適用于±500kV/3000MW柔性直流輸電換流器的電路拓?fù)鋼p耗特性研究

楊立敏, 李耀華, 王 平, 李子欣

(1. 中國科學(xué)院電力電子與電氣驅(qū)動(dòng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 中國科學(xué)院電工研究所，北京 100190；2. 中國科學(xué)院大學(xué)， 北京 100049)

適用于±500kV/3000MW柔性直流輸電換流器的電路拓?fù)鋼p耗特性研究

楊立敏1,2, 李耀華1,2, 王 平1, 李子欣1,2

(1. 中國科學(xué)院電力電子與電氣驅(qū)動(dòng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 中國科學(xué)院電工研究所，北京 100190；2. 中國科學(xué)院大學(xué)， 北京 100049)

電網(wǎng)異步互聯(lián)和可再生能源裝機(jī)容量增加的現(xiàn)實(shí)需求，推動(dòng)柔性直流輸電系統(tǒng)已經(jīng)達(dá)到3000MW的級別。當(dāng)前，受功率半導(dǎo)體器件發(fā)展水平所限，需要設(shè)計(jì)組合式模塊化多電平換流器(MMC)拓?fù)鋵?shí)現(xiàn)柔性直流輸電系統(tǒng)的擴(kuò)容。但是，不同組合方式下系統(tǒng)參數(shù)設(shè)計(jì)以及所適用IGBT器件類型差異很大，這對多變量下的組合式換流器損耗特性研究提出了挑戰(zhàn)。本文首先提出了一種單臺MMC的損耗計(jì)算方法，然后推導(dǎo)了組合式MMC的損耗計(jì)算解析表達(dá)式。在此基礎(chǔ)上，對比分析了采用4500V/1500A和4500V/3000A IGBT器件的情況下，四種適用于±500kV/3000MW柔性直流輸電換流器的組合式MMC拓?fù)鋼p耗特性。PSCAD/ EMTDC仿真結(jié)果表明，四種拓?fù)渲胁⒙?lián)式MMC拓?fù)涞膿p耗最小，驗(yàn)證了損耗特性分析的正確性。

柔性直流輸電； 模塊化多電平換流器； 損耗； 主電路拓?fù)洌?組合式換流器

1 引言

隨著能源需求不斷增加，大電網(wǎng)異步互聯(lián)和可再生能源發(fā)電裝機(jī)容量的不斷提升，超大容量柔性直流輸電(Voltage Source Converter based High Voltage and Direct Current, VSC-HVDC)技術(shù)已經(jīng)成為必然的發(fā)展趨勢。2001年，德國慕尼黑聯(lián)邦國防大學(xué)學(xué)者Rainer Marquardt和Anton Lesnicar等學(xué)者在文獻(xiàn)[1]中首次提出了模塊化多電平換流器(Modular Multilevel Converter， MMC)拓?fù)?。基于MMC的柔性直流輸電技術(shù)，具有能避免大量開關(guān)器件直接串聯(lián)，降低輸出電壓諧波含量，并有效降低開關(guān)器件的平均開關(guān)頻率，降低系統(tǒng)損耗等優(yōu)點(diǎn)[2]。在高壓大功率直流輸電場合MMC已經(jīng)得到廣泛應(yīng)用，且容量已經(jīng)達(dá)到了kMW的級別，例如西門子公司于2015年投運(yùn)的法國到西班牙±320kV/1000MW×2基于MMC的柔性直流輸電工程[3]，已于2016年9月投運(yùn)的設(shè)計(jì)容量1000MW、直流母線電壓±350 kV的中國云南魯西異步聯(lián)網(wǎng)柔性直流輸電工程[4]。目前，在建最大容量的MMC已經(jīng)達(dá)到了3000MW，如大西洋風(fēng)電互聯(lián)工程[5]和張北可再生能源柔性直流送出與消納示范工程[6,7]。

基于MMC的超大容量柔性直流輸電換流器作為未來柔性直流輸電系統(tǒng)的核心裝備，實(shí)現(xiàn)方式主要有三種：①選擇容量大、耐壓高的全控器件；②增加MMC橋臂的子模塊數(shù)，提高直流電壓等級；③使用MMC基本單元串并聯(lián)的拓?fù)?。受高壓功率半?dǎo)體開關(guān)器件發(fā)展水平所限，目前商用的IGBT開關(guān)器件最高耐壓為4500V，通流能力仍然較小[8,9]。通過增加橋臂串聯(lián)子模塊個(gè)數(shù)來提高功率容量和電壓等級，當(dāng)電壓等級較高時(shí)，往往需要使用大量的子模塊串聯(lián)，這將給換流器控制保護(hù)系統(tǒng)造成很大的負(fù)擔(dān)，同時(shí)需要大容量的換流變壓器[10]。在兩電平變流器和傳統(tǒng)的 LCC-HVDC(Line Commutated Converter based HVDC)中，通過采用換流器基本單元串并聯(lián)提高系統(tǒng)的傳輸容量是一種常用的手段[11,12]。對于超大容量、高電壓等級的柔性直流輸電換流器，采用MMC基本單元串并聯(lián)的拓?fù)洌F(xiàn)已經(jīng)成為了柔性直流輸電領(lǐng)域的研究熱點(diǎn)[10,13,14]。文獻(xiàn)[10]采用MMC基本單元串聯(lián)、并聯(lián)拓?fù)鋵?shí)現(xiàn)換流器傳輸功率和電壓等級的擴(kuò)容，并指出MMC基本單元串聯(lián)具有天然的均壓特性，MMC基本單元并聯(lián)具有天然的均流特性。文獻(xiàn)[13]提出一種基于MMC的三極高壓直流輸電系統(tǒng)結(jié)構(gòu)拓?fù)?，用全橋MMC構(gòu)成第三極，用半橋MMC串聯(lián)構(gòu)成第一、二級，提高系統(tǒng)的傳輸容量和過載能力。文獻(xiàn)[14]研究了兩個(gè)MMC并聯(lián)的結(jié)構(gòu)及其控制方法，提出了零序環(huán)流的消除方法。在3000MW的超大容量VSC-HVDC系統(tǒng)設(shè)計(jì)中，不同拓?fù)鋼Q流器的損耗大小是評估系統(tǒng)拓?fù)浣?jīng)濟(jì)性以及熱穩(wěn)定性的重要依據(jù)。然而，目前能查閱到的文獻(xiàn)鮮有關(guān)于多變量下適用于3000 MW超大容量組合式換流器損耗特性的分析。

針對額定功率3000MW，直流電壓±500kV的柔性直流輸電換流器的系統(tǒng)設(shè)計(jì)要求，本文設(shè)計(jì)了四種組合式換流器主電路拓?fù)洹８鶕?jù)所用的最近電平逼近調(diào)制策略[15]和改進(jìn)的降低開關(guān)頻率的均壓方法[16]，推導(dǎo)了四種組合式換流器的損耗解析表達(dá)式，并對其損耗特性進(jìn)行分析。最后，利用PSCAD/EMTDC仿真平臺，搭建上述四種組合式換流器主電路仿真算例，在不同工況下，對四種拓?fù)涞膿p耗特性進(jìn)行對比分析。

2 組合式換流器拓?fù)?/h2>

MMC作為柔性直流輸電的一種基本拓?fù)鋯卧?，主要由三相六橋臂組成，每個(gè)橋臂由N個(gè)半橋子模塊以及橋臂電感L0串聯(lián)而成。MMC子模塊中包含兩個(gè)IGBT(T1，T2)、兩個(gè)反并聯(lián)二極管(D1，D2)和一個(gè)模塊電容C0，如圖1所示。每個(gè)MMC基本單元的直流側(cè)電壓為UdcMMC，交流側(cè)相電壓為uvk，MMC上下橋臂電流為分別為iku和ikl，其中k=a, b, c；子模塊額定電壓為UsmN。

圖1 MMC電路原理圖Fig.1 Circuit diagram of MMC

圖2 由單個(gè)MMC構(gòu)成的換流器拓?fù)?示意圖Fig.2 First type of VSC-HVDC converter topology with single MMC

圖3 由兩個(gè)MMC串聯(lián)構(gòu)成的換流器拓?fù)?示意圖Fig.3 Second type of VSC-HVDC converter topology with two MMCs in serial

圖4 由兩個(gè)MMC并聯(lián)構(gòu)成的換流器拓?fù)?示意圖Fig.4 Third type of VSC-HVDC converter topology with two MMCs in parallel

圖5 由四個(gè)MMC串并聯(lián)構(gòu)成的換流器拓?fù)?示意圖Fig.5 Fourth type of VSC-HVDC converter topology with four MMCs in serial parallel

本文通過選取ABB公司的5SNA-3000K 452300型3000A/4500V 的IGBT模塊和東芝公司的ST1500GXH24型1500A/4500V的IGBT模塊作為開關(guān)器件，分別設(shè)計(jì)了四種適用于±500kV/3000MW柔性直流輸電換流器的主電路拓?fù)洌謩e如圖2～圖5所示。

圖2所示的拓?fù)?由一臺MMC構(gòu)成。其主要特點(diǎn)為：①需要一臺額定容量3000MV·A的高壓換流變壓器；②橋臂功率子模塊數(shù)多，記其橋臂子模塊數(shù)N為N0個(gè)；③橋臂電流大。因此該拓?fù)鋽M選用3000A/4500V的IGBT模塊。

圖3所示的拓?fù)?由兩臺MMC串聯(lián)構(gòu)成一個(gè)三極組合式換流器。其主要特點(diǎn)為：①系統(tǒng)供電可靠性高；②單臺MMC直流電壓低，UdcMMC=Udc；③需要兩臺額定容量1500MV·A的高壓變壓器；④橋臂功率子模塊數(shù)少，N=0.5N0；⑤橋臂電流大。因此該拓?fù)渫瑯訑M選用3000A/4500V的IGBT模塊。

圖4所示的拓?fù)?由兩臺MMC并聯(lián)而成。其主要特點(diǎn)為：①系統(tǒng)供電可靠性高；②單臺MMC直流電壓高，UdcMMC=2Udc；③需要兩臺額定容量1500MV·A高壓變壓器；④橋臂功率子模塊數(shù)多N=N0；⑤橋臂電流小。因此該拓?fù)鋽M選用1500A /4500V的IGBT模塊。

圖5所示的拓?fù)?由四臺MMC串并聯(lián)而成。其主要特點(diǎn)為：①系統(tǒng)供電可靠性高；②單臺MMC直流電壓高，UdcMMC=Udc；③需要四臺額定容量750MV·A高壓變壓器；④橋臂功率子模塊數(shù)少，N=0.5N0；⑤橋臂電流小。因此該拓?fù)鋽M選用1500A/4500V的IGBT模塊。

3 四種組合式換流器損耗特性

3.1 單臺MMC損耗分析

MMC損耗主要為半導(dǎo)體開關(guān)器件的損耗，即IGBT通態(tài)損耗、二極管通態(tài)損耗、IGBT開關(guān)損耗以及二極管反向恢復(fù)損耗。通過曲線擬合器件手冊提供的損耗曲線，IGBT和二極管的器件通態(tài)損耗PconT、PconD計(jì)算公式如式(1)所示，開關(guān)損耗Eon、Eoff、Erec計(jì)算公式如式(2)所示。

(1)

(2)

式中，k1～k4為IGBT和二極管導(dǎo)通特性曲線擬合參數(shù)；λ1～λ9為IGBT和二極管的開關(guān)損耗特性曲線擬合參數(shù)。

橋臂參考電壓和橋臂電流是計(jì)算MMC損耗的兩個(gè)重要變量。圖6為A相上橋臂參考電壓與橋臂電流波形。其中，t1、t3為橋臂電流過零點(diǎn)，t2、t4為參考電壓的極值點(diǎn)。

圖6 MMC產(chǎn)生開關(guān)損耗的區(qū)間劃分示意圖Fig.6 Periods of producing different switching losses in MMC

在不同的橋臂電流方向時(shí)，IGBT的通態(tài)損耗可以表示為：

(3)

(4)

(5)

MMC總通態(tài)損耗為：

(6)

式中，系數(shù)Ccon1、Ccon2和Ccon3為：

(7)

其中，P為MMC輸出功率。

為了求解開關(guān)損耗，需要將橋臂參考電壓和橋臂電流分成4個(gè)時(shí)間段，如圖6所示。以S1段為例，IGBT和二極管的開關(guān)損耗可以表示為：

(8)

式中，Nban(常數(shù))為均壓策略引起的額外投切模塊個(gè)數(shù)；Nin_new為當(dāng)前控制周期Tc內(nèi)需要投入的模塊數(shù)；Nin_old為上一個(gè)控制周期投入的模塊數(shù)。其他3段類似。從式(8)中可以看出，開關(guān)損耗可以分為由調(diào)制和均壓分別引起的開關(guān)損耗Eban、EM。經(jīng)過推導(dǎo)，其計(jì)算表達(dá)式如式(9)和式(10)所示：

(9)

(10)

(11)

式中，ρ=usmN/UIGBTN，usmN為MMC子模塊額定電壓，UIGBTN為IGBT模塊的額定工作電壓；系數(shù)CswTotal1、CswTotal2和CswTotal3分別為：

(12)

(13)

式中，S為MMC系統(tǒng)容量；ULL為MMC交流側(cè)線電壓；Im為橋臂電流交流分量幅值；I2m為二倍頻諧波環(huán)流分量幅值；φ為功率因數(shù)角。

橋臂電流絕對值的平均值Iau_absAVE為：

(14)

因此，單臺MMC的總損耗可以表示為：

(15)

3.2 組合式換流器損耗分析

在高壓大功率柔性直流輸電場合，換流器均運(yùn)行于單位功率因數(shù)附近。同時(shí)，MMC實(shí)際運(yùn)行過程中通常會(huì)消除二倍頻諧波環(huán)流分量[17]。因此本文在假設(shè)系統(tǒng)運(yùn)行于單位功率因數(shù)且不考慮二倍頻諧波環(huán)流分量時(shí)，可將式(15)簡化為：

(16)

式中，c1～c6為與IGBT模塊損耗系數(shù)k1～k4、λ1～λ9有關(guān)的常系數(shù)，可由式(7)、式(12)～式(15)推導(dǎo)得到；PMMC為組合式變流器中單臺MMC的輸出功率。記本文所用3000A/4500V以及1500A/4500V的IGBT模塊對應(yīng)的損耗系數(shù)分別為kA1～kA4、λA1～λA9和kB1～kB4、λB1～λB9，其具體數(shù)值如表1所示。

表1 本文所用兩款I(lǐng)GBT模塊損耗計(jì)算系數(shù)Tab.1 Loss coefficients of two IGBT modules used in this paper

故不難得到其對應(yīng)的MMC損耗計(jì)算系數(shù)cA1～cA6和cB1～cB6。由第2節(jié)分析可知，當(dāng)系統(tǒng)輸出功率為P時(shí)，拓?fù)?的損耗為：

(17)

拓?fù)?的損耗為：

(18)

拓?fù)?的損耗為：

(19)

拓?fù)?的損耗為：

(20)

由上述四種拓?fù)涞慕M合式換流器損耗特性可知，IGBT模塊的損耗特性以及單臺MMC功率與直流電壓的比值是影響組合式換流器的主要因素。對比分析四種組合式換流器損耗特性，不難得知，拓?fù)?的總損耗比拓?fù)???；拓?fù)?的總損耗比拓?fù)???；當(dāng)所用兩款I(lǐng)GBT模塊的損耗參數(shù)相差不大，單臺MMC功率與直流電壓的比值是影響組合式換流器損耗特性的主導(dǎo)因素時(shí)，拓?fù)?的損耗最小。

4 仿真驗(yàn)證

為了驗(yàn)證四種適用于±500kV/3000MW的柔性直流輸電換流器拓?fù)涞膿p耗特性，本文搭建了四種組合式MMC拓?fù)涞腜SCAD/EMTDC損耗仿真模型，MMC電路結(jié)構(gòu)如圖1所示，主電路中MMC的組合方式如圖2～圖5所示。系統(tǒng)要求：每臺MMC子模塊電容電壓紋波系數(shù)ε<8%，橋臂模塊冗余度γ=6.4%，系統(tǒng)控制頻率為10kHz。在此條件下四種換流器的系統(tǒng)參數(shù)如表2所示。損耗仿真模型采用文獻(xiàn)[10]中所提仿真查表法，如圖7所示，根據(jù)橋臂電流大小，查詢IGBT器件手冊中對應(yīng)的損耗數(shù)據(jù)，計(jì)算IGBT和二極管的導(dǎo)通損耗、開關(guān)損耗以及總損耗。

表2 仿真與實(shí)驗(yàn)所用系統(tǒng)參數(shù)Tab.2 Parameters of MMC for simulation and experiment

圖7 基于PSCAD/EMTDC的MMC損耗仿真查表計(jì)算法的原理圖Fig.7 MMC loss calculation method based on table-look-up of IGBT module datasheet by using PSCAD/EMTDC

當(dāng)組合式MMC整流輸出額定3000MW有功功率，不考慮二倍頻諧波環(huán)流分量時(shí)，四種換流器的損耗分布情況如圖8所示。逆變運(yùn)行時(shí)四種換流器的損耗分布情況如圖9所示?？梢钥闯?，整流運(yùn)行時(shí)，二極管通態(tài)損耗和IGBT開關(guān)損耗為主要損耗，約占總損耗的60%；逆變運(yùn)行時(shí)，IGBT通態(tài)損耗和二極管反向恢復(fù)損耗為主要損耗，約占總損耗的65%。對比四種拓?fù)涞膿p耗分布可知，拓?fù)?和2的通態(tài)損耗比拓?fù)?和4高約10%；拓?fù)?和4的開關(guān)損耗比拓?fù)?和3高約17%。

圖8 額定功率整流時(shí)，四種不同拓?fù)浣M合式換流器的損耗對比圖Fig.8 Histograms of converter main losses in four different topologies under rated power as a rectifier

圖9 額定功率逆變時(shí)，四種不同拓?fù)浣M合式換流器的損耗對比圖Fig.9 Histograms of converter main losses in four different topologies under rated power as an inverter

圖10分別對比了在額定功率單位功率因數(shù)整流和逆變運(yùn)行時(shí)，四種組合式換流器的效率?？梢钥闯?，四種換流器在整流時(shí)的效率比逆變時(shí)高，且拓?fù)?和拓?fù)?在兩種工況下效率差別更明顯。四種換流器中，拓?fù)?兩臺MMC并聯(lián)式組合換流器的效率最高，拓?fù)?兩臺MMC串聯(lián)式組合換流器的效率最低。

圖10 額定功率整流逆變時(shí)，四種不同拓?fù)浣M合式換流器的效率對比圖Fig.10 Histograms of converter efficiency in four different topologies under rated power as a rectifier and an inverter

圖11 視在功率3000MV·A、不同功率因數(shù)角時(shí)，四種不同拓?fù)淙嵝灾绷鬏旊姄Q流器的損耗曲線Fig.11 Curves of converters’ loss and power factor angle in four different topologies under rated 3000MV·A

5 結(jié)論

超大容量柔性直流輸電換流器對半導(dǎo)體開關(guān)器件的通流能力和電壓等級提出了新的要求，半導(dǎo)體開關(guān)器件技術(shù)的發(fā)展水平很大程度上限制了單臺MMC的容量，因此，需要使用組合式MMC才能實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)的擴(kuò)容。換流器損耗是超大容量VSC-HVDC系統(tǒng)設(shè)計(jì)和經(jīng)濟(jì)性評估的關(guān)鍵指標(biāo)。針對±500kV/3000MW柔性直流輸電換流器，本文分析了四種適用的換流器主電路拓?fù)涞膿p耗特性，并通過搭建PSCAD/EMTDC損耗仿真計(jì)算模型進(jìn)行驗(yàn)證，得到如下結(jié)論：

(1)在相同的系統(tǒng)運(yùn)行工況下，不同拓?fù)涞慕M合換流器損耗特性主要取決于各臺換流器的功率與直流電壓之比以及所用IGBT器件的損耗特性。

(2)采用本文所用兩款I(lǐng)GBT模塊設(shè)計(jì)的組合式換流器，當(dāng)系統(tǒng)額定功率整流和逆變運(yùn)行時(shí)，并聯(lián)和串并聯(lián)的組合式換流器的通態(tài)損耗明顯小于單臺和串聯(lián)的組合式換流器；單臺和并聯(lián)的組合式換流器的開關(guān)損耗明顯小于串聯(lián)和串并聯(lián)的組合式換流器；當(dāng)系統(tǒng)處于額定容量不同功率因數(shù)的工況時(shí)，兩臺并聯(lián)(拓?fù)?)組合式換流器的損耗最小，比損耗最大的兩臺串聯(lián)(拓?fù)?)組合式換流器低約11%。

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Research on loss characteristics of topologies for ±500kV/3000MW VSC-HVDC converters

YANG Li-min1,2, LI Yao-hua1,2, WANG Ping1, LI Zi-xin1,2

(1. Key Laboratory of Power Electronics and Electric Drive, Institute of Electrical Engineering, Chinese Academy of Sciences, Beijing 100190, China; 2. University of Chinese Academy of Sciences, Beijing 100049, China)

With the increasing demand of asynchronous power grid interconnection and renewable energy exploration, the capacity of the voltage source converter based high-voltage direct current (VSC-HVDC) transmission systems has reached the rating of 3000MW. Because of the limitations of the current power semiconductor technology, it is necessary for the combined modular multilevel converter (MMC) topologies to realize the large capacity VSC-HVDC system. However, the differences of the system parameters and IGBT modules impose great challenge on the analysis of the loss characteristics for different combined MMC topologies. The loss calculation method for the single MMC was proposed in this paper firstly; then the analytical expression of the combined MMC loss was derived. According to that, the loss characteristics of four combined MMC topologies for the ±500kV/3000MW VSC-HVDC system were analyzed based on the 4500V/1500A and 4500V/3000A IGBT modules. PSCAD/ EMTDC simulation results verify the correctness of the loss characteristics and show that the loss of the combined MMC in parallel is the smallest.

VSC-HVDC; modular multilevel converter; loss; topology of the main circuit; combined converter

2016-11-10

國家高技術(shù)研究發(fā)展計(jì)劃(863計(jì)劃)項(xiàng)目(2015AA050102)

楊立敏(1991-)， 男， 山西籍， 博士研究生， 研究方向?yàn)楦邏捍蠊β孰娏﹄娮幼兞髌鳎?李耀華(1966-)， 男， 河南籍， 研究員， 博導(dǎo)， 研究方向?yàn)殡娏﹄娮优c電機(jī)驅(qū)動(dòng)。

TM72

A

1003-3076(2017)06-0001-08