模塊化多電平換流器直流雙極短路故障耐受能力研究

朱銘煉， 姜田貴， 歐陽有鵬，謝曄源

(南京南瑞繼保電氣有限公司，江蘇 南京 211102)

0　引言

目前，模塊化多電平換流器(modular multilevel converter，MMC)技術已經成功應用于上海南匯直流輸電示范工程、浙江舟山多端柔性直流輸電示范工程、廣東南澳多端柔性直流輸電示范工程、廈門柔性直流輸電科技示范工程等多個柔性直流輸電工程中[1-3]。世界上第一個基于MMC技術的統一潮流控制器UPFC(unified power flow controller，UPFC)工程也在南京西環網220 kV UPFC工程中成功應用，提升了區域供電能力[4]，而2018年底正式投運的蘇南500 kV UPFC工程則是世界上電壓等級最高、容量最大的UPFC工程，將在世界范圍內首次實現500 kV電網潮流的靈活、精準控制[5-6]。

直流雙極短路故障是MMC最具嚴重后果的故障之一，針對MMC的直流雙極短路故障耐受能力開展研究，對MMC系統電氣設計和保護設計具有重要的實用工程價值。從國內外研究現狀來看，現有文獻著重于MMC雙極短路故障電流的暫態分析[7-10]，而對MMC在雙極短路故障過程中的耐受能力分析均未見涉及。

本文對MMC直流雙極短路故障耐受能力進行研究，首先對MMC閉鎖后的故障回路進行理論分析并建立電路模型，給出核心器件所承受的故障電流分配計算方法；其次利用制造商提供的器件參數對器件故障期間的損耗進行計算，并給出瞬時結溫計算方法，校核直流雙極短路故障耐受能力；然后應用MATLAB搭建仿真模型并通過背靠背試驗系統對核心器件的故障電流分配及結溫計算方法進行了驗證。仿真和試驗結果表明，本文所提分析和計算方法準確可行，為實際工程中MMC直流雙極短路故障耐受能力的校核和器件選型提供了理論基礎。

1　MMC工作原理

1.1　MMC基本結構

圖1(a)所示為蘇南UPFC工程所采用的三相MMC主電路拓撲結構示意圖，換流器包含6個橋臂，每個橋臂由n個相同的半橋型子模塊(SM)及一個換流電抗器串聯組成。子模塊的結構如圖1(b)所示，由2個絕緣柵雙極型晶體管(IGBT)T1和T2、2個反向并聯二極管D1和D2、子模塊電容C、保護晶閘管SCR、旁路開關K以及均壓電阻R組成。子模塊的保護晶閘管SCR用于故障時分擔流經二極管D2的暫態電流，而旁路開關K用于子模塊故障時的快速切除。

圖1　MMC基本結構Fig.1　Basic structure of MMC

MMC橋臂中的每個子模塊均為獨立控制，每個相單元中上、下兩個橋臂的電壓和等于直流母線電壓，在任意時刻相單元中投入的子模塊總數為固定值n，從而維持直流電壓的恒定。

1.2　MMC直流雙極短路故障機制

在直流側發生雙極短路故障時，MMC承受的故障電流是交流短路電流和子模塊電容放電電流的疊加：一部分是交流系統通過子模塊的二極管D2向短路點注入短路電流，形成三相短路，電流通路如圖2中虛線所示；另一部分是MMC中投入的子模塊通過上管IGBT T1放電，放電回路如圖2中點劃線所示[11]。

圖2　直流雙極短路時的故障電流回路Fig.2　Path of short-circuit current at the fault of pole-to-pole situation

當MMC的控制保護系統在故障發生幾毫秒后檢測到系統故障時，MMC立即閉鎖，子模塊的電容停止放電，但是交流系統注入回路依然存在，直到交流系統的進線斷路器成功分閘。

2　直流雙極短路故障耐受能力分析

2.1　雙極短路故障閉鎖后的電流回路

MMC閉鎖后，由于IGBT反并聯二極管D2為不控器件，無法進行關斷，而與D2并聯的保護晶閘管的通態電阻小于二極管D2的通態電阻，故在系統發生直流側短路故障后，觸發導通與D2并聯連接的保護晶閘管，可以對流過二極管D2的故障電流進行分流，從而實現保護D2的作用。因此，研究MMC直流雙極短路故障耐受能力，首先對二極管和保護晶閘管的電流分配關系進行分析。

以單相為例，MMC閉鎖后的等效電路如圖3所示。MMC閉鎖后承受的故障電流為交流系統饋入電流(圖3中虛線)和子模塊電容放電回路中電感電流續流(圖中點劃線)兩個回路構成。

圖3　MMC閉鎖后單相電流回路Fig.3　Single phase circuit of MMC after blocking the converter

圖中：usa表示交流電源相電壓；Zeq交流電源與MMC之間的等效阻抗；Zqb是MMC單個橋臂的等效阻抗；Dup是上橋臂中所有子模塊的下部二極管D2；Ddown是下橋臂中所有子模塊的下部二極管D2。

保護晶閘管投入后，流過MMC中子模塊的故障電流回路如圖4所示。

圖4　MMC閉鎖后子模塊的故障電流回路Fig.4　Single phase circuit of sub-module after blocking the converter

2.2　器件電流分配

MMC閉鎖后流經換流閥的雙極短路故障電流為：

(1)

式中：iup為換流閥閉鎖后的雙極短路故障瞬時電流；Is為交流系統饋入電流的幅值；Ic為MMC閉鎖時刻子模塊電容放電回路的瞬時電流值，即電感電流續流回路的電流初始值；ωn為工頻角頻率；φ為MMC閉鎖時刻交流系統饋入電流的初相角；τ為電感電流續流回路的時間常數；td為MMC閉鎖后交流系統進線斷路器的分閘時間。

MMC閉鎖后流經換流閥的雙極短路故障電流波形如圖5所示。

圖5　MMC閉鎖后的故障電流波形Fig.5　Current of MMC after blocking the converter

從二極管和保護晶閘管的數據規格書中可以獲取特定條件下器件的通態壓降V-I特性曲線，二極管和保護晶閘管可以用串聯的通態電壓偏置、通態電阻以及理想開關來代替[12-15]，采用下述線性擬合并提取二極管和保護晶閘管的V-I特性參數。

(2)

式中：vD,vSCR分別為二極管和保護晶閘管導通期間的通態電壓；iD,iSCR分別為二極管和保護晶閘管導通期間流過的電流；rD,rSCR分別為二極管和保護晶閘管的通態電阻；VD0,VSCR0分別為二極管和保護晶閘管的通態電壓偏置。

MMC閉鎖后，子模塊中的二極管和保護晶閘管并聯共同承受雙極短路故障電流，計算可得二極管和保護晶閘管所承受的電流分別為：

(3)

2.3　二極管和晶閘管的瞬時損耗

二極管和保護晶閘管在MMC閉鎖后的損耗主要來自于故障電流通流過程中的通態損耗，其正向截止損耗、開通/關斷損耗可以忽略不計，綜合式(2)，可得二極管和保護晶閘管的瞬時損耗為：

(4)

2.4　二極管和晶閘管的雙極短路故障耐受能力校核

二極管和保護晶閘管所承受的雙極短路故障電流為暫態短路電流，電流峰值可至數十千安，該短路電流產生的損耗積累為熱量使二極管和晶閘管內部硅片溫度急劇上升[16-17]。針對暫態溫升計算，二極管和晶閘管技術手冊中均給出了器件暫態溫升曲線，以晶閘管為例，其暫態熱阻抗曲線如圖6所示。

圖6　晶閘管暫態熱阻抗曲線Fig.6　Transient thermal impedance of thyristor

器件數據規格書中給出的暫態熱阻抗表示為：

(5)

可得到二極管和保護晶閘管的結溫計算方法如下：

(6)

式中：Tj_D和Tj_SCR分別為二極管和保護晶閘管的結溫；PD和PSCR分別為二極管和保護晶閘管的損耗；Zth(j-c)_D和Zth(j-c)_SCR分別為二極管和晶閘管的暫態熱阻抗(內部芯片到基板)；Tc_D和Tc_SCR為MMC閉鎖時刻二極管和晶閘管的外殼溫度。

校核計算得到的二極管和晶閘管結溫是否超過半導體的本征溫度極限250 ℃，如果任一結溫超過本征溫度，則MMC無法耐受直流雙極短路故障。

3　仿真與試驗驗證

3.1　建模與仿真驗證

本節以ABB HiPakTMIGBT模塊5SNA 1￣5￣0￣0￣E￣-3￣3￣0￣305及晶閘管5STP 28L4200為例進行MMC直流雙極短路故障耐受能力計算及仿真說明。使用曲線擬合技術，得到下表所示擬合結果(器件技術手冊中對應結溫125 ℃曲線得到的數據)。

表1　器件通態壓降與導通電阻Tab. 1　On-state voltage drop andresistance of thyristor and diode

利用MATLAB/Simulink軟件，搭建了MMC閉鎖后的子模塊故障電流回路仿真模型，驗證本文所述MMC雙極短路的二極管和晶閘管器件電流分配算法的正確性。在該模型中，設置MMC閉鎖時刻橋臂電流峰值為15 kA，其中交流系統饋入電流幅值為7 kA，子模塊電容放電電流值為8 kA，設置交流系統進線斷路器的分閘時間為100 ms。

圖7給出了MMC閉鎖后200 ms內的故障總電流、二極管電流、保護晶閘管電流波形的計算波形和仿真波形，計算波形和仿真波形基本吻合，說明本文所提的雙極短路器件電流分配計算方法是可行的。

圖7　MMC閉鎖后的器件計算電流和仿真電流Fig.7　Short-circuit current of diode and thyristor by calculation and simulation after blocking the converter

依據式(6)所述結溫計算方法，搭建二極管和保護晶閘管的福斯特網絡結溫仿真模型，驗證二極管和保護晶閘管在MMC雙極短路閉鎖后承受故障電流時的結溫是否安全。設二極管和保護晶閘管外殼初始溫度分別為95 ℃和80 ℃，圖8是根據式(6)所仿真得到的二極管和保護晶閘管承受雙極短路故障電流時的結溫情況，根據仿真結果可知，二極管和保護晶閘管最高結溫分別為101 ℃和123 ℃，兩者結溫均安全且有足夠的安全裕量，說明MMC能夠耐受此雙極短路故障電流。

圖8　結溫仿真結果Fig.8　Simulation results of junction temperature

3.2　試驗驗證

為了驗證文中所提出的MMC直流雙極短路故障耐受能力計算方法的正確性，在兩端MMC背靠背試驗系統中進行了直流側雙極短路試驗驗證，試驗系統直流電壓±10 kV，額定容量30 MV·A，二極管以及保護晶閘管為整體封裝結構，內部結溫無法進行實測，所以試驗時測量MMC雙極短路故障總電流及保護晶閘管的電流，試驗波形如下圖所示。

圖9　試驗波形Fig.9　Test waveforms

試驗波形中第一個波頭處故障總電流為15.0 kA，保護晶閘管電流為13.9 kA，該電流點處的保護晶閘管分流理論計算值為13.2 kA，二極管分流為1.8 kA，理論計算值與試驗實測值基本一致，可見，本文所提MMC雙極短路的二極管和晶閘管器件電流分配算法是可行的。

利用文中所提出的MMC雙極短路的二極管和晶閘管器件電流分配算法得到的結果與實際試驗結果存在微小差異，原因在于：一方面本文采用通態電壓偏置、通態電阻進行保護晶閘管及二極管的V-I特性擬合，存在一定的誤差；另一方面，考慮實際MMC內二極管和保護晶閘管在工作時，其真實結溫小于125 ℃，而本文計算參數中假定的是結溫等于125 ℃的情況，計算結果必然存在影響。考慮計算結果與仿真及試驗結果差距不大，所以本文所提MMC直流雙極短路故障耐受能力校核方法具有較高的工程價值。

4　結語

為了快速有效地進行模塊化多電平換流器直流雙極短路故障耐受能力校核，本文給出了MMC閉鎖后的故障電流回路，并給出了二極管和保護晶閘管的電流分配及結溫計算方法。仿真和試驗結果表明，所提模塊化多電平換流器直流雙極短路故障耐受能力校核方法準確有效，對校核模塊化多電平換流器在實際工程中的直流雙極短路故障耐受能力以及器件選型具有重要的理論指導意義。

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