摘 要：短路故障是影響柔性直流輸電系統(tǒng)安全運行的主要問題之一，針對直流側(cè)雙極短路故障，首先研究基于串聯(lián)雙電容子模塊（SDSM）與半橋子模塊（HBSM）的混合型模塊化多電平換流器（MMC）結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)與傳統(tǒng)的半橋-全橋子模塊混合MMC相比具有較低的成本和損耗，分析直流側(cè)短路暫態(tài)運行下SDSM和HBSM的配置比例設(shè)計要求；其次考慮到SDSM無自主負(fù)電平輸出能力，提出基于電流相位的故障穿越策略，采用分層控制的思想，構(gòu)建相電流狀態(tài)矩陣并結(jié)合其相位差，保障換流站在故障期間能降壓運行，維持系統(tǒng)穩(wěn)定工作；最后在Matlab/Simulink中仿真驗證上述分析以及所提故障穿越策略的可行性。

關(guān)鍵詞：直流輸電；模塊化多電平換流器；直流側(cè)故障；故障穿越；配比設(shè)計

中圖分類號：TM774 " " " "文獻標(biāo)志碼：A

0 引 言

隨著柔性直流輸電技術(shù)的發(fā)展，模塊化多電平換流器（modular multilevel converter， MMC）在電力系統(tǒng)中得到廣泛應(yīng)用［1-2］。然而直流側(cè)短路故障會嚴(yán)重影響MMC的正常運行，因此直流側(cè)故障穿越技術(shù)成為研究的重點。文獻［3］指出直流側(cè)短路故障的類型可分為直流側(cè)單極接地故障、直流側(cè)雙極短路故障。直流側(cè)雙極短路故障的危害更為嚴(yán)重，傳統(tǒng)的半橋子模塊（half bridge submodule，HBSM）由于反并聯(lián)二極管的續(xù)流作用不具備故障清除能力［4］，需探索新的解決方案。文獻［5-6］指出可實現(xiàn)故障清除的方法有：利用交流斷路器切除與交流系統(tǒng)的聯(lián)系、利用直流斷路器隔離故障點、利用換流器自身實現(xiàn)故障清除。由于交流斷路器的動作周期長，直流斷路器的通態(tài)損耗和成本過高，利用換流器自身實現(xiàn)故障清除的方法成為目前研究的熱點。因此，MMC具有良好的故障自清除能力，是未來柔性直流輸電技術(shù)的重要發(fā)展方向。

采用換流器自身實現(xiàn)故障清除，根據(jù)子模塊工作狀態(tài)可分為閉鎖狀態(tài)下的故障隔離和非閉鎖狀態(tài)下的故障穿越［7］。前者通過反并聯(lián)二極管向子模塊電容充電，形成反向電壓抑制故障電流［8］，實現(xiàn)故障清除。但長時間閉鎖會導(dǎo)致電容電壓發(fā)散現(xiàn)象，嚴(yán)重影響系統(tǒng)的正常運行［9］。后者則是利用子模塊自身輸出負(fù)電平的特點，在故障期間使系統(tǒng)降壓運行［10］，可以彌補子模塊閉鎖狀態(tài)下的不足，同時在故障清除后能夠快速恢復(fù)系統(tǒng)正常運行。因此，研究具有負(fù)電平輸出能力的新型拓?fù)浜拖鄳?yīng)的控制策略對于系統(tǒng)實現(xiàn)故障穿越至關(guān)重要。

文獻［11］針對半橋-全橋子模塊混合型MMC系統(tǒng)，提出利用全橋子模塊的負(fù)電平輸出能力，實現(xiàn)系統(tǒng)的故障穿越，但由于全橋子模塊的存在提高了系統(tǒng)的成本以及運行損耗。此外，國內(nèi)外學(xué)者相繼提出具有故障清除能力的新型拓?fù)?，包括串?lián)雙電容子模塊（series connected double submodule，SDSM）［12］、改進電容型子模塊（improved capacitor submodule，ICSM）［13］、鉗位雙電容子模塊（clamp-double submodule，CDSM）［14］等。這些子模塊為降低成本，失去了自主負(fù)電平輸出能力，導(dǎo)致橋臂輸出電壓具有單極性的特點，而且目前尚缺乏針對此類 子模塊與半橋子模塊混聯(lián)工作模式的研究。文獻[15]針對子模塊混合型MMC-HVDC系統(tǒng)提出基于零電壓的故障控制策略，在故障期間MMC系統(tǒng)降壓運行于STATCOM模式，向交流系統(tǒng)提供無功補償，但該策略不適用于橋臂輸出電壓具有單極性特點的MMC系統(tǒng)。

基于上述分析，本文針對直流側(cè)雙極短路故障以及傳統(tǒng)全橋-半橋混合型MMC成本高、損耗大的缺點，研究串聯(lián)雙電容子模塊（series double capacitor submodule，SDSM）與半橋子模塊（half bridge submodule，HBSM）組成的混合型MMC系統(tǒng)。首先，對該混合型系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)和工作方式進行闡述，根據(jù)閉鎖故障清除以及降壓運行兩種工況，推導(dǎo)SDSM與HBSM的臨界配比要求，并分析不同配置比例對系統(tǒng)閉鎖故障隔離、非閉鎖故障穿越的影響。其次，以雙極短路為例提出基于電流相位的故障穿越策略，在故障期間，構(gòu)造SDSM負(fù)電平輸出條件，確保系統(tǒng)內(nèi)部換流站在故障期間非閉鎖降壓運行，維持子模塊電容電壓的穩(wěn)定。

1 混合型MMC結(jié)構(gòu)及其配置比例要求

1.1 混合型MMC結(jié)構(gòu)拓?fù)?/p>

圖1為典型的雙端柔性直流系統(tǒng)，該系統(tǒng)包含兩個換流站MMC1和MMC2，分別為直流電壓控制站和有功功率控制站。兩個換流站均采用SDSMamp;HBSM混合型MMC，相比傳統(tǒng)的FBSMamp;HBSM混合型MMC，該結(jié)構(gòu)減少了功率器件的使用，具有較低的成本和損耗。本文采用一種分段損耗估算方法［16-17］，并選擇5SNA 1200G330100型IGBT作為半導(dǎo)體功率模塊，比較結(jié)果如附錄A表A1和表A2所示。

SDSMamp;HBSM混合型MMC結(jié)構(gòu)如圖2所示，換流站分為A、B、C三相，每相由上、下兩橋臂構(gòu)成，每個橋臂含有[N]個子模塊，包括[NH]個HBSM和[NS]個SDSM。[Larm]和[Rarm]分別為橋臂電感和橋臂電阻，[uj]（[j=]a、b、c）為換流站輸出相電壓，[usj]（[j=]a、b、c）為網(wǎng)側(cè)電壓，[Ls]和[Rs]分別為交流側(cè)電感和電阻，[ipj]和[inj]分別為[j]相上、下橋臂電流，[Udc]為直流側(cè)母線電壓。其中，SDSM拓?fù)溆?個IGBT和6個二極管以及兩個儲能電容組成。

定義交流電壓[uj]為：

[uj=Umcosωt+φj=12mUdccosωt+φj] （1）

式中：[Um]——相電壓幅值；[m]——交流調(diào)制比；[φj]——[j]相電壓初始相位，[j=]a、b、c。

在正常運行工況下，子模塊電容電壓[UC]與直流側(cè)電壓[Udc]滿足式（2）所示關(guān)系：

[Udc=NH+2NSUC] （2）

根據(jù)基爾霍夫電壓定律可得上、下橋臂電壓為：

[upj=12MUdc-uj-Larmdipjdt-Rarmipjunj=12MUdc+uj-Larmdinjdt-Rarminj，" "j=a，b，c] （3）

式中：[M]——直流調(diào)制比。

忽略橋臂電感Larm和橋臂電阻Rarm所產(chǎn)生的壓降，上、下橋臂的電壓又可表示為：

[upj=12MUdc-uj=12UdcM-mcosωt+φjunj=12MUdc+uj=12UdcM+mcosωt+φj，" "j=a，b，c] （4）

1.2 考慮閉鎖故障清除的臨界配置比例

定義混合型MMC系統(tǒng)中SDSM的配置比例[η]為：

[η=NSNH+NS=NSN×100%] （5）

直流側(cè)發(fā)生雙極短路故障后，閉鎖換流器，以A相為例，交流饋流路徑如圖3所示。饋流電流向子模塊電容持續(xù)充電，直至形成的反向電動勢不小于交流側(cè)線對線電壓時，即可實現(xiàn)故障電流的清除。

結(jié)合式（1）與式（2）可得饋流的阻斷條件為：

[4NSUC≥UL=32m2NS+NHUC] （6）

式中：[UL]——交流側(cè)線電壓幅值；[UC]——子模塊電容電壓值。

交流調(diào)制比[m]的取值范圍在（0，1］，根據(jù)式（6），可得出滿足故障清除條件的配比要求為：

[3m8-3m≤NSNH+NS≤1] （7）

為了保證系統(tǒng)的故障清除能力，通常取[m=1]，此時系統(tǒng)滿足閉鎖故障清除的臨界配置比例[ηC1=27.6%]。

1.3 考慮降壓運行的臨界配置比例

在直流側(cè)雙極短路故障期間，可以利用SDSM的負(fù)電平輸出能力使換流站降壓運行，實現(xiàn)系統(tǒng)非閉鎖故障穿越，彌補閉鎖故障隔離下的不足［18］。根據(jù)SDSM的輸出特性可得上、下橋臂輸出電壓的最值為：

[upj，unjmax=2NS+NHUCupj，unjmin=-2NSUC，" j=a，b，c] （8）

聯(lián)立式（4）和式（8）可得上、下橋臂輸出電壓約束條件為：

[-2NSUC≤M-mcosωt+φjUdc2≤2NS+NHUC-2NSUC≤M+mcosωt+φjUdc2≤2NS+NHUC，" j=a，b，c]

（9）

當(dāng)直流側(cè)電壓跌落時，[Mlt;1]，在盡可能少使用SDSM的情況下，根據(jù)式（9）可得配比約束條件為：

[t4-t≤NSNS+NH≤1] （10）

式中：[t]——電壓跌落時交流調(diào)制比與最小直流調(diào)制比的差值，[t=m-Mmin]。

在直流側(cè)雙極短路情況下，直流調(diào)制比[M=0]，此時系統(tǒng)滿足非閉鎖故障穿越的臨界配置比例[ηC2=33.3%]。

2 不同配置比例[η]的系統(tǒng)運行工況分析

2.1 不同配比對閉鎖故障隔離的影響分析

為了分析不同比例對閉鎖故障隔離的影響，進一步將圖3等效為一個已知初始狀態(tài)的RLC二階電路，如圖4所示。其中，上、下橋臂電容為串聯(lián)，等值電容為[C/（4NS）]，[Rf]為短路故障點的線路阻抗。

由圖4可得其二階微分方程為：

[d2uCdt2+2Rarm+Rf2Larm·duCdt+2NSCLarm=UL] （11）

式中：[C]——電容容值；[uC]——子模塊電容電壓瞬時值。

其初始狀態(tài)方程滿足：

[uC（0+）=i=12NSUCi_apt=0++i=12NSUCi_ant=0+=UC1iC（0+）=iC（0-）=IC1] （12）

式中：[IC1]——電容充電電流的初始值；[UCi_ap]——A相上橋臂第[i]個子模塊的電容電壓；[UCi_an]——A相下橋臂第[i]個子模塊的電容電壓；[UC1]——閉鎖時刻電容電壓的初始值。

將式（12）代入式（11），可得電容充電電壓uC和交流饋流電流iC為：

[uC=UL+e-tτUC1sin（ωt+θ）-4NSIC1CωsinωtiC=e-t/τUC1C8NSLarmsinωt+IC1cos（ωt）] （13）

式中：[τ]——饋流回路時間常數(shù)，[τ=4Larm2Rarm+Rf]；[ω]——饋流回路諧振角頻率，[ω=22NSLarmC]；[θ]——饋流回路初始相角，[θ=arctan8NSLarmC2Rarm+Rf2-1]。

由式（13）可知，當(dāng)故障清除后，子模塊電容電壓之和理論上與交流側(cè)線電壓幅值[UL]相等。據(jù)此，可得到單個電容的故障清除電壓[UCq]為：

[UCq=UL4NS=UL4ηN] （14）

考慮在實際運行中，換流器的橋臂電感會導(dǎo)致閉鎖期間的短路電流在電容電壓達到故障清除電壓值后并不會馬上為0。相反，它會繼續(xù)對電容充電，直到充電電流為0，二極管反向截止，從而實現(xiàn)故障的隔離。此時，電容經(jīng)過充電后達到的實際電壓值高于電容的故障清除電壓[UCq]，特別是當(dāng)[ηlt;ηC1]時，充電完成后電容的實際電壓值遠高于其耐壓值。因此，在實際工程中，采用閉鎖換流器實現(xiàn)故障隔離時需考慮對SDSM電容電壓進行額外裕度[γ]的設(shè)計［19］，電容電壓的最大耐壓值[UC_max]滿足：

[UC_max≥γUL4NS=γUL4ηN，" γ≥1] （15）

結(jié)合1.2節(jié)所述，當(dāng)[η≥ηC1]時，系統(tǒng)可以實現(xiàn)故障清除，從式（13）中的電流表達式可看出，隨著配置比例的增加，故障電流清除所需的時間減少。當(dāng)[ηlt;ηC1]時，SDSM內(nèi)部電容電壓的實際充電值將大于額定值，為避免電容擊穿，需根據(jù)式（15）考慮SDSM電容電壓的裕度設(shè)計。

2.2 不同配比對非閉鎖故障穿越的影響分析

由零電壓穿越理論可知，維持換流器交流側(cè)相電壓的穩(wěn)定輸出是保障系統(tǒng)在故障時期降壓運行的關(guān)鍵［20］。MMC的上、下橋臂電壓、直流側(cè)電壓與輸出相電壓之間的關(guān)系為：

[uj=unj-upj2Udc=unj+upj，" j=a，b，c] （16）

當(dāng)直流側(cè)發(fā)生電壓跌落時，令上、下橋臂分別承受一半的電壓跌落值，即可維持MMC交流側(cè)輸出相電壓保持不變，如圖5所示，[ΔUdc]為電壓跌落值。系統(tǒng)直流側(cè)電壓在雙極短路情況下迅速下降至0，電壓跌落值[ΔUdc=Udc]（直流調(diào)制比[M=0]），式（4）可進一步表示為：

[u*pj=upj-ΔUdc2=-mcosωt+φjUdcu*nj=unj-ΔUdc2=mcosωt+φjUdc，" j=a，b，c] （17）

根據(jù)式（17）推導(dǎo)的結(jié)果，系統(tǒng)上、下橋臂輸出電壓輸出范圍在［[-Udc/2，Udc/2]］即可實現(xiàn)系統(tǒng)的非閉鎖故障穿越。根據(jù)1.3節(jié)的論述可知，當(dāng)配置比例[η=ηC2=33.3%]即可滿足故障時期的橋臂電壓輸出范圍，此時系統(tǒng)已經(jīng)具備非閉鎖故障穿越的能力，進一步增大[η]值只會增加換流器成本，對故障穿越能力的提高并沒有影響。當(dāng)[ηlt;ηC2]時系統(tǒng)無法滿足故障時期橋臂電壓輸出范圍，不具備非閉鎖故障穿越能力。

3 直流側(cè)短路故障穿越及其控制策略

根據(jù)前文中的論述，本節(jié)以雙端柔性直流系統(tǒng)為例，選取配比[η=ηC2=33.3%]的SDSMamp;HBSM混合型MMC作為系統(tǒng)的換流站，進行故障穿越策略的設(shè)計與研究。當(dāng)直流側(cè)發(fā)生雙極短路故障后，兩個換流站之間失去了有功功率的傳輸能力，換流站內(nèi)部子模塊電容迅速放電，形成故障電流［21］。因此，在故障期間，兩個換流站不僅需要降壓運行，還要維持子模塊電容電壓平衡。

3.1 構(gòu)造系統(tǒng)的負(fù)電壓輸出條件

SDSM無自主負(fù)電平輸出能力，只有在電流為負(fù)時才能輸出負(fù)電平，在直流故障期間，需要保障換流器橋臂電流始終為負(fù)。根據(jù)交流側(cè)相電流的相位差可將系統(tǒng)分成6個不同的工作區(qū)域，如圖6所示。

為了確定工作區(qū)域，定義相電流的狀態(tài)矩陣[S]以及符號函數(shù)[ξ]分別為：

[S=ξsgn，aξsgn，bξsgn，cT] （18）

[ξsgn，j=1， ijgt;00， ij=0-1， ijlt;0] （19）

式中：[ij]——相電流，[j=]a，b，c；[S]——每相電流符號函數(shù)組成的列向量。

結(jié)合圖6以及狀態(tài)矩陣[S]，可得每個區(qū)域?qū)?yīng)橋臂工作狀態(tài)的索引表如表1所示。以工作區(qū)域Ⅰ為例，閉鎖A相、C相下橋臂和B相上橋臂，其余橋臂正常導(dǎo)通，此時閉鎖的橋臂電流為零，正常導(dǎo)通的橋臂電流小于0。通過對不同工作區(qū)域的不同橋臂交替導(dǎo)通和閉鎖，即可實現(xiàn)換流站的橋臂電流始終小于0，滿足SDSM負(fù)電平的輸出條件。

3.2 故障期間控制策略

當(dāng)直流側(cè)發(fā)生短路故障時，MMC中每個子模塊的放電程度不同。為了避免電容電壓的發(fā)散現(xiàn)象，在故障期間SDSMamp;HBSM混合型MMC中HBSM被設(shè)置為旁路，能量存儲在SDSM中，MMC中子模塊電容存儲的總能量為：

[W∑=C2j=a，b，ci=12NSU2Ci_ jp+i=12NSU2Ci_ jn] （20）

式中：[UCi_ jp]——系統(tǒng)中第[j]相上橋臂中第[i]個電容電壓值；[UCi_ jn]——系統(tǒng)中第[j]相下橋臂中第[i]個電容電壓值。

經(jīng)過二倍頻濾波后可得到MMC三相子模塊電容電壓的平均值為：

[UC=s2+ω2s2+2τω2s+ω22112NSj=a，b，ci=12NSU2Ci_ jp+i=12NSU2Ci_ jn] （21）

式中：[ω2]——二倍頻陷波器的中心角頻率；[τ]——2倍頻陷波器的阻尼系數(shù)。

對系統(tǒng)的子模塊電容電壓的平均值進行PI控制，再與三相電壓同步正弦信號相乘，可得到三相電流的參考值如式（22）所示。三相電流的參考值經(jīng)過派克變換后，可得到[dq]軸電流的參考量如式（23）所示。

[i*a=kpU*C-UC+kpTiU*C-UCdtsin（ωt）i*b=kpU*C-UC+kpTiU*C-UCdtsinωt-2π3i*c=kpU*C-UC+kpTiU*C-UCdtsinωt+2π3] （22）

[i*di*q=23cosωtcosωt-2π3cosωt+2π3-sinωt-sinωt-2π3-sinωt+2π3i*ai*bi*c] （23）

式中：[U*C]——子模塊電容電壓參考值；[kp]——PI控制器比例增益；[Ti]——PI控制器積分時間常數(shù)；[i*d]——[d]軸電流參考量；[i*q]——q軸電流參考量。

以直流電壓站為例，系統(tǒng)控制框圖如圖7所示，圖中[ud]和[uq]分別為交流側(cè)電壓的[d]軸分量和[q]軸分量，[ω]為交流側(cè)電壓的角頻率，[L]為橋臂電感，[uaref、ubref、ucref]為三相電壓的參考值，K1和K2分別為穩(wěn)態(tài)時期與故障時期控制，當(dāng)故障發(fā)生時直流側(cè)電壓迅速跌落至零，傳統(tǒng)的定直流電壓控制無法滿足系統(tǒng)的控制要求，切換至定電容能量控制，維持子模塊電容電壓平衡。同時，引入直流電流反饋控制，在故障期間產(chǎn)生一個較大的負(fù)直流偏置量，能夠快速抑制故障電流。

3.3 故障穿越策略

結(jié)合系統(tǒng)控制策略，可得到基于電流相位的故障穿越策略如圖8所示，分為3層控制：故障判斷層、換流站級控制層、閥組級控制層。

在正常工況下MMC1站運行于定直流電壓控制，MMC2運行于定有功功率控制，此時直流調(diào)制比[M=1]，存在直流偏置量，經(jīng)過換流站級控制層輸出的上、下橋臂調(diào)制波只分布在正半周期，如式（24）所示。

[upjref=12MUdc-ujrefunjref=12MUdc+ujref] （24）

式中：[ujref]——輸出三相電壓參考量，[j=]a，b，c。

當(dāng)直流側(cè)發(fā)生雙極短路時系統(tǒng)進行判斷，換流站切換至故障時期控制。此時，直流調(diào)制比[M=0]，直流偏置量為0，調(diào)制波變更為圍繞[X]軸正負(fù)半軸對等的正弦波。即對應(yīng)換流站級控制層，在這一層控制MMC的運行狀態(tài)，篩選出對應(yīng)的調(diào)制波信號。

閥組級控制層在接受到調(diào)制波信號后，通過調(diào)制方式產(chǎn)生脈沖信號，控制子模塊的投入和切除?；谶m應(yīng)外電路變化的目的，以故障前后換流站級控制層輸出調(diào)制波的不同，選擇不同的閥組級控制。采用最近電平逼近策略為手段，進行子模塊電容的選擇性投切。故障發(fā)生前，對所有子模塊電容電壓進行采樣并排序，根據(jù)式（25）計算下一時刻所需投入的電平數(shù)[N]，利用電容電壓排序算法來控制子模塊電容實現(xiàn)正壓投切。故障發(fā)生后，首先，根據(jù)式（19）和式（20）進行工作區(qū)域判斷，閉鎖相應(yīng)的橋臂，保障MMC橋臂電流在故障期間始終為負(fù)。其次，對SDSM內(nèi)部子模塊電容進行采樣并排序，同樣根據(jù)式（25）計算下一時刻所需投入的電平數(shù)[N]，由于引入直流調(diào)制比M，保證子模塊投切數(shù)量隨控制方式的不同而變化。同時，為了避免HBSM長時間處于放電狀態(tài)所造成的電容電壓發(fā)散現(xiàn)象，在故障時期將其設(shè)置為旁路，利用SDSM的電容實現(xiàn)正負(fù)壓的交替輸出。[N≥0]時投入[N]個電壓較大的SDSM內(nèi)部電容進行放電，[Nlt;0]時投入[N]個電壓較小的SDSM內(nèi)部電容進行充電。

[Npa=MN2-roundN2mcos（ωt）Nna=MN2+roundN2mcos（ωt）] （25）

在故障清除后，系統(tǒng)由故障時期控制切換至穩(wěn)態(tài)時期的控制，及時恢復(fù)換流站之間的功率輸送，保障系統(tǒng)穩(wěn)定運行。

4 仿真驗證

為驗證本文的配比分析以及所設(shè)計的故障穿越策略的有效性，利用Matlab/Simulink搭建如圖1所示雙端柔性直流系統(tǒng)。MMC1和MMC2換流站均采用本文所研究的SDSMamp;HBSM混合型MMC結(jié)構(gòu)，具體參數(shù)如表2所示。

4.1 不同配置比例[η]的系統(tǒng)運行分析

對比不配置比例[η]值系統(tǒng)運行狀況，模擬系統(tǒng)直流母線在0.5 s時發(fā)生短路故障，延時1 ms閉鎖換流器，實現(xiàn)系統(tǒng)故障隔離。仿真SDSM占比分別為14.3%、33.3%、60%、100%下直流母線電流以及子模塊電容電壓特性如圖9和表3所示。

圖9以及表3的仿真結(jié)果表明，系統(tǒng)在故障發(fā)生前，處于穩(wěn)態(tài)運行時，不同配置比例的MMC結(jié)構(gòu)均能保障直流母線電流的平穩(wěn)輸出，并維持子模塊電容電壓的穩(wěn)定。故障發(fā)生后，直流線路出現(xiàn)嚴(yán)重的過電流。換流站閉鎖后，故障電流逐漸衰減為0。

當(dāng)配置比例[η]由14.3%增加到100%時，故障電流幅值由2.43 kA下降到1.46 kA。故障電流清除時間由15 ms縮短至4 ms，故障電流清除速度提升，并且單個電容的故障清除電壓值以及充電后的實際值也會隨著降低。當(dāng)[η=14.3%]時，系統(tǒng)配置比例小于臨界值[ηC1]，此時SDSM單個電容的故障清除電壓為4.33 kV，單個電容充電后的實際值為4.71 kV，高于正常運行時的電容電壓2.5 kV。如果未對SDSM電容進行裕度設(shè)計，在故障期間子模塊電容會有被擊穿的風(fēng)險。當(dāng)配置比例[η]分別為33.3%、60%、100%時，SDSM單個電容的故障清除電壓以及電容充電電壓的實際值均小于正常運行的電壓值2.5 kV，此時無需考慮裕度設(shè)計。

綜上，隨著配置比例的增加，系統(tǒng)的故障清除能力提升，但換流站所需IGBT以及二極管的數(shù)量也會隨著增加，換流站成本上升。因此，在實際工程中，采用故障隔離技術(shù)需綜合考慮換流站的配置比例、故障清除速度、裕度設(shè)計等因素，在有效隔離故障電流的基礎(chǔ)上達到經(jīng)濟性最優(yōu)。

4.2 系統(tǒng)非閉鎖故障穿越分析

為驗證所提子模塊混合型MMC柔性直流系統(tǒng)故障穿越策略的有效性，設(shè)置系統(tǒng)配置比例[η=33.3%]，模擬系統(tǒng)0.5 s時發(fā)生直流側(cè)短路故障，0.8 s后故障清除。仿真結(jié)果分別如圖10～圖12所示。圖10為直流母線電壓與電流波形，當(dāng)故障發(fā)生后電壓迅速從20 kV下降至0，故障電流迅速激增。在控制策略切換后，5 ms后實現(xiàn)故障熄弧，直流母線故障電流限制在150 A。

由圖11和圖12可知，系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運行時傳輸功率為10MW，直流電壓控制站（MMC1）和有功功率控制站（MMC2）內(nèi)部的子模塊電容電壓維持在約2.5 kV。故障發(fā)生后，系統(tǒng)

無法實現(xiàn)功率的傳輸，在完成控制切換后，MMC1和MMC2互不影響，作為STATCOM運行，向交流系統(tǒng)提供無功補償，兩個換流站有功功率降為0，同時相電流僅剩下無功分量，輸出幅值會出現(xiàn)暫時性降低。兩個換流站內(nèi)部HBSM子模塊閉鎖，SDSM子模塊電容電壓在外環(huán)定電容能量的控制下仍維持充放電穩(wěn)定且相電壓輸出保持不變。

綜上，本文所設(shè)計的非閉鎖故障穿越策略與閉鎖故障隔離相比最大的優(yōu)勢在于，故障發(fā)生時能夠快速響應(yīng)，降低了故障電流的幅值，在故障期間能夠維持電容電壓穩(wěn)定，避免了長時間閉鎖造成的電容電壓發(fā)散現(xiàn)象，并可以在一定程度上滿足交流系統(tǒng)的無功需求。在故障清除后換流站無需重啟，能夠快速恢復(fù)正常運行，實現(xiàn)兩個換流站之間的功率傳輸，其余的配比為33.3%的系統(tǒng)閉鎖故障隔離的仿真結(jié)果如附錄A圖A1所示。

5 結(jié) 論

本文分析了SDSMamp;HBSM子模塊混合型的數(shù)學(xué)模型，推導(dǎo)了其臨界配置比例，分析了不同配置比例對MMC運行的影響，設(shè)計了適用于該類混合型柔性直流系統(tǒng)的故障穿越策略，通過仿真分析，得出如下結(jié)論：

1）SDMSamp;HBSM混合型MMC相比于傳統(tǒng)的FBSMamp;HBSM混合型MMC降低了換流器的投資成本以及損耗，該混合型MMC滿足閉鎖故障清除和非閉鎖故障穿越的臨界配置比例[η]分別為27.6%和33.3%

2）隨著配置比例的增加閉鎖故障清除能力提升，換流器的投資成本也隨之增加，但不會改變非閉鎖故障穿越能力，而且采用閉鎖故障隔離技術(shù)時需考慮配比、故障清除速度、電容電壓的裕度設(shè)計等實現(xiàn)經(jīng)濟最優(yōu)。

3）本文所設(shè)計的故障穿越策略通過控制模式的切換可實現(xiàn)系統(tǒng)故障時期的穩(wěn)定運行，在故障清除后可快速恢復(fù)兩個換流站之間的功率傳輸，相比于閉鎖故障隔離技術(shù)具有一定優(yōu)勢。

本文的工作主要針對直流側(cè)雙極短路故障，但電力系統(tǒng)中的故障多種多樣，基于本文已完成的研究工作，未來下一步研究方向為多目標(biāo)的交流故障穿越策略以及直流側(cè)單極接地故障的限流控制，為系統(tǒng)建立較為完整的繼電保護。

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OPTIMIZATION DESIGN AND DC FAULT TRAVERSAL STRATEGY OF SUBMODULE HYBRID MMC DC TRANSMISSION SYSTEM

Ma Wenzhong1，Wang Hao1，Wang Yusheng2，Jiao Lixin1，Jin Qiongting1，Zhang Jingshun1

（1. Institute of New Energy， China University of Petroleum （East China）， Qingdao 266580， China；

2. Petro China Planning amp; Engineering Institute， Beijing 100083， China）

Abstract：Short circuit fault is one of the main issues affecting the safe operation of flexible DC transmission systems. This paper focuses on the pole-to-pole DC fault. Firstly， a hybrid MMC structure based on series double capacitor submodule （SDSM） and half bridge submodule （HBSM） is studied. Compared with traditional half bridge full bridge submodule hybrid MMC， this structure has lower cost and loss. The configuration ratio design requirements of SDSM and HBSM under transient operation of DC side short circuit are analyzed； Secondly， considering the lack of autonomous negative level output capability of SDSM， a fault crossing strategy based on current phase is proposed. The idea of hierarchical control is adopted to construct a phase current state matrix and combine it with its phase difference to ensure that the converter station can operate with reduced voltage during faults and maintain stable system operation； Finally， the above analysis and the feasibility of the proposed fault traversal strategy were verified through simulation in Matlab/Simulink.

Keywords：HVDC power transmission； multilevel modular converter； DC side faults； fault ride through； ratio design