吳軻，郭約法，梁偉鋒，鄧文軍

(1. 廣東電網(wǎng)有限責(zé)任公司東莞供電局，廣東 東莞 523008；2. 四川大學(xué)電氣工程學(xué)院，成都 610065)

0 引言

隨著風(fēng)電、光伏等新能源并網(wǎng)外送需求的急劇增長(zhǎng)，基于模塊化多電平換流器(modular multi-level converter, MMC)的柔性直流輸電技術(shù)被廣泛應(yīng)用到新建直流工程中，為未來(lái)直流電網(wǎng)的構(gòu)建打造雛形[1 - 4]。考慮到傳輸距離和維護(hù)成本，架空線將逐漸取代電纜成為柔性直流輸電系統(tǒng)中的主要輸電線路形式[5 - 7]。裸露在戶外的架空線發(fā)生短路故障的概率較電纜高得多。相比于交流電網(wǎng)，主要由電力電子設(shè)備構(gòu)成的柔性直流輸電系統(tǒng)是一個(gè)低慣量、弱阻尼系統(tǒng)，因而故障電流將在極短時(shí)間內(nèi)達(dá)到電力電子設(shè)備耐受電流的幾十倍[8 - 9]。

直流斷路器是目前隔離直流故障的主要設(shè)備，但其主要指標(biāo)(開(kāi)斷電流和開(kāi)斷容量等)受到技術(shù)限制無(wú)法完全滿足故障清除的可靠性要求[10]。因此，直流故障限流裝置應(yīng)運(yùn)而生。其中最普遍的做法是在換流站出口處加裝限流電抗器。雖然這種方法原理簡(jiǎn)單、效果顯著，但直流側(cè)的大電感會(huì)降低系統(tǒng)控制的響應(yīng)速度，從而引起功率振蕩甚至引發(fā)失穩(wěn)現(xiàn)象[11]，保證直流輸電系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行必然要犧牲限流電抗器的限流作用[12]。利用超導(dǎo)材料或大功率半導(dǎo)體構(gòu)成的故障限流器雖然能兼顧直流系統(tǒng)的穩(wěn)態(tài)運(yùn)行特性和限流效果[13 - 16]，但仍有許多技術(shù)問(wèn)題尚未解決，在實(shí)際工程中使用的可靠性難以保證。

文獻(xiàn)[17]分析了MMC交、直流側(cè)故障后的過(guò)電流特性，提出將限流元件的特性映射到控制系統(tǒng)的虛擬阻抗控制策略。文獻(xiàn)[18]提出了一種在內(nèi)環(huán)直流電流控制器附加直流電流指令動(dòng)態(tài)限幅控制的限流策略，基于預(yù)設(shè)的目標(biāo)控制曲線將直流電流控制在限流要求范圍內(nèi)，然而該策略僅適用于混合型MMC系統(tǒng)中。文獻(xiàn)[19]通過(guò)分析得出了在故障后降低每相子模塊投入的數(shù)量可有效限制MMC型直流變壓器的故障電流，并設(shè)計(jì)了一種通過(guò)調(diào)整橋臂電壓直流分量和交流分量來(lái)減少子模塊投入數(shù)量的主動(dòng)限流控制方法。文獻(xiàn)[20]將前述方法應(yīng)用到MMC換流器中，并對(duì)限流控制策略進(jìn)行了改進(jìn)。然而，這兩篇文獻(xiàn)均未定量分析子模塊投入數(shù)量對(duì)故障電流的影響規(guī)律，導(dǎo)致限流策略的理論基礎(chǔ)薄弱，控制參數(shù)依靠經(jīng)驗(yàn)獲得。

針對(duì)前述問(wèn)題，本文建立了計(jì)及子模塊投入比例的MMC直流阻抗模型，揭示了換流器電路參數(shù)和控制參數(shù)對(duì)直流阻抗以及故障電流的影響規(guī)律，并提出基于直流阻抗重塑的故障限流控制策略。

1 適用于故障分析的MMC直流阻抗模型

1.1 MMC的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)與控制策略

三相MMC的基本結(jié)構(gòu)如圖1所示。MMC的6個(gè)橋臂均由N個(gè)完全相同的子模塊(sub-module，SM)和橋臂電感Lm、橋臂電阻Rm串聯(lián)組成。目前工程中子模塊大多采用半橋結(jié)構(gòu)，每個(gè)半橋型子模塊中兩個(gè)IGBT和兩個(gè)反并聯(lián)二極管構(gòu)成一個(gè)半橋，Cm為子模塊電容，uC為電容電壓，每個(gè)子模塊通過(guò)各自的連接端口串聯(lián)接入到主電路中，直流母線的電壓udc由每個(gè)子模塊中的電容電壓串聯(lián)疊加而成。交流系統(tǒng)部分，ue為等效電源電壓幅值；Re和Le分別為等效電源的等效電阻和電感；Rt和Lt分別為換流變壓器的等效電阻和電感，Kt為換流變壓器的變比；us和is分別為公共耦合點(diǎn)(point of common coupling，PCC)的電壓和電流；Ps和Qs分別為PCC點(diǎn)流入換流站的有功功率和無(wú)功功率。

圖1 MMC結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure diagram of MMC

圖2 MMC控制策略框圖Fig.2 Block diagram of MMC control strategy

1.2 MMC等效電路

從交流側(cè)看，MMC可以等效為受控電壓源形式[21]，從直流側(cè)看，根據(jù)功率平衡原理可以將MMC等效為受控電流源形式[22]，則將MMC簡(jiǎn)化得到如圖3所示的等效電路，MMC等效參數(shù)可通過(guò)式(1)計(jì)算得到。

圖3 MMC等效電路Fig.3 Equivalent circuit of MMC

(1)

式中：Req、Leq、Ceq分別為MMC的等效電阻、等效電感和等效電容；Rm、Lm、Cm分別為MMC的電阻、電感和電容；N為任意時(shí)刻每相投入的子模塊數(shù)。

根據(jù)圖3，MMC注入的直流側(cè)有功功率Pdc可以表示為：

Pdc=id·uceq

(2)

式中：uceq為直流電容電壓；id為閥側(cè)向換流器注入的電流。

對(duì)式(2)進(jìn)行線性化得：

Δpdc=uceq0·Δid+id0·Δuceq

(3)

式中：下標(biāo)“0”表示該變量的穩(wěn)態(tài)值；Δpdc為直流功率擾動(dòng)量；Δid為閥側(cè)向換流器注入電流擾動(dòng)量；Δuceq為電容電壓擾動(dòng)量。

進(jìn)一步結(jié)合等效電路結(jié)構(gòu)和電路相關(guān)定律推導(dǎo)得出Δpdc、Δidc和Δudc之間的關(guān)系如式(4)所示。

(4)

式中：Ldc為MMC的直流阻抗，Ldc=Leq+2Ld=Δudc/Δidc；Ld為直流平波電抗；s為復(fù)頻率；Δidc為直流電流擾動(dòng)量；Δudc為直流電壓擾動(dòng)量。

下一節(jié)將針對(duì)不同控制模式推導(dǎo)直流阻抗的表達(dá)式。

1.3 MMC直流阻抗模型

1.3.1 定有功功率控制換流器直流阻抗模型

對(duì)于采用定有功功率控制的換流器，當(dāng)忽略換流器的功率損耗時(shí)，可以認(rèn)為注入換流站的交流功率與功率控制器的參考值是一致的。即使直流線路發(fā)生故障，故障后注入的功率也能在短時(shí)間(幾毫秒)內(nèi)保持不變[23]。因此，直流功率偏差量Δpdc在故障的初始階段內(nèi)為0，即：

Δpdc=uceq0·Δid+id0·Δuceq=0

(5)

整理式(5)可得到Δid與Δuceq的關(guān)系式，并代入式(4)推導(dǎo)得到直流阻抗為：

(6)

1.3.2 定直流電壓控制換流器直流阻抗模型

在直流輸電系統(tǒng)中，采用定直流電壓控制的換流站負(fù)責(zé)平衡直流系統(tǒng)的有功功率，因此，注入到換流器中的功率將隨直流電壓的波動(dòng)而變化。故障后直流電壓因子模塊電容放電而急劇下降，此時(shí)Δpdc不再等于0。采用定直流電壓控制換流器的注入功率pdc可由式(7)表示。

(7)

式中：usd0為交流電壓d軸分量的穩(wěn)態(tài)值；isd為d軸交流電流；Rs和Ls為等效交流側(cè)電阻和電感，可通過(guò)式(8)計(jì)算得到。

(8)

為簡(jiǎn)化分析，內(nèi)環(huán)控制可等效為時(shí)間常數(shù)為τ的延時(shí)環(huán)節(jié)，定直流電壓控制下的isd表達(dá)式(9)可以簡(jiǎn)化為：

(9)

將式(9)代入式(7)，并線性化得：

(10)

聯(lián)立式(3)—(4)和式(10)，可得定直流電壓控制換流器的直流阻抗為：

(11)

1.4 考慮子模塊投入比例的直流阻抗模型

為將子模塊投入運(yùn)行的比例考慮到直流阻抗建模中，引入系數(shù)Ks表示橋臂中參與投切子模塊的比例，如圖2所示。正常運(yùn)行時(shí)Ks=1，表示橋臂中所有子模塊參與運(yùn)行；當(dāng)所有子模塊均被旁路時(shí)，Ks=0；當(dāng)Ks∈(0,1)，則表示比例為(1-Ks)的子模塊被旁路。引入系數(shù)Ks后，Δuceq和Δid將改寫(xiě)為：

(12)

當(dāng)部分子模塊被旁路后，MMC的等效電容也將發(fā)生變化。根據(jù)能量守恒定理可得：

(13)

整理式(13)得到部分子模塊旁路后的等效電容為：

(14)

式(3)和式(4)也分別改寫(xiě)為：

Δpdc=u′ceq0·Δi′d+Δi′d0·u′ceq

(15)

(16)

將式(15)和式(16)分別代入式(5)和式(6)，推導(dǎo)得到不同控制模式下考慮子模塊投入比例的直流阻抗表達(dá)式分別如式(17)—(18)所示。

(17)

(18)

根據(jù)文獻(xiàn)[24]，直流故障電流可由穩(wěn)態(tài)運(yùn)行電流分量idc0和故障分量if相加得到。以定有功功率換流站出口故障為例，故障分量if的頻域表達(dá)式為：

(19)

若要將子模塊旁路的限流效果計(jì)入到直流阻抗的修正中，則可使直流電壓保持不變，將式(18)中的系數(shù)Ks計(jì)入直流阻抗中，得到修正后的直流阻抗如式(20)和式(21)所示。

(20)

(21)

2 影響直流故障電流的關(guān)鍵因素分析

由式(21)可以看出，故障電流的故障分量大小由故障點(diǎn)的電壓和直流阻抗決定，而穩(wěn)態(tài)分量則由穩(wěn)態(tài)潮流分布決定。因此，影響故障電流的因素分為兩部分，即穩(wěn)態(tài)運(yùn)行參數(shù)和直流阻抗特性。穩(wěn)態(tài)運(yùn)行參數(shù)包括穩(wěn)態(tài)運(yùn)行電流和直流電壓兩方面，分別影響穩(wěn)態(tài)分量和故障分量。直流阻抗特性主要影響故障分量，由式(19)—(20)可歸納出影響直流阻抗特性參數(shù)為穩(wěn)態(tài)參數(shù)uceq0、id0、usd0、isd0，交流電路參數(shù)Rs、Ls、換流器電路參數(shù)Req、Ceq、Ldc，控制參數(shù)kp、ki、Ks。

隨著故障的發(fā)展，穩(wěn)態(tài)分量在故障電流中的占比急劇減小，因此，在辨析關(guān)鍵因素時(shí)重點(diǎn)關(guān)注其對(duì)故障分量的影響。在換流站輸入功率確定的情況下，穩(wěn)態(tài)參數(shù)對(duì)直流阻抗的影響可忽略不計(jì)。換流站參數(shù)如表1所示。

表1 仿真參數(shù)Tab.1 Simulation parameters

交流電路參數(shù)由交流系統(tǒng)阻抗參數(shù)和換流變壓器阻抗參數(shù)決定，可控性不強(qiáng)，因此，接下來(lái)僅對(duì)換流器電路參數(shù)和控制參數(shù)進(jìn)行重點(diǎn)分析。

2.1 換流器電路參數(shù)的影響

以定直流電壓換流站出口發(fā)生極間短路故障為例，設(shè)置初始潮流為零，分別繪制出橋臂電阻、橋臂電感和子模塊電容取不同數(shù)值時(shí)的直流阻抗頻域幅值圖和故障電流曲線，分別如圖4—6所示。

圖4 橋臂電阻對(duì)直流阻抗及故障電流的影響Fig.4 Effect of arm resistance on DC impedance and fault current

由文獻(xiàn)[25]的理論推導(dǎo)可知，信號(hào)的高頻部分決定了該信號(hào)在時(shí)域中的初始階段特性，因此，初始階段故障電流主要受直流阻抗高頻部分特性的影響。

由圖4可以看出，橋臂電阻主要影響直流阻抗的中頻段，橋臂電阻值越大，中頻段的阻抗幅值越大，相應(yīng)地，故障電流越小。然而，橋臂電阻的阻值很小，通?？珊雎圆挥?jì)，并且對(duì)高頻段幾乎無(wú)影響，因而其對(duì)故障電流的影響微乎其微。

由圖5可以看出，在中高頻段，橋臂電感越大，直流阻抗的幅值越大，且在高頻段呈現(xiàn)均勻增長(zhǎng)的趨勢(shì)，故障電流也隨之顯著減小。

圖5 橋臂電感對(duì)直流阻抗及故障電流的影響Fig.5 Effect of arm inductance on DC impedance and fault current

由圖6可以看出，子模塊電容對(duì)直流阻抗的中頻段有較大的影響，從能量的角度來(lái)看，子模塊電容越大的換流器在故障后釋放的能量越大，故障電流也越大。

圖6 子模塊電容對(duì)直流阻抗及故障電流的影響Fig.6 Effect of sub module capacitance on DC impedance and fault current

2.2 控制參數(shù)的影響

同樣以定直流電壓換流站出口發(fā)生極間短路故障為例，設(shè)置初始潮流為0，分別繪制出外環(huán)PI的比例系數(shù)kp、積分系數(shù)ki、子模塊投入比例系數(shù)Ks取不同數(shù)值時(shí)的直流阻抗頻域幅值圖以及故障電流曲線，分別如圖7—9所示。

圖7 比例系數(shù)kp對(duì)直流阻抗及故障電流的影響Fig.7 Effect of proportional coefficient kp on DC impedance and fault current

由圖7可以看出，定直流電壓控制外環(huán)比例系數(shù)kp的影響主要體現(xiàn)在中低頻段，kp越大，中低頻段的阻抗越小，且該頻段阻抗的幅值變化較大。隨著故障的發(fā)展，kp對(duì)故障電流的影響逐步體現(xiàn)，kp越大，故障電流越大。

由圖8可以看出，定直流電壓控制外環(huán)積分系數(shù)ki對(duì)直流阻抗的低頻段影響較大，因而對(duì)初始階段故障電流的影響可忽略不計(jì)。

圖8 積分系數(shù)ki對(duì)直流阻抗及故障電流的影響Fig.8 Effect of integral coefficient ki on DC impedance and fault current

由圖9可以看出，減小子模塊投入運(yùn)行的比例Ks可大幅增大直流阻抗的高頻段幅值，前10 ms內(nèi)的故障電流均呈比例下降。對(duì)比圖4(a)中不同數(shù)值橋臂電感下直流阻抗的阻抗曲線可以發(fā)現(xiàn)，減小Ks與增大故障回路中的電感呈現(xiàn)相似的限流效果，均能減小故障電流的上升率。

圖9 子模塊投入比例Ks對(duì)直流阻抗及故障電流的影響Fig.9 Effect of switching ratio Ks on DC impedance and fault current

2.3 關(guān)鍵影響因素總結(jié)

由2.1節(jié)和2.2節(jié)的分析可以得出結(jié)論，積分系數(shù)ki、比例系數(shù)kp、橋臂電阻和子模塊電容對(duì)直流阻抗的影響體現(xiàn)在中低頻段，因而對(duì)初始階段故障電流的影響不明顯。橋臂電感和子模塊投入運(yùn)行比例Ks對(duì)高頻段有顯著影響，通過(guò)增大橋臂電感或減小Ks均能有效降低故障電流的上升率，因此可以認(rèn)為橋臂電感和子模塊投入運(yùn)行比例Ks為影響直流故障電流的關(guān)鍵因素。

3 基于直流阻抗重塑的故障限流控制策略

增大電感值的限流方法易造成直流系統(tǒng)響應(yīng)速度降低、動(dòng)態(tài)性能惡化等問(wèn)題，引發(fā)直流系統(tǒng)失穩(wěn)現(xiàn)象。而在故障后通過(guò)旁路部分子模塊的方法抑制故障電流上升的方法不僅可以有效達(dá)到限流效果，而且對(duì)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行無(wú)影響。因此，可設(shè)計(jì)一種故障后自適應(yīng)減小Ks的控制策略來(lái)達(dá)到限流目的。

3.1 直流阻抗重塑方法

由2.2節(jié)中的故障電流曲線可以看出，在故障后的初始階段(尤其是前6 ms內(nèi))，PI參數(shù)對(duì)故障電流幾乎無(wú)影響。為簡(jiǎn)化限流控制的設(shè)計(jì)，進(jìn)一步將直流阻抗簡(jiǎn)化為等效電感、等效橋臂電阻和等效子模塊電容串聯(lián)而成的RLC等效阻抗Zdc。

(22)

若要減小故障電流上升率、上升值等指標(biāo)，只需增大直流阻抗高頻段的幅值。因此，引入一階因子1+Tss與未考慮Ks的直流阻抗相乘，得到重塑后的直流阻抗Zlim為：

(23)

如圖10所示，增大一階因子的時(shí)間常數(shù)Ts可有效增大直流阻抗高頻段的幅值，并且保留中低頻段的特性。

圖10 Ts對(duì)直流阻抗的影響Fig.10 Effect of Ts on DC impedance

3.2 故障限流控制策略

基于以上限流原理設(shè)計(jì)了一種直流故障限流控制策略如圖11所示。

圖11 直流故障限流控制策略框圖Fig.11 The diagram of the DC fault current limiting control

限流控制分為啟動(dòng)控制和Ks信號(hào)發(fā)生控制兩(22)—(23)得到直流阻抗的表達(dá)式如式(24)—(27)所示。

(24)

(25)

(26)

(27)

分別將式(24)—(27)代入式(21)中的Z″Udc即可得到故障電流的計(jì)算值。Ks分別取1和0.8時(shí)，定有功功率站和定直流電壓站出口發(fā)生極間短路故障時(shí)故障電流計(jì)算值和仿真值的對(duì)比曲線如圖11所示。

由圖12可以看出，基于直流阻抗的故障電流計(jì)算方法具有較高的準(zhǔn)確性，不同控制模式、不同子模塊投入比例下計(jì)算曲線和仿真曲線的吻合度較高，定有功功率站中兩者的最大相對(duì)誤差分別為1.9%和0.5%，定直流電壓站中兩者的最大相對(duì)誤差分別為2.1%和1.5%，均滿足計(jì)算精度要求，由此驗(yàn)證了所建立直流阻抗模型的準(zhǔn)確性。

圖12 Ks取不同值時(shí)故障電流計(jì)算值和仿真值的對(duì)比Fig.12 Comparison between calculated value and simulation value of fault current when Ks takes different values

3.3 故障限流控制策略的限流效果驗(yàn)證

為驗(yàn)證故障限流控制在Ts取不同值時(shí)表現(xiàn)出的限流效果，分別在Ts取0.002 s、0.004 s和0.006 s這3種情況下對(duì)直流故障進(jìn)行仿真，控制參數(shù)如表2所示，仿真結(jié)果如圖12所示。

表2 Ts取不同值時(shí)的控制參數(shù)值Tab.2 Control parameters values when Ts takes different values

由圖13(a)可以看出，Ts越大，故障電流的上升率越小，同時(shí)刻的故障電流值越小，這與圖9的分析結(jié)論一致。與未投入限流控制情況的故障電流相比，3種參數(shù)下6 ms時(shí)刻的故障電流分別下降了30.42%、40.23%、44.18%，限流效果顯著。

圖13 Ts取不同值時(shí)的故障限流效果對(duì)比Fig.13 Comparison of fault current limiting effects when Ts takes different values

所提限流控制策略能夠根據(jù)直流電壓值和直流電流值實(shí)時(shí)調(diào)整Ks的值，使得直流電壓維持在一定水平，有利于故障處理后系統(tǒng)重新建立直流電壓、恢復(fù)功率傳輸。

3.4 故障限流控制策略的限流性能分析

設(shè)置無(wú)限流措施(方案1)、所提限流控制(方案2)、增加限流電感(方案3)、子模塊全閉鎖(方案4)4種方案，通過(guò)分析對(duì)比不同方案下的故障特性來(lái)驗(yàn)證所提限流控制策略的限流效果。設(shè)定t=1s時(shí)定直流電壓站出口發(fā)生極間短路故障，限流控制Ts取0.002，限流電感增加100 mH，故障期間閉鎖子模塊過(guò)流保護(hù)，直流斷路器在故障后6 ms開(kāi)斷，實(shí)現(xiàn)故障電流的清除。4種方案的仿真對(duì)比結(jié)果如圖14—17所示。

圖14 不同方案的限流效果對(duì)比Fig.14 Comparison of fault current limiting effects with different schemes

與無(wú)限流措施相比，3種限流方案均能有效降低故障電流。就限流效果而言，方案3和方案4中直流斷路器的最大開(kāi)斷電流分別降低了35.3%和44.5%，采用所提限流控制則降低了48.2%，有利于降低直流斷路器的設(shè)計(jì)和開(kāi)斷要求。

就故障清除時(shí)間而言，增加限流電感的方法同時(shí)也增大了回路中的阻抗，使得故障清除時(shí)間增加，與無(wú)限流措施相比，故障清除時(shí)間延長(zhǎng)了10.3%；方案2和方案4閉鎖部分或全部子模塊，抑制了子模塊電容的放電，使得直流斷路器開(kāi)斷時(shí)耗散的能量減少，因而故障清除時(shí)間分別減少了21.5%和28.8%。

圖15給出了4種方案中直流電壓的仿真波形。方案2中直流電壓隨著限流控制的啟動(dòng)動(dòng)態(tài)下降，最低降至額定電壓的26%，當(dāng)直流斷路器啟動(dòng)后，限流控制退出運(yùn)行，換流器恢復(fù)子模塊的正常投切，在直流電壓控制的作用下，直流電壓逐漸恢復(fù)至額定值附近。方案4在故障后將所有子模塊閉鎖，直流電壓降至0，直流斷路器啟動(dòng)后解鎖子模塊，重新對(duì)子模塊電容充電，直流電壓逐漸恢復(fù)，并出現(xiàn)過(guò)電壓現(xiàn)象。方案2增大電感會(huì)惡化系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)性能，減緩了直流電壓的恢復(fù)速度。所提控制策略有利于故障后系統(tǒng)的快速恢復(fù)。

圖15 不同方案的直流電壓對(duì)比Fig.15 Comparison of DC voltages with different schemes

由圖16—17可以看出，方案4在抑制故障電流時(shí)會(huì)引起交流嚴(yán)重過(guò)電流，進(jìn)一步引起橋臂過(guò)電流，與無(wú)限流措施相比，最大橋臂電流上升了92.9%。方案2和方案3均能抑制橋臂電流，分別抑制了22.4%和32.9%。雖然方案2的橋臂電流抑制效果最好，但會(huì)引發(fā)恢復(fù)過(guò)程中的交流過(guò)電流和振蕩，惡化交流系統(tǒng)動(dòng)態(tài)性能。

圖16 不同方案的最大橋臂電流對(duì)比Fig.16 Comparison of the maximum arm currents with different schemes

圖17 不同方案的交流電流對(duì)比Fig.17 Comparison of AC currents with different schemes

綜上對(duì)比分析，本文所提限流控制方案在限流性能、故障清除和故障后恢復(fù)階段的適應(yīng)性方面均表現(xiàn)優(yōu)異。

4 結(jié)論

本文在建立MMC直流阻抗和分析故障電流關(guān)鍵影響因素的基礎(chǔ)上，采用直流阻抗重塑方法提出了一種故障后子模塊投入比例自適應(yīng)減少的故障限流控制策略，仿真驗(yàn)證了所建直流阻抗模型在故障電流分析中的實(shí)用性以及故障限流控制的有效性，得出結(jié)論如下。

1)橋臂電感和子模塊投入比例Ks是影響直流故障電流的關(guān)鍵因素，增大橋臂電感或降低子模塊投入比例均可有效抑制直流故障電流。

2)基于直流阻抗的故障電流計(jì)算方法有利于參數(shù)影響的定量分析，且具有較高的計(jì)算精確度。

3)基于直流阻抗重塑的故障限流控制策略能夠有效降低故障電流30%以上，且控制簡(jiǎn)單、參數(shù)設(shè)計(jì)容易。

4)所提故障限流控制策略不僅能降低直流斷路器和子模塊的電流應(yīng)力，而且有利于故障后系統(tǒng)的快速恢復(fù)。