楊炳元，楊志勇，任永峰，楊?帥，康海珍

交直流混聯(lián)系統(tǒng)協(xié)調控制下的故障特征分析

楊炳元1，楊志勇1，任永峰1，楊?帥2，康海珍1

(1. 內蒙古工業(yè)大學電力學院，呼和浩特 010051；2. 內蒙古電力經(jīng)濟技術研究院，呼和浩特 010090)

交直流混聯(lián)電網(wǎng)場景下交直流線路發(fā)生短路會產生新的故障特征．為此，構建了永磁直驅風電經(jīng)柔性直流并網(wǎng)的交直流混聯(lián)系統(tǒng)模型，系統(tǒng)的協(xié)調控制有助于提升其故障穿越能力，保障其安全穩(wěn)定運行．故而，在借助于直流斷路器(DCCB)、卸荷電阻以及改進的模塊化多電平換流器(MMC)控制策略基礎上，提出一種無需換流站間通信的交直流故障穿越協(xié)調控制方案，進而探討了不同因素對故障特征的影響．研究結果表明：交流并網(wǎng)聯(lián)絡線故障時，MMC具有非線性、幅值受限和輸出電流受控于電壓等特征的電源輸出特性；當發(fā)生不對稱短路故障時，故障線路柔直側的負序電流可被完全抑制；當并網(wǎng)點電壓三相有效值跌落到0.9p.u.以下時，MMC優(yōu)先發(fā)出無功功率；當直流系統(tǒng)不平衡功率積累出現(xiàn)直流過電壓現(xiàn)象時，在主從電壓裕度控制策略起主要作用下僅三相短路故障導致直流電壓超過1.05p.u.，此時風場側MMC憑借降壓法及卸荷電阻的投切可使直流電壓控制在1.05～1.10p.u.范圍內.針對直流故障時的低電壓問題，采用就地檢測就地保護的故障隔離方案實現(xiàn)了5～6ms切除直流故障．最后，通過RTDS仿真實驗驗證了該交直流故障穿越方案的有效性，證實了此控制方案下故障特征與理論分析結論的一致性．

交直流混聯(lián)系統(tǒng)；模塊化多電平換流器；故障穿越協(xié)調控制；故障特征；RTDS仿真實驗

目前，人們對模塊化多電平換流器(modular multilevel converter，MMC)的研究主要集中在拓撲結構、控制和應用等方面[1]．其中半橋式(half bridge，HB)換流器技術得到了商業(yè)化應用，但該結構換流器無法隔離直流故障[2]．

文獻[3]提到對于柔直交流送出線路發(fā)生故障時，換流站呈現(xiàn)電流源特性．由文獻[4-5]可知，逆變電源具有限幅和非線性的輸出特性且逆變電源不同的控制策略也影響著其背景下交流線路的故障特性．文獻[6]給出了故障期間MMC輸出電流通用表達式，并分析比對了柔直側和電網(wǎng)側電流相位差角的變化規(guī)律．本文結合所用控制策略，推導了交流并網(wǎng)聯(lián)絡線故障電流的表達式，分析了影響電流幅值和相位的因素，進而分析電壓、功率和阻抗等電氣量的故障特征．

柔性直流輸電系統(tǒng)具有低阻尼特性，直流線路發(fā)生故障時，子模塊電容快速放電，故障電流迅速上升，且呈陡增態(tài)勢，嚴重影響了系統(tǒng)的安全性和可靠性[7]．文獻[8]驗證了混合直流斷路器(hybrid DC circuit breaker，DCCB)的開斷能力，給出了其跳閘后故障特征，并提到了隨著控制策略和保護的升級，DCCB必將在直流電網(wǎng)中扮演不可或缺的角色．本文通過將換流站模型簡化為RLC等效電路，建立了二階數(shù)學模型[9-10]，對直流電網(wǎng)故障特征進行了理論分析和仿真驗證．

文獻[11]提到維持直流電壓穩(wěn)定的關鍵在于確保供電端和受電端的功率平衡．對于交流故障穿越，引起直流輸電線路能量累積，可通過優(yōu)化MMC控制策略解決該情況下過電壓的問題，如：①通過優(yōu)化MMC電容均壓調制策略，實現(xiàn)不對稱故障時的換流站間的能量均衡[12]；②為保證逆變站有功功率輸出，在交流故障期間不使能環(huán)流抑制，降低橋臂電流峰值，增大橋臂電流暫態(tài)變化裕度，提高MMC-HVDC故障穿越能力[13]；③風場側MMC因具有交流電壓控制能力和頻率控制能力，可分別通過降低風場側軸電壓參考值[14]和提高風場側頻率[15]，降低風電輸入MMC-HVDC的有功功率；④通過有功功率控制器進行協(xié)調控制，自動限制風力發(fā)電，避免MMC-HVDC線路過載[16]．針對上述問題以及交直流故障穿越引起全功率變換器直流電容電壓升高的問題，也可通過安裝硬件設備解決，如：文獻[17]給出了適用于各種風電運行工況的泄能電阻阻值參數(shù)和投切控制策略，以避免直流系統(tǒng)閉鎖．而對于直流故障穿越，直流輸電線路電壓迅速跌落，可通過快速檢出故障利用DCCB快速隔離故障來解決該情況下的低電壓問題，故本文給出一種就地檢測就地保護的故障隔離方法．最后，本文以提高基于MMC的多端柔性直流輸電系統(tǒng)(multi-terminal flexible DC transmission system based on modular multilevel converter，MMC-MTDC)交直流故障穿越能力為目標，結合控制策略和硬件設備，設計了適用于交直流混聯(lián)系統(tǒng)的故障穿越協(xié)調控制策略，并基于該策略研究了該策略下交直流線路的故障特征．

1?并網(wǎng)拓撲及控制策略

圖1為永磁直驅風電經(jīng)柔性直流并網(wǎng)的交直流混聯(lián)系統(tǒng)拓撲．

圖中WFMMC和GSMMC2是送端換流站，GSMMC1是受端換流站．M、N側分別為交流并網(wǎng)聯(lián)絡線L1的柔直側和電網(wǎng)側，M點為并網(wǎng)點．大型永磁直驅風場經(jīng)主變壓器將電能從WFMMC送入MMC-MTDC，并在GSMMC1端口處與GSMMC2送入的電能匯集，通過GSMMC1并入交流電網(wǎng)．為提高系統(tǒng)故障穿越能力，直流系統(tǒng)引入了DCCB、卸荷電阻1、2．

MMC基本控制為PQ解耦控制，每個MMC有兩個控制裕度，圖2給出了MMC內外環(huán)控制器結構圖．故而，在圖1中WFMMC控制風場側的交流電壓幅值和頻率，為永磁同步發(fā)電機組提供穩(wěn)定的集電系統(tǒng)；GSMMC2進行定有功功率和定無功功率的控制；GSMMC1進行定直流電壓和定無功功率的控制．站域級控制采用主從電壓裕度控制策略，GSMMC1為主控站，GSMMC2和WFMMC為從控站．dc2為GSMMC2端口直流電壓，設dc.lim為直流電壓上限值，為避免電壓波動而引起主從站反復切換，dc2通過二階濾波器得到dc2pu.ctl信號，當檢測到dc2pu.ctldc.lim，立刻進行主從站角色的轉換．

圖1?交直流混聯(lián)系統(tǒng)拓撲

圖2?內外環(huán)控制器結構框圖

2?交直流故障穿越控制方案

2.1?交流故障穿越協(xié)調控制方案

當交流系統(tǒng)L1線路發(fā)生故障時，并網(wǎng)點電壓跌落，MMC輸出電流迅速達到限幅值，各換流站間累積不平衡功率，致使直流電壓上升．

對于故障時交流系統(tǒng)低電壓問題，采取無功優(yōu)先控制策略通過向電網(wǎng)注入無功電流支撐電網(wǎng)電壓恢復；采取抑制負序電流控制策略以保護電力電子器件，降低直流系統(tǒng)二倍頻的波動．

對于故障時直流系統(tǒng)過電壓問題，在主從站間有功功率協(xié)調控制下降低GSMMC2輸入功率，故障嚴重時甚至將該站轉變?yōu)槟孀冋酒胶夤β?；當WFMMC端口直流電壓WF.pu超過dc.lim，通過投切降壓法和卸荷電阻1，將直流電壓抑制在一定的范圍內．假定故障期間，風速不變，風場捕獲的能量不變，送入MMC-MTDC有功功率減少，而導致全功率變換器直流電容電壓上升．當直流電容電壓上升到超過閾值，投入卸荷電阻2．

方案中降壓法可按下式對WFMMC交流電壓參考值acref的控制進行改進

式中：＝acref/(max－dc.lim)；dref為交流軸電壓參考值；max為直流電壓最大值．

方案中卸荷電阻1阻值計算式[18]為

式中Δmax為最大不平衡功率．

2.2?直流故障穿越協(xié)調控制方案

因HB-MMC不具備隔離直流故障的能力，當MMC-MTDC直流線路故障發(fā)生時，直流電壓迅速下降為0，故障過程分為3個階段[19]：①MMC未閉鎖，電容放電；②MMC閉鎖前，橋臂電抗和交流系統(tǒng)向故障點饋入電流；③MMC閉鎖后，僅余交流系統(tǒng)向故障點饋入電流．為此，本文采用可迅速切斷故障電流，保證斷路器機械開關無弧分斷的混合式DCCB，實現(xiàn)方法可參見文獻[20]．

對于直流線路發(fā)生故障時的低電壓問題，采取就地檢測就地保護的策略，通過檢測直流線路兩端的電流方向是否均指向DCCB保護區(qū)域，且流經(jīng)DCCB電流是否超過正常電流最大值的兩倍(或變化量為兩倍)，來判斷該條直流線路是否發(fā)生直流故障．該策略既滿足了DCCB的速動要求，也可在 MMC閉鎖前完成故障線路隔離，保證未故障直流線路快速恢復正常運行狀態(tài)．故障期間，由于WFMMC向MMC-MTDC輸入功率下降，可能造成全功率變換器直流側電容過電壓，這部分處理方法與交流故障穿越方案相似，不再贅述．

3?交直流故障特征理論分析

3.1?交流故障特征理論分析

3.1.1?MMC輸出電流

由MMC的工作原理和PLL的作用(輸出故障前并網(wǎng)點電壓相位)，換流站輸出相位以M側保護安裝處電壓相位為參考值．在采用無功優(yōu)先控制策略下，MMC輸出、軸電流參考值可表示為

式中：rms為并網(wǎng)點三相電壓有效值；lim為限幅器輸出電流限制值．

在抑制負序電流策略和接線方式為YN，d11的聯(lián)接變壓器影響下，有

采用限幅器后，MMC實際輸出電流幅值為

由以上公式可得，MMC輸出電流可表示為

式中為短路電流與MMC出口處電壓的夾角，＝arctan(-Q/P)．

由式(7)可知，并網(wǎng)交流聯(lián)絡線L1故障時GSMMC1輸出電流為受控于電壓具有非線性、幅值受限、無負序電流分量特性的三相交流電流．

3.1.2?發(fā)生接地故障的故障特征分析

以A相接地為例，初相角A0，若以其他相為例，B＝-2π/3，C＝2π/3．

A相接地故障點各序電流為

M、N側三序電流分量參考電流表達式為

M、N側故障電流分別為

3.1.3?發(fā)生短路故障的故障特征分析

以AB兩相短路故障為例．N側只有正序與負序，M側僅有正序．故障點只有正序、負序的電壓、電流分量．M側故障相電流為

根據(jù)第3.1.2節(jié)分析，故障點負序電流主要由N側提供，N側正序電流比M側電流大．由該故障邊界條件，N側非故障相電流表達式為

可得

由以上公式推導可得如下結論：①在抑制負序電流控制策略作用下，柔直系統(tǒng)向故障點提供的負序電流近乎為零；②在限幅器的作用下，MMC輸出的故障電流幅值與額定電流幅值相差不大；③M側故障電流各序分量的幅值和相角與變壓器接線方式、系統(tǒng)線路參數(shù)、故障類型、過渡電阻大小、故障位置、有功和無功參考值等諸多因素密切相關．

3.2?直流故障特征理論分析

極間短路是直流側最嚴重的故障，分析在時刻發(fā)生極間短路故障的直流側故障特征，MMC閉鎖前電容放電等效回路如圖3所示．

圖3?MMC閉鎖前電容放電等效回路

圖3中，eq＝60/，eq＝20/3＋21＋f，eq＝20/3＋2dc．為子模塊電容，為投入子模塊數(shù)量，eq為放電回路等效電容；0為橋臂電阻，1為直流線路電阻，f為故障過渡電阻，eq為放電回路等效電阻；0為橋臂電抗，dc為平波電抗器電感，eq為放電回路等效電感．

直流線路故障短路電流主要為子模塊電容放電電流，且由于子模塊電容、限流電感特性，故障發(fā)生時的初始條件為

由等效放電回路可得

由式(16)、(17)可解得直流側短路電流、電壓為

當設有DCCB時，經(jīng)過故障檢測和換流時間1后，短路電流才經(jīng)耗能支路，迅速衰減為0．整個階段，短路電流峰值為(1-)．經(jīng)時間2后，短路電流下降為0，1～2過程直流電壓可表示為

由MMC工作特性可知，以A相上橋臂電流pa為例，電流構成為

式中：dc為直流電流；a為MMC交流側電流．

式中：為調制比(模型中為0.89)；dc為直流功率；為MMC交流側功率因數(shù)角；dc為直流電壓；dc為直流電流；am為MMC交流側電流的幅值．

由式(21)可得，MMC交流側電流的幅值為

由式(20)～(22)可得，橋臂電流最大值pa.max為

式中：dc.max＝(2 0eq/eq＋2 0)?；arm.lim為橋臂電流限制值．限流電抗需滿足系統(tǒng)動態(tài)響應時間0的要?求，則

可根據(jù)系數(shù)設計要求選擇合適的dc，滿足系統(tǒng)動態(tài)響應時間要求和快速隔離直流故障避免MMC閉鎖的要求．

4?仿真驗證

為驗證故障穿越方案有效性，基于RTDS搭建了如圖1所示的仿真模型．WFMMC、GSMMC1、GSMMC2額定功率分別為250MW、400MW、150MW，MMC-MTDC額定直流電壓為±200kV. GSMMC1子模塊數(shù)量為200，子模塊額定電壓為2kV，橋臂電流額定值為1kA．1線路額定交流電壓為220kV，線路正序阻抗為取0.076+j0.338Ω/km，零序阻抗為0.284＋j0.824Ω/km，N側所連接交流系統(tǒng)等值阻抗為5.000＋j7.798Ω/km，聯(lián)接變壓器漏抗為0.18．取Δmax為250MW，dc.lim為1.05p.u.．取1為705.6Ω，2為35.3Ω．根據(jù)式(23)～(24)，dc選為400mH．考慮本文目的是為獲得詳細的故障特征數(shù)據(jù)，故障起始時刻均設為0.25s，且均為永久性故障.

4.1?交流故障穿越策略可行性驗證

三相短路故障為最嚴重的故障，故通過設置線路L1中點處發(fā)生三相短路故障，來驗證交流故障穿越控制策略的有效性．

圖4給出了各MMC的傳輸功率、WFMMC端口電壓WF.pu、主從控制信號dc2pu.ctl、卸荷電阻觸發(fā)信號dc1和dc2以及全功率變換器電容電壓dc.pu的仿真結果．其中，在故障后0.1sMMC1下降至接近0的水平，GSMMC1閉鎖．WF.pu在0.28s超過閾值1.05p.u.，降壓法作用后WFMMC降低了約40MW；自0.28s開始卸荷電阻1在dc1脈沖信號作用下反復投切消耗了約100MW；自0.32s開始2在Tdc2脈沖信號作用下反復投切消耗了約50MW，將WF.pu抑制在1.0～1.1p.u.范圍內波動．在站間有功功率協(xié)調下，GSMMC2逐步由送入有功功率調整為送出有功功率，控制信號dc2pu.ctl在0.38s達到主從站切換動作閾值，實現(xiàn)主從站平穩(wěn)過渡．整個過程中，MMC-MTDC直流電壓以及全功率變換器直流電容電壓的波動范圍均未超過1.1p.u.，且風場輸出功率并未受大的影響．

圖4?三相短路下直流系統(tǒng)故障特征

4.2?交流側故障特征分析

圖5?GSMMC1輸出特性曲線

圖6?A相接地短路故障特征

(1) 當發(fā)生金屬性接地故障時，M側零序阻抗角逐漸穩(wěn)定為77°，A、B相電流幅值增大，C相幅值減?。籄相超前B、C相約38°，BC兩相近似同相；故障相電流零序分量占優(yōu)，正序次之．M側保護安裝處故障相電壓下降為0.24p.u.，三相電壓相位差互為120°．

(2) N側由于連接交流電網(wǎng)，且由式(9)～(10)以及M側保護安裝處故障電流特征，可以推得N側保護安裝處負序電流分量應略大于正序．且在系統(tǒng)參數(shù)影響下，A相電流正序分量相位由-180°逐漸穩(wěn)定在96.8°，負序、零序電流相位亦穩(wěn)定在75.9°．因此，N側三相電流的幅值呈現(xiàn)A、B相幅值上升，C相幅值減小，且A相幅值最大，遠大于B相的特性；三相電流的相位關系呈現(xiàn)為A相與B、C相近乎反向的特性；故障相三序分量，呈現(xiàn)負序略高于正序分量，零序最小的特性．故障相電壓下降為0.7p.u.，三相電壓相位差互為120°．

由于無功優(yōu)先策略影響，MMC輸出軸電流和軸電流分別在1.07p.u.、0.18p.u.左右波動．變壓器閥側電流tr上升為限幅值1.1p.u.、變壓器閥側A相電壓tr下降為100kV，GSMMC1功率降低約50MW．單相接地故障保護安裝處測量阻抗元件采用相電壓零序電流補償?shù)南嚯娏髯杩估^電器接線方式．當發(fā)生A相金屬性接地故障時，M側和N側保護安裝處測量阻抗模值均不斷減小，阻抗角趨于90°，測量阻抗最終落于復阻抗平面的上半平面，呈感性．

對M側A相電流和MMC1進行諧波分析發(fā)現(xiàn)，故障相電流以50Hz工頻分量為主，含有少量的非整次諧波；MMC1以直流量為主，含有由故障點負序電壓和交流正序電流產生的少量二次諧波．

為了分析驗證過渡電阻大小和故障點位置對M、N側保護安裝處故障特征的影響．假設L1線路發(fā)生AB兩相短路接地故障，圖7中僅給出A相的故障特征．首先，在故障點位置處于L1線路中點時，對比5Ω、10Ω、100Ω過渡電阻下發(fā)生故障時A相的故障特征，如圖7(a)～(c)所示．當發(fā)生經(jīng)過渡電阻接地故障時，隨著過渡電阻阻值的增大，零序電流隨之減??；當經(jīng)高阻接地時，零序電流近乎為零．M、N側三序阻抗角(除M側負序)隨過渡電阻增大而減?。浯?，分別對比了N側保護安裝處到M側保護安裝處全線長的10%、90%處發(fā)生故障時A相的故障特征，如圖7(e)～(f)所示．故障點越靠近MMC，MMC提供的短路電流越大，零序占比越大．

由于篇幅所限，此處對相間短路故障不再詳細分析．假設交流線路L1中點處發(fā)生AB兩相短路故障，故障特征如圖8所示．

圖7?AB相短路接地故障不同因素對A相故障特征的影響

圖8?AB相間短路的故障特征

4.3?直流側故障穿越可行性及其直流故障特征分析

假設如圖1所示L2線路靠近GSMMC1處發(fā)生極間短路故障，故障起始時刻為0.25s，進行直流系統(tǒng)故障穿越策略可行性分析以及直流側故障特征研究，如圖9所示．

圖9?兩極短路直流系統(tǒng)故障特征

發(fā)生故障后，DCCB可快速動作隔離故障，且在定直流電壓等控制策略的協(xié)調下，L3線路所受影響相對較?。收掀陂g，L3線路兩側電壓下降幅度較小，并在故障隔離后恢復±200kV直流電壓等級，風場傳輸功率基本穩(wěn)定，風電場全功率變換器電容電壓小于1.05p.u.．且在整個動作過程中，GSMMC2流向短路點電流dc最大值僅為1.7kA，小于GSMMC1閉鎖閾值2.0kA，MMC不會閉鎖．由此，證明了本文所提的直流故障穿越策略的有效性．

在直流系統(tǒng)未裝設直流斷路器發(fā)生兩極短路故障時，對故障過程MMC饋入的短路電流組成進行分析，如圖10所示．階段1：MMC子模塊閉鎖前主要由電容放電電流和交流系統(tǒng)饋入的短路電流組成，在故障后6ms電容放電完畢短路電流達到峰值；階段2：MMC閉鎖后主要由電抗器續(xù)流電流和交流系統(tǒng)饋入的短路電流組成，故障后約0.256s續(xù)流電流衰減為0；階段3：僅交流系統(tǒng)向故障點提供短路電流，達到新穩(wěn)態(tài)．

圖10?兩極短路故障MMC動作階段特征

發(fā)生兩極短路故障時，如圖11(a)所示，當未裝設DCCB時，文獻[21]提到此時交流故障特征應與三相短路時相似，但從變壓器閥側電壓、電流幅值變化來看，直流故障對交流側的影響甚至大于三相短路，、軸電流越限，致使交流系統(tǒng)饋入的短路電流過大，嚴重威脅到了MMC的安全運行．同時觀察M側保護安裝處的各項特征，電壓幅值下降為106kV左右，電流幅值上升近2.6倍，且在暫態(tài)過程出現(xiàn)了較大的負序分量；M側A相測量阻抗在復平面中由第四象限變化到第三象限，阻抗模值不斷減小，呈容性；M側AB相間測量阻抗變化規(guī)律與上述類似，最終落于第四象限，呈容性．

如圖11(b)所示，DCCB迅速隔離直流故障，變壓器閥側電壓tr幅值基本未發(fā)生變化，但導致了GSMMC1功率缺額而使得軸電流下降為0.65p.u.左右．同時觀察M側保護安裝處的各項特征，電壓幅值基本沒變，電流幅值下降，且三序分量可認為僅含正序分量，M側A相以及AB相間測量阻抗都在第一和第四象限變化，最終趨于第一象限，呈感性．

5?結?論

(1) MMC-MTDC在應用故障穿越策略后，當直流側故障時，能夠快速地隔離故障，使其具有更高的可靠性；當交流并網(wǎng)側故障時，直流電壓波動被抑制在1.1倍額定值范圍內，且系統(tǒng)能快速過渡到新穩(wěn)態(tài)運行，證明了該策略的有效性和系統(tǒng)良好的可調性．

(2) 交流并網(wǎng)聯(lián)絡線故障特征與控制策略和故障條件密切相關．交流并網(wǎng)聯(lián)絡線故障時，MMC具有輸出電流受控于電壓的非線性、幅值受限、相角受控等特征的電源輸出特性．

(3) 所采用故障隔離方案，可使DCCB在6ms內MMC閉鎖前隔離直流故障．直流故障特征主要與直流斷路器、子模塊電容放電過程和平波電抗器相關．直流系統(tǒng)雙極短路故障時，在不具備直流斷路器的情況下，交流系統(tǒng)會出現(xiàn)較大的負序電流分量、電流越限以及測量阻抗呈容性的特征，其故障對系統(tǒng)的影響程度較之與交流并網(wǎng)聯(lián)絡線三相短路故障對系統(tǒng)的影響程度更大．

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Fault Characteristics Analysis of the AC/DC Hybrid System Under Coordinated Control

Yang Bingyuan1，Yang Zhiyong1，Ren Yongfeng1，Yang Shuai2，Kang Haizhen1

(1. Inner Mongolia University of Technology，Hohhot 010051，China；2. Inner Mongolia Electric Power Economic Research Institute，Hohhot 010090，China)

The short circuit on the AC/DC line produces new fault characteristics in the AC/DC hybrid grid. For this reason，the AC/DC hybrid system model of direct-driven permanent-magnet wind power was constructed by connecting the flexible DC to the grid. The coordinated control of the system helps to improve the fault ride-through capability and ensures its safe and stable operation. Therefore，a coordinated control scheme of AC/DC fault ride-through without communication between converter stations is presented with the help of a DC circuit breaker(DCCB)，dissipation resistance，and an improved modular multilevel converter(MMC)control strategy. The influence of different factors on the fault characteristics is also discussed. The results show that the MMC has the nonlinear and limited amplitude characteristics of power supply output，of which the output current is controlled by the voltage when there is a fault in the AC grid-connected tie. The negative sequence current on the flexible DC side of the fault line can be completely suppressed under the coordinated control strategy when an asymmetric short circuit occurs on the AC grid-connected tie. The MMC prioritizes reactive power when the effective value of the three-phase voltage of the parallel node falls below 0.9p.u.. The unbalanced power accumulation of the DC system causes the DC overvoltage phenomenon，and the DC voltage exceeds 1.05p.u. only when the three-phase short circuit occurs under the influence of the control strategy of the master and slave voltage margin. The DC voltage can be controlled within the range of 1.05—1.10p.u. through the step-down method of MMC on the side of the wind farm and the switching of the dissipative resistor. The fault isolation scheme of local detection and local relaying is adopted to remove the fault within 5—6ms，when the voltage drop is caused by the DC fault. Finally，the effectiveness of the fault ride-through scheme is verified through RTDS，and the fault characteristics under this control scheme are consistent with the theoretical analysis.

AC/DC hybrid system；modular multilevel converter；coordinated control of fault ride-through；fault characteristics；RTDS simulation experiment

10.11784/tdxbz202104023

TM711

A

0493-2137(2021)12-1258-11

2021-04-13；

2021-07-08.

楊炳元（1967—??），男，學士，教授.Email：m_bigm@tju.edu.cn

楊炳元，yangbingyuan@imut.edu.cn.

國家自然科學基金資助項目(51967016，51567020)；內蒙古自治區(qū)科技重大專項(2019ZD027)．

the National Natural Science Foundation of China(No. 51967016，No. 51567020)，the Major Science and Technology Program of Inner Mongolia Autonomous Region(No. 2019ZD027).

(責任編輯：樊素英)