得到其解析表达 ，因此本文首先基 于 CIGRE HVDC 标准测试模型，给出了不同故障条 收稿日期：２014 － 04 － 21；修回日期：２015 － 02 － 02 基 金 项 目 ：国家重点基础研究发展计划（973 计划）资助项目（2012鄄 CB215206） Project supported by the National Basic Program of China （973 Program）（2012CB215206） 件下直流系统等值工频电流的变化规律 ；在此基础 上，通过故障网络的分析推导了含直流扰动源时的 故障分量电流差动保护表达式，并分析其动作情况。 由分析结果可知，换相失败可能会引发差动保护的 拒动，并提出了一种仅基于幅值的判据，新的判据能 更好地识别区内故障。 最后基于 PSCAD ／ EMTDC 仿 真验证了分析结果的正确性。 1 直流系统等值工频电流的变化特性 1.1 交直流互联系统数学模型 对于逆变侧受端交流网络而言 ，直流系统可以 等效成一个由逆变站交流侧母线电压控制的受控电 流源 ［9］，其等效电路如图 1 所示。 idc= f（ubus） ubus idc.eq N L icap MZC Rg EＬ EN 图 1 交直流互联系统等效电路图 Fig.1 Equivalent circuit of AC鄄DC interconnected system 图 1 中 ，虚线框内包含了所要讨论的等值直流 系统主要组成部分，包括逆变器、无功补偿装置及滤 波器；idc 为逆变器交流侧等值电流；icap 为流过交流滤 波器及无功补偿装置的等效阻 抗 ZC 的 电 流 ；idc.eq 为 等值直流系统注入交流系统的等值电流；ubus 为交流 母线电压。 事实上 ，交流侧滤波器除了有滤除谐波的作用 以外，同时具备无功补偿功能。 但对于工频量而言，滤 波器组所呈现的阻抗主要为容性 ，同时通过分析计 算发现，对于工频量而言，滤波器的电阻分量相对工 频量很小 ，因此可以将滤波器与电容器组等无功补 偿装置结合在一起，仅以 ZC 的方式来表示。
    电 力 自 动 化 设 备 第 35 卷 1.2 等值工频电流特性分析 由图 1 可知 ，直流系统注入交流电网的等值工 频电流可以表示为： Idc.eq1= Idc1+ Icap1 （1） 其 中 ，Idc.eq1、Idc1、Icap1 分 别 为 图 1 中 各 电 流 的 相 量 形 式，下标“1”表示工频分量，下同。 由于直流受端一般靠近区域电网的负荷中心 ， 因此逆变侧通常采用全补偿的无功补偿方式 ，于是 正常运行工况下的 Idc.eq1 与交流母线相电压 U1 可视 为同相位 ［13］。 由式（1）可得正常运行时电压、电流相 量的关系如图 2 所示。 Idc1 φ Idc.eq1 U1 Icap1 图 2 正常运行时电压、电流相量的关系 Fig.2 Relation between voltage and current phasors in normal operation 由 于 直 流 系 统 等 值 工 频 电 流 具 有 非 线 性 的 特 性，其变化由交流系统和直流系统共同决定，目前还 很难通过数学方法定量地得到其解析表达式。 另一 方面，现有的文献资料均表明，直流换相失败与换相 电压的幅值关系最 为 密 切 ［14 鄄 16］，在 不 同 的 电 压 幅 值 下，等值系统工频电流将呈现出不同的暂态特性。 因 此，为了不失一般性同时又得到具有普遍意义的结 论 ， 本 文 首 先 基 于 CIGRE HVDC 标 准 测 试 模 型 ， 在 PSCAD ／ EMTDC 中通过设置不同的故障，探讨性 地给出了不同交流母线电压下的直流系统等值工频 电流的幅值及相角变化特性。 考虑到继电保护要求 速动时间在 30 ms 以内 ，因此研究幅值和相角 的 变 化特点也应是在故障后 30 ms 以内，故障时间为 0.5 s， 故障持续时间 0.05 s。 另外，幅值和相角在故障暂态 过程中是不断变化的，为了全面表征它们的变化情 况 ，本文采用 30 ms 内幅值和 相 角 的 平 均 值 来 表 征 它们的变化规律。 表 1 给出了部分仿真结果。 基于表 1 的 仿 真 结 果 ，图 3 给 出 了 不 同 交 流 母 线 电 压下直 流系统注入交流侧的等值工频电流幅值及相位的变 化曲线。 图 3 中，U′1 为故障后的交流母线电压幅值； φ0 为 正 常 运 行 时 Idc.eq1 的 相 角 。 正 常 稳 态 运 行 时 ， U1 = 106∠- 75° kV，Idc.eq1 = 2.1∠- 75° kA。 需要指出 的是图 3 中所有的故障都造成了换相失败的发生。 为了研究直流系统等值工频电流的特性 ，最理 想的情况是知道在任意交流母线电压下的直流系统 表 1 不同交流母线电压下的直流系统等值 工频电流幅值及相位 Table 1 Ａmplitude and phase of equivalent power鄄 frequency current under different AC bus voltages 过渡电阻 ／ Ω U′1 平均值 ／ kV 电流相位 ／ （°） 电流幅值 ／ kA 89.721 7 88.821 7 88.018 8 87.019 5 85.771 2 84.160 1 82.011 1 79.050 8 74.777 5 68.195 1 61.304 4 39.360 8 - 66.749 0 - 66.941 5 - 67.143 3 - 67.393 1 - 67.768 7 - 68.297 2 - 69.045 2 - 70.164 6 - 71.880 6 - 74.565 5 - 121.335 2 - 123.873 3 1.435 1 1.453 3 1.469 2 1.488 5 1.513 2 1.544 9 1.586 2 1.642 9 1.723 9 1.842 8 1.377 5 1.857 4 I = 2.1 kA 直线 2 直线 3 直线 1 S 40 50 60 70 80 90 Ｕ′１ ／ kV （a） 幅值变化 φ0= - 75° 直线 2 直线 1 直线 3 62 55 50 45 40 35 30 25 20 15 10 5 2.5 2.0 1.5 1.0 A k ／ I 0.5 0 30 -60 ） ° （ ／ φ -100 -140 30 40 50 60 70 80 90 Ｕ′１ ／ kV （b） 相位变化 图 3 等值工频电流幅值及相位的变化曲线 Fig.3 Variation of equivalent power鄄frequency current amplitude and phase 行拟合，进而得到较为全面的交流母线电压与 Idc.eq1 的幅值及相位关系，如图 3 所示。 通过图 3 可以看出 ，Idc.eq1 与 母 线 电 压 之 间 存 在 如下具体的关系。 a. 由图 3（a）可知，当交流侧故障引发换相失败 之后，Idc.eq1 的幅值较正常稳态运行时要小；另外，Idc.eq1 的幅值在母线电压达到某一数值时 ，可能存在最小 值，如图中的 S 点。 b. 由图 3（b）可知 ，在换相失 败 期 间 ，直 流 系 统 等值电流的相角一般都逆时针转过一定的角度 ，如 图中直线 3 所示；只有当母线电压很低时，相角才会 顺时针转过一定的角度，但此时转过的角度值较大， 如图中的直线 1、2 所示；另外，当换流母线电压在一 定范围时，此时相角对电压的波动非常敏感，如直线 2 所示。 等值工频电流的幅值和相角的变化情况 ，而仿真得 到的结果有限，对此本文采用分段直线对仿真结果进 通过上面的分析可以看出，换相失败后，直流系 统注入交流侧的等值工频电流不但没有增大 ，反而
    第 4 期 申洪明，等：HVDC 换相失败暂态特性及其对差动保护的影响分析和对策 较正常稳态运行时要小，这与纯交流系统中电源注 入到短路点的电流远大于负荷电流极为不同 ；不同 的故障程度下等值工频电流的基波相角不但转过的 角度不尽相同，而且转过的方向也存在差异，因此势 必会对传统的继电保护产生影响。 2 直流馈入对差动保护的影响及防范措施 图 1 中线路 MN 是用来连接逆变换流站和交流 开关厂的线路，以往的研究往往忽视了对这段线路 的分析。 而且由于线路 MN 的一侧与直流系统直接 相连 ，电 流 畸 变 程 度 很 大 ，因 此 与 线 路 NL 相 比 ，线 路 MN 受换相失败的影响更大。 所以下文重点分析 直流馈入环境下对这段线路电流差动保护的影响。 2.1 直流馈入对差动保护的影响分析 由上述分析可知，换相失败之后，直流系统注入 交 流 侧 的 Idc.eq1 在 幅 值 及 相 角 上 都 呈 现 出 与 纯 交 流 系统不同的特征，即幅值减小，相位可能逆时针或顺 时针旋转：交流母线电压较大时，Idc.eq1 将逆时针旋转 一定角度；反之，则顺时针旋转。 相应的直流系统等 值工频变化量电流 ΔIdc.eq1 如图 4 所示。 其中，ΔIdc.eq1 为正常运行时的等值工频电流 ，其他为换相失败后 的等值工频电流。 O I′dc.eq1 ΔI′dc.eq1 Idc.eq1 ΔI ″dc.eq1 I″dc.eq1 图 4 ΔIdc.eq1 的变化范围 Fig.4 Variation range of of ΔIdc.eq1 由图 4 可知，若以正常运行时的 Idc.eq1 为参考相 量，换相失败后的 ΔIdc.eq1 可能位于第Ⅱ、Ⅲ 象限。 这样 可以最大限度地保证能分析等值工频电流的最大变 化范围，为进一步全面分析直流系统换相失败对差 动保护的影响奠定了基础。 2.2 基于故障分量的电流差动保护分析 传统的纵联电流差动保护比较线路两侧的全电 流，因而受负荷电流影响较为严重。 为了消除负荷电 流的影响，同时增强保护耐受过渡电阻的能力，利用 电 流 故 障 分 量 的 差 动 保 护 判 据 得 到 了 广 泛 的 应 用 ，即： ΔIM+ ΔIN > K ΔIM- ΔIN （2） 其中 ，ΔIM、ΔIN 分别为线路 M 侧和 N 侧的 电 流 故 障 分量；K 为制动系数。 由于基于故障量的电流差动保 护消除了负荷分量的影响，因此为了提高保护的灵 敏性，相对于稳态量而言可以将制动系数降低；但同 时考虑到故障量的计算可能引入误差 ，为了确保保 护不误动，又需要将制动系数在稳态量的基础上提 高一些。 根据现场制动系数的整定情况，K 一般可取 0.3~1.0。 为了研究的方便，在本文中 K 取 0.5。 对于图 1 所示的系统 ，交流侧故障引发直流系 统发生换相失败 ，直流系统的存在相当于在交流故 障源之外又叠加了一个故障源。 由于换流站电力电 子器件的非线性及直流控制保护系统的快速调节 ， 在此暂态过程中 ，直流系统电气量处于时刻变化之 中，但对于一个给定的时间窗，总可以将其分解为基 波和各次谐波分量之和，即∑Idc.eqn，因此对于图 1 中 交直流互联系统的网络 ，若将等值直流系统视作一 个外部故障电源，且仅就其中的工频量进行分析，则 整个受端网络仍可以视为线性的 ，它在故障时的暂 态响应仍然可以按照叠加原理求得，如图 5 所示。 M IL N ZsN Es 逆变器 M （a） 正常运行状态 N ZsN F ZLN Rg ZLM ΔU 0 k （b） 交流侧等效故障网络 ΔIdc.eq1 ZLM ZLN M F Rg ZsN N （c） 逆变侧等效故障网络 图 5 叠加电路图 Fig.5 Schematic diagrams of circuit superposition 图 5 中 ，IL 为 线 路 电 流 ；ZLM、ZLN 分 别 为 M 侧 、N 侧 与 故 障 点 间 线 路 的 阻 抗 ；Zs N 为 N 侧 系 统 阻 抗 ； ΔU 0 k 为故障前 F 点的反向电压，可以认为与 -U1 同 相。 相应地可得到基于故障分量的动作量和制动量分 别如式（3）、（4）所示。 ΔId= ΔIM+ ΔIN= （ZLN+ ZsN）ΔIdc.eq1- ΔU 0 k Rg+ ZLN+ ZsN = - ΔU 0 k Rg+ ZLN+ ZsN - Rg Rg+ ZLN+ ZsN ΔIdc.eq1+ ΔIdc.eq1 （3） ΔIr = ΔIM- ΔIN= 2RgΔIdc.eq1+ （ZLN+ ZsN）ΔIdc.eq1+ ΔU 0 k Rg+ ZLN+ ZsN = ΔU 0 k Rg+ ZLN+ ZsN 记 A = ΔU 0 k + Rg Rg+ ZLN+ ZsN ΔIdc.eq1+ ΔIdc.eq1 （4） ／ （Rg + ZLN + ZsN）、B = Rg ΔIdc.eq1 ／ （Rg + ZLN+ZsN），则式（3）、（4）可以进一步写成： ΔId= ΔIM+ ΔIN= - （A + B） + ΔIdc.eq1 （5） ΔIr = ΔIM- ΔIN= A + B + ΔIdc.eq1 （6） 由式（5）、（6）可知，为了比较动作量与制动量的
    电 力 自 动 化 设 备 第 35 卷 大小，只需比较相量 A + B 与 ΔIdc.eq1 的夹角即可 ，若 两者夹角小于 90°，则制动量大于动作量，可能会引 起保护的拒动；反之则动作量大于制动量，保护能够 正确动作。 由上述分析可知，ΔIdc.eq1 随着故障程度的 不同，可能位于第Ⅱ、Ⅲ象限，因此分别讨论如下。 a. ΔIdc.eq1 位于第Ⅱ象限。 此时对应过渡电阻较大 、交流侧故障较轻的情 形，相量图如图 6 所示。 由分析可知，相量 A 和 B 分 别滞后于 ΔU 0 k 和 ΔIdc.eq1，则相量 A + B 与 ΔIdc.eq1 之间 的夹角小于 90°，因此制动量大于动作量，可能导致 保护拒动，具体动作情况还需取决于两者的比值与 制动系数 K 之间的大小。 ΔIr A + B ΔU 0 k Rg+ ZLN+ ZsN Rg Rg+ ZLN+ ZsN ΔIdc.eq1 ΔIdc.eq1 θ ΔU 0 k O Idc.eq1 ΔId - （A + B） 图 6 ΔIdc.eq1 位于第 2 象限时各相量间的关系 Fig.6 Relation among phasors when ΔIdc.eq1 is in the second quadrant b. ΔIdc.eq1 位于第Ⅲ象限。 此时对应过渡电阻较小，故障严重的工况，相量 图如图 7 所示。 相量 A 和 B 仍然分别滞后于 ΔU 0 k 和 ΔIdc.eq1。 由图 7 可以看出，相量 A+B 与 ΔIdc.eq1 之间 A + B Rg Rg+ ZLN+ ZsN ΔIdc.eq1 ΔIr ΔU 0 k Rg+ ZLN+ ZsN θ ΔU 0 k φ O Idc.eq1 ΔIdc.eq1 - （A + B） ΔId 图 7 ΔIdc.eq1 位于第 3 象限时各相量间的关系 Fig.7 Relation among phasors when ΔIdc.eq1 is in the third quadrant 的夹角 φ 随着 ΔIdc.eq1 的位置不同而不同。 若 φ＞90°， 则 ΔId > ΔIr，保护正确动作；若 φ ≤ 90°，则 ΔId ≤ ΔIr， 保护可能会拒动。 2.3 基于稳态量的电流差动保护分析 根据故障分析理论可以知道 ，稳态量等于故障 量叠加上负荷分量，即式（2）变为： ΔIM+ ΔIN > K1 ΔIM- ΔIN+ 2IL （7） 其中，K1 为制动系数，一般可取为 0.5。 显然 IL（Idc.eq1） 只影响了制动量，影响程度取决于 ΔIr 与 ΔIdc.eq1 间的 夹角 θ，当 θ < 90° 时对保护正确动作不利；当 θ > 90° 时保护能否正确动作还取决于 Idc.eq1 的具体大小。 同 时 θ 的大小 与 ΔIdc.eq1 所 处 象 限 的 具 体 位 置 、过 渡 电 阻、交流系统强度都有关系，因此换相失败对基于稳 态量的判据影响较为复杂 ，不同工况下对保护的影 响不同。 限于篇幅，本文将不再详细阐述。 2.4 防范措施 传统的电流差动保护实际上利用了电流的幅值 和相角特征来识别区内故障和其他工况。 对于交直 流互联系统而言，由于互联系统自身的特点决定了 换相失败期间相角变化很大 ，反而使得传统的差动 保护判据容易拒动。 在混连系统中，由于直流控制的 原因，在区内故障时，无论交流侧故障是否引发了换 相失败，此时线路两侧电流的幅值差异很大 。 但在 线 路正常运行或者区外故障时 ，两侧电流的幅值几 乎相等，即 IM ／ IN ≈1。 考虑到测量误差等因素的影 响，可以取 K = IM ／ IN  （0.95，1.05）。 当幅值的比值 K 位于该区间以外时，则判为区内故障。 新的差动保护 的判别逻辑如图 8 所示。 传统判据 幅值比值 判据 ≥１ 保护出口动作 图 8 本文所提保护判据逻辑 Fig.8 Logic of proposed protection criterion 新的判别逻辑可能无法做到在任何工况下都能 准确动作，但至少比单一的利用传统差动保护判据 的性能有所提高。 3 仿真分析 利用 PSCAD ／ EMTDC 搭建如图 1 所示的仿真模 型 ，图 中 直 流 系 统 采 用 国 际 大 电 网 会 议 CIGRE 的 HVDC 标 准 模 型 ，受端交流系统短路容量比为 3.6， 线路 MN 全长为 30 km，参数为 ：r1 = 2.5 × １０－5 Ω ／ m， x1 = 3 × １０－4 Ω ／ m，r0 = 7.5 × １０－5 Ω ／ m，x0 = 9 × １０－4 Ω ／ m。 采样频率 4 000 Hz，所有故障均设置在 0.5 s 发生，持 续时间为 0.05 s，仿真中所有的故障均引发了换相失 败故障。 3.1 换相失败对差动保护的影响的仿真分析 图 9 是在线路距 M 侧 10 km 处发生 A 相经 50 Ω
    申洪明，等：HVDC 换相失败暂态特性及其对差动保护的影响分析和对策 A k ／ d I Δ ， r I Δ 8.5 7.0 5.5 0.520 ΔId ΔIr 0.522 0.524 0.526 0.528 0.530 1.4 0.7 r I Δ ／ d I Δ 0 0.520 t ／ s （a） ΔIr 和 ΔId ΔId ／ ΔIr = 0.5 0.522 0.524 0.526 0.528 0.530 t ／ s （b） ΔId ／ ΔIr 图 11 线路中点发生故障时的仿真结果 Fig.11 Simulative results when fault occurs in middle of transmission line 动作量，所以可能引发保护的拒动 ，如图 8、9 所示 ； 而过渡电阻较小时，动作量与制动量的大小随着相 量 A + B 与 ΔIdc.eq1 的夹角的变化而呈现不同的相 对 大小关系，保护有可能正确动作的，如图 11 所示。 3.2 防止保护拒动的措施 图 12（a）、（b）分别对应于图 9 与图 10 的故障形 式，由图 12 可以看出，仅基于幅值判据可以准确判 为内部故障，保护可以准确动作。 4 2 N I ／ M I 0 0.515 0 N I ／ M I 2.5 2.0 1.5 1.0 0.5 0 0.515 0 0.527 5 0.540 0 0.552 5 0.565 0 t ／ s （a） 图 9 中的故障形式 0.527 5 0.540 0 0.552 5 0.565 0 t ／ s （b） 图 10 中的故障形式 图 12 幅值判据的仿真结果 Fig.12 Simulative results of amplitude criterion 第 4 期 A k ／ d I Δ ， r I Δ 7 4 1 0.520 ΔIr ΔId 0.522 0.524 0.526 0.528 0.530 t ／ s （a） ΔIr 和 ΔId 1.0 0.5 r I Δ ／ d I Δ 0 0.520 0.522 0.524 0.526 0.528 0.530 t ／ s （b） ΔId ／ ΔIr 图 9 距 M 端 10 km 处发生故障时的仿真结果 Fig.9 Simulative results when fault occurs at 10 km from M 过渡电阻接地故障下的仿真结果。 本文采用全周傅 氏算法提取工频量，因此故障后 20 ms 输出波形。 由 图 9（a）可 以 看 出 ，此 时 的 制 动 量 大 于 动 作 量 ，而 由 于故障初期动作量和制动量的幅 值 ΔId 与 ΔIr 的 值 较为接近，因此两者的比值在故障初期将大于制动 系数整定值 0.5，这对保护的动作是十分有利的。 但 如果保护不能立即动作，此后 ΔId 与 ΔIr 的比值将小 于 0.5，容易造成保护拒动。 图 10 是在线路距 M 侧 5 km 处发生 A 相经 34 Ω 过渡电阻接地故障下形成的仿真分析图。 由图 10（a） 可知此时的制动量明显大于动作量。 而从图 10（b） 可知，此时的故障造成 ΔId 与 ΔIr 的比值一直小于 0.5， 因此将导致保护的拒动。 A k ／ d I Δ ， r I Δ 8 5 2 0.520 ΔIr ΔId 0.522 0.524 0.526 0.528 0.530 t ／ s （a） ΔIr 和 ΔId ΔId ／ ΔIr = 0.5 0.6 0.3 r I Δ ／ d I Δ 0 0.520 0.522 0.524 0.526 0.528 0.530 t ／ s （b） ΔId ／ ΔIr 4 结论 图 10 距 M 侧 5 km 处发生故障时的仿真结果 Fig.10 Simulative results when fault occurs at 5 km from M 图 11 是在线路中点发生 A 相经 5 Ω 过渡电阻 接地故障下形成的仿真分析图。 由图 11（a）、（b）可 知，此时动作量大于制动量，进而两者的比值也一直 换相失败后 ，直流系统注入交流侧的等值工频 电流与纯交流系统的短路电流具有不同的特征 ，即 幅值减小，相角波动范围大，上述故障特性的畸变对 差动保护带来的影响，可能会造成区内故障时制动 量大于动作量，引发保护的拒动；仅基于幅值的判据 能很好地识别区内故障 ，通过与传统的差动保护判 大于整定值 0.5，因此保护能够正确动作。 据相配合，在交直流互联系统中体现出了较强的优 综上所述，在过渡电阻较大时，由于制动量大于 越性。
    电 力 自 动 化 设 备 第 35 卷 参考文献： ［1］ 浙江大 学 直 流 输 电 科 研 组. 直 流 输 电 ［M］. 北 京 ：电 力 工 业 出 版 社，1982：164鄄185. components in HVDC ／ AC interconnected system part one DC鄄 system equivalent impedance of power鄄frequency component variation ［J］. Automation of Electric Power Systems，2009，33 （9）：41鄄46. ［2］ 袁阳，卫志东，雷霄，等. 直流输电系统换相失败研究综述［J］. 电 力自动化设备，2013，33（11）：140鄄147. ［11］ 李海锋 ，张 璞 ，王 钢 ，等. 直 流 馈 入 下 的 工 频 变 化 量 方 向 纵 联 保 护 动 作 特 性 分 析 （二 ）故 障 线 路 的 方 向 保 护 ［J］. 电 力 系 统 自 动 YUAN Yang，WEI Zhiong，LEI Xiao，et al. Survey of 化，2009，33（10）：47鄄53. commutation failures in DC transmission systems ［ J ］ . Electric Power Automation Equipment，2013，33（11）：140鄄147. LI Haifeng，ZHANG Pu，WANG Gang，et al. Performance of directional protection based on variation of power鄄frequency ［3］ HU L，YACAMINI R. Harmonic transfer through converters and components in HVDC ／ AC interconnected system part two HVDC links［J］. IEEE Transactions on Power Electronics，1992，7 response of the directional protection for faulted line ［J］. （3）：514鄄525. Automation of Electric Power Systems，2009，33（10）：4７鄄５３. ［4］ 张汝莲，赵 成 勇 ，卫 鹏 杰． 直 流 馈 入 后 交 流 线 路 故 障 对 换 相 失 败 ［12］ 李海锋 ，张 璞 ，王 钢 ，等. 直 流 馈 入 下 的 工 频 变 化 量 方 向 纵 联 保 瞬态特征的影响［J］． 电力自动化设备，2011，31（7）：82鄄87. 护 动 作 特 性 分 析 （三 ）非 故 障 线 路 的 方 向 保 护 ［J］. 电 力 系 统 自 ZHANG Rulian，ZHAO Chengyong，WEI Pengjie. Influence of 动化，2009，33（11）：43鄄48. AC line faults on HVDC commutation failure transient LI Haifeng，ZHANG Pu，WANG Gang，et al. Performance of characteristic in DC ／ AC interconnected power grid ［J］. Electric directional protection based on variation of power鄄frequency Power Automation Equipment，2011，31（7）：82鄄87. components in HVDC ／ AC interconnected system part three ［5］ 孔 飞 ，张 保 会 ，王 艳 婷 ，等． 超 高 速 直 流 输 电 线 路 方 向 保 护 元 件 response of the directional protection for unfaulted lines ［J］. ［J］. 电力自动化设备，2014，34（8）：83鄄88. Automation of Electric Power Systems，2009，33（11）：43鄄48. KONG Fei，ZHANG Baohui，WANG Yanting，et al. Ultra鄄high鄄 ［13］ 刘 俊 磊 ，王 钢 ，李 海 锋 ，等. HVDC 系 统 换 相 失 败 对 交 流 电 网 继 speed directional element of relay protection for HVDC 电保护影响的机理分析［J］. 中国电机工程学报，2013，33（19）： transmission line ［J］. Electric Power Automation Equipment， 111鄄118. 2014，34（8）：83鄄88. ［6］ 韩昆仑，蔡泽祥，徐敏，等． 高压直流输电线路微分欠压保护特征 量动态特性分析与整定［J］. 电力自动化设备，2014，34（2）：114鄄119. HAN Kunlun，CAI Zexiang，XU Min，et al. Dynamic charac鄄 teristic analysis and setting of characteristic parameters of differential under鄄voltage protection for HVDC transmission line ［J］. Electric Power Automation Equipment，2014，34（2）：114鄄119. ［7］ 刘 可 真 ，束 洪 春 ，于 继 来 ，等． 800 kV 特 高 压 直 流 输 电 线 路 故 障 定位小波能量谱神经网络识别法［J］. 电力自动化设备，2014，34 （4）：141鄄148. LIU Kezhen，SHU Hongchun，YU Jilai，et al. Fault location based on wavelet energy spectrum and neutral network for 800 kV UHVDC transmission line［J］. Electric Power Automation Equipment，2014，34（4）：141鄄148. ［8］ 张璞，王钢 ，李 海 锋. 直 流 馈 入 下 的 输 电 线 路 距 离 保 护 动 作 特 性 分析［J］. 电力系统自动化，2012，36（6）：56鄄62. ZHANG Pu，WANG Gang，LI Haifeng. Performance of distance protection for transmission lines in an HVDC ／ AC interconnected power system［J］. Automation of Electric Power Systems，2012，36 （6）：56鄄62. ［9］ 杨光亮，邰能灵，郑晓东，等． 多馈入高压直流输电系统中功率倒 向问题［J］． 电力自动化设备，2010，30（5）：22鄄27. YANG Guangliang，TAI Nengling，ZHENG Xiaodong，et al． Power converse in multi鄄infeed HVDC system ［J］． Electric Power Automation Equipment，2010，30（5）：22鄄27. ［10］ 李海锋，张 璞 ，王 钢 ，等. 直 流 馈 入 下 的 工 频 变 化 量 方 向 纵 联 保 护动作特性分析（一）直流系统等值工频变化量阻抗模型［J］. 电 力系统自动化，2009，33（9）：41鄄46. LI Haifeng，ZHANG Pu，WANG Gang，et al. Performance of directional protection based on variation of power鄄frequency LIU Junlei，WANG Gang，LI Haifeng，et al. Mechanism analysis of HVDC commutation failure influence on AC power network relay protection ［J］. Proceedings of the CSEE，2013，33 （19）： 111鄄118. ［14］ THIO C V，DAVIES J B，KENT K L. Commutation failures in HVDC transmission systems ［J］. IEEE Transactions on Power Delivery，1996，11（2）：946鄄957. ［15］ 欧开健，任震，荆勇. 直流输电系统换相失败的研究（一）——— 换 相失败的影响因素分析［J］. 电力自动化设备，2003，23（5）：5鄄8. OU Kaijian，REN Zhen，JING Yong. Research on commutation failure in HVDC transmission system part 1：commutation failure factors analysis［J］. Electric Power Automation Equipment， 2003，23（5）：5鄄8. ［16］ 刘强，蔡 泽 祥 ，刘 为 雄 ，等. 交 直 流 互 联 系 统 暂 态 功 率 倒 向 及 对 继电保护的影响［J］. 电力系统自动化，2007，31（7）：34鄄38. LIU Qiang，CAI Zexiang，LIU Weixiong，et al. Transient power converse in AC ／ DC interconnected power grid and its influence on protective relaying ［J］. Automation of Electric Power Systems，2007，31（7）：34鄄38. 作者简介： 申洪明 （1988—），男 ，山 东 淮 坊 人 ，博 士 研究生 ，主要研究方向为电力系 统 继 电 保 护 （Ｅ鄄ｍａｉｌ：shen198806@126.com）； 黄 少 锋 （1958—）， 男 ， 福 建 福 州 人 ， 教 授 ，博士研究生导师 ，博士 ，主要研 究 方 向 为 电力系统保护与控制； 申洪明 费 彬 （1989—），男 ，浙 江 湖 州 人 ，硕 士 研究生，主要研究方向为电力系统继电保护。 （下转第 120 页 continued on page 120）
    电 力 自 动 化 设 备 第 35 卷 Criterion of HVDC line differential protection blocking based on spectrum comparison LI Aimin1，CAI Zexiang2，SUN Qizhen3，XU Min4 （1. Guangdong Power Grid Corporation，Guangzhou 510640，China； 2. School of Electric Power Engineering，South China University of Technology，Guangzhou 510640，China; 3. Guangzhou Power Supply Bureau Co. Ltd.，Guangzhou 510600，China；4. EPRI of CSG，Guangzhou 510640，China） Abstract： Aiming at the long operation time of HVDC line differential protection，a blocking criterion based on spectrum comparison is proposed. The spectrum characteristics of differential current are analyzed and the analytical results show that，it contains more DC component during the in鄄zone fault while contains more 50 Hz and 100 Hz components during the out鄄zone fault，according to which，a blocking criterion is designed. With high reliability and low sampling frequency，it identifies the in鄄zone and out鄄zone faults efficiently. A simulation model is built with EMTDC based on an actual HVDC system and the simulative results show that，the differential protection is blocked during the out鄄zone fault according to the proposed criterion，improving the protection reliability. Key words： HVDC power transmission； relay protection； differential protection； blocking； spectrum analysis； reliability； computer simulation； failure analysis  （上接第 114 页 continued from page 114） Transient characteristic of HVDC system during commutation failure，its effect on differential protection and countermeasures SHEN Hongming，HUANG Shaofeng，FEI Bin （State Key Laboratory of Alternate Electrical Power System With Renewable Energy Source， North China Electric Power University，Beijing 102206，China） Abstract： The relation between equivalent power鄄frequency current and converter bus voltage during the commutation failure of DC system is obtained based on the CIGRE HVDC benchmark model. The criterion expression of current differential protection for AC鄄DC interconnected system is deduced and the differential protection connected to DC power system for transmission line is analyzed. The analytical results indicate that，the differential protection may reject in AC鄄DC interconnected operation. It is proposed to detect fault based on the amplitude criterion. Simulative results by PSCAD ／ EMTDC validate the correctness of theoretical analysis and the effectiveness of proposed criterion. Key words： HVDC power transmission； commutation failure； transients； transient characteristic； equivalent power鄄frequency current； differential protection； relay protection； amplitude criterion to act when in鄄zone fault occurs the internal
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