半桥和全桥子模块混合型换流器的充电策略

丁久东, 卢　宇, 董云龙, 李海英, 田　杰

(南京南瑞继保电气有限公司, 江苏省南京市 211102)

0　引言

柔性直流输电是基于电压源型换流器和脉宽调制技术进行的直流输电[1-7],很适合应用于可再生能源并网、分布式发电并网、孤岛供电、城市电网供电、异步交流电网互联等领域[8-14]。模块化多电平换流器(modular multilevel converter,MMC)因其具有模块化设计、开关频率低、谐波性能好等优点而成为当前柔性直流工程的首选方案。目前已投入运行的基于MMC方案的柔性直流工程均采用基于半桥子模块的模块化多电平换流器(half bridge sub-module based modular multilevel converter,HB-MMC)方案[15-17]。当换流器直流侧发生短路故障,交流电源、半桥子模块中的反并联二极管及短路故障点将形成短路回路[18],由于现阶段高压直流断路器技术及制造工艺尚不成熟,因此需要通过分断交流断路器来切断故障回路并等待故障电流自然衰减到0后才能重新启动。该方案恢复供电的延时较长,降低了供电可靠性。

为了使得换流器具有直流故障清除能力,国内外学者提出了诸多新型拓扑。其中基于全桥子模块的模块化多电平换流器(full bridge sub-module based modular multilevel converter,FB-MMC)开关器件较多,开关器件利用率不高,运行损耗大。文献[19]提出的基于半桥和全桥子模块的混合型模块化多电平换流器(HBFB-MMC)方案兼具HB-MMC和FB-MMC的优点,具有广阔的应用前景。

目前针对HBFB-MMC的研究主要集中在直流故障穿越控制策略和稳态控制策略[20-21],关于其子模块电容充电过程的研究较为少见。由于充电过程是系统正常运行的前提和基础,因此有必要对 HBFB-MMC的充电策略进行研究。

在高压场景下,子模块的工作需要依赖于自取能电源,在充电的初始阶段子模块电容电压等于0或者较低,自取能电源无法启动,全控型器件闭锁,因此任何换流阀都需要经历不控充电这个阶段,采取合理的充电策略使得所有子模块自取能的成功是换流阀运行的前提。在常规的HB-MMC和FB-MMC中,同一个换流器的所有子模块类型一致,不控充电电压大致相等,HB-MMC中子模块不控充电的电压大约为额定电压的70%[21],FB-MMC中子模块不控充电电压大约为额定电压的35%。在设计子模块自取能电源时,其启动电压必定小于子模块的不控充电电压,考虑一定的安全裕度,子模块自取能电源的启动电压一般取额定电压的25%。HBFB-MMC包含两种子模块类型,其不控充电阶段的充电模态与常规的HB-MMC和FB-MMC差别较大,目前尚未发现关于其不控充电过程的报导。本文从理论上对HBFB-MMC方案的不控充电阶段的充电模态和充电电压进行了分析,证明了不控充电阶段半桥子模块充电电压较低,其自取能电源无法取能成功,提出了三段式充电策略并理论分析其可行性,最后通过仿真验证了三段式充电策略的可行性。

1　不控充电模式分析

子模块混合型换流器如图1所示,每个换流器包含6个桥臂,每个桥臂包含相互串联的Nh个半桥子模块(HB-SM)、Nf个全桥子模块(FB-SM)和一个电抗器[19]。换流器交流侧通过充电电阻及其旁路开关、进线开关与交流电网相连,如附录A图A1所示。为保证该换流器具有直流故障清除能力,要求半桥子模块的数量小于全桥子模块的数量[20]。

图1　子模块混合型换流器Fig.1　Hybrid sub-module converter

不控充电时所有半桥子模块和全桥子模块闭锁,6个桥臂轮流充电,这里以A相上桥臂和B相上桥臂的充电过程为例进行分析,其充电回路如附录A图A2所示。

交流线电压对A相上桥臂的Nf个全桥子模块、B相上桥臂的Nh个半桥子模块和Nf个全桥子模块进行充电,稳态时半桥子模块平均电压Uh_avg_uc、全桥子模块平均电压Uf_avg_uc与交流线电压峰值Ulp的关系如下:

(1)

以此类推,可以得到三相上桥臂电流、半桥子模块和全桥子模块的充电电流,如附录A图A3所示,图中：iAU为A相上桥臂电流;iBU为B相上桥臂电流;iCU为C相上桥臂电流;iAUH为A相上桥臂半桥子模块充电电流;iAUF为A相上桥臂全桥子模块充电电流。

子模块的电压为:

(2)

式中:U为子模块电压;U0为子模块初始电压;C为子模块电容值;i为子模块充电电流。

从附录A图A3可以看出,全桥子模块的充电时间长,是半桥子模块的2倍,短时间的不控充电过程可以不考虑子模块内部放电电阻和自取能电源的放电效应,假设所有子模块初始电压等于0,半桥子模块的电容值等于全桥子模块的电容值,因此不控充电时全桥子模块的平均电压理论上是半桥子模块平均电压的2倍。即

Uf_avg_uc=2Uh_avg_uc

(3)

额定电压运行时,柔性直流换流器交流输出电压由子模块电压逆变而来,交流相电压峰值Upp的2倍与直流额定电压Udc之间的比值等于额定调制比M,M的典型值取0.85。

(4)

额定直流电压Udc等于Nh个半桥子模块和Nf个全桥子模块额定电压之和,半桥子模块的额定电压等于全桥子模块的额定电压,记为Uc_rate。

Udc=(Nh+Nf)Uc_rate

(5)

综上，当不控充电时,半桥子模块平均电压、全桥子模块平均电压、子模块额定电压与半桥子模块数量、全桥子模块数量之间的关系。即

(6)

记x=Nh/Nf,yuc=Uh_avg_uc/Uc_rate,zuc=Uf_avg_uc/Uc_rate,可得到yuc,zuc与x的二维图,如图2所示。当x较小,即半桥子模块数量较少时,半桥子模块的平均电压较低。

图2　不控充电模式电压与子模块数量比关系曲线Fig.2　Relationship curve of voltage and number ratio of sub-modules on uncontrolled charging mode

而在高压场景下,子模块的工作需要依赖于自取能电源,一般情况下自取能电源的启动电压不能过低,一般不低于额定电压的25%,这样在交流不控充电阶段半桥子模块自取能不成功,半桥子模块不受控,无法直接解锁运行。因此需要设计一种子模块混合型换流器的充电方法来使得半桥子模块在不受控阶段可以抬升半桥子模块电压,从而提高子模块自取能电源的启动工作点,降低子模块自取能电源的设计难度。

2　充电策略

2.1　充电流程

定义半桥子模块开通Q2且关断Q1的状态为半桥子模块旁路状态;全桥子模块开通Q2,Q4且关断Q1,Q3或者开通Q1,Q3且关断Q2,Q4为全桥子模块旁路状态;全桥子模块开通Q4且关断Q1,Q2和Q3为全桥子模块半闭锁状态。

充电流程如附录A图A4所示,具体可以分解为以下5步。

步骤1:执行不控充电过程。

步骤2:全桥子模块自取能电源可靠取能后执行半控充电模式1。

步骤3:当半桥子模块平均电压大于等于全桥子模块平均电压的K倍时,执行半控充电模式2。

步骤4:充电电流小于设定值后闭合充电电阻旁路开关。

步骤5:执行全控充电过程或者解锁运行。

在半控充电模式1时,所有全桥子模块旁路,所有半桥子模块闭锁;在半控充电模式2时,所有全桥子模块半闭锁,所有半桥子模块闭锁。

上述步骤2中全桥子模块自取能电源可靠取能的标志为全桥子模块电压大于等于自取能电源启动电压并保留一定的安全裕度,该安全裕度要大于半控充电模式1阶段因取能电源工作和子模块放电电阻导致的全桥子模块电压降落;步骤3中的K一般取为1。

2.2　半控充电模式1

在半控充电模式1时,所有全桥子模块旁路,所有半桥子模块闭锁。6个桥臂轮流充电。这里以A相上桥臂和B相上桥臂的充电过程为例进行分析,其充电回路如附录A图A5所示。

交流线电压对B相上桥臂的Nh个半桥子模块进行充电,稳态时半桥子模块平均电压Uh_avg_hc1与Ulp的关系如下:

(7)

可以得到:

(8)

短时间的半控充电模式1可以不考虑子模块内部放电电阻和自取能电源的放电效应,在半控充电模式1时,全桥子模块平均电压Uf_avg_hc1等于不控充电模式时全桥子模块平均电压Uf_avg_uc。

记yhc1=Uh_avg_hc1/Uc_rate,zhc1=Uf_avg_hc1/Uc_rate,可得到yhc1,zhc1与x的二维图,如图3所示。

图3　半控充电模式1电压与子模块数量比关系曲线Fig.3　Relationship curve of voltage and number ratio of submodules on half controlled charging mode 1

对比Uh_avg_hc1和Uf_avg_hc1,可知,当x小于4时,Uh_avg_hc1大于Uf_avg_hc1,即半控充电模式1可以将半桥子模块电压抬高到与全桥子模块平均电压相等;当二者相等时,半控充电模式1完成,立即进入半控充电模式2,防止半桥子模块过压。

2.3　半控充电模式2

在半控充电模式2时,所有全桥子模块半闭锁,所有半桥子模块闭锁。当x小于4时,半控充电模式2的初始电压状态为半桥子模块平均电压等于全桥子模块平均电压。

6个桥臂轮流充电,这里以A相上桥臂和B相上桥臂的充电过程为例进行分析,其充电回路如附录A图A6所示。

交流线电压对B相上桥臂的Nh个半桥子模块和Nf个全桥子模块进行充电,半桥子模块的充电回路与全桥子模块一致,因此稳态时半桥子模块平均电压Uh_avg_hc2、全桥子模块平均电压Uf_avg_hc2相等,二者与Ulp的关系如下:

(9)

可以得到:

(10)

记zhc2=Uf_avg_hc2/Uc_rate,可得到zhc1,zhc2与x的二维曲线,如图4所示。

图4　半控充电模式2电压与子模块数量比关系曲线Fig.4　Relationship curve of voltage and number ratio of submodules on half controlled charging mode 2

3　仿真系统建立与验证

3.1　仿真系统建立

基于EMTDC软件建立了仿真系统,每个桥臂半桥子模块数目和全桥子模块数目都等于12,额定调制比等于0.85,额定交流电压(线电压有效值)等于10 kV,额定直流电压等于19.2 kV,子模块额定电压等于800 V,换流器容量等于10 MVA,充电电阻阻值等于25 Ω,子模块电容值等于7 mF,桥臂电感值等于10 mH。

3.2　仿真结果与分析

基于上述仿真系统,开展子模块混合型换流器的充电策略仿真,得到充电波形如图5所示。

图5　子模块混合型换流器充电波形Fig.5　Simulating charging waves of sub-module hybrid converter

0.1 s时闭合交流进线开关,开始不控充电,两种子模块的平均电压缓慢上升,进入稳态后半桥子模块平均电压大约等于221 V(标幺值为0.276),全桥子模块平均电压大约等于475 V(标幺值为0.594),图2中当x等于1即半桥子模块数量等于全桥子模块数量时,半桥子模块的平均电压大约等于0.294(标幺值),全桥子模块的平均电压大约等于0.589(标幺值),不控充电阶段的仿真结果与理论分析吻合。

0.4 s时开始半控充电模式1,所有全桥子模块旁路,半桥子模块的平均电压快速上升,全桥子模块的平均电压不变,半桥子模块平均电压上升至全桥子模快平均电压时半控充电模式1完成,开始半控充电模式2。在半控充电模式2时,所有全桥子模块半闭锁,两种子模块的平均电压再次缓慢上升,进入稳态后两种子模块平均电压相等,大约等于581 V(标幺值为0.733)。图4中当x等于1即半桥子模块数量等于全桥子模块数量时,两者的平均电压相等,大约等于0.736(标幺值),半控充电阶段的仿真结果与理论分析吻合。

0.8 s时合充电电阻旁路开关,两种子模块电压几乎没有变化,都可靠取能,可以开展下一步的全控充电或者解锁。

4　结语

本文介绍了半桥和全桥子模块混合型模块化多电平换流器在不控充电阶段的充电模态和充电电压,不控充电阶段半桥子模块电压大约等于全桥子模块电压的一半,半桥子模块存在自取能不成功的问题。为了解决该问题,提出了三段式充电策略,将充电过程分为不控充电、半控充电模式1和半控充电模式2这三个阶段。分析了半控充电模式1和模式2的充电模态和充电电压,通过半控充电模式1可以迅速将半桥子模块电压抬升至全桥子模块电压,使得半桥子模块和全桥子模块自取能成功。通过半控充电模式2可以防止半桥子模块发生过压故障并且进一步抬升半桥和全桥子模块电压,为下一步的全控充电或者解锁运行做好了准备工作。本文提出的充电策略在半控充电完成后所有子模块都没有采取均压措施,也没有进一步地将子模块电压抬升至额定,后续可以在半控充电后增加全控充电过程,使得所有子模块电压均衡同时将子模块电压抬升至额定,避免解锁运行前子模块电压发散,也可以降低解锁冲击。另外，本文提出的充电策略只是在离线仿真平台上得到了验证,后续可以在实际换流阀和阀控系统上进行更全面的验证。

附录见本刊网络版(http://www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx)。

[1] 徐政,陈海荣.电压源换流器型直流输电技术综述[J].高电压技术,2007,33(1):1-9.

XU Zheng, CHEN Hairong. Review and application of VSC HVDC[J]. High Voltage Engineering, 2007, 33(1): 1-9.

[2] 李庚银,吕鹏飞,李广凯,等.轻型高压直流输电技术的发展与展望[J].电力系统自动化,2003,27(4):77-81.

LI Gengyin, LÜ Pengfei, LI Guangkai, et al. Development and prospects for HVDC light[J]. Automation of Electric Power Systems, 2003, 27(4): 77-81.

[3] OOI B T, WANG Xiao. Voltage angle lock loop control of the boost type PWM converter for HVDC application[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 1990, 5(2): 229-235.

[4] 陈海荣,徐政.适用于VSC-MTDC系统的直流电压控制策略[J].电力系统自动化,2006,30(19):28-33.

CHEN Hairong, XU Zheng. A novel DC voltage control strategy for VSC based multi-terminal HVDC system[J]. Automation of Electric Power Systems, 2006, 30(19):28-33.

[5] XU L, ANDERSEN B R, CARTWRIGHT P. Multilevel-converter-based VSC transmission operating under fault AC conditions[J]. IEE Proceedings: Generation, Transmission and Distribution, 2005, 152(2): 185-193.

[6] BAHRMAN M P, JOHANSSON J G, NILSSON B A, et al. Voltage source converter transmission technologies-the right fit for the application[C]// IEEE Power Engineering Society General Meeting: Vol 3, 2003, Toronto, Canada: 1840-1847.

[7] 李斌,何佳伟,冯亚东,等.多端柔性直流电网保护关键技术[J].电力系统自动化,2016,40(21):2-12.DOI:10.7500/AEPS20160601011.

LI Bin, HE Jiawei, FENG Yadong, et al. Key techniques for protection of multi terminal flexible DC grid[J]. Automation of Electric Power Systems, 2016, 40(21): 2-12. DOI: 10.7500/AEPS20160601011.

[8] 潘武略,徐政,张静.基于电压源换流器的高压直流输电系统混合调制方式[J].电力系统自动化,2008,32(5):54-58.

PAN Wulue, XU Zheng, ZHANG Jing. A hybrid modulation method for VSC type high voltage direct current system[J]. Automation of Electric Power Systems, 2008, 32(5): 54-58.

[9] 陈海荣,徐政.向无源网络供电的VSC-HVDC系统的控制器设计[J].中国电机工程学报,2006,26(23):42-48.

CHEN Hairong, XU Zheng. Control design for VSC-HVDC supplying passive network[J]. Proceedings of the CSEE, 2006, 26(23): 42-48.

[10] 丁久东,田杰,刘奎,等.柔性直流输电对交流系统负序方向元件影响分析[J].电力系统自动化,2017,41(12):113-117.DOI:10.7500/AEPS20160711004.

DING Jiudong, TIAN Jie, LIU Kui, et al. Impact of VSC-HVDC on negative directional component in alternating current system[J]. Automation of Electric Power Systems, 2017, 41(12): 113-117. DOI: 10.7500/AEPS20160711004.

[11] TEMESGEN M, HAILESELASSIE, KJETIL U. Impact of DC line voltage drops on power flow of MTDC using droop control[J]. IEEE Transactions on Power Systems, 2012, 27(3): 1441-1449.

[12] KALLE I, ANTONIOS A, STAFFAN N, et al. Steady-state analysis of interaction between harmonic components of arm and line quantities of modular multilevel converters[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2012, 27(1): 57-68.

[13] 管敏渊,徐政.MMC型VSC-HVDC系统电容电压的优化平衡控制[J].中国电机工程学报,2011,31(12):9-14.

GUAN Minyuan, XU Zheng. Optimized capacitor voltage balancing control for modular multilevel converter based VSC-HVDC system[J]. Proceedings of the CSEE, 2011, 31(12): 9-14.

[14] TU Q, XU Z. Impact of sampling frequency on harmonic distortion for modular multilevel converter[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2011, 26(1): 298-306.

[15] 董云龙,包海龙,田杰,等.柔性直流输电控制及保护系统[J].电力系统自动化,2011,35(19):89-92.

DONG Yunlong, BAO Hailong, TIAN Jie, et al. Control and protection system for VSC-HVDC[J]. Automation of Electric Power Systems, 2011, 35(19): 89-92.

[16] 胡兆庆,田杰,董云龙,等.模块化多电平柔性直流输电系统网侧故障控制策略及验证[J].电力系统自动化,2013,37(15):71-75.

HU Zhaoqing, TIAN Jie, DONG Yunlong, et al. A control strategy for modular multilevel converter based HVDC flexible system under system faults and its verification[J]. Automation of Electric Power Systems, 2013, 37(15): 71-75.

[17] 董云龙,凌卫家,田杰,等.舟山多端柔性直流输电控制保护系统[J].电力自动化设备,2016,36(7):169-174.

DONG Yunlong, LING Weijia, TIAN Jie, et al. Control & protection system for Zhoushan multi-terminal VSC-HVDC[J]. Electric Power Automation Equipment, 2016, 36(7): 169-174.

[18] YANG Jin, FLETCHER J E, REILLY J. Short-circuit and ground fault analyses and location in VSC-based DC network cables[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2012, 59(10): 3827-3837.

[19] SIEMENS AKTIENGESELLSCHAFT. Method for eliminating a fault on a high-voltage DC line, system for transmitting an electric current via a high-voltage DC line, and converter: WO2012103936A1[P]. 2012-08-09.

[20] 李少华,王秀丽,李泰,等.混合式MMC及其直流故障穿越策略优化[J].中国电机工程学报,2016,36(7):1849-1858.

LI Shaohua, WANG Xiuli, LI Tai, et al. Optimal design for hybrid MMC and its DC fault ride-through strategy[J]. Proceedings of the CSEE, 2016, 36(7): 1849-1858.

[21] 孔明,邱宇峰,贺之渊,等.模块化多电平式柔性直流输电换流器的预充电控制策略[J].电网技术,2011,35(11):67-73.

KONG Ming, QIU Yufeng, HE Zhiyuan, et al. Pre-charging control strategies of modular multilevel converter for VSC-HVDC[J]. Power System Technology, 2011, 35(11): 67-73.

丁久东(1985—),男,通信作者,硕士,工程师,主要研究方向:超高压直流输电及柔性直流输电。E-mail： dingjd@nrec.com

卢宇(1979—),男,硕士,高级工程师,主要研究方向:超高压直流输电及柔性直流输电。

董云龙(1977—),男,硕士,高级工程师,主要研究方向:超高压直流输电及柔性直流输电。