MMC-HVDC直流側(cè)故障特性仿真分析

張建坡，趙成勇

（華北電力大學(xué) 新能源電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102206）

0 引言

基于模塊化多電平換流器的高壓直流輸電（MMC-HVDC）是一種以模塊化拓?fù)?、自關(guān)斷器件和脈寬調(diào)制技術(shù)為基礎(chǔ)的新型直流輸電技術(shù)。由于換流器橋臂采用模塊化拓?fù)?，從而避免了開關(guān)器件的直接串聯(lián)，對同一橋臂上器件開通、關(guān)斷的一致性要求大幅降低，同時(shí)具有輸出電壓電流諧波含量低、電平數(shù)量容易拓展、可向無源網(wǎng)絡(luò)供電等諸多優(yōu)點(diǎn)，因此在新能源并網(wǎng)、電網(wǎng)互聯(lián)、電力交易、城市配網(wǎng)增容及電能質(zhì)量提高等方面都有著廣闊的應(yīng)用前景[1-3]。

目前國內(nèi)外對于MMC-HVDC的研究主要集中于系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)控制和交流側(cè)故障分析方面，文獻(xiàn)[4-6]側(cè)重于研究了MMC的調(diào)制策略和電容電壓均衡控制，文獻(xiàn)[7-9]分析了MMC的環(huán)流問題以及控制方法，文獻(xiàn)[10-12]分析了在電網(wǎng)電壓不平衡下抑制負(fù)序電流的控制策略，文獻(xiàn)[13]對直流側(cè)兩極短路故障時(shí)的直流電流變化進(jìn)行了相應(yīng)的理論分析和計(jì)算。在實(shí)際運(yùn)行中，直流線路發(fā)生各種故障是難免的，而如何處理直流線路故障一直是基于電壓源換流器型直流輸電技術(shù)的一個(gè)難題。

當(dāng)直流側(cè)發(fā)生故障時(shí)，往往伴隨著過流和過壓問題，而作為MMC-HVDC的基本構(gòu)成單元中的子模塊，主要組成器件是IGBT，其耐過壓和過流能力不如晶閘管，且價(jià)格相對昂貴，因此在故障時(shí)必須進(jìn)行合理的保護(hù)設(shè)計(jì)或選擇不同運(yùn)行方式實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)的安全運(yùn)行。對于半橋拓?fù)渥幽K，在故障閉鎖后由于反并聯(lián)二極管的續(xù)流效應(yīng)，不能夠阻斷交流系統(tǒng)向直流側(cè)饋入故障電流，因此只能夠依靠跳開交流斷路器進(jìn)行故障隔離，從而造成系統(tǒng)停運(yùn)。為了實(shí)現(xiàn)電流阻斷能力，文獻(xiàn)[14]針對暫時(shí)故障，采用了雙晶閘管結(jié)構(gòu)，從而在閉鎖IGBT后，為交流側(cè)和直流側(cè)提供獨(dú)立的短路電流路徑，實(shí)現(xiàn)了直流電流的自然衰減，但是對于永久故障仍然需要跳開交流斷路器進(jìn)行故障隔離。文獻(xiàn)[15]采用了全橋拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，雖然實(shí)現(xiàn)了電流的阻斷能力，但存在器件過多問題。在文獻(xiàn)[16]中，為降低全橋子模塊中IGBT的數(shù)量且同時(shí)具有直流閉鎖能力，對子模塊拓?fù)湟沧龀隽烁倪M(jìn)，提出了雙箝位子模塊 DCSM（Double Clamp Sub Module），但在結(jié)構(gòu)上存在并聯(lián)耦合，且閉鎖IGBT后，上下橋臂電容呈現(xiàn)出并聯(lián)和串聯(lián)不同充電狀態(tài)。

針對上述問題，論文在分析直流側(cè)3種故障特性的基礎(chǔ)上，針對傳統(tǒng)半橋拓?fù)湓谥绷鱾?cè)故障時(shí)不能夠閉鎖直流電流問題，設(shè)計(jì)了一種改進(jìn)拓?fù)?，從而?shí)現(xiàn)直流故障電流的快速抑制功能，減少系統(tǒng)故障恢復(fù)時(shí)間，提高系統(tǒng)故障穿越能力。

1 MMC-HVDC電路模型

1.1 MMC-HVDC單端模型

圖1為MMC-HVDC中單側(cè)系統(tǒng)等效電路圖，以a相為例，橋臂中的Lx代表a相上下橋臂的橋臂電感，Rs、Ls分別為線路和變壓器的等值電阻和電感。換流器直流側(cè)的正負(fù)極母線相對于參考中性點(diǎn)O的電壓分別為Udc_p和Udc_n。直流側(cè)正負(fù)極母線電壓，直流母線間電壓Udc，上、下橋臂模塊輸出電壓ua1、ua2和閥側(cè)交流電壓ua有式（1）所示約束關(guān)系。

圖1 MMC簡化電路Fig.1 Simplified MMC circuit

1.2 系統(tǒng)仿真模型及穩(wěn)態(tài)分析

為對系統(tǒng)特性進(jìn)行仿真，在PSCAD/EMTDC搭建了圖2所示兩端21電平MMC-HVDC模型。直流電壓 Udc=±200 kV，額定容量 450 MV·A，MMC1采用定直流電壓、定無功功率控制，MMC2采用定有功功率、定無功功率控制，有功定值為400 MW，無功初始定值為0 Mvar。系統(tǒng)控制策略采用同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系下的雙閉環(huán)矢量電流控制，調(diào)制策略采用載波移相調(diào)制，載波頻率為400 Hz。

圖2 MMC-HVDC仿真模型Fig.2 Simulation model of MMC-HVDC

圖3分別是系統(tǒng)正常運(yùn)行情況下橋臂電流、直流母線電流和電壓仿真波形。

根據(jù)式（1），在圖 3（a）中，由于上、下橋臂對稱性，交流電流在上、下橋臂進(jìn)行均分，同時(shí)由于橋臂中存在直流分量，橋臂電流出現(xiàn)直流偏置；在圖3（b）中，正、負(fù)極直流母線電流具有大小相等的特點(diǎn)；在圖3（c）中，正、負(fù)極直流母線對地電壓大小相等，其電位差為直流母線兩極電壓。

2 MMC直流側(cè)故障特性分析

系統(tǒng)實(shí)際運(yùn)行中，由于機(jī)械外力、絕緣問題，直流側(cè)可能發(fā)生的故障有斷線故障、單極接地故障和兩極短路故障，在仿真中假設(shè)故障發(fā)生在1 s，距離兩端換流站距離為50 km。

2.1 斷線故障特性分析

圖3 正常運(yùn)行波形Fig.3 Waveforms during normal operation

當(dāng)直流側(cè)發(fā)生斷線故障時(shí)，中斷了正常的功率傳輸，此時(shí)兩端的故障特性與系統(tǒng)控制方式（定直流電壓和定有功功率）和運(yùn)行狀態(tài)（整流和逆變狀態(tài)）有著重要的關(guān)系。對于運(yùn)行于逆變狀態(tài)換流站而言，輸出功率指令沒有改變而此時(shí)輸入功率為零，造成橋臂儲能電容放電，進(jìn)而電壓下降。而對于運(yùn)行于整流狀態(tài)換流站而言，因?yàn)檩敵龉β蕿榱?，造成功率瞬間不平衡，從而導(dǎo)致電容過度充電和電壓上升。但無論是工作于整流狀態(tài)還是逆變狀態(tài)，只要故障后采取定直流電壓控制，直流電壓就能夠維持穩(wěn)定，此時(shí)兩端系統(tǒng)可以不閉鎖，在控制策略下轉(zhuǎn)換為STATCOM模式，或待機(jī)狀態(tài)。

2.2 單極接地故障特性分析

由于變壓器閥側(cè)繞組往往采用角形接線，當(dāng)正極母線單極接地時(shí)，不能夠與換流站交流側(cè)構(gòu)成電流回路，因此理論上不會出現(xiàn)接地電流，此時(shí)正極母線電壓被拉為零電位，而負(fù)極母線對地電壓加倍，正、負(fù)極直流母線電壓差保持不變，如圖4（a）所示。對于閥側(cè)交流電壓而言，此時(shí)三相交流電壓對地會出現(xiàn)直流偏置現(xiàn)象，如圖4（b）所示?？紤]對地電容效應(yīng)，當(dāng)直流母線發(fā)生接地故障時(shí)，對地電容將通過接地點(diǎn)構(gòu)成放電回路，直流側(cè)會出現(xiàn)接地電流，伴隨著電容放電過程結(jié)束，接地電流會逐漸衰減為零，此時(shí)正負(fù)極電流也恢復(fù)正常，如圖4（c）所示。根據(jù)圖4（d）可知，故障對閥側(cè)交流電流沒有產(chǎn)生影響。由于接地故障只是造成負(fù)極母線和閥側(cè)交流電壓對地直流偏置后果，從而對線路耐壓和交流設(shè)備的絕緣能力提出了考驗(yàn)。如果能夠滿足絕緣要求，系統(tǒng)可以保持單極運(yùn)行狀態(tài)，或者考慮降壓運(yùn)行，以保持一定的有功功率傳輸。

圖4 單極接地故障電壓、電流波形Fig.4 Voltage and current waveforms during pole-to-ground fault

2.3 兩極短路故障特性

兩極短路故障作為直流側(cè)最為嚴(yán)重的故障，整流換流站與逆變換流站間功率傳輸將立即終止，兩側(cè)換流站中橋臂子模塊電容通過短路路徑快速放電，因此直流極間電壓會很快降低為零，橋臂電流和直流電流在短時(shí)間內(nèi)迅速增大，如圖5（a）所示。最終兩側(cè)交流系統(tǒng)由于短路路徑，伴隨著儲能電容放電完畢，近似發(fā)生三相短路故障，如圖5（b）所示，從而對交流系統(tǒng)和直流系統(tǒng)產(chǎn)生嚴(yán)重的危害。

圖5 兩極短路故障下電流波形Fig.5 Current waveforms during pole-to-pole fault

3 故障抑制分析

直流側(cè)單極接地故障和斷線故障相對于系統(tǒng)運(yùn)行而言，故障嚴(yán)重程度不是很大，可以采用改變控制策略以減少對系統(tǒng)的影響，而兩極短路故障影響要大得多，只能靠閉鎖換流器來實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)保護(hù)。本文以直流側(cè)兩極短路故障為例，分別對傳統(tǒng)半橋和改進(jìn)拓?fù)銶MC-HVDC直流側(cè)故障抑制性能進(jìn)行仿真分析?？紤]延時(shí)性，系統(tǒng)在1.002 s閉鎖換流器，對于半橋型拓?fù)湓?.1 s跳開交流斷路器。

3.1 半橋拓?fù)涔收弦种品治?/h3>

圖6為基于傳統(tǒng)半橋子模塊拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)MMCHVDC兩極短路故障仿真波形。

圖6 兩極短路電流波形Fig.6 Waveforms of pole-to-pole fault current

從圖6（a）可以看出，在閉鎖換流器前，由于兩極短路造成了橋臂投入模塊電容的直接短路，模塊電容快速放電，導(dǎo)致橋臂電流上升。在IGBT閉鎖而交流斷路器動作前，系統(tǒng)近似處于不控整流狀態(tài)。由于反并聯(lián)二極管的續(xù)流作用，當(dāng)橋臂電流大于零時(shí)，橋臂電流流經(jīng)模塊電容，對電容進(jìn)行充電操作，而當(dāng)橋臂電流小于零時(shí)，電流通過保護(hù)晶閘管，子模塊處于旁路狀態(tài)。當(dāng)橋臂電容電壓之和大于交流電壓幅值而橋臂電流大于零時(shí)，二極管由于偏置的緣故，不能夠?qū)?，從而?dǎo)致總有半個(gè)周期電流為零，因此橋臂電流出現(xiàn)了偏置，如圖 6（a）所示。從圖 6（b）可以看出，由于IGBT閉鎖，交流側(cè)出現(xiàn)近似三相短路故障特性，過流程度比較大，當(dāng)斷路器跳開后，交流電流為零。

在圖6（c）中，由于直流電流等于三相橋臂電流之和，而兩極短路造成了橋臂投入模塊電容的直接放電效果，因此直流電流隨著橋臂電流增大也在上升。在系統(tǒng)閉鎖后，由于切斷了橋臂電容的放電回路，因此直流電流上升幅度變小，此時(shí)直流電流主要由交流側(cè)饋入。隨著斷路器動作，切斷了交流系統(tǒng)向直流側(cè)饋入短路電流路徑，此時(shí)三相橋臂構(gòu)成并聯(lián)結(jié)構(gòu)，對于直流側(cè)可以等效為一個(gè)電阻和電感串聯(lián)電路，構(gòu)成RL一階動態(tài)電路。在電感初始電流作用下開始一階系統(tǒng)的零輸入響應(yīng)，從而直流電流呈現(xiàn)出指數(shù)形式變化規(guī)律并最終衰減為零。

3.2 改進(jìn)拓?fù)涔收弦种品治?/h3>

在直流側(cè)發(fā)生故障且閉鎖后，由圖1可知：當(dāng)上、下橋臂電流都大于零的時(shí)候，橋臂電流對投入模塊電容進(jìn)行充電，從而在電容電壓作用下能夠限制短路電流；而當(dāng)上、下橋臂電流都小于零時(shí)，由于IGBT閉鎖、保護(hù)晶閘管導(dǎo)通，上、下橋臂等效為短路狀態(tài)。因此當(dāng)橋臂電流小于零時(shí)，只要改變反向橋臂電流路徑，并且仍然能夠保證對電容充電操作，就可以達(dá)到限制短路電流目的。本文在不改變傳統(tǒng)MMC中子模塊間串聯(lián)連接方式前提下，對其進(jìn)行了改進(jìn)，拓?fù)潆娐啡鐖D7所示。

圖7 改進(jìn)串聯(lián)子模塊拓?fù)銯ig.7 Improved topology of series sub-module

正常運(yùn)行時(shí)因?yàn)閂T5恒導(dǎo)通，而箝位二極管VD6由于電容電壓作用處于反向偏置狀態(tài)，所以2個(gè)子模塊SM1和SM2間為串聯(lián)連接方式，與傳統(tǒng)MMC相比，2個(gè)子模塊具有相互獨(dú)立工作狀態(tài)，控制策略、調(diào)制策略和均壓策略都沒有不同。

圖8 改進(jìn)子模塊拓?fù)錁虮垭娏髀窂紽ig.8 Arm current path of improved sub-module

當(dāng)直流側(cè)發(fā)生故障的時(shí)候，系統(tǒng)閉鎖，此時(shí)橋臂電流流通路徑如圖8所示。在電流大于零時(shí)，橋臂模塊電容C1和C2處于串聯(lián)充電狀態(tài)，而在橋臂電流小于零時(shí)，C1充電，C2旁路，從而保證至少有1個(gè)模塊電容處于充電狀態(tài)，在實(shí)現(xiàn)故障電流阻斷能力的前提下，避免了文獻(xiàn)[16]中當(dāng)橋臂電流為負(fù)時(shí)子模塊電容并聯(lián)聯(lián)接。

正常運(yùn)行情況下，與DCSM拓?fù)涔ぷ鳈C(jī)理一樣，2種拓?fù)涠汲尸F(xiàn)出子模塊間串聯(lián)連接形式。在閉鎖后，模塊電容C1處于充電狀態(tài)，電壓會有所抬升。對于DCSM拓?fù)?，由于此時(shí)有2個(gè)電容處于并聯(lián)充電，因此電容電壓上升幅度會相對小一些。考慮到正常運(yùn)行時(shí)電容電壓波動范圍和選擇器件裕度要求，電容電壓的抬升不會給器件帶來過壓問題，因此VT5、VD5參數(shù)選擇可以與子模塊中其他器件參數(shù)相同，保證拓?fù)淦骷恢滦浴Ｈ绻娙蓦妷荷叻容^大，可以考慮在直流側(cè)配置平波電抗器來限制短路電流，或者改進(jìn)故障檢測方法，盡快向IGBT發(fā)出閉鎖脈沖信號，以減少電容放電時(shí)間。

在圖9（a）中，改進(jìn)串聯(lián)拓?fù)溟]鎖換流器后，由于橋臂電容充電效應(yīng)，橋臂電流迅速衰減，從而實(shí)現(xiàn)了對橋臂器件過流保護(hù)。圖9（b）中，在橋臂模塊電容電壓作用下，二極管快速處于反向偏置狀態(tài)，因此交流電流同時(shí)也衰減為零，從而避免依靠交流斷路器來切斷故障電流。在圖9（c）中，由于切斷了交流側(cè)向直流側(cè)饋入故障電流路徑，與圖6（c）相比，直流電流很快衰減為零，從而加快了故障清除時(shí)間。圖9（d）是a相上橋臂20個(gè)子模塊電容電壓波形，可以看出，在閉鎖后處于C1位置模塊電容電壓在充電效應(yīng)下有所升高，而處于C2位置模塊電容電壓由于旁路緣故，在閉鎖后保持不變。

圖9 兩極短路波形Fig.9 Waveforms during pole-to-pole fault

圖10是改進(jìn)串聯(lián)拓?fù)渑cDCSM拓?fù)渲绷鱾?cè)故障抑制效果及電壓、電流比較仿真圖。

圖10 2種拓?fù)涔收弦种菩Ч容^Fig.10 Comparison of fault suppression effect between two topologies

對比圖 9（d）和 10（d）可以看出，相對于 DCSM拓?fù)?，由于閉鎖后改進(jìn)串聯(lián)拓?fù)渲兄挥?個(gè)電容處于充電狀態(tài)，因此從能量守恒的角度，處于C1位置電容電壓要高于DCSM中電容電壓。而從故障電流抑制效果而言（直流電流衰減為零和交流電流衰減為零所需時(shí)間），在圖 10（a）、（b）、（c）中，改進(jìn)串聯(lián)拓?fù)浔菵CSM拓?fù)湟种菩Ч院?，但是差別不是很大（相差大約 0.4 ms）。

4 結(jié)論

本文在PSCAD/EMTDC中搭建仿真模型的基礎(chǔ)上，分析總結(jié)了MMC-HVDC直流側(cè)3種故障類型的故障特性及對系統(tǒng)運(yùn)行的影響。通過分析半橋型拓?fù)湓谙到y(tǒng)閉鎖后不能夠?qū)崿F(xiàn)直流側(cè)故障電流阻斷的機(jī)理，對MMC子模塊拓?fù)溥M(jìn)行了改進(jìn)，利用箝位二極管達(dá)到了橋臂電容雙向充電目的，進(jìn)而提供續(xù)流二極管反向偏置電壓。仿真結(jié)果表明，新拓?fù)淅枚O管的阻斷特性實(shí)現(xiàn)了對直流側(cè)故障電流的有效抑制，從而解決了MMC半橋型拓?fù)渫ㄟ^觸發(fā)交流斷路器進(jìn)行故障隔離的問題。