李紅梅，行登江，高 揚(yáng)，吳金龍，艾 芊

(1.國網(wǎng)山東省電力公司，山東 濟(jì)南 250001；2.西安許繼電力電子技術(shù)有限公司，陜西 西安 710075；3.上海交通大學(xué)，上海 200240)

子模塊混聯(lián) MMC-HVDC 系統(tǒng)直流側(cè)短路故障電流抑制方法

李紅梅1，行登江2，高 揚(yáng)3，吳金龍2，艾 芊3

(1.國網(wǎng)山東省電力公司，山東 濟(jì)南 250001；2.西安許繼電力電子技術(shù)有限公司，陜西 西安 710075；3.上海交通大學(xué)，上海 200240)

考慮到目前直流輸電系統(tǒng)故障難以快速清除且故障后系統(tǒng)重啟的復(fù)雜度較高，基于全橋及半橋混聯(lián)的模塊化多電平換流器系統(tǒng)，提出一種直流雙極短路故障電流抑制方法。首先根據(jù)系統(tǒng)調(diào)制度裕量計(jì)算得到用于抑制故障電流的抑制電壓。然后進(jìn)行判斷，當(dāng)故障電流大于電流上限值時(shí)，控制每相級(jí)聯(lián)電壓為負(fù)的抑制電壓；當(dāng)故障電流小于電流下限值時(shí)，控制每相級(jí)聯(lián)電壓為正的抑制電壓；當(dāng)故障電流位于電流上、下限值之間時(shí)，控制每相級(jí)聯(lián)電壓為零，此時(shí)系統(tǒng)等效為兩個(gè)并聯(lián)的無功補(bǔ)償器，可以為電網(wǎng)持續(xù)提供無功支撐。該方法能夠在系統(tǒng)不閉鎖的情況下快速將故障電流抑制在給定的范圍內(nèi)，算法簡(jiǎn)單、容易實(shí)現(xiàn)。最后基于 PSCAD/EMTDC 搭建了MMC-HVDC 雙端系統(tǒng)仿真模型，驗(yàn)證了所提出的故障電流抑制方法的正確性和有效性。

模塊化多電平換流器；直流雙極短路故障；故障電流抑制；抑制電壓；相級(jí)聯(lián)電壓

0 引言

基于模塊化多電平換流器的柔性直流輸電系統(tǒng)(Modular Multilevel Converter based High Voltage Direct Current，MMC-HVDC)由于其無需交流濾波器、可靠性高和易于擴(kuò)展等優(yōu)點(diǎn)，是高壓大容量柔性直流輸電系統(tǒng)的發(fā)展趨勢(shì)。將架空線引入柔性直流輸電系統(tǒng)中，可以克服直流電纜造價(jià)高、輸送功率受限的缺點(diǎn)，但較高的直流故障發(fā)生率給直流輸電系統(tǒng)的安全可靠運(yùn)行帶來極大挑戰(zhàn)。目前直流斷路器的制造工藝尚不成熟，難以在工程中直接推廣應(yīng)用，導(dǎo)致直流側(cè)發(fā)生的故障難以快速清除直流雙極短路故障是直流故障的一種，目前已投運(yùn)的基于半橋級(jí)聯(lián)的MMC-HVDC系統(tǒng)由于沒有直流故障電流抑制能力，當(dāng)系統(tǒng)發(fā)生直流雙極短路故障時(shí)，只能閉鎖換流器并跳閘交流斷路器，不僅造成直流停運(yùn)，同時(shí)增加了故障清除后系統(tǒng)恢復(fù)重啟的復(fù)雜度。

現(xiàn)有文獻(xiàn)已經(jīng)對(duì) MMC-HVDC 系統(tǒng)直流故障電流抑制方法進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)[16-18]將 MMC 的技術(shù)特點(diǎn)和兩電平換流器相結(jié)合，提出了混合級(jí)聯(lián)多電平換流器和橋臂交替導(dǎo)通多電平換流器，具有直流電流閉鎖能力，無需交流斷路器動(dòng)作即可快速抑制直流故障電流，但是換流器控制策略復(fù)雜，且會(huì)在直流側(cè)引入大量的諧波。文獻(xiàn)[19]提出了利用全橋子模塊和箝位雙子模塊反向電壓來抑制直流雙極短路故障電流，但是全橋子模塊開關(guān)器件利用率不高，運(yùn)行損耗較大，且在直流故障期間需要閉鎖換流器，故障后恢復(fù)重啟時(shí)過程較繁瑣、耗時(shí)較長(zhǎng)。文獻(xiàn)[20]基于全橋與半橋混聯(lián)的 MMC 拓?fù)?，提出了一種基于虛擬電阻的故障電流抑制方法，能夠在系統(tǒng)不閉鎖的情況下實(shí)現(xiàn)故障電流的抑制，同時(shí)向交流電網(wǎng)提供持續(xù)的無功支撐，但是該方法對(duì)虛擬電阻的選取過程較復(fù)雜，電流波動(dòng)較大，暫態(tài)過程較長(zhǎng)，且電流大小不可控，不利于故障線路的快速隔離。

為在系統(tǒng)發(fā)生直流雙極短路故障時(shí)，能夠向交流電網(wǎng)持續(xù)提供無功支撐，同時(shí)能夠在故障清除所需的時(shí)間內(nèi)快速將故障電流抑制在給定的較小范圍內(nèi)，以便實(shí)現(xiàn)故障線路的快速隔離，故障電流抑制策略可以減小對(duì)故障清除裝置的沖擊，同時(shí)有利于電容電壓的平衡，便于故障后的系統(tǒng)的重啟，盡可能的減小故障電流對(duì)系統(tǒng)的影響，本文基于全橋及半橋級(jí)聯(lián) MMC拓?fù)洌岢鲆环N基于電流限值的故障電流抑制方法，分析了故障電流的抑制原理及實(shí)現(xiàn)過程，并在 PSCAD/EMTDC 環(huán)境中搭建了雙端仿真模型，驗(yàn)證了故障電流抑制策略的正確性和有效性。

1 MMC-HVDC 系統(tǒng)簡(jiǎn)介

1.1 MMC 拓?fù)浣榻B

圖1 換流器拓?fù)銯ig. 1 Converter topology

1.2MMC工作原理

表1 半橋 IGBT 狀態(tài)與子模塊狀態(tài)Table 1 State of half bridge IGBT and sub module

表2 全橋 IGBT 狀態(tài)與子模塊狀態(tài)Table 2 Full bridge IGBT state and sub module state

2 故障電流抑制策略

2.1 抑制電壓計(jì)算

故障電流的抑制主要靠施加反向電壓來實(shí)現(xiàn)。故障電流抑制過程中，半橋子模塊為切除狀態(tài)，全橋子模塊正常運(yùn)行，為保證橋臂輸出電壓能夠跟隨上層指令，每相的級(jí)聯(lián)輸出電壓即用于抑制故障電流的抑制電壓不能太高。本文提出一種根據(jù)調(diào)制度裕量來計(jì)算抑制電壓的方法，系統(tǒng)檢測(cè)到直流雙極短路故障發(fā)生后，即進(jìn)入故障電流抑制模式，此時(shí)換流器等效于兩個(gè)并聯(lián)的無功補(bǔ)償器，有功基本為零，但繼續(xù)向系統(tǒng)輸出無功功率，無功補(bǔ)償器的調(diào)制度k可以計(jì)算為

同時(shí)考慮子模塊電容的額定工作電壓，用于抑制故障電流的抑制電壓應(yīng)為子模塊電容電壓的整數(shù)倍，因此可以計(jì)算抑制電壓為

2.2 故障電流抑制方案

本文所示故障電流抑制方法主要通過對(duì)故障回路施加反向電壓來實(shí)現(xiàn)，即需要根據(jù)故障電流的大小和方向來確定抑制電壓的方向。根據(jù)故障電流的大小和方向可以將電流抑制過程分成三種情況。

當(dāng)故障電流大于給定的故障電流上限值時(shí)，將故障回路電壓即每相級(jí)聯(lián)輸出電壓控制為以控制故障電流在上限值以下范圍內(nèi)。

當(dāng)故障電流小于給定的故障電流下限值時(shí)，將故障回路電壓即每相級(jí)聯(lián)輸出電壓控制為，以控制故障電流在下限值以上的范圍內(nèi)。

當(dāng)故障電流被抑制在上下限值之間時(shí)，故障電流很小，認(rèn)為故障電流已經(jīng)接近零，將換流器半橋子模塊全部切除，剩余全橋子模塊控制為兩個(gè)并聯(lián)的無功補(bǔ)償器，為交流電網(wǎng)提供持續(xù)的無功支撐。

由此可得故障電流抑制方案流程圖如圖2所示。

2.3 故障電流抑制方案實(shí)現(xiàn)

當(dāng)系統(tǒng)檢測(cè)到直流雙極短路故障發(fā)生后，系統(tǒng)將由正常運(yùn)行模式切換至故障電流抑制模式，后者與前者相比，在直流電壓控制、調(diào)制策略方面有所不同，本節(jié)就這兩個(gè)方面對(duì)故障電流抑制方案的實(shí)現(xiàn)方法進(jìn)行說明。

圖2 故障電流抑制方案圖示Fig. 2 Fault current suppression scheme

1) 直流電壓控制

直流雙極短路故障發(fā)生后，直流母線電壓降為零，使用原本的直流母線電壓控制環(huán)無法實(shí)現(xiàn)直流電壓的控制，考慮到仍需將電容電壓控制在額定值附近，則增加電容電壓的平均控制器作為直流電壓環(huán)，并為有功電流環(huán)提供參考值。電容電壓平均控制器框圖如圖3所示。

圖3 電容電壓平均控制器框圖Fig. 3 Block diagram of capacitor voltage average controller

由此可得直流雙極短路故障發(fā)生前后，直流電壓環(huán)的切換方式如圖4所示。

圖4 直流電壓環(huán)切換圖示Fig. 4 Diagram of DC voltage loop switching

圖中，State 為系統(tǒng)狀態(tài)，State 為 0 時(shí)表示系統(tǒng)正常運(yùn)行，State 為 1 時(shí)表示系統(tǒng)檢測(cè)到直流雙極短路故障發(fā)生。

2) 調(diào)制策略

(1) 故障電流大于上限值

圖5 調(diào)制波生成框圖Fig. 5 Block diagram of modulated wave

調(diào)制波產(chǎn)生之后，就需要根據(jù)調(diào)制波來確定每個(gè)橋臂中每個(gè)子模塊的工作狀態(tài)，本文仍選用排序法作為橋臂內(nèi)子模塊之間的均壓算法，以橋臂為單位對(duì)電容電壓進(jìn)行排序后，根據(jù)調(diào)制波的值及橋臂電流方向作如下處理：

① 當(dāng)調(diào)制波大于零，且橋臂電流為正時(shí)，子模塊表現(xiàn)為對(duì)電容充電，選擇橋臂內(nèi)電壓較小，個(gè)數(shù)為調(diào)制波的全橋子模塊正投入，其他子模塊切除；

② 當(dāng)調(diào)制波大于零，且橋臂電流為負(fù)時(shí)，子模塊表現(xiàn)為對(duì)電容放電，選擇橋臂內(nèi)電壓較大，個(gè)數(shù)為調(diào)制波的全橋子模塊正投入，其他子模塊切除；

③ 當(dāng)調(diào)制波小于零，且橋臂電流為正時(shí)，子模塊表現(xiàn)為對(duì)電容放電，選擇橋臂內(nèi)電壓較大，個(gè)數(shù)為調(diào)制波的全橋子模塊負(fù)投入，其他子模塊切除；

④ 當(dāng)調(diào)制波小于零，且橋臂電流為負(fù)時(shí)，子模塊表現(xiàn)為對(duì)電容充電，選擇橋臂內(nèi)電壓較大，個(gè)數(shù)為調(diào)制波的全橋子模塊負(fù)投入，其他子模塊切除；

(2) 故障電流小于下限值

圖6 調(diào)制波生成框圖Fig. 6 Block diagram of modulated wave

子模塊工作狀態(tài)的確定方法與故障電流大于上限值時(shí)一致，這里不再贅述。

(3) 故障電流位于上下限之間

故障電流位于上下限值之間時(shí)，需要將單相級(jí)聯(lián)電壓控制為零，在每相投入的子模塊個(gè)數(shù)上則表現(xiàn)為上下橋臂中處于負(fù)投入的全橋子模塊個(gè)數(shù)與處于正投入的全橋子模塊個(gè)數(shù)相等，上下橋臂調(diào)制波反相，此時(shí)調(diào)制波的生成框圖如圖7所示。

圖7 調(diào)制波生成框圖Fig. 7 Block diagram of modulated wave

子模塊工作狀態(tài)的確定方法與故障電流大于上限值時(shí)一致，這里不再贅述。

3 仿真驗(yàn)證

本文給出了一種直流雙極短路故障電流抑制方法，通過將每相級(jí)聯(lián)電壓控制為正的抑制電壓或者負(fù)的抑制電壓來抑制故障電流，并最終實(shí)現(xiàn)故障期間換流器的 STATCOM 模式運(yùn)行，能夠?yàn)榻涣麟娋W(wǎng)提供持續(xù)的無功支撐。本節(jié)從并網(wǎng)功率、電容電壓、直流電流三個(gè)方面對(duì)所示直流雙極短路故障電流抑制方法的正確性和有效性進(jìn)行仿真驗(yàn)證。

3.1 仿真模型介紹

在 PSCAD/EMTDC 環(huán)境下搭建基于全橋與半橋混聯(lián)的 MMC-HVDC 的雙端仿真模型，直流母線電壓為±1 200 V，系統(tǒng)容量 20 kW，兩端的參數(shù)完全相同。雙端仿真模型相關(guān)參數(shù)具體如表3所示。

表3 雙端 MMC-HVDC 系統(tǒng)參數(shù)Table 3 Parameters of MMC-HVDC

3.2 抑制策略參數(shù)配置

1) 抑制電壓計(jì)算

由表3 可知，變壓器容量為 25 kVA，閥側(cè)線電壓有效值為 1 250 V，短路阻抗為 6%，因此可以計(jì)算變壓器短路阻抗等效電感值為

式中，S為變壓器容量。

將式(6)以及相關(guān)參數(shù)代入式(1)中即可計(jì)算得到換流器工作于 STATCOM 模式時(shí)調(diào)制度為

將式(7)及相關(guān)參數(shù)代入式(4)即可得到用于抑制故障電流的故障電壓為

由式(8)可知，抑制電壓計(jì)算結(jié)果等效于兩個(gè)子模塊電容電壓的和，即 n=2。

2) 電流限值配置

本文所示故障電流抑制方法，依據(jù)故障電流大小調(diào)整抑制電壓的方向，且能夠?qū)⒐收想娏饕种圃谙拗迪薅ǖ姆秶鷥?nèi)。為驗(yàn)證電流限值的有效性，設(shè)定限值分別為 0.5 p.u.、0.2 p.u.、0.1 p.u.時(shí)，分別對(duì)故障過程進(jìn)行仿真。

3.3 仿真驗(yàn)證

仿真過程設(shè)定系統(tǒng)在 0.4 s 時(shí)刻發(fā)生直流雙極短路故障，且為永久性故障。

1) 電流限值為 0.5 p.u.

故障電流限值設(shè)定為 0.5 p.u.即 4.17 A 時(shí)，仿真得到并網(wǎng)功率波形、電容電壓及橋臂電流波形、直流母線電壓及電流波形如圖8所示，由于故障時(shí)刻b相橋臂電流最大，因此僅給出 b相電容電壓及橋臂電流波形。

圖8 電流限值為 0.5 p.u.時(shí)仿真波形Fig. 8 Simulation waveform when the current limit is 0.5 p.u.

由圖8可知，故障期間，換流器仍然能夠?yàn)榻涣麟娋W(wǎng)提供-6 kvar的無功功率，電容電壓最大值約為 138 V，橋臂電流暫態(tài)過程較長(zhǎng)，直流故障電流被抑制在 4.17 A 以內(nèi)。

2) 電流限值為 0.2 p.u.

故障電流限值設(shè)定為 0.2 p.u.即 1.67 A 時(shí)，仿真得到并網(wǎng)功率波形、電容電壓及橋臂電流波形、直流母線電壓及電流波形如圖9所示。

圖9 電流限值為 0.2 p.u.時(shí)仿真波形Fig. 9 Simulation waveform when the current limit is 0.2 p.u.

由圖9可知，故障期間，換流器仍然能夠?yàn)榻涣麟娋W(wǎng)提供-6 kvar的無功功率，電容電壓最大值約為 136.5 V，橋臂電流暫態(tài)過程縮短，直流故障電流被抑制在 1.67A 以內(nèi)。

3) 電流限值為 0.1 p.u.

故障電流限值設(shè)定為 0.1 p.u.即 0.83 A 時(shí)，仿真得到并網(wǎng)功率波形、電容電壓及橋臂電流波形、直流母線電壓及電流波形如圖10所示。

圖10 電流限值為 0.1 p.u.時(shí)仿真波形Fig. 10 Simulation waveform when the current limit is 0.1 p.u.

由圖10 可知，故障期間，換流器仍然能夠?yàn)榻涣麟娋W(wǎng)提供-6 kvar的無功功率，電容電壓最大值約為 136 V，橋臂電流暫態(tài)過程較短，直流故障電流被抑制在 0.83 A 以內(nèi)。

對(duì)比圖8至圖10仿真波形可知，本文所示故障電流抑制策略，能夠?qū)⒐收想娏骺焖僖种圃诮o定范圍內(nèi)，對(duì)于不同的電流限值，故障電流均可以在0.1 s 內(nèi)趨于穩(wěn)定，直流輸電系統(tǒng)中的直流雙極端路故障清除時(shí)間在 0.2 s 左右，因此本文提出的策略有利于減小故障電流的影響。隨著故障電流限值的降低，故障期間電容電壓的最大值降低，橋臂電流暫態(tài)過程縮短，有利于實(shí)現(xiàn)對(duì)故障線路的快速隔離，且故障清除后上下橋臂電容電壓平衡的所需時(shí)間大大縮短，上下橋臂投入的子模塊數(shù)對(duì)稱性也更高，有利于故障后的系統(tǒng)的修復(fù)和重啟。

4 結(jié)論

本文基于全橋及半橋混聯(lián) MMC-HVDC 系統(tǒng)，提出了一種直流雙極短路故障電流的抑制方法，分析了不同電流限值下的電壓控制和調(diào)制策略，并在PSCAD/EMTDC 中搭建雙端仿真模型進(jìn)行了仿真驗(yàn)證，得到了以下結(jié)論：

1) 本文所示故障電流抑制方法能夠快速、有效地將故障電流抑制在給定的較小范圍內(nèi)，減小了故障電流的影響，有利于故障線路的快速隔離，減小了對(duì)故障清除裝置的沖擊；

2) 選擇較小的故障電流限值，能夠降低暫態(tài)過程中電容電壓、橋臂電流的峰值，縮短暫態(tài)持續(xù)時(shí)間，利于電容電壓的平衡控制，以及故障消除后系統(tǒng)的恢復(fù)運(yùn)行；

3) 在故障期間，換流閥可以等效為兩個(gè)并聯(lián)的鏈?zhǔn)?H 橋 STATCOM，能夠?yàn)榻涣麟娋W(wǎng)提供持續(xù)的無功支撐，減少了直流側(cè)故障對(duì)交流電網(wǎng)的負(fù)面影響。

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(編輯 姜新麗)

A DC pole-to-pole fault current suppression strategy of the half-and full-bridge based cell-hybrid modular multilevel converter

LI Hongmei1, XING Dengjiang2, GAO Yang3, WU Jinlong2, AI Qian3
(1. State Grid Shandong Electric Power Company, Jinan 250001, China; 2. Xi’an XJ Power Electronics Technology Co., Ltd., Xi’an 710075, China; 3. Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China)

Given the current difficulties to remove faults in DC transmission system and high complexity for the system to restart after faults, a method to suppress the DC pole-to-pole fault current is proposed for half- and full-bridge based cell-hybrid modular multilevel converter (MMC). Firstly, the suppression voltage used to suppress the fault current is computed according to modulation margin of system. Then considering the fault current, if it is larger than the upper limit value, the phase cascaded voltage is controlled as a negative suppression voltage. If the fault current is smaller than the lower limit value, the phase cascaded voltage is controlled as a positive suppression voltage. If the fault current is between them, the phase cascaded voltage is controlled as zero, and the valve is equal to two STATCOMs in parallel which can provide reactive power for the grid. This method is simple to carry out and can limit the fault current in a given period quickly by not blocking the valve. Finally, a two-terminal MMC-HVDC transmission system is constructed in PSCAD/EMTDC, and simulation results show that the method mentioned above is correct.

modular multilevel converter; DC pole-to-pole fault; fault current suppression; suppression voltage; phase cascaded voltage

10.7667/PSPC160522

2016-04-13

李紅梅(1962-)，女，通信作者，本科，主要從事電力系統(tǒng)自動(dòng)化、柔性直流輸電等方向的研究和管理工作。E-mail: 13688639496@163.com