适用于±500kV/3000MW柔性直流输电换流器的电路拓扑损耗特性研究

杨立敏, 李耀华, 王 平, 李子欣

(1. 中国科学院电力电子与电气驱动重点实验室， 中国科学院电工研究所，北京 100190；2. 中国科学院大学， 北京 100049)

适用于±500kV/3000MW柔性直流输电换流器的电路拓扑损耗特性研究

杨立敏1,2, 李耀华1,2, 王 平1, 李子欣1,2

(1. 中国科学院电力电子与电气驱动重点实验室， 中国科学院电工研究所，北京 100190；2. 中国科学院大学， 北京 100049)

电网异步互联和可再生能源装机容量增加的现实需求，推动柔性直流输电系统已经达到3000MW的级别。当前，受功率半导体器件发展水平所限，需要设计组合式模块化多电平换流器(MMC)拓扑实现柔性直流输电系统的扩容。但是，不同组合方式下系统参数设计以及所适用IGBT器件类型差异很大，这对多变量下的组合式换流器损耗特性研究提出了挑战。本文首先提出了一种单台MMC的损耗计算方法，然后推导了组合式MMC的损耗计算解析表达式。在此基础上，对比分析了采用4500V/1500A和4500V/3000A IGBT器件的情况下，四种适用于±500kV/3000MW柔性直流输电换流器的组合式MMC拓扑损耗特性。PSCAD/ EMTDC仿真结果表明，四种拓扑中并联式MMC拓扑的损耗最小，验证了损耗特性分析的正确性。

柔性直流输电； 模块化多电平换流器； 损耗； 主电路拓扑； 组合式换流器

1 引言

随着能源需求不断增加，大电网异步互联和可再生能源发电装机容量的不断提升，超大容量柔性直流输电(Voltage Source Converter based High Voltage and Direct Current, VSC-HVDC)技术已经成为必然的发展趋势。2001年，德国慕尼黑联邦国防大学学者Rainer Marquardt和Anton Lesnicar等学者在文献[1]中首次提出了模块化多电平换流器(Modular Multilevel Converter， MMC)拓扑。基于MMC的柔性直流输电技术，具有能避免大量开关器件直接串联，降低输出电压谐波含量，并有效降低开关器件的平均开关频率，降低系统损耗等优点[2]。在高压大功率直流输电场合MMC已经得到广泛应用，且容量已经达到了kMW的级别，例如西门子公司于2015年投运的法国到西班牙±320kV/1000MW×2基于MMC的柔性直流输电工程[3]，已于2016年9月投运的设计容量1000MW、直流母线电压±350 kV的中国云南鲁西异步联网柔性直流输电工程[4]。目前，在建最大容量的MMC已经达到了3000MW，如大西洋风电互联工程[5]和张北可再生能源柔性直流送出与消纳示范工程[6,7]。

基于MMC的超大容量柔性直流输电换流器作为未来柔性直流输电系统的核心装备，实现方式主要有三种：①选择容量大、耐压高的全控器件；②增加MMC桥臂的子模块数，提高直流电压等级；③使用MMC基本单元串并联的拓扑。受高压功率半导体开关器件发展水平所限，目前商用的IGBT开关器件最高耐压为4500V，通流能力仍然较小[8,9]。通过增加桥臂串联子模块个数来提高功率容量和电压等级，当电压等级较高时，往往需要使用大量的子模块串联，这将给换流器控制保护系统造成很大的负担，同时需要大容量的换流变压器[10]。在两电平变流器和传统的 LCC-HVDC(Line Commutated Converter based HVDC)中，通过采用换流器基本单元串并联提高系统的传输容量是一种常用的手段[11,12]。对于超大容量、高电压等级的柔性直流输电换流器，采用MMC基本单元串并联的拓扑，现已经成为了柔性直流输电领域的研究热点[10,13,14]。文献[10]采用MMC基本单元串联、并联拓扑实现换流器传输功率和电压等级的扩容，并指出MMC基本单元串联具有天然的均压特性，MMC基本单元并联具有天然的均流特性。文献[13]提出一种基于MMC的三极高压直流输电系统结构拓扑，用全桥MMC构成第三极，用半桥MMC串联构成第一、二级，提高系统的传输容量和过载能力。文献[14]研究了两个MMC并联的结构及其控制方法，提出了零序环流的消除方法。在3000MW的超大容量VSC-HVDC系统设计中，不同拓扑换流器的损耗大小是评估系统拓扑经济性以及热稳定性的重要依据。然而，目前能查阅到的文献鲜有关于多变量下适用于3000 MW超大容量组合式换流器损耗特性的分析。

针对额定功率3000MW，直流电压±500kV的柔性直流输电换流器的系统设计要求，本文设计了四种组合式换流器主电路拓扑。根据所用的最近电平逼近调制策略[15]和改进的降低开关频率的均压方法[16]，推导了四种组合式换流器的损耗解析表达式，并对其损耗特性进行分析。最后，利用PSCAD/EMTDC仿真平台，搭建上述四种组合式换流器主电路仿真算例，在不同工况下，对四种拓扑的损耗特性进行对比分析。

2 组合式换流器拓扑

MMC作为柔性直流输电的一种基本拓扑单元，主要由三相六桥臂组成，每个桥臂由N个半桥子模块以及桥臂电感L0串联而成。MMC子模块中包含两个IGBT(T1，T2)、两个反并联二极管(D1，D2)和一个模块电容C0，如图1所示。每个MMC基本单元的直流侧电压为UdcMMC，交流侧相电压为uvk，MMC上下桥臂电流为分别为iku和ikl，其中k=a, b, c；子模块额定电压为UsmN。

图1 MMC电路原理图Fig.1 Circuit diagram of MMC

图2 由单个MMC构成的换流器拓扑1示意图Fig.2 First type of VSC-HVDC converter topology with single MMC

图3 由两个MMC串联构成的换流器拓扑2示意图Fig.3 Second type of VSC-HVDC converter topology with two MMCs in serial

图4 由两个MMC并联构成的换流器拓扑3示意图Fig.4 Third type of VSC-HVDC converter topology with two MMCs in parallel

图5 由四个MMC串并联构成的换流器拓扑4示意图Fig.5 Fourth type of VSC-HVDC converter topology with four MMCs in serial parallel

本文通过选取ABB公司的5SNA-3000K 452300型3000A/4500V 的IGBT模块和东芝公司的ST1500GXH24型1500A/4500V的IGBT模块作为开关器件，分别设计了四种适用于±500kV/3000MW柔性直流输电换流器的主电路拓扑，分别如图2～图5所示。

图2所示的拓扑1由一台MMC构成。其主要特点为：①需要一台额定容量3000MV·A的高压换流变压器；②桥臂功率子模块数多，记其桥臂子模块数N为N0个；③桥臂电流大。因此该拓扑拟选用3000A/4500V的IGBT模块。

图3所示的拓扑2由两台MMC串联构成一个三极组合式换流器。其主要特点为：①系统供电可靠性高；②单台MMC直流电压低，UdcMMC=Udc；③需要两台额定容量1500MV·A的高压变压器；④桥臂功率子模块数少，N=0.5N0；⑤桥臂电流大。因此该拓扑同样拟选用3000A/4500V的IGBT模块。

图4所示的拓扑3由两台MMC并联而成。其主要特点为：①系统供电可靠性高；②单台MMC直流电压高，UdcMMC=2Udc；③需要两台额定容量1500MV·A高压变压器；④桥臂功率子模块数多N=N0；⑤桥臂电流小。因此该拓扑拟选用1500A /4500V的IGBT模块。

图5所示的拓扑4由四台MMC串并联而成。其主要特点为：①系统供电可靠性高；②单台MMC直流电压高，UdcMMC=Udc；③需要四台额定容量750MV·A高压变压器；④桥臂功率子模块数少，N=0.5N0；⑤桥臂电流小。因此该拓扑拟选用1500A/4500V的IGBT模块。

3 四种组合式换流器损耗特性

3.1 单台MMC损耗分析

MMC损耗主要为半导体开关器件的损耗，即IGBT通态损耗、二极管通态损耗、IGBT开关损耗以及二极管反向恢复损耗。通过曲线拟合器件手册提供的损耗曲线，IGBT和二极管的器件通态损耗PconT、PconD计算公式如式(1)所示，开关损耗Eon、Eoff、Erec计算公式如式(2)所示。

(1)

(2)

式中，k1～k4为IGBT和二极管导通特性曲线拟合参数；λ1～λ9为IGBT和二极管的开关损耗特性曲线拟合参数。

桥臂参考电压和桥臂电流是计算MMC损耗的两个重要变量。图6为A相上桥臂参考电压与桥臂电流波形。其中，t1、t3为桥臂电流过零点，t2、t4为参考电压的极值点。

图6 MMC产生开关损耗的区间划分示意图Fig.6 Periods of producing different switching losses in MMC

在不同的桥臂电流方向时，IGBT的通态损耗可以表示为：

(3)

(4)

(5)

MMC总通态损耗为：

(6)

式中，系数Ccon1、Ccon2和Ccon3为：

(7)

其中，P为MMC输出功率。

为了求解开关损耗，需要将桥臂参考电压和桥臂电流分成4个时间段，如图6所示。以S1段为例，IGBT和二极管的开关损耗可以表示为：

(8)

式中，Nban(常数)为均压策略引起的额外投切模块个数；Nin_new为当前控制周期Tc内需要投入的模块数；Nin_old为上一个控制周期投入的模块数。其他3段类似。从式(8)中可以看出，开关损耗可以分为由调制和均压分别引起的开关损耗Eban、EM。经过推导，其计算表达式如式(9)和式(10)所示：

(9)

(10)

(11)

式中，ρ=usmN/UIGBTN，usmN为MMC子模块额定电压，UIGBTN为IGBT模块的额定工作电压；系数CswTotal1、CswTotal2和CswTotal3分别为：

(12)

(13)

式中，S为MMC系统容量；ULL为MMC交流侧线电压；Im为桥臂电流交流分量幅值；I2m为二倍频谐波环流分量幅值；φ为功率因数角。

桥臂电流绝对值的平均值Iau_absAVE为：

(14)

因此，单台MMC的总损耗可以表示为：

(15)

3.2 组合式换流器损耗分析

在高压大功率柔性直流输电场合，换流器均运行于单位功率因数附近。同时，MMC实际运行过程中通常会消除二倍频谐波环流分量[17]。因此本文在假设系统运行于单位功率因数且不考虑二倍频谐波环流分量时，可将式(15)简化为：

(16)

式中，c1～c6为与IGBT模块损耗系数k1～k4、λ1～λ9有关的常系数，可由式(7)、式(12)～式(15)推导得到；PMMC为组合式变流器中单台MMC的输出功率。记本文所用3000A/4500V以及1500A/4500V的IGBT模块对应的损耗系数分别为kA1～kA4、λA1～λA9和kB1～kB4、λB1～λB9，其具体数值如表1所示。

表1 本文所用两款IGBT模块损耗计算系数Tab.1 Loss coefficients of two IGBT modules used in this paper

故不难得到其对应的MMC损耗计算系数cA1～cA6和cB1～cB6。由第2节分析可知，当系统输出功率为P时，拓扑1的损耗为：

(17)

拓扑2的损耗为：

(18)

拓扑3的损耗为：

(19)

拓扑4的损耗为：

(20)

由上述四种拓扑的组合式换流器损耗特性可知，IGBT模块的损耗特性以及单台MMC功率与直流电压的比值是影响组合式换流器的主要因素。对比分析四种组合式换流器损耗特性，不难得知，拓扑1的总损耗比拓扑2小；拓扑3的总损耗比拓扑4小；当所用两款IGBT模块的损耗参数相差不大，单台MMC功率与直流电压的比值是影响组合式换流器损耗特性的主导因素时，拓扑3的损耗最小。

4 仿真验证

为了验证四种适用于±500kV/3000MW的柔性直流输电换流器拓扑的损耗特性，本文搭建了四种组合式MMC拓扑的PSCAD/EMTDC损耗仿真模型，MMC电路结构如图1所示，主电路中MMC的组合方式如图2～图5所示。系统要求：每台MMC子模块电容电压纹波系数ε<8%，桥臂模块冗余度γ=6.4%，系统控制频率为10kHz。在此条件下四种换流器的系统参数如表2所示。损耗仿真模型采用文献[10]中所提仿真查表法，如图7所示，根据桥臂电流大小，查询IGBT器件手册中对应的损耗数据，计算IGBT和二极管的导通损耗、开关损耗以及总损耗。

表2 仿真与实验所用系统参数Tab.2 Parameters of MMC for simulation and experiment

图7 基于PSCAD/EMTDC的MMC损耗仿真查表计算法的原理图Fig.7 MMC loss calculation method based on table-look-up of IGBT module datasheet by using PSCAD/EMTDC

当组合式MMC整流输出额定3000MW有功功率，不考虑二倍频谐波环流分量时，四种换流器的损耗分布情况如图8所示。逆变运行时四种换流器的损耗分布情况如图9所示。可以看出，整流运行时，二极管通态损耗和IGBT开关损耗为主要损耗，约占总损耗的60%；逆变运行时，IGBT通态损耗和二极管反向恢复损耗为主要损耗，约占总损耗的65%。对比四种拓扑的损耗分布可知，拓扑1和2的通态损耗比拓扑3和4高约10%；拓扑2和4的开关损耗比拓扑1和3高约17%。

图8 额定功率整流时，四种不同拓扑组合式换流器的损耗对比图Fig.8 Histograms of converter main losses in four different topologies under rated power as a rectifier

图9 额定功率逆变时，四种不同拓扑组合式换流器的损耗对比图Fig.9 Histograms of converter main losses in four different topologies under rated power as an inverter

图10分别对比了在额定功率单位功率因数整流和逆变运行时，四种组合式换流器的效率。可以看出，四种换流器在整流时的效率比逆变时高，且拓扑1和拓扑2在两种工况下效率差别更明显。四种换流器中，拓扑3两台MMC并联式组合换流器的效率最高，拓扑2两台MMC串联式组合换流器的效率最低。

图10 额定功率整流逆变时，四种不同拓扑组合式换流器的效率对比图Fig.10 Histograms of converter efficiency in four different topologies under rated power as a rectifier and an inverter

图11 视在功率3000MV·A、不同功率因数角时，四种不同拓扑柔性直流输电换流器的损耗曲线Fig.11 Curves of converters’ loss and power factor angle in four different topologies under rated 3000MV·A

5 结论

超大容量柔性直流输电换流器对半导体开关器件的通流能力和电压等级提出了新的要求，半导体开关器件技术的发展水平很大程度上限制了单台MMC的容量，因此，需要使用组合式MMC才能实现系统的扩容。换流器损耗是超大容量VSC-HVDC系统设计和经济性评估的关键指标。针对±500kV/3000MW柔性直流输电换流器，本文分析了四种适用的换流器主电路拓扑的损耗特性，并通过搭建PSCAD/EMTDC损耗仿真计算模型进行验证，得到如下结论：

(1)在相同的系统运行工况下，不同拓扑的组合换流器损耗特性主要取决于各台换流器的功率与直流电压之比以及所用IGBT器件的损耗特性。

(2)采用本文所用两款IGBT模块设计的组合式换流器，当系统额定功率整流和逆变运行时，并联和串并联的组合式换流器的通态损耗明显小于单台和串联的组合式换流器；单台和并联的组合式换流器的开关损耗明显小于串联和串并联的组合式换流器；当系统处于额定容量不同功率因数的工况时，两台并联(拓扑3)组合式换流器的损耗最小，比损耗最大的两台串联(拓扑2)组合式换流器低约11%。

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Research on loss characteristics of topologies for ±500kV/3000MW VSC-HVDC converters

YANG Li-min1,2, LI Yao-hua1,2, WANG Ping1, LI Zi-xin1,2

(1. Key Laboratory of Power Electronics and Electric Drive, Institute of Electrical Engineering, Chinese Academy of Sciences, Beijing 100190, China; 2. University of Chinese Academy of Sciences, Beijing 100049, China)

With the increasing demand of asynchronous power grid interconnection and renewable energy exploration, the capacity of the voltage source converter based high-voltage direct current (VSC-HVDC) transmission systems has reached the rating of 3000MW. Because of the limitations of the current power semiconductor technology, it is necessary for the combined modular multilevel converter (MMC) topologies to realize the large capacity VSC-HVDC system. However, the differences of the system parameters and IGBT modules impose great challenge on the analysis of the loss characteristics for different combined MMC topologies. The loss calculation method for the single MMC was proposed in this paper firstly; then the analytical expression of the combined MMC loss was derived. According to that, the loss characteristics of four combined MMC topologies for the ±500kV/3000MW VSC-HVDC system were analyzed based on the 4500V/1500A and 4500V/3000A IGBT modules. PSCAD/ EMTDC simulation results verify the correctness of the loss characteristics and show that the loss of the combined MMC in parallel is the smallest.

VSC-HVDC; modular multilevel converter; loss; topology of the main circuit; combined converter

2016-11-10

国家高技术研究发展计划(863计划)项目(2015AA050102)

杨立敏(1991-)， 男， 山西籍， 博士研究生， 研究方向为高压大功率电力电子变流器； 李耀华(1966-)， 男， 河南籍， 研究员， 博导， 研究方向为电力电子与电机驱动。

TM72

A

1003-3076(2017)06-0001-08