可控电压源型柔性直流输电换流器拓扑综述周敏，张劲松，刘宇思中国能源建设集团广东省电力设计研究院摘要：为分析不同可控电压源型柔性直流输电换流器拓扑结构的技术特点，围绕模块化多电平换流器(Modular Multilevel Converter，MMC)，建立了基于几种可控电压源型换流器拓扑的柔性直流输电系统电磁暂态模型，结合PSCAD/EMTDC 的数字仿真结果，验证了所提出的换流器拓扑结构及其输电方案的可行性。
关键词：柔性直流输电可控电压源型换流器模块化多电平换流器1引言柔性直流输电技术是高压大功率电力电子应用领域的制高点，该技术在新能源接入（特别是近海风电接入）、向无源电网供电（如海岛供电，海上钻井平台）、异步电网互联、城市配网等诸多领域有着广阔的应用前景，因此吸引了学术界和工业界越来越多的关注。
国内外投入的十几个柔性直流输电工程也都取得了不错的成效，其中绝大部分工程的换流器采用两电平或三电平拓扑结构。
IEC/TR 62543技术报告[1]将电压源型柔性直流输电换流器拓扑分为两种：开关型（“switch” type）拓扑和可控电压源型（“controllable voltage source” type ）拓扑。
开关型拓扑，即目前绝大多数工程采用的两电平或三电平拓扑，其明显特点为直流储能电容器组并接于直流侧，运行时换流桥臂中电流不连续；而以MMC为代表的可控电压源型拓扑的储能电容器分布在换流桥臂的子模块中，运行时换流桥臂中有连续电流流过。
两类拓扑各自的优势在相关文献中已有较详细的总结[2-7]。
较晚出现的可控电压源型拓扑以其诸多优势，成为未来柔性直流输电换流器拓扑的发展趋势，这从目前国内外最新投运的工程（2010年的美国 Trans Bay Cable工程、2011年的上海南汇工程）和在建的工程（如大连跨海工程、舟山5端工程、南澳风电场接入3端工程、德国Borwin2工程）中可见一斑。
2MMC换流器基本结构2002年，德国学者R. Marquart 和A. Lesnicar 最早提出了MMC拓扑结构的概念[2]，该拓扑奠定可控电压源型换流器的基础，之后有学者和公司相继提出了许多拓扑，基本结构和运行原理都跟MMC 很类似。
MMC的建模、控制、调制、器件参数选择在文献中有详细论述[2-7] ，MMC的拓扑结构如图1所示。
在图1中，Vsbc为换流器接入的交流系统，为获得合适的直流电压利用率，换流器一般通过连接变压器T与交流系统相接。
SM*（*为1~n）为可控电压源换流器子模块（Submodule），最先提出的MMC 子模块半桥拓扑如图2（a）所示，目前国内外最新投运的可控电压源型换流器柔性直流输电工程均使用MMC拓扑，该拓扑已经在工业界取得了较高的认可度。
3其他可控电压源型换流器子模块结构尽管MMC换流器较开关型换流器在损耗、谐波、模块化程度上有着显著优势，但该技术本身还带有固定的技术局限性，如仍然不具备直流故障清除能力、在高压大容量应用领域模块数会急剧增大造成控制系统的高复杂性。
针对MMC拓扑的不足，工业界和学术界提出了许多方案[8-10]，最主要的区别在于与图2（a）所示子模块内不同的拓扑结构。
（１）ABB公司级联型两电平换流器结构如图2（b）所示，是ABB提出的级联型两电平的子模块，其核心思路：（1）使用压接式的具有短路失效模式（Short Circuit Failure Mode，SCFM）的IGBT以提高子模块可靠性、简化子模块硬件设计。
IGBT的短路失效模式和串联均压技术仅为ABB等少数公司掌握，是两电平、三电平换流器工程必不可少的，因此2010年之前的开关型换流器柔性直流输电工程几乎被ABB公司垄断。
当子模块电力电子开关（IGBT或其反并联二极管）发生故障，故障时释放的能量将使开关内金属小板迅速被融化，并与硅片形成稳定的的合金，保证故障器件仍维持可靠的导通状态，等价于被导线短路，故障后子模块总输出电压不变，各个串联的IGBT承受电压有所上升。
ABB的实测数据表明，损坏后的IGBT仍能够通过SCFM模式维持运行一年，故障器件可以等到下一次维护期满时再更换，提高了整个设备的可靠性。
如图2（a）所示，MMC每个子模块都需要旁路晶闸管K1，在子模块故障时切除子模块。
而有SCFM模式不需要额外的晶闸管，电力电子开关故障也不需要额外的保护动作，因此减少了设备投资简化了保护系统的复杂性。
（2）使IGBT阀级控制较简单。
由于IGBT串联，单个子模块的输出电压不受限于单个IGBT可承受的电压，子模块输出电压可以设计得较高，与直流侧总电压相同的MMC拓扑相比，图1所示桥臂子模块数量会相应降低，因为可控电压源型换流子模块电容电压平衡控制算法复杂[6]，当换流桥臂子模块数较少时，可以降低控制器的复杂程度。
（２）具有直流短路闭锁能力的换流器拓扑开关型换流器和以上两种可控电压源型换流器的一个缺点是不具备直流短路闭锁能力，当直流侧发生短路时，尽管可以关断所有的IGBT，但是IGBT反并联的二极管为短路电流提供通路，短路电流不能被切断，因此当发生直流侧短路时，只能断开交流断路器，这使得系统的再启动过程比较缓慢，而且频繁操作交流断路器会缩短其使用寿命，因此许多柔性直流输电工程选择昂贵的直流电缆来降低直流侧故障率，架空线路的使用受到限制。
Alstom等公司将ST A TCOM中广泛使用的全桥子模块拓扑结构引入柔性直流输电领域，学术界也提出了一致的思路[10，11]。
其子模块如图2（c）所示，该拓扑可以闭锁直流侧短路电流。
当控制保护系统检测到直流侧发生短路后，闭锁所有的IGBT，直流侧短路电流可以被立即消除，直流短路电流通路如图3、图4所示。
由图2（c）也可知，与MMC半桥子模块相比，全桥子模块拓扑代价不菲，IGBT数量增加了一倍，增加工程总投资，但是全桥子模块输出电压除了MMC子模块可输出的Vc,0以外，（Vc为子模块电容电压）还可以输出-Vc，-Vc可在晶闸管LCC高压直流输电的调压中发挥独特作用。
为降低全桥子模块换流器电力电子器件数量且具有直流闭锁能力，R. Marquart也对MMC子模块内拓扑做出了改进，提出了钳双子模块（Clamp Double Submodule，CDSM）如图2(d)所示[10,11]。
该子模块在全桥子模块中增加了一个IGBT、一个电容器和两个二极管，使子模块可输出三个电压2Vc,Vc,0。
与全桥拓扑相比降低了单位电压需要的器件数量。
该拓扑正常运行时钳位IGBT T5一直导通，此时钳双子模块的等效为两个MMC半桥子模块，当直流侧短路故障发生时，控制系统闭锁所有IGBT，短路电流通路如图4所示，类似全桥子模块，短路电流将被闭锁。
4有直流闭锁能力的可控电压源型换流器直流侧短路故障分析当子模块如图2（c）所示的全桥子模块柔性直流输电系统直流侧发生短路时，所有IGBT关断，电流只能流过反并联二极管，无论电流是流进还是流出子模块，都只能向子模块电容充电，如图3（a）、(b)所示。
与此类似，当直流故障发生在子模块如图2（d）所示的钳双子模块柔性直流输电系统中，所有IGBT关断后，电流也只能分别向两个子模块电容充电，如图3(c)、(d)。
以全桥MMC拓扑为例分析，所有的IGBT闭锁后，此时桥臂子模块可等效为二极管与充满电的子模块电容串联，由于此时桥臂等效电容电压N*Vc高于交流侧峰值（N为桥臂子模块数），交流侧电流无法注入直流侧，直流侧短路电流立即消失，图1所示柔性直流输电换流器直流短路电流通路如图4所示。
5仿真验证为验证4种不同子模块拓扑结构的可控电压源型换流器柔性直流输电系统的可行性，分别在PSCAD/EMTDC中搭建了系统参数一致的4个模型，系统参数为：直流电压为±150kV，两端交流系统电压为110kV，短路容量为40kA，上下桥臂电抗值为0.1(标幺值) ，换流器通过联结变压器接入交流系统，如图1，联结变压器取合适变比使换流器直流电压利用率在0.9至0.95之间，既充分利用了直流电压又为发出无功留有一定裕度，联结变压器漏抗为0.05(标幺值) ，单个桥臂子模块电容个数为10个，子模块电容值为2500uF。
一端换流站定直流电压控制，另一端定有功、无功控制，有功功率传送量为300MW。
换流器控制采用经典dq轴矢量控制，调制方式为最近电平逼近法，排序法平衡各子模块电容电压[6，7]，4个模型所有控制参数均保持一致。
将4个模型的仿真结果与相关论文结果比较[12]，可知所有主电路稳态运行数据基本一致。
此处仅以钳双子模块换流器仿真为例说明。
图5（a）为图1中A、B、C三点稳定运行时换流器出口电压。
图5（b）分别为任意选取的A相上桥臂3个子模块电容电压值和A相下桥臂3个子模块电容电压值，排序法可以将电容电压稳定在较小的波动范围内。
在2.0s时直流架空线路发生短路故障，短路过电流引起IGBT 全部闭锁，无需交流断路器动作，短路电流立即被消除，A、B、C三点交流电流波形如图5（c）所示。
在未来直流线路需要架空线代替电缆的工程中，有直流闭锁能力的可控电压源型换流器有巨大的潜力。
从图5波形也可定性的看出可控电压源型换流器的优势，由于PSCAD仿真能力有限，当实际工程中子6结论随着柔性直流输电市场需求的不断扩大和高压大功率电力电子技术的不断进步，国内外科研工作者在换流器拓扑结构继续创新。
可控电压源型换流器拓扑凭借诸多优势，是未来柔性直流输电换流器拓扑的发展趋势。
参考文献[1]IEC/TR 62543 Technical report. High-voltage direct current (HVDC) power transmission using voltage sourced converter (VSC). 2011-03.[2]Lesnicar A, Marquardt R. A new modular voltage source inverter topology[C]. European Conference on Power Electronics and Applications (EPE), 2003: 1-10.[3]M. Glinka and R. Marquardt, “A new ac/ac multilevel converter family,” IEEE Trans. Ind. Electron., vol. 52, no. 3, pp. 662–669, Jun. 2005.[4]Hagiwara M, Akagi H. Control and experiment of pulsewidth-modulated modular multilevel converters[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2009, 24(7): 1737-1746.[5]管敏渊，徐政，屠卿瑞，等．模块化多电平换流器型直流输电的调制策略[J]．电力系统自动化，2010，34(2)：48-52．[6]刘钟淇，宋强，刘文华．基于模块化多电平变流器的轻型直流输电系统[J]．电力系统自动化，2010，34(2): 53-58．[7]王姗姗，周孝信，汤广福，等.模块化多电平电压源换流器的数学模型. 中国电机工程学报，2011，31（24）：1-8.[8]徐政，屠卿瑞，裘鹏. 从2010国际大电网会议看直流输电技术的发展方向. 高电压技术,2010,36(12):3070-3077.[9]Jacobson B, Karlsson P, Asplund G, et al. VSC-HVDC transmission with cascaded two-level converters[C]// CIGRE Session. Paris, France: CIGRE, 2010.[10]Modular Multilevel Converter Topologies with DC-Short Circuit Current Limitation.[11]DC-Side Fault Current Management in extended Multiterminal-HVDC-Grids.[12]屠卿瑞，徐政，郑翔，等．模块化多电平换流器型直流输电内部环流机理分析[J]．高电压技术，2010，36(2)：547-552．作者简介：周敏，1983.1～，硕士，上海交通大学，中国能源建设集团广东省电力设计研究院，工程师，主要从事柔性输电方面的研究。