增强型柔性逆阻模块化多电平换流器的故障阻断特性分析

电 工 技 术 学 报

TRANSACTIONS OF CHINA ELECTROTECHNICAL SOCIETY

Vol.34 No. 12

Jun. 2019

DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.L80488

增强型柔性逆阻模块化多电平换流器的

故障阻断特性分析

杨晓峰 李泽杰 薛 尧 陈博伟

（北京交通大学电气工程学院 北京 100044）

摘要 鉴于传统半桥型模块化多电平换流器（HBSM-MMC）无法阻断直流故障电流的不足，通过对半桥子模块进行改造并增加桥臂阻尼模块（BDM），提出一种增强型柔性逆阻MMC（EFRB-MMC）拓扑，就其故障阻断特性展开详细研究。首先，分析EFRB-MMC的工作原理和故障阻断机理，推导故障电流和钳位电压解析式；然后，在故障阻断时间和器件电气应力研究基础上，进一步提出EFRB-MMC的关键参数设计原则；最后，仿真结果证明上述理论的有效性。

关键词：模块化多电平换流器 故障阻断 增强型 柔性逆阻子模块 桥臂阻尼模块 中图分类号：TM46

Fault Blocking Performance Analysis of

Enhanced Flexible Reverse Blocking Multilevel Modular Converter

Yang Xiaofeng Li Zejie Xue Yao Chen Bowei

（School of Electrical Engineering Beijing Jiaotong University Beijing 100044 China） Abstract The traditional half-bridge sub-module based modular multilevel converter (HBSM-MMC) cannot block the DC fault current effectively. Thus an enhanced flexible reverse blocking MMC topology (EFRB-MMC) is proposed by improving the HBSMs and adding the bridge damping modules (BDMs). This paper focuses on its fault blocking performance analysis. Both operation principle and fault current limiting mechanism analysis of EFRB-MMC are carried out firstly, and the analytical formula of fault current and clamp voltage are further derived in detail. Moreover, based on the analysis of fault blocking time and device electrical stress, the design principles of key parameters of EFRB-MMC are further proposed. Finally, the simulation results show the effectiveness of the proposed topology.

Keywords：Modular multilevel converter, fault blocking, enhanced, flexible reverse blocking sub-module, bridge damping module

迅速成为高压直流（High Voltage Direct Current, HVDC）输电领域的研究热点[1-5]。目前，国内外众多公司已对MMC-HVDC工程进行了成功的应用和推广[6-9]。然而，系统可靠性和经济性仍然是制约MMC-HVDC大规模推广的关键点。

在MMC-HVDC系统实际运行中，线路发生故障在所难免，而直流双极短路故障则是线路故障中最为严重的类型之一。直流双极短路故障发生时，

0 引言

模块化多电平换流器（Multilevel Modular Converter, MMC）因其具备高度模块化、功率损耗低、输出波形质量高以及易于实现冗余设计等优势，

国家重点研发计划（2016YFE0131700）和中央高校基本科研业务费专项资金（2017JBZ101）资助项目。 收稿日期 2018-06-28 改稿日期 2018-10-23

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整流站和逆变站间的功率传输将快速终止，桥臂电流和直流母线电流在短时间内迅速增大，两侧交流系统近似发生三相短路故障，从而对整个输电系统造成严重危害[10-11]。目前，针对此类故障的清除方法主要有直流断路器法、交流断路器法以及换流器自清除法。高压大容量直流断路器受成本和可靠性限制，商业推广较为困难。同时，通过断开交流断路器来清除直流短路故障的方法存在动作速度慢、系统恢复时间长等缺点[12-14]。因此，利用MMC- HVDC系统内部开关器件快速开通和闭合来消除故障是一种行之有效的方法。

已建成投运的MMC-HVDC输电工程中大多采用半桥子模块（Half-Bridge Sub-Module, HBSM），但HBSM不具备故障电流阻断能力[15-16]。目前，具有直流故障阻断能力的子模块主要有全桥子模块（Full-Bridge Sub-Module, FBSM）和钳位型双子模块（Clamp-Double Sub-Module, CDSM）。FBSM具有故障电流双向阻断能力，但其器件成本较高[17]。CDSM在单位电平所需器件数量上相比FBSM虽占有优势，但其结构存在耦合，控制较为复杂[18-19]。另外，文献[20]所提的二极管钳位型子模块（Diode- Clamp Sub-Module, DCSM）采用了两个电容器，增加了系统体积和成本。文献[12,21]分别提出串联双子模块（Series-Connected-Double Sub-Module，SCDSM）和二极管钳位型双子模块（Diode-Clamp- Double Sub-Module, DCDSM），它们虽具有较佳的输出效率和直流故障阻断能力，但设计和控制较为复杂，不易于工业推广。此外，文献[22]提出一种基于逆阻型器件的新型半桥子模块，使MMC具备了故障电流的双向阻断能力。而文献[23]则在传统HBSM-MMC中引入阻尼电阻以增强故障电流的抑制效果，具有一定借鉴意义。

本文通过对传统半桥子模块进行改造并增加桥臂阻尼模块（Bridge Damping Modules, BDM），提出一种增强型柔性逆阻MMC（Enhanced Flexible Reverse Blocking MMC, EFRB-MMC）拓扑。本文在分析其故障阻断机理的基础上，重点研究了EFRB- MMC关键参数对其故障阻断特性和新增器件电气应力的影响，然后提出关键器件参数的设计原则，并对所提理论开展了详细仿真研究。

1 EFRB-MMC拓扑及工作原理

1.1 EFRB-MMC拓扑

三相EFRB-MMC拓扑如图1所示，其由六个

桥臂组成，每个桥臂包含n个柔性逆阻子模块（Flexible Reverse Blocking Sub-Module, FRBSM）、一个桥臂阻尼模块（BDM）和一个桥臂电感La，上、下两个桥臂组成一个相单元。其中，Udc为直流母线电压，idc为直流母线电流，上下桥臂电流用iPj、iNj表示，网侧电压及电流分别用usj和isj表示，其中相数j=a, b, c。

图1 EFRB-MMC拓扑 Fig.1 The topology of EFRB-MMC

桥臂阻尼模块BDM由一个开关管VTL和其反并联二极管VDL以及一个阻尼电阻RL共同组成。 1.2 FRBSM拓扑及工作原理

典型的半桥子模块拓扑结构如图2a所示。系统正常工作时，通过开关管VT1、VT2的交替导通，HBSM可以获得0、+uC两种输出电平。而当直流侧发生短路故障时，交流系统会通过续流二极管VD2向故障点提供故障电流。因此，HBSM不具备故障电流的阻断能力。

针对上述问题，本文提出了如图2b所示的FRBSM拓扑结构。其在HBSM的基础上增加了一个开关管VT3及其反并联二极管VD3，以及一个由吸收电容CS、二极管VDS串联而成的吸收支路。正

（a）HBSM （b）FRBSM

图2 子模块拓扑 Fig.2 Topology of sub-module

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常工作时，VT3一直导通，同时二极管VDS一直被反向偏置，使得桥臂电流不会流经VDS、CS组成的吸收支路。

因此，FRBSM的正常工作原理与传统HBSM类似，通过控制VT1、VT2的通断可使FRBSM输出0、+uC两种电平。直流侧发生短路故障时，通过闭锁所有的开关管（VT1～VT3）即可实现故障电流阻断，系统闭锁时FRBSM的电流路径如图3所示。

（a）ism＞0 （b）ism＜0

图3 系统闭锁后FRBSM的电流路径 Fig.3 Current path of FRBSM after blocking

1.3 EFRB-MMC工作原理

系统正常工作时，BDM内的开关管VTL一直导通，即阻尼电阻RL一直处于被旁路的状态，不会产生额外的损耗。当直流侧发生短路故障时，VTL与子模块内的开关管一同闭锁，此时RL被投入到故障电流路径中，将故障电流限制到较低水平。换流器内开关管的开关状态见表1。其中，Uclamp为吸收电容CS两端的故障钳位电压。

表1 EFRB-MMC的开关状态 Tab.1 Switching states of EFRB-MMC

系统状态 状态

iSM VT1 VT2 VT3 VTL 输出电压

充电

＞0 1 0 1 1 uC 正常运行 放电

＜0 1 0 1 1 uC 切除 — 0 1 1 1 0 闭锁

＞0

0 0 0 0

u故障

C

闭锁

＜0

0 0 0 0 Uclamp

注：VT1、VT2、VT3和VTL对应的开关状态中，“1”表示开通；

“0”表示关断。

2 EFRB-MMC故障阻断机理

HVDC输电系统直流侧故障主要有双极短路故障、单极接地故障和断线故障，其中直流双极短路故障造成的后果最为严重。如无特殊说明，本文接下来以直流双极短路故障为例对EFRB-MMC的故障暂态过程开展如下理论分析。

直流双极短路故障的暂态过程可分为子模块电容放电阶段和系统闭锁阶段两个阶段。

（1）子模块电容放电阶段。该阶段对应于从直流双极短路故障发生到系统闭锁这段时间，包含传感器延时、测量单元采样以及阀控系统动作时间等。本文定义ΔT1为系统因直流短路故障发生而采取闭锁动作的延时时间。基于不同子模块拓扑的MMC在该阶段的直流短路故障特性无明显差异。目前已有不少文献对此阶段的故障特性做了较为详细的分析[15,17]，本文不再赘述。

（2）系统闭锁阶段。该阶段对应于从EFRB- MMC系统闭锁到直流侧故障电流降为零这段时间（本文定义为ΔT2），接下来重点讨论该阶段的阻断机理。

2.1 系统闭锁阶段的故障阻断机理

系统闭锁后，EFRB-MMC桥臂电感将和交流源一起向直流短路故障点馈入故障能量。因此，系统闭锁阶段的直流侧故障电流由桥臂电感续流电流和交流源馈入电流两部分构成。当交流侧线电压大于对应相桥臂中全部CS提供的阻断电压时，交流源就会向故障点馈入故障电流。由于本文所提拓扑中吸收电容CS取值较小，一般远小于子模块电容值。故而CS可在非常短的时间内建立较高阻断电压，使系统获得较强的交流源阻断能力。因此，在后续理论分析中为了简化故障电流解析结果，可认为在系统闭锁阶段直流侧故障电流不含交流源馈入电流，仅为桥臂电感的续流电流。

由以上简化分析可知，系统闭锁阶段的故障电流回路及其等效电路如图4所示。图4中，CS/n为上桥臂（或下桥臂）的等值吸收电容，Ra为桥臂等值电阻，La为桥臂电感，Lk和Rk分别为线路分布电感和电阻，Rf为短路点电阻。

（a）故障电流回路 （b）等效电路

图4 系统闭锁阶段故障电流回路及其等效电路 Fig.4 Fault current loop and equivalent circuit after

system blocking

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等效电路中的等值参数满足

⎧⎪L2eq=3La+Lk⎪

⎪

⎨C3 ⎪eq=2nCS

（1） ⎪⎪⎩

R2

eq=3(Ra+RL)+Rk+Rf由图4可知，系统闭锁后的故障电流等效电路为初始状态已知的RLC二阶电路，且满足

LeqCd2ueq

CS+Rdu

dt2

eqCeqCSdt

+uCS=0 （2）

设系统闭锁阶段瞬间为初始零时刻，其初始状态满足

⎧⎨

if(0+)=if(0−)=Idc0

⎩u （3） CS(0+

)=uCS(0−)=0式中，Idc0为故障回路电流初始值。

当系统未投入阻尼电阻时，有Req≪ 2Leq/Ceq；当系统投入阻尼电阻时，Req增大。但

考虑到RL过大时开关管VTL两端耐压值会非常大， 因此在RL的合理取值范围内，

仍有Req＜2Leq/Ceq。则直流侧故障电流和等值吸收电容电压的解析式为

iωf=−

Idc00

e

−t

τωsin(ωt−ϕ) （4）

t

uCS

=2nIdc0−τ3ωCesin(ωt) （5） S

式中，τ 为系统闭锁阶段故障等效电路时间常数；ω为振荡电路角频率；ω0为电路固有角频率；ϕ 为故障电流初相角，其具体取值如下

⎧⎪

τ =2Leq⎪Req⎪

⎪1⎪ω0=⎪

LeqCeq⎨

⎪

1−⎛2 （6） ⎜Req⎞⎪ω =⎪

LeqC⎟eq⎜⎝2Leq⎟⎠⎪⎪

⎪ϕ=arcsin1−Req2Ceq⎩

4Leq由此可知，系统闭锁后故障电流将为吸收电容充电以建立反电动势，从而实现故障电流快速衰减。

2.2 故障阻断时间分析

由式（4）可得故障阻断时间，即系统闭锁阶段的持续时间ΔT2为

arcsin1−Req2CeqΔTϕLeq2=

=4ω （7）

1⎛Req⎞2L−⎜⎟eqCeq⎜⎝2Leq⎟⎠由此可得ΔT2与CS和RL的关系，故障阻断时间分析如图5所示。可以看出故障阻断时间ΔT2主要受CS影响，并且随着CS的减小而减小。其原因为CS值越小，其建立反电动势的速度越快，故障电流衰减的速度也就越快。与此同时，ΔT2也会受到BDM中RL的影响，RL值越大，其对系统闭锁后故障电流进一步上升的抑制效果越明显，故障阻断时间也就越短。

图5 故障阻断时间分析 Fig.5 Analysis of fault blocking time

由以上分析可知，CS越小，RL越大，则故障阻断时间ΔT2越小。假设系统对直流故障隔离动作时限要求的上限值为tmax，则根据式（7）有

ΔTϕarcsin

ωω2=

0

ω=ω （8）

因为0＜ωω0＜1，则有

arcsin

ωπωω≤⋅ （9）0

2ω 02C4teq≤max

π2⋅L （10）

eq

式（10）可作为吸收电容CS的选值上限，以满足故障隔离动作时限的要求。

2.3 新增功率开关器件的电气应力分析

功率开关器件的电气应力主要包括电流应力和

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电压应力。EFRB-MMC系统闭锁时吸收电容CS需要从零电压开始建立反电动势，不会像FBSM-MMC在系统闭锁时立即拥有一定的反电动势。但当CS取值较小、同时系统投入了阻值合适的阻尼电阻RL时，闭锁后故障电流的发展会得到较大程度的抑制。此时可认为：对于本文所提拓扑，其在系统闭锁阶段的电流应力即为子模块电容放电阶段的电流应力。该电流应力值取决于系统参数、直流短路故障发生点距换流器的距离以及系统因故障发生而执行闭锁动作的延时时间等。

对于子模块电容放电阶段的电压应力，VT1～VT3承受的最大电压均为子模块电容电压，VTL一直处于导通状态。对于系统闭锁阶段，由式（5）可得VT3承受的电压应力（即CS电压应力）为

ϕu=ICS_max

dc0−tanϕ3ωe （11） 0CS

由此可得VT3承受的电压应力与CS和RL的关系如图6a所示。可以看出，VT3电压应力主要与CS值有关，CS越小，VT3电压应力越大。若VT3耐受电压上限为Umax_T3，则CS取值应满足

（a）CS和RL对VT3电压应力的影响

（b）CS和RL对VTL电压应力的影响

图6 器件电气应力分析 Fig.6 Analysis of voltage stress

uCS_max≤Umax_T3 （12）

因此，式（12）可作为吸收电容CS的选值下限，以满足VT3耐受电压上限的要求。

VTL的电压应力（即RL电压应力）为桥臂故障电流峰值与RL乘积。

考虑到桥臂故障电流峰值不便求解，本文采用直流侧故障电流峰值作为桥臂故障电流峰值的极端情况来求解VTL的电压应力，即

2ϕuRL_max=RLIdc0e

−tanϕ （13）

由此可得VTL承受的电压应力与CS和RL的关系如图6b所示。可以看出，VTL电压应力主要与RL值有关，RL越大则VTL电压应力越大。若VTL耐受电压上限为Umax_TL，则RL的取值应满足

uRL_max≤Umax_TL （14）

式（14）可作为阻尼电阻RL的选值上限，以满足VTL耐受电压上限的要求。此外，由图5可知RL值对阻断时间的影响程度较小，因此RL只需在满足其选值上限的条件下选取一个较大值，以进一步降低VT3电压应力和直流侧故障电流峰值。

3 仿真证明和分析

3.1 仿真模型

为证明本文所提EFRB-MMC的直流短路故障阻断性能，在Matlab/Simulink中搭建了三相EFRB- MMC仿真模型。仿真系统采用数字控制方式，其电气参数见表2。

表2 基于EFRB-MMC模型仿真参数 Tab.2 Simulation parameters of EFRB-MMC

参 数 数 值 系统额定功率/MW 12 交流额定电压/kV 10 直流母线电压/kV 20 子模块电容电压/kV 2.5 桥臂额定电感值/mH 20 子模块电容值/mF 5.6 直流线路电阻/(Ω/km) 0.015 直流线路电感/(mH/km)

0.1

3.2 故障阻断特性的证明

系统中提供故障阻断电压的吸收电容CS= 170μF，BDM中的阻尼电阻RL=20Ω。假设在0.3s时刻，系统的直流侧发生双极短路故障，故障点电阻为5mΩ，故障发生点距离换流器之间的电缆总长

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度为10km，故障发生0.4ms后系统闭锁所有IGBT的触发脉冲。由此可得FRBSM相应参数的仿真结果，FRBSM的仿真波形如图7所示。

（a）吸收电容CS端电压

（b）子模块电容电压（a相）

（c）VT1电压应力

（d）VT2电压应力

（e）VT3电压应力

图7 FRBSM的仿真波形

Fig.7 Simulation waveforms of FRBSM

吸收电容CS端电压如图7a所示，当系统因直流双极短路故障而进入闭锁阶段后，桥臂故障电流对吸收电容CS进行充电，此时CS两端电压迅速上升以建立阻断故障电流的反电动势。图7b显示了a相子模块电容电压的变化情况。系统正常工作时，

子模块电容电压在额定值附近周期性波动；在系统因直流短路故障闭锁时，子模块电容放电过程停止，其电容值将维持在故障前的值附近，这为系统在发生暂时性故障后的快速再起动创造了有利条件。由图7c、图7d可知，在系统闭锁后VT1、VT2的电压应力均在合理范围内。系统闭锁瞬间，VT3会承受和吸收电容CS一样的电压峰值，如图7e所示。

依据上述仿真参数，仿真对比CDSM-MMC、FBSM-MMC和EFRB-MMC三类模型在相同功率等级和系统参数下公共直流侧电压电流特性，直流侧仿真波形如图8所示。

（a）直流母线电压

（b）直流母线电流

图8 直流侧仿真波形

Fig.8 Simulation waveforms of DC-side

图8a表明直流侧发生双极短路故障时，系统直流母线电压迅速降低为零。此时，由于三相故障电

流叠加导致系统直流侧电流迅速增加，三类模型直流侧电流波形如图8b所示。随着系统开关管的触发脉冲被闭锁，因吸收电容充电故障，回路反电动势将迅速建立，导致故障电流迅速反向并减小到零。当故障电流衰减至零以后，故障点受交流馈能影响会发生电弧复燃现象，该现象的强弱与CS取值相关。通过减小CS值并相应地增大RL值可以有效减

弱交流馈能现象，但会造成与RL并联的VTL电压应力增大，使成本增加，因此工程中需根据实际情况折中考虑。

此外，由图8b可知，与FBSM-MMC和CDSM- MMC相比，EFRB-MMC的直流侧故障阻断时间更短，进一步降低了直流侧双极短路故障对系统运行的影响。

同时，依据上述仿真参数，EFRB-MMC系统交流侧的仿真波形如图9所示。

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（a）交流侧电压

（b）交流侧电流

图9 EFRB-MMC系统交流侧仿真波形

Fig.9 Simulation waveforms of AC-side of EFRB-MMC

由图9b可知，故障发生后，由于系统中所有的开关管被及时闭锁，交流侧的电流迅速降低为零，交流系统不再向故障点馈入电流。同时交流侧电压并未受到明显影响，如图9a所示。由此可见，本文提出的EFRB-MMC能够在较短时间内有效地切除直流侧双极短路故障。

3.3 关键参数对故障阻断能力的影响验证

为验证吸收电容CS和阻尼电阻RL对直流侧故障阻断能力的影响，本文设计了相应的仿真算例：投入RL=5Ω的阻尼电阻，将CS/CSM的取值从5%逐渐减小至1%，观察CS对故障阻断能力的影响，如图10a所示。将CS/CSM取值固定为5%，将RL取值逐渐增加至15Ω，观察RL对故障阻断能力的影响，如图10b所示。

由图10可知，系统故障阻断时间主要受CS影响，CS越小则阻断时间越小；此外，阻尼电阻RL的增大也减小了故障阻断时间，但其影响程度较小。该仿真结果与图5所示的理论计算一致。

由图10b可知，系统闭锁阶段的故障电流峰值主要受阻尼电阻RL影响，RL的增大使其对故障电流在系统闭锁后进一步发展有了更强的抑制效果。因此，这也印证了当CS取值较小、系统投入合适的

（a）吸收电容CS对故障阻断能力的影响

（b）阻尼电阻RL对故障阻断能力的影响

图10 关键参数对故障阻断能力的影响 Fig.10 Fault blocking capability comparison among

different parameters

阻尼电阻RL时，系统闭锁后故障电流会得到较大程度的抑制，与前述理论分析结果一致。 3.4 关键参数对新增器件电气应力的影响验证

当系统投入5Ω的阻尼电阻时，CS取值对其端电压的影响如图11a所示；当CS/CSM=2%时，RL取值对CS电压的影响如图11b所示。

由图11a和图11b可知，CS两端电压主要受CS

值的影响，并且随着CS的减小，其两端电压增大。此外RL的增大会降低CS两端电压，但影响程度较小。该仿真结果证明了理论计算的正确性。

当子模块中CS/CSM=2%时，RL取值对其端电压的影响如图11c所示；当系统投入5Ω的阻尼电阻

（a）吸收电容CS对其端电压的影响

（b）阻尼电阻RL对CS端电压的影响

（c）阻尼电阻RL对其端电压的影响

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（d）吸收电容CS对RL端电压的影响

图11 关键参数对电压应力的影响

Fig.11 The relations of voltage stress and parameters

时，CS取值对RL电压的影响如图11d所示。由此可知，阻尼电阻RL两端电压主要受RL的影响，并且随着RL的增大，

其两端电压值将相应增大。此外，CS的增大也会使RL两端电压增大，但其影响程度相比RL对阻尼电阻两端电压的影响较小。这与图6b的理论计算结果一致。

4 结论

本文提出一种具有直流短路故障阻断能力的EFRB-MMC拓扑，开展了详细的故障阻断特性分析。通过深入的理论分析和仿真证明，得出以下结论：

1）系统吸收电容两端电压随着CS的减小而增大，阻尼电阻两端电压随着RL的增大而增大。

2）EFRB-MMC系统吸收电容越小则阻断时间越短，阻尼电阻的引入有效地增强了故障电流的抑制效果。

3）EFRB-MMC能够在较短时间内有效切除直流侧短路故障，具有良好的工业应用前景。

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作者简介

杨晓峰 男，1980年生，副教授，博士生导师，研究方向为多电平变换器技术、柔性直流输电技术、电力电子技术在轨道交通中的应用。

E-mail: xfyang@bjtu.edu.cn（通信作者）

李泽杰 男，1995年生，硕士，研究方向为多电平变换器技术、储能技术在能源互联网中的应用。 E-mail: zejieli@bjtu.edu.cn

（编辑 陈 诚）