MMC-HVDC模塊電容器預充電策略及仿真分析

任濤，張杰，唐劍釗，馬雅青，敬華兵，肖泉華

（株洲變流技術國家工程研究中心有限公司工業變流技術中心，株洲 412001）

MMC-HVDC模塊電容器預充電策略及仿真分析

任濤，張杰，唐劍釗，馬雅青，敬華兵，肖泉華

（株洲變流技術國家工程研究中心有限公司工業變流技術中心，株洲 412001）

基于模塊化多電平換流器的直流輸電系統（MMC-HVDC）起動時需要對換流器中的模塊電容器采取合適的預充電策略以限制其過充電流和過充電壓，并將電容器電壓較快地充電到額定值。在研究模塊化多電平換流器拓撲結構的基礎上，分析了MMC中子模塊電容器的充電特點，根據IGBT的工作狀態，提出了IGBT不可控和IGBT可控的兩個階段對子模塊電容進行預充電的策略，并進行了仿真驗證，結果表明所提出的充電方法是正確的，對實際工程具有一定的指導意義。

直流輸電；模塊化多電平換流器；子模塊電容器；充電策略；仿真分析

基于電壓源換流器的直流輸電VSC-HVDC（voltage sourced converter-high voltage directcurrent transmission）技術，即柔性直流輸電技術，是新一代更為靈活、環保的直流輸電技術，解決了常規直流輸電的諸多固有瓶頸，是智能電網領域的關鍵技術之一[1，2]。根據其技術特點，適合應用于新能源并網發電、城市輸配電增容和異步交流電網互聯等領域[3，4]。

模塊化多電平換流器拓撲，與二電平拓撲不同，換流器的橋臂不是由多個開關器件直接串聯構成，而是采用子模塊級聯的方式，從而避開了大量開關器件的直接串聯的難題，對器件的開關一致性要求不高[5～7]，可以達到很大的電平數，輸出特性好。

文獻[8]介紹了基于傳統兩電平VSC-HVDC的系統起動控制方式，并提出了采用串聯限流電阻與基于直接電流控制的矢量控制器相結合的復合起動策略。目前國內外在基于模塊化多電平換流器的直流輸電工程化應用還處于示范試驗階段，針對子模塊電容充電方式介紹的文獻資料鮮有報道。

而基于模塊化多電平換流器MMC（modular multilevel converter）的直流輸電系統拓撲結構不同于傳統兩電平換流器，因此有必要對基于MMC的直流輸電系統的子模塊電容器充電方式進行研究。本文在MMC拓撲原理研究的基礎上，通過對子模塊電容器充電特點的分析，提出了分2個階段進行充電的充電策略，并建立仿真模型進行仿真驗證。

1 模塊化多電平換流器拓撲的基本原理

MMC基本的拓撲結構[9～11]如圖1所示，O點代表零電位參考點。換流器有6個橋臂，每個橋臂由1個電抗器和n個子模塊（submodule）串聯而成，每相的上、下兩個橋臂合在一起統稱為相單元（phaseunit）。MMC的基本電路單元為子模塊，由2個絕緣柵雙極晶體管IGBT（insulated gate bipolar transistor）開關器件和1個直流儲能電容器構成。出于模塊化設計、制造和裝配的目的，各子模塊的額定值相同。換流器的三相橋臂均通過一定數量、相同結構的子模塊和1個閥電抗器串聯組成。

圖1 MMC基本拓撲結構Fig.1 Basic topology structureofMMC

模塊化多電平換流器通過改變所使用的子模塊的數量，可以靈活地變化系統的功率和電壓等級，隨著電平數的增加，開關頻率和諧波可大大減小，在很多情況下無需交流濾波器，其不足之處在于各子模塊電容電壓間的平衡和高電平時所帶來的控制難度增加。由于各個相單元中投入的子模塊數是一個定值，所以可以通過將各相單元中投入的子模塊在該相單元上、下橋臂之間進行分配而實現對a、b、c三點輸出交流電壓的調節。各子模塊按正弦規律依次投入，構成的橋臂電壓可以用一個受控基波電壓源Upj，Unj（j=a，b，c）等效[10]。圖1中點ap與an、bp與bn、cp與cn等電位，則每相上下橋臂的電抗相當于并聯。因此，可以將等電位點虛擬短接，從而可以將閥電抗器移到換流器交流輸出線上。根據上面的分析，得到的MMC等值電路如圖2所示。

圖2中，m=（a，b，c）；vm為圖1中等電位點的電壓；等效電抗器L的值為圖1中單個橋臂串聯電抗器值的一半。

圖2 MMC等值電路Fig.2 Equivalence circuitofMMC

2 MMC-HVDC系統限流電阻的配置方式

為了使MMC-HVDC系統的直流電壓快速上升到接近正常工作時的電壓，但又不能產生過大的充電電流和電壓過充現象，實際工程中一般是啟動時在充電回路中串接限流電阻，充電結束時退出限流電阻以減少損耗。

在已投運的柔性直流輸電工程中，限流電阻的安裝位置一般有3種選擇[8]：①換流變壓器網側；②換流變壓器閥側；③直流側。對于二電平VSC，限流電阻可以串接在直流側；但對于MMC拓撲，由于要限制子模塊電容器的充電電流，所以必須在交流側串接限流電阻。考慮到實際輸電工程中換流變壓器大都為三繞組變壓器以便對輔助設備進行供電，因此，本文選擇將限流電阻接在換流變壓器閥側，如圖3所示。

圖3 限流電阻配置示意Fig.3 Sketchmap of current lim iting resistor

3 子模塊電容器充電過程分析

圖3中，首先合上開關S2并斷開S1，接入串聯限流電阻，用于限制充電電流，開始對子模塊電容進行充電。實際工程中，子模塊的IGBT的驅動電源一般都是模塊自取能，當系統電壓還未建立時，IGBT是不能控制的。此時，只能利用交流系統電壓通過IGBT的反并聯二極管同時對三相橋臂子模塊電容器進行充電。然而由于工程中橋臂串聯的子模塊數較多，這種充電方式下子模塊電容器所能達到的最大充電電壓僅為閥側交流電壓峰值的1/n（n為每個橋臂中串聯的子模塊數），其充電示意如圖4所示。例如：某MMC-HVDC示范工程中閥側交流電壓為Urams=31 kV，直流線路電壓Udc= 60 kV，每個橋臂中串聯的子模塊數n=48，單個子模塊額定工作電壓為1.25 kV。可計算出IGBT不控制時子模塊所能充到的最大電壓為

圖4 子模塊充電示意Fig.4 Sketchmop of Sub-module charging

顯然，僅靠這種方式充電往往不能達到子模塊電容器的額定工作電壓。由于IGBT的驅動電壓一般為600～800 V，因此，可以考慮分2個階段對子模塊電容器進行充電：①IGBT不能控制時接通限流電阻自然充電；②當達到IGBT驅動電壓后則通過適當的控制策略控制IGBT的導通和關斷，在同一個時刻只對一個子模塊電容器充電，當該子模塊充到額定電壓后將其旁路，并開始對下一個子模塊進行充電。具體充電流程如圖5所示。

通過控制IGBT的導通和關斷逐個對子模塊電容器進行充電，從而建立系統額定直流電壓，完成系統起動的預充電過程。

圖5 子模塊充電流程Fig.5 Flow chartof sub-module charging

4 仿真分析

為了準確驗證前述充電方法的正確性和可行性，采用仿真軟件PSCAD/EMTDC建立了如圖6所示的背靠背MMC-HVDC系統仿真模型。

系統主要電氣參數如表1所示，兩交流系統對稱，MMC單個橋臂子模塊數均為4個，模塊電容值為6 000μF，子模塊額定工作電壓為1 250V。

圖6 MMC-HVDC系統仿真模型Fig.6 SimulationmodelofMMC-HVDC

表1 MMC-HVDC系統電氣參數Tab.1 M ain electricalparametersof theMMC-HVDC

4.1 IGBT不可控時子模塊的充電仿真

根據第3節的分析，由于子模塊中IGBT的驅動電源采用自取能，充電開始前沒有建立驅動電壓，只能通過IGBT反并聯的二極管進行充電，如圖7所示。

由圖7可以看出，在IGBT不控制而僅通過二極管充電的情況下，MMC上下橋臂子模塊在交流電壓的正/負半波間交替充電，每個電容的最大充電電壓約為880 V，是變壓器二次側基波電壓Uv（有效值為2.5 kV）幅值的1/4，顯然不能達到電容器的額定工作電壓，但已達到驅動電源的開通電壓，可以通過控制IGBT的導通和關斷加入其他輔助充電控制。

圖7 IGBT不可控階段的充電電壓波形Fig.7 IGBT uncontrollable stage charging voltagewaveform

4.2 子模塊逐一充電仿真

為了使模塊電容器充電到額定工作電壓，在建立了驅動電壓后通過控制IGBT的導通和關斷對子模塊電容進行逐個充電，從而完成整個MMC的充電過程，如圖8～圖10所示。

圖8 子模塊充電電壓波形Fig.8 Sub-module charging voltagewaveform

圖9 閥側充電電流波形Fig.9 Valve side charging currentwaveform

由圖8可以看出，在完成第一階段的充電后子模塊電容電壓達到800 V，開通驅動電源控制IGBT，同時對上/下橋臂子模塊進行逐一充電，直到額定電壓，完成子模塊的充電。

從圖9和圖10可以看出，整個充電過程中沒有產生明顯的電流和電壓過充現象。在IGBT不可控充電階段由于需要對4個電容器同時充電，隨著電容電壓快速充電至800 V，充電電流迅速減小，同時閥側電壓逐漸升高；而在IGBT可控階段，每次只分別同時對上/下橋臂的一個電容器充電，達到額定電壓后將其旁路，并開始對上/下橋臂的下一個電容器進行充電，因此，IGBT可控的充電過程明顯分成4個階段。當最后一個電容器充電完成后將不再將其旁路，而是投入上橋臂所有子模塊并同時將下橋臂所有子模塊旁路，以支撐直流側電壓，等待控制系統指令，起動系統并開始功率傳輸。

圖10 閥側電壓波形Fig.10 Valve side voltagewaveform

5 結論

本文研究了MMC子模塊電容器的充電策略。根據MMC拓撲特點提出了分2個階段對模塊電容進行充電的控制方法，所得結論如下。

（1）IGBT不可控階段，通過續流二極管對橋臂中的所有電容器同時進行充電，建立起子模塊的控制電源電壓。

（2）通過相應的控制邏輯逐一對子模塊電容器進行充電，使其達到額定工作電壓，完成預充電過程。仿真結果表明所提出的充電方法簡單可行，能夠滿足實際工程的需要。

[1]張文亮，湯廣福，查鯤鵬，等（ZhangWenliang，Tang Guangfu，Zha Kunpeng，etal）.先進電力電子技術在智能電網中的應用（Application of advanced power electronics in smartgrid）[J].中國電機工程學報（Proceedings of the CSEE），2010，30（4）：1-7.

[2]陳樹勇，宋書芳，李蘭欣，等（Chen Shuyong，Song Shufang，Li Lanxin，et al）．智能電網技術綜述（Survey on smart grid technology）[J]．電網技術（Power System Technology），2009，33（8）：1-7.

[3]Bahrman M P，Johansson JG，Nilsson BA.Voltage source converter transmission technologies：the right fit for the ap－plication[C]//IEEE Power Engineering Society General Meeting.Toronto，Canada：2003.

[4]Allebrod S，Hamerski R，Marquardt R.New transformerless，scalable modular multilevel converters for HVDC-transmission[C]//IEEEPower Electronics Specialists Conference.Rhodes，Greece：2008.

[5]Flourentzou N，Agelidis V G，Demetriades G D.VSC-based HVDCpower transmission systems：an overview[J]. IEEETranson Power Electronics，2009，24（3）：592-602.

[6]Dorn J，Huang H，Retzmann D.Novel voltage-sourced converters for HVDC and FACTSapplications[C]//CIGRE Symposium.Osaka，Japan：2007.

[7]湯廣福.基于電壓源換流器的高壓直流輸電技術[M].北京：中國電力出版社，2010.

[8]張靜，徐政，陳海榮（Zhang Jing，Xu Zheng，Chen Hairong）.VSC-HVDC系統啟動控制（Startup procedures for the VSC-HVDC system）[J].電工技術學報（Transactions of China Electrotechnical Society），2009，24（9）：159-165.

[9]Lesnicar A，Marquardt R.An innovative modular multilevel converter topology suitable forawide power range[C] //IEEEPower Tech Conference.Bologna，Italy：2003.

[10]丁冠軍，湯廣福，丁明，等（Ding Guanjun，Tang Guangfu，Ding Ming，etal）.新型多電平電壓源換流器模塊的拓撲機制與調制策略（Topologymechanism andmodulation scheme ofa newmultilevelvoltage source convertermodular）[J].中國電機工程學報（Proceedings of the CSEE），2009，29（36）：1-8.

[11]管敏淵，徐政，屠卿瑞，等（Guan Minyuan，Xu Zheng，Tu Qingrui，etal）.模塊化多電平換流器型直流輸電的調制策略（Nearest levelmodulation formodularmultilevel converters in HVDC transmission）[J].電力系統自動化（Automation of Electric Power Systems），2010，34（2）：48-52.

[12]馬雅青，王衛安，張杰，等（Ma Yaqing，WangWeian，Zhang Jie，etal）.MMC-HVDC典型擾動暫態響應特性分析（AnalysisofMMC-HVDC transient response characteristic under typical disturbances）[J].電力系統及其自動化學報（Proceeding of the CSU-EPSA），2011，23（5）：110-118.

MMC-HVDCCharging Strategy Reasearch and Simulation Analysis

REN Tao，ZHANG Jie，TANG Jian-zhao，MA Ya-qing，JINGHua-bing，XiaoQuan-hua
（Zhuzhou NationalEngineering Research ofCenterofConvertersCo.Ltd.，Zhuzhou 412001，China）

TheMMC-HVDCbased on themodularmultilevelconvertermusthave an appropriate pre-chargingmethod to limit theover currentand voltagewhen itstarts，and charge themodule capacitor to the rate voltage fastenough.This paper analyses themodular capacitor's charging characteristic based on the research of the topology ofmodularmultilevel converter，and according to the characteristics of IGBT a strategy having two steps of charging is presented to charge themodular capacitor，which contains IGBTuncontrollable step and IGBT controllable step.Results of simulation show that thisstrategy is correctand useful in the practicalproject.

direct current transmission；modulemultilevel converter；module capacitor；charging strategy；simulation analysis

TM721

A

1003-8930（2013）05-0144-05

任濤（1985—），男，本科工程師，從事直流輸電與柔性交流輸電的研究工作。Email：rentao@teg.cn

2011-09-08；

2011-12-14

張杰（1980—），男，博士，高級工程師，從事直流輸電與柔性交流輸電的研究工作。Email：zhangjie1@teg.cn

唐劍釗（1980—），男，本科，工程師，從事城市軌道交通供電系統、直流輸電與柔性交流輸電的研究工作。Email：tangjianzhao@teg.cn