龐玉彬, 朱大賓， 霍群海， 尹靖元， 韋統(tǒng)振

(1. 中國科學院大學， 北京市 101408； 2. 中國科學院電工研究所， 北京市 100190；3. 北京精密機電控制設備研究所， 北京市 100076)

0 引言

柔性直流輸電技術作為一種新型輸電方式，與傳統(tǒng)交流輸電方式相比,在解決當今電網(wǎng)面臨的諸多問題上具有獨特的優(yōu)勢，具有良好的發(fā)展前景[1-4]。而模塊化多電平換流器(modular multilevel converter,MMC)以易于封裝的模塊化結構、良好的可擴展性與交流輸出電壓諧波性能、較低的開關頻率與損耗等優(yōu)點已經(jīng)受到世界范圍內(nèi)的認可[4-12]。適用于直流電網(wǎng)的直流故障保護成為發(fā)展直流電網(wǎng)的關鍵技術之一，然而目前適用于直流電網(wǎng)的保護原理尚有諸多關鍵技術有待突破，主要的技術難點包括故障的精準識別和快速隔離[13-14]。有文獻提出了不同的識別原理[13]；對于目前廣泛使用的半橋型MMC方案，雖然具有結構簡單、器件數(shù)量少、損耗低等優(yōu)點，但是其不能快速隔離直流側短路故障，并且由于直流電流沒有過零點，普通的交流斷路器難以滅弧而無法斷開直流故障[11,15-21]。直流故障電流如果采用斷開交流側斷路器等傳統(tǒng)保護方式切斷，就會導致系統(tǒng)恢復時間過長，嚴重影響了整個系統(tǒng)的可靠性[4,11,19-20]。

為了清除直流側故障，利用換流器本身的結構特點阻斷故障電流是一種有效地進行故障清除的途徑，該方法通過改進換流站本身拓撲結構與器件的脈沖觸發(fā)策略來阻斷故障電流，不需要斷開交流斷路器，并且能夠快速清除故障使系統(tǒng)恢復運行，同時具有對交流系統(tǒng)影響較小等優(yōu)點，非常適合暫態(tài)故障率高的架空線路[3-4,19,22]。文獻[4]分別從單個子模塊、橋臂、單相三個方面對MMC拓撲的優(yōu)化進行了研究。文獻[17]指出單個子模塊優(yōu)化能夠方便地將已有的換流站控制技術加以移植利用，整個換流站稍加改動就可以使換流站具備直流故障清除能力。文獻[21]介紹了MMC的拓撲結構和工作機理，并對拓撲結構進行了系統(tǒng)性的歸納總結。在子模塊拓撲方面，歸類分析了半橋子模塊拓撲、多電平子模塊拓撲、直接串聯(lián)的子模塊拓撲與鉗位型子模塊拓撲等多種拓撲。并對子模塊拓撲的絕緣柵雙極型晶體管(IGBT)數(shù)量、輸出電平數(shù)量、短路限流功能、設計與控制復雜度以及效率等技術特征做了總結、對比、分析。文獻[22-23]介紹了一種鉗位雙子模塊與半橋型子模塊的混聯(lián)方案，通過引入半橋型子模塊從而進一步減少了換流站的建設成本與損耗。但這種方案結構依然采用了鉗位雙子模塊，專利壁壘導致在中國的大規(guī)模工程應用受到限制[24]；同時鉗位雙子模塊中的兩個電容在反方向故障電流時等效并聯(lián)，與正方向故障電流時兩個電容等效串聯(lián)的情形阻斷能力差異較大；并且兩個電容存在并聯(lián)耦合性從而增加了控制和均壓的復雜度[4,18]。

本文提出了一種新型具有故障隔離能力的子模塊及混聯(lián)橋臂拓撲，該拓撲結構改善了基于鉗位雙子模塊柔性直流輸電直流側短路反向電流故障隔離能力。詳細介紹了新型子模塊拓撲的正常工作和阻斷機理，分析了其阻斷能力，設計了新型混聯(lián)型橋臂方案。并與鉗位雙子模塊和半橋型子模塊的混聯(lián)型方案進行對比分析，為MMC換流站的建設成本優(yōu)化提供了一種新的思路和方案，最后通過仿真和實驗驗證了該混聯(lián)型橋臂拓撲方案的可行性。

1 新型子模塊結構及工作原理

本文提出的新型子模塊：三電容鉗位型雙子模塊 (three capacitor clamping double sub-module,TCDSM)，其拓撲結構如圖1所示。電容C1上的電壓設為Uc，C2和C3兩個電容的電壓均設為Uc/2，正常模式時T5和T6兩個IGBT持續(xù)導通，提供橋臂電流通路，并且T5，T6和二極管D5，D6處在電容C1和C2的正負極之間，能夠實現(xiàn)三電容的串聯(lián)。直流故障發(fā)生后，所有IGBT均被閉鎖，故障電流通過二極管的續(xù)流作用將子模塊電容反向串入回路，從而實現(xiàn)故障隔離[4,17,25-26]。子模塊開關狀態(tài)與輸出電壓USM如表1所示[4,12,17,22-23,25-26]。其中，1表示開啟，0表示判斷。對子模塊的工作原理詳細分析可參見附錄A。

圖1 三電容鉗位型雙子模塊Fig.1 Double sub-module of three capacitor clamping

模式開關狀態(tài)T1T2T3T4T5T6USM正常閉鎖0110110101011Uc010111Uc1001112Uc0000002Uc(ISM>0)000000-1.5Uc(ISM<0)

2 混聯(lián)型MMC橋臂方案的對比分析

半橋型子模塊雖然不具備故障隔離能力，但是結構簡單、成本和可靠性均具有優(yōu)勢，不同類型子模塊組成的混聯(lián)型橋臂方案能夠綜合各種子模塊的優(yōu)勢，使換流站的性能指標得到進一步改善[17,25]。本文在相同條件下分別對TCDSM和半橋型子模塊組成混聯(lián)型換流站橋臂方案1與鉗位雙子模塊和半橋型子模塊組成的新型換流站橋臂方案2進行對比分析。

為了確定混聯(lián)型橋臂中各個子模塊的數(shù)量關系，假設方案1每個橋臂由m個TCDSM和n個半橋型子模塊構成，方案2每個橋臂由x個電容鉗位型雙子模塊(CDSM)和y個半橋型子模塊構成。則m，n和x，y應當滿足如下關系[17-18,20]：

Uc(2m+n)=Udc

(1)

Uc(2x+y)=Udc

(2)

式中：Udc為換流站直流側總電壓；Uc為子模塊中電容電壓。

假設各子模塊電容電壓在實際換流站控制策略下保持穩(wěn)定，當直流側檢測到故障并閉鎖所有觸發(fā)脈沖，若以UBeq1和UBeq2分別表示方案1、方案2的單個橋臂所有串入故障回路的電容電壓之和。則閉鎖后根據(jù)電流方向的不同，UBeq1和UBeq2如式(3)和式(4)所示[17,25]。

(3)

(4)

式中：iF為閉鎖后橋臂上的故障電流。

以AB相為例，類似于TCDSM，混聯(lián)橋臂閉鎖后故障電流的路徑同TCDSM，也可分為3種(參見附錄A圖A2)，則路徑1，2，3對應的方案1所有串入故障回路的電容電壓之和分別為Ueq11，Ueq12，Ueq13；方案2為Ueq21，Ueq22，Ueq23，則[17,25]

(5)

(6)

若要兩種方案在三種路徑下均具有相同的阻斷能力，則有[17-18,25]

(7)

由式(3)至式(7)可得:

(8)

對于兩種方案使用半導體器件數(shù)量見表2。對于兩種方案的器件成本和損耗分析可參見附錄B。

表2 兩種方案使用半導體器件數(shù)量對比Table 2 Quantity comparison of semiconductor devices in two cases

對于方案1，如果在三種不同路徑下的換流站均具備故障隔離能力，則需要三種路徑的Ueq11，Ueq12，Ueq13均大于線電壓UAB的峰值Um[17,25]，即

min(Ueq11,Ueq12,Ueq13)>Um

(9)

將式(5)代入式(9)，可以求得使換流站能夠實現(xiàn)直流側故障隔離時各橋臂所需TCDSM的數(shù)量m為：

(10)

利用已知的的調(diào)制比參數(shù)k，可以得到換流站Um與Udc的關系為[17]：

(11)

結合式(1)、式(10)、式(11)，可以求出m和n的值[17]，即

(12)

3 仿真和實驗驗證

本文在PSIM仿真軟件中分別搭建了方案1和方案2的換流站背靠背仿真模型，模擬了換流站直流側雙極短路故障隔離暫態(tài)過程。方案1換流站參數(shù)為：交流線電壓UL=1 800 V，頻率為50 Hz，直流母線電壓Udc=3 kV，每個橋臂中TCDSM與半橋型子模塊的總量為2m+n，半橋型子模塊電容電壓和TCDSM中電容C1電壓初始值均為500 V，電容值為10 mF，TCDSM中電容C2和C3電壓初始值均為250 V，電容值為20 mF，橋臂電感50 mH。方案2換流站每個橋臂中CDSM與半橋型子模塊的總量為2x+y，CDSM與半橋型子模塊中電容電壓初始值均為500 V，電容值均為10 mF，換流站其他參數(shù)與方案1相同。

將UL和Udc的值代入式(11)，可以求出調(diào)制比k=0.98。將k代入式(12)，可以求得m=1.7，為了保證換流站能夠阻斷故障電流，應取m=2，便求出使模擬換流站具備直流側故障隔離能力時每個橋臂所需的TCDSM數(shù)量為2，并據(jù)此可求出半橋型子模塊的數(shù)量為2；根據(jù)式(8)可得x=3，y=0[17]。在仿真過程中假設在1 s時刻發(fā)生直流側雙極短路故障，故障發(fā)生后，傳感器及通信延時設置為2 ms，故障清除后，在1.03 s處讓換流站重新投入運行[17]。

圖2為兩種方案短路過程中直流側暫態(tài)電流，在1 s處發(fā)生故障后交流側電源通過故障回路饋入電流的同時子模塊電容通過故障回路放電，所以Idc的值迅速上升，至1.002 s處換流器閉鎖，由于子模塊電容的反向串入，故障電流開始減小直至為0。由波形可知，方案1在閉鎖后阻斷短路電流的時間更短，這是由于方案2中一部分CDSM中的兩個電容在電流回路中呈現(xiàn)并聯(lián)，從能量守恒角度而言，兩個電容并聯(lián)連接減少了閉鎖后單個模塊電容電壓的上升幅度，進而減弱了阻斷能力，驗證了方案1在直流側發(fā)生雙極短路故障時具有更好的阻斷能力。

圖2 方案1和2短路過程中直流側暫態(tài)電流Fig.2 Waveforms of DC side transient current during short circuit of case 1 and 2

圖3所示兩種方案下交流側三相電流在換流站重新啟動投入后均迅速恢復正常。換流站在故障清除后平穩(wěn)地恢復到故障前的工作模式，進一步驗證了方案1換流站同方案2一樣能夠在故障清除之后自啟動重新投入，實現(xiàn)了直流暫態(tài)短路故障的穿越功能。

圖3 方案1和2故障穿越過程三相并網(wǎng)電流波形Fig.3 Waveforms of three-phase grid-connecting current during fault crossing of case 1 and case 2

對于方案1中TCDSM仿真中二極管的承受電壓波形可參見附錄C。

為進一步驗證提出拓撲的可行性，搭建了背靠背換流站實物縮小版實驗平臺。每個子模塊采用可插拔式板卡設計。交流相電壓有效值為180 V，橋臂電感為30 mH，子模塊控制周期為100 μs，換流站直流母線電壓為480 V；附錄D圖D1為換流站穩(wěn)態(tài)運行電流波形,電流測量變比為10 A/4 V，通道1為直流母線電流波形，通道2和3為交流側電流波形。附錄D圖D2為直流母線正負極短路時故障阻斷波形，電流測量變比和每個通道示意和圖D1一致。

附錄D圖D1可以看出，換流站穩(wěn)態(tài)工作時，直流母線電流和交流兩相電流運行穩(wěn)定。圖D2為直流母線短路瞬間，直流母線電流和兩相交流電流波形，可以看出，短路時直流母線電流和交流兩相電流迅速增大，短路電流觸發(fā)保護封鎖所有子模塊脈沖，子模塊阻斷功能工作，隨著阻斷子模塊電容電壓不斷充電升高，直流短路電流和交流短路電流迅速被抑制，直流母線短路電流和交流側電流最終都降為0，證明了提出拓撲直流母線故障阻斷能力。

4 結語

本文提出了一種新型具有故障隔離能力的子模塊拓撲和基于該子模塊和半橋型子模塊組成的新型混聯(lián)型橋臂方案。通過理論分析、仿真和實驗結果表明，新型拓撲與鉗位雙子單元拓撲相比，在不顯著增加成本的情況下，改善了基于鉗位雙子單元模塊MMC柔性直流輸電直流側短路反向電流的故障隔離能力；新型混聯(lián)型橋臂方案在不犧牲阻斷能力和顯著增加運行損耗的前提下，優(yōu)化了換流站建設成本，新型子模塊拓撲與混聯(lián)型橋臂方案為架空線應用于柔性直流輸電領域提供了一種新的思路和方案。

針對提出拓撲的工程實用性問題擬開展更深入的研究。隨著各種架空線方案新型子模塊不斷涌現(xiàn)，下一步計劃針對不同類型子模塊進行分類研究，綜合分析不同類型子模塊組成的混聯(lián)橋臂換流站性能，并對各種新型換流站拓撲開展定量的性能分析，為不同應用場合架空線方案柔性直流輸電適配拓撲選擇提供有益的參考。

附錄見本刊網(wǎng)絡版(http://www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx)。