適用于中壓配電網的無聯結變壓器柔性環(huán)網控制器

李 崢，陳 武，侯 凱，史明明，牟曉春，朱勁松

（1. 東南大學先進電能變換技術與裝備研究所，江蘇省南京市 210096；2. 南瑞集團有限公司（國網電力科學研究院有限公司），江蘇省南京市 211106；3. 國網江蘇省電力有限公司電力科學研究院，江蘇省南京市 211103；4. 國網江蘇省電力有限公司，江蘇省南京市 211100）

0 引言

近年來，可再生能源發(fā)展突飛猛進，分布式能源接入占比的不斷提高給電力系統的穩(wěn)定性和安全性帶來了新的難題［1-2］，直流驅動負荷更是加劇了配電網的峰谷差，導致電能質量在不同時段水平參差不齊［3］。

國內中壓配電網普遍采用“閉環(huán)設計，開環(huán)運行”［4-5］的運行模式，不具備潮流調節(jié)、負荷均衡和連續(xù)負荷轉移的能力［6-7］。部分配電網存在配電設備陳舊、線路故障率高、配電線路負荷不夠均衡，合環(huán)帶來短路電流增加、潮流不可控、沖擊電流大等問題［8-9］。柔性環(huán)網控制器可以實現供電系統不同分區(qū)的合環(huán)運行，實現AC/DC 變換，隔離交流故障，實現有功、無功的快速獨立控制，提高配電網實際使用效率，實現配電網合環(huán)優(yōu)化運行，有效應對分布式電源和用戶負荷的隨機性和波動性問題［10-11］。

目前研究的柔性環(huán)網控制器基本都采用模塊化多 電 平 換 流 器（modular multilevel converter，MMC），通過子模塊集合形式進行輸出，避免開關管直接串聯，減小損耗，降低故障率［12-14］。柔性直流輸電工程都是通過聯結變壓器接入到交流系統中，并通過聯結變壓器阻斷故障零序分量在交直流間的傳遞［15-17］。但是考慮到中低壓配電網的實際情況，聯結變壓器作為僅次于換流閥的造價第二大設備，其使用會增加柔性環(huán)網控制器的占地面積、降低經濟性，有必要省略部分或者全部聯結變壓器。

交流側單相接地故障為換流裝置常見的故障類型［18］。采用無聯結變壓器的換流裝置在交流側出現不對稱故障時會帶來不利影響。

綜上所述，有必要對柔性環(huán)網控制器作進一步研究。文獻［19-20］研究適用于城市電網的柔性環(huán)網控制器拓撲，其方案中換流器通過聯結變壓器與交流系統相連，雖然能較好地阻斷故障分量的傳遞，但變壓器占地面積大、造價高。為了減少占地面積，降低成本，文獻［19］提出了無聯結變壓器和單聯結變壓器混合子模塊柔性環(huán)網控制器兩種改進方案，雖然在一定程度上減少了聯結變壓器的數量，但全橋子模塊（full-bridge sub-module，FBSM）的數量依然較多。文獻［15］提出新的控制方案，通過設計零序電壓抑制控制器，實現非故障站的穩(wěn)定對稱運行，但仍采用普通半橋、全橋混合型子模塊的換流器，造價較高。文獻［21］提出的方案中換流器均直接與交流側相連，一側換流器采用半橋子模塊（halfbridge sub-module，HBSM），另一側換流器采用半橋、全橋混合型子模塊，在文獻［20］方案的基礎上再節(jié)省一組聯結變壓器，同時對半橋、全橋子模塊配比進行優(yōu)化，經濟性有了更大的提升，但將其應用在多端結構中時，該拓撲只有一端可以使用半橋子模塊換流器，剩余端口換流器仍需使用半橋、全橋混合型子模塊，難以維持經濟性。

本文首先分析交流側不對稱故障引起直流側電壓波動以及故障分量傳遞的內在機理，進而提出了一種無聯結變壓器的柔性環(huán)網控制器拓撲，兩側換流器均直接與交流系統相連，且換流器采用傳統半橋子模塊。通過將全橋子模塊加到正負極性母線上，可以有效隔離2 個換流器交流側故障，并對子模塊組成進行優(yōu)化，減少了全橋子模塊數量，同時省去聯結變壓器，減小柔性環(huán)網控制器的占地面積。最后，通過MATLAB/Simulink 軟件驗證所提無聯結變壓器柔性環(huán)網控制器在兩端及三端拓撲故障時的有效性。

1 交流側單相接地故障分析

適用于中壓配電網的柔性環(huán)網控制器應用場景為在需要開環(huán)運行的電網兩端采用背靠背柔性直流換流站連接，由此可構成軟環(huán)網運行，如圖1（a）所示。MMC 中性點經消弧線圈接地，接線方式為偽雙極接線。MMC 基礎拓撲如圖1（b）所示。

圖1 柔性環(huán)網控制器結構及其MMC 基礎拓撲Fig.1 Structure of flexible ring network controller and its MMC basic topology

以圖1（b）中柔性環(huán)網控制器中MMC 交流側c相發(fā)生單相接地故障為例進行分析。

設故障前交流側三相電壓為U?a、U?b、U?c，其中:

比較式（3）和式（4）可得，故障前后正序分量保持不變，負序分量一直為零，只有零序分量發(fā)生改變。

根據文獻［15］的推導結果，同時為方便分析，說明故障電壓傳導機理，忽略橋臂電抗，可得到如下關系式:

式中:ump和umn分別為上、下橋臂穩(wěn)態(tài)時等效橋臂電壓；udc，ref為直流側參考電壓；Us（s=a，b，c）為交流系統接入網側S相電壓幅值。

c 相發(fā)生交流單相接地故障后，按照基爾霍夫電壓定理，直流側正極電壓等于故障相上橋臂電壓，直流側負極電壓等于故障相下橋臂電壓負值［18］。由式（4）與式（5）可得到故障后直流正、負極電壓如式（6）所示:

2 無聯結變壓器的柔性環(huán)網控制器

由式（6）可知直流側正負極電壓由本身直流電壓以及零序分量構成，由此可得，直流側電壓波動的根本原因在于故障零序分量傳遞擴散。

為了阻止故障零序電壓由交流側傳遞到直流側，本文提出了一種無聯結變壓器的柔性環(huán)網控制器拓撲，通過改變混聯子模塊的位置以實現零序分量的抑制。圖2 給出了無聯結變壓器柔性環(huán)網控制器的兩端MMC 拓撲示意圖，三端MMC 拓撲示意圖詳見附錄A 圖A1，換流器皆直接接入交流系統。換流器的橋臂均由半橋子模塊串聯組成，直流側的全橋子模塊閥串則由全橋子模塊串聯而成。

圖2 無聯結變壓器柔性環(huán)網控制器兩端MMC 拓撲Fig.2 MMC topology at both ends of flexible ring network controller without interface transformer

2.1 零序分量抑制原理

由第1 章分析可知，直流側電壓波動在于零序分量未被抑制，使之從交流側傳遞到直流側。

以圖2 所示拓撲為例，假設MMC1 交流側c 相發(fā)生單相接地故障，對零序分量不加以抑制，即兩端MMC 通過直流側直接連接，故障側MMC1 正、負極對地電壓可表示為:

故障電壓會由故障端傳遞到非故障端，擴大故障范圍，造成不利影響。MMC3 分析同理。

再以圖2 所示拓撲為例，假設MMC1 交流側c相發(fā)生單相接地故障，若對零序分量加以抑制，即兩端MMC 通過直流側全橋子模塊連接。此時，直流側出口電壓如圖3 所示。t1時刻故障發(fā)生，故障分量傳遞到MMC1 直流側出口，引起正、負極對地電壓波動。此時，全橋子模塊開關同步動作，對故障電壓進行抑制，t2時刻故障結束。由圖3 可以看出，t1～t2時刻直流側對地電壓保持穩(wěn)定，故障分量未傳遞到非故障側而引起電壓波動。

圖3 故障電壓抑制原理圖Fig.3 Schematic diagram of fault voltage suppression

因此，本文所提出的柔性環(huán)網控制器利用全橋子模塊可以輸出正負電壓的特性，無論哪一端發(fā)生交流故障，全橋子模塊都能輸出與波動電壓相反的電壓波形進行補償，維持正負極電壓穩(wěn)定。

2.2 全橋子模塊控制策略

由2.1 節(jié)分析可知，直流側正負極電壓波動由單相故障產生的零序電壓引起，因此，可以利用全橋子模塊產生與之相匹配的電壓，補償直流側正負極的電壓波動。故障時對交流側三相電壓進行正負序分解，將其中的零序分量U?(0)f提取出來進行歸一化，生成的參考值Uref作為調制波加到串聯的全橋子模塊上，其控制實現如圖4 所示，全橋子模塊采用載波移相調制策略，每個全橋子模塊輔以均壓環(huán)。

圖4 全橋子模塊控制框圖Fig.4 Control block diagram of full-bridge sub-module

2.3 全橋子模塊配置

由2.1 節(jié)分析可知，引起直流側電壓波動的零序分量在幅值上近似等于交流系統輸入電壓，可根據實際需求進行計算配置。

由式（4）可得:

在中性點經消弧線圈接地的系統中，一般單相接地故障所導致的電壓波動變化最大。因此，按上述計算方法所得到的全橋子模塊個數具有一定合理性。在圖2 所示拓撲中，以接入10 kV 交流配電系統為例，對于半橋型MMC，直流電壓為±10 kV，子模塊額定電壓為0.91 kV，計算可得半橋型MMC 中每個橋臂的半橋子模塊個數為N=22。再根據式（15），則直流側每極全橋子模塊個數為M=9，正負極共18 個。

此方案在多端MMC 中同樣適用，計算方式與上述一致，每一端MMC 直流側出口對應的全橋子模塊為:

假設MMC1 交流側發(fā)生故障時，此時MMC1直流側全橋子模塊與MMC2 直流側全橋子模塊輸出電壓疊加共同抑制零序分量，維持MMC2 直流側電壓穩(wěn)定；相同的，MMC1 直流側全橋子模塊與MMC3 直流側全橋子模塊輸出電壓疊加共同抑制零序分量，維持MMC3 直流側電壓穩(wěn)定。

以附錄A 圖A1 所示三端MMC 拓撲為例，每橋臂半橋子模塊個數為N=22，則根據式（16），直流側每極全橋子模塊個數為k=5，正負極共30 個。

3 方案經濟性對比

本章主要從子模塊個數及換流器損耗等方面對本文所提方案和其他3 種方案的經濟性進行對比。方案1 為傳統單變壓器復雜結構，方案2 與方案3 略去變壓器，從控制和拓撲結構上進行改進，本文所提出的方案（即方案4）既無變壓器又改進拓撲以降低控制難度。各方案拓撲詳見附錄A 圖A2，以下對比分析前提條件為兩端MMC，額定傳輸功率為2 MW，直流側電壓為±10 kV，調制比λ約為0.8，直流側電流Idc=100 A，滿載運行，交流側相電流峰值約為Ia=80 A，橋臂電流為Ia/2+Idc/3，其峰值約為70 A。計算一個工頻周期內子模塊損耗。參考文獻［22］的計算方法以及文獻［19］的部分數據，以換流器總損耗占傳輸功率百分比作為結果。

方案1 采用傳統單聯結變壓器混合子模塊結構，雖然節(jié)省了一組聯結變壓器和一半的全橋子模塊，但造價偏高、設備占地過大，且尚無混合子模塊結構換流器的工程經驗可借鑒，有一定工程實現難度［19］。該方案的設備組成為1 臺聯結變壓器+22×12 個半橋子模塊+22×6 個全橋子模塊，損耗約為1.932%。

方案2 給出的是無聯結變壓器混合子模塊柔性環(huán)網控制器，可省去2 組聯結變壓器，但換流器均采取半橋、全橋1∶1 混合子模塊。該方案的設備組成為22×12 個半橋子模塊+22×12 個全橋子模塊，損耗約為2.180%。

方案3 給出的是無聯結變壓器非對稱式柔性環(huán)網控制器，其中一端換流器為半橋型，另一端換流器為混合型，其混合型換流器全橋子模塊約為半橋子模塊的32%，對于整個兩端型柔性環(huán)網控制器而言，換流器所增加的成本為14.8%［21］，但應用于多端配電網時，該方案需增加混合型換流器，即便如此也難以抑制故障擴大。該方案的設備組成為22×12 個半橋子模塊+7×6 個全橋子模塊，損耗為1.133%。

本文提出的方案4 相較于方案3 成本進一步壓縮，減少了全橋子模塊數量，全橋子模塊僅為半橋子模塊的14%，且對于兩端型柔性環(huán)網控制器而言，換流器成本僅增加8.9%，同時也可抑制直流側電壓波動，從源頭上阻止故障分量由故障側傳遞到非故障側，且本文方案在多端配電網同樣適用，擴展性強。本文方案的設備組成為22×12 個全橋子模塊+9×2 個全橋子模塊，損耗為1.660%（已將直流側全橋子模塊損耗整合到換流器損耗中）。

各個方案的經濟性對比如表1 所示。

表1 柔性環(huán)網控制器方案經濟性對比Table 1 Economic comparison of flexible ring network controller schemes

由表1 可以看出，雖然在兩端MMC 下，本文所提方案4 損耗大于方案3，但是方案3 難以擴展到三端及以上，本文方案在三端情況下損耗占比進一步降低。

方案1、方案2 由于子模塊個數較多，絕緣柵雙極型晶體管（IGBT）數量同樣增加，其成本均遠高于方案3、方案4。各方案均在前述相同條件下運行，各方案換流器子模塊IGBT 峰值電流為橋臂電流，按2 倍裕量均選擇型號FF150R17KE4，單個價格為973 元；方案4 由于故障時直流側電壓為共模波動，故障前后對直流電流的影響很小，因此直流側子模塊IGBT 按直流側電流2 倍裕量選擇型號FF200R17KE4，單個價格為1 046 元；方案1 變壓器型號為S11-M-2500，價格為115 000 元。方案1 至4總 成 本 分 別 為119.4 萬 元、212.3 萬 元、71.6 萬 元 和62.6 萬元。綜上所述，本文所提方案4 成本優(yōu)勢較為明顯。

4 仿真驗證

本章通過在MATLAB/Simulink 中搭建如圖2和附錄A 圖A1 所示的模型對前述分析進行驗證，仿真參數見附錄A 表A1。

4.1 兩端MMC 仿真

4.1.1 兩端MMC 仿真參數

兩端換流器MMC1 和MMC2 采用相同的配置結構和交流電網參數，仿真模型見圖2，仿真參數見附錄A 表A1。正常工作下，MMC1 采取定有功功率工作模式，MMC2 采取定直流電壓工作模式。

4.1.2 交流故障后兩端MMC 響應特性

t1=0.593 s 時，MMC1 交 流 側 發(fā) 生c 相 接 地 故障；t2=0.693 s 時直流側全橋子模塊投入運行進行抑制；t3=0.8 s 時恢復正常運行，同時全橋子模塊切出。圖5 給出了故障后兩端MMC 響應特性，其中Us，j、Is，j（s=a，b，c；j=1，2）分別為MMCj交流側s相電壓與電流。

圖5 故障后兩端MMC 響應特性Fig.5 Response characteristics of two-terminal MMC after fault

4.2 三端MMC 仿真

4.2.1 三端MMC 仿真參數

三 端 換 流 器MMC1、MMC2 和MMC3 采 用 相同的配置結構和交流電網參數，仿真模型如附錄A圖A1 所示，仿真參數與兩端MMC 類似，參考表A1。正常工作下，MMC2 采取定直流電壓工作模式，MMC1 和MMC3 采取定有功功率工作模式。

4.2.2 交流故障后三端MMC 響應特性

t1=0.393 s 時，MMC1 交 流 側 發(fā) 生c 相 接 地 故障；t2=0.493 s 時，直流側全橋子模塊投入運行進行抑制；t3=0.6 s 時恢復正常運行，子模塊切出。故障后三端MMC 響應特性見附錄A 圖A3，其中，為避免重復，三相用x、y、z 表示。

由附錄A 圖A3 可知，t1～t2時刻，MMC1 交流側故障后，c 相電壓變?yōu)?，a、b 相電壓抬升為線電壓幅值的 3 倍，故障零序電壓與交流側正常相電壓幅值相同，直流側電壓分量相位變換與故障分量統一，此時短時間內系統還能正常工作，但故障零序電壓分量會傳遞到MMC2 和MMC3 交流側，其電壓波形與MMC1 交流側電壓類似，MMC2 的c 相電壓的幅值為3.6 kV，a、b 相電壓幅值為13.6 kV，MMC3的c 相電壓幅值為3.4 kV，a、b 相電壓幅值為13.7 kV。t2～t3時刻，MMC1 直流側正負極全橋子模塊與MMC2、MMC3 直流側全橋子模塊投入后，故障電壓分量由直流側出口10 個全橋子模塊串聯疊加抑制，直流電壓波動立即消失，同時MMC2 和MMC3 交流側電壓恢復對稱穩(wěn)定，表明故障零序電壓分量得到較好的抑制，阻止了故障范圍進一步擴大。5 個全橋子模塊投入后，其峰值電壓為4.5 kV，電平數為11，與理論分析一致。

本文給出了兩端及三端MMC 拓撲仿真模型數據，詳見本文支撐數據，供有興趣的讀者參考。

5 結語

本文提出的無變壓器柔性環(huán)網控制器拓撲結構利用全橋子模塊正負電壓輸出能力，補償故障產生的零序電壓，維持直流側正負極電壓穩(wěn)定，阻止故障范圍進一步擴大，仿真證明了柔性環(huán)網控制器的拓撲結構有效性。

本文初步驗證了所提拓撲的有效性，但故障發(fā)生期間整體時序性仍有待深入研究。未來將繼續(xù)對全橋子模塊控制方式進行深入研究，進一步減少子模塊，同時全橋子模塊的其他替代拓撲或電路也是重點研究內容。

本文中仿真模型數據已共享，可在本刊網站支撐數據處下載（http://www.aeps-info.com/aeps/article/abstract/20210806005）。

附錄見本刊網絡版（http：//www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx），掃英文摘要后二維碼可以閱讀網絡全文。