LCC-FHMMC混合直流輸電系統閥側故障特性及保護策略

陸書豪，賈秀芳

（華北電力大學 新能源電力系統國家重點實驗室，北京 102206）

0 引言

我國能源資源與負荷中心分布極不均衡，高壓直流輸電在遠距離輸電中的優勢決定了其在我國具有廣闊的應用前景［1］。送端采用電網換相換流器（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 混合直流輸電系統具有以下優勢：結合了傳統直流輸送容量大、電壓水平高的特點；可實現柔性直流有功、無功解耦控制；無換相失敗風險以及諧波水平低等。LCCFHMMC 混合直流輸電系統是未來高壓直流輸電的重要發展方向之一［2-3］。我國正在建設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，國內外已有學者對特高壓多端混合直流輸電系統的相關特性展開研究［5-6］。其中對于故障特性的研究主要集中于交、直流故障［7-8］，針對站內閥側故障的研究涉及較少。文獻［9］分析了半橋型雙極柔性直流輸電系統閥側接地故障下的系統特性，并針對子模塊過電壓和直流偏置問題提出了相應的解決策略。文獻［10］對換流變閥側三相接地故障的故障電流成分進行詳細研究并給出了其解析解。文獻［11］分析了逆變站為LCC時的閥側故障特性。此外，國外相關學者還對全橋型MMC 的閥側故障特性進行了研究［12-13］，并提出了相應的故障隔離策略，如文獻［12］提出采用雙向晶閘管旁路支路對閥側故障進行隔離。然而，在具有高、低端閥組結構的FHMMC 中，其閥側故障具有不同的特性，同時現有文獻提出的故障隔離策略仍有優化的空間。

針對上述研究現狀，本文對LCC-FHMMC 混合直流輸電系統的特殊結構開展閥側接地故障研究，分別從交流電源貢獻、直流電源貢獻以及高低端閥組差異3 個方面對子模塊過電壓機理進行分析，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 仿真平臺搭建了相關模型，通過相關仿真波形驗證了本文所提策略的有效性。

1 換流變閥側單相接地故障子模塊過電壓機理分析

1.1 交流側電源對子模塊過電壓的影響

在分析交流電源對子模塊過電壓的影響之前，首先對故障前、后換流變閥側電壓變化進行分析。特高壓直流輸電系統中FHMMC 拓撲結構如圖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。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拓撲結構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。根據式（1）易得穩態運行時高、低端閥組交流電壓均存在直流偏置量，其值分別為600、200 kV。

不同于換流變網側故障，閥側交流母線與換流器直接相連，故障時對閥組的危害比網側故障更加嚴重，并且換流變閥側故障多為永久故障［14］。因此，換流變閥側發生接地故障時，保護系統應迅速完成故障識別并閉鎖閥組隔離故障。閥組閉鎖后，橋臂電容將直流系統與交流系統隔離，閥側電壓的直流偏置量消失。由于換流變閥側繞組不接地，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、后換流變閥側電壓波形，由圖可知仿真結果與理論分析一致。

閥組閉鎖后故障閥組非故障相電壓有效值Uf為：

式中：M為系統調制比；μ為直流電壓利用率；Udc為閥組直流側電壓。根據直流電壓利用率和調制比的定義，可得：

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

1.2 直流側電源對子模塊過電壓的影響

當故障站閉鎖后，由于通信或保護系統響應延時，遠端非故障站無法立即執行相應的保護策略，而繼續向故障點饋入有功，加之直流線路在故障前儲存的有功，相當于直流電源對子模塊電容充電。

假設在故障發生后的Δt時間內，直流系統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，直流側傳輸功率越大，傳輸時間越長，則子模塊過電壓現象越嚴重。下面對子模塊電容電壓最大值進行推導。

以高端閥組a 相故障為例，當閥組閉鎖后，直流電源充電通路如圖1 中虛線③所示。當直流電壓大于交流電壓時，全橋子模塊的二極管FD1、FD4以及半橋子模塊的二極管HD1導通，直流側電源向子模塊電容充電。并且該充電過程具有階段性，即同一時刻直流電源只對交流側瞬時電壓最低相充電，直到子模塊電容電壓之和等于直流和交流側之間的電壓差時充電結束。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，其表達式如式（12）所示。

根據調制比定義：

式中：Uac為換流變閥側交流相電壓有效值。

結合式（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的調制比有關。在正常工況下，取M=0.9，則故障發生后電容電壓最大近似為1.8 p.u.，該值將對橋臂電容造成嚴重危害。

1.3 不同閥組故障對子模塊過電壓的影響

由于前文已對高端閥組接地故障進行較為詳細的討論，本節將主要對低端閥組故障特性進行分析。

假設低端閥組發生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。假設某時刻b 相電壓最低，那么低端閥組b 相上橋臂電容將被充電。對于高端閥組而言，由于前文已知當調制比小于臨界值時，交流側電源不對過電壓提供貢獻，此時相當于高端閥組b 相下橋臂電壓unbh增大，即高端閥組交流側電壓ubh受低端閥組橋臂電壓箝位限制而降低，直流側有功經b 相上橋臂流向c 相下橋臂，再經低端閥組的b 相上橋臂饋入故障點，相應的充電回路如圖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，若低端閥組發生單相接地故障，相應的電容最大值U′C_max為：

根據式（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，不同閥組發生接地故障時，子模塊充電回路和過電壓限值有所差別。對于低端閥組故障，其過電壓幅值在安全范圍內，正常的保護邏輯不會對電容產生危害；而對于高端閥組故障，正常閉鎖無法保護子模塊電容，需研究額外的保護方法。

2 閥側接地故障保護策略

如前文所述，當故障站閉鎖后，直流系統會在數十毫秒內向故障站饋入大量有功，導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故障時迅速對該部分功率進行隔離，然而在FHMMC 中，通常直流側只安裝機械開關，不具備開斷大電流的能力。因此，需研究相應的保護策略耗散該部分功率，保護閥組子模塊電容。在提出本文保護策略前，首先對不同送端換流站類型產生有功盈余功率的機理進行分析。

2.1 LCC盈余有功產生機理及抑制策略

在LCC-FHMMC 混合直流輸電系統中，送端LCC 正負極均由2 個雙十二脈動換流器串聯而成的高、低端閥組構成，系統穩態運行時采用定直流電流控制模式，整流側直流出口電壓Udcr滿足：

式中：U1為空載線電壓有效值；Xr為等值換相電抗；Id為直流側電流；α為觸發角；kc為LCC 每極的六脈動換流器個數，本文取4。

根據式（16）可得故障下的等效電路如附錄A 圖A3所示。根據圖A3，當MMC發生閥側接地故障時，橋臂電容放電導致直流端口電壓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，結合LCC 的運行特性，LCC應在收到故障信號或本站響應保護動作后迅速移相，轉為逆變運行狀態，一方面避免向故障站繼續饋入有功，另一方面能夠輔助耗散直流線路儲存的有功。

2.2 MMC盈余有功產生機理及抑制策略

當故障站因閥側故障閉鎖后，本站電容由放電轉為充電，一方面有利于限制本站故障電流，另一方面導致非故障換流器子模塊電容放電回路阻抗增大。此外根據式（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可在檢測故障發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

由于通信系統及控制環節的延時，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［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險。文獻［13］提出一種雙向晶閘管旁路支路的故障隔離策略，但其導通時將產生嚴重的三相短路電流，且支路所用器件較多并未實現最大經濟效益?；谏鲜鲅芯?，本文提出一種選相型單向晶閘管旁路支路。當保護系統檢測故障發生時，迅速閉鎖故障換流閥，并通過相應邏輯判別故障相觸發該相旁路晶閘管導通，對應的橋臂電容被旁路，直流功率經旁路支路最終饋入接地點，完成功率耗散。值得說明的是，通過前文分析可知對于高、低端閥組結構的MMC，僅需在圖2 所示高端閥組上橋臂加裝該支路。

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

式中：Ivcx和Ivtx分別為三相交流母線閥側和換流變閥側套管電流測點的測量值。關于整定值ΔIset的選取，由于穩態下兩端電流一致，整定值應大于0，同時又要保證故障時的準確快速選相，本文取整定值為穩態時交流相電流峰值的10%，實際工程中還需要綜合考慮更多的因素。

為防止穩態運行時由于測點異常導致旁路支路誤導通，選相邏輯需與故障信號進行配合：當高端閥組選相模塊發出異常信號的10 ms內，若控制系統收到故障信號，則閉鎖高、低端閥組，并觸發對應相的晶閘管旁路支路導通；當低端閥組選相模塊發出異常信號的10 ms 內，若控制系統收到故障信號，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 整體保護策略設計

綜上所述，在特高壓三端混合直流輸電系統發生單相接地故障時，本站保護系統執行閉鎖閥組邏輯，同時向遠端站發出故障信號，遠端站接收到故障信號后，執行相應的出口邏輯，系統的保護策略見圖4。

圖4 受端閥側單相接地故障保護策略示意圖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，換流站之間經架空線連接，線路采用依頻模型。仿真模型的具體參數如附錄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，僅依靠各站保護動作下，MMC2正極高端閥組發生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，故障發生時刻為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被充電，其中最嚴重相（c相）電容電壓將升至理論計算值3.89 kV（1.85 p.u.）附近，仿真結果略大于理論最大值的原因是實際調制比大于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。故障發生后閥側交流電壓直流偏置量消失，交流側開始出現負電壓，幅值為線電壓有效值的倍。非故障站在收到故障信號后通過控制清除故障電流需要一定的時間。由仿真波形可知，在LCC-FHMMC 混合直流輸電系統中，僅依靠保護策略無法保證受端閥組在發生高端閥組單相接地故障時子模塊電容設備的安全。

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

圖6 為低端閥組發生c 相接地故障時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，子模塊電壓最大值可達2.66 kV（1.26 p.u.），略低于理論計算的子模塊電壓最大值，其原因是直流側有功已經耗散完成。對比圖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幾乎相同，即低端閥組故障時，直流側有功將同時對高、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、低端閥組串聯而成的FHMMC中，發生低端閥組換流變閥側接地故障，子模塊不面臨過壓風險，只需保護系統正常動作即可完成故障隔離。

3.3 保護策略有效性驗證

3.3.1 有效性驗證

圖7 為采用本文選相型單向晶閘管旁路支路的保護策略時的仿真波形。由圖7 上圖可知，閥組閉鎖后，系統判別a相故障，觸發a相晶閘管導通，橋臂子模塊被旁路，從而避免了過電壓風險。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到過零點，相比無耗能支路策略達到過零點的時間提前約10 ms。

圖7 采用相應保護策略下的故障特性Fig.7 Fault characteristics under protection strategies

此外，采用本文所提保護策略時故障工況下流過上橋臂的電流iarm波形見附錄C 圖C5。為了驗證本文所提策略的有效性，搭建了文獻［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［12］中iparm、inarm均有所降低，從而降低了對設備選型的要求。

3.3.2 分析過渡電阻影響

考慮到過渡電阻箝制故障點電位的影響，可能導致晶閘管旁路支路提前關斷，在220 kV 交流系統接地故障下最大過渡電阻為100 Ω［10］，經仿真驗證，當過渡電阻分別為0、10、50、100 Ω 時，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 方案對比

將所提方案與文獻［12］中提及的雙向晶閘管旁路支路模型方案進行對比。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。采用該方法后觸發晶閘管導通，系統處于三相短路狀態，其中最嚴重相支路的晶閘管需較長時間承受約15 kA 的故障電流，相較于本文策略提升了近1 倍的電氣應力。此外，電壓等級相同時，本文所提策略使用的晶閘管數為文獻［12］所提方案的1/2，具有一定的經濟性。

4 結語

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，分析了其受端MMC發生高、低端閥組單相接地故障特性；

2）針對高端閥組接地故障下子模塊過壓問題，基于FHMMC 直流側無直流斷路器的特點，提出一種基于選相型單向晶閘管旁路支路的保護策略；

3）基于PSCAD／EMTDC 仿真平臺搭建了相關模型，將本文所提方案與文獻［12］所提雙向晶閘管旁路支路方案進行對比，驗證了本文所提保護策略的有效性，同時驗證了其在不同過渡電阻故障下的適用性。

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