直流换流站出口L-C型辅助防雷滤波装置

王渝红, 万良彬, 曾 昊

(四川大学电气工程学院，成都 610065)

随着中国输电线路电压水平和传输距离不断提高，高压直流输电在电力系统中广泛应用于区域间电网互联及大容量远距离电力传输[1-3]。然而，由于高压直流输电线路多为架空线传输方式，输电线路遭遇雷击后会在换流站设备上产生过电压，对系统的安全运行产生威胁。同时，直流系统运行时产生的高频谐波不仅会对电压和电流产生畸变，也会使换流站设备产生附加发热。因此，利用保护设备对雷电过电压和高频谐波进行抑制有重要意义[4-5]。

文献[6]研究了线路差异化防雷评估方法，对避雷器等多种降低雷击跳闸率的措施进行分析。文献[7]针对换流站直流场设备的直击雷过电压和雷电侵入波过电压进行计算，并分析了直流线路的防雷保护性能和换流站的绝缘配合，但并未对雷电过电压的抑制措施进行研究。文献[8-10]分析了各种极线排列方式对耐雷水平的影响，通过装设避雷器来提高线路的耐雷水平，并研究了避雷器数量对线路过电压的影响效果。在高频谐波抑制方面，文献[11]分析了多种高阶无源滤波器的拓扑结构，比较了不同滤波器的谐波滤除和谐振抑制效果，并对其经济性做出评价。文献[12]研究了电力线载波和无线电频率范围内的高频谐波对直流输电系统的干扰，对比分析了抑制高频谐波和低频谐波的滤波器型式特点并提出高频滤波器的优化方案。

在衡量直流线路谐波水平方面，目前主要的评估指标是等效干扰电流[13]，即线路上各次谐波电流对附近通信线路产生的干扰可以等效为单一频率(800 Hz或1 000 Hz)下的等效干扰电流产生的干扰，但其主要应用于检验直流滤波装置性能。文献[14]定义了直流侧电压或电流的谐波含有率，提出了适用于直流侧的谐波总畸变率计算方法，能更好体现高频谐波对直流分量的干扰。

上述研究主要是通过合理配置避雷装置，改进线路和杆塔结构来进行防雷保护，利用滤波设备对高频谐波进行抑制，但降低换流站设备上产生的雷电过电压和抑制高次谐波这两方面的结合分析尚未涉及。现提出在换流站出口处加装一组L-C型辅助防雷滤波装置，研究其降低直流侧雷电过电压的效果，并对其高频滤波特性进行分析。介绍L-C型辅助防雷滤波装置的结构原理和参数选取，对雷电流、输电线路及换流站各设备建立高频暂态仿真模型，利用PSCAD/EMTDC仿真程序对直流侧设备雷电过电压和高频谐波进行仿真验证。

1 换流站电气主接线

根据《绝缘配合 第3部分：高压直流换流站绝缘配合程序》[15]，其文中±500 kV换流站直流侧避雷器配置方案及主接线如图1所示。

V为阀避雷器；DR为平波电抗器避雷器；C为12脉动桥避雷器；DB为直流母线避雷器；DL为直流极线避雷器；E、EL为中性母线避雷器；DCF为直流滤波器

换流站包括平波电抗器、直流滤波器、换流阀、联接变压器和直流线路等重要一次设备，因此换流站的绝缘配合对于设备的运行安全十分重要，考虑设备绝缘水平及安装位置等因素，对站内各重要设备配置避雷器进行保护。

2 L-C型辅助防雷滤波装置原理及参数选取

2.1 L-C型辅助防雷滤波装置原理

通常换流站装设有直流滤波器，平波电抗器及中性点滤波电容等直流滤波设备[16]，可以有效抑制直流侧产生的特征谐波和低次非特征谐波，但无法滤除雷电流和高频谐波。针对此问题，提出一种由串联电感线圈和并联电容组成的L-C型辅助防雷滤波装置，其原理图如图2所示。

图2中，L-C型辅助防雷滤波装置的电感线圈串联于直流极线，电容与直流极线并联，输入和输出电压分别为UI和UO，UL为电感线圈两端电压，IL、IC、IM和IB分别为流经电感线圈、并联电容、极线DL避雷器和开关场设备的电流。由于串联电感和并联电容两端电压值与频率有关，因此首先对电感和电容两端电压进行分析。

电感电压为

UL=UI-UO=jωLIL

(1)

电容电压为

(2)

式中：ω为角频率；j为虚数单位，L和C分别为辅助防雷装置的电感值和电容值。由式(1)、式(2)可知，在直流系统正常运行时，ω=0。此时电感感抗为零，电感相当于短路；容抗趋近于无穷大，电容相当于开路。因此，在换流站出口处加装L-C型辅助防雷滤波装置不会对直流电流和直流电压产生影响。当线路遭受雷击或高频谐波干扰时，电感线圈与并联电容将构成低阻抗回路，高频分量主要经此回路流入大地，从而降低对直流侧设备产生的影响。

在雷电流和高频谐波下，L-C型辅助防雷滤波装置传递函数为

(3)

令H(ω)=∞，计算得截止角频率和截止频率为

(4)

(5)

可知，当频率高于截止频率时，此装置将对高频分量进行抑制；当频率远低于截止频率时可通过装置，其输出幅值将根据频率发生变化。

2.2 参数选取

为了正确合理选择L-C型辅助防雷滤波装置电感和电容的参数[17]，进行大量仿真计算。设置电感线圈参数为200～450 μH，每组间隔10 μH，共26组；并联电容参数设置为30～60 nF，每组间隔5 nF，共7组。设置换流站直流侧进线段1号杆塔分别发生绕击和反击时，对故障极电压进行测量，根据过电压变化规律和具体幅值进行参数选取。

直流侧进线段发生反击和绕击时，故障极电压变化规律如图3所示。由图3可知，加装L-C型辅助防雷滤波装置后故障极过电压幅值均得到有效限制，且当电感值由200 μH增加至300 μH时，故障极过电压下降幅度最大，此后继续增大电感值过电压降幅逐渐减弱。由图3(a)可知，电感值在300～450 μH时，随着电容值增大，故障极反击过电压的下降趋势几乎保持一致，其中故障极过电压在40～50 nF下降幅度最大。由图3(b)可知，增大电容值对故障极绕击过电压的限制效果不明显，此时增加电容值意义不大。此外，考虑到直流极线上平波电抗器的电感值较大，可有效抑制线路上产生的陡波，此时L-C型辅助防雷滤波装置没必要取大的电感值。且雷电流在流经电感时会在电感两端产生过电压，电感值越大，过电压幅值越高，此时应在降低故障极过电压和降低电感两端过电压二者之间寻找平衡点。综合分析限制直流侧雷电过电压的效果后，确定所选L-C型辅助防雷滤波装置的串联电感值L=300 μH，并联电容值C=40 nF。

图3 不同参数对故障极过电压幅值影响

将所选的串联电感和并联电容值代入式(5)，可得截止频率fC=45.944 kHz，L-C型辅助防雷滤波装置电压幅值—频率特性如图4所示。系统稳态运行时直流母线电压如图5所示。由图5可知，正常运行时L-C型辅助防雷滤波装置对直流分量几乎无影响，直流电压保持不变。

图4 L-C型辅助防雷滤波装置电压幅值-频率特性

图5 加装辅助防雷滤波装置稳态运行直流母线电压

3 雷电过电压仿真模型

3.1 雷电流模型

3.1.1 雷电流波形

雷电流波形采用2.6/50 μs的负极性双指数波进行模拟[18]，其函数表达式为

i(t)=Im(e-αt-e-βt)

(6)

式(6)中：Im为雷电流幅值；α、β为与雷电流幅值和波形参数有关的常数，文中取α=2×104，β=1.67×106。

3.1.2 雷击点选取

大量研究表明，雷击换流站进线段杆塔或导线时在设备上产生的过电压更严重。因此，在仿真计算时，选取距离换流站直流场最近的1号塔为雷击点进行研究。

3.2 线路和杆塔模型

直流极线型号采用4×ACSR-720/50，外径36.2 mm，分裂间距500 mm，直流电阻0.039 Ω/km；避雷线型号GJ-80，外径11.4 mm，直流电阻0.14 Ω/km；绝缘子型号采用XZP-210，串长6.12 m。为了建立准确的线路模型，在仿真中采用频率相关(相位)模型。线路零档距为100 m，其余取400 m。正负极导线为水平排列方式。

为计算雷电流在杆塔处传播效应，塔身采用分层波阻抗模型[19-21]，如图6所示。其中ZAk(k=1,2)为杆塔横担波阻抗；ZTk(k=1,2)为杆塔主架波阻抗；ZLk(k=1,2)为杆塔支架波阻抗；仿真计算时，主架波阻抗ZT1和ZT2分别为129、68 Ω；支架波阻抗ZL1和ZL2分别为1 161、612 Ω；考虑雷电流在横担处的影响，横担波阻抗ZA1和ZA2分别为300、186 Ω。仿真时接地电阻Rt取10 Ω。

图6 输电杆塔结构及等效模型

3.3 绝缘子串模型

当绝缘子串两端的电压与伏秒特性相交或超过50%雷电冲击耐受电压时，此时应判断为闪络。绝缘子串的伏秒特性[22]表示为

(7)

式(7)中：Us-t为绝缘子串闪络电压，kV；L为绝缘子串长度，m；t为雷击至闪络经历的时间，μs。

50%雷电冲击耐受电压计算公式为

U50%=533L+110

(8)

考虑直流线路电压Udc的影响时[23]，有

U′50%=U50%-Udc+100

(9)

式中：U50%为未考虑直流线路电压时绝缘子串50%雷电冲击耐受电压；U′50%为考虑直流线路电压时绝缘子串50%雷电冲击耐受电压。

3.4 避雷器模型

金属氧化物避雷器具有良好的非线性特性，避雷器电流I随电压U的变化关系可用指数函数进行模拟[15]，即

I=kUα

(10)

式(10)中：k为常数；α为相关材料的非线性系数，α的典型取值范围为10～50。

3.5 其他设备模型

进行雷电侵入波过电压计算时，可将各换流站设备等效为一个电容，各设备间采用均匀无损传输线进行等效，波阻抗取300 Ω，波速300 m/μs。等效电容具体取值如表1所示。

表1 换流站直流侧设备等效电容

4 仿真分析

进行直流侧雷电过电压仿真计算时，反击雷电流幅值取320 kA，绕击雷电流幅值取12 kA，设置仿真步长为0.01 μs。在负极金属回线运行方式下，计算反击和绕击侵入波在直流侧设备产生的过电压幅值。设备绝缘裕度计算式为

(11)

式(11)中：K为设备绝缘裕度；UP为设备雷电冲击绝缘水平，kV；UM为设备上过电压幅值，kV。

4.1 未装设L-C型辅助防雷滤波装置

直流侧进线段1号塔发生反击和绕击时，直流侧设备过电压计算结果如表2所示。

表2 换流站直流侧设备过电压幅值

由表2可知，未装设L-C型辅助防雷滤波装置时，绕击和反击侵入波过电压都十分严重。其中，直流开关场设备上过电压最大可达1 290.6 kV，绝缘裕度为9.4%，会影响设备安全运行。由于线路的衰减和阻尼作用，雷电流在直流母线设备上产生的过电压有所降低，但此时设备绝缘裕度仍然较小。

4.2 加装L-C型辅助防雷滤波装置

如图5所示，由于辅助防雷滤波装置不影响直流分量，因此以下重点关注其雷电过电压限制效果，并对其高次谐波抑制效果进行分析。

4.2.1 绕击侵入波过电压

对1号杆塔处线路施加雷击，表3分析了加装L-C型辅助防雷滤波装置后各设备绕击过电压幅值，直流开关场设备绕击过电压波形如图7(a)所示。

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表3 加装辅助防雷滤波装置直流侧设备绕击过电压

仿真结果表明，加装辅助防雷滤波装置后，IL、IC、IM、IB分别为6.2、5.5、0.4、1.1 kA，对雷电流的削弱作用明显。由表3可知，雷击 1号杆塔处线路时，直流侧各设备的过电压水平降低，绝缘裕度均提升至40%以上。由图7(a)可知，加装辅助防雷滤波装置后，直流开关场设备绕击过电压陡度降低，波形也更为平缓。因此，装设辅助防雷滤波装置可以有效降低换流站设备上绕击过电压幅值，提升设备绝缘裕度。

4.2.2 反击侵入波过电压

对1号杆塔施加雷击，表4分析了加装L-C型辅助防雷滤波装置后各设备反击过电压幅值，直流开关场设备反击过电压波形如图7(b)所示。

表4 加装辅助防雷滤波装置直流侧设备反击过电压

通过仿真计算，加装L-C型辅助防雷滤波装置后，IL、IC、IM、IB分别为7.0、5.6、0.8、2.9 kA。由表4可知，加装L-C型辅助防雷滤波装置后，直流开关场设备、直流母线设备、平波电抗器两端和中性母线过电压幅值均降低，绝缘裕度均有所提升。由图7(b)可知，加装L-C型辅助防雷滤波装置后，反击过电压波形更为平缓，降低了反击侵入波对各设备的冲击。

图7 加装辅助防雷滤波装置直流开关场设备过电压

4.2.3 高频谐波抑制分析

由2.2节可知，L-C型辅助防雷滤波装置的截止频率为45.944 kHz，能够抑制电力线载波频段(40～500 kHz)和无线电频段(>500 kHz)的高次谐波，且4.2.2节验证了辅助防雷滤波装置对雷电流有较好的滤除效果，本节对L-C型辅助防雷滤波装置的滤波效果进行仿真验证。

如图2所示，点A为谐波注入点，点B为滤波后的测量点。直流系统稳态运行下：在点A注入高频谐波电压u(kV)，其表达式为

(12)

式(12)中：fi分别为100、400、700、1 MHz。

图8 L-C型辅助防雷滤波装置两端电压频谱图

(13)

式(13)中：Un为n次电压谐波分量有效值；Ud为直流母线电压额定值。

由图8(a)可知，在A点注入高频谐波电压后，此时A点电压发生畸变，计算得电压谐波总畸变率为3.32%。由图8(b)可知，经L-C型辅助防雷滤波装置进行滤波后，电压谐波总畸变率降为0.30%，相比于A点的谐波总畸变率明显降低，且400 kHz以上的高频分量接近于零，100 kHz分量降至原来的25%左右。可以看出，L-C型辅助防雷滤波装置能有效抑制高频谐波分量，降低其谐波总畸变率。

5 L-C型辅助防雷滤波装置对系统的影响

5.1 L-C型辅助防雷滤波装置过电压及保护

当1号杆塔遭受雷电绕击或反击时，考虑电感线圈匝间电容和杂散电容的影响，L-C型辅助防雷滤波装置串联电感和并联电容过电压波形如图9所示。由仿真结果可知，串联电感两端产生的过电压幅值分别为613.0 kV和733.2 kV，在并联电容上产生的过电压幅值分别为1 003.0 kV和864.3 kV，必须对L-C型辅助防雷滤波装置采用一定保护措施。

由于电感串联于母线中，为了保证设备的可靠性，考虑在电感线圈两端并联安装一组DAS避雷器，其额定电压为204 kV，雷电冲击保护水平(峰值)为592 kV。根据GB/T 51200—2016《高压直流换流站设计规范》给出的设备额定雷电耐受电压与避雷器保护水平的最小裕度系数1.2，文中取裕度系数为1.4，即电感线圈额定雷电耐受电压为828.8 kV。根据GB 311.1—2012《绝缘配合 第1部分：定义、原则和规则》给出的绝缘水平标准取值，电感线圈标准绝缘水平取为850 kV。由图9可知，绕击时并联电容产生的过电压幅值为1 003.0 kV，低于直流极线避雷器的雷电冲击保护水平，因此电容两端无需额外配置避雷器。

图9 L-C型辅助防雷滤波装置过电压波形

由图9可知安装避雷器后，发生绕击和反击时串联电感两端过电压分别降至355.8 kV和365.2 kV，其绝缘裕度分别为58.1%和57.0%，电感元件线圈绝缘可以承受雷电侵入时产生的过电压，串联电感线圈和并联电容构成的辅助防雷滤波装置可以得到有效保护。此时安装于电感两端的避雷器也构成雷电流流通路径，参与泄放雷电流，且避雷器在有效保护范围内，L-C型辅助防雷滤波装置的绝缘水平可以满足要求。

5.2 换流站直流母线短路

以换流站直流母线为研究对象，当直流母线处发生短路故障时，由于并联电容的泄能作用，L-C型辅助防雷滤波装置会对直流系统进行放电，将对直流侧设备产生影响。在直流母线处设置金属性接地故障，故障持续时间为0.01 s，过电压计算波形如图10所示。仿真结果表明，由于直流母线短路和并联电容放电，直流开关场设备过电压幅值为569.5 kV，换流站出口处极线电压为692.3 kV，辅助防雷滤波装置电感两端电压为57.5 kV，并联电容对地电压为590.5 kV，均不会对相应设备产生损坏。

图10 直流母线短路时设备过电压波形

5.3 直流滤波器阻抗-频率特性分析

本文中直流滤波器为12/24/36三调谐滤波器，其结构如图11(a)所示。其中L1=17.074 mH、L2=17.052 mH、L3=3.319 mH、C1=1 μF、C2=2.698 μF、C3=3.712 μF。其阻抗-频率特性如图11(b)所示。

图11 直流滤波器结构及阻抗-频率特性

加装L-C型辅助防雷滤波装置相当于在直流线路上串联一个电感和并联一个电容。由图11(b)可知，无论是否考虑L-C型辅助防雷滤波装置的影响，直流滤波器在谐振点处都呈现低阻抗，可有效地滤除对应的特征谐波，因此加装L-C型辅助防雷滤波装置不会改变直流滤波器的运行特性。

6 结论

提出一种辅助抑制换流站直流侧雷电过电压和高频谐波的方法，该方法在换流站出口处加装一组由串联电感线圈和并联电容组成的L-C型辅助防雷滤波装置。研究结果表明：

(1)直流侧发生绕击和反击故障时，L-C型辅助防雷滤波装置能有效降低直流开关场设备、直流母线设备、平波电抗器两端和中性母线过电压，提升绝缘裕度；同时，L-C型辅助防雷滤波装置能有效抑制高频谐波分量，对电压畸变起到良好的抑制效果。

(2)对L-C型辅助防雷滤波装置进行合理保护配置能降低线路发生雷击时对其产生的影响；L-C型辅助防雷滤波装置不会改变直流滤波器的特性；直流母线发生短路时，并联电容的放电不会对直流侧设备产生损坏。

(3)提出的L-C型辅助防雷滤波装置结构简单，抑制效果良好，可作为实际工程的一种可行方案，但L-C型辅助防雷滤波装置的过电压保护配置需根据实际工程进行专门设计。