基于MMC的半波長交流輸電潛供電流抑制措施研究?

趙志偉，戴朝波，袁敞，鄧占鋒，孫誼媊，于永軍

（1．華北電力大學電氣與電子工程學院，北京102206；2．全球能源互聯網研究院 先進輸電技術國家重點實驗室，北京102209；3．國網新疆電力公司電力科學研究院，烏魯木齊830011）

0 引 言

全球能源基地與負荷中心分布格局不一致，國際間甚至洲際間的輸電計劃逐漸被提上議程［1］。在這一背景下，遠距離、大容量、安全可靠的輸電技術成為有力的技術支撐。目前，可供選擇的輸電技術主要有特高壓直流輸電和特高壓交流輸電［2-4］。半波長交流輸電 （Half-wavelength AC Transmission，HWACT） 是指輸電的電氣距離接近1個工頻半波長，即3 000 km（50 Hz）或2 600 km（60 Hz）的超遠距離三相交流輸電技術。半波長交流輸電線路與常規線路存在一些差別：在無損情況下，半波長線路首末兩端的電壓、電流幅值分別相等，相位分別相差約180°；此外，半波長交流輸電線路的功率傳輸能力較強，傳輸功率在理論上趨于無窮大。考慮到線路絕緣等問題，需要對傳輸功率進行限定，通常不超過1．2倍自然功率［5］。由于半波長交流輸電線路送受端電壓、電流幅值大小相等，因此，線路上無需安裝無功補償設備，全線可以不設開關站，從而降低了工程的造價，具有較好的經濟性［6-8］。

半波長輸電技術最早由蘇聯提出，隨后巴西、韓國等國家相繼對其進行了專題研究，旨在解決利用能源基地的資源進行發電、輸送至負荷中心的難題［9-10］。由于一些關鍵技術有待解決，半波長輸電技術尚無實際應用。

現階段對于半波長交流輸電的研究主要集中在理論分析和仿真實驗，研究方向主要包括暫穩態的運行特性、人工調諧和沿線抽能等，其中潛供電流一直沒有較好的解決方案，這限制了半波長輸電技術的發展和應用。文獻［5，11-12］主要采用了常規線路的抑制方案，即串聯小電抗法和沿線加裝高速接地開關法，來解決半波長輸電的潛供電流問題。串聯小電抗法在線路沿線加裝的并聯電抗器中點串聯小電抗接地，利用小電抗補償潛供電流使其自熄；高速接地開關法在線路沿線加裝多組高速接地開關，利用開關的引弧和滅弧能力將潛供電流熄滅［13-15］。以上兩種常規線路中的抑制措施應用到半波長輸電系統時均存在一些弊端：半波長輸電線路因自身特點沿線無并聯電抗器，因此并聯小電抗法不適用；而高速接地開關法需要在半波長線路上加裝的高速接地開關數量過多，不但增加了維護工作量，并且會影響系統中的保護裝置。

本文在PSCAD仿真平臺中，對多種工況下半波長輸電系統的潛供電流進行仿真實驗，分析半波長交流輸電潛供電流的分布特性，在此基礎上，提出了一種基于MMC的潛供電流抑制措施，并進行包括MMC參數的選擇與控制策略的設計，又提出分相投切無源元件來減少MMC容量，從而提高措施的經濟性與實用性，最后通過仿真實驗來檢驗所提措施對潛供電流的抑制效果。

1 半波長交流輸電潛供電流分布特性分析

瞬時性單相接地短路為電力系統中最常見的故障類型，解決方案為單相自動重合閘。通過故障相線路兩端的斷路器動作將瞬時故障消除，隨后斷路器重合閘使系統恢復至穩定運行狀態。當線路的電壓等級比較高時，線路間的耦合作用會比較明顯，具體表現為線路互感和互電容。此時，在單相自動重合閘過程中，因線路耦合作用就會有潛供電流，圖1為潛供電流產生原理示意。潛供電流的存在會使重合閘過程中的斷路器重合于弧光接地故障，進而造成重合閘失敗，影響系統的故障恢復時間［14］。

圖1 點對網半波長交流輸電系統潛供電流產生示意圖Fig．1 Generation schematic diagram of secondary arc current in point-to-grid HWACT system

參考晉東南-南陽-荊門特高壓交流輸變電試驗示范工程的線路參數，在PSCAD／EMTDC平臺搭建了如圖1中所示的半波長輸電等值系統，線路輸送額定容量為4 500 MW，額定電壓為1 050 kV，導線及地線選擇型號分別為 LGJ-500／35、JLB20A-170。在模型沿線上選取有代表性的點設置單相接地短路故障，并測量潛供電流的大小。考慮到系統在運行時的工況是動態的，且單次故障中的過渡電阻也是變化的，在仿真過程中做了如下簡化：在分析不同傳輸功率、功率因數對潛供電流的影響時，過渡電阻為100 Ω，在分析過渡電阻對潛供電流的影響時，傳輸自然功率且功率因數為1。由此，分別得到如圖2～圖4中所示的潛供電流沿線分布結果。

圖2 不同功率下潛供電流沿線分布Fig．2 Distribution of secondary arc currentwith different power

圖3 不同功率因數下潛供電流沿線分布Fig．3 Distribution of secondary arc current with different power factors

圖4 不同功率下潛供電流沿線分布Fig．4 Distribution of secondary arc current with different power

從圖2～圖4可以看到，半波長交流輸電潛供電流較大，最大值可達kA級別，最小值也有數百A，遠遠高于常規線路的潛供電流水平，如未采用抑制措施將無法自行熄滅。潛供電流的幅值大小與故障發生位置呈非線性相關，其大小隨著故障點與線路送端距離的增加呈現出馬鞍形分布，且以半波長線路中點為軸，兩側的潛供電流幅值近似對稱。考慮到三相線路的對稱性，B、C兩相發生單相接地短路故障時潛供電流特性應一致，在此不再贅述。

線路的傳輸功率、功率因數和故障時的過渡電阻都會對潛供電流的幅值產生一定程度的影響，但都不影響潛供電流總體上呈現的馬鞍形分布規律。以線路中點處為例，當線路的傳輸功率在0．8～1．4倍自然功率變化時，潛供電流也相應地在自然功率下潛供電流的0．8～1．4 倍之間變化；當系統運行功率角在-30°～30°之間變化時，此時功率因數在0．85～1之間變化，潛供電流也相應地在單位功率因數下潛供電流的0．85～1．2倍之間變化；當過渡電阻在0～300 Ω之間變化時，潛供電流在過渡電阻為100 Ω下潛供電流的0．3～5倍之間變化。線路其他采樣點處潛供電流的變化與線路中點類似。需要注意的是：在潛供電流的產生過程中，過渡電阻是一個動態變化的量，因此，潛供電流的實際值應該在由不同過渡電阻得到的分布曲線形成的包絡線之內變化，只有當抑制措施對過渡電阻變化時相應的潛供電流仍然有抑制效果時，才可以認為抑制措施是有效的。

2 基于MMC的潛供電流抑制措施

潛供電流主要流經故障點對地之間的回路，因此，考慮向線路中注入一個與潛供電流呈一定角度的對地電流，使之與線路中的潛供電流相互抵消，達到減小潛供電流、縮短電弧熄滅時間的目的。前一節的研究結果表明，潛供電流的大小與故障位置有關，此外，系統的運行工況也會對潛供電流有所影響，所以，注入的電流應該滿足其大小及方向是容易控制的這一要求，這樣才能對多種條件下的潛供電流均產生有效的抑制效果。利用MMC（Modular Multi-level Converter）的控制靈活方便的特點，設計了一種將MMC并聯在線路末端來抑制半波長輸電線路潛供電流的抑制措施。

圖5為潛供電流抑制措施的原理圖。與常規線路中使用無源元件的潛供電流抑制措施相比，該方案具有控制靈活的特點，可以針對系統多變的運行工況對系統故障時產生的潛供電流進行更合理高效的抑制，使潛供電流快速熄滅，從而提高斷路器重合閘成功率。此外，該方案中抑制裝置的安裝位置集中，避免了小電抗法無法安裝于半波長輸電線路及高速接地開關法安裝數量過多等被限制的不利因素。

圖5 潛供電流抑制措施原理圖Fig．5 Principle diagram of secondary arc current suppression technique

該抑制措施的工作過程為：線路發生故障，斷路器經整定時間后動作，與此同時將這一信號傳遞至抑制裝置的控制單元，控制單元在獲得故障信息后結合系統故障前運行狀態，可以根據潛供電流分布特性獲得潛供電流的大小，結合查表法為MMC提供命令，使其向半波長輸電線路輸入特定大小、相角的電流，從而對潛供電流進行抑制，考慮潛供電流被抑制后實現自熄的時間裕度，在其熄滅后停止MMC注入電流。

MMC采用的拓撲結構如圖6（a）所示，換流器由整流側和逆變側兩部分組成，整流側與交流電源相連，從電源側吸收能量；逆變側與半波長輸電線路相連，向系統中注入可以將潛供電流有效抑制的電流。這兩個部分均由六個橋臂組成，各個橋臂包含多個功率模塊和電抗器，各功率模塊均采用如圖6（b）所示的半橋結構，對應的上下兩個橋臂構成一個相單元。整流側和逆變側中每個橋臂的子模塊參數及串聯電抗值都相同。通過整流與逆變兩部分，MMC向半波長輸電線路中注入一定大小、相角的電流，將故障時產生的潛供電流抑制在較小的范圍內，使其自行熄滅。

圖6 MMC拓撲結構及其功率單元Fig．6 Topology of MMC and its power unit

MMC在抑制潛供電流的過程中需要向半波長輸電線路注入或從中吸收一定量的有功功率及無功功率，考慮到半波長交流輸電線路的電壓等級高，補償容量大，MMC子模塊數量會比較多。在研究中發現，MMC在抑制潛供電流時向故障相主要注入或吸收有功功率，向非故障相主要注入或吸收無功功率。因此，為了降低MMC的額定容量，提出了一種混合方案，具體為：當線路上有潛供電流時，MMC投入到故障相并向線路注入一定大小、相角的電流，與此同時向線路上的故障相及非故障相投入無源元件，如電容、電感等，來提供相應的無功功率，無源元件并聯在MMC接入的位置。由于系統發生的故障多為單相接地短路，即非對稱性故障，因此，需要合理設計分相投切無源元件的數值，使其與MMC進行配合，可以在保證潛供電流抑制效果的基礎上提高該方案的經濟性與實用性。

3 主回路參數及控制策略設計

3．1 主回路參數設計

MMC的直流側電壓值可表示為：

式中Em為交流網側相電壓峰值；M為調制比，與脈沖調制方式有關。考慮到逆變側所連接的半波長輸電線路電壓等級較高，因此，MMC應采用最近電平逼近的調制方式，調制比為0．8～0．9。 經計算，直流電壓應為1 905 kV，考慮到適當的裕度，將直流側電壓定為2 000 kV。

子模塊中電容值可表示為：

式中H為等容量放電時間常數，通常取值35 ms～45 ms［16］；N為每個橋臂子模塊個數；SN為 MMC 交流出口處額定容量；Udc為直流側電壓。根據MMC子模塊工作時的直流側電壓及電流等級，參照IGBT器件說明書可知子模塊電壓可選為3．6 kV，由此可知子模塊數為556，子模塊中的電容經計算得150 μF。為了提高仿真效率，橋臂上子模塊的個數定為100個，子模塊電容選擇 5 000 μF。

MMC的橋臂電抗器電感值可表示為：

式中ωres為相單元串聯諧振角頻率，通常0＜ωres＜1．55ω0，ω0為電網額定運行角頻率［16］，經計算得L0為0．169 H，為了提高仿真速度，在仿真中選擇與100個模塊相對應的0．05 H。

整理以上MMC參數設計結果，如表1中所示。

表1 MMC的參數設置Tab．1 Parameter setting of MMC

起補償作用的無源元件通常要在系統發生故障產生潛供電流時吸收或注入無功功率，和MMC一起對潛供電流進行抑制。補償元件的數值可以通過如下步驟確定：在僅有MMC工作時統計故障相與非故障相分別需要的功率容量以及此時對應的相電壓，合理地分配無源元件承擔的無功功率，則可以計算出無源元件的數值。由于三相輸電線路中任意相在系統運行中均有可能成為故障相，每相采取相同的配置方案，在針對不同類型的故障時采取不同的投切方案：即在發生接地短路故障時，先對故障類型進行判斷，并向故障相投切電感，向非故障相投切電容，與此同時控制MMC向故障相和非故障相注入電流來與之進行配合，最終實現潛供電流的抑制。表2為綜合考慮了潛供電流的抑制效果及抑制方案的成本后得到的無源元件配置方案，當線路兩端發生故障時投切1．2 H或1．4 H的電感來配合MMC對潛供電流進行抑制，當線路中部發生故障時，投切3．65 H電感及電容來配合MMC對潛供電流進行抑制。

表2 無源元件的配置方案Tab．2 Configuration scheme of passive components

3．2 控制策略設計

當系統發生接地短路故障時，故障相兩端的斷路器動作將故障線路從系統中切除，此時潛供電流產生。檢測裝置判斷出故障相及故障位置，并反饋給抑制裝置的控制單元。隨后，控制單元發出命令控制MMC及無源元件投入到半波長輸電線路上，MMC整流側和逆變側按照相應的控制策略進入抑制狀態，在一定時間內持續地向線路中注入電流，并聯的無源元件投入與其配合來抑制潛供電流，直到潛供電流熄滅。

（1）整流側控制策略。

整流側與交流電源相連，主要功能為將交流轉換為直流，為逆變側提供有功功率。整流側控制框圖如圖7所示。

圖7 整流側控制示意圖Fig．7 Schematicdiagram of rectifier side control

整流側需要為逆變側提供穩定的直流電壓，采用的控制方式為電流跟蹤控制，控制交流側電流跟蹤參考電流來實現穩定直流電壓的目標。交流電流參考值的生成過程為：取直流側實測電壓Udc與參考值Udc_ref做差后經比例-積分（PI）環節得到幅值irms，再由所連交流電源的電壓提供相角θu，由此可以得到參考電流iref。將實際電流測量值i與參考電流iref做差后經過PI環節，且引入前饋電壓u［17-19］，得到交流電動勢參考值ej（j=a，b，c）。 經過式（4）運算分別得到上、下橋臂的調制波。在觸發信號的作用下MMC各子模塊進入投入或切除的狀態，并在MMC直流側產生直流電壓Udc。在Udc多次經歷上述過程后，最終實現直流側電壓Udc穩定于參考值Udc_ref附近的目的。

式中Upj（j=a，b，c）、Unj（j=a，b，c） 分別為j相上、下橋臂交流電動勢參考波形；usumj（j=a，b，c） 為j相 的內部不平衡壓降。

usumj主要是由MMC在運行中三相橋臂之間的電壓不完全一致造成的環流而形成的壓降，此時三相橋臂之間會產生環流，影響各橋臂的電流波形。MMC的橋臂電阻往往遠小于橋臂電感，因此有：

式中L為橋臂串聯電抗器的電感值；isumj（j=a，b，c）為j相內部電流。

由于環流主要成分為二倍頻負序分量［20］，設計出如圖8所示的環流抑制框圖。

圖8 整流側控制示意圖Fig．8 Schematicdiagram of rectifier side circulating current suppressing

每相的內部電流isumj（j=a，b，c）可由對應相上下橋臂的電流ipj（j=a，b，c）和inj（j=a，b，c）求和后除以 2得到［21］。將其進行坐標變換后分別與參考值i2fd_ref和i2fq_ref做差，經過PI環節并引入電壓前饋量，再進行坐標反變換，得到式（4）所需要的abc坐標下的內部不平衡壓降usumj_ref（j=a，b，c）。 為了抑制環流，這里取i2fd_ref=i2fq_ref=0，通過這一流程，使得內部電流逐漸趨于0，達到抑制環流的效果。

（2）逆變側控制策略。

逆變側實現的功能為，向半波長輸電線路中注入特定大小相角的電流，以此實現對潛供電流的抑制，采用的控制策略仍然為跟蹤電流控制。控制框圖如圖9所示。

圖9 逆變側控制示意圖Fig．9 Schematicdiagram of inverter side control

逆變側的參考電流為一工頻量，其大小和相角均由查表法獲得，因此，參考電流在對應運行工況下可以直接確定。參考值與實測電流i做差并經PI環節，可以得到電壓參考值，與整流側控制類似，疊加前饋交流電壓u后采用最近電平逼近調制，可以得到逆變側功率單元的觸發信號。

需要注意的是，逆變側接入半波長線路時線路正在發生不對稱故障，而整流側采用的方法僅適用于三相對稱的情況。為了抑制逆變側的環流，需要采用環流抑制通用策略。由文獻［21］可知，環流造成的壓降即環流壓降為每個橋臂上電感的壓降，由此可制定逆變側的環流抑制策略為：測量每相橋臂電感電壓UZLj_up、UZLj_down（j=a，b，c），二者求和后除以 2 得到每相的環流壓降的平均值，將其與各相環流壓降的參考值Uj_ref（j=a，b，c）做差后經過比例積分環節，得到逆變側各相的不平衡量Usumj_ref（j=a，b，c），為了抑制環流，取Uj_ref=0 （j=a，b，c），控制框圖如圖 10 所示。

圖10 逆變側控制示意圖Fig．10 Schematicdiagram of inverter side circulating current suppressing

4 仿真實驗

在第二節中搭建好的半波長交流輸電仿真系統中進行仿真實驗，1．3 s時距離線路送端1 268．725 km處A相發生接地短路，1．4 s時線路兩端的斷路器動作，將故障相從系統中切除，此時，潛供電流出現，如圖11中所示。在1．6 s抑制裝置動作，MMC向A相線路注入幅值為0．56 kA，相角為-142°（以送端的電源電壓角度為參考）的電流，與此同時，A相投入1．2 H的電抗，B、C兩相投入4 μF的電容。從潛供電流的波形圖中可以看到，在MMC與無源元件的配合下潛供電流幅值顯著減小，抑制效果比較明顯。由文獻［22］可知，當潛供電流低于50 A時，電弧可在一定時間內自熄，仿真中該故障點的潛供電流經抑制后小于10 A。

圖11 MMC投入前后潛供電流波形Fig．11 Waveform of secondary arc current before and after MMC switching

圖12 為抑制該故障點的潛供電流時采取混合補償方案前后主動抑制裝置向半波長輸電線路中注入的無功功率統計。由圖12（a）可以看到，當未采用混合補償方案時，MMC需要注入的無功功率較大；當采用混合補償方案后，圖12（b）中顯示MMC注入的無功功率大幅下降，由圖12（c）可知此時無功功率主要由無源元件注入。由此可知，采用混合補償方案可以顯著地減小MMC的額定容量。

以線路傳輸自然功率為例，在沿線取有代表性的點，得到沿線潛供電流抑制后的統計值，如圖13所示。

圖12 采取補償方案前后向線路注入的無功功率Fig．12 Reactive power injected into lines before and after adopting hybrid compensation scheme

圖13 抑制后沿線潛供電流幅值Fig．13 Amplitude of secondary arc current after suppression

由圖13可以看到，半波長輸電線路的潛供電流得到了有效的抑制，潛供電流應可以實現自熄。在仿真實驗中發現，通過合理設置注入電流的大小和相角，當運行工況及故障時的過渡電阻變化時，潛供電流仍可以被抑制在10 A以內，滿足自熄的條件。由此可知，該抑制措施對于半波長輸電系統的潛供電流是有效的。限于篇幅，對于不同工況及故障時不同過渡電阻情況下的潛供電流抑制效果將不再一一給出。將以上各種工況及不同過渡電阻時抑制潛供電流所需注入電流的大小、相角以及各相投入的無源元件數值整理成表，作為查表法使用的依據。

統計抑制線路沿線各點處的潛供電流時需要注入的功率情況，分別得到圖14、圖15所示的未并聯無源元件時MMC注入線路中的功率曲線及并聯無源元件后MMC注入線路中的功率曲線，圖中左側縱坐標為測量有功功率的大小范圍，右側縱坐標為測量視在功率的大小范圍。可以看到，在線路未并聯無源元件輔助時，為了將潛供電流抑制在自熄水平以內，MMC需要向線路中注入的功率較大，其額定容量需要設計在1 800 MV·A左右，抑制措施的經濟性與實用性均會受到影響。當采用分相投切無源元件來降低MMC容量的方案后，MMC需要注入系統中的功率大幅降低，因此，MMC的額定容量可以隨之降低，這在一定程度上提高了該方案的實用性和經濟性。

圖14 MMC向線路中注入的有功功率及視在功率Fig．14 Active andapparent power MMC injects into lines

圖15 分相投切MMC及無源元件后MMC注入線路中的有功功率及視在功率Fig．15 Active and apparent power MMC injects into lines after passive components switched

5 結術語

（1）對半波長交流輸電潛供電流的沿線分布特性進行了研究，結果表明半波長交流輸電的潛供電流在線路上呈中間低、兩端高的馬鞍形分布，線路的傳輸功率、系統運行的功率因數都會對潛供電流的分布特性產生一定的影響。與常規線路相比，半波長交流輸電潛供電流幅值更大，無法實現自熄，必須借助一定的抑制手段來使其降低到自熄水平；

（2）提出了一種基于MMC的潛供電流抑制措施，即通過控制MMC向線路中注入一定大小、相角的電流來實現潛供電流的抑制。設計了MMC的控制策略，在PSCAD仿真平臺進行潛供電流抑制算例仿真分析，結果表明能使潛供電流降低達到自熄水平；

（3）在利用MMC對半波長輸電線路潛供電流進行抑制時，提出了控制無源元件的分相投切來補償MMC注入或吸收功率的方案，從而大幅度降低MMC額定容量，提高該抑制措施的經濟性與實用性。