图1 半桥MMC换流器结构
Fig.1 Structure of half bridge MMC converter
摘要 针对采用模块化多电平换流器（MMC）的多端直流系统（MTDC）故障电流大、上升速度快，现有混合式直流断路器（DCCB）无法快速有效隔离故障区域的问题，提出一种新型故障处理策略。通过对比电感型超导限流器（I-SFCL）和电阻型超导限流器（R-SFCL）对短路电流的影响，选取更具限流优势的R-SFCL，结合实验建立其失超和恢复超导态的等效模型。在分析R-SFCL和DCCB配合原理的基础上，提出R-SFCL和DCCB配合的故障处理流程。基于舟山工程在PSCAD/EMTDC仿真平台上对所提新型配合策略加以验证，仿真结果表明该配合策略能够快速地隔离故障，实现非故障站的故障穿越，提高了MTDC系统的稳定运行能力。
关键词：MMC-MTDC 电阻型超导限流器 混合式直流断路器 保护策略 直流故障穿越
随着大容量远距离输电、大规模可再生能源并网、孤岛供电等电力传输需求的提出，基于模块化多电平换流器（Modular Multilevel Converter, MMC）的柔性直流输电技术，因其谐波畸变小、拓展性好等优点得到广泛关注[1-3]。与两端系统相比，多端直流输电（Multi-Terminal HVDC, MTDC）可实现多电源供电和多落点受电，具有较好的灵活性、经济性和稳定性，应用前景广阔[4-5]；如舟山五端柔性直流输电工程、张北多端直流工程等均为多端直流系统[6-7]。
现阶段已投运的MMC-HVDC工程，子模块大多采用半桥（Half Bridge, HB）MMC结构[8]。但该结构无故障清除能力，且直流系统无自然过零点；因此缺少损耗低、分断速度快的可靠直流系统保护设备，成为制约其快速发展的重要原因。传统的点对点直流系统可以通过跳开交流侧断路器的方法实现直流侧故障清除；但对于多端系统，上述方法将可能导致整个系统停运[9]。因而MTDC系统的故障保护成为当下研究热点。
现有保护方法的研究主要可以分为三类。第一类为跳开交流断路器（AC Circuit Breaker, ACCB）清除直流故障。文献[10-11]通过故障发生后跳开所有ACCB隔离故障，但会造成整个MTDC系统停运；文献[12]采用ACCB与快速直流隔离开关配合实现了故障清除的选择性，但故障清除时间过长，降低了系统运行可靠性。第二类为采用具有故障阻断能力的子模块结构。文献[13-14]提出了由半桥子模块和改进的半桥子模块构成的新型混合MMC结构，文献[15]提出一种电流转移型MMC拓扑，文献[16]设计了反向阻断型半桥子模块及其构成的混合子模块拓扑,上述研究均证明了改进拓扑对直流侧故障抑制的有效性，但要改变子模块结构，不适用于已建成的MMC-HVDC工程。第三类为采用直流断路器（DC Circuit Breaker, DCCB）清除故障。文献[10,17]仅利用混合式DCCB清除故障，但故障电流上升速度快的特点对DCCB的开断速度提出极高的要求；文献[18]通过改变电网连接方式来降低故障开断过程对DCCB的要求，但改造电网成本较大，经济性较差。
当桥臂电流达到额定值的两倍时，将闭锁MMC换流站[19]，对故障快速恢复不利；而现有断路器无法在换流站闭锁前开断故障电流。随着第二代高温超导材料的提出，超导在电力系统中的应用日益增加[20]。针对超导限流器（Superconducting Fault Current Limiter, SFCL）与DCCB配合的故障清除策略也有许多研究。文献[21-24]研究了SFCL与ACCB配合的故障清除，所用的测试系统较简单，且故障清除时间长，无法推广到多端系统。文献[25]研究了混合式限流器与DCCB配合的多端系统故障穿越策略，但所提限流结构在故障发生时将超导短路，无法体现SFCL的限流优势。文献[26]研究了SFCL与DCCB的协调配合方法，但仅研究了故障清除阶段，故障后的恢复过程没有涉及，没有提出完整的配合策略。
针对MTDC系统直流侧短路故障清除问题，本文提出SFCL与DCCB配合的新型故障处理策略。通过对比电感型超导限流器（Inductive-SFCL, ISFCL）和电阻型限流器（Resistive-SFCL, R-SFCL）对短路电流的影响，选取更具限流优势的R-SFCL，结合实验结果建立其失超和恢复超导态的等效模型。进一步分析R-SFCL和DCCB的配合原理，并提出R-SFCL和DCCB配合的时序图和故障处理流程。最后，在PSCAD/EMTDC仿真平台验证了所提保护策略的合理性。
三相半桥型（Half Bridge Sub-module, HBSM）MMC换流器结构如图1所示。正常运行时每相恒有n个子模块投入。若发生故障、桥臂电流超过保护阈值时，将停发IGBT的触发脉冲，换流器进入闭锁状态。
图1 半桥MMC换流器结构
Fig.1 Structure of half bridge MMC converter
基于快速机械开关和全桥模块的混合式直流断路器（DCCB）结构如图2所示。
图2 混合式直流断路器结构
Fig.2 Topology of hybrid DC circuit breaker
正常运行时，负荷电流仅流经主支路，通态损耗小；故障发生后断路器收到动作指令，主支路全桥模块闭锁，转移支路全桥模块触发导通，故障电流从主支路向转移支路转移，断路器开始动作；由于二极管的单向导电性，电流过零后主支路中机械开关可以无弧分断；此时闭锁转移支路的IGBT，故障电流对转移支路中的电容充电，电容电压上升；当电容电压和达到MOV的动作电压时，故障电流向耗能支路转移；当电流全部流经耗能支路，MOV吸收故障电流能量并使电流过零，实现故障清除。
超导限流器利用超导材料超导态时阻抗为零、失超后体现出阻抗的特性并串联在系统中。按限流元件阻抗性质不同，可分为电感型和电阻型两大类，典型结构如图3所示[23,27]。
图3 两类超导限流器典型结构
Fig.3 Typical structure of two types of SFCL
对I-SFCL，L1、L2为相互耦合的超导线圈。正常运行时快速闭合开关S1，L1、L2为超导态，磁通相互抵消，对外阻抗为零；故障发生后S1打开，L1经Rmoa续流，铁心中磁通快速变化不再相互抵消，限流器电抗可表示为
（1）式中，
，
。常有
，故
，限流器在故障限流中呈电感特性。
R-SFCL典型结构如图3b所示。其中Rp为分流电阻，用以防止超导失超后电流过大造成限流器过热损坏。正常运行时元件为超导态，其电流、磁场和温度均在临界值之内；故障后流过超导元件的电流首先超过临界值，限流器失超、电阻值增大，体现限流作用。
分析最严重的换流站出口发生极间短路的故障情况，仅分析换流站闭锁前的阶段，图4a为故障后的单相放电通路，简化的三相等效放电通路如图4b所示。其中电容按式（2）由能量相等原则确定[28]。三相电路进一步简化为图4c所示的二阶电路。
（2）
图4 换流站闭锁前故障电路等效结构
Fig.4 Equivalent circuit for MMC pre-blocking stage
等效RLC满足
（3）由初始条件电容C电压U0=Udc，电感L电流为额定电流I0，求解故障电流idc(t)为
（4）
式中，特征根
为
由于实际系统中等效电阻通常较小，即
，系统为欠阻尼放电过程，故障电流表达式可具体写为
（5）其中
（6）
代入参数将故障电流的解析值与仿真值进行对比，如图5所示，验证了式（4）对故障电流描述的正确性。
图5 直流线路故障电流仿真值与解析值比较
Fig.5 Simulation and calculation results of fault current
由上述分析可知，初始状态相同的条件下，故障电流上升的速度和幅值主要受系统RLC参数的影响。其中C由子模块电容确定，可变范围小；L和R为换流站参数与线路参数之和。串联在直流线路中的限流器，故障后失超体现阻抗特性，相当于改变R和L参数，从而影响短路电流的发展。
2.2.1 加入I-SFCL的影响
加入I-SFCL相当于增大L，仍有，系统保持欠阻尼放电过程。图6所示L为不同取值时的故障电流情况，其中由于换流站在故障后快速闭锁，欠阻尼放电过程不十分明显。
可以看出故障后50ms内，故障电流的上升速度随L值增大而减小；但电感的加入不会改变故障电流稳态值。故I-SFCL仅起到限制电流上升速度的作用，无法改变故障后的放电特性和故障电流最终值。
图6 不同L取值下的故障电流
Fig.6 Fault currents under different L
2.2.2 加入R-SFCL的影响
加入R-SFCL相当于增大故障电路的R值。若此时仍有，系统保持欠阻尼状态，不同R取值下的故障电流变化情况如图7所示。R越大，故障电流幅值越小，且故障初期电流上升率越小，即R-SFCL的加入可同时限制电流幅值和上升率。
图7 不同R取值下的故障电流
Fig.7 Fault currents under different R
若R增大至
，则系统由欠阻尼进入过阻尼状态。不同阻尼状态下的暂态电压波形如图8所示。
图8 不同阻尼状态下的暂态电压波形
Fig.8 Transient voltage waveforms under different states
故障电流表达式变为
（7）可以看出，过阻尼情况下直流电压下降速度减慢且始终不会减小至0，有利于防止换流站因电压过低而闭锁。
综上，I-SFCL失超后的电感特性仅能够在暂态过程中抑制故障电流上升速度，无法减小短路电流稳态值；另外电感的加入会加剧系统的欠阻尼状态[21]，对故障快速恢复不利。R-SFCL失超后表现的电阻特性将使系统从欠阻尼状态转入过阻尼状态，减缓电压下降速度，同时抑制故障电流幅值，减小故障电流上升率；有利于直流断路器清除故障。因而后文将针对R-SFCL进一步分析。
以典型的二代高温超导材料YBCO为例，失超过程的电阻特性可表示为[29]
（8）式中，
为每米超导材料的电阻值；Jc和Tc分别为临界电流密度和临界温度；J和T分别为实际电流密度和温度。J
Jc、TTc时带材为超导态，电阻为0；J＞Jc、TTc进入磁通流阻状态，电阻与电流密度呈指数关系快速上升；重新出现J＜Jc后，超导材料逐渐恢复超导态。若出现T＞Tc则表明超导带材过热损坏，无法恢复超导态。
图9为东部超导科技公司生产的YBCO带材失超过程的实验结果。其中测试电流选取与故障电流波形类似的冲击电流。
图9 实测带材的失超过程拟合
Fig.9 Experimental measurement of the quenching process
根据实验结果，拟合出限流器失超过程中电阻随时间变化的数学表达式为
（9）对于超导材料失超后的恢复过程，目前没有具体表达式；假设带材的温度始终保持T＜Tc，参考文献[21-22, 30]的实验数据，设恢复过程按与失超过程对称的斜率下降。
以单个换流站为例，忽略换流站出口与故障点间的电阻。设正负极线路都装有R-SFCL和平波电抗器Ldc，DCCB仅在正极线路出口处安装，单个换流站保护配置的接线如图10所示。
图10 单个换流站保护配置
Fig.10 Protection device for single station
设故障发生后换流站闭锁前直流侧电压保持Udc，若无R-SFCL，仅通过DCCB清除故障，回路电压方程为
（10）故障电流变化率
为
（11）
当满足＜0时故障电流下降，即Udccb
Udc，即DCCB耗能支路接入、MOV残压超过直流电压时，故障电流才会开始下降。
加入限流器后列写回路方程
（12）
（13）
此时电流下降条件改变为Udccb+2Usfcl＞Udc，即限流器两端电压与断路器的残压之和超过直流电压，故障电流便会下降。
由于故障电流幅值大、上升速度快，在限流器上易产生较高的电压降，因此可能出现在DCCB耗能支路导通前，故障电流就已经开始下降。但R-SFCL仅能减小故障电流幅值不能清除故障电流，且超导材料失超过电流能力有限，仅R-SFCL无法满足故障清除要求。
因此，利用R-SFLC能够限制故障电流幅值和上升率的能力，尽量保持换流站故障后不因过电流而闭锁，同时减小DCCB所需分断的电流幅值，提高DCCB的故障清除能力，最终实现故障电流的分断。
建立单次故障下R-SFCL和DCCB的故障配合时序如图11所示，其中实线为故障电流，虚线为超导带材阻值。带材临界电流取额定值的3倍。
图11 单次故障R-SFCL与DCCB配合时序
Fig.11 Sequential coordination of R-SFCL and DCCB in a single fault
t1时刻系统发生短路故障；t2时刻，流过R-SFCL的电流超过带材的临界值，限流器失超，电阻值增大；t2~t3阶段DCCB收到系统指令开始动作，主支路IGBT闭锁，故障电流由主支路向转移支路转移；t3时刻系统满足Udccb+2Usfcl＞Udc，故障电流开始下降；t3~t4阶段DCCB中耗能支路投入，电流继续下降；t4时刻电流下降至0，标志限流器与断路器配合完成直流侧故障清除，流过R-SFCL的电流也回到临界值以内。经过一段延时，在t5时刻R-SFCL开始恢复，电阻值下降；到t6时刻，R-SFCL完全恢复至超导零电阻状态，准备下一次动作。
上述配合时序中，超导带材在0＜t＜t2时处于零电阻状态，t2＜t＜t5为其失超过程，t5＜t＜t6为恢复超导过程。
设计R-SFCL与DCCB配合，在系统中处理多次故障的逻辑如图12所示。重合闸成功的标准为系统能恢复正常运行。若系统发生瞬时性短路故障，限流器与断路器配合能够保证换流站不闭锁，同时快速清除故障并通过重合闸恢复系统正常运行。若系统发生永久性短路故障，重合闸失败后仍有限流器能够限制故障电流的上升速度，使非故障换流站不因重合闸于故障而闭锁；而后保护装置加速动作，快速清除故障，非故障部分恢复正常运行，减小直流侧故障对交流系统的影响。
图12 多次故障下SFCL与DCCB的配合流程
Fig.12 Protection flow chart for R-SFCL and DCCB in multiple faults
基于舟山工程建立仿真模型，系统结构和运行参数见附图1和附表1。设1.2s换流站1出口发生极间短路故障；保护系统2ms后检测到故障，向DCCB发出跳闸指令；再经过3ms，DCCB的耗能支路投入。DCCB重合闸时间间隔取150ms[31]。
若系统仅装设DCCB而无R-SFCL，故障发生后DCCB按上述时序动作，仿真结果如图13所示。
分析图13可知，故障发生后，故障电流以超过3kA/ms的速度上升，最大值超过6kA；所有换流站的桥臂电流在故障发生后2ms之内均达到过电流保护阈值，脉冲停发、所有换流站闭锁；此后故障电流停止上升，所有端口电压跌落至不足额定值的1/4。故障发生后5ms, DCCB的耗能支路投入，需要开断超过6kA的故障电流，各端口电压均出现较大冲击；随后故障电流逐渐下降至0，整个故障清除时间超过6ms。
上述故障清除方式不仅对DCCB的开断能力和速度要求较高；同时，换流站全部闭锁相当于整个直流系统停运，重新投入需要经过子模块电容放电和预充电等过程；对于瞬时性短路故障，系统无法通过重合闸来快速恢复正常运行。因此，仅通过DCCB清除故障的方法具有一定局限性。
图13 仅有DCCB无R-SFCL仿真结果
Fig.13 Simulation results with only DCCB without R-SFCL
按第3节所提等效模型和配合策略本小节仿真分析了R-SFCL与DCCB的故障清除情况。
4.2.1 瞬时性故障
若1.2s换流站1出口发生瞬时性极间短路故障，仿真结果如图14所示。
图14 瞬时性故障仿真结果
Fig.14 Simulation results of transient fault
故障发生瞬间，所有换流站出口电压瞬时跌落，故障线路两侧换流站1、2电流迅速上升，峰值分别超过4kA和2kA，其他换流站出现轻微过电流。随着R-SFCL失超，换流站端口电压逐渐恢复，当系统满足式（13）条件，故障电流开始下降。故障发生5ms后耗能支路投入，各换流站端口产生冲击电压，此时所需开断的电流幅值小于2kA，故障电流最终下降至0。此后R-SFCL经过短暂延时进入恢复过程并最终恢复超导态；交流公共连接点的电压电流出现轻微扰动。等待重合闸的过程中，由于断路器耗能支路的接入，所有换流站电流接近于0，换流站1传输有功功率迅速下降，交流侧电压短时升高，交流侧电流明显减小。1.35s重合闸后，各换流站电压、电流和传输功率均能在较短时间内恢复故障前的正常运行状态，交流侧电压电流也逐渐恢复正常。
与仅有DCCB清除故障相比，所有换流站均未闭锁，故障电流峰值、DCCB的开断电流幅值和故障清除时间均减小，提高了DCCB开断的稳定性，且对瞬时性故障，能够通过DCCB重合闸快速恢复系统的正常运行。验证了所提故障保护策略对瞬时性故障快速恢复的有效性。
4.2.2 永久性故障
当换流站1因故障退出运行时，换流站2由受端转为送端，控制方式转为定Udc定Q控制。若1.2s换流站1出口发生永久性极间短路故障，仿真结果如图15所示，本节重点分析系统重合于故障的处理过程。
图15 永久性故障仿真结果
Fig.15 Simulation results of permanent fault
重合于故障瞬间，所有换流站端口电压再次跌落，换流站1、2电流再次上升，峰值略小于前一个峰值，其他换流站仍出现轻微过电流。限流器再次失超，使换流站端口电压逐渐恢复，系统满足3.2节式（13）的电流下降条件时，故障电流再次下降。重合闸2ms后保护系统判断出重合闸失败，跳开两个DCCB和换流站1侧的ACCB，同时闭锁换流站1，DCCB开断电流水平与第一次开断类似；随后故障电流逐渐下降至0，实现第二次故障清除。此时R-SFCL再次恢复超导态；换流站1的直流侧出口电压、发出有功功率、交流公共连接点电压和交流侧电流均下降为0；其余换流站直流侧和交流侧的电压、电流及有功功率，经暂态过程后逐渐恢复稳定；换流站2成为新的送端，发出有功功率300MW，系统实现新的稳定运行。
上述仿真结果验证了所提故障保护策略对永久性故障保护的有效性，能够实现隔离故障线路后，换流站之间控制方式转换，保证了系统剩余部分重新恢复稳定运行，减小了直流侧故障对交流系统产生的影响。
针对HBMMC-MTDC系统直流侧短路处理问题，提出了一种新型R-SFCL与DCCB配合的故障保护策略。通过对比I-SFCL和R-SFCL对短路电流的影响，选取更具限流优势的R-SFCL，依据实验结果，建立R-SFCL失超和恢复超导态的等效模型。进一步分析R-SFCL和DCCB的配合原理，提出R-SFCL和DCCB配合的时序图和故障处理流程。在PSCAD/EMTDC平台仿真验证所提配合策略，得出以下结论：
1）SFCL具有正常运行时对系统无影响、故障后自动失超限制短路电流的优势。对比I-SFCL与R-SFCL，得出两类限流器都能够限制故障电流的上升率。但R-SFCL能改变系统的放电状态，减缓电压下降速度，同时降低故障电流的幅值，对限制故障电流的发展和故障清除更有利。
2）所提保护策略，能在换流站端口发生瞬时双极短路时保持所有换流站不闭锁，实现整个MTDC系统的故障穿越。R-SFCL的加入限制了故障电流的上升率，使DCCB能够在换流站闭锁前开断故障电流，从而使HBMMC-MTDC系统在故障清除后能够快速恢复正常运行，提高MTDC系统的可靠性，减小了直流侧故障对交流系统的影响。
3）对于发生永久性故障的MTDC系统，R-SFCL与DCCB配合能够仅切除故障区域，其余换流站在受到短暂扰动后能按预设策略快速恢复正常运行，不致于造成整个MTDC系统的崩溃；重合闸过程中R-SFCL再次失超，能够再次限制故障电流上升，避免因重合闸造成换流站闭锁，而导致无法恢复剩余系统的正常运行。
附 录
附图1 五端柔直系统结构
App.Fig.1 Structure of a five-terminal MMC-MTDC system
附表1 五端柔性直流系统参数
App.Tab.1 Parameters of test system of five-terminal MMC-MTDC system
换流站1换流站2换流站3换流站4换流站5 换流器额定容量/(MV·A)400300100100100 直流电压/kV±200±200±200±200±200 连接变压器额定电压/kV230/205230/204115/208115/208115/208 变压器短路阻抗uk(%)1515141414 单个桥臂子模块个数250250250250250
（续）
换流站1换流站2换流站3换流站4换流站5 子模块电容值/mF129333 桥臂电抗/mH90120350350350 换流站出口平波电抗器/mH2020202020 子模块IGBT参数3.3kV/1.5kA3.3kV/1.0kA3.3kV/0.4kA3.3kV/0.8kA3.3kV/0.8kA 控制方式Udc, QP, QP, QP, QP, Q
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Protection Scheme for VSC-MTDC System with Fault Current Limiter
Abstract With fast rising speed, the DC fault current in modular multilevel converter (MMC) based multi terminal high-voltage DC (MTDC) system can be pretty huge, which makes it difficult for the existing hybrid DC circuit breaker (DCCB) to quickly and effectively isolate the fault area. To solve this problem, a new protection scheme was proposed. By comparing the effects between inductive type superconducting fault current limiter (I-SFCL) and resistive type SFCL (R-SFCL) on fault current, R-SFCL with more current limiting advantages was selected and establishing an equivalent model of quenching and recovering based on experiment. By analyzing the cooperation principle of R-SFCL and DCCB, the new protection scheme by coordinating R-SFCL and DCCB was proposed. The correctness and efficiency of the scheme was verified on PSCAD/EMTDC based on Zhoushan Project. Simulation results show that the proposed scheme can quickly isolate the fault area, realize the fault ride-through capacity for non-faulty terminals, which further enhances the stability of the MTDC system.
keywords：Modular multilevel converter based multi terminal high-voltage DC(MMC-MTDC), resistive type superconducting fault current limiter (R-SFCL), DC circuit breaker (DCCB), protection scheme, DC fault ride-through
DOI：10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.190096
中图分类号：TM713
周光阳 女，1996年生，博士研究生，研究方向为柔性直流输电。E-mail：sunshinezgy@126. com
韩民晓 男，1963年生，教授，博士生导师，研究方向为电力系统控制、电力电子技术和柔性化供电技术。E-mail：ncepu_vsc@163.com（通信作者）
国家重点研发计划（2018YFB0904700）和国家电网有限公司总部科技项目（超导直流限流器研究及其与断路器配合应用，SGJSJY00SJJS1800080）资助。
收稿日期2019-01-22
改稿日期 2019-02-13
（编辑 郭丽军）