海上风电作为储量丰富且未充分利用的清洁能源，对于我国实现碳达峰、碳中和具有重要意义。海上风电成长相当迅速，已成为可再生能源的主要来源。国际能源署预计，全球海上风电市场将以每年13％的速度增长，预计到2040年，全球海上风电装机容量将至少增长15倍，业务规模将达到1万亿美元，与天然气和燃煤发电的资本支出相当。然而随着海上风电并网容量的不断增加，其输出功率的强随机性和波动性给电网的安全稳定运行带来了前所未有的困难和挑战^[1-3]。

截至目前，国内外的研究焦点一般聚焦于柔直侧近区交流系统的故障分析^[4-6]和柔直系统换流器阀侧故障下的分析^[7-8]。文献[9]分析了MMC（Modular Multilevel Converter，模块化多电平换流器）近区下三相短路故障下的故障特征，得到其输出短路电流值与其控制参数息息相关的结论。文献[10]分析了MMC提供的短路电流由正、负、零序电流组成。文献[11]研究了检测零序电压分量来减小直流过电压程度的方法。文献[12]提出MMC的桥臂电压会因为电网侧发生故障而振荡，负序及零序功率对其影响较大。文献[13]提出了一种通过降低送端故障期间无源网络吸收的功率达到故障穿越的方法。文献[14]提出了一种投入自调控耗能电阻与风电场输送功率协调配合的故障穿越方法。文献[15]设计了适用于不同工况下的柔性泄能电阻投切控制方法。

文章进行了海上风电接入系统交流故障特征的影响分析，给出了海上风电并网系统拓扑及控制原理，从不对称故障与对称故障2个方面开展了海上风电接入系统的故障特征机理分析，建立了基于PSCAD的海上风电经柔直送出仿真模型并进行了验证分析，验证了所提出机理分析的正确性和普遍适用性。

经过调研统计分析^[16-18]，我国海上风电并网方式主要有高压交流、柔性直流、分频送出3种方式，拓扑图如图1所示。文章主要对柔性直流方式进行分析。

图  1  海上风电输电系统不同拓扑

Figure 1.  Different topologies of offshore wind power transmission systems

海上风电场并网输电系统由风电机群、集电系统、升压站和输电系统4个部分组成^[19-21]，其中风电机群是的目的在于获得最大的风能，其特定的接线拓扑结构如图2所示。风电机组经过箱变升压后接入中压电缆，通过集电系统汇集电能至海上升压站。海上升压站是连接中压集电网络与高压输电系统的关键部分。输电系统是指连接海上升压换流平台和陆上主网连接点之间的高压电气网络。文章主要对链型方式进行分析。

图  2  海上风电机群链接方式

Figure 2.  Connection method of offshore wind turbine group

本节中因考虑到海上风电场特性的准确描述，需将海上风机场的永磁直驱风机进行等值。其接入柔直系统部分的电路结构拓扑如图3所示，由永磁直驱风机（PMSG）、机侧换流器（WFVSC）、网侧换流器（GSVSC）、滤波器及箱变组成。

图  3  永磁风机组并网接线

Figure 3.  Grid-connected connection of permanent magnet air unit

当海上风电场的所有风机等值后，其对应的风电场有功功率P_z、额定电流I_z计算如下式所示：

式中：

P_di ——单个风机i的有功功率（W）；

I_di ——单个风机i的额定电流（A）。

机侧换流器、网侧换流器均采用双闭环控制方式，对应控制结构图如图4所示，机侧换流器的控制方式采取的是实时跟踪风机出力的有功功率值，网侧换流器的控制方式采取的是定风机的直流电压和无功功率，实现功率平衡及传递风能的功能。

图  4  风电场接入下的整体控制结构图

Figure 4.  Overall control structure diagram of wind farm access

柔直两端的换流站由用半桥型子模块连接而成，其运行状态由子模块的投切状态组合来控制。具体结构图如图5所示，子模块是基于T₁、T₂的组合，通过T₁、T₂的通断组合设置，子模块的输出工作状态对应不同，主要有3种状态：

图  5  换流站结构图

Figure 5.  Structure diagram of converter station

子模块是基于T₁、T₂的组合，通过T₁、T₂的通断组合设置，子模块的输出工作状态对应不同，主要有3种状态：

1）闭锁状态。T₁、T₂均关断，直流电容C被旁路，子模块输出电压为0。

2）投入状态。T₁开通、T₂关断，子模块输出电压为直流电容电压。

3）切除状态。T₁关断、T₂开通，子模块输出电压为0。

海上换流站作为核心的连接设备，其目标在于保持海上风电场接入的电压和频率稳定，因此其控制方式是v-f控制。海上换流站控制方式具体如图6所示，风电场交流电压参考值作为d轴的前馈环节，改变其值起到调整风电场并网母线电压的大小的功能，且相位也可设置输入，最终实现风电场交流电压和频率的稳定可控。故障后会采取降低电压控制电流的策略，但仍采用电压方式。

图  6  海上换流站控制方式

Figure 6.  Control mode of marine converter station

陆上换流站采用双闭环矢量控制策略，在稳态时保持柔性直流输电系统直流电压稳定，输出的无功功率为0。

总体而言，海上风电电气控制分析表明，在交流故障后，风电机组换流器呈现受控电流源特征，柔直换流器呈现受控电压源特征，因此将基于此特征分析二者的故障电流。

通常当海上风电经柔直输电送出时，会把柔直换流器当作电压源控制。且换流变压器存在着隔离零序电流的功能，因此当发生不对称故障时，柔直换流器提供的短路电流可由式（2）表示。

式中：

E_r(t) ——柔直换流器内电势（V）；

$ {\omega ^ - } $ ——负序角频率；

$ {\theta _\varphi } $ ——正序电流相角（°）；

$ {\theta _{\varphi - }} $ ——负序电流相角（°）；

Z_d ——等效阻抗（Ω）。

本节主要以单相接地故障作为不对称故障的典型进行分析，图7给出了单相接地故障的正序、负序、零序下的复合序网。

图  7  单相故障复合序网

Figure 7.  Single-phase fault complex sequence network

由图7可知，因风电场侧实施了抑制负序电流的方案，在单相接地故障发生后，主要的负序通路是经柔直换流器提供，柔直换流器提供的短路电流解析式为：

式中：

A₁——单相接地故障下柔直换流器的电流幅值（A）；

$ {i_{\text{f}}}_\varphi $——风电场侧的短路电流（A）。

经对式（3）分析可知，柔直侧的短路电流由2部分影响：（1）换流站产生的电压；（2）对侧风电场侧的短路电流。并且柔直侧的短路电流由正序、负序短路电流组成，其幅值高于风电场侧的短路电流，还存在着相角差。

当风电场的并入交流系统发生对称故障时，其柔直换流器侧的短路电流可由式（4）表示：

经对式（4）分析可知，柔直换流器与风场只提供正序电流，因此两侧同相短路电流的相位几乎一致，且该交流线路处于风电场送出侧与柔直接入侧，风场侧及柔直侧均有换流器，其通流能力有限，所以两侧短路电流会出现幅值受限的特征。

文章基于PSCAD构建了图8所示的海上风电经柔直送出的仿真模型，其中风电场容量为200 MW。风电场经主变升压至230 kV，并通过30 km的交流电缆送至柔直换流站。柔直系统的容量为900 MW，并通过200 km的直流电缆送入电网侧。故障位置设置在送端交流线路15 km处，故障开始时间为1 s，持续时间为0.2 s。

图  8  海上风电经柔直送出仿真示意图

Figure 8.  Simulation diagram of offshore wind power transmission through VSC-HVDC

基于图8的仿真模型进行交流线路单相接地故障仿真，仿真结果如图9－图11所示。其中图9为单相故障下柔直侧及风场侧电压及风场输出功率特性波形，图9（a）中1～1.2 s处柔直侧的交流母线电压因单相接地故障而发生暂降，图9（b）中风电场的输出功率也存在一定的波动。

图  9  单相故障下柔直侧及风场侧电压及风场输出功率

Figure 9.  Voltage and output power of wind field on the flexible side and wind field side under single-phase fault

图  11  单相故障下风场侧三相电流及故障复合序电流

Figure 11.  Three-phase current and fault compound sequence current at downwind side of single-phase fault

对比图10（a）与图11（a）的波形可知，两侧的同相短路电流有一定的相角差。对比图10（b）与图11（b）的波形可知，柔直侧电流分量中有正、负、零序电流，这也是导致两侧短路电流的原因。

图  10  单相故障下柔直侧三相电流及故障复合序电流

Figure 10.  Three-phase current and fault compound sequence current on the soft and straight side under single-phase fault

柔直侧的负序电流满足式（3）所示约束，其负序电流幅值最大，风场侧的短路电流整体较小，验证了理论推导的正确性。

基于图8的仿真模型进行交流线路单相接地故障仿真，仿真结果如图12－图14所示。其中图12为三相故障下柔直侧及风场侧电压及风场输出功率特性波形，图12（a）中1～1.2 s处柔直侧的交流母线电压因三相接地故障而导致波形幅值下降比例超85%，图9（b）中风电场的输出功率也波形较为严重。

图  12  三相故障下柔直侧及风场侧电压及风场输出功率

Figure 12.  Voltage and output power of wind field on the flexible side and wind field under three-phase fault

图  14  三相故障下风场侧三相电流及故障复合序电流

Figure 14.  Three-phase current and fault compound sequence current at downwind side of three-phase fault

对比图13（a）与图14（a）的波形可知，两侧的同相短路电流的相位几乎趋于一致，且两侧电流的最大值不超过负荷电流的2倍。对比图10（b）与图11（b）的波形可知，柔直侧、风场侧电流分量中仅有正序电流，符合理论推导的结果。

图  13  三相故障下柔直侧三相电流及故障复合序电流

Figure 13.  Three-phase current and fault compound sequence current on the soft and straight side under three-phase fault

文章从不对称故障与对称故障2个方面开展了海上风电接入系统的故障特征机理分析，推导不同故障条件下短路电流解析式，并通过仿真验证得到以下结论：

1）对称分量法能够满足于在含电力电子设备接入系统下的故障分析。

2）不对称故障时，两侧的同相短路电流有一定的相角差，柔直侧的负序电流最大，风场侧的短路电流整体较小。

3）对称故障时，柔直侧、风场侧电流分量中仅有正序电流，两侧的同相短路电流的相位几乎趋于一致，均呈现幅值受限特征。