鄭 濤，何 瑞，潘志遠，楊鑫慧

（新能源電力系統(tǒng)國家重點實驗室（華北電力大學(xué)），北京市 102206）

0 引言

中國超/特高壓交直流輸電技術(shù)快速發(fā)展，目前已建成世界上規(guī)模最大、電壓等級最高的交直流混聯(lián)電網(wǎng)［1］。其中，基于模塊化多電平換流器的高壓直流（MMC-HVDC）輸電由于具有運行方式靈活、模塊化設(shè)計及無換相失敗風(fēng)險等優(yōu)點［2-5］，在柔性直流輸電工程中得到了廣泛應(yīng)用。

換流變壓器（簡稱為換流變）作為連接交流側(cè)和直流側(cè)的重要設(shè)備，其閥側(cè)與換流器連接的穿墻套管有可能發(fā)生絕緣破損而導(dǎo)致閥側(cè)接地故障，且一般為永久性故障，故障特性相對復(fù)雜［6］?，F(xiàn)有文獻對閥側(cè)故障的研究主要集中在故障特性分析［7-10］和保護策略［11-12］方面。文獻［7-10］詳細分析了換流變閥側(cè)單相接地故障后的故障特征，故障后上橋臂子模塊將產(chǎn)生過電壓，下橋臂將產(chǎn)生嚴重過電流，閥側(cè)電流含有很大的直流分量并持續(xù)流向換流變，同時網(wǎng)側(cè)交流斷路器無法正常開斷。文獻［11］利用MMC 閉鎖前的零序電流構(gòu)造出一種換流變閥側(cè)接地故障的快速識別判據(jù)。文獻［12］針對換流變閥側(cè)單相接地故障后網(wǎng)側(cè)斷路器無法正常開斷的問題，結(jié)合張北柔性直流工程中安裝閥側(cè)斷路器的工程背景［13］，提出了一種斷路器選相跳閘保護策略：換流變閥側(cè)發(fā)生單相接地故障后，第1 時限跳開閥側(cè)非故障相斷路器，第2 時限跳開網(wǎng)側(cè)三相斷路器，最后跳開閥側(cè)故障相斷路器。

文獻［14-15］從磁鏈變化的角度對變壓器外部故障切除后產(chǎn)生的恢復(fù)性涌流現(xiàn)象進行了詳細的理論推導(dǎo)。對于MMC-HVDC 系統(tǒng)中換流變閥側(cè)單相接地故障，其故障特性和一般情況下的變壓器外部故障特性有所差異。換流變閥側(cè)發(fā)生單相接地故障后，閥側(cè)直流分量持續(xù)流向換流變，導(dǎo)致鐵芯磁鏈發(fā)生偏移，進入到飽和區(qū)可能產(chǎn)生故障性涌流［16-18］；之后故障清除策略將跳開閥側(cè)非故障相斷路器，由于故障性涌流階段的磁鏈積累，鐵芯中含有大量剩磁并在閥側(cè)非故障相斷路器跳開后產(chǎn)生恢復(fù)性涌流。目前，鮮見針對換流變閥側(cè)單相接地故障導(dǎo)致?lián)Q流變接續(xù)產(chǎn)生故障性涌流及恢復(fù)性涌流（稱為復(fù)雜性涌流）的現(xiàn)象進行系統(tǒng)研究。因此，亟須對換流變閥側(cè)單相接地故障誘發(fā)復(fù)雜性涌流現(xiàn)象進行深入研究。

文獻［19-20］詳細分析了諧波在交流輸電線路的傳播特性，指出勵磁涌流中的諧波在輸電線路傳播放大并引起線路末端產(chǎn)生諧波過電壓。MMCHVDC 輸電系統(tǒng)中換流變閥側(cè)單相接地故障會導(dǎo)致復(fù)雜性涌流現(xiàn)象，其在故障性涌流階段和恢復(fù)性涌流階段的諧波特性與一般情況下的勵磁涌流諧波特性有所不同，因而需要明確復(fù)雜性涌流對輸電線路諧波過電壓的影響。

綜上，目前國內(nèi)外針對MMC-HVDC 系統(tǒng)中換流變閥側(cè)單相接地故障后產(chǎn)生復(fù)雜性涌流現(xiàn)象的機理及影響還未開展深入研究。本文結(jié)合張北柔性直流工程中配置的閥側(cè)故障清除策略，從變壓器磁鏈變化的角度分階段推導(dǎo)了復(fù)雜性涌流的產(chǎn)生機理。在此基礎(chǔ)上，進一步分析了復(fù)雜性涌流通過交流線路傳播放大導(dǎo)致線路末端產(chǎn)生諧波過電壓的問題并給出了一種復(fù)雜性涌流抑制方案。最后，通過PSCAD/EMTDC 仿真驗證了理論分析的正確性。

1 MMC-HVDC 基本結(jié)構(gòu)

以MMC-HVDC 系統(tǒng)正極受端為例，MMC 的拓撲結(jié)構(gòu)如附錄A 圖A1 所示，包含有6 個橋臂，每個橋臂由一個橋臂電阻R、一個橋臂限流電抗L以及N個子模塊（SM）構(gòu)成，GND 為系統(tǒng)站內(nèi)接地點。限流電抗器可以抑制各相橋臂瞬時電壓不同產(chǎn)生的相間環(huán)流，同時可以減小故障時流經(jīng)橋臂的沖擊電流。MMC 通過控制投入和切除的子模塊數(shù)量來擬合出所需交流電壓。附錄A 圖A1 中虛線框中所示為子模塊的內(nèi)部結(jié)構(gòu)圖，C0為子模塊內(nèi)部的電容器，VT1和VT2為上部絕緣柵雙極型晶體管（IGBT），D 和D'為反并聯(lián)二極管，ACCB 為交流斷路器。

2 換流變閥側(cè)單相接地故障特性及故障清除策略

當(dāng)換流變閥側(cè)單相接地故障發(fā)生在受端時，送端將持續(xù)給受端輸送功率，導(dǎo)致故障特性更為嚴重，因此，本文將以受端發(fā)生故障為例進行分析。故障發(fā)生后，由于二極管的單向?qū)ㄌ匦?，閥側(cè)電流中含有大量直流分量并持續(xù)流向換流變，并導(dǎo)致網(wǎng)側(cè)斷路器無法正常開斷。因此，有必要明確現(xiàn)有工程針對換流變閥側(cè)單相接地故障的故障清除策略。

2.1 換流變閥側(cè)單相接地故障特性分析

換流變閥側(cè)發(fā)生單相接地故障后，故障接地點將通過上、下橋臂分別與對側(cè)及本側(cè)換流站接地極形成故障回路，當(dāng)任一橋臂電流達到閥過流保護整定值后，控制系統(tǒng)會將IGBT 閉鎖。由于故障發(fā)生至MMC 內(nèi)部IGBT 閉鎖時間很短（3～5 ms）［7］，同時閉鎖后上橋臂充電電流較小，閥側(cè)電流主要是從接地極流經(jīng)下橋臂的故障電流，本文主要以下橋臂故障回路進行分析，閉鎖后的下橋臂電流流經(jīng)途徑如圖1 所示。

圖1 閉鎖后下橋臂電流Fig.1 Current of lower arm after locking

A 相故障瞬間，A 相電壓ua變?yōu)榱?，非故障相電壓ub和uc變?yōu)榫€電壓，如圖1 所示。對于故障相下橋臂，故障電流經(jīng)系統(tǒng)站內(nèi)接地點、二極管D4、橋臂電阻、橋臂電抗流入故障接地點K，當(dāng)故障電流衰減為零后D4自然關(guān)斷。對于非故障相下橋臂，二極管D2和D6將分別在uca和uba負半周時導(dǎo)通，非故障相電流將通過故障接地極經(jīng)非故障相下橋臂流進換流變，故障電流回路可簡化為一階RL 電路，非故障相下橋臂的等效電壓、電流方程如式（1）所示。

式中：uab和uac為閥側(cè)線電壓；U為閥側(cè)線電壓有效值；φab和φac分 別 為 閉 鎖 時 刻 線 電 壓uab和uac的相位。

假設(shè)初始條件為ivb（0+）=ivb（0-）=ivc（0+）=ivc（0-）=0，求解式（1），忽略橋臂電阻，可得到非故障相閥側(cè)電流為：

閥側(cè)電流波形圖如附錄A 圖A2 所示，可見，由于二極管的單向?qū)ㄐ裕魅霌Q流變的B、C 相閥側(cè)電流始終為正且含有較大的直流分量。

閥側(cè)電流在閥側(cè)繞組內(nèi)的流通路徑如附錄A圖A3 中所示，其中ivab、ivbc、ivca為三相閥側(cè)繞組電流，圖A3（a）、（b）分別為D6、D2導(dǎo)通時閥側(cè)電流在閥側(cè)繞組內(nèi)的流通路徑。如圖A3（a）所示，當(dāng)D6導(dǎo)通時，閥側(cè)電流ivb分別經(jīng)由A 相閥側(cè)繞組（黃線所示）與B、C 相閥側(cè)繞組（藍線所示）兩條路徑流入故障接地點，與接地極形成回路；同理，當(dāng)D2導(dǎo)通時，C相閥側(cè)電流ivc分別經(jīng)由B、A 相閥側(cè)繞組（黃線所示）與C 相閥側(cè)繞組（藍線所示）兩條路徑流入故障接地點，與接地極形成回路。

由于閥側(cè)電流在閥側(cè)繞組中兩條路徑的電流分配關(guān)系與各路徑中阻抗大小呈反比關(guān)系，換流變閥側(cè)各繞組電流如式（3）所示。

式中：In= 2U/(3ωL)。由于閥側(cè)A、C 相繞組電流分別含有負、正極性的直流偏置，A、C 相網(wǎng)側(cè)電流也分別含有負、正極性的直流偏置［5］。網(wǎng)側(cè)電流波形見附錄A 圖A4，可見，A、C 相網(wǎng)側(cè)電流過零點難以出現(xiàn)，使得對應(yīng)的網(wǎng)側(cè)交流斷路器無法正常開斷。

2.2 換流變閥側(cè)單相接地故障清除策略

由2.1 節(jié)分析可知，換流變閥側(cè)發(fā)生單相接地故障后，網(wǎng)側(cè)斷路器無法正常開斷，因此，工程上采取換流變閥側(cè)配置斷路器并令閥側(cè)斷路器先行開斷的方式，如圖2 所示。具體跳閘策略如下［12］：故障后第1 時限跳開閥側(cè)非故障相斷路器，第2 時限跳開網(wǎng)側(cè)三相斷路器，最后跳開閥側(cè)故障相斷路器。

圖2 斷路器配置示意圖Fig.2 Circuit breaker configuration diagram

根據(jù)圖2 可知，換流變閥側(cè)發(fā)生單相接地故障后，由于非故障相閥側(cè)電流存在過零點，可在故障后第1 時限跳開閥側(cè)非故障相斷路器。但在閥側(cè)非故障相斷路器跳開之前，閥側(cè)電流中含有大量直流分量，流進換流變會引起鐵芯磁鏈發(fā)生偏移，進而可能產(chǎn)生故障性涌流［16-18］；同時，由于故障性涌流階段的磁鏈積累，閥側(cè)非故障相斷路器跳開時鐵芯中含有大量剩磁，進而可能誘發(fā)恢復(fù)性涌流。因此，換流變閥側(cè)發(fā)生單相接地故障后，根據(jù)現(xiàn)有斷路器選相跳閘策略，將導(dǎo)致?lián)Q流變先后產(chǎn)生故障性涌流和恢復(fù)性涌流。目前尚未見針對上述換流變復(fù)雜性涌流問題的研究，因此本文將對該問題開展詳細分析。

3 換流變復(fù)雜性涌流的產(chǎn)生機理及其特征

針對換流變閥側(cè)單相接地故障誘發(fā)復(fù)雜性涌流現(xiàn)象，根據(jù)復(fù)雜性涌流的發(fā)展階段，將其產(chǎn)生過程分為故障性涌流階段和恢復(fù)性涌流階段。由式（3）可知，換流變閥側(cè)發(fā)生單相接地故障后，C 相閥側(cè)繞組電流含有正向直流偏置，其鐵芯產(chǎn)生的直流偏磁也為正。因此，本文將以C 相為例分析復(fù)雜性涌流的產(chǎn)生機理及其特征。

3.1 故障性涌流階段

換流變的等值電路模型如圖3 所示，閥側(cè)與網(wǎng)側(cè)電壓、電流關(guān)系可用式（4）表示。其中，R2和L2分別為換流變閥側(cè)回路的電阻和電感。

圖3 換流變電路模型Fig.3 Circuit model of converter transformer

式中：ψ為換流變鐵芯磁鏈；u為系統(tǒng)等效電勢；um和im分別為換流變勵磁支路電勢和勵磁電流；i1和i2分別為換流變網(wǎng)側(cè)繞組、閥側(cè)繞組電流；R1和L1分別為換流變網(wǎng)側(cè)回路的電阻和電感；Rm和Lm分別為勵磁電阻和勵磁電感。

正常運行時，假設(shè)系統(tǒng)等效電勢為：

式中：α為t=0 時刻C 相等效電勢相角。忽略網(wǎng)側(cè)回路的電阻和電感，勵磁支路的電勢um可近似認為與u相等，即：

在t=0 時刻換流變閥側(cè)發(fā)生單相接地故障，故障時刻鐵芯磁鏈不會突變，因而故障瞬間的磁鏈可表示為：

根據(jù)式（3），可得換流變閥側(cè)單相接地故障后C

相閥側(cè)繞組電流如式（9）所示：可見，閥側(cè)繞組電流i2含有直流分量Idc和交流分量iac。由于換流變閥側(cè)繞組電流中直流分量無法傳變到網(wǎng)側(cè)，閥側(cè)繞組電流中的直流分量（圖3 中黃線所示）將全部流經(jīng)勵磁支路；交流分量分別經(jīng)由勵磁支路（圖3 中藍色虛線所示）和理想變壓器支路（圖3 中藍色點線所示）。假設(shè)交流分量在勵磁支路的分流系數(shù)為k，則流經(jīng)勵磁支路的電流為Idc+kiac，勵磁支路電勢可通過式（4）求得。

式（11）即為故障性涌流階段的換流變鐵芯磁鏈近似表達式，如圖4 中故障性涌流階段的磁鏈波形圖所示。在故障性涌流階段，閥側(cè)直流分量持續(xù)流向換流變導(dǎo)致鐵芯磁鏈不斷積累，鐵芯工作點將逐漸進入到飽和區(qū)，從而產(chǎn)生故障性涌流。

圖4 換流變鐵芯磁鏈Fig.4 Flux of converter transformer core

3.2 恢復(fù)性涌流階段

根據(jù)第2.2 節(jié)閥側(cè)故障清除策略可知，換流變閥側(cè)單相接地故障后將先跳開閥側(cè)非故障相斷路器。假設(shè)在τ時刻閥側(cè)非故障相斷路器跳開，斷路器跳開前后換流變鐵芯磁鏈不會突變，則有：

閥側(cè)非故障相斷路器跳開后，換流變網(wǎng)側(cè)電壓又恢復(fù)為系統(tǒng)電壓，換流變勵磁支路電勢又近似等于電源電勢（同樣忽略網(wǎng)側(cè)回路的電阻和電感），換流變在閥側(cè)非故障相斷路器跳開后的鐵芯磁鏈可表示為：

式（13）即為恢復(fù)性涌流階段的換流變鐵芯磁鏈近似表達式，如圖4 中恢復(fù)性涌流階段的磁鏈曲線所示?；謴?fù)性涌流階段鐵芯磁鏈由直流磁鏈ψ1p和交流磁鏈ψmsin(ωt+α)兩部分組成，其中直流磁鏈主要與故障后閥側(cè)直流電流流入換流變的時間（即故障發(fā)生至閥側(cè)非故障相斷路器跳開時間）有關(guān)。閥側(cè)非故障相斷路器跳開后，換流變鐵芯磁鏈仍有部分時間進入飽和區(qū)，從而產(chǎn)生恢復(fù)性涌流。由于MMC-HVDC 系統(tǒng)中換流變閥側(cè)單相接地故障后，鐵芯磁鏈在故障性涌流階段持續(xù)積累，導(dǎo)致閥側(cè)非故障相斷路器跳開時鐵芯含有大量剩磁，產(chǎn)生的恢復(fù)性涌流要比一般情況下的恢復(fù)性涌流更加嚴重。

4 復(fù)雜性涌流引發(fā)諧波過電壓的機理分析及抑制方案

由上文分析可知，換流變閥側(cè)發(fā)生單相接地故障后，根據(jù)現(xiàn)有選相跳閘策略，將會誘發(fā)復(fù)雜性涌流。復(fù)雜性涌流中含有大量諧波，在一定條件下通過交流輸電線路傳播放大可能會導(dǎo)致線路末端產(chǎn)生諧波過電壓。本文采用在MMC 橋臂串聯(lián)晶閘管對模塊（TM）和阻尼模塊（DM）的方案［21-22］，通過在故障性涌流階段快速切除故障回路，進而達到抑制復(fù)雜性涌流的目的。

4.1 復(fù)雜性涌流引發(fā)諧波過電壓的機理分析

復(fù)雜性涌流中含有幅值較高的諧波，通過交流輸電線路傳播到線路末端，可能在末端產(chǎn)生諧波過電壓。由文獻［23］可得，距離線路末端l處的首端h次諧波電壓如式（15）所示。

線路末端的諧波電壓放大倍數(shù)Kh為：

式 中：ZLh=U?2h/I?2h，為 輸 電 線 路 的h次 諧 波 負 載 阻抗?？梢姡€路末端諧波電壓放大倍數(shù)與線路參數(shù)、線路長度及負載阻抗有關(guān)。復(fù)雜性涌流中含有幅值較高的諧波，在一定的線路長度和負載下可能被顯著放大，進而在線路末端產(chǎn)生諧波過電壓。

換流變閥側(cè)單相接地故障后，閥側(cè)直流分量持續(xù)流向換流變，導(dǎo)致鐵芯磁鏈中的直流偏置不斷積累，因此本文分析的復(fù)雜性涌流要比變壓器空載合閘涌流更為嚴重。同時，復(fù)雜性涌流導(dǎo)致的諧波過電壓現(xiàn)象可能會造成一次設(shè)備絕緣損壞，甚至引發(fā)連鎖故障，因此亟須提出復(fù)雜性涌流的抑制方案。

4.2 復(fù)雜性涌流抑制方案

根據(jù)第3 章分析可知，故障后閥側(cè)直流電流流入換流變的時間越長，復(fù)雜性涌流越嚴重，需要在故障性涌流階段快速切除故障回路。因此，本文提出一種在MMC 橋臂串聯(lián)晶閘管對模塊和阻尼模塊的快速阻斷方案［24］，如圖5 所示。圖中，iup、idown分別為上下橋臂三相電流。

圖5 晶閘管對模塊和阻尼模塊方案Fig.5 Scheme of thyristor-pair modules and damping modules

在原有換流閥上橋臂增加TM，下橋臂增加TM 和DM。其中，TM 由2 個反并聯(lián)晶閘管構(gòu)成，DM 由阻尼電阻、晶閘管和IGBT 組成。

當(dāng)檢測到換流變閥側(cè)接地故障后，SM 和DM中IGBT 將被閉鎖，DM 和TM 中晶閘管的觸發(fā)脈沖將被移除。SM 和DM 中IGBT 將在第1 時間閉鎖（故障后3～5 ms），由圖1 可知，因二極管的單向?qū)ㄌ匦裕枪收舷嘞聵虮酃收想娏鲗⑼ㄟ^故障接地極經(jīng)非故障相下橋臂流進換流變，DM 中IGBT 閉鎖后將投入阻尼電阻，進而降低下橋臂故障電流幅值。TM 中晶閘管的觸發(fā)脈沖被移除后，晶閘管在上下橋臂電流過零點之后不再導(dǎo)通（故障后20～40 ms 內(nèi)），因而利用TM 可切除上下橋臂故障回路。該方案可在故障后1～2 個工頻周期內(nèi)快速切除上下橋臂故障回路，減小閥側(cè)直流電流流入換流變的時間，達到抑制復(fù)雜性涌流的效果。

5 仿真分析

為驗證本文理論分析，建立了真雙極直流輸電模型，系統(tǒng)拓撲如附錄A 圖A5 所示，仿真參數(shù)如附錄B 表B1 所示，以受端站閥側(cè)A 相接地故障為例，故障時刻設(shè)置為2.0 s。

5.1 換流變復(fù)雜性涌流的仿真分析

由附錄A 圖A6 可見，換流變閥側(cè)發(fā)生單相接地故障后，閥側(cè)直流分量持續(xù)流進換流變，導(dǎo)致鐵芯磁鏈持續(xù)積累，工作點進入飽和區(qū)后產(chǎn)生故障性涌流。在故障性涌流初始階段，涌流含有明顯間斷角，之后鐵芯磁鏈進入深度飽和區(qū)，涌流為含有直流偏置的正弦波。故障后100 ms，B、C 相閥側(cè)斷路器跳開，由于故障性涌流階段磁鏈持續(xù)積累，B、C 相閥側(cè)斷路器跳開時鐵芯含有大量剩磁，工作點仍有一部分處于飽和區(qū)，進而產(chǎn)生恢復(fù)性涌流。故障后大約180 ms 網(wǎng)側(cè)三相斷路器跳開，換流變被隔離。

5.2 復(fù)雜性涌流引發(fā)諧波過電壓及抑制方案的仿真分析

5.2.1 復(fù)雜性涌流引發(fā)諧波過電壓的仿真分析

輸電線路首末端2、3、4 次諧波電壓幅值見附錄A 圖A7。故障性涌流初始階段，涌流含有明顯間斷角，2、3、4 次諧波電壓含量較高，并經(jīng)過輸電線路傳播在線路末端產(chǎn)生諧波放大效應(yīng)；然后，鐵芯進入深度飽和區(qū)，涌流為含有直流偏置的正弦波，導(dǎo)致諧波含量降低。當(dāng)進入恢復(fù)性涌流階段時，涌流含有明顯間斷角，諧波含量很高并在線路末端放大。

5.2.2 復(fù)雜性涌流控制方案策略的仿真分析

采用在橋臂串聯(lián)晶閘管對模塊和阻尼模塊的方案后，上、下橋臂電流及涌流波形如附錄A 圖A8 所示。故障后大約3 ms 閉鎖SM 及DM 中的IGBT，晶閘管對模塊觸發(fā)脈沖被移除后，上橋臂TM 大約在2.01 s 完全關(guān)斷，下橋臂TM 大約在2.02 s 完全關(guān)斷，該方案在故障發(fā)生的1～2 個周期內(nèi)完全切斷上下橋臂故障回路。從附錄A 圖A6（c）和附錄A 圖A8（c）對比可以看出，采用晶閘管對模塊和阻尼模塊的方案后，涌流幅值明顯降低。

6 結(jié)語

本文針對MMC-HVDC 系統(tǒng)中換流變閥側(cè)發(fā)生單相接地故障后誘發(fā)復(fù)雜性涌流現(xiàn)象，從磁鏈變化的角度分析了復(fù)雜性涌流的產(chǎn)生機理，研究了復(fù)雜性涌流對輸電線路諧波過電壓的影響，并給出了一種復(fù)雜性涌流抑制策略。

1）換流變閥側(cè)發(fā)生單相接地故障后，閥側(cè)直流分量持續(xù)流向換流變，導(dǎo)致鐵芯飽和產(chǎn)生故障性涌流；然后，故障清除策略將跳開閥側(cè)非故障相斷路器，由于故障性涌流階段的磁鏈積累，鐵芯中含有大量剩磁并在閥側(cè)非故障相斷路器跳開后產(chǎn)生恢復(fù)性涌流，導(dǎo)致復(fù)雜性涌流現(xiàn)象。

2）復(fù)雜性涌流中含有大量諧波，在一定條件下通過交流輸電線路傳播放大并導(dǎo)致線路末端產(chǎn)生諧波過電壓。采用在MMC 上下橋臂串聯(lián)晶閘管對模塊和阻尼模塊的方案，可在故障性涌流階段迅速切除故障回路，進而抑制復(fù)雜性涌流的產(chǎn)生。

3）本文采用的復(fù)雜性涌流抑制方案需在換流器內(nèi)部加裝較多子模塊，在實際工程應(yīng)用時操作較為煩瑣，后續(xù)擬針對復(fù)雜性涌流的抑制策略開展進一步的研究。

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