換流站閥側交流接地故障電流快速抑制方案

束洪春，任 敏，單節杉，田鑫萃，薄志謙

（昆明理工大學 電力工程學院，云南 昆明 650051）

0 引言

基于模塊化多電平換流器的柔性直流輸電（MMC-HVDC）諧波水平低、控制靈活且沒有換相失敗、無功補償問題，得到了廣泛的關注與迅速的發展［1-3］。柔性直流輸電電壓等級和容量不斷提高，而電纜輸電存在輸送容量有限、發生故障時故障排除時間長、維修困難、造價高等一系列缺點，難以適應高電壓和大容量輸電場景。柔性直流輸電系統故障中，絕大部分為架空輸電線路接地故障，故障電流上升極快［4‐6］。

對直流系統故障特性的分析是保護、控制及直流電網安全穩定的基礎。目前的研究主要是針對直流側故障的解析，如文獻［7］研究真雙極系統直流側的故障特性，推導出不同接地電阻下的故障點等效電路。針對交流側故障的研究主要聚焦于直流側對交流系統短路電流的影響，如文獻［8-9］從電網運行的角度分析直流側提供短路電流的特征及短路電流計算的原則。換流站閥側交流接地故障是較少發生的故障類型，主要由穿墻套管絕緣老化、雷擊閃絡等引起，如：某年某月某日16 時44 分，某±800 kV 直流換流站穿墻套管故障引起極Ⅰ高端換流器差動保護Ⅱ段動作、極Ⅰ極差動保護Ⅱ段動作。該故障引起的沖擊電流巨大，導致套管防爆膜完全炸裂脫落，套管內部有熏黑痕跡，傘裙存在缺口；某年某月某日19時38分31秒，某±800 kV直流換流站穿墻套管故障，引起極Ⅱ的3 套極母線差動保護動作，極Ⅱ閉鎖，現場發現極Ⅱ高端穿墻套管裙邊出現大量裂片并散落在套管下方［10］。由于閥側故障接地點與直流側接地點構成故障電流的流通通路，換流器閉鎖前的沖擊電流大，甚至比直流線路故障更嚴重，而該故障位于交流保護區，不能通過直流斷路器切除，極易對換流站造成損害，同時由于現有的限流電抗位于直流母線出口，這種情況下不能對故障電流進行抑制。

目前較多文獻針對抑制直流側故障電流提出了故障限流方案，考慮抑制閥側交流接地故障電流的文獻較少。文獻［11］提出采用LR 并聯接地方式抑制閥側交流接地故障電流，但該方法不能使接地極提供真實的接地點，單極故障下該方案會對健全極造成長時間的電壓振蕩。文獻［12-14］根據檢測到的直流電流變化率，在直流側故障下通過降低直流電壓指令值減少子模塊的投入數，從而限制故障電流的上升速率和幅值。這類方案在半橋型模塊化多電平換流器（MMC）或混合型MMC 拓撲結構下均適用，由于控制系統響應速度理論上達到微秒級，具有良好的速動性，且不需要引入額外的硬件類故障限流設備即可抑制電流上升率。文獻［15］提出在直流線路出口串入輔助故障限流器，等效為故障下增大平波電抗器電感值。文獻［16］提出在上下橋臂間設置一條由晶閘管和電阻串聯構成的橋臂旁路，發生故障時導通晶閘管可以減小故障電流，但該方法會導致旁路電阻產生極大的熱量，對MMC 造成威脅。文獻［17］在直流斷路器中引入故障限流阻抗支路，提出一種具有故障限流功能的直流斷路器。

本文在分析換流站閥側交流接地故障特性的基礎上，得出接地極在正常運行時基本沒有電流流過，并在高概率的架空線路單極故障和換流站閥側交流接地故障中參與了故障回路。因此，接地極引入故障限流裝置不僅對于系統的正常運行沒有影響，還能有效抑制閥側交流接地故障電流，同時能抑制高概率的單極接地故障電流。著眼于以上特點，本文對故障限流裝置安裝于不同位置的效果進行了詳細的討論，進而提出了分散組合式安裝方法和一種新型故障限流技術，并分析了故障限流裝置的拓撲結構和故障限流原理。最后在PSCAD／EMTDC 搭建仿真模型，驗證了閥側交流接地故障電流理論推導的正確性和故障限流方案的有效性。

1 換流站閥側交流接地故障電流解析

對于偽雙極直流輸電系統，其接地方式不同于真雙極，在單極接地或閥側交流接地故障下，故障回路阻尼極大，因此故障電流小。對于大容量、高電壓的柔性直流輸電系統，通常采用真雙極的輸電形式，在上述2 類故障下的故障電流大，易損壞換流器等一次設備。2 類輸電方式的典型拓撲結構如圖1 所示。圖中：Ldc為平波電抗器的電感值；DCCB 為直流斷路器；Lp、Ln分別為正、負極架空線路；Rg為接地極等效電阻；Rs為接地大電阻。

圖1 不同柔性直流輸電系統拓撲結構Fig.1 Topology of different flexible DC transmission systems

現場實際存在由于穿墻套管絕緣老化、雷擊閃絡等引起的閥側交流接地故障，某±800 kV 變壓器穿墻套管如附錄A 圖A1 所示。故障引起的巨大沖擊電流導致套管防爆膜完全炸裂脫落，套管內部有熏黑痕跡，傘裙存在缺口，如附錄A圖A2所示。

從近端換流站看，故障點與下橋臂、接地極構成電容放電回路，并通過“上橋臂→直流線路→遠端換流站→遠端換流站接地極→故障點”構成故障回路［18］，分別如圖2和圖3所示。圖中，IDL和IDEE分別為極線母線出口和接地極線路母線出口的電流測點。

圖2 △側接地故障下故障點、下橋臂和接地極構成的電容放電回路Fig.2 Capacitor discharge circuit composed of fault point，lower bridge arm and grounding electrode under grounding fault at △side

圖3 △側接地故障下故障點、上橋臂、直流線路與對端換流站的電流流通通路Fig.3 Current flow path of fault point，upper bridge arm，DC transmission line and opposite converter station under grounding fault at △side

考慮到下橋臂子模塊投切與控制系統密切相關，精確求取下橋臂故障電流較為復雜，而由于MMC閉鎖前電容放電過程極短，約為1～2 ms，因此本文忽略控制投切的影響，以故障臨界時刻的橋臂電壓、電流為初始條件，求解閉鎖前換流站提供的故障電流。為簡化分析，以圖1（b）中整流側換流站閥側交流發生三相接地故障為例進行分析，將圖2所示的電容放電回路轉換成運算電路模型，如附錄A 圖A3 所示。

假設交流調制比為1，由于上下橋臂同一交流分量差180°，可知j相閥側交流電壓uvj(t)和下橋臂電流inj(t)分別為［19］：

式中：Usmj為j相交流側線電壓幅值；Ismj為j相交流電流幅值；Udc(0)為輸電系統穩態下的直流電壓；idc(0)為穩態運行下線路上的直流電流；φj為j相交流電壓初相角；φ′為交流系統穩態運行下的負載阻抗角；ω為交流側角頻率。

對下橋臂組成的故障回路列寫基爾霍夫電壓定律（KVL）方程，如式（2）所示。

式中：L0為橋臂電感；unj(t)為t時刻j相下橋臂等效電容電壓。

由此可知，故障時刻j相下橋臂投入的子模塊總個數Nnj=unj(0)/uc(0)，其中uc(0)為子模塊平均電容電壓，可根據Udc(0)和穩態時上下橋臂投入的子模塊個數之和N獲取。

根據圖A3 可得a 相下橋臂提供的故障電流Idcg，a(s)為：

式中：una(0)為故障時刻a 相下橋臂等效電容電壓；ina(0)為故障時刻a 相下橋臂瞬時電流；R0為橋臂等效電阻；C0為子模塊電容值。

由式（3）可以得到Idcg，a(s)的時域表達式為：

同理可得到b、c 相下橋臂提供的故障電流的表達式，則換流站下橋臂提供的電流之和idcg，∑(t)為：

將圖3所示的故障回路轉換為運算電路模型，如附錄A 圖A4 所示。由疊加定理，將對端MMC 與近故障點的MMC各上橋臂視為兩部分激勵，因此令：

求取Idc1(s)的時域形式，可以得到：

idc1(t)=∑(K1ep1jt+K2ep2jt)j=a，b，c （9）

求取Idc2(s)的時域形式，可以得到：

由此可得上橋臂提供的故障電流Idc(s)為：

式（15）的時域表達式為：

目前對于換流器閥側的研究較少，根據上述分析可知，換流站閥側交流接地故障下，對于圖3 所示故障回路，由于近故障點換流器上橋臂電容初始電壓與故障電流方向相反，且故障回路存在平波電抗器等故障限流器件，故直流線路故障電流較小，但由于閥側交流出口處電位被箝制為0，因此上橋臂的子模塊電容將產生極大的過電壓，導致子模塊電容擊穿，通過斷開近端直流斷路器可有效解決該問題。而對于圖2 所示電容放電回路，下橋臂流過的故障電流迅速增大，且無法通過斷路器切斷換流站與故障點的聯系，因此采取可靠的故障限流措施能有效避免閥側交流接地故障對換流站等一次設備造成嚴重傷害，并降低對此類故障的保護要求。

2 換流站閥側及直流線路故障電流限制方案分析

故障限流器對輸電系統造成的影響與其安裝位置有著不可分割的關系，在保證直流系統發生短路故障時，故障限流器能有效地起到故障限流作用的前提下，要滿足對輸電系統正常運行造成的影響最小或者不造成影響。以圖1（b）所示的雙極MMC-HVDC系統故障為例，故障限流器安裝位置可以分為直流母線出口處、中性線路和接地極母線出口處，如圖4所示。圖中：iGND為接地極電流，定義電流由母線流向線路為正。本節將從各個方面詳細分析這3 處安裝位置的利弊，并給出最優安裝方案。

圖4 故障限流器安裝位置示意圖Fig.4 Schematic diagram of installation position of fault current limiter

2.1 故障限流器安裝于直流線路出口與中性線路處

故障限流器安裝于直流母線出口與中性線路上，這2 處的故障限流器處于同一輸電回路中，因此對直流輸電系統的影響無較大差別，傳統的直流輸電工程也是在這2處配置平波電抗器。

當圖4 中f1、f2處發生短路故障時，由于兩極參數對稱，與單相接地故障相比，在忽略接地電阻的情況下，雙極短路故障電流大小與單極接地故障下基本相同，可知當故障限流器安裝在直流線路出口和中性線路時，對于單極接地故障和雙極短路故障都能起到抑制故障電流的效果。當圖4 中f3處，即換流站閥側發生交流接地故障時，不同于安裝在中性線路處的故障限流裝置，直流母線出口處的故障限流器不參與故障回路，無法抑制故障電流?？紤]到在上述安裝位置下，故障限流器與一次系統直接相連，將給輸電系統正常運行帶來額外的風險，從而降低供電的可靠性。另一方面，類似平波電抗器這類直接串入輸電線路的故障限流裝置，若其電感取值過大，則將導致系統響應速度變慢，甚至直流系統失穩，故其取值不能過大，故障限流效果受限。

2.2 故障限流器安裝于接地極母線出口處

接地極是真雙極直流輸電系統中不可或缺的重要組成部分，接地極線路一般為同塔架設的架空線路，在直流系統雙極平衡運行時，接地極起箝制換流器中性點電位的作用。在雙極不對稱和單極大地回線運行方式下，接地極不但起箝制換流器中性點電位的作用，還為直流電流提供通路，接地極線路如附錄A圖A5所示。

當圖4 中f1處發生接地故障時，可知接地極與故障點和換流站組成放電回路。當圖4 中f2處發生雙極故障時，故障電流并不流經接地極線路，故障限流器在雙極故障下失去作用。而考慮到直流系統雙極平衡運行時，理論上流過接地極的電流值為0，可知引入接地極的故障限流器對直流系統的正常運行基本沒有影響，其抑制故障電流上升率的電感取值可更大，對于單極接地故障的故障限流效果更好。另一方面，對于直流架空輸電線路而言，發生接地故障的概率比極間短路故障高得多，加之正、負兩極輸電線路相隔甚遠，實際工程中可達到幾十米，進一步降低了雙極故障的可能性［20-21］。若發生極間短路故障，換流站一般閉鎖停運并斷開與交流系統的聯系，中斷功率輸送。當圖4中f3處發生故障時，由第2節的分析可知，下橋臂流過的故障電流上升快、幅值大，而接地極參與構成故障回路，安裝于接地極的故障限流器能有效抑制該故障下的故障電流。由上述分析可知，接地極線路引入限流器對大概率的單極故障和換流站閥側交流接地故障具有更好的限流效果，且基本不對正常運行時的直流輸電系統造成影響。

根據上述分析，故障限流設備集中安裝在接地極，安裝成本少、對絕大部分故障都有較好的限流效果，但故障限流器的安裝方式不能忽略故障概率低的故障類型，其應滿足所有類型故障下對電流上升率抑制的要求，因此本文推薦分散組合式安裝方式，即在正、負極母線出口和接地極線路均引入故障限流設備。設接地極母線出口限流設備的容量為a，直流母線出口限流設備容量為b，根據圖4 所示的故障回路可知：a應滿足閥側交流接地故障、換流器內部接地故障對電流上升率的要求，以防止過沖電流損壞換流站等一次設備；a+b應滿足單極故障對電流上升率的要求；b應滿足雙極故障對電流上升率的要求。雖然這種安裝方式增加了故障限流設備的安裝成本，提高了故障限流設備控制的協同性要求，但能滿足輸電系統對閥側交流接地故障和直流側故障電流上升率的要求。

3 新型故障限流器拓撲及其限流原理

理想的故障限流裝置應在系統穩定運行下，具有電流雙向流動、通態損耗低等特點，而直流側故障下，為了保證速動性，故障限流裝置一般完全由電力電子器件控制。由第2 節的分析可知，安裝于接地極處的故障限流裝置能兼顧抑制正、負單極故障下的電流上升率，有較好的經濟性，且對系統穩態運行影響小，但在單極故障下不可避免地會使中性點電壓偏移，造成健全極過電壓。鑒于上述分析，本文提出一種適用于一次回路及接地極線路的新型故障限流器，使健全極承受的過電壓在工程合理范圍內。新型故障限流器的拓撲如圖5所示，其主要由2條支路組成：支路1 為由n個IGBT 與二極管反并聯的電力電子器件組成的通流支路，LCS 表示電流轉移開關；支路2 由1 對反并聯的晶閘管Ta和Tb、限流電感Lf及由k個電容器組串聯等效的電容Ceq和避雷器（MOV）組成。

圖5 新型故障限流器拓撲示意圖Fig.5 Schematic diagram of novel fault current limiter topology

3.1 故障限流原理

大量文獻已針對故障限流器安裝于直流母線出口處進行了分析。因此本文結合第2 節的分析，將新型故障限流器安裝于接地極母線出口處，對其故障限流原理進行討論和分析。

新型故障限流器的工作模式分為正常模式、故障模式、解鎖模式，如表1所示。表中開關狀態1、0分別表示器件導通、關斷。

表1 新型故障限流器在不同運行模式下的開關狀態Table1 Switch status of novel fault current limiter under different operation modes

將圖5 所示的新型故障限流器安裝于接地極母線出口處，其在3 種運行模式下的示意圖如圖6 所示。圖中：ib、if分別為不平衡電流、故障電流。

圖6 新型故障限流器的3種運行模式示意圖Fig.6 Schematic diagram of novel fault current limiter under three operation modes

正常運行時，故障限流器處于正常模式，LCS 不動作，ib流過通流支路1，如圖6（a）所示。發生正極接地短路故障后，當流過LCS 的不平衡電流ib的幅值超過其臨界值時，故障限流器轉為故障模式，LCS閉鎖，與此同時，給Tb施加導通信號，Tb承受正向電壓將立即導通，電流轉移到故障限流支路上，如圖6（b）所示，限流電感Lf能有效抑制故障電流if的上升率，同時電容器組Ceq吸收直流回路中的能量，使得箝制點電位發生偏移，換流站出口對地電壓迅速減小，從而降低故障電流。當故障限流支路上的電壓增大到一定程度時，MOV 將導通以耗散故障回路的能量，避免故障限流支路過電壓。斷路器切除故障后，流過故障限流支路的電流將降為0，故障限流器轉為解鎖模式，如圖6（c）所示，LCS 解鎖恢復導通，將中性點電位箝制為0，以免造成健全極長時間過電壓。此時Tb因承受反向電壓而關斷，電容器組儲存的故障能量繼續通過MOV 損耗。由上述分析可知，故障限流支路能有效抑制回路故障電流的大小和上升率，降低斷路器兩端的電壓，減小斷路器吸收的能量，從而降低了對斷路器的要求，有利于斷路器的迅速動作。

3.2 帶故障限流器的閥側交流接地故障電流特性分析

為分析帶限流器的換流站閥側交流故障電流，以圖4 中f3處發生三相接地故障為例，帶故障限流器的簡化運算電路如附錄A 圖A6 所示。由于IGBT承受過流的能力有限，為了保證IGBT 不被燒毀，一般在故障電流大于IGBT 額定電流的2 倍時閉鎖。LCS 閉鎖電流Iblim的取值一般大于正常負荷電流的最大值，并保證有一定的裕度，可見Iblim不會太大，為了簡化分析，近似認為每相下橋臂的等效激勵與故障時刻相同。由圖A6 可得到a 相下橋臂為故障點提供的故障電流I′dcg，a(s)為：

同理可得b、c 相下橋臂為故障點提供的短路電流。

從式（17）、（18）中可看出，Lf值越大，Ceq值越小，對于故障電流的抑制效果越好，然而，一方面，過大的電感值或過小的電容值會導致過電壓的問題，從而危及支路上的半導體器件，也會給系統造成安全隱患；另一方面，冗余的設計造成了不必要的浪費，降低了經濟性。工程中對平波電抗器電感值的選取是通過逐步優化性能價格來確定最優參數的過程，平波電抗器的選取原則一般為：在滿足主要性能要求的前提下，希望平波電抗器電感越小越好。限流阻抗參數受直流電壓等級、網絡拓撲結構、系統調節速度、經濟效益等多方面約束，選取原則不盡相同。綜合上述分析，本文從抑制閥側交流接地故障與直流側故障下的電流上升率方面考慮，提出如下選取原則：在將故障電流上升率抑制到滿足直流斷路器切斷容量的條件下，Lf值盡量小、Ceq值盡量大。

4 仿真驗證

利用PSCAD／EMTDC 搭建如圖1（b）所示的±320 kV 雙端直流輸電系統仿真模型，其中MMC1、MMC2為定直流電壓和定交流電壓控制，MMC3、MMC4為定有功功率和定交流電壓控制。換流器采用半橋子模塊且參數一致，單個換流站主回路參數如附錄A 表A1 所示。直流故障電流上升快、幅值大，考慮故障限流器時，保護需要在1～3 ms 內出口動作［2］，目前性能較好的混合式DCCB的動作時間約為3～5 ms，可認為清除故障電流的極限時間為8 ms，因此要保證該時間段內故障電流小于換流站閉鎖值。結合模型參數，取直流線路電流iblk=12 kA 為換流站閉鎖電流。

4.1 換流站閥側交流接地故障特性分析

為驗證前文理論分析的正確性，取Lf=100 mH，Ceq=0.4 mF，對5 ms時刻發生MMC1閥側交流三相接地故障進行仿真，結果如附錄A 圖A7所示。由圖可見，僅依靠平波電抗器抑制故障電流時，MMC1下橋臂放電提供的閥側故障電流idcg上升速率快、幅值大，在接地極母線出口處引入限流器后，電流峰值為6 kA 左右，能有效地抑制換流站閥側交流接地故障所產生的沖擊電流，并有利于加快換流站閉鎖后故障電流衰減，縮短換流站重啟時間；故障電流的計算曲線與仿真曲線基本吻合，驗證了本文理論分析的正確性。

4.2 故障限流器不同安裝位置處的故障限流效果對比

1）故障限流器安裝于直流線路出口。

為了驗證本文故障限流器的效果，設故障發生在直流母線出口處，根據正常運行時的負荷電流設置Iblim=4 kA，MOV 動作電壓設置為100 kV。結合第4節的分析，分別選取2組參數進行對比：

1）Ceq=0.4 mF，Lf分別取為50、100、150 mH；

2）Lf=100 mH，Ceq分別取為0.2、0.4、0.6 mF。

將本文故障限流器安裝于直流母線出口處時，上述2 組參數下idc的仿真結果如附錄A 圖A8 所示。圖中，故障電流超過閉鎖值的部分用虛線表示。由圖可見，僅依靠平波電抗器抑制故障電流時，故障極電流在4 ms 時就達到了閉鎖值。由此可知，僅依靠平波電抗器來限制故障電流的上升率達不到理想的效果，尤其對于高電壓、大容量的輸電系統，其短路故障也更加嚴重，在直流斷路器技術受限的情況下，有必要采取有效可行的限流方法與斷路器相配合。當極線電流達到Iblim時，LCS 中的IGBT 閉鎖，故障電流轉移到限流支路上，隨著限流電感Lf的增大，故障電流的上升率越來越??；Ceq值越小，故障電流的峰值越小，其到達閉鎖值的時間越長?？梢姳疚牡墓收舷蘖餮b置能有效延長閉鎖時間，降低了對斷路器動作時間的要求。

2）故障限流器安裝于接地極母線出口。

正常運行時，通流支路電流近似為0，這說明Iblim設定值可以更小，設安裝于接地極母線出口處的故障限流器的Iblim=2 kA，有利于故障限流器的快速動作。將本文故障限流器安裝于直流母線出口處時，上述2組參數下idc的仿真結果如附錄A圖A9所示。比較圖A8、A9 可知，在故障限流器參數相同的情況下，2種安裝位置的故障限流仿真效果基本相同，這是因為在單極接地故障下，2 種安裝位置的故障限流器作用于相同的電流通路?？紤]到單極接地故障切除后，系統轉變為單極運行模式，相應地，此時接地極線路將流過單極運行模式下的負荷電流，此時安裝于接地極線路上的故障限流器與安裝在直流線路上的故障限流器的LCS閉鎖值應一致，即Iblim=4 kA。

在發生單極接地故障時，引入接地極線路上的故障限流器將導致中性點箝制電位偏移，不可避免地對健全極造成過電壓，但并不改變換流站出口與中性點的電壓差，即不改變橋臂電容電壓，而短時間的暫態過電壓并不會對健全極及其他一次設備造成危害。接地極母線出口處不同參數的故障限流器的暫態過電壓比較如附錄A 圖A10 所示。若確認故障切除后，故障限流器由故障模式轉變為解鎖模式，考慮斷路器的極限切除時間，假設該過程不超過20 ms，則從故障發生到恢復供電過程所造成的暫態過電壓不超過20 ms。從圖中可以看出，Ceq值越小，限流兩端電壓越高，對中性點箝制電位產生的偏移越大，因此故障極換流站出口對地電壓越低，可有效降低故障電流的峰值，并能有效維持故障極線路電壓，降低斷路器兩端的電壓，保護了斷路器中的電力電子器件，降低了斷路器對MOV設計參數的要求。

5 結論

本文分析了換流站閥側交流接地故障下，換流站側提供的故障電流分量，從供電可靠性和限流效果等方面，提出了一種換流站閥側交流接地故障電流快速抑制方案，通過分析和仿真得到如下結論：

1）接地極在高概率的架空線路單極故障和換流站閥側交流接地故障中參與了故障回路，且在正常運行時沒有電流流過，不會影響系統的正常運行，故提出將故障限流裝置安裝于接地極母線出口，從而有效抑制單極線路故障和閥側交流接地故障電流，降低對直流線路保護及換流站保護的要求；

2）提出了在正、負極母線出口和接地極母線出口均引入故障限流器的分散組合式安裝方式，實現了直流側各種短路故障及閥側交流接地故障下的最優限流效果；

3）在發生單極接地故障時，引入接地極線路上的限流器，會造成中性母線電壓和健全極存在短時過電壓，但不會造成電力電子器件過電壓，因此，針對此情況只需提高靠近換流站端線路的絕緣水平即可。

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