蓋斌，賈華，張騰，徐子萌，吳云翼，易承乾，陳炎，張波

（1.西安高壓電器研究院股份有限公司，西安 710077；2.中國(guó)長(zhǎng)江三峽集團(tuán)有限公司科學(xué)技術(shù)研究院，北京 101199；3.清華大學(xué)電機(jī)工程與應(yīng)用電子技術(shù)系，北京 100084）

0 引言

隨著“雙碳”目標(biāo)的提出，未來中國(guó)的能源將以水電、風(fēng)電及光伏等可再生能源為主，特高壓直流輸電及柔性直流電網(wǎng)已成為解決可再生能源接納和遠(yuǎn)距離大范圍電能輸送、構(gòu)建以新能源為主體的新型電力系統(tǒng)的有效技術(shù)手段[1-7]。采用電壓源換流器（voltage sourced converter，VSC）的柔性直流輸電系統(tǒng)，具有獨(dú)立、精確、靈活方便的有功功率和無功功率調(diào)節(jié)能力和調(diào)節(jié)特性，非常適合新能源發(fā)電并網(wǎng)、城市供電、島嶼供電等領(lǐng)域[8-15]。

作為VSC 結(jié)構(gòu)中應(yīng)用最為廣泛的模塊化多電平電壓源換流器（modular multi-level converter，MMC），需要給每個(gè)子模塊（sub modular，SM，也稱為功率模塊）配置直流電容器，以支撐和穩(wěn)定換流閥組子模塊的電壓，抑制直流側(cè)的紋波，緩沖交流側(cè)與直流側(cè)的能量交換[16-20]。MMC 子模塊結(jié)構(gòu)示意圖見圖1，子模塊由2 個(gè)絕緣柵雙極型晶體管（insulated gate bipolar transistor，IGBT）開關(guān)器件T1、T2和與之反并聯(lián)的二極管D1、D2以及1 個(gè)直流電容器C0構(gòu)成[21-25]。

圖1 MMC子模塊結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic structure of MMC submodular

柔性直流輸電用直流電容器的單臺(tái)電壓通常采用2 200 VDC 或2 800 VDC 電壓等級(jí)，單臺(tái)電容量7~10 mF，最大可達(dá)13 mF，單臺(tái)重量超過100 kg。出于安全性考慮，此類電容器一般采用無油化設(shè)計(jì)，介質(zhì)材料為金屬化聚丙烯薄膜、填充樹脂類固體材料。據(jù)測(cè)算，柔性直流輸電工程中直流電容器占據(jù)換流閥組件60%的重量和50%以上的體積。

干式直流電容器作為柔性直流輸電換流閥的核心組件之一，其性能直接影響電能變換的質(zhì)量與安全。然而，由于與國(guó)外水平存在明顯差距，我國(guó)已建設(shè)工程應(yīng)用的干式直流電容器基本被國(guó)外企業(yè)壟斷。發(fā)展高端電容器及其薄膜介質(zhì)材料入選《科技日?qǐng)?bào)》發(fā)布的35 項(xiàng)“卡脖子”關(guān)鍵技術(shù)問題之一[26]。

國(guó)內(nèi)柔性直流輸電用干式直流電容器雖起步較晚，但近幾年研發(fā)投入明顯加大。目前行業(yè)已有近20 家企業(yè)針對(duì)工程項(xiàng)目研制出了相應(yīng)的產(chǎn)品，部分已實(shí)現(xiàn)小批量掛網(wǎng)試運(yùn)行。

值得注意的是，目前國(guó)內(nèi)外均缺乏柔性直流輸電用干式直流電容器的專用標(biāo)準(zhǔn)，此類產(chǎn)品的測(cè)試標(biāo)準(zhǔn)主要為GB/T 17702—2021《電力電子電容器》，此標(biāo)準(zhǔn)等同采用IEC 61071:2017[27-28]。然而，相較于常規(guī)的電力電子電容器，干式直流電容器工作耐受電壓高、運(yùn)行電流大，需要承受極高電流變化率（di/dt）的特點(diǎn)，在GB/T 17702 規(guī)定的試驗(yàn)項(xiàng)目中還不能全面得到考核。

另外，目前在試驗(yàn)室條件下，干式直流電容器尚未開展過閥組級(jí)工況的試驗(yàn)驗(yàn)證，難以研究其作為組件與換流閥子模塊整體運(yùn)行時(shí)狀態(tài)和存在的問題。因此，建立換流閥組級(jí)工況的干式直流電容器試驗(yàn)回路，開展換流閥組件運(yùn)行工況下電容器的性能測(cè)試，對(duì)于驗(yàn)證干式直流電容器的可靠性，研究系統(tǒng)性試驗(yàn)技術(shù)，乃至相關(guān)標(biāo)準(zhǔn)的制定都是非常必要的。

1 試驗(yàn)回路拓?fù)浞治?/h2>

理想狀態(tài)下，干式直流電容器換流閥組級(jí)工況試驗(yàn)回路如果采用和柔性直流輸電工程相同的換流閥組件運(yùn)行回路設(shè)計(jì)，可以完全體現(xiàn)電容器真實(shí)的運(yùn)行情況。然而，這樣設(shè)計(jì)帶來的占地和造價(jià)，從經(jīng)濟(jì)性和實(shí)用性角度講缺乏可操作性。

通過調(diào)研發(fā)現(xiàn)，目前在實(shí)驗(yàn)室條件下開展的換流閥組件試驗(yàn)回路，基本采用多個(gè)功率模塊串聯(lián)、兩組閥段對(duì)拖的方式。

文獻(xiàn)[29]采用被試閥段和陪試閥段各6 個(gè)功率模塊串聯(lián)的試驗(yàn)回路，針對(duì)MMC 閥段運(yùn)行試驗(yàn)中功率模塊數(shù)不對(duì)等情況下的旁路試驗(yàn)，通過數(shù)學(xué)模型分析試驗(yàn)回路電壓電流參數(shù)，提出了功率模塊數(shù)不對(duì)等條件下的閥段運(yùn)行試驗(yàn)方法，利用PSIM 仿真軟件對(duì)該試驗(yàn)方法進(jìn)行驗(yàn)證并建立試驗(yàn)平臺(tái)對(duì)所提出試驗(yàn)方法進(jìn)行了實(shí)際應(yīng)用驗(yàn)證。

文獻(xiàn)[30]采用兩組各8 個(gè)功率模塊串聯(lián)的試驗(yàn)回路，對(duì)MMC 換流閥運(yùn)行試驗(yàn)裝置電路拓?fù)渥龀龈倪M(jìn)，根據(jù)相關(guān)原理設(shè)計(jì)了閥組電流及子模塊電容電壓控制算法，并在PSCAD 軟件中搭建模型對(duì)電路及控制算法進(jìn)行仿真驗(yàn)證。

文獻(xiàn)[31]基于現(xiàn)有柔性直流換流閥對(duì)沖試驗(yàn)方法，采用兩組各8 個(gè)功率模塊串聯(lián)的試驗(yàn)回路，提出無需額外充電回路的柔性直流功率變換單元和模塊化多電平換流器（MMC）閥段對(duì)沖試驗(yàn)電路拓?fù)?，設(shè)計(jì)采用直流補(bǔ)能電源進(jìn)行電容預(yù)充電的策略以及增設(shè)補(bǔ)能回路二極管降低電流峰值的方法，實(shí)現(xiàn)功率變換單元和MMC 閥段傳輸交直流功率能力的有效檢驗(yàn)，并利用搭建的PLECS 電磁暫態(tài)仿真試驗(yàn)，證明了所提的試驗(yàn)方法的正確性和有效性。

綜合上述的調(diào)研信息，項(xiàng)目組提出了類似的試驗(yàn)回路拓?fù)?，見圖2，SMn表示第n個(gè)子模塊。

圖2 工況驗(yàn)證試驗(yàn)回路拓?fù)銯ig.2 Topologyof operating conditions verification test circuit

干式直流電容器換流閥組級(jí)工況驗(yàn)證試驗(yàn)回路擬采用兩組各n個(gè)子模塊串聯(lián)的對(duì)拖運(yùn)行回路，回路由被試閥段、陪試閥段、負(fù)載電感以及補(bǔ)能電源構(gòu)成。運(yùn)行時(shí)，首先由電源向陪試閥段電容充電，待陪試閥段電容電壓到達(dá)額定值時(shí)，通過陪試閥段向被試閥段脈沖式充電，使被試閥段電容電壓階梯式抬升。待被試閥段電容電壓到達(dá)額定值時(shí)，將全部功率模塊解鎖，陪試閥段與被試閥段按照各自的調(diào)制波運(yùn)行。運(yùn)行時(shí)，補(bǔ)能電源系統(tǒng)通過陪試閥段的其中一個(gè)模塊對(duì)整個(gè)系統(tǒng)補(bǔ)能，兩個(gè)閥段在功率交換過程中依靠回路電流及均壓方式保持子模塊電容電壓的均衡。

2 子模塊串聯(lián)數(shù)量選擇

如前所述，對(duì)拖回路中子模塊串聯(lián)數(shù)量受經(jīng)濟(jì)性和實(shí)用性兩方面因素的制約。串聯(lián)數(shù)量過多會(huì)導(dǎo)致驗(yàn)證平臺(tái)建設(shè)成本顯著增加，經(jīng)濟(jì)性變差；而串聯(lián)數(shù)量過少則有可能使得子模塊工作狀態(tài)不穩(wěn)定甚至無法正常運(yùn)行。

依據(jù)文獻(xiàn)報(bào)道，6 個(gè)及以上子模塊串聯(lián)的試驗(yàn)回路均能正常運(yùn)行[29-31]，筆者嘗試再減少1~2 個(gè)串聯(lián)數(shù)，分別選擇5 個(gè)功率模塊串聯(lián)和4 個(gè)功率模塊串聯(lián)兩種情況用PSCAD 軟件進(jìn)行仿真計(jì)算，分析被試閥段中模塊的開關(guān)信號(hào)、電壓和電流波形，以確定運(yùn)行回路中子模塊的的最優(yōu)串聯(lián)數(shù)量。

仿真分析的參數(shù)中，子模塊電壓額定值為2.3 kV，給定的橋臂電流峰值最大為2 kA，直流電容器的電容量為9 mF。

仿真波形見圖3-5。各圖中，（a）均表示5 個(gè)子模塊串聯(lián)時(shí)的波形，（b）均表示4 個(gè)子模塊串聯(lián)時(shí)的波形，仿真數(shù)據(jù)分析結(jié)果見表1。

表1 不同數(shù)量子模塊串聯(lián)的仿真結(jié)果Table 1 Simulation result of different numbers of sub modular connected in series

圖3 閥段端間輸出電壓仿真波形Fig.3 Simulation waveform of output voltage between valve sections

圖4 閥段間電流仿真波形Fig.4 Simulation waveform of current between valve sections

圖5 被試閥段穩(wěn)態(tài)開關(guān)頻率Fig.5 Steady-state switching frequency of test valve section

仿真波形和數(shù)據(jù)分析顯示，采用4 個(gè)子模塊串聯(lián)的閥段電流峰值達(dá)到2.5 kA，超過了給定的橋臂電流峰值最大2 kA 的要求，且波形畸變嚴(yán)重；采用5 個(gè)模塊子時(shí)閥段電流峰值基本保持在2 kA 的水平，波形畸變相對(duì)較小。另外，閥段子模塊穩(wěn)態(tài)開關(guān)頻率超過140 Hz，且分散性較大，明顯高于5 個(gè)模塊串聯(lián)閥段的穩(wěn)態(tài)平均值120 Hz。將開關(guān)頻率降低到合適的水平，有助于減小MMC 的損耗，提高系統(tǒng)的運(yùn)行特性[32-33]。

綜上，為保證干式直流電容器換流閥組級(jí)工況驗(yàn)證試驗(yàn)回路的正常工作，至少需要兩組各5 個(gè)子模塊串聯(lián)的閥段，也是本項(xiàng)目最終選擇的子模塊串聯(lián)數(shù)。

3 子模塊及主要部件技術(shù)參數(shù)

組成子模塊的部件包括IGBT、反向并聯(lián)二極管、IGBT 驅(qū)動(dòng)器、快速旁路開關(guān)、高位取能電源、功率模塊控制板（power module controller，PMC）、直流電容器、均壓電阻、疊層母排、IGBT 驅(qū)動(dòng)到控制板光纖以及內(nèi)部電氣連接接線，水冷板及連接水管等。子模塊及主要部件的詳細(xì)技術(shù)參數(shù)見表2，三維結(jié)構(gòu)模型見圖6。

表2 子模塊及主要部件技術(shù)參數(shù)Table 2 Technical parameters of sub modular and main components

圖6 子模塊三維結(jié)構(gòu)模型Fig.6 3D structural model of sub modular

考慮到該驗(yàn)證平臺(tái)需要針對(duì)不同型號(hào)規(guī)格的柔性直流輸電用直流電容器開展運(yùn)行試驗(yàn)，子模塊與電容器端子連接用疊層母排采用了較為特殊的設(shè)計(jì)，在保證固有電感滿足要求的前提下，將疊層母排的形狀由常規(guī)的“I”或“Z”形改為“C”型。這種疊層母排留出的空間方便端子拆裝操作，易于布置傳感器進(jìn)行電壓、電流等參數(shù)的測(cè)量。另外，電容器的端子的數(shù)量和結(jié)構(gòu)也不受限制，換裝電容器時(shí)僅需同時(shí)更換適配的疊層母排，提高了工作效率。

4 試驗(yàn)回路的安裝和運(yùn)行

試驗(yàn)回路的兩個(gè)閥段由5 個(gè)子模塊級(jí)聯(lián)而成，支撐框架同時(shí)預(yù)留2 個(gè)空位，便于后期擴(kuò)展。其他的附屬部件包括連接母排、絕緣子、絕緣梁、水管及光纜槽等，其三維結(jié)構(gòu)模型見圖7。

圖7 閥段三維結(jié)構(gòu)模型Fig.7 3D structural model of valve section

已在生產(chǎn)廠家安裝完成的閥段在試驗(yàn)室就位后，整體安裝工作并不復(fù)雜，主要是兩個(gè)閥段之間、閥段與負(fù)載電抗器之間的母排連接，兩個(gè)閥段與高壓充電柜之間、陪試閥段的一個(gè)子模塊與補(bǔ)能電源之間的電氣連接，以及冷卻水回路的連接。

上述安裝工作結(jié)束并檢查確認(rèn)后，進(jìn)行帶電調(diào)試。閥段從較低電壓逐步加至額定電壓，之后升值1.1 倍額定電壓的過負(fù)荷狀態(tài)并運(yùn)行10 s。

為驗(yàn)證和比較之前仿真分析5 個(gè)子模塊串聯(lián)和4 個(gè)子模塊串聯(lián)時(shí)驗(yàn)證平臺(tái)的工作情況，調(diào)試時(shí)除記錄閥段正常運(yùn)行的電壓電流波形外，特意將兩個(gè)閥段中的各一個(gè)子模塊閉鎖，記錄閥段間的電壓和閥段上的電流。圖8 和圖9 分別對(duì)應(yīng)5 個(gè)子模塊串聯(lián)和4 個(gè)子模塊串聯(lián)時(shí)波形，其中上面的曲線為電流波形，下面的曲線為電壓波形。

圖8 5個(gè)子模塊串聯(lián)時(shí)閥段工作波形Fig.8 Working waveform of valve section of sub modular connected in 5 series

圖9 4個(gè)子模塊串聯(lián)時(shí)閥段工作波形Fig.9 Working waveform of valve section of sub modular connected in 4 series

對(duì)比圖8 和圖3（a）、圖4（a）的波形可以看出，5個(gè)子模塊串聯(lián)時(shí)實(shí)際運(yùn)行的電壓和電流波形與仿真結(jié)果較為接近，波形整體平滑穩(wěn)定，沒有明顯的異常出現(xiàn)。然而，對(duì)比圖9 和圖3（b）、圖4（b）的波形則會(huì)發(fā)現(xiàn)，4 個(gè)子模塊串聯(lián)時(shí)的波形與仿真結(jié)果差異較大，實(shí)際運(yùn)行時(shí)電流波形在峰值位置存在明顯的抖動(dòng)，電壓波形也有較大的波動(dòng)。這一差異初步分析是由于子模塊串聯(lián)數(shù)較少，雖然仿真分析理論上閥段可以正常換流，波形雖有畸變但相對(duì)穩(wěn)定；而實(shí)際運(yùn)行時(shí)，因開關(guān)過于頻繁，換流閥難以建立起穩(wěn)定的工作狀態(tài)，不但導(dǎo)致電流波形畸變嚴(yán)重，而且出現(xiàn)電壓波形抖動(dòng)的情況。問題的具體原因?qū)⒃谥蟮墓ぷ髦屑右匝芯俊?/p>

后續(xù)，筆者將用不同廠家生產(chǎn)的產(chǎn)品替換被試閥段中的5 臺(tái)干式直流電容器，按照閥段電流峰值2 kA 的水平連續(xù)運(yùn)行一定的時(shí)間，并通過電壓、電流、溫度、振動(dòng)等傳感器或測(cè)量設(shè)備實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)電容器的運(yùn)行狀態(tài)。運(yùn)行試驗(yàn)結(jié)束后，測(cè)量對(duì)比試驗(yàn)前后電容器電容值、介電損耗、泄漏電流、局部放電等數(shù)據(jù)的變化，分析上述監(jiān)測(cè)參數(shù)對(duì)電容器性能的影響。

5 結(jié)語

1）采用陪試閥段與被試閥段對(duì)拖運(yùn)行的拓?fù)洌梢詽M足柔性直流輸電用干式直流電容器閥組級(jí)工況試驗(yàn)回路構(gòu)建的要求。

2）在滿足經(jīng)濟(jì)性和實(shí)用性要求下，為保證工況驗(yàn)證試驗(yàn)回路的正常工作，對(duì)拖回路的各閥段至少需要5 個(gè)子模塊串聯(lián)。

3）考慮到該試驗(yàn)回路需要針對(duì)不同型號(hào)規(guī)格的電容器開展運(yùn)行試驗(yàn)研究，疊層母排采用了特殊的設(shè)計(jì)，方便參數(shù)測(cè)量和電容器更換。