一种具有故障处理能力的电容箝位子模块拓扑分析

汪乾韬，王果，武琼，姜兴宇

一种具有故障处理能力的电容箝位子模块拓扑分析

汪乾韬1, 2，王果1, 2，武琼1, 2，姜兴宇1, 2

(1. 兰州交通大学 自动化与电气工程学院，甘肃 兰州 730070；2. 甘肃省轨道交通电气自动化工程实验室，甘肃 兰州 730070)

通过介绍T型子模块、电容箝位子模块和二极管箝位子模块拓扑，提出一种基于T型子模块的改进电容箝位子模块拓扑。分析系统在故障时子模块各器件的电参数变化，从理论上确定其器件耐压特性和故障阻断能力。在MATLAB/Simulink平台上建立基于MMC的整流电路进行仿真，并与二极管箝位子模块和T型子模块进行了比较。研究结果表明：该子模块具有较强的故障处理能力。

模块化多电平；子模块；电容箝位；闭锁阻断

IGBT功率器件在不断向小型集成化发展的同时，其耐压等级也在不断提升，因此使用IGBT的变流器在驱动难度和器件损耗降低的同时也具有了更高的功率因数和功率密度。目前，MMC在高压直流输电领域的应用已比较成熟，相比于传统变流器，其具有开关频率低、运行效率高、损耗小、波形质量好、可拓展性强等优点，在电力传动、高压直流功率变换、电能质量治理、光伏发电、分布式储能单元并网等方面具有良好的应用前景[1−2]。对子模块拓扑的研究对提高MMC电路的经济性和可靠性具有重要意义。MMC电路拓扑的分析通常从MMC子模块拓扑和MMC系统级拓扑2方面来展开。其中子模块拓扑结构在很大程度上决定了MMC的运行与输出特性。典型MMC拓扑结构通常采用半桥子模块(HBSM)拓扑，其结构简单，但在面临直流侧短路故障时，由于子模块电容放电以及交流系统的馈能效应，故障电流会迅速增大，危害系统内的变电设备，通常要增加保护设置来实现故障隔离能力[3−4]。若在交流侧利用交流断路器来清除故障电流，会带来较长时间供电中断(约10 s)，且在切断过程中可能导致续流二极管的损坏[5]。若在直流侧采用直流断路器，则有着直流断路器价格昂贵、可靠性待检验等问题，其复杂的重启过程也不利于瞬时性故障的排除[6]。因此研究利用子模块自身的拓扑结构来实现直流故障排除具有一定的实用价值。针对增强子模块故障穿越能力这一问题，各学者提出了不少改进拓扑。全桥子模块(FBSM)具有故障电流的双向阻断能力，但其器件数目为HBSM的2倍。通过半桥和全桥直接串联形成的串联子模块能实现多电平输出和一定的故障穿越，2种器件不同的连接方式可以组合成多种不同的拓扑，这些拓扑各有特点，例如混合型串联子模块(HSSM)结构上不存在耦合性，控制相对简单[7−10]。Marquardt[11]提出箝位型双子模块(CDSM)后，利用二极管进行箝位的子模块不断地被提出，如交叉连接双子模块拓扑(CCDSM)以及二极管箝位型双子模块拓扑(DCDSM)等[12−13]。基于二极管箝位的方式，向往等[14]提出利用二极管替代IGBT器件来改善FBSM的自阻型子模块(SBSM)。阳莉汶等[15]提出的电容箝位子模块(CESM)不仅在功率器件数目上较FBSM有所减少，并且在发生直流故障时能有效对故障电流迅速阻断。LI等[16]所提出的二极管箝位型子模块(DCSM)不仅控制较简单，同时在结构上也有一定优势。本文针对MMC子模块拓扑中电容箝位的存在形式进行了简要叙述，在说明T型半桥子模块(TMSM)和DCSM拓扑的同时，结合CESM拓扑的闭锁形式，提出基于T型模块的改进型双电容箝位子模块拓扑(IDCSM)，使其具有一定的故障清除能力。分析改进后的新型子模块在工作时各器件的电气状态、控制思路以及系统的闭锁阻断过程，并在MATLAB/Simulink平台上进行仿真，以验证其运行稳定性和系统直流侧故障的清除能力。

1 电容箝位型子模块拓扑

在比半桥子模块更为复杂的子模块拓扑中，子模块的电容箝位有2种存在形式：一是在子模块某一输出、输入端与拓扑内部的下一节点之间存在着单独的电容支路；二是在子模块内部支路上存在着串联的电容和对应起控制作用的IGBT。2种电容箝位模式在T型半桥子模块中皆有所表现。

图1所示为半桥子模块和文献[17]中提及的T型半桥子模块。由于T型子模块的结构特点，其控制相对简单，但故障处理能力弱。为区分其与文献[18]中所提出的T型全桥子模块，故在本文中称之为T型半桥子模块。

(a) 半桥子模块；(b) T型半桥子模块

(a) 二极管箝位子模块；(b) 电容箝位子模块

图2所示为二极管箝位子模块(DCSM)和电容箝位子模块(CESM)拓扑。DCSM在保证子模块拥有2U输出状态的同时简化了控制，但存在反向故障电流阻断能力相比正向阻断能力较弱的问题。而图2(b)所示的CESM特点是利用二极管的单相导通性，阻断故障电流的续流通路。鉴于CESM优秀的故障电流阻断能力和故障自清除能力，本文结合T型半桥子模块提出了改进型拓扑IDCSM。

2 新型电容箝位子模块结构及运行原理

IDCSM的拓扑结构如图3所示，其既可以看作是在CESM基础上利用TMSM中的IGBT3，IGBT4和C2支路与相应3个节点进行的扩展，也可以看作TMSM在输入、输出端反向基础上，调整 IGBT1的方向的同时，将IGBT2支路替换为CESM中IGBT1和IGBT3支路所形成的新子模块。其结构包括5个具有反并联二极管结构的IGBT和2个电容C1与C2。IDCSM的IGBT的通断状态与子模块的运行模式的选取如表1所示。

图3 IDCSM子模块拓扑图

从表1和图4可以看出，IDC子模块拓扑中T2与T3，T4与T5的控制信号是完全一致的，实际控制IGBT的不同开关信号只需要3个。但考虑到许多商用IGBT不具备反向阻断能力，需要配合反并联二极管一起使用，因此在IDCSM中采用两组带反并联二极管的IGBT串联的方式共同控制单一支路。相较于DCSM，IDCSM的运行更为稳定，不会出现正、反向参与运行电容数量不一致的情况。在此拓扑中，T1和D1所组成的IGBT1利用二极管的单向导通特性，使故障闭锁时子模块只存在单相的通路，同时利用电容与线电压差来阻断回路。

当IDCSM正常运行时，可输出0，c和2c3种电平。在最大功率输出状态即投入2状态中，直接参与回路的IGBT器件只有一个，在相应的损耗降低的同时，对器件IGBT1的可靠性也有了更高的要求。而在子模块输出c即投入1状态时，其损耗当与FBSM相同。该子模块正常运行时，在仅输出c的情况下，可将IGBT2，IGBT3与IGBT4，IGBT5分别看作2个整体，IGBT1不参与动作，这样其调制策略可直接移植半桥子模块；当需要输出2c时，将IGBT1与IGBT4和IGBT5分别看作2个整体，而IGBT2和IGBT3则始终常闭，子模块依然可以使用半桥子模块的调制策略。

表1 IDCSM子模块运行状态

(a) 投入1路径；(b) 投入2路径；(c) 切除路径；(d) 闭锁路径

3 子模块运行分析

3.1 故障阻断分析

图5所示为常规的MMC系统结构。直流侧故障通常分为单极接地故障、断线故障和双极短路故障3种，其中以双极短路故障最为严重。针对IDCSM的分析将以双极短路故障为例。

首先对其闭锁原理进行分析。设图5所示的MMC系统为三相系统，每相分为上、下2桥臂，每相总共投入个子模块。其中s为交流侧输入电流，p和n分别为上、下桥臂直流侧输出的电流，dc为直流侧电压。而限流电感s和扼流电感0可等效为桥臂电感。

图5 常规的MMC系统结构

设系统工作在整流状态，单个子模块的2个电容共同投入并稳定运行时有：

其中：c为子模块电容电压；而dc在正常运行时值基本稳定；m为峰值电压；L为交流侧线电压，其瞬时值l=Lsin()；为调制比(0<≤1)。

考虑到电容电压与交流线电压之间存在差值，因此需要靠子模块中的二极管来阻断故障电流。而故障发生到故障处理通常的时间通常在微秒级别，可忽略电容器放电造成的电容电压损失及故障点残压。因此在系统故障子模块闭锁时，由于IGBT全部关断，内部电流通路由C1， C2和D1串联构成。图6所示为以A和C相为例的系统潜在的故障回路，其中f为直流侧短路等效阻抗。

在线电压L处于峰值时，全部二极管承受的来自交流侧的正向电压diodes为：

进一步分析，当桥臂电流p=n<0时，根据KVL定律可以得到：

式中：l，D1，c1和c2皆为瞬时值。

由于dc是由个c1+c2共同构成，于是具体到每一个二极管，有：

由于l<0.866dc，因此D1<0。类似地，可得当桥臂电流p=n>0时仍有D1<0。

图6 MMC系统潜在的故障回路等效简化图

而由于调制比小于等于1，无论闭锁瞬间电流方向如何，闭锁故障电流回路中子模块电容上的电压总和大于交流线电压最大值，在闭锁瞬间系统无法形成回路，因此可以阻断交流侧向故障点馈能，有助于MMC系统直流侧能量快速锁定与释放。

3.2 器件耐压分析

在系统的所有IGBT闭锁之后，通常情况下，子模块的故障电容将停止放电，回路中的残余电流会通过桥臂上的电抗器进行续流。图7是系统闭锁简化等效电路，其中所有参数均为图6所示系统各器件在闭锁后等效到单一子模块中的参数。

图7 系统闭锁简化等效图

闭锁后交流线电压和子模块电容电压由回路中串联的各二极管承担。假设二极管D1与电容连接处为零电位，在上、下桥臂总的子模块数目为6的情况下闭锁后单个子模块内部IGBT1上存在的反向电压应满足如下关系：

式中：ac为交流侧线电压，整理得：

由于D2和D3支路所承受的比D1少一个电容电压，因此有：

通过以上结果可知，参与运行的子模块越多，单个IGBT器件所受电压越低。而在实际工作中，IGBT集电极−发射极电压额定值一般为正常工作电压的2倍，而电压峰值的持续时间也非常短暂，因此只需要对IGBT1进行针对性的选择。

特别说明，对于如图8所示的混合式MMC系统来说，闭锁时利用二极管的单方向的阻断特性可以使IDCSM具有断路器的功能，对此可另行分析。

图8 混合式MMC系统结构图及其子模块闭锁回路状态

4 仿真与分析

4.1 对比分析

为研究由IDCSM组成的MMC系统故障闭锁之后的动态过程，根据文献[19]所介绍的PWM整流思路，在MATLAB/Simulink仿真平台中建立单相6个子模块级联的MMC系统，系统具有完整的均压、稳压与环流抑制环节。主要参数如下：额定交流电压为220 V，额定直流侧电压为600 V，上、下桥臂各3个子模块，桥臂电感4 mH，电容值10 000 μF，额定电容电压100 V，初始电容电压75 V，负载侧电阻为10 Ω。

设系统运行时间为1.5 s，系统正常运行时，电压在0.2 s左右基本达到稳定。设系统在1 s时发生双极短路故障，在1.001 s时闭锁所有的IGBT。图9为几种MMC系统直流侧电压波形，其中图9(a)为T型半桥子模块组成的系统运行和闭锁波形，图9(b)为二极管箝位子模块组成的系统闭锁波形，图9(c)为IDCMMC系统的闭锁波形图，而CE子模块系统由于在闭锁时电路路径与IDC系统基本一致，仅在正常运行时有所不同，因此不必分析其闭锁波形。从图9可以看出，T型半桥子模块在闭锁后电压由600 V降低到约400 V，证明其基本没有闭锁阻断功能；而二极管箝位子模块由于闭锁时正、反路线投入的电容数量不一致，导致其闭锁效果稍弱，仿真结果基本与文献[16]分析的一致；而对于IDC子模块，由于反向路径被二极管阻断，其闭锁时间大大缩短。

(a) T型半桥子模块MMC系统运行及闭锁；(b) 二极管箝位子模块MMC系统运行及闭锁；(c) IDC子模块MMC系统运行及闭锁

图10为IDCMMC系统故障时子模块内部的各IGBT两端的电压波形图，闭锁后分别有IGBT1在200 V左右，IGBT2, 3在100 V和IGBT4, 5在0 V左右做正弦电压，在闭锁后2个周期内波形稳定，且满足式(9)所示的关系。

图11为系统闭锁时的其他器件的闭锁效果图。其中图11(a)为系统闭锁前后直流侧的电流波形图，其效果与CEMMC的闭锁电流效果类似，电流归0时间小于1 ms。由于采用了双电容的缘故，反向电流尖峰处仅仅是正向正常运行电流的20%左右。图11(b)为系统闭锁前后交流侧的三相电流波形图，可见IDCMMC系统闭锁时对交流电流阻断效果良好。图11(c)为单个桥臂中，系统处于2c工作状态时，所有子模块整体的电容电压的变化波形，故障后经过短暂放电，其电压基本保持锁定状态。

(a) IGBT1两端电压；(b) IGBT2, 3两端电压；(c) IGBT4, 5两端电压

(a) IDCMMC闭锁电流波形；(b) 交流侧三相电流；(c) 子模块电容电压波形

4.2 触发不一致导致的过电压、过电流分析

由于本文所提出拓扑无故障电流反向流通路径，电流被强行阻断，可能会带来直接阻断型拓扑普遍存在的对触发一致性要求高的情况，因此针对其子模块触发不一致导致的过电压进行分析。

假设1 s时IDCMMC系统发生双极短路故障，1.001 s时，A，B和C三相桥臂第一个子模块闭锁，而在1.003 s时闭锁其他子模块，那么在1.001~1.003 s之间，第1个子模块和第2个子模块中IGBT1的电压波形如图12所示。

图12 触发不一致时两子模块IGBT1两端电压波形

由图12可知，在 1.001~1.003 s 期间，IGBT1电压值从 300 V一直上升到700 V，直到其他子模块也闭锁后才迅速降低至0，发生了过电压。而其故障发生时电流的状态如图13所示。

图13 先触发的子模块中IGBT1处电流波形

可见虽然触发不一致，但该子模块闭锁后电流几乎在瞬间就变为了0，此时先投入的子模块还并未产生过电压。直到1.003 s时全部子模块投入后，该子模块出现了一个正向电流，此时IGBT1电压已归0，随后该电流归0。因此触发不一致的故障闭锁不会使二极管出现热击穿。但同时应该注意到，闭锁后IGBT1两端电压短时间内在不断上升，因此该子模块对系统闭锁触发一致的要求较高。

4.3 阻断效果分析

根据文献[20]提出的直流故障电流清除能力指标(DFRTI)的定义，有：

式中：F为故障发生时刻；T为设定的交流侧断路器断开的时刻；()为故障发生后不闭锁时的电流曲线；而()为故障发生后系统闭锁的电流曲线。假设系统故障后系统立即闭锁，那么实际上DFRTI值就是故障时刻到假设的断路器断开时刻之间，系统不闭锁时直流侧电流曲线与0轴的面积与系统闭锁时直流侧电流曲线与0轴间面积的比值。因此其值越大，故障阻断能力就越强。由于一般的断路器的动作时间为0.06~0.15 s，最快的可达0.01~0.04 s，可假设F为0时刻而T为0.05 s时刻。那么根据已得出的仿真波形在MATLAB中计算可知DFRTIIDC>DFRTIDC>>DFRTIT，表明IDC子模块具有较强的故障阻断能力。

5 结论

1) 子模块利用二极管单相导通性以及电容的储能效应，解决了T型子模块不能实现直流故障电流阻断的问题。

2) 利用子模块的MMC系统在故障闭锁时能快速消除直流侧的电压振荡，阻断效果优于二极管箝位子模块。且相比于CESM，该子模块在具有相同阻断效果的同时具有2倍的输出能力。

3) 子模块在触发不一致时对过电压、过电流有一定的耐性，表明其具有一定适用性。

[1] 赵成勇, 陈晓芳, 曹春刚, 等. 模块化多电平换流器HVDC直流侧故障控制保护策[J]. 电力系统自动化, 2011, 35(23): 82−87. ZHAO Chengyong, CHEN Xiaofang, CAO Chungang, et al. Control and protection strategies for MMC-HVDC under DC fault[J]. Automation of Electric Power System, 2011, 35(23): 82−87

[2] 吴婧, 姚良忠, 王志冰, 等. 直流电网MMC拓扑及其直流故障电流阻断方法研究[J]. 中国电机工程学报, 2015, 35(11): 2681−2694. WU Jing, YAO Liangzhong, WANG Zhibing, et al. The study of MMC topologies and their DC fault current blocking capacities in DC grid[J]. Proceedings of the CSEE, 2015, 35(11): 2681−2694.

[3] 薛英林, 徐政. C-MMC直流故障穿越机理及改进拓扑方案[J]. 中国电机工程学报, 2013, 33(21): 63−70, 194. XUE Yinglin, XU Zheng. DC fault ride-through mechanism and improved topology scheme of C-MMC[J]. Proceedings of the CSEE, 2013, 33(21): 63−70, 194.

[4] 赵鹏豪, 王朝亮, 许建中, 等. 一种具有直流故障穿越能力的MMC子模块拓扑[J]. 电网技术, 2014, 38(12): 3441−3446. ZHAO Penghao, WANG Chaoliang, XU Jianzhong, et al. A sub-module topology of MMC with DC fault ride-through capability[J]. Power System Technology, 2014, 38(12): 3441−3446.

[5] 常非, 杨中平, 林飞. 具备直流故障清除能力的MMC多电平子模块拓扑[J]. 高电压技术, 2017, 43(1): 44−49.CHANG Fei, YANG Zhongping, LIN Fei. Multilevel sub-module topology of MMC with DC fault clearance capability[J]. High Voltage Engineering, 2017, 43(1): 44−49.

[6] 李帅, 郭春义, 赵成勇, 等. 一种具备直流故障穿越能力的低损耗MMC拓扑[J]. 中国电机工程学报, 2017, 37(23): 6801−6810, 7071. LI Shuai, GUO Chunyi, ZHAO Chengyong, et al. A novel MMC topology with lower power loss and DC fault ride-through capability[J]. Proceedings of the CSEE, 2017, 37(23): 6801−6810, 7071.

[7] LANG Huang, XU Yang, PENG Xu, et al. The evolution and variation of sub-module topologies with DC-fault current clearing capability in MMC-HVDC[C]// Future Energy Electronics Conference and ECCE Asia (IFEEC 2017-ECCE Asia), 2017 IEEE 3rd International. IEEE, 2017: 3−7.

[8] Hiller M. Method for controlling a polyphase converter with distributed energy stores: US 12/067, 555[P]. 2008−12−18.

[9] Ilves K, Taffner F, Norrga S, et al. A submodule implementation for parallel connection of capacitors in modular multilevel converters[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2015, 30(7): 3518−3527.

[10] WANG Y, Marquardt R. Future HVDC-grids employing modular multilevel converters and hybrid DC-breakers [C]// 15th European Conference on Power Electronics and Applications(EPE). Lille: IEEE, 2013: 1−8.

[11] Marquardt R. Modular multilevel converter topologies with DC-short circuit current limitation[C]// 8th International Conference on Power Electronics (ICPE) ECCE Asia. Jeju, South Korea: IEEE, 2011: 1425−1431.

[12] 张建坡, 赵成勇, 孙海峰. 基于改进拓扑的 MMC- HVDC 控制策略仿真[J]. 中国电机工程学报, 2015, 35(5): 1032−1040. ZHANG Jianpo, ZHAO Chengyong, SUN Haifeng. Simulations of control strategies in MMC-HVDC with an improved topology[J]. Proceedings of the CSEE, 2015, 35(5): 1032−1040.

[13] 李笑倩, 刘文华, 宋强, 等. 一种具备直流清除能力的MMC换流器改进拓扑[J]. 中国电机工程学报, 2014, 34(36): 6389−6397.LI Xiaoqian, LIU Wenhua, SONG Qiang, et al. An enhanced MMC topology with DC fault clearance capability[J]. Proceedings of the CSEE, 2014, 34(36): 6389−6397.

[14] 向往, 林卫星, 文劲宇, 等. 一种能够阻断直流故障电流的新型子模块拓扑及混合型模块化多电平换流器[J]. 中国电机工程学报, 2014, 34(29): 5171−5179.XIANG Wang, LIN Weixing, WEN Jinyu, et al. A new topology of sub-modules with DC fault current blocking capability and a new type of hybrid MMC converter[J]. Proceedings of the CSEE, 2014, 34(29): 5171−5179.

[15] 阳莉汶, 江伟, 王渝红, 等. 具有直流故障阻断能力的电容嵌位子模块拓扑及其特性[J]. 电力自动化设备, 2017, 37(12): 172−177.YANG Liwen, JIANG Wei, WANG Yuhong, et al. Capacitor-embedded submodule topology with DC fault blocking capability and its characteristics[J]. Electric Power Automation Equipment, 2017, 37(12): 172−177.

[16] LI Xiaoqian, LIU Wenhua, SONG Qiang, et al. An enhanced MMC topology with DC fault ride-through capability[C]// Industrial Electronics Society, IECON 2013-39th Annual Conference of the IEEE: IEEE, 2014: 6182−6188.

[17] 杨晓峰, 郑琼林, 薛尧, 等. 模块化多电平换流器的拓扑和工业应用综述[J]. 电网技术, 2016, 40(1): 1−10. YANG Xiaofeng, ZHENG Qionglin, XUE Yao, et al. Review on topology and industry applications of modular multilevel converter[J]. Power System Technology, 2016, 40(1): 1−10.

[18] 索之闻, 李庚银, 迟永宁, 等. 一种基于子模块混合型模块化多电平换流器的高压大功率DC/DC变换器[J]. 中国电机工程学报, 2015, 35(14): 3577−3585. SUO Zhiwen, LI Gengyin, CHI Yongning, et al. A cell- hybrid modular multilevel converter based high-voltage high-power DC/DC converter[J]. Proceedings of the CSEE, 2015, 35(14): 3577−3585.

[19] 张军伟, 王兵树, 刘治安, 等. 单相电压型PWM整流电路原理分析与仿真[J]. 现代电子技术, 2009, 32(8): 186−189.ZHANG Junwei, WANG Bingshu, LIU Zhi’an, et al. Principle analysis and simulation for single-phase voltage type PWM rectifier[J]. Modern Electronics Technique, 2009, 32(8): 186−189.

[20] XU J, ZHAO P, ZHAO C. Reliability analysis and redundancy configuration of MMC with hybrid submodule topolopgies[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2016, 31(4): 2720−2729.

Analysis of a novel capacitance-clamped MMC with dc fault current limiting capability

WANG Qiantao1, 2, WANG Guo1, 2, WU Qiong1, 2, JIANG Xingyu1, 2

(1. School of Automation and Electrical Engineering, Lanzhou Jiaotong University, Lanzhou 730070, China; 2. Rail Transit Electrical Automation Engineering Laboratory of Gansu Province, Lanzhou 730070, China)

Therefore, an improved T-submodule was proposed on the basis of related types of MMC sub-module topology which have the ability of clearing DC fault current in this paper. By analyzing the change of various parameters of the sub-modules during the period of system malfunctioning, the device’s withstand voltage characteristics and fault blocking capability were theoretically analyzed. To verify the blocking function of new sub-module and compare with DCSM and TMSM, an MMC-based rectifier circuit which consist of new submodule was built on the platform of MATLAB/Simulink for simulation, which shows that the new submodule has well performance.

modular multi-level converter; submodule; capacitance-clamped; blocking

TM46

A

1672 − 7029(2019)06− 1560 − 09

10.19713/j.cnki.43−1423/u.2019.06.028

2018−09−07

国家自然科学基金资助项目(51367013，51867012)；甘肃省科技计划资助项目(17JR5RA083)；兰州交通大学优秀科研团队资助项目(201701)

王果(1977−)，女，河南南阳人，教授，博士，从事牵引供电系统及电能质量补偿研究；E−mail：wangguo2005@eyou.com

(编辑 蒋学东)