萬德春，孟 剛，李煉煉，馮 滿，鄧 慰，秦澔澔

（1.南瑞集團公司 （國網(wǎng)電力科學(xué)研究院），南京210003；2.國網(wǎng)電力科學(xué)研究院武漢南瑞有限責(zé)任公司，武漢430074）

柔性直流輸電工程金屬回流電纜橋臂電抗器閥側(cè)接地故障的研究

萬德春1，孟 剛2，李煉煉2，馮 滿2，鄧 慰2，秦澔澔2

（1.南瑞集團公司 （國網(wǎng)電力科學(xué)研究院），南京210003；2.國網(wǎng)電力科學(xué)研究院武漢南瑞有限責(zé)任公司，武漢430074）

國內(nèi)關(guān)于柔性直流工程的過壓保護以及絕緣配合研究較少。依托廈門雙極柔性直流輸電工程，重點研究了金屬回流電纜橋臂電抗器閥側(cè)接地故障的暫態(tài)特性。通過PSCAD軟件，搭建了中性母線設(shè)備的過電壓仿真模型，計算了其快波前過電壓。采用IGBT晶閘管過電流保護和CBN避雷器過電壓保護策略，提出了有效的優(yōu)化布置方案。結(jié)果表明：中性母線設(shè)備內(nèi)絕緣過電壓安全裕度配合系數(shù)宜取值1.15；中性母線設(shè)備雷電沖擊耐受電壓宜參照交流66 kV或者35 kV的設(shè)備。絕緣配合方案可為中性母線關(guān)鍵設(shè)備的選型、試驗提供重要依據(jù)。

柔性直流；快波前過電壓；絕緣柵雙極型晶體管；避雷器；絕緣配合

0 引言

風(fēng)能是一種清潔可再生能源，內(nèi)蒙古、甘肅以及沿海地區(qū)風(fēng)力資源豐富。伴隨風(fēng)電場技術(shù)的發(fā)展，風(fēng)力發(fā)電已成為解決人類能源需求的新途徑。而風(fēng)能作為一種新的可再生能源，同時為柔性直流輸電工程發(fā)展提供了能源基礎(chǔ)。隨著模塊化電平換流器技術(shù)（MMC）的發(fā)展，國內(nèi)已有多條柔性直流輸電工程投入運行[1-5]。2010年，利用風(fēng)力發(fā)電，上海南匯風(fēng)電場柔性直流示范工程投入運行，系國內(nèi)首個柔性直流輸電工程。2014年，±200 kV舟山多端柔性直流輸電工程完成調(diào)試，順利進入投運階段。該工程基于多端直流輸電技術(shù)，將分布在不同地區(qū)的風(fēng)電場進行聯(lián)網(wǎng)，運行方式更加靈活、便捷。

國內(nèi)柔性直流輸電工程起步較晚，發(fā)展歷史較短，相關(guān)研究主要集中在柔性直流工程的控制器設(shè)計、冗余保護[6-12]，MMC建模仿真及其調(diào)制策略[13-16]：MMC-HVDC（多電平高壓直流工程）可實現(xiàn)在較低開關(guān)頻率下輸出較優(yōu)的波形質(zhì)量，同時損耗較??；柔性直流工程可以同時控制有功功率和無功功率控制，有效地吸收或者補償功率。柔性直流工程的暫態(tài)特性和絕緣配合研究相對較少，而過電壓故障會導(dǎo)致嚴重的停電事故，因此其暫態(tài)特性及絕緣配合的研究尤其重要。

為此，筆者依托廈門柔性直流輸電工程，通過PSCAD軟件對金屬回流電纜建立了橋臂電抗器閥側(cè)接地故障分析模型，計算了中性母線上設(shè)備的快波前過電壓，并分析了IGBT和避雷器的過壓保護策略[17-19]，最終根據(jù)選取的絕緣裕度以及快波過電壓水平確定了中性母線設(shè)備的耐受電壓水平。

1 金屬回流電纜參數(shù)介紹

廈門柔性直流輸電工程容量1 000 MW，電壓等級±320 kV。其中，金屬回流電纜的額定電壓為35 kV，額定電流 1 600 A，截面800 mm2，長度 10.7 km，電纜芯線對護套額定雷電沖擊耐受電壓為200 kV，其截面圖尺寸見圖1。

2 金屬回流電纜過電壓研究

2.1 橋臂電抗器閥側(cè)接地故障

金屬回流電纜接地故障主要表現(xiàn)為橋臂電抗器閥側(cè)接地故障，下橋臂電抗器閥側(cè)設(shè)備穿墻套管X1、避雷器F2和電流互感器Id5中任何元件發(fā)生內(nèi)、外絕緣對地閃絡(luò)故障，相當(dāng)于將故障相橋臂中投入運行的MMC子模塊的電容電壓倒置過來，加在中性線不接地的中性母線設(shè)備和低電壓等級金屬回流電纜上，設(shè)備連接見圖2。

圖2 中性母線上設(shè)備連接圖Fig.2 Connection diagram of devices at the neutral bus

在接地故障起始時刻，串聯(lián)連接的MMC子模塊的電容電壓不能突變，理論上故障橋臂底部將躍變到橋臂電壓，然后通過MMC子模塊導(dǎo)通的IGBT和中性母線向中性線母線設(shè)備以及金屬回流電纜放電。由于故障橋臂底部到金屬回流電纜的電纜終端距離以及到另外非故障兩相橋臂底部的連接母線長度較短，電抗很小，放電電流呈高頻振蕩特性，高頻振蕩行波在中性母線及金屬回流線上各設(shè)備節(jié)點進行折反射，相互疊加，在入口電容很小的中性母線設(shè)備和處于末端開路的設(shè)備上全反射，產(chǎn)生快波前過電壓。當(dāng)下橋臂全部子模塊投入時，即橋臂對中性母線電壓最高時發(fā)生接地故障，在中性線設(shè)備上產(chǎn)生的過電壓最高[20-24]。

2.2 過電壓計算

2.2.1 計算條件

采用暫態(tài)分析軟件PSCAD進行仿真建模，計算條件如下：

1）接地故障發(fā)生時正極性全橋換流單元單極金屬回流電纜線運行，負極性全橋換流單元停運，負極性全橋的中性母線QS7打開。

2）接地故障發(fā)生在正極性全橋換流單元C相下橋臂電抗器處，穿墻套管基座處內(nèi)絕緣擊穿，由于絕緣距離短，可不考慮弧道電阻和電感，但考慮接地引下線和接地網(wǎng)的電感和電阻。

3）C相的下橋臂發(fā)生接地故障時，該橋臂200個MMC子模塊處于全投入狀態(tài)，則下橋臂電抗閥側(cè)對地直流電壓為+320 kV，其它A、B兩相投入59個MMC子模塊。

4）為了保證整個故障過程清晰，不考慮故障前正極全橋金屬回流電纜和SM（MMC子模塊）中IGBT運行電流1 600 A。

2.2.2 快波前過電壓仿真

表1給出了橋臂電抗閥側(cè)接地故障在中性母線及金屬回流電纜設(shè)備上產(chǎn)生的快波前過電壓的計算結(jié)果。表中Valve指的是下橋臂IGBT閥的低壓端出線所連接的上均壓環(huán)，它相當(dāng)于串聯(lián)的MMC子模塊電容器低壓端接中性母線的節(jié)點。

表1 快波前過電壓仿真結(jié)果Table 1 Results of fast-front overvoltage simulation

快波前時間的計算采用0到峰值的計算方法，而不采用規(guī)程規(guī)定的標(biāo)準波30%點到90%點連線求取快波前時間的方法。中性母線設(shè)備上快波前過電壓的最長波前時間為11.7 μs，在GB311.2規(guī)定的快波前時間0.1～20 μs范圍內(nèi)。故障相閥低壓端均壓環(huán)上的最高快波前過電壓為319 kV。表1中各節(jié)點的全過程和放大的快波前過電壓波形分別見圖3和圖4。

由圖5可知，F(xiàn)5避雷器的殘壓為117 kV，電流為7.81 kA，電流波前時間為112 μs，吸收的能量為140 kJ，小于允許的單次泄放能量654 kJ，也遠小于串聯(lián)的MMC子模塊電容器等值電容50 μF在320 kV下的儲能2.56 MJ。

3 過壓保護研究

3.1 IGBT過電流保護

3.1.1 MMC子模塊

MMC子模塊見圖6。橋臂過流保護動作，觸發(fā)保護可控硅，短接IGBT?？刂票Ｗo裝置根據(jù)保護值和延遲時間決定短接時間。

圖3 快波前過電壓波形Fig.3 Waveforms of fast-front overvoltage

圖4 快波前過電壓局部放大波形圖Fig.4 Locally amplified waveforms of fast-front overvoltage

圖5 中性母線F5（CBN）避雷器的電壓、電流和能量波形Fig.5 Voltage，current and energy waveforms of lightning arrester F5（CBN） at neutral bus

圖6 MMC子模塊Fig.6 MMC sub module

3.1.2 IGBT元件

IGBT額定電流Ic為1 500 A，VCE為 3 kV，飽和壓降2.5 V（結(jié)溫25℃）。MMC元件級別的導(dǎo)通狀態(tài)下管壓降與電流的特性曲線見圖7。

圖7 MMC元件級別的特性曲線Fig.7 Characteristic curves of MMC component level

正常工作結(jié)溫下，IGBT驅(qū)動器的過電流保護值約為3 kA。過流或短路導(dǎo)致流過的電流為額定電流的4倍，會發(fā)生退飽和現(xiàn)象：管壓降會迅速上升至電容器的電壓，IGBT的損耗會非常大，最多能耐受10 μs。驅(qū)動器要在此時間間隔內(nèi)將IGBT關(guān)掉。

快波前過電壓波形見圖8。放電電流達到3 kA時，MMC子模塊中的T1（IGBT）管會自動閉鎖。偏嚴考慮，當(dāng)T1電流達到4 kA時閉鎖T1管，計算出中性母線及金屬回流電纜上設(shè)備的快波前過電壓結(jié)果見表2。

圖8 快波前過電壓波形Fig.8 Waveforms of fast-front overvoltage

內(nèi)絕緣中性線設(shè)備最大快波前過電壓239 kV，出現(xiàn)在中性母線穿墻套管，對比表1，過電壓降低2%～17%。電纜終端導(dǎo)體對護套的操作過電壓則為53 kV，降低 86%。

表2 T1作用下快波前過電壓Table 2 Fast-front overvoltage waveforms after T1acted

F5避雷器的殘壓為108 kV，電流2.95 kA，能量3.77 kJ（見圖9）。對比圖5，能量小了37倍，因此在IGBT管過電流保護動作情況下，故障對CBN避雷器能量選擇不起控制作用。

圖9 中性母線F5（CBN）避雷器的電壓、電流和能量波形Fig.9 Voltage，current and energy waveforms of lightning arrester F5（CBN） at neutral bus

3.2 F5（CBN）避雷器過電壓保護

3.2.1 避雷器布置在穿墻套管X3下方

由表1和表2可知，下橋臂電抗器閥側(cè)接地故障下，閥低壓端接中性母線處快波前過電壓最高，低壓穿墻套管X3處其次，根據(jù)快波前過電壓的距離效應(yīng)，F(xiàn)5避雷器位置宜靠近前兩者。將F5避雷器（直流參考電壓73 kV）從原設(shè)計位置移到穿墻套管X3下方，并考慮IGBT過電流保護動作，計算結(jié)果見表3。

有內(nèi)絕緣的中性母線設(shè)備最大快波前過電壓為230 kV，出現(xiàn)在分壓器Ud2上，相比原設(shè)計方案降低9 kV。

3.2.2 F5避雷器直流參考電壓的影響

表4給出了F5（CBN）避雷器直流電壓Uref降低至22 kV，采用2柱，裝在X3穿墻套管下方，T1管過流保護動作時的計算結(jié)果，內(nèi)絕緣中性母線設(shè)備最高過電壓為161 kV，出現(xiàn)在X3穿墻套管上。避雷器最大能量5.69 kJ，小于允許的單次泄放能量197 kJ，見圖10和圖11。

表3 避雷器過電壓保護下在中性母線設(shè)備上產(chǎn)生的快波前過電壓Table 3 The fast-front overvoltage waveforms generated at neutral bus devices under the overvoltage protection of lightning arrester kV

表4 直流參考電壓22 kV下，在中性母線設(shè)備上產(chǎn)生的快波前過電壓Table 4 Waveforms of fast-front overvoltage at neutral bus devices when Uref=22 kV kV

4 絕緣配合

根據(jù)《IEC 60071—2—1996絕緣配合.第 2部分:應(yīng)用導(dǎo)則》，輸變電設(shè)備的代表性過電壓水平和相應(yīng)的耐受電壓關(guān)系為

式中：ULIPL為絕緣位置的雷電沖擊代表性過電壓水平，這里指快波前過電壓保護水平；Kcdl為雷電沖擊配合系數(shù)，一般取最小絕緣裕度。ULIWV為絕緣位置要求的雷電沖擊耐受電壓。

4.1 安全裕度配合系數(shù)

橋臂電抗器閥側(cè)有避雷器直接保護，因此操作過電壓下外絕緣發(fā)生閃絡(luò)的概率極低，而雷電過電壓又可以不予考慮，因而接地故障只可能由設(shè)備內(nèi)絕緣在長期工作電壓下絕緣故障所引起，如穿墻套管和避雷器本體故障等。

按《IEC/TS 60071—5—2002絕緣配合.第 5部分:高壓直流電流變壓器站的工作程序》，對于由緊靠避雷器直接保護的中性母線及金屬回流電纜上設(shè)備內(nèi)絕緣快波前過電壓安全裕度配合系數(shù)取為1.2，根據(jù) IEC60071—2—1996，非緊靠避雷器直接保護的中性母線設(shè)備快波前過電壓安全裕度配合系數(shù)可取為1.15，因此統(tǒng)一取為1.15。

4.2 雷電沖擊耐受電壓

考慮IGBT過電流保護的作用，CBN避雷器Uref=73 kV，有內(nèi)絕緣的中性線設(shè)備最高快波前過電壓為239 kV，出現(xiàn)在中性母線穿墻套管X3上，考慮1.15的安全裕度，要求的耐受電壓為275 kV，選擇最接近的標(biāo)準系列，可選額定雷電沖擊耐受電壓325 kV，則相當(dāng)于交流66 kV的設(shè)備。

圖10 中性母線設(shè)備上產(chǎn)生的快波前過電壓Fig.10 Waveforms of fast-front overvoltage at neutral bus devices

圖11 直流參考電壓22 kV下，避雷器的電壓、電流和能量波形Fig.11 Voltage，current and energy waveforms of lightning arrester F5（CBN） when Uref=22 kV

F5避雷器移至中性母線穿墻套管X3處，有內(nèi)絕緣的中性線設(shè)備最高快波前過電壓為230 kV，出現(xiàn)在中性母線分壓器上，考慮1.15的安全裕度，要求的耐受電壓為264 kV，選擇最接近的標(biāo)準系列，可選額定雷電沖擊耐受電壓325 kV，則相當(dāng)于交流66 kV的設(shè)備。

考慮IGBT過電流保護的作用，降低F5避雷器Uref至22 kV，且裝在X3套管下方，有內(nèi)絕緣的中性線設(shè)備最高快波前過電壓為161 kV，考慮1.15的安全裕度，要求的耐受電壓為185 kV，選擇最接近的標(biāo)準系列，可選額定雷電沖擊耐受電壓200 kV，則相當(dāng)于交流35 kV的設(shè)備。

5 結(jié)論

由于國內(nèi)外對于320 kV柔性直流輸電工程接地故障研究較少，筆者借助PSCAD仿真軟件，建立接地故障模型對其進行了相關(guān)研究，結(jié)論如下：

1）MMC中IGBT具有明顯的過電流保護作用，對內(nèi)絕緣中性母線設(shè)備的過電壓降低2%～17%；

2）避雷器具有良好的過電壓保護效果，采用合適的直流參考電壓和布置策略，內(nèi)絕緣中性母線設(shè)備快波前過電壓可降低至161 kV；

3）中性母線以及金屬回流電纜上設(shè)備內(nèi)絕緣安全裕度配合系數(shù)宜取值1.15；中性母線設(shè)備的雷電沖擊耐受電壓宜參照交流66 kV或35 kV的設(shè)備。

[1]蔣曉娟，姜蕓，尹毅，等.上海南匯風(fēng)電場柔性直流輸電示范工程研究[J].高電壓技術(shù)，2015， 41（4）：1132-1139.JIANG Xiaojuan， JIANG Yun， YIN Yi， et al.A demonstration project of flexible DC power transmission in Shanghai nanhui wind power station[J].High Voltage Engineering， 2015， 41（4）:1132-1139.

[2]趙林杰，趙曉斌，厲天威，等.多端柔性直流輸電系統(tǒng)中±160 kV XLPE絕緣電纜系統(tǒng)設(shè)計與選型[J].高電壓技術(shù)，2014， 40（9）：2635-2643.ZHAO Linjie， ZHAO Xiaobin， LI Tianwei， et al.Design and selection of±160 kV XLPE insulated cable system for multi-terminal VSC HVDC power transmission system[J].High Voltage Engineering， 2014， 40（9）:2635-2643.

[3]李亞男，蔣維勇，余世峰，等.舟山多端柔性直流輸電工程系統(tǒng)設(shè)計[J].高電壓技術(shù)，2014， 40（8）：2490-2496.LI Yanan， JIANG Weiyong， YU Shifeng， et al.System design of Zhoushan multi-terminal VSC-HVDC transmission project[J].High Voltage Engineering， 2014， 40（8）:2490-2496.

[4]嚴有祥，方曉臨，張偉剛，等.廈門±320 kV柔性直流電纜輸電工程電纜選型和敷設(shè)[J].高電壓技術(shù)，2015，41（4）：1147-1153.YAN Youxiang， FANG Xiaolin， ZHANG Weigang， et al.Cable section and laying of xiamen±320 kV flexible DC cable transmission project[J].High Voltage Engineering，2015， 41（4）:1147-1153.

[5]賀之淵，趙巖，湯廣福.±320 kV/1 000 MW 柔性直流輸電核心技術(shù)研發(fā)及應(yīng)用[J].智能電網(wǎng)，2015， 4（2）：124-129.HE Zhiyuan， ZHAO Yan， SHANG Guangfu.Key technology research and application of the±320 kV/1 000 MW VSC-HVDC[J].Smart Grid， 2015， 4（2）:124-129.

[6]丁冠軍，湯廣福，丁明，等。新型多電平電壓源換流器模塊的拓撲機制與調(diào)制策略 [J]。中國電機工程學(xué)報，2009，29 （36）:1-8.DING Guanjun， TANG Guangfu，DING Ming，etal.Topology mechanism and modulation scheme of a new multilevel voltage source converter modular[J].Proceedings of the CSEE， 2009，29（36）:1-8.

[7]管敏淵，徐政，屠卿瑞，等.模塊化多電平換流器型直流輸電的調(diào)制策略[J].電力系統(tǒng)自動化，2010， 34（2）：48-52.GUAN Minyuan， XU Zheng， TU Qingrui， et al.Nearest level modulation for modular multilevel converters in HVDC transmission[J].Automation of Electric Power Systems， 2010， 34（2）:48-52.

[8]FRANQUELO L G， RODRIGUEZ J， LEON J I， et al.The age of multilevel converters arrives[J].IEEE Industrial Electronics Magazine， 2008， 2（2）:28-39.

[9]PE REZ M，RODRIG UEZ J，PONT J，et al.Powerdistribution in hybrid multi-cell converter with nearest levelmodulation[C]//Proceedings of IEEE International Symposium onIudustrial Electronics， 2007：736-741.

[10]宋平崗，李云豐，王立娜，等.基于改進階梯波調(diào)制的模塊化多電平換流器環(huán)流抑制策略 [J].電網(wǎng)技術(shù)，2013，37（4）：1012-1018.SONG Pinggang， LI Yunfeng， WANG Lina， et al.A modified ladder wave Modulation-Based circulating current suppressing strategy for modular multilevel converter[J].Fudan International Studies Review， 2013， 37（4）:1012-1018.

[11]王姍姍，周孝信，湯廣福，等.交流電網(wǎng)強度對模塊化多電平換流器 HVDC運行特性的影響[J].電網(wǎng)技術(shù)，2011，35（2）：17-24.WANG Shanshan， ZHOU Xiaoxin， SHANG Guangfu， et al.Influence of AC system strength on operating characteristics of MMC-HVDC system[J].Power System Technology， 2011， 35（2）:17-24.

[12]劉鐘淇，宋強，劉文華.采用MMC變流器的VSC-HVDC系統(tǒng)故障態(tài)研究[J].電力電子技術(shù)，2010， 44（9）：69-71.LIU Zhongqi， SONG Qiang， LIU Wenhua.Research on the VSC-HVDC system using modular multilevel converters under fault condition[J].Power Electronics， 2010， 44（9）:69-71.

[13]SMITH J C，OSBORN D，ZAVADIL R，et al.Transmission planning for wind energy in the united states and europe:status and prospects[J].Wiley Interdisciplinary Reviews:Energy and Environment， 2013， 2（1）:1-13.

[14]HAGIWARA M，AKAGI H.Control and experiment of pulsewidth-modulated modular multilevel converters[J].Power Electronics， IEEE Transactions on， 2009， 24（7）:1737-1746.

[15]ILVES K， ANTONOPOULOS A， NORRGA S， et al.Steady-state analysis of interaction between harmonic components of arm and line quantities of modular multilevel converters[J].IEEE Transactions on Power Electronics，2012， 27（1）:57-68.

[16]GLINKA M，MARQUARDT R.A new AC/AC multilevel converter family[J].IEEE Transactions on Industrial Electronics， 2005， 52（3）:662-669.

[17]彌璞.目前線路避雷器存在問題的分析和一種新型線路避雷器的研究[J].電瓷避雷器，2004（4）：21-24.MI Pu.Development of a new type line MOA based on reviewing prevalent Ones[J].Insulators and Surge Arresters，2004（4）:21-24.

[18]王蘭義，趙冬一，胡淑慧，等.線路避雷器的研究進展[J].電瓷避雷器，2011（1）：26-34.WANG Lanyi， ZHAO Dongyi， HU Shuhui， et al.Development trends of line arresters[J].Insulators and Surge Arresters， 2011（1）:26-34.

[19]張哲任，徐政，薛英林.MMC-HVDC系統(tǒng)過電壓保護和絕緣配合的研究 [J].電力系統(tǒng)保護與控制，2013，41（21）：58-64.ZHANG Zheren， XU Zheng， XUE Yinglin.Study of overvoltage protection and insulation coordination for MMC based HVDC [J].Power System Protection and Control，2013， 41（21）:58-64.

[20]戴甲水，楊躍輝.興仁換流站交流濾波器開關(guān)POW裝置運行情況分析[J].電力電容器與無功補償，2015， 36（1）：73-76.DAI Jiashui，YANG Yuehui.Operation analysis for POW device of AC filter Switch at Xingren converter station[J].Power Capacitor&Reactive Power Compensation， 2015，36（1）:73-76.

[21]趙成勇，李探，俞露杰，等.MMC-HVDC直流單極接地故障分析與換流站故障恢復(fù)策略 [J].中國電機工程學(xué)報，2014， 34（21）：3518-3526.ZHAO Chengyong， LI Tan， YU Loujie， et al.DC Poleto-ground Fault Characteristic Analysis and Converter Fault Recovery Strategy of MMC-HVDC[J].Proceedings of the CSEE， 2014， 34（21）:3518-3526.

[22]牛得存，孫中尉，李楠，等.基于準PR控制器的 MMCHVDC新型環(huán)流抑制策略研究[J].電力電容器與無功補償，2016， 37（4）：87-94.NIU Decun， SUN Zhongwei， LI Nan， et al.Study on MMC-HVDC new type loop current control strategy based on Quasi-PR controller[J].Power Capacitor&Reactive Power Compensation， 2016， 37（4）:87-94.

[23]西安高壓電器研究所，武漢高壓研究所，西北電力設(shè)計院，等.GB/T 311.3-2007.絕緣配合第3部分：高壓直流換流站絕緣配合程序[S].北京:中國標(biāo)準出版社，2007.

[24]上海電纜研究所.GB/T 3048.13-2007.電線電纜電性能試驗方法第13部分:沖擊電壓試驗 [S].北京:中國標(biāo)準出版社，2007.

Research on the Ground Fault at Bridge Arm Reactor of the Metal Reflux Cable for VSC-HVDC Project

WAN Dechun1， MENG Gang2， LI Lianlian2， FENG Man2， DENG Wei2，QIN Haohao2
（1.State Grid Electric Power Research Institute，Nanjing 210003，China； 2.Wuhan NARI Limited Company of State Grid Electric Power Research Institute， Wuhan430074， China）

It is hard to find researches about overvoltage protection and insulation coordination of VSC-HVDC projection in domestic.Based on a bipolar VSC-HVDC transmission project in Xiamen，the transient characteristics of ground fault at bridge arm reactor of the metal reflux cable is typically studied in this paper.By PSCAD software，an overvoltage simulation model of neutral bus is set up，and the fast-front overvoltage is calculated.In this article，tactics of IGBT over current protection and CBN lightning arrester overvoltage protection are used.Besides，an effective and optimized layout plan is proposed.Results have showed that the voltage coefficient of safety margin in the neutral bus is considered as appropriate value of 1.15；the voltage coefficient of safety margin could be according to the 66 kV or 35 kV AC voltage equipments.The scheme about insulation coordination will provide important basis for selections and tests of important equipments at the neutral bus.

VSC-HVDC； fast-front overvoltage； IGBT； arrester； insulation coordination

10.16188/j.isa.1003-8337.2017.02.020

2016-10-09

萬德春 （1973—），男，高級工程師，主要從事輸變電技術(shù)的研究工作。