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蓬柚广
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1 208 第 46 卷第 8 期 Vol.46 No.8 混合多端直流输电系统柔直换流阀电气应力抑制策略研究王先为, 张军, 杨美娟, 张浩, 吴金龙 3 2, 姚为正 (. 西安许继电力电子技术有限公司, 陕西西安 70075;2. 许继电气股份有限公司, 河南许昌 46000; 3. 许继集团有限公司, 河南许昌 46000) 摘要 : 混合多端直流输电系统中逆变站采用子模块混合型模块化多电平电压源换流器 (MMC) 并联, 因此对子模块混合型 MMC 换流阀电气应力及抑制策略进行研究对于系统安全性和可靠性分析具有重要的意义首先分析了混合多端直流输电系统运行原理 ; 然后进一步分析了 MMC 换流阀电气应力产生机理, 并在此基础上提出了 MMC 换流阀电气应力抑制策略 ; 最后在 PSCAD/EMTDC 软件中建立 3 端 LCC+MMC+MMC 型混合直流输电系统, 并对 MMC 换流阀电气应力抑制策略进行了仿真验证通过本文研究可知, 故障发生过程中非故障换流站持续注入能量是 MMC 换流阀电气应力增大的主要原因, 采用泄能装置后可以有效抑制 MMC 换流阀的电气应力关键词 : 混合多端直流输电系统 ; 子模块混合型 MMC; 换流阀电气应力 ; 泄能装置中图分类号 :TM72. 文献标志码 :A 文章编号 : (208) Control Strategy of Suppressing Sub-module Hybrid MMC Valve Electrical Stress on Multi-terminal Hybrid-HVDC System WANG Xianwei,ZHANG Jun,YANG Meijuan, ZHANG Hao,WU Jinlong 3,YAO Weizheng 2 (. Xi an XJ Power Electronics Technology Co.,Ltd,Xi an 70075,China; 2. XJ Electric Co.,Ltd,Xuchang 46000,China;3. XJ Group Co.,Ltd,Xuchang 46000,China) Abstract: In hybrid multi-terminal high voltage direct current system,inverter is designed for paralleled two hybrid modular multilevel converter(mmc). Valve electrical stress and its control strategy of the hybrid sub-module MMC is very critical for power transmission stability and engineering feasibility of hybrid multi- terminal HVDC transmission system. Firstly,the operation mechanism of hybrid multi-terminal system is analyzed. Based on this,the valve electrical stress control strategy is proposed in detailed. Finally,LCC+MMC+ MMC(sub-module MMC)three terminal hybrid-hvdc transmission system model is built by PSCAD/ EMTDC,and valve electrical stress and its control strategy are simulated. According to the analysis result,the main factor of valve electrical stress of sub- module MMC is the energy from non- fault converter station continuous injection into failure station during the fault occurrence. The valve electrical stress level of sub- module MMC of multi- terminal hybrid HVDC system could be suppressed effectively by energy release device. Key words: hybrid multi-terminal high voltage direct current(hvdc)system;hybrid sub-module modular multilevel converter (MMC);valve electrical stress;energy release device 0 引言基于晶闸管的常规高压直流输电技术具有技术成熟成本低可靠性高等优势但由于其电网基金项目 : 国家科技重大专项基金资助项目 (205ZX ) Project Supported by National Science and Technology Major Project (205ZX ) 换相型换流器 (Line Commutated Converter,LCC) 中晶闸管半控的特性, 逆变站换相失败无法避免尤其对于直流多馈入地区, 继发性换相失败故障将对 [- 3] 整个地区电网安全稳定运行带来严重的威胁而作为第三代的电压源换流器, 模块化多电平电压源换流器 (Modular Multilevel Converter,MMC) 以其控制灵活不存在换相失败等优势解决了 LCC 的问 [4-7] 题由于绝缘栅双极型晶体管 (Insulated Gate 032

2 208 第 46 卷第 8 期 Vol.46 No.8 电网分析与研究 Bipolar Transistor,IGBT) 功率器件应力和成本等因素, 再加之 MMC 换流器的容量相对 LCC 较低, 因此基于 2 种类型换流器的混合多端直流输电技术可以发挥其各自优势, 未来将得到广泛应用文献 [8] 研究了基于 LCC+MMC 型混合直流输电系统功率稳定策略, 主要通过稳态下的协调策略保证功率的平稳单向传输文献 [9] 对子模块混合型 MMC 直流故障穿越策略进行了研究, 分析了半桥和全桥子模块阀段自身平衡机理和调制电压基本分配原则, 并提出了虚拟电阻的优化策略文献 [0] 主要研究了混合型子模块电容的优化设计, 利用全桥子模块输出负电压的特性对子模块电容电压的基频波动进行有效地抑制, 在此基础上减小子模块电容文献 [] 研究了基于直流断路器 (Direct Current Circuit Breaker,DCCB) 的 LCC + DCCB + MMC 3 端混合直流输电系统的交直流故障特性和控制保护策略, 主要通过系统之间的协调控制和直流断路器操作进行故障隔离或者清除由于 2 种换流器控制周期有差异, 且全控型器件 IGBT 和晶闸管应力水平差异较大, 因此混合直流输电系统中 MMC 子模块的电气应力比较脆弱, 但是上述文献中并未涉及到混合直流输电系统中器件的应力问题本文以混合 LCC+MMC+MMC 型 3 端混合多端直流输电系统为研究对象, 其中受端系统为并联的 2 个子模块混合型 MMC 首先分析了混合多端直流输电系统运行原理, 并以电流应力功率器件热稳定性和电压应力 3 个量作为 MMC 换流阀设备电气应力参数 ; 然后在此基础上研究了混合多端直流输电系统中 MMC 换流阀的电气应力产生机理 ; 最后提出了对混合多端直流输电系统中 MMC 换流阀电气应力的抑制策略并通过 PSCAD/EMTDC 对其进行了仿真验证图混合多端直流输电系统 Fig. Hybrid multi-terminal HVDC system 考虑到多端系统需要具备直流故障穿越能力, 但是半桥 MMC 不具备直流故障穿越能力, 且直流断路器和全桥 MMC 成本又较高且损耗大因此采用子模块混合型 MMC, 可兼备直流故障穿越以及成本 [2-5] 低的优势子模块混合型 MMC 拓扑如图 2 所示图 2 子模块混合型 MMC 拓扑 Fig.2 Topology of hybrid sub-modular MMC 图 2 中,U dc 为 MMC 端口直流电压,SM ~N 为组成桥臂的子模块 MMC 每个桥臂由 N 个全桥子模块与 N 2 个半桥子模块串联组成, 通过合理的 N 与 N 2 配比可以实现对直流电压降压控制, 且能有效阻 [6-7] 断直流侧故障电流混合多端直流输电系统中,2 个 MMC 为电压源换流器, 而常规 LCC 为电流源换流器, 其运行过程的等效原理图如图 3 所示混合多端直流输电系统原理 LCC 经过多年的发展, 在大容量远距离电能传输领域技术成熟而 MMC 由于功率器件因素的制约, 单个 MMC 的容量相对有限, 因此采用多个 MMC 并联扩容的方法可以提升功率传输能力由 LCC 和 MMC 构成的混合 3 端直流输电系统拓扑如图所示在系统受端采用了 2 个 MMC 并联,2 个 MMC 可以位于同一地区或者不同地区运行过程中 LCC 采用常规定直流电流运行方式, 并联的 2 个 MMC 分别采用定直流电压和定功率运行 Fig.3 图 3 混合多端直流输电系统等效原理图 Equivalent schematic of hybrid multi-terminal HVDC system 图 3 中,U dr 为送端 LCC 直流侧电压 ;I dc,i dc2,i dc3 033

3 208 第 46 卷第 8 期 Vol.46 No.8 为 LCC 直流电流, 该值在运行过程中由 LCC 控制 ; U dc 为直流电压, 该值由运行过程中由定直流电压 MMC 控制 ;P dc3 为定功率站运行过程中的有功功率, 该值由定功率站 MMC 控制混合多端直流输电系统运行过程中直流电压和直流关系如式 () 所示 : ìi dc2 = I dc - I dc3 íu dr + RI dc () îp dc3 I dc3 混合多端直流输电系统中, 直流电压直流电流关系如式 (2) 所示 : ìu dr + R L I dc U dr = 2.7E r cos α - (.9ωL r + R s )I dc íi dc = 2.7E cos α - U r dc (2) R L + C H I dc2 = 2.7E cos α - U r dc - P dc3 î R L + C H U dc 式中 :E r 为交流系统参数 ;L r 为换流变压器每一相的换相电感 ;α 为 LCC 触发角 ;R L 为线路等效阻抗 ;R s 为换流器等效阻抗 ;C H 为和系统拓扑相关的常数在系统稳定运行时, 送端 LCC 控制直流电流运行, 受端 2 个 MMC 分别控制直流电压和直流功率根据式 (2) 可知,LCC 通过对触发角 α 的调节可以控制系统的功率传输 ;MMC 对系统直流电压和功率的控制也可以实现对系统功率的调节功率调节过程中定直流电压站直流电流 I dc2 由系统控制量 α 和功率站 P dc3 控制, 定直流电压站 MMC2 运行中实现了直流电压和直流电流的解耦控制 2 换流阀电气应力分析对于混合多端直流输电系统, 故障发生后可能会存在多个电源同时向故障点注入电流的情况, 且由于 LCC 调节速度远低于 MMC, 而全控型电力电子器件的 IGBT 电气应力的安全范围又远小于晶闸管, 因此在混合多端系统中对 MMC 的电气应力分析比较关键 2. 桥臂电流应力对于桥臂电流最严重的工况为阀厅内部阀底接地故障阀底接地故障工况下系统等效示意图如图 4 所示图 4 中,U AV 为换流变压器阀侧对地电压,U fa 为上桥臂阀底对地电压,I armuf 为 MMC 上桥臂故障电流,I armdf 为 MMC 下桥臂故障电流,U LN 为 MMC 下桥臂直流侧对地电压,C 为子模块电容图 4 桥臂电流应力产生原理图 Fig.4 Diagram of MMC arm current stress 稳态运行过程中桥臂电流存在式 (3) 关系 : ì I arm = I dc 3 + i af 2 íu AV 2 + u (3) avn U î armup 2 - u avn 式中 :I arm 为 MMC 桥臂电流 ;U dc 为 MMC 直流电压 ;i af 为变压器阀侧相电流 ;u avn 为换流变压器阀侧相电压 ;U armup 为上桥臂电压当发生阀底故障后, 另外 2 个换流站同时向该站注入故障电流根据式 (3), 可以得到桥臂电压和桥臂电流的表达式如式 (4) 所示 : ìu armup = R(t)I arm í (4) îr(t) = R on N + R off (N - N ) 式中 :R(t) 为桥臂等效阻抗 ;R on 为子模块投入状态的阻抗 ;R off 为子模块切除状态的阻抗 MMC 桥臂阻抗和子模块切除 / 投入个数相关当桥臂阻抗最小时发生阀底接地故障, 电流应力水平最严重故障电流如式 (5) 所示 : ì R min = 3U - 6u dc avn 2I dc + 3I af í I fp = (2I + 3I )u (5) dc af dc î 3U dc - 6u avn 式中 :R min 为桥臂阻抗最小值 ;I fp 为桥臂电流最大应力值从式 (5) 可以看出极端工况下, 桥臂电流会快速上升至较大峰值, 控制保护系统等调节速度可能无法对其进行有效抑制, 该峰值电流会造成功率器件损坏 2.2 功率器件热效应分析根据 MMC 控制保护策略, 当桥臂电流峰值达到保护定值 I D 时,MMC 进行闭锁保护闭锁保护动作完成后, 电流通流关断, 桥臂中故障电流开始下降故障过程中 MMC 桥臂电流波形如图 5 所示 034

4 208 第 46 卷第 8 期 Vol.46 No.8 电网分析与研究闭锁后, 由于存在通信延时等问题, 多端系统中直流侧其他 MMC 换流站及 LCC 换流站仍持续向故障点注入故障电流子模块电容充电回路如图 7 所示图 5 故障过程中桥臂故障电流波形 Fig.5 Figure of MMC arm fault current 如图 5 所示, 当 t 0 时刻 MMC 发生严重故障后, 桥臂电流迅速增加 ; 经过 T D 延时 I arm 超过阀控保护定值 I D 时, 桥臂闭锁保护触发 ; 经过 T L 延时, 桥臂完成闭锁, 故障电流达到峰值 I p; 经过 T S 延时, 桥臂中的电流衰减为 0 在图 5 中,T D 和 T S 2 个延时与 MMC 桥臂的故障回路特性相关, 而 T L 则与控制保护系统等延时相关在故障过程中桥臂电流持续流过子模块, 器件故障期间的热稳定需要满足式 (6) 要求 : t ì Q t = í 0 i 2 dt arm îq t I 2 t (6) th th 式中 :i arm 为故障期间流过子模块功率器件的电流 ;t 为故障电流的持续时间, 在图 5 中积分区间为 [t 0, t 3];Q t 为故障期间子模块功率器件的焦耳积分 ;I 2 tht th 为功率器承担的最大焦耳积分式 (6) 为功率器件安全运行的条件当 Q t 过大, 甚至导致式 (6) 条件不满足时, 功率器件将损坏 2.3 子模块电压应力从图 5 可知, 当子模块闭锁后桥臂电流逐渐下降为 0, 子模块通过反并联二极管形成子模块电容充电回路当站内发生严重故障后, 会引起子模块闭锁保护, 当子模块闭锁后,MMC 子模块持续充电回路如图 6 所示图 6 子模块闭锁后故障电流回路 Fig.6 Fault current circuit after MMC blocking 如图 6 所示, 当某个 MMC 换流站的功率器件图 7 子模块等效充电回路 Fig.7 Diagram of charging circuit 图 7 中, 子模块电压 MMC 子模块闭锁后, 电容不存在放电回路其中,L dc 为直流电抗,L arm 为桥臂电抗电路中电抗续流的能量通过充电回路转移至电容上, 充电过程中子模块电容电压存在以下关系 : ì du I C = C SMC M dt íδq C = 2 C(U 2 - U 2 ) (7) M 2 t 2i 2 ΔQ î C = dt t arm 式中 :C M 为子模块电容值 ;U SMC 为子模块电压 ;I C 为子模块充电电流,I C 只有正向 ;ΔQ C 为电容增加的能量 ;U 和 U 2 分别为电容充电前后的电压只要二极管两端电压为正向, 充电回路就一直存在, 电容电压持续上升, 可能会导致子模块及功率器件的损坏 3 换流阀电气应力抑制策略通过对桥臂电流应力功率器件热效应以及子模块电压应力等的分析可知, 在混合多端直流输电系统中, 故障发生后系统持续向 MMC 注入能量是换流阀电气应力过大的主要原因, 本文采用泄能装置对其进行抑制 3. 泄能装置原理为了对 MMC 换流阀的电气应力进行抑制, 拟在其直流端口加装泄能装置泄能装置原理如图 8 所示图 8 中,U XN 为泄能装置两端的电压,I X 为流过泄能装置的电流,U TD 为耗能级两端的电压泄能装置由开关级和耗能级构成, 开关级由大功率 IGBT 器件并联组成, 耗能级由晶闸管串联组成,MOV, MOV2 分别为开关级和耗能级的避雷器开关极并联 IGBT 尽可能选择相同型号的器件, 并保证触发 035

5 208 第 46 卷第 8 期 Vol.46 No.8 脉动的一致性 ; 另外在开关极中还增加了均流电阻, 以此来保证导通过程中器件的均流中 MMC 换流阀电气应力的抑制效果, 建立如图 0 所示的 3 端混合直流输电系统仿真模型, 送端为典型 2 脉波 LCC, 受端为 2 个子模块混合型 MMC 算例中混合直流输电系统参数如表所示表混合直流输电系统参数 Tab. Parameters of hybrid DC transmission system 参数 LCC MMC MMC2 直流电压 /kv 直流电流 /ka 焦耳积分 /ka 2 s * 图 8 泄能装置拓扑 Fig.8 Diagram of energy release device 稳态运行时开关级处于关断状态, 耗能级处于非触发状态当需要进行泄能运行时, 首先导通开关级 IGBT; 然后导通耗能级晶闸管, 监测到晶闸管导通后触发脉冲关断当故障 MMC 换流站远端 MMC 换流站以及远端 LCC 换流站均采取保护动作后, 泄能装置中的电流电压将降低, 开关级关断, 泄能装置恢复断态泄能装置控制流程如图 9 所示当其中个 MMC 换流站发生阀侧母线单相接地故障后, 泄能装置加装前混合直流输电系统仿真波形如图 0 所示图 9 泄能装置动作流程图 Fig.9 Flow diagram of energy release device operation 图 9 中, 以 MMC 直流端口对地电压 U XN 和 MMC 直流电流 I dc 为参考量当 U XN 或者 I XN 大于保护动作整定值 U T 和 I T 时, 首先导通开关级 IGBT, 然后导通耗能级晶闸管当泄能装置电压 U XN 和电流 I X 小于关断整定值 U G 和 I G 时, 开关级 IGBT 关断, 泄能装置中电流 I X 降为 0, 泄能装置退出运行 3.2 泄能装置仿真结果为了验证泄能装置对混合多端直流输电系统图 0 泄能装置加装前 MMC 电气应力仿真波形 Fig.0 Simulation result of LCC+MMC+MMC by serious fault without energy release device 图 0 中, 当混合 3 端直流输电系统中个 MMC 换流站发生阀侧母线接地故障时, 故障 MMC 桥臂电流迅速增加, 当超过桥臂过流保护定值.5 p.u. 时, 闭锁逻辑启动 ; s 桥臂子模块完成闭锁, 电流峰值达到额定电流的 2. p.u. 倍闭锁后, 由于 LCC 换流站和非故障 MMC 换流站仍持续通过反并联二极管对故障站子模块电容进行充电故障 MMC 子模块电压持续增大, 电压峰值达到

6 208 第 46 卷第8期 Vol.46 No.8 p.u. 而热应力也已经达到了器件自身极限应力的 0.6 p.u. 采用泄能装置前严重故障工况下 MMC 换流阀桥臂电流应力和子模块电压应力均超过 2.0 p.u. 该值将导致功率器件损坏采用泄能装置并按照图 9 所示动作流程当图中相同 MMC 换流站发生阀侧单相接地故障后 MMC 的仿真波形如图所示电网分析与研究对比图 0 和图可以发现采用泄能装置后混合多端直流输电系统中 MMC 换流阀电气应力水平被有效地抑制在安全范围内 4 结语从混合多端直流输电系统中 MMC 桥臂电流功率器件热应力以及子模块电压 3 个方面对子模块混合型 MMC 换流阀电气应力进行了分析研究指出 MMC 换流站发生严重故障后外电路持续向故障 MMC 注入功率是换流阀电流应力热应力及电压应力产生的主要因素仿真结果说明通过加装泄能装置可以对 MMC 换流阀桥臂电流功率器件热应力以及子模块电压进行快速有效抑制从而避免 MMC 换流阀设备损坏参考文献 [] 李广凯李庚银梁海峰等. 新型混合直流输电方式的研究[J]. 电网技术 LI Guangkai LI Gengyin LIANG Haifeng et al. Research on a novel in hybrid- HVDC system[j]. Power System [2] Technology 郭春义刘文静赵成勇等. 混合直流输电系统的参数优化方法[J]. 电力系统自动化 GUO Chunyi LIU Wenjing ZHAO Chengyong et al. Parameters optimization method of hybrid HVDC transmission system[j]. Automation of Electric Power [3] Systems 倪晓军赵成勇刘羽超等. 混合双馈入直流系统中 VSC-HVDC 对 LCC-HVDC 受端系统强度的影响[J]. 中国电机工程学报 NI Xiaojun ZHAO Chengyong LIU Yuchao et al. The effects of VSC- HVDC on the system strength of LCCHVDC 图泄能装置加装后 MMC 电气应力仿真波形 Fig. Simulation result of LCC+MMC+MMC by serious fault with energy release device [4] 降低为器件自身极限应力的 0.5 倍换流阀电气应力均在功率器件允许范围内 HVDC system[j]. Proceedings of the CSEE 熊连松卓放祝明华等. 单相电力信号同步相位的快速捕获方法研究[J]. 中国电机工程学报 Research on fast phase synchronization in single- phase 测到电压值 UXN 超过.2 p.u. 泄能装置启动流经子模块电压峰值降为.7 p.u. 而功率器件热应力也 Hybrid XIONG Liansong ZHUO Fang ZHU Minghua et al. 流保护定值闭锁逻辑启动而同时泄能装置也检采用泄能装置后桥臂电流峰值降为.78 p.u. dual- infeed 图中当故障发生后桥臂电流迅速达到过 MMC 的故障电流被耗能装置导入大地 in power systems[j]. Proceedings of the CSEE [5] XIONG L S ZHUO F WANG F et al. Static synchronous generator model: a new perspective to investigate dynamic characteristics and stability issues of grid- tied PWM in verter[j]. IEEE Transactions on Power Electronics

7 208 第 46 卷第 8 期 Vol.46 No.8 3(9): [6] RAHIMI E,GOLE A M,DAVIES J B. Commutation failure analysis in multi- infeed HVDC systems[j]. IEEE Transactions on Power Delivery,20,26(): [7] 冯谟可, 郭裕群, 许建中, 等. 混合型 MMC 启动策略及全桥子模块数目配置研究 [J]. 华北电力大学学报 ( 自然科学版 ),207,44(06): FENG Moke,GUO Yuqun,XU Jianzhong,et al. Start-up control strategies of hybrid MMC and configuration of FBSM[J]. Journal of North China Electric Power University,207,44(06): [8] 张军, 姚为正, 杨美娟, 等. 基于触发角监测的混合直流输电系统功率稳定策略 [J]. 电力建设,206,37(): ZHANG Jun,YAO Weizheng,YANG Meijuan,et al. Power stability control strategy of hybrid- HVDC transmission system based on triggering angle monitoring[j]. Electric Power Construction,206,37(): [9] 孔明, 汤广福, 贺之渊. 子模块混合型 MMC-HVDC 直流故障穿越控制策略 [J]. 中国电机工程学报,204,34 (30): KONG Ming,TANG Guangfu,HE Zhiyuan,et al. Precharging control strategies of modular multi- level converter for VSC HVDC[J]. Proceedings of the CSEE, 204,34(30): [0] 赵聪, 李耀华, 李子欣, 等. 混合型模块化多电平变流器电容优化设计 [J]. 中国电机工程学报,207,37(9): ZHAO Cong,LI Yaohua,LI Zixin,et al. Capacitance optimization design of hybrid modular multilevel converter [J]. Proceedings of the CSEE,20,37(9): [] 洪潮, 时伯年, 孙刚, 等. 基于 LCC-MMC 的三端混合直流输电系统故障特性与控制保护策略 [J]. 电力建设, 207,38(08): HONG Chao, SHI Bonian, SUN Gang, et al. Fault characteristics and control & protection strategy of threeterminal LCC-MMC hybrid HVDC transmission system[j]. Electric Power Construction,207,38(08): [2] 熊连松, 卓放, 刘小康, 等. 增强型滑动平均滤波算法及其在畸变电网相位同步控制中的应用 [J]. 电工技术学报,205,30(2):3-23. XIONG Liansong,ZHUO Fang,LIU Xiaokang. Enhanced moving average filter and its applications in phase locking control of distorted power systems[j]. Transactions of China Electrotechnical Society,205,30(2):3-23. [3] 许烽, 宣晓华, 江道灼, 等. 常规直流输电系统改造用的混合直流输电技术 [J]. 电网技术,207,4(0): XU Feng,XUAN Xiaohua,JIANG Daozhuo,et al. Study on hybrid HVDC transmission technology used for upgrading of conventional HVDC Transmission System[J]. Power System Technology,207,4(0): [4] 熊连松, 卓放, 刘小康, 等. 不对称电网同步相位的快速开环捕获方法研究 [J]. 中国电机工程学,205,35(22): XIONG Liansong,ZHUO Fang,LIU Xiaokang,et al. Research on fast phase synchronization scheme for threephase unbalanced power system[j]. Proceedings of the CSEE,205,35(22): [5] 胡丁文, 郝亮, 王先为, 等. 交流系统内部结构参数变化对多馈入交互作用因子的影响分析 [J]. 陕西电力,207, 45(2): HU Dingwen,HAO Liang,WANG Xianwei, et al. Influence analysis of AC system structure parameters on multi-infeed interaction factor[j]. Shaanxi Electric Power, 207,45(2): [6] 张帆, 张东辉, 柳勇军, 等. 西背靠背混合直流输电工程引发次同步振荡的风险评估及抑制方法研究 [J]. 陕西电力,207,45(4):30-33,43. ZHANG Fan,ZHANG Donghui,LIU Yongjun,et al. Risk assessment and suppression method study on subsynchronous oscillation resulted from lux mixed back to back HVDC project[j]. Shaanxi Electric Power,207,45 (4):30-33,43. [7] 杨洋, 王瑶, 李浩涛, 等. 子模块混合型 LCC-MMC 混合直流输电系统的启动控制策略 [J]. 电力系统保护与控制,208,46(8): YANG Yang,WANG Yao,LI Haotao,et al. Start- up control strategies for the cell- hybrid LCC- MMC hybrid HVDC system[j]. Power System Protection and Control, 208,46(8): ( 责任编辑付小平 ) 收稿日期 : 作者简介 : 王先为 (985), 男, 安徽淮北人, 博士, 主要从事电力自动化研究工作 038

34 22 f t = f 0 w t + f r t f w θ t = F cos p - ω 0 t - φ 1 2 f r θ t = F cos p - ω 0 t - φ 2 3 p ω 0 F F φ 1 φ 2 t A B s Fig. 1

34 22 f t = f 0 w t + f r t f w θ t = F cos p - ω 0 t - φ 1 2 f r θ t = F cos p - ω 0 t - φ 2 3 p ω 0 F F φ 1 φ 2 t A B s Fig. 1 22 2 2018 2 Electri c Machines and Control Vol. 22 No. 2 Feb. 2018 1 2 3 3 1. 214082 2. 214082 3. 150001 DOI 10. 15938 /j. emc. 2018. 02. 005 TM 301. 4 A 1007-449X 2018 02-0033- 08 Research of permanent