本發(fā)明屬于電力電子系統(tǒng)
技術領域：
，具體涉及一種模塊化多電平換流器在橋臂不平衡工況下的冗余保護方法。
背景技術：
：隨著電力電子技術的蓬勃發(fā)展，基于模塊化多電平換流器(modularmultilevelconverter，MMC)的高壓直流輸電(highvoltagedirectcurrent，HVDC)技術正受到越來越多的關注。和其他電壓源型換流器拓撲相比，模塊化多電平換流器具有顯著優(yōu)勢，由于采用基本運行單元級聯(lián)的形式，該拓撲避免了大量開關器件直接串聯(lián)，不存在一致觸發(fā)等問題。該拓撲可在保證經(jīng)濟性的同時輸出高品質電壓波形，因此近年來被迅速應用到新能源并網(wǎng)、海上風電送出等場合。換流器的容錯運行能力是實際工程中關注的重點。典型的三相MMC換流器的系統(tǒng)結構如圖1所示。換流器共包含6個橋臂，其中每橋臂均包含Ntotal個子模塊以及一個橋臂電抗；此外，一般還會配置一定數(shù)量的冗余子模塊，以增強系統(tǒng)魯棒性。為了實現(xiàn)較高的電壓等級，每橋臂串聯(lián)子模塊數(shù)通常很大，因此，實際運行中子模塊發(fā)生故障的概率將大大增加。由于可以有效避免機械開關的操作時間及備用子模塊的充電時間對系統(tǒng)的影響，在實際工程中，冗余子模塊通常運行在熱備用模式。在此模式下，冗余子模塊和常規(guī)子模塊共同參與電壓排序及投切操作，在系統(tǒng)調制中并無明顯區(qū)分。當子模塊發(fā)生故障后，故障子模塊需被快速切除。此時非故障橋臂若不旁路相同個數(shù)的子模塊，則橋臂級聯(lián)子模塊的個數(shù)將不再相等，換流器將運行在橋臂不對稱的狀態(tài)下。對于子模塊故障保護以及換流器容錯運行策略，大多集中在橋臂平衡的情況下，對于橋臂不平衡情況下的系統(tǒng)特性，特別是內(nèi)部電氣量的耦合關系并沒有進行深入分析。事實上，橋臂不平衡在實際運行中是較為常見的運行狀態(tài)，由于橋臂級聯(lián)子模塊的個數(shù)發(fā)生了改變，其開關函數(shù)以及等效電容均會發(fā)生改變。這將導致交流電流在橋臂間的不均勻分配，進而影響與其耦合的相關電氣量。技術實現(xiàn)要素：鑒于上述，本發(fā)明提供了一種模塊化多電平換流器在橋臂不平衡工況下的冗余保護方法，在子模塊故障發(fā)生后無需切除非故障橋臂子模塊，同時通過調整子模塊電壓基值，以降低橋臂不對稱度，可使換流器可在橋臂不平衡狀態(tài)下保持良好的運行特性，有效增強換流器抵御子模塊故障的能力。一種模塊化多電平換流器在橋臂不平衡工況下的冗余保護方法，所述模塊化多電平換流器為三相六橋臂結構，每個橋臂由Ntotal個半橋子模塊級聯(lián)組成，Ntotal＝Nrated+Nredundant,dc，Nrated為橋臂額定子模塊數(shù)量，Nredundant,dc為橋臂冗余子模塊數(shù)量；所述冗余保護方法包括如下步驟：(1)當換流器中的某一相處在橋臂不平衡運行工況下，根據(jù)該不平衡相的橋臂電流計算得到對應的補償電壓uadd；(2)利用補償電壓uadd計算該不平衡相修正后的上下橋臂電壓參考值uarm,p_ref和uarm,n_ref；(3)計算確定換流器實際運行時的新增橋臂冗余子模塊個數(shù)Nredundant,ac；(4)根據(jù)新增橋臂冗余子模塊個數(shù)Nredundant,ac對該不平衡相上橋臂最大投入子模塊個數(shù)Nmax,p或下橋臂最大投入子模塊個數(shù)Nmax,n進行相應調整；(5)根據(jù)上下橋臂最大投入子模塊個數(shù)Nmax,p和Nmax,n以及上下橋臂電壓參考值uarm,p_ref和uarm,n_ref，計算確定下一時刻該不平衡相上下橋臂應投入子模塊個數(shù)Non,p和Non,n，并依此對該不平衡相中的子模塊進行投切控制。所述步驟(1)中計算補償電壓uadd的過程為：采集該不平衡相上橋臂瞬時電流和下橋臂瞬時電流，使上下橋臂瞬時電流相加后的結果通過濾波器提取出其基頻分量，進而對該基頻分量的有效值進行PI(比例積分)控制，得到該不平衡相的補償電壓uadd。所述步驟(2)中根據(jù)以下公式計算該不平衡相修正后的上下橋臂電壓參考值uarm,p_ref和uarm,n_ref：其中：uref為該不平衡相交流電壓的參考值，Udc_ref為換流器直流電壓的參考值。所述步驟(3)中根據(jù)以下公式計算新增橋臂冗余子模塊個數(shù)Nredundant,ac：其中：m為換流器的調制比。所述步驟(4)的具體調整策略如下：若該不平衡相上橋臂故障子模塊個數(shù)Nfault,p大于下橋臂故障子模塊個數(shù)Nfault,n，則減小Nmax,p或增大Nmax,n；其中，當Nfault,p小于Nredundant,ac時，則使Nmax,p＝Nrated，進而增大Nmax,n以滿足以下關系式；當Nfault,p大于等于Nredundant,ac時，則先將Nmax,p減小至限值Nlimit,p，進而調整Nmax,n以滿足以下關系式；若該不平衡相上橋臂故障子模塊個數(shù)Nfault,p小于下橋臂故障子模塊個數(shù)Nfault,n，則增大Nmax,p或減小Nmax,n；其中，當Nfault,n小于Nredundant,ac時，則使Nmax,n＝Nrated，進而增大Nmax,p以滿足以下關系式；當Nfault,n大于等于Nredundant,ac時，則先將Nmax,n減小至限值Nlimit,n，進而調整Nmax,p以滿足以下關系式；若該不平衡相上橋臂故障子模塊個數(shù)Nfault,p等于下橋臂故障子模塊個數(shù)Nfault,n，則不對Nmax,p和Nmax,n進行調整。所述限值Nlimit,p和Nlimit,n通過以下關系式求得：所述步驟(5)中根據(jù)以下公式計算下一時刻該不平衡相上下橋臂應投入子模塊個數(shù)Non,p和Non,n：其中：Udc為換流器的直流電壓，round()為取整函數(shù)。與現(xiàn)有技術相比，本發(fā)明具有以下有益技術效果：(1)采用本發(fā)明方法，在子模塊故障發(fā)生后，無需切除非故障橋臂子模塊。(2)本發(fā)明方法在保證系統(tǒng)維持必要冗余度的前提下，通過對子模塊電壓基值進行調整，有效降低了系統(tǒng)不對稱運行時橋臂環(huán)流的基頻分量以及直流電壓的波動。(3)本發(fā)明方法可有效增強換流器在子模塊故障后的容錯運行能力，適用于子模塊級聯(lián)數(shù)量較多的高壓大容量柔性直流輸電場合。附圖說明圖1為模塊化多電平換流器的結構示意圖。圖2為本發(fā)明具體實施方式中電流不對稱抑制器的計算流程框圖。圖3為本發(fā)明具體實施方式中平均開關函數(shù)不對稱抑制器的計算流程框圖。圖4(a)為普通子模塊故障下采用本發(fā)明方法換流器中的橋臂環(huán)流基頻分量有效值波形示意圖。圖4(b)為普通子模塊故障下采用本發(fā)明方法換流器的直流電壓波形示意圖。圖4(c)為普通子模塊故障下采用本發(fā)明方法換流器的子模塊電容電壓波形示意圖。圖5(a)為嚴重子模塊故障下采用本發(fā)明方法換流器中的橋臂環(huán)流基頻分量有效值波形示意圖。圖5(b)為嚴重子模塊故障下采用本發(fā)明方法換流器的直流電壓波形示意圖。具體實施方式為了更為具體地描述本發(fā)明，下面結合附圖及具體實施方式對本發(fā)明的技術方案進行詳細說明。如圖1所示，模塊化多電平換流器采用三相六橋臂結構，每個橋臂均由若干個半橋子模塊和一橋臂電抗器串聯(lián)組成，用于將交流電網(wǎng)的三相交流電轉換為直流電。半橋子模塊輸出電壓存在正和零兩種電平，橋臂電抗器能夠抑制橋臂換流，在直流故障時起到抑制故障電流上升，保護IGBT等器件的作用。半橋子模塊由兩個IGBT管T1～T2和一個電容C構成；其中，IGBT管T1的輸出端與IGBT管T2的輸入端相連并構成半橋子模塊的一端，IGBT管T1的輸入端和電容C的一端相連，IGBT管T2的輸出端與電容C的另一端相連并構成半橋子模塊的另一端。結合圖1，采用本發(fā)明冗余保護策略實例中的模塊化多電平換流器的參數(shù)如表1所示：表1以下分別模擬普通子模塊故障和嚴重子模塊故障的情況下來驗證本發(fā)明冗余保護策略的控制效果。情況一：假定在t＝0時，A相上橋臂有10個子模塊因故障退出運行，此時認為系統(tǒng)運行在普通子模塊故障下。在t＝1.4s時啟動如圖2所示的電流不對稱抑制器，計算得到上橋臂電壓參考值uarm,ap_ref′和下橋臂電壓參考值uarm，an_ref′。然后根據(jù)下式計算得到每個橋臂子模塊總數(shù)：Ntotal＝Nrated+Nredundant,dc＝200+20＝220接著計算系統(tǒng)實際運行時，新增加的冗余子模塊個數(shù)Nredundant,ac：然后根據(jù)下式計算上橋臂最大投入子模塊數(shù)Nmax,ap和下橋臂最大投入子模塊數(shù)Nmax,an的調整限值：計算得到限值如下：Nmax,ap≤205.41Nmax,an≤216.22由于Nfault,ap小于Nredundant,ac，采用增大Nmax,an的方法來完成對下式的調整：調整后得到：Nmax,ap＝200Nmax,an＝204.7然后利用下式計算修正后的上橋臂子模塊電容電壓參考值Uc,ap_ref′和下橋臂子模塊電容電壓參考值Uc,an_ref′：在t＝2.0s時啟動如圖3所示的平均開關不對稱抑制器，計算上橋臂投入子模塊數(shù)Non,ap和下橋臂投入子模塊數(shù)Non,an，并將其輸入模塊化多電平換流器子模塊閥控制器。在這段控制過程中，換流器中的橋臂環(huán)流基頻分量idiff_ω的有效值RMS如圖4(a)所示，系統(tǒng)直流電壓如圖4(b)所示，子模塊電容電壓參考值如圖4(c)所示，上述計算得到的各個運行參數(shù)的調整如表2所示：表2參數(shù)名數(shù)值Nredundant,dc20Nredundant,ac15Nfault,ap10調整限值205.41Nmax,ap200→200Uc,ap_ref2kV→2kVNfault,an0調整限值216.22Nmax,an200→204.7Uc,an_ref2kV→1.95kV由圖4可見，在t＝1.4s時橋臂電流不對稱抑制器啟動后，idiff_ω的RMS值從0.067kA下降到0.03kA左右，直流電壓波動也相應降低。在t＝2.0s時平均開關函數(shù)不對稱抑制器啟動后，子模塊電容電壓參考值調整為1.95kV。為了釋放儲存在子模塊電容中的能量，環(huán)流的基頻分量有小幅波動，進而下降到0.002kA以下。此時，系統(tǒng)直流電壓波動得到了進一步抑制。情況二：假定在t＝0時，A相上橋臂有30個子模塊因故障退出運行，下橋臂有5個子模塊因故障退出運行，此時認為系統(tǒng)運行在嚴重子模塊故障下。在t＝1.4s時啟動如圖2所示的電流不對稱抑制器，計算得到上橋臂電壓參考值uarm，ap_ref′和下橋臂電壓參考值uarm，an_ref′。然后根據(jù)下式計算得到每個橋臂子模塊總數(shù)：Ntotal＝Nrated+Nredundant,dc＝200+20＝220接著計算系統(tǒng)實際運行時，新增加的冗余子模塊個數(shù)Nredundant,ac：然后根據(jù)下式計算上橋臂最大投入子模塊數(shù)Nmax,ap和下橋臂最大投入子模塊數(shù)Nmax,an的調整限值：計算得到限值如下：Nmax,ap≥183.78Nmax,an≤210.81由于Nfault,ap大于Nredundant,ac，因此應降低Nmax,ap以滿足要求。上述計算得到Nmax,ap的下限為183.78，因此應首先將Nmax,ap調整為183.78，之后根據(jù)下式計算Nmax,an：調整后得到：Nmax,ap＝183.78Nmax,an＝195.50然后利用下式計算修正后的上橋臂子模塊電容電壓參考值Uc,ap_ref′和下橋臂子模塊電容電壓參考值Uc,an_ref′：在t＝2.0s時啟動如圖3所示的平均開關不對稱抑制器，計算上橋臂投入子模塊數(shù)Non,ap和下橋臂投入子模塊數(shù)Non,an，并將其輸入模塊化多電平換流器子模塊閥控制器。在這段控制過程中，換流器中的橋臂環(huán)流基頻分量idiff_ω的RMS值如圖5(a)所示，系統(tǒng)直流電壓如圖5(b)所示，上述計算得到的各個運行參數(shù)的調整如表3所示：表3參數(shù)名數(shù)值Nredundant,dc20Nredundant,ac15Nfault,ap30調整限值183.78Nmax,ap200→183.78Uc,ap_ref2kV→2.18kVNfault,an5調整限值210.81Nmax,an200→195.50Uc,an_ref2kV→2.05kV由圖5可見，當系統(tǒng)故障子模塊數(shù)量較多時，本發(fā)明保護控制策略依然可以保證系統(tǒng)正常運行。在t＝1.4s時橋臂電流不對稱抑制器啟動后，idiff_ω的RMS值從0.12kA下降到0.05kA左右，直流電壓波動也相應降低。在t＝2.0s時平均開關函數(shù)不對稱抑制器啟動后，上下橋臂子模塊電容電壓參考值分別調整為2.18kV以及2.05kV。為了釋放儲存在子模塊電容中的能量，環(huán)流的基頻分量有小幅波動，進而下降到0.005kA以下。此時，系統(tǒng)直流電壓波動得到了進一步抑制。上述對實施例的描述是為便于本
技術領域：
的普通技術人員能理解和應用本發(fā)明。熟悉本領域技術的人員顯然可以容易地對上述實施例做出各種修改，并把在此說明的一般原理應用到其他實施例中而不必經(jīng)過創(chuàng)造性的勞動。因此，本發(fā)明不限于上述實施例，本領域技術人員根據(jù)本發(fā)明的揭示，對于本發(fā)明做出的改進和修改都應該在本發(fā)明的保護范圍之內(nèi)。當前第1頁1 2 3