基于故障清除专用自阻模块的改进型MMC运行控制策略

赵思远，徐康泰，郎博宇，乔 平，陈 鑫

（国网冀北电力有限公司工程管理分公司，北京100070）

0 引言

随着直流输电技术向配电侧的延伸，中压直流配电网近年来逐渐受到了学者们的广泛关注［1-2］。鉴于成本及效率的综合比较，10 kV及以上电压等级的中压直流配电网通常采用模块化多电平换流器（MMC）来实现交、直流供电形式的转变［3-4］。然而，由于半桥型MMC（HB-MMC）自身并不具有直流故障清除能力［5］，如何有效地实现直流配电网的直流故障处理便成为了国内外的主要研究热点。目前能够实现直流故障清除的有效技术方案主要包括以下3 种：利用交流断路器实现直流故障清除的方案、利用直流断路器实现直流故障清除的方案以及使用合理比例的混合型子模块构成的具有直流故障清除能力的混合型MMC方案。

交流断路器方案能够有效解决MMC 直流故障闭锁后的交流侧不控整流问题。然而，由于交流断路器响应速度慢，故障电流处理时间长，甚至可能会在断路器动作之前破环MMC 中的开关器件，影响换流器的重合闸动作［6］。为了改善上述情况，基于直流断路器的中压直流配电网故障处理方案被提出并应用。直流断路器可以快速地将MMC 与故障点隔离，并在瞬时故障消失后进行重合，是一种理论上十分有效的方案。然而，目前直流熄弧所带来的成本与技术问题使直流断路器的进一步应用面临挑战。为了降低中压直流配电网的故障处理成本，基于故障自清除专用自阻模块的改进型MMC 以及基于混合型子模块的混合型MMC 吸引了部分学者的关注。基于故障自清除专用自阻模块的改进型MMC 与混合型MMC 的基本原理是将合理比例的具有故障清除能力的子模块嵌入半桥（HB）子模块组成的MMC桥臂中，使其具有直流故障阻断功能，并在无断流能力的隔离开关配合下实现直流故障的清除。目前，典型的具有故障清除能力的子模块有全桥（FB）结构与箝位结构，且关于二者的应用研究也较为成熟。如文献［7-8］对全桥型MMC（FB-MMC）的控制、运行与优化进行了详细的分析与研究；文献［9］对基于箝位子模块的MMC 控制方法及故障处理策略进行了研究；文献［10］对混合型MMC 的不同子模块组合方式进行了探索；文献［11］对基于HB+FB 子模块的混合型MMC直流故障清除方法进行了验证。

然而，无论是基于故障清除专用自阻模块的改进型MMC，还是基于不同子模块混合的混合型MMC，故障清除专用自阻模块均参与了MMC 的稳态运行，因此其与HB 子模块的数目比例需达到一定的大小才能保证整个换流器的正常运行，如文献［12］指出故障清除专用自阻模块与HB 模块的比例通常应在50%及以上。故障清除专用自阻模块对稳态运行的参与不仅增加了MMC 的阀级控制复杂度与换流损耗，而且增加了其构建成本。因此如何在保证直流故障快速清除能力的前提下，进一步提高MMC 的构建经济性与运行效率，成为了MMC 拓扑改进及控制策略研究的主要关注点之一。

鉴于上述分析，本文提出了一种基于故障清除专用自阻模块的改进型MMC，并对其稳态运行及直流故障清除性能进行了分析与验证。由于在本文所提的改进型MMC 中，所选取的具备故障清除能力的自阻模块（FB 子模块）结构为专用于直流故障清除的结构，并不参与改进型MMC 的稳态运行，且每个桥臂只需嵌入1 个专用模块即可，相比于同量级的传统混合型MMC，改进型MMC 的控制更加简洁高效，经济性更高，功率传输性能更好。

1 基于故障清除专用自阻模块的改进型MMC拓扑及其稳态电容电压优化调制策略

1.1 改进型MMC的拓扑分析

图1（a）为本文所提出的改进型MMC拓扑结构。图中，Udc、idc分别为稳态时的直流电压与电流；Larm为改进型MMC 的桥臂电感值；ujp、ujn（j=a，b，c）和ijp、ijn分别为上、下桥臂的j相电压与电流；ij为j相电流；S为隔离开关；n为各桥臂HB 子模块的个数；UFB、UHB分别为FB 故障清除专用自阻模块的电容CFB、HB 子模块电容CHB电压；S1—S4为FB 子模块的IGBT 开关；S5、S6为HB子模块的IGBT开关。

由图1（a）可知，改进型MMC 的结构既不同于HB-MMC，也不同于传统的FB+HB 混合型MMC。相比于HB-MMC，改进型MMC 的不同之处在于：每个桥臂中均含有2 种子模块，即具有故障清除能力的子模块（图1（a）中FB 子模块）与HB 子模块；直流侧增加了隔离开关。相比于传统混合型MMC，改进型MMC 的不同之处在于每个桥臂中有且只有1 个FB子模块，而HB 子模块的个数选取原则与HB-MMC完全相同［13］，同时为了更快地清除直流故障，FB 故障清除专用自阻模块的电容支路串联了相应的电阻RFB。在某些情况下，为满足对直流故障清除的要求，串联电容或电阻可以为0；故障清除专用自阻模块也可以为其他具有故障阻断功能的结构，如交叉箝位、五电平结构等。

对于嵌入改进型MMC 桥臂中的FB 故障清除专用自阻模块，其主要的控制策略与运行状态有正向充电模式、反向充电模式以及旁路模式3 种。当开关S1、S4处于导通状态且开关S2、S3处于关断状态时，FB 故障清除专用自阻模块处于正向充电模式；当开关S2、S3处于导通状态且开关S1、S4处于关断状态时，FB 故障清除专用自阻模块处于反向充电模式；当开关S1、S3（S2、S4）处于导通状态且开关S2、S4（S1、S3）处于关断状态时，FB 故障清除专用自阻模块处于旁路模式。根据改进型MMC 的不同运行模式，FB 故障清除专用自阻模块所采用的控制策略也不同，具体分析如下。

当改进型MMC 处于稳态运行时，所有桥臂中的FB 故障清除专用自阻模块工作在旁路模式，此时改进型MMC 可等效为一个HB-MMC。因此改进型MMC 稳态运行下的阀级控制策略与HB-MMC 相同，如图1（b）所示，主要采用了控制电压或功率外环与控制电流内环相结合的双环控制结构。图中，P、Q和P_ref、Q_ref分别为有功功率及无功功率的测量值及其参考值；id、iq和id_ref、iq_ref分别为交流电流d、q轴分量的测量值及其参考值；Udc_ref为Udc参考值；ud、uq分别为交流电压d、q轴分量的测量值；PI 为比例积分控制器；ω=100 π rad／s 为交流电网角频率。同时，改进型MMC 中的关键参数（如电容参数、桥臂电感等）也与HB-MMC 相同，本文不再赘述。当改进型MMC 检测到直流侧发生短路故障时，将FB 故障清除专用自阻模块投入，采用FB故障清除专用自阻模块的正、反向充电模式来实现直流故障的清除与穿越，具体原理见第2节。

图1 改进型MMC的拓扑与稳态阀级控制策略Fig.1 Topology and steady-state valve-level control strategy of advanced MMC

1.2 改进型MMC的稳态电容电压优化调制策略

改进型MMC 在传统调制方法下，桥臂中会出现与HB-MMC 相同的2 倍频环流，从而加剧桥臂中子模块电容电压的波动，因此许多文献采用在控制系统中增加附加控制环的方法来清除桥臂中的2 倍频环流，优化电容电压波动情况。然而，附加控制环会增加MMC 系统的控制复杂度，在参数设计不合理的情况下，甚至会出现频率振荡，降低改进型MMC 的运行稳定性，危害开关器件的安全。鉴于此，本文采用基于瞬时电容电压的调制策略，以优化改进型MMC的稳态电容电压波动，具体原理如下。

忽略改进型MMC 每个桥臂中不同子模块电容电压之间的差异，根据改进型MMC 稳态运行时桥臂电流与电容电压的循环耦合关系可知，j相上、下桥臂中每个子模块的电容电压瞬时值可以精确计算为：

其中，Ejp、Ejn分别为j相上、下桥臂中所有HB 子模块的电容总能量，具体表达式分别见附录A 式（A1）、（A2）；CHBSM为改进型MMC中HB子模块的电容值。

根据式（A2），改进型MMC 中HB 子模块电容电压基准值（Udc/n）实际上是子模块电容电压的稳态平均值，而非瞬时值。因此在换流器运行时需要桥臂中的2 倍频环流产生环流电压来补偿控制系统参考值与实际电容电压之间的差值，从而造成电容电压波动增大和换流器传输效率降低。鉴于此，本文在调制系统中不再采用子模块电容电压的稳态平均值作为计算改进型MMC每一时刻需投入HB子模块数的基准值，而采用式（1）所示的电容电压瞬时值，进而实现了对稳态运行时HB 子模块电容电压波动情况的优化。具体地，本文所提出的优化调制策略与传统调制策略的比较结果如表1 所示。由表可知，本文所提策略是以牺牲计算量来获取电容电压计算准确度的。然而，对于目前MMC 控制系统中数字信号处理器（DSP）与现场可编程门阵列（FPGA）的计算能力而言，上述计算量的增加并不影响控制系统的计算速率。

表1 优化调制策略与传统调制策略的比较Table 1 Comparison between optimized modulation strategy and traditional modulation strategy

2 基于故障清除专用自阻模块的改进型MMC直流故障清除方法

借助于故障清除专用模块，改进型MMC 能够在无直流断路器的情况下实现直流故障的快速清除，具体分为以下3个步骤。

2.1 步骤1

改进型MMC 通过主动控制桥臂中的开关器件，形成交流侧三相故障电路，隔离交流电源向直流故障点的馈入电流，并相应地投入FB故障清除专用自阻模块，清除直流侧故障电流。

当改进型MMC 检测到直流侧短路故障后，立即开通三相下桥臂中所有HB子模块的下开关管S6，闭锁其上开关管S5（若开关器件不能够承受交流短路的故障电流，也可以采用基于晶闸管的旁路结构），嵌入的FB 故障清除专用自阻模块保持旁路状态不变。同时，闭锁三相上桥臂中所有HB 子模块的上、下开关器件，并依据每相桥臂自身的桥臂电流方向，使FB故障清除专用自阻模块进入不同的充电模式：当桥臂电流为正时，FB 故障清除专用自阻模块进入正向充电模式；当桥臂电流为负时，FB 故障清除专用自阻模块进入反向充电模式。上述操作可以保持HB 子模块的电容电压，进而保证了改进型MMC 在故障清除后的重启动能力。

根据附录A 图A1 及式（A3）—（A6）的计算结果可知，FB 故障清除专用自阻模块的电容电压与直流电流表达式为：

其中，UFB（0+）与idc（0+）分别为故障发生时刻FB 故障清除专用自阻模块中电容电压值与直流电流值；RE、CE、LE分别为等效电阻、电容、电感。

根据式（2）—（4）可知，直流故障期间故障清除专用自阻模块的电容电压升高值以及故障电流的变化规律均与自阻模块的电容与电阻值密切相关。当FB 故障清除专用自阻模块的电容电压初始值为0时，式（2）将等效为：

由式（5）可知，随着FB 故障清除专用自阻模块的投入，故障电流的能量将被耗能电阻吸收，且耗能电阻越大，改进型MMC 对直流故障清除得越快；同时，工程应用中可以根据对故障处理时间的具体需求来定量选取合理的耗能电阻与电容值。

基于上述分析可知，故障发生后改进型MMC 短路桥臂（本文指下桥臂）三相电流由交流电源与桥臂电感储能2 个部分引起。由于FB 故障清除专用自阻模块中电容和电阻对桥臂电感储能造成的分量吸收能力很强，在考虑桥臂的短路故障电流最大值时，可以忽略该分量，从而使改进型MMC 短路桥臂的动态电路等效为三相交流电源通过交流断路器接入零状态响应下的电感与电阻电路中，如图2（a）所示。图中，Uj为j相交流电压；Rsys_ac_j、Lsys_ac_j和Larm_j分别为j相交流系统等效电阻、等效电感和桥臂电感；O1、O2为中性点。由于图2（a）的电路是一个多阶交流电路，本文采用拉普拉斯变换电路进行求解，得到等效电路如图2（b）所示，图中U1j（s）、U2j（s）分别为j相交流系统等效电感和桥臂电感在拉普拉斯变换电路中的内部电压源。

图2 改进型MMC下桥臂的电流估算电路Fig.2 Current estimation circuit of low arms of advanced MMC

通常情况下，在改进型MMC 中三相电路的参数相同，即：

其中，Rsys_ac、Lsys_ac分别为改进型MMC 直流端口的等效直流电阻、电感。基于式（6）与回路电流法可得短路桥臂的三相电流为：

将式（7）所示短路桥臂的三相电流进行拉普拉斯反变换，可得：

考虑到故障操作前后的对称性，短路桥臂三相的最大电流相同。以a 相为例分析最大电流的取值及条件。由式（8）可知，短路桥臂故障电流值不仅与电网电压有关，同时与传输功率的大小有关。式（8）所示导数方程为超越方程，本文采用式（9）对不同传输功率下短路桥臂故障电流的最大值进行估算。

其中，Pc为改进型MMC 的传输功率；Uav为改进型MMC阀侧电压a相的有效值。

由于改进型MMC 的最大传输功率通常为其额定值，改进型MMC 的a 相故障电流最大值即为稳态运行时a相电流的最大值。

2.2 步骤2

当直流故障电流降为0 后，断开改进型MMC 的直流侧隔离开关，同时闭锁改进型MMC 中的所有电力电子开关，完成对直流故障的清除。

由步骤1 与步骤2 可知，FB 故障清除专用自阻模块中电阻的总耗能包括以下2 个部分：第一部分是直流故障后，自身桥臂（本文为上桥臂）电流在电阻上的耗能；第二部分是直流故障降为0 后，短路桥臂（本文为下桥臂）电感残流在电阻上的耗能。以a相上桥臂FB 故障清除专用自阻模块的电阻耗能计算为例进行分析：第一部分最大耗能的条件为改进型MMC运行在额定状态下，且直流故障发生时，a相桥臂的交流分量处于最大值，基于上述初始值条件，根据RLC 暂态电路方程可以求得电阻电流的计算公式，进而基于电阻电流与电阻值对第一部分的耗能进行估算；第二部分最大耗能的条件为闭锁时，短路桥臂a 相电流处于最大值，且残流全部流入FB 子模块中，采用与第一部分相同的估算方法，也可以计算出该部分电阻的耗能；根据上述2 个部分的电阻耗能，得到FB故障清除专用自阻模块电阻在直流故障清除过程中的总耗能。

事实上，由于上述暂态过程理论计算的复杂性以及电磁暂态与电阻热计算仿真软件的便捷性，实际应用中可以通过仿真计算方便地得到电阻的总耗能，从而对其散热以及布线进行合理设计。

2.3 步骤3

在线路中的直流故障处修复后，闭合直流侧开关，重启改进型MMC。由于在故障处理过程中，改进型MMC 的HB 子模块电容电压并未下降，且交流断路器并未断开，可以直接进行换流器解锁。对于直流侧瞬时性故障，上述特性将进一步提高系统的故障穿越能力。

3 仿真验证

为了对本文所提改进型MMC 的稳态运行电容电压波动优化调制策略与直流故障处理策略进行验证，在MATLAB／Simulink 仿真平台中以20 kV 的两端直流配电系统为例进行建模分析，具体参数如附录B表B1所示。

3.1 改进型MMC的稳态运行分析

图3 改进型MMC1在不同调制策略下的稳态仿真结果Fig.3 Simulative results of advanced MMC1 in steady state under different modulation strategies

图3 给出了基于改进型MMC 的两端直流配电系统在不同调制策略下的稳态仿真结果，图中icir为桥臂环流。0.6 s 前改进型MMC1采用传统调制策略，即以Udc/2 为基准的子模块数计算方法，且控制系统中不含环流附加控制；0.6 s 后改进型MMC1采用本文所提调制策略，即以电容电压瞬时值为基准的子模块数计算方法调制优化策略。对于不同的调制策略，改进型MMC1控制直流电压稳定在20 kV，改进型MMC2控制输送的有功功率稳定在10 MW。由于直流配电系统运行在稳定状态，改进型MMC1与改进型MMC2的运行状态均与传统的HB-MMC相同。

由图3 可知，传统调制策略下改进型MMC 的桥臂电流中含有较大的谐波分量，与理论分析结果不同，波形并非由正弦波+直流偏置量组成；而本文所提调制策略下，改进型MMC 的桥臂电流由正弦波+直流偏置组成。进一步由图3（b）可知，本文所提调制策略能明显抑制改进型MMC 中的桥臂环流，减小电容电压的波动情况，优化改进型MMC 的稳态功率传输性能。

3.2 改进型MMC的直流故障清除分析

附录B 图B1 给出了基于改进型MMC 的两端直流配电系统直流故障清除过程的仿真结果。直流故障发生后，改进型MMC1上桥臂HB 子模块立即闭锁，下桥臂HB 子模块进入旁路状态，从而在下桥臂形成三相短路点。通过上述操作，直流故障电流将被上桥臂FB 子模块电阻与电容消耗，从而迅速降为0。由于下桥臂等效为交流侧短路，交流输出电流与桥臂电流略微有所增加（在交流设备与开关器件承受范围之内）。由于上桥臂FB子模块吸收了直流故障能量，其电容电压上升至5 kV；而由于下桥臂FB 子模块处于旁路状态，电容电压保持不变，其值为0。0.835 s 时，当检测到直流电流降为0，改进型MMC1直流侧的隔离开关断开。随后改进型MMC1闭锁，整个直流故障清除过程完成。

在故障清除过程中，FB 子模块电阻共消耗约1.15 kJ 的能量，即改进型MMC 中FB 故障清除专用自阻模块的平均耗能约为0.115 kJ／MW。根据文献［14-15］可知，采用风扇强迫散热的MMC 子模块设计即可满足FB 故障清除专用自阻模块中电阻的散热需求。在成本允许的情况下，采用水冷会使FB子模块的散热性能更好。本文中FB 故障清除专用自阻模块的电阻耗能与阻值之比为0.057 5 kJ／Ω，明显小于文献［16-17］中的比值。因此本文所提拓扑结构中的耗能电阻在工程应用中可以实现，进一步验证了所提改进型MMC 在工程应用中具有良好的可行性。

为了对式（9）以及所分析的短路桥臂故障电流最大值条件进行验证，将故障前改进型MMC2的传输功率变为15 MW，并将故障时刻调整为第0.8 s。根据算例参数，由式（9）可估算短路桥臂故障电流的最大值为4 872 A。图4 给出了改进型MMC1下桥臂三相故障电流的仿真波形。由图可知，仿真波形中a相最大故障电流为4 937 A，其与理论计算值的误差为1.3%。这说明了理论计算的正确性与式（9）所示估算方法的有效性。

图4 改进型MMC1下桥臂三相故障电流的仿真波形Fig.4 Simulative waveforms of three-phase fault current in low arms of advanced MMC1

3.3 改进型MMC的重启动分析

附录B 图B2 给出了直流故障清除后改进型MMC1进行重启动的仿真结果。当改进型MMC1接收到重启动的信号，由于改进型MMC1的HB 电容电压均被保持在稳态附近，改进型MMC1可直接解锁功率的迅速传输。由图B2 可知，改进型MMC1在重启动的过程中可以迅速建立直流电压，通过与改进型MMC2的配合，电压与电流未出现明显的冲击，保护系统未出现误动作，验证了改进型MMC 故障清除控制策略在重启动过程中的正确性。

4 结论

为了提高基于MMC 的中压直流配电网的功率传输性能与直流故障清除能力，本文借助于故障清除专用子模块的设计思路提出了一种改进型MMC拓扑，并对其稳态及故障清除控制策略进行了详细的分析与研究。

不同于传统的混合型MMC约需要模块总数50%的FB 子模块，本文所提出的改进型MMC 借助各桥臂中单个FB 故障清除专用自阻模块的自阻功能与合理的控制策略，实现了MMC 的无直流断路器直流故障清除与重启动，在保证直流故障清除能力的同时降低了MMC 的建设成本，提高了中压直流配电网的应用经济性。同时，在本文所提出的电容电压优化调制策略中，改进型MMC 在不需要增加新控制环的前提下，具有良好的桥臂环流抑制性能与电容电压波动抑制性能，有利于整个换流器系统的控制及稳定性改善，具有良好的应用前景。

附录见本刊网络版（http：//www.epae.cn）。