模塊化多電平換流器改進(jìn)型子模塊拓?fù)浞抡嫜芯?/h1>
2016-06-23 12:45:23田新成張建坡
電力系統(tǒng)保護(hù)與控制 2016年2期 關(guān)鍵詞：故障
李 歡，田新成，張建坡
(1.華北電力大學(xué)，河北 保定 071001；2.唐山供電公司，河北 唐山 063000)
模塊化多電平換流器改進(jìn)型子模塊拓?fù)浞抡嫜芯?/p>
李 歡1，田新成2，張建坡1
(1.華北電力大學(xué)，河北 保定 071001；2.唐山供電公司，河北 唐山 063000)
針對(duì)模塊化多電平換流器高壓應(yīng)用和高電平輸出時(shí)子模塊數(shù)量過(guò)多問(wèn)題，研究了堆疊式兩電平和多電平輸出子模塊拓?fù)涮攸c(diǎn)。在總結(jié)不同改進(jìn)類型子模塊拓?fù)涮攸c(diǎn)基礎(chǔ)上，定性比較了各種拓?fù)湓谥绷鱾?cè)短路故障時(shí)所具有的故障電流抑制能力差異性。針對(duì)串聯(lián)雙子模塊拓?fù)洌O(shè)計(jì)了基于全控和半控整流方式的混合充電策略。以改進(jìn)型拓?fù)錇槔?，?PSCAD/EMTDC 中搭建了兩端有源 MMC-HVDC 系統(tǒng)，對(duì)不同子模塊拓?fù)涞闹绷鱾?cè)故障抑制特性以及串聯(lián)雙子模塊拓?fù)鋯?dòng)策略的有效性進(jìn)行了分析驗(yàn)證。
模塊化多電平換流器；改進(jìn)拓?fù)?；故障電流抑制；串?lián)雙子模塊；混合充電
0 引言
盡管模塊化多電平換流器較開(kāi)關(guān)型換流器在損耗、諧波、模塊化程度上有著顯著優(yōu)勢(shì)[1-3]，但該技術(shù)還帶有固有局限性。由于受單個(gè)模塊輸出電壓限制，當(dāng)MMC應(yīng)用于高壓電能變換及電能輸送領(lǐng)域時(shí)，不得不依靠大量子模塊串聯(lián)來(lái)達(dá)到相應(yīng)電壓等級(jí)，增加了系統(tǒng)控制難度和裝置占地面積。同時(shí)對(duì)于傳統(tǒng)半橋子模塊拓?fù)?，在直流?cè)發(fā)生故障時(shí)，盡管 可 以 閉 鎖 所 有 IGBT(Insulated Gate Bipolar Transistors)，但是由于 IGBT 反并聯(lián)續(xù)流二極管為短路電流提供了通路，使得故障電流不能被阻斷，從而不具備直流短路電流閉鎖能力。在直流斷路器技術(shù)不成熟時(shí)只能依靠交流斷路器切斷故障電流，存在故障響應(yīng)時(shí)間較長(zhǎng)，恢復(fù)機(jī)制較復(fù)雜問(wèn)題[4-5]。為了解決機(jī)械開(kāi)關(guān)的弊端，文獻(xiàn)[6-8]提出一種在交流側(cè)或直流側(cè)串聯(lián)全橋子模塊拓?fù)湫问?，雖然提高了系統(tǒng)直流故障抑制能力，但也帶來(lái)器件較多，控制復(fù)雜問(wèn)題。為了減少系統(tǒng)直流側(cè)故障概率，當(dāng)前直流輸電工程不得不采用價(jià)格昂貴的直流電纜作為傳輸介質(zhì)，限制了成本較低架空線路的應(yīng)用。
借助換流器自身控制和拓?fù)鋵?shí)現(xiàn)直流側(cè)短路故障抑制，具有無(wú)需機(jī)械開(kāi)關(guān)動(dòng)作、系統(tǒng)恢復(fù)速度快等優(yōu)點(diǎn)。文獻(xiàn)[9]通過(guò)在半橋子模塊保護(hù)晶閘管旁反向并聯(lián)同樣的晶閘管，形成雙晶閘管拓?fù)洹．?dāng)故障閉鎖后，兩個(gè)晶閘管交替觸發(fā)導(dǎo)通，形成旁路效應(yīng)，為交流側(cè)和直流側(cè)提供各自獨(dú)立短路電流路徑，利用線路能耗實(shí)現(xiàn)直流故障電流清除。而故障清除期間，交流側(cè)則呈現(xiàn)出三相短路狀態(tài)，且對(duì)于永久故障仍需觸發(fā)交流斷路器。文獻(xiàn)[10-16]利用閉鎖后橋臂電容充電效應(yīng)，分別設(shè)計(jì)了不同改進(jìn)型子模塊拓?fù)洌瑢?shí)現(xiàn)了續(xù)流二極管可靠截止，阻斷了交直流側(cè)故障電流，但對(duì)于各種改進(jìn)子模塊拓?fù)涞墓收弦种铺匦陨形催M(jìn)行對(duì)比分析。
針對(duì)上述問(wèn)題，首先總結(jié)了學(xué)術(shù)界和工業(yè)界對(duì)模塊化多電平換流器子模塊拓?fù)涞难芯抗ぷ骷捌涓倪M(jìn)方案；然后根據(jù)直流側(cè)故障閉鎖后，橋臂充電回路中電容個(gè)數(shù)的不同，定性對(duì)比分析了各種拓?fù)鋵?duì)直流側(cè)故障的抑制能力；最后針對(duì)串聯(lián)雙子模塊拓?fù)錁?gòu)成的直流輸電系統(tǒng)設(shè)計(jì)了自勵(lì)充電啟動(dòng)策略。
1 模塊化多電平換流器子模塊拓?fù)?/h2>
當(dāng)MMC應(yīng)用于高壓大容量領(lǐng)域時(shí)，子模塊個(gè)數(shù)會(huì)隨著輸出電平數(shù)量增多而急劇增加，造成電容電壓均衡控制和觸發(fā)控制復(fù)雜。為減少子模塊個(gè)數(shù)，ABB公司提出了一種如圖1所示級(jí)聯(lián)型兩電平子模塊拓?fù)?Cascaded Two Level，CTL)[17]。
圖1 ABB CTL 和 SM 拓?fù)銯ig. 1 Topology of ABB CTL and SM
CTL 與半橋子模塊拓?fù)鋮^(qū)別在于每相橋臂采用了若干個(gè)具有短路失效模式的壓接式 IGBT 串聯(lián)形式的閥組，而不是單一 IGBT(如圖1(b)所示，8個(gè) IGBT 構(gòu)成一個(gè)閥組，類似于 MMC 中一個(gè)IGBT)。由于 IGBT 串聯(lián)，子模塊輸出電壓不再受單個(gè) IGBT 可承受電壓限制，因而輸出電壓可以設(shè)計(jì)得較高(相當(dāng)于半橋拓?fù)涞?8 倍電壓輸出)，減少了子模塊個(gè)數(shù)。當(dāng)子模塊中 IGBT 或其反并聯(lián)二極管發(fā)生故障，故障時(shí)釋放的能量將使開(kāi)關(guān)內(nèi)金屬小板迅速融化，并與硅片形成穩(wěn)定合金，等效于被導(dǎo)線短路，保證故障器件仍然維持可靠導(dǎo)通狀態(tài)，避免了半橋子模塊拓?fù)淅门月烽_(kāi)關(guān)切除故障子模塊。故障后子模塊總輸出電壓保持不變，而各個(gè)串聯(lián)IGBT 承受電壓會(huì)有所上升。由于 IGBT 的短路失效模式和串聯(lián)均壓技術(shù)僅為 ABB 等少數(shù)公司掌握，所以在一定程度上影響到此種拓?fù)涞耐茝V和應(yīng)用。
為解決輸出電平數(shù)較高時(shí)子模塊數(shù)量過(guò)多問(wèn)題，文獻(xiàn)[18]在半橋拓?fù)浠A(chǔ)之上提出了一種如圖2所示的新型多電平拓?fù)洹?/p>
圖2 多電平子模塊拓?fù)銯ig. 2 Topology of multilevel sub module
該子模塊主要由三個(gè) IGBT 和兩個(gè)電容組成，相對(duì)半橋結(jié)構(gòu)，中間配置了一個(gè)小型的 H 橋。當(dāng)T3 導(dǎo)通時(shí)，無(wú)論電流方向如何，半橋中間路徑都會(huì)處于導(dǎo)通狀態(tài)，起到了雙向開(kāi)關(guān)作用。該子模塊拓?fù)淇梢詫?shí)現(xiàn) 0，uc和 2uc三個(gè)電平輸出，因此在相同電平輸出時(shí)，子模塊個(gè)數(shù)也隨之減少，換流閥總體體積相應(yīng)降低。但是該拓?fù)湟泊嬖谝欢ㄈ毕?，一方面運(yùn)行損耗會(huì)相應(yīng)增加，另一方面此種拓?fù)潆m然可以增加單個(gè)子模塊輸出電平個(gè)數(shù)，但只是將原本由一個(gè)子模塊輸出電平數(shù)量進(jìn)行了劃分，因此單個(gè)模塊輸出電壓大小與半橋拓?fù)湎啾葲](méi)有改變，在相同直流電壓輸出情況下，對(duì)減少模塊個(gè)數(shù)意義不是很大。并且上面電容電壓存在不能夠單獨(dú)輸出問(wèn)題，造成模塊數(shù)量較多時(shí)均壓復(fù)雜。而對(duì)于一些低壓應(yīng)用場(chǎng)合，此種拓?fù)淇梢岳幂^少的模塊而增加有效電平輸出，進(jìn)而獲得較高的電壓電流波形質(zhì)量。
2 具有直流故障抑制能力子模塊拓?fù)浞治?/h2>
利用直流故障閉鎖后儲(chǔ)能電容充電效應(yīng)，為續(xù)流二極管提供反向電壓，迫使二級(jí)管截止，阻斷故障電流，基于此原理，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)展了子模塊拓?fù)涞难芯抗ぷ?，提出了各種改進(jìn)拓?fù)漕愋汀?/p>
2.1 改進(jìn)子模塊拓?fù)?/p>
圖3 具有直流故障阻斷能力子模塊拓?fù)銯ig. 3 SM topologies with DC link fault blocking capability
Alstom 等公司將 STATCOM 中廣泛使用的全橋子模塊拓?fù)?Full Bridge Sub Module, FBSM)引入柔性直流輸電領(lǐng)域[10]。該拓?fù)淇梢蚤]鎖直流側(cè)短路電流，但與 MMC 半橋型子模塊結(jié)構(gòu)相比，由于 IGBT數(shù)量增加了一倍，全橋子模塊拓?fù)浯鷥r(jià)不菲。文獻(xiàn)[11]利用兩個(gè)半橋子模塊拓?fù)浜鸵龑?dǎo)開(kāi)關(guān)，設(shè)計(jì)了如圖3(c)所示 5 電平跨接拓?fù)?Five Level Cross Connected Sub Module，F(xiàn)LSM)?？紤]到負(fù)電平輸出對(duì)于直流輸電應(yīng)用意義不大，為減少功率器件個(gè)數(shù)，文獻(xiàn)[13]在全橋拓?fù)浠A(chǔ)上，通過(guò)減少功率器件T3(T4)，提出了圖3(b)所示單極全橋拓?fù)?Unipolar Full Bridge Sub Module, UFSM)。在文獻(xiàn)[12]中，作者同樣提出如圖3(d)所示類似于單極全橋拓?fù)涞膬煞N 自 阻 性 子 模 塊 拓 撲 (Self Blocked Sub Module, SBSM)。與半橋子模塊拓?fù)湎啾?，上述改進(jìn)拓?fù)淙匀淮嬖谄骷^(guò)多和能耗較大問(wèn)題。為了進(jìn)一步減少所需功率器件數(shù)量，MMC 創(chuàng)始人 Rainer Marquardt也對(duì)子模塊拓?fù)渥龀隽烁倪M(jìn)，在全橋拓?fù)渲屑尤脬Q位開(kāi)關(guān) T5，提出了箝位雙子模塊拓?fù)?Clamp Double Sub Module，CDSM)，如圖3(e)所示[14]。當(dāng)橋臂電流方向不同時(shí)，CDSM 中 C1 和 C2 存在串聯(lián)和并聯(lián)不同充電狀態(tài)問(wèn)題。為解決閉鎖后CDSM 拓?fù)渲须娙?C1 和 C2 并聯(lián)充電問(wèn)題，文獻(xiàn)[13]通過(guò)對(duì) 5 電平拓?fù)涓倪M(jìn)，設(shè)計(jì)了如圖3(f)所示 3 電平跨接形式拓?fù)?(Three Level Cross Connected Sub Module ，TLSM)，而文獻(xiàn)[15-16]則提出了圖3(g)所示串聯(lián)形式 雙 子 模 塊 拓 撲 (Serial Connection Double Sub Module, SDSM)和圖3(h)所示改進(jìn)混合子模塊拓?fù)?Improved Hybrid Sub Module, IHSM)。
2.2 直流故障抑制能力分析
圖4是直流側(cè)兩極短路時(shí)，故障電流的流通路徑。其中 mj1， mj2分別為上下橋臂中處于充電狀態(tài)電容個(gè)數(shù)，j{∈ a，b，c }。
圖4 閉鎖后橋臂電流路徑Fig. 4 Arm current path after blocked
為了分析各種不同子模塊拓?fù)溟]鎖能力，引入故障電流抑制系數(shù)，如式(1)所示[16]，其中 UL，Uph分別為閥側(cè)交流線電壓和相電壓幅值。
根據(jù)圖3 和圖4 可知， 對(duì)于 FBSM，UFBSM、FLSM、TLSM、SBSM 和 SDSM，上下橋臂中處于充電狀態(tài)子模塊電容個(gè)數(shù)分別為 N，因此故障抑制系數(shù)為式(2)所示。
而對(duì)于 CDSM 和 IHSM，由于上下橋臂處于充電狀態(tài)子模塊電容個(gè)數(shù)分別為 0.5N，所以故障抑制系數(shù)為式(3)所示。
通過(guò)上述分析，各種改進(jìn)子模塊拓?fù)涔收弦种葡禂?shù)都大于 1，保證了橋臂等效直流電壓(充電狀態(tài)電容電壓之和)大于交流電壓幅值，從而迫使續(xù)流二極管截止，實(shí)現(xiàn)了直流故障電流抑制效果。
表1 列出了在相同電平輸出情況下(N+1 電平)，各種子模塊拓?fù)渌杵骷€(gè)數(shù)及其兩極短路故障抑制系數(shù)。
表1 不同子模塊比較Table 1 Comparison between different sub module topologies
3 SDSM-MMC 充電策略
充電起動(dòng)控制是 MMC-HVDC 應(yīng)用的關(guān)鍵問(wèn)題。MMC 首次運(yùn)行前需要將子模塊電容充電，保證換流器正常解鎖時(shí)每相橋臂電壓與直流側(cè)電壓差值較小，減小交直流側(cè)的沖擊電流。在文獻(xiàn)[19-20]中，借助不控整流和全控整流充電，實(shí)現(xiàn)了兩電平和基于半橋拓?fù)?MMC 充電啟動(dòng)；文獻(xiàn)[21]設(shè)計(jì)了基于 CDSM 拓?fù)涞?MMC 啟動(dòng)策略；針對(duì) IHSM 拓?fù)?，文獻(xiàn)[16]設(shè)計(jì)了基于半控和不控整流方式的啟動(dòng)策略，而 SDSM 拓?fù)涞膯?dòng)策略尚未研究。根據(jù)圖4，對(duì)于 SDSM 拓?fù)?，在不控整流充電階段，充電回路中處于充電狀態(tài)的電容個(gè)數(shù)為 2N，因此只能充電至傳統(tǒng)半橋子模塊拓?fù)涞囊话腚妷?，與正常電壓差值比較大。
為實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)的正常啟動(dòng)，借鑒文獻(xiàn)[16,21]中的啟動(dòng)方法，首先第一階段利用不控整流對(duì)三相橋臂中所有子模塊電容充電，根據(jù)閥側(cè)電壓與橋臂模塊電容電壓關(guān)系式(4)(其中 uc為電容額定電壓，uck為電容電壓)，此時(shí)電容只能充電至半橋拓?fù)潆妷?50%左右。
然后為了減少充電回路中電容個(gè)數(shù)，將上下橋臂中子模塊分別分成兩個(gè)大組，其中上橋臂為第一個(gè)大組，下橋臂為第二個(gè)大組，每相橋臂中的子模塊又等分為兩個(gè)小組。由于此時(shí)模塊電容儲(chǔ)存了部分能量，第二階段可以利用子模塊旁路工作狀態(tài)減少充電回路中子模塊個(gè)數(shù)。
實(shí)際中MMC三相橋臂和上下橋臂具有結(jié)構(gòu)和參數(shù)的對(duì)稱性和一致性，因此本文以上橋臂子?？斐潆娺^(guò)程為例對(duì)第二個(gè)充電階段進(jìn)行說(shuō)明。
利用控制系統(tǒng)旁路三相中的任何一相橋臂，比如B相橋臂，同時(shí)旁路A相和C相上橋臂中的第一小組子模塊 A11和 C11，保證充電回路中電容個(gè)數(shù)為 0.5N。根據(jù)式(4)，在閥側(cè)交流電壓作用下，第二小組子模塊 A12和 C12可以充電至額定電壓。當(dāng)達(dá)到額定值時(shí)，旁路A相和C相中的第二小組子模塊A12和 C12，同時(shí)閉鎖第一小組子模塊 A11和 C11，對(duì)其充電至額定值。最后旁路A相或者C相橋臂，采用相同過(guò)程對(duì) B 相上橋臂中兩個(gè)小組子模塊 B11和 B12分別充電至額定值，其充電啟動(dòng)流程如圖5所示。
圖5 SDSM-MMC 啟動(dòng)流程Fig. 5 Self startup chart of SDSM-MMC
4 仿真分析
為對(duì)比分析各種子模塊拓?fù)涞墓收弦种颇芰万?yàn)證基于串聯(lián)雙子模塊拓?fù)鋯?dòng)策略的有效性，在PSCAD/EMTDC 搭建了圖6 所示兩端 MMC-HVDC模型進(jìn)行仿真分析。電網(wǎng)電壓 210 kV，變壓器變比為210/220，直流電壓 Udc= ± 200 kV，為降低仿真時(shí)間，每相橋臂子模塊個(gè)數(shù)為 20 個(gè)，電容電壓為 20 kV。
圖6 兩端仿真模型Fig. 6 Two-terminal simulating model
4.1SDSM-MMC啟動(dòng)分析
在不控整流階段，由于充電回路中有 40 個(gè)子模塊，根據(jù)式(4)可知電容電壓只能充電至 8 kV 左右，如圖7(a)所示。在半控整流充電階段，通過(guò)選擇投切不同的子模塊組，使充電回路中電容個(gè)數(shù)減少為 10 個(gè)，利用交流電壓交替充電至 20 kV。隨后閉鎖所有子模塊，在零電流下切除啟動(dòng)電阻，重新解鎖系統(tǒng)并逐漸增加有功功率輸出，從而完成啟動(dòng)過(guò)程，如圖7(b)、圖7 (c)。
圖7 SDSM-MMC 啟動(dòng)Fig. 7 Self startup of SDSM-MMC
4.2 不同子模塊拓?fù)涔收弦种票容^分析
針對(duì)子模塊拓?fù)涔收弦种颇芰Φ牟煌?，以CDSM、SDSM 和 IHSM 三種子模塊拓?fù)錇槔M(jìn)行仿真分析。直流側(cè)在 1 s發(fā)生兩極短路故障，延時(shí)2 ms閉鎖。
對(duì)于 SDSM 和 CDSM 拓?fù)洌捎谧幽K的兩個(gè)電容C1和C2在雙向橋臂電流作用下都處于充電狀態(tài)，因此子模塊內(nèi)部電容電壓之間差異較小，如圖8(a)、圖8 (b)所示。對(duì)于 IHSM 拓?fù)?，閉鎖后充電路徑中只有C1位置電容處于充電狀態(tài)，而C2位置電容處于旁路，導(dǎo)致了子模塊內(nèi)部電容電壓差異比較大，如圖8(c)所示。同時(shí)從圖8 可以看出，由于閉鎖后 IHSM 拓?fù)渲刑幱诔潆姞顟B(tài)電容個(gè)數(shù)少于SDSM 和 CDSM 拓?fù)?，因此從能量守恒角度而言，IHSM 中處于 C1 位置電容電壓要高于 CDSM 和SDSM 中電容電壓。
圖8 SDSM，CDSM 與 IHSM 拓?fù)潆娙蓦妷篎ig. 8 Capacitor voltage of SDSM, CDSM and IHSM topologies
當(dāng)直流側(cè)發(fā)生兩極短路故障時(shí)，不同拓?fù)涑潆娀芈分凶幽K個(gè)數(shù)存在差異，導(dǎo)致了故障抑制能力的不同。圖9(a)、(b) 、(c)分別是 SDSM、CDSM和 IHSM 拓?fù)渲绷鱾?cè)故障抑制效果仿真圖。對(duì)于CDSM 和 IHSM，雖然充電回路中電容個(gè)數(shù)相同(都為 N)，但是由于 IHSM 電容電壓較高，因此從故障電流抑制效果而言(直流電流衰減為零所需時(shí)間)，要稍微好于 CDSM。而對(duì)于 SDSM，盡管單個(gè)子模塊電容電壓值低于 CDSM 和 IHSM，而充電回路中電容個(gè)數(shù)卻為 2N，因此 SDSM 拓?fù)涔收弦种菩Ч容^明顯。
圖9 SDSM，CDSM 與 IHSM 故障抑制效果比較Fig. 9 Blocking effect comparison between SDSM, CDSM and IHSM
5 結(jié)論
1) 堆疊式兩電平和多電平子模塊拓?fù)淇梢栽谝欢ǔ潭壬蠝p少模塊化多電平換流器高壓應(yīng)用時(shí)所需子模塊數(shù)量，增加有效電平輸出。
2) 各種改進(jìn)型子模塊拓?fù)?，在不改變調(diào)制策略、均壓策略的前提下均實(shí)現(xiàn)了直流故障電流的阻斷能力，避免了利用交流斷路器切斷故障電流，縮短了故障恢復(fù)時(shí)間。
3) 指出了各種改進(jìn)型子模塊拓?fù)涞奶攸c(diǎn)，并根據(jù)閉鎖后故障回路中充電電容個(gè)數(shù)的差異，定性比較了不同拓?fù)涔收弦种颇芰拖嗤娖捷敵鱿滤韫β势骷€(gè)數(shù)。
4) 針對(duì)串聯(lián)雙子模塊拓?fù)錁?gòu)成的直流輸電系統(tǒng)，設(shè)計(jì)了有效的混合自勵(lì)充電啟動(dòng)策略，能夠?qū)崿F(xiàn)系統(tǒng)的充電啟動(dòng)。
[1]蔣冠前, 李志勇, 楊慧霞, 等. 柔性直流輸電系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)研究綜述[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2015, 43(15): 145-153. JIANG Guanqian, LI Zhiyong, YANG Huixia, et al. Research review on topological structure of flexible HVDC system[J]. Power System Protection and Control, 2015, 43(15): 145-153.
[2]孫剛, 時(shí)伯年, 趙宇明, 等. 基于 MMC 的柔性直流配電網(wǎng)故障定位及保護(hù)配置研究[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2015, 43(22): 127-133. SUN Gang, SHI Bonian, ZHAO Yuming, et al. Research on the fault location method and protection configuration strategy of MMC based DC distribution grid[J]. Power System Protection and Control, 2015, 43(22): 127-133.
[3]楊煜, 孫大衛(wèi), 謝小榮, 等. 模塊化多電平換流器型柔性直流系統(tǒng)的等效仿真方法比較[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2015, 43(12): 43-48. YANG Yu, SUN Dawei, XIE Xiaorong, et al. Comparative study on the accelerated models of MMC-based VSC-HVDC systems[J]. Power System Protection and Control, 2015, 43(12): 43-48.
[4]榮命哲, 楊飛, 吳翊. 直流斷路器電弧研究的新進(jìn)展[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2014, 29(1): 1-9. RONG Mingzhe, YANG Fei, WU Yi. New developments in switching arc research in DC circuit breaker[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2014, 29(1): 1-9.
[5]李笑倩, 劉文華, 宋強(qiáng), 等. 一種具備直流清除能力的MMC 換流器改進(jìn)拓?fù)鋄J]. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2014, 34(36): 6389-6397. LI Xiaoqian, LIU Wenhua, SONG Qiang, et al. An enhanced MMC topology with DC fault clearance capability[J]. Proceedings of the CSEE, 2014, 34(36): 6389-6397.
[6]XUE Y L, XU Z, TU Q R. Modulation and control for a new hybrid cascaded multilevel converter with DC blocking capability[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2012, 27(4): 2227-2237.
[7]ADAM G P, AHMED K H, FINNEY S J, et al. New breed of network fault-tolerant voltage-source-converter HVDC transmission system[J]. IEEE Transactions on Power Systems, 2013, 28(1): 335-346.
[8]ADAM G P, WILLIAMS B W. New emerging voltage source converter for high-voltage application: hybrid multilevel converter with DC side H-bridge chain links[J].IET Generation, Transmission & Distribution, 2014, 8(4): 765-773.
[9]LI X Q, SONG Q, LIU W H. Protection of nonpermanent faults on DC overhead lines in MMC-based HVDC systems[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2013, 28(1): 483-490.
[10]Alstom Grid. HVDC-VSC transmission technology of the future[J]. Alstom Grid, 2011(1): 13-17.
[11]NAMI A, WANG L, DIJKHUIZEN F. Five level cross connected cell for cascaded converters[C]// European Power Electronics and Applications Conference (EPE), France, 2013.
[12]向往, 林衛(wèi)星, 文勁宇, 等. 一種能夠阻斷直流故障電流的新型子模塊拓?fù)浼盎旌闲湍K化多電平換流器[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2014, 34(29): 5171-5180. XIANG Wang, LIN Weixing, WEN Jinyu, et al. A new topology of sub-modules with DC fault current blocking capability and a new type of hybrid MMC converter[J]. Proceedings of the CSEE, 2014, 34(29): 5171-5180.
[13]QIN Jiangchao, SAEEDIFARD M, ROCKHILL A, et al. Hybrid design of modular multilevel converters for HVDC systems based on various sub module circuits[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2015, 30(1): 1-10.
[14]MARQUARDT R. Modular multilevel converter topologies with DC-short circuit current limitation[C]// Power Electronics and ECCE Asia (ICPE & ECCE), 2011 IEEE 8th International Conference, 2011: 1425-1431.
[15]張建坡, 趙成勇, 孫海峰, 等. 模塊化多電平換流器改進(jìn)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)及其應(yīng)用[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2014, 29(8): 173-180. ZHANG Jianpo, ZHAO Chengyong, SUN Haifeng, et al. The improved topology of modular multilevel converter and application[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2014, 29(8): 173-180.
[16]張建坡, 趙成勇. 模塊化多電平換流器子模塊拓?fù)浞抡娣治鯷J]. 電力系統(tǒng)自動(dòng)化, 2015, 39(2): 106-112. ZHANG Jianpo, ZHAO Chengyong. The simulations of sub module topologies of modular multilevel converter[J]. Automation of Electric Power Systems, 2015, 39(2): 106-112.
[17]JACOBSON B, KARLSSON P, ASPLUND G, et al. VSC-HVDC transmission with cascaded two-level converters[C]// Cigré Session, Paris, 2010.
[18]趙成勇, 李路遙, 翟曉萌, 等. 一種新型模塊化多電平換 流 器 子 模 塊 拓 撲 [J]. 南 方 電 網(wǎng) 技 術(shù) , 2012, 6(6): 21-26. ZHAO Chengyong, LI Luyao, ZHAI Xiaomeng, et al. New scheme of sub-module topology for modular multilevel converter[J]. Southern Power System Technology, 2012, 6(6): 21-26.
[19]裘鵬, 黃曉明, 唐庚, 等. 一種新的柔性直流輸電系統(tǒng)遠(yuǎn) 端 啟 動(dòng) 策 略 [J]. 電 力 系 統(tǒng) 自 動(dòng) 化 , 2015, 39(2): 100-106. QIU Peng, HUANG Xiaoming, TANG Geng, et al. The simulations of sub module topologies of modular multilevel converter[J]. Automation of Electric Power Systems, 2015, 39(2): 100-106.
[20]楚遵方, 李耀華, 王平. 柔性直流輸電系統(tǒng)中模塊化多電平變流器的直流側(cè)充電策略分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2015, 30(12): 136-142. CHU Zunfang, LI Yaohua, WANG Ping. Analysis of charging strategy by DC grid of modular multilevel converter in high voltage direct current transmission system[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2015, 30(12): 136-142.
[21]薛英林, 徐政. 基于箝位雙子模塊的 MMC-HVDC 起動(dòng)控制策略[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2013, 41(11): 1-7. XUE Yinglin, XU Zheng. Start control for the MMC HVDC system based on clamp double sub module[J]. Power System Protection and Control, 2013, 41(11): 1-7.
(編輯 張愛(ài)琴)
Simulating research of improved topologies of modular multilevel converter
LI Huan1, TIAN Xincheng2, ZHANG Jianpo1
(1. North China Electric Power University, Baoding 071001, China; 2. State Grid Tangshan Power Corporation, Tangshan 063000, China)
Firstly, for the large number of sub module (SM) caused by high voltage applications and high level output of modular multilevel converter (MMC), cascaded two levels (CTL) and multi-level output SM topologies are studied. Secondly, the characteristics of different types of improved SM topologies are summarized and qualitative comparison of their different DC link fault blocking capability is conducted. Then a hybrid self-startup strategy based on full controlled and half controlled rectifier is designed for the serial connected double sub module topology. Lastly, MMC-HVDC with two active terminals in the PSCAD/EMTDC software is built based on these improved topologies, and DC link fault suppressing characteristics of different SM topologies and the startup strategy are analyzed and verified.
MMC; improved topologies; fault current blocking; serial connected double sub module; hybrid charge
TM72
1674-3415(2016)02-0095-07
2015-04-03；
2015-05-19
李 歡(1995-)，男，本科，研究方向?yàn)殡姎夤こ碳捌渥詣?dòng)化；E-mail: 1091306530@qq.com
田新成(1982-)，男，工程師，從事調(diào)度自動(dòng)化和配電自動(dòng)化系統(tǒng)工作；E-mail: txc_ncepu@163.com
張建坡(1973-)，男，通信作者，講師，主要研究方向?yàn)楦邏褐绷鬏旊娕c柔性輸配電技術(shù)。E-mail: zhangjianpo@ 126.com
猜你喜歡
故障一點(diǎn)通汽車(chē)維修與保養(yǎng)(2019年7期)2020-01-06 03:30:42 奔馳R320車(chē)ABS、ESP故障燈異常點(diǎn)亮汽車(chē)維護(hù)與修理(2016年10期)2016-07-10 08:17:41 WKT型可控停車(chē)器及其故障處理鐵道通信信號(hào)(2016年4期)2016-06-01 12:10:19 基于OpenMP的電力系統(tǒng)并行故障計(jì)算實(shí)現(xiàn)電測(cè)與儀表(2016年5期)2016-04-22 01:13:50 故障一點(diǎn)通汽車(chē)維修與保養(yǎng)(2015年12期)2015-04-18 07:51:49 故障一點(diǎn)通汽車(chē)維修與保養(yǎng)(2015年8期)2015-04-17 03:32:52 故障一點(diǎn)通汽車(chē)維修與保養(yǎng)(2015年6期)2015-04-17 03:31:50 故障一點(diǎn)通汽車(chē)維修與保養(yǎng)(2015年7期)2015-04-17 02:12:40 故障一點(diǎn)通汽車(chē)維修與保養(yǎng)(2015年2期)2015-04-17 01:30:34 江淮車(chē)故障3例汽車(chē)維護(hù)與修理(2015年2期)2015-02-28 12:15:39
李 歡，田新成，張建坡
(1.華北電力大學(xué)，河北 保定 071001；2.唐山供電公司，河北 唐山 063000)
模塊化多電平換流器改進(jìn)型子模塊拓?fù)浞抡嫜芯?/p>
李 歡1，田新成2，張建坡1
(1.華北電力大學(xué)，河北 保定 071001；2.唐山供電公司，河北 唐山 063000)
針對(duì)模塊化多電平換流器高壓應(yīng)用和高電平輸出時(shí)子模塊數(shù)量過(guò)多問(wèn)題，研究了堆疊式兩電平和多電平輸出子模塊拓?fù)涮攸c(diǎn)。在總結(jié)不同改進(jìn)類型子模塊拓?fù)涮攸c(diǎn)基礎(chǔ)上，定性比較了各種拓?fù)湓谥绷鱾?cè)短路故障時(shí)所具有的故障電流抑制能力差異性。針對(duì)串聯(lián)雙子模塊拓?fù)洌O(shè)計(jì)了基于全控和半控整流方式的混合充電策略。以改進(jìn)型拓?fù)錇槔?，?PSCAD/EMTDC 中搭建了兩端有源 MMC-HVDC 系統(tǒng)，對(duì)不同子模塊拓?fù)涞闹绷鱾?cè)故障抑制特性以及串聯(lián)雙子模塊拓?fù)鋯?dòng)策略的有效性進(jìn)行了分析驗(yàn)證。
模塊化多電平換流器；改進(jìn)拓?fù)?；故障電流抑制；串?lián)雙子模塊；混合充電
0 引言
盡管模塊化多電平換流器較開(kāi)關(guān)型換流器在損耗、諧波、模塊化程度上有著顯著優(yōu)勢(shì)[1-3]，但該技術(shù)還帶有固有局限性。由于受單個(gè)模塊輸出電壓限制，當(dāng)MMC應(yīng)用于高壓電能變換及電能輸送領(lǐng)域時(shí)，不得不依靠大量子模塊串聯(lián)來(lái)達(dá)到相應(yīng)電壓等級(jí)，增加了系統(tǒng)控制難度和裝置占地面積。同時(shí)對(duì)于傳統(tǒng)半橋子模塊拓?fù)?，在直流?cè)發(fā)生故障時(shí)，盡管 可 以 閉 鎖 所 有 IGBT(Insulated Gate Bipolar Transistors)，但是由于 IGBT 反并聯(lián)續(xù)流二極管為短路電流提供了通路，使得故障電流不能被阻斷，從而不具備直流短路電流閉鎖能力。在直流斷路器技術(shù)不成熟時(shí)只能依靠交流斷路器切斷故障電流，存在故障響應(yīng)時(shí)間較長(zhǎng)，恢復(fù)機(jī)制較復(fù)雜問(wèn)題[4-5]。為了解決機(jī)械開(kāi)關(guān)的弊端，文獻(xiàn)[6-8]提出一種在交流側(cè)或直流側(cè)串聯(lián)全橋子模塊拓?fù)湫问?，雖然提高了系統(tǒng)直流故障抑制能力，但也帶來(lái)器件較多，控制復(fù)雜問(wèn)題。為了減少系統(tǒng)直流側(cè)故障概率，當(dāng)前直流輸電工程不得不采用價(jià)格昂貴的直流電纜作為傳輸介質(zhì)，限制了成本較低架空線路的應(yīng)用。
借助換流器自身控制和拓?fù)鋵?shí)現(xiàn)直流側(cè)短路故障抑制，具有無(wú)需機(jī)械開(kāi)關(guān)動(dòng)作、系統(tǒng)恢復(fù)速度快等優(yōu)點(diǎn)。文獻(xiàn)[9]通過(guò)在半橋子模塊保護(hù)晶閘管旁反向并聯(lián)同樣的晶閘管，形成雙晶閘管拓?fù)洹．?dāng)故障閉鎖后，兩個(gè)晶閘管交替觸發(fā)導(dǎo)通，形成旁路效應(yīng)，為交流側(cè)和直流側(cè)提供各自獨(dú)立短路電流路徑，利用線路能耗實(shí)現(xiàn)直流故障電流清除。而故障清除期間，交流側(cè)則呈現(xiàn)出三相短路狀態(tài)，且對(duì)于永久故障仍需觸發(fā)交流斷路器。文獻(xiàn)[10-16]利用閉鎖后橋臂電容充電效應(yīng)，分別設(shè)計(jì)了不同改進(jìn)型子模塊拓?fù)洌瑢?shí)現(xiàn)了續(xù)流二極管可靠截止，阻斷了交直流側(cè)故障電流，但對(duì)于各種改進(jìn)子模塊拓?fù)涞墓收弦种铺匦陨形催M(jìn)行對(duì)比分析。
針對(duì)上述問(wèn)題，首先總結(jié)了學(xué)術(shù)界和工業(yè)界對(duì)模塊化多電平換流器子模塊拓?fù)涞难芯抗ぷ骷捌涓倪M(jìn)方案；然后根據(jù)直流側(cè)故障閉鎖后，橋臂充電回路中電容個(gè)數(shù)的不同，定性對(duì)比分析了各種拓?fù)鋵?duì)直流側(cè)故障的抑制能力；最后針對(duì)串聯(lián)雙子模塊拓?fù)錁?gòu)成的直流輸電系統(tǒng)設(shè)計(jì)了自勵(lì)充電啟動(dòng)策略。
1 模塊化多電平換流器子模塊拓?fù)?/h2>
當(dāng)MMC應(yīng)用于高壓大容量領(lǐng)域時(shí)，子模塊個(gè)數(shù)會(huì)隨著輸出電平數(shù)量增多而急劇增加，造成電容電壓均衡控制和觸發(fā)控制復(fù)雜。為減少子模塊個(gè)數(shù)，ABB公司提出了一種如圖1所示級(jí)聯(lián)型兩電平子模塊拓?fù)?Cascaded Two Level，CTL)[17]。
圖1 ABB CTL 和 SM 拓?fù)銯ig. 1 Topology of ABB CTL and SM
CTL 與半橋子模塊拓?fù)鋮^(qū)別在于每相橋臂采用了若干個(gè)具有短路失效模式的壓接式 IGBT 串聯(lián)形式的閥組，而不是單一 IGBT(如圖1(b)所示，8個(gè) IGBT 構(gòu)成一個(gè)閥組，類似于 MMC 中一個(gè)IGBT)。由于 IGBT 串聯(lián)，子模塊輸出電壓不再受單個(gè) IGBT 可承受電壓限制，因而輸出電壓可以設(shè)計(jì)得較高(相當(dāng)于半橋拓?fù)涞?8 倍電壓輸出)，減少了子模塊個(gè)數(shù)。當(dāng)子模塊中 IGBT 或其反并聯(lián)二極管發(fā)生故障，故障時(shí)釋放的能量將使開(kāi)關(guān)內(nèi)金屬小板迅速融化，并與硅片形成穩(wěn)定合金，等效于被導(dǎo)線短路，保證故障器件仍然維持可靠導(dǎo)通狀態(tài)，避免了半橋子模塊拓?fù)淅门月烽_(kāi)關(guān)切除故障子模塊。故障后子模塊總輸出電壓保持不變，而各個(gè)串聯(lián)IGBT 承受電壓會(huì)有所上升。由于 IGBT 的短路失效模式和串聯(lián)均壓技術(shù)僅為 ABB 等少數(shù)公司掌握，所以在一定程度上影響到此種拓?fù)涞耐茝V和應(yīng)用。
為解決輸出電平數(shù)較高時(shí)子模塊數(shù)量過(guò)多問(wèn)題，文獻(xiàn)[18]在半橋拓?fù)浠A(chǔ)之上提出了一種如圖2所示的新型多電平拓?fù)洹?/p>
圖2 多電平子模塊拓?fù)銯ig. 2 Topology of multilevel sub module
該子模塊主要由三個(gè) IGBT 和兩個(gè)電容組成，相對(duì)半橋結(jié)構(gòu)，中間配置了一個(gè)小型的 H 橋。當(dāng)T3 導(dǎo)通時(shí)，無(wú)論電流方向如何，半橋中間路徑都會(huì)處于導(dǎo)通狀態(tài)，起到了雙向開(kāi)關(guān)作用。該子模塊拓?fù)淇梢詫?shí)現(xiàn) 0，uc和 2uc三個(gè)電平輸出，因此在相同電平輸出時(shí)，子模塊個(gè)數(shù)也隨之減少，換流閥總體體積相應(yīng)降低。但是該拓?fù)湟泊嬖谝欢ㄈ毕?，一方面運(yùn)行損耗會(huì)相應(yīng)增加，另一方面此種拓?fù)潆m然可以增加單個(gè)子模塊輸出電平個(gè)數(shù)，但只是將原本由一個(gè)子模塊輸出電平數(shù)量進(jìn)行了劃分，因此單個(gè)模塊輸出電壓大小與半橋拓?fù)湎啾葲](méi)有改變，在相同直流電壓輸出情況下，對(duì)減少模塊個(gè)數(shù)意義不是很大。并且上面電容電壓存在不能夠單獨(dú)輸出問(wèn)題，造成模塊數(shù)量較多時(shí)均壓復(fù)雜。而對(duì)于一些低壓應(yīng)用場(chǎng)合，此種拓?fù)淇梢岳幂^少的模塊而增加有效電平輸出，進(jìn)而獲得較高的電壓電流波形質(zhì)量。
2 具有直流故障抑制能力子模塊拓?fù)浞治?/h2>
利用直流故障閉鎖后儲(chǔ)能電容充電效應(yīng)，為續(xù)流二極管提供反向電壓，迫使二級(jí)管截止，阻斷故障電流，基于此原理，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)展了子模塊拓?fù)涞难芯抗ぷ?，提出了各種改進(jìn)拓?fù)漕愋汀?/p>
2.1 改進(jìn)子模塊拓?fù)?/p>
圖3 具有直流故障阻斷能力子模塊拓?fù)銯ig. 3 SM topologies with DC link fault blocking capability
Alstom 等公司將 STATCOM 中廣泛使用的全橋子模塊拓?fù)?Full Bridge Sub Module, FBSM)引入柔性直流輸電領(lǐng)域[10]。該拓?fù)淇梢蚤]鎖直流側(cè)短路電流，但與 MMC 半橋型子模塊結(jié)構(gòu)相比，由于 IGBT數(shù)量增加了一倍，全橋子模塊拓?fù)浯鷥r(jià)不菲。文獻(xiàn)[11]利用兩個(gè)半橋子模塊拓?fù)浜鸵龑?dǎo)開(kāi)關(guān)，設(shè)計(jì)了如圖3(c)所示 5 電平跨接拓?fù)?Five Level Cross Connected Sub Module，F(xiàn)LSM)?？紤]到負(fù)電平輸出對(duì)于直流輸電應(yīng)用意義不大，為減少功率器件個(gè)數(shù)，文獻(xiàn)[13]在全橋拓?fù)浠A(chǔ)上，通過(guò)減少功率器件T3(T4)，提出了圖3(b)所示單極全橋拓?fù)?Unipolar Full Bridge Sub Module, UFSM)。在文獻(xiàn)[12]中，作者同樣提出如圖3(d)所示類似于單極全橋拓?fù)涞膬煞N 自 阻 性 子 模 塊 拓 撲 (Self Blocked Sub Module, SBSM)。與半橋子模塊拓?fù)湎啾?，上述改進(jìn)拓?fù)淙匀淮嬖谄骷^(guò)多和能耗較大問(wèn)題。為了進(jìn)一步減少所需功率器件數(shù)量，MMC 創(chuàng)始人 Rainer Marquardt也對(duì)子模塊拓?fù)渥龀隽烁倪M(jìn)，在全橋拓?fù)渲屑尤脬Q位開(kāi)關(guān) T5，提出了箝位雙子模塊拓?fù)?Clamp Double Sub Module，CDSM)，如圖3(e)所示[14]。當(dāng)橋臂電流方向不同時(shí)，CDSM 中 C1 和 C2 存在串聯(lián)和并聯(lián)不同充電狀態(tài)問(wèn)題。為解決閉鎖后CDSM 拓?fù)渲须娙?C1 和 C2 并聯(lián)充電問(wèn)題，文獻(xiàn)[13]通過(guò)對(duì) 5 電平拓?fù)涓倪M(jìn)，設(shè)計(jì)了如圖3(f)所示 3 電平跨接形式拓?fù)?(Three Level Cross Connected Sub Module ，TLSM)，而文獻(xiàn)[15-16]則提出了圖3(g)所示串聯(lián)形式 雙 子 模 塊 拓 撲 (Serial Connection Double Sub Module, SDSM)和圖3(h)所示改進(jìn)混合子模塊拓?fù)?Improved Hybrid Sub Module, IHSM)。
2.2 直流故障抑制能力分析
圖4是直流側(cè)兩極短路時(shí)，故障電流的流通路徑。其中 mj1， mj2分別為上下橋臂中處于充電狀態(tài)電容個(gè)數(shù)，j{∈ a，b，c }。
圖4 閉鎖后橋臂電流路徑Fig. 4 Arm current path after blocked
為了分析各種不同子模塊拓?fù)溟]鎖能力，引入故障電流抑制系數(shù)，如式(1)所示[16]，其中 UL，Uph分別為閥側(cè)交流線電壓和相電壓幅值。
根據(jù)圖3 和圖4 可知， 對(duì)于 FBSM，UFBSM、FLSM、TLSM、SBSM 和 SDSM，上下橋臂中處于充電狀態(tài)子模塊電容個(gè)數(shù)分別為 N，因此故障抑制系數(shù)為式(2)所示。
而對(duì)于 CDSM 和 IHSM，由于上下橋臂處于充電狀態(tài)子模塊電容個(gè)數(shù)分別為 0.5N，所以故障抑制系數(shù)為式(3)所示。
通過(guò)上述分析，各種改進(jìn)子模塊拓?fù)涔收弦种葡禂?shù)都大于 1，保證了橋臂等效直流電壓(充電狀態(tài)電容電壓之和)大于交流電壓幅值，從而迫使續(xù)流二極管截止，實(shí)現(xiàn)了直流故障電流抑制效果。
表1 列出了在相同電平輸出情況下(N+1 電平)，各種子模塊拓?fù)渌杵骷€(gè)數(shù)及其兩極短路故障抑制系數(shù)。
表1 不同子模塊比較Table 1 Comparison between different sub module topologies
3 SDSM-MMC 充電策略
充電起動(dòng)控制是 MMC-HVDC 應(yīng)用的關(guān)鍵問(wèn)題。MMC 首次運(yùn)行前需要將子模塊電容充電，保證換流器正常解鎖時(shí)每相橋臂電壓與直流側(cè)電壓差值較小，減小交直流側(cè)的沖擊電流。在文獻(xiàn)[19-20]中，借助不控整流和全控整流充電，實(shí)現(xiàn)了兩電平和基于半橋拓?fù)?MMC 充電啟動(dòng)；文獻(xiàn)[21]設(shè)計(jì)了基于 CDSM 拓?fù)涞?MMC 啟動(dòng)策略；針對(duì) IHSM 拓?fù)?，文獻(xiàn)[16]設(shè)計(jì)了基于半控和不控整流方式的啟動(dòng)策略，而 SDSM 拓?fù)涞膯?dòng)策略尚未研究。根據(jù)圖4，對(duì)于 SDSM 拓?fù)?，在不控整流充電階段，充電回路中處于充電狀態(tài)的電容個(gè)數(shù)為 2N，因此只能充電至傳統(tǒng)半橋子模塊拓?fù)涞囊话腚妷?，與正常電壓差值比較大。
為實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)的正常啟動(dòng)，借鑒文獻(xiàn)[16,21]中的啟動(dòng)方法，首先第一階段利用不控整流對(duì)三相橋臂中所有子模塊電容充電，根據(jù)閥側(cè)電壓與橋臂模塊電容電壓關(guān)系式(4)(其中 uc為電容額定電壓，uck為電容電壓)，此時(shí)電容只能充電至半橋拓?fù)潆妷?50%左右。
然后為了減少充電回路中電容個(gè)數(shù)，將上下橋臂中子模塊分別分成兩個(gè)大組，其中上橋臂為第一個(gè)大組，下橋臂為第二個(gè)大組，每相橋臂中的子模塊又等分為兩個(gè)小組。由于此時(shí)模塊電容儲(chǔ)存了部分能量，第二階段可以利用子模塊旁路工作狀態(tài)減少充電回路中子模塊個(gè)數(shù)。
實(shí)際中MMC三相橋臂和上下橋臂具有結(jié)構(gòu)和參數(shù)的對(duì)稱性和一致性，因此本文以上橋臂子?？斐潆娺^(guò)程為例對(duì)第二個(gè)充電階段進(jìn)行說(shuō)明。
利用控制系統(tǒng)旁路三相中的任何一相橋臂，比如B相橋臂，同時(shí)旁路A相和C相上橋臂中的第一小組子模塊 A11和 C11，保證充電回路中電容個(gè)數(shù)為 0.5N。根據(jù)式(4)，在閥側(cè)交流電壓作用下，第二小組子模塊 A12和 C12可以充電至額定電壓。當(dāng)達(dá)到額定值時(shí)，旁路A相和C相中的第二小組子模塊A12和 C12，同時(shí)閉鎖第一小組子模塊 A11和 C11，對(duì)其充電至額定值。最后旁路A相或者C相橋臂，采用相同過(guò)程對(duì) B 相上橋臂中兩個(gè)小組子模塊 B11和 B12分別充電至額定值，其充電啟動(dòng)流程如圖5所示。
圖5 SDSM-MMC 啟動(dòng)流程Fig. 5 Self startup chart of SDSM-MMC
4 仿真分析
為對(duì)比分析各種子模塊拓?fù)涞墓收弦种颇芰万?yàn)證基于串聯(lián)雙子模塊拓?fù)鋯?dòng)策略的有效性，在PSCAD/EMTDC 搭建了圖6 所示兩端 MMC-HVDC模型進(jìn)行仿真分析。電網(wǎng)電壓 210 kV，變壓器變比為210/220，直流電壓 Udc= ± 200 kV，為降低仿真時(shí)間，每相橋臂子模塊個(gè)數(shù)為 20 個(gè)，電容電壓為 20 kV。
圖6 兩端仿真模型Fig. 6 Two-terminal simulating model
4.1SDSM-MMC啟動(dòng)分析
在不控整流階段，由于充電回路中有 40 個(gè)子模塊，根據(jù)式(4)可知電容電壓只能充電至 8 kV 左右，如圖7(a)所示。在半控整流充電階段，通過(guò)選擇投切不同的子模塊組，使充電回路中電容個(gè)數(shù)減少為 10 個(gè)，利用交流電壓交替充電至 20 kV。隨后閉鎖所有子模塊，在零電流下切除啟動(dòng)電阻，重新解鎖系統(tǒng)并逐漸增加有功功率輸出，從而完成啟動(dòng)過(guò)程，如圖7(b)、圖7 (c)。
圖7 SDSM-MMC 啟動(dòng)Fig. 7 Self startup of SDSM-MMC
4.2 不同子模塊拓?fù)涔收弦种票容^分析
針對(duì)子模塊拓?fù)涔收弦种颇芰Φ牟煌?，以CDSM、SDSM 和 IHSM 三種子模塊拓?fù)錇槔M(jìn)行仿真分析。直流側(cè)在 1 s發(fā)生兩極短路故障，延時(shí)2 ms閉鎖。
對(duì)于 SDSM 和 CDSM 拓?fù)洌捎谧幽K的兩個(gè)電容C1和C2在雙向橋臂電流作用下都處于充電狀態(tài)，因此子模塊內(nèi)部電容電壓之間差異較小，如圖8(a)、圖8 (b)所示。對(duì)于 IHSM 拓?fù)?，閉鎖后充電路徑中只有C1位置電容處于充電狀態(tài)，而C2位置電容處于旁路，導(dǎo)致了子模塊內(nèi)部電容電壓差異比較大，如圖8(c)所示。同時(shí)從圖8 可以看出，由于閉鎖后 IHSM 拓?fù)渲刑幱诔潆姞顟B(tài)電容個(gè)數(shù)少于SDSM 和 CDSM 拓?fù)?，因此從能量守恒角度而言，IHSM 中處于 C1 位置電容電壓要高于 CDSM 和SDSM 中電容電壓。
圖8 SDSM，CDSM 與 IHSM 拓?fù)潆娙蓦妷篎ig. 8 Capacitor voltage of SDSM, CDSM and IHSM topologies
當(dāng)直流側(cè)發(fā)生兩極短路故障時(shí)，不同拓?fù)涑潆娀芈分凶幽K個(gè)數(shù)存在差異，導(dǎo)致了故障抑制能力的不同。圖9(a)、(b) 、(c)分別是 SDSM、CDSM和 IHSM 拓?fù)渲绷鱾?cè)故障抑制效果仿真圖。對(duì)于CDSM 和 IHSM，雖然充電回路中電容個(gè)數(shù)相同(都為 N)，但是由于 IHSM 電容電壓較高，因此從故障電流抑制效果而言(直流電流衰減為零所需時(shí)間)，要稍微好于 CDSM。而對(duì)于 SDSM，盡管單個(gè)子模塊電容電壓值低于 CDSM 和 IHSM，而充電回路中電容個(gè)數(shù)卻為 2N，因此 SDSM 拓?fù)涔收弦种菩Ч容^明顯。
圖9 SDSM，CDSM 與 IHSM 故障抑制效果比較Fig. 9 Blocking effect comparison between SDSM, CDSM and IHSM
5 結(jié)論
1) 堆疊式兩電平和多電平子模塊拓?fù)淇梢栽谝欢ǔ潭壬蠝p少模塊化多電平換流器高壓應(yīng)用時(shí)所需子模塊數(shù)量，增加有效電平輸出。
2) 各種改進(jìn)型子模塊拓?fù)?，在不改變調(diào)制策略、均壓策略的前提下均實(shí)現(xiàn)了直流故障電流的阻斷能力，避免了利用交流斷路器切斷故障電流，縮短了故障恢復(fù)時(shí)間。
3) 指出了各種改進(jìn)型子模塊拓?fù)涞奶攸c(diǎn)，并根據(jù)閉鎖后故障回路中充電電容個(gè)數(shù)的差異，定性比較了不同拓?fù)涔收弦种颇芰拖嗤娖捷敵鱿滤韫β势骷€(gè)數(shù)。
4) 針對(duì)串聯(lián)雙子模塊拓?fù)錁?gòu)成的直流輸電系統(tǒng)，設(shè)計(jì)了有效的混合自勵(lì)充電啟動(dòng)策略，能夠?qū)崿F(xiàn)系統(tǒng)的充電啟動(dòng)。
[1]蔣冠前, 李志勇, 楊慧霞, 等. 柔性直流輸電系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)研究綜述[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2015, 43(15): 145-153. JIANG Guanqian, LI Zhiyong, YANG Huixia, et al. Research review on topological structure of flexible HVDC system[J]. Power System Protection and Control, 2015, 43(15): 145-153.
[2]孫剛, 時(shí)伯年, 趙宇明, 等. 基于 MMC 的柔性直流配電網(wǎng)故障定位及保護(hù)配置研究[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2015, 43(22): 127-133. SUN Gang, SHI Bonian, ZHAO Yuming, et al. Research on the fault location method and protection configuration strategy of MMC based DC distribution grid[J]. Power System Protection and Control, 2015, 43(22): 127-133.
[3]楊煜, 孫大衛(wèi), 謝小榮, 等. 模塊化多電平換流器型柔性直流系統(tǒng)的等效仿真方法比較[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2015, 43(12): 43-48. YANG Yu, SUN Dawei, XIE Xiaorong, et al. Comparative study on the accelerated models of MMC-based VSC-HVDC systems[J]. Power System Protection and Control, 2015, 43(12): 43-48.
[4]榮命哲, 楊飛, 吳翊. 直流斷路器電弧研究的新進(jìn)展[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2014, 29(1): 1-9. RONG Mingzhe, YANG Fei, WU Yi. New developments in switching arc research in DC circuit breaker[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2014, 29(1): 1-9.
[5]李笑倩, 劉文華, 宋強(qiáng), 等. 一種具備直流清除能力的MMC 換流器改進(jìn)拓?fù)鋄J]. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2014, 34(36): 6389-6397. LI Xiaoqian, LIU Wenhua, SONG Qiang, et al. An enhanced MMC topology with DC fault clearance capability[J]. Proceedings of the CSEE, 2014, 34(36): 6389-6397.
[6]XUE Y L, XU Z, TU Q R. Modulation and control for a new hybrid cascaded multilevel converter with DC blocking capability[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2012, 27(4): 2227-2237.
[7]ADAM G P, AHMED K H, FINNEY S J, et al. New breed of network fault-tolerant voltage-source-converter HVDC transmission system[J]. IEEE Transactions on Power Systems, 2013, 28(1): 335-346.
[8]ADAM G P, WILLIAMS B W. New emerging voltage source converter for high-voltage application: hybrid multilevel converter with DC side H-bridge chain links[J].IET Generation, Transmission & Distribution, 2014, 8(4): 765-773.
[9]LI X Q, SONG Q, LIU W H. Protection of nonpermanent faults on DC overhead lines in MMC-based HVDC systems[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2013, 28(1): 483-490.
[10]Alstom Grid. HVDC-VSC transmission technology of the future[J]. Alstom Grid, 2011(1): 13-17.
[11]NAMI A, WANG L, DIJKHUIZEN F. Five level cross connected cell for cascaded converters[C]// European Power Electronics and Applications Conference (EPE), France, 2013.
[12]向往, 林衛(wèi)星, 文勁宇, 等. 一種能夠阻斷直流故障電流的新型子模塊拓?fù)浼盎旌闲湍K化多電平換流器[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2014, 34(29): 5171-5180. XIANG Wang, LIN Weixing, WEN Jinyu, et al. A new topology of sub-modules with DC fault current blocking capability and a new type of hybrid MMC converter[J]. Proceedings of the CSEE, 2014, 34(29): 5171-5180.
[13]QIN Jiangchao, SAEEDIFARD M, ROCKHILL A, et al. Hybrid design of modular multilevel converters for HVDC systems based on various sub module circuits[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2015, 30(1): 1-10.
[14]MARQUARDT R. Modular multilevel converter topologies with DC-short circuit current limitation[C]// Power Electronics and ECCE Asia (ICPE & ECCE), 2011 IEEE 8th International Conference, 2011: 1425-1431.
[15]張建坡, 趙成勇, 孫海峰, 等. 模塊化多電平換流器改進(jìn)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)及其應(yīng)用[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2014, 29(8): 173-180. ZHANG Jianpo, ZHAO Chengyong, SUN Haifeng, et al. The improved topology of modular multilevel converter and application[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2014, 29(8): 173-180.
[16]張建坡, 趙成勇. 模塊化多電平換流器子模塊拓?fù)浞抡娣治鯷J]. 電力系統(tǒng)自動(dòng)化, 2015, 39(2): 106-112. ZHANG Jianpo, ZHAO Chengyong. The simulations of sub module topologies of modular multilevel converter[J]. Automation of Electric Power Systems, 2015, 39(2): 106-112.
[17]JACOBSON B, KARLSSON P, ASPLUND G, et al. VSC-HVDC transmission with cascaded two-level converters[C]// Cigré Session, Paris, 2010.
[18]趙成勇, 李路遙, 翟曉萌, 等. 一種新型模塊化多電平換 流 器 子 模 塊 拓 撲 [J]. 南 方 電 網(wǎng) 技 術(shù) , 2012, 6(6): 21-26. ZHAO Chengyong, LI Luyao, ZHAI Xiaomeng, et al. New scheme of sub-module topology for modular multilevel converter[J]. Southern Power System Technology, 2012, 6(6): 21-26.
[19]裘鵬, 黃曉明, 唐庚, 等. 一種新的柔性直流輸電系統(tǒng)遠(yuǎn) 端 啟 動(dòng) 策 略 [J]. 電 力 系 統(tǒng) 自 動(dòng) 化 , 2015, 39(2): 100-106. QIU Peng, HUANG Xiaoming, TANG Geng, et al. The simulations of sub module topologies of modular multilevel converter[J]. Automation of Electric Power Systems, 2015, 39(2): 100-106.
[20]楚遵方, 李耀華, 王平. 柔性直流輸電系統(tǒng)中模塊化多電平變流器的直流側(cè)充電策略分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2015, 30(12): 136-142. CHU Zunfang, LI Yaohua, WANG Ping. Analysis of charging strategy by DC grid of modular multilevel converter in high voltage direct current transmission system[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2015, 30(12): 136-142.
[21]薛英林, 徐政. 基于箝位雙子模塊的 MMC-HVDC 起動(dòng)控制策略[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2013, 41(11): 1-7. XUE Yinglin, XU Zheng. Start control for the MMC HVDC system based on clamp double sub module[J]. Power System Protection and Control, 2013, 41(11): 1-7.
(編輯 張愛(ài)琴)
Simulating research of improved topologies of modular multilevel converter
LI Huan1, TIAN Xincheng2, ZHANG Jianpo1
(1. North China Electric Power University, Baoding 071001, China; 2. State Grid Tangshan Power Corporation, Tangshan 063000, China)
Firstly, for the large number of sub module (SM) caused by high voltage applications and high level output of modular multilevel converter (MMC), cascaded two levels (CTL) and multi-level output SM topologies are studied. Secondly, the characteristics of different types of improved SM topologies are summarized and qualitative comparison of their different DC link fault blocking capability is conducted. Then a hybrid self-startup strategy based on full controlled and half controlled rectifier is designed for the serial connected double sub module topology. Lastly, MMC-HVDC with two active terminals in the PSCAD/EMTDC software is built based on these improved topologies, and DC link fault suppressing characteristics of different SM topologies and the startup strategy are analyzed and verified.
MMC; improved topologies; fault current blocking; serial connected double sub module; hybrid charge
TM72
1674-3415(2016)02-0095-07
2015-04-03；
2015-05-19
李 歡(1995-)，男，本科，研究方向?yàn)殡姎夤こ碳捌渥詣?dòng)化；E-mail: 1091306530@qq.com
田新成(1982-)，男，工程師，從事調(diào)度自動(dòng)化和配電自動(dòng)化系統(tǒng)工作；E-mail: txc_ncepu@163.com
張建坡(1973-)，男，通信作者，講師，主要研究方向?yàn)楦邏褐绷鬏旊娕c柔性輸配電技術(shù)。E-mail: zhangjianpo@ 126.com
猜你喜歡
汽車(chē)維修與保養(yǎng)(2019年7期)2020-01-06 03:30:42
汽車(chē)維護(hù)與修理(2016年10期)2016-07-10 08:17:41
鐵道通信信號(hào)(2016年4期)2016-06-01 12:10:19
電測(cè)與儀表(2016年5期)2016-04-22 01:13:50
汽車(chē)維修與保養(yǎng)(2015年12期)2015-04-18 07:51:49
汽車(chē)維修與保養(yǎng)(2015年8期)2015-04-17 03:32:52
汽車(chē)維修與保養(yǎng)(2015年6期)2015-04-17 03:31:50
汽車(chē)維修與保養(yǎng)(2015年7期)2015-04-17 02:12:40
汽車(chē)維修與保養(yǎng)(2015年2期)2015-04-17 01:30:34
汽車(chē)維護(hù)與修理(2015年2期)2015-02-28 12:15:39
