混合型MMC启动策略及全桥子模块数目配置研究

冯谟可， 郭裕群， 许建中， 赵成勇

(华北电力大学 新能源电力系统国家重点实验室，北京 102206)

混合型MMC启动策略及全桥子模块数目配置研究

冯谟可， 郭裕群， 许建中， 赵成勇

(华北电力大学 新能源电力系统国家重点实验室，北京 102206)

模块化多电平换流器(Modular Multilevel Converter，MMC)是柔性直流输电的研究热点。由半桥子模块(Half-bridge Sub-module，HBSM)和全桥子模块(Full-bridge Sub-module，FBSM)组成的混合型MMC非常适用于大容量架空线输电系统。考虑到混合型MMC的拓扑结构特点，首先提出了一种分段式启动控制策略；然后分别对两种最常见的直流故障(单极接地短路和双极短路)的故障机理进行分析，并结合故障机理提出两种子模块的数目配比方案；最后在PSCAD/EMTDC仿真环境中建立了401电平，±320 kV，1 000 MW的混合型MMC模型，对论文所提出的启动策略和直流故障穿进行仿真分析，结果证明了所提出控制策略的有效性。

半桥子模块(HBSM)； 全桥子模块(FBSM)； 混合模块化多电平换流器； 启动控制策略； 直流故障穿越机理

0 引 言

模块化多电平换流器(Modular Multilevel Converter，MMC)自提出以来就备受关注[1-4]。传统半桥MMC具备损耗小、成本低、结构简单等特点[5]，但是由于其在直流侧短路故障时，通过反并联二极管形成巨大的短路电流，严重威胁系统的安全运行，因此都需要采用价格昂贵的电缆以降低故障发生率，但是随着直流输电不断向高电压、大功率、远距离方向发展，往往需要采用成本更低的架空线[6](Overhead Lines，OHL)，因此如何通过改进MMC拓扑结构来提高MMC直流侧短路故障穿越能力，成为了MMC研究热点[7-13]。在目前所提出的拓扑中，由半桥子模块(Half-bridge Sub-module，HBSM)和全桥子模块(Full-bridge Sub-module，FBSM)组成的混合型MMC具备很强的直流故障穿越能力，并且其相比于全桥MMC，所需器件更少。

混合型MMC的子模块采用部分半桥、部分全桥的拓扑结构，综合了半桥MMC的经济性优点与全桥MMC的直流故障穿越能力强的优势，具有良好发展前景。由于两种子模块充电速度不同，传统闭锁充电方式会在半桥子模块和全桥子模块间会产生不平衡电压，因此需要提出一种适应混合型MMC的新的控制策略。目前已知文献中的控制策略主要有两种：文献[12]将半桥和全桥模块分组充电，一组充电时另一组切除，最后将两组均充电至某一固定值，以解决电压不平衡问题；文献[13]则在不控充电过程中将全桥子模块IGBT的T4触发信号常置于1，以半桥方式启动，从而使全桥子模块与半桥子模块同步充电，避免电压不平衡。但这两种方法都存在一定缺陷。前一种方法需要分组充电，不仅使控制变得繁复，充电时间也大大加长，不利于MMC快速启动；后一种方法则未考虑到充电初始阶段电容没有足够的电能为IGBT供能使其触发导通。

文献[9]提出了适用于混合型MMC的电容电压平衡控制策略，并利用FBSM的负电平输出能力增大换流器交流输出电压。文献[10]介绍了一种在直流侧双极短路故障时无需闭锁换流站的直流故障穿越方法，但是该方法会使得换流器恢复过程非常缓慢。文献[11]详细分析了混合型MMC的设计和基本运行原理，包括混合型拓扑的特点、FBSM的负电平输出等。文献[12]主要介绍了混合型MMC启动策略和直流侧双极故障穿越机理，并对HBSM和FBSM的数目配置进行计算，但其并未考虑更为常见的直流侧单极接地故障。对于混合型MMC，为了保证能够可靠地阻断故障电流，必须具备足够数目的FBSM，因此需要考虑到不同故障类型下，FBSM和HBSM不同的数目配置方案。

针对以上文献研究，本文提出一种适用于混合型MMC的分段式启动控制策略并且对该拓扑阻断两种直流故障的机理进行了分析；针对两种故障计算了两种子模块的数目配置原则；最后利用PSCAD/EMTDC完成了对本文所提控制策略和方法的仿真分析，验证其有效性和适用性。

1 混合型MMC基本运行原理

1.1 混合型MMC拓扑结构

图1为混合型MMC-HVDC系统结构图，其中图1(a)为双端MMC-HVDC系统结构图，图1(b)为混合型MMC和两种子模块的拓扑结构。从图中可以看出，每个桥臂由NH个HBSM和NF个FBSM组成，L0为桥臂电抗，Us，Ls，Req表示交流系统等效电路，Rlim为限流电阻，L和R表示接地电路，UC为子模块电容电压，USM为子模块输出电压，n为直流侧中性点。

1.2 混合型MMC基本运行原理

图1中，idc为直流电流，Udc为直流电压，C0为子模块电容，ipa和ina分别为上桥臂和下桥臂电流，ia为a相交流电流。HBSM的输出电压可为UC、0，而FBSM的输出电压可为-UC、0和UC，从图1(b)中可以看出，桥臂电压vpa、vna和Udc的关系如式(1)所示。

图1 混合型MMC-HVDC系统结构图Fig.1 Diagram of hybrid MMC and the SM thopologies

(1)

桥臂电流ipa和ina可表示为

(2)

在式(2)中，icir表示a相环流，其可通过式(3)求得

icir=(ipa+ina)/2

(3)

en表示换流器相对于中性点n的输出电压，即交流参考电压，所以vpa、vna和Udc满足

(4)

由式(4)可得，桥臂电压参考值vpa_ref、vna_ref可表示为

(5)

1.3 电容电压均衡算法

如图1所示，由于混合型MMC由NH个HBSM和NF个FBSM组成，所以Udc的最大值可表示为

Udc_max=(NH+NF)UC

(6)

当考虑到降压运行时，需要FBSM的负电平输出，此时直流电压可表示为

Udc=(NH+NF-Nn)UC

(7)

其中Nn表示在此电压下最大负电平输出的FBSM的数目，结合式(6)和式(7)可得

Nn=(Udc_max-Udc)/UC

(8)

所以混合型MMC交流输出电压可表示为

(9)

根据式(9)可知调制比m可表示为

(10)

式(10)表明由于FBSM的负电平输出，混合型MMC可以运行于过调制状态[12]，因此需要对混合型MMC的电容电压均压排序算法进行介绍[9,13]。

图2 电容电压均压排序算法流程图Fig.2 Flow chart of the capacitor voltage balancing algorithm

图2表示混合型MMC电容电压排序算法，与传统的半桥MMC排序算法类似，Nref是在一个控制周期内需要投入的子模块数目，如果桥臂电压vpa为正，则根据桥臂电压和桥臂电流的方向对FBSM和HBSM进行排序，然后投入所需子模块；反之则只对FBSM进行排序和投入。根据这种电容电压排序均压算法，子模块电能电压能够很好的保持稳定。

2 混合型MMC启动控制策略

2.1 不控充电阶段

不控充电阶段包括3个阶段，分别为阶段A、B和C，下面将对3个阶段进行详细叙述。

阶段A：在启动过程中的不控充电阶段，为了解决功率器件的取能，FBSM和HBSM均闭锁，但如图3所示，FBSM无论电流方向如何，电容均会进行充电，而HBSM的电容只在电流为正时进行充电，这样会导致FBSM和HBSM二者电容电压不一致。

图3 FBSM和HBSM闭锁充电图Fig.3 Diagrams of uncontrolled charging current pat of FBSM and HBSM

阶段B：由于在上一阶段FBSM和HBSM的电容电压会出现不一致，需要附加此阶段来解决，在阶段B中FBSM将旁路，交流系统将对HBSM进行不控充电，待系统检测到HBSM的电容电压平均值等于FBSM的电容电压平均值时，阶段B结束。

阶段C：FBSM工作于HBSM工作模式继续进行不控充电，其中FBSM的HBSM工作方式如图4所示，图4为向FBSM的T4触发常导通信号的等效电路，当FBSM的T1、T2和T3均闭锁，而T4导通，从图中可以看出，在电流为正时，FBSM的电容会进行充电，在电流为负时，其电容会被旁路，这种导通机制与HBSM相同，所以当FBSM的T4常导通时，FBSM可等效为HBSM。

图4 FBSM中T4常导通等效电路Fig.4 Equivalent circuit diagram of individual FBSM with T4 switched on

图5为以ab两相为例表示当FBSM运行于HBSM模式时，混合型MMC的不控充电阶段的充电回路。

图5 不控充电阶段充电电流通路(ab相)Fig.5 Diagram of the uncontrolled charging current path of phase a and b

根据上述分析可知在阶段A时，混合型MMC满足以下关系

NHUCH+2NFUCF=ULL

(11)

其中UCH和UCF分别为阶段A结束时HBSM和FBSM的电容电压，ULL为交流线电压峰值。

当阶段C将FBSM切换为HBSM时，按图5示电流方向流通，此时不控充电回路中的电压U为

U=(NH+NF)UCF

(12)

将式(11)和式(12)作差可得

ULL-U=NHUCH+(NF-NH)UCF

(13)

从式(13)可见，假如ULL-U>0，则由于回路中电压小于线电压峰值，则将继续进行不控充电阶段，本文假定满足不控充电的条件，下文将对HBSM和FBSM的数目配比进行计算。

按图5所示电流方向流通，交流电压对N个串联的电容进行充电，桥臂中各子模块电容电压在不控充电阶段达到本阶段最大值UC1

(14)

根据式(14)可以计算出在不控充电阶段每个子模块所能达到的电压值。

2.2 可控充电阶段

可控充电阶段也分为3个阶段，分别为阶段D、E和F，下面将对3个阶段进行详细叙述。

阶段D：当FBSM和HBSM的子模块电压达到UC1后，此时不控充电阶段完成，由于换流器两端均采用此方式启动，所以整流侧和逆变侧分别建立了各自的直流电压，此时控制直流电压斜率上升至额定值，阶段D完成。

阶段E：在整流侧和逆变侧的直流电压均达到额定值后，连接两端换流器，按指令值以一定斜率升高有功功率至额定值后，完成换流站的启动过程。

阶段F：换流器进入稳态运行。

根据上述混合型MMC的分段启动方式，可得图6表示混合型MMC启动控制策略流程图。

图6 混合型MMC启动控制策略流程图Fig.6 Control diagram of hybrid MMC system charging strategy

3 混合型MMC子模块数目配置计算

3.1 直流侧单极接地故障最低FBSM数量计算

直流侧单极接地故障为直流线路最常见的故障之一，对于混合型MMC中的FBSM有阻断故障电流的能力，因此可用来抑制直流侧单极接地故障，根据文献[14]可知，在换流器交流侧接地方式下，换流器的直流侧单极接地故障存在故障电流通路，因此对于故障电流通路的研究尤为重要，图7为换流器闭锁后的故障电流通路。

假定故障发生在负极，则每相的下桥臂需要承受交流相电压峰值以抑制故障电流，图7中表示蓝色和红色通路分别表示电流为正和负，当电流为正时，单个桥臂中共有NH+NF个电容投入，当电流为负时，单个桥臂中共有NF个电容投入，因此为了保证在任何电流方向下，单个桥臂所投入的电容电压值总和均大于交流相电压峰值Uph，FBSM的数目必须满足以下要求：

(15)

根据混合型MMC基本运行原理，UC，Udc，Uph满足以下关系

(16)

其中m为调制比，在不考虑FBSM负电平输出的情况下，其最大值为1，即m<1，将式(15)代入式(16)可得

(17)

当换流器正常运行时，m在0.85到0.9之间，为了保证换流器能够可靠阻断故障电流，取m=1，所以NF的最小比例为0.5。

图7 直流侧单极接地故障闭锁后故障电流通路Fig.7 Blocking fault current path of dc single-pole-to-ground short-circuit fault

3.2 直流侧双极短路故障最低FBSM数量计算

直流侧双极短路故障是最严重的故障之一，可利用混合型MMC来抑制直流侧双极短路故障[15-16]，图8为换流器闭锁后的故障电流通路。

图8 直流侧双极短路故障闭锁后故障电流通路Fig.8 Blocking fault current path of dc pole-to-pole short-circuit fault

当故障发生闭锁后，如图8所示，只有FBSM的电容处于投入状态，因此在故障电流回路中共有2NF个电容投入，此时该故障通路需要承受交流线电压的峰值，因此为了保证在任何电流方向下，故障通路中的电容电压值总和均大于交流线电压峰值ULL，FBSM的数目必须满足以下要求：

2NFUC≥ULL

(18)

根据混合型MMC基本运行原理，UC，Udc，ULL满足以下关系

(19)

将式(15)和式(18)代入式(19)可得

(20)

取m=1，所以NF的最小比例约为0.433。

为了在两种故障情况下，混合型MMC都能够可靠的阻断直流故障电流，根据式(17)和(20)，FBSM的数目比例最小宜选取为0.5。

4 仿真验证

利用如图1(a)所示的双端混合型MMC验证系统所提出的控制策略，系统参数如表1所示，仿真时间和仿真步长分别为5 s和20 μs，不控充电阶段限流电阻根据文献[14]选取为110 Ω。

4.1 启动控制策略

根据式(17)和式(20)可知，FBSM的比例选取为50%，式(13)满足阶段C继续不控充电的条件，所以本文对于启动过程中的假设成立。混合型MMC的分段启动各阶段分别为A(0～0.5 s)，B(0.5～tB)，C(tB～1 s)，D(1～2 s)，E(2.1～2.6 s)和F(2.6～3 s)，其中tB为阶段B系统检测到HBSM的电容电压等于FBSM的电容电压的时间。

表1 混合型MMC主电路参数表

图9为启动过程仿真结果，其中包括不控充电阶段和可控充电阶段两部分。图9(a)为直流电压，图9(b)为a相上桥臂HBSM和FBSM的电容电压。

图9 启动阶段波形图：(a)直流电压/kV，(b)子模块电容电压Fig.9 Waveform of converter during start-up (a)dc voltage/kV;(b)capacitor voltages/kV

从图9可以看出，阶段A中FBSM和HBSM的电容电压会出现差别，这个差别在阶段B中变为0，阶段C为继续不控充电，直至所有子模块电压达到UC1，所以根据式(11)可知，不控充电阶段子模块电容电压能够达到1.2 kV，此时直流电压为482.2 kV；之后解锁换流站，限流电阻旁路，1～2 s内直流电压斜率上升至额定值640 kV；2.1～2.6 s内，有功功率斜率上升至额定值，此时子模块电容电压也保持在额定值1.6 kV附近；2.6 s之后，启动过程结束，换流器进入稳态运行。

4.2 直流侧单极接地故障

图10为混合型MMC发生直流侧单极接地故障时的仿真波形图，0.1 s时故障发生，0.105 s时换流器闭锁，故障持续时间0.5 s。

如图10 (a)和(b)所示，故障发生瞬间，直流电压迅速降低，经过5 ms延迟，换流器闭锁，此时直流电流迅速将为0。图10(c)表明在故障发生后故障极的子模块电容会短暂放电并且在闭锁后保持其电压值不变。图10(d)和(e)表明在故障消失后，交流电流和桥臂电流均可恢复正常，换流器可继续运行。

图10 直流侧单极接地故障仿真波形图：(a)直流电压/kV，(b)直流电流/kA，(c)子模块电容电压(上下桥臂)/kV，(d)交流电流/kA，(e)桥臂电流/kAFig.10 Waveforms during single-pole-to-ground fault:(a)dc voltoge/kV;(b)dc current/kA;(c)capacitor voltage of upper and lower arm/kV;(d)ac current/kA;(e)arm current/kA

图11分别为混合型MMC和半桥MMC在发生单极接地故障后的故障电流，当故障发生后，二者的故障电流均迅速增大，当换流器闭锁后，根据上述分析可知，由于FBSM的存在，故障电流迅速减小为0，但是半桥MMC由于故障点通过反并联二极管会形成故障通路，因此会存在持续的故障电流，无法穿越直流故障。

图11 直流侧单极接地故障短路电流Fig.11 Short-circuit current of single-pole-to-ground fault

4.3 直流侧双极短路故障

图12为混合型MMC直流侧双极短路故障的仿真波形图，其中0.1 s故障发生，0.105 s换流器闭锁。

如图12(a)和(b)所示，在故障发生瞬间，直流电压迅速变为0，而直流电流迅速增大，而在换流器闭锁后，电流迅速变为0。图12(c)表示子模块电容电压，可以看出在故障发生，上下桥臂子模块都会放电，而在闭锁后，均保持不变。图12(d)和(e)表明在故障发生后，由于电容放电，桥臂电流会迅速增加，而在闭锁后，桥臂电流和交流电流均会变为0。

图12 直流侧双极短路故障仿真结果：(a)直流电压/kV，(b)直流电流/kA，(c)子模块电容电压(上下桥臂)/kV，(d)交流电流/kA，(e)桥臂电流/kAFig.12 Waveforms during pole-to-pole short-circuit fault(a)dc voltage/kV;(b)dc current/kA;(c)capacitor voltages of lower and upper arms/kV(e)arm current/kA

4.4 FBSM数量仿真验证

由式(17)和(20)可知，m=1时，单极接地短路情况下FBSM的数目至少要占总数的50%，双极短路故障情况下FBSM的数目至少要占43.3%。如果减少此百分比，FBSM无法输出足够的负电平，将影响故障穿越能力。

现尝试将FBSM的数目减少至10%，30%，对比50%的情况，观察混合型MMC在单极接地短路故障和双极短路故障下的直流故障穿越能力。

故障过程仍如4.2节与4.3节所示，0.1 s时故障发生，0.105 s时换流器闭锁，故障持续时间0.5 s。

由图13(c)可以看出，当FBSM的数目占比过少时，故障阶段的闭锁会使子模块过度充电以产生足够电压穿越直流故障，此电压远高于正常运行电压，将损坏子模块。

由图13(a)、(b)可以看出，随着FBSM数目的降低，故障时直流电流的值随之升高，越低的FBSM数目对应的直流电流下降速率越慢，将使得故障条件下仍流过较大直流电流，影响故障穿越。

图13 不同FBSM数量下直流侧单极接地故障仿真结果：(a)直流电压/kV，(b)直流电流/kA，(c)子模块电容电压(上桥臂，半全桥)/kVFig.13 Waveforms during single-pole-to-ground fault with different number of FBSM (a)dc voltage/kV;(b)dc current/kA;(c)capacitor voltages/kV

图14 不同FBSM数量下直流侧双极短路故障仿真结果：(a)直流电压/kV，(b)直流电流/kA，(c)子模块电容电压(上桥臂，半全桥)/kVFig.14 Waveforms during pole-to-pole short-circuit fault with different number of FBSM:(a)dc voltage/kV;(b)dc current/kA;(c)capacitor voltages/kV

如图14(a)所示，由于是双极短路故障，故障后直流电压迅速降为0， FBSM数量对其影响非常小。如图14(b)所示，FBSM越少，故障发生后直流电流值越大，且下降到0的速度越慢，不利于故障穿越。如图14(c)所示，当FBSM占比过小时，全桥子模块在闭锁过程中同样会过度充电，且相对于单极短路故障，充电速度更快，最终电压更高，维持高电压的时间也更长，将对子模块产生更大破坏。

由仿真结果看出，若FBSM数目达不到理论计算的要求，主要后果是故障期间闭锁的FBSM将过度充电，此电压远高于正常运行电压，会对子模块产生非常不利的影响。同时，直流电流也无法快速下降，将影响混合型MMC直流故障穿越能力。配置足够数目的全桥子模块非常必要。

5 结 论

本文提出了一种适用于混合型MMC的分段式启动控制策略，然后对直流侧单极接地故障和双极故障的故障通路和闭锁机理进行分析。针对两种故障对混合型MMC中FBSM的数目配置进行计算。最后在PSCAD/EMTDC中搭建401电平混合型MMC模型验证本文所提出的控制策略的正确性与对FBSM进行正确数目配比的必要性。最终仿真结果验证了本文所提出方法的有效性。

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Start-up Control Strategies of Hybrid MMC and Configuration of FBSM

FENG Moke, GUO Yuqun, XU Jianzhong, ZHAO Chengyong

(State Key Laboratory of Alternate Electrical Power System with Renewable Energy Sources, North China Electric Power University, Beijing 102206, China)

Modular Multilevel Converter (MMC) is one of the research focuses of flexible HVDC. The hybrid modular multilevel converter (MMC) is composed of half-bridge sub-module (HBSM) and full-bridge sub-modules (FBSM), which is a good candidate for the overhead line (OHL) HVDC transmission with high capacity. In consideration of the topological structure of the hybrid MMC, a three-stage start-up control strategy is proposed at first. Then, the fault mechanisms of the single pole-to-ground and the pole-to-pole short circuits on DC-side are analyzed respectively. Furthermore, critical configuration of HBSM and FBSM of hybrid MMC are designed to block the DC-side fault currents reliably. Finally, a benchmarked hybrid MMC-HVDC model in 401-level, ±320kV, 1 000 MW is established in PSCAD/EMTDC, then the proposed strategies and DC fault blocking are analyzed. The results show that the proposed approaches are valid.

half-bridge sub-module(HBSM); full-bridge sub-module(FBSM); hybrid modular multilevel converter; start-up control strategy; DC faults blocking mechanisms

2017-04-02.

中央高校基本科研业务费项目(2017MS002).

10.3969/j.ISSN.1007-2691.2017.06.05

TM743

A

1007-2691(2017)06-0028-08

冯谟可(1996-)，男，硕士研究生，研究方向为高压直流输电与柔性直流输电技术；郭裕群(1992-)，男，硕士研究生，研究方向为高压直流输电与柔性直流输电技术； 许建中(1987-)，男，讲师，研究方向为高压直流输电与柔性交流输电技术；赵成勇(1964-)，男，教授，博士生导师，研究方向为高压直流输电与柔性交流输电技术。