殷冠賢, 謝曄源, 朱銘煉, 田　杰

(1. 南京南瑞繼保電氣有限公司, 江蘇省南京市 211102; 2. 智能電網(wǎng)保護(hù)和運(yùn)行控制國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 江蘇省南京市 211106)

0　引言

電壓源換流器型高壓直流輸電(VSC-HVDC)具有有功功率和無(wú)功功率快速獨(dú)立的控制、潮流反轉(zhuǎn)直流電壓極性不變、事故后快速恢復(fù)供電和提供交流電壓支撐等能力,是可再生新型能源并網(wǎng)、異步電網(wǎng)互聯(lián)、孤島供電和城市配電網(wǎng)的最優(yōu)選擇之一[1-7]。

目前VSC-HVDC應(yīng)用最為廣泛的拓?fù)涫悄K化多電平換流器(MMC),其中MMC閥是MMC的關(guān)鍵設(shè)備,MMC閥承受的電應(yīng)力普遍具有高電壓、大電流和強(qiáng)電磁等特點(diǎn),而MMC閥的電壓和電流不是常見(jiàn)的純交流或者純直流,而是交流和直流相互疊加。另外MMC直流雙極短路時(shí)MMC閥的電流應(yīng)力由穩(wěn)態(tài)時(shí)的交、直流相互疊加的電流轉(zhuǎn)換為交流系統(tǒng)三相短路電流疊加上MMC閥子模塊(SM)電容放電電流,而直流雙極短路是MMC最嚴(yán)重的故障之一[8-11]。并且高壓大容量是柔性直流輸電發(fā)展的方向,目前國(guó)內(nèi)正在計(jì)劃開(kāi)展±500 kV/3 000 MW柔性直流輸電工程,因此建立能夠等效呈現(xiàn)此類復(fù)雜應(yīng)力的試驗(yàn)方法和試驗(yàn)裝置,對(duì)高壓大容量MMC閥的安全可靠性考核及工程化應(yīng)用非常關(guān)鍵[12-20]。

文獻(xiàn)[21]介紹了兩種MMC閥的結(jié)構(gòu),并對(duì)這兩種MMC閥的部分試驗(yàn)內(nèi)容和試驗(yàn)應(yīng)力進(jìn)行了分析,但未給出試驗(yàn)回路和具體可實(shí)施的試驗(yàn)方法。文獻(xiàn)[22-23]分別給出了一種MMC閥的穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)拓?fù)?均采用了交流解耦直接電流控制方法,但都未能結(jié)合穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)應(yīng)力工況進(jìn)一步進(jìn)行暫態(tài)試驗(yàn)應(yīng)力的再現(xiàn)。文獻(xiàn)[24]分析了MMC閥過(guò)電流關(guān)斷和短路電流試驗(yàn)對(duì)應(yīng)的應(yīng)力,提出了一種短路合成試驗(yàn)方法,但是試驗(yàn)電路較為復(fù)雜,成本較高,并且MMC閥在開(kāi)始承受短路電流時(shí)并未處于解鎖狀態(tài),也未涉及MMC閥的開(kāi)關(guān)器件達(dá)到最高穩(wěn)態(tài)結(jié)溫狀態(tài)等考核。本文提出的合成試驗(yàn)方法及其電路拓?fù)?很好地解決了這個(gè)問(wèn)題,在換流閥穩(wěn)態(tài)運(yùn)行至熱穩(wěn)定時(shí),無(wú)延時(shí)注入帶直流偏置的短路大電流,因?yàn)樵贛MC閥閉鎖后開(kāi)關(guān)器件的結(jié)溫下降很快,所以該試驗(yàn)方法無(wú)延時(shí)的特點(diǎn)保證了注入短路大電流時(shí)換流閥開(kāi)關(guān)器件處于最高穩(wěn)態(tài)結(jié)溫狀態(tài)。文獻(xiàn)[8-11]對(duì)VSC-HVDC直流雙極短路進(jìn)行了理論分析,給MMC閥的暫態(tài)試驗(yàn)應(yīng)力分析提供了一定的理論基礎(chǔ)。

結(jié)合IEC 62501[25],本文根據(jù)MMC-HVDC換流閥的運(yùn)行機(jī)理,對(duì)換流閥的運(yùn)行特性、穩(wěn)態(tài)應(yīng)力和暫態(tài)應(yīng)力進(jìn)行了研究,提出了一種高結(jié)溫?zé)o延遲的VSC-HVDC合成試驗(yàn)方法及其電路拓?fù)?實(shí)現(xiàn)了MMC閥在注入帶直流偏置的短路大電流時(shí)處于最高穩(wěn)態(tài)結(jié)溫狀態(tài),從而實(shí)現(xiàn)了對(duì)MMC閥穩(wěn)態(tài)應(yīng)力和直流雙極短路暫態(tài)應(yīng)力的綜合考核。經(jīng)PSCAD仿真進(jìn)行了原理驗(yàn)證,并通過(guò)試驗(yàn)平臺(tái)進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證,結(jié)果證明了本文所提的試驗(yàn)方法及其電路拓?fù)涞目尚行院陀行浴?/p>

1　MMC閥的穩(wěn)態(tài)運(yùn)行應(yīng)力及穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)

1.1　MMC閥的穩(wěn)態(tài)運(yùn)行應(yīng)力

MMC拓?fù)淙鐖D1所示,有6個(gè)橋臂,每個(gè)橋臂由1個(gè)橋臂電抗器L0和M個(gè)功率子模塊組成的MMC閥構(gòu)成。在運(yùn)行時(shí),每個(gè)橋臂的MMC閥的端間電壓和橋臂電流均是帶有一定直流偏置的交流正弦量。MMC每個(gè)橋臂的MMC閥可以等效成1個(gè)交流源疊加1個(gè)直流源。

圖1　MMC拓?fù)銯ig.1　Topology of MMC

MMC閥的運(yùn)行特性在6個(gè)橋臂中具有對(duì)稱性，在不考慮諧波的情況下，以A相上橋臂為例，MMC閥的端間電壓upa和電流ipa分別為：

(1)

式中:Udc為直流電壓;Idc為直流電流;Ea為相單元內(nèi)部電動(dòng)勢(shì)有效值;ω為角頻率;β為upa和ipa的相位差;Ia為交流側(cè)電流有效值。

1.2　MMC閥的穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)

為節(jié)約試驗(yàn)成本和降低試驗(yàn)風(fēng)險(xiǎn),取MMC整流狀態(tài)下某個(gè)橋臂的MMC閥和MMC逆變狀態(tài)下某個(gè)橋臂的MMC閥,組成MMC閥穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)電路,兩者的橋臂電抗合并為試驗(yàn)回路的負(fù)載電抗。其中任意一個(gè)MMC閥中串聯(lián)子模塊的個(gè)數(shù)N根據(jù)實(shí)際需要來(lái)選取,根據(jù)IEC 62501的試驗(yàn)要求,最少選取N=5。如圖2所示[22-23],直流電源DC1為MMC閥穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)的有功損耗進(jìn)行補(bǔ)充,直流電源DC1的輸出功率支撐兩個(gè)MMC閥和電抗器內(nèi)阻等有功損耗,以保持MMC閥穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)系統(tǒng)的能量平衡。

圖2　MMC閥運(yùn)行試驗(yàn)回路Fig.2　Operational test circuit for MMC valves

假設(shè)MMC的1個(gè)橋臂包含的子模塊個(gè)數(shù)為M,對(duì)應(yīng)試驗(yàn)MMC閥包含的子模塊個(gè)數(shù)為N,則取兩個(gè)試驗(yàn)MMC閥的端間電壓為:

(2)

式中:Udc1為u1等效的直流電壓分量;Ea1為u1等效的交流電壓分量有效值;θ為u1和u2的相位差。

通過(guò)調(diào)節(jié)u1的角度和幅值,控制電流為:

(3)

2　MMC閥雙極短路故障分析及合成試驗(yàn)

2.1　MMC閥雙極短路故障分析

直流雙極短路故障是MMC最嚴(yán)重的故障之一,形成的短路電流及其通路如圖3所示。故障發(fā)生后,MMC未閉鎖之前,MMC閥中投入工作的子模塊電容通過(guò)子模塊上橋臂的絕緣柵雙極型晶體管(IGBT)向短路點(diǎn)釋放能量,此時(shí)電容放電電流為:

(4)

其中

式中:C0為子模塊的電容值;L0為橋臂電抗;Rsτ為短路回路的電阻;IL為故障時(shí)橋臂的初始電流;ωτ為放電回路振蕩角頻率。

(5)

對(duì)式(5)求導(dǎo),可得電容放電電流的最大斜率,結(jié)果正確反映出了實(shí)際的物理過(guò)程,即

(6)

根據(jù)目前的工程經(jīng)驗(yàn),疊加上交流系統(tǒng)饋入的故障電流,短路電流最大斜率一般為3～5 A/μs。

當(dāng)短路電流超過(guò)MMC閥過(guò)電流關(guān)斷值時(shí),MMC閉鎖,閉鎖后子模塊電容放電產(chǎn)生的電流通過(guò)橋臂電抗和子模塊下橋臂的反向并聯(lián)二極管續(xù)流,直至衰減至零。另外,MMC閉鎖后,交流側(cè)電網(wǎng)通過(guò)MMC閥中子模塊下橋臂的反向并聯(lián)二極管對(duì)短路點(diǎn)形成三相短路電流,直至交流側(cè)開(kāi)關(guān)跳開(kāi)。交流側(cè)開(kāi)關(guān)從故障到跳開(kāi)的時(shí)間是影響短路電流熱效應(yīng)大小的重要因素,一般約為100 ms,另外交流系統(tǒng)饋入的三相短路穩(wěn)態(tài)電流頻率和電網(wǎng)電源相同。

由式(5)可得短路電流的峰值為:

(7)

式中:Ifp為此時(shí)交流系統(tǒng)饋入故障電流的峰值。

短路電流應(yīng)力在6個(gè)橋臂中具有對(duì)稱性,取A相上橋臂的短路電流為例,通過(guò)MMC閥的短路電流如圖3所示,即子模塊電容放電及其后續(xù)通過(guò)橋臂電抗續(xù)流的電流和交流側(cè)電網(wǎng)對(duì)短路點(diǎn)形成的三相短路電流相疊加。由圖3可知,短路時(shí),相當(dāng)于在MMC閥的兩端并聯(lián)了1個(gè)直流源和1個(gè)交流源。

圖3　MMC閥雙極短路Fig.3　Bipolar fault of MMC valve

2.2　MMC閥合成試驗(yàn)

結(jié)合穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)電路和MMC閥的短路電流特性,提出了圖4中的試驗(yàn)回路。首先,直流電源DC2通過(guò)開(kāi)關(guān)S1給MMC閥預(yù)充電,接著,MMC閥穩(wěn)態(tài)運(yùn)行至開(kāi)關(guān)器件處于最高穩(wěn)態(tài)結(jié)溫狀態(tài),然后直流電源DC2通過(guò)S2給電容C1預(yù)充電,最后,開(kāi)通雙向晶閘管Tr1,電容C1中的能量開(kāi)始向電抗L1和L2釋放,當(dāng)電容C1中的能量全部轉(zhuǎn)移至電抗L1和L2上時(shí),電抗L1和電容C1等效為短路時(shí)的振蕩交流源,而電抗L2等效為短路時(shí)衰減的直流源,巧妙地利用儲(chǔ)能元件替代了試驗(yàn)所需的電流源,此時(shí)開(kāi)通晶閘管Tr2,即可往穩(wěn)態(tài)運(yùn)行中的MMC閥注入短路電流。

圖4　MMC閥的合成試驗(yàn)電路Fig.4　Synthetic test circuit of MMC valve

注入短路電流分三個(gè)階段,第一階段,開(kāi)通晶閘管Tr1時(shí),C1中向L1和L2釋放能量階段,經(jīng)過(guò)回路的電流為:

(8)

其中

式中:U0為電容C1預(yù)充電后的初始電壓;R1為第一階段放電回路電阻。

由式(8)可知當(dāng)電容C1中的能量全部轉(zhuǎn)移至電抗L1和L2上時(shí),回路的電流值達(dá)到:

(9)

式中:T1=π/(2ω1)為電容C1第一次放完電,即電容C1中的能量第一次全部轉(zhuǎn)移至電抗的時(shí)間。

第二階段,當(dāng)電容C1中的能量全部轉(zhuǎn)移至電抗L1和L2上時(shí),電容C1電壓為零,相當(dāng)于短路狀態(tài),此時(shí)開(kāi)通晶閘管Tr2,MMC閥中投入工作的子模塊電容通過(guò)上橋臂IGBT向電抗L1和L2放電,子模塊電容放電電流在極短的時(shí)間Δt內(nèi)急速上升至MMC閥過(guò)電流關(guān)斷值,MMC閥閉鎖即全部子模塊閉鎖。

1)在Δt內(nèi),電容C1電壓無(wú)限接近于零,即無(wú)限接近于短路狀態(tài),由拉普拉斯變換及其逆變換,可求得子模塊放電電流為:

(L1+L2)e-?21(t-T1)sin(ω21(t-T1))

(10)

其中

式中:Ni為晶閘管Tr2開(kāi)通時(shí)刻MMC閥正在投入工作的子模塊個(gè)數(shù);Uc為單個(gè)子模塊電容電壓;R21為第二階段放電回路電阻。

2)子模塊電容開(kāi)始放電的同時(shí),電抗L2中的能量路徑發(fā)生轉(zhuǎn)移,電抗L2通過(guò)MMC閥中子模塊下橋臂的反向并聯(lián)二極管進(jìn)行續(xù)流,電抗L2和MMC閥組成直流衰減回路,續(xù)流電流為:

(11)

其中

式中:R22為第二階段衰減回路電阻。

3)子模塊電容開(kāi)始放電的同時(shí),電抗L1、儲(chǔ)能電容C1和MMC閥組成交流振蕩回路,電抗L1的能量通過(guò)該回路繼續(xù)振蕩,振蕩電流為:

i23(t)≈

(12)

其中

式中:R23為第二階段振蕩回路電阻。

在這個(gè)階段主要考核MMC閥中子模塊的IGBT過(guò)電流是否可靠關(guān)斷。根據(jù)IEC 62501標(biāo)準(zhǔn),di/dt也是主要考核指標(biāo)之一,短路電流的最大斜率為:

(13)

第三階段,到T2時(shí)刻,關(guān)斷晶閘管Tr1,切斷交流振蕩回路,等效MMC直流雙極短路故障時(shí)交流側(cè)開(kāi)關(guān)的跳開(kāi),一般T2≈100 ms+T1,此時(shí)交流振蕩回路電流為:

i23(t)=0T2≤t

(14)

綜上所述,注入試驗(yàn)MMC閥的短路電流為:

(15)

可得短路電流峰值為:

(16)

由?1,?21,?22,?23可知:短路電流的衰減時(shí)間與回路電阻成反比,與電抗L1和L2成正比,為了讓短路電流衰減盡可能的緩慢,設(shè)計(jì)試驗(yàn)回路時(shí)應(yīng)盡量使得回路電阻盡可能小,若忽略回路電阻,短路電流峰值為:

(17)

可見(jiàn)試驗(yàn)回路的短路電流峰值與電容C1及其初始電壓U0成正比,與電抗L1,L2和L2/L1成反比。而短路試驗(yàn)過(guò)程中,對(duì)最大的電流斜率di/dt貢獻(xiàn)最大的為第二階段子模塊放電電流的斜率,其與該時(shí)刻投入的子模塊個(gè)數(shù)Ni和子模塊電壓Uc成正比,與電抗L1和L2成反比。雖然增大L1和L2的電抗值能減緩短路電流的衰減,但是會(huì)減小短路電流的峰值和di/dt,增大電容C1值及其初始電壓U0可提高短路電流峰值。

3　仿真及試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證本文提出的試驗(yàn)方法及其電路拓?fù)涞目尚行院陀行?搭建了EMTDC模型進(jìn)行仿真分析,并且實(shí)際搭建了一套完整的試驗(yàn)裝置。試驗(yàn)裝置和仿真模型參數(shù)設(shè)置一致,設(shè)置參數(shù)如下:兩個(gè)MMC閥參數(shù)一致,MMC閥子模塊數(shù)N=6,其中含1個(gè)熱備用冗余子模塊,子模塊的電容電壓Uc=2.4 kV,MMC閥直流電壓Udc/2=6 kV,調(diào)制比m=0.85,負(fù)載電抗L=5 mH,限流電抗L1=1 mH,L2=10 mH,電容C1=10 mF。設(shè)定穩(wěn)態(tài)試驗(yàn)電流指標(biāo):直流偏置Idc/3=1.05 kA,穩(wěn)態(tài)電流有效值Irms=2.1 kA。設(shè)定短路試驗(yàn)電流指標(biāo):峰值Isp≥35 kA,di/dt≥5 A/μs,t>100 ms,振蕩頻率f=50 Hz。

仿真結(jié)果如圖5所示,由圖5(a)可知MMC閥的端間電壓u2為帶直流偏置的六電平正弦階梯波,直流電壓Udc/2=6 kV。MMC閥的電流i為帶直流偏置的正弦波,直流偏置Idc/3=1.07 kA,穩(wěn)態(tài)電流有效值Irms=2.1 kA。穩(wěn)態(tài)電流主要由直流和基波組成,并且和u2反相位,該MMC閥處于逆變狀態(tài),對(duì)側(cè)MMC閥處于整流狀態(tài)。由圖5(b)可知，MMC閥在處于穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)無(wú)間隙注入帶直流偏置的短路大電流,電流峰值Isp=37 kA,最大di/dt≈8.5 A/μs,振蕩頻率f=50 Hz。MMC閥閉鎖后,短路電流通過(guò)子模塊下橋臂的反向并聯(lián)二極管繼續(xù)振蕩衰減,經(jīng)過(guò)100 ms后關(guān)斷晶閘管Tr1,切除短路振蕩回路,整個(gè)短路電流平方積I2t≈40 kA2·s。仿真結(jié)果和理論分析對(duì)比,不論是穩(wěn)態(tài)運(yùn)行階段還是直流雙極短路故障階段,都證明了本文提出的試驗(yàn)方法及其電路拓?fù)涞目尚行浴?/p>

圖5　MMC閥的高結(jié)溫?zé)o延遲合成試驗(yàn)仿真波形Fig.5　Simulation waveforms of MMC valves in undelayed synthetic test with high junction temperature

由實(shí)際搭建的試驗(yàn)裝置得到的試驗(yàn)結(jié)果如圖6所示。圖6(a)中的電流i由霍爾電流傳感器測(cè)量,可知穩(wěn)態(tài)時(shí)MMC閥的端間電壓u2和MMC閥的電流i均為帶直流偏置的正弦階梯波,且兩者同相,該MMC閥為整流狀態(tài),則對(duì)側(cè)MMC閥為逆變狀態(tài),MMC閥穩(wěn)態(tài)電流有效值Irms=2.1 kA,直流偏置Idc/3=1.06 kA,MMC閥直流電壓Udc/2≈6 kV。

圖6　MMC閥的高結(jié)溫?zé)o延遲合成試驗(yàn)應(yīng)力波形Fig.6　Stresses waveforms of MMC valves in undelayed synthetic test with high junction temperature

試驗(yàn)時(shí),MMC閥穩(wěn)態(tài)運(yùn)行至開(kāi)關(guān)器件處于最高穩(wěn)態(tài)結(jié)溫狀態(tài)時(shí),由穩(wěn)態(tài)狀態(tài)無(wú)延遲瞬時(shí)轉(zhuǎn)入短路狀態(tài),往MMC閥中注入帶直流偏置的短路大電流。由于短路電流超出霍爾量程,所以本文中使用羅氏線圈測(cè)量短路電流,短路電流i見(jiàn)圖6(b),可見(jiàn)短路電流為一個(gè)直流分量疊加一個(gè)交流分量,電流峰值Isp=36 kA,振蕩頻率f=50 Hz。約100 ms后,交流電流被切斷,等效實(shí)際系統(tǒng)中,直流雙極短路故障時(shí)交流側(cè)開(kāi)關(guān)跳開(kāi),直流分量隨著時(shí)間衰減至零,整個(gè)短路電流平方積I2t≈37 kA2·s。由于羅氏線圈無(wú)法準(zhǔn)確測(cè)量直流量,所以圖6(b)中穩(wěn)態(tài)電流部分測(cè)量值為純交流分量,而短路電流最終衰減至零時(shí),由于羅氏線圈在這瞬時(shí)時(shí)間量?jī)?nèi)存在偏磁狀態(tài)量,所以測(cè)量值為負(fù),其負(fù)值處實(shí)際值為0 A,可見(jiàn)實(shí)際產(chǎn)生的短路電流峰值比測(cè)量值大,短路電流的平方積的實(shí)際值也比測(cè)量值大。圖6(b)中的局部圖為短路發(fā)生時(shí)刻電流i的局部放大圖,此時(shí)投入工作的子模塊電容通過(guò)電抗L1和L2放電,最大di/dt≈8 A/μs。當(dāng)電流達(dá)到過(guò)電流關(guān)斷值時(shí),MMC閥閉鎖,此時(shí)MMC閥中子模塊電容放電電流通路由子模塊上橋臂的IGBT轉(zhuǎn)移至子模塊下橋臂的反向并聯(lián)二極管,電流轉(zhuǎn)移完成后,短路電流全部經(jīng)過(guò)MMC閥中子模塊下橋臂,直至短路電流衰減至零。試驗(yàn)結(jié)果和理論分析結(jié)果以及仿真結(jié)果對(duì)比證明了本文提出的試驗(yàn)方法及其電路拓?fù)涞挠行浴?/p>

4　結(jié)語(yǔ)

仿真和試驗(yàn)結(jié)果證明了本文提出的合成試驗(yàn)方法及其電路拓?fù)涞目尚行院陀行?為VSC-HVDC換流閥的安全可靠性及工程化應(yīng)用提供了有效的檢驗(yàn)手段,具有以下特點(diǎn)。

1)可以在換流閥穩(wěn)態(tài)運(yùn)行至開(kāi)關(guān)器件處于最高穩(wěn)態(tài)結(jié)溫狀態(tài)時(shí),無(wú)延時(shí)注入帶直流偏置的短路大電流,實(shí)現(xiàn)對(duì)VSC-HVDC換流閥穩(wěn)態(tài)應(yīng)力和直流雙極短路暫態(tài)應(yīng)力的綜合考核。

2)試驗(yàn)電路具有靈活性與多樣性,適應(yīng)不同的工程需求,調(diào)整試驗(yàn)電路的參數(shù)可實(shí)現(xiàn)對(duì)換流閥不同穩(wěn)態(tài)運(yùn)行工況的等效呈現(xiàn)。

3)對(duì)短路電流峰值和波形均可針對(duì)不同工程和科研需求進(jìn)行調(diào)節(jié),實(shí)現(xiàn)不同系統(tǒng)故障下大容量換流閥關(guān)鍵短路應(yīng)力的等效再現(xiàn)。

4)提出了較為簡(jiǎn)化的低成本試驗(yàn)電路拓?fù)?極大地降低了試驗(yàn)回路電源的需求,使得試驗(yàn)效率得到極大提升。

高壓大容量和架空線傳輸是VSC-HVDC換流閥今后發(fā)展的方向,將對(duì)VSC-HVDC換流閥的安全可靠性考核提出更高的要求,也將影響到今后VSC-HVDC合成試驗(yàn)方法研究的方向[12]。

[1] FLOURENTZOU N, AGELIDIS V G, DEMETRIADES G D. VSC-based HVDC power transmission systems: an overview[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2009, 24(3): 592-602.

[2] ERLICH I, FELTES C, SHEWAREGA F. Enhanced voltage drop control by VSC-HVDC systems for improving wind farm fault ride through capability[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2014, 29(1): 378-385.

[3] NANOU S I, PAPATHANASSIOU S A. Evaluation of control schemes for island VSC-HVDC links operating in parallel with AC interconnectors[C]// IEEE Manchester PowerTech, June 18-22, 2017, Manchester: 1-5.

[4] 潘垣,尹項(xiàng)根,胡家兵,等.論基于柔直電網(wǎng)的西部風(fēng)光能源集中開(kāi)發(fā)與外送[J].電網(wǎng)技術(shù),2016,40(12):3621-3629.

PAN Yuan, YIN Xianggen, HU Jiabing, et al. Centralized exploitation and large-scale delivery of wind and solar energies in West China[J]. Power System Technology, 2016, 40(12): 3621-3629.

[5] FELTES J W, GEMMELL B D, RETZMANN D. From smart grid to super grid: solutions with HVDC and FACTS for grid access of renewable energy sources[C]// IEEE Power and Energy Society General Meeting, July 24-29, 2011, San Diego, CA, USA: 6p.

[6] 管敏淵,張靜,劉強(qiáng),等.柔性直流輸電系統(tǒng)的聯(lián)網(wǎng)和孤島運(yùn)行通用控制策略[J].電力系統(tǒng)自動(dòng)化,2015,39(15):103-109.DOI:10.7500/AEPS20140313002.

GUAN Minyuan, ZHANG Jing, LIU Qiang, et al. Generalized control strategy for grid-connected and island operation of VSC-HVDC system[J]. Automation of Electric Power Systems, 2015, 39(15): 103-109. DOI: 10.7500/AEPS20140313002.

[7] 趙彪,趙宇明,王一振,等.基于柔性中壓直流配電的能源互聯(lián)網(wǎng)系統(tǒng)[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2015,35(19):4843-4851.

ZHAO Biao, ZHAO Yuming, WANG Yizhen, et al. Energy internet based on flexible medium-voltage DC distribution[J]. Proceedings of the CSEE, 2015, 35(19): 4843-4851.

[8] 張國(guó)駒,祁新春,陳瑤,等.模塊化多電平換流器直流雙極短路特性分析[J].電力系統(tǒng)自動(dòng)化,2016,40(12):151-157.DOI:10.7500/AEPS20150819005.

ZHANG Guoju, QI Xinchun, CHEN Yao, et al. Characteristic analysis of modular multilevel converter under DC pole-to-pole short-circuit fault[J]. Automation of Electric Power Systems, 2016, 40(12): 151-157. DOI: 10.7500/AEPS20150819005.

[9] 仉雪娜,趙成勇,龐輝,等.基于MMC的多端直流輸電系統(tǒng)直流側(cè)故障控制保護(hù)策略[J].電力系統(tǒng)自動(dòng)化,2013,37(15):140-145.

ZHANG Xuena, ZHAO Chengyong, PANG Hui, et al. A control and protection scheme of multi-terminal DC transmission[J]. Automation of Electric Power Systems, 2013, 37(15): 140-145.

[10] LI Bin, HE Jiawei, TIAN Jie, et al. DC fault analysis for modular multilevel converter-based system[J]. Journal of Modern Power Systems and Clean Energy, 2017, 5(5): 275-282.

[11] 王姍姍,周孝信,湯廣福,等.模塊化多電平換流器HVDC直流雙極短路子模塊過(guò)電流分析[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2011,31(1):1-7.

WANG Shanshan, ZHOU Xiaoxin, TANG Guangfu, et al. Analysis of submodule overcurrent caused by DC pole-to-pole fault in modular multilevel converter HVDC system[J]. Proceedings of the CSEE, 2011, 31(1): 1-7.

[12] 徐政,薛英林,張哲任.大容量架空線柔性直流輸電關(guān)鍵技術(shù)及前景展望[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2014,34(29):5051-5062.

XU Zheng, XUE Yinglin, ZHANG Zheren. VSC-HVDC technology suitable for bulk power overhead line transmission[J]. Proceedings of the CSEE, 2014, 34(29): 5051-5062.

[13] WESTERWELLER T, FRIEDRICH K, ARMONIES U, et al. Trans bay cable world’s first HVDC system using multilevel voltage sourced converter[C]// CIGRE Session, August 22-27, 2010, Paris, France: 1-7.

[14] WANG Puyu, ZHANG Xiaoping, COVENTRY P F, et al. Control and protection strategy for MMC MTDC system under converter-side AC fault during converter blocking failure[J]. Journal of Modern Power Systems and Clean Energy, 2014, 2(2): 272-281.

[15] YUAN Yubo, LI Peng, KONG Xiangping, et al. Harmonic influence analysis of unified power flow controller based on modular multilevel converter[J]. Journal of Modern Power Systems and Clean Energy, 2016, 4(4): 10-18.

[16] YANG Xiaofeng,XUE Yao,CHEN Bowei, et al. Reverse-blocking modular multilevel converter for battery energy storage systems[J]. Journal of Modern Power Systems and Clean Energy, 2017, 5(5): 652-662.

[17] MICHAEL B, BRIAN J. The ABCs of HVDC transmission technologies[J]. IEEE Power and Energy Magazine, 2007, 5(2): 32-44.

[18] WANG H, MA K W. IGBT technology for future high-power VSC-HVDC applications[C]// 12th IET International Conference on AC and DC Power Transmission (ACDC 2016), May 28-29, 2016, Beijing, China: 1-6.

[19] 李泓志,吳文宣,賀之淵,等.高壓大容量柔性直流輸電系統(tǒng)絕緣配合[J].電網(wǎng)技術(shù),2016,40(6):1903-1908.

LI Hongzhi, WU Wenxuan, HE Zhiyuan, et al. Insulation coordination for the high-voltage bulk power transmission VSC-HVDC systems[J]. Power System Technology, 2016, 40(6): 1903-1908.

[20] ALYAMI H, MOHAMED Y. Review and development of MMC employed in VSC-HVDC systems[C]// IEEE 30th Canadian Conference on Electrical and Computer Engineering (CCECE), April 30-May 3, 2017, London, UK: 1-6.

[21] 羅湘,湯廣福,查鯤鵬,等.電壓源換流器高壓直流輸電換流閥的試驗(yàn)方法[J].電網(wǎng)技術(shù),2010,34(5):25-29.

LUO Xiang, TANG Guangfu, ZHA Kunpeng, et al. Test methods of converter valves in VSC-HVDC power transmission[J]. Power System Technology, 2010, 34(5): 25-29.

[22] 吳亞楠,呂天光,湯廣福,等.模塊化多電平VSC-HVDC換流閥的運(yùn)行試驗(yàn)方法[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2012,32(30):8-15.

WU Yanan, Lü Tianguang, TANG Guangfu, et al. An operational test method for VSC-HVDC valves based on modular multi-level converters[J]. Proceedings of the CSEE, 2012, 32(30): 8-15.

[23] 鄭博文,王軒,趙東元,等.一種改進(jìn)的MMC換流閥運(yùn)行試驗(yàn)裝置及其控制策略[J].電網(wǎng)技術(shù),2014,38(9):2611-2616.

ZHENG Bowen, WANG Xuan, ZHAO Dongyuan, et al. An improved operational test device for MMC valves and its control strategy[J]. Power System Technology, 2014, 38(9): 2611-2616.

[24] 羅湘,湯廣福,查鯤鵬,等.合成試驗(yàn)方法在VSC-HVDC換流閥短路電流試驗(yàn)中的應(yīng)用[J].電網(wǎng)技術(shù),2010,34(7):9-13.

LUO Xiang, TANG Guangfu, ZHA Kunpeng, et al. Application of synthetic test method in short-circuit current tests for voltage source converter based high voltage direct current valves[J]. Power System Technology, 2010, 34(7): 9-13.

[25] Electrical testing of voltage sourced converter (VSC) valves for high-voltage direct current (HVDC) power transmission-electrical testing: IEC 62501[S]. Switzerland: International Electrotechnical Commission, 2014.

殷冠賢(1986—),男,通信作者,碩士,工程師,主要研究方向:柔性直流輸電技術(shù)。E-mail： yingx@nrec.com

謝曄源(1978—),男,碩士,高級(jí)工程師,主要研究方向:柔性直流輸電、柔性交流輸電和無(wú)功補(bǔ)償技術(shù)。E-mail: xieyy@ nrec.com

朱銘煉(1985—),男,碩士,工程師,主要研究方向:柔性直流輸電技術(shù)。E-mail: zhuml@ nrec.com