基于模塊化多電平換流器的多端柔性直流系統接地方式

鄧旭，沈揚，王東舉，周浩

(1.浙江大學電氣工程學院，杭州市310027;2.浙江省電力設計院，杭州市310012)

0 引言

隨著以風電、太陽能等可再生能源為主的分布式發電的快速發展，以及海上風電場、孤島供電等采用直流并網的需求，并且電力電子器件和相關控制技術的日新月異，多端柔性直流輸電技術越來越受重視［1-5］。

按照規劃，舟山多端柔性直流輸電工程將通過海底直流電纜將5個島嶼互聯，建成后將成為世界上第1個五端柔性直流輸電工程。該柔性直流輸電系統的直流額定電壓為±200 kV，采用半橋式模塊化多電平換流器(modular multi-level converter，MMC)的柔性直流輸電技術，計劃于2014年投運。

模塊化多電平換流器采用子模塊級聯的形式，是新一代電壓源換流器拓撲結構的領導者，與傳統的兩電平和三電平拓撲相比具有諧波含量小、開關頻率低、運行損耗低等優點［6-9］。目前國內外已經投入運行的MMC型直流輸電工程僅有2項，分別是美國Trans Bay Cable工程和中國上海的南匯風電場柔性直流輸電示范工程，但這2項工程均為兩端柔性直流輸電工程［10-13］。而舟山多端柔性直流輸電工程含有5個換流站，建成后將成為世界上首個五端柔性直流輸電工程，系統的拓撲結構與以往的MMC型柔性直流輸電工程有較大不同。

接地方式是柔性直流輸電工程中必須首先解決的關鍵性問題，它為整個柔性直流系統提供參考電位，也是過電壓研究、絕緣配合設計的基礎，是系統設計中一個非常重要的環節［14-15］。常規高壓直流輸電工程通常采用雙極結構，從中性母線引出接地極［16-18］。而電壓源換流器型高壓直流輸電(voltage source converter based high voltage direct current，VSC-HVDC)為自然雙極結構，無中性母線及接地極，其中兩電平VSC-HVDC直流側裝設分裂電容，聯結區交流場裝設濾波器，其接地可利用直流側的分裂電容引出接地。但是對于模塊化多電平換流器型高壓直流輸電系統(modular multilevelconverterhigh voltage directcurrent，MMCHVDC)，系統直流側沒有集中布置的電容，而是采用橋臂分布式電容的布置方式。因此，MMC-HVDC的接地方式將與常規高壓直流和兩電平電壓源換流器型高壓直流(VSC－HVDC)存在顯著差異。

目前關于柔性直流輸電系統接地方式的研究主要是基于 VSC-HVDC 工程［15，19］，對于 MMC 型的柔性直流輸電系統，由于其發展歷史較短，對MMC型的多端柔性直流輸電系統接地方式進行相關研究的文獻很少。因此，非常有必要對基于MMC的多端柔性直流系統接地方式進行研究。

為此，本文依托舟山多端柔性直流輸電工程，詳細分析了2種不同接地方式的優缺點，確定了該工程五端換流站采用的接地方式，并分析直流側箝位電阻在直流系統中的作用，在此基礎上對該工程各換流站的過電壓與絕緣配合進行研究，以得到五端換流站關鍵設備的過電壓和絕緣水平。

1 系統參數

舟山多端柔性直流輸電系統包含5個換流站:舟山、岱山、衢山、洋山和泗礁。各換流站之間的接線示意如圖1所示。該工程額定直流電壓為±200 kV，定海和岱山站的額定直流功率為400 MW和300 MW，其他3個站的額定直流功率均為100 MW。交直流系統的詳細參數如表1所示。

圖1 舟山多端柔性直流工程系統接線示意圖Fig.1 Zhoushan MMC-HVDC power transmission project

表1 舟山多端柔性直流輸電系統參數Tab.1 System parameters of Zhoushan MMC-HVDC project

考慮到換流站交流側接入為110 kV及以上系統，為了隔離交流系統不對稱故障產生的零序分量，220 kV聯結變壓器網、閥側繞組采用Yn/Δ接線，110 kV聯結變壓器網、閥側繞組采用Y/Y接線。每個換流站設1臺聯結變，主要參數見表2。

表2 聯結變壓器主要參數Tab.2 Main parameters of converter transformer

橋臂電抗器是換流站的關鍵設備，它是柔性直流輸電系統與交流系統之間功率交換的紐帶，它對換流器的功率輸送能力、有功功率與無功功率的控制都有影響。該工程五端換流站橋臂電抗器的電感值參數如表3所示。

表3 橋臂電抗器主要參數Tab.3 Main parameters of converter reactor

直流平波電抗器主要用于削減直流側諧波，減緩直流電壓和電流的波動，在每個換流站正負極分別安裝1臺直流平波電抗器，電感值均為20 mH。

2 接地方式類型

接地方式是MMC-HVDC工程應用中亟待解決的關鍵性問題之一，它為整個直流系統提供參考電位，同時也是換流站過電壓計算和進行換流站絕緣配合的基礎，直接關系著換流站設備的絕緣水平。對于舟山多端柔性直流輸電系統，結合現有的相關研究成果，理論上可行的接地方式主要有2種:(1)聯結變閥側交流場采用星形電抗+中性點電阻接地的方式;(2)Y/Y型聯結變+閥側繞組中性點電阻接地方式。2種接地方式示意如圖2～3所示。圖中中性點接地電阻的作用是為了限制入地電流大小。

圖2 星形電抗+中性點接地電阻方式示意圖Fig.2 Star ground reactance with neutral grounding resistor

圖3 Y/Y型聯結變+閥側線圈中性點接地電阻方式示意圖Fig.3 Converter transformer with Y/Y winding and neutral grounding resistor

2.1 聯結變閥側星形電抗+中性點接地電阻方式

聯結變閥側交流場星形電抗+中性點接地電阻的接地方式是在聯結變閥側交流場設置3個單相電抗，并在其中性點加接地電阻的方式，如圖2所示。首先，為了避免直流偏磁問題，星形電抗采用3個單相干式電抗器;其次，從無功角度考慮，星形電抗值取得過小則消耗無功過多，對換流站無功運行范圍產生較大影響，使得換流站對交流電網的容性無功補償能力大大下降，減弱了交流電壓的調節能力。綜上考慮，該工程星形電抗消耗的無功不應超過額定有功功率的20%，因此電抗值不能取的太小。另外，還需滿足接地裝置投切過程中交流系統電壓穩定等要求，仿真計算結果表明，換流站星形電抗器取值適當增大，可以減少啟動及閉鎖時對周邊交流電網電壓的影響。但電抗取值過大則制造安裝困難，根據廠家針對舟山多端柔性直流工程特殊研制的干式電抗器資料，每臺1.5 H的211 kV干式電抗器尺寸和質量已達到:直徑約4.5 m，高約6 m，質量約9 t。因此，換流站星形電抗器的電感值應取一個合適的值。

此外，由于衢山、洋山和泗礁換流站接入110 kV交流系統，交流系統較弱。換流站接地裝置如采用星形電抗+中性點接地電阻的方式，則在換流站啟動過程中的充電初始狀態和換流站閉鎖過程中，換流閥處于閉鎖階段，需要由交流電網承擔接地裝置消耗的大量無功功率。而110 kV交流系統的無功補償裝置難以補償接地裝置的無功需求，從而導致交流系統電壓將被拉低。接地裝置消耗的無功功率主要取決于接地裝置電抗器的電感值，因此接地裝置電抗器取值大小對換流站啟動及閉鎖過程中交流系統電壓的波動幅值影響較大。對于這些換流站，為滿足交流系統電壓波動要求，可采用較大的電抗器，但是電抗器取得過大會帶來制造、安裝上的困難。因此，這些換流站的接地裝置不適合采用星形電抗+中性點接地電阻的形式，需要采用其他接地方式。

綜合考慮上述因素，定海、岱山換流站交流側接入220 kV系統，系統較強，推薦采取聯結區星形電抗+中性點接地電阻的形式，并且星形電抗取值3 H，但由于制造困難，每相電抗由2臺1.5 H的電抗串聯組成。中性點接地電阻取1 kΩ。

衢山、洋山和泗礁換流站交流側接入110 kV系統，系統較弱，換流站啟動、退出、故障等接地裝置投切時交流110 kV系統電壓波動較大，因此這些換流站，不采用這種接地方式。

2.2 Y/Y型聯結變+中性點接地電阻方式

根據前文分析可知，對于衢山、洋山和泗礁換流站，聯結變壓器網側接入110 kV交流系統，接地裝置不適合采用星形電抗+中性點接地電阻的形式，需要采用其他接地方式。

對于第2種接地方式，即換流站聯結變采用Y(網側)/Y(閥側)接線組別，聯結變閥側繞組采用中性點通過電阻接地的方式，該接地方式下換流站交流系統不存在因電抗器消耗無功導致電壓波動的問題，因此衢山、洋山和泗礁換流站可以采取該種接地方式。但是，在該接地方式下，換流站正常工作時，由于參數誤差引起直流不平衡電流會長期流經聯結變中性點。而且當直流側發生接地故障時，聯結變中性點也會流過短路電流直流分量。聯結變中性點直流電流通過會引起直流偏磁，使變壓器鐵心半周飽和，引起變壓器震動加劇，噪音增加，降低變壓器效率，縮短變壓器壽命，產生大量諧波，降低電壓質量［20-23］。為了減小中性點入地電流的大小，可以在中性點安裝1只接地電阻來限制入地電流的大小，從而減小入地電流對系統造成的影響。當電阻取得過大則整個系統近似不接地，無法實現其為整個換流站提供參考電位的功能，因此接地電阻值不能太大。

綜合考慮上述因素，該工程衢山、洋山和泗礁換流站采用Y/Y型聯結變+中性點接地電阻的接地方式，并且中性點接地電阻取為2 kΩ。

3 直流側箝位電阻的作用分析

基于MMC的多端柔性直流輸電系統中的直流側箝位電阻如圖4所示，直流側通過2個大電阻接地。直流側箝位電阻的主要作用是:一方面通過箝位電阻箝位兩極的直流電壓，使直流極線正負極電壓保持對稱;另一方面可提供直流系統的電位參考點。

圖4 直流側箝位電阻方式示意圖Fig.4 DC clamp resistance

箝位電阻的性能與箝位電阻參數選取密切相關，箝位電阻取值越小，接地效果越明顯，故障后系統恢復越快。但是電阻取得過小，由于直流電壓較高，從而導致系統穩態運行時損耗較大，影響系統綜合效益;當電阻取得過大則相當于不接地，無法實現其箝位作用，因此，需選取一個合適的電阻值。綜合考慮上述因素，并參考仿真結果，該工程各換流站的直流箝位電阻取8 MΩ。

與前文第2節提出的換流站接地方式不同，前文的接地裝置位于聯結變閥側交流系統，主要是為直流系統提供參考電位。而直流側箝位電阻位于直流線路側，主要起直流箝位作用，保持直流極線正負極電壓對稱。

4 換流站設備的過電壓與絕緣配合

4.1 避雷器布置及參數

換流站系統的安全運行離不開過電壓保護裝置，根據以往直流輸電工程的經驗，主要通過安裝無間隙金屬氧化物避雷器來保護換流站設備。換流站的避雷器布置直接關系到換流站設備在各種操作及故障下能否安全可靠運行，同時對工程的造價也會有重要影響。根據長期以來國內外直流輸電工程所積累的絕緣配合經驗，換流站避雷器配置主要遵循以下原則:(1)換流站交流側產生的過電壓主要由交流側的避雷器進行限制;(2)換流站直流側產生的過電壓主要由直流側避雷器進行限制;(3)對于換流站內重要設備，通常在其兩端并聯1支避雷器進行保護。

根據上述避雷器布置原則，并結合近年來國內外相關MMC型直流輸電工程所積累的寶貴經驗，如美國的Trans Bay Cable工程和中國上海的南匯風電場柔性直流輸電示范工程中換流站避雷器的布置方案，可確定舟山多端柔性直流輸電工程換流站的避雷器詳細布置方案。由于每個換流站的避雷器布置基本相同，限于篇幅，本文僅列出定海換流站的避雷器布置，如圖5所示。圖5中不同區域避雷器的定義如表4所示，避雷器的基本參數如表5所示。

表4 柔性直流輸電系統換流站避雷器定義Tab.4 Arrester’s definition for converter stations of MMC-HVDC

4.2 換流站設備的過電壓與絕緣水平

4.2.1 過電壓水平

圖5 定海換流站避雷器布置方案Fig.5 Arrester configuration of Dinghai converter station

表5 換流站避雷器主要參數Tab.5 Main parameters of arresters for converter stations

換流站關鍵設備包括聯結變網側、聯結變閥側、平波電抗器閥側和平波電抗器網側設備。對于聯接變網側交流設備，主要由聯結變壓器網側交流避雷器A保護，該區域的設備與常規220 kV或110 kV交流系統相同，該處設備的過電壓與常規交流系統也基本類似，本文不再贅述。對于聯結變閥側交流設備，當發生聯結變閥側單相接地、相間短路、三相接地和橋臂電抗器閥側單相接地等故障時會在這些設備上產生較大過電壓，分別對上述故障進行仿真計算，并找出五端換流站該區域設備在上述故障下最嚴重的過電壓，最嚴重過電壓計算結果如表6所示。對于換流站直流側設備，包括平波電抗器閥側和網側的相關設備，當發生直流極線接地和平波電抗器閥側直流母線接地故障時會在相關設備上產生較大過電壓，分別對上述各種典型故障進行仿真計算，找出最嚴重的過電壓。換流站關鍵設備的過電壓計算結果如表6所示。

表6 換流站設備的過電壓水平Tab.6 Overvoltage of converter station equipment kV

4.2.2 設備絕緣水平

在多端柔性直流輸電系統中，換流站設備的絕緣水平直接關系到整個工程的造價。設備的絕緣水平與設備絕緣裕度直接相關，不同設備由于所處位置以及在換流站中的重要性不同，對絕緣裕度的要求也不同，因此選擇合適的設備絕緣裕度至關重要。由于舟山多端柔性直流輸電工程為世界上第1個基于MMC型的五端柔性直流輸電工程，目前尚未見到相關資料對換流站設備絕緣裕度選取的專門論述，并且已有的MMC型直流輸電工程的投運時間并不長，缺少長期運行經驗。但是，國內外常規高壓直流輸電工程經過不斷發展，已積累了相當豐富的運行經驗，關于設備絕緣裕度的選取也已形成相關技術標準［24］。另外，除換流閥和換流變外，多端柔性直流輸電系統中換流站的其他交直流設備基本與高壓直流輸電工程相似，只是設備參數上的差異。基于以上考慮，本文建議在選取多端柔性直流輸電系統換流站設備絕緣裕度時，可以參照常規高壓直流輸電工程的經驗及相關標準。表7為本工程推薦的換流站設備絕緣裕度。

根據上述確定的換流站相關避雷器的保護水平以及設備絕緣裕度，可以確定換流站關鍵設備的絕緣水平。五端換流站聯結變壓器網側交流系統存在較大差別，定海、岱山站網側交流系統額定電壓為220 kV，衢山、洋山和泗礁換流站的網側交流系統額定電壓為110 kV。根據前文分析知聯結變網側設備與常規交流系統類似，因此設備的絕緣水平可參照常規交流系統選取，對于交流220 kV和110 kV電氣設備，首先考慮雷電沖擊耐壓，設備的絕緣水平如表8所示。

表7 舟山多端柔性直流工程換流站設備絕緣裕度Tab.7 Equipment insulation margins of converter stations in Zhoushan VSC-HVDC project

由上述計算結果可知，對于定海和岱山換流站，即聯結變網側交流母線及設備的雷電沖擊絕緣水平推薦為950 kV，對于衢山、洋山和泗礁換流站，聯結變網側交流母線及設備的雷電沖擊絕緣水平推薦為450 kV。

表8 舟山多端直流工程聯結變網側設備絕緣水平Tab.8 Equipments insulation levels at system side of converter transformer in Zhoushan VSC-HVDC project

對于五端換流站聯結變閥側交流設備及直流設備，系統額定電壓相同，根據前文確定的避雷器保護水平和設備絕緣裕度，可以計算得到各設備的絕緣水平，如表9所示。

表9 舟山多端柔性直流輸電工程換流站聯結變閥側及直流關鍵設備的絕緣水平Tab.9 Equipment insulation levels at valve side and DC switchyard in Zhoushan VSC-HVDC project

由上述計算結果可知:

(1)根據計算可以得到的五端換流站聯結變閥側交流母線的雷電和操作沖擊絕緣水平分別為625 kV和511 kV，在設計時留有一定的絕緣裕度，在確定設備最終的絕緣水平時，可將計算值往上取整作為推薦值，故推薦聯結變閥側交流母線的雷電和操作沖擊絕緣水平為650 kV(或取更高一級絕緣水平750 kV)和550 kV。

(2)根據計算可以得到的五端換流站200 kV直流母線的雷電和操作沖擊絕緣水平分別為541 kV和478 kV，因此可以推薦換流站200 kV直流母線的雷電沖擊絕緣水平和操作沖擊絕緣水平分別取為650 kV(或取更高一級絕緣水平750 kV)和550 kV。

5 結論

(1)基于MMC的多端柔性直流系統接地方式主要有2種:聯結變閥側交流場采用星形電抗+中性點電阻的接地方式、Y/Y型聯結變+中性點接地電阻的接地方式。聯結變閥側交流場采用星形電抗+中性點電阻的接地方式適用于強交流接入系統，由于定海、岱山站交流側接入220 kV交流系統，系統較強，因此推薦采取該接地方式，并且星形電抗取值為3 H，每相電抗由2臺1.5 H的電抗串聯組成，中性點接地電阻取1 kΩ。對于衢山、洋山和泗礁換流站，由于換流站接入的交流系統較弱，如采用聯結變閥側交流場星形電抗+中性點接地電阻的接地方式，則換流站啟動、退出、故障等接地裝置投切時交流110 kV系統的電壓波動較大，因此不推薦采取該種接地方式。對于這幾個換流站，推薦采取Y/Y型聯結變+中性點接地電阻的接地方式，該接地方式不存在電壓波動問題，但是直流不平衡電流會長期流經聯結變中性點，導致直流偏磁。為了限制入地電流大小，可在中性點安裝1只接地電阻，并且在該工程中，對于衢山、洋山和泗礁換流站，換流站的中性點接地電阻取為2 kΩ。

(2)與聯結變閥側交流場星形電抗+中性點接地電阻、Y/Y型聯結變+中性點接地電阻等2種接地方式的原理不同，直流側箝位電阻位于換流站直流線路側，主要起直流箝位作用，保持直流極線正負極電壓對稱;另外也可為直流系統提供電位參考點。

(3)在確定各換流站接地方式的基礎上，搭建了舟山多端柔性直流輸電系統仿真模型，仿真計算了換流站的過電壓水平，并根據過電壓計算結果確定了換流站關鍵設備的絕緣水平。對于換流站聯結變網側交流母線及設備，定海和岱山換流站聯結變網側為220 kV交流系統，設備的雷電沖擊絕緣水平取為950 kV;衢山、洋山和泗礁換流站聯結變網側為110 kV交流系統，相關設備的雷電沖擊絕緣水平取為450 kV。五端換流站聯結變閥側交流母線的雷電和操作沖擊絕緣水平推薦為650 kV(或取更高一級絕緣水平750 kV)和550 kV;200 kV直流母線的雷電沖擊絕緣水平和操作沖擊絕緣水平取為650 kV(或取更高一級絕緣水平750 kV)和550 kV。

［1］胡靜，趙成勇，翟曉萌.適用于MMC多端高壓直流系統的精確電壓裕度控制［J］.電力建設，2013，34(4):1-7.

［2］周浩，沈揚，李敏，等.舟山多端柔性直流輸電工程換流站絕緣配合［J］.電網技術，2013，37(4):879-890.

［3］Weixing L，Boon-Tech O.DC overvoltage control during loss of converter in multiterminal voltage-source converter-based HVDC(M-VSC-HVDC)［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，2003，18(3):915-920.

［4］Hongbo J，Ekstrom A.Multiterminal HVDC systems in urban areas of large cities［J］.IEEE Transactions on Power Delivery，1998，13(4):1278-1284.

［5］胡航海，李敬如，楊衛紅，等.柔性直流輸電技術的發展與展望［J］.電力建設，2011，32(5):62-66.

［6］湯廣福，賀之淵，騰樂天，等.電壓源換流器高壓直流輸電技術最新研究進展［J］.電網技術，2008，32(22):39-44，89.

［7］馬為民，蔣維勇，李亞男.大連柔性直流輸電工程的系統設計［J］.電力建設，2013，34(5):1-5.

［8］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制策略［J］.中國電機工程學報，2009，29(36):1-8.

［9］韋延方，衛志農，孫國強，等.適用于電壓源換流器型高壓直流輸電的模塊化多電平換流器最新研究進展［J］.高電壓技術，2012，38(5):1243-1250.

［10］喬衛東，毛穎科.上海柔性直流輸電示范工程綜述［J］.華東電力，2011，39(7):1137-1140.

［11］湯廣福.高壓直流輸電裝備核心技術研發及工程化［J］.電網技術，2012，36(1):1-6.

［12］Teeuwsen S P.Modeling the Trans Bay Cable Project as voltagesourced converter with modular multi-level converter design［C］//Power and Energy Society General Meeting.San Diego，CA:IEEE，2011:1-8.

［13］王姍姍，周孝信，湯廣福，等.交流電網強度對模塊化多電平換流器 HVDC 運行特性的影響［J］.電網技術，2011，35(2):17-24.

［14］趙成勇，陳曉芳，曹春剛，等.模塊化多電平換流器HVDC直流側故障控制保護策略［J］.電力系統自動化，2011，35(23):82-87.

［15］楊杰，鄭健超，湯廣福，等.電壓源換相高壓直流輸電系統接地方式設計［J］.中國電機工程學報，2010，30(19):14-19.

［16］朱藝穎.多個特高壓直流系統共用接地極的研究［J］.電網技術，2007，31(10):22-27.

［17］Deng Xu，Wang Dongju，Zhou Hao，et al.Insulation coordination of±800 kV UHVDC Xiluodu converter station［J］.High Voltage Engineering，2012，38(12):3198-3205.

［18］彭暢，溫家良，馬國華，等.特高壓直流輸電系統中直流轉換開關的電流轉換分析與仿真［J］.中國電機工程學報，2011，31(36):1-7.

［19］管敏淵，徐政.兩電平 VSC-HVDC系統直流側接地方式選擇［J］.電力系統自動化，2009，33(5):55-60.

［20］楊光亮，邰能靈，鄭曉冬，等.±800 kV特高壓直流輸電控制保護系統分析［J］.高電壓技術，2012，38(12):3277-3283.

［21］張雪松，黃莉.基于PSCAD/EMTDC的變壓器直流偏磁仿真研究［J］.電力系統保護與控制，2012，40(19):78-84.

［22］楊永明，劉行謀，陳濤，等.特高壓直流輸電接地極附近的土壤結構對變壓器直流偏磁的影響［J］.電網技術，2012，36(7):26-32.

［23］李長云，李慶民，李貞，等.基于雙重保護拓撲的變壓器直流偏磁抑制措施［J］.電力自動化設備，2012，32(1):71-75.

［24］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］.