LCC-FHMMC混合直流输电系统阀侧故障特性及保护策略

2021-11-20陆书豪贾秀芳

电力自动化设备 2021年11期

陆书豪，贾秀芳

（华北电力大学新能源电力系统国家重点实验室，北京 102206）

0 引言

我国能源资源与负荷中心分布极不均衡，高压直流输电在远距离输电中的优势决定了其在我国具有广阔的应用前景［1］。送端采用电网换相换流器（LCC）、受端采用半桥与全桥混合型模块化多电平换流器（FHMMC）的LCC-FHMMC 混合直流输电系统具有以下优势：结合了传统直流输送容量大、电压水平高的特点；可实现柔性直流有功、无功解耦控制；无换相失败风险以及谐波水平低等。LCCFHMMC 混合直流输电系统是未来高压直流输电的重要发展方向之一［2-3］。我国正在建设的乌东德水电站送电广东广西特高压直流示范工程采用该种直流输电形式［4］。

目前，国内外已有学者对特高压多端混合直流输电系统的相关特性展开研究［5-6］。其中对于故障特性的研究主要集中于交、直流故障［7-8］，针对站内阀侧故障的研究涉及较少。文献［9］分析了半桥型双极柔性直流输电系统阀侧接地故障下的系统特性，并针对子模块过电压和直流偏置问题提出了相应的解决策略。文献［10］对换流变阀侧三相接地故障的故障电流成分进行详细研究并给出了其解析解。文献［11］分析了逆变站为LCC时的阀侧故障特性。此外，国外相关学者还对全桥型MMC 的阀侧故障特性进行了研究［12-13］，并提出了相应的故障隔离策略，如文献［12］提出采用双向晶闸管旁路支路对阀侧故障进行隔离。然而，在具有高、低端阀组结构的FHMMC 中，其阀侧故障具有不同的特性，同时现有文献提出的故障隔离策略仍有优化的空间。

针对上述研究现状，本文对LCC-FHMMC 混合直流输电系统的特殊结构开展阀侧接地故障研究，分别从交流电源贡献、直流电源贡献以及高低端阀组差异3 个方面对子模块过电压机理进行分析，并提出一种基于选相型晶闸管旁路支路的故障隔离策略。最后，在PSCAD／EMTDC 仿真平台搭建了相关模型，通过相关仿真波形验证了本文所提策略的有效性。

1 换流变阀侧单相接地故障子模块过电压机理分析

1.1 交流侧电源对子模块过电压的影响

在分析交流电源对子模块过电压的影响之前，首先对故障前、后换流变阀侧电压变化进行分析。特高压直流输电系统中FHMMC 拓扑结构如图1 所示。图中，R0和L0分别为桥臂等效电阻和电感，高、低端阀组取值相同；Udch和Udcl分别为换流变高、低端阀组的直流电压；HBSMi（i=1，2，…，m）、FBSMj（j=1，2，…，n）分别为半桥型子模块和全桥型子模块，N=m+n为子模块总数。由基尔霍夫电流定律可得换流变高、低端阀组交流电压uxh和uxl（x=a，b，c）分别为：

图1 FBMMC拓扑结构Fig.1 Topology structure of FBMMC

式中：ixh和ixl分别为换流变高、低端阀组交流电流；upxh、unxh和upxl、unxl分别为高端阀组和低端阀组上、下桥臂电压。根据式（1）易得稳态运行时高、低端阀组交流电压均存在直流偏置量，其值分别为600、200 kV。

不同于换流变网侧故障，阀侧交流母线与换流器直接相连，故障时对阀组的危害比网侧故障更加严重，并且换流变阀侧故障多为永久故障［14］。因此，换流变阀侧发生接地故障时，保护系统应迅速完成故障识别并闭锁阀组隔离故障。阀组闭锁后，桥臂电容将直流系统与交流系统隔离，阀侧电压的直流偏置量消失。由于换流变阀侧绕组不接地，故障阀组故障相电压为0，非故障相电压升至线电压；非故障阀组交流电压仍保持三相对称，其只含交流分量，幅值为相电压幅值。附录A图A1、A2分别为高端阀组a 相故障前、后换流变阀侧电压波形，由图可知仿真结果与理论分析一致。

阀组闭锁后故障阀组非故障相电压有效值Uf为：

式中：M为系统调制比；μ为直流电压利用率；Udc为阀组直流侧电压。根据直流电压利用率和调制比的定义，可得：

下面分析交流电源对子模块过电压的影响。阀组闭锁后假设交流电源对桥臂电容充电，上、下桥臂放电回路分别为图1 所示虚线①、②。以b 相为例，根据放电通路可得上桥臂等效方程为：

1.2 直流侧电源对子模块过电压的影响

当故障站闭锁后，由于通信或保护系统响应延时，远端非故障站无法立即执行相应的保护策略，而继续向故障点馈入有功，加之直流线路在故障前储存的有功，相当于直流电源对子模块电容充电。

假设在故障发生后的Δt时间内，直流系统向故障阀组馈入的有功功率为P，那么电容电压的变化量ΔUC满足：

由于ΔUC≪Udc，忽略式（9）所示二阶分量的影响，可得：

由式（10）可知，直流侧传输功率越大，传输时间越长，则子模块过电压现象越严重。下面对子模块电容电压最大值进行推导。

以高端阀组a 相故障为例，当阀组闭锁后，直流电源充电通路如图1 中虚线③所示。当直流电压大于交流电压时，全桥子模块的二极管FD1、FD4以及半桥子模块的二极管HD1导通，直流侧电源向子模块电容充电。并且该充电过程具有阶段性，即同一时刻直流电源只对交流侧瞬时电压最低相充电，直到子模块电容电压之和等于直流和交流侧之间的电压差时充电结束。因此电容电压的最大值UC_max为：

式中：max|u′f|为故障后交流电压峰值，其表达式如式（12）所示。

根据调制比定义：

式中：Uac为换流变阀侧交流相电压有效值。

结合式（11）—（13），可得电容电压最大值为：

由式（14）可知，子模块电容电压的最大值与系统的调制比有关。在正常工况下，取M=0.9，则故障发生后电容电压最大近似为1.8 p.u.，该值将对桥臂电容造成严重危害。

1.3 不同阀组故障对子模块过电压的影响

由于前文已对高端阀组接地故障进行较为详细的讨论，本节将主要对低端阀组故障特性进行分析。

假设低端阀组发生c 相接地故障，同理低端阀组直流电压偏置量消失，交流电压最低相上桥臂子模块电容将被充电。假设某时刻b 相电压最低，那么低端阀组b 相上桥臂电容将被充电。对于高端阀组而言，由于前文已知当调制比小于临界值时，交流侧电源不对过电压提供贡献，此时相当于高端阀组b 相下桥臂电压unbh增大，即高端阀组交流侧电压ubh受低端阀组桥臂电压箝位限制而降低，直流侧有功经b 相上桥臂流向c 相下桥臂，再经低端阀组的b 相上桥臂馈入故障点，相应的充电回路如图2所示。

图2 低端阀组接地故障示意图Fig.2 Schematic diagram of low-side valve under grounding fault

因此，若低端阀组发生单相接地故障，相应的电容最大值U′C_max为：

根据式（15），低端阀组接地故障下，子模块过电压最大值约为1.3 p.u.。

综上所述，不同阀组发生接地故障时，子模块充电回路和过电压限值有所差别。对于低端阀组故障，其过电压幅值在安全范围内，正常的保护逻辑不会对电容产生危害；而对于高端阀组故障，正常闭锁无法保护子模块电容，需研究额外的保护方法。

2 阀侧接地故障保护策略

如前文所述，当故障站闭锁后，直流系统会在数十毫秒内向故障站馈入大量有功，导致故障阀组子模块过压。在半桥型MMC 中，直流断路器能够在阀侧故障时迅速对该部分功率进行隔离，然而在FHMMC 中，通常直流侧只安装机械开关，不具备开断大电流的能力。因此，需研究相应的保护策略耗散该部分功率，保护阀组子模块电容。在提出本文保护策略前，首先对不同送端换流站类型产生有功盈余功率的机理进行分析。

2.1 LCC盈余有功产生机理及抑制策略

在LCC-FHMMC 混合直流输电系统中，送端LCC 正负极均由2 个双十二脉动换流器串联而成的高、低端阀组构成，系统稳态运行时采用定直流电流控制模式，整流侧直流出口电压Udcr满足：

式中：U1为空载线电压有效值；Xr为等值换相电抗；Id为直流侧电流；α为触发角；kc为LCC 每极的六脉动换流器个数，本文取4。

根据式（16）可得故障下的等效电路如附录A 图A3所示。根据图A3，当MMC发生阀侧接地故障时，桥臂电容放电导致直流端口电压Udci降低，从而LCC、MMC 间直流电压降增大，直流电流增大，更多的有功将馈入故障站。因此，结合LCC 的运行特性，LCC应在收到故障信号或本站响应保护动作后迅速移相，转为逆变运行状态，一方面避免向故障站继续馈入有功，另一方面能够辅助耗散直流线路储存的有功。

2.2 MMC盈余有功产生机理及抑制策略

当故障站因阀侧故障闭锁后，本站电容由放电转为充电，一方面有利于限制本站故障电流，另一方面导致非故障换流器子模块电容放电回路阻抗增大。此外根据式（11），快速降低直流电压可减小子模块过压，因此利用FHMMC 的特性，非故障MMC可在检测故障发生后迅速将直流电压控制至0，从而减少馈入故障站的有功。

2.3 选相型单向晶闸管旁路支路

由于通信系统及控制环节的延时，上述站间配合策略无法有效抑制子模块电容过电压，需研究额外的隔离方法。文献［16］提出在直流端口加装泄能装置的策略，但其需要大量全控型器件（IGBT），且仍存在子模块过压风险。文献［13］提出一种双向晶闸管旁路支路的故障隔离策略，但其导通时将产生严重的三相短路电流，且支路所用器件较多并未实现最大经济效益。基于上述研究，本文提出一种选相型单向晶闸管旁路支路。当保护系统检测故障发生时，迅速闭锁故障换流阀，并通过相应逻辑判别故障相触发该相旁路晶闸管导通，对应的桥臂电容被旁路，直流功率经旁路支路最终馈入接地点，完成功率耗散。值得说明的是，通过前文分析可知对于高、低端阀组结构的MMC，仅需在图2 所示高端阀组上桥臂加装该支路。

下面对该支路的具体判别逻辑进行说明。仍以高端阀组a 相接地故障为例，根据图3（a）所示的故障电流通路，a 相交流母线两端电流发生显著差异，可据此完成故障相判别，具体可表示为：

式中：Ivcx和Ivtx分别为三相交流母线阀侧和换流变阀侧套管电流测点的测量值。关于整定值ΔIset的选取，由于稳态下两端电流一致，整定值应大于0，同时又要保证故障时的准确快速选相，本文取整定值为稳态时交流相电流峰值的10%，实际工程中还需要综合考虑更多的因素。

为防止稳态运行时由于测点异常导致旁路支路误导通，选相逻辑需与故障信号进行配合：当高端阀组选相模块发出异常信号的10 ms内，若控制系统收到故障信号，则闭锁高、低端阀组，并触发对应相的晶闸管旁路支路导通；当低端阀组选相模块发出异常信号的10 ms 内，若控制系统收到故障信号，则仅闭锁高、低端阀组。上述功能具体如图3（b）所示。

图3 选相型晶闸管旁路支路判别逻辑图Fig.3 Discrimination logic diagram of phase selection thyristor bypass branch

2.4 整体保护策略设计

综上所述，在特高压三端混合直流输电系统发生单相接地故障时，本站保护系统执行闭锁阀组逻辑，同时向远端站发出故障信号，远端站接收到故障信号后，执行相应的出口逻辑，系统的保护策略见图4。

图4 受端阀侧单相接地故障保护策略示意图Fig.4 Schematic diagram of protection strategy for single-phase grounding fault on valve side of receiving converter

3 仿真验证

3.1 特高压三端混合直流输电工程仿真模型

本文在PSCAD／EMTDC 环境中搭建了特高压混合三端直流输电工程的仿真模型，如附录B 图B1所示，送端为额定功率为8 000 MW 的LCC，受端均为MMC，MMC2的额定功率为3 000 MW，MMC3的额定功率为5 000 MW，换流站之间经架空线连接，线路采用依频模型。仿真模型的具体参数如附录B 表B1所示。

3.2 高、低端阀组接地故障特性分析

图5 为不额外加装耗能装置，仅依靠各站保护动作下，MMC2正极高端阀组发生a 相接地故障，高端阀组上桥臂电压平均值Uavg_pxh的仿真波形，故障发生时刻为0.2 s。故障前后阀组直流电压如附录C图C1所示。由图5及图C1可知，在故障阀组闭锁后，上桥臂子模块电容仍持续被充电，其中最严重相（c相）电容电压将升至理论计算值3.89 kV（1.85 p.u.）附近，仿真结果略大于理论最大值的原因是实际调制比大于0.9 且直流电压在阀组闭锁后将有一定的上升。故障前后高端阀组的交流电压波形见附录C图C2，故障前后非故障站直流电流idc波形见附录C图C3、C4。故障发生后阀侧交流电压直流偏置量消失，交流侧开始出现负电压，幅值为线电压有效值的倍。非故障站在收到故障信号后通过控制清除故障电流需要一定的时间。由仿真波形可知，在LCC-FHMMC 混合直流输电系统中，仅依靠保护策略无法保证受端阀组在发生高端阀组单相接地故障时子模块电容设备的安全。

图5 高端阀组接地故障特性Fig.5 Characteristics of grounding fault on high-side valve

图6 为低端阀组发生c 相接地故障时的高端阀组上桥臂平均值Uavg_pxh、高端阀组下桥臂平均值Uavg_nxh和低端阀组上桥臂平均值Uavg_pxl的波形图。由图可知，低端阀组故障时，子模块电压最大值可达2.66 kV（1.26 p.u.），略低于理论计算的子模块电压最大值，其原因是直流侧有功已经耗散完成。对比图6 中Uavg_pxh和Uavg_pxl的波形可看出，高、低端阀组上桥臂电容充电趋势几乎相同，即低端阀组故障时，直流侧有功将同时对高、低端阀组的交流电压最低相上桥臂电容充电，仿真波形验证了本文理论分析的正确性。

图6 低端阀组接地故障特性Fig.6 Characteristics of grounding fault on low-side valve

综上所述，在由高、低端阀组串联而成的FHMMC中，发生低端阀组换流变阀侧接地故障，子模块不面临过压风险，只需保护系统正常动作即可完成故障隔离。

3.3 保护策略有效性验证

3.3.1 有效性验证

图7 为采用本文选相型单向晶闸管旁路支路的保护策略时的仿真波形。由图7 上图可知，阀组闭锁后，系统判别a相故障，触发a相晶闸管导通，桥臂子模块被旁路，从而避免了过电压风险。由图7 下图可知，旁路支路能够加速直流电压箝位过程，使得直流电压更快速达到过零点，相比无耗能支路策略达到过零点的时间提前约10 ms。

图7 采用相应保护策略下的故障特性Fig.7 Fault characteristics under protection strategies

此外，采用本文所提保护策略时故障工况下流过上桥臂的电流iarm波形见附录C 图C5。为了验证本文所提策略的有效性，搭建了文献［12］中提及的双向晶闸管旁路支路模型，故障前后正、反向旁路支路上桥臂电流iparm、inarm波形分别见附录C 图C6、C7。由图可知，iarm较文献［12］中iparm、inarm均有所降低，从而降低了对设备选型的要求。

3.3.2 分析过渡电阻影响

考虑到过渡电阻箝制故障点电位的影响，可能导致晶闸管旁路支路提前关断，在220 kV 交流系统接地故障下最大过渡电阻为100 Ω［10］，经仿真验证，当过渡电阻分别为0、10、50、100 Ω 时，子模块电容电压最大相平均值分别为2.20、2.21、2.23、2.23 kV，因此所提策略在不同过渡电阻值下均能有效抑制过压。

3.3.3 方案对比

将所提方案与文献［12］中提及的双向晶闸管旁路支路模型方案进行对比。采用双向晶闸管旁路支路模型后所得故障前后正、反向旁路支路电流iparm、inarm以及高端阀组上桥臂子模块电压平均值Uavg_pxh仿真波形分别见附录C 图C6—C8。采用该方法后触发晶闸管导通，系统处于三相短路状态，其中最严重相支路的晶闸管需较长时间承受约15 kA 的故障电流，相较于本文策略提升了近1 倍的电气应力。此外，电压等级相同时，本文所提策略使用的晶闸管数为文献［12］所提方案的1/2，具有一定的经济性。