环网MMC-MTDC系统极间短路故障穿越策略分析

周 鑫， 邱子鉴， 刘 晋

(华北电力大学 电气与电子工程学院， 北京 102206)

0 引 言

近些年来，柔性直流输电技术逐渐成为我国电能传输、可再生能源并网的重要技术方案。2011年7月，上海南汇柔性直流示范工程成功投运[1]；2013年12月，广东南澳VSC四端柔直工程成功投运[2]；2014年7月，浙江舟山VSC五端柔直工程成功投运[3]；为迎接2022年冬奥会，我国正在筹建电压等级为±500 kV的张北柔性直流示范工程[4]，输电容量高达4 500 MW，2020年6月张北柔直示范工程四端带电组网成功；2020年7月31日，世界第一条±800 kV特高压多端柔性直流输电“高速路”，乌东德电站送电广东广西特高压直流示范工程提前实现阶段性投产。

张北柔性直流示范工程(以下简称张北柔直工程)的电压等级高达±500 kV，采用模块化多电平换流器(Modular Multilevel Converter, MMC)拓扑结构，并且首次实现了直流断路器的示范应用[5]。此外，直流电网采用“口”字型环网拓扑结构，直流输电线路选取了长距离架空输电线路。

长距离架空输电线路的故障率相对较高，直流故障发生后，直流电流迅速上升，直流电网的输入、输出功率失去平衡。工程上可以利用直流断路器隔离直流故障，从而实现直流故障穿越。但是，在直流断路器动作后，环网拓扑发生改变，直流潮流随之转移，此时需要考虑非故障线路的过载情况；此外，在直流断路器动作后，残余过电流不会立即消失，而是注入近故障端换流站，致使换流站直流电压升高。针对上述问题，需要合理设计环网MMC-MTDC系统直流故障穿越策略，提高MMC-MTDC系统运行的稳定性。

文献[6]对张北柔直电网的拓扑结构、故障特性进行分析，针对环形电网中非故障线路的过载问题，提出了潮流转带的方案，但并未考虑增减功率引发的直流电压波动问题；文献[7]对ABB混合式直流断路器的分合特性进行研究，提出了往复式限流断路器的技术方案，实现了直流故障穿越，但是该方案投资成本相对较高；文献[8]～[10]通过改造MMC子模块拓扑结构实现直流故障穿越，但这些方案添加了大量电力电子器件，相比现有的半桥子模块经济性较差；文献[11]指出传统下垂控制不依赖站间通信，但受限于固定的下垂系数的特点；下垂控制可以自动实现功率平衡[12]，维持直流电压稳定[13]，若下垂系数可以自我调整，以适应不同工况[14]，可以提高系统运行的稳定性[15];近些年来，研究人员通过修改整定参数[16，17]、引入影响因子[18,19]以及规划分段函数等方法[20]实现自适应下垂控制，虽然成功实现了下垂系数的自我调整，但是均未考虑直流故障情况下控制策略的适应性。

本文设计了一种加装在换流站出口处的辅助电路，通过控制辅助电路引导能量转移，消耗近故障端换流站的不平衡功率，从而降低换流站的直流过电压水平；此外，本文提出了一种增强型自适应下垂控制策略，下垂控制换流站在直流故障期间自动锁定下垂系数，平移下垂曲线以防换流站发生功率越限；下垂控制换流站与平衡换流站共同协调有功功率，直流电网迅速恢复功率平衡。综上所述，本文通过软件控制和硬件电路相互结合的方式提升了环网MMC-MTDC系统的直流故障穿越能力。

1 MMC拓扑结构及工作原理

如图1所示，MMC一般为三相六桥臂拓扑结构[17]，每个桥臂由N个相互串联且完全相同的子模块(Sub-Module, SM)以及桥臂电抗器串联构成，上、下桥臂构成一个相单元[18]。

图1 单端MMC换流器结构示意图Fig. 1 Structure of single-ended MMC converter

半桥子模块(Half-Bridge Sub-Module,HBSM)的拓扑结构如图2所示。HBSM包含2个IGBT(T1,T2)和2个反并联二极管(D1,D2)以及1个电容器(C0)[19]。图中，Usm为子模块的输出电压，ism为流入子模块的电流，Uc为电容电压，参考方向如图所示。

图2 MMC半桥子模块拓扑结构Fig. 2 Topology of HBSM

MMC将子模块中直流储能电容的能量均匀地分配到3个独立的相单元子模块中，通过调整子模块中2个IGBT(T1、T2)的开通与关断状态，灵活地实现子模块的投入与切除。

根据图1，以A相为例进一步分析MMC工作原理。Va和Va′分别为A相上、下桥臂电压，直流侧的正负母线相对于参考中性点o的电压分别为Udc/2和-Udc/2，Uao为A相交流输出侧的电压，根据KVL定理，可得：

(1)

将式(1)相加，可得：

(2)

由式(2)可知，MMC正常运行时，必须维持直流侧电压Udc恒定，且直流电压等于相单元中上、下桥臂电压之和。为保证获得最大的直流电压，每个相单元中处于投入状态的子模块数为N。

2 MMC-MTDC系统极间短路故障特性

参考张北柔直工程，MMC-MTDC系统采用环网拓扑，并在换流站出口处配置直流断路器。参考ABB公司混合式直流断路器的开断时间，直流故障发生后，直流断路器将在5 ms内隔离故障。

2.1 极间短路故障

极间短路故障往往是直流电网中最恶劣的故障，因此，本节主要针对直流电网极间短路故障特性进行研究。将极间短路故障划分为换流站闭锁前和闭锁后两个阶段进行分析。换流站闭锁前，子模块正常投切，处于投入状态的子模块，子模块电容通过T1对故障点放电；处于切除状态的子模块，交流电网通过子模块下部二极管D2向故障点注入电流，放电过程如图3所示。

图3 换流站闭锁前子模块放电情况Fig. 3 Discharge of the SM before blocking of converter station

此时，故障电流主要由子模块电容放电和交流电源馈流组成，电容放电占主导地位。由1.2节可知，子模块正常投切的情况下，任一时刻上、下两个桥臂共投入N个子模块。根据MMC子模块电容电压均衡控制策略，每相所有子模块可近似看作并联的两个小组[7]，每相N个子模块交替放电，等效电路如图4所示。

图4 换流站闭锁前等效电路Fig. 4 Equivalent circuit before blocking of converter station

(3)

(4)

(5)

可见，故障发生后，换流站闭锁前，换流器的拓扑可以等效为RLC二阶放电回路，根据等效电路，列写KVL方程：

(6)

UC=Ae-σtsin(βt+φ)

(7)

(8)

式中：L为放电回路直流侧等效电感；R为放电回路直流侧等效电阻；C为直流电容器等效电容；

由式(7)、(8)可知，子模块电容放电过程中，电容电压持续下降，电容放电是一个欠阻尼振荡过程；子模块电容放电产生的电流大小取决于子模块电容的大小，电流的上升速度取决于桥臂电感值的大小。

2.2 近故障端换流站直流过电压情况分析

极间短路故障发生后，直流电流注入故障点，直流电压近似为0。直流断路器动作后，故障线路切除，由于限流电抗器的存在，电流方向不能突变，残余过电流转而流入近故障端换流站，直流功率由远端换流站注入近故障端换流站。

若换流站仍工作于正常投切状态，处于切除状态的子模块将通过T2续流，处于投入状态的子模块将通过二极管D1为子模块电容充电，如图3红线所示，直流电压逐渐上升，直至故障电流衰减至0，此时IGBT T2将会发生危险。

值得注意的是，直流断路器动作后，环网拓扑发生改变，直流潮流随之转移，潮流的转移可能引发非故障线路过载。利用Matlab/Simulink搭建如图5所示的四端环网MMC-MTDC系统仿真模型，直流电网采用环网拓扑。0.7 s时，线路Line13发生极间短路故障，0.705 s时，直流断路器断开，切除故障线路Line13，监测直流电网各线路电流的变化情况，如图6所示。

图5 四端MMC-MTDC系统Fig. 5 Four-terminal MMC-MTDC system

图6 直流电网电流变化情况Fig. 6 Analysis of DC grid current changes

由图6可知，切除故障线路Line13后，潮流发生转移，流过非故障线路Line42、Line34、Line21的电流有所增加，流过Line42的电流甚至增加一倍，需要合理设计故障穿越控制策略以减轻非故障线路的过载情况。

3 直流故障穿越策略分析

直流电网阻尼较低，直流故障发生后，故障电流迅速上升，对换流器构成严重威胁。直流断路器能够迅速隔离故障，是提高MMC-MTDC系统直流故障穿越能力的极佳措施。

3.1 利用直流断路器隔离故障线路

环网MMC-MTDC系统仿真模型参数如表1所示。在各换流站出口处配置直流断路器，直流断路器可在故障发生后5 ms内隔离直流故障。

表1 仿真模型参数Tab.1 Simulation model parameters

设置仿真时间为0.7 s时，线路line13发生极间短路故障；0.705 s时，线路line13两端直流断路器动作，切除故障线路，仿真结果如图7所示。

图7 仿真结果Fig. 7 Results of simulation

由仿真结果可知，故障发生后，近故障端换流站VSC1、VSC3向故障点注入有功功率，换流站VSC3潮流发生反转。在直流断路器动作后，换流站直流侧电压迅速上升，在0.737 s时，直流电压达到最大值1.576 p.u.，而后在控制环节的作用下逐渐衰减。由仿真结果可知，仅利用直流断路器实现直流故障穿越，虽然能在短时间内切除故障线路，但是换流站在暂态过程中仍然存在较大的直流过电压，容易触发换流站的过电压保护。

3.2 利用辅助电路实现直流故障穿越

换流站直流过电压是直流断路器断开后残余过电流对子模块电容器充电所致，即换流站输入、输出功率不平衡所致。因此，考虑在直流断路器动作之前启动辅助电路，引导能量转移，消耗不平衡功率以降低直流过电压水平。

改造换流站出口线路，在换流站直流出口处加装辅助电路，辅助电路的结构示意图如图8所示，辅助电路由开关电路及能量耗散电路组成，开关电路负责引导能量转移，能量耗散电路负责消耗不平衡功率。开关电路由IGBT及二极管组成，选取通流能力较强的电力电子器件；开关电路两端并联避雷器，以防暂态过电压冲击，保护IGBT器件；能量耗散电路由具有高通流能力的晶闸管组、电容器组C以及耗能电阻Rax组成。其中，晶闸管和电容器的使用数量由直流电压决定；耗能电阻的阻值根据不平衡功率Pdif以及经济条件适当选取。

图8 辅助电路结构示意图Fig. 8 Schematic diagram of auxiliary circuit structure

Rax=(Udcmax-Uc0)2/Pdif

(9)

式中：Rax为耗能电阻的阻值；Udcmax为换流站所能承受最大电压；Uc0为电容器的初始电压。

以受端换流站为例进行分析，正常运行时，触发T1、T2，电流流过开关器件T1、D2，如通路1所示，此时电路中仅有较低的通态损耗；故障状态下，桥臂电流反向，电流流过通路2；为抑制直流过电流引起的不利影响，闭锁T1、T2，触发晶闸管组DT1′，使近故障端换流站不再向故障点放电，而是类似VSC-MTDC系统的预充电过程，为电容器组C充电，如通路3所示；直流断路器动作后，触发晶闸管组DT1，耗能电阻Rax将消耗不平衡功率Pdif，如通路4所示；随着电容电压不断升高，流过晶闸管的电流逐渐减少，直至晶闸管产生反向压降，晶闸管关断，解锁T1、T2，换流站逐渐恢复正常运行。

设置仿真时间为0.7 s时，线路Line13发生极间短路故障；0.703 s时，启动辅助电路，引导能量转移，0.705 s时，线路Line13两端直流断路器动作，隔离故障线路，0.75 s后，辅助电路退出运行，仿真结果如图9所示。

图9 仿真结果Fig. 9 Results of simulation

对比图7、图9可知，辅助电路可以减少换流站对故障点的功率注入，同时消耗直流电网的不平衡功率，使流入近故障端换流站的能量减少，从而减轻近故障端换流站的直流过电压水平，使MMC-MTDC系统具有良好的直流故障穿越能力。

4 增强型自适应下垂控制策略

直流断路器动作后，直流电网的拓扑结构发生改变，潮流的转移可能引发非故障线路过载，此时需要及时调整换流站输送的有功功率，减轻非故障线路过载情况。

调整换流站输送的有功功率容易导致换流站输入、输出功率再次失去平衡。如果平衡换流站拥有足够大的功率调节能力，就可以缓冲不平衡功率，从而维持直流电压稳定；但是，如果平衡换流站的功率调节能力不足，就需要改变换流站控制方式以维持直流电压稳定[20]。

下垂控制能使多个换流站共同协调有功功率，但是传统下垂控制受限于固定的下垂系数[11]，并且在直流故障的情况下，直流电压严重下降，下垂控制容易导致换流站功率越限。本文提出一种增强型自适应下垂控制策略，该方案可以根据换流站的功率变化情况自适应调整下垂系数，并且在直流故障发生后，锁定该时刻的下垂系数，自动平移下垂曲线，防止换流站功率越限，自适应下垂系数ki表示为

(10)

式中：Uth为直流电压偏差的门槛值；Piref、Pimax分别表示换流站的额定功率及功率最大值；ΔUdc、ΔPi分别表示换流站的直流电压和有功功率偏差值；ΔUdcmax为换流站直流电压的最大偏差值。

(11)

为抑制下垂系数在电压偏差较小时频繁切换，设置电压滞环策略，在ΔUdc上引入滞环控制，且环宽为2|Um|。电压偏差在[-Um,Um]之间，下垂系数保持初始值不变。

当∣ΔUdc∣Uth时，控制系统判定系统直流电压偏移较大，此时系统应以维持直流电压稳定为主，下垂系数逐渐变大，功率协调任务由系统主站以及下垂控制换流站共同承担。

直流故障情况下，直流电压急剧下降，送端换流站发出的功率急剧增加，换流站发生功率越限，如图10 C点所示。因此，在检测到直流故障后，立即锁定故障时刻的下垂系数Klock，根据式(12)调整直流电压参考值Udcref，下垂曲线随之平移，如图10 D点所示。

图10 下垂控制特性曲线Fig. 10 Droop control characteristic curve

(12)

U′min=0.9Udc_lock

(13)

式中：Udc_lock为故障时刻下垂控制换流站直流电压的测量值；Pmax为换流站有功输出的最大值；Pmin为换流站有功输出的最小值。

将环网MMC-MTDC系统仿真模型中换流站VSC1、VSC4的控制方式调整为增强型自适应下垂控制。设置仿真时间为0.7 s时，线路Line13发生极间短路故障；0.705 s时，线路Line13两端直流断路器动作，隔离直流故障，不采用其他直流故障穿越策略；0.80 s时，减少换流站VSC2的有功输出，仿真结果如图11所示。

图11 仿真结果Fig. 11 Results of simulation

对比图6、图11 (a)可知，调整换流站的出力水平可以有效减轻非故障线路的过载情况，直流线路Line42并未出现过载；由图11 (b)、(c)可知，直流故障发生后，下垂曲线向下平移，换流站VSC1注入故障点的有功功率减少，由2.5 p.u.减少至2.0 p.u.，不平衡功率随之减少；此外，在增强型自适应下垂控制策略的作用下，平衡换流站VSC3以及换流站VSC1、VSC4共同协调功率平衡，有功功率很快恢复平衡，直流电压过电压水平减小，由1.54 p.u.减少至1.45 p.u.；因此，MMC-MTDC系统采用增强型自适应下垂控制策略能够提升换流站的直流故障穿越能力。

5 结 论

本文研究了环网MMC-MTDC系统直流故障穿越策略。针对直流断路器动作后，残余过电流对子模块电容的充电问题，提出了一种加装在换流站出口处的辅助电路，通过控制辅助电路引导能量转移，从而降低换流站的直流过电压水平，提高系统直流故障穿越能力。

针对直流断路器动作后非故障线路的过载问题，可以通过调整换流站的有功出力，减轻非故障线路的过载情况。此外，考虑到平衡换流站的功率平衡能力有限，下垂控制在直流故障期间控制效果不佳，本文提出一种增强型自适应下垂控制策略，使下垂控制换流站能够自适应调整下垂系数以适应不同工况，与平衡换流站共同协调功率平衡。此外，在直流故障期间下垂系数自动锁定，下垂曲线向下平移，防止换流站发生功率越限，提升了系统的直流故障穿越能力。