應用于遠距離架空線直流輸電的混合MMC直流故障清除方式比較分析

許樹楷，周月賓，楊柳，張楠，曹琬鈺

(1. 直流輸電技術國家重點實驗室(南方電網(wǎng)科學研究院)，廣州510663；2. 中國南方電網(wǎng)有限責任公司超高壓輸電公司檢修試驗中心，廣州 510663)

0 引言

在高壓直流輸電系統(tǒng)的受端采用MMC[1 - 3]，可以避免晶閘管換流器所帶來的換相失敗風險和降低對受端電網(wǎng)強度的要求。例如，在我國烏東德電站送電廣東廣西特高壓混合直流輸電工程中，在兩個受端分別采用了±800 kV/5 000 MW和±800 kV/3 000 MW的MMC，直流線路為約1 500 km長度的架空線[4 - 6]。

常規(guī)半橋MMC無法自己清除直流短路故障電流。在遠距離大容量直流輸電系統(tǒng)中，直流架空線成為不可避免的選擇，因此直流故障清除也成為最關鍵問題之一[7 - 12]。目前的一類技術路線是采用高壓直流斷路器，但高壓直流斷路器在技術成熟度、成本和體積等方面還仍存在較大挑戰(zhàn)。另一類技術路線是改進MMC拓撲結構使其具備直流故障自清除能力。例如，箝位雙子模塊MMC通過在兩個半橋子模塊間加入箝位電路實現(xiàn)故障電流阻斷[11 - 13]。類似地，交叉箝位子模塊、二極管箝位子模塊等多種新的拓撲方案也被提出[14 - 16]。全橋子模塊具有固有直流故障電流阻斷能力[16 - 18]，但是與半橋子模塊相比需要二倍數(shù)量開關器件。相對于全部采用全橋子模塊的MMC，采用半橋子模塊與全橋子模塊結合的混合MMC可以減小所需開關器件數(shù)量[19 - 21]。由于全橋子模塊的結構設計和實現(xiàn)與半橋子模塊相近，并且混合MMC的運行原理與控制方式也與半橋MMC相近，因此目前在實際應用中對混合MMC具有較高的接受程度。在烏東德特高壓直流輸電工程中，為了實現(xiàn)長架空線直流線路故障清除，兩個受端換流器就是采用了混合MMC拓撲。

在已有基于混合MMC清除直流故障研究中，大多采用換流器閉鎖方式實現(xiàn)直流故障清除[21 - 22]?；旌螹MC閉鎖后，全橋子模塊電容串入直流故障電流回路，通過全橋子模塊電容的反壓阻斷直流故障電流。另外，現(xiàn)有研究多關注如何使MMC拓撲具有直流故障自清除能力，對長距離線路對直流故障清除特性的影響的研究較少。當故障距離較遠時，直流線路電感大，存儲的能量非常大，會導致故障清除時間相對較長。當故障的清除時間較長時，故障電流可能會發(fā)生多次在MMC橋臂間換相的過程中[21 - 22]，使得故障電流清除過程的動態(tài)過程變得非常復雜。當長距離輸電線路中的存儲能量較大時，還會引起混合MMC全橋子模塊電容上出現(xiàn)較大的電壓升高[22 - 23]。如果不能對考慮長架空線影響的直流故障清除動態(tài)過程進行準確描述，就難以準確估算故障清除時間和全橋子模塊過壓，也無法正確對混合MMC的參數(shù)進行設計。

另一方面，由于全橋子模塊可以輸出負電平，混合MMC的直流輸出電壓在一定范圍內連續(xù)可調。因此，在直流故障發(fā)生后，也可以不采用換流器閉鎖方式，而是通過調節(jié)混合MMC的直流電壓來主動控制和清除故障電流，本文將其稱為直流故障主動清除方式[23 - 25]。在主動清除方式中，由于直流故障清除過程中MMC仍維持運行，直流線路中儲存的能量可以被輸送到交流電網(wǎng)中，而不是轉移到全橋子模塊的電容中，在采用合適的控制策略的前提下，可以避免全橋子模塊的過電壓問題。但是，架空線距離同樣對主動清除方式的故障清除特性有重要影響。為了提高故障清除速度，換流器應能夠輸出足夠的負向直流電壓，使直流故障電流迅速降至0，因此也需要建立準確的模型描述線路長度、橋臂全橋子模塊比例與故障清除速度之間的關系。另外，故障清除過程中直流線路電壓和MMC電容電壓的控制策略也是實現(xiàn)快速故障清除和避免電容過壓的關鍵環(huán)節(jié)。

雖然閉鎖清除方式和主動清除方式都可以實現(xiàn)混合MMC的直流故障清除，但是對于兩種方式的故障清除特性差異、參數(shù)設計要求以及適用場合等仍缺乏全面的分析和比較，故障清除方式的選擇和混合MMC參數(shù)設計等仍缺乏明確的依據(jù)。本文結合烏東德特高壓混合直流輸電工程，分別針對兩種故障清除方式分析了故障清除過程的精確動態(tài)模型，研究了架空線路長度和橋臂全橋子模塊比例對故障清除速度和子模塊過電壓的影響。針對主動清除方式，還提出了故障清除過程中直流電壓和子模塊電容電壓的控制策略，可以基于混合MMC直流電壓的動態(tài)變化清除故障電流，并且在將長架空線路能量轉移到交流電網(wǎng)的同時實現(xiàn)子模塊電容電壓的穩(wěn)定控制，避免子模塊電容出現(xiàn)過壓。以基于混合MMC的1 500 km遠距離直流輸電系統(tǒng)作為研究實例，通過對多種工況的理論分析和數(shù)字仿真，對兩種不同方式的直流故障清除特性進行了詳細比較研究，提出了直流故障清除方式的選擇原則和混合MMC參數(shù)的設計依據(jù)。

1 混合MMC閉鎖清除方式分析

1.1 閉鎖清除方式動態(tài)過程模型

圖1所示為混合MMC的基本結構。

圖1 混合MMC基本拓撲結構Fig.1 Basic topology structure of hybrid MMC

橋臂中全橋子模塊的比例定義如下：

(1)

式中：N為每個橋臂中的子模塊總數(shù)；Nfb為全橋子模塊數(shù)目。

混合MMC采用閉鎖清除方式時，當直流故障發(fā)生后，故障電流快速上升。一旦故障電流達到過流保護閾值，混合MMC中的所有開關都會被閉鎖。圖2顯示了混合MMC閉鎖后的故障電流等效電路。所有半橋子模塊都通過下二極管被旁路，所有全橋子模塊的電容串入故障電流回路，并產生反向電壓來阻斷故障電流。在直流故障清除過程中的任意時刻，直流故障電流流過至少一相中的一個上臂，以及另一個相中的一個下臂。圖2所示為故障電流通路的一個特例，在此特例中故障電流流過A相上橋臂和B相下橋臂。故障清除過程中故障電流具體流經(jīng)哪個橋臂主要是由三相交流電壓的大小決定的。可以認為故障電流是流過瞬時交流電壓最高的一相的上橋臂，以及瞬時交流電壓最低的一相的下橋臂。在圖2中，x和y分別用于表示故障電流回路中上下臂的所在的相，其中x=a、b、c，y=a、b、c，且x≠y；而ufb_x_p和ufb_y_p分別表示上下臂中所有全橋子模塊電容器電壓的總和。

在直流線路距離較短時，故障清除速度較快，因此故障電流在不同橋臂中換相的現(xiàn)象并不明顯。但是，直流線路距離較長時，故障清除時間也較長，在故障清除過程中故障電流就會發(fā)生在橋臂間換相的現(xiàn)象。如圖2所示，在故障電流清除過程中的任意時刻，等效電路為二階RLC電路。但是故障電流的換相將導致故障清除過程中二階RLC電路的通路發(fā)生變化，電路的狀態(tài)變量也發(fā)生變化，并且存在不連續(xù)性問題。

圖2 閉鎖清除方式的等效電路Fig.2 Equivalent circuit for the clearing mode of the converter-blocking

如圖3所示，在三相交流電壓的每個交叉點處，故障電流將從一個橋臂換相到另一個橋臂。為了解決故障電流換相引起的電路變化和狀態(tài)變量不連續(xù)性問題，根據(jù)三相交流電壓的交點，文獻[21]中提出將動態(tài)過程劃分為若干階段，建立分段描述的動態(tài)模型。在每個階段的開始，故障電流回路中的兩個橋臂中將有一個換相為新的橋臂，新插入到故障回路的橋臂的全橋子模塊電容電壓之和用ufb(k)(t)表示，其中k表示階段編號。由于在上一個階段已經(jīng)被故障電流充電，因此原橋臂的全橋子模塊電容電壓比新插入的橋臂的電壓高ΔU(k)。在每個階段，兩個橋臂的電壓升高速度是相同的，因此，以ufb(k)(t)和idc(k)(t)為狀態(tài)變量，第k階段的動態(tài)方程可以表示為：

(2)

式中：0≤t

圖3 閉鎖清除過程示意圖Fig.3 Sketch diagram of the fault blocking clearing process

文獻[21]中也提出了上述分段動態(tài)方程的實用時域解求解方法，可以逐階段地求解直流故障電流和全橋子模塊電容電壓和，進而準確估計故障清除時間和全橋子模塊電容過電壓。本文將引用上述結論對故障清除時間和子模塊過電壓進行分析。

1.2 閉鎖清除方式故障清除時間分析

實際故障清除時間可由式(3)進行計算[21]。

(3)

式中變量δ、ωd和β分別由式(4)—(6)進行計算。

(4)

(5)

(6)

其中

(7)

圖4所示為根據(jù)式(3)計算得到的在不同故障距離下故障清除時間隨橋臂中全橋子模塊比例變化的曲線?？梢钥闯觯]鎖清除方式總體上具有較快的直流故障清除速度。在相同故障距離下，橋臂中全橋子模塊的比例越高，故障清除速度越快。在全橋子模塊比例相同時，故障距離越大，所需的故障清除時間就越長。

圖4 閉鎖清除方式故障清除時間隨全橋子模塊比例和故障點距離變化的曲線Fig.4 Curves of fault clearing time varing with the proportion of full-bridge submodule and fault point distance

1.3 閉鎖清除方式全橋子模塊過電壓分析

換流器閉鎖后，線路電感和橋臂電感中存儲的能量將轉移到全橋子模塊，并引起全橋子模塊電容的電壓uc升高。在故障清除過程中，隨著三相交流電壓的變化，6個橋臂交替插入故障電流回路，直流故障電流也是對6個橋臂的全橋子模塊電容交替充電，并且每個橋臂插入故障電流回路的持續(xù)時間最多為2個階段。如果換流器閉鎖正好發(fā)生在三相交流電壓的交點，某個橋臂在前兩個階段中將持續(xù)被故障電流充電，這個橋臂出現(xiàn)的電容過電壓將是整個故障清除過程中最大的。故障清除過程中出現(xiàn)的電容電壓最大值可估算如下[21]。

(8)

其中

(9)

圖5為在不同故障距離下，全橋子模塊的最大可能過壓程度隨橋臂中全橋子模塊比例變化的計算結果曲線?？梢钥闯?，直流故障距離越大，存儲在直流線路中的能量也越大，轉移到全橋子模塊電容后引起的過壓程度也越高。當全橋子模塊比例為50%、故障距離為1 500 km時，最大可能的過壓程度達到了約62%，對MMC的安全性帶來較大威脅，這是閉鎖清除方式面臨的一個主要問題。雖然提高橋臂中全橋子模塊的比例可降低每個全橋子模塊電容的過壓程度，但也會帶來成本和體積的增加。

圖5 閉鎖清除方式故障清除過程全橋子模塊過壓隨全橋子模塊比例和故障點距離變化的曲線Fig.5 Curves of fault clearing time varing with the proportion of full-bridge submodule and over voltage fault point distance

2 混合MMC主動清除方式的分析與控制

2.1 混合MMC直流電壓可調范圍分析

因為全橋子模塊可以產生負電平輸出，混合MMC具有可調的直流母線電壓，圖6說明了混合MMC能夠產生可調直流電壓的原理。如圖6(a)所示，在正常運行時的混合MMC的橋臂電壓輸出方式與常規(guī)半橋MMC相同。此情況下，橋臂輸出電平狀態(tài)上邊界為橋臂級聯(lián)子模塊數(shù)目N，下邊界為0。橋臂電壓的直流分量就是橋臂上下輸出邊界的中心線，這也決定了MMC的直流母線電壓。橋臂輸出電壓上下邊界之差則決定了MMC交流輸出電壓的范圍。由于全橋子模塊可以輸出負電平，當混合MMC中存在Nfb個全橋子模塊時，橋臂輸出電平狀態(tài)的下邊界最多可以變?yōu)?Nfb。這種情況下，在不影響MMC交流輸出電壓范圍的約束條件下，圖6(a)的橋臂輸出電壓上、下邊界可以同時向負方向平移，向下平移的程度可以通過調節(jié)所輸出的負電平幅度連續(xù)可調，這也等效于使MMC直流側電壓連續(xù)可調。

如圖6所示，在橋臂中含有的全橋子模塊數(shù)目為Nfb的情況下，MMC直流電壓向下可調的限值如下。

(10)

式中UdcN為直流額定電壓。根據(jù)式(10)，圖7給出了MMC直流電壓可調下限隨全橋子模塊比例系數(shù)變化的曲線。也就是說，當全橋子模塊比例系數(shù)為ηfb時，在圖7所示的斜線對應點的上方范圍內MMC直流電壓可以連續(xù)可調。例如，當ηfb=50%時，MMC直流電壓的可調范圍為0～UdcN；當ηfb=75%時，MMC直流電壓的可調范圍為-0.5UdcN～UdcN。

圖6 混合MMC的橋臂電壓示意圖Fig.6 Sketch diagram of arm voltages of the hybrid MMC

圖7 混合MMC輸出負直流電壓的范圍與橋臂全橋子模塊數(shù)目比例之間的關系曲線 Fig.7 Relationship curve between the negative DC voltage range and the bridge arm full-bridge submodule quantity

2.2 主動清除方式的直流電壓和及子模塊電容電壓控制策略

圖8給出了混合MMC主動直流故障清除方式的等效電路。當檢測到直流故障發(fā)生后，混合MMC并不閉鎖，而是仍然處于運行狀態(tài)，只是切換到負壓輸出狀態(tài)，迫使直流故障電流下降，直至下降到零。圖9所示為主動直流故障清除過程的電壓電流示意圖。當發(fā)生直流故障后，混合MMC輸出負壓，使直流故障電流在負壓的作用下開始下降。直流負壓越大，直流故障電流下降速度越快。

圖8 主動清除故障過程等效電路 Fig.8 Equivalent circuit of the active-clearing process

圖9 主動清除方式故障清除過程示意圖 Fig.9 Fault-clearing process of the active-clearing approach

在主動清除方式過程中，如圖10所示。

圖10 主動清除方式控制框圖 Fig.10 Control block diagram of the active-clearing approach

需要通過一個閉環(huán)控制器將故障電流控制到零。一旦檢測到直流故障，混合MMC就切換到故障電流閉環(huán)控制模式。為了使故障電流迅速降為0，可利用較大的比例系數(shù)(kp)產生直流端口參考電壓。根據(jù)每個橋臂中全橋子模塊的比例，將直流端口電壓限制在 [Uneg_lim,UdcN] 范圍。然后，直流故障電流可以被控制在0附近，直到直流故障被清除。

MMC交流側電流可以仍采用dq坐標系下的解耦控制方法。子模塊電容電壓是MMC交、直流側有功功率平衡的體現(xiàn)。如圖10所示的控制框圖，將子模塊電容電壓閉環(huán)控制作為外環(huán)控制，產生d軸電流參考分量，以子模塊電容電壓保持額定值為目標，將直流線路中的額外能量傳送到交流電網(wǎng)中。這可以避免閉鎖方式下的全橋子模塊電容過壓問題，也是主動清除方式的主要優(yōu)勢。q軸電流參考分量仍可以由無功功率外環(huán)控制產生，在故障清除期間可以根據(jù)交流電網(wǎng)的需要提供動態(tài)無功功率支撐。

2.3 主動清除方式的故障清除時間分析

如圖8所示，主動方式直流故障清除過程中的等效電路為一階RL電路，其中等效電感Leq可由式(11)進行計算。

(11)

此一階電路的時間常數(shù)可由式(12)進行計算。

(12)

這樣，直流故障電流變化的動態(tài)過程可由式(13)表示。

(13)

通過求解式(13)可以計算出故障電流下降到0所需的時間，可由式(14)表示。

(14)

式中：Ipeak為故障電流過流保護動作值；I∞為RL電路的穩(wěn)態(tài)解，可由式(15)進行計算。

(15)

將式(15) 代入式(14)，故障清除時間可由式(16)進行計算。

(16)

圖11所示為根據(jù)式(16)計算得到的在不同故障距離下故障清除時間隨橋臂中全橋子模塊比例變化的曲線?？梢钥闯?，在全橋子模塊比例只是略高于50%的情況下，混合MMC所能輸出的負壓較低，直流故障的清除速度較慢，尤其是在故障距離較大時更為明顯。隨著橋臂中全橋子模塊的比例升高，混合MMC的負壓輸出能力也提高，故障清除速度變得更快。與閉鎖清除方式相比較，主動清除方式的故障清除速度較慢，尤其是在全橋子模塊的比例較低的情況下。

圖11 主動清除故障時間隨全橋子模塊比例和故障點距離變化的曲線Fig.11 Curves of the active clearing fault time varing with full-bridge submodule and fault point distance

3 閉鎖清除方式與主動清除方式的仿真研究與對比分析

如前文所分析，閉鎖清除方式具有相對較快的故障清除速度，但是長架空線的能量轉移將使全橋子模塊電容上出現(xiàn)較大的過壓。主動清除方式可以通過將線路能量傳遞到交流電網(wǎng)避免故障清除過程中的子模塊電容過壓，但是故障清除速度相對較慢。兩種故障清除方式的故障清除時間和電容電壓過壓程度與故障距離和全橋子模塊的比例也密切相關。為了進一步比較兩種故障清除方式的特點，并為故障清除方式的選擇和混合MMC的參數(shù)設計提供依據(jù)，以烏東德混合直流輸電工程±800 kV/5 000 MW雙極MMC為研究對象，基于PSCAD/EMTDC進行數(shù)字仿真研究?！?00 kV/5 000 MW的雙極MMC每極由兩個400 kV/1 250 MW混合MMC串聯(lián)，構成800 kV/2 500 MW的受端換流器。為了簡單起見，在研究中將兩個串聯(lián)的400 kV/1 250 MW MMC視為一個800 kV/2 500 MW的MMC，主要參數(shù)如表1所示?；旌螹MC在故障發(fā)生之前處于定直流電壓控制模式下，并傳輸2 500 MW的有功率。

表1 仿真系統(tǒng)的主要參數(shù)Tab.1 Main Parameters of the simulated system

3.1 全橋子模塊比例為50%時的仿真結果

對于閉鎖清除方式和主動清除方式，理論上所需全橋子模塊比例ηfb的最小值都是0.5。首先針對ηfb=0.5時，對兩種直流故障清除方式進行了仿真研究，故障距離D=1 500 km。

圖12為ηfb=0.5時閉鎖清除方式的故障清除過程仿真結果。

圖12 閉鎖方式直流故障清除過程仿真結果(D=1 500 km，ηfb=0.5時)Fig.12 Simulated waveforms of the converter-blocking approach when ηfb=0.5 and D=1 500 km

如圖12所示，在t0時刻發(fā)生直流故障。當直流線路電流在時間t1超過過電流保護閾值(即4 kA)時，過流保護被觸發(fā)，混合MMC發(fā)生閉鎖?；旌螹MC閉鎖后，直流故障電流繼續(xù)流過各個橋臂的續(xù)流二極管和全橋子模塊電容。全橋子模塊產生反向電壓，起到阻斷故障電流的作用。與前述的分析一致，如圖12中的上、下橋臂電流波形所示，直流故障電流在三相瞬時交流電壓的每個交叉點處從一個橋臂換相到另一個橋臂。如圖12中的全橋子模塊電容電壓波形所示，隨著故障電流從一個橋臂換相到另一個橋臂，6個橋臂中的全橋子模塊電容也交替著被故障電流充電，并引起電容電壓上升。在仿真中也對最嚴重的全橋子模塊過電壓情況進行了研究。換流器閉鎖發(fā)生在usc和usa的交叉點附近。在前兩個階段中，A相上臂的全橋子模塊電容被持續(xù)充電，因此最大的過電壓情況也出現(xiàn)在此橋臂的全橋子模塊電容上。圖12所示故障清除過程的仿真結果與前面的動態(tài)模型分析完全一致。

圖13為ηfb=0.5時主動方式直流故障主動清除過程的仿真波形。

圖13 主動方式直流故障清除過程仿真結果(D=1 500 km，ηfb=0.5時)Fig.13 Simulated waveforms of the active-clearing approach when ηfb=0.5 and D=1 500 km

如圖13所示，當故障電流達到過流保護閾值，MMC就切換到故障電流主動清除控制模式。由于全橋子模塊數(shù)目比例為50%，故障清除過程中可產生直流電壓最低只能調節(jié)到0，此時直流故障電流相當于自然衰減，故障清除時間非常長。與閉鎖清除方式不同，混合MMC在故障清除過程中保持運行，正常工作電流流過橋臂。由于混合MMC保持運行，因此線路中能量是被輸送到交流電網(wǎng)，而不是被全橋子模塊直流電容器吸收。在直流主動清除過程中全橋子模塊未出現(xiàn)明顯的過電壓。

3.2 全橋子模塊比例為75%時的仿真結果

將全橋子模塊比例提高到ηfb=0.75，對兩種直流故障清除方式進行仿真研究，故障距離仍為D=1 500 km。圖14為ηfb=0.75時閉鎖清除方式的故障清除過程仿真結果，故障清除過程與3.1節(jié)所述類似。但是與如圖12所示的ηfb=0.5時的情況相比，可以看出當全橋子模塊比例提高后，故障清除速度變得更快，全橋子模塊電容上的過壓程度也有所降低，但是過壓程度仍然比較高。

圖14 閉鎖方式直流故障清除過程仿真結果(D= 1 500 km，ηfb=0.75時)Fig.14 Simulated waveforms of the converter-blocking approach when ηfb=0.75 and D=1 500 km

圖15為ηfb=0.75時主動清除方式的故障清除過程仿真結果。

圖15 主動方式直流故障清除過程仿真結果(D=1 500 km，ηfb=0.75時)Fig.15 Simulated waveforms of the active-clearing approach when ηfb=0.75 and D=1 500 km

故障清除過程也與3.1節(jié)所述類似。但是與圖13所示的ηfb=0.5時的情況相比，當ηfb=0.75時，故障清除過程中可產生最大直流負壓為-0.5UdcN(即-400 kV)，這可以使故障清除速度大大加快。雖然故障清除速度仍慢于同等情況下閉鎖清除方式，但是已經(jīng)達到了可以相比的程度。在主動故障清除方式下，全橋子模塊電容電壓仍然未出現(xiàn)明顯的過壓。

3.3 故障清除方式的比較和選擇原則分析

為了對所提出閉鎖清除方式和主動清除方式的故障清除時間和電容過電壓的計算模型進行驗證，針對不同的全橋子模塊比例進行了大量仿真。圖16(a)為在故障距離為1 500 km時，兩種清除方式的故障清除時間隨全橋子模塊比例的變化的仿真結果與理論計算結果的對比曲線。在控制策略適當?shù)那闆r下，可以認為主動清除方式不存在全橋子模塊過電壓的問題，因此圖16(b)僅給出了閉鎖清除方式下的全橋子模塊過電壓程度的仿真結果與理論計算結果的對比曲線。圖16中的仿真結果和理論計算結果非常一致，這也說明了所提出的兩種清除方式的直流故障清除過程的動態(tài)模型的準確性，可以利用該動態(tài)模型對故障清除時間和全橋子模塊電容過電壓進行準確估算。

圖16 故障清除時間和全橋子模塊過壓理論計算和數(shù)字仿真結果對比(D=1 500 km時)Fig.16 Comparison of fault-clearing time and full-bridge submodule overvoltage between simulated and calculated results (D=1 500 km)

對于閉鎖清除方式和主動清除方式，理論上所需全橋子模塊比例的最小值都是0.5。根據(jù)前述的仿真結果及分析，在全橋子模塊比例較小時(例如ηfb=0.5時)，閉鎖清除方式所面臨的主要問題是全橋子模塊電容過壓很大，對器件安全帶來很大的威脅；主動清除方式所面臨的主要問題則是故障清除時間非常大，可以達到幾百毫秒甚至更大。在全橋子模塊比例提高到一定程度時(例如ηfb=0.75時)，閉鎖清除方式的電容過壓可以降低，但是數(shù)值仍然較高；主動清除方式的故障清除時間雖然仍大于閉鎖清除方式，但是兩者數(shù)值已經(jīng)開始比較接近，并且達到了可以接受的程度，并且主動清除方式不存在全橋子模塊電容過壓的問題。

因此，在長架空線應用場合，綜合故障清除速度和子模塊電容過壓程度的考慮，主動清除方式是一種更優(yōu)的選擇。在選擇全橋子模塊比例時，為了獲得可以接受的故障清除速度，全橋子模塊比例應適當高于0.5的最低要求值。根據(jù)圖16(a)，建議全橋子模塊比例至少大于0.6。

4 結語

基于混合MMC清除直流線路故障時，可以采用閉鎖清除方式或主動清除方式。在選擇故障清除方式和設計混合MMC參數(shù)時，必須考慮長架空線路電感對故障清除時間和子模塊電容過電壓的影響。針對閉鎖清除方式，動態(tài)模型需要考慮故障清除過程中故障電流在橋臂間的換相現(xiàn)象，以準確估算故障清除速度和子模塊電容過電壓。對于主動清除方式，全橋子模塊的比例決定了混合MMC的輸出負壓能力，并決定了故障清除速度。針對主動清除方式，所提出的直流電壓和子模塊電容電壓的控制策略，可以實現(xiàn)混合MMC直流電壓的動態(tài)變化以清除故障電流，并且在將長架空線路能量轉移到交流電網(wǎng)的同時實現(xiàn)子模塊電容電壓的穩(wěn)定控制，避免子模塊電容出現(xiàn)過壓。

基于動態(tài)模型分析了故障距離和橋臂全橋子模塊比例對故障清除時間和子模塊電容過電壓的影響。以一個基于混合MMC的1 500 km遠距離架空線直流輸電系統(tǒng)作為研究實例，通過理論分析和數(shù)字仿真，對兩種不同清除方式的直流故障清除過程和性能進行了比較研究。在全橋子模塊比例較小時，閉鎖清除方式所面臨的主要問題是全橋子模塊電容過壓程度很大，主動清除方式所面臨的主要問題則是故障清除速度較慢。因此兩種清除方式都需要將全橋子模塊比例提高到一定程度，在這種情況下，主動清除方式的故障清除時間雖然仍大于閉鎖清除方式，但是故障清除速度已經(jīng)比較接近，達到了可以接受的程度。并且主動清除方式不存在因線路能量轉移而引起的全橋子模塊電容過壓的問題。因此，在長架空線應用場合，綜合故障清除速度和子模塊電容電壓過壓程度的考慮，主動清除方式是一種更優(yōu)的選擇。