全桥MMC型直流融冰装置电气设计仿真校核研究

Research on Electrical Design Simulation and Verification of Full Bridge MMC DC Ice-Melting Device

摘要: 针对现有基于MMC的电压源型直流融冰装置在电气设计方面研究较少的问题，以及为设备研发和工程调试提供支撑的目的，本文围绕全桥MMC型直流融冰装置电气设计开展仿真校核研究工作。首先，对全桥MMC型直流融冰装置的运行原理进行了介绍，并提出了10.8 MW直流融冰装置设计方案。其次，对直流融冰装置开展了电气设计，给出了详细的主电路计算方法。最后，在PSCAD/EMTDC中搭建了直流融冰模型，仿真校核了所提电气设计方案的有效性及直流融冰装置的融冰和无功补偿功能，为工程实际应用提供了依据。

Abstract: In view of the lack of research on the electrical design of the existing voltage source DC ice-melting device based on MMC, and the purpose of providing support for equipment development and engineering commissioning, this paper focuses on the electrical design of full bridge MMC DC ice-melting device to carry out simulation and verification research. Firstly, the operation principle of full bridge MMC DC ice-melting is introduced, and the design scheme of 10.8 MW DC ice-melting device is proposed. Secondly, the electrical design of DC ice-melting is carried out, and the detailed calculation method of main circuit is given. Finally, the DC ice-melting model is built in PSCAD/EMTDC, and the effectiveness of the proposed electrical design scheme and the deicing and reactive power compensation functions of the DC ice-melting device are verified by simulation, which provides a basis for practical engineering application.

1. 引言

电力系统遭受的各种自然灾害中，冰灾是最严重的威胁之一。与其它事故相比，冰灾给电网造成的损失往往更为严重，轻则发生冰闪，重则会造成倒塔断线，甚至电力网络瘫痪。例如2008年我国南方地区受冰灾影响最严重的贵州、湖南两地发生了因冰灾引起的电网解列等严重问题，给国家造成了巨大的经济损失。因此，电气行业的科研院所、企业等进行了融冰装置的研制攻关，直流融冰相比交流融冰具有较大优势而成为融冰装置工程化应用的研究热点 [1] [2] [3]。

目前，应用于输电线路融冰的直流融冰装置主要分为以下三类：第一类是基于不控整流型的直流融冰装置 [4] [5]，采用不可控二极管器件，输出电压、电流无法实时调节，融冰范围相对较窄；第二类是基于可控硅的直流融冰装置 [6] [7] [8] [9]，采用半控型晶闸管器件，因谐波较大需要配置滤波器组，故占地面积相对较大，且融冰电流无法“零起”；第三类是基于MMC的电压源型直流融冰装置 [10] - [15]，采用全控型IGBT器件，因MMC拓扑输出电平数较多，对交流电网的谐波影响小，可实现“零起”升压、“零起”升流，在不需要融冰时，换流器可作为STATCOM运行，提高装置利用率，因此得到了广泛关注。综合现有文献，主要涉及全桥MMC直流融冰技术的原理 [10]、控制策略 [12]、实验技术 [13] 等方面，对于适用于工程领域的MMC拓扑直流融冰装置电气设计尚无深入的报道，而这是直流融冰装置工程化应用的关键因素之一。

为了解决上述问题，本文围绕全桥MMC型直流融冰装置电气设计仿真校核开展研究工作。论文首先简要描述了全桥MMC型直流融冰装置的原理；其次，根据其具体应用场合，给出了详细的设计方案，并提出了主电路参数的设计方法；最后，通过PSCAD仿真验证了电气设计方案及主电路参数设计方法的正确性，并验证了直流融冰装置的直流融冰及无功补偿功能。

2. 工作原理及设计方案

2.1. 工作原理

全桥型MMC融冰装置的电路拓扑如图1所示 [12]。3相MMC共有6个桥臂，单桥臂均由N个全桥子模块与一个电抗器串联组成。图1中， $u_{sa}$ 、 $u_{sb}$ 、 $u_{sc}$ 表示交流电源三相电压； $i_{ap}$ 、 $i_{an}$ 分别为上桥臂与下桥臂电流。从图1可知，全桥型MMC换流器等效于两个结构和参数完全相同的级联时星形连接的STATCOM并联在同一交流母线上。融冰时，控制器控制两套STATCOM的中性点分别作为融冰电源的正、负极，电压逐渐升高至 $U_{dc}/2$ 、 $-U_{dc}/2$，使得接在正、负极的被融冰导线上的直流电压逐渐上升到额定的融冰电流值( $I_{dc}=U_{dc}/R_{dc}$ )，其中， $R_{dc}$ 为融冰导线的等效电阻， $I_{dc}$ 为融冰直流电流， $U_{dc}$ 为直流融冰电源的输出直流电压。

Figure 1. The circuit topology of full bridge MMC DC ice-melting device

图1. 全桥MMC型直流融冰装置电路拓扑图

2.2. 12 MW直流融冰装置设计方案

针对以往直流融冰装置存在的高次谐波含量高、体积较大、开关方式复杂、故障率高等各种问题，本文提出一种电压源型直流融冰装置(基于MMC拓扑直流融冰装置)，该装置基于全桥型MMC的新型结构，具有结构简单，在输电线路正常运行时，该装置作为STATCOM实现对电网的动态无功补偿；在电网覆冰条件下，该装置可输出从零到额定值范围内的连续可调直流电压和电流来实现融冰功能，不仅提高了装置的利用率，也实现了对不同长度及型号的覆冰导线融冰的需求。当装置在融冰模式下额定交流电压10 kV，额定直流电压为9 kV，额定直流电流为1200 A，融冰功率为10.8 MW。装置在无功补偿运行模式下，额定交流电压10 kV，额定无功输出容量不小于16 MVar。

3. 直流融冰装置电气设计

直流融冰装置的电气设计至关重要，其对于设备总体性能能否达到标准要求及设备经济性影响巨大。电气设计部分主要包括以下五部分，分别是IGBT器件选型、功率模块数量确定、功率单元支撑电容计算、启动电阻计算及桥臂电抗器设计。

3.1. IBGT器件选型

IGBT器件的选型应充分考虑融冰装置运行在直流融冰工况和无功补偿工况下的电流应力。以下为直流融冰工况计算的推导过程：

交流侧额定电流为：

$I_s=\frac{S}{\sqrt{3}*U_s}$ (1)

换流器桥臂电流分量为：

$I_{V\_AC}=0.5\ast I_S$ (2)

换流器桥臂直流分量为

$I_{V\_DC}=\frac{1}{3}\ast I_{DC}$ (3)

换流器桥臂电流有效值为：

$I_{V\_RMS}=\sqrt{I_{V\_AC}^2+I_{V\_DC}^2}$ (4)

换流器桥臂电流峰值为：

$I_{V\_PEAK}=I_{V\_DC}+\sqrt{2}{I}_{V\_AC}=841\text{A}$ (5)

以下为无功补偿工况计算的推导过程：

交流侧额定电流为：

$I_S=\frac{S}{\sqrt{3}\ast U_S}=924\text{A}$ (6)

桥臂电流有效值为：

$I_{V\_RMS}=\frac{I_S}{2}=462\text{A}$ (7)

根据两种工况下的电气应力可知，直流融冰工况下的全桥IGBT模块承受的电流值最大，有效值为507 A，峰值为840 A。据此，功率器件可选择富士公司1700 V/450A等级的半桥封装IGBT2个并联，单个模块4个IGBT，且裕量足够。

3.2. 功率模块数量确定

根据直流融冰需求，交流输入电压为10.5 kV (变电站电压较为稳定，暂不考虑长时过电压)直流侧额定输出电压为10 kV，无功补偿模式下单桥臂的等效输出电压为：

$U_V=\frac{U_{dc}}{2}+U_{ac}=13.6\text{kV}$ (8)

设定模块运行电压为900 V，最大调制比为0.95，单桥臂所需模块数量为：

$N=\frac{U_V}{U_c\ast D}=15.9$ (9)

考虑系统过压因数，每个桥臂共配置20个模块，不配置旁路冗余功能。

3.3. 功率单元支撑电容计算

利用桥臂电压与桥臂电流可得到桥臂瞬时功率，对桥臂瞬时功率积分运算可得到每一个子模块的能量变化值(积分上下线在相邻2个零点位置)，子模块的能量变化值表示为：

$\Delta W_{SM}\left(m\right)=\frac{2}{3}\frac{P_s}{mN{\omega }_0}{\left[1-{\left(\frac{m\cos \varphi }{2}\right)}^2\right]}^{\frac{3}{2}}$ (10)

电容的平均储能可表示为：

$W_C=\frac{1}{2}C{U}^2$ (11)

计及电容电压U_c波动百分比 $\epsilon$ 的条件下，最大值为 $U_{c\max }=U_c\left(1+\epsilon \right)$，电容电压U_c的最小值为 $U_{c\min }=U_c\left(1-\epsilon \right)$。可推导出：

$W_C\left(\epsilon ,U_c\right)=\frac{1}{4\epsilon }\Delta W_{SM}$ (12)

因此，可推导出直流支撑电容大小与MMC的额定功率P_s、桥臂模块个数N以及模块直流电压U_c之间满足下述公式：

$C=\frac{P_S}{3mN{\omega }_0\epsilon {\left(U_c\right)}^2}{\left[1-{\left(\frac{m\cos \varphi }{2}\right)}^2\right]}^{\frac{3}{2}}=7.33\text{mF}$ (13)

从式中可以看出，按无功运行时所需模块电容为最大边界条件。式中： $\epsilon$ 一般取为15%；功率因数 $\cos \varphi$ 按无功运行为0。

选用单体110 V/420uF 18只，共7.56 mF。

3.4. 启动电阻计算

对启动回路中预充电阻的设计主要考虑三方面，预充期间的累积能量、充电时间及最大瞬时功率。理论推导及试验已经证明，预充电阻在预充期间所累积的能量等于换流器预充电时间后模块电容所储层的能量，也即单相电阻的累积能量：

$W=2N\ast 0.5\ast C\ast U_c^2=19\text{kJ}$ (14)

式中 $N=\text{2}0$， $U_c=\text{371}\text{V}$， $C=\text{7}.\text{56}\text{mF}$。设定预充电时间为4 s，预充电阻与桥臂等效电容的等效时间常数为 $\tau =R{C}_{eq}$。根据RC回路充电原理，即 $4\tau =4\text{s}$

$C_{eq}=\frac{C_0}{N}\ast 2=0.756\text{mF}$ (15)

电阻计算值为 $R=1300\Omega$。电容充电电压和充电时间留取裕量，实际电阻取500 Ω。由于上电瞬间电容电压不能突变，模块电容相当于短路状态，在初始时刻单只预充电阻瞬时功率达到最大值，也即

$P_{\max }=\frac{U_P^2}{4R}=50\text{kW}$ (16)

综合以上计算，考虑直流融工况及无功补偿工况时对设备充电，可承受最大瞬时功率50kW，选取电阻器阻值为500 Ω。

3.5. 桥臂电抗器设计

基于全桥MMC拓扑的直流融冰装置的联结电抗由上、下桥臂电抗并联组成，等效为图中所示的X_L/2，换流器的正序基波等效电路如下图2所示。对于X_L的取值，其数值越小装置响应速度越快，且无功损耗越小，但从输出交流电流谐波性能以及电源抵御交流系统负序电压的能力，其值越大越好。由于基于MMC拓扑的直流融冰装置桥臂模块数量相对较多，且可以通过提高功率模块开关频率以控制输出电流谐波，因而桥臂电抗的主要作用从抑制基波负序电流出发。

Figure 2. The equivalent principle of arm impedance of DC ice-melting device based on MMC topology of full bridge

图2. 全桥基于MMC拓扑的直流融冰装置桥臂阻抗等效原理图

结合理论及已有工程实际，等效桥臂电抗值按0.08 pu取值，也即

$L_{eq}=\frac{U_s^2}{S\ast \omega }\ast 0.08=2.3\text{mH}$ (17)

桥臂电抗取值为 $L=2L_{eq}=4.6\text{mH}$。桥臂的LC固有谐振频率如下，可避开二频倍环流谐振。

${\omega }_{res}=\frac{1}{2}\sqrt{\frac{N}{LC}}=0.96{\omega }_0$ (18)

根据实际经验桥臂电抗取值为4.5 mH，铁芯电抗。电抗额定功率损耗，每台按15 kW考虑。

4. 仿真验证

采用PSCAD/EMTDC构建全桥MMC型直流融冰装置仿真模型，见图3。对所提出的直流融冰装置电气设计方案的合理性以及直流融冰和无功补偿功能进行验证。其中，相关仿真参数的设置如下：融冰装置交流侧为220 kV的三相电压源通过三绕组变压器(220 kV/110 kV/10 kV)输出10 kV的交流电压，功率器件选择富士公司1700 V/450A的IGBT，单桥臂模块数量为20个，功率单元支撑电容为7.56 mF，启动电阻为500 $\Omega$，桥臂电抗为4.5 mH。

Figure 3. Simulation Model of full bridge MMC DC ice-melting device

图3. 全桥MMC型直流融冰装置仿真模型

4.1. 直流融冰模式

装置在直流融冰模式下，以控制直流电流为目标值，直流电压、直流电流可实现零起连续可调。结合系统交流电流、功率模块电容电压、直流电压、直流电流波形校核模型功能和性能是否满足要求。0~2 s为启动过程，具体如下：0.2 s合交流断路器，融冰装置带电，0.2~0.5 s为换流器不控充电阶段，0.5 s下发可控充电命令，1 s时系统直流电流抬升，时间设置为1 s。

直流电流I_dc波形如图4(a)所示，可以看出，0~1 s时，直流线路未接入直流侧，在1 s时接入系统，系统控制直流电流从0开始以斜坡上升，2 s时直流电流达到期望值1.2 kA附近，进入稳态后，波动范围很小，从仿真波形看模型控制精度负荷要求。直流电压波形如图4(b)所示，2 s时直流电压波形达到9.1 kV，比实际值略大，从仿真波形看其响应与设置一致。交流电流波形如图4(c)所示，0~1 s装置为闭锁状态，其交流电流几乎为0，2 s时交流电流达到1 pu。图4(d)为功率模块电容电压，可以看出，在0 s时，其电压值为0.125 kV，与设置(20个功率模块)和为2.5 kV一致，0.5时因子模块投切导致功率模块电容电压瞬时冲击达1.1 kV，1 s时，系统解锁，功率模块电容电压被控制到期望值0.9 kV附近，其波动百分比小于7%，符合工程要求。综上所述，仿真校核结果与方案一致。

(a) (b) (c) (d)

Figure 4. The wave of DC ice-melting mode: (a) DC current: I_dc; (b) DC voltage: U_dc; (c) AC current p.u: I_ac; (d) Capacitor voltage of power module: V_c

图4. 直流融冰模式下的波形：(a) 直流电流I_dc；(b) 直流电压U_dc；(c) 交流电流I_ac标幺值；(d) 功率模块电容电压V_c

4.2. 无功补偿模式

装置在无功补偿模式下，以控制无功功率为目标值，结合系统交流电流、功率模块电容电压、直流电压、直流电流波形校核模型功能和性能是否满足要求。与直流融冰模式类似，0~2 s为启动过程，具体如下：0.2 s合交流断路器，融冰装置带电，0.2~0.5 s为换流器不控充电阶段，0.5 s下发可控充电命令，1 s时系统电压源换流器发出无功。

图5(a)为交流电流波形，可以看出，0.5 s时因可控充电阶段子模块投切导致交流瞬时冲击达3 pu，0.5~1 s换流器闭锁状态，电流几乎为0。图5(b)为无功和有功功率波形，在1 s时，设置电压源吸收无功，随后无功达到16.2 MVar，有功近似为0 MW，系统进入稳态，仿真波形响应与模型设置一致。图5(c)为功率模块电容电压波形，可以看出，在0 s时电容电压值为0.125 kV，与设置桥臂电容电压20个功率模块和为2.5 kV一致，0.5 s时因进入可控阶段功率模块电容电压瞬时冲击达1.1 kV。0.5~1 s换流器为闭锁状态，功率模块电容电压逐渐控制到期望值附近。1 s时，设置电压源换流器发出无功，交流电流相应增加，功率模块电容电压受影响波动，随后功率模块电容电压平均值逐渐稳定在0.9 kV附近。图5(d)为桥臂电流波形，可以看出，在2 s后，桥臂电流波形保持在期望值，波动很小，系统逐渐进入稳态。综上所述，仿真校核结果与方案一致。

(a) (b) (c) (d)

Figure 5. The wave of reactive power compensation mode: (a) AC current p.u: I_ac; (b) Active power: P_s, reactive power: Q_s; (c) Capacitor voltage of power module: V_c; (d) Arm current: I_module

图5. 无功补偿模式下的波形：(a) 交流电流I_ac标幺值；(b) 有功功率P_s、无功功率Q_s；(c) 功率模块电容电压V_c；(d) 桥臂电流I_module

5. 结论

针对现有基于MMC的电压源型直流融冰装置在电气设计方面研究较少，以及为设备研发和工程调试提供支撑的目的，本文开展了全桥MMC型直流融冰装置电气设计仿真校核研究工作，主要内容如下：

1) 根据融冰装置的应用场景，提出了额定融冰功率10.8 MW、额定无功补偿能力不小于16 MVar的全桥MMC型直流融冰装置的设计方案。

2) 考虑融冰装置运行在直流融冰工况和无功补偿工况下的电气应力，本文提出了融冰装置主电路参数计算方法，并在PSCAD/EMTDC中仿真校核了所提电气设计方案的有效性及直流融冰装置的融冰和无功补偿功能，为工程实际应用提供了依据。