图1 HCC整体及桥臂拓扑
Fig.1 HCC overall and bridge arm topology
摘要 基于全控逆阻型IGCT（RB-IGCT）器件的混合换相换流阀（HCC）可实现桥臂主动关断，具备百分百抵御网侧电压扰动引起换相失败的能力。HCC主动关断受避雷器能量限制，但传统通过避雷器动作次数监测避雷器状态的方案对避雷器能量利用率低，且直接在阀内对桥臂或避雷器回路进行监测较为困难。该文提出一种基于换流阀外部电流检测的避雷器能量监测方法，通过交流侧电流和桥臂电流对应关系反演桥臂电流，并建立主动关断之后的桥臂电流暂态模型，分析桥臂不同电流关断下RC回路与避雷器之间的配合关系，得到不同关断电流下的电流分布规律，进而对避雷器能量积累进行校正，实现了从阀外测点监测避雷器能量。最后，通过PSCAD/EMTDC电磁仿真及RTDS试验，在连续6次主动关断工况下避雷器能量积累最大误差为4.01%，6次主动关断后避雷器剩余能量比例从0升至最高95.98%，大幅提升了避雷器能量的利用率，降低了避雷器容量对主动关断的限制。
关键词：混合换相换流阀（HCC） 避雷器能量监测 桥臂电流反演 主动关断特性
我国能源资源与负荷呈逆向分布，能源资源主要集中在西部地区，而负荷中心主要集中在东部地区，这决定了“西电东送”成为我国能源发展的长期重大战略[1]。直流输电因具有功率调配灵活、系统效率高、线路损耗小等特点，成为远距离、大容量电能送出的首选方案[2]。传统直流工程中广泛应用的电网换相换流输电技术（Line Commutated Converter based High Voltage Direct Current, LCC- HVDC）依靠电网电压进行自然换相[3]，由于LCC换流器采用半控型器件晶闸管，当交流电网或直流线路发生电压扰动时易发生换相失败导致功率跌落[4-6]。对于新能源送出系统，受端换相失败还会引起送端交流系统母线过电压，导致风电机组大面积脱网等[7]。
针对高压直流系统发生的换相失败问题，国内外学者开展了大量的研究工作[8-9]。如2023年中国电科院提出了可控电网换相换流器（Controllable Line-Commutated Converter, CLCC），该拓扑将全控型IGBT与半控型晶闸管混联，利用IGBT的可关断能力，通过全控型器件转移电流，等待晶闸管关断能力恢复后再利用全控器件关断电流以快速完成桥臂换相[10-11]。在稳态和网侧故障状态下可分别工作在常规换流与可控换流运行模式下，实现换相失败的完全抵御。清华大学联合怀柔实验室基于大功率逆阻型IGCT提出了具备可控关断能力的新型混合换相换流阀[12-14]，通过IGCT主动关断实现桥臂强迫换相的方法解决换相失败问题[15-16]。新型换流阀保留了原有晶闸管的静态均压电阻与动态缓冲回路，在器件两端新增避雷器用于限制器件关断过程中的过电压。整体结构简单、成本低、损耗小，当故障电流在器件关断能力内时可实现100%抵御交流网侧电压跌落引起的换相失败[17]。
上述拓扑在进行大电流关断时主要通过避雷器进行能量耗散，但避雷器容量存在限制，连续多次关断大电流可能引起避雷器过热损坏，因此对换流阀避雷器能量进行监测和保护非常重要[18-21]。传统LCC和CLCC均采用避雷器计次动作的监测方案，在设计时计算最严苛工况下的避雷器单次最大能量积累，结合避雷器容量得到避雷器最大动作次数，但实际工况中不同故障下避雷器实际单次能量积累不同，常见的单相接地故障工况下避雷器每次能量积累较小，采用最大动作次数方案无法完全利用避雷器剩余能量，降低了实际可关断次数。因此，为提高实际可关断次数，需要对避雷器能量进行实时监测，充分利用避雷器能量。
根据避雷器能量计算原理，最直接的在线监测方案是在桥臂安装电流传感器，通过电流电压积分法计算累积能量。但由于混合换相换流阀（Hybrid Commutation Converter, HCC）内受到阳极饱和电抗器影响，振动干扰较大，检测误差将大为增加[22]。相对而言，在换流变压器交流侧安装电流传感器可以规避换流阀振动和电磁场对传感器的影响，且可全面覆盖MOV和RC回路的总耗能，因而工程实施可靠性更高。然而该方法需要通过分析HCC换流阀桥臂拓扑，研究主动关断工况下的交流侧电流、桥臂电流、RC回路电流、避雷器回路电流之间的关系，才可实现在干扰较低的换流阀外部检测点处检测电流后精确反演桥臂电流与避雷器能量积累。
本文将HCC电流分布特性与换流阀控制相配合，详细分析了通过换流阀交流侧电流反演桥臂电流的方法及限制条件，阐明了HCC主动关断后暂态过程的桥臂电流分布特性，揭示了不同关断电流下避雷器能量的积累规律，最终提出一种通过阀外电流测点反演桥臂电流并精确计算避雷器能量积累方法。在PSCAD/EMTDC电磁仿真环境与RTDS试验中对该策略进行了仿真与试验验证，结果表明所提方法不仅可以有效监测避雷器积累能量，同时大幅提升了最常见故障工况下的实际可关断次数，进而提升了换流阀抵御换相失败的能力。本研究可为新型HCC的控制保护策略研究和应用提供借鉴。
以逆变侧为例，12脉动混合换相换流器的拓扑如图1所示。图1中，IDA、IDB、IDC、IYA、IYB、IYC分别为D桥与Y桥ABC三相的电流，IdN为直流高压侧流入换流阀的电流，Idn为直流低压侧流出换流阀的电流，ID6、IY2、IY6、ID1、IY1分别为VTD6、VTY2、VTY6、VTD1、VTY1桥臂的电流。交流侧连接换流变压器，直流侧串联平波电抗器。每个桥臂由多个MOV、IGCT及其缓冲回路组成，其中Rs与Cs为动态缓冲回路，Rd为静态均压电阻，单个MOV与两个IGCT并联。
图1 HCC整体及桥臂拓扑
Fig.1 HCC overall and bridge arm topology
稳态工作时，HCC工作在恢复增强模式，此时和LCC运行方式基本相同，桥臂依赖电网电压进行换相，但由于IGCT器件反向恢复过程比晶闸管短，当关断角降低程度小时依然可以关断，因此HCC换相失败抵御能力较LCC强。当交流电压跌落时无法依赖电网电压进行换相，IGCT可在换相开始一定时间后进行主动关断，将电流强制转移至下一桥臂，实现强迫换相，抵御换相失败。
HCC桥臂主动关断过程如图2所示。稳态运行时器件两端几乎不承受电压，桥臂电流等于IGCT器件电流。当阀控下发主动关断命令后，IGCT器件关断，此时桥臂电流首先转移至动态缓冲回路，由于静态缓冲电阻Rd流经电流只有mA级，因此可以忽略。当RsCs两端整体电压上升至MOV动作电压Umov后，避雷器动作，剩余能量将转移至阀避雷器与组件避雷器组成的避雷器支路消耗。当缓冲回路电容Cs两端电压充电至与避雷器电压齐平时，RsCs回路不再充能，此时桥臂电流完全等于流经MOV的电流，不再流经RsCs回路。当MOV消耗完换相电感能量后电流降至0，桥臂关断，完成强制换相。
图2 HCC桥臂主动关断过程
Fig.2 HCC bridge arm active turn-off process
根据第1节分析，HCC在稳态运行时，桥臂电流等于器件电流，因此可根据桥臂电流判断器件是否能够进行主动关断。而阀控的控制脉冲（Control Pulse, CP）导通信号可以确定阀交流侧电流与桥臂电流的对应关系，如图3所示。某时刻换流阀处于CP2、CP3触发的状态，可以确定VTD2和VTD3导通，而下一个CP信号CP4未触发，可以确定处于VTD1向VTD3换相期间或换相完成期间，两种状态下VTD4均尚未开通，因此此时的电流对应关系如下
（1）
图3 阀侧电流与桥臂电流对应关系
Fig.3 The corresponding relationship between valve side current and bridge arm current
以D桥A相对应的VTD1桥臂与VTD4桥臂为例，上述反演关系见表1。
表1 阀交流侧电流与桥臂电流对应表
Tab.1 The AC side current of the valve corresponds to the current of the bridge arm
CP1CP4对应关系 10ID1=-IDA, ID4=0 01ID1=0, ID4=IDA 00保持上一对应关系不变 11极控内部逻辑限制，不会出现
正常情况下同相上下桥臂之间的导通存在时间间隔，以A相对应的VTD1与VTD4为例，如图3b与图3c所示。CP1结束与CP4触发存在60°间隔，不会存在桥臂直通现象，上下桥臂的切换存在一定冗余时间。网侧故障期间，极控下发的CP存在超前或滞后工况，但由于HCC的定时关断会在同相另一桥臂触发之前关断本桥臂，同样不会产生桥臂直通工况。因此，无论是在稳态期间或者网侧故障期间，上述反演均成立。
上述电流反演方案的成立条件是换流阀内部无额外电气通路，而当阀内出现阀短路、接地短路等故障时，原有电气拓扑出现变化，上述反演方案将失效。考虑到阀内故障属于严重故障，故障期间电流上升率较大，为防止该工况下过电流关断损坏器件，此处设置判断条件识别阀内故障并禁止主动关断。典型阀内故障示意图如图4所示，其中F1故障为阀内接地短路，F2故障为阀短路故障，F3为误触发故障。
图4 典型阀内故障示意图
Fig.4 Schematic diagram of typical internal valve faults
当出现阀内接地短路故障F1时，典型特征为直流侧电流经故障点涌入大地，直流侧电流与交流侧电流严重不平衡；当出现阀短路故障F2时，典型特征为交流侧相间形成回路，形成相间短路，交流侧电流远大于直流侧电流；当出现误触发故障时，典型特征为桥臂直通，交流侧电流降低而直流侧电流上升。因此以D桥为例，结合常规直流输电系统中的保护判据，设置电流反演的限制条件即阀内故障判断条件为
（2）
式中，IVD为D桥交流侧电流最大值；IVY为Y桥交流侧电流最大值；ID为直流侧电流最大值；k1～k3为标定系数；D1～D4为判断定值，其大小与传统直流工程保护参数保持一致，见表2。
表2 阀内故障判断定值
Tab.2 Fault determination in valve
类 别定 值 D1(pu)0.5 D2(pu)0.133 D3(pu)0.3 D4(pu)0.5 k10.1 k20.65 k30.2 判断时间T/ms1
结合桥臂电流反演方案与限制条件，本方案可靠反演稳态及主动关断期间的桥臂电流，进而确定器件关断电流，确保可靠关断。
HCC桥臂主动关断过程如1.2节所述，该期间换相的本质上是由桥臂与待换相桥臂电感Le的放电过程及与预换相桥臂Le的充电过程组成，该过程的等效回路如图5所示。
图5 主动关断时刻电流回路
Fig.5 Active turn-off time current loop
图5中，I0流经整个桥臂电流为，I为流经RsCs缓冲回路的电流，U0为两端电压，ULe为换相电感Le两端电压，则对于预换相桥臂，有
（3）
对于待换相桥臂，有
（4）
联立可得
（5）
即可等效为图5右侧等效RLC放电回路。设关断时刻桥臂电流为I0，由于电感中电流值不能突变，则该时刻换相电感电流也为I0。设RsCs回路两端电压为U0，常规LCC中换相时刻回路按过阻尼设计防止电压振荡，而HCC由于采用避雷器均压，即使工作在欠阻尼状态下也可将电压钳位防止振荡，因此过阻尼与欠阻尼设计均可。以欠阻尼状态为例，其回路固有频率为
（6）
其解为一对共轭复数，则电容两端电压uCs(t)为
（7）
由于主动关断之前，IGCT导通，因此电容Cs初始电压为0，可得初始条件为
（8）
则关断时刻RsCs两端电压即电感两端电压
为
（9）
令式（9）等于避雷器动作电压Umov，可解得
（10）
由以上分析可知，理想关断情况下当关断电流大于I0时，关断时刻RsCs两端电压大于避雷器动作电压，避雷器内部有电流流过。
由于IGCT关断过程并非理想关断，整体关断需要大约4～10 ms，因此设Dt为关断时间，I1为关断之前桥臂电流，I10为关断之后的桥臂电流、UCs为电容两端电压，则RsCs两端产生的电压U0为
（11）
令Umov=U0，可解得
（12）
因此，考虑到IGCT的实际关断过程，可认为当关断电流I＜I1时，避雷器完全没有电流流过。
当关断电流I＞I1时，RsCs两端电压被避雷器钳位，整体构成一阶RsCs电路的零状态响应。该电路的时间常数t=RsCs，根据一阶RsCs电路的充电原理，在t1=3t后可认为电容充满电，设不同电流关断时的避雷器动作期间平均电压为U0(I)，则避雷器动作期间的桥臂电流下降速率为
（13）
由于避雷器动作期间，其钳位电压基本不变，因此可认为动作期间电流下降速率不变，则电流下降需要的时间t2为
（14）
完成电容充电需要的关断电流I2为
（15）
因此，根据关断时刻电流大小的不同，可判断避雷器是否动作、避雷器动作后Cs的电压是否充至避雷器动作电压满额，将主动关断后电流分布情况分成三种，不同关断电流下避雷器两端电压与电容电压波形如图6所示。
（1）关断电流I＞满额临界电流I2，此时关断后RsCs两端电压超过避雷器动作电压，避雷器动作，避雷器动作期间电流下降时间t2＞t1，则RsCs回路中的电容电压可上升至避雷器动作电压，RsCs耗能达到最大值，避雷器积累能量为换相电感能量减去RsCs满额能量。
图6 不同关断电流下避雷器两端电压与电容电压波形
Fig.6 The waveforms of the voltage across the lightning arrester and the capacitor voltage under different power-off conditions
（2）动作临界电流I1＜关断电流I＜满额临界电流I2，此时关断后RsCs两端电压达到避雷器动作电压，避雷器动作，但是避雷器动作期间电流下降时间t2＜t1，电容未充至最大电压，RsCs耗能并未达到最大值。
（3）关断电流I＜动作临界电流I1，此时关断后RsCs两端电压不会超过避雷器动作电压，电流全部流经RsCs回路，避雷器不会积攒能量。
上述第（1）种和第（3）种避雷器耗能标定较为简单，但第（2）种中RsCs回路耗能随关断电流的增大而增大。该阶段RsCs耗能可分为MOV动作时的RsCs零状态响应阶段及MOV停止动作后RLC振荡阶段。其中第一阶段关断电流I在MOV中归零的时间为
（16）
式中，IRC为关断时刻后MOV启动时流经RsCs回路的电流，由于时间较短，该时刻RsCs回路中电容两端电压很小，整体电压均由Rs承担，因此其大小约为
（17）
此时RsCs与MOV的钳位电压构成零状态响应，电容两端的电压、电流可分别表示为
（18）
因此，在MOV电流归零之前，RsCs回路耗能QRC1为
（19）
MOV电流归零后两端电压跌落，避雷器恢复高阻态，此时桥臂电感Le与RsCs回路重新构成RsLeCs振荡回路，电感上的剩余能量完全由RsCs回路消耗，此时电感储存能量为
（20）
因此第二种情况关断时整体RsCs回路耗能QRC2为
（21）
综上所述，结合电压电流积分法，设关断后桥臂电流过零时间为T1，关断电流为I，通过避雷器U-I特性曲线得到的不同关断电流下避雷器的动作平均电压为U0(I)，则根据不同关断电流大小，MOV积攒能量为：
（1）I＜I1
（22）
（2）I1＜I＜I2
（23）
（3）I＞I2
（24）
为进一步验证所提方法的准确性，采用工程参数模型进行对比验证。参考HCC灵宝工程系统架构及参数，在PSCAD/EMTDC仿真平台上搭建LCC- HCC混合直流系统仿真模型，仿真参数见表3。该仿真模型为+120 kV/3 kA模型，单极额定功率为360 MW。以下故障仿真暂不考虑交直流系统保护动作。
表3 仿真参数
Tab.3 Simulation parameter
参 数数 值 系统额定电压/kV+120 系统额定电流/kA3 整流侧变压器电压比/(kV/kV)345/50.8 整流侧变压器漏感(pu)0.16 逆变侧变压器电压比/(kV/kV)230/50.8 逆变侧变压器漏感(pu)0.16 桥臂避雷器动作电压Umov/kV92 避雷器动作平均电压U0(I)/kV111 (＞3 kA) 110 (2～3 kA) 109 (＜2 kA 避雷器动作最大电压U0max/kV120 Rs/W576 Cs/mF0.091 7 Le/mH6.1
设置故障类型为逆变侧交流母线A相不对称接地故障，故障起始时间t=15 ms，故障持续100 ms，对比稳态情况下与故障期间电流反演效果，如图7所示。图7a中，故障之前的稳态期间CP信号与对应区间较为稳定，故障之后不同桥臂的CP信号均略有调整，使得电流对应区间有所变化，但同一相上下桥臂之间间隔时间较长，HCC的主动关断功能同时避免了换相失败导致出现上下桥臂直通的现象，故即使在网侧故障期间，桥臂电流反演依旧成立。图7b直接对比了故障前后桥臂反演电流与实际桥臂电流的波形，结果表明在暂态与稳态期间，桥臂开通区间内反演电流与桥臂电流幅值和相位均一致；在桥臂关断区间内由于其他桥臂开通关断使本桥臂耐受电压变化，导致RsCs充放电会产生大约几十安培小电流波动，但此刻桥臂整体处于未开通状态，流经器件的电流依然为0，因此可认为反演结果无误。
图7 稳态与故障工况下电流反演效果
Fig.7 Current inversion effect under steady state and fault condition
设置故障类型为阀侧接地故障F1与阀短路故障F2，故障起始时间t=0 ms，故障持续100 ms，分析阀内故障工况下的故障识别结果，如图8所示。当阀内出现接地短路、阀短路等典型故障时，阀内禁关判断均在5 ms之内响应。表4展示了桥臂短路、多相接地等多种阀内故障工况下禁关触发前的桥臂最大电流，结果表明故障判断触发时桥臂电流均小于5.5 kA，尚未超过器件的关断能力，禁关后将不会出现过电流关断损坏器件的情况。
图8 阀内故障工况下最大故障电流与禁关触发时刻
Fig.8 Maximum fault current and turn-off trigger time under typical internal valve fault conditions
表4 阀内故障工况下禁关触发之前最大桥臂电流
Tab.4 Maximum bridge arm current before turn-off triggering under fault condition in valve
典型故障工况桥臂最大电流/kA 阀侧单相接地3.75 阀侧两相短路3.9 阀侧两相接地短路3.8 阀侧三相接地短路4.2 阀内桥臂短路3.7 桥臂误触发直通3.7 阀内中性点接地3.8
根据2.2节分析，结合HCC灵宝工程参数，可得到参数理论解见表5。
表5 灵宝工程参数下的理论解
Tab.5 Theoretical solutions under the parameters of the Lingbao project
参 数数 值 动作临界电流I1/A213 满额临界电流I2/A1 428 满额动作时间t1/ms158.4 满额电容消耗能量/kJ1.319 避雷器电流下降速率/(A/ms)9.016
在仿真模型中设置故障类型为网侧接地故障，故障时间100 ms，对比不同电流下主动关断后RsCs回路电流、避雷器电流、桥臂电流与避雷器两端电压波形，如图9所示。图9a中，关断电流为2.71 kA，大于满额临界电流I2，仿真结果显示RsCs两端电压迅速上升至避雷器动作电压，避雷器动作，大部分桥臂电流转移至避雷器，小部分电流流经RsCs回路给电容充电。在避雷器钳位电压作用下桥臂电流下降速率不变，电流稳定下降。在经过约160 ms后RsCs回路中电容被充满，回路电流趋于0，此后桥臂电流几乎完全从避雷器支路流通。该工况下桥臂消耗的能量为RsCs满额能量和避雷器积累能量，与理论分析一致。
图9 不同电流主动关断后桥臂电流与RsCs回路电流、避雷器电流电压对比
Fig.9 Comparison of the rear axle arm current with RsCs circuit current and MOV current and voltage with different current
图9b和图9c分别展示了在第（2）种情况下，关断电流分别为1.08 kA和0.43 kA时的电流分布特性。在该工况中关断后RsCs回路电压迅速上升，达到避雷器动作电压后被钳位，但由于此时桥臂电流较小，避雷器电流过零时RsCs电流依然存在，电容Cs还未充至避雷器电压，此时桥臂消耗的能量等于避雷器积累能量和未满额的RsCs耗能。
图9d为第（3）种情况下关断电流为0.18 kA时的电流分布特性，关断后RsCs回路电压迅速上升，但是并未达到避雷器动作电压，此时避雷器不动作，换相电感的能量全被RsCs吸收，避雷器不吸能。
图10中对比了仿真与理论计算中不同关断电流下流过避雷器和RsCs回路的电流水平。图10a中，在不同电流关断时仿真与理论计算的避雷器内部电流下降速率基本一致，关断电流为1.48 kA时，避雷器动作时间为160 ms，此时RsCs回路电流下降至0，与理论分析t1=158.4 ms基本一致。图10b中，当关断电流较大时，RsCs电流沿充电曲线平稳充能。关断电流小于1.428 kA时，RsCs回路电流在未能充至满额时跌落。随着关断电流的降低，回路的充电时间越来越短。当关断电流小于213 A时，RsCs回路电流过小致使两端电压未能达到避雷器动作电压，避雷器不吸能。
图10 不同关断电流下RsCs电流与避雷器电流对比
Fig.10 Comparison of RsCs current and arrester current under different current turn-off
图11对比了本研究所提MOV能量积累监测方法与PSCAD仿真中MOV模型的能量积累大小，结果表明，在0～3 kA范围内所提方法监测结果均与MOV仿真模型的能量积累保持一致，能量差值不超过0.3 kJ，整体误差仍然不超过5%，验证了所提方法的可行性。
图11 不同关断电流下避雷器能量积累大小及误差
Fig.11 Energy accumulation and the error of the arrester under different turn-off currents
为进一步验证所提方法的可行性，以灵宝工程相关参数模型搭建LCC-HCC混合直流系统RTDS试验模型并开展试验验证。试验平台整体结构如图12所示，相应的控制策略沿用灵宝工程实际的LCC系统控制策略，HCC阀控新增主动关断机箱用于主动关断策略判断。
图12 RTDS平台整体结构
Fig.12 Overall structure of RTDS platform
设置故障类型为网侧接地故障，稳态运行电流3 kA，故障起始时间t=0 ms，故障持续100 ms，电流反演出的波形与实际桥臂电流波形对比如图13所示。图中，FP信号为IGCT驱动反馈的器件导通状态信号，SD1信号为电流反演桥臂D1的有效区间信号。故障之前的稳态运行期间CP信号正常，故障之后由于极控的调节使得CP提前9°，但无论稳态还是故障暂态期间电流反演与原始桥臂电流均可有效一一对应。图中桥臂关断期间的小电流波动是由于其他桥臂开通关断导致本桥臂电压发生变化使得RsCs充放电产生的几十安培的小电流，但由于器件处于关断状态，流经器件的电流依然为0，因此不会影响电流反演结果。
图13 桥臂电流反演波形（IDA_1）与实际桥臂电流波形（ID1）对比
Fig.13 Comparison between the inversion waveform of bridge arm current (IDA_1) and the actual waveform of bridge arm current (ID1)
设置故障类型为阀侧接地故障与阀短路故障，故障起始时间t=0 ms，故障持续100 ms，稳态期间与阀内故障期间器件导通状态与电流波形对比如图14所示。在故障之前的稳态期间器件正常开通关断，禁关判据不触发；在发生阀内故障5 ms内禁关判据触发，触发后FP信号显示器件持续导通，表明禁关效果成功触发。根据测试结果，禁关判断触发前器件电流均未超过器件最大关断电流，不会出现过电流关断损坏器件情况；禁关触发后器件电流短时间内上升至9.47 kA，仍在IGCT的通态电流承受能力之内，因此器件依然不会损坏。故障识别禁关策略有效规避了器件过电流关断损坏的风险。
图14 稳态期间与阀内故障期间禁关信号（B1, B2）与最大桥臂电流波形（I1, I2）对比
Fig.14 Comparison of the BAN signal (B1, B2) with the bridge arm current waveforms (I1, I2) during steady state versus in-valve failure
为验证所提避雷器能量计算方案的准确性，以网侧故障中较为严苛的三相接地短路故障与最常见的单相接地故障为例，对所提方案进行对比分析。
设置故障类型为网侧三相接地故障，故障时间100 ms，HCC进行主动关断抵御换相失败的电流波形如图15a所示。其连续关断多次的关断电流均在器件关断能力之内，换相失败抵御成功。该工况下ID1、ID5桥臂多次关断时采用本研究所提方案计算出的MOV能量与MOV模型自身计算能量对比如图15b所示。结果表明，在三相接地故障中，由于故障工况较为严苛，整体关断电流均较大，单次关断能量积累随关断电流的增大而增大，100 ms内多次关断所累积能量误差最大为2.77%，满足监测需求。
设置故障类型为网侧单相接地故障，故障时间100 ms，HCC进行主动关断抵御换相失败的电流波形如图16a所示。其连续关断6次的关断电流均在器件关断能力之内，换相失败抵御成功。该工况下ID1、ID5桥臂多次关断时采用本研究所提方案计算出的MOV能量与MOV模型自身计算能量对比如图16b所示。数据显示在单相接地故障中，由于故障相对较轻，在开始故障阶段关断电流较大，后续关断电流逐渐降低，避雷器单次关断能量大为减小，整体关断能量积累也远小于三相接地短路故障工况，100 ms内多次关断所积累能量误差最大为2.20%，满足监测需求。
图15 RTDS试验中三相接地短路故障电流波形及能量积累
Fig.15 The current waveforms of the inter-phase short-circuit fault and the energy accumulation during the RTDS test
以连续6次关断三相接地短路故障中系统最大关断电流4.927 kA为HCC避雷器能量最大关断需求为例，该工况下避雷器的总吸能需求为273.78 kJ，则采用本研究所提监测方案在三相接地短路故障与单相接地故障下避雷器累积能量比例以及预期可进行主动关断次数见表6。结果表明，在最常见的单相接地故障中，连续6次平均关断0.96 kA时避雷器的剩余能量比例从0提升至95.98%，大幅提升了避雷器能量的利用水平，降低了避雷器能量对HCC主动关断的限制。
本文分析了HCC在主动关断工况下的电流分布特性，提出一种基于换流阀外部交流侧电流反演桥臂电流的MOV能量监测方法，并通过PSCAD/ EMTDC仿真及RTDS试验验证，得出以下结论：
图16 RTDS试验中单相接地故障电流波形及能量积累
Fig.16 The current waveforms of the single-phase grounding fault and the energy accumulation during the RTDS test
表6 主动关断工况下避雷器吸能比例与预期关断次数
Tab.6 The energy consumption ratio of the arrester under the active turn-off and the expected number of turn-off
持续100 ms故障工况及桥臂吸能占比(%)避雷器能量剩余(%) 传统方案—1000 所提避雷器能量监测方案三相接地故障ID1(平均关断3.75 kA)51.148.9 三相接地故障ID5(平均关断3.09 kA)44.453.6 单相接地故障ID1(平均关断1.43 kA)13.087.0 单相接地故障ID5(平均关断0.96 kA)4.0295.98
1）HCC在稳态运行状态与网侧故障期间交流侧电流与桥臂电流存在对应关系，通过阀控下发CP信号可对导通桥臂进行识别，确定电流对应关系，进而反演桥臂电流，有效地避免了传感器安装在阀内受电磁干扰产生的误差。当阀内发生故障时反演算法失效，此时通过直流保护逻辑可有效识别阀内故障并禁止主动关断，防止关断过大电流。
2）HCC在主动关断期间，关断不同电流时桥臂电流转移特性存在差异。本文根据不同关断电流下避雷器是否动作及避雷器动作后缓冲电容Cs是否达到避雷器电压将避雷器能量计算分为三个阶段，给出各阶段受RsCs大小及避雷器动作电压影响的避雷器能量的计算方法。
3）根据故障相的数量及电压暂降程度的差异，不同故障类型下HCC单次主动关断的电流不同。故障期间平均关断电流越大，避雷器能量积累越多。根据RTDS试验结果，本研究所提监测方法在1～5 kA左右连续多次关断下监测误差均不超过5%，采用该方法，应对100 ms单相接地故障后避雷器剩余能量从0提升至最高95.98%，大幅提升了避雷器能量的利用水平。
附 录
避雷器能量计算RTDS试验中单相金属性接地故障与三相金属性接地故障录波如附图1和附图2所示。
附图1 单相金属性接地故障工况下录波
App.Fig.1 Waveforms recording under single-phase metallic grounding fault conditions
附图2 三相金属性接地故障工况下录波
App.Fig.2 Waveforms recording under three-phase metallic grounding fault conditions
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Abstract Existing controllable commutation converters and hybrid commutation converters mainly dissipate energy through arresters when turning off large currents. However, repeatedly interrupting large currents may cause the arresters to overheat and be damaged. Therefore, it is crucial to monitor and protect the energy of converter valve arresters. Both traditional LCC and CLCC employ a monitoring scheme that counts arrester operations. However, in actual operating conditions, the arrester's single energy accumulation varies across different faults. The scheme that uses the maximum number of operations cannot fully utilize the arrester's remaining energy, reducing the number of possible turn-offs. Therefore, this paper proposes a method to invert the bridge arm current from off-valve current measurements, enabling precise monitoring of arrester energy accumulation across different turn-off currents.
First, based on the corresponding relationship between the AC side current and the bridge arm current of the HCC converter valve during steady-state operation and grid-side faults, a method for bridge arm current calculation is proposed by identifying the conducting bridge arm through the valve control CP signal, and the effective conditions are analyzed. Subsequently, the distribution law of the bridge arm transient current is investigated under various current turn-off conditions. The turn-off current is divided into three states according to whether the arrester operates and whether the dynamic buffer circuit RC is fully charged. Finally, based on the current distribution law, arrester energy calculation methods for different turn-off currents are derived, enabling effective monitoring of arrester energy.
Based on the relevant parameters of the Lingbao Project, the PSCAD simulation results for the HCC converter valve indicate that when the turn-off current is less than 213 A, the arrester does not operate, and no energy is accumulated. When the turn-off current is between 213 A and 1 428 A, the arrester operates, but the voltage across the buffer-circuit capacitor C does not reach the arrester operating voltage. When the turn-off current is 1 428 A, the voltage across the buffer circuit capacitor reaches the arrester operating voltage, and the energy consumption is maximized. The RTDS test results show that for a 100 ms single-phase ground fault, the average turn-off current is 0.96 kA, the error monitored by the proposed method is 2.2%, and the energy absorbed by the arrester after 6 consecutive turn-offs accounts for only 4.02% of the total energy. For a 100 ms three-phase metallic ground fault, the average turn-off current is 3.75 kA; the monitoring error of the proposed method is 2.27%, and the energy absorbed by the arrester after 6 consecutive active turn-offs accounts for 51.1% of the total energy.
According to the simulation and RTDS tests, the following conclusions are drawn. (1) There is a corresponding relationship between the AC side current and the bridge arm current of the HCC converter valve during steady-state operation and grid-side faults, and the valve control CP can be used for bridge arm current calculation. (2) During the active turn-off of the HCC converter valve, the current transfer characteristics of the bridge arm differ when turning off different currents. Arrester energy accumulation can be divided into three stages based on whether the arrester operates and whether the buffer-circuit capacitor reaches its maximum voltage. (3) Due to differences in the number of faulty phases and the degree of voltage drop, the active turn-off current of HCC varies slightly. Still, the monitoring error of the proposed method does not exceed 5% under various faults. With this method, the remaining energy of the arrester after dealing with a 100 ms single-phase ground fault is increased from 0 to a maximum of 95.98%, which significantly improves the energy utilization level of the arrester.
keywords：Hybrid commutation converter (HCC), arrester energy monitoring, bridge arm current analysis, active turn-off characteristic
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.250952
中图分类号：TM771
国家重点研发计划资助项目（2023YFB2405900）。
收稿日期 2025-06-04
改稿日期 2025-08-25
赵鹏博 男，1998年生，博士研究生，研究方向为半导体器件在线监测与换流阀在线监测与控制策略等。E-mail: zhaopengbo9527@stu.xjtu.edu.cn
余占清 男，1981年生，教授，博士生导师，主要从事直流电网芯片与装备、直流系统电磁暂态等领域研究。E-mail: yzq@tsinghua.edu.cn（通信作者）
（编辑 陈 诚）