陸書豪，賈秀芳

（華北電力大學(xué) 新能源電力系統(tǒng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102206）

0 引言

我國(guó)能源資源與負(fù)荷中心分布極不均衡，高壓直流輸電在遠(yuǎn)距離輸電中的優(yōu)勢(shì)決定了其在我國(guó)具有廣闊的應(yīng)用前景［1］。送端采用電網(wǎng)換相換流器（LCC）、受端采用半橋與全橋混合型模塊化多電平換流器（FHMMC）的LCC-FHMMC 混合直流輸電系統(tǒng)具有以下優(yōu)勢(shì)：結(jié)合了傳統(tǒng)直流輸送容量大、電壓水平高的特點(diǎn)；可實(shí)現(xiàn)柔性直流有功、無功解耦控制；無換相失敗風(fēng)險(xiǎn)以及諧波水平低等。LCCFHMMC 混合直流輸電系統(tǒng)是未來高壓直流輸電的重要發(fā)展方向之一［2-3］。我國(guó)正在建設(shè)的烏東德水電站送電廣東廣西特高壓直流示范工程采用該種直流輸電形式［4］。

目前，國(guó)內(nèi)外已有學(xué)者對(duì)特高壓多端混合直流輸電系統(tǒng)的相關(guān)特性展開研究［5-6］。其中對(duì)于故障特性的研究主要集中于交、直流故障［7-8］，針對(duì)站內(nèi)閥側(cè)故障的研究涉及較少。文獻(xiàn)［9］分析了半橋型雙極柔性直流輸電系統(tǒng)閥側(cè)接地故障下的系統(tǒng)特性，并針對(duì)子模塊過電壓和直流偏置問題提出了相應(yīng)的解決策略。文獻(xiàn)［10］對(duì)換流變閥側(cè)三相接地故障的故障電流成分進(jìn)行詳細(xì)研究并給出了其解析解。文獻(xiàn)［11］分析了逆變站為L(zhǎng)CC時(shí)的閥側(cè)故障特性。此外，國(guó)外相關(guān)學(xué)者還對(duì)全橋型MMC 的閥側(cè)故障特性進(jìn)行了研究［12-13］，并提出了相應(yīng)的故障隔離策略，如文獻(xiàn)［12］提出采用雙向晶閘管旁路支路對(duì)閥側(cè)故障進(jìn)行隔離。然而，在具有高、低端閥組結(jié)構(gòu)的FHMMC 中，其閥側(cè)故障具有不同的特性，同時(shí)現(xiàn)有文獻(xiàn)提出的故障隔離策略仍有優(yōu)化的空間。

針對(duì)上述研究現(xiàn)狀，本文對(duì)LCC-FHMMC 混合直流輸電系統(tǒng)的特殊結(jié)構(gòu)開展閥側(cè)接地故障研究，分別從交流電源貢獻(xiàn)、直流電源貢獻(xiàn)以及高低端閥組差異3 個(gè)方面對(duì)子模塊過電壓機(jī)理進(jìn)行分析，并提出一種基于選相型晶閘管旁路支路的故障隔離策略。最后，在PSCAD／EMTDC 仿真平臺(tái)搭建了相關(guān)模型，通過相關(guān)仿真波形驗(yàn)證了本文所提策略的有效性。

1 換流變閥側(cè)單相接地故障子模塊過電壓機(jī)理分析

1.1 交流側(cè)電源對(duì)子模塊過電壓的影響

在分析交流電源對(duì)子模塊過電壓的影響之前，首先對(duì)故障前、后換流變閥側(cè)電壓變化進(jìn)行分析。特高壓直流輸電系統(tǒng)中FHMMC 拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1 所示。圖中，R0和L0分別為橋臂等效電阻和電感，高、低端閥組取值相同；Udch和Udcl分別為換流變高、低端閥組的直流電壓；HBSMi（i=1，2，…，m）、FBSMj（j=1，2，…，n）分別為半橋型子模塊和全橋型子模塊，N=m+n為子模塊總數(shù)。由基爾霍夫電流定律可得換流變高、低端閥組交流電壓uxh和uxl（x=a，b，c）分別為：

圖1 FBMMC拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.1 Topology structure of FBMMC

式中：ixh和ixl分別為換流變高、低端閥組交流電流；upxh、unxh和upxl、unxl分別為高端閥組和低端閥組上、下橋臂電壓。根據(jù)式（1）易得穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)高、低端閥組交流電壓均存在直流偏置量，其值分別為600、200 kV。

不同于換流變網(wǎng)側(cè)故障，閥側(cè)交流母線與換流器直接相連，故障時(shí)對(duì)閥組的危害比網(wǎng)側(cè)故障更加嚴(yán)重，并且換流變閥側(cè)故障多為永久故障［14］。因此，換流變閥側(cè)發(fā)生接地故障時(shí)，保護(hù)系統(tǒng)應(yīng)迅速完成故障識(shí)別并閉鎖閥組隔離故障。閥組閉鎖后，橋臂電容將直流系統(tǒng)與交流系統(tǒng)隔離，閥側(cè)電壓的直流偏置量消失。由于換流變閥側(cè)繞組不接地，故障閥組故障相電壓為0，非故障相電壓升至線電壓；非故障閥組交流電壓仍保持三相對(duì)稱，其只含交流分量，幅值為相電壓幅值。附錄A圖A1、A2分別為高端閥組a 相故障前、后換流變閥側(cè)電壓波形，由圖可知仿真結(jié)果與理論分析一致。

閥組閉鎖后故障閥組非故障相電壓有效值Uf為：

式中：M為系統(tǒng)調(diào)制比；μ為直流電壓利用率；Udc為閥組直流側(cè)電壓。根據(jù)直流電壓利用率和調(diào)制比的定義，可得：

下面分析交流電源對(duì)子模塊過電壓的影響。閥組閉鎖后假設(shè)交流電源對(duì)橋臂電容充電，上、下橋臂放電回路分別為圖1 所示虛線①、②。以b 相為例，根據(jù)放電通路可得上橋臂等效方程為：

1.2 直流側(cè)電源對(duì)子模塊過電壓的影響

當(dāng)故障站閉鎖后，由于通信或保護(hù)系統(tǒng)響應(yīng)延時(shí)，遠(yuǎn)端非故障站無法立即執(zhí)行相應(yīng)的保護(hù)策略，而繼續(xù)向故障點(diǎn)饋入有功，加之直流線路在故障前儲(chǔ)存的有功，相當(dāng)于直流電源對(duì)子模塊電容充電。

假設(shè)在故障發(fā)生后的Δt時(shí)間內(nèi)，直流系統(tǒng)向故障閥組饋入的有功功率為P，那么電容電壓的變化量ΔUC滿足：

由于ΔUC?Udc，忽略式（9）所示二階分量的影響，可得：

由式（10）可知，直流側(cè)傳輸功率越大，傳輸時(shí)間越長(zhǎng)，則子模塊過電壓現(xiàn)象越嚴(yán)重。下面對(duì)子模塊電容電壓最大值進(jìn)行推導(dǎo)。

以高端閥組a 相故障為例，當(dāng)閥組閉鎖后，直流電源充電通路如圖1 中虛線③所示。當(dāng)直流電壓大于交流電壓時(shí)，全橋子模塊的二極管FD1、FD4以及半橋子模塊的二極管HD1導(dǎo)通，直流側(cè)電源向子模塊電容充電。并且該充電過程具有階段性，即同一時(shí)刻直流電源只對(duì)交流側(cè)瞬時(shí)電壓最低相充電，直到子模塊電容電壓之和等于直流和交流側(cè)之間的電壓差時(shí)充電結(jié)束。因此電容電壓的最大值UC_max為：

式中：max|u′f|為故障后交流電壓峰值，其表達(dá)式如式（12）所示。

根據(jù)調(diào)制比定義：

式中：Uac為換流變閥側(cè)交流相電壓有效值。

結(jié)合式（11）—（13），可得電容電壓最大值為：

由式（14）可知，子模塊電容電壓的最大值與系統(tǒng)的調(diào)制比有關(guān)。在正常工況下，取M=0.9，則故障發(fā)生后電容電壓最大近似為1.8 p.u.，該值將對(duì)橋臂電容造成嚴(yán)重危害。

1.3 不同閥組故障對(duì)子模塊過電壓的影響

由于前文已對(duì)高端閥組接地故障進(jìn)行較為詳細(xì)的討論，本節(jié)將主要對(duì)低端閥組故障特性進(jìn)行分析。

假設(shè)低端閥組發(fā)生c 相接地故障，同理低端閥組直流電壓偏置量消失，交流電壓最低相上橋臂子模塊電容將被充電。假設(shè)某時(shí)刻b 相電壓最低，那么低端閥組b 相上橋臂電容將被充電。對(duì)于高端閥組而言，由于前文已知當(dāng)調(diào)制比小于臨界值時(shí)，交流側(cè)電源不對(duì)過電壓提供貢獻(xiàn)，此時(shí)相當(dāng)于高端閥組b 相下橋臂電壓unbh增大，即高端閥組交流側(cè)電壓ubh受低端閥組橋臂電壓箝位限制而降低，直流側(cè)有功經(jīng)b 相上橋臂流向c 相下橋臂，再經(jīng)低端閥組的b 相上橋臂饋入故障點(diǎn)，相應(yīng)的充電回路如圖2所示。

圖2 低端閥組接地故障示意圖Fig.2 Schematic diagram of low-side valve under grounding fault

因此，若低端閥組發(fā)生單相接地故障，相應(yīng)的電容最大值U′C_max為：

根據(jù)式（15），低端閥組接地故障下，子模塊過電壓最大值約為1.3 p.u.。

綜上所述，不同閥組發(fā)生接地故障時(shí)，子模塊充電回路和過電壓限值有所差別。對(duì)于低端閥組故障，其過電壓幅值在安全范圍內(nèi)，正常的保護(hù)邏輯不會(huì)對(duì)電容產(chǎn)生危害；而對(duì)于高端閥組故障，正常閉鎖無法保護(hù)子模塊電容，需研究額外的保護(hù)方法。

2 閥側(cè)接地故障保護(hù)策略

如前文所述，當(dāng)故障站閉鎖后，直流系統(tǒng)會(huì)在數(shù)十毫秒內(nèi)向故障站饋入大量有功，導(dǎo)致故障閥組子模塊過壓。在半橋型MMC 中，直流斷路器能夠在閥側(cè)故障時(shí)迅速對(duì)該部分功率進(jìn)行隔離，然而在FHMMC 中，通常直流側(cè)只安裝機(jī)械開關(guān)，不具備開斷大電流的能力。因此，需研究相應(yīng)的保護(hù)策略耗散該部分功率，保護(hù)閥組子模塊電容。在提出本文保護(hù)策略前，首先對(duì)不同送端換流站類型產(chǎn)生有功盈余功率的機(jī)理進(jìn)行分析。

2.1 LCC盈余有功產(chǎn)生機(jī)理及抑制策略

在LCC-FHMMC 混合直流輸電系統(tǒng)中，送端LCC 正負(fù)極均由2 個(gè)雙十二脈動(dòng)換流器串聯(lián)而成的高、低端閥組構(gòu)成，系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)采用定直流電流控制模式，整流側(cè)直流出口電壓Udcr滿足：

式中：U1為空載線電壓有效值；Xr為等值換相電抗；Id為直流側(cè)電流；α為觸發(fā)角；kc為L(zhǎng)CC 每極的六脈動(dòng)換流器個(gè)數(shù)，本文取4。

根據(jù)式（16）可得故障下的等效電路如附錄A 圖A3所示。根據(jù)圖A3，當(dāng)MMC發(fā)生閥側(cè)接地故障時(shí)，橋臂電容放電導(dǎo)致直流端口電壓Udci降低，從而LCC、MMC 間直流電壓降增大，直流電流增大，更多的有功將饋入故障站。因此，結(jié)合LCC 的運(yùn)行特性，LCC應(yīng)在收到故障信號(hào)或本站響應(yīng)保護(hù)動(dòng)作后迅速移相，轉(zhuǎn)為逆變運(yùn)行狀態(tài)，一方面避免向故障站繼續(xù)饋入有功，另一方面能夠輔助耗散直流線路儲(chǔ)存的有功。

2.2 MMC盈余有功產(chǎn)生機(jī)理及抑制策略

當(dāng)故障站因閥側(cè)故障閉鎖后，本站電容由放電轉(zhuǎn)為充電，一方面有利于限制本站故障電流，另一方面導(dǎo)致非故障換流器子模塊電容放電回路阻抗增大。此外根據(jù)式（11），快速降低直流電壓可減小子模塊過壓，因此利用FHMMC 的特性，非故障MMC可在檢測(cè)故障發(fā)生后迅速將直流電壓控制至0，從而減少饋入故障站的有功。

2.3 選相型單向晶閘管旁路支路

由于通信系統(tǒng)及控制環(huán)節(jié)的延時(shí)，上述站間配合策略無法有效抑制子模塊電容過電壓，需研究額外的隔離方法。文獻(xiàn)［16］提出在直流端口加裝泄能裝置的策略，但其需要大量全控型器件（IGBT），且仍存在子模塊過壓風(fēng)險(xiǎn)。文獻(xiàn)［13］提出一種雙向晶閘管旁路支路的故障隔離策略，但其導(dǎo)通時(shí)將產(chǎn)生嚴(yán)重的三相短路電流，且支路所用器件較多并未實(shí)現(xiàn)最大經(jīng)濟(jì)效益?；谏鲜鲅芯浚疚奶岢鲆环N選相型單向晶閘管旁路支路。當(dāng)保護(hù)系統(tǒng)檢測(cè)故障發(fā)生時(shí)，迅速閉鎖故障換流閥，并通過相應(yīng)邏輯判別故障相觸發(fā)該相旁路晶閘管導(dǎo)通，對(duì)應(yīng)的橋臂電容被旁路，直流功率經(jīng)旁路支路最終饋入接地點(diǎn)，完成功率耗散。值得說明的是，通過前文分析可知對(duì)于高、低端閥組結(jié)構(gòu)的MMC，僅需在圖2 所示高端閥組上橋臂加裝該支路。

下面對(duì)該支路的具體判別邏輯進(jìn)行說明。仍以高端閥組a 相接地故障為例，根據(jù)圖3（a）所示的故障電流通路，a 相交流母線兩端電流發(fā)生顯著差異，可據(jù)此完成故障相判別，具體可表示為：

式中：Ivcx和Ivtx分別為三相交流母線閥側(cè)和換流變閥側(cè)套管電流測(cè)點(diǎn)的測(cè)量值。關(guān)于整定值ΔIset的選取，由于穩(wěn)態(tài)下兩端電流一致，整定值應(yīng)大于0，同時(shí)又要保證故障時(shí)的準(zhǔn)確快速選相，本文取整定值為穩(wěn)態(tài)時(shí)交流相電流峰值的10%，實(shí)際工程中還需要綜合考慮更多的因素。

為防止穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)由于測(cè)點(diǎn)異常導(dǎo)致旁路支路誤導(dǎo)通，選相邏輯需與故障信號(hào)進(jìn)行配合：當(dāng)高端閥組選相模塊發(fā)出異常信號(hào)的10 ms內(nèi)，若控制系統(tǒng)收到故障信號(hào)，則閉鎖高、低端閥組，并觸發(fā)對(duì)應(yīng)相的晶閘管旁路支路導(dǎo)通；當(dāng)?shù)投碎y組選相模塊發(fā)出異常信號(hào)的10 ms 內(nèi)，若控制系統(tǒng)收到故障信號(hào)，則僅閉鎖高、低端閥組。上述功能具體如圖3（b）所示。

圖3 選相型晶閘管旁路支路判別邏輯圖Fig.3 Discrimination logic diagram of phase selection thyristor bypass branch

2.4 整體保護(hù)策略設(shè)計(jì)

綜上所述，在特高壓三端混合直流輸電系統(tǒng)發(fā)生單相接地故障時(shí)，本站保護(hù)系統(tǒng)執(zhí)行閉鎖閥組邏輯，同時(shí)向遠(yuǎn)端站發(fā)出故障信號(hào)，遠(yuǎn)端站接收到故障信號(hào)后，執(zhí)行相應(yīng)的出口邏輯，系統(tǒng)的保護(hù)策略見圖4。

圖4 受端閥側(cè)單相接地故障保護(hù)策略示意圖Fig.4 Schematic diagram of protection strategy for single-phase grounding fault on valve side of receiving converter

3 仿真驗(yàn)證

3.1 特高壓三端混合直流輸電工程仿真模型

本文在PSCAD／EMTDC 環(huán)境中搭建了特高壓混合三端直流輸電工程的仿真模型，如附錄B 圖B1所示，送端為額定功率為8 000 MW 的LCC，受端均為MMC，MMC2的額定功率為3 000 MW，MMC3的額定功率為5 000 MW，換流站之間經(jīng)架空線連接，線路采用依頻模型。仿真模型的具體參數(shù)如附錄B 表B1所示。

3.2 高、低端閥組接地故障特性分析

圖5 為不額外加裝耗能裝置，僅依靠各站保護(hù)動(dòng)作下，MMC2正極高端閥組發(fā)生a 相接地故障，高端閥組上橋臂電壓平均值Uavg_pxh的仿真波形，故障發(fā)生時(shí)刻為0.2 s。故障前后閥組直流電壓如附錄C圖C1所示。由圖5及圖C1可知，在故障閥組閉鎖后，上橋臂子模塊電容仍持續(xù)被充電，其中最嚴(yán)重相（c相）電容電壓將升至理論計(jì)算值3.89 kV（1.85 p.u.）附近，仿真結(jié)果略大于理論最大值的原因是實(shí)際調(diào)制比大于0.9 且直流電壓在閥組閉鎖后將有一定的上升。故障前后高端閥組的交流電壓波形見附錄C圖C2，故障前后非故障站直流電流idc波形見附錄C圖C3、C4。故障發(fā)生后閥側(cè)交流電壓直流偏置量消失，交流側(cè)開始出現(xiàn)負(fù)電壓，幅值為線電壓有效值的倍。非故障站在收到故障信號(hào)后通過控制清除故障電流需要一定的時(shí)間。由仿真波形可知，在LCC-FHMMC 混合直流輸電系統(tǒng)中，僅依靠保護(hù)策略無法保證受端閥組在發(fā)生高端閥組單相接地故障時(shí)子模塊電容設(shè)備的安全。

圖5 高端閥組接地故障特性Fig.5 Characteristics of grounding fault on high-side valve

圖6 為低端閥組發(fā)生c 相接地故障時(shí)的高端閥組上橋臂平均值Uavg_pxh、高端閥組下橋臂平均值Uavg_nxh和低端閥組上橋臂平均值Uavg_pxl的波形圖。由圖可知，低端閥組故障時(shí)，子模塊電壓最大值可達(dá)2.66 kV（1.26 p.u.），略低于理論計(jì)算的子模塊電壓最大值，其原因是直流側(cè)有功已經(jīng)耗散完成。對(duì)比圖6 中Uavg_pxh和Uavg_pxl的波形可看出，高、低端閥組上橋臂電容充電趨勢(shì)幾乎相同，即低端閥組故障時(shí)，直流側(cè)有功將同時(shí)對(duì)高、低端閥組的交流電壓最低相上橋臂電容充電，仿真波形驗(yàn)證了本文理論分析的正確性。

圖6 低端閥組接地故障特性Fig.6 Characteristics of grounding fault on low-side valve

綜上所述，在由高、低端閥組串聯(lián)而成的FHMMC中，發(fā)生低端閥組換流變閥側(cè)接地故障，子模塊不面臨過壓風(fēng)險(xiǎn)，只需保護(hù)系統(tǒng)正常動(dòng)作即可完成故障隔離。

3.3 保護(hù)策略有效性驗(yàn)證

3.3.1 有效性驗(yàn)證

圖7 為采用本文選相型單向晶閘管旁路支路的保護(hù)策略時(shí)的仿真波形。由圖7 上圖可知，閥組閉鎖后，系統(tǒng)判別a相故障，觸發(fā)a相晶閘管導(dǎo)通，橋臂子模塊被旁路，從而避免了過電壓風(fēng)險(xiǎn)。由圖7 下圖可知，旁路支路能夠加速直流電壓箝位過程，使得直流電壓更快速達(dá)到過零點(diǎn)，相比無耗能支路策略達(dá)到過零點(diǎn)的時(shí)間提前約10 ms。

圖7 采用相應(yīng)保護(hù)策略下的故障特性Fig.7 Fault characteristics under protection strategies

此外，采用本文所提保護(hù)策略時(shí)故障工況下流過上橋臂的電流iarm波形見附錄C 圖C5。為了驗(yàn)證本文所提策略的有效性，搭建了文獻(xiàn)［12］中提及的雙向晶閘管旁路支路模型，故障前后正、反向旁路支路上橋臂電流iparm、inarm波形分別見附錄C 圖C6、C7。由圖可知，iarm較文獻(xiàn)［12］中iparm、inarm均有所降低，從而降低了對(duì)設(shè)備選型的要求。

3.3.2 分析過渡電阻影響

考慮到過渡電阻箝制故障點(diǎn)電位的影響，可能導(dǎo)致晶閘管旁路支路提前關(guān)斷，在220 kV 交流系統(tǒng)接地故障下最大過渡電阻為100 Ω［10］，經(jīng)仿真驗(yàn)證，當(dāng)過渡電阻分別為0、10、50、100 Ω 時(shí)，子模塊電容電壓最大相平均值分別為2.20、2.21、2.23、2.23 kV，因此所提策略在不同過渡電阻值下均能有效抑制過壓。

3.3.3 方案對(duì)比

將所提方案與文獻(xiàn)［12］中提及的雙向晶閘管旁路支路模型方案進(jìn)行對(duì)比。采用雙向晶閘管旁路支路模型后所得故障前后正、反向旁路支路電流iparm、inarm以及高端閥組上橋臂子模塊電壓平均值Uavg_pxh仿真波形分別見附錄C 圖C6—C8。采用該方法后觸發(fā)晶閘管導(dǎo)通，系統(tǒng)處于三相短路狀態(tài)，其中最嚴(yán)重相支路的晶閘管需較長(zhǎng)時(shí)間承受約15 kA 的故障電流，相較于本文策略提升了近1 倍的電氣應(yīng)力。此外，電壓等級(jí)相同時(shí)，本文所提策略使用的晶閘管數(shù)為文獻(xiàn)［12］所提方案的1/2，具有一定的經(jīng)濟(jì)性。

4 結(jié)語

本文的主要工作如下：

1）基于特高壓多端混合直流輸電系統(tǒng)，分析了其受端MMC發(fā)生高、低端閥組單相接地故障特性；

2）針對(duì)高端閥組接地故障下子模塊過壓?jiǎn)栴}，基于FHMMC 直流側(cè)無直流斷路器的特點(diǎn)，提出一種基于選相型單向晶閘管旁路支路的保護(hù)策略；

3）基于PSCAD／EMTDC 仿真平臺(tái)搭建了相關(guān)模型，將本文所提方案與文獻(xiàn)［12］所提雙向晶閘管旁路支路方案進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了本文所提保護(hù)策略的有效性，同時(shí)驗(yàn)證了其在不同過渡電阻故障下的適用性。

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