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(wàn)德春，孟 剛，李煉煉，馮 滿(mǎn)，鄧 慰，秦澔澔

（1.南瑞集團(tuán)公司 （國(guó)網(wǎng)電力科學(xué)研究院），南京210003；2.國(guó)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(wàn)德春1，孟 剛2，李煉煉2，馮 滿(mǎn)2，鄧 慰2，秦澔澔2

（1.南瑞集團(tuán)公司 （國(guó)網(wǎng)電力科學(xué)研究院），南京210003；2.國(guó)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(guó)內(nèi)關(guān)于柔性直流工程的過(guò)壓保護(hù)以及絕緣配合研究較少。依托廈門(mén)雙極柔性直流輸電工程，重點(diǎn)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(guò)PSCAD軟件，搭建了中性母線設(shè)備的過(guò)電壓仿真模型，計(jì)算了其快波前過(guò)電壓。采用IGBT晶閘管過(guò)電流保護(hù)和CBN避雷器過(guò)電壓保護(hù)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(guò)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(yàn)提供重要依據(jù)。

柔性直流；快波前過(guò)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(chǎng)技術(shù)的發(fā)展，風(fēng)力發(fā)電已成為解決人類(lèi)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(shí)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(guó)內(nèi)已有多條柔性直流輸電工程投入運(yùn)行[1-5]。2010年，利用風(fēng)力發(fā)電，上海南匯風(fēng)電場(chǎng)柔性直流示范工程投入運(yùn)行，系國(guó)內(nèi)首個(gè)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(jìn)入投運(yùn)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(chǎng)進(jìn)行聯(lián)網(wǎng)，運(yùn)行方式更加靈活、便捷。

國(guó)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(jì)、冗余保護(hù)[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(shí)現(xiàn)在較低開(kāi)關(guān)頻率下輸出較優(yōu)的波形質(zhì)量，同時(shí)損耗較小；柔性直流工程可以同時(shí)控制有功功率和無(wú)功功率控制，有效地吸收或者補(bǔ)償功率。柔性直流工程的暫態(tài)特性和絕緣配合研究相對(duì)較少，而過(guò)電壓故障會(huì)導(dǎo)致嚴(yán)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(mén)柔性直流輸電工程，通過(guò)PSCAD軟件對(duì)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(jì)算了中性母線上設(shè)備的快波前過(guò)電壓，并分析了IGBT和避雷器的過(guò)壓保護(hù)策略[17-19]，最終根據(jù)選取的絕緣裕度以及快波過(guò)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(mén)柔性直流輸電工程容量1 000 MW，電壓等級(jí)±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(zhǎng)度 10.7 km，電纜芯線對(duì)護(hù)套額定雷電沖擊耐受電壓為200 kV，其截面圖尺寸見(jiàn)圖1。

2 金屬回流電纜過(guò)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(duì)地閃絡(luò)故障，相當(dāng)于將故障相橋臂中投入運(yùn)行的MMC子模塊的電容電壓倒置過(guò)來(lái)，加在中性線不接地的中性母線設(shè)備和低電壓等級(jí)金屬回流電纜上，設(shè)備連接見(jiàn)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(shí)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(guò)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(zhǎng)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(diǎn)進(jìn)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(kāi)路的設(shè)備上全反射，產(chǎn)生快波前過(guò)電壓。當(dāng)下橋臂全部子模塊投入時(shí)，即橋臂對(duì)中性母線電壓最高時(shí)發(fā)生接地故障，在中性線設(shè)備上產(chǎn)生的過(guò)電壓最高[20-24]。

2.2 過(guò)電壓計(jì)算

2.2.1 計(jì)算條件

采用暫態(tài)分析軟件PSCAD進(jìn)行仿真建模，計(jì)算條件如下：

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

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(shí)，該橋臂200個(gè)MMC子模塊處于全投入狀態(tài)，則下橋臂電抗閥側(cè)對(duì)地直流電壓為+320 kV，其它A、B兩相投入59個(gè)MMC子模塊。

4）為了保證整個(gè)故障過(guò)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(yùn)行電流1 600 A。

2.2.2 快波前過(guò)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(guò)電壓的計(jì)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(diǎn)。

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

快波前時(shí)間的計(jì)算采用0到峰值的計(jì)算方法，而不采用規(guī)程規(guī)定的標(biāo)準(zhǔn)波30%點(diǎn)到90%點(diǎn)連線求取快波前時(shí)間的方法。中性母線設(shè)備上快波前過(guò)電壓的最長(zhǎng)波前時(shí)間為11.7 μs，在GB311.2規(guī)定的快波前時(shí)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(guò)電壓為319 kV。表1中各節(jié)點(diǎn)的全過(guò)程和放大的快波前過(guò)電壓波形分別見(jiàn)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(shí)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(yuǎn)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(chǔ)能2.56 MJ。

3 過(guò)壓保護(hù)研究

3.1 IGBT過(guò)電流保護(hù)

3.1.1 MMC子模塊

MMC子模塊見(jiàn)圖6。橋臂過(guò)流保護(hù)動(dòng)作，觸發(fā)保護(hù)可控硅，短接IGBT。控制保護(hù)裝置根據(jù)保護(hù)值和延遲時(shí)間決定短接時(shí)間。

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

圖4 快波前過(guò)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(jí)別的導(dǎo)通狀態(tài)下管壓降與電流的特性曲線見(jiàn)圖7。

圖7 MMC元件級(jí)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(dòng)器的過(guò)電流保護(hù)值約為3 kA。過(guò)流或短路導(dǎo)致流過(guò)的電流為額定電流的4倍，會(huì)發(fā)生退飽和現(xiàn)象：管壓降會(huì)迅速上升至電容器的電壓，IGBT的損耗會(huì)非常大，最多能耐受10 μs。驅(qū)動(dòng)器要在此時(shí)間間隔內(nèi)將IGBT關(guān)掉。

快波前過(guò)電壓波形見(jiàn)圖8。放電電流達(dá)到3 kA時(shí)，MMC子模塊中的T1（IGBT）管會(huì)自動(dòng)閉鎖。偏嚴(yán)考慮，當(dāng)T1電流達(dá)到4 kA時(shí)閉鎖T1管，計(jì)算出中性母線及金屬回流電纜上設(shè)備的快波前過(guò)電壓結(jié)果見(jiàn)表2。

圖8 快波前過(guò)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(guò)電壓239 kV，出現(xiàn)在中性母線穿墻套管，對(duì)比表1，過(guò)電壓降低2%～17%。電纜終端導(dǎo)體對(duì)護(hù)套的操作過(guò)電壓則為53 kV，降低 86%。

表2 T1作用下快波前過(guò)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(jiàn)圖9）。對(duì)比圖5，能量小了37倍，因此在IGBT管過(guò)電流保護(hù)動(dòng)作情況下，故障對(duì)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(guò)電壓保護(hù)

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(guò)電壓最高，低壓穿墻套管X3處其次，根據(jù)快波前過(guò)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(jì)位置移到穿墻套管X3下方，并考慮IGBT過(guò)電流保護(hù)動(dòng)作，計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3。

有內(nèi)絕緣的中性母線設(shè)備最大快波前過(guò)電壓為230 kV，出現(xiàn)在分壓器Ud2上，相比原設(shè)計(jì)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(guò)流保護(hù)動(dòng)作時(shí)的計(jì)算結(jié)果，內(nèi)絕緣中性母線設(shè)備最高過(guò)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(jiàn)圖10和圖11。

表3 避雷器過(guò)電壓保護(hù)下在中性母線設(shè)備上產(chǎn)生的快波前過(guò)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(guò)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(guò)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(guò)電壓水平，這里指快波前過(guò)電壓保護(hù)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(hù)，因此操作過(guò)電壓下外絕緣發(fā)生閃絡(luò)的概率極低，而雷電過(guò)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(zhǎng)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(duì)于由緊靠避雷器直接保護(hù)的中性母線及金屬回流電纜上設(shè)備內(nèi)絕緣快波前過(guò)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(hù)的中性母線設(shè)備快波前過(guò)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(guò)電流保護(hù)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(guò)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(zhǔn)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(guò)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(guò)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(zhǔn)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(guò)電流保護(hù)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(guò)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(zhǔn)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(guó)內(nèi)外對(duì)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(duì)其進(jìn)行了相關(guān)研究，結(jié)論如下：

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

2）避雷器具有良好的過(guò)電壓保護(hù)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(guò)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。

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