具有故障隔离能力的新型MMC子模块及混联桥臂拓扑

庞玉彬, 朱大宾， 霍群海， 尹靖元， 韦统振

(1. 中国科学院大学， 北京市 101408； 2. 中国科学院电工研究所， 北京市 100190；3. 北京精密机电控制设备研究所， 北京市 100076)

0 引言

柔性直流输电技术作为一种新型输电方式，与传统交流输电方式相比,在解决当今电网面临的诸多问题上具有独特的优势，具有良好的发展前景[1-4]。而模块化多电平换流器(modular multilevel converter,MMC)以易于封装的模块化结构、良好的可扩展性与交流输出电压谐波性能、较低的开关频率与损耗等优点已经受到世界范围内的认可[4-12]。适用于直流电网的直流故障保护成为发展直流电网的关键技术之一，然而目前适用于直流电网的保护原理尚有诸多关键技术有待突破，主要的技术难点包括故障的精准识别和快速隔离[13-14]。有文献提出了不同的识别原理[13]；对于目前广泛使用的半桥型MMC方案，虽然具有结构简单、器件数量少、损耗低等优点，但是其不能快速隔离直流侧短路故障，并且由于直流电流没有过零点，普通的交流断路器难以灭弧而无法断开直流故障[11,15-21]。直流故障电流如果采用断开交流侧断路器等传统保护方式切断，就会导致系统恢复时间过长，严重影响了整个系统的可靠性[4,11,19-20]。

为了清除直流侧故障，利用换流器本身的结构特点阻断故障电流是一种有效地进行故障清除的途径，该方法通过改进换流站本身拓扑结构与器件的脉冲触发策略来阻断故障电流，不需要断开交流断路器，并且能够快速清除故障使系统恢复运行，同时具有对交流系统影响较小等优点，非常适合暂态故障率高的架空线路[3-4,19,22]。文献[4]分别从单个子模块、桥臂、单相三个方面对MMC拓扑的优化进行了研究。文献[17]指出单个子模块优化能够方便地将已有的换流站控制技术加以移植利用，整个换流站稍加改动就可以使换流站具备直流故障清除能力。文献[21]介绍了MMC的拓扑结构和工作机理，并对拓扑结构进行了系统性的归纳总结。在子模块拓扑方面，归类分析了半桥子模块拓扑、多电平子模块拓扑、直接串联的子模块拓扑与钳位型子模块拓扑等多种拓扑。并对子模块拓扑的绝缘栅双极型晶体管(IGBT)数量、输出电平数量、短路限流功能、设计与控制复杂度以及效率等技术特征做了总结、对比、分析。文献[22-23]介绍了一种钳位双子模块与半桥型子模块的混联方案，通过引入半桥型子模块从而进一步减少了换流站的建设成本与损耗。但这种方案结构依然采用了钳位双子模块，专利壁垒导致在中国的大规模工程应用受到限制[24]；同时钳位双子模块中的两个电容在反方向故障电流时等效并联，与正方向故障电流时两个电容等效串联的情形阻断能力差异较大；并且两个电容存在并联耦合性从而增加了控制和均压的复杂度[4,18]。

本文提出了一种新型具有故障隔离能力的子模块及混联桥臂拓扑，该拓扑结构改善了基于钳位双子模块柔性直流输电直流侧短路反向电流故障隔离能力。详细介绍了新型子模块拓扑的正常工作和阻断机理，分析了其阻断能力，设计了新型混联型桥臂方案。并与钳位双子模块和半桥型子模块的混联型方案进行对比分析，为MMC换流站的建设成本优化提供了一种新的思路和方案，最后通过仿真和实验验证了该混联型桥臂拓扑方案的可行性。

1 新型子模块结构及工作原理

本文提出的新型子模块：三电容钳位型双子模块 (three capacitor clamping double sub-module,TCDSM)，其拓扑结构如图1所示。电容C1上的电压设为Uc，C2和C3两个电容的电压均设为Uc/2，正常模式时T5和T6两个IGBT持续导通，提供桥臂电流通路，并且T5，T6和二极管D5，D6处在电容C1和C2的正负极之间，能够实现三电容的串联。直流故障发生后，所有IGBT均被闭锁，故障电流通过二极管的续流作用将子模块电容反向串入回路，从而实现故障隔离[4,17,25-26]。子模块开关状态与输出电压USM如表1所示[4,12,17,22-23,25-26]。其中，1表示开启，0表示判断。对子模块的工作原理详细分析可参见附录A。

图1 三电容钳位型双子模块Fig.1 Double sub-module of three capacitor clamping

模式开关状态T1T2T3T4T5T6USM正常闭锁0110110101011Uc010111Uc1001112Uc0000002Uc(ISM>0)000000-1.5Uc(ISM<0)

2 混联型MMC桥臂方案的对比分析

半桥型子模块虽然不具备故障隔离能力，但是结构简单、成本和可靠性均具有优势，不同类型子模块组成的混联型桥臂方案能够综合各种子模块的优势，使换流站的性能指标得到进一步改善[17,25]。本文在相同条件下分别对TCDSM和半桥型子模块组成混联型换流站桥臂方案1与钳位双子模块和半桥型子模块组成的新型换流站桥臂方案2进行对比分析。

为了确定混联型桥臂中各个子模块的数量关系，假设方案1每个桥臂由m个TCDSM和n个半桥型子模块构成，方案2每个桥臂由x个电容钳位型双子模块(CDSM)和y个半桥型子模块构成。则m，n和x，y应当满足如下关系[17-18,20]：

Uc(2m+n)=Udc

(1)

Uc(2x+y)=Udc

(2)

式中：Udc为换流站直流侧总电压；Uc为子模块中电容电压。

假设各子模块电容电压在实际换流站控制策略下保持稳定，当直流侧检测到故障并闭锁所有触发脉冲，若以UBeq1和UBeq2分别表示方案1、方案2的单个桥臂所有串入故障回路的电容电压之和。则闭锁后根据电流方向的不同，UBeq1和UBeq2如式(3)和式(4)所示[17,25]。

(3)

(4)

式中：iF为闭锁后桥臂上的故障电流。

以AB相为例，类似于TCDSM，混联桥臂闭锁后故障电流的路径同TCDSM，也可分为3种(参见附录A图A2)，则路径1，2，3对应的方案1所有串入故障回路的电容电压之和分别为Ueq11，Ueq12，Ueq13；方案2为Ueq21，Ueq22，Ueq23，则[17,25]

(5)

(6)

若要两种方案在三种路径下均具有相同的阻断能力，则有[17-18,25]

(7)

由式(3)至式(7)可得:

(8)

对于两种方案使用半导体器件数量见表2。对于两种方案的器件成本和损耗分析可参见附录B。

表2 两种方案使用半导体器件数量对比Table 2 Quantity comparison of semiconductor devices in two cases

对于方案1，如果在三种不同路径下的换流站均具备故障隔离能力，则需要三种路径的Ueq11，Ueq12，Ueq13均大于线电压UAB的峰值Um[17,25]，即

min(Ueq11,Ueq12,Ueq13)>Um

(9)

将式(5)代入式(9)，可以求得使换流站能够实现直流侧故障隔离时各桥臂所需TCDSM的数量m为：

(10)

利用已知的的调制比参数k，可以得到换流站Um与Udc的关系为[17]：

(11)

结合式(1)、式(10)、式(11)，可以求出m和n的值[17]，即

(12)

3 仿真和实验验证

本文在PSIM仿真软件中分别搭建了方案1和方案2的换流站背靠背仿真模型，模拟了换流站直流侧双极短路故障隔离暂态过程。方案1换流站参数为：交流线电压UL=1 800 V，频率为50 Hz，直流母线电压Udc=3 kV，每个桥臂中TCDSM与半桥型子模块的总量为2m+n，半桥型子模块电容电压和TCDSM中电容C1电压初始值均为500 V，电容值为10 mF，TCDSM中电容C2和C3电压初始值均为250 V，电容值为20 mF，桥臂电感50 mH。方案2换流站每个桥臂中CDSM与半桥型子模块的总量为2x+y，CDSM与半桥型子模块中电容电压初始值均为500 V，电容值均为10 mF，换流站其他参数与方案1相同。

将UL和Udc的值代入式(11)，可以求出调制比k=0.98。将k代入式(12)，可以求得m=1.7，为了保证换流站能够阻断故障电流，应取m=2，便求出使模拟换流站具备直流侧故障隔离能力时每个桥臂所需的TCDSM数量为2，并据此可求出半桥型子模块的数量为2；根据式(8)可得x=3，y=0[17]。在仿真过程中假设在1 s时刻发生直流侧双极短路故障，故障发生后，传感器及通信延时设置为2 ms，故障清除后，在1.03 s处让换流站重新投入运行[17]。

图2为两种方案短路过程中直流侧暂态电流，在1 s处发生故障后交流侧电源通过故障回路馈入电流的同时子模块电容通过故障回路放电，所以Idc的值迅速上升，至1.002 s处换流器闭锁，由于子模块电容的反向串入，故障电流开始减小直至为0。由波形可知，方案1在闭锁后阻断短路电流的时间更短，这是由于方案2中一部分CDSM中的两个电容在电流回路中呈现并联，从能量守恒角度而言，两个电容并联连接减少了闭锁后单个模块电容电压的上升幅度，进而减弱了阻断能力，验证了方案1在直流侧发生双极短路故障时具有更好的阻断能力。

图2 方案1和2短路过程中直流侧暂态电流Fig.2 Waveforms of DC side transient current during short circuit of case 1 and 2

图3所示两种方案下交流侧三相电流在换流站重新启动投入后均迅速恢复正常。换流站在故障清除后平稳地恢复到故障前的工作模式，进一步验证了方案1换流站同方案2一样能够在故障清除之后自启动重新投入，实现了直流暂态短路故障的穿越功能。

图3 方案1和2故障穿越过程三相并网电流波形Fig.3 Waveforms of three-phase grid-connecting current during fault crossing of case 1 and case 2

对于方案1中TCDSM仿真中二极管的承受电压波形可参见附录C。

为进一步验证提出拓扑的可行性，搭建了背靠背换流站实物缩小版实验平台。每个子模块采用可插拔式板卡设计。交流相电压有效值为180 V，桥臂电感为30 mH，子模块控制周期为100 μs，换流站直流母线电压为480 V；附录D图D1为换流站稳态运行电流波形,电流测量变比为10 A/4 V，通道1为直流母线电流波形，通道2和3为交流侧电流波形。附录D图D2为直流母线正负极短路时故障阻断波形，电流测量变比和每个通道示意和图D1一致。

附录D图D1可以看出，换流站稳态工作时，直流母线电流和交流两相电流运行稳定。图D2为直流母线短路瞬间，直流母线电流和两相交流电流波形，可以看出，短路时直流母线电流和交流两相电流迅速增大，短路电流触发保护封锁所有子模块脉冲，子模块阻断功能工作，随着阻断子模块电容电压不断充电升高，直流短路电流和交流短路电流迅速被抑制，直流母线短路电流和交流侧电流最终都降为0，证明了提出拓扑直流母线故障阻断能力。

4 结语

本文提出了一种新型具有故障隔离能力的子模块拓扑和基于该子模块和半桥型子模块组成的新型混联型桥臂方案。通过理论分析、仿真和实验结果表明，新型拓扑与钳位双子单元拓扑相比，在不显著增加成本的情况下，改善了基于钳位双子单元模块MMC柔性直流输电直流侧短路反向电流的故障隔离能力；新型混联型桥臂方案在不牺牲阻断能力和显著增加运行损耗的前提下，优化了换流站建设成本，新型子模块拓扑与混联型桥臂方案为架空线应用于柔性直流输电领域提供了一种新的思路和方案。

针对提出拓扑的工程实用性问题拟开展更深入的研究。随着各种架空线方案新型子模块不断涌现，下一步计划针对不同类型子模块进行分类研究，综合分析不同类型子模块组成的混联桥臂换流站性能，并对各种新型换流站拓扑开展定量的性能分析，为不同应用场合架空线方案柔性直流输电适配拓扑选择提供有益的参考。

附录见本刊网络版(http://www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx)。