0 引言

基于模块化多电平换流器的柔性直流输电技术不存在常规直流技术的换相失败问题，且具有功率可四象限灵活调节、扩展性强、可为无源网络供电等特点，在清洁能源消纳与送出、构建直流电网等应用场合得到广泛关注[1-5]，并朝着特高压直流等级发展。

受开关器件耐压水平和控制系统设计难度等限制，MMC应用于特高压直流系统时，多借鉴特高压常规直流系统，采用两个阀组串联运行的结构形式[6]。为了增加系统运行的灵活性和可靠性，单阀组的自动投入/退出控制成为重要的控制环节[7-8]。

MMC单阀组的自动投入过程涉及阀组直流电压和直流功率的逐步建立，在直流电压和直流功率建立之初，待投入的阀组需要运行于如下特殊工况下：零直流电压/低直流电压、高直流电流，以及零交流电流/低交流电流。同样的，单阀组的自动退出控制也涉及此特殊运行工况。

为了适应零直流电压/低直流电压工况，MMC阀组一般采用半桥子模块和全桥子模块混合拓扑，且单个桥臂中全桥子模块配比需至少达到50%以满足桥臂负压需求。此外考虑到上述高直流电流和零交流电流/低交流电流的特殊工况，此时桥臂电流会持续为正或负，半桥子模块参与调制必然导致持续充放电，形成两类子模块的电压不均，甚至造成子模块过、欠压。提高全桥子模块配比虽然可以降低甚至避免半桥子模块在桥臂电流不过零时参与调制的时间，但这将导致换流阀成本极大增加，如何在低全桥配比下实现混合式MMC阀组投退过程中子模块均压控制成为研究的关键点。

目前，对于采用半桥子模块和全桥子模块混合构成的混合式MMC的研究，文献[9-11]从稳态运行、直流故障穿越等功能考虑，研究了全桥子模块数配置方法。其中文献[11]指出混合式MMC的子模块配比还应考虑半桥子模块均压问题，在MMC零电压运行且额定调制度为1时，全桥子模块配比需高于75%才能避免半桥子模块不均压问题。文献[12-13]则针对特定的电流单向型MMC及其子模块拓扑，研究了解决该类子模块不均压问题的环流注入方法，使得电流单向型MMC桥臂电流始终为正，以满足其稳态运行要求，但该方法并不能应用于特高压直流系统中单阀组在线投入/退出的特殊工况。此外，关于特高压柔性直流输电系统的研究尚处于起步阶段，成果较少，且多集中在系统接线方案、主回路拓扑、稳态运行控制等基础技术方面[6,14-15]，并未涉及MMC单阀组的在线投退过程及其具体控制。在传统的特高压直流系统中，虽然阀组投退工况有所提及[16-18]，但LCC换流器的运行特性与MMC有很大区别，并不能作为技术参考。为此，需要对基于低全桥配比的混合式MMC阀组投退过程中子模块均压控制进行深入分析，从而提出创新性的解决方法。

本文提出了一种混合式MMC低全桥配比下单阀组投退过程中的均压控制，在阀组投退期间控制MMC产生一定的相间环流，人为创造正负交替的桥臂电流，为半桥子模块充、放电提供条件。文中具体分析了环流的幅值以及环流相位。通过该方法，可以保证低全桥配比下两类子模块电压均衡，并显著节约设备成本，具有很好的技术经济性。基于50%全桥配比的离线仿真也验证了该方法的可行性。

1 特高压柔性直流系统

1.1 特高压柔性直流系统主接线方案

综合世界柔性直流输电技术的发展现状，柔性直流换流站接线主要有对称单极接线和对称双极接线两种形式[19-20]。从设备选型、绝缘水平设计、功率损失对交流系统的影响等角度考虑，对称单极接线一般适用于直流电压在±400 kV等级以内、输电容量在1200 MW以内的应用场景。而对于±800 kV这样的特高压直流，综合考虑设备能力、可靠性、经济性等因素，对称双极接线是更好的选择。

对称双极接线方式下，根据换流站每极换流单元的数量，柔性直流的阀组接线可以分为单阀组和高低阀组两种。由于高低阀组方案在运行方式灵活性、经济性和可靠性等方面更具优势，且当阀组采用能够零直流电压运行的MMC拓扑时，还具备单阀组的在线投入/退出功能，运行可靠性和灵活性进一步提高，因此更适合特高压柔性直流输电。

图1给出了采用对称双极接线形式，单换流站为高低阀组方案的特高压柔性直流系统主接线示意图。

图1 特高压柔性直流系统接线示意图
Fig.1 Diagram of VSC-UHVDC

图1中，各阀组直流侧均配置有一套直流场开关，包括有与阀组并联的旁路开关BPS和旁路刀闸BPI，以及与阀组串联的进、出线隔离刀闸Q1、Q2。阀组投入状态下，Q1、Q2闭合，BPS和BPI断开，阀组接入直流系统；阀组退出状态下，BPI 闭合，Q1、Q2和BPS均断开，阀组与直流系统隔离。通过直流场开关的操作，并配合以阀组的控制，可实现阀组投入状态和退出状态间的相互转换，即实现单阀组在线投入/退出[21]。

1.2 阀组拓扑结构

单阀组的在线投退功能要求MMC阀组需具备零直流电压运行能力，从而为BPS的开关操作创造有利条件，避免开关在大电压下合闸带来电气量冲击。而MMC阀组的零直流电压运行能力依赖于在正常运行时即能输出负电压的全桥子模块。因此，MMC阀组需采用全桥型MMC或含有全桥子模块的混合式MMC拓扑结构。其中，混合式MMC在全桥子模块数NF与半桥子模块数NH之比达到一定要求后，不仅具备零直流电压运行能力，且成本更低，因此更适宜于特高压柔性直流系统。

图2为混合式MMC拓扑结构图，其中，idc为直流电流，udc为直流电压，ia为a相交流电流，uma为换流阀交流端口a相出口电压，vpa和vna分别为上、下桥臂电压，ipa和ina分别为上、下桥臂电流，uc为子模块电压，通常为了便于控制，全桥、半桥子模块运行电压相同。

图2 混合式MMC拓扑结构图
Fig.2 Topology structure of hybrid MMC

从图1可以看出，桥臂电压与直流电压、交流电压存在如下关系

桥臂电流ipa和ina可表示为

式中：iloop为a相环流，仅在三相之间流通，主要为负序二倍频分量。通常MMC运行中，为了避免相间环流增加系统损耗，控制系统会加入环流抑制策略，将其控制为零。

MMC的桥臂电压由各子模块输出电压叠加而成。当桥臂电压为正时，全桥和半桥子模块均可以参与调制，输出正电压；当桥臂电压为负时，仅全桥子模块参与调制，输出负电压。为此结合式（1），考虑额定直流电压UdcN和零直流电压运行，以及直流故障可控穿越等功能，可得到全桥和半桥子模块数目的约束关系为

式中，ummax为换流阀交流端口相电压最大值，可用最大调制度mmax表示，ummax=mmaxUdcN/2。

假设子模块数目按式（3）边界条件选取，且mmax为0.95，可得全桥子模块数占桥臂总子模块数的48.72%。实际工程中，全桥子模块占比一般不低于50%。

2 单阀组投退过程中不均压问题分析

对图1所示的特高压柔性直流系统，单阀组在线投入时一个重要的环节就是在阀组有效接入直流系统（即Q1、Q2闭合，BPI、BPS断开）后，阀组直流电压自零逐渐抬升至正常水平，以使得直流系统由半压转为全压运行状态。同理，在单阀组在线退出时，涉及阀组直流电压自正常水平逐渐降低至零，从而为BPS创造合闸条件的过程。在以上直流电压调整过程中，通常令另一阀组运行状态维持不变，因此直流系统电流保持不变，设为Idc，该电流流经待投入或退出的阀组，使其直流功率、交流有功功率跟随直流电压的调节而调整。

在上述两个直流电压的调节过程中，待投/退阀组的运行特性相反，互为逆过程，因此本文仅以单阀组投入过程为例进行分析。

假设直流电压在0 s时刻为零，T时刻抬升至额定值UdcN，则该时间段内（以下均仅针对该时间段进行分析）直流电压瞬时值为

忽略换流阀损耗，认为其交、直流功率相等，且认为阀组投入过程中换流阀交流端口相电压幅值保持Um不变，则结合式（1）、（2）可得a相上桥臂的电压、电流瞬时值如公式（5）所示，其中Iac_Q(t)为相电流中的无功分量幅值，通常跟随直流电压同步调整。

对于特高压直流系统，通常T为秒级，为简化分析，忽略上式桥臂电流的工频波动，认为其与t呈线性关系，同时考虑到控制系统通常会将环流抑制为零，因此忽略相间环流iloop(t)，则可知当时间t满足下式（6）时，桥臂电流不存在过零点，将在0～t1时间段始终为正或负，如图3所示。具体桥臂电流方向由直流电流决定，在MMC处于受端时为正，处于送端时为负。

图3 MMC阀组投入期间桥臂电压及电流关系图
Fig.3 Diagram ofvpaandipaduring MMC valve entry

在此时间段内，桥臂电压呈正、负交替，同样简化分析，忽略式（5）中桥臂电压第二项的工频波动，则当时间t满足下式（7）时，桥臂电压在其峰值的小范围内高于所有全桥子模块所能输出的电压，必然需要部分半桥子模块投入运行，参与调制。

若NF满足式（8），使得t1＞t2，则图3中桥臂电流不过零的区间与半桥子模块必然参与调制的区间重合，构成Aj（j=1，2，…）区间，该区间内半桥子模块在恒定为正或持续为负的桥臂电流作用下，必然持续充电或放电，造成子模块电压异常，特别是对于受端运行的MMC，半桥子模块持续充电极易引发子模块过压保护，影响阀组正常投退。而全桥子模块具有正、负电压输出，在恒方向的桥臂电压下仍可维持电压稳定，可避免不均压问题。

NF越低，t2越靠近零，当NF=Um/uc时，t2=0，则直流电压抬升的第一个工频周期即出现A1区间。反之，NF越高，t2越靠近T，根据式（3）和式（8）并考虑边界条件，且取Um为最大值，mmax为0.95，可知全桥子模块占比高于73.08%时，方能完全避免区间A的存在，避免半桥子模块不均压问题。然而，相比于正常约50%的全桥子模块配比，仅针对发生概率较低的阀组投退工况就将全桥子模块占比提升至73.08%，会极大增加设备成本，弊大于利，并非最经济可行的方案。

3 混合式MMC低全桥子模块配比下单阀组投退过程中的均压控制

在前述混合式MMC阀组投退过程中，MMC全桥子模块占比较低时存在半桥子模块不均压问题，其本质在于半桥子模块参与调制时，桥臂电流不存在过零点，无法为半桥子模块交替充放电。提高全桥子模块占比可以缩短半桥子模块参与调制的时间，降低甚至避免不均压问题，但使得换流阀成本严重增加，可行性较低。为此，本文在不增加全桥子模块的前提下，从桥臂电流入手，期望改善桥臂电流不存在过零点的特征，使其存在正、负交替，从而避免半桥子模块持续充/放电问题。

3.1 基于环流注入的均压控制策略

从式（5）可以看出，桥臂电流由三部分组成，前两部分由直流、交流系统决定，在阀组投退方案确定后无法调整，而第三项环流iloop(t)则具有可控性，因此可通过合适的环流注入，使得桥臂电流在一个工频周期内有正有负，为半桥子模块创造充、放电条件，解决其不均压问题。而且，环流仅在三相间流通，不会对交、直流系统产生不利影响。

理论上，注入环流可以采用任意频率，但为了简化控制，建议环流控制与MMC控制系统中常规的二倍频负序环流抑制模块复用，即注入负序二倍频环流，则三相环流为

图4给出了本文所提的混合式MMC低全桥子模块配比下单阀组投退过程中基于环流注入的均压控制框图，包括环流控制和环流指令生成两个部分，其中环流控制基于DQ旋转坐标系进行，与常规MMC的环流抑制控制器相同，无需赘述，以下对环流指令生成部分进行说明。

图4 基于环流注入的MMC均压控制框图
Fig.4 Voltage balancing control diagram of MMC based on loop current injection

3.2 环流指令生成

如式（9）所示，环流作为交变量，有两个关键部分，一是环流幅值Iloop，二是环流相位θ。

1）环流幅值。

注入环流的目的是令至少t2～t1时间段内桥臂电流周期性过零，同时整个时间段不超出其稳态运行正负峰值，考虑通用性，统一按0～T考虑，则结合式（5）得到下式

其中

由上两式便可得到环流幅值的约束条件为

由于环流会增加开关器件电流应力，增大系统损耗，因此工程应用时，注入的环流尽可能按照式（12）中低限选取，并考虑一定裕量。此外，为避免环流阶跃控制，可对环流指令做斜坡处理，保证直流电压抬升时刻环流处于设定值即可。

2）环流相位。

环流相位影响着桥臂电流峰值的大小及峰值点时刻，进而影响半桥子模块充放电功率。合适的环流相位可最大限度降低环流注入幅值，为半桥子模块提供最大的充放电电流。

其理论推导极为复杂，为此采取仿真扫描的手段，得出对于受端MMC，在环流相位超前阀侧相电压相位90°（环流负峰值对应阀侧相电压峰值），即θ=90°时，子模块电压均衡效果最好；对于送端MMC，则环流相位应滞后阀侧相电压相位90°，即θ=-90°时。

直观理解，在t2～t1时间段内上（下）桥臂电压正峰值处，即阀侧相电压负（正）峰值处，半桥子模块必须参与调制，且参与调制的半桥子模块数最高可达NH个，对于受端MMC而言，桥臂电流在一个工频周期内绝大部分时刻为正，导致了半桥子模块电压上升，因此此时桥臂电流为负，将使得最多NH个半桥子模块同时放电，放电功率可达最大，且负向桥臂电流越大越利于半桥电压均衡。注入的环流在此时为负，正是增加了桥臂电流为负的程度。

同理可得，对于送端MMC而言，环流应在阀侧相电压峰值处为正，以使得桥臂电流为正。

4 仿真验证

在Matlab/Simulink上搭建了如图5所示的双端LCC-MMC混合型±800 kV特高压直流单极系统模型。柔性直流换流站作为受端换流站由两个MMC阀组串联构成，两阀组结构及主回路参数完全相同，单个桥臂中全桥子模块配比为50%。以单阀组投入工况为例进行仿真，单阀组投入前，各端由低阀组半压运行，LCC为定直流电流控制，MMC为定直流电压控制。系统的主要参数如表1所示。

图5 仿真系统结构图
Fig.5 Diagram of the simulation system

表1 仿真系统主要参数
Table1 Main parameters of the simulation system

忽略MMC阀组启动充电过程及其解锁运行初期的直流场开关操作，自其直流电流抬升时开始仿真，此时MMC直流场开关状态为： Q1、Q2和BPS闭合，BPI断开。则MMC高阀组的投入时序为： 0.35～0.55 s时MMC直流电流自零抬升至当前直流线路电流Idc=3125 A，0.7 s时BPS断开，1.1～3.1 s期间控制MMC直流电压自零抬升至400 kV，并控制交流无功功率也同步抬升至-250 Mvar，随着直流电压的抬升，交流有功功率也将同步抬升至1250 MW（忽略换流阀损耗）。LCC高阀组按照既定流程执行，由于并不影响本文策略的验证，此处不再赘述。

在上述投入过程中，环流指令的幅值和相位依照3.2节进行，具体时序为：0.35～0.55 s时环流指令幅值自零抬升至1200 A，2.1～3.1 s时环流指令幅值自1200 A降低至零。

图6给出了仿真波形，各电气量采用标幺化数值。可以看出，采用本文所提的环流注入策略，MMC单阀组投入过程中，全桥、半桥子模块电压较额定值的偏差均不高于2%，证明其良好的电压均衡效果。同时，MMC阀组的直流电压、直流电流、交流功率等外部电气量未受环流注入影响，平稳可控。环流注入仅改变了桥臂电流大小，但桥臂电流及其有效值均未超出额定运行水平。

为了进一步对比环流注入策略的有效性，图7给出了同样控制时序下不注入环流时的仿真波形。可以看出，直流电压抬升，桥臂电流增大，但在0.35～2.1 s之间均不存在过零，为此在1.2 s后半桥子模块开始持续充电，在2.1 s时半桥子模块电压已达1.43 pu，存在过压风险。即便该值未过压，但在2.1 s后桥臂电流存在过零时，子模块电压较高的半桥子模块在此桥臂电流作用下迅速放电，引起桥臂电流等电气量很大的波动，同样威胁设备安全。

图6 基于环流注入的仿真波形
Fig.6 Simulation waveforms based on loop current injection

图7 无环流注入的仿真波形
Fig.7 Simulation waveforms without loop current injection

5 结论

本文详细分析了低全桥子模块配比的混合式MMC在阀组投退过程中存在的子模块电压不均衡问题，提出了一种阀组投退期间基于环流注入的均压控制策略，并分析了环流注入的幅值和相位。最后通过仿真，验证了所提的均压控制策略的有效性，为工程设计提供了经济可行的技术方案。

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Voltage Balancing Control of Hybrid MMC With Low Ratio of FBSM in UHVDC During Group Entry/exit Process

YANG Meijuan1, WANG Xianwei2, YAO Weizheng3, WU Jinlong3, YI Yingping4, ZHU Longzhen4
(1. Xi’an Xuji Power Electronic Technology Co., Ltd., Xi’an 710075, Shaanxi Province, China;2. Xuji Group Corporation, Xuchang 461000, Henan Province, China;3. Xuji Electric Co., Ltd., Xuchang 461000, Henan Province, China;4. University of Shanghai for Science and Technology, Yangpu District, Shanghai 200093, China)

Abstract:For UHVDC application with two converter groups structure, hybrid MMC with low ratio of FBSM faces a problem of voltage imbalance caused by HBSM’s continuous charging or discharging during the group entry/exit process, which will affect system security seriously. Through detailed theoretical analysis, this paper points out that there is no zero-crossing point in the arm current during the entry/exit of the converter group, which is the essential reason for the HBSM’s continuous charging or discharging. Therefore, a voltage balancing control during converter group entry/exit process based on the loop current injection is proposed, which generates a loop current among phases to create positive and negative alternate bridge arm currents, thus provides conditions for HBSM charge and discharge. The magnitude and phase of the loop current are also analyzed. Finally, simulation based on Matlab/Simulink is carried out and the simulation results demonstrate the effectiveness and feasibility of the voltage balancing control strategy based on loop current injection.

Keywords:hybrid MMC; group entry/exit; voltage imbalance;loop current injection; voltage balancing control

杨美娟

作者简介：

杨美娟（1986），女，硕士研究生，研究方向为柔性直流输电，E-mail：prefer10@163.com。

王先为（1985），男，博士，研究方向为柔性输电技术，E-mail：wangxianwei2013@163.com。

姚为正（1967），男，博士，教授级高级工程师，研究方向为柔性输电技术、新能源并网发电，E-mail：yaoweizheng@xjgc.sgcc.com.cn。

吴金龙（1981），男，硕士，高级工程师，研究方向为柔性直流输电，E-mail：wjlong2008@163.com。

易映萍（1967），女，硕士研究生，研究方向为电力电子与电气传动，E-mail：yyp@usst.edu.cn。

（责任编辑 赵杨）