并聯(lián)型MMC-MTDC系統(tǒng)直流故障特性分析及保護策略

武健，王蕊，張彩紅，徐殿國

(哈爾濱工業(yè)大學 電氣學院,黑龍江 哈爾濱 150001)

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并聯(lián)型MMC-MTDC系統(tǒng)直流故障特性分析及保護策略

武健，王蕊，張彩紅，徐殿國

(哈爾濱工業(yè)大學 電氣學院,黑龍江 哈爾濱 150001)

模塊化多電平換流器(modular multilevel converter,MMC)多用于基于高壓直流輸電(high voltage direct current transmission,HVDC)的多端輸電系統(tǒng)。針對該系統(tǒng)中直流電纜或架空線路的意外短路或斷路故障，影響輸電線路和換流站安全的問題，提出一種基于三端電壓裕度控制下的旁路晶閘管和直流側IGBT斷路器(IGBT-Circuit Breaker)的混合保護方案。分析了子模塊閉鎖前直流電流超調的數(shù)學模型及故障機理，根據(jù)直流短路電流的峰值及上升時間動態(tài)特性，選取了MMC的參數(shù)。利用仿真軟件PSCAD/EMTDC對控制方法及保護策略的效果進行驗證，結果表明剩余系統(tǒng)主站切換及時，能夠持續(xù)隔離發(fā)生永久故障的線路，使得其余線路繼續(xù)運行，實現(xiàn)了系統(tǒng)直流故障時及時保護，提高了系統(tǒng)穩(wěn)定性。

多電平模塊化換流器；直流輸電；直流短路故障；電壓裕度控制

0　引　言

電壓源變換器(voltage source converter,VSC)作為高壓直流輸電(high voltage direct current transmission,HVDC)換流器的主要類型，具有快速動態(tài)響應與實現(xiàn)有功功率和無功功率獨立控制的能力[1]。目前兩電平或中性點箝位的三電平VSC仍然是HVDC系統(tǒng)中的主流[1-2]。然而，多電平變換器能夠實現(xiàn)更高電平的輸出電壓，維持電壓波形正弦[3]，提高轉換效率并降低開關損耗。不同于H橋級聯(lián)換流器，如二極管鉗位型[4]和飛跨電容型換流器[5]存在電壓飄移和成本過高等問題[6-9]，模塊化多電平換流器(modular multilevel converter,MMC)具有公共的正負極直流母線，在風電并網(wǎng)等新能源傳輸方面與多端直流輸電產(chǎn)生了非常好的配合，基于模塊化多電平換流器的多端直流輸電技術(modular multilevel converter multi terminal HVDC,MMC-MTDC)已成為當前電力傳輸?shù)臒狳c[10-11]。但是多端系統(tǒng)的控制復雜性存在一些潛在的直流短路故障會使得直流電壓驟降繼而引起整個系統(tǒng)失控，對多端系統(tǒng)流輸電系統(tǒng)的安全性和穩(wěn)定性造成很大威脅。

相關文獻已經(jīng)對于VSC-HVDC系統(tǒng)提出了許多替代直流斷路器的保護策略[12-17]，一些學者也針對將這些方法應用到MMC-HVDC系統(tǒng)中做出了研究，而主要關注點在降低直流短路故障時電流超調量與快速隔離直流故障。握手原則[18]、保護電感[19]及全橋模塊化多電平換流器[20]等在提升MMC-HVDC系統(tǒng)的直流故障的穿越能力方面都有所應用。但目前研究重點仍在兩端MMC-HVDC系統(tǒng)的故障處理，由于多端系統(tǒng)中站間協(xié)調的復雜程度明顯增加，在故障處理時對各換流站穩(wěn)定運行和及時恢復要求更高。

本文主要研究了MMC-MTDC直流雙極短路故障時子模塊閉鎖前后直流電流超調的數(shù)學模型及故障機理，并通過對短路電流的峰值及上升時間的動態(tài)特性分析對MMC的參數(shù)進行了選取，結合并聯(lián)式多端直流輸電系統(tǒng)控制策略和結構設計，本文提出了一種基于旁路晶閘管和直流側IGBT斷路器的MMC-MTDC混合保護策略，提高了系統(tǒng)穩(wěn)定性，實現(xiàn)了迅速切除永久性故障并維持其余系統(tǒng)恢復穩(wěn)態(tài)運行。

1　MMC-MTDC系統(tǒng)結構與控制

半橋MMC的拓撲結構如圖1所示，系統(tǒng)中直流母線的存在使得非同步系統(tǒng)互聯(lián)易于實現(xiàn)[9,21]。三端并聯(lián)式多端直流輸電系統(tǒng)結構如圖2所示，采用樹枝型拓撲，能夠方便子電網(wǎng)并網(wǎng)。

圖1　模塊化多電平換流器結構圖Fig.1　Configuration of half-bridge MMC

圖2　三端MMC-MTDC系統(tǒng)結構Fig.2　Constructure of 3 terminal MMC-MTDC system

為了實現(xiàn)換流器良好的輸出特性，每個橋臂上子模塊的電容電壓要保持均衡且穩(wěn)定，采用分級式均壓控制策略來實現(xiàn)[21]。控制框圖如圖3所示，獨立電容電壓均衡控制使得所有懸浮電容的平均值跟隨給定的電壓參考值，而相間電壓均衡控制使得所有電容電壓近似相等，抑制環(huán)流的產(chǎn)生[19]。

圖3　MMC均壓控制框圖Fig.3　Block diagram of voltage balancing control

為了實現(xiàn)系統(tǒng)穩(wěn)定運行，在各換流站中加入了基于d-q坐標系下二倍頻負序的PI控制器來抑制環(huán)流，二倍頻負序環(huán)流抑制原理框圖如圖4所示。

圖4　環(huán)流PI控制器Fig.4　Circulation PI controller

不同于兩端系統(tǒng)，多端直流輸電系統(tǒng)由于需要考慮各站之間的任務分配與功率協(xié)調，控制難度上較兩端系統(tǒng)有較大提升。對換流站采用直接電流控制策略，該方法也被稱為矢量控制，主要分為電流內環(huán)控制和電壓外環(huán)控制，具有快速的電流響應特性以及很好的內在限流能力，因此非常適合于高壓大功率場合的柔性直流輸電。其中，內環(huán)電流控制器用于實現(xiàn)換流器交流側電流波形和相位的直接控制，以快速的跟蹤參考電流。外環(huán)電壓控制器則是按照換流站的控制目標，根據(jù)控制量的性質可以選擇有功功率類控制器和無功功率類控制器。直接電流控制的設計思路來源于多端系統(tǒng)的d-q坐標下的數(shù)學模型，對換流站交流側運用基爾霍夫定律得到微分關系式后進行d-q變換，得到d軸、q軸參考值表達式為：

(1)

由式(1)可以對內環(huán)控制器進行設計，各換流站外環(huán)控制器的選擇已在圖2中標注，為了對三端系統(tǒng)的站間協(xié)調做出有效控制，在外環(huán)控制器中引入了單點直流電壓裕度控制策略，該控制策略無需上層通訊，協(xié)調迅速。綜合內外環(huán)控制器得到換流站控制器如圖5所示。

圖5　換流站控制器Fig.5 Controller structure of converters

直流雙極短路故障會使得故障電流可以直接流經(jīng)輸電線及MMC的內部器件并造成損壞。一般的保護措施啟動響應需要幾毫秒的時間，這種延遲會產(chǎn)生由電容放電引起的嚴重電流超調和母線電壓跌落問題。當子模塊閉鎖且電容電壓衰減到零時，故障電流僅包括來自電網(wǎng)的交流電流。因此對子模塊閉鎖前的等效電路建立數(shù)學模型，分析討論與電流峰值及上升時間有關的參數(shù)，可作為參數(shù)優(yōu)化設計的一個參考因素。閉鎖前直流短路電流及電容電壓在時域模型下表達式為[21]：

(2)

(3)

其中：Udc和I1為電容電壓和直流電流的初值；n為處于放電狀態(tài)的子模塊電容數(shù)；C/n為橋臂等效電容；L為橋臂電感；R為雜散電阻及輸電線電阻。

(4)

(5)

(6)

則故障相電流可以表示為

I=Iac+Ic。

(7)

而電流的上升時間為

(8)

式中Iac為每相的交流電壓。

由式(7)和式(8)可知，橋臂電感L，懸浮電容C以及子模塊數(shù)n均與峰值電流I及上升時間tr有關，因此需對此3個參數(shù)進行設計。在閉鎖后故障電流主要為交流電網(wǎng)注入的電流，此時所有的子模塊都可以等效成為續(xù)流二極管，使得子模塊內部的電流仍然較大，安全隱患仍未排除。閉鎖后換流站的等效電路如圖6所示，利用晶閘管較大的耐壓耐流特性保護續(xù)流二極管。但對于大型工程應用，極大的瞬時短路電流會對MMC的保護措施產(chǎn)生嚴重的威脅，所以在不影響系統(tǒng)運行效率及穩(wěn)定性的前提下對MMC的參數(shù)進行優(yōu)化就顯得尤為必要。

圖6　直流雙極短路故障時故障電流在子模塊內部回路Fig.6　Effect of freewheeling diodes during dc pole-to-pole fault

2　MMC-MTDC系統(tǒng)參數(shù)優(yōu)化設計

在設計橋臂電感與子模塊電容值時，除了需要考慮式(7)、式(8)外，還應當充分考慮系統(tǒng)穩(wěn)定性、經(jīng)濟性，對于橋臂電感還需考慮環(huán)流的影響。對短路故障情況，圖7所示為短路故障發(fā)生8 ms后短路電流對于不同電感和電容值時三維動態(tài)特性曲線圖，當子模塊電容值C增大時，電流超調值急劇上升，這與大容量電容可以儲存更多能量并在短路故障時釋放的物理規(guī)律一致。對于短路電流，實現(xiàn)對參數(shù)進行優(yōu)化的目標是為保證電流超調上升時間較長及超調峰值較低。一旦確定理想的超調峰值后，便可以定義MMC優(yōu)化的橋臂電感及子模塊懸浮電容的合理取值區(qū)間，結合環(huán)流要求及功率波動要求，得出一組電感、電容值的優(yōu)化組合。

圖7　8 ms時直流短路電流、橋臂電感及子模塊 電容的三維動態(tài)特性曲線圖Fig.7　3-D diagram of peak value of dc current during dc pole-to-pole fault versus SM capacitor,arm inductance

綜合考慮以上因素，本文選擇10 mH的橋臂電感值及2 400 μF的子模塊懸浮電容值進行仿真驗證。

3　直流故障的保護策略

圖8為一個三端系統(tǒng)中任一換流站基于旁路晶閘管及IGBT斷路器的復合保護策略。并聯(lián)型多端直流輸電系統(tǒng)，依賴穩(wěn)定的直流母線電壓維持各個換流站的平穩(wěn)運行，一旦直流母線電壓出現(xiàn)失控，各換流站將無法實現(xiàn)功率及電流穩(wěn)定繼而導致整個系統(tǒng)失控。通過對瞬時的母線電壓進行操作和經(jīng)故障許可程序的檢測，來決定系統(tǒng)3個工作狀態(tài)的轉換，如圖9所示。

圖8　基于旁路晶閘管及IGBT斷路器的保護策略Fig.8　Protection scheme of dc pole-to-pole fault with H-bridge modules and IGBT-CBs

圖9　直流故障保護策略的狀態(tài)轉換圖Fig.9　Switching state diagram of the proposed protection scheme

具體的保護策略和轉換條件如下所述：

1)從“正常運行狀態(tài)”轉換到“故障清除狀態(tài)”：將直流電壓Udc的實際值與預先設定的閾值電壓Ufault進行比較，判斷是否有直流短路故障發(fā)生，為了防止因為電網(wǎng)波動引起的誤判，使用了一個延時再確認，當兩次比較均顯示有故障發(fā)生時系統(tǒng)工作狀態(tài)進行切換。

2)從“故障清除狀態(tài)”轉換到“隔離與恢復運行狀態(tài)”：當故障電流降低到0左右，即低于預設的臨界電流Irecov時狀態(tài)轉換。

3)從“隔離與恢復運行狀態(tài)”轉換到“正常運行狀態(tài)”：當在IGBT斷路器的兩端都能檢測到直流電壓時，利用握手原則可以判斷此故障已清除，可視為暫時故障。

4)從“隔離與恢復運行狀態(tài)”轉換到“故障清除狀態(tài)”：當無法在IGBT斷路器的兩端都檢測到直流電壓時，利用握手原則可以判斷此故障為永久故障。

MMC子模塊中的IGBT及輸電線在幾毫秒內的過載電流的承受能力一般限制在大概2.5 pu。所以出于安全因素考慮在檢測到直流故障后就應迅速關閉子模塊中的IGBT并開啟旁路晶閘管，使其替代IGBT承受短路電流。同時關斷交流側的斷路器以切斷交流電網(wǎng)對短路電流超調量的貢獻。再將子模塊閉鎖，即消除子模塊的放電回路后，故障電流超調的現(xiàn)象得以抑制，之后進行余下系統(tǒng)的再運行，根據(jù)故障換流站是否為主站決定系統(tǒng)是否需要進行主站切換。

對于多端直流輸電系統(tǒng)來說，引入IGBT斷路器有利于采用“握手原則”的方法來實現(xiàn)故障的定位和隔離，將所有潛在斷路器打開后再根據(jù)能否檢測到斷路器兩端電壓的原則，將沒有發(fā)生故障的傳輸線上的斷路器閉合。由并聯(lián)型多端系統(tǒng)的拓撲特點，確認故障清除并重新閉合所有斷路器后，系統(tǒng)易于恢復正常工作狀態(tài)，整個恢復過程與系統(tǒng)增加一個子站情形類似。

4　仿真結果

為了驗證所設計的橋臂電感及子模塊電容值的合理有效性及直流故障保護策略的效果，利用電磁暫態(tài)仿真軟件PSCAD/EMTDC平臺搭建了仿真模型并對三端MMC-MTDC系統(tǒng)進行研究。MMC-MTDC系統(tǒng)的整體結構示意圖如圖2所示，每一站的具體形式如圖8所示。各換流站通過公共的直流母線并聯(lián)連接，IGBT直流斷路器設置在正負直流母線上用來隔離故障換流站。仿真模型參數(shù)如表1所示，仿真系統(tǒng)應用上文所述的MMC控制方法及保護策略。

表1　三端MMC-MTDC系統(tǒng)的仿真參數(shù)

為驗證參數(shù)設置合理性系統(tǒng)首先在正常模式下穩(wěn)態(tài)運行，各站輸出波形如圖10所示。

圖10　正常工作狀態(tài)下MMC-MTDC系統(tǒng)的仿真結果Fig.10　Simulation results of MMC-MTDC system during normal operation

圖10(a)、10(b)為穩(wěn)定的直流母線電壓和電流；三換流站各自的有功無功如圖10(c)所示，三端換流站無功均基本為0；三相交流電流ia，ib和ic如圖10(d)；子模塊電容電壓均值如圖10(e)，均壓后波動減少近50%，基本穩(wěn)定在2.25 kV的設定值。穩(wěn)態(tài)工作時母線電壓非常平穩(wěn)，各換流站功率穩(wěn)定，波形波動較低，說明參數(shù)設計合理有效。

由于并聯(lián)型多端系統(tǒng)的穩(wěn)定依賴于主站維系的穩(wěn)定的直流母線電壓，因此需要驗證故障結束后主站切換能力。采用基于旁路晶閘管和IGBT斷路器的保護策略后的直流雙極短路故障仿真結果如圖11所示。

圖11　采用保護策略時直流雙極短路的仿真結果Fig.11　Simulation results of MMC-HVDC during pole-to-pole dc fault with the proposed protection scheme and optimized parameters

設定換流站3在1.5 s時發(fā)生故障，故障后主要參數(shù)跌落至0，因此主要關注故障前主站換流站1與故障后主站換流站2在故障前后的參數(shù)變化。起動保護策略的閥值電壓Ufault設為0.95 pu，當電壓低于此值后子模塊閉鎖，系統(tǒng)開始進入故障處理狀態(tài)，如圖11(a)所示直流電壓開始迅速下跌，直流電流出現(xiàn)超調如圖11(b)所示，故障電流來自于交流電網(wǎng)。交流斷路器開啟后進入隔離處理流程。由于子模塊被閉鎖，此時子模塊電容電壓被穩(wěn)定在一個定值，待故障結束后再進行恢復，如圖11(c)。重啟后進行系統(tǒng)主站切換，此時換流站2作為系統(tǒng)主站，起到維持母線電壓的功能，換流站1為恒定有功功率，如圖11(d)所示。

5　結　論

本文首先回顧了目前應對直流輸電系統(tǒng)直流故障的措施，研究了三端直流輸電系統(tǒng)結構與控制策略，子模塊閉鎖前的數(shù)學模型，并探究了與故障電流的峰值及上升時間相關的變量參數(shù)，設計了一組滿足抑制電流超調及環(huán)流條件且符合經(jīng)濟原則的最優(yōu)橋臂電感值及子模塊電容值，并將握手原則引入了一種基于旁路晶閘管和IGBT斷路器的混合保護策略。

當故障清除后，開啟交流斷路器可以重新建立直流母線電壓，而閉合IGBT斷路器后可以重啟直流輸電系統(tǒng)的能量傳輸。在PSCAD/EMTDC仿真平臺上的研究結果驗證了保護策略的效果，提升了系統(tǒng)的直流故障穿越能力。

[1]FLOURENTZOU N,AGELIDIS V G,DEMETRIADES G D.VSC-based HVDC power transmission systems: an overview[J].IEEE Transactions on Power Electronics,2009,24(3): 592-602.

[2]ANDERSON B R,XU L,HORTON P J,et al.Topologies for VSC transmission[J].Power Engineering Journal,2002,16(3):142-150.

[3]SAEEDIFARD M,IRAVANI R.Dynamic performance of a modular multilevel back-to-back HVDC system[J].IEEE Transactions on Power Delivery,2010,25(4): 2903-2912.

[4]PENG Fangzheng.A generalized multilevel inverter topology with self-voltage balancing[J].IEEE Transactions on Industry Electronics,2001，37(3):611-618.

[5]XU Lie,VASSILIOS L X.VSC transmission system using flying capacitor multilevel converters and hybrid PWM control[J].IEEE Transactions on Power Delivery,2007,22(1): 693-702.

[6]AGAKI H,FUJITA H,YONETANI S,et al.A 6.6-kV transformerless STATCOM based on a five-level diode clamped PWM converter: system design and experimental of a 200-V 10kVA laboratory model[J].IEEE Transactions on Industry Applications,2008,44(2): 672-680.

[7]SAEEDIFARD M,IRAVANI R,POU J.A space vector modulation strategy for a back-to-back five-level HVDC converter system[J].IEEE Transactions on Industry Applications,2009,56(2): 452-466.

[8]HAGIWARA M,AKAGI H.Control and experiment ofpulsewidth-modulated modular multilevel converters[J].IEEE Transactions on Power Electronics,2009,24(7):1737-1746.

[9]吳國祥,孫繼國,吳國慶,等.大規(guī)模海上風電場多端直流網(wǎng)拓撲的優(yōu)化設計[J].電機與控制學報,2015,19(7): 95-100.

WU Guoxiang,SUN Jiguo,WU Guoqing,et al.Optimal topology design of multiterminal-HVDC for large offshore wind farms[J].Electric Machines and Control,2015,19(7):95-100.

[10]許烽,徐政,傅闖.多端直流輸電系統(tǒng)直流側故障的控制保護策略[J].電力系統(tǒng)自動化,2012,36(6): 74-78.

XU Feng,XU Zheng,FU Chuang.A control and protection scheme of multi-terminal DC power system for DC line fault[J].Automation of Electric Power Systems,2012,36(6): 74-78.

[11]CHEN X,ZHAO C,CAO C.Research on the fault characteristics of HVDC based on modular multilevel converter[C]// Proceedings of IEEE Electrical Power and Energy Conference,October 3-5,2011,Winnipeg,Canada.2011,6: 91-96.

[12]LI Xiaoqian,SONG Qiang,LIU Wenhua,et al.Protection of nonpermanent faults on dc overhead lines in MMC-based HVDC systems[J].IEEE Transactions on Power Delivery,2013,28(1): 483-490.

[13]FRANCK C M.HVDC circuit breakers: a review identifying future research needs[J].IEEE Transactions on Power Delivery,2011,26(2): 998-1007.

[14]武文,吳學智,荊龍,等.模塊化多電平變流器子模塊故障容錯控制策略[J].電網(wǎng)技術,2016,40(1):11-18．

WU Wen,WU Xuezhi,JING Long,et al.A fault-tolerated control strategy for sub-module faults of modular multilevel converters[J].Power System Technology,2016,40(1):11-18．

[15]管敏淵,徐政.模塊化多電平換流器子模塊故障特性和冗余保護[J].電力系統(tǒng)自動化,2011,35(16):94-98.

GUAN Minyuang,XU Zheng.Redundancy protection for sub-module faults in modular multilevel converter[J].Automation of Electric Power Systems,2011,35(16): 94-98.

[16]ADAM G P,AHMED K H,PINNEY S J,et al.New breed of network fault-tolerant voltage-source-converter HVDC transmission system[J].IEEE Transactions on Power System,2013,28(1): 335-346.

[17]TANG Lianxiang,OOI B T.Locating and isolating DC faults in multi-terminal DC systems[J].IEEE Transactions on Power Delivery,2007,22(3): 1877-1884.

[18]DENG Fujin,CHEN Zhe.Design of protective inductors for HVDC transmission line within dc grid offshore wind farms[J].IEEE Transactions on Power Delivery,2013,28(1): 75-83.

[19]趙成勇,許建中,李探.全橋型MMC-MTDC直流故障穿越能力分析[J].中國科學: 技術科學,2013,43(1): 106-114.

ZHAO Chengyong,XU Jianzhong,LI Tan.DC faults ride-through capability analysis of full-bridge MMC-MTDC system[J].Sci.China Tech.Sci.,2013,43(1): 106-114.

[20]NADERI R,RAHMATI A.Phase-shifted carrier PWM technique for general cascaded inverters[J].IEEE Transactions on Power Electronics,2008,23(3): 1257-1269.

[21]雷鳴,李耀華,葛瓊璇,等.MMC變流器模塊電壓波動對輸出電壓的影響[J].電機與控制學報,2014,18 (3): 25-33.LEI Ming,LI Yaohua,GE Qiongxuan,et al.Effects of the module voltage fluctuation on the output voltage of modular multilevel converter[J].Electric Machines and Control,2014,3(18):25-33.

(編輯：劉琳琳)

DC fault analysis and protection design in shunt modular multilevel based MTDC system

WU Jian，WANG Rui，ZHANG Cai-hong，XU Dian-guo

(Department of Electrical Engineering,Harbin Institute of Technology,Harbin 150001,China)

Modular multilevel converters (MMC) are suitable for the high voltage direct current (HVDC) transmission in multi-terminal DC systems.However,the accidental dc faults in the cable or overhead lines in multi-terminal DC system,could give rise to safety concerns on transmission lines and converter stations.In order to solve the problem,a hybrid protection scheme was proposed based on the three terminal voltage margin which controls the bypass thyristor and IGBT circuit breaker at DC side.The Mathematical model and fault mechanism of DC current overshoot before sub module locking was studied,and the parameters used for MMC were selected by analysing the dynamic characteristics in the rise time and the peak of DC short circuit current.In addition,the effectiveness of the control method and the protection strategy is verified by using the simulation software PSCAD/EMTDC,the results showing that the main station of the residual system is switched in time,and the permanent fault line can be isolated,so that the remaining lines continue to operate,and the system can be protected timely,so the stability of the system is improved.

modular multilevel converter; high voltage direct current transmission; DC fault; voltage margin control method

2014-09-29

國家自然科學基金(51407043)；臺達電力電子科教發(fā)展基金(DREM2014015)

武健(1979—)，男，博士，講師，研究方向為電網(wǎng)品質管理與多端直流輸電；

王蕊(1992—)，女，碩士，研究方向為多端直流輸電；

武健

10.15938/j.emc.2016.09.015

TN 911.22

A

1007-449X(2016)09-0103-07

張彩紅(1991—)，女，碩士，研究方向為多端直流輸電；

徐殿國(1960—)，男，博士，教授，研究方向為電力電子技術與電機控制技術。