集成故障阻斷能力的DC/DC自耦變換器

陸 翌，王 鳳，鄧偉成，陳 騫，許建中，裘 鵬

（1.國網(wǎng)浙江省電力有限公司電力科學(xué)研究院，杭州 310014；2.新能源電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（華北電力大學(xué)），北京 102206）

0 引言

隨著“雙碳”目標(biāo)的提出，為加快能源轉(zhuǎn)型，實(shí)現(xiàn)綠色低碳發(fā)展，需全面推進(jìn)風(fēng)電、太陽能等可再生能源的大規(guī)模開發(fā)，提高電網(wǎng)對高比例清潔能源的消納和調(diào)控能力［1-3］，構(gòu)建清潔低碳、安全有效的新型電力系統(tǒng)。可再生能源的利用存在電力變換環(huán)節(jié)多、供電效率低等問題，多電壓等級的互聯(lián)是解決這類問題的有效途徑。高壓大容量DC/DC變換器作為多電壓等級直流系統(tǒng)互聯(lián)的關(guān)鍵設(shè)備，能夠?qū)崿F(xiàn)直流電壓變換、系統(tǒng)潮流控制和故障限流等功能［4-6］，還能緩解由多個電力電子設(shè)備引起的系統(tǒng)諧振等問題，提高系統(tǒng)的安全穩(wěn)定性。

高壓直流系統(tǒng)具有“低慣量、弱阻尼”特性，對故障電流的耐受能力較低。由于DC/DC變換器連接著不同電壓等級的直流電網(wǎng)，直流線路故障會對其造成很大的沖擊，故DC/DC變換器的故障保護(hù)要求較高。目前高壓直流電網(wǎng)中采用的高壓直流斷路器多為混合式直流斷路器，所用器件數(shù)目較多，成本與換流站接近［7-8］，制約了其大規(guī)模推廣和應(yīng)用。使高壓大容量DC/DC變換器能夠阻斷直流故障，集成直流斷路器的功能，將在很大程度上降低建設(shè)成本，推動直流電網(wǎng)的快速發(fā)展。

目前，國內(nèi)外學(xué)者相繼提出了多種集成故障阻斷能力的DC/DC變換器拓?fù)?。根?jù)中間是否采用交流變壓器，這些拓?fù)淇煞譃楦綦x型與非隔離型［9］。隔離型DC/DC 變換器因中間交流變壓器的存在，具備自然的故障隔離功能。非隔離型DC/DC變換器兩側(cè)存在直接的電氣聯(lián)系，其故障阻斷過程相對較復(fù)雜。文獻(xiàn)［10-11］提出的T 型變換器、文獻(xiàn)［12］提出的分壓式變換器及文獻(xiàn)［13］提出的直流斬波型變換器，均利用全橋型子模塊形成與非故障側(cè)極性相反的電壓，通過給子模塊充電來抑制故障電流的上升，這種方法增加了器件數(shù)目，在經(jīng)濟(jì)性方面不具備明顯優(yōu)勢。文獻(xiàn)［14-15］采用可控的電力電子器件作為換流開關(guān)，實(shí)現(xiàn)了直流故障的阻斷，但斷流時需承受很大的過電壓，對器件要求較高且故障清除速度較慢。文獻(xiàn)［16-17］提出了基于半全混合型MMC（模塊化多電平換流器）的DC/DC 自耦式變換器，可實(shí)現(xiàn)無閉鎖穿越直流故障的功能，但所用器件較多，成本相對較高。

本文提出DCFB-AUTO DC/DC（一種新型集成故障阻斷能力的DC/DC）自耦變換器拓?fù)?，考慮功率雙向流動，分析DC/DC變換器兩側(cè)分別發(fā)生直流雙極短路后不同的故障響應(yīng)，設(shè)計相應(yīng)的故障隔離策略，實(shí)現(xiàn)雙向阻斷直流故障功能，并在PSCAD/EMTDC 仿真平臺上進(jìn)行相關(guān)的仿真驗(yàn)證。最后，與其他類型的DC/DC自耦變換器進(jìn)行對比分析，以驗(yàn)證所提變換器的經(jīng)濟(jì)性。

1 具備故障阻斷能力的DC/DC自耦變換器

1.1 拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)及工作模式

本文提出的DCFB-AUTO DC/DC 變換器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1（a）所示，其中，SM為MMC的子模塊，T1 和T2 為半橋子模塊中上、下2 個IGBT（絕緣柵雙極型晶體管），D1和D2為并聯(lián)二極管，MMC1、MMC2、MMC3 采用串聯(lián)結(jié)構(gòu)形成自耦變換器，Ed1和Ed2分別為低壓側(cè)與高壓側(cè)直流電壓，idc1和idc2分別為流經(jīng)低壓側(cè)與高壓側(cè)直流線路上的電流，i1、i2、i3為各MMC 交流側(cè)電流，ima、imb、imc為流經(jīng)MMC2上橋臂的三相電流。

圖1 DCFB-AUTO DC/DC變換器拓?fù)浼捌湎嚓P(guān)支路結(jié)構(gòu)Fig.1 DCFB-AUTO DC/DC converter topology and the associated branch structure

該拓?fù)溆? 個MMC 串聯(lián)構(gòu)成，其中MMC2的直流端口與低壓側(cè)直流電網(wǎng)連接，MMC1 的正極和MMC3 的負(fù)極分別與高壓側(cè)直流電網(wǎng)的正端和負(fù)端相連接。高、低壓側(cè)的直流電網(wǎng)分別用直流電壓源替代。3個MMC的交流側(cè)經(jīng)交流變壓器連接至公共交流母線。每個MMC 的同一相橋臂電抗上都并聯(lián)有電流轉(zhuǎn)移支路，該支路由反并聯(lián)的晶閘管和電阻串聯(lián)而成。DC/DC自耦變換器出口直流母線上配置MOV（壓敏電阻）避雷器，正、負(fù)極母線間還并聯(lián)有能量吸收支路，由多個二極管和吸收電阻組成，如圖1（b）所示。

該DC/DC自耦變換器拓?fù)溆姓＿\(yùn)行和故障隔離兩種工作模式。

正常運(yùn)行模式：穩(wěn)態(tài)時，圖1（a）拓?fù)渲邪霕蜃幽K正常開通、關(guān)斷。電流轉(zhuǎn)移支路的晶閘管均關(guān)斷，斷流支路的UFD（快速機(jī)械開關(guān)）閉合，IGBT均導(dǎo)通。

故障隔離模式：圖1（a）所示DCFB-AUTO DC/DC拓?fù)淙我庖粋?cè)發(fā)生直流故障。首先將與故障側(cè)直接相連的MMC 子模塊全部旁路（T1 關(guān)斷，T2導(dǎo)通），將其余MMC閉鎖。接著觸發(fā)導(dǎo)通電流轉(zhuǎn)移支路中所有的晶閘管，使橋臂電感中的電流在電流轉(zhuǎn)移回路中衰減。UFD 與斷流支路中的IGBT配合，故障側(cè)斷流支路中所有的IGBT閉鎖后，故障電流迅速轉(zhuǎn)移至能量吸收回路進(jìn)行衰減，在DC/DC 變換器故障側(cè)直流電流變?yōu)?時，斷開UFD，使直流故障被完全隔離。當(dāng)故障電流衰減為0時，故障被完全清除，等待下一次重啟。

1.2 運(yùn)行機(jī)理及控制策略

以功率正送（功率由Ed1流向Ed2）為例，低壓側(cè)的功率分為兩部分傳播：一部分功率通過MMC2先逆變?yōu)榻涣麟?，流?jīng)公共交流母線后分別流入MMC1 和MMC3，經(jīng)過整流變?yōu)橹绷麟?；另一部分功率直接流過MMC1與MMC3。這兩部分功率匯集后，通過直流母線傳輸?shù)礁邏簜?cè)。為保證DC/DC自耦變換器的穩(wěn)定運(yùn)行，需要維持公共交流母線電壓恒定［18］。因此，MMC2 采用定交流電壓控制，MMC1和MMC3采用定功率控制。

MMC2 定交流電壓的控制框圖如圖2 所示，其中，Udpu和Uqpu分別為公共交流母線電壓d軸和q軸分量的標(biāo)幺值，Idpu和Iqpu分別為公共母線交流電流d軸和q軸分量的標(biāo)幺值，Udref和Uqref分別為公共交流母線電壓d軸和q軸分量的給定值，Idref和Iqref分別為公共母線交流電流d軸和q軸分量的給定值，Upcc為MMC2網(wǎng)側(cè)公共交流母線電壓，θ為鎖相角，Lpu為MMC 橋臂電感的標(biāo)幺值，Md和Mq分別為d軸和q軸的調(diào)制信號。交流電壓d軸和q軸分量的實(shí)際值與給定值作比較后，經(jīng)過PI（比例積分）調(diào)節(jié)器輸出作為內(nèi)環(huán)電流d軸和q軸分量的給定。內(nèi)環(huán)電流d軸和q軸分量實(shí)際值與給定值作比較后，經(jīng)PI調(diào)節(jié)器得到MMC2橋臂交流電壓的d軸和q軸分量。橋臂電流的d軸和q軸分量存在耦合，因此在電流內(nèi)環(huán)控制器中引入耦合項(xiàng)，并引入公共交流母線電壓分量前饋，以消除數(shù)學(xué)模型中恒定的擾動量。Upcc經(jīng)過PLL（鎖相環(huán)）后輸出的θ作為觸發(fā)邏輯的輸入。

圖2 MMC2定交流電壓控制框圖Fig.2 Control block diagram of MMC2 constant AC voltage

MMC1和MMC3均采用定有功功率控制，其控制框圖如圖3 所示，其中，Pm和Qm分別為實(shí)際的有功功率和無功功率，Pref和Qref分別為額定有功功率和無功功率。與定交流電壓控制不同的是，外環(huán)控制采用了有功功率和無功功率實(shí)際值與給定值的差值，經(jīng)PI調(diào)節(jié)器輸出內(nèi)環(huán)電流d軸和q軸分量。Qref設(shè)置為0，以保證公共交流母線處的無功功率為0。

圖3 MMC1和MMC3定有功功率控制框圖Fig.3 Control block diagram of MMC1 and MMC3 constant active power

2 DC/DC 自耦變換器直流故障分析及故障隔離策略

2.1 功率正送下低壓側(cè)直流故障響應(yīng)

功率正送時，假定低壓側(cè)發(fā)生永久性雙極短路故障。由于MMC2 直流出口電壓降為0，子模塊電容會迅速放電，以AC相為例，會形成圖4中紅色的電流通路，子模塊的工作模式由原來正常運(yùn)行下的充電變?yōu)榉烹?。由于高壓?cè)的電壓Ed2大于MMC1與MMC3輸出的直流電壓之和，因此高壓側(cè)的直流電網(wǎng)會通過圖4中藍(lán)色的通路向低壓側(cè)饋入故障電流，子模塊的工作模式由原來正常運(yùn)行下的放電變?yōu)槌潆姟?/p>

圖4 功率正送下Ed1故障時的故障電流通路Fig.4 Fault current path in case of Ed1 fault under forward power feeding

2.2 功率正送下低壓側(cè)直流故障隔離策略

在低壓側(cè)發(fā)生永久性雙極短路故障時，DC/DC 自耦變換器的工作方式將變?yōu)楣收细綦x模式，其故障隔離時序如圖5所示。

圖5 功率正送下Ed1故障隔離時序Fig.5 Sequence of Ed1 fault isolation under forward power feeding

在t0時刻發(fā)生直流故障，低壓側(cè)直流電壓降為0，短路電流迅速上升，經(jīng)過Δt1（一般為1～2 ms）檢測到故障；經(jīng)過Δt2的延遲，將MMC2中的子模塊旁路，為避免高壓側(cè)線路出現(xiàn)較大的故障電流，需閉鎖MMC1 與MMC3 中所有子模塊；經(jīng)Δt3的延遲，觸發(fā)所有MMC 電流轉(zhuǎn)移支路中晶閘管的觸發(fā)脈沖，使橋臂電感中的電流在電流轉(zhuǎn)移回路中衰減；經(jīng)Δt4的延遲，閉鎖低壓側(cè)正、負(fù)極直流母線上斷流支路的IGBT 組；經(jīng)Δt5（一般為2 ms）的延遲，斷開UFD，此時完全切除了故障線路；經(jīng)Δt6的延遲，撤掉晶閘管的觸發(fā)脈沖，能量吸收支路的短路電流也衰減為0。

2.3 功率正送下高壓側(cè)直流故障響應(yīng)

功率正送時，假定高壓側(cè)發(fā)生永久性雙極短路故障。由于高壓側(cè)直流電壓變?yōu)?，MMC1 和MMC3 子模塊電容會迅速放電，以單相為例，其放電通路如圖6中紅色回路所示。另外，低壓側(cè)也會通過該回路向故障側(cè)饋入電流。由于MMC2 直流側(cè)電壓不變，在相應(yīng)的控制作用下，MMC2 橋臂電流不會增加，故障電流不會流經(jīng)MMC2。以AC相為例，電流通路如圖6中橙色回路所示，子模塊的工作狀態(tài)不變，仍然為充電模式。

圖6 功率正送下Ed2故障時的故障電流通路Fig.6 Fault current path in case of Ed2 fault under forward power feeding

2.4 功率正送下高壓側(cè)直流故障隔離策略

在DC/DC自耦變換器高壓側(cè)發(fā)生永久性雙極短路故障時，其故障隔離時序如圖7所示。與低壓側(cè)故障隔離時序不同的是，在高壓側(cè)發(fā)生故障時，故障電流只流經(jīng)MMC1與MMC3，因此MMC1和MMC3 的子模塊需旁路，MMC2 中的子模塊需閉鎖。隨后觸發(fā)所有MMC 電流轉(zhuǎn)移支路中晶閘管的觸發(fā)脈沖。閉鎖高壓側(cè)正、負(fù)極直流母線上斷流支路的IGBT 組后，斷開UFD，然后撤掉MMC1和MMC3電流轉(zhuǎn)移支路中晶閘管的觸發(fā)脈沖。在短路電流衰減為0后，故障被完全清除，為后面的重啟做好準(zhǔn)備。

圖7 功率正送下Ed2故障隔離時序Fig.7 Sequence of Ed2 fault isolation under forward power feeding

2.5 功率反送下直流故障分析及故障隔離策略

當(dāng)功率反送時（功率由Ed2流向Ed1），在穩(wěn)態(tài)運(yùn)行工況下，MMC1和MMC3子模塊電容為充電模式，MMC2 為放電模式。當(dāng)?shù)蛪簜?cè)發(fā)生永久性雙極短路故障，所有MMC 子模塊電容的工作模式保持不變，故障電流通路與功率正送時相同。當(dāng)高壓側(cè)發(fā)生永久性雙極短路故障，MMC1 和MMC3 子模塊電容迅速放電，子模塊電容的工作模式將在極短的時間內(nèi)由充電模式轉(zhuǎn)變?yōu)榉烹娔Ｊ剑欢鳰MC2 由于直流電壓不變，在相應(yīng)的控制作用下，故障電流不會流經(jīng)MMC2；因此，高壓側(cè)短路故障下的故障通路與功率正送時相同。

綜上所述，在功率反送時，無論是哪一側(cè)發(fā)生故障，故障電流通路均與功率正送時相同，因此對應(yīng)的故障隔離策略也相同。

3 DCFB-AUTO DC/DC 變換器保護(hù)參數(shù)設(shè)計

DCFB-AUTO DC/DC 變換器故障隔離保護(hù)包括電流轉(zhuǎn)移支路、斷流支路和能量吸收支路三部分。在斷流支路UFD完全斷開后，橋臂電感中的電流會在電流轉(zhuǎn)移支路中衰減，形成LR衰減回路，如圖8所示，其中，Larm為上、下橋臂電感之和，Rd為橋臂電流轉(zhuǎn)移支路中的衰減電阻（用于加快橋臂電感的衰減速度）。在該衰減回路中，衰減常數(shù)τ1的表達(dá)式見式（1）。橋臂電流衰減為0 的時間通常為衰減常數(shù)的5 倍［19］。設(shè)電流在t=td之前衰減為0，則該回路中的電阻取值范圍見式（2）。

圖8 電流轉(zhuǎn)移回路的等效電路Fig.8 Equivalent circuit of current transfer loop

式中：τ1為衰減常數(shù)；td為電流轉(zhuǎn)移支路中電流衰減為0所需的時間。

對于斷流支路，斷流開關(guān)承受電壓的最大值決定了斷流支路所需IGBT的個數(shù)，也決定了斷流支路的成本。IGBT的個數(shù)需根據(jù)斷流支路閉鎖時的過電壓來計算，并保留一定的電壓裕度。對于能量吸收支路，在斷流支路閉鎖IGBT組后，短路電流會轉(zhuǎn)移至能量吸收支路，形成如圖9所示的閉合回路，其中LL和RL分別為直流故障線路的等效電感和等效電阻，RS為吸收電阻。與電流轉(zhuǎn)移支路類似，能量吸收回路也為LR衰減回路。電流衰減常數(shù)見式（3），吸收電阻的大小應(yīng)滿足式（4）的要求。由式（4）可知，吸收電阻的大小與線路長度有關(guān)，故障點(diǎn)距DC/DC變換器出口越遠(yuǎn)，線路越長。為保證可靠性，RS需按照線路的最大長度來設(shè)計。

圖9 能量吸收回路Fig.9 Energy absorption circuit

式中：τ2為衰減常數(shù)；tS為能量吸收回路中電流衰減為0所需的時間。

4 仿真驗(yàn)證

4.1 仿真模型

為驗(yàn)證所提新型DCFB-AUTO DC/DC 變換器的故障隔離功能，本文在PSCAD/EMTDC環(huán)境中搭建如圖1所示的模型，系統(tǒng)參數(shù)如表1所示。

表1 DCFB-AUTO DC/DC變換器相關(guān)參數(shù)Table 1 Related parameters of DCFB-AUTO DC/DC converter

4.2 功率正送下永久性雙極短路故障隔離仿真驗(yàn)證

本文建立的模型中，兩側(cè)直流輸電線路的最大長度均為50 km，直流故障點(diǎn)設(shè)置在DC/DC 變換器出口10 km 處，故障類型設(shè)置為直流線路永久性雙極短路。

圖10 為功率正送下低壓側(cè)雙極短路故障仿真波形。t=3 s時，低壓側(cè)發(fā)生永久性直流雙極短路故障，MMC2 的子模塊迅速放電，如圖10（a）所示。高壓側(cè)直流電網(wǎng)通過MMC1和MMC3向故障側(cè)饋入故障電流，子模塊由原來的放電模式轉(zhuǎn)變?yōu)槌潆娔Ｊ?，充電電流較大，如圖10（b）所示。經(jīng)Δt1=1 ms，檢測到故障，故障隔離模式啟動，經(jīng)Δt2=200 μs，在3.001 2 s 時將MMC2 旁路，閉鎖MMC1 和MMC3。閉鎖MMC1 和MMC3 后，高壓側(cè)直流電網(wǎng)只能通過二極管與短路處構(gòu)成回路，此時MMC1和MMC3的電容全部投入充電，該回路中MMC1 和MMC3 輸出的直流電壓之和大于Ed2，因此故障電流不會繼續(xù)增加，此時橋臂電流達(dá)到最大值。經(jīng)Δt3=300 μs，在3.001 5 s 時觸發(fā)所有MMC 電流轉(zhuǎn)移支路的晶閘管，橋臂電感中的電流開始轉(zhuǎn)移。經(jīng)Δt4=200 μs，在3.001 7 s 時閉鎖低壓側(cè)斷流支路的IGBT，隨后橋臂電感中的電流完全轉(zhuǎn)移至電流轉(zhuǎn)移回路進(jìn)行衰減，如圖10（c）和圖10（d）所示。圖10（e）為低壓側(cè)斷流支路電流的波形，在斷流支路的IGBT閉鎖后，其電流迅速變?yōu)?，最大電流為1.79 kA＜6 kA，最大故障電流上升率為1.97 kA/ms?3.2 kA/ms［20］，符合工程要求。經(jīng)Δt5=2 ms，在3.004 2 s 時UFD 打開，故障被完全隔離。經(jīng)Δt6=300 μs，在3.004 5 s 時撤掉電流轉(zhuǎn)移支路的觸發(fā)脈沖，直流故障徹底清除。圖10（f）和圖10（g）分別為能量吸收支路的電流和故障處的短路電流。在設(shè)計保護(hù)參數(shù)中的電阻時，設(shè)定短路電流衰減為0 的時間為2 ms，由于吸收電阻根據(jù)線路全長設(shè)計，短路電流衰減的時間小于2 ms，約在3.002 5 s 時短路電流減小為0。圖10（h）和圖10（i）分別為低壓側(cè)斷流開關(guān)的電壓和MMC2 電流轉(zhuǎn)移支路開關(guān)的電壓。在斷流支路所在的回路中，MMC1和MMC3輸出的直流電壓與高壓側(cè)電網(wǎng)電壓相反，因此斷流支路開關(guān)的電壓不會很高，最大值約為190 kV；MMC2 電流轉(zhuǎn)移支路在導(dǎo)通時需承受的電壓與橋臂電感有關(guān)，最大值約為134 kV。

圖10 功率正送下低壓側(cè)故障仿真波形Fig.10 Simulation waveforms of faults on low voltage sides under forward power feeding

圖11 為功率正送下高壓側(cè)雙極短路故障仿真波形。t=3.0 s時，高壓側(cè)發(fā)生永久性直流雙極短路故障，MMC1 和MMC3 子模塊的電容迅速放電，故障電流快速上升，如圖11（a）和圖11（b）所示。經(jīng)Δt1=1 ms 檢測到故障，故障隔離模式啟動，經(jīng)Δt2=200 μs，在3.001 2 s 時旁路MMC1 和MMC3 中所有的子模塊，其橋臂電壓迅速下降，閉鎖MMC2。從圖11（c）可看到，MMC2 在閉鎖前后，橋臂電流不會出現(xiàn)故障電流，因而故障電流不會流經(jīng)MMC2。經(jīng)Δt3=300 μs，在3.001 5 s時觸發(fā)所有MMC 電流轉(zhuǎn)移支路的晶閘管，橋臂電感的電流會部分轉(zhuǎn)移至電流轉(zhuǎn)移支路，如圖11（d）所示。經(jīng)Δt4=200 μs，在3.001 7 s時閉鎖高壓側(cè)斷流支路的IGBT，高壓出口直流線路的電流變?yōu)?。如圖11（e）所示，在旁路MMC1與MMC3的子模塊后，低壓側(cè)的直流電網(wǎng)會通過子模塊中的二極管D2繼續(xù)向故障側(cè)饋入電流，導(dǎo)致故障電流繼續(xù)上升，在3.001 7 s 時達(dá)到最大值。故障電流的最大值為3.57 kA，不超過6 kA，且最大故障電流上升率為1.87 kA/ms＜3.2 kA/ms［20］，符合工程要求。隨后MMC1和MMC3橋臂電感中的電流會全部轉(zhuǎn)移至電流轉(zhuǎn)移回路中進(jìn)行衰減，直流線路中的能量會轉(zhuǎn)移至能量吸收支路，經(jīng)吸收電阻耗散。經(jīng)Δt5=2 ms，在3.004 2 s時UFD打開，故障被完全隔離，經(jīng)Δt6=300 μs，在3.004 5 s 時撤掉電流轉(zhuǎn)移支路的觸發(fā)脈沖，直流故障徹底清除。圖11（f）和圖11（g）分別為能量吸收支路的電流以及故障處的短路電流，約在3.002 4 s 時短路電流已減小為0。圖11（h）和圖11（i）分別為斷流支路開關(guān)電壓和電流轉(zhuǎn)移支路開關(guān)電壓。在閉鎖斷流支路的IGBT 時，由于故障電流回路中存在低壓電網(wǎng)，故閉鎖時需承受約487 kV 的過電壓。電流轉(zhuǎn)移支路電壓最大值約為65 kV。

圖11 功率正送下高壓側(cè)故障仿真波形Fig.11 Simulation waveforms of faults on high voltage sides under forward power feeding

4.3 功率反送下永久性雙極短路故障隔離仿真驗(yàn)證

功率反送時，低壓側(cè)雙極短路故障和高壓側(cè)雙極短路故障仿真波形如圖12和圖13所示，動作時序與功率正送時完全一致。由圖12 可以看出，低壓側(cè)發(fā)生短路時，故障電流在3.001 2 s 時達(dá)到最大值，流過斷流支路的最大電流為4.42 kA，最大故障電流上升率為2.43 kA/ms，符合工程要求。由圖13 可以看出，高壓側(cè)發(fā)生短路時，故障電流在3.001 7 s 時達(dá)到最大值，流過斷流支路的電流有一個反向的過程，主要與子模塊的工作模式有關(guān)。流過斷流支路的最大電流為1.75 kA，最大故障電流上升率為1.75 kA/ms，符合工程要求。綜合仿真結(jié)果，該種DC/DC變換器在功率反送的工況下同樣具備阻斷直流故障的能力。

圖12 功率反送下低壓側(cè)故障仿真波形Fig.12 Simulation waveforms of faults on low voltage sides under reverse power feeding

圖13 功率反送下高壓側(cè)故障仿真波形Fig.13 Simulation waveforms of faults on high voltage sides under reverse power feeding

5 經(jīng)濟(jì)性對比

為更好地說明該種新型拓?fù)涞慕?jīng)濟(jì)性，本文將該變換器與其他兩種典型的具備故障隔離功能的DC/DC自耦變換器進(jìn)行對比，一種是采用直流斷路器的DC/DC自耦變換器，另一種是基于半全混合型MMC 的DC/DC 自耦變換器。在直流系統(tǒng)參數(shù)相同的情況下，假定這3種DC/DC 自耦變換器使用的器件型號相同，經(jīng)濟(jì)性差別主要體現(xiàn)在器件數(shù)目上。

本文的模型配置中采用由ABB 公司制造的5NSA3000K452300 型IGBT 元件，額定電壓4.5 kV，額定電流3 kA，考慮一定的電壓裕度，安全承壓為2.25 kV；晶閘管型號為T660N，額定電壓2.6 kV；二極管型號為D2601N90T，額定電壓9 kV，設(shè)定電壓4.5 kV。由圖1 可知，該拓?fù)涓?、低壓?cè)均需配置電流轉(zhuǎn)移支路、斷流支路和能量轉(zhuǎn)移支路。因該拓?fù)渚邆潆p向阻斷故障的能力，故在附加支路的器件配置上需考慮功率正、反送下的不同工況。

新型DCFB-AUTO DC/DC 變換器中MMC子模塊的數(shù)目需根據(jù)高、低壓側(cè)直流電壓以及半橋子模塊中IGBT的安全承壓來設(shè)計，根據(jù)子模塊數(shù)目可計算出相應(yīng)的器件數(shù)目。對于電流轉(zhuǎn)移支路，比較仿真結(jié)果中4種工況下電流轉(zhuǎn)移支路的過電壓，高壓側(cè)最大值約為65 kV，低壓側(cè)最大值約為365 kV；考慮1.5倍的安全裕度，根據(jù)晶閘管的額定電壓可計算出電流轉(zhuǎn)移支路所需配置的晶閘管數(shù)目。對于斷流支路，比較4種工況下的仿真結(jié)果，高壓側(cè)和低壓側(cè)斷流開關(guān)的最大電壓分別為487 kV 和260 kV；考慮1.5 倍的安全裕度，根據(jù)IGBT的安全承壓可計算出需配置的IGBT和二極管數(shù)目。對于能量吸收支路，二極管的配置數(shù)目需根據(jù)額定直流電壓來計算。

對于利用直流斷路器實(shí)現(xiàn)故障隔離的DC/DC自耦變換器，通常采用具備更快關(guān)斷速度和更小通態(tài)損耗的電阻過零型混合式直流斷路器［8，21-22］。該種直流斷路器需配置在DC/DC自耦變換器兩側(cè)的正、負(fù)極母線上，主要由全橋子模塊SM串聯(lián)的主支路、子模塊SM1 串聯(lián)的轉(zhuǎn)移支路、耗能支路三部分并聯(lián)而成，其拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖14所示。

圖14 電阻過零型混合式直流斷路器拓?fù)銯ig.14 Topologies of the resistance zero-crossing hybrid DC circuit breaker

直流斷路器在開斷故障電流時，所能承受的最大過電壓通常設(shè)定為額定直流電壓的1.5 倍［23-25］。根據(jù)直流斷路器所能承受的最大過電壓以及斷路器主支路和轉(zhuǎn)移支路中IGBT的安全承壓，可分別計算出子模塊SM 和SM1 的個數(shù)，繼而計算出直流斷路器中各個器件的數(shù)目。MMC中的半橋子模塊數(shù)目和半橋子模塊對應(yīng)的器件數(shù)目，均與本文所提的新型拓?fù)渲械南嗤?/p>

基于半全混合型MMC 的DC/DC 自耦變換器采用文獻(xiàn)［17］提到的設(shè)計原理。各MMC 的子模塊數(shù)目與新型拓?fù)渲械南嗤?。全橋子模塊數(shù)目需依據(jù)兩側(cè)的故障特性設(shè)定。當(dāng)高壓側(cè)故障時，需要MMC1和MMC3中的全橋子模塊負(fù)投入，其輸出的電壓大小需與低壓側(cè)直流電壓相匹配，使故障電流回路中的電流減小為0。當(dāng)?shù)蛪簜?cè)故障時，故障電流主要來自于MMC2 的子模塊電容，為實(shí)現(xiàn)故障穿越，MMC2 中全橋子模塊的占比為50%。根據(jù)各MMC 中全橋與半橋子模塊數(shù)目，可計算出相應(yīng)的器件數(shù)目。

在直流系統(tǒng)參數(shù)相同的情況下，對比3 種DC/DC自耦變換器的經(jīng)濟(jì)性，結(jié)果如表2所示。

表2 不同DC/DC自耦變換器拓?fù)浣?jīng)濟(jì)性對比Table 2 Economy comparison of the different DC/DC autotransformer topologies

由表2 可知：DCFB-AUTO DC/DC 變換器配置的IGBT 數(shù)目少于其他兩種變換器，相差3 000個以上；需要一定數(shù)量的晶閘管，但所需晶閘管數(shù)目遠(yuǎn)低于所差的IGBT數(shù)目；所需的二極管數(shù)目少；額外增加的電阻比較廉價。IGBT造價較高，因此與其他兩種變換器相比，本文提出的DCFB-AUTO DC/DC變換器的經(jīng)濟(jì)性較好。

6 結(jié)語

本文提出了一種具備雙向阻斷直流故障能力的DCFB-AUTO DC/DC 變換器，驗(yàn)證了其在發(fā)生直流雙極短路故障下的故障隔離功能，并與其他DC/DC自耦變換器進(jìn)行了經(jīng)濟(jì)性對比，得出的結(jié)論如下：

1）在高壓側(cè)發(fā)生雙極短路的情況下，故障電流不會流經(jīng)MMC2。

2）為降低斷流支路開關(guān)的開斷電壓，在某一側(cè)發(fā)生故障時，需將與該側(cè)直接連接的MMC 子模塊旁路；為避免造成更大的過電流，需閉鎖其余MMC的子模塊。

3）本文提出的DCFB-AUTO DC/DC 變換器具備雙向阻斷直流故障的能力，且具備較好的經(jīng)濟(jì)性。