基于三相串联半H桥型MMC的HVDC换流站研究

王春义，郝全睿，孔　鹏，曹相阳，高　峰

（1.国网山东省电力公司，济南　250001；2.电网智能化调度与控制教育部重点实验室（山东大学电气工程学院），济南　250061）

·试验研究·

基于三相串联半H桥型MMC的HVDC换流站研究

王春义1，郝全睿2，孔鹏1，曹相阳1，高峰2

（1.国网山东省电力公司，济南250001；2.电网智能化调度与控制教育部重点实验室（山东大学电气工程学院），济南250061）

提出一种基于三相串联半H桥型MMC的HVDC换流站模型，在承受相同直流电压的情况下，其开关器件数目只有传统MMC的1/3，经济性显著。首先分析半H桥型MMC的运行原理，提出其等效模型及直流侧电容的确定准则；然后建立三相串联半H桥型MMC换流站基于交流有功功率平衡的控制系统，解决了其在交流故障下安全稳定运行的问题，同时提出附加直流侧电压控制方法，改善了直流侧相间电压平衡；最后在PSCAD/EMTDC中搭建仿真模型，仿真结果验证了所提三相串联半H桥型MMC换流站良好的交流故障穿越能力。

高压直流输电；模块化多电平换流器；广义同步坐标系；不对称交流电压；电流矢量控制

0　引言

传统高压直流输电 （High Voltage Direct Current，HVDC）被广泛应用于远距离大容量电力传输。传统高压直流输电采用电网换相换流器（Line Commutated Converter，LCC）和点对点的功率传送方式，即只有1个LCC整流站和1个LCC逆变站。采用这种点对点的连接方式，直流线路沿线地区很难利用已有的LCC-HVDC线路走廊获取或送出小容量的电力，极大地限制了HVDC的灵活性［1-3］。

如果将常规的三相换流器并联到HVDC线路上，该换流器需要承受整个直流线路电压，其换流器电压等级与主换流站相同。尽管需要获取或送出的电力远小于主换流站的容量，其造价近乎等于主换流站的造价，经济性差［4］。因此有必要设计一种经济可靠的直流输电线路中间落点换流器。

作为直流输电线路中间落点，换流器应具有以下几个特征：

1）造价低，开关器件数目尽可能少；

2）能接入弱交流电网或向无源网络供电；

3）具有良好的交流故障穿越特性，交流电网的扰动不能严重干扰直流线路［5］。

另一方面，直流输电技术逐渐从高压输电领域扩展到中低压配电领域，柔性直流电网和直流配电网就是逐渐兴起的研究热点，上述直流线路中间落点换流器的几项关键特征同样适用于柔性直流电网和直流配电网，满足分布式能源接入和向无源网络供电的要求［6］。

文献［4］提出一种基于三相串联电压源型换流器（Voltage Source Converter，VSC）的HVDC线路中点抽能方案。该方案将3个单相VSC串联承受整个直流线路电压，与传统的三相并联VSC相比，只有一个桥臂承受直流电压。文献［7-9］也基于这一思想提出了三相串联的HVDC换流器结构。以上文献仅提出了三相串联的拓扑结构，并未深入研究其对应的控制策略，特别是交流故障下三相串联换流器的控制策略及方法。随着模块化多电平换流器技术的发展，文献［9］将三相串联的思想应用于MMC，提出了三相串联MMC换流器。该换流器将3个单相H桥型MMC串联，共有两个桥臂承受直流线路电压。文献［5］对该换流器在交流故障下的控制策略进行了深入研究。

提出一种三相串联半H桥型MMC（Series-connected Half H-bridge MMC，SCHB-MMC）直流换流器模型。该换流器将3个半H桥型单相MMC在直流侧串联，只有1个桥臂承受直流电压，在承受相同直流电压的情况下，开关器件数目只有传统三相并联MMC的1/3，是文献［9］提出的三相串联MMC的1/2。首先分析单相半H桥型MMC的运行原理，推导了其等效模型，给出了直流侧电容的计算依据；然后根据交流侧功率平衡原理，建立三相串联半H桥型MMC直流换流器的控制回路；最后在PSCAD/ EMTDC中搭建了仿真模型，对换流器在正常工况和多种不对称交流故障情况进行了仿真，仿真结果表明提出的三相串联半H桥型MMC能够安全稳定地运行，具有良好的交流故障穿越能力。

1　三相串联半H桥型MMC

1.1拓扑结构

提出的基于三相串联半H桥型MMC的HVDC换流器拓扑结构如图1所示，其将3个单相半H桥型MMC在直流侧串联。每个单相中，2个电容C与SM桥臂并联，组成了一个H桥型回路，提供交流电流流通路径。每个单相半H桥型MMC的交流端与1个单相变压器的二次侧相连，3个单相变压器的一次侧采用△连接。图1中的SM模块可以采用半桥子模块（Half Bridge Sub-Module，HBSM）、全桥子模块（Full Bridge Sub-Module，FBSM）和箝位双子模块（Clamp Double Sub-Module，CDSM）。采用不同子模块的三相串联半H桥型MMC的运行原理和控制策略基本相同，为简化分析，仅以HBSM为例进行说明［10-11］。

图1　三相串联半H桥型MMC

1.2运行原理

三相串联半桥型MMC以单相半H桥型MMC为基本组成单元，下面以A相为例说明单相半H桥型MMC的运行原理。单相半H桥型MMC等效电路如图2所示，上、下桥臂产生的电压可以表示为

式中：uaref为换流器的参考电压；Ud为单相换流器的直流侧电压。

图2（b）给出了电流的流通路径，直流电流只流过换流器的SM桥臂，不流过电容。交流电流被上SM桥臂、电容C1和下SM桥臂、电容C2组成的上下回路均分。各电流可表示为

式中：i1和 i2分别为上下桥臂电流；ic1和ic2为电容C1和C2的充电电流；ia为交流电流；Id为直流电流。

半H桥型MMC的模块电压平衡算法、调制算法与常规MMC完全相同，本文不再赘述［12-13］。

1.3等效模型

除去因交流电流引起的电压波动，电容C1和C2各自承受一半的直流电压，二者的电容电压可以表示为

以换流器负极为电势参考点，M、N和D点电势为

则uM（N），D=uaref-Δuc根据图2（a），可得

则

图2（d）给出了对应的等效电路图，Δuc可以等效为串联在交流回路的等效电容2C。图2（a）中的电容可以等效为2个直流电压源和1个与交流回路串联的等效电容2C，如图2（c）所示。所以，单相半H桥型MMC的输出电压uaref可以看作为M、N与虚拟点D′的电势差。图2（d）给出了最终的等效电路，其中等效电感L′为

1.4C的取值

由Δuc的表达式可知，电容C上的电压变化为

式中：Ia为交流电流ia的幅值。因此，输出的纹波系数为

式中：F0为设定的纹波限值。为了防止交流故障下的过电流，换流器的交流电流不应超过其限值IaM，电容C也应按照换流器可承受的最大交流电流IaM整定，因此

为了满足输出纹波要求，C应满足

同时，电容C还应满足L′＞0，即

综合式（11）和（12），C的取值为

2　控制策略

2.1基本控制思想

三相串联换流器需要具备在不对称交流电压下短时运行的能力，即在发生交流故障时，也能维持各相的直流侧电压平衡。文献［5］提出了三相串联MMC换流器在交流故障下的控制策略，其核心是通过平衡交流侧输入有功功率实现交流故障下的直流侧电压平衡，其控制思想适用于所有的三相串联换流器拓扑。沿用以上控制思想，改进直流侧电压控制，建立了三相串联半H桥型MMC的控制回路。为了避免重复，对沿用的控制思想部分仅做简单说明，对改进部分做详细解释。

以广义同步坐标系下的电流矢量控制为基础，以交流故障期间交流电流三相对称为控制目标。广义同步坐标系下参考电流的解析过程可以归纳为：确定控制目标、确定参考电流被控分量、根据相间有功功率平衡推导表征电压电流关系的方程组、构建参考电流方程组。各参考电流分量的推导过程如图3所示。

图3　广义同步坐标系下参考电流的推导过程

首先根据控制目标确定参考电流的组成。为实现交流故障期间交流电流三相对称，应抑制交流侧流入交流系统的负序和零序电流。负序电流的抑制可以通过补偿变压器二次侧的负序电压实现。变压器一次侧△接法保证了零序电流不会流入交流系统，而在二次侧，零序电流用来平衡各相输入的有功功率。因此，变压器二次侧电流应该只含有正序分量和零序分量。根据各相的电压、电流表达式推导得出各相有功功率的表达式，为实现交流侧有功功率平衡，须满足

由式（14）推导得出表征相间功率平衡的电压电流分量关系的方程。最后结合控制目标，得出电压电流的方程组，求解方程组可得到参考电流各序分量［5］。最终的电压电流方程组为

求解式（15），可得参考电流各序分量为

2.2附加相间直流侧电压控制

如上节所述，通过平衡交流侧输入有功功率可以实现故障下的直流电压侧电压平衡，但实际运行时各相直流侧电压会略有差异，此时需要进行附加的直流侧电压控制，使直流侧电压完全满足

式中：uad，ubd和 ucd分别为A、B、C相直流侧电压。

以A相为例说明附加相间直流侧电压控制的原理。定义误差εa为

当εa≠0时，附加直流侧电压控制将生成1个参考电压增量，通过改变参考电压信号来控制交流侧的有功输入，进而调整直流侧电压而消除误差，如图4所示。

假设变压器二次侧电压ua和最初的参考电压信号uaref为

由图4所示，生成的参考电压增量可以表示为

式中：cos（ωt）由电压ua滞后T/4得到。加入参考电压增量后，新的参考电压信号u′aref为同时，u′aref可以表示为

对比式（21）和（22），可得

考虑参考电压增量，A相交流侧输入的有功功率P′a为

式中：Pa为没有参考电压增量时的有功功率。

当εa＞0时，有功功率增量UaKPεa/（2ωL′）被传递到直流侧，通过提高电容电压来升高uad，直至εa=0。与Pa相比，有功功率增量很小，只是用来微调单相有功功率输入，并不影响整个三相MMC总的有功功率。

图4　相间电压平衡控制示意图

2.3总体控制框图

三相串联半H桥型MMC的总体控制以同步旋转坐标下的电流矢量控制为基础，整个控制框图可以分为4部分：参考电流计算、过电流限制模块、电流内环回路和附加直流电压控制，其中电流内环控制模块又分为基于PI控制器的正序电流控制、负序电流控制和零序电流控制模块，如图5所示。

首先，参考电流计算模块根据变压器二次侧交流电压的正负序分量和交流电流的正负零序分量计算正序和零序参考电流。根据2.1节的控制原理，负序参考电流设为零。

然后，通过过电流限制模块限制交流故障时交流电流的幅值，防止换流器过电流［5］。其根据前一模块计算得出的参考电流值，选取静止坐标系下参考电流幅值最大相，同比例缩小同步坐标系下的参考电流，使参考电流最大相的电流幅值维持在设定的电流限值。

过电流限制模块输出修正后的正序和零序参考电流至内环电流控制模块。内环电流控制分为正序电流、负序电流和零序电流控制，输出参考电压均由PI控制器给定。已有诸多文献对基于PI控制器的正负序内环电流控制进行详细阐述，本文不再赘述［14-15］。零序电流控制多采用基于PR控制器，本文采用了基于PI控制器的旋转同步坐标系下的零序电流控制回路［5，16］。

经过Park反变换后，静止坐标系下的正序、负序和零序参考电压相加得到各相的参考电压uiref，最后与附加相间直流侧电压控制信号Δuiref得到最终的参考电压信号u′iref。

3　仿真验证

在仿真软件PSCAD/EMTDC中搭建了三相串联半H桥型MMC换流站及控制系统模型，换流站的具体参数如表1所示。换流器所能承受的最大电流幅值设为2 kA。A相电压设定为63.5∠0°kV，直流电压为300 kV，每个单相半H桥型MMC承受100 kV的直流电压。

图5　总体控制框图（符号“///”表示变量为三相）

根据1.3节提出的电容值确定原则，如果电容的纹波系数不大于0.01，则

因此，在3.2和3.3节的仿真中，电容C的取值为6 500 μF。

表1　仿真系统主要参数

3.1等效模型

为了验证1.2节提出的半H桥型MMC等效模型的正确性，给定换流器的参考电压为，然后测量不同电容值对应的交流电流有效值。图6给出了PSCAD测量的仿真数据和根据等效模型得出的计算数据对比。由图6可知，除去C=400 μF的谐振点，仿真模型得到的离散数据和等效模型得到的曲线完全吻合。在谐振点处，回路阻抗最小，为交流回路电阻值；当C>400 μF时，回路阻抗为感性；当C<400 μF时，回路阻抗为容性。因此，提出的半H桥型MMC的等效模型是正确的。

3.2附加相间直流侧电压控制

图7给出了附加相间直流侧电压控制模块投入后相间直流电压的变化过程，图中3条曲线分别为3个单相MMC直流侧电压，附加相间直流侧电压控制在5 s时投入，投入前后电网电压均保持正常三相对称。附加直流侧电压控制投入前，相间直流电压偏离100 kV，附加控制投入后，相间直流电压迅速平衡，维持在100 kV。附加控制是基于比例控制器的有差调节，当比例系数较大时，系统会变得不稳定，图4的比例系数Kp取值为0.007。

图6　交流电流的仿真数据和等效模型数据对比（交流回路等效电阻R=0.525 Ω）

图7　附加直流电压控制投入后暂态特性

3.3交流故障穿越能力

假设t=5 s时交流母线a相发生临时性单相接地短路，短路阻抗为0，在5.2 s时刻电流限定模块激活，且在5.4 s时刻故障被排除。

图8给出了换流器交流故障前的稳态特性，桥臂电流由直流分量和交流分量组成。电容C1和C2的充电电流ic1、ic2大小相等，方向相反，大小为交流电流的一半，C1、C2的电压为直流电压50 kV和ic1、ic2引起的电压波动之和的一半，与1.2节所述一致。

图9和图10给出了换流器故障前后的暂态特性。图9（a）和（b）分别为变压器一次侧和二次侧相电压，因为变压器一次侧为△接线，二次侧相电压不含有零序分量。图9（c）和（d）分别为变压器一次侧和二次侧电流。如图9（c）所示，一次侧电流在交流故障发生前后始终保持三相对称，不含零序和负序分量，符合控制目标。二次侧电流在过电流限制模块投入后，迅速将电流幅值限定为2 kA。

图8　交流故障发生前换流器波形

图9　换流器故障前后的暂态波形

如图10所示，3个单相换流器有功功率在过电流限制模块投入后减小，但始终保持一致，3个单相换流器的直流侧电压也始终维持在100 kV。直流电流在故障期间及故障排除时刻存在波动。当故障在5.4 s排除后，换流器迅速恢复正常运行。

图10　发生SLG时系统的仿真结果

4　性能比较

为了比较SCHB-MMC和传统MMC，假设二者直流侧电压相同，并且具有相同的功率因数cos φ和调制系数M。如果二者的模块电容电压均为Udc/n，则二者的开关元器件应具有相同的电压等级。对两种换流器的其他方面进行比较，包括开关器件的电流等级、换流器的损耗和效率。

4.1开关元器件

以A相为例，传统MMC换流器A相电压幅值为

不考虑换流器的损耗，可得

式中：I′a为A相电流幅值；I′d为直流电流。

因此，

传统MMC的桥臂电流幅值为

应按照桥臂电流的最大值选取其开关器件IGBT的集电极重复峰值电流I′CRM，同时考虑到一定的裕度，I′CRM可表示为

式中：m为电流裕度，通常取值为2。

对于SCHB-MMC，A相电压幅值为

同式（26）的分析，可得

式中：Ia为SCHB-MMC换流器A相电流幅值，则

由式（2）可知，SCHB-MMC的桥臂电流可表示为

类似于传统MMC开关器件电流额定值的选取方法，SCHB-MMC的集电极重复峰值电流ICRM，可表示为

当传统MMC和SC-MMC输送的直流功率相同时，Id=I′d，可知

所以，当二者输送功率相同的情况下，SCHBMMC开关器件的电流额定值为传统MMC的3倍，同时二者的电压额定值相同。

开关器件的造价主要由其电压额定值决定。根据文献［17］提供的数据，虽然SCHB-MMC中单个IGBT的电流额定值为传统MMC的3倍，但两种IGBT的造价却相差不大。在承受相同直流电压的情况下，SCHB-MMC所需的开关器件数目仅为传统MMC的1/3，因此在传输相同直流功率的情况下，SCHB-MMC的造价约为传统MMC的1/3。

4.2损耗及效率

对于SCHB-MMC和传统MMC中单个IGBT而言，二者的电压额定值相同，即集电极—发射极电压额定值相同，而前者的电流额定值为后者的3倍。文献［17］给出了具体的IGBT模块的实测数据。IGBT模块的总损耗功率与其额定电流成正比。以FZ400R33KF2C和FZ1200R33KF2C两种IGBT模块为例，二者额定集电极—发射极电压均为3.3 kV，集电极重复峰值电流额定值分别为800 A和2 400 A，根据文献［20］提供的数据，两者的总功率损耗额定值分别为4.9 kW和14.5 kW，后者为前者的3倍。因而在开关频率相同的情况下，SCHB-MMC中单个IGBT的功率损耗为传统MMC的3倍。考虑到SCHB-MMC中开关器件的数目为传统MMC的1/3，SCHB-MMC和传统MMC在传送相同直流功率时总的损耗相同，因而二者具有相同的效率。SCHB-MMC和传统MMC的各项比较如表2所示。

表2　SCHB-MMC和传统MMC的各项比较

5　结语

提出了一种基于三相串联半H桥型MMC的直流换流器。该换流器将3个单相半H桥型MMC在直流侧串联，在承受相同直流电压的情况下，开关器件数目只有传统的三相并联MMC的1/3，经济性显著。对SCHB-MMC和传统MMC的对比分析表明在承受相同直流电压和传送相同容量的情况下，二者损耗和效率相同，但SCHB-MMC造价远低于传统MMC。仿真结果验证了等效模型的正确性，证明了附加直流侧电压控制能有效地减小直流偏差，以及SCHB-MMC具有良好的交流故障穿越能力。

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［17］Infineon：Product Datasheet［EB/OL］.（2014-05-10）［2015-05-03］.http：∥www.infineon.com/cms/en/product/power/igbt/ channel.html channel=db3a304319c6f18c011a1573f345275b

HVDC Station Based on Three-phase Series-connected Half H-bridge Modular Multilevel Converter

WANG Chunyi1，HAO Quanrui2，KONG Peng1，CAO Xiangyang1，GAO Feng2
（1.State Grid Shandong Electric Power Company，Jinan，250001，China；2.Key Laboratory of Power System Intelligent Dispatch and Control of Ministry of Education（Department of Electrical Engineering，Shandong University），Jinan，250061，China）

We propose a novel HVDC station based on three-phase series-connected half H-bridge modular multilevel converter（MMC），which could reduce two thirds of switching devices compared to the conventional MMC to withstand the same DC voltage.Firstly，the operational principles are analyzed，and the equivalent model and the principle to determine the DC capacitance of half H-bridge MMC are also proposed.Next，the control scheme based on AC power balance is established，which enables the station operates safely and stably under unbalanced grid condition.Besides，the additional DC voltage balance control is presented to improve the issue of DC voltage balance.Finally，the simulation results in PSCAD/EMTDC verify the AC fault ride-through ability of the proposed HVDC station.

High voltage direct current（HVDC）；modular multilevel converter（MMC）；general synchronous frame；unbalanced grid condition；current vector control

TM315

A

1007-9904（2015）09-0001-08

2015-05-04

王春义（1980），男，博士，高级工程师，研究方向为电力系统规划与运行分析；

郝全睿（1984），男，博士，副研究员，研究方向为多端直流输电、交直流混合电网；

高峰（1979），男，博士，教授，博士生导师，研究方向为可再生能源并网。

山东省自然科学基金资助（ZR2014EEQ033）；中国博士后基金资助（2015M572029）；山东大学基本科研业务费专项资金资助（2014TB012）。