具備直流故障隔離能力的新型MMC拓?fù)溲芯?/h1>
2017-11-28 11:25張清枝李志輝
鄭州大學(xué)學(xué)報(bào)（工學(xué)版） 2017年6期
張清枝， 李志輝
(1.新鄉(xiāng)學(xué)院 機(jī)電工程學(xué)院，河南 新鄉(xiāng) 453003； 2.鄭州大學(xué) 電氣工程學(xué)院，河南 鄭州 450001)
具備直流故障隔離能力的新型MMC拓?fù)溲芯?/p>
張清枝1， 李志輝2
(1.新鄉(xiāng)學(xué)院 機(jī)電工程學(xué)院，河南 新鄉(xiāng) 453003； 2.鄭州大學(xué) 電氣工程學(xué)院，河南 鄭州 450001)
對(duì)柔性直流輸電的直流側(cè)短路故障問(wèn)題，提出了一種新型的能夠自我阻斷直流故障的子模塊拓?fù)?，該拓?fù)淇梢酝ㄟ^(guò)自身結(jié)構(gòu)特性來(lái)阻斷故障電流；在此基礎(chǔ)上，為了抑制故障時(shí)子模塊電容電壓升高帶來(lái)的不利影響，提出了具有阻尼電阻的子模塊拓?fù)?，該拓?fù)湓谧钄喙收想娏鞯耐瑫r(shí)還具有抑制子模塊電容電壓的作用.在PSCAD/EMTDC平臺(tái)下搭建了9電平MMC-HVDC仿真模型，并驗(yàn)證了所提出新型拓?fù)涞恼_性.
柔性直流輸電； 直流故障； MMC； 子模塊拓?fù)洌?子模塊電容電壓
0 引言
近年來(lái)，隨著分布式電源、儲(chǔ)能技術(shù)的不斷發(fā)展，直流輸電技術(shù)受到了人們的廣泛關(guān)注[1-3].柔性直流技術(shù)可以獨(dú)立控制功率、沒(méi)有換向失敗，成為目前研究的熱點(diǎn)之一.而模塊化多電平換流器 (multilevel modular converter MMC)由于采用模塊化設(shè)計(jì)，具有可拓展性好，開(kāi)關(guān)頻率低等優(yōu)點(diǎn)[4-5]，目前已成為換流站的首選拓?fù)?在采用MMC的系統(tǒng)中，直流側(cè)的短路故障是目前MMC需要研究的一個(gè)主要課題[6-7].實(shí)際工程中通常采用MMC半橋型子模塊(half bridge sub module，HBSM)，當(dāng)換流器直流側(cè)發(fā)生雙極短路故障時(shí)，在IGBT(insulated gate bipolar transistor)關(guān)斷的情況下，短路電流會(huì)經(jīng)過(guò)并聯(lián)的反向二極管流入故障點(diǎn)，且無(wú)法通過(guò)閉鎖換流器來(lái)阻斷短路電流，會(huì)造成十分嚴(yán)重的危害[8].
采用可以自我阻斷直流故障電流的MMC拓?fù)涫悄壳拜^為可行的方法.該方法通過(guò)換流器本身的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，通過(guò)故障時(shí)二極管兩端的反向電壓來(lái)阻斷直流故障電流.由于IGBT的開(kāi)關(guān)速度很快，因此能夠確保切斷故障的迅速性.并且系統(tǒng)能夠快速恢復(fù)非永久性故障，提高了供電可靠性.
筆者利用SM換流器拓?fù)涞慕Y(jié)構(gòu)特征提出了一種改進(jìn)型拓?fù)?，可以在不改變控?調(diào)制方法的前提下，使系統(tǒng)具備處理直流故障的能力，并且對(duì)故障時(shí)的子模塊充電電壓加以抑制，減小故障帶來(lái)的危害[9-10].根據(jù)直流故障的條件，在PSCAD/EMTDC環(huán)境下進(jìn)行了時(shí)域仿真.
1 MMC基本結(jié)構(gòu)及子模塊拓?fù)?/h2>
1.1MMC的基本結(jié)構(gòu)
MMC-HVDC系統(tǒng)主要由SM電路裝置級(jí)聯(lián)來(lái)實(shí)現(xiàn)[11-12].目前廣泛采用的是基于半橋型SM的MMC.三相半橋型MMC的結(jié)構(gòu)單元拓?fù)淙鐖D1所示.
圖1 MMC的基本結(jié)構(gòu)Fig.1 MMC basic structure
圖1中，左側(cè)A、B、C三相接入交流電網(wǎng)，右側(cè)輸出直流電壓.MMC每一相擁有上和下兩個(gè)橋臂，其橋臂電壓和電流分別為Uarm_PA、Iarm_PA、Uarm_NA、Iarm_NA.每一個(gè)完整的上橋臂或下橋臂均由N個(gè)SM上下級(jí)聯(lián)再與一個(gè)橋臂外端的電抗器L0串聯(lián)組成，Udc表示直流側(cè)的輸出電壓，O表示電壓為0的參考點(diǎn).圖1的底部為一個(gè)SM的半橋型拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，其輸出的子模塊電容電壓為USM；通過(guò)子模塊的電流為iarm；電容器兩端的電壓為UC；T1、T2為控制子模塊運(yùn)行狀態(tài)的IGBT；D1、D2為與之并聯(lián)的反向二極管.
1.2直流故障情況下的子模塊拓?fù)浞治?/p>
在直流側(cè)短路故障期間，半橋型SM電路,如圖2所示.故障發(fā)生時(shí)，所有的IGBT均被阻斷，直流故障電流通過(guò)與T2并聯(lián)的反向二極管D2從交流側(cè)流出.由此可見(jiàn)，半橋型SM不具有直流故障阻斷能力.
圖2 半橋型SM拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.2 HBSM topology
全橋型SM電路如圖3所示, 全橋的MMC-HVDC系統(tǒng)的功率損耗以及成本比半橋型更高.直流故障時(shí)，所有SM的IGBT被阻斷，電容器可以產(chǎn)生反向電壓阻擋交流側(cè)的電流,從而為全橋型SM提供直流故障處理能力.
圖3 全橋型SM拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.3 FBSM topology
2 新型拓?fù)涞慕Y(jié)構(gòu)及故障清除原理
2.1新型拓?fù)涞幕窘Y(jié)構(gòu)
結(jié)合FBSM的直流故障處理能力，筆者對(duì)傳統(tǒng)的HBSM進(jìn)行改進(jìn)，提出了一種新型子模塊拓?fù)洌鐖D4所示.這種子模塊拓?fù)湓诎霕蛐秃腿珮蛐妥幽K拓?fù)涞幕A(chǔ)上進(jìn)行融合，與全橋型SM相比，改進(jìn)的拓?fù)涠嘤昧艘粋€(gè)限流電阻R1，省去了一個(gè)IGBT.
圖4 改進(jìn)的子模塊拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.4 The improved SM topology
2.2新型的故障清除原理
正常運(yùn)行時(shí)，T3始終處于導(dǎo)通狀態(tài)，子模塊通過(guò)T1和T2的輪換投切來(lái)改變其輸出的電壓為0或UC.
子模塊的電容電壓與交流電壓滿(mǎn)足：
(1)
式中，Uph、UL分別為交流側(cè)的相電壓和線(xiàn)電壓幅值；m為調(diào)制比；UC為子模塊電容電壓；N為導(dǎo)通的子模塊個(gè)數(shù).
如圖5所示，短路電流經(jīng)D1→C→D4→R1流出子模塊.同理，MMC-HVDC發(fā)生雙極短路故障時(shí)，兩相之間的短路電流共流過(guò)2N個(gè)D1→C→D4→R1這樣的組合以及2個(gè)電抗器L.
圖5 故障時(shí)的短路電流通路Fig.5 Short-circuit current paths in DC fault
以A、B相為例，根據(jù)KVL(基爾霍夫電壓定律)：
uba= [N(uD1+uD4+UC+uR1)+uL]×2=
[N(uD1+uD4+uR1)+Udc+uL]×2，
(2)
式中，uba和uL分別為交流線(xiàn)電壓和電抗器電壓的瞬時(shí)值；uD1、uD4為二極管的電壓瞬時(shí)值；uR1為限流電阻R1上的電壓瞬時(shí)值.
整理得：
(3)
顯然,uD1+uD4lt;0，即二極管D1和D4承受反向電壓，因此可以達(dá)到切斷故障電流的效果.
2.3新型拓?fù)涞墓收峡刂撇呗约白饔?/p>
圖5所示，發(fā)生直流雙極短路故障時(shí)，二極管D1、D4上的壓降可以忽略，因此相當(dāng)于串聯(lián)電阻R1與子模塊電容C進(jìn)行串聯(lián)分壓，可得
(4)
可以看出，發(fā)生直流故障時(shí)，隨著阻尼電阻的增大，子模塊電容充電電壓隨之減小，故而阻尼電阻起到抑制直流電容電壓的效果.
故障時(shí)控制策略如圖6所示，當(dāng)系統(tǒng)發(fā)生直流故障時(shí)，所有的IGBT將要閉鎖，以阻斷故障電流.對(duì)于永久性故障，需要斷開(kāi)交流斷路器以隔離故障并進(jìn)行修復(fù)；對(duì)于瞬時(shí)性故障，故障電流被切斷之后，需要解鎖IGBT以重新建立直流電壓，系統(tǒng)恢復(fù)正常運(yùn)行狀態(tài).由于電力電子器件的動(dòng)作十分迅速，且故障清除過(guò)程不需要交流斷路器的動(dòng)作，因而系統(tǒng)能夠快速恢復(fù).
圖6 直流故障的控制策略Fig.6 DC-fault control strategy
采用上述控制策略，故障清除時(shí)間能夠控制在10 ms之內(nèi)，可以有效保護(hù)子模塊中的IGBT和二極管.因此，所提的新型子模塊拓?fù)淠軌蝻@著提升柔性直流輸電系統(tǒng)的故障阻斷及恢復(fù)能力.
3 仿真驗(yàn)證與分析
3.1直流故障阻斷能力驗(yàn)證
為了驗(yàn)證SM拓?fù)淠軌蛞种浦绷鞴收想娏?，在PSCAD/EMTDC軟件平臺(tái)下搭建了單端9電平MMC-HVDC模型.
模型的具體參數(shù)為：直流電壓±320 kV；傳輸功率1 000 MW；系統(tǒng)運(yùn)行頻率為50 Hz；變壓器變比為230/352 kV，漏電抗為0.15 p.u；每個(gè)上/下橋臂由4個(gè)新型子模塊和4個(gè)HBSM串聯(lián)；橋臂電抗為112 mH；子模塊電容及電壓為164 uF和80 kV.系統(tǒng)采用定功率控制，在直流側(cè)設(shè)置了雙極短路故障，進(jìn)行仿真分析.設(shè)置故障發(fā)生在t=1.10 s，故障持續(xù)時(shí)間1 s.
子模塊在0.2 s前預(yù)充電，在0.9 s之后，當(dāng)發(fā)生雙極短路故障時(shí)，直流電流超過(guò)3.12 kA，此時(shí)所有的IGBT閉鎖.
MMC-HVDC的仿真運(yùn)行邏輯為，當(dāng)1.10 s發(fā)生雙極短路故障時(shí)，直流電流迅速?zèng)_擊到3.12 kA，使所有的IGBT閉鎖，在故障持續(xù)時(shí)間內(nèi)，若直流電流快速下降為0，則說(shuō)明拓?fù)渚哂兄绷鞴收献钄嗄芰?
如圖7所示，根據(jù)時(shí)序控制，0.2 s時(shí)子模塊充電完畢，充電電源斷開(kāi)，直流電流從0開(kāi)始上升，0.6 s到達(dá)1.5 kA，1.10 s發(fā)生直流側(cè)雙極短路故障，直流電流在1.1 007 s達(dá)到3.12 kA，使所有的IGBT閉鎖，閉鎖后直流電流迅速下降為0，說(shuō)明該模型具有直流故障阻斷能力.圖8為該系統(tǒng)的直流電壓波形，正常運(yùn)行時(shí)維持在640 kV，發(fā)生雙極短路故障后電壓下降為0.MMC子模塊中的IGBT兩端電壓波形如圖9所示.
圖7 直流電流波形Fig.7 DC current waveform
圖8 直流電壓波形Fig.8 DC voltage waveform
3.2子模塊電容充電過(guò)程分析
圖9 IGBT兩端的電壓波形Fig.9 IGBT voltage waveform
圖10 三相橋臂電流波形(0 Ω)Fig.10 Three-phase arm current waveform(0 Ω)
圖11 三相子模塊平均電容電壓波形(0 Ω)Fig.11 Three-phase SM average capacitance voltage waveform(0 Ω)
首先在工頻情況下，設(shè)置R1=0，得到短路故障發(fā)生時(shí)三相橋臂電流如圖10所示.由圖10可以看出，1.100 7 s時(shí)，IGBT閉鎖，經(jīng)過(guò)Tf1=0.8 ms，A、B兩相的上橋臂電流衰減至零.后經(jīng)過(guò)Tf2=3.2 ms，三相所有的橋臂電流均降為零，故障電流完全被阻斷.在Tf1所對(duì)應(yīng)的故障時(shí)間內(nèi)，A相的上下橋臂、B相下橋臂及C相上橋臂子模塊開(kāi)始充電，如圖11所示.當(dāng)A、B相不再有短路電流通過(guò)后，A相上橋臂子模塊電容充電完成.在三相短路電流均被阻斷后，所有的子模塊電容充電完成.可以看出，B相下橋臂和C相上橋臂的子模塊電容電壓從80 kV上升到近115 kV，上升率過(guò)高，從而會(huì)導(dǎo)致系統(tǒng)的不穩(wěn)定.
3.3阻尼電阻對(duì)充電電壓的抑制仿真驗(yàn)證
為解決上述問(wèn)題，采用具有阻尼電阻的改進(jìn)新型拓?fù)鋪?lái)抑制子模塊電容電壓的升高.由于直流線(xiàn)路電感的儲(chǔ)能，在故障時(shí)會(huì)使Udc產(chǎn)生反向衰減電壓，考慮故障時(shí)直流電壓的反向沖擊不大于額定值的2倍，因此設(shè)定R1=150 Ω，得到三相橋臂電流和子模塊電容電壓如圖12～13所示.
圖12 三相橋臂電流波形(150 Ω)Fig.12 Three-phase arm current waveform(150 Ω)
圖13 三相子模塊平均電容電壓波形(150Ω)Fig.13 Three-phase SM average capacitance voltage waveform(150 Ω)
對(duì)比圖10，12可以看出，R1=150 Ω的改進(jìn)拓?fù)湓诠收习l(fā)生后，其短路電路的阻斷時(shí)間由4 ms 減小為1.5 ms，反應(yīng)更為迅速；對(duì)比圖11、13可以看出，各相子模塊的電容充電電壓上升的趨勢(shì)得到了有效減緩，尤其B、C兩相的充電電壓由原先的110 kV降低為85 kV左右，得到了很好的抑制.
4 結(jié)論
針對(duì)傳統(tǒng)HBSM不能解決直流故障的問(wèn)題，筆者結(jié)合半橋型和全橋型SM的特點(diǎn)，提出了一種新型的子模塊拓?fù)?該拓?fù)渚邆渥钄嘀绷鞴收想娏髂芰Φ耐瑫r(shí)還能夠抑制子模塊電容過(guò)電壓.相比于其他能夠阻斷直流故障短路電流的拓?fù)?，新型改進(jìn)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，應(yīng)用電力電子器件數(shù)量少，還能夠有效減小短路瞬間造成的危害.
最后在單端9電平MMC-HVDC混合仿真模型中，對(duì)不同R值的直流側(cè)雙極短路故障下的子模塊電流及電壓進(jìn)行對(duì)比.仿真結(jié)果表明所提出的SM拓?fù)淠苎杆偾袛喙收想娏鳎⑶夷軌蚝芎玫匾种乒收蠒r(shí)子模塊電容的充電電壓.
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ReaseachontheTopologyofMMCwithDCFaultIsolatingCapability
ZHANG Qingzhi1, LI Zhihui2
(1.College of Mechanical and Electrical Engineering, Xinxiang University, Xinxiang 453003, China; 2.School of Electrical Engineering, Zhengzhou University, Zhengzhou 450001, China)
To solve the MMC-HVDC dc-fault, a new sub-module topology with DC faults blocking capability was proposed, which could be used to block the fault current by its structure characteristic. On this basis, in order to restrain the adverse effects of sub-module capacitor voltage rising during the fault time, a new sub-module topology with a damping resistor was proposed. The topology not only could block fault current, but also had sub-module capacitor voltage suppression effect. An 9 level SBMMC-HVDC simulation model was built in PSCAD/EMTDC platform, and the simulation proved the proposed new topology was correct.
flexible HVDC; dc faults; MMC; sub module topology; sub module capacitor voltage
2017-04-07；
2017-07-11
國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(61473266)；2016年度河南省高等學(xué)校重點(diǎn)科研項(xiàng)目(16A470013)
張清枝(1970— )，女，河南新鄉(xiāng)人，新鄉(xiāng)學(xué)院副教授，主要從事電力電子技術(shù)及自動(dòng)化運(yùn)行控制方面的研究，E-mail:13937395104@163.com.
1671-6833(2017)06-0074-05
TM46；TM721.1
A
10.13705/j.issn.1671-6833.2017.06.011
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近年來(lái)，隨著分布式電源、儲(chǔ)能技術(shù)的不斷發(fā)展，直流輸電技術(shù)受到了人們的廣泛關(guān)注[1-3].柔性直流技術(shù)可以獨(dú)立控制功率、沒(méi)有換向失敗，成為目前研究的熱點(diǎn)之一.而模塊化多電平換流器 (multilevel modular converter MMC)由于采用模塊化設(shè)計(jì)，具有可拓展性好，開(kāi)關(guān)頻率低等優(yōu)點(diǎn)[4-5]，目前已成為換流站的首選拓?fù)?在采用MMC的系統(tǒng)中，直流側(cè)的短路故障是目前MMC需要研究的一個(gè)主要課題[6-7].實(shí)際工程中通常采用MMC半橋型子模塊(half bridge sub module，HBSM)，當(dāng)換流器直流側(cè)發(fā)生雙極短路故障時(shí)，在IGBT(insulated gate bipolar transistor)關(guān)斷的情況下，短路電流會(huì)經(jīng)過(guò)并聯(lián)的反向二極管流入故障點(diǎn)，且無(wú)法通過(guò)閉鎖換流器來(lái)阻斷短路電流，會(huì)造成十分嚴(yán)重的危害[8].
采用可以自我阻斷直流故障電流的MMC拓?fù)涫悄壳拜^為可行的方法.該方法通過(guò)換流器本身的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，通過(guò)故障時(shí)二極管兩端的反向電壓來(lái)阻斷直流故障電流.由于IGBT的開(kāi)關(guān)速度很快，因此能夠確保切斷故障的迅速性.并且系統(tǒng)能夠快速恢復(fù)非永久性故障，提高了供電可靠性.
筆者利用SM換流器拓?fù)涞慕Y(jié)構(gòu)特征提出了一種改進(jìn)型拓?fù)?，可以在不改變控?調(diào)制方法的前提下，使系統(tǒng)具備處理直流故障的能力，并且對(duì)故障時(shí)的子模塊充電電壓加以抑制，減小故障帶來(lái)的危害[9-10].根據(jù)直流故障的條件，在PSCAD/EMTDC環(huán)境下進(jìn)行了時(shí)域仿真.
1 MMC基本結(jié)構(gòu)及子模塊拓?fù)?/h2>
1.1MMC的基本結(jié)構(gòu)
MMC-HVDC系統(tǒng)主要由SM電路裝置級(jí)聯(lián)來(lái)實(shí)現(xiàn)[11-12].目前廣泛采用的是基于半橋型SM的MMC.三相半橋型MMC的結(jié)構(gòu)單元拓?fù)淙鐖D1所示.
圖1 MMC的基本結(jié)構(gòu)Fig.1 MMC basic structure
圖1中，左側(cè)A、B、C三相接入交流電網(wǎng)，右側(cè)輸出直流電壓.MMC每一相擁有上和下兩個(gè)橋臂，其橋臂電壓和電流分別為Uarm_PA、Iarm_PA、Uarm_NA、Iarm_NA.每一個(gè)完整的上橋臂或下橋臂均由N個(gè)SM上下級(jí)聯(lián)再與一個(gè)橋臂外端的電抗器L0串聯(lián)組成，Udc表示直流側(cè)的輸出電壓，O表示電壓為0的參考點(diǎn).圖1的底部為一個(gè)SM的半橋型拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，其輸出的子模塊電容電壓為USM；通過(guò)子模塊的電流為iarm；電容器兩端的電壓為UC；T1、T2為控制子模塊運(yùn)行狀態(tài)的IGBT；D1、D2為與之并聯(lián)的反向二極管.
1.2直流故障情況下的子模塊拓?fù)浞治?/p>
在直流側(cè)短路故障期間，半橋型SM電路,如圖2所示.故障發(fā)生時(shí)，所有的IGBT均被阻斷，直流故障電流通過(guò)與T2并聯(lián)的反向二極管D2從交流側(cè)流出.由此可見(jiàn)，半橋型SM不具有直流故障阻斷能力.
圖2 半橋型SM拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.2 HBSM topology
全橋型SM電路如圖3所示, 全橋的MMC-HVDC系統(tǒng)的功率損耗以及成本比半橋型更高.直流故障時(shí)，所有SM的IGBT被阻斷，電容器可以產(chǎn)生反向電壓阻擋交流側(cè)的電流,從而為全橋型SM提供直流故障處理能力.
圖3 全橋型SM拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.3 FBSM topology
2 新型拓?fù)涞慕Y(jié)構(gòu)及故障清除原理
2.1新型拓?fù)涞幕窘Y(jié)構(gòu)
結(jié)合FBSM的直流故障處理能力，筆者對(duì)傳統(tǒng)的HBSM進(jìn)行改進(jìn)，提出了一種新型子模塊拓?fù)洌鐖D4所示.這種子模塊拓?fù)湓诎霕蛐秃腿珮蛐妥幽K拓?fù)涞幕A(chǔ)上進(jìn)行融合，與全橋型SM相比，改進(jìn)的拓?fù)涠嘤昧艘粋€(gè)限流電阻R1，省去了一個(gè)IGBT.
圖4 改進(jìn)的子模塊拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.4 The improved SM topology
2.2新型的故障清除原理
正常運(yùn)行時(shí)，T3始終處于導(dǎo)通狀態(tài)，子模塊通過(guò)T1和T2的輪換投切來(lái)改變其輸出的電壓為0或UC.
子模塊的電容電壓與交流電壓滿(mǎn)足：
(1)
式中，Uph、UL分別為交流側(cè)的相電壓和線(xiàn)電壓幅值；m為調(diào)制比；UC為子模塊電容電壓；N為導(dǎo)通的子模塊個(gè)數(shù).
如圖5所示，短路電流經(jīng)D1→C→D4→R1流出子模塊.同理，MMC-HVDC發(fā)生雙極短路故障時(shí)，兩相之間的短路電流共流過(guò)2N個(gè)D1→C→D4→R1這樣的組合以及2個(gè)電抗器L.
圖5 故障時(shí)的短路電流通路Fig.5 Short-circuit current paths in DC fault
以A、B相為例，根據(jù)KVL(基爾霍夫電壓定律)：
uba= [N(uD1+uD4+UC+uR1)+uL]×2=
[N(uD1+uD4+uR1)+Udc+uL]×2，
(2)
式中，uba和uL分別為交流線(xiàn)電壓和電抗器電壓的瞬時(shí)值；uD1、uD4為二極管的電壓瞬時(shí)值；uR1為限流電阻R1上的電壓瞬時(shí)值.
整理得：
(3)
顯然,uD1+uD4lt;0，即二極管D1和D4承受反向電壓，因此可以達(dá)到切斷故障電流的效果.
2.3新型拓?fù)涞墓收峡刂撇呗约白饔?/p>
圖5所示，發(fā)生直流雙極短路故障時(shí)，二極管D1、D4上的壓降可以忽略，因此相當(dāng)于串聯(lián)電阻R1與子模塊電容C進(jìn)行串聯(lián)分壓，可得
(4)
可以看出，發(fā)生直流故障時(shí)，隨著阻尼電阻的增大，子模塊電容充電電壓隨之減小，故而阻尼電阻起到抑制直流電容電壓的效果.
故障時(shí)控制策略如圖6所示，當(dāng)系統(tǒng)發(fā)生直流故障時(shí)，所有的IGBT將要閉鎖，以阻斷故障電流.對(duì)于永久性故障，需要斷開(kāi)交流斷路器以隔離故障并進(jìn)行修復(fù)；對(duì)于瞬時(shí)性故障，故障電流被切斷之后，需要解鎖IGBT以重新建立直流電壓，系統(tǒng)恢復(fù)正常運(yùn)行狀態(tài).由于電力電子器件的動(dòng)作十分迅速，且故障清除過(guò)程不需要交流斷路器的動(dòng)作，因而系統(tǒng)能夠快速恢復(fù).
圖6 直流故障的控制策略Fig.6 DC-fault control strategy
采用上述控制策略，故障清除時(shí)間能夠控制在10 ms之內(nèi)，可以有效保護(hù)子模塊中的IGBT和二極管.因此，所提的新型子模塊拓?fù)淠軌蝻@著提升柔性直流輸電系統(tǒng)的故障阻斷及恢復(fù)能力.
3 仿真驗(yàn)證與分析
3.1直流故障阻斷能力驗(yàn)證
為了驗(yàn)證SM拓?fù)淠軌蛞种浦绷鞴收想娏?，在PSCAD/EMTDC軟件平臺(tái)下搭建了單端9電平MMC-HVDC模型.
模型的具體參數(shù)為：直流電壓±320 kV；傳輸功率1 000 MW；系統(tǒng)運(yùn)行頻率為50 Hz；變壓器變比為230/352 kV，漏電抗為0.15 p.u；每個(gè)上/下橋臂由4個(gè)新型子模塊和4個(gè)HBSM串聯(lián)；橋臂電抗為112 mH；子模塊電容及電壓為164 uF和80 kV.系統(tǒng)采用定功率控制，在直流側(cè)設(shè)置了雙極短路故障，進(jìn)行仿真分析.設(shè)置故障發(fā)生在t=1.10 s，故障持續(xù)時(shí)間1 s.
子模塊在0.2 s前預(yù)充電，在0.9 s之后，當(dāng)發(fā)生雙極短路故障時(shí)，直流電流超過(guò)3.12 kA，此時(shí)所有的IGBT閉鎖.
MMC-HVDC的仿真運(yùn)行邏輯為，當(dāng)1.10 s發(fā)生雙極短路故障時(shí)，直流電流迅速?zèng)_擊到3.12 kA，使所有的IGBT閉鎖，在故障持續(xù)時(shí)間內(nèi)，若直流電流快速下降為0，則說(shuō)明拓?fù)渚哂兄绷鞴收献钄嗄芰?
如圖7所示，根據(jù)時(shí)序控制，0.2 s時(shí)子模塊充電完畢，充電電源斷開(kāi)，直流電流從0開(kāi)始上升，0.6 s到達(dá)1.5 kA，1.10 s發(fā)生直流側(cè)雙極短路故障，直流電流在1.1 007 s達(dá)到3.12 kA，使所有的IGBT閉鎖，閉鎖后直流電流迅速下降為0，說(shuō)明該模型具有直流故障阻斷能力.圖8為該系統(tǒng)的直流電壓波形，正常運(yùn)行時(shí)維持在640 kV，發(fā)生雙極短路故障后電壓下降為0.MMC子模塊中的IGBT兩端電壓波形如圖9所示.
圖7 直流電流波形Fig.7 DC current waveform
圖8 直流電壓波形Fig.8 DC voltage waveform
3.2子模塊電容充電過(guò)程分析
圖9 IGBT兩端的電壓波形Fig.9 IGBT voltage waveform
圖10 三相橋臂電流波形(0 Ω)Fig.10 Three-phase arm current waveform(0 Ω)
圖11 三相子模塊平均電容電壓波形(0 Ω)Fig.11 Three-phase SM average capacitance voltage waveform(0 Ω)
首先在工頻情況下，設(shè)置R1=0，得到短路故障發(fā)生時(shí)三相橋臂電流如圖10所示.由圖10可以看出，1.100 7 s時(shí)，IGBT閉鎖，經(jīng)過(guò)Tf1=0.8 ms，A、B兩相的上橋臂電流衰減至零.后經(jīng)過(guò)Tf2=3.2 ms，三相所有的橋臂電流均降為零，故障電流完全被阻斷.在Tf1所對(duì)應(yīng)的故障時(shí)間內(nèi)，A相的上下橋臂、B相下橋臂及C相上橋臂子模塊開(kāi)始充電，如圖11所示.當(dāng)A、B相不再有短路電流通過(guò)后，A相上橋臂子模塊電容充電完成.在三相短路電流均被阻斷后，所有的子模塊電容充電完成.可以看出，B相下橋臂和C相上橋臂的子模塊電容電壓從80 kV上升到近115 kV，上升率過(guò)高，從而會(huì)導(dǎo)致系統(tǒng)的不穩(wěn)定.
3.3阻尼電阻對(duì)充電電壓的抑制仿真驗(yàn)證
為解決上述問(wèn)題，采用具有阻尼電阻的改進(jìn)新型拓?fù)鋪?lái)抑制子模塊電容電壓的升高.由于直流線(xiàn)路電感的儲(chǔ)能，在故障時(shí)會(huì)使Udc產(chǎn)生反向衰減電壓，考慮故障時(shí)直流電壓的反向沖擊不大于額定值的2倍，因此設(shè)定R1=150 Ω，得到三相橋臂電流和子模塊電容電壓如圖12～13所示.
圖12 三相橋臂電流波形(150 Ω)Fig.12 Three-phase arm current waveform(150 Ω)
圖13 三相子模塊平均電容電壓波形(150Ω)Fig.13 Three-phase SM average capacitance voltage waveform(150 Ω)
對(duì)比圖10，12可以看出，R1=150 Ω的改進(jìn)拓?fù)湓诠收习l(fā)生后，其短路電路的阻斷時(shí)間由4 ms 減小為1.5 ms，反應(yīng)更為迅速；對(duì)比圖11、13可以看出，各相子模塊的電容充電電壓上升的趨勢(shì)得到了有效減緩，尤其B、C兩相的充電電壓由原先的110 kV降低為85 kV左右，得到了很好的抑制.
4 結(jié)論
針對(duì)傳統(tǒng)HBSM不能解決直流故障的問(wèn)題，筆者結(jié)合半橋型和全橋型SM的特點(diǎn)，提出了一種新型的子模塊拓?fù)?該拓?fù)渚邆渥钄嘀绷鞴收想娏髂芰Φ耐瑫r(shí)還能夠抑制子模塊電容過(guò)電壓.相比于其他能夠阻斷直流故障短路電流的拓?fù)?，新型改進(jìn)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，應(yīng)用電力電子器件數(shù)量少，還能夠有效減小短路瞬間造成的危害.
最后在單端9電平MMC-HVDC混合仿真模型中，對(duì)不同R值的直流側(cè)雙極短路故障下的子模塊電流及電壓進(jìn)行對(duì)比.仿真結(jié)果表明所提出的SM拓?fù)淠苎杆偾袛喙收想娏鳎⑶夷軌蚝芎玫匾种乒收蠒r(shí)子模塊電容的充電電壓.
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ReaseachontheTopologyofMMCwithDCFaultIsolatingCapability
ZHANG Qingzhi1, LI Zhihui2
(1.College of Mechanical and Electrical Engineering, Xinxiang University, Xinxiang 453003, China; 2.School of Electrical Engineering, Zhengzhou University, Zhengzhou 450001, China)
To solve the MMC-HVDC dc-fault, a new sub-module topology with DC faults blocking capability was proposed, which could be used to block the fault current by its structure characteristic. On this basis, in order to restrain the adverse effects of sub-module capacitor voltage rising during the fault time, a new sub-module topology with a damping resistor was proposed. The topology not only could block fault current, but also had sub-module capacitor voltage suppression effect. An 9 level SBMMC-HVDC simulation model was built in PSCAD/EMTDC platform, and the simulation proved the proposed new topology was correct.
flexible HVDC; dc faults; MMC; sub module topology; sub module capacitor voltage
2017-04-07；
2017-07-11
國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(61473266)；2016年度河南省高等學(xué)校重點(diǎn)科研項(xiàng)目(16A470013)
張清枝(1970— )，女，河南新鄉(xiāng)人，新鄉(xiāng)學(xué)院副教授，主要從事電力電子技術(shù)及自動(dòng)化運(yùn)行控制方面的研究，E-mail:13937395104@163.com.
1671-6833(2017)06-0074-05
TM46；TM721.1
A
10.13705/j.issn.1671-6833.2017.06.011
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