適用于半橋型MMC附加限流控制的直流線路縱聯(lián)保護方案

束洪春，任 敏，田鑫萃，李 濤，薄志謙

（昆明理工大學(xué)電力工程學(xué)院，云南昆明 650051）

0 引言

隨著不可再生能源的日益衰竭及環(huán)境壓力的不斷增大，提高水能、風(fēng)能等清潔能源的發(fā)電比例是大勢所趨。中國幅員遼闊，清潔能源基地主要在西北和西南地區(qū)，而負荷中心主要集中在中部及東部沿海地區(qū)，能源資源和負荷中心呈逆向分布，采用高壓直流輸電技術(shù)實現(xiàn)大容量遠距離輸電是解決上述問題的有效手段［1-3］。柔性直流輸電技術(shù)不存在換相失敗、無功補償問題，且具有諧波水平低、控制靈活等一系列的優(yōu)勢，因此得到了廣泛的關(guān)注與迅速的發(fā)展，但當(dāng)直流側(cè)發(fā)生故障時，子模塊電容迅速放電，過沖電流上升速率極快，對換流站等一次設(shè)備造成威脅［4-5］。

目前工程中主要通過大容量的直流斷路器（DC circuit breaker，DCCB）或具有故障自清除能力的子模塊（如全橋型子模塊）這2 種方式清除直流側(cè)故障。全橋型子模塊能有效清除故障電流，但相比于半橋型子模塊，增加了大量的電力電子器件，提高了換流站的成本［6］。DCCB 造價昂貴，且開斷容量有限，通過有效的限流措施可降低對DCCB 和直流線路保護速動性的要求，目前較多文獻討論了通過增設(shè)硬件限流裝置以抑制故障電流，較常見的為在一次回路中串入限流電抗器，但限流電抗器的參數(shù)值過大將影響穩(wěn)定運行，限流效果有限［7-8］。文獻［9-10］提出利用超導(dǎo)限流器抑制故障電流的幅值和上升率，但其造價較高，且需要低溫等特殊的運行環(huán)境，故障后不易恢復(fù)超導(dǎo)狀態(tài)，難以滿足大容量直流輸電系統(tǒng)的需求。

半橋型子模塊雖然不具備清除故障電流功能，但通過設(shè)計合理的控制方法，可快速有效地抑制故障電流發(fā)展，目前常見的控制方法有虛擬阻抗法、參考值置零法、直流電流反饋控制法等［11-12］。文獻［13-14］提出了一種利用電流變化率迅速減少子模塊投入數(shù)的控制策略，該策略能有效抑制故障電流的上升率和幅值。文獻［15］設(shè)計了一種根據(jù)直流電流和子模塊電容電壓大小重構(gòu)直流電壓指令值的自適應(yīng)控制器，在故障狀態(tài)下能有效抑制故障電流。上述方案僅考慮抑制故障極電流，但正、負極直流線路間存在耦合，因此健全極的電流波動會導(dǎo)致該極換流器的限流控制誤投入。本文提出一種基于半橋型子模塊換流器的主動限流控制策略：單極故障下，通過零模電壓變化率在故障極啟動該策略；雙極故障下，通過兩極的線路電壓變化率啟動該策略，通過獲取的直流電流實際值與指令值的偏差量將有功類的偏差量與有功類指令值進行對比，從而得到修改因子以作用于脈沖生成環(huán)節(jié)，快速減少子模塊的投入數(shù)。

與硬件限流方案相比，基于控制策略的限流措施有較高的經(jīng)濟性?？刂破鞯捻憫?yīng)速度理論上為微秒級，能在故障電流達到安全閾值之前將其抑制，但也改變了故障電流這一電氣特征量，從而對基于故障電流信息的縱聯(lián)保護造成影響，降低了保護的靈敏性，甚至導(dǎo)致其拒動。文獻［16］通過線路兩端的故障電壓、電流獲取線路的計算電阻，根據(jù)其大小判別區(qū)內(nèi)、外故障。文獻［17］根據(jù)發(fā)生區(qū)內(nèi)故障時線路兩端的電流故障分量極性相同，發(fā)生區(qū)外故障時線路兩端的電流故障分量極性相反構(gòu)成縱聯(lián)保護。文獻［18］提出對分布電容電流進行補償，從而提出改進的電流差動保護。直流側(cè)過沖電流在1～2 ms甚至更短時間內(nèi)即可達到閉鎖值［19］，有效的限流措施可延緩故障電流上升率，而上述文獻的關(guān)注點為故障區(qū)域識別，未考慮主動限流控制投入下的故障電流特性。本文根據(jù)換流閥兩端獲取的故障電流瞬時值，提出一種基于換流閥電流兩側(cè)差流的縱聯(lián)保護方案，并利用所提限流控制策略中的修改因子調(diào)整線路保護判據(jù)的門檻值，使所提保護方案不受限流控制的影響，具有自適應(yīng)性。討論了該保護方案在直流電網(wǎng)等拓撲結(jié)構(gòu)下的適用性。最后，基于PSCAD／EMTDC 進行大量仿真，驗證了本文所提限流控制器的有效性，證明了本文所提保護方案不受分布電容影響，能可靠地識別故障區(qū)域。

1 模塊化多電平換流器主動限流控制策略

模塊化多電平換流器（modular multilevel converter，MMC）拓撲結(jié)構(gòu)如圖1所示。圖中：Udc為直流電壓測量值；uj（j=a，b，c）為閥側(cè)j相交流電壓；Ldc為平波電抗器的電感；L0、R0和C0分別為橋臂電感、橋臂等效電阻和子模塊電容；Rg為接地極等效電阻；Lac為交流系統(tǒng)等效電感；HBSM表示半橋型子模塊。

圖1 MMC拓撲結(jié)構(gòu)Fig.1 MMC topology

1.1 主控制器工作原理

1.2 限流控制器工作原理

限流控制器應(yīng)在故障狀態(tài)下盡快抑制故障電流，并且要保證不需要投入時不誤動，為滿足上述2點要求，本文設(shè)計了如圖A1所示的限流控制器。以MMC 定直流電壓控制為例，為防止限流控制器在非故障擾動的情況下投入，應(yīng)設(shè)計一個有效的控制啟動環(huán)節(jié)。

鑒于零模量能快速、靈敏地反映單極故障，將零模電壓u0的變化率與滯回比較器得到的動作信號作為單極故障下故障極的MMC 限流控制器啟動信號，其中滯回比較器在輸入信號大于設(shè)定值時輸出1，小于設(shè)定值時輸出0。雙極故障下，兩極電壓迅速下降，由于該故障危害極大，一般不考慮維持功率傳輸，而是直接閉鎖停運。鑒于此，可取躲過非故障擾動引起的兩極電壓變化率最大值作為雙極故障下限流控制器的啟動信號。

考慮到故障會引起直流電壓發(fā)生高頻振蕩，使得限流控制器頻繁退出與啟動，所以增設(shè)了單穩(wěn)觸發(fā)器，僅采用限流控制器啟動信號的第1 個有效區(qū)間，每次啟動后，需初始化單穩(wěn)觸發(fā)器。

假設(shè)橋臂上每個子模塊具有相同的電容電壓uc，每個橋臂均有2N個子模塊，則有：

式中：kp3、ki3分別為限流控制器的比例、積分系數(shù)。

定義修改因子kmod為：

2 基于附加限流控制器下的直流側(cè)故障電流特性分析

雙極基于MMC 的高壓直流輸電（MMC-based high voltage direct current，MMC-HVDC）系統(tǒng)拓撲結(jié)構(gòu)如圖2 所示。圖中：PDL1+和PDL1-分別為整流側(cè)正極和負極電流測量元件；PDL2+和PDL2-分別為逆變側(cè)正極和負極電流測量元件；PNL1+、PNL1-和PNL2+、PNL2-分別為整流側(cè)和逆變側(cè)的中性點兩側(cè)的測量元件；f1—f4為不同位置的故障，對于線路保護元件而言，f1為區(qū)內(nèi)故障，f2—f4為區(qū)外故障。

圖2 雙極MMC-HVDC系統(tǒng)拓撲結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Topology of bipolar MMC-HVDC system

直流故障特性分析是構(gòu)成保護方案的基礎(chǔ)，基于控制等限流方案的投入，理論上能抑制故障電流的發(fā)展，但同時也改變了電氣特征量，考慮到控制系統(tǒng)的響應(yīng)時間為微秒級［22］，而縱聯(lián)差動保護受通信時延的影響，速動性較差，此時兩端控制系統(tǒng)在保護出口前就已經(jīng)先后投入，若保護仍依據(jù)原有的整定值，則可能引起保護的誤動或拒動，很大程度上影響了保護動作的可靠性，因此有必要分析限流控制器投入前、后的故障電流特征，并依此提出適用于限流控制器投入的縱聯(lián)保護方案。

2.1 限流控制器投入前的故障電流特性分析

由于兩極換流站及線路參數(shù)均對稱，在忽略接地極阻值的情況下，雙極故障理論上可視為兩極分別發(fā)生了單極故障，以正極線路接地故障為例，閉鎖前故障極電流回路如圖1所示，對圖1中的橋臂列寫基爾霍夫電壓定律方程如式（5）所示。

由于橋臂等效電阻極小，故近似認為故障初始時刻下，每相橋臂等效電容電壓等于直流線路電壓。圖1 簡化后的等效電路圖如附錄A 圖A2 所示。圖中：Ladd為平波電抗器電感與線路等效電感之和；Rline為線路等效電阻；Ceq=6C0/N；Leq=2L0/3；Req=2R0/3；Rs為過渡電阻。由圖A2 可知故障回路的微分方程為：

2.2 限流控制器投入后故障電流特性分析

假設(shè)限流控制器t0時刻啟動，根據(jù)圖A1 可知，通過控制將部分子模塊旁路相當(dāng)于在回路中串入一個激勵(kmod-1)Nucε(t)，其中ε(t)為單位階躍函數(shù)。因此限流控制器投入后，等效電容電壓突變?yōu)椋?/p>

主動限流控制投入后，直流側(cè)故障極線路電流如附錄A 圖A4 所示。通過式（8）、（10）可看出：限流控制器投入前，直流側(cè)故障電流受穩(wěn)態(tài)運行下的Udc、idc(0)和故障回路的結(jié)構(gòu)影響；限流控制器投入后，直流側(cè)故障電流受時變的kmod影響。限流控制器動作后，保護裝置測量的值為控制響應(yīng)后的電氣量，若令kmod=1，則將其代入式（10）即可得到式（8），以此估算限流控制器未起作用時的故障電流。由式（8）、（10）可得到限流控制器投入前、后的電流差Δimod為：

3 適用于主動限流控制的自適應(yīng)縱聯(lián)保護方案

控制系統(tǒng)響應(yīng)速度理論上達到微秒級，具有良好的速動性，不需要引入額外的硬件類限流設(shè)備，有利于降低對保護速動性的要求。這類限流方案成為近年來的研究熱點，雖然控制方式各有不同，但基本通過增大虛擬阻抗、降低指令值等辦法抑制故障電流上升率。

考慮到控制響應(yīng)速度與線路保護在同一時間級別，故障后主動投入的附加限流控制器會導(dǎo)致電氣特征變化，給保護準(zhǔn)確識別故障區(qū)域帶來困難。針對該問題，本文結(jié)合第2 節(jié)提出了主動限流控制策略，考慮限流控制對故障電流的影響，提出一種適用于主動限流控制的縱聯(lián)保護方案。

單端換流站結(jié)構(gòu)如圖3 所示。圖中：iDL+、iDL-分別為正、負極線上的電流；iGND為接地極線路電流；fex、fin分別表示換流站出口故障和正極直流線路故障。

圖3 單端換流站結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Structural diagram of single terminal converter station

若將換流閥及換流站直流出口部分看作1 個節(jié)點，則該節(jié)點內(nèi)部故障對于線路保護而言，均屬于區(qū)外故障，如圖3 中的虛線框所示，因此通過線路測量元件PDL+/-和中性線路測量元件PNL+/-構(gòu)造換流閥兩側(cè)差流以識別故障方向，其中，PDL+/-取母線指向線路的電流方向為正方向，PNL+/-取換流閥指向中性點的電流方向為正方向。

3.1 保護啟動判據(jù)

本文以改進電壓梯度算法作為保護啟動判據(jù)［23］，如式（12）所示。

式中：udc(l)為時刻l的直流電壓值；Δumax為保護啟動門檻值。為保證保護啟動的靈敏性和可靠性，Δumax按躲過交流側(cè)故障引起直流側(cè)電壓梯度值進行整定，取Kop=1.3，因此設(shè)：

式中：Δumax，ac為交流側(cè)最嚴(yán)重故障下引起的直流電壓梯度最大值。該啟動判據(jù)簡單，具有較高的靈敏度。

3.2 故障選極判據(jù)

利用零模量可實現(xiàn)準(zhǔn)確選擇故障極，若令：

式中：iNL+、iNL-分別為測量元件PNL+和PNL-獲取的電流測量值。

可知i0的本質(zhì)為零模電流。若i0未達到門檻值，則判斷為雙極故障。為提高保護方案的可靠性，增加根據(jù)兩極線路電流判斷是否為雙極故障或非故障擾動的判據(jù)。則本文的故障選極判據(jù)如式（15）所示。

式中：idc+(0)、idc-(0)分別為正、負極線穩(wěn)態(tài)下的直流電流；idc+(t)、idc-(t)分別為正、負極線的實時測量電流；i0，set按躲過非單極接地故障下最大不平衡電流Δi0，max整定；idc，set按躲過非直流側(cè)故障下的最大擾動電流Δidc，max整定。

正極故障下，限流控制器投入后，有i′0=i′NL++iNL-，即i0=i′0+Δimod+。雙極故障下，若兩極限流控制器同時投入，則有i′0=i′NL++i′NL-=(iNL+-Δimod+)+(iNL--Δimod-)（Δimod+、Δimod-分別為限流控制器投入前后正、負極的電流差），而idc+=i′dc++Δimod+，idc-=i′dc-+Δimod-，理論上Δimod+與Δimod-大小相同、方向相反。

綜上所述，單極故障下，i0(t)僅受限流控制的影響，而雙極故障下，i0(t)不受限流控制的影響。取可靠系數(shù)Krel=1.3，因此考慮限流控制器投入后的整定值應(yīng)為：

Δimod+和Δimod-分別由正、負極限流控制器投入后，各自計算得到的kmod決定。

3.3 故障區(qū)域識別

由圖3 可知，在正極發(fā)生反向故障fex或換流閥內(nèi)部故障的情況下，測量元件PDL1+、PNL1+測得的電流之和idiff迅速增大，若正極發(fā)生線路故障fin，則idiff理論上為0，鑒于此，基于換流閥兩側(cè)電流的差流構(gòu)造故障區(qū)域識別判據(jù)，如式（18）所示。

式中：idiff，set應(yīng)按躲過非區(qū)外故障下的最大不平衡電流Δidiff，max整定，如式（19）所示。

式中：Krel，I為可靠系數(shù)，取值為1.3。

線路故障下，限流控制器投入后，有：

可見線路故障下，換流閥兩端的差流i′diff不受限流控制投入的影響。而直流側(cè)出口故障下，換流閥兩端的差流為：

式中：Δimod，op為對端換流閥限流控制器投入后產(chǎn)生的故障電流差值?？梢娫摴收瞎r下，i′diff受本端和對端限流控制的影響，考慮限流控制對閾值整定的影響較為困難，但直流側(cè)出口故障與線路故障下，換流閥兩側(cè)差流的差異明顯，閾值極小。直流側(cè)出口故障下，即使受限流控制的影響，造成保護靈敏度下降，換流閥兩側(cè)差流仍遠大于保護動作的閾值，不會影響動作的可靠性和速動性。

以整流側(cè)為例，邏輯信號傳輸示意圖如圖4 所示，圖中Sid1、Sid2分別為換流站MMC1、MMC2發(fā)出的邏輯信號。若單端判定為區(qū)外故障，則該端發(fā)送給對端的邏輯信號為1；若單端判定為區(qū)內(nèi)故障，則該端發(fā)送給對端的邏輯信號為0。

圖4 邏輯信號傳輸示意圖Fig.4 Schematic diagram of logic signals transmission

考慮到保護的目的在于有選擇性地迅速隔離故障，因此若本端識別為反向故障，則閉鎖本端換流器；若本端識別為正向故障，則線路保護動作。該策略無需通信即可實現(xiàn)，能快速、有選擇性地清除故障電流。DCCB 斷開后，由于故障點去游離和斷路器恢復(fù)斷開能力需要一定時間（一般不少于幾十毫秒），在此期間內(nèi)，根據(jù)對端信息即可判斷故障是否為線路故障，從而決定是否進行重合。

3.4 保護方案

綜合3.1—3.3 節(jié)的分析，本文所提保護方案的整體流程如附錄A 圖A5 所示。根據(jù)直流電壓梯度值判斷是否啟動保護。保護啟動后，特征量在一定時間內(nèi)可能達不到整定值，考慮到線路長度、過渡電阻等因素，為提高保護可靠性，以采樣頻率10 kHz為例，以連續(xù)的5 個采樣點為周期判斷特征量是否達到門檻值，取每個判斷環(huán)節(jié)時窗為1 ms。在本端判斷出正向故障或反向故障后，根據(jù)接收對端發(fā)送的邏輯信號Sid即可確定故障區(qū)域。

分布電容電流的存在使線路兩端的測量電流不再滿足基爾霍夫電流定律，因此分布電容對縱聯(lián)電流差動保護的影響較大，而由圖A5 可知，本文所提保護方案僅用到了換流站本地量，無需對端換流站的電氣量，因而不受分布電容影響。

3.5 保護方案適用性分析

前文介紹了保護方案在雙端柔性直流輸電系統(tǒng)下的適用性，柔性直流電網(wǎng)拓撲結(jié)構(gòu)也較為常見。考慮通過控制策略限流，本節(jié)以張北柔性直流電網(wǎng)輸電工程為背景，以圖5 所示的四端MMC-HVDC 環(huán)網(wǎng)拓撲結(jié)構(gòu)為例，分析本文所提保護方案的實用性。圖中：L12、L24、L34、L13為直流線路；f1—f8為不同位置的故障；MMC1+為MMC1的正極換流閥；PDL12+、PDL13+分別為MMC1+所連的2條直流線路電流測量元件。

圖5 四端MMC-HVDC環(huán)網(wǎng)拓撲結(jié)構(gòu)Fig.5 Topology of four terminal MMC-HVDC loop network

根據(jù)3.2 節(jié)的分析，四端MMC-HVDC 環(huán)網(wǎng)的故障選極判據(jù)仍根據(jù)式（14）—（16）構(gòu)成，各特征量的閾值同樣以3.2節(jié)的整定原則為依據(jù)。

將MMC1+及其直流側(cè)出口部分視作1 個節(jié)點，如圖5 中虛線框區(qū)域所示。PDL+/-取母線指向線路的電流方向為正方向，PNL+/-取換流閥指向中性點的電流方向為正方向。穩(wěn)態(tài)運行下有：

式中：idiff，set同樣以3.3節(jié)給出的整定原則為依據(jù)。

雖然根據(jù)式（23）能有效識別正向故障和反向故障，但無法識別故障發(fā)生在哪條線路，因此不能將本端的邏輯信號作用于DCCB 斷開。某直流線路故障下，所有換流站均向故障點放電，因而故障線路兩端電流突變方向必然相同，而健全線路上無故障點，電流突變方向必然相反，取：

式中：Krel.Ⅱ為可靠系數(shù)，取值為1.3。

可知故障線路兩端測得的電流應(yīng)滿足式（24），而健全線路則不滿足。以圖5 所示的電網(wǎng)中發(fā)生正極故障為例，保護方案識別結(jié)果如表1 所示，表中Sid3、Sid4分別為MMC3、MMC4發(fā)出的邏輯信號。若發(fā)生線路故障，則Sid1—Sid4均為0，根據(jù)兩端電流突變方向均為正識別出故障線路；若為某一換流站反向故障，則該換流站發(fā)出的邏輯信號為1。綜上所述，結(jié)合線路電流突變方向，本文所提保護方案在直流電網(wǎng)中仍能準(zhǔn)確快速識別故障。

表1 不同故障下保護方案的判斷結(jié)果Table 1 Judgement results of protection schemes under different faults

4 仿真驗證

利用PSCAD／EMTDC 分別搭建如圖2、5 所示的雙端MMC-HVDC 系統(tǒng)和四端MMC-HVDC 環(huán)網(wǎng)仿真模型，模型參數(shù)分別如附錄B 表B1 和表B2 所示。架空線路采用依頻模型，雙端MMC-HVDC 系統(tǒng)的線路長度為180 km，雙端MMC-HVDC系統(tǒng)中線路L12、L13、L24、L34的長度分別為207.9、49.9、192.7、217.6 km。在圖2 和圖5 中的測量元件處配置保護，采樣頻率設(shè)置為10 kHz。

4.1 雙端MMC-HVDC系統(tǒng)典型故障仿真分析

取故障時刻t0=1 ms，設(shè)置負極線路單極故障f1、反向區(qū)外故障f2、正向區(qū)外故障f3和線路雙極故障f4。

考慮最嚴(yán)重的擾動情況，根據(jù)仿真獲取交流側(cè)故障引起的直流電壓梯度最大值Δumax，ac=33 kV，中性母線上的最大不平衡電流Δi0，max=0.38 kA，根據(jù)式（16），在限流控制器未投入的情況下，i0，set=0.5 kA；直流線路上最大不平衡電流Δidc，max=0.96 kA，因此取idc，set=1.3 kA。非換流閥內(nèi)部及其出口故障下，最大不平衡電流Δidiff，max＜0.03 kA，參考柔性直流相關(guān)規(guī)范后［24］，在工程合理的設(shè)計范圍內(nèi)取idiff，set=0.1 p.u.。

4.1.1 區(qū)內(nèi)單極故障

中性點不平衡電流和換流閥兩側(cè)差流仿真結(jié)果如附錄B 圖B1 所示?？梢钥闯觯蘖骺刂破鞯耐度肽苡行б种浦绷鞴收想娏?，但也降低了保護方案的靈敏性。保護方案在ts時刻啟動，i0(t)在t1時刻到達整定值，保護判斷為直流側(cè)接地故障，此后idiff(t)在10 個采樣點內(nèi)未達到整定值，在t2時刻結(jié)束計算，兩端均判斷為負極正向接地故障，故Sid1=Sid2=0，并向DCCB發(fā)送觸發(fā)信號，線路在一段時間后重啟。

將限流控制對故障電流的影響考慮在內(nèi)，可知該保護動作的靈敏性與可靠性不受其影響。圖B1中，若不對整定值進行調(diào)整，則限流后的i0(t)在保護啟動后的10 個采樣點內(nèi)，不能滿足5 個連續(xù)的采樣點達到整定值，從而導(dǎo)致保護拒動。

4.1.2 區(qū)外故障

1）反向區(qū)外故障f2。

整流側(cè)換流站正極出口處發(fā)生接地故障，仿真結(jié)果如附錄B 圖B2 所示。圖B2（a）中，由于近端換流站放電回路阻尼小，在限流控制器投入后的故障電流i0(t)仍能在保護啟動后的1 ms 內(nèi)達到閾值0.5 kA。判斷為負極接地故障后，整流側(cè)idiff(t)滿足閾值條件，t2時刻結(jié)束計算，判斷為反向區(qū)外故障，Sid1=1，并閉鎖本側(cè)故障極換流閥。圖B2（b）中，逆變側(cè)在t1時刻判斷為負極接地故障，t2時刻判斷為正向故障，斷開本側(cè)斷路器，在接收到對端發(fā)送的Sid1邏輯信號后，閉鎖斷路器，中斷線路重啟。

2）正向區(qū)外故障f3。

逆變側(cè)換流站正極出口處發(fā)生接地故障，仿真結(jié)果如附錄B 圖B3 所示。圖B3（a）中，整流側(cè)保護在ts時刻啟動，t1時刻判斷為負極接地故障，此后idiff(t)不滿足閾值條件，t2時刻結(jié)束計算，判斷為正向故障，Sid1=0，并斷開本側(cè)斷路器，在準(zhǔn)備重合閘期間等待對端邏輯信號。圖B3（b）中，逆變側(cè)在t1時刻判斷為負極接地故障，t2時刻idiff(t)達到門檻值，對于逆變側(cè)，判斷為反向故障，閉鎖本側(cè)故障極換流閥，并發(fā)出邏輯信號Sid2=1。

4.1.3 線路雙極故障

線路中點發(fā)生雙極故障f4，由于兩極電流對稱，因此僅展示正極仿真結(jié)果，如附錄B 圖B4 所示。圖中：兩端的保護啟動后，i0(t)在1 ms內(nèi)不滿足閾值條件，保護在t1時刻判斷不為接地故障；直流線路電流在t2時刻達到整定值，保護判斷為雙極故障，兩端換流站閉鎖。

4.1.4 保護方案抗過渡電阻能力分析

雙極故障或區(qū)外故障一般為金屬性故障，高過渡電阻出現(xiàn)在線路單極故障中的可能性較大，因此本節(jié)驗證保護方案在單極故障下的抗過渡電阻能力。

單極故障下，僅i0(t)受過渡電阻影響，idiff(t)只與換流閥兩側(cè)差流有關(guān)，不受過渡電阻影響，而系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運行時，零模電流基本為0，故i0(t)的門檻值低，具有較好的靈敏性。設(shè)置圖2 中f1的過渡電阻為300 Ω，仿真結(jié)果如附錄B 圖B5 所示。過渡電阻越大，i0(t)的值越小，限流控制對故障電流的抑制程度也越小，可以看出，在300 Ω 的過渡電阻下，本文所提保護方案仍能準(zhǔn)確識別故障區(qū)域。大量仿真實驗結(jié)果表明，當(dāng)過渡電阻在300 Ω 以下時，本文所提保護方案均能準(zhǔn)確動作。

4.1.5 保護方案的抗噪聲干擾能力分析

考慮到實際工程中存在外界噪聲和二次系統(tǒng)噪聲對保護造成干擾，在故障f1—f4的情景中加入30 dB 高斯白噪聲，檢驗所提保護方案動作的可靠性，仿真結(jié)果如附錄B圖B6和圖B7所示。

噪聲為一種高頻的波動信號，對于電流幅值影響較小，但使電流信號產(chǎn)生多個奇異點，會對電流的變化率產(chǎn)生較大影響。本文所提保護方案僅用到了求和函數(shù)、abs 函數(shù)和比較函數(shù)，算法簡單，可靠性高，具有良好的抗噪聲干擾能力。由圖B6、B7 可以看出，在包含30 dB 高斯白噪聲的不同故障下，本文所提保護方案均能可靠動作。

4.2 四端MMC-HVDC環(huán)網(wǎng)典型故障仿真分析

為分析保護方案在四端柔性直流電網(wǎng)中的適用性，以圖5中故障f1和f5為例進行仿真驗證。

4.2.1 線路L12的單極故障f1

根據(jù)圖B8 和圖B9，保護啟動到完成本地識別不超過2 ms，假定換流站將本地識別結(jié)果以光速向其他換流站傳播，由于最長線路L34的長度為217.6 km，故通信時延不超過1 ms。綜上所述，本文所提保護方案能在3 ms 內(nèi)完成故障識別，在四端直流環(huán)網(wǎng)中同樣具有較好的速動性。

4.2.2 換流站1出口故障f5

換流站1 正極出口故障的仿真結(jié)果如附錄B 圖B10所示，可以看出，MMC1—MMC4的i0(t)均能在保護啟動后1 ms 內(nèi)達到閾值，故障選極結(jié)果為正極。圖B10（a）中，idiff(t)大于閾值，保護判斷結(jié)果為換流站1出口故障。

5 結(jié)論

本文提出一種基于零模電壓和線路電壓變化率啟動的限流控制策略，分析了限流控制對故障電流的影響，并提出了適用于半橋型MMC 主動限流控制下的縱聯(lián)保護方案，所得結(jié)論如下。

1）限流控制通過零模電壓和線路電壓變化率啟動，能快速有效地抑制直流故障電流發(fā)展；避免了健全極限流控制受耦合的影響而誤啟動。

2）保護方案根據(jù)限流控制對故障電流的抑制程度自動調(diào)整閾值，使其不受限流控制投入的影響，提升了動作的可靠性。

3）保護方案算法簡單，僅用到各換流站端本地量，并與其對端換流站交換其判別結(jié)果，不依賴線路邊界元件，不受線路分布電容影響，換流站間數(shù)據(jù)無需同步，有較好的耐受過渡電阻及抗噪聲能力。

4）保護方案在點對點、直流環(huán)網(wǎng)等拓撲結(jié)構(gòu)中均有較好的適用性。

直流側(cè)故障過沖電流嚴(yán)重危害一次設(shè)備，有效的限流措施尤為重要，保護方案應(yīng)在限流措施迅速投入的情況下保證動作的靈敏性與可靠性。本文所提思路在工程應(yīng)用方面還需進一步研究。

附錄見本刊網(wǎng)絡(luò)版（http：//www.epae.cn）。