海上風(fēng)電柔性直流送出換流站MMC換流閥損耗研究

李浩原,彭開軍,王江天,劉 超,李文津,周思遠(yuǎn),周國梁

(中國電力工程顧問集團(tuán)中南電力設(shè)計院有限公司,湖北 武漢 430071)

0 引 言

近年來,中國近海海上風(fēng)電開發(fā)已趨飽和,海上風(fēng)電開發(fā)逐步向大容量機(jī)組、遠(yuǎn)離海岸方向發(fā)展,成為中國風(fēng)電產(chǎn)業(yè)發(fā)展新的增長點(diǎn)。隨著風(fēng)電場容量不斷增大以及海上風(fēng)電場離岸距離不斷增加,柔性直流輸電成為遠(yuǎn)海大容量風(fēng)場電力送出的首選方案[1-5]。目前海上風(fēng)電柔性直流送出在世界范圍都得到了廣泛的應(yīng)用,在歐洲僅德國就有多個海上風(fēng)電柔性直流送出工程已投入運(yùn)行。中國首個海上風(fēng)電柔性直流送出工程——“三峽新能源江蘇如東海上風(fēng)電場柔性直流輸電工程”已于2021年12月投入運(yùn)行。中國第二個海上風(fēng)電柔性直流送出工程——“三峽陽江青州五、青州七海上風(fēng)電場海纜集中送出工程”已在工程實施中,輸電容量為2000 MW,直流電壓等級為±500 kV。

對于海上風(fēng)電柔性直流送出工程而言,損耗率是送出系統(tǒng)的一個重要指標(biāo)。一個1000 MW的風(fēng)電場損耗減小0.1%,則每年可多送出8.76 GWh的電能,可見降低損耗有著較為可觀的經(jīng)濟(jì)效益。同時,對柔性直流系統(tǒng)損耗的準(zhǔn)確計算,可為整個輸電系統(tǒng)的傳輸效率評估提供依據(jù)。因此對柔性直流輸電系統(tǒng)損耗的研究具有重要的工程實際意義,而柔性直流系統(tǒng)損耗中,模塊化多電平換流器(modular multilever converter,MMC)換流閥的損耗占主要部分,可為換流閥子模塊開關(guān)器件的選擇和換流閥散熱設(shè)計提供參考[6-7]。在設(shè)計階段,柔性直流系統(tǒng)損耗無法通過測量得到,因此需要研究一種方法對換流閥損耗和開關(guān)器件溫度進(jìn)行計算。

針對MMC換流閥損耗,國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了一系列的研究工作。文獻(xiàn)[8]采用分段解析公式的方法,給出了MMC子模塊器件通態(tài)損耗和開關(guān)損耗的計算公式。文獻(xiàn)[9]運(yùn)用電路分析,給出了開關(guān)器件IGBT的并聯(lián)模型,該模型為MMC換流閥損耗的近似估算提供了理論基礎(chǔ)。文獻(xiàn)[10]推導(dǎo)了開關(guān)器件的電流平均值和有效值計算方法,研究了開關(guān)器件的結(jié)溫變化特點(diǎn)并給出了計算結(jié)溫的方法。文獻(xiàn)[11]給出了半橋子模塊通態(tài)和開關(guān)損耗的計算方法,并基于其提出的換流閥子模塊熱模型,給出了MMC的可靠性分析和壽命評估的數(shù)據(jù)支撐。文獻(xiàn)[12]采用數(shù)據(jù)擬合的方法得到了便于工程應(yīng)用的MMC損耗計算公式,并針對廈門柔性直流輸電工程計算結(jié)果進(jìn)行了分析對比。文獻(xiàn)[13]在調(diào)研電力電子設(shè)備損耗測量技術(shù)的基礎(chǔ)上,提出了MMC換流閥功率模塊損耗測量試驗方法,為柔性直流工程中功率模塊損耗測試提供了參考。文獻(xiàn)[14]對MMC在正弦脈寬調(diào)制方式下子模塊上下管開關(guān)器件的投入概率進(jìn)行分析,推導(dǎo)了上下管開關(guān)器件等效電流的表達(dá)式,解析出上下管開關(guān)器件的平均電流和有效電流。文獻(xiàn)[15]對比分析了采用4500 V/1500 A和4500 V/3000 A器件的情況下,4種適用于±500 kV/3000 MW柔性直流輸電換流器的組合式MMC拓?fù)鋼p耗特性。文獻(xiàn)[16]在現(xiàn)有解析計算法的基礎(chǔ)上,進(jìn)一步精確推導(dǎo)得到涵蓋系統(tǒng)工況及器件特性的損耗計算通用表達(dá)式。文獻(xiàn)[17]針對控制環(huán)節(jié)中加入二次環(huán)流抑制和三倍頻電壓注入的半橋-全橋子模塊混合型MMC,對換流閥的損耗進(jìn)行了分類并給出了計算方法。文獻(xiàn)[18]提出了一種適用于多種子模塊拓?fù)?能夠準(zhǔn)確計算不同均壓策略、不同運(yùn)行工況下的換流閥損耗的方法,尤其解決了排序算法下附加開關(guān)損耗計算困難的問題。文獻(xiàn)[19]推導(dǎo)了疊加三次諧波后換流閥的損耗計算公式,詳細(xì)分析了三次諧波疊加率對換流閥損耗的影響。

海上風(fēng)電柔性直流送出已成為研究熱點(diǎn),但關(guān)于海上風(fēng)電柔性直流輸電系統(tǒng)MMC換流閥損耗的研究較少,且現(xiàn)有文獻(xiàn)沒有較為系統(tǒng)地分析換流閥損耗的影響因素和優(yōu)化措施。因此,下面基于目前較為常見的輸電容量為1000 MW的海上風(fēng)電柔性直流送出工程及其主回路參數(shù)和常用的半橋子模塊拓?fù)?研究了海上風(fēng)電柔性直流送出工程換流閥損耗的計算方法和原理,計算了MMC換流閥損耗,并研究了MMC換流閥損耗影響因素,給出了減小損耗的優(yōu)化建議。

1 海上風(fēng)電柔性直流送出系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)與參數(shù)

用于遠(yuǎn)距離大規(guī)模海上風(fēng)電并網(wǎng)的柔性直流常用系統(tǒng)接線如圖1所示。對于容量為1000 MW的海上風(fēng)電柔性直流送出工程,一般均采用對稱單極結(jié)構(gòu),直流極線電壓多采用±320 kV。目前常用的海上風(fēng)電柔性直流送出系統(tǒng)總體包含以下幾個部分:海上風(fēng)電場、海上升壓站(若采用66 kV直接接入則無海上升壓站)、海上換流站、直流海纜、陸上換流站、陸上交流系統(tǒng)。運(yùn)行方式為:風(fēng)電場電能匯集后,經(jīng)海上升壓站升壓至220 kV,由220 kV交流海纜送至海上柔性直流整流站;再通過高壓直流海纜送至陸上柔性直流逆變站;最后,逆變?yōu)?00 kV交流電接入陸上電網(wǎng)系統(tǒng)。

圖1 海上風(fēng)電柔性直流輸電系統(tǒng)拓?fù)?/p>

對于直流極線電壓為±320 kV,輸電容量為1000 MW的海上風(fēng)電柔性直流輸電系統(tǒng),換流站主設(shè)備參數(shù)如表1所示。

表1 ±320 kV/1000 MW換流站主設(shè)備參數(shù)

2 MMC換流閥損耗計算方法

關(guān)于MMC換流閥損耗計算,已有IEC標(biāo)準(zhǔn)予以規(guī)定,參考IEC 62751-2:2014。MMC換流閥總損耗包含9個部分,各部分損耗計算方法如下:

1)IGBT導(dǎo)通損耗PV1

子模塊中IGBT的通態(tài)損耗是其內(nèi)部T1和T2兩個IGBT通態(tài)損耗之和,如式(1)所示。

(1)

式中:Ntc為MMC換流閥子模塊總數(shù);V0T為IGBT平均閾值電壓;R0T為IGBT平均斜率電阻;IT1av_j為子模塊j中的T1平均電流;IT2av_j為子模塊j中的 T2平均電流;IT1rms_j為子模塊j中的 T1電流有效值;IT2rms_j為子模塊j中的 T2電流有效值。

從式(1)可以看出,影響IGBT導(dǎo)通損耗的兩個重要器件參數(shù)是R0T和V0T,可由IGBT的VCE-IC曲線計算而得,如圖2所示。

圖2 VCE-IC典型關(guān)系曲線

2)二極管導(dǎo)通損耗PV2

反并聯(lián)二極管D1和D2的導(dǎo)通損耗計算公式為

(2)

式中:V0D為二極管平均閾值電壓;R0D為二極管平均斜率電阻;ID1av_j為子模塊j中的D1平均電流;ID2av_j為子模塊j中的D2平均電流;ID1rms_j為子模塊j中的D1電流有效值;ID2rms_j為子模塊j中的D2電流有效值。

與IGBT類似,二極管的損耗受R0D和V0D的影響,這兩個參數(shù)可由器件的VF-IF曲線計算而得,計算方法與IGBT類似,如圖2所示。

3)其他導(dǎo)通損耗PV3

在MMC換流閥中,PV3一般指連接銅排或?qū)Ь€等的電阻造成的損耗,數(shù)值很小,一般可以忽略不計。

4)與直流電壓相關(guān)的損耗PV4

對于MMC換流閥,PV4一般為與子模塊電容并聯(lián)的均壓電阻的損耗。

5)直流電容損耗PV5

子模塊內(nèi)部的直流電容器的損耗由電容器內(nèi)部金屬化膜電極損耗、內(nèi)部引線損耗和電介質(zhì)損耗構(gòu)成,該部分損耗的等效電阻可由金屬化膜電容器的等效串聯(lián)電阻(equivalent series resistance,ESR)表示。

開關(guān)損耗是器件導(dǎo)通和關(guān)斷過程中的動態(tài)損耗。IGBT導(dǎo)通和關(guān)斷的過程也都是非理想的,都分別有一個電壓下降電流上升和電流上升電壓下降的短暫重疊過程,電壓電流的乘積導(dǎo)致能量的損耗,也就是IGBT的開關(guān)損耗。

IGBT的開關(guān)總損耗為開通能量Eon和關(guān)斷能量Eoff之和,如式(3)所示。

Eoff,T1_j,k+Eoff,T2_j,k)

(3)

式中:Ns為在積分時段ti內(nèi)每個MMC閥所經(jīng)受的開關(guān)周期(開通或關(guān)斷)次數(shù);Eon,T1_j,k為子模塊j中的T1在第k個開通事件中的開通能量損耗;Eon,T2_j,k為子模塊j中的T2在第k個開通事件中的開通能量損耗;Eoff,T1_j,k為子模塊j中的T1在第k個關(guān)斷事件中的關(guān)斷能量損耗;Eoff,T2_j,k為子模塊j中的T2在第k個關(guān)斷事件中的關(guān)斷能量損耗;ti為仿真中積分時間(不小于1 s)。

二極管的關(guān)斷總損耗為閥中所有子模塊中的D1和D2反向恢復(fù)能量Erec的和,積分時段為ti,如式(4)所示。

(4)

式中:Ns為在積分時段ti內(nèi)每個MMC閥所經(jīng)受的開關(guān)周期(開通或關(guān)斷)次數(shù);Erec,D1_j,k為子模塊j中的D1在第k個關(guān)斷事件中的恢復(fù)能量損耗;Erec,D2_j,k為子模塊j中的D2在第k個關(guān)斷事件中的恢復(fù)能量損耗。Eon、Eoff和Erec的計算公式為

(5)

式中:VCEN、VDN分別為IGBT和二極管的額定電壓;VSM為子模塊電容電壓;ion_T、ioff_T分別為IGBT開通和關(guān)斷時刻的電流;ioff_D為二極管關(guān)斷時的電流;ρTon、ρToff、ρDrec為結(jié)溫修正系數(shù);a1、b1、c1、a2、b2、c2可由IGBT器件開關(guān)能量特性曲線擬合得到;a3、b3、c3可由二極管器件反向恢復(fù)能量特性曲線擬合得到。

下面再考慮I2，值得留意的是，在這部分里，因為中是有奇點(diǎn)的，所以在做估計中需要注意到這點(diǎn)，利用Q(f，f)的弱形式(5)式，

圖3為4.5 kV/3 kA IGBT開/關(guān)能量曲線。一般器件參數(shù)表會給出Eon-IC曲線、Eoff-IC曲線,但未給出Eon與集電極電流IC的關(guān)系式及Eoff與IC的關(guān)系式。

圖3 IGBT開關(guān)能量函數(shù)曲線

計算IGBT的開關(guān)損耗時,需要利用曲線擬合得到參數(shù)a1、b1、c1和a2、b2、c2。而二極管器件參數(shù)表會給出關(guān)斷能量與電流的關(guān)系曲線,如圖4所示,故可以得到擬合系數(shù)a3、b3、c3。圖5示例了對IGBT開通能量與關(guān)斷能量擬合的結(jié)果;圖6示例了對二極管關(guān)斷能量擬合的結(jié)果。

圖4 二極管反向恢復(fù)能量函數(shù)曲線

圖5 IGBT開關(guān)能量函數(shù)曲線擬合

圖6 二極管反向恢復(fù)能量函數(shù)曲線擬合

7)緩沖電路損耗PV8和功率模塊控制板卡損耗PV9

目前的MMC換流閥通常不含緩沖電路,因此該部分損耗PV8可不計。

MMC閥功率模塊控制板卡損耗包括IGBT驅(qū)動及其相關(guān)輔助電路電源、監(jiān)測裝置、測量裝置等。在MMC換流閥中,閥電子電路統(tǒng)一由取能電源供電,取能電源由直流電容供電,通過測量取能電源的輸出功率就可以得到PV9。

8)器件結(jié)溫修正

為精確評估閥損耗,需要得到閥損耗計算時刻的PN結(jié)溫度。圖7給出的熱路圖可用于推算PN結(jié)的溫度,它將IGBT和二極管的損耗等值為兩個熱源,而PN結(jié)與器件外殼之間的熱傳遞過程則用熱阻Zth(JC_T) 和Zth(JC_D)表示。圖中:Zth(JC_T)、Zth(CS_T)分別為IGBT器件、底板及散熱器間的熱阻,可查詢器件參數(shù)表獲得;Zth(JC_D)、Zth(CS_D)分別為二極管器件、底板及散熱器間的熱阻,可查詢器件參數(shù)表獲得;TS為散熱器溫度。

圖7 器件結(jié)溫、底板和散熱器間熱路

由于開關(guān)器件工作溫度與損耗功率存在耦合關(guān)系,因此需要采用迭代計算的方法獲得。計算過程中,先給定開關(guān)器件初始結(jié)溫TJ_T、TJ_D(見圖7,初次計算設(shè)定值同底板溫度),再根據(jù)圖8步驟,得到修正溫度替代初始溫度,重復(fù)計算閥損耗直到兩者相等,完成迭代過程確定損耗功率PT、PD的終值,同時可得到開關(guān)器件的溫度。

圖8 溫度迭代流程

9)MMC換流閥總損耗

通過上面各部分的損耗計算,最終可得到MMC換流閥的總損耗PMMC=PV1+PV2+PV3+PV4+PV5+PV6+PV7+PV8+PV9。

3 MMC換流閥損耗仿真計算

由于MMC換流閥的工作模式復(fù)雜,僅靠公式分析很難獲得一些必要的輸入?yún)?shù),例如功率器件的電流和開關(guān)能量等,因此可采用仿真方法獲得。仿真需要根據(jù)工程實際拓?fù)浜椭骰芈穮?shù)建立精確的電磁暫態(tài)仿真模型,控制策略也應(yīng)與工程實際相符。

采用PSCAD/EMTDC電磁暫態(tài)仿真軟件,根據(jù)表1的換流站參數(shù)和圖1的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)建立較為精確的電磁暫態(tài)仿真模型。通過仿真計算獲得功率器件任意時刻的電壓、電流和開關(guān)狀態(tài),作為計算的重要輸入?yún)?shù);同時考慮功率器件的結(jié)溫,選取實際結(jié)溫對應(yīng)的閾值電壓、斜率電阻以及開關(guān)能量等開關(guān)器件參數(shù),參照IEC 62751-2標(biāo)準(zhǔn)給出的公式計算得到MMC換流閥的損耗。

MMC換流閥在穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時,可認(rèn)為各橋臂子模塊的損耗特性相同。為了準(zhǔn)確計算子模塊損耗,需對子模塊投入和切除過程中的開關(guān)狀態(tài)有準(zhǔn)確的掌握,對于半橋子模塊,其工作狀態(tài)不同引起的不同損耗分布有4種情況,見圖9和表2所示。

表2 子模塊開關(guān)能量

圖9 半橋子模塊損耗分布

針對±320 kV/1000 MW海上風(fēng)電柔性直流送出工程換流站換流閥進(jìn)行損耗計算,結(jié)果見表3。計算中取換流器調(diào)制比為0.85,子模塊開關(guān)頻率控制約為100 Hz。

表3 ±320 kV/1000 MW海上風(fēng)電柔直送出工程換流站換流閥損耗

由表3的計算結(jié)果可見,在MMC換流閥子模塊損耗中,開關(guān)器件導(dǎo)通損耗約占70%,開關(guān)器件開關(guān)損耗約占22%,均壓電阻和電容器損耗約占8%,其余損耗部分基本可忽略。送受端換流站換流閥總損耗率為1.078%。

同時,MMC換流閥在整流狀態(tài)時,二極管導(dǎo)通損耗占比較大;在逆變狀態(tài)時,IGBT導(dǎo)通損耗占比較大。該現(xiàn)象是由于整流和逆變狀態(tài)下?lián)Q流器橋臂電流直流偏置方向不同導(dǎo)致的。

4 MMC換流閥損耗影響因素研究

針對海上風(fēng)電柔直送出工程MMC換流閥,研究聯(lián)接變壓器閥側(cè)三次諧波注入、換流器調(diào)制比和直流極線電壓對換流閥損耗率的影響,提出降低換流閥損耗的建議。

4.1 聯(lián)接變壓器閥側(cè)三次諧波注入

圖10給出了在±320 kV/1000 MW送端換流站聯(lián)接變壓器閥側(cè)注入三次諧波后,送端換流站損耗率計算值。

圖10 三次諧波注入對換流閥損耗的影響

由圖10計算結(jié)果可見,隨著注入三次諧波幅值的增大,換流閥損耗率減小,主要體現(xiàn)為器件導(dǎo)通損耗和開關(guān)損耗的減小。與表3送端站損耗率0.543%相比,注入三次諧波即可減小損耗率。因為在聯(lián)接變壓器閥側(cè)投入三次電壓諧波注入策略后,在直流極線電壓不變的情況下,可以抬高換流器輸出交流線電壓有效值;在輸送容量和直流電壓不變的情況下,可以降低交流電流的有效值和平均值,從而可以降低子模塊損耗。因此,在條件允許的情況下,應(yīng)考慮在聯(lián)接變壓器閥側(cè)注入三次電壓諧波,從而減小換流閥損耗率。

4.2 改變調(diào)制比

圖11給出了不同換流器調(diào)制比情況下,±320 kV/1000 MW送端換流站換流閥損耗率的對比。

圖11 調(diào)制比對換流閥損耗的影響

由圖11的計算結(jié)果可見,隨著調(diào)制比的增大,橋臂電壓升高的同時橋臂電流降低,橋臂電流減小后,流過開關(guān)器件的電流有效值和瞬時值均減小,進(jìn)而通態(tài)損耗和開關(guān)損耗減小,使總損耗減小。因此,為了減小換流閥損耗,可采用較高的調(diào)制比。

4.3 直流極線電壓的影響

在海上風(fēng)電柔性直流送出工程的可行性研究階段,會針對工程輸電容量對直流電壓等級進(jìn)行選擇。1000 MW海上風(fēng)電柔性直流送出可能采用的3個電壓等級為±250 kV、±320 kV和±400 kV。針對這3個電壓進(jìn)行換流閥損耗率計算,均采用對稱單極接線和半橋子模塊拓?fù)??！?50 kV和±400 kV兩種情況下的換流站主設(shè)備參數(shù)見表6,±320 kV的換流站主設(shè)備參數(shù)見表1。

表6 主設(shè)備參數(shù)

計算得到的送端站換流閥損耗情況如圖12所示。3種工況均取調(diào)制比為0.85,不考慮三次諧波注入。

圖12 直流極線電壓對換流閥損耗的影響

由圖12計算結(jié)果可知,當(dāng)輸電容量一定時,柔性直流輸電系統(tǒng)換流器的損耗與輸電電壓密切相關(guān)。當(dāng)輸電電壓減小時,閥模塊數(shù)減少,但是橋臂電流增大,單個子模塊損耗增大;當(dāng)輸電電壓增大時,模塊數(shù)增大,但是橋臂電流減小,單個子模塊損耗減小。在所計算的常用電壓等級下,隨著電壓等級從±250 kV增加至±400 kV,送端站換流閥損耗率從0.558%減小到0.540%?？梢娫诮o定輸電容量的情況下,選擇較高的直流電壓等級可以降低換流閥損耗。

5 結(jié) 論

上面針對海上風(fēng)電柔性直流送出工程,在PSCAD/EMTDC中建立電磁暫態(tài)仿真模型,進(jìn)行了MMC換流閥損耗計算研究,主要工作和結(jié)論如下:

1)結(jié)合IEC 62751-2,給出了MMC換流閥損耗計算方法和關(guān)鍵計算參數(shù)的獲取方法。

2)針對典型直流電壓和輸送容量的±320 kV/1000 MW海上風(fēng)電柔性直流送出工程,建立電磁暫態(tài)仿真模型計算了送端換流站和受端換流站的損耗率,計算結(jié)果表明總損耗中器件導(dǎo)通損耗約占70%,開關(guān)損耗約占22%,均壓電阻和電容器損耗約占8%。送受端換流站換流閥總損耗率為1.078%。

3)研究了MMC換流閥損耗率的影響因素,計算結(jié)果表明:聯(lián)接變壓器閥側(cè)注入三次諧波電壓幅值越大,換流閥損耗越小;換流器調(diào)制比越大,換流閥損耗越小;在給定容量的情況下,提高直流極線電壓,可以降低換流閥損耗。