宋國兵，冉孟兵，靳幸福，齊 倩，劉 甜，萬 青

（1.西安交通大學電氣工程學院，陜西 西安 710049；2.國網重慶市電力公司江北供電分公司，重慶 401147；3.國網安徽省電力公司經濟技術研究院，安徽 合肥 230022）

0 引言

電壓源換流器型直流輸電技術（Voltage Source Converter HVDC，VSC-HVDC）是一種以電壓源換流器、可控關斷裝置和脈寬調制技術為基礎的新型的直流輸電技術，克服了傳統(tǒng)的電流源換流器型直流輸電技術（Current Source Converter HVDC，CSC-HVDC）的部分缺陷（如易發(fā)生換相失敗、需要大量的濾波和無功補償裝置、換流站占地面積大、投資大等），在可再生能源并網、分布式電源接入、偏遠孤立地區(qū)供電、城市電網增容與直流供電等領域有廣闊的應用前景[1-3]。

現有針對VSC-HVDC 的研究比較多，但主要集中在其控制策略和保護策略的研究[4-9]。目前，VSC-HVDC 工程中現采用的保護僅借鑒CSC-HVDC的保護策略，以行波保護作為主保護，電流差動保護作為后備保護，而未考慮到VSC-HVDC 自身的特點[10-11]。近年來，國內外陸續(xù)出現對于VSC-HVDC的繼電保護原理的研究報道。

文獻[12]分析了輸電線路的固有頻率特性，提出一種直流輸電線路縱聯頻率保護。區(qū)外故障時，直流線路固有頻率主頻與線路全長相關；區(qū)內故障時，固有頻率主頻與故障線路長度相關，非中點故障時兩端得到的頻率差為一很大值。據此形成保護原理。文獻[13]提出一種基于頻變參數電纜線路的電流差動保護新原理。提出一種計算沿線電流分布的新方法，由兩端電氣量分別計算線路中點電流，并由此構造差動判據。文獻[14]基于模型識別思想，提出一種VSC-HVDC 直流輸電線路方向元件，通過模型的模型誤差、識別的電感值和電容值與實際值的差異構成方向判據。文獻[15]分析了直流輸電線路故障電流特征，提出一種利用電流突變量極性的VSC-HVDC 縱聯保護。文獻[12-15]提出的方法需要兩端電氣量，不具有快速性。文獻[16]針對高壓直流輸電線路，提出一種僅利用單端電流實現直流輸電線路全線速動的保護原理，該原理采用線路極電流，靈敏度不高，同時需要數字濾波，降低了可靠性?？梢钥闯?，現有的研究原理存在著靈敏度不高、需要兩端電氣量配合、數據需經過復雜的數字處理等問題，從而導致了直流輸電線路保護的可靠性不高。因此，研究適用于VSC-HVDC 直流輸電線路的簡單可靠的繼電保護原理十分重要。

本文在分析三相兩電平VSC-HVDC 直流輸電系統(tǒng)結構特性和零模網絡的基礎上，提出了一種僅利用單端電流量的直流輸電線路保護原理。該原理能可靠識別直流線路單極故障，算法簡單、靈敏度高。

1 VSC-HVDC 結構特征及零模網絡

1.1 VSC-HVDC 系統(tǒng)結構

圖1為VSC-HVDC 系統(tǒng)的原理圖。

圖1 VSC-HVDC 輸電系統(tǒng)Fig.1 VSC-HVDC transmission system

圖中K 側為整流側，M 側為逆變側。系統(tǒng)兩側換流站均采用VSC 結構，它由換流站、換流變壓器、換流電抗器、交流濾波器、直流側電容器和直流電纜等部分組成。uKp、uKn為K 端所測的正、負極電壓；iKp、iKn為K 端所測的正、負極電流；uMp、uMn為M 端所測的正、負極電壓；iMp、iMn為M端所測的正、負極電流。

1.2 VSC-HVDC 系統(tǒng)零模網絡

文獻[17]構造了一種適用于直流輸電線路的相模解耦矩陣為

式中：xp、xn為直流線路正、負極電氣量；x1、為對應的模量。

根據式(1)，零模電流可定義為

式中，ip、in分別為正極、負極電流。

由零模電流的定義可知，直流系統(tǒng)的零模電流和交流系統(tǒng)的零序電流具有類似的性質，零模電流在正負極的流通方向相同，必須經過接地點形成回路。直流系統(tǒng)零模網絡的結構和變壓器的接線方式、中性點的接地方式以及直流系統(tǒng)的接地點位置有關。

柔性直流輸電系統(tǒng)中一端換流站如圖2所示。變壓器通常會選擇Y0/Y 或者Y0/Δ接法，靠近交流系統(tǒng)側繞組多采用Y0 接法，靠近換流器側多采用Y 或者Δ接法，起到隔斷零序分量在換流器與交流系統(tǒng)之間傳遞通路的作用[18]。

圖2 VSC-HVDC 系統(tǒng)的主變壓器接線方式Fig.2 Connection type of main transformer in VSC-HVDC system

由文獻[1]可知，換流站主要由換流器及其控制系統(tǒng)組成，換流器沒有接地支路，控制系統(tǒng)只控制器件關斷。因此換流站在零模網絡里表現為阻抗。

根據以上分析得到VSC-HVDC 系統(tǒng)的零模網絡如圖3。

圖3 VSC-HVDC系統(tǒng)零模網絡Fig.3 Zero-mode network of VSC-HVDC system

圖中，各參數以直流系統(tǒng)為基準計算。Zst、ZRL分別為送端、受端換流器零模阻抗；ZSI、ZS2分別為送端、受端交流系統(tǒng)等效零模阻抗；zT11、zTI2、zr2l、ZT22為換流變壓器等效零模阻抗。

2 故障分析

2.1 交流線路故障分析

以逆變側（M端）交流線路故障為例，圖4給出其零模網絡。

圖4 交流線路故障零模網絡Fig.4 Zero-mode network when an AC line fault occurs

從圖4nj以看出，零模網絡里直流系統(tǒng)和交流系統(tǒng)是分離的，交流線路故障時，故障電流只會在交流系統(tǒng)里流通，直流線路沒有零模電流。

2.2 直流線路單極故障分析

直流線路正極金屬接地后的物理過程如F:故障瞬間，故障點電壓降為零.由于電容的電壓支撐特性，負極（非故障極）與之對應的電保持不變;故障暫態(tài)過程中，首端極線路電壓下降，正極電容幵始放電，由于柔性直流輸電一端釆用直流電壓控制，為了保持正負極相對電壓不變的趨勢，負極電壓絕對值逐漸增大，負極電容幵始充電；故障穩(wěn)定后，正扱線路電壓為零，正極電容電荷基本放完，負極線路電壓為兩倍的額定值。

圖5給出了直流線路故障時的零模網絡。

圖5 直流線路故障的零模網絡Fig.5 Zero-mode network when a DC line fault occurs

從前面的分析可知，正極接地故障發(fā)生后，故障點正、負極電壓分別為

結合式(I)和式(3)，正極故障時，故障點處的零模電壓為

結合圖5和式(4)可知，直流線路正極故障后，零模電IR源始終存在于直流網絡里，保護安裝處有零模電流流過。

類似的，負極故障后的物理過程與正極故障相反。

直流線路負極接地故障后，故障點處的正、負極電壓分別為

結合式(1)和式(5)可知，負極故障時故障點處的等效零模電壓源為

觀察圖5并結合式(6)，直流線路負極故障時，零模電壓源始終為正，保護安裝處的零模電流不為零。

因此根據保護安裝處的零模電流的幅值即町判別出單極故障。

2.3 直流線路極間故障分析

直流線路發(fā)生極間故障時，故障點處的1丨:極電壓下降，負極電壓上升，止：負極電壓的變化始終對稱，結合式⑴可知，故障點處的零模電壓始終為零。因此，極間故障時，直流線路上測到的零模電流兒乎為零。

根據以上分析可得出結論：交流線路故障時，直流線路的零模電流幾乎為零；直流線路單極故障時，零模電流不為零，并且幅值可觀；直流線路極間故障時，零模電流幾乎為零。利用此特征可以提出保護判據，判別直流線路單極故障。

3 保護判據及整定

3.1 保護判據

由上一節(jié)的分析可知，利用零模電流可以實現直流輸電線路單極故障的識別。零模電流的il?算，可釆用從一段數據獲得的零模電流積分的方法，積分數據窗長度任意取，建議取為5 ms。

在獲得零模電流的基礎上，可由如下判據實現直流輸電線路單極故障的識別，如式（7）。

式中：N為5 ms 內的采樣點個數；iKpk、iKnk分別為K 端正、負極電流采樣值；I0set為設定門檻值。

式(7)滿足時，表示直流線路發(fā)生單極故障。

3.2 門檻電流整定

門檻電流的整定應躲過正常工作情況下的最大不平衡電流和區(qū)外故障時可能出現的最大不平衡電流。正常工作情況下的不平衡電流主要取決于電流互感器的傳變誤差，按0.1In整定，In為額定直流電流；區(qū)外故障情況下的不平衡電流主要由直流電容參數不一致決定，按0.1CdU/dt整定，C為額定直流電容，dU/dt為區(qū)外故障情況下直流電容電壓可能出現的最大變化率，根據仿真獲得。綜上兩點，門檻電流按式（8）整定。

4 相關問題討論

4.1 零模電流的提取及互感器的影響

上一節(jié)的判據給出了一種零模電流的提取方法，即以正負極電流的代數和乘以系數作為零模電流。實際上由圖3VSC 系統(tǒng)的零模網絡可以看出，直流線路的零模電流與直流電容的零模電流為同一量，因此結合零模電流的定義，實際中也可用并聯電容對地支路電流（圖1中K 側電容支路流入大地的電流，其值與正負極并聯電容電流之和相等）乘以系數作為零模電流。

由圖1可以看出，正常運行狀態(tài)下，K 側并聯電容對地支路電流非常小，單極故障后其值變化明顯，因此利用電容對地支路電流提取零模電流具有更高的靈敏度，能夠降低互感器飽和的影響。

另外，利用對地支路電流提取零模電流不再需要分別測量正負極電流，有效避免了正負極電流互感器參數不一致造成的誤差影響。

4.2 原理適用范圍

本文提出原理的保護范圍為整流側換流變壓器到逆變側換流變壓器之間，除了直流輸電線路外還包括兩端換流站。鑒于直流斷路技術一直是電力工程領域的研究難題，現有的直流工程大都利用換流站控制或斷開交流線路來切除直流線路故障[19]。并且VSC-HVDC 主要采用電纜輸電，電纜線路故障都是永久性故障，不需要重合閘。因此，本文提出的原理具有實際應用價值。

另外，雙極直流輸電線路在實際運行中，大部分故障為單極故障，解決輸電系統(tǒng)對單極故障的識別問題具有重要意義。

5 仿真驗證與分析

仿真采用在PSCAD 上搭建的雙閉環(huán)串級PI 控制[20]VSC-HVDC 輸電系統(tǒng)仿真模型，模型原理圖如圖1所示。額定電壓為±60 kV，系統(tǒng)容量為60 MW。本文仿真中采用電纜線路，線路長度為300 km。正極和負極的并聯大電容取為1 000 μF。系統(tǒng)在0 s時開始啟動，在2 s 時發(fā)生故障，故障持續(xù)時間為0.05 s。采樣頻率為1 kHz，I0set按額定直流電容的0.1 倍選取，取為50 A。仿真中的零模電流按式（7）計算，數據窗長取5 ms。

5.1 交流線路故障仿真結果

圖6給出了K 側區(qū)外交流A 相金屬接地故障時，K 側保護處得到的極電流和零模電流。圖中顯示的為1.5 ～2.5 s 的數據，故障發(fā)生在500 采樣點處，圖7～圖9類似。

圖6 K 側交流A 相金屬接地故障時K 側保護動作特性Fig.6 Result of protection operation when an A phase metal ground fault occurs at K side

由圖6可以看出，K 側區(qū)外交流A 相金屬接地故障時，雖然極電流有很大程度的變化，但正負極電流的變化方向相反，零模電流幾乎為零，小于整定的門檻值，單極故障保護判據不滿足。

表1給出了K 側發(fā)生各種類型的區(qū)外交流故障時，K 側保護的動作情況。

表2給出了M 側發(fā)生各種類型的區(qū)外交流故障時，K 側保護的動作情況。

表1和表2表明，K 側和M 側區(qū)外發(fā)生各類故障時，零模電流基本為零，遠遠小于整定的門檻值，保護均可靠不動作。對于區(qū)外交流線路的故障，本原理不會誤動。

表1 VSC-HVDC 線路K 側區(qū)外故障保護動作情況Table 1 Result of protection operation when different types of AC line fault occur at K side

表2 VSC-HVDC 線路M 側區(qū)外故障保護動作情況Table 2 Result of protection operation when different types of AC line fault occur at M side

5.2 直流線路單極故障仿真結果

圖7給出了距K 側150 km 處發(fā)生正極金屬性接地故障時，K 側保護處得到的極電流和零模電流幅值。

圖7 距K 側150 km 處發(fā)生正極金屬性接地故障時K 側保護動作特性Fig.7 Result of protection operation when a positive metal ground fault occurs 150 km away from K side

由圖7可知，距K 側150 km 處正極金屬性接地時，正、負極電流均正向突變，零模電流急劇增大，遠遠高于門檻值，從而保護判定為單極故障。

圖8給出了距K 側150 km 處發(fā)生負極金屬性接地故障時，K 側保護處得到的極電流和零模電流幅值。

由圖8可知，距K 側150 km 處負極金屬性接地時，正、負極電流均負向突變，零模電流幅值遠大于門檻值，從而保護判定為單極故障。

圖8 距K 側150 km 處發(fā)生負極金屬性接地故障時K 側保護動作特性Fig.8 Result of protection operation when a negative metal ground fault occurs 150 km away from K side

表3給出了直流線路不同位置發(fā)生正極金屬性接地故障時，K 側保護的動作情況。

由表3可看出，直流線路任一點發(fā)生正極金屬性故障，保護都能作出正確的判斷，正確動作，實現故障切除。

表3 VSC-HVDC 直流線路不同位置正極金屬接地故障保護動作情況Table 3 Result of protection operation when positive fault occurs at different distance

表4給出了區(qū)內150 km 處正極經不同過渡電阻接地故障時，K 側保護的動作情況。

表4 VSC-HVDC 直流線路150 km 處正極經不同過渡電阻接地保護動作情況Table 4 Result of protection operation when positive fault occurs with different transition resistance 150 km away from K side

表4表明，對于單極線路高阻接地故障，本保護原理仍然能準確識別并動作。

5.3 直流線路極間故障仿真結果

圖9給出了距K 側150 km 處發(fā)生極間金屬性故障時，K 側保護安裝處的極電流和零模電流幅值。

從圖9可看到，直流線路發(fā)生極間故障時，與區(qū)外交流線路故障類似，正負極電流對稱變化，零模電流幾乎為零，保護不動作。

圖9 距K 側150 km 處發(fā)生極間金屬性接地故障時K 側保護動作特性Fig.9 Result of protection operation when a bipolar fault occurs 150 km away from K side

大量仿真結果表明：直流線路單極故障時，零模電流變化非常明顯，繼電保護能在很短的時間內可靠動作；對于各種類型的交流線路故障以及直流線路極間故障，零模電流幾乎為零，保護可靠不動作。

仿真結果驗證了本保護原理能夠靈敏、快速地動作直流線路單極接地故障，并且?guī)缀醪皇苓^渡電阻影響。

6 結論

本文在分析三相兩電平VSC-HVDC 的結構特性和零模網絡的基礎上，提出了一種適用于VSC-HVDC 的單端電氣量保護。具有以下特點：

（1）該原理僅利用一端的電流即可識別區(qū)內單極故障，具有高耐過渡電阻能力，且能夠快速可靠動作。

（2）該算法在時域進行，對采樣率要求低，算法簡單，計算量小，減少數據處理時間，進一步提高保護動作速度。

（3）本原理的保護范圍是兩端換流變壓器之間的范圍，主要保護范圍為直流輸電線路。

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