基于MMC的半波长交流输电潜供电流抑制措施研究∗

赵志伟，戴朝波，袁敞，邓占锋，孙谊媊，于永军

（1．华北电力大学电气与电子工程学院，北京102206；2．全球能源互联网研究院 先进输电技术国家重点实验室，北京102209；3．国网新疆电力公司电力科学研究院，乌鲁木齐830011）

0 引 言

全球能源基地与负荷中心分布格局不一致，国际间甚至洲际间的输电计划逐渐被提上议程［1］。在这一背景下，远距离、大容量、安全可靠的输电技术成为有力的技术支撑。目前，可供选择的输电技术主要有特高压直流输电和特高压交流输电［2-4］。半波长交流输电 （Half-wavelength AC Transmission，HWACT） 是指输电的电气距离接近1个工频半波长，即3 000 km（50 Hz）或2 600 km（60 Hz）的超远距离三相交流输电技术。半波长交流输电线路与常规线路存在一些差别：在无损情况下，半波长线路首末两端的电压、电流幅值分别相等，相位分别相差约180°；此外，半波长交流输电线路的功率传输能力较强，传输功率在理论上趋于无穷大。考虑到线路绝缘等问题，需要对传输功率进行限定，通常不超过1．2倍自然功率［5］。由于半波长交流输电线路送受端电压、电流幅值大小相等，因此，线路上无需安装无功补偿设备，全线可以不设开关站，从而降低了工程的造价，具有较好的经济性［6-8］。

半波长输电技术最早由苏联提出，随后巴西、韩国等国家相继对其进行了专题研究，旨在解决利用能源基地的资源进行发电、输送至负荷中心的难题［9-10］。由于一些关键技术有待解决，半波长输电技术尚无实际应用。

现阶段对于半波长交流输电的研究主要集中在理论分析和仿真实验，研究方向主要包括暂稳态的运行特性、人工调谐和沿线抽能等，其中潜供电流一直没有较好的解决方案，这限制了半波长输电技术的发展和应用。文献［5，11-12］主要采用了常规线路的抑制方案，即串联小电抗法和沿线加装高速接地开关法，来解决半波长输电的潜供电流问题。串联小电抗法在线路沿线加装的并联电抗器中点串联小电抗接地，利用小电抗补偿潜供电流使其自熄；高速接地开关法在线路沿线加装多组高速接地开关，利用开关的引弧和灭弧能力将潜供电流熄灭［13-15］。以上两种常规线路中的抑制措施应用到半波长输电系统时均存在一些弊端：半波长输电线路因自身特点沿线无并联电抗器，因此并联小电抗法不适用；而高速接地开关法需要在半波长线路上加装的高速接地开关数量过多，不但增加了维护工作量，并且会影响系统中的保护装置。

本文在PSCAD仿真平台中，对多种工况下半波长输电系统的潜供电流进行仿真实验，分析半波长交流输电潜供电流的分布特性，在此基础上，提出了一种基于MMC的潜供电流抑制措施，并进行包括MMC参数的选择与控制策略的设计，又提出分相投切无源元件来减少MMC容量，从而提高措施的经济性与实用性，最后通过仿真实验来检验所提措施对潜供电流的抑制效果。

1 半波长交流输电潜供电流分布特性分析

瞬时性单相接地短路为电力系统中最常见的故障类型，解决方案为单相自动重合闸。通过故障相线路两端的断路器动作将瞬时故障消除，随后断路器重合闸使系统恢复至稳定运行状态。当线路的电压等级比较高时，线路间的耦合作用会比较明显，具体表现为线路互感和互电容。此时，在单相自动重合闸过程中，因线路耦合作用就会有潜供电流，图1为潜供电流产生原理示意。潜供电流的存在会使重合闸过程中的断路器重合于弧光接地故障，进而造成重合闸失败，影响系统的故障恢复时间［14］。

图1 点对网半波长交流输电系统潜供电流产生示意图Fig．1 Generation schematic diagram of secondary arc current in point-to-grid HWACT system

参考晋东南-南阳-荆门特高压交流输变电试验示范工程的线路参数，在PSCAD／EMTDC平台搭建了如图1中所示的半波长输电等值系统，线路输送额定容量为4 500 MW，额定电压为1 050 kV，导线及地线选择型号分别为 LGJ-500／35、JLB20A-170。在模型沿线上选取有代表性的点设置单相接地短路故障，并测量潜供电流的大小。考虑到系统在运行时的工况是动态的，且单次故障中的过渡电阻也是变化的，在仿真过程中做了如下简化：在分析不同传输功率、功率因数对潜供电流的影响时，过渡电阻为100 Ω，在分析过渡电阻对潜供电流的影响时，传输自然功率且功率因数为1。由此，分别得到如图2～图4中所示的潜供电流沿线分布结果。

图2 不同功率下潜供电流沿线分布Fig．2 Distribution of secondary arc currentwith different power

图3 不同功率因数下潜供电流沿线分布Fig．3 Distribution of secondary arc current with different power factors

图4 不同功率下潜供电流沿线分布Fig．4 Distribution of secondary arc current with different power

从图2～图4可以看到，半波长交流输电潜供电流较大，最大值可达kA级别，最小值也有数百A，远远高于常规线路的潜供电流水平，如未采用抑制措施将无法自行熄灭。潜供电流的幅值大小与故障发生位置呈非线性相关，其大小随着故障点与线路送端距离的增加呈现出马鞍形分布，且以半波长线路中点为轴，两侧的潜供电流幅值近似对称。考虑到三相线路的对称性，B、C两相发生单相接地短路故障时潜供电流特性应一致，在此不再赘述。

线路的传输功率、功率因数和故障时的过渡电阻都会对潜供电流的幅值产生一定程度的影响，但都不影响潜供电流总体上呈现的马鞍形分布规律。以线路中点处为例，当线路的传输功率在0．8～1．4倍自然功率变化时，潜供电流也相应地在自然功率下潜供电流的0．8～1．4 倍之间变化；当系统运行功率角在-30°～30°之间变化时，此时功率因数在0．85～1之间变化，潜供电流也相应地在单位功率因数下潜供电流的0．85～1．2倍之间变化；当过渡电阻在0～300 Ω之间变化时，潜供电流在过渡电阻为100 Ω下潜供电流的0．3～5倍之间变化。线路其他采样点处潜供电流的变化与线路中点类似。需要注意的是：在潜供电流的产生过程中，过渡电阻是一个动态变化的量，因此，潜供电流的实际值应该在由不同过渡电阻得到的分布曲线形成的包络线之内变化，只有当抑制措施对过渡电阻变化时相应的潜供电流仍然有抑制效果时，才可以认为抑制措施是有效的。

2 基于MMC的潜供电流抑制措施

潜供电流主要流经故障点对地之间的回路，因此，考虑向线路中注入一个与潜供电流呈一定角度的对地电流，使之与线路中的潜供电流相互抵消，达到减小潜供电流、缩短电弧熄灭时间的目的。前一节的研究结果表明，潜供电流的大小与故障位置有关，此外，系统的运行工况也会对潜供电流有所影响，所以，注入的电流应该满足其大小及方向是容易控制的这一要求，这样才能对多种条件下的潜供电流均产生有效的抑制效果。利用MMC（Modular Multi-level Converter）的控制灵活方便的特点，设计了一种将MMC并联在线路末端来抑制半波长输电线路潜供电流的抑制措施。

图5为潜供电流抑制措施的原理图。与常规线路中使用无源元件的潜供电流抑制措施相比，该方案具有控制灵活的特点，可以针对系统多变的运行工况对系统故障时产生的潜供电流进行更合理高效的抑制，使潜供电流快速熄灭，从而提高断路器重合闸成功率。此外，该方案中抑制装置的安装位置集中，避免了小电抗法无法安装于半波长输电线路及高速接地开关法安装数量过多等被限制的不利因素。

图5 潜供电流抑制措施原理图Fig．5 Principle diagram of secondary arc current suppression technique

该抑制措施的工作过程为：线路发生故障，断路器经整定时间后动作，与此同时将这一信号传递至抑制装置的控制单元，控制单元在获得故障信息后结合系统故障前运行状态，可以根据潜供电流分布特性获得潜供电流的大小，结合查表法为MMC提供命令，使其向半波长输电线路输入特定大小、相角的电流，从而对潜供电流进行抑制，考虑潜供电流被抑制后实现自熄的时间裕度，在其熄灭后停止MMC注入电流。

MMC采用的拓扑结构如图6（a）所示，换流器由整流侧和逆变侧两部分组成，整流侧与交流电源相连，从电源侧吸收能量；逆变侧与半波长输电线路相连，向系统中注入可以将潜供电流有效抑制的电流。这两个部分均由六个桥臂组成，各个桥臂包含多个功率模块和电抗器，各功率模块均采用如图6（b）所示的半桥结构，对应的上下两个桥臂构成一个相单元。整流侧和逆变侧中每个桥臂的子模块参数及串联电抗值都相同。通过整流与逆变两部分，MMC向半波长输电线路中注入一定大小、相角的电流，将故障时产生的潜供电流抑制在较小的范围内，使其自行熄灭。

图6 MMC拓扑结构及其功率单元Fig．6 Topology of MMC and its power unit

MMC在抑制潜供电流的过程中需要向半波长输电线路注入或从中吸收一定量的有功功率及无功功率，考虑到半波长交流输电线路的电压等级高，补偿容量大，MMC子模块数量会比较多。在研究中发现，MMC在抑制潜供电流时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无功功率。因此，为了降低MMC的额定容量，提出了一种混合方案，具体为：当线路上有潜供电流时，MMC投入到故障相并向线路注入一定大小、相角的电流，与此同时向线路上的故障相及非故障相投入无源元件，如电容、电感等，来提供相应的无功功率，无源元件并联在MMC接入的位置。由于系统发生的故障多为单相接地短路，即非对称性故障，因此，需要合理设计分相投切无源元件的数值，使其与MMC进行配合，可以在保证潜供电流抑制效果的基础上提高该方案的经济性与实用性。

3 主回路参数及控制策略设计

3．1 主回路参数设计

MMC的直流侧电压值可表示为：

式中Em为交流网侧相电压峰值；M为调制比，与脉冲调制方式有关。考虑到逆变侧所连接的半波长输电线路电压等级较高，因此，MMC应采用最近电平逼近的调制方式，调制比为0．8～0．9。 经计算，直流电压应为1 905 kV，考虑到适当的裕度，将直流侧电压定为2 000 kV。

子模块中电容值可表示为：

式中H为等容量放电时间常数，通常取值35 ms～45 ms［16］；N为每个桥臂子模块个数；SN为 MMC 交流出口处额定容量；Udc为直流侧电压。根据MMC子模块工作时的直流侧电压及电流等级，参照IGBT器件说明书可知子模块电压可选为3．6 kV，由此可知子模块数为556，子模块中的电容经计算得150 μF。为了提高仿真效率，桥臂上子模块的个数定为100个，子模块电容选择 5 000 μF。

MMC的桥臂电抗器电感值可表示为：

式中ωres为相单元串联谐振角频率，通常0＜ωres＜1．55ω0，ω0为电网额定运行角频率［16］，经计算得L0为0．169 H，为了提高仿真速度，在仿真中选择与100个模块相对应的0．05 H。

整理以上MMC参数设计结果，如表1中所示。

表1 MMC的参数设置Tab．1 Parameter setting of MMC

起补偿作用的无源元件通常要在系统发生故障产生潜供电流时吸收或注入无功功率，和MMC一起对潜供电流进行抑制。补偿元件的数值可以通过如下步骤确定：在仅有MMC工作时统计故障相与非故障相分别需要的功率容量以及此时对应的相电压，合理地分配无源元件承担的无功功率，则可以计算出无源元件的数值。由于三相输电线路中任意相在系统运行中均有可能成为故障相，每相采取相同的配置方案，在针对不同类型的故障时采取不同的投切方案：即在发生接地短路故障时，先对故障类型进行判断，并向故障相投切电感，向非故障相投切电容，与此同时控制MMC向故障相和非故障相注入电流来与之进行配合，最终实现潜供电流的抑制。表2为综合考虑了潜供电流的抑制效果及抑制方案的成本后得到的无源元件配置方案，当线路两端发生故障时投切1．2 H或1．4 H的电感来配合MMC对潜供电流进行抑制，当线路中部发生故障时，投切3．65 H电感及电容来配合MMC对潜供电流进行抑制。

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

3．2 控制策略设计

当系统发生接地短路故障时，故障相两端的断路器动作将故障线路从系统中切除，此时潜供电流产生。检测装置判断出故障相及故障位置，并反馈给抑制装置的控制单元。随后，控制单元发出命令控制MMC及无源元件投入到半波长输电线路上，MMC整流侧和逆变侧按照相应的控制策略进入抑制状态，在一定时间内持续地向线路中注入电流，并联的无源元件投入与其配合来抑制潜供电流，直到潜供电流熄灭。

（1）整流侧控制策略。

整流侧与交流电源相连，主要功能为将交流转换为直流，为逆变侧提供有功功率。整流侧控制框图如图7所示。

图7 整流侧控制示意图Fig．7 Schematicdiagram of rectifier side control

整流侧需要为逆变侧提供稳定的直流电压，采用的控制方式为电流跟踪控制，控制交流侧电流跟踪参考电流来实现稳定直流电压的目标。交流电流参考值的生成过程为：取直流侧实测电压Udc与参考值Udc_ref做差后经比例-积分（PI）环节得到幅值irms，再由所连交流电源的电压提供相角θu，由此可以得到参考电流iref。将实际电流测量值i与参考电流iref做差后经过PI环节，且引入前馈电压u［17-19］，得到交流电动势参考值ej（j=a，b，c）。 经过式（4）运算分别得到上、下桥臂的调制波。在触发信号的作用下MMC各子模块进入投入或切除的状态，并在MMC直流侧产生直流电压Udc。在Udc多次经历上述过程后，最终实现直流侧电压Udc稳定于参考值Udc_ref附近的目的。

式中Upj（j=a，b，c）、Unj（j=a，b，c） 分别为j相上、下桥臂交流电动势参考波形；usumj（j=a，b，c） 为j相 的内部不平衡压降。

usumj主要是由MMC在运行中三相桥臂之间的电压不完全一致造成的环流而形成的压降，此时三相桥臂之间会产生环流，影响各桥臂的电流波形。MMC的桥臂电阻往往远小于桥臂电感，因此有：

式中L为桥臂串联电抗器的电感值；isumj（j=a，b，c）为j相内部电流。

由于环流主要成分为二倍频负序分量［20］，设计出如图8所示的环流抑制框图。

图8 整流侧控制示意图Fig．8 Schematicdiagram of rectifier side circulating current suppressing

每相的内部电流isumj（j=a，b，c）可由对应相上下桥臂的电流ipj（j=a，b，c）和inj（j=a，b，c）求和后除以 2得到［21］。将其进行坐标变换后分别与参考值i2fd_ref和i2fq_ref做差，经过PI环节并引入电压前馈量，再进行坐标反变换，得到式（4）所需要的abc坐标下的内部不平衡压降usumj_ref（j=a，b，c）。 为了抑制环流，这里取i2fd_ref=i2fq_ref=0，通过这一流程，使得内部电流逐渐趋于0，达到抑制环流的效果。

（2）逆变侧控制策略。

逆变侧实现的功能为，向半波长输电线路中注入特定大小相角的电流，以此实现对潜供电流的抑制，采用的控制策略仍然为跟踪电流控制。控制框图如图9所示。

图9 逆变侧控制示意图Fig．9 Schematicdiagram of inverter side control

逆变侧的参考电流为一工频量，其大小和相角均由查表法获得，因此，参考电流在对应运行工况下可以直接确定。参考值与实测电流i做差并经PI环节，可以得到电压参考值，与整流侧控制类似，叠加前馈交流电压u后采用最近电平逼近调制，可以得到逆变侧功率单元的触发信号。

需要注意的是，逆变侧接入半波长线路时线路正在发生不对称故障，而整流侧采用的方法仅适用于三相对称的情况。为了抑制逆变侧的环流，需要采用环流抑制通用策略。由文献［21］可知，环流造成的压降即环流压降为每个桥臂上电感的压降，由此可制定逆变侧的环流抑制策略为：测量每相桥臂电感电压UZLj_up、UZLj_down（j=a，b，c），二者求和后除以 2 得到每相的环流压降的平均值，将其与各相环流压降的参考值Uj_ref（j=a，b，c）做差后经过比例积分环节，得到逆变侧各相的不平衡量Usumj_ref（j=a，b，c），为了抑制环流，取Uj_ref=0 （j=a，b，c），控制框图如图 10 所示。

图10 逆变侧控制示意图Fig．10 Schematicdiagram of inverter side circulating current suppressing

4 仿真实验

在第二节中搭建好的半波长交流输电仿真系统中进行仿真实验，1．3 s时距离线路送端1 268．725 km处A相发生接地短路，1．4 s时线路两端的断路器动作，将故障相从系统中切除，此时，潜供电流出现，如图11中所示。在1．6 s抑制装置动作，MMC向A相线路注入幅值为0．56 kA，相角为-142°（以送端的电源电压角度为参考）的电流，与此同时，A相投入1．2 H的电抗，B、C两相投入4 μF的电容。从潜供电流的波形图中可以看到，在MMC与无源元件的配合下潜供电流幅值显著减小，抑制效果比较明显。由文献［22］可知，当潜供电流低于50 A时，电弧可在一定时间内自熄，仿真中该故障点的潜供电流经抑制后小于10 A。

图11 MMC投入前后潜供电流波形Fig．11 Waveform of secondary arc current before and after MMC switching

图12 为抑制该故障点的潜供电流时采取混合补偿方案前后主动抑制装置向半波长输电线路中注入的无功功率统计。由图12（a）可以看到，当未采用混合补偿方案时，MMC需要注入的无功功率较大；当采用混合补偿方案后，图12（b）中显示MMC注入的无功功率大幅下降，由图12（c）可知此时无功功率主要由无源元件注入。由此可知，采用混合补偿方案可以显著地减小MMC的额定容量。

以线路传输自然功率为例，在沿线取有代表性的点，得到沿线潜供电流抑制后的统计值，如图13所示。

图12 采取补偿方案前后向线路注入的无功功率Fig．12 Reactive power injected into lines before and after adopting hybrid compensation scheme

图13 抑制后沿线潜供电流幅值Fig．13 Amplitude of secondary arc current after suppression

由图13可以看到，半波长输电线路的潜供电流得到了有效的抑制，潜供电流应可以实现自熄。在仿真实验中发现，通过合理设置注入电流的大小和相角，当运行工况及故障时的过渡电阻变化时，潜供电流仍可以被抑制在10 A以内，满足自熄的条件。由此可知，该抑制措施对于半波长输电系统的潜供电流是有效的。限于篇幅，对于不同工况及故障时不同过渡电阻情况下的潜供电流抑制效果将不再一一给出。将以上各种工况及不同过渡电阻时抑制潜供电流所需注入电流的大小、相角以及各相投入的无源元件数值整理成表，作为查表法使用的依据。

统计抑制线路沿线各点处的潜供电流时需要注入的功率情况，分别得到图14、图15所示的未并联无源元件时MMC注入线路中的功率曲线及并联无源元件后MMC注入线路中的功率曲线，图中左侧纵坐标为测量有功功率的大小范围，右侧纵坐标为测量视在功率的大小范围。可以看到，在线路未并联无源元件辅助时，为了将潜供电流抑制在自熄水平以内，MMC需要向线路中注入的功率较大，其额定容量需要设计在1 800 MV·A左右，抑制措施的经济性与实用性均会受到影响。当采用分相投切无源元件来降低MMC容量的方案后，MMC需要注入系统中的功率大幅降低，因此，MMC的额定容量可以随之降低，这在一定程度上提高了该方案的实用性和经济性。

图14 MMC向线路中注入的有功功率及视在功率Fig．14 Active andapparent power MMC injects into lines

图15 分相投切MMC及无源元件后MMC注入线路中的有功功率及视在功率Fig．15 Active and apparent power MMC injects into lines after passive components switched

5 结术语

（1）对半波长交流输电潜供电流的沿线分布特性进行了研究，结果表明半波长交流输电的潜供电流在线路上呈中间低、两端高的马鞍形分布，线路的传输功率、系统运行的功率因数都会对潜供电流的分布特性产生一定的影响。与常规线路相比，半波长交流输电潜供电流幅值更大，无法实现自熄，必须借助一定的抑制手段来使其降低到自熄水平；

（2）提出了一种基于MMC的潜供电流抑制措施，即通过控制MMC向线路中注入一定大小、相角的电流来实现潜供电流的抑制。设计了MMC的控制策略，在PSCAD仿真平台进行潜供电流抑制算例仿真分析，结果表明能使潜供电流降低达到自熄水平；

（3）在利用MMC对半波长输电线路潜供电流进行抑制时，提出了控制无源元件的分相投切来补偿MMC注入或吸收功率的方案，从而大幅度降低MMC额定容量，提高该抑制措施的经济性与实用性。