交流側(cè)故障下MMC-HVDC能量平衡控制策略

夏向陽 黃智 趙昕昕 梁軍 曾小勇 湯賜 劉遠(yuǎn) 石超

摘 ? 要：針對(duì)模塊化多電平換流器（Modular Multilevel Converter，MMC）的柔性直流輸電系統(tǒng)（MMC-HVDC）在交流側(cè)故障下的常規(guī)控制方法存在換流器內(nèi)部能量難以快速控制，交流側(cè)故障導(dǎo)致各橋臂間能量可能出現(xiàn)不平衡等問題. 從換流器內(nèi)部機(jī)理的控制角度出發(fā)，提出了基于能量平衡控制的MMC控制方法，該方法通過優(yōu)化控制MMC各橋臂電流分量來調(diào)節(jié)換流器橋臂間的功率流向，實(shí)現(xiàn)交流側(cè)電流與換流器內(nèi)部能量的協(xié)同控制，有效抑制換流器在系統(tǒng)故障過程中所引起的內(nèi)部能量不均衡過程. 最后，通過MATLAB/Simulink平臺(tái)搭建了37電平MMC-HVDC仿真模型，仿真結(jié)果驗(yàn)證了所提出控制策略的有效性.

關(guān)鍵詞：輸電系統(tǒng);模塊化多電平換流器;交流側(cè)故障;能量平衡控制

中圖分類號(hào)：TM46? ?? ? ? ? ? ? ? ? ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

Energy Balancing Control Strategy of MMC-HVDC under AC Fault

XIA Xiangyang1？覮，HUANG Zhi1，ZHAO Xinxin1，LIANG Jun2，

ZENG Xiaoyong1，TANG Ci1，LIU Yuan1，SHI Chao1

（1. College of Electrical and Information Engineering，Changsha University of Science & Technology，Changsha 410114，China;

2.School of Engineering，Cardiff University，Cardiff CF10 3XQ，UK）

Abstract： Since it is difficult to quickly control the internal energy of the converter， which may cause problems such as unbalanced energy between the arms in the modular multilevel converter based high voltage direct current （MMC-HVDC） system，this paper proposes a control strategy of MMC based on energy balancing control from the internal mechanism of the converter， optimizing the control of the current components of each arm. The control strategy can realize the coordinated control of the AC side current and the internal energy of the converter，and effectively reduce the internal energy unbalanced process caused by the converter during the system fault process. Finally， the MMC simulation model is built on MATLAB/Simulink，and the simulation results verify the effectiveness of the proposed control strategy.

Key words： transmission system;Modular Multilevel Converter（MMC）;AC fault;energy balancing control

基于模塊化多電平換流器（Modular Multilevel Converter，MMC）的柔性直流輸電是一種新型的靈活輸電方式，可為解決大規(guī)模清潔能源并網(wǎng)等問題提供方法，同時(shí)為全球能源互聯(lián)網(wǎng)的構(gòu)建提供了理論和實(shí)踐基礎(chǔ)[1-2]. MMC正常運(yùn)行下輸出電壓穩(wěn)定且子模塊開關(guān)頻率低，減少了開關(guān)損耗，但其發(fā)生故障時(shí)其內(nèi)部運(yùn)行機(jī)理和規(guī)律難以分析，導(dǎo)致?lián)Q流器內(nèi)部能量流動(dòng)無法實(shí)現(xiàn)很好的控制[3-5].

目前實(shí)際工程應(yīng)用中，當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生嚴(yán)重的三相短路故障時(shí)，通過靈活的交流電流控制，可使換流器輸出電流降低到零，減少換流器饋入交流系統(tǒng)的短路電流，能夠阻斷一側(cè)交流系統(tǒng)故障向另一側(cè)交流系統(tǒng)蔓延[6-9];當(dāng)交流側(cè)出現(xiàn)不平衡故障時(shí)，功率的波動(dòng)將改變橋臂子模塊的能量分布，能量的改變將引起子模塊電容電壓的不平衡，影響系統(tǒng)的輸出電壓/電流質(zhì)量[10];同時(shí)，MMC的特殊拓?fù)湟笃鋬?nèi)部各橋臂電壓需保持均衡，即使在發(fā)生故障時(shí)其內(nèi)部的能量平衡也需要得到保證，因此如何實(shí)現(xiàn)交流側(cè)故障下MMC內(nèi)外部協(xié)同控制，提高輸電系統(tǒng)的故障保護(hù)能力等問題仍需面對(duì)與解決[11-13]. 文獻(xiàn)[14-15]對(duì)正常工作下及交流側(cè)發(fā)生故障下的換流器內(nèi)部能量變化機(jī)理進(jìn)行了深入的研究，分析得出換流器橋臂電流的環(huán)流分量會(huì)對(duì)其各橋臂內(nèi)部的功率變換產(chǎn)生影響，但存在控制復(fù)雜度較高的問題.文獻(xiàn)[16-19]提出了一種基于橋臂電流控制的MMC控制方法，所提方法通過提取并利用橋臂電流的各電流分量對(duì)換流器進(jìn)行控制，在一定程度上降低了控制的復(fù)雜度，但并未提出針對(duì)交流側(cè)發(fā)生不平衡故障的控制策略.

因此，在現(xiàn)有研究基礎(chǔ)上，本文提出了一種基于能量平衡的MMC控制方法. 通過深入分析換流器功率流向與橋臂電流各分量的關(guān)系，提出基于能量平衡控制的換流器功率優(yōu)化調(diào)節(jié)方法，采用優(yōu)化控制各橋臂各電流分量調(diào)節(jié)MMC功率分布，能夠同時(shí)實(shí)現(xiàn)換流器正常工作及交流側(cè)故障下的交流側(cè)三相電流對(duì)稱及換流器內(nèi)部能量平衡，最后本文通過仿真對(duì)比驗(yàn)證了所提方法的優(yōu)越性.

1 ?模塊化多電平換流器數(shù)學(xué)模型與機(jī)理分析

1.1 ? MMC模型結(jié)構(gòu)與工作機(jī)理分析

圖1為MMC的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，它包含6個(gè)橋臂，單個(gè)橋臂包含N個(gè)子模塊（SM）和一個(gè)串聯(lián)電抗器L0，每相上下兩個(gè)橋臂構(gòu)成一個(gè)相單元，三個(gè)相單元構(gòu)成一個(gè)完整的三相模塊化多電平換流器. 其中，vku、

vkl分別為換流器上下橋臂端口電壓;iku、ikl分別為換流器上下橋臂電流;vks、iks分別為交流側(cè)各相電壓和電流;zs、za分別為交流網(wǎng)側(cè)等效阻抗和橋臂等效阻抗;VDC、VDCu、VDCl 分別為高壓直流側(cè)電壓及上下極電壓. 其中，k = a、b、c.

■

圖1 ? MMC結(jié)構(gòu)示意圖

Fig.1 ? The structure of MMC

一般地，將損耗MMC的忽略，其橋臂電流可分解為：

iku = 0.5iks + ik_addikl = -0.5iks + ik_add ? ? ?（1）

ik_add = ik_dc + ik_cir ? ? ? ?（2）

式中：ik_add為換流器的k相環(huán)流，包含k相直流母線電流分量ik_dc和k相交流環(huán)流分量ik_cir.

根據(jù)能量守恒定律，可得到MMC功率關(guān)系為：

Pk_s = Pk_dc + Pk_u + Pk_l ? ? ? ?（3）

式中：Pk_s為MMC由交流側(cè)吸收的一個(gè)周期平均有功功率;Pk_dc為MMC輸出到直流側(cè)的一個(gè)周期平均有功功率;Pk_u和Pk_l分別為MMC上下橋臂一個(gè)周期平均有功功率. 正常工作時(shí)，忽略其器件損耗，則MMC由交流側(cè)吸收的有功功率與輸出到直流側(cè)的有功功率相等（以整流端為例，逆變端同理），他們之間的關(guān)系如式（4）所示，其中T為一個(gè)周期.

Pk_s = Pk_dc + ■■vksiksdt = ■■VDC ik_dcdt ? ? ? （4）

1.2 ? 交流側(cè)電壓不平衡條件下機(jī)理分析

由式（4）可知，忽略MMC器件損耗，交流側(cè)三相有功功率Pk_s與換流器三相橋臂輸出到直流側(cè)的有功功率Pk_dc相等，若不調(diào)整有功功率分布，在交流側(cè)三相電壓vks不對(duì)稱情況下，交流側(cè)三相電流iks也必然不平衡，其關(guān)系為：

Pa_s = Pb_s = Pc_s Pk_s ?= Pk_dc ? ?？圯 vas≠vbs≠vcsias≠ibs≠ics ? ? ? ?（5）

若控制交流側(cè)三相電流iks對(duì)稱，由于交流側(cè)三相電壓vks不對(duì)稱，則換流器三相橋臂由交流側(cè)吸收的有功功率Pk_s將會(huì)不相等，即

Pa_s ≠ Pb_s ≠ Pc_s ? ? ?（6）

結(jié)合式（4）和（6）分析可知，若不調(diào)節(jié)MMC輸出到直流側(cè)功率在三相橋臂的分布，必然會(huì)導(dǎo)致?lián)Q流器內(nèi)部能量的失衡，因此在保證MMC各相橋臂吸收與輸出功率平衡的前提下，通過調(diào)整三相橋臂電流直流母線電流分量ik_dc在MMC三相橋臂間的分布，以控制換流器與直流側(cè)及各橋臂間的功率交換，可實(shí)現(xiàn)交流側(cè)三相電流對(duì)稱.

橋臂電流的直流母線電流分量ik_dc通過直流線路構(gòu)成回路，是直流輸電的工作電流，該分量控制換流器與直流側(cè)及各橋臂間的功率交換，兩者間的關(guān)系可表示為：

iα_dciβ_dci0_dc = ■0 ? ? ? ? 1 ? ? ? ? ? 10 ? ? ■ ? ?■1 ? ? ? ? 0 ? ? ? ? ? 0PsumPa→bPa→c ? ?（7）

式中：iα_dc、iβ_dc、i0_dc由ik_dc經(jīng)Clark變換所得;Psum、

Pa→b、Pa→c分別為故障條件下?lián)Q流器和直流側(cè)間所需的總功率交換值、a相和b相橋臂間及a相和c相橋臂間所需的功率交換值.

由式（7）分析可知，i0_dc與換流器和直流側(cè)的總功率交換直接相關(guān)，而iα_add_dc、iβ_add_dc則共同控制換流器內(nèi)部各相間的功率交換，調(diào)節(jié)直流母線功率在各相間的分布，可實(shí)現(xiàn)在維持交流側(cè)三相電流對(duì)稱的同時(shí)，保證MMC三相間的能量平衡.

考慮到工程實(shí)際中換流器上下橋臂存在差異，可以通過調(diào)節(jié)MMC上下橋臂電流的交流環(huán)流分量ik_cir，實(shí)現(xiàn)MMC上下橋臂的能量平衡[20]，如式（8）

所示.

Pk_u-l = Pk_u - Pk_l = ■■2uksik_cirdt ? ?（8）

式中：Pk_u-l為MMC各相上下橋臂所需的功率交換.

綜上所述，通過調(diào)節(jié)橋臂電流的各電流分量可調(diào)節(jié)直流母線功率在MMC三相間的分布以及上下橋臂間的交流有功交換，對(duì)于如何控制MMC三相間及各相上下橋臂的有功功率交換將作為本文重點(diǎn)之一將在下節(jié)詳細(xì)闡述.

2 ? 基于能量平衡控制的MMC功率分布調(diào)節(jié)

由第1節(jié)分析可知，MMC交流電壓不平衡時(shí)，控制交流側(cè)三相電流對(duì)稱，若不調(diào)節(jié)MMC輸出到直流側(cè)功率在三相橋臂的分布，將會(huì)導(dǎo)致?lián)Q流器內(nèi)部能量的不平衡，因此本文從控制MMC總能量及各橋臂能量均衡的角度出發(fā)，調(diào)節(jié)直流母線功率在各相間的分布以及確定上下橋臂間的交流有功

交換.

能量平衡控制通過控制換流器各橋臂間的能量平衡來求解所需的功率交換值，各能量變量之間的關(guān)系如下所示.

Ek_u = 0.5■（vku-cap）2 ? ?（9）

Ek_l = 0.5■（vkl-cap）2 ? ?（10）

式中：Ek_u、Ek_l分別為換流器k相上橋臂和下橋臂的能量;vku-cap、vkl-cap分別為各相上橋臂和下橋臂子模塊電容電壓之和;Cm、N分別為子模塊電容和換流器各橋臂子模塊數(shù)量.

換流器內(nèi)部總能量及各橋臂間能量差（以a相為基準(zhǔn)），可分別表示為：

Esum = ∑Ek_u + ∑Ek_l ? ?（11）

Ea→b = （Ea_u + Ea_l） - （Eb_u + Eb_l） ? ?（12）

Ea→c = （Ea_u + Ea_l） - （Ec_u + Ec_l） ? ?（13）

Ek_u-l = Ek_u - Ek_l ? ?（14）

式中： Esum、Ea→b、Ea→c、Ek_u-l分別為換流器內(nèi)部總能量、a相與b相的能量差、a相與c相的能量差、各相上下橋臂的能量差.

2.1 ? 直流母線功率分布

總能量參考值Esum_ref設(shè)為額定值（設(shè)置±10%的誤差），如式（15）所示. a相與b相的能量差、a相與c相的能量差Ea→b_ref、Ea→c_ref均設(shè)為0.

Esum_ref = 6 × 0.5■（Nvm）2 ? ?（15）

式中：vm為子模塊的額定工作電壓.

由于交流側(cè)電壓不平衡，MMC從交流側(cè)吸收的總有功功率發(fā)生變化，因此需控制MMC總能量追蹤其額定值，調(diào)節(jié)換流器與直流電網(wǎng)間的功率交換. 同時(shí)，控制各橋臂能量的均衡，以調(diào)節(jié)直流母線功率在三相橋臂中的分布，實(shí)現(xiàn)交流側(cè)三相電流對(duì)稱. 基于能量控制的直流母線功率分布調(diào)節(jié)控制如圖2所示，分別得到各功率交換參考值Psum_ref、Pa→b_ref、Pa→c_ref.

■

圖2 ? 直流母線功率分布調(diào)節(jié)控制

Fig.2 ? DC power distribution regulation control

同時(shí)，為提升控制器的魯棒性，針對(duì)換流器總能量控制及相間能量平衡控制回路增加了前饋環(huán)節(jié). 其中，Pt_ffw、Pa_bffw和Pa_cffw分別表示為：

Pt_ffw = ∑vksiks ? ?（16）

Pa_bffw = vasias - vbsibs ? ? ? （17）

Pa_cffw = vasias - vcsi cs ? ? ? （18）

2.2 ? 各相上下橋臂交流有功功率交換

為使MMC上下橋臂電容電壓各自的平均值達(dá)到平衡，將Eku_l_ref設(shè)為0，通過控制各相上下橋臂的能量均衡，求解MMC各相上下橋臂交流有功功率交換. 基于能量控制的上下橋臂交流有功功率交換控制如圖3所示，最后得到上下橋臂交流有功功率交換參考值Pku_l_ref.

■

圖3 ? 上下橋臂交流有功功率交換控制

Fig.3 ? Upper and lower arm active power exchange control

3 ? MMC能量平衡控制策略

3.1 ? 整體控制框架

交流側(cè)故障下MMC能量平衡控制結(jié)構(gòu)如圖4所示. 采用定有功、無功控制得到交流電網(wǎng)三相電流參考值Ik ? ? s_ref;能量平衡控制換流器內(nèi)部能量均衡，調(diào)節(jié)換流器的功率分布得到所需的功率交換參考，實(shí)現(xiàn)交流側(cè)三相電流對(duì)稱以及換流器能量平衡;結(jié)合1.2節(jié)的功率交換與橋臂電流分量的關(guān)系分析，得到控制變量Ik_add_ref;結(jié)合主控制器及能量平衡控制器分別得到的控制變量，并由式（1）分析得到各相上下橋臂電流參考值Iku_ref、Ikl_ref.

■

圖4 ? MMC-HVDC整體控制框架

Fig.4 ? MMC-HVDC overall control framework

3.2 ? 定有功無功控制

定有功無功控制確定交流電網(wǎng)三相電流參考值Ik ? ? s_ref，如圖5所示.

■

圖5 ? 定有功無功控制

Fig.5 ? Active and reactive power control loop

其中，vs_d、vs_q由交流三相電壓vks作dq分解得到. 為防止電流越限，在控制回路末端增加了限幅環(huán)節(jié)，限幅值隨運(yùn)行工況變化而變化，最后，交流電網(wǎng)電流dq軸分量參考值id_ref、iq_ref經(jīng)坐標(biāo)變換為三相電流參考Ik ? ? g_ref.

3.3 ? 功率分布調(diào)節(jié)

能量平衡控制得到控制變量Psum_ref、Pa→b_ref、

Pa→c_ref、Pku-l_ref，結(jié)合1.2節(jié)分析內(nèi)容求解橋臂電流直流母線分量參考值ik_dc_ref和交流有功電流分量ik_cir_ref.

直流母線電流分量參考值根據(jù)控制變量Psum_ref、Pa→b_ref、Pa→c_ref變換求得iα_dc_ref、iβ_dc_ref、i0_dc_ref，經(jīng)反Clark變換得到ik_dc_ref，如式（19）所示.

iα_dc_refiβ_dc_refi0_dc_ref = ■0 ? ? ? ? 1 ? ? ? ? ? 10 ? ? ■ ? ?■1 ? ? ? ? 0 ? ? ? ? ? 0Psum_refPa-b_refPa-c_ref

（19）

交流有功環(huán)流分量參考值ik_cir_ref（與交流電流同相同頻）由式（20）推導(dǎo)求得.

Pku-l_ref = 2uksik_cir_ref ?？圯 ik_cir_ref = ■ ? ?（20）

MMC各相橋臂環(huán)流參考值為：

ik_add_ref = ik_dc_ref + ik_cir_ref ? ?（21）

3.4 ? 橋臂電流控制器

由式（1）分析可知，各橋臂電流由交流側(cè)電流及附加電流組成，則各橋臂電流參考值iku_ref、ikl_ref可用所求出的交流三相電流參考值ik ? ? s_ref和各相環(huán)流參考值ik_add_ref表示，即

iku_ref = 0.5ik ? ? s_ref + ik_add_ref ikl_ref = -0.5ik ? ? s_ref + ik_add_ref ? ? ?（22）

橋臂電流控制器結(jié)構(gòu)如圖6所示[17，19-20]，該控制器將k相橋臂電流追蹤其參考值得到的初始信號(hào)dku_ f、dkl_ f與k相靜態(tài)占空比Dku、Dkl疊加得到最終控制信號(hào)dku、dkl，如式（23）所示，同時(shí)為提高直流電壓的利用率，人為疊加了一個(gè)零序電壓信號(hào)v0.

dku = Dku + dku_ fdkl = Dkl - dkl_ f ? ? ?（23）

■

圖6 ? 橋臂電流控制器結(jié)構(gòu)

Fig.6 ? The structure of arm current controller

4 ? 仿真分析

為了更好驗(yàn)證所提控制策略的有效性，在MATLAB/Simulink仿真平臺(tái)上搭建了37電平MMC-HVDC仿真模型，模型結(jié)構(gòu)如圖7所示，直流側(cè)采用由理想開關(guān)和受控電壓源組成的等效電路模型. 主要參數(shù)設(shè)置如表1所示.

■

圖7 ? MMC-HVDC系統(tǒng)仿真模型結(jié)構(gòu)圖

Fig.7 ? Structure of MMC-HVDC system simulation model

表1 ? 仿真平臺(tái)主要參數(shù)

Tab.1 ? Parameters of simulation platform system

■

4.1 ? 交流側(cè)三相電壓對(duì)稱時(shí)的仿真結(jié)果

直流電壓保持恒定，將有功參考值在t = 8.5 s時(shí)由1 000 MW階躍到800 MW，無功功率維持在額定值250 Mvar不變.系統(tǒng)有功階躍仿真結(jié)果如圖8所示，可以看出系統(tǒng)在t = 8.5 s發(fā)生有功階躍時(shí)，交流側(cè)電流保持平衡，換流器內(nèi)部各橋臂電容電壓平均值也保持對(duì)稱.

■

t/s

（a）系統(tǒng)有功

■

t/s

（b）交流側(cè)電流

■

t/s

（c）各相上橋臂子模塊電容電壓平均值

■

t/s

（d）a相上下橋臂電容電壓平均值

圖8 ? 有功階躍時(shí)系統(tǒng)仿真結(jié)果

Fig.8 ? System simulation results in active power step

直流電壓保持恒定，無功參考值在t = 8.5 s時(shí)由250 Mvar階躍到50 Mvar，有功參考值維持在額定值1 000 MW不變. 系統(tǒng)無功階躍仿真結(jié)果如圖9所示，交流側(cè)電流保持平衡，換流器內(nèi)部各橋臂電容電壓平均值在t=8.5 s時(shí)發(fā)生波動(dòng)，但很快恢復(fù)穩(wěn)定.

■

t/s

（a）系統(tǒng)無功

■

t/s

（b）交流側(cè)電流

■

t/s

（c）各相上橋臂子模塊電容電壓平均值

■

t/s

（d）a相上下橋臂電容電壓平均值

圖9 ? 無功階躍時(shí)系統(tǒng)仿真結(jié)果

Fig.9 ? System simulation results in inactive power step

仿真結(jié)果及分析可知，正常工作條件下所提出的控制策略與常規(guī)的控制方法相同，均能保證MMC的穩(wěn)定運(yùn)行.

4.2 ? 交流側(cè)電壓不對(duì)稱時(shí)的仿真結(jié)果

為驗(yàn)證本文所提控制策略在交流側(cè)故障下的優(yōu)越性能，對(duì)MMC交流側(cè)電壓不平衡的運(yùn)行狀態(tài)進(jìn)行了仿真分析，t = 8 s時(shí)，在變壓器高壓側(cè)發(fā)生故障，如圖10所示，此時(shí)的交流側(cè)三相電壓波形如圖11所示，b相電壓遠(yuǎn)低于其余兩相.

■

圖10 ? MMC-HVDC系統(tǒng)故障仿真模型結(jié)構(gòu)圖

Fig.10 ? Structure of MMC-HVDC system fault

simulation model

■

t/s

圖11 ? 交流側(cè)故障下的交流側(cè)三相電壓

Fig.11 ? AC voltage under AC side fault

交流側(cè)故障下，傳統(tǒng)直接抑制負(fù)序電流的方法和MMC能量平衡控制方法的仿真結(jié)果如圖12和13所示.

■

t/s

（a）交流側(cè)三相電流

■

t/s

（b）各相上橋臂子模塊電容電壓平均值

■

t/s

（c）a相上下橋臂電容電壓平均值

圖12 ? 仿真結(jié)果（直接抑制負(fù)序電流）

Fig.12 ? Simulation results（suppress negative sequence current）

■

t/s

（a）交流側(cè)三相電流

■

t/s

（b）各相上橋臂子模塊電容電壓平均值

■

t/s

（c）a相上下橋臂電容電壓平均值

圖13 ? 仿真結(jié)果（本文提出方法）

Fig.13 ? Simulation results（proposed method）

圖12（a）和13（a）分別對(duì)應(yīng)2種不同控制策略下的交流側(cè)三相電流波形，在t = 8 s時(shí)，交流側(cè)發(fā)生故障，并引起交流側(cè)三相產(chǎn)生波動(dòng)，采用的兩種控制方法均能在故障發(fā)生后使得交流側(cè)三相電流對(duì)稱.

圖12（b）為采用直接抑制負(fù)序電流方法的各相上橋臂子模塊電容電壓平均值，可以明顯看出b相橋臂電容電壓平均值明顯高于其余兩相且持續(xù)上升. 分析如下：由圖11可知，交流側(cè)三相電壓存在關(guān)系vbs < vas = vcs，通過抑制負(fù)序電流使得交流側(cè)三相電流對(duì)稱，可以推出Pb_s < Pa_s = Pc_s，由于采用該方法時(shí)，直流母線電流分量在MMC各相均勻分布即Pb_s = Pa_s = Pc_s，此時(shí)直流側(cè)輸入到換流器b相的功率Pb_dc大于換流器輸出到交流側(cè)b相的功率Pb_s（該模型為逆變端），多余的功率則儲(chǔ)存在b相橋臂各子模塊電容內(nèi)，引起b相子模塊電容電壓不斷上升，從而導(dǎo)致?lián)Q流器內(nèi)部能量失衡，甚至造成器件的損壞.

圖13（b）為采用本文所提出方法的各相上橋臂子模塊電容電壓平均值，在t = 8 s時(shí)，MMC各相橋臂電容電壓平均值由于交流側(cè)故障發(fā)生波動(dòng)，但很快就恢復(fù)穩(wěn)定，各相子模塊電容電壓平均值保持對(duì)稱，驗(yàn)證了基于能量平衡控制的調(diào)節(jié)直流母線功率分布方法的優(yōu)越性.

圖12（c）和13（c）分別為2種不同控制策略下的a相上下橋臂電容電壓平均值的波形，可以發(fā)現(xiàn)橋臂電容電壓平均值波形在t = 8 s發(fā)生波動(dòng)后恢復(fù)穩(wěn)定，由于理想模型的仿真并未模擬出器件損耗，因此2種方法的上下橋臂電容電壓在經(jīng)過短時(shí)間的暫態(tài)過程后都能恢復(fù)穩(wěn)態(tài).

綜上所述，本文所提出的交流側(cè)故障下MMC-HVDC的能量平衡控制策略與傳統(tǒng)直接抑制負(fù)序電流的方法均能控制交流側(cè)三相電流對(duì)稱，但直接抑制負(fù)序電流的方法無法實(shí)現(xiàn)對(duì)換流器內(nèi)部的控制，而基于能量平衡控制的方法可以兼顧換流器內(nèi)部和外部，實(shí)現(xiàn)MMC交流三相電流以及內(nèi)部各橋臂能量的協(xié)同控制.

5 ? 結(jié) ? 論

考慮到交流側(cè)不對(duì)稱故障時(shí)，以交流側(cè)三相電流平衡為控制目標(biāo)的MMC內(nèi)部出現(xiàn)的有功功率分配不合理而導(dǎo)致的各橋臂能量不平衡的問題，本文提出了一種基于能量平衡原理的MMC-HVDC控制策略，通過優(yōu)化控制MMC各橋臂電流分量來調(diào)節(jié)換流器橋臂間的功率流向，實(shí)現(xiàn)了MMC交流側(cè)三相電流以及內(nèi)部各橋臂能量的有效控制. 主要結(jié)論如下：

1）通過橋臂電流的各電流分量對(duì)換流器內(nèi)部各橋臂間能量流動(dòng)影響的分析可知，i0_dc與換流器和直流側(cè)的總功率交換直接相關(guān)，iα_add_dc、iβ_add_dc共同控制換流器內(nèi)部各相間的功率交換，而MMC上下橋臂的能量平衡可通過調(diào)節(jié)換流器橋臂電流的交流環(huán)流分量ik_cir來實(shí)現(xiàn).

2）基于上述分析結(jié)果，本文采用直接橋臂電流反饋控制，維持各橋臂間的能量平衡，實(shí)現(xiàn)了換流器內(nèi)部、外部的協(xié)同控制，交流側(cè)對(duì)稱和不對(duì)稱情況下均能在保證交流側(cè)三相電流對(duì)稱的同時(shí)，有效減小子模塊平均電容電壓波動(dòng)，通過仿真對(duì)比，本文所提控制策略相較于傳統(tǒng)的直接抑制負(fù)序電流方法更具優(yōu)越性.

本文是在MMC內(nèi)部各電容均相等的理想情況下進(jìn)行的研究，但在實(shí)際工程中，考慮到各電容器件參數(shù)不可能完全一致，該方法的控制效果將會(huì)受到一定影響. 因此，下一步工作將考慮各電容參數(shù)之間的差異，通過增加一個(gè)校正回路來消除這部分影響.

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