劉昕昊，李博通，鐘 晴，焦新茹，劉 森

（1.天津大學(xué)電氣自動(dòng)化與信息工程學(xué)院智能電網(wǎng)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072；2.天津水泥工業(yè)設(shè)計(jì)研究院有限公司，天津 300400）

隨著電力電子技術(shù)的日趨成熟及大規(guī)模應(yīng)用，基于模塊化多電平換流器的柔性直流輸電MMCHVDC（modular multilevel converter high voltage di?rect current）技術(shù)已成為全球能源互聯(lián)的主流研究方向，在解決清潔能源并網(wǎng)、遠(yuǎn)距離孤島負(fù)荷供電和大型區(qū)域電網(wǎng)互聯(lián)等問題起到了重要作用[1-2]。當(dāng)MMC-HVDC發(fā)生單相接地故障而跳開一相線路或發(fā)生單相斷線故障時(shí)，換流器交流側(cè)將處于非全相運(yùn)行狀態(tài)，非全相運(yùn)行不僅會(huì)導(dǎo)致交流電壓、電流不對稱，而且嚴(yán)重影響換流器及柔性直流輸電系統(tǒng)的安全可靠運(yùn)行。研究MMC交流側(cè)非全相運(yùn)行時(shí)電氣量的變化特性可以明確非全相運(yùn)行狀態(tài)對MMC的影響，是制定MMC非全相控制和保護(hù)策略的基礎(chǔ)，對提高HVDC系統(tǒng)的運(yùn)行可靠性有重要意義。

目前，關(guān)于HVDC系統(tǒng)交流側(cè)線路發(fā)生故障時(shí)MMC的研究，大多針對接地或短路故障下的控制策略進(jìn)行。文獻(xiàn)[3]研究了HVDC系統(tǒng)換流器交流側(cè)發(fā)生單相接地故障時(shí)的無功功率控制策略，在故障期間控制換流器有功輸出以抑制過大的故障電流，同時(shí)使得換流器輸出一定的無功功率保證換流器出口電壓的穩(wěn)定。文獻(xiàn)[4]針對MMC交流側(cè)發(fā)生的單相接地等不對稱故障，對MMC有功功率和無功功率的二倍頻波動(dòng)進(jìn)行了分析，并設(shè)計(jì)了抑制這些故障分量的控制器。文獻(xiàn)[5]推導(dǎo)了交流系統(tǒng)發(fā)生單相接地等不對稱故障時(shí)MMC-HVDC系統(tǒng)的數(shù)學(xué)模型，在此基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)了交流側(cè)不對稱故障情況下采用比例諧振控制器以抑制負(fù)序電流的控制換流器控制策略。文獻(xiàn)[6]針對MMC交流側(cè)發(fā)生的單相接地等不對稱故障，提出一種帶有前饋補(bǔ)償?shù)慕涣麟娏?、橋臂環(huán)流和直流電流的解耦控制策略，以抑制不對稱短路故障情況下直流側(cè)電流、子模塊電容電壓和直流電壓的波動(dòng)。文獻(xiàn)[7]針對單相接地故障等不對稱接地或短路故障，提出一種適用于MMC的故障穿越方法，以橋臂電流直接控制作為內(nèi)環(huán)控制，綜合功率控制為外環(huán)控制，實(shí)現(xiàn)橋臂電流解耦和換流器子模塊能量的相對均衡，從而保證系統(tǒng)持續(xù)穩(wěn)定運(yùn)行。文獻(xiàn)[8]針對與風(fēng)場相連的MMC交流側(cè)線路發(fā)生的單相接地短路等不對稱故障，提出一種負(fù)序電壓注入的控制策略，從而提高HVDC系統(tǒng)的故障穿越能力。文獻(xiàn)[9]分析了交流側(cè)發(fā)生單相接地等不對稱故障時(shí)MMC網(wǎng)側(cè)和閥側(cè)電壓的變化情況，分析表明，假設(shè)發(fā)生a相接地故障時(shí)，換流器a相網(wǎng)側(cè)電壓跌落為0，經(jīng)星角變壓器變換后，閥側(cè)a、c相電壓發(fā)生跌落，跌落幅度與變壓器變比大小有關(guān)。上述文獻(xiàn)都是針對MMC交流側(cè)發(fā)生的接地或短路故障進(jìn)行研究的，沒有對交流側(cè)非全相的情況進(jìn)行分析。

關(guān)于HVDC系統(tǒng)交流側(cè)線路非故障情況時(shí)的不對稱運(yùn)行情況，目前已經(jīng)進(jìn)行了一定的分析研究。文獻(xiàn)[10]研究了網(wǎng)側(cè)電壓不對稱情況下MMC的直接功率控制策略，根據(jù)MMC在αβ坐標(biāo)系下的通用功率模型，采用功率補(bǔ)償?shù)姆椒ㄔO(shè)計(jì)了有功功率波動(dòng)抑制控制器和負(fù)序電流抑制控制器。文獻(xiàn)[11]針對MMC交流側(cè)出現(xiàn)的電壓不對稱跌落情況，提出了一種三次諧波注入的MMC子模塊電壓波動(dòng)抑制方法，以降低網(wǎng)側(cè)電壓不對稱情況下的換流器子模塊電容電壓波動(dòng)幅度。上述文獻(xiàn)都是針對交流側(cè)電壓非對稱情況下進(jìn)行的換流器控制策略的研究，對交流側(cè)電氣量特性的研究并不深入。

綜上所述，目前對于MMC交流側(cè)故障的研究，主要集中于研究其交流側(cè)輸電線路發(fā)生的不對稱接地或短路故障時(shí)的控制問題，針對MMC交流側(cè)輸電線路的非全相運(yùn)行問題研究較少。本文對MMC交流側(cè)單相斷線故障或斷路器單相跳閘等非全相運(yùn)行狀態(tài)展開了研究，首先根據(jù)MMC交流側(cè)非全相運(yùn)行狀態(tài)時(shí)的邊界條件得到了非全相運(yùn)行時(shí)各序分量間的關(guān)系，基于得到的序網(wǎng)關(guān)系，分別對工作于逆變工作狀態(tài)和整流工作狀態(tài)且采取常規(guī)控制策略的換流器網(wǎng)側(cè)和直流側(cè)電壓、電流及換流器傳輸有功功率的變化情況進(jìn)行了研究分析。

1 MMC 基本結(jié)構(gòu)及常規(guī)控制策略

MMC基本結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 MMC結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of MMC

從圖1可以看出，半橋型MMC為三相6橋臂結(jié)構(gòu)，每相包含上下兩個(gè)橋臂，每個(gè)橋臂由若干相同數(shù)量的橋臂子模塊和橋臂電抗器組成。典型的半橋型橋臂子模塊由電力電子開關(guān)器件T1、T2，反并聯(lián)二極管D1、D2及子模塊分布電容C組成。通過控制換流器橋臂子模塊開關(guān)器件的開通和關(guān)斷，使得換流器輸出一定的交流電壓。

MMC橋臂子模塊的開關(guān)信號由其控制環(huán)節(jié)和調(diào)制環(huán)節(jié)得到，典型的MMC控制環(huán)節(jié)包括外環(huán)電壓控制和內(nèi)環(huán)電流控制。根據(jù)MMC控制目標(biāo)的不同，其常規(guī)外環(huán)電壓控制策略可分為定有功功率、定無功功率、定直流電壓及定交流電壓控制[12]，如圖2所示。

圖2中，Pref和Qref分別為有功功率和無功功率的參考值；Udc_ref和US_ref分別為直流電壓和交流電壓的參考值；id_ref和iq_ref分別為d軸和q軸電流的參考值。

圖2 MMC常規(guī)外環(huán)電壓控制器Fig.2 Conventional voltage outer loop controller of MMC

MMC一般采用的內(nèi)環(huán)電流控制器如圖3所示。

圖3 MMC內(nèi)環(huán)電流控制器Fig.3 Current inner loop controller of MMC

MMC正常運(yùn)行時(shí)，外環(huán)電壓控制器首先根據(jù)不同控制目標(biāo)的參考值得到d軸和q軸電流的參考值，然后內(nèi)環(huán)電流控制器跟蹤d軸和q軸電流的參考值得到換流器三相等效輸出電壓的參考值，最后換流器調(diào)制環(huán)節(jié)將根據(jù)等效輸出電壓的參考值控制其橋臂子模塊的開斷，使控制換流器達(dá)到設(shè)定的控制目標(biāo)。

以上是MMC常規(guī)控制策略的介紹，文章僅針對上述控制策略下MMC交流側(cè)非全相運(yùn)行狀態(tài)的電氣量特性展開研究。

2 交流側(cè)非全相運(yùn)行特性分析

2.1 非全相運(yùn)行時(shí)序網(wǎng)關(guān)系

根據(jù)MMC內(nèi)部拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)以及其等效數(shù)學(xué)模型可將MMC等效為電壓源與阻抗串聯(lián)的形式，等效電壓源的電壓大小為換流器上下橋臂電壓差的1/2，等效阻抗為其橋臂阻抗的1/2[13]。

假設(shè)與MMC換流器相連的交流線路發(fā)生a相斷線故障或a相斷路器偷跳，此時(shí)故障端口的電壓、電流如圖4所示。

圖4 故障端口的電壓和電流Fig.4 Voltage and current of fault terminal

換流變壓器一般采用Y0/Δ接線方式，零序電流將在三角型繞組中形成環(huán)流，不會(huì)流入MMC換流器，因此換流器閥側(cè)無零序電流，可認(rèn)為換流器等效零序電壓源是0。MMC交流側(cè)等效電壓是由調(diào)制環(huán)節(jié)和控制環(huán)節(jié)共同作用得到的，此時(shí)MMC換流器可輸出正序和負(fù)序電壓。

由a相斷線時(shí)的邊界條件和式（1）所示的各序電流、電壓間的關(guān)系可得，發(fā)生a相斷線時(shí)，系統(tǒng)的正序、負(fù)序和零序網(wǎng)絡(luò)呈并聯(lián)關(guān)系，如圖5所示。

圖5中，ZT1、ZT2、ZT0分別為換流變壓器的正序、負(fù)序和零序阻抗；ZL1、ZL2、ZL0分別為斷線處到換流變壓器間的正序、負(fù)序、零序線路等效阻抗；ZS1、ZS2、ZS0分別為斷線位置到交流側(cè)系統(tǒng)的綜合正序、負(fù)序、零序阻抗；ZMMC1、ZMMC2分別為MMC的正序、負(fù)序等效阻抗，根據(jù)MMC換流器等效電路理論分析，圖5中的換流器等效阻抗與其橋臂阻抗有關(guān)，而且其正序等效阻抗和負(fù)序等效阻抗相等[14]；?S為交流系統(tǒng)等效電壓源電壓；?MMC1、?MMC2分別為MMC等效輸出電壓的正序和負(fù)序分量，正常運(yùn)行時(shí)，系統(tǒng)中不存在負(fù)序分量，MMC等效輸出電壓的負(fù)序分量為0。

當(dāng)換流器交流側(cè)非全相運(yùn)行時(shí)，線路中將出現(xiàn)負(fù)序電流，負(fù)序電流在正序dq坐標(biāo)系下表現(xiàn)為二倍頻波動(dòng)分量，常規(guī)的PI調(diào)節(jié)器無法對此二倍頻負(fù)序分量進(jìn)行有效控制。同時(shí)，由于采用電壓前饋補(bǔ)償，換流器電流內(nèi)環(huán)得到的dq軸參考電壓存在負(fù)序二倍頻波動(dòng)，由此得到的三相參考電壓也將存在負(fù)序分量，進(jìn)而導(dǎo)致?lián)Q流器交流側(cè)等效輸出電壓包含正序和負(fù)序分量。

對圖5電路進(jìn)行簡化，可得a相斷線時(shí)的等效序網(wǎng)如圖6所示。

圖5 a相斷線各序網(wǎng)絡(luò)Fig.5 Sequence network under phase-a breaking

圖6 等效序網(wǎng)Fig.6 Equivalent sequence network

圖6中，Z1、Z2、Z0分別為網(wǎng)絡(luò)的正序、負(fù)序和零序綜合等效阻抗，且Z1=ZL1+ZT1+ZS1+ZMMC1，Z2=ZL2+ZT2+ZS2+ZMMC2，Z0=ZL0+ZT0+ZS0。

根據(jù)圖6等效序網(wǎng)中各序量關(guān)系，計(jì)算可得圖4中斷口正序、負(fù)序和零序電壓分量，即

因此，A相斷口兩端的電壓差為

由式（2）和式（3）及圖6可解得，換流變壓器網(wǎng)側(cè)正序、負(fù)序及零序電流分別為

2.2 非全相運(yùn)行時(shí)的電流特性分析

由式（4）可得，非全相運(yùn)行后換流變壓器網(wǎng)側(cè)三相電流可分別表示為

由式（5）～（7）可知，當(dāng)HVDC系統(tǒng)中某MMC交流側(cè)非全相運(yùn)行時(shí)，換流變壓器網(wǎng)側(cè)斷線相電流為0，非故障相電流與MMC輸出的正序電壓和負(fù)序電壓有關(guān)。

當(dāng)系統(tǒng)正常運(yùn)行時(shí)，系統(tǒng)交流側(cè)三相電流可分別表示為

以b相為例，非全相運(yùn)行時(shí)b相電流有效值與系統(tǒng)正常運(yùn)行時(shí)b相電流有效值的差值為

式中：Idb為b相電流非全相運(yùn)行前后有效值的差值；|?b|、|?b′|分別為?b、?b′的有效值。

則由式（9）～（11）可知

其中

由式（12）～（14）可知，非全相運(yùn)行時(shí)b、c相電流有效值可能增大也可能減小，因此非全相運(yùn)行時(shí)換流器交流側(cè)可能出現(xiàn)過電流問題。而且當(dāng)MMC交流側(cè)發(fā)生非全相運(yùn)行時(shí)，不同控制策略也會(huì)對其交流側(cè)健全相電流產(chǎn)生不同影響。在雙端MMC-HVDC系統(tǒng)中，一端換流器采取定有功功率控制策略，另一端換流器采取定直流電壓控制策略時(shí)，在系統(tǒng)中定有功功率控制的換流器的控制作用下，非全相運(yùn)行后系統(tǒng)仍以維持原有功率傳輸為目標(biāo)。此時(shí)，定有功功率控制的換流器整流側(cè)或逆變側(cè)發(fā)生非全相運(yùn)行時(shí)，由于其一相的缺失，換流器交流側(cè)健全相電流將呈增大趨勢，可能出現(xiàn)過電流問題。

當(dāng)雙端MMC-HVDC系統(tǒng)中逆變側(cè)采取定交流電壓控制向無源網(wǎng)絡(luò)供電時(shí)，整流側(cè)采取定直流電壓控制。當(dāng)定交流電壓控制的換流器交流側(cè)發(fā)生非全相運(yùn)行時(shí)，在定交流電壓控制器的作用下，換流器交流側(cè)出口電壓大小近似不變。而由于缺少一相線路，MMC向無源網(wǎng)絡(luò)傳輸?shù)挠泄β蕦⑾陆?，此時(shí)若送端換流器輸出的有功功率保持不變，則系統(tǒng)直流電壓將由于系統(tǒng)有功功率不平衡而升高。但由于送端換流器采取定直流電壓控制，當(dāng)檢測到系統(tǒng)直流電壓有增大的趨勢時(shí)，會(huì)調(diào)節(jié)系統(tǒng)中傳輸?shù)挠泄β?，因此換流器交流側(cè)健全相電流大小基本保持不變。

2.3 非全相運(yùn)行時(shí)的電壓特性分析

由式（4）可知，發(fā)生斷線故障后，斷口處換流器側(cè)a相電壓滿足

斷口處換流器側(cè)b、c相電壓為

由式（5）～（7）及式（17）可知，非全相運(yùn)行時(shí)，a相電流為0，則非全相運(yùn)行時(shí)斷口交流系統(tǒng)側(cè)的電壓相量可表示為

在式（17）所示的非全相運(yùn)行發(fā)生后，斷口交流系統(tǒng)側(cè)a相電壓相量與系統(tǒng)電源a相電壓相量相等，b、c相電壓與非全相運(yùn)行時(shí)的各相電流有關(guān)。

當(dāng)系統(tǒng)正常運(yùn)行時(shí)，斷口m、n兩端電壓為0，則由式（8）和式（17）可知，正常運(yùn)行時(shí)n端三相電壓相量可表示為

當(dāng)斷口位置接近交流系統(tǒng)電源處時(shí)，交流系統(tǒng)的阻抗較小，因此可認(rèn)為系統(tǒng)正常運(yùn)行時(shí)n端三相電壓與系統(tǒng)電源電壓的有效值近似相等，即

由式（15）～（19）可知，非全相運(yùn)行前后n端三相電壓有效值之差為

式中，Uda、Udb、Udc為非全相運(yùn)行前后n端三相電壓有效值之差。

由式（20）可知，當(dāng)斷口位置接近交流系統(tǒng)電源處時(shí)，可認(rèn)為非全相運(yùn)行前后n端b、c相電壓有效值近似相等。非全相運(yùn)行前后斷口處n端a相電壓有效值之差滿足

由式（21）可知，非全相運(yùn)行時(shí)，n端a相電壓的有效值可能降低或增大。

由式（3）可知，a相斷口兩端的電壓差可表示為

取交流系統(tǒng)到換流器的方向作為電流的正方向。系統(tǒng)正常運(yùn)行時(shí)，換流器等效輸出電壓不包含負(fù)序分量，因此換流器等效輸出電壓與系統(tǒng)電源電壓間的大小關(guān)系可表示為

與逆變分析過程類似，當(dāng)換流器工作于整流工作狀態(tài)從交流系統(tǒng)吸收有功功率和無功功率時(shí)，系統(tǒng)電源電壓相量與換流器交流側(cè)電流相量間相角差大于90°，則與間相角差小于90°。非全相運(yùn)行前后n端a相電壓的有效值之差小于0。由此可知，當(dāng)換流器處于整流工作狀態(tài)且其交流側(cè)發(fā)生非全相運(yùn)行時(shí)，換流變網(wǎng)側(cè)a相電壓基本保持不變或下降。

綜上所述，當(dāng)MMC交流側(cè)發(fā)生斷線或斷路器單相跳閘等非全相運(yùn)行問題時(shí)，與正常運(yùn)行時(shí)相比，換流變網(wǎng)側(cè)健全相電壓大小近似不變；當(dāng)MMC換流器工作于整流工作狀態(tài)時(shí)，換流變網(wǎng)側(cè)斷線相電壓基本保持不變或下降；而當(dāng)MMC換流器工作于逆變工作狀態(tài)時(shí)，換流變網(wǎng)側(cè)斷線相電壓將上升，會(huì)出現(xiàn)過電壓問題。

2.4 非全相運(yùn)行時(shí)換流器輸出的功率變化特性

非全相運(yùn)行時(shí)MMC等效輸出電壓可表示為

式中：UMMC1、UMMC2分別為MMC等效輸出電壓正序和負(fù)序分量的幅值；θ+、θ-分別為等效輸出電壓正序分量和負(fù)序分量的初相角。

換流變壓器閥側(cè)電流可表示為

式中：IΔ1和 IΔ2分別為MMC閥側(cè)電流正序和負(fù)序分量的幅值；δ+和δ-分別為MMC閥側(cè)電流正序和負(fù)序分量的初相角。

根據(jù)瞬時(shí)功率理論，非全相運(yùn)行時(shí)，MMC換流器傳輸?shù)挠泄β士杀硎緸?/p>

由式（26）可知，非全相運(yùn)行時(shí)MMC交流側(cè)傳輸?shù)挠泄β手胁粌H包含直流分量，而且還存在二倍頻波動(dòng)分量。由文獻(xiàn)[15]可知，當(dāng)換流器傳輸?shù)挠泄β拾l(fā)生二倍頻波動(dòng)時(shí)，換流器上下橋臂傳輸?shù)乃矔r(shí)功率也將存在二倍頻波動(dòng)，進(jìn)而直接導(dǎo)致HVDC系統(tǒng)直流側(cè)電壓和電流產(chǎn)生二倍頻波動(dòng)，而且有功功率的二倍頻波動(dòng)還將通過直流線路傳輸?shù)紿VDC系統(tǒng)的其他換流站，導(dǎo)致與HVDC系統(tǒng)相連的其他交流系統(tǒng)電壓和電流都會(huì)產(chǎn)生畸變。

3 非全相運(yùn)行時(shí)電壓電流特性仿真驗(yàn)證

根據(jù)張北±500 kV柔性直流電網(wǎng)示范工程中MMC的參數(shù)，在PSCAD軟件中搭建如圖7所示的雙端MMC-HVDC系統(tǒng)的模型。

圖7 雙端MMC-HVDC系統(tǒng)Fig.7Two-terminal MMC-HVDC system

如圖7所示，S1、S2為系統(tǒng)兩側(cè)交流電網(wǎng)，MMC1、MMC2為采用MMC的換流站，T1、T2為換流變壓器，系統(tǒng)參數(shù)如表1所示。

表1 系統(tǒng)參數(shù)Tab.1 System parameters

當(dāng)MMC向交流側(cè)系統(tǒng)輸出有功功率和無功功率時(shí)，MMC工作于逆變工作狀態(tài)，而當(dāng)MMC從交流側(cè)系統(tǒng)吸收有功功率和無功功率時(shí)，MMC換流器工作于逆變工作狀態(tài)。當(dāng)圖7中MMC1和MMC2處于不同工作狀態(tài)時(shí)可采取的控制策略組合如下。

當(dāng)MMC1工作于整流工作狀態(tài)時(shí)，可采取定有功功率控制策略或定直流電壓控制策略；當(dāng)MMC1工作于逆變工作狀態(tài)時(shí)，可采取定有功功率控制策略、定直流電壓控制策略或采取定交流電壓控制向無源網(wǎng)絡(luò)供電。同時(shí)當(dāng)MMC1采取定有功功率控制或定交流電壓控制時(shí)，MMC2采取定直流電壓控制策略；當(dāng)MMC1采取定直流電壓控制時(shí)，MMC2采取定有功功率控制策略。

根據(jù)上述控制策略，進(jìn)行如下仿真實(shí)驗(yàn)：系統(tǒng)正常運(yùn)行時(shí)，換流器傳輸?shù)挠泄β试O(shè)定為1 400 MW，系統(tǒng)額定線電壓的有效值為500 kV，此時(shí)換流器交流側(cè)額定相電流的有效值為1.61 kA。

3.1 整流換流站非全相運(yùn)行仿真圖形

t=2 s時(shí)，采取定有功功率控制策略且工作于整流工作狀態(tài)的MMC1換流站交流側(cè)發(fā)生a相斷線或a相跳閘，此時(shí)換流變網(wǎng)側(cè)電壓、電流和系統(tǒng)直流側(cè)電壓、電流，以及傳輸?shù)挠泄β实牟ㄐ稳鐖D8～12所示。

圖8 整流換流站MMC1換流變網(wǎng)側(cè)電流Fig.8 Grid-side current of converter transformer in the rectifier converter stationMMC1

圖9 整流換流站MMC1換流變網(wǎng)側(cè)電壓Fig.9 Grid-side voltage of converter transformer in the rectifier converter stationMMC1

圖10 整流換流站MMC1傳輸?shù)挠泄β蔉ig.10 Active power transmitted by the rectifier converter stationMMC1

圖11 整流換流站MMC1直流側(cè)電壓Fig.11 DC side voltage of the rectifier converter stationMMC1

圖12 整流換流站MMC1直流側(cè)電流Fig.12 DC side current of the rectifier converter stationMMC1

由圖8可知，非全相運(yùn)行后，換流變網(wǎng)側(cè)a相電流為0，b相電流和c相電流均增大，出現(xiàn)過電流問題，與第2.2節(jié)理論分析一致。由圖9可知，非全相運(yùn)行后，換流變網(wǎng)側(cè)a相電壓跌落，與正常運(yùn)行時(shí)相比，b、c相電壓變化幅度較小，與第2.3節(jié)理論分析一致。由圖10～圖12可知，非全相運(yùn)行后，換流站傳輸?shù)挠泄β屎椭绷鱾?cè)電壓、電流將發(fā)生二倍頻波動(dòng)，與第2.4節(jié)理論分析一致。

當(dāng)MMC1采取定直流電壓控制且工作在整流工作狀態(tài)，MMC2采取定有功功率控制時(shí)，MMC1交流側(cè)發(fā)生非全相運(yùn)行后的仿真結(jié)論與其采取定功率控制時(shí)基本相同，篇幅所限不再贅述。

3.2 逆變換流站非全相運(yùn)行仿真圖形

t=2s時(shí)，采取定有功功率控制策略且工作于逆變工作狀態(tài)的MMC1換流站交流側(cè)發(fā)生a相斷線或a相跳閘，此時(shí)換流變網(wǎng)側(cè)電壓、電流和系統(tǒng)直流側(cè)電壓、電流，以及傳輸?shù)挠泄β实牟ㄐ稳鐖D13～圖17所示。

圖13 逆變換流站MMC1換流變網(wǎng)側(cè)電流Fig.13 Grid-side current of converter transformer in the inverter converter stationMMC1

圖14 逆變換流站MMC1換流變網(wǎng)側(cè)電壓Fig.14 Grid-side voltage of converter transformer in the inverter converter stationMMC1

圖15 逆變換流站MMC1傳輸?shù)挠泄β蔉ig.15 Active power transmitted by the inverter converter stationMMC1

圖16 逆變換流站MMC1直流側(cè)電壓Fig.16 DC side voltage of the inverter converter stationMMC1

圖17 逆變換流站MMC1直流側(cè)電流Fig.17 DC side current of the inverter converter stationMMC1

由圖13可知，非全相運(yùn)行后，換流變網(wǎng)側(cè)a相電流為0，c相電流上升，出現(xiàn)過電流問題，與第2.2節(jié)理論分析一致。由圖14可知，非全相運(yùn)行后，換流變網(wǎng)側(cè)a相電壓上升，b、c相電壓大小與正常運(yùn)行時(shí)相比變化幅度較小，與第2.3節(jié)理論分析一致。由圖15～圖17可知，發(fā)生非全相運(yùn)行后，換流站傳輸?shù)挠泄β屎椭绷鱾?cè)電壓、電流將發(fā)生二倍頻波動(dòng)，與第2.4節(jié)理論分析一致。

當(dāng)MMC2采取定有功功率控制，MMC1采取定直流電壓控制且工作在整流工作狀態(tài)時(shí)，MMC1交流側(cè)發(fā)生非全相運(yùn)行時(shí)的仿真結(jié)論與其采取定有功功率時(shí)基本相同，篇幅所限不再贅述。

當(dāng)MMC1采取定交流電壓控制向無源網(wǎng)絡(luò)供電，MMC2采取定直流電壓控制時(shí)，MMC1交流側(cè)發(fā)生非全相運(yùn)行時(shí)換流變網(wǎng)側(cè)電流如圖18所示。在發(fā)生非全相運(yùn)行后，換流變網(wǎng)側(cè)健全相電流變化不大，與第2.2節(jié)理論分析一致，采取定交流電壓控制且向無源網(wǎng)絡(luò)供電的換流器交流側(cè)發(fā)生非全相運(yùn)行后，換流變交流側(cè)健全相電流基本不變。其他電氣量波形與換流器采取定有功功率控制且處于逆變工作狀態(tài)時(shí)基本相同，篇幅所限不再贅述。

圖18 MMC1采取定交流電壓控制時(shí)換流變網(wǎng)側(cè)電流Fig.18 Grid-side current of converter transformer when MMC1adopts constant AC voltage control

4 結(jié)論

由上述理論分析和仿真波形可以看出，換流器交流側(cè)非全相運(yùn)行時(shí)，主要存在如下幾個(gè)方面的問題。

（1）對于采取定直流電壓控制或定功率控制的MMC換流器，當(dāng)其交流側(cè)非全相運(yùn)行時(shí)，網(wǎng)側(cè)斷線相電流為0，網(wǎng)側(cè)健全相電流上升，出現(xiàn)網(wǎng)側(cè)過電流的問題；對于采取定交流電壓控制的MMC換流器交流側(cè)發(fā)生非全相運(yùn)行時(shí)，網(wǎng)側(cè)斷線相電流為0，網(wǎng)側(cè)健全相電流大小近似不變。

（2）非全相運(yùn)行將導(dǎo)致MMC網(wǎng)側(cè)三相電壓不再對稱，當(dāng)MMC工作在整流工作狀態(tài)時(shí)，MMC網(wǎng)側(cè)斷線相電壓近似不變或下降；當(dāng)MMC工作在逆變工作狀態(tài)下時(shí)，MMC網(wǎng)側(cè)斷線相電壓將上升，出現(xiàn)網(wǎng)側(cè)過電壓的問題。

（3）采用傳統(tǒng)dq解耦控制的MMC系統(tǒng)，負(fù)序分量經(jīng)過坐標(biāo)變化后將呈現(xiàn)為二次諧波分量，而PI控制不能夠?qū)ζ溥M(jìn)行無靜差控制，從而使得MMC傳輸?shù)挠泄β食霈F(xiàn)二倍頻波動(dòng)，直流電壓和電流也將產(chǎn)生二倍頻波動(dòng)。

綜上所述，為保證交流側(cè)非全相運(yùn)行時(shí)MMC的安全穩(wěn)定運(yùn)行，應(yīng)根據(jù)MMC交流側(cè)非全相運(yùn)行時(shí)的電氣量特性研究和設(shè)計(jì)新的控制策略和保護(hù)原理，例如采用以抑制非全相運(yùn)行時(shí)的負(fù)序電流為目標(biāo)的負(fù)序抑制策略，以保證非全相運(yùn)行時(shí)MMC網(wǎng)側(cè)和閥側(cè)不會(huì)出現(xiàn)過電流、過電壓的問題，同時(shí)減小換流器交直流側(cè)電壓電流功率的波動(dòng)幅度。對于采用負(fù)序抑制等策略的非全相電氣量特性研究未來將進(jìn)一步深入研究。