공학박사학위논문 멀티터미널직류송전시스템구성을위한모듈형고전압 DC/DC 컨버터의회로구성및제어 Topology and Control of Modular High Voltage DC/DC Converter for Multi-Terminal HVDC Transmission S

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공학박사학위논문 멀티터미널직류송전시스템구성을위한모듈형고전압 DC/DC 컨버터의회로구성및제어 Topology and Control of Modular High Voltage DC/DC Converter for Multi-Terminal HVDC Transmission System 2014 년 8 월 서울대학교대학원 전기 컴퓨터공학부 김성민

초록 전세계적으로교류송전시스템의용량포화와대용량장거리송전의필요성증대, 전력선설치의제한, 대용량신재생에너지의송전시스템수용요구등으로인해직류송전시스템에대한필요성이급격하게증가하고있다. 전류형컨버터를사용한기존직류송전시스템은대용량전력을낮은손실로장거리를전달할수있지만, 전력의방향이단방향이고직류계통을확대할수없다는단점을갖는다. 최근제안된모듈형멀티레벨컨버터는직류송전시스템에서전압형컨버터가비교적낮은손실로구현될수있음을보여주었고, 이로인하여멀터터미널직류송전시스템의구현이현실화되고있다. 멀티터미널직류송전시스템은다양한직류송전시스템을하나로묶어기존의교류송전시스템과같이대용량전력을안정적으로전달할수있다. 이를위해서는직류 / 직류전력변환회로가필수적이다. 기존기술로구현할수있는직류 / 직류컨버터는 2개의직류 / 교류컨버터를변압기를통해서로연결하여양직류단의전력을교환하는구조이다. 이러한구조는 2단계의전력변환구조로인하여손실이크며, 컨버터비용이매우높다. 본논문에서는직류송전시스템에적용가능한새로운직류 / 직류전력변환회로를제안하였다. 송전시스템의특성상손실을최소화하는것이매우중요하기때문에제안된회로는손실을최소화하기위한구조로설계되었다. 직류 / 직류전력변환에서손실을최소화하는것은양직류단전류가가능한 i

컨버터를통하지않고다른편직류단으로직접전달되는것이다. 따라서, 3개의모듈형멀티레벨컨버터를고전압 1차측직류단에연결하고두번째컨버터에저전압 2차측직류단을직접연결하는구조를사용할수있다. 이러한구조에서양직류단의단락사고를고려하기위해서는모듈의연결구조를수정해야하는데, 본논문에서는컨터버의도통손실을최소화할수있는수정된구조와제어방법을제안한다. 추가로, 변압기를전혀사용하지않고컨버터내부에교류회로를구현하여전력을전달하는새로운구조를제안하였다. 본구조는다른구조에비하여사용되는모듈의개수가적고변압기를사용하지않기때문에비용측면에서유리하다. 제안된구조를통해양직류단의전력을전달하기위해서는컨버터내부모듈의캐패시터전압이균형제어되어야한다. 따라서, 각구조를직류회로, 교류회로, 순환전류회로로나누어표현하는모델링을제안하고, 제안된모델로부터각직류 / 직류컨버터의제어방법을제시하였다. 제안된구조와제어기법의타당성을검증하기위하여각 2kV의정격전압을갖는 Half-Bridge 모듈을사용하여 ±256kV의직류단에서 ±170kV의직류단으로전력을전달하는시스템을각구조별로컴퓨터로모의하여분석하였다. 또한, 정격직류단전압이 50V인 36개의모듈을사용한 300V/150V 직류변환시스템을제작하여제안된구조및제어알고리즘을실험적으로검증하였다. 주요어 : HVDC, 모듈형멀티레벨컨버터, 모듈형직류 / 직류컨버터, 직류송전시스템, 멀티터미널직류송전시스템 학번 : 2009-30181 ii

목차 초록... i 목차... iii 제 1 장서론... 1 1.1. 연구의배경... 1 1.1.1. 교류송전시스템의발전과한계... 1 1.1.2. 직류송전시스템의현황과새로운적용... 5 1.1.3. 멀티터미널직류송전시스템... 7 1.2 연구의목적... 10 1.3 논문의구성... 14 제 2 장직류송전시스템... 15 2.1. 교류송전시스템과직류송전시스템... 15 2.1.1. 교류송전시스템... 15 2.1.2. 직류송전시스템... 21 2.1.3. 교류송전시스템과직류송전시스템의비교... 25 2.2. 직류송전시스템의전력변환장치... 33 2.2.1. 직류변압기... 33 2.2.2. 직류차단기... 62 2.2.3. 직류전력제어시스템 (DCTC)... 71 제 3 장직류송전계통을위한직류 / 직류전력변환장치... 78 3.1 송전용직류 / 직류전력변환장치... 78 3.1.1 변압기로연결된직류 / 교류 / 직류컨버터 : Topology I... 90 iii

3.1.2 내부변압기를사용하는직류 / 직류컨버터 : Topology II... 96 3.1.3 변압기를사용하지않는직류 / 직류컨버터 : Topology III... 101 3.2 변압기로연결된직류 / 교류 / 직류컨버터... 104 3.2.1 변압기를통해연결된직류 / 교류 / 직류컨버터의구조... 104 3.2.2 변압기를통해연결된직류 / 교류 / 직류컨버터의제어... 116 3.3 내부변압기를사용하는직류 / 직류컨버터... 124 3.3.1 내부변압기를사용하는직류 / 직류컨버터의구조... 124 3.3.2 직류단단락사고를고려하여 Full-Bridge 모듈을사용하는구조... 136 3.3.3. 내부변압기를사용하는직류 / 직류컨버터의제어... 144 3.3.4. Full-Bridge 모듈을사용하는구조에서도통손실감소... 157 3.3.5. 직류단단락사고를고려하여 Half-Bridge 모듈을사용하는구 조... 170 3.4 변압기를갖지않는직류 / 직류컨버터... 177 3.4.1 변압기를갖지않는직류 / 직류컨버터의구조... 177 3.4.2. 변압기를갖지않는직류 / 직류컨버터의제어... 188 3.5 제안된컨버터의비교... 201 제 4 장실험결과... 207 4.1. Topology II 의양방향전력전달실험... 210 4.1.1. Topology II 의시동과정... 212 4.1.2. Topology II 의양방향전력전달... 222 4.2. Topology III 의양방향전력전달실험... 227 4.2.1. Topology III 의시동과정... 229 4.2.2. Topology III 의양방향전력전달... 236 제 5 장결론및향후과제... 243 5.1. 연구결과... 243 5.2. 향후과제... 247 iv

참고문헌... 249 ABSTRACT... 253 v

그림목차 그림 2-1 대한민국의 765kV, 345kV 송전계통도 [4].... 16 그림 2-2 교류및직류송전시스템의거리에다른선로의부하용량 [17].... 20 그림 2-3 LCC-HVDC 구조.... 22 그림 2-4 2-level VSC-HVDC 구조... 23 그림 2-5 직류차단기없는 4개의교류 / 직류컨버터로구성된 MTDC 시스템.... 24 그림 2-6 직류차단기를포함한 MTDC 시스템... 25 그림 2-7 우리나라중부지역의송전계통도.... 26 그림 2-8 우리나라남서부지역의송전계통도... 27 그림 2-9 직류송전시스템의구성... 28 그림 2-10 직류송전시스템의구성예... 29 그림 2-11 MMC 기본구조.... 35 그림 2-12 Half-Bridge 모듈의출력전압과캐패시터충 / 방전조건... 36 그림 2-13 Full-Bridge 모듈의출력전압과캐패시터충 / 방전조건.... 37 그림 2-14 각 Arm을 1개의컨버터로치환한 MMC의모델.... 38 그림 2-15 직류단과연결된 MMC의직류단전압합성.... 40 그림 2-16 교류단과연결된 MMC의교류단전압합성.... 41 그림 2-17 MMC 내부순환전류회로의전압합성.... 42 그림 2-18 MMC 내부전압에의한순환전류... 43 그림 2-19 각회로의전압으로구성된 MMC 모델.... 43 vi

그림 2-20 MMC의교류전류제어모델.... 44 그림 2-21 MMC의순환전류제어모델.... 45 그림 2-22 MMC의직류전류제어모델.... 45 그림 2-23 Arm의저항을고려한 MMC의순환전류모델... 51 그림 2-24 MMC의직류단전류제어기.... 57 그림 2-25 MMC의교류단전력제어기.... 58 그림 2-26 MMC의상Arm과하Arm의캐패시터에너지균형제어기... 59 그림 2-27 MMC의 Leg간캐패시터에너지균형제어기.... 59 그림 2-28 각 Leg의상, 하Arm 캐패시터에너지균형제어기.... 60 그림 2-29 순환전류지령계산.... 60 그림 2-30 MMC의 Upper Set 전류제어기.... 61 그림 2-31 MMC의 Lower Set 전류제어기... 61 그림 2-32 기계식직류차단기의기본구조.... 64 그림 2-33 반도체직류차단기의기본구조.... 65 그림 2-34 하이브리드직류차단기의기본구조... 67 그림 2-35 하이브리드직류차단기의예 1[14].... 68 그림 2-36 하이브리드직류차단기의직류단사고시전류파형 [14]... 69 그림 2-37 하이브리드직류차단기의예 2[39].... 70 그림 2-38 직류송전시스템의구조... 72 그림 2-39 전력선임피던스를고려한직류송전시스템의구조... 73 그림 2-40 직류전력제어시스템의병렬연결구조... 76 그림 2-41 직류전력제어시스템의직렬연결구조... 77 vii

그림 3-1 중전압직류단으로구성된해상풍력발전단지를고전압직류송전시스템으로육상송전시스템과연결하는구조.... 81 그림 3-2 DAB을이용한모듈형직류 / 직류전력변환회로... 83 그림 3-3 5.5kVA 고주파변압기의예 [42].... 84 그림 3-4 2013년기준우리나라전력거래정산단가 ( 단위 : 원 )[43].... 86 그림 3-5 2013년기준우리나라월별발전량 ( 단위 :GWh)[43]... 86 그림 3-6 Simens사의 HVDC Classic Control Hierarchy[44].... 88 그림 3-7 MMC의 1개 Arm의캐패시터전압과합성해야하는전압지령... 89 그림 3-8 일반적인직류 / 교류 / 직류전력변환구조... 92 그림 3-9VSC-HVDC 형태의 MMC를이용한직류 / 교류 / 직류전력변환구조.. 94 그림 3-10 VSC-HVDC 형태의 MMC와 CSC-HVDC 형태의 MMC를이용한직류 / 교류 / 직류전력변환구조... 95 그림 3-11 직류단의음전위에공통접지전위를갖는내부변압기를사용하는직류 / 직류전력변환회로 [50].... 96 그림 3-12 내부변압기를사용하는직류 / 직류전력변환회로... 97 그림 3-13 저전압측직류단의음전위에공통접지전위를갖는 Topology II의예... 98 그림 3-14 저전압측직류단의음전위에공통접지전위를갖고양전위가고전압측양전위보다작은 Topology II의예... 99 그림 3-15 저전압측직류단의음전위에공통접지전위를갖고양전위가고전압측양전위보다큰 Topology II의예... 99 그림 3-16 MMC를직류 / 교류컨버터로사용하는직류 / 직류전력변환회로. 100 viii

그림 3-17 변압기를사용하지않는직류 / 직류전력변환회로... 102 그림 3-18 양직류단의음전위에공통접지전위가위치한 Topology III의예.... 103 그림 3-19 양직류단의양전위에공통접지전위가위치한 Topology III의예.... 103 그림 3-20 2개의교류 / 직류컨버터를이용한 Topology I 컨버터의전력흐름.104 그림 3-21 변압기의권선비... 106 그림 3-22 정상상태운전을위한각 MMC의모듈개수... 112 그림 3-23 Topology I의 1/2차측 Arm 에흐르는 RMS 전류의정규화값 (Modulation Index=0.75)... 115 그림 3-24 Topology I에서모듈의전류를기준으로하는 2차측직류전류의정규화값 (Modulation Index=0.75).... 116 그림 3-25 Topology I의 MMCP 제어구조... 117 그림 3-26 Topology I의간략한제어모델... 118 그림 3-27 Topology I의 MMCS 제어구조... 119 그림 3-28 Topology I에서상전류, 직류전류, 캐패시터전압 (Modulation Index=0.75).... 121 그림 3-29 Topology I에서상전류, 직류전류, 캐패시터전압 (Modulation Index=0.85).... 122 그림 3-30 Topology I에서 Upper Arm의전류 (Modulation Index=0.75).... 123 그림 3-31 Topology I에서 Upper Arm의전류 (Modulation Index=0.85).... 123 그림 3-32 내부변압기를사용하는 Topology II 컨버터의전력흐름.... 124 그림 3-33 내부변압기의권선비.... 127 ix

그림 3-34 정상상태운전을위한각 MMC의모듈개수... 133 그림 3-35 Topology I과 Topology II에사용되는변압기용량.... 135 그림 3-36 Topology II의 MMCBH/L과 MMCL의 Arm 에흐르는 RMS 전류의정규화값 (Modulation Index=0.75).... 136 그림 3-37 2차측직류단단락사고에대한 Topoloy II 구조... 137 그림 3-38 2차측직류단단락사고조건에서 Topology II의모든스위치차단구조... 138 그림 3-39 1차측직류단단락사고를대응하기위한 Bridge MMC 내부의 Full- Bridge 모듈구조... 141 그림 3-40 직류단단락사고를대응하기위한각 MMC의모듈개수... 143 그림 3-41 Topology II의간략한제어모델.... 145 그림 3-42 Topology II의 MMCBH, MMCBL 제어구조.... 147 그림 3-43 Topology II의 MMCL 제어구조.... 149 그림 3-44 Topology I에서상전류, 직류전류, 캐패시터전압 (Modulation Index=0.75).... 150 그림 3-45 Topology I에서상전류, 직류전류, 캐패시터전압 (Modulation Index=0.85).... 151 그림 3-46 Topology II에서 Upper Arm의전류 (Modulation Index=0.75).... 152 그림 3-47 Topology II에서 Upper Arm의전류 (Modulation Index=0.85).... 152 그림 3-48 Topology II에서 MMCBH와 MMCBL의직류단전압지령제어... 153 그림 3-49 Topology II에서 MMCL 의직류단전압지령제어... 153 그림 3-50 Topology II에서 1차측직류단의 10% 전압변동시전력제어.... 155 그림 3-51 Topology II에서 1차측직류단의 20% 전압변동시전력제어.... 156 x

그림 3-52 정상운전조건을고려한 Bridge MMC의교류전압의크기... 158 그림 3-53 직류단단락사고에대응하기위해증가한모듈을고려한 Bridge MMC의교류전압의크기... 160 그림 3-54 Full-Bridge 모듈을포함하는 Topology II에서개선된제어로동작했을경우 MMCBH/L과 MMCL의 Arm 에흐르는 RMS 전류의정규화값 (Modulation Index=0.75)... 164 그림 3-55 Full-Bridge 모듈을포함하는 Topology II에서모듈전류에대해정규화된최대 2차단직류전류 (Modulation Index=0.75).... 164 그림 3-56 Full-Bridge 모듈을사용하는 Topology II에서교류전류최소화기법을사용할경우의상전류, 직류전류, 캐패시터전압 (Modulation Index=0.75).... 166 그림 3-57 Full-Bridge 모듈을사용하는 Topology II에서교류전류최소화기법을사용할경우의 Upper Arm의전류 (Modulation Index=0.75)... 167 그림 3-58 Full-Bridge 모듈을사용하는 Topology II에서기존의방법을사용할경우의캐패시터전압, Arm 출력전압, Arm 전류 (Modulation Index=0.75).... 168 그림 3-59 Full-Bridge 모듈을사용하는 Topology II에서교류전류최소화기법을사용할경우의캐패시터전압, Arm 출력전압, Arm 전류 (Modulation Index=0.75).... 169 그림 3-60 Half-Bridge 모듈을직렬연결한차단기의구조.... 170 그림 3-61 Half-Bridge 모듈을이용하여직류단단락사고를대응하는구조 (1 N<2).... 175 그림 3-62 Half-Bridge 모듈을이용하여직류단단락사고를대응하는구조 xi

(2 N).... 176 그림 3-63 변압기를사용하지않는 HV DC/ DC 컨버터의전력흐름.... 178 그림 3-64 정상상태운전을위한각 TPA의모듈개수... 185 그림 3-65 Topology III 컨버터에서 Arm 에흐르는 RMS 전류의 2차측직류단전류에대한정규화값 (Modulation Index=0.75).... 186 그림 3-66 Topology III에서모듈전류에대해정규화된최대 2차단직류전류 (Modulation Index=0.75)... 187 그림 3-67 Topology III의간략한제어모델... 188 그림 3-68 Topology III의양직류전류지령계산... 189 그림 3-69 Topology III에서 TPAUP, TPALP의제어구조.... 192 그림 3-70 Topology III의내부전류흐름... 193 그림 3-71 Topology III에서 TPAUM, TPALM의제어구조.... 194 그림 3-72 Topology III에서 MMC로간주한 TPAUM과 TPAUS.... 196 그림 3-73 Topology III에서 TPAUS, TPALS의제어구조... 197 그림 3-74 Topology III에서각 TPA의 Arm 전류와직류단전류.... 198 그림 3-75 Topology III에서 Arm 캐패시터전압의합과 Arm 전압지령... 199 그림 3-76 확대한 Arm 캐패시터전압의합과 Arm 전압지령.... 200 그림 3-77 각 Topology의모듈전류에대한 2차측직류단최대전류의정규화값 (Modulation Index = 0.75).... 201 그림 3-78 각 Topology의컨버터도통손실 (Modulation Index = 0.75).... 203 그림 3-79 각 Topology의변압기를포함한컨버터손실... 203 그림 3-80 Topology에따른 IGBT 소자의개수 (M=1000).... 204 그림 3-81 2차측직류단전압 340kV / 600MW 컨버터의연간전력비용저감 xii

[43].... 205 그림 3-82 전압변환율이 1부터 100인조건에서 Topology I과 II의손실비교... 206 그림 4-1 양방향직류 / 직류컨버터제어를위한실험세트구조... 208 그림 4-2 실제구현된모듈형직류 / 직류컨버터전력제어실험세트.... 209 그림 4-3 MOSFET으로구현된 Full-Bridge 모듈.... 209 그림 4-4 실험에서사용한축약된 Topology II의구조.... 211 그림 4-5 축약된 Topology II가구현된실제컨버터... 212 그림 4-6 Start-up 동작시 MMCH의평균전압제어.... 214 그림 4-7 Start-up 동작시 MMCM의평균전압제어... 215 그림 4-8 확대한 MMCM의평균전압제어... 216 그림 4-9 MMCH의 Leg 간전압균형제어.... 218 그림 4-10 MMCM의 Leg 간전압균형제어... 219 그림 4-11 Upper & Lower Set 간전압균형제어.... 220 그림 4-12 Leg간 Upper&Lower 전압차전압균형제어.... 221 그림 4-13 부하조건에서 MMCH의 U상 Upper Arm과 Lower Arm의평균전압.... 222 그림 4-14 확대한 MMCH의 U상 Upper Arm과 Lower Arm의평균전압.... 223 그림 4-15 1.5kW 부하조건에서 MMCH의 U상 Uppwer Arm의전압합과지령.... 224 그림 4-16 1.5kW 부하조건에서 MMCM의 U상 Uppwer Arm의전압합과지령.... 225 그림 4-17 1.5kW 부하조건에서 MMCH의 Upper Arm 전류.... 226 xiii

그림 4-18 부하조건에서 MMCM의 Lower Arm 전류.... 226 그림 4-19 실험에서사용한축약된 Topology III.... 228 그림 4-20 축약된 Topology III의구현... 228 그림 4-21 Topology III의시동동작시 TPA의평균전압제어.... 230 그림 4-22 Topology III의시동동작시 TPAP 내부 Arm의평균전압제어... 231 그림 4-23 Arm 간의전압균형제어의영향.... 232 그림 4-24 Topology III의시동동작시 TPAS 내부 Arm의평균전압제어... 233 그림 4-25 Topology III의 Start-up 동작시 TPAM 내부 Arm의평균전압제어.... 233 그림 4-26 Topology III의 Arm 간의전압균형제어의영향... 234 그림 4-27 TPA간의균형제어가전체에너지와각 TPA 에너지에미치는영향.... 235 그림 4-28 1.5kW 부하전달조건에서 TPA 균형제어.... 237 그림 4-29 1.5kW 부하전달조건에서각 TPA의 U1 모듈전압.... 237 그림 4-30 1.5kW 부하전달조건에서각 TPA의 U1 모듈전압.... 238 그림 4-31 1.5kW 부하조건에서 TPAP, TPAS, TPAM의 U상 Arm의전압합, U Arm의전압지령... 239 그림 4-32 1.5kW 부하전달조건에서 TPAP의 d-/q-축전류지령과실제전류.... 240 그림 4-33 1.5kW 부하전달조건에서 TPAS의 d-/q-축전류지령과실제전류.... 240 그림 4-34 1.5kW 부하전달조건에서 TPAP의 U/V/W Arm 전류.... 241 그림 4-35 1.5kW 부하전달조건에서 TPAS의 U/V/W Arm 전류.... 241 xiv

그림 4-36 1.5kW 부하전달조건에서 TPAM 의 U/V/W Arm 전류.... 242 xv

표목차 표 1.1. 송전시스템에적용가능한직류 / 직류컨버터.... 12 표 2.1. 유연송전시스템제어기의종류 [16].... 19 표 2.2. 교류송전시스템과직류송전시스템의구성요소비교.... 30 표 3.1. 직류 / 직류전력변환장치의분류 [1].... 79 표 3.2. MMC를이용한직류 / 교류 / 직류컨버터의제정수... 120 표 3.3. 송전시스템에사용되는변압기의손실... 202 표 4.1. Topology II 제어시스템의제정수... 210 표 4.2. Topology III 제어시스템의제정수.... 227 xvi

제 1 장서론 1.1. 연구의배경 1.1.1. 교류송전시스템의발전과한계전기는인류에게필요한에너지를가장효과적으로전달할수있는수단이다 [1]. 화석연료등을원료로하는대규모발전소에서만들어진대용량의에너지를대도시나산업단지와같이부하가밀집된지역까지장거리전달할수있는가장효율적인에너지매개체이며, 전달된대용량의에너지를수많은수용자까지쉽고효과적으로배분할수있는방법이다. 대용량의전기에너지를어떤방식으로장거리전송할것인가는전기가처음사용되기시작할때부터중요한이슈였다. 1880년경, 니콜라스테슬라 (Nicola Tesla) 의특허를보유한웨스팅하우스社 (Westinghouse Electric Company) 와토마스에디슨 (Thomas Edison) 이경영했던제너럴일렉트릭社 (General Electric) 간의 전류의전쟁 (War of Currents) 은전력전송의시작이자향후 100여년간의전력기술발전방향을결정하는중요한사건이었다. 결국, 나이아가라폭포로부터미국버팔로까지의전력전송망이교류시스템으로선택됨으로써교류전력전송시스템의승리로끝났다. 그이후지금까지전세계의전력전송시스템의표준은교류전력전송시스템으로발전해왔으며, 현재대부분의전력송전시스템과전력배전시스템은교류시스템으로구성되어있다 [2]. 초기제너럴일렉트릭사의직류전동기의보급과 110V를사용하는직류시스템의구축으로가스를통해공급되던에너지를전기를통해공급하는새로운 1

사업모델이탄생했었다. 하지만낮은전압으로큰전류를전달해야하는배전시스템의구조는대용량의전력을장거리로전달하는과정에서큰손실을유발하였다. 장거리전력전송을위해서는고전압송전이필요한데, 그당시의기술수준으로직류전압을승압하기위해서는 Rotary converter와같은전동기 -발전기형태의기계식변환장치가필요했다. 반면교류전압은코어에권선을감아서만드는변압기를통해전압가변이쉽다는장점을가지고있었다. 뿐만아니라, 유도전동기의발명은유도전동기자체가가지는장점으로인해직류전동기를대신할전동기로산업계에서폭넓게활용되면서교류시스템의대중화를가속화했다. 그이후, 전력시스템은급속도로발전하여 2009년기준전세계전기에너지생산량은 20,052TWh에이른다 [3]. 전기에너지중 67% 는석탄, 석유, 천연가스등의화석원료를사용하는발전소에서생산되며, 나머지는원자력, 수력발전소등에서생산되고, 수 % 미만의전력이태양광, 풍력발전등에의해발생된다. 국가별로는미국이전체전기에너지생산량의 20%, 중국 18%, EU 연합 16%, 일본 5%, 러시아연방 4.5% 순이며, 전세계전기생산량의 50% 를 OECD 국가에서생산및소비하고있다. 대부분의전기에너지는대규모발전소에서생산되며, 송전시스템 (Transmission system) 을통해부하단까지전달된다. 송전시스템으로부터전달된대용량전기에너지는배전시스템 (Distribution system) 을통해각부하단말로배분된다. 전세계의송전및배전시스템은교류시스템으로구성되어있다. 대용량장거리전송을위해송전시스템에서는고전압으로에너지를전달한다. 우리나라의경우, 765kV, 345kV, 154kV 세가지교류전압을주송전전압으로사용 2

하고있으며, 전체변전용량은 264GW이다 [4]. 송전선로의총길이는 31,249km에이르며, 749개의변전소롤통해전기에너지가발전소에서배전시스템으로전달된다. 이러한대규모의교류송전시스템은교류변압기를통해전압가변이용이하다는장점으로발달해왔지만, 부하의밀집화로인해부하가대용량화되어가고, 발전소와수용가의거리가멀어지면서다음과같은문제에직면하고있다. (1) 도시화에따른부하집중화로장거리대용량전력전송의필요성 (2) 기존교류전력송전선로의용량포화 (3) 풍력, 태양광등과같이가변하는신재생에너지의송전시스템수용요구 전세계의전력부하는도시화현상으로인해집중화되는경향을갖는다. 반면, 현발전시스템의대부분을차지하고있는화석원료를이용하는발전소및원자력발전소는안정성과원료확보의편리성을위하여전력부하집중지역에서멀리떨어진곳에위치할수밖에없다. 따라서, 장거리대용량전력전송의필요성은더욱증가하고있다. 일반적으로사용하는교류송전시스템의가공선로는무효전력의발생으로효율적인전력전달거리가수백 km로제한될뿐만아니라, 인채에대한유해성논란과전력선로설치과정에서발생하는환경피해등으로인해추가설치에사회적제약이크다. 또, 이미설치되어있는교류전력전송선의용량도포화되고있는실정이다. 우리나라의경우 345kV의송전용량이최대치에다가감에따라 765kV 송 3

전시스템을구축하고있지만, 위에서언급한가공선로설치의제약이라는문제를가지고있다. 따라서, 기존 345kV 송전선로를승압하여용량을증대하려는시도가있으며, 실제외국에서도여러사례가보고되고있다 [5]. 또다른방법으로유연송전시스템 (Flexible AC Transmission System: FACTS) 의도입으로기존교류송전시스템의전력용량을최대로사용하고자하는시도도활발하다. 뿐만아니라, 풍력에너지와태양광에너지와같은신재생에너지를이용한발전용량이꾸준히증가하고, 풍력발전단지 (Windfarms) 와태양광발전단지등의대용량발전단지가건설됨에따라송전시스템에신재생에너지에서발전된전력을수용해야하는필요성이대두되고있다. 대표적인신재생에너지원인풍력발전단지나태양광발전단지모두발전단지의각발전기혹은태양광모듈로부터전력을모아야한다. 일반적인방법은교류배전시스템을발전단지에구축하여전력을모으는것이다. 이경우, 발전단지의배전시스템은변압기를통해전압을승압하여송전시스템과연결될수있다. 하지만, 송전시스템에연결된신재생에너지발전단지가동기화된교류송전시스템에안정적으로전력력을공급하기위해서는많은연구가필요하다. 단순히변압기로발전단지와송전시스템을연결하는것은사고상황에서발전단지의대응방안에대한제약이발생해, 컨버터를통한발전단지와송전계통의연결방안이제안되고있다. 하지만, 이러한여러단계의전력변환은많은손실을발생시킨다는문제를가지고있다. 교류송전시스템의한계를극복하기위해꾸준히제안되어온것이직류송전시스템이다. 전기에너지가인류의에너지전달수단으로사용되기시작 4

한 1900년대초기에는불가능하거나비효율적이었기때문에교류송전시스템에자리를내주었던직류송전시스템은전력전자기술및전력용반도체스위칭소자의발달로효과적인직류변압이가능해지면서그사용가능성이증대되고있다. 대용량장거리전력전송에서교류송전시스템보다효율과비용면에서우수하다는장점때문에초기직류송전시스템은특정된두지점간에서의대용량전력전송에사용되었다. 또, 교류송전시스템과달리직류송전시스템은가공선로대신지중혹은해저케이블을이용하여장거리대용량송전이가능하므로전송선로설치에있어서환경에따른제약이대폭줄어들고, 또교류송전시스템에비하여전력조류 (Power Flow) 의제약이덜하다는점에서직류송전시스템의도입이활발하게이루어지고있다. 1.1.2. 직류송전시스템의현황과새로운적용직류송전시스템은앞에서언급한것처럼지점간장거리대용량전력전송에 1950년대이래꾸준히사용되어왔다. 화석에너지가가지고있는환경오염과보유용량의한계로신재생에너지가각광을받으면서, 직류전력전달시스템은신재생에너지를모으는부분에서먼저활발히연구및적용되고있다. 풍력발전기가수백기에서수천기까지모여있는풍력발전단지 (Windfarm) 에서각발전기로부터전력을모아송전계통에연결하는데있어서중전압직류단전압 (Medium DC Voltage) 이여러가지측면에서효과적이라는연구결과가발표되는등, 신재생에너지의배전시스템에서직류전력전달시스템의적용이진행되고있다 [6-8]. 뿐만아니라, 데이터센터와같은특정한부하단에서전력을직류시스템 (DG Grid) 를통해전달하는연구역시활발하다. 데이 5

터센터뿐만아니라신재생발전을포함하고있는직류빌딩 (DC Building) 등에대한연구는전세계적으로활발하며, 실증단지등을통해그효용성을증명하려는확인하는시도도여러학교나기업을통해진행되고있다. 그러나, 배전분야에서실제적으로진행되고있는직류전력전달시스템을송전시스템에적용하는것은직류전압변환의기술적인제약때문에특정한경우에만적용되어왔다. 기존교류송전시스템에사용할수있는교류 / 직류컨버터로는싸이리스터 (Thyristor) 를직렬로연결하고, 교류전원의주파수로스위칭하는 Line-Commutation-Converter(LCC-HVDC) 가대표적이다. 특히 LCC- HVDC는전세계에서운용중인지점간대용량장거리전력전송시스템의대부분에적용되고있다. LCC-HVDC는전류형컨버터의한형태로, 컨버터의도통손실및스위칭손실이매우작다는장점이있지만, 교류전류의고조파를저감하기위하여교류단과연결되는부분에큰필터가필요하고, 강력한 (Stiff) 교류전압원이필요하다. 전류형컨버터이면서전류방향이고정되어있기때문에, 직류단의전력흐름의방향을바꾸기위해서는직류단전압의극성을바꾸어야한다는제한점이존재한다. 반면, 2-level 혹은 3-level 전압형컨버터는교류전압원없이동작이가능하며, 직류단전류의방향을제어함으로써직류단의전력흐름을쉽게제어할수있다는장점을갖는다. 따라서, 여러개의직류단터미널을하나의직류단에묶을수있는멀티터미널직류송전시스템 (Multi-Terminal DC Transmission System: MTDC) 의구현이가능하다. 하지만, 컨버터의스위칭손실이크며, Insulated Gate Bipolar Transistor(IGBT) 와같은전압형소자의직렬스위칭기술이필요하다. 따라서, 전압형 2-level 혹은 3-level 컨버터는해상석유시추플랫폼과같이제한된공간에서케이블로수MW 정 6

도의전력을전달하는경우에한하여제한적으로적용되어왔다. 모듈형멀티레벨컨버터 (Modular Multilevel Converter, MMC) 의발명은송전계통전압에적용할수있는대용량교류 / 직류컨버터의구현을가능하게하였다 [9]. MMC는전압형컨버터의한형태로, 교류전압과직류전압을연결할수있는일종의교류 / 직류컨버터이다. MMC는 IGBT와같은반도체스위칭소자와캐패시터로구현된, Half-Bridge 컨버터혹은 Full-Bridge 컨버터와같은간단한컨버터모듈을쌓아전체컨버터를구성하는구조이기때문에, 송전시스템과같은고전압에적용할수있다. 뿐만아니라, 기존 2-level 혹은 3- level 전압형컨버터에비하여스위칭손실이낮고, 교류회로측의필터가거의필요하지않다는장점을갖고있다. 따라서, 기존싸이리스터를이용한 LCC-HVDC의전력전송효율에가까우면서, 입력필터를제거하고, 직류단전력제어에자유로운 MMC를송전시스템에적용하여기존교류송전시스템이가지고있는문제점과제약을극복하려는연구가활발히진행되고있다. 1.1.3. 멀티터미널직류송전시스템이미 1990년대부터대용량장거리전력전송의필요성, 송전시스템에서케이블을이용한지중선로의필연성, 기존교류송전시스템의포화등의이유로직류전력전송에대한필요성이대두되어왔다. 따라서, 이미적용되고있는지점간직류전력전송뿐만아니라멀티터미널직류송전시스템을구축하여기존교류송전시스템의기능을대체하려는노력이구체화되고있다. 유럽의경우, EU를통해하나의공동체로묶인유럽각국가의전력망을제어가능한송전시스템으로연결하여유럽전체의전력사용을효과적으로운영 7

하려는목표와, 북아프리카및서아시아의풍부한태양광에너지자원및북해의해상풍력자원등을묶어전유럽이공유하고자하는방안이제안되고있다. 이러한구상은, 국가간대규모전력송전망을구축하고동시에기존교류송전시스템을적절히운영해야한다. 이를통해국가기간망에속하는전력송전시스템을점진적으로개선할수도있다. 이러한멀티터미널직류송전시스템을구현하기위해서는많은연구가필요하다. 여러대의컨버터가연결된직류단내부에서각터미널간의전력을효과적으로제어하는방법, 교류송전시스템에서의변압기역할을해야하는직류변압기및시스템보호에가장중요한직류차단기등멀티터미널직류송전시스템에필요한요소들이연구되고검증되어야할중요한주제들이다. 멀티터미널직류송전시스템에서전력제어를위한알고리즘은기존교류시스템에서사용하는드룹 (Droop) 제어를변형한여러가지방법들이발표되어왔다 [10-13]. 전력흐름을분석하는기법들도기존교류시스템에서사용하는방법을변형하여시도하고있다. 송전시스템에적용할수있는대용량고전압컨버터에대한연구도진행되고있다. 특히, MMC의등장및미국 Trans Bay 프로젝트의성공으로전력전자기술을통한컨버터의구현및제어가송전계통의고전압시스템에서도가능하다는것이증명된이후, 송전계통을위한고전압컨버터의연구는전세계연구기관및기업에서이루어지고있다. MMC와같은교류 / 직류컨버터에서직류송전시스템을구성하기위한컨버터의전력제어, 효율적인컨버터구조및설계, 직류단단락사고시대응전략등다양한연구가활발히진행되고있다. 8

하지만, 대부분의연구는아직지점간직류전력전송에집중되어있다. 컨버터의구조에관한연구는교류 / 직류변환을위한컨버터에집중되어있으며, 직류단사고에대한대응전략역시교류 / 직류컨버터의대응전략으로해결하려는노력이많다. 직류송전시스템이확대되고, 지역간국가간연계가활성화되면 MTDC 시스템은대규모전력을전송하는데반드시필요한송전시스템으로사용될것이다. MTDC 시스템구축에필수적인구성요소는교류 / 직류컨버터뿐만아니라, 직류단단락사고에대해서전체 MTDC 시스템을보호할수있는직류차단기와서로다른직류단의연결을위해필요한직류 / 직류컨버터가반드시필요하다. 직류차단기의경우, 중전압 (Medium Voltage) 과저전압 (Low Voltage) 시스템에서이미상용화되어사용중이지만, 송전시스템의고전압에서사용할수있는직류차단기는아직상용화되지못하고있다. 가장큰이유는, 직류송전시스템은교류송전시스템과달리자연적으로영전류가발생하지않기때문에기존기계식차단기로는차단동작시발생하는아크의소호가어렵기때문이다. 그러나 ABB와 Alstom 등일부기업에서송전시스템에사용할수있는직류차단기에대한연구개발이활발하며, 일부시험용직류차단기를제작하여결과를발표하기도하였다 [14]. 반면, 송전시스템에사용할수있는직류 / 직류컨버터는아직적용사례가없을뿐만아니라, 관련된연구도초기단계이다. 직관적으로교류 / 직류컨버터 2개를서로맞물려직류 / 교류 / 직류형태로연결하여사용할수있지만, 전달되는전력이 2개의교류 / 직류컨버터의손실을발생시키기때문에효율측면에서개선이필요하다. 9

1.2 연구의목적 위에서언급한것과같이, 멀티터미널직류전력송전시스템의구현을위하여직류송전시스템안에서의전력제어방법과시스템에필요한컨버터구조에대한연구가활발히진행되어왔다. 지금까지구현되었거나계획되어있는직류전력전송시스템은지점간전력전송이었기때문에, 대부분의연구는교류 / 직류컨버터의구조및제어방법에대한연구와한개의직류단이존재하는직류전력전송시스템에서직류단단락사고발생시양단에연결되어있는교류 / 직류컨버터의대응전략및회로에대한연구가주된주제였다. 하지만, 멀티터미널직류송전시스템의시험모델이이미구축되고있으며, 유럽은대용량직류단전력전송시스템을구축하려는계획을이미진행중에있다. 멀티터미널직류송전시스템의구축을위해서는멀티터미널간의직류전력전송제어방법뿐만아니라기존교류송전시스템과의안정적인전력제어방법에대한연구가필요하다. 그리고멀티터미널직류송전시스템에필요한컨버터및직류차단기의구조에대한연구역시매우중요하다. 지점간전력전송시스템에쓰여왔던교류 / 직류컨버터는멀티터미널직류송전시스템에적용될수있지만, 서로다른직류단을연결하는직류 / 직류컨버터에대한연구는매우미미하다. 본논문에서는직류송전시스템을구성하기위해필요한고전압직류 / 직류전력변환회로를연구하고, 손실과비용을줄일수있는새로운회로를제안한다. 일반적으로멀티터미널직류송전시스템이라하면교류송전시스템과연결된복수의직류단터미널이하나의직류송전시스템에존재하는것을의미하는데, 하나의직류송전시스템은서로다른직류단전압을갖는직류단 10

이연결되이구성될수있다. 본논문에서는특히, 서로다른직류단전압을갖는직류송전선로가연결되어멀티터미널직류송전시스템을구축할때, 두직류단을연결하는직류 / 직류컨버터를제안한다. 송전시스템에적용하는직류 / 직류컨버터는다음두가지역할을수행할수있어야한다. (1) 정상조건에서서로다른 2 개의직류단의전력을전달해야한다. (2) 직류단의단락사고시, 직류 / 직류컨버터와정상직류단을사고직류단 으로부터분리해야한다. 송전시스템에구현가능한직류 / 직류컨버터는직관적으로교류 / 직류컨버터 2개를서로맞물려직류 / 교류 / 직류형태로사용하는것이다. 송전계통에적용되는교류 / 직류컨버터는몇가지형태로구현되어실제적용되고있기때문에충분히실현가능한구조이다. 기존 2-level 혹은 3-level 교류 / 직류컨버터에비하여효율이높고대용량의전력전달이가능한 MMC는대표적인송전시스템의교류 / 직류컨버터이다. 따라서본논문에서는 MMC를이용한직류 / 교류 / 직류컨버터의구조와제어방법에대해서분석한다. 직류 / 교류 / 직류컨버터는양직류단을교류회로인변압기로연결하기때문에, 직류단단락사고시변압기로양직류단을전기적으로절연할수있다. 하지만, 2개의교류 / 직류컨버터를연결한직류 / 교류 / 직류컨버터의구조는결과적으로전달되는전력이 2개의교류 / 직류컨버터와 1개의변압기를통과하기때문에, 전달손실이크다. 본논문에서는직류 / 직류전력변환의손실을개선하기위한 2개의모듈형직류 / 직류전력변환회로를제안한다. 제안된 2 11

개의직류 / 직류컨버터는양직류단을연결하는변압기를사용하지않고양직류단을직접연결하는구조이며, 고전압송전시스템에적용하기위해모듈형컨버터의형태를갖는다. 각직류 / 직류컨버터의특징은표 1.1에기술된바와같다. 표 1.1. 송전시스템에적용가능한직류 / 직류컨버터. Topology I Topology II Topology III 직류 / 교류 / 직류컨버터 DC/AC/DC Converter 내부변압기를사용하는 직류 / 직류컨버터 Inner-Transformer DC/DC Converter 변압기를사용하지않는 직류 / 직류컨버터 Transformerless DC/DC Converter 양직류단사이에 변압기사용 (Full Capacity) 컨버터내부에 변압기사용 (Partial Capacity) 변압기없음 변압기를사용하여 양직류단분리 반도체스위치소자를 통한양직류단분리 변압기를통한 전기적절연 부가적인기계식스위치를통한 전기적절연 Topology I 은앞서설명한교류 / 직류컨버터 2 개를서로맞물려직류 / 교류 / 직 류형태로구현한구조이다. 대용량송전시스템에적용하기에가장적합하다 12

고알려진 MMC 구조의컨버터를교류 / 직류컨버터로사용한다. 2개의컨버터는변압기로구현된교류회로를통해연결된다. Topology II는 2개의직류단이컨버터를통해직접연결되는구조이다. 따라서전달하는직류전력이변압기를직접통과하지않는다. 하지만, 컨버터내부에서전력분배를해야하는데, 이를위해서변압기가사용된다. 사용되는변압기의용량은양직류단에서전달되는전력의일부분이다. Topology III는 Topology II와마찬가지로양직류단이컨버터를통해직접연결된다. 이구조에서도컨버터내부캐패시터에저장된에너지의균형을제어해야하는데, 이를위해서 Topology III는내부전력을순환시킨다. Topology III는변압기를사용하지않기위해서컨버터내부구조자체가전력을순환시킬수있도록제안되었다. 본논문은현재구현가능하고, 선행연구로발표되어온직류 / 교류 / 직류변압기인 Topology I을기준으로손실과비용측면에서개선된 Topolgy II 및 Topology III의특성을비교 / 분석한다. 컨버터에서발생한전력손실은우리나라연간전력생산량과생산단가를기준으로전력생산비용절감효과를분석하였다. Topology II와 Topology III는 Topology I과마찬가지로대용량송전시스템에적용하기위해서모듈형구조로제안되었다. 제안된구조는양직류단의전력을실시간으로전달할수있는성능을가지고있을뿐만아니라, 직류단단락사고가발생했을때에, 직류단의전류를차단하는기능을갖도록설계되었다. 각 Topology의전력제어방법및내부전력균형제어방법을제안하고, 제안된방법을컴퓨터모의실험및축소모델로구현된실험으로전력제어방법을검증한다. 13

1.3 논문의구성 본논문은다음과같이구성된다. 1장은서론으로, 연구배경과목적, 그리고논문의구성에대해서술한다. 2장에서는직류송전시스템에대해서전반적으로살펴본다. 기존사용되고있는교류송전시스템의구조및특성에대해살펴보고, 교류송전시스템의운용현황으로부터향후개발되어야할직류송전시스템의구조및구성요소등을도출한다. 직류송전시스템이전력전달수단으로널리활용되기위해서연구되어야할과제를제시한다. 3장에서는직류송전계통에적용할수있는모듈형고전압직류 / 직류컨버터의구조를제안한다. 모듈형고전압직류 / 직류컨버터로일반적으로알려진직류 / 교류 / 직류구조의컨버터의동작원리과제어방법및손실등을설명한다. 고전압직류 / 직류컨버터의효율과비용을개선하기위하여내부변압기를사용하는직류 / 직류컨버터와변압기를사용하지않는직류 / 직류컨버터회로를제안한다. 각컨버터의구조및동작원리를살펴보고, 운전효율과비용측면에서장 / 단점을비교분석한다. 그리고각컨버터구조에서의직류단단락사고에대한대응방안을제시한다. 각컨버터구조에대한동작및제어방법을컴퓨터모의실험을통해검증한다. 4장에서는제안된고전압직류 / 직류컨버터의동작을실험으로검증한다. 제안된내부변압기를사용하는직류 / 직류컨버터와변압기를사용하지않는직류 / 직류컨버터를축소된시스템으로구현하고, 각컨버터의제안된제어알고리즘을실험을통해검증한다. 마지막으로 5장에서는결론및향후과제에대해서기술한다. 14

제 2 장직류송전시스템 2.1. 교류송전시스템과직류송전시스템 2.1.1. 교류송전시스템교류송전시스템은지난 100여년이넘는시간동안전세계의전력공급을가능하게했던기반시스템이다. 발전기에서생성된전력을멀리떨어진부하까지전달하는역할을교류송전시스템이담당하고있다. 송전시스템의전압은전송할전력의양과전송거리등의조건에따라결정된다. 전송거리가길수록송전선로에의한손실이커지기때문에, 전류를낮추기위해높은전압으로전력을전달한다. 일반적인발전소의 3상발전기에서생산되는전력은 10-30kV의전압을가지고있다. 이것을승압변압기를통해송전에적합한전압으로승압하여송전시스템에전달한다. 우리나라의경우, 그림 2-1과같이선간전압실효치로 154kV, 345kV, 765kV의전압을사용하여전국의발전소에서발전된전력을송전하고있다. 송전전압은부하단의변전소까지연결되며, 우리나라의경우부하단의변전소에서 22.9kV로전압을낮추어배전한다. 대형빌딩이나공장의경우에는일부 154kV 송전전압을그대로받는경우도있다. 우리나라의일반적인배전전압인 22.9kV는수용가근처의주상변압기혹은각빌딩의변압기를통해 3상 380V 혹은단상 220V로강압되어부하에공급된다 [15]. 15

그림 2-1 대한민국의 765kV, 345kV 송전계통도 [4]. 교류송전시스템에서전달되는전력은송전선로와변전소를통해흐른다. 송전선로는철탑을세우고, 철탑을통해전력선을건설하는가공송전선로와지하또는해저전력선을매립하는지중 / 해저송전선로로나뉜다. 대부분의송전선로는가공송전선로로구축되어있으며, 우리나라의경우 2011년기준으로 31,249km의송전선로가건설되어있고, 이중지중송전선로는약 16

10% 정도인 3,131km이다 [4]. 지중송전선로는도시환경이나기후의영향이거의없고동일한경로에많은전력선을설치할수있다는장점이있다. 하지만, 지중에건설되기때문에열에취약해송전용량의제약이크고송전용량당건설비가많으며, 고장발생시고장점탐지및복구가어렵다는단점이있다 [15]. 변전소에는전압의가변및전력전달을위해변압기, 차단기 (Circuit Breaker), 단로기 (Disconnector Switch), 피뢰기 (Lightning Arrester), 조상설비 (Phase Modifying Equipment), 계전기및배전반등다양한설비가설치되어있다. 이중, 전력전달및시스템보호에직접적인역할을하는설비는변압기와차단기그리고조상설비이다. 변압기는교류전원의전압크기를가변하는설비로, 교류변압기는철심에권선을감아서철심에발생하는자속 (Magnetic Flux) 으로전력을전달한다. 자속으로전력이전달되기때문에, 변압기의 1차측회로와 2차측회로가직접연결되지않으므로, 전기적절연이이루어진다. 일반적으로변압기에는무부하조건에서도여자전류가흐르기때문에무부하손실이존재한다. 송전시스템에사용하는전력변압기는무부하손실은정격전력의 0.1% 이하이며, 정격부하손실은정격전력의 0.5% 이하로알려져있다. 차단기는송전시스템을통해안정적인전력을공급하는데있어서가장중요한설비이다. 차단기는송전시스템의보호계전장치로부터사고와관련되신호를받아차단기와연결된송전선로혹은변전소의선로를서로분리하는역할을한다. 조상설비는송전시스템에흐르는무효전력을제어하는설비라고정의할 17

수있다. 무효전력의수급과공급의불균형은송전계통의국지적인전압변동을유발한다. 무효전력은계통에서소멸되지않고송전시스템을따라이동하며, 무효전력의흐름은송전계통의손실을증가시킬뿐만아니라, 송전전력선의유효전력송전용량을제한하게된다. 무효전력을제어하는방법은수동적인방법과능동적인방법으로나뉠수있다. 수동적인방법은, 무효전력을공급해야하는위치, 즉부하단이나송전단에적절한인덕턴스나캐패시턴스를추가하는것이다. 그리고동기전동기를임의로구동하여무효전력을공급하거나수급할수도있으나, 동기전동기를구동하는데필요한비용이소요되어거의사용되지는않는다. 이러한수동적인방법은조상설비의탭을조절하거나캐패시터뱅크를송전시스템에투입하거나제거하는방법으로구현되기때문에연속적인제어가불가능하고, 그반응속도가느리다. 능동적인방법은전력전자기술을기반으로하는컨버터기술을통해송전시스템의무효전력을능동적으로제어하는방법으로유연송전시스템 (Flexible AC Transmission System: FACTS) 이라고부른다. 송전선로의병목 (Bottle neck) 현상, 선로부하율의불균형, 전력조류로인한송전계통이용의비효율성등을해결하기위한기본적인방법은추가로송전선로를건설하는것이다. 그러나송전선로의추가적인건설은환경문제나비용의문제및규제등으로간단한문제가아니다. 뿐만아니라, 기존건설된송전선로의용량이충분함에도그송전시스템의전력제어한계로발생하는송전전력제한을선로를추가함으로해결하는것은적절하지못하다. 유연송전시스템은송전시스템의임피던스, 위상, 주파수등을능동적으로제어할수있다. 따라서, 전력의흐름을제어할수있을뿐만아니라, 전력의품질을향상시킬수있는 18

설비이다. 유연송전시스템의설비는송전선로에연결되는방법에따라표 2.1 에정리한것과같이병렬, 직렬, 또는직 / 병렬혼합형태로구분될수있다. 표 2.1. 유연송전시스템제어기의종류 [16]. 연결방법 병렬연결구조 유연송전시스템제어기의종류 Static Synchronous Compensator (STATCOM) - Static Synchronous Generator (SSG) - Battery Energy Storage System (BESS) - Supercondcuting Magnetic Energy Storage (SMES) Static Var Compensator (SVC) - Thyristor Controlled Reactor (TCR) - Thyristor Switched Reactor (TSR) - Thyristor Switched Capacitor (TSC) 직렬연결구조 Static Synchronous Series Compensator (SSSC) Interline Power Flow Controller (IPFC) Thyristor Controlled Series Capacitor (TCSC) Thyristor Switched Series Capacitor (TSSC) Thyristor Controlled Series Reactor (TCSR) Thyristor Switched Series Reactor (TSSR) 병렬, 직렬혼합구조 Unified Power Flow Controller (UPFC) Thyristor Controlled Phase Shifting Transformer (TCPST) Interphase Power Controller (IPC) 최근에들어, 교류송전시스템은몇가지변화에대한도전을받고있다. 전력부하의집중화에따른장거리대용량전력전송의필요성, 송전가공선 19

로의건설제약, 기존교류송전시스템의용량포화및비효율적전력흐름제어등이주된문제점이다. 더나아가, 신재생에너지원을이용한발전단지가대규모화되어감에따라, 신재생에너지를송전시스템에수용할필요가발생하고있다. 교류송전시스템이변압기를통해쉽게전압을가변할수있다는장점으로전력송전의주된시스템으로자리잡았지만, 송전선로에내재하는임피던스로인하여장거리송전에취약하다는단점을가지고있다. 가공송전선로가길어질수록, 선로의캐패시턴스가증가하여선로종단까지전달할수있는유효전력은매우제한된다. 이러한이유로, 실제로운용가능한교류송전시스템의가공선로의길이는수백km 이내이다. 케이블을이용한지중송전선로의경우에는보통 60km 이내에서의미있는유효전력전송이가능한것으로알려져있다 [17]. 그림 2-2 교류및직류송전시스템의거리에다른선로의부하용량 [17]. 20

2.1.2. 직류송전시스템직류송전시스템의역사는교류송전시스템의역사와비교하여도결코짧지않다. 하지만, 직류송전시스템은교류송전시스템으로실현이어려웠던대용량장거리전력전송을위한특정한경우에적용되어왔다. 최초의직류송전시스템은스위스의엔지니어였던 Rene Thury에의해서이탈리아에 1889 년설치된시스템이었다 [18]. 이시스템은발전기를직렬로연결하여 12kV의직류전압을만들고, 120km 떨어진곳에다시전동기를직렬로연결하여전동기를구동하는구조였다. 그이후, 진공관을이용한 Mercury arc valve를이용한컨버터가제작되었고, 1941년독일에 60MW, ±200kV, 115km 직류송전시스템이독일베를린에설치되려했지만, 독일정부의붕괴로실패했다. 그후, 설치되었던설비는소련연방으로옮겨져운용되었고, 이후에 1954년스웨덴의본토와 Gotland간에연결된 Mercury arc valve를이용한직류송전시스템이운용되었다. 이두시스템이현대적인직류송전시스템의시작으로알려져있다. 반도체스위칭소자를이용한직류송전시스템이구축된것은싸이리스터가개발된이후인 1977년이다. 그림 2-3의싸이리스터를기반으로하는 LCC- HVDC 는미국 General Electric 社에서 1972년처음제안되었다. 그이후, ABB 와 Simens, Alstom 등의유럽전기회사에의해많은 LCC-HVDC 시스템이전세계에설치되고있다. 싸이리스터의직렬연결한밸브는스위칭주파수가교류전원의주파수이므로스위칭손실이거의없고, 싸이리스터가도통손실이매우작기때문에, LCC-HVDC는전력전달효율이매우높고대용량전력을전달하기에적합하다. 실제로브라질에설치된 Rio Madeira 프로젝트는 7GW의전력을 LCC-HVDC를통해 2375km 떨어진곳으로전달하고있다. 21

그림 2-3 LCC-HVDC 구조. LCC-HVDC는전류형컨버터이며, 교류전원의기본파주파수로스위칭하기때문에교류전류의고조파 (Harmonic) 특성이나쁘다. 따라서교류단에매우큰고조파필터가필요하며, 전력의방향을바꾸기위해서는직류단의전압극성을바꾸어야한다. 반면, 그림 2-4에간단히표현된 IGBT 등을직렬로연결하여구현한 2-level 전압형 HVDC 컨버터 (Voltage Source Converter-HVDC, VSC-HVDC) 는직류단을통해전달되는전력의방향을전류의방향으로제어할수있기때문에직류송전시스템을구축하기에유리하다. 단독으로교류전원을합성할수있고, 컨버터스테이션이상대적으로작다. 하지만, 2-level VSC-HVDC는 IGBT의스위칭주파수가높고, 도통손실도싸이리스터에비해크기때문에, 컨버터손실이크다. 따라서, 2-level 혹은 3-level VSC-HVDC는수십MW에서수백MW 정도의비교적소용량송전시스템에적용된다. 해양석유시추플랫폼과같이부피와무게가중요한경우에, 전원공급용으로사용되기도한다. 22

+ V DC - 그림 2-4 2-level VSC-HVDC 구조. 2010년미국 Trans Bay Cable 프로젝트는모듈형멀티레벨컨버터 (Modular Multilevel Converter: MMC) 를사용하여직류송전시스템을구축한첫사례로기록되고있다. Siemens에의해설치된 MMC는 85km 떨어진곳에최대 300MW의전력을공급하면서미국샌프란시스코지역의전력병목현상을해결하기위해도입되었다. MMC는전압형컨버터임에도불구하고, IGBT 스위칭주파수가낮아손실이작으며교류단필터가거의필요하지않다. MMC는 VSC-HVDC의가장큰단점이었던손실을줄일수있었기때문에, VSC-HVDC를적용하는직류송전시스템의구축이가능해졌다. VSC-HVDC를사용하는직류송전시스템은기존 LCC-HVDC를사용한지점간전력전송뿐만아니라멀티터미널직류송전시스템 (MTDC System) 의구현이가능하다 [19]. 기존교류송전시스템에서단락사고발생시, 사고전력선은차단기를통해송전시스템에서분리된다. 반면, 직류송전시스템에서사용할수있는직 23

류차단기는아직상용화되지못했다. 기존지점간직류송전시스템에서는직류단단락사고발생시, 교류전원과연결된교류차단기를통해사고가발생한직류단을분리한다. 그러나교류차단기의차단시간은일반적으로교류전원의기본주파수 3-5cycle이필요하기때문에, 직류단단락사고에의한전류는매우커지게된다. VSC-HVDC에주로사용하는 IGBT는싸이리스터와달리고전류에대한내성이약하기때문에, 직류단사고전류에취약하다. 이를보완하기위해 MMC의모듈에사고전류의도통경로를싸이리스터로설계한다 [20, 21]. 그러나, 이러한방법은직류단의전력송전을중단하게되므로두지점간의전력송전에적용이가능하지만, 그림 2-5와같이복수의직류단이연결되어있는 MTDC 시스템의경우에, 교류차단기를이용한직류단단락사고대응은사고가발생한직류단뿐만아니라전체직류단의전력전달이중단된다. 따라서 MTDC 시스템에서직류단단락사고는그림 2-6에보인바와같이직류차단기를사용하는것이필수적이다. 그림 2-5 직류차단기없는 4 개의교류 / 직류컨버터로구성된 MTDC 시스템. 24

그림 2-6 직류차단기를포함한 MTDC 시스템. 2.1.3. 교류송전시스템과직류송전시스템의비교근래에와서교류송전시스템이여러가지다양한문제에직면해있지만, 지난 100여년간전세계의전력을공급해왔던사회기간 ( 基幹 ) 시스템으로의역할을수행했던것은부정할수없다. 송전하는전력량이급격히증가하고, 부하가다양해졌으며, 전력품질에대한요구기준이증가하면서교류송전시스템역시요구조건에대응하며사회발전에중추적인역할을해왔다. 따라서, 직류송전시스템의적용을위해서는기존교류송전시스템이발전하며담당했던기능과이를가능하게하는구조등을기반으로연구및개발방향을모색해볼수있다. 25

신파주 신덕은 신포천 의정부 신가평 서인천신시흥 양주미금영서신성남 동서울 신태백 신당진 화성 아산 신서산 서서울 신용인 신안성 765kV Line 765kV Station 345kV Line 345kV Station 그림 2-7 우리나라중부지역의송전계통도. 그림 2-7의우리나라중부지역의송전계통도에서볼수있는것과같이, 우리나라송전시스템에서 765kV 송전선로와 345kV 송전선로는변전소를통해연결되며, 345kV 송전선로는환상루프 (mesh) 구조로연결되어있다. 그림에는나타나있지않지만, 145kV 송전선로는 345kV 송전선로와연결되며더욱촘촘한환상루프구조로연결된다. 환상루프구조는전력선에서발생할수있는사고시에도전력공급을지속하여전력공급품질을향상시키기위한구조이다. 교류송전시스템은다양한전압을갖는교류송전전력선이변전소를기점으로서로연결되어있으며, 각변전소는교류차단기를통해각전력선과변압기를연결함으로써만약의전력선사고에대해서도안정적인송 / 배전이가능하도록시스템을운용한다. 26

신광주 소태 신화순 나주 남광주 서순천 목포 영암 벌교 신강진 UPFC 장흥강진해남해남C/S 345kV Line 345kV 변전소 154kV Line 154kV 변전소 UPFC 그림 2-8 우리나라남서부지역의송전계통도. 그림 2-8에나타낸우리나라남서부지역의송전시스템에는유연송전시스템 (FACTS) 의한종류인 Unified Power Flow Controller (UPFC) 가설치되어있다 [22]. 중부지역과마찬가지로 345kV 전력선에 154kV 전력선이변전소를통해연결되어있으며, 154kV 전력선은환상루프구조를이루고있다. 강진 154kV 변전소에설치된 UPFC는모선의무효전력상시보상에의한전압안정도향상과조류제어등으로전력공급의안정화를향상시키고있다. 직류송전시스템의구축과안정적인운용을위해서는교류송전시스템의구성을모방하여계획하는것이그간교류송전시스템을운용해온경험을활용할수있는방안이다. 직류송전시스템에서전력선과변전소의구성은그림 2-9와같이크게 3가지로구분할수있다. 한개의송전전력선에변전소가연결되어배전시스템에전력을공급하는단선구조 (Single Line Configuration), 하나의변전소가하나의송전전력선을갖고다수의배전전력선로를가지는방사형구조 (Radial 27

Configuration), 전력선사고에대한전력공급신뢰성을높이기위해복수의 송전전력선을통해복수의배전선롱연결하는환형루프구조 (Mesh Configuration) 등이다. Single line conf. Mesh conf. Radial conf. 그림 2-9 직류송전시스템의구성. 직류송전시스템의위세가지구조는전력송전조건에따라결정될것이며, 그림 2-10과같이교류송전시스템과직류송전시스템은변전소를통해함께구현될수있다. 대용량장거리직류송전전력선을통해전달된전력은기존교류송전계통에연결되어각부하에전달되고, 혹은저압의또다른직류송전전력선을통해부하에연결될수있다. 28

그림 2-10 직류송전시스템의구성예. 이러한직류송전시스템의구성을위해서는교류송전시스템에사용하고있는구성요소와유사한기능을수행할수있는구성요소들이필요하다. 교류송전시스템의전력전달과전력선사고시대응을위한구성요소는크게교류차단기, 변압기, 전력제어시스템으로구분된다. 송전시스템의사고발생시, 시스템을보호하고안정적인전력공급을유지하기위해서는교류차단기가필수적이다. 교류차단기는각송전전력선과변압기를연결하며, 변전소의모선과변압기, 전력선등의사이에위치한다. 교류송전시스템에서교류차단기는일반적으로전원주파수의 3-5cycle 안에차단되는성능을가지고있으며, 이는약 100ms 안에차단된다는의미이다. 변압기는일반적으로전력변압기를사용하며, 철심에권선을감아제작한다. 교류송전시스템의전력을제어하기위해서는조상설비등을송전전력선에설치하거나, 유연송전시스템으로송전계통의무효전력과유효전력을제어할수있다. 표 2.2에교류송전시스템구성요소에대응되는직류송전시스템의구성요소들을정리하였다. 29

표 2.2. 교류송전시스템과직류송전시스템의구성요소비교. 구성요소교류송전시스템직류송전시스템 차단기변압기전력제어시스템 교류차단기 - 계통사고발생시사고 계통분리 - 3-5cycle 의차단성능 - 내재적으로발생하는 영전압특성을이용 - GIS(Gas Insulated Switchgear) 교류변압기 - 교류 / 교류권선형변압기 능동전력제어시스템 - 유연송전시스템 (FACTS) * 송전계통의 무효전력 / 유효전력제어 * 싸이리스터, IGBT 등 반도체소자로구현된컨버터 직류차단기 - 직류계통사고발생시 사고계통분리 - 차단기준시간없음 ( 일부기업에서 2ms) - 영전압없음 - 기계스위치, 반도체스위치, Hybrid 스위치 직류변압기 - 전력용반도체소자를이용한 컨버터구현 - 교류 / 직류변압기 * LCC-HVDC * 2-level VSC-HVDC * MMC - 직류 / 직류변압기 * DC/AC/DC 형태의컨버터 직류전력제어시스템 (DCTC) - 송전계통의전력제어 - 전력용반도체소자를이용한 전력제어 수동전력제어시스템 - 조상설비 * 캐패시터뱅크 30

교류송전시스템의구성요소와비교해서직류송전시스템에필요한구성요소는직류차단기, 직류변압기, 직류전력제어시스템이다. 직류차단기의전류차단시간에대한기준은아직마련되어있지않았으나, 일부선진기업에서는 2ms의차단성능을갖는직류차단기의시험모델을구현하였다 [14]. 그러나 2ms의차단시간은제안된직류차단기에포함되는인덕터와직류전압의크기등을고려했을때, 정격전류가 3kA로설계된시스템에서최대사고전류가 9kA까지흐를수있다. 직류차단기의설계시에, 이를고려하여 IGBT 등전력용반도체스위칭소자를선정할수있으나, 직류차단기가보호해야하는교류 / 직류컨버터혹은직류 / 직류컨버터의전력용반도체스위칭소자의설계에도이러한사고전류를고려해야한다. 따라서, 직류차단기의차단시간및최대사고전류등에대한구체적인사고대응전략은시스템에따라다를수있으며, 이를일반적인규정으로결정하기위해서는다양한측면에서의연구가필요하다. 직류송전시스템에서직류전력제어시스템 (DC Transmission Control: DCTC) 은교류송전시스템과달리무효전력을제어할필요는없으며, 직류송전시스템의전력흐름만을제어하면된다. 이는각변전소의직류단전압을가변할수있는컨버터로구현할수있다 [23, 24]. 교류송전시스템에서서로다른교류전압을연결하는구성요소는변압기인반면, 직류송전시스템에서는교류 / 직류변압기와직류 / 직류변압기가필요하다. 일반적인철심에권선을감아제작하는변압기로는직류전압을변압할수없기때문에, 직류송전시스템에사용되는변압기는일종의컨버터이다. 기존지점간전력전달에사용되어왔던 LCC-HVDC, 2-level VSC-HVDC, 31

MMC 등은일종의교류 / 직류변압기라고할수있다. 특히, MMC는모듈형구조로인해효과적으로고전압시스템의구현이가능하고, 전력변환손실이작기때문에교류 / 직류변압기로써많은연구가진행되고있으며, 실제프로젝트에적용되고있다. 그러나, 직류 / 직류변압기의경우송전시스템에적용된사례가아직없으며, 이와관련된연구도미미하다. 직류 / 직류변압기는직류 / 직류컨버터로구현이가능하다. 고전압을제어하기위해서모듈형컨버터의구현은이미오래전부터연구되어온주제이다. 특히반도체변압기 (Solid-State Transformer) 라는이름으로높은효율과모듈형구조로여러연구그룹에서제안되고있다. 대부분의연구는기계식교류 / 교류변압기를전력용반도체소자를사용하여능동적으로제어할수있는반도체변압기로바꾸는것을목표로하고있지만, 직류 / 직류변압기로의구현도충분히가능하다. 하지만, 지금까지제안되어온반도체변압기는대부분고주파변압기 (High Frequency Transformer) 를사용하여 1차측과 2차측을분리한다. 대부분의반도체변압기구조에서고주파변압기는 1차측혹은 2차측의전위차이이상의절연수준을유지해야한다. 따라서, 이러한구조가송전시스템에적용하게되면, 고주파변압기의절연전압이매우높고, 이러한고주파변압기를무수히많이설치해야하는제한이따른다. 따라서, 직류송전시스템에서가장구현가능할것으로예상되는구조는교류 / 직류컨버터 2개를교류변압기를통해연결한직류 / 교류 / 직류컨버터이다. 32

2.2. 직류송전시스템의전력변환장치 직류송전시스템을구현하기위해서는교류송전시스템이가지고있는다 양한기능을수행할수있는구성요소가필요하다. 본장에서는위에서언급 한직류송전시스템에필요한각구성요소의현황을기술한다. 2.2.1. 직류변압기직류송전시스템에적용되어야하는변압기는교류전원과직류전원을연결하는교류 / 직류변압기와서로다른전압을갖는두개의직류단을연결하는직류 / 직류변압기이다. 본장에서는교류 / 직류변압기에대해자세히기술한다. 직류 / 직류변압기에대해서는본논문의주된내용이므로, 3장에서기존구조와새롭게제안하는구조를자세히설명한다. 지금까지설치되어온지점간전력전송을위한 HVDC 시스템의대부분은전류형컨버터의일종인 LCC-HVDC(Line Commutated Converter) 를교류 / 직류변압기로사용하고있다. 앞서설명한것처럼 LCC-HVDC는대용량의전력을낮은손실로전송할수있지만, 전력흐름의방향을변경하는데발생하는제약때문에멀티터미널직류송전시스템의적용에는많은제약이따른다. 2-level VSC-HVDC를직류송전시스템의교류 / 직류변압기로사용하는것은컨버터의높은손실로그효용성이낮다고평가되어왔다. 다만, VSC-HVDC의높은전력밀도와임의의교류전원을합성할수있는특성으로케이블을장거리로가설해서소규모전력을공급해야하는특정한경우에는적용될수있었다. 직류송전시스템을구성하는교류 / 직류변압기로가장각광을받는것은 33

MMC이다. MMC에사용되는모듈은 Half-Bridge 모듈 [25], Full-Bridge 모듈 [26], Double-Clamp 모듈 [27] 등이제안되었다. Half-Bridge module을사용한 MMC의경우, 직류단단락사고가발생했을경우교류단전압을합성할수없다. 따라서, 직류단단락사고에대한대응전략은교류단차단기의개폐동작을통해교류단과사고가발생한직류단을분리하는것이다. 이때, 교류단차단기가동작하는데필요한 3-5cycle의시간동안, 직류단단락사고는교류단단락사고로전달되며, 단락사고전류가 MMC를통해흐르게된다. 따라서사고전류에대한대응책이 MMC에서준비되어야한다. Full-Bridge 모듈은직류단사고가발생한조건에서도교류단전압을합성할수있다. 따라서, 교류단을단락사고가발생한직류단으로부터보호할수있으며이과정에서교류단전류및직류단사고전류를제어할수있기때문에, 단락사고전류를저감함과동시에사고가발생한직류단과교류단을안정적으로분리할수있다. 그러나 Half-Bridge 모듈에비해 2배의도통손실이발생한다. Double-Clamp 모듈의도통손실은 Half-Bridge 모듈의도통손실보다는크지만 Full-Bridge 모듈의손실보다는작다. 동시에직류단단락사고가발생했을경우, 직류단단락사고를저감할수있기때문에직류차단기의대안으로제시되고있다. MMC는그림 2-11에나타낸것처럼 3개의 Leg로구성되어있으며, 각 Leg 는 2개의 Arm으로구성되어있다. 각 Arm은동일한컨버터모듈의직렬연결로이루어지며, 컨버터모듈은손실이가장낮은 Half-Bridge 컨버터를일반적으로사용한다. 34

Arm + Leg + + I DC + Upper Set I us,i vs,i ws V uu V vu V wu - - - I uu I vu I wu L ARM V DC V us,v vs,v ws L S I ul I vl I wl + + + Lower Set N V ul V vl V wl - - - - 그림 2-11 MMC 기본구조. MMC는수많은모듈로구성되어있기때문에, 시스템의여유율 (Redundancy) 을쉽게증대할수있고, 확장성 (Scalabiligy) 이좋다. 각 Arm이합성하는전압은각모듈의전압합성의합으로결정된다. 각모듈은스위칭상태에따라전압을합성할수있다. 그림 2-12와 2-13에서보인바와같이모듈의스위칭상태와각 Arm에흐르는전류의방향에따라출력전압과전류의경로가결정된다. 35

(a) (b) (c) (d) 그림 2-12 Half-Bridge 모듈의출력전압과캐패시터충 / 방전조건. 36

(a) S 1 S 2 I arm + + V out V dcm - - Discharging S 12 =01, I arm >0 V out =-V dcm (b) (c) S 1 S 2 I arm + + V out - - No change S 12 =00, I arm <0 V out =0 (e) V dcm (d) (f) (g) S 1 S 2 I arm + + V out - - No change S 12 =11, I arm <0 V out =0 그림 2-13 Full-Bridge 모듈의출력전압과캐패시터충 / 방전조건. (h) V dcm 37

v uu v vu v wu I DC + P I us,i vs,i ws I uu I vu I wu L ARM V DC V us,v vs,v ws L S I ul I vl I wl v ul v vl v wl 그림 2-14 각 Arm 을 1 개의컨버터로치환한 MMC 의모델. - N 3상교류전원과 1개의직류단을연결하는 MMC는일반적으로 6개의 Arm 으로구성되어있으며, 각 Arm은컨버터모듈이직렬로연결된다. 만약, 각 Arm 내부의컨버터모듈간의에너지균형제어가된다고가정하면, 각 Arm 은그림 2-14에나타낸바와같이 1개의등가컨버터모듈로치환해서생각할수있다. 각 Arm은적절한전압을합성함으로써, 교류전원단의전류및직류단의전류를제어할수있으며, 동시에 MMC 내부의수많은모듈에포함된캐패시터의에너지를일정하게유지할수있어야한다. 직류단전압을제어하기위해서각 Arm에서합성해야하는전압의지령은기본적으로다음과같다. 38

= 1 2 = 1 2 = 1 2 (2.1) = 1 2 = 1 2 = 1 2 + + + (2.2) MMC 회로의구조적특징에따라, 직류단전압은각상의 Upper Arm과 Lower Arm의전압의순시적합이며, 교류단전압은 Upper set의 3개 Arm의전압과 Lower set 3개 Arm의전압으로각각합성될수있다. 이때, Upper set과 Lowe set에서합성되는교류단전압은교류단의중성점과 common mode 전압이다르게된다. 이러한관점에서 MMC가직류단과교류단에연결되는회로는각각분리해서그림 2-15와그림 2-16으로표현할수있다. + = + = + = (2.3) = ( ) = ( ) = ( ) (2.4) = = (2.5) = 39

1 3 1 3 1 3 그림 2-15 직류단과연결된 MMC 의직류단전압합성. 직류단과연결된 MMC 의회로와, 교류단과연결된 MMC 의회로로부터직 류단의전류와교류단의전류를각각독립적으로합성할수있음을알수있 다. 40

1 2 - + 1 2 P + 1 2 I us,i vs,i ws 1 2 S V DC V us,v vs,v ws 1 2 1 2 N - + 1 2-1 2 그림 2-16 교류단과연결된 MMC 의교류단전압합성. 위에서제시한것과같이 MMC는교류단과연결되어교류전류가흐르며, 동시에직류단과연결되어직류전류가흐르게된다. 이뿐만아니라, 3개의 Leg로구성된 MMC는 MMC 내부에서순환하는전류가발생할수있다. 이상적으로각 Leg의 Upper Arm과 Lower Arm 전압의합이모두같으면 Arm 인덕터에인가되는모든전압이같기때문에 MMC 내부에서순환하는전류는없 41

어야하지만, 전압합성의오차나혹은인위적으로 MMC 내부에전류를흐르 게하기위해서전압을인가할경우, 그림 2-17 에보인바와같이 MMC 내부 의순환전류가흐르게된다. 그림 2-17 MMC 내부순환전류회로의전압합성. MMC의순환전류모델은 MMC의순환전류가발생하는원인을설명하고, 더나아가순환전류를제어할수있는모델을제공한다. 순환전류는각상의 Upper Arm과 Lower Arm에서합성하는전압의차이에의해발생한다. 순환전류와관련된각 Arm의전압을그림 2-18처럼표현하면, 순환전류모델은좀더간단히얻어질수있다. 42

2 + + + 그림 2-18 MMC 내부전압에의한순환전류. P I uu I vu I wu I DC * * * V uou V vou V wou 1 * V 2 DC 1 * V 2 DC 1 * V 2 DC s * -V us * -V vs * -V ws V DC I us,vs,ws * * * Vus Vvs Vws 1 * V 2 DC 1 * V 2 DC 1 * V 2 DC * * * -V uol -V vol -V wol I ul I vl I wl N 그림 2-19 각회로의전압으로구성된 MMC 모델. 43

위의세가지회로로부터그림 2-19와같이 MMC의 Arm을각각가변전압원으로모델링하여표현할수있다. 각전압성분을분리한 MMC의모델로부터교류단전류, 직류단전류및내부순환전류를제어하기위해서어떤전압을사용해야하는지알수있다. MMC는위에서언급한세가지회로로부터그림 2-20의교류전류제어모델, 그림 2-21의순환전류제어모델, 그림 2-22의직류전류제어모델로나누어모델링할수있다. P 1 2 1 2 1 2 L S S,, 1 2 1 2 1 2 N 그림 2-20 MMC 의교류전류제어모델. 44

그림 2-21 MMC 의순환전류제어모델. 2 3 그림 2-22 MMC 의직류전류제어모델. 각 Arm을구성하고있는컨버터모듈은무한한에너지를가지고있는전원이아니라유한한캐패시터를가지고있는전압형컨버터이다. 따라서, MMC 를동작시키기위해서는 MMC를통해흐르는교류전력과직류전력이항상같아야하며, 각 Arm에저장된에너지도균형적으로제어되어야한다. 이상적 45

이라면, 직류단전력과교류단전력은위두회로를통해흐르는전력의합이된다. 따라서, MMC는직류단전류에의해서발생하는전력의합과교류단전류에의해서발생하는전력의합이 0이된다. 즉, 직류단전원으로부터들어온전력을 MMC에서받았다가교류단전류를통해교류단으로전달하는원리이다. 교류단전압과전류를다음과같이일반화하여표현할수있다. = sin( + ) = sin( + + ) h h :,,.. (2.6) = 0, = 2 3, = 2 3 또, 각 Upper, Lower Arm 에발생하는전압과전류는다음과같이일반화하여 표현할수있다 [28, 29]. = 1 2 = 1 2 + + + (2.7) = 1 3 = 1 3 1 2 + 1 2 + + (2.8) 각 Upper, Lower Arm 에들어오거나나가는전력은전압과전류의곱으로표 현될수있다. 전류의방향이 Arm 으로들어오는방향을양의방향으로정의 46

하였기때문에, 양의전력은 Arm 에들어오는전력이다. = = 1 2 = = 1 2 + 1 3 + + 1 3 1 2 + 1 2 + + (2.9) = 1 6 + 1 4 1 4 sin( + + ) 1 3 + 1 2 sin( + ) 1 4 sin( + ) + 1 3 (2 + 2 + ) (2.10) 1 2 sin( + + ) + = 1 6 + 1 4 + 1 4 sin( + + ) + 1 3 + 1 2 sin( + ) 1 4 + sin( + ) + 1 3 (2 + 2 + ) (2.11) + 1 2 sin( + + ) + 각 Arm에들어오는직류전력은정상상태에서 0을유지해야하므로, 위식에서각 Arm 전력의직류성분은 0이되어야한다. MMC를통해지나가는대부분의전력은직류단과교류단으로부터생성되고, 이상적인경우순환전류와순환전류를제어하기위한전압의크기는직류단과교류단의전압과전류에비하여상대적으로매우작다. 따라서직류단전압과전류및교류단전압과전류에의한직류성분의전력을정리하면다음과같다. 47

, = 1 6 + 1 4 = 0 (2.12), = 1 6 + 1 4 = 0 (2.13) Arm의전력의고주파성분은각 Arm을이루고있는컨버터모듈의캐패시터에드나드는전력을의미한다. 따라서, 고주파전력은모듈캐피시터의전압변동을의미한다. Arm의고주파전력을분석해보면, 교류단의기본주파수성분과 2고조파성분이존재함을확인할수있다., = 1 4 sin( + + ) 1 3 sin( + ) (2.14), = 1 4 (2 + 2 + ) (2.15), = 1 4 sin( + + ) + 1 3 sin( + ) (2.16), = 1 4 (2 + 2 + ) (2.17) 교류단회로와직류단회로에서 MMC 로유입되는전체전력은각 Arm 의 전력의직류성분의합과같다.,,,, =, = + 3 2 (2.18) 이상적인조건에서 MMC 의순환전류가없다면, 각 Arm 에유입되는전력은 48

모두동일하고오직교류전원의기본파전력변동과 2고조파전력변동만모듈캐패시터에존재한다. 그러나, 실제시스템에서는직류단전력과교류단전력이순시적으로같을지라도, 각 Arm에유입되는에너지는불균형을이룰수있다. 이러한에너지불균형은각 Arm의캐패시터에저장된에너지의불균형을이루게되며, 이는캐패시터전압의불균형으로나타난다. 캐패시터전압의불균형은 MMC를설계된조건에서동작시킬수없게할뿐아니라, 과전압등으로인하여모듈의반도체스위치소자가파괴되는원인이될수도있다. 각 Arm의캐패시터전압의균형제어는여러선행연구에서제안되어왔다. 균형제어를위해서는순환전류와내부전압을이용해서각 Arm에유입되는직류성분의전력을제어해야한다. 순환전류 ( ) 와내부전압 ( ) 으로인해발생하는각 Arm의전력성분은다음과같다. = 1 2 sin( + ) + 1 3 1 sin( + + ) + 2 (2.19) = 1 2 + sin( + ) + 1 3 + 1 sin( + + ) + 2 (2.20) 앞에서서술한 3가지모델링이서로독립적이기위해서는내부전압은교류단전류와직류단전류에영향을주지않기위한제한조건이필요하다. 내부전압이교류단전류에영향을미치지않기위해서는다음의제한조건이필요하다. 49

1 3 1 3 1 3,,,,,, = 1 3 = 1 3 = 1 3,,,,,, (2.21) 내부전압이직류단전류에영향을미치지않기위해서는다음의제한조건 이필요하다.,,, = 0 (2.22) 위두조건을만족시키면서교류단전류혹은직류단전류와의상호작용으 로직류성분의전력을합성할수있는내부전압은직류성분, 교류전원의 정상분전압과역상분전압, 영상분전압으로생각할수있다. = + + + + ( + ) + (2.23) = + + + + ( + ) (2.24) 위내부전압식에서직류성분전압은직류단전류에영향을미치지않기 위해서다음과같은제한조건을갖는다. 50

,, = 0 (2.25) 내부순환회로에서위와같은내부전압은순환전류를야기한다. 내부전압의직류성분은각 Leg에흐르는직류순환전류를만들며, 정상분과역상분전압성분은그에해당하는정상분전류와역상분전류를발생시킨다. 그러나영상분전압은추가적인순환전류를발생시키지않는다. 2 2 그림 2-23 Arm 의저항을고려한 MMC 의순환전류모델. = 2 2 + + 2 ( + ) = + + + + ( + ) (2.26) 내부전압과순환전류에의해발생하는 Upper Arm 의전력은다음과같이 정리된다. 51

= 1 2 sin( + ) + 1 3 1 sin( + + ) + 2 (2.27) = 1 2 + 1 2 cos + + + 1 2 cos( + ) sin( + ) sin( + )cos + + sin( + ) ( + ) + 1 3 + 1 3 + + (2.28) + 1 3 ( + ) + 1 3 1 2 sin( + + ) 1 2 sin( + + ) 1 2 sin( + + ) + + 1 2 sin( + + ) ( + ) + 내부전압과순환전류에의해발생하는전력은순환전류와직류단전압의곱, 순환전류와교류단전압의곱, 내부전압과직류단전류의곱, 내부전압과교류단전류의곱, 그리고내부전압과순환전류의곱으로구성된다. 정상운전조건에서 MMC의직류단과교류단의전압은전달전력에상관없이존재하지만, 직류단의전류와교류단의전류는전달되는전력의양에따라가변하게된다. 따라서, MMC의균형제어를위해서내부전압과직류단혹은교류단전류의곱을이용하는것은, 전달되는전력의양에의존하게되는단점을 52

발생시키게된다. 순환전류와직류단혹은교류단전압의곱은전달되는전력의크기와무관하게각 Arm의균형제어를이룰수있다. 동일한방법으로내부전압과순환전류에의해발생하는 Lower Arm의전력은다음과같이계산된다. = 1 2 + sin( + ) + 1 3 + 1 sin( + + ) + 2 (2.29) = 1 2 + 1 2 cos + + + 1 2 cos( + ) + sin( + ) + sin( + )cos + + + sin( + ) ( + ) + 1 3 + 1 3 + + (2.30) + 1 3 ( + ) 1 3 + 1 2 sin( + + ) 1 2 sin( + + ) + 1 2 sin( + + ) + + + 1 2 sin( + + ) ( + ) + Upper/Lower Arm 의순환전류와내부전압에의한전력의크기중직류성 분만을정리하면다음과같다. 53

, = 1 2 + 1 3 + 1 3 + 1 2 sin 1 4 cos + (2.31) + 1 2 sin( 2 + ) 1 4 cos( 2 + ), = 1 2 + 1 3 1 3 1 2 sin 1 2 sin( 2 + ) (2.32) + 1 4 cos + + 1 4 cos( 2 + ) 위내부전압과순환전류에의한각 Arm 의전력변화량을내부전압의직 류성분, 정상분성분, 역상분성분, 영상분성분으로구분하면다음과같다., = 1 2 + 1 3 (2.33), = 1 2 + 1 3 (2.34), = 1 2 sin 1 4 cos + (2.35), = 1 2 sin + 1 4 cos + (2.36), = 1 2 sin( 2 + ) 1 4 cos( 2 + ) (2.37), = 1 2 sin( 2 + ) + 1 4 cos( 2 + ) (2.38), = 1 3 (2.39) 54

, = 1 3 (2.40) 내부전압을순환전류로치환하여각성분을다시표현할수있다., = 1 2 2 3 (2.41), = 1 2 2 3 (2.42), = 1 2 sin + 1 2 cos + (2.43), = 1 2 sin + 1 2 cos + (2.44), = 1 2 sin( 2 + ) + cos( 2 + ) (2.45), = 1 2 sin( 2 + ) + cos( 2 + ) (2.46) MMC가적용되는송전시스템은고전압저전류시스템이다. 따라서, 다음과직류단전압과교류단전압의크기는직류단전류와교류단전류가 MMC의내부임피던스에발생시키는전압보다상당히크다. 따라서다음과같은가정이가능하다. 4 3 (2.47) (2.48) 55

위가정에의하여, 각 Arm 의전력은순환전류에의한식으로표현이가능 하며, 다음과같이정리할수있다., = 1 2, = 1 2, = 1 2 (2.49) (2.50) sin (2.51), = 1 2, = 1 2, = 1 2 sin (2.52) sin( 2 + ) (2.53) sin( 2 + ) (2.54) 순환전류의직류성분은각 Leg 간의전력을서로제어할수있으므로, Leg 간의에너지불평형을제어할수있다. 순환전류의정상분은 Upper Arm 의전체전력의합과 Lower Arm의전체전력의합을서로제어할수있다. 따라서, Upper Arm의에너지합과 Lower Arm의에너지합의차이를균형제어할수있다. 순환전류의역상분은 Upper Arm의전력과 Lower Arm의전력의차이를제어할수있는데, 이때각 Leg를다르게제어할수있다. 따라서, 순환전류의역상분은각 Leg의 Upper Arm과 Lower Arm간의에너지차이를균형제어할수있다 [28]. MMC를통해교류단과직류단의전력을교환하기위해서는직류단전류제 56

어와교류단전류제어가필요하다. MMC 에주어지는지령이직류단전력지 령일때, 직류단전력지령은직류단전류지령으로간단히계산될수있다. = (2.55) 직류단전류는그림 2-24 와같이간단한비례적분 (Proportional-Integral: PI) 제어기로제어될수있다. 직류단전류제어기의출력은 MMC 의직류단출력 전압이다. 그림 2-24 MMC 의직류단전류제어기. MMC에서직류단으로전달한전력을교류단에서받기위해서는교류단전력지령이계산되어야한다. 직류단전력은 MMC의모듈캐패시터에저장된에너지에서부터직류단으로전달되는데, MMC의정상운전을위해서는 MMC 의모듈캐패시터에너지를정격값으로유지해야한다. 따라서교류단전력지령은 MMC의모듈캐패시터의에너지총량을일정하게유지하는구조의제어기를통해구현할수있다. MMC의모듈캐패시터의에너지총량을정격값으로유지하기위해그림 2-25에나타낸비례적분제어기를사용할수있으 57

며, 비례적분제어기의출력은교류단전력지령이된다. 제어시스템의동기좌표계를교류단계통전압이 q축에존재한다고한다면, 교류단전력지령은교류단의동기좌표계의 q축전류지령으로계산되며, 동기좌표계의 d축전류지령은상위제어기에서결정하는역률에의해결정된다. 그림 2-25 MMC 의교류단전력제어기. MMC의정상운전을위해서는각 Arm의캐패시터에너지가균형을이루어야한다. 각 Arm의캐패시터에너지의균형을위해서순환전류를이용할수있다. Upper Arm 3개의캐패시터에너지합과 Lower Arm 3개의캐패시터에너지합을균형제어하기위해서는그림 2-26에서보인바와같이순환전류의정상분을이용한다. 순환전류의정상분은교류단의전압과연관되어 Upper Arm 전체의전력과 Lower Arm 전체의전력의차이를제어할수있다. 58

E uu E vu E wu E ul E vl E wl + + + - 1/3 Notch Filter PI 3 2 그림 2-26 MMC 의상 Arm 과하 Arm 의캐패시터에너지균형제어기. 각 Leg의캐패시터에너지간의균형제어를위해서는그림 2-27에나타낸것과같이순환전류의직류성분을이용할수있다. 각 Leg의 Upper Arm과 Lower Arm에공통으로흐르는순환전류의직류성분은 3개의 Leg에차등하게흐르기때문에각 Leg에유입되는전력을다르게제어할수있다. 따라서, 각 Leg의캐패시터에너지의균형제어를할수있다. 그림 2-27 MMC 의 Leg 간캐패시터에너지균형제어기. 마지막으로, 한 Leg 에서의 Upper Arm 과 Lower Arm 의캐패시터에너지차이 59

를제어하기위해서는그림 2-28 에보인바와같이순환전류의역상분을이 용할수있다. 3 2 그림 2-28 각 Leg 의상, 하 Arm 캐패시터에너지균형제어기. MMC 내부캐패시터의에너지를균형제어하기위한순환전류의직류성 분, 정상분, 역상분의지령을 3 개의제어기를통해얻을수있고, 이를통해 그림 2-29 에표현된것과같이순환전류지령을계산할수있다. 그림 2-29 순환전류지령계산. 60

그림 2-30 MMC 의 Upper Set 전류제어기. 순환전류지령은교류단전류지령과더해져서그림 2-30 에보인바와같 이 Upper Set 와교류단으로연결되는 3 상컨버터와그림 2-31 에나타낸것과 같이 Lower Set 와교류단으로연결되는 3 상컨버터에서각각제어될수있다. 그림 2-31 MMC 의 Lower Set 전류제어기. Upper Set 과 Lower Set 의전류지령은교류단전류지령과순환전류의지령 을합한것이다. 직류단전류는직류단전류제어기를통해직류단전압을가 61

변함으로써제어되기때문에, 직류단전류지령은포함되지않는다. 따라서, Upper Set 전류제어기와 Lower Set 전류제어기는직류단전류에영향을미쳐서는않된다. 이를위해서는 Upper Set의전류제어기와 Lower Set의전류제어기가 3상전류를제어할때, Clarke transformation을통한 α/β 좌표계에서제어되거나 Park transformation을통한 d/q 좌표계에서제어해야한다. 3상전류를각각제어할경우에는각상의전류지령에직류단전류지령이고려되어야한다. 2.2.2. 직류차단기직류단인덕터를사용하는 LCC-HVDC는직류단단락사고발생시점호각 (Firing Angle) 을제어하여직류단사고로부터교류계통및컨버터를보호한다. 지금까지의대부분 LCC-HVDC는지점간전력송전의기능을수행했기때문에직류단단락사고발생시점호각을제어하여직류단사고전류의증가를막고, 직류단의전력전송을중단한다. VSC-HVDC의경우, 직류단단락사고발생시교류단에연결되어있는차단기를사용하여사고가발생한직류단과교류단을분리한다. 이과정에서교류차단기의차단시간인 3-5cycle 동안사고전류가증가하게된다. 따라서, 사고전류에대해서 VSC-HVDC가손상을입지않도록대책을강구해야한다. 지점간 HVDC 시스템은직류단단락사고발생시, 직류단회로에걸리는직류단전압을 0으로인가하여직류단사고가교류계통이나컨버터에영향을미치지않도록하는전략을취하는것이일반적이다. 반면, 복수의직류단을갖는 Multi-Terminal HVDC 시스템에서특정직류단에발생한단락사고는발 62

생한직류단에연결된교류 / 직류컨버터뿐만아니라다른직류단에도그영향이전달되지않도록해야한다. 따라서단락사고가발생한직류단에연결된교류 / 직류컨버터를통해단락사고의영향을제한하는것은발생한직류단단락사고의영향이전체직류단으로확산되는것을막을수없다. 직류단단락사고의확산을막는방법으로직류차단기를사용할수있다. 직류단회로와연결된직류차단기는 Point-to-Point HVDC 시스템뿐만아니라 Multi-Terminal HVDC 시스템에필수적이다. Point-to-Point HVDC 시스템에서직류차단기는교류 / 직류컨버터를단락사고가발생한직류단으로부터분리함으로써교류 / 직류컨버터는정상적으로동작할수있게한다. 따라서, 교류 / 직류컨버터는직류단으로전력을전달할수없지만, 교류계통의전력품질을위한유연송전시스템 (Flexible AC Transmission System: FACTS) 으로사용될수있다 [30]. Multi-Terminal HVDC 시스템에서직류차단기는그효용성이더크다. 단락사고가발생한직류회로와연결된교류 / 직류컨버터를분리할수있을뿐만아니라, 다른직류회로를사고발생직류단과분리함으로써직류단단락사고에대해서 Multi-Terminal HVDC 시스템의운용을극대화할수있다. 직류차단기는다음과같이세가지형태로구분할수있다 [31]. 기계식직류차단기 (Mechanical DC Circuit Breaker) 반도체직류차단기 (Solid-State DC Circuit Breaker) 하이브리드직류차단기 (Hybrid DC Circuit Breaker). (1) 기계식직류차단기 기계식직류차단기는기존기계식교류차단기와는달리차단운전시영전 63

류가발생하지않는조건에서동작해야한다. 그러나송전시스템의고전압조건에서기계스위치로고전류를차단하는것은아크의발생으로불가능하다. 기존발표되었던기계식직류차단기는공진을이용한역전류를발생시켜영전류를만드는전기회로와기존교류차단기가병합된구조를갖는다 [32, 33]. 기본원리는차단하려는직류단계통에역전압을인가하여기계식직류차단기에흐르는전류를순간적으로영으로만드는것이다. 역전압을만들어주는방법에따라여러가지변형된회로가제안되었다. 그러나차단시간으로수십ms이소요되고, 역전류를발생시키기위해인가하는역전압의크기가직류단전압정격에비해상당히크다는점에서직류송전시스템에의적용가능성이제한된다 [31]. 그림 2-32은기계식직류차단기의기본구조를나타낸다. 기계식차단기가사고전류를차단할때, 직류단계통에존재하는에너지를소모하기위한에너지소모기능을가지고있다. 그림 2-32 기계식직류차단기의기본구조. (2) 반도체직류차단기 반도체직류차단기에는기계적으로움직이는방식으로전류를차단하지않 기때문에, 기본적으로아크가발생하지않는다 [34]. 그러나, 그림 2-33 과같이 64

아크가발생하지않는대신, 기계식차단기에서아크로인해소모되었던직류단인덕턴스의에너지를별도로소모할수있는에너지소모기능을추가해야한다. 반도체차단기에사용되는반도체스위칭소자로는싸이리스터 (Thyristor), Gate turn-off thyristor(gto), Integrated Gate Commutated Thyristor (IGCT), Insulated Gate Bipolar Transistor (IGBT) 등대용량전류가흐를수있는다양한종류의전력용반도체의사용이가능하다. 싸이리스터와같이 Turn-on은능동적으로할수있지만, 흐르는전류가 0으로되어야수동적으로 Turn-off가되는반도체스위칭소자는직류전류를순간적으로영으로만들어줄수동회로가추가로필요하다. 반면, 반도체를 Turn-off할수있는 GTO, IGCT, IGBT 등의반도체스위칭소자는추가적인수동소자회로없이에너지소모경로만으로구현이가능하다. 그림 2-33 반도체직류차단기의기본구조. 반도체직류차단기는기계식직류차단기에비해도통손실이매우크다는 단점을가지고있다. 높은정격전압의시스템에적용하기위해서는전압정 격이상대적으로낮은반도체스위칭소자를직렬로연결하여동작시켜야하 65

는데, 이경우스위치의 On/Off 동작시전압이모든스위치에균등하게배분 되는균압회로가필요하며이와관련된반도체스위치운용기술이필요하다 [35-37]. 따라서기계식직류차단기에비해가격이매우높다. (3) 하이브리드직류차단기하이브리드직류차단기는그림 2.34에보인바와같이도통손실이매우작은기계식차단기와아크발생없이매우빠르게전류를차단할수있는반도체차단기를혼합한구조이다 [38]. 하이브리드직류차단기는크게도통전류가흐르는기계식차단기경로, 반도체차단기경로, 그리고직류계통의인덕턴스가가지고있는에너지를소모하는경로로구성되며, 전류차단원리는다음과같다 [34]. 차단기의도통동작에서는직류전류가기계식차단기를통해흐른다. 반도체차단기가도통상태에있지만, 기계적차단기의상대적으로작은임피던스로인해직류전류는기계적차단기를통해흐른다. 따라서, 차단기의도통동작에서일반적인기계식차단기의낮은손실특성을유지할수있다. 차단동작에서기계식스위치를차단할경우, 일반적인기계식직류차단기에발생하는아크가동일하게존재하며이로인하여실제적인전류차단이불가능하다. 하지만, 하이브리드직류차단기의반도체차단기는도통상태에있으므로, 기계식차단기에서발생하는전위차가도통상태의반도체차단기의전압보다크게되면직류전류는반도체차단기를통해흐르게되고, 기계식차단기는아크발생없이차단될수있다. 기계식차단기의차단동작이완전히끝나서직류단정격전압에의해아크가발행하지않게되면, 반도체차단기를차단하여양직류단을완전히분리한다. 이때, 직류단인덕턴스가가 66

지고있는에너지를하이브리드차단기가소모해야하는데, 이를위해서에너 지흡수경로가필요하다. 일반적으로에너지흡수경로는비선형저항부하 인바리스터 (Varistor) 가쓰일수있다. 그림 2-34 하이브리드직류차단기의기본구조. 하이브리드직류차단기의가장큰고려사항은기계식차단기의차단시간이다. 기계식차단기의차단시간동안아크가발생하지않도록직류전류는반도체스위치경로를통해흐르게되고, 기계식차단기가아크가발생하지않을정도로충분이열렸을때에반도체스위치가차단동작을하여양직류단을분리하게된다. 따라서, 기계식차단기가차단되는시간동안은반도체스위치가양직류단에도통경로를제공한다. 결국, 직류단단락사고가발생한경우에는기계식차단기의차단동작시간동안에직류단전류는급속히증가하게된다. 증가된전류는반도체스위치를소손시킬수있기때문에사고시최대전류는하이브리드직류차단기의설계에매우중요한요소이다. 증가된전류의최대크기는사고가발생한직류단임피던스와기계식차단기 67

의차단시간에의해결정된다. 그림 2-35 하이브리드직류차단기의예 1[14]. ABB 社에서는그림 2-35와같이직렬연결된 IGBT를이용한하이브리드직류차단기를개발하여제안하였다. 제안된하이브리드직류차단기는정상동작시에기계식차단기 (Ultra Fast Disconnector) 와보조반도체스위치 (Load Commutation Switch) 를통해전류가흐른다. 보조반도체스위치는주반도체스위치 (Maint Breaker) 와같은구조를갖고있지만, 약 5% 정도의차단능력을가지고있다. 주반도체스위치의 IGBT가모두도통상태라할지라도, 기계식차단기와보조반도체스위치의임피던스가매우작기때문에, 도통조건에서직류전류는기계식차단기와보조반도체스위치를통해흐른다. 차단동작시, 먼저보조반도체스위치를 Turn-off시키면기계식스위치로흐르던직류전류는반도체스위치로이루어진주반도체스위치를통해우회해서흐르게된다. 이시간동안, 기계식차단기를통해전류가흐르지않는상태에서기계식스위치를차단한다. 전류가흐르지않기때문에기계식차단기에서아크가 68

발생하지않는다. 기계식차단기가완전히차단된후에주반도체스위치를 Turn-off하면양측직류단은분리된다. 정상동작중에주직류전류는기계식차단기와매우작은용량의보조반도체스위치를통해흐르기때문에반도체직류차단기에비해정상동작의도통손실은매우작다. 그림 2-36에그림 2-35의차단기동작시직류전류의흐름을표시하였다. DC Current Fault Start LCS Open Main Breaker Open 250us delay For LCS open Main Breaker Current I DC_rated LCS Current 2ms delay For UFD open Fault current Clear by Varistor Time 그림 2-36 하이브리드직류차단기의직류단사고시전류파형 [14]. 69

+ MC PG MC + DB DB V DC1 V DC2 - C PG T PG - 그림 2-37 하이브리드직류차단기의예 2[39]. 독일 Marquardt 교수의연구그룹에서발표한그림 2-37의하이브리드직류차단기는싸이리스터와수동소자를이용해서기계식차단기의전류를순시적으로 0으로만들어서기계식차단기를차단시키는원리를이용한다. 정상동작시, 기계식차단기를통해전류가흐른다. 차단동작시에는기계식차단기를먼저차단한다. 직류전류에의해기계식차단기에아크가발생하고, 이때 Pulse Generator(PG) 의싸이리스터롤 Turn-on시킨다. PG의캐패시터전압이역전되고, 역전된전압에의해서싸이리스터가 Turn-off된다. PG의캐패시터에흐르던전류는 Damping Branch(DB) 를통해기계식차단기로흐르게되고, 기계식차단기에흐르는전류를영으로만들어아크가소호된다. 70

2.2.3. 직류전력제어시스템 (DCTC) 직류송전시스템에서전력제어는무효전력을고려해야하는교류송전시스템에서의전력제어보다제어대상이간단하다. 직류송전시스템에서전력제어는송전시스템의각전력선을통해전달되는유효전력만을고려하게되며, 유효전력은각전력선에흐르는직류전류에비례한다. 직류단에흐르는직류전류는직류단양단의전압에의해서결정되므로, 직류송전시스템의전력은각터미널의직류단전압을가변함으로제어가가능하다. 앞에서언급하고그림 2-38에표현한것처럼, 직류단송전시스템은크게단선구조 (Single Line Configuration), 방사형구조 (Radial Configuration), 환형루프구조 (Mesh Configuration) 로구분할수있다. 단선구조는가장간단한구조로지점간전력전송시스템이그대표적인예이다. 방사형구조는모든터미널이하나의직류단에연결된구조이다. 환형루프구조는다른구조에비하여복잡하지만, 직류단사고에대하여각터미널에보다안정적인전력을공급할수있다는장점이있다. 구조에따른직류단의전력제어를살펴보기위해각직류송전시스템의구조를그림 2-39처럼각전력선의임피던스를고려하여보다간단히표현할수있다. 71

(a) (b) (c) 그림 2-38 직류송전시스템의구조. (a) 단선구조. (b) 방사형구조. (c) 환형루프구조. 72

(a) (b) (c) (d) 그림 2-39 전력선임피던스를고려한직류송전시스템의구조. (a) 단선구조. (b) 방사형구조. (c) 환형루프구조. (d) 직류전력시스템을 포함한환형루프구조. 단선구조에서전력제어는각전력선에흐르는직류전류를제어함으로써 구현할수있다. 각전력선에흐르는전류는다음과같이표현된다. = 0 0 (2.56) 따라서, 3 개터미널전압을제어함으로써각전력선의전류를서로독립적으 로제어할수있다. 73

방사형구조에서각전력선의직류전류는다음과같이표현된다. = 0 0 0 0 0 0 (2.57) 1개의공통전위는다른 3개의터미널전압과전력선의임피던스에의해서결정되며, 결정된공통전위에대해서각터미널전압은터미널이연결된전력선의직류전류를제어할수있다. 따라서, 각전력선의전류를다른전력선의전류와무관하게제어할수있다. 환형루프구조에서각전력선의직류전류는다음과같이표현된다. = 0 0 0 (2.58) 환형루프구조에서각전력선의전류를표현하기위한임피던스행렬은역행렬이존재하지않는다. 즉, 각전력선의전류에대한터미널전압이결정될수없다. 이는전체구조에서각직류단전류를자유롭게제어할수없다는의미이다. 이를해결하기위해서직류전력제어시스템 (DCTC) 이필요하다. 예로사용한직류전력제어시스템을포함한환형루프구조에서직류단전류는다음과같이표현된다. 74

= 0 0 0 0 0 0 (2.59) 직류전력제어시스템이터미널전압의자유도를추가함으로써, 각직류단전력선에흐르는직류전류를서로독립적으로제어할수있게된다. 직류전력제어시스템은전력선에연결된직류단전압의자유도를증가시키는역할을한다. 따라서, 직류전력제어시스템은직류단전압을가변할수있는컨버터로구현할수있다. 교류송전시스템에서유연송전시스템이역할과사용하는수동소자등에따라다양한종류를가지고있는것과는다르게, 직류송전시스템에서직류전력제어시스템은직류단전압을어떻게가변하느냐에따라병렬연결구조 (Shunt connected DCTC) 와직렬연결구조 (Series connected DCTC) 로구분된다. 그림 2-40에보인병렬연결구조의직류전력제어시스템은또다른직류단전압을임의로만들어주는컨버터이다. 따라서, 직류 / 직류컨버터를사용하여구현할수있다. 직류 / 직류컨버터를사용함으로써, 양단에연결되는직류단을완전히분리할수있다. 하지만, 직류단을통해전달되는전력이직류 / 직류컨버터를통해전달되어야하므로추가적인손실이크다. 뿐만아니라직류 / 직류컨버터의용량도해당하는직류단을통해전달되는전력으로설계되어야하므로높은비용이필요하다. = (2.60) 75

그림 2-40 직류전력제어시스템의병렬연결구조. 그림 2-41에보인직렬연결직류전력제어시스템은기존직류단전압에추가적인전압을더하거나빼서직류단전압을제어하는개념이다. 따라서전력제어를할수있을정도의직류단전압을합성할수있는용량이필요하다. 흐르는전력역시컨버터의용량에비례하므로, 병렬연결직류전력제어시스템에비하여손실이매우작다. 직렬연결직류전력제어시스템은직류단에인가하는직류전압에의해서발생하는전력을컨버터에서순환시켜야한다. 직류단에서발생하는전력을다시직류단으로인가할수도있고, 교류단으로인가할수도있다. 그형태에따라직류 / 직류컨버터혹은교류 / 직류컨버터의형태로구현될수있다. 직류연결구조에서컨버터의직류전압은직류단전압에비하여수 % 의작은크기이므로, 직류 / 직류컨버터로연결하기위해서는컨버터의직류단과연결하기위한전압정격이너무크게된다. 반면, 교류 / 직류컨버터로연결할경우, 교류단에는변압기를통해컨버터의교류단전압정격을직류전압정격과비슷하게유지할수있다는장점이있다. = + (2.61) 76

그림 2-41 직류전력제어시스템의직렬연결구조. 지금까지전력제어시스템이구현된사례는없으나, 멀티터미널직류송전시스템의구축이가시화되고있기때문에그필요성은이미여러문헌에서강조되고있다. 컨버터의비용이나효율을고려했을때, 교류 / 직류컨버터를사용하는직렬연결구조의직류전력제어시스템이실현가능성이높은것으로예상된다. 77

제 3 장직류송전계통을위한직류 / 직류 전력변환장치 본장에서는직류송전계통에적용가능한모듈형직류 / 직류전력변환회 로에대해서제안하고분석한다. 특히, 서로다른직류단전압을가지고있는 직류송전선로간의연결을위한직류 / 직류전력변환회로를제안한다. 3.1 송전용직류 / 직류전력변환장치 직류송전시스템의사용이확대됨에따라고전압직류 / 직류전력변환장치에대한필요성이증가하고있다 [1]. 서로다른시기에개발된직류송전계통을서로연결할경우에각계통의직류전압이다르기때문에직류 / 직류전력변환장치를통해두개의직류송전계통을연결해야한다. 지금까지송전시스템에서직류 / 직류변환의사례는존재하지않지만, 배전시스템수준의직류전압을송전시스템수준의직류전압으로변환해야하는필요성은여러연구에서제안되고있다. 그대표적인예는해상풍력발전단지이다. 일반적으로현재활용되는풍력발전기에연결되는전력변환장치는교류 / 직류 / 교류변환과정을거쳐변압기를통해각풍력발전기의전력이교류고전압계통으로연결된다. 그러나전력변환과정에서의효율을높이기위해수많은풍력발전기에서발생하는전력을직류단으로서로연결하고, 연결된직류전압을고전압의직류전압으로승압하여육상계통으로연결하려는노력이진행중에있다. 78

이러한필요에대하여전압형 HVDC 전력변환장치를직류 / 직류전력변환에이용하려는시도가있었다 [1]. 전압형 HVDC 전력변환장치는기존전류형 HVDC 전력변환장치와다르게전력의흐름을전류의흐름으로제어한다. 따라서, 수많은발전단지혹은수용단지가혼합하여존재할수있는일반적인전력계통에서직류시스템을도입할수있는가능성이증가하였으며, 다양한직류시스템이제안되면서직류 / 직류전력변환의필요성이높아지고있다. 직류 / 직류전력변환이적용되는사례에대해서 Barker 등은전달되는전력과전압변환율에따라다음과같이구분하였다 [1]. 표 3.1. 직류 / 직류전력변환장치의분류 [1]. 구분 분류 조건 고전력 (High Power) 500MW < 전달전력 전력의크기에중전력따른분류 (Medium Power) 50MW < 전달전력 500MW 저전력 (Low Power) 0MW < 전달전력 50MW 고변환율 (High Ratio) 5 전압변환율에중변환율따른분류 (Medium Ratio) 1.5 < 5 저변환율 (Low Ratio) < 1.5 위와같이직류 / 직류전력변환장치를전달전력의크기와전압변환율에 따라분류한이유는, 전력과전압변환율에따라중요하게다루어져야할기 79

준과현재구현가능한기술의한계가다르기때문이다 [1]. 예를들어, 대전력분야의전력변환장치에서가장중요한기준은전력의변환효율이높아야한다는것이다. 반면, 저전력분야에서의전력변환장치의경우, 효율은역시중요한설계기준이되지만상대적으로가격과사용되는구성품의정격용량을낮추는것에대한기준이고전력분야에비해높게고려된다. 이러한전력변환장치의분류에따르면고전력및중전력전력변환장치는송전계통에필요하고, 저전력의전력변환장치는배전및수전단에사용되어야한다. 전압변환율을기준으로하면, 송전계통에서는주로저변환율혹은중변환율의전력변환장치가요구되지만, 송전계통에서배전계통으로연결되는경우나, 혹은배전계통에서부하단으로직류단이연결되는경우고변환율의직류 / 직류전력변환장치가요구된다. 본논문에서제안된고전압직류 / 직류컨버터는전압변환율이 5 이하의낮은경우에적합하도록설계되었다. 멀티터미널직류송전시스템에서서로다른직류단전압을갖는직류송전시스템이연결될때전압변환율이낮은제안된고전압직류 / 직류컨버터의사용이유용할것으로판단된다. 고전압직류 / 직류컨버터가필요한것은직류송전시스템간의연결뿐만아니라직류송전시스템과직류배전시스템의연결에도필요하다. 우리나라교류송전시스템의전압은 765kV, 345kV, 154kV의전압을주로사용하며, 배전전압은 22.9kV의전압을주로사용한다. 대부분의배전시스템은 345kV와 154kV의송전시스템과연결되어있으며, 변압기의전압변환율은 15:1에서 7:1까지의범위를갖는다. 따라서, 직류배전시스템이적용된다면이와유사한 5:1에서 20:1의전압변환율을갖는효율높은고전압직류 / 직류컨버터가 80

필요하다. 위와같은직류송전전압과직류배전전압의연결은특정경우에대해서구체적으로추진되는분야가있다. 대표적인예가해상풍력발전단지를직류전압시스템으로육상계통과연결하려는시도이다. 그림 3-1에서나타난것과같이각풍력발전기는저전압직류단을갖는컨버터로제어되며, 발전된전력은직류 / 직류컨버터를통해저전압에서중전압으로승압된다. 몇개의나누어진중전압직류시스템으로모아진전력은해상풍력발전단지의변전소의고전압직류 / 직류컨버터를통해송전전압으로육상계통과연결된다. 이때해상변전소에는높은전압변환율을갖는고전압직류 / 직류컨버터가필요하다. 그림 3-1 중전압직류단으로구성된해상풍력발전단지를고전압직류송전 시스템으로육상송전시스템과연결하는구조. 본논문에서제안하는구조는송전시스템에서적용할수있는직류 / 직류 81

전력변환장치이다. 지금까지가장활발히연구되고있는구조는고주파변압기를사용한 Dual Active Bridge(DAB) 를응용한전력변환회로이다 [40]. DAB 은 1차단과 2차단에수십kHz 이상의고주파변압기를삽입하여양단의전력을높은효율로전달하도록설계되었다. 고주파변압기를통해연결된 2개의컨버터는단상, 3상혹은그이상의상수로설계될수있으며, 양단간의전기적절연역시고주파변압기를통해얻을수있다. 이러한구조는 1개의모듈컨버터의효율이전체직류 / 직류컨버터의효율과같으며, 최소한의모듈개수로양직류단의전력을전달할수있다는장점이있다. 하지만, 각모듈의부피를최소화하기위하여고주파변압기를사용하게되며, 높은주파수의스위칭손실을최소화하기위한 Soft Switching 기법이필요하다. 각모듈컨버터에사용되는고주파변압기는고전압전기적절연특성을갖도록설계되어야하며, 변압기의철손 (Core loss) 가최소화되기위한변압기코어및권선선정이매우중요하다. DAB의양단에사용되는컨버터는전압형반도체소자를사용하게되는데, 전압정격에의해서 1개의 DAB를통해전달할수있는양단의전압이제한된다. 따라서, DAB을모듈로사용하여양단을직 / 병렬구조로연결하면다양한전압형태를갖고있는터미널을서로연결할수있다. Advanced Power Conversion for Universal and Flexible Power Management in Future Electricity Network(UNIVLEX-PM) 라고불리는유럽에서제안된구조는 DAB을이용한일반적인전력변환회로의한예이며, 이를통해서로다른전압의다양한직류, 교류전압원을융합하여전력을서로전달할수있다 [41]. 이러한구조를통하여직류 / 직류전력변환회로를구성할수도있다. 전체전력변환의효율 82

은각모듈의효율과같기때문에, 효율높은 DAB을설계하는것이매우중요하다. 따라서, 일반적으로 DAB을공진 (Resonance) 형회로를사용하여스위칭손실을최소화하고있다. DAB을모듈로사용하는구조이기때문에, 양직류단전압에따른시스템설계가용이하며, 높은전압변환율의경우에도구현이가능하다. 하지만, 양직류단의전압을고주파변압기의전기적절연으로분리해야하므로각고주파변압기의양단절연전압이전체시스템의전압으로설계되어야한다. 이러한고전압절연조건때문에, DAB을모듈로사용하는전력변환장치는송전시스템에비하여전압이낮은배전시스템을대상으로주로연구되고있다. 그림 3-2 DAB 을이용한모듈형직류 / 직류전력변환회로. 83

DAB를사용하는구조에서주된연구주제중에하나는고주파변압기의설계이다. 특히, 변압기설계에서전력전달을위해필요한기생성분의인덕턴스와캐패시턴스를구조적으로설계하기위한연구와변압기의손실저감을위한연구가매우중요하다. 그림 3-2는변압기의기생인덕턴스를설계하여추가적인인덕터없이 DAB를구현하기위한고주파변압기이다 [42]. Shell 타입의 Planar 단상 3권선변압기로, 스위칭주파수는 10kHz, 정격전력은 5.5kVA 으로설계되었다. 설계된인덕턴스는 10kHz 조건에서 10.5mH이며, 변압기의구조해석으로계산된인덕턴스와 20% 내외의오차범위를갖는다. 그림 3-3 5.5kVA 고주파변압기의예 [42]. 고주파변압기는코어손실을최소화하기위하여나노크리스탈 (Nanocrystalline) 을코어로사용하였고, 고주파전류에대한손실을최소화하기위하여리츠 (Litz) 전선을권선으로사용하였다. 5.5kV의전압절연특성을보유하기위하여테프론 (Teflon) 소재를사용하여코어윈도우내부의권선을고 84

정하였다. 해석상의코어손실은 40W, 도통손실은 70W였으며, 전체손실은약 110W로정격전력대비약 2.2% 이었다. 이는반도체스위칭소자에서발생하는손실을고려하지않아도 DAB를이용한직류 / 직류컨버터의손실이고주파변압기에의해서상당히크다는것을예측할수있다. DAB를이용한모듈형컨버터를통해전력을전달하기위해서는고주파변압기의손실과가격을개선하는것이매우중요하다. 송전용직류 / 직류전력변환장치의구조를결정할때, 중요하게생각해야하는기준으로는신뢰성, 전력변환손실, 컨버터설치비용, 운용유지의편이성등을생각할수있다. 송전시스템에서전력변환손실은전력시스템의운용비용과직접연관된다. 그림 3-4는우리나라의 2013년월별전력거래정산단가를나타낸다. 2013 년기준우리나라전력설비용량은 86GW이었으며월평균발전량은 43,000GWh이었다 [43]. 컨버터손실의 0.1% 를연간전력생산비용으로환산하면약 464억원에이른다. 즉, 송전전력이 0.1% 의손실이개선된컨버터 1개를지날때마다연간 464억원을절약할수있으며, 송전시스템의전력이 2개의컨버터를지나배전시스템으로연결된다면, 약 1000억원의전력생산비용을절감할수있다. 600MW의컨버터를통해전달되는 0.1% 전력손실에대한연간전력생산비용은다음과같이약 4.7억원이다. 43000(GWh/month) 12(month) 0.001 90( 원 /kwh) = 464 억원 (3.1) 600(MW) 24 365(hour) 0.001 90( 원 /kwh) = 4.7 억원 (3.2) 85

그림 3-4 2013 년기준우리나라전력거래정산단가 ( 단위 : 원 )[43]. 그림 3-5 2013 년기준우리나라월별발전량 ( 단위 :GWh)[43]. 86

직류송전시스템에적용가능한전압형컨버터로는모듈형멀티레벨컨버터의구조가가장실용적인구조로평가되고있다. 직류전류의경로에반도체스위칭소자의개수를최소화하기위하여 Half-Bridge 컨버터가모듈로사용되며, 2개의 IGBT와 1개의캐패시터로구성되어있다. 최근설치되어운용중인미국 Transbay cable project에사용된 Half-Bridge 모듈은 3300V 1700A 정격수준의 IGBT와 2kV의직류단전압을갖는 5mF의캐패시터가적용되었다. 이러한모듈의가격은약 1000만원수준으로알려져있다. Transbay cable 프로젝트에는약 1800개의모듈이사용되었으며, 전체모듈의비용으로약 180억이상이소모되었다. 따라서, 모듈의개수를최소화하는것은전체설치비용을줄일수있는방법이다. 컨버터의구조를개선하여 20% 의모듈을최소화한다면, 설치비용의수십억원을절감할수있다. 직류송전시스템에서사용될수있는직류 / 직류컨버터는송전시스템을운용하는데사용되기때문에무엇보다신뢰성이중요하다. 정상운전조건에서컨버터의안정적인운영을보장할수있는컨버터자체의신뢰성은시스템의이중화및컨버터의모듈화구조로해결될수있다 [44]. 그림 3-6은 Simens사의 HVDC Classic Control 구조를나타내고있다. Operator Control Level 과 Control and Protection Level에구성된각제어구조는모두이중화되어구성되어있다. 이는전체시스템의신뢰도를높이기위해설계되었다. 87

그림 3-6 Simens 사의 HVDC Classic Control Hierarchy[44]. 송전시스템에적용된컨버터는신뢰성을보장하기위하여위와같은이중화구조가반드시필요하며, 각이중화된제어구조의동기화역시매우중요하다. 모듈형멀티레벨컨버터는수천개의모듈로구성되어있기때문에, 컨버터내부의빠른통신이매우중요하다. 모듈형컨버터의구조는컨버터자체에서발생하는사고에대한무중단동작을가능하기때문에, 시스템전체동작에대한신뢰성을높일수있다. 그림 3-7은대표적인모듈형컨버터구조를갖는 MMC의 1개 Arm의전체캐패시터전압의합과해당 Arm의전압지령을도시한것이다. Arm의캐패시터전압의합은직류단전압의반으로설계되고, 직류단전압에합하여져서 Arm의 88

전압지령으로사용되는교류단전압은 Arm 전압으로합성할수있는범위내에서 25% 의여유분을갖도록설계된다. 따라서, Arm 캐패시터전압은각 Arm의전압지령을합성하기위해서 12.5% 의여유분을가지고있게된다. 즉, 200개의모듈로구성된 Arm이라면 25개의모듈이여유분으로존재하게되고, 25개의모듈사고에대한무중단제어가가능하다. 400kV 300kV Arm 캐패시터전압 12.5% 여유분 100% 87.5% 200kV 100kV 0kV Arm 전압지령 0.32 0.36 0.4 Time[s] 50% 그림 3-7 MMC 의 1 개 Arm 의캐패시터전압과합성해야하는전압지령. 89

3.1.1 변압기로연결된직류 / 교류 / 직류컨버터 : Topology I 송전시스템에서직류전압을다른직류전압으로변환하기위한가장일반적인방법으로직류 / 교류 / 직류전력변환장치를사용할수있다 [45, 46]. 이러한구조는변압기를통해 1차측직류단과 2차측직류단을자기회로를통해연결하기때문에, 1차측직류단과 2차측직류단을전기적으로절연할수있다는특징을갖는다. 변압기의권선비는직류단의전압변환율에따라결정된다. 그러나, 자기회로를통해전기적으로절연하는것을직류송전계통에필수적으로적용되어야하는가에대해서는심도있는논의가필요하다. 전기적절연 (Galvanic Isolation) 의사전적정의는 전기시스템에서기능적으로전하의흐름을막기위한방법으로, 직접연결되는회로가없다 고알려져있다 [47]. 일반적으로전기적절연을구현하는방법으로는변압기 (Transformer), 광접속기 (Opto coupler) 등이있다. 변압기나광접속기의전기적절연은둘이상의전기회로가서로다른접지전압을가지고있으면서서로연결되어야할때유용하다. 서로다른접지전압으로인해흐를수있는전류의흐름을전기적절연을통해막을수있다. 전기적절연이필요한또다른이유로는둘이상연결된전기회로에서한회로에서발생한단락사고가다른회로로전달되는것을효과적으로막을수있다는점이다. 고전력전달을위한시스템의경우, 전력의전달효율이가장중요하게고려되어야한다. 기존교류송전계통의경우, 변압기를통해전압을가변할수있다. 따라서, 높은효율의변압기설계가중요한연구주제이다. 특히배전분야에서는전력용변압기의부하율이 20% 수준으로운전효율이낮아, 전력용변압기의무부하효율을일정값으로유지하도록하는규제가적용중이거 90

나적용이추진되고있다 [48]. 변압기의효율은전력용량이클수록일반적으로높아진다. 송전계통에사용되는변압기의손실은일반적으로정격부하에서 0.5% 이내로알려져있다. 교류계통에서전압가변을위해필연적으로사용하게되는변압기는단권변압기를제외하고는기본적으로전기적절연특성을제공한다. 직류송전계통의경우전압을가변하기위해서는전력전자기술을이용한전력변환회로를사용하여야한다. 전압가변방법은그전력변환회로의구조에따라각각의특성이다르지만, 기본적으로교류계통과는달리변압기가전압을가변하는기능을수행하는데있어서반드시필요하지는않다. 따라서, 직류계통에서전압가변의기능을구현하기위해사용되는전력변환장치에추가적으로변압기를사용하는것은전력변환장치의손실에변압기의손실을더하기때문에전체운전효율의측면에서적합하지않다. 그러나계통운용측면에서는전기적절연이필요하므로변압기의추가를요구할수도있다. 이에대해서는서로다른계통을연결하는경우에전기적절연이필요한이유에대해서다시한번고려할필요가있다. 첫째, 서로다른접지전위를갖고있는전기회로를연결하기위해전기적절연이필요한경우에는전력변환회로의구조를통해그문제를해결할수있다. 둘째, 한회로에서발생한단락사고의영향이연결된다른회로에전파되는것을차단해야하는경우에는, 일반적인전력변환회로에서다이오드와캐패시터의조합으로그기능을구현할수있다. 91

따라서, 전기적절연의의미를 전기시스템에서전하의흐름을막기위한방법 으로넓힌다면, 비록전기적으로연결은되어있지만다이오드와캐패시터등의조합으로전기적흐름을차단할수있는전력변환장치와기계적차단기인단로기의조합은기존의전기적절연을위해필요하였던변압기를대체할수있다. 변압기를통해연결된직류 / 교류 / 직류시스템은변압기를인덕터로대체하여구현이가능하다. (a) (b) 그림 3-8 일반적인직류 / 교류 / 직류전력변환구조. (a) 변압기를포함한구조. (b) 인덕터로연결된구조. 그러나변압기를사용한직류 / 교류 / 직류전력변환회로에서변압기의사용 92

이변압기를사용하지않은직류 / 교류 / 직류전력변환회로에비하여전체손실을증가시킨다고일반화할수없다. 전압변환율이낮은경우에는변압기의사용으로인한손실이변압기를사용하지않고인덕터로연결한경우에비해서크지만, 전압변환율이높은경우에는변압기의권선비로인하여고전압측의교류전압의크기가상대적으로크기때문에교류전류의크기가줄어들고, 그로인하여고전압측전력변환회로의도통손실이줄어든다. 따라서변압기를사용함에도불구하고전력변환장치의손실이줄어들어전체손실은줄어들수있다. 직류송전계통에서사용하는수백 kv이상의고전압을변환하기위한전력용반도체소자는현재기술로불가능하기때문에, 수kV의정격전압의전력용반도체소자를직렬연결하거나반도체소자및캐패시터등의수동소자로구성된컨버터모듈을직렬로연결하여송전계통에사용할수있는전력변환회로를구성하게된다. 직류 / 직류전력변환회로에서 1차측전압및전류의정격과 2차측전압및전류의정격은전압전달율에따라달라진다. 전압정격의경우계통전압에맞도록컨버터모듈을쌓기때문에각개별컨버터모듈의전압정격은같게유지될수있다. 하지만전류는저전압직류단의전류가고전압직류단에흐르는전류보다크기때문에모듈의정격전류는저전압직류단에의해결정된다. 일반적으로 VSC-HVDC 형태의 MMC를연결하여직류 / 교류 / 직류컨버터 (Topology I) 를구현할수있다 [45, 49]. 그림 3-3은 MMC의직류 / 교류 / 직류컨버터구조를간단히나타내고있다. 이러한구조는이미여러선행연구논문에서발표된바있으며, 현재구현된 MMC의제어기법을그대로사용하기 93

때문에가장현실성있는구조이다. Topology I은양직류단간에전달되는전력이 2개의독립된교류 / 직류컨버터와 1개의변압기를지나간다. 따라서전달손실이비교적크다는단점이있다. 2개의컨버터를사용하기때문에설치비용이높고, 고전압의직류단에연결되는모듈의전류정격보다저전압의직류단에연결되는모듈의전류정격이크다. 그림 3-9VSC-HVDC 형태의 MMC 를이용한직류 / 교류 / 직류전력변환구조. Topoloy I의구조에서 VSC-HVDC로구현된 MMC는전류형 HVDC(Current Source Converter HVDC: CSC-HVDC) 로대체되어구현이가능하다 [46]. 그림 3-10은 VSC-HVDC와 CSC-HVDC를연결한구조를나타낸다. CSC-HVDC는기존 MMC보다손실이적고제어가간단하다고알려져있다. 하지만 VSC-HVDC와 CSC-HVDC를구성하는모듈과각 MMC의제어방법이다르기때문에, 1개의 94

Topology I 컨버터를구현하는데있어서비용과효율성측면에서단점을갖는 다. 본논문에서 Topology I 은그림 3-9 과같이 2 개의 VSC-HVDC MMC 를사용 하는구조이다. + + V DC1 V DC2 - - 그림 3-10 VSC-HVDC 형태의 MMC 와 CSC-HVDC 형태의 MMC 를이용한직 류 / 교류 / 직류전력변환구조. 95

3.1.2 내부변압기를사용하는직류 / 직류컨버터 : Topology II 직류 / 교류 / 직류전력변환회로의경우, 전달되는정격전력이두개의독립된컨버터를지나야하기때문에전력변환손실이상당히크다. 그러한전력변환회로의손실을최소화하기위하여내부변압기를사용하는직류 / 직류컨버터구조 (Topology II) 가제안되었다 [50]. 그림 3-11 직류단의음전위에공통접지전위를갖는내부변압기를사용하는 직류 / 직류전력변환회로 [50]. 내부변압기를사용하는모듈형고전압직류 / 직류컨버터는직류단의음전위에공통접지전위를갖는직류 / 직류전력변환조건에서, 2개의 MMC를사용하여컨버터를구현하도록설계되었다. 1개의 MMC를 2차측직류단에연결하고, 1차측직류단과 2차측직류단의전압차이를다른 1개의 MMC를사용해연결한다. 1차측에서 2차측혹은그반대방향으로전력을전달하는과정에서 96

발생하는각 MMC의전력오차를 MMC간의연결을위해내부에설치된변압기를통해서로전달한다. 따라서, 사용된변압기는양직류단간에전달되는전체전력이지나는것이아니라, 2개의 MMC간에교환되는전력만이지나기때문에용량과손실측면에서유리한점을가진다. 그러나, 실제송전시스템에서양직류단의접지전위는양전위와음전위의평균에위치하게된다. 따라서, 제안된 Topology II는 3개의 MMC를이용한내부변압기를사용하는일반적인구조를갖는다. 그림 3-12 내부변압기를사용하는직류 / 직류전력변환회로. 양직류단전압을변압기혹은인덕터를통해교류전압및교류전류의형 태로전력을전달하는직류 / 교류 / 직류전력변환회로인 Topology I 과는달리 내부변압기를사용하는직류 / 직류전력변환회로인 Topology II 는고전압직 97

류단과저전압직류단이전력변환회로를사이에두고직접연결된다. 내부변압기를사용하는직류 / 직류전력변환회로는 3개의독립된직류 / 교류컨버터와 1개의변압기로구성된다. 저전압직류단과 1개의직류 / 교류컨버터가직접연결되며, 나머지 2개의직류 / 교류컨버터는고전압직류단과저전압직류단의전위차이를보상하게된다. 이때발생하는각직류 / 교류컨버터의전력차이를순시적으로균형제어하기위하여각교류 / 직류컨버터는변압기를통해연결된다. Topology I은양직류단을변압기를통해분리하기때문에, 양직류단의공통접지전위의위치에상관없이구조가동일하다. 반면, Topology II는양직류단을연결하는변압기가없기때문에, 공통접지전위의위치에따라양직류단의전위차를보상하기위해컨버터의구조가변경되어야한다. + + DC/AC Converter V DC2 V DC1 - DC/AC Converter - 그림 3-13 저전압측직류단의음전위에공통접지전위를갖는 Topology II 의 예. 98

그림 3-14 저전압측직류단의음전위에공통접지전위를갖고양전위가고전 압측양전위보다작은 Topology II 의예. + DC/AC Converter V DC2 + DC/AC Converter - V DC1 DC/AC Converter - 그림 3-15 저전압측직류단의음전위에공통접지전위를갖고양전위가고전 압측양전위보다큰 Topology II 의예. 99

Topology II에서사용되는직류 / 교류컨버터에는다양한토폴로지의컨버터를사용할수있다. 송전계통에적용할수있는일반적이고검증된전압형교류 / 직류컨버터는전압형 HVDC 컨버터인 MMC가가능하다. 일반적인내부변압기를사용하는직류 / 직류전력변환회로인 Topology II를 MMC로구현하였을때, 직류 / 직류전력변환회로는 3개의 MMC의구동으로동작한다. 그림 3-16 MMC 를직류 / 교류컨버터로사용하는직류 / 직류전력변환회로. 100

3.1.3 변압기를사용하지않는직류 / 직류컨버터 : Topology III 직류송전시스템에서전압형교류 / 직류컨버터인 MMC의구조를응용하면, 변압기를사용하지않는직류 / 직류전력변환회로의구현이가능하다. Topology I에서양직류단의교류 / 직류컨버터는각직류단으로부터직류전력을공급받거나각직류단으로직류전력을공급한다. 따라서전력을공급받음으로인해혹은전력을공급함으로인해서필요한전력은두컨버터사이의교류회로를통해서로전달한다. Topology II는양직류단에각각교류 / 직류컨버터가존재하지않는대신, 내부컨버터간의전력불균형을해결하기위해변압기를사용하고, 그변압기를통해구현된교류회로를통해교류 / 직류컨버터간의전력을전달한다. 변압기를사용하지않은 Topology III은컨버터내부에전류가순환할수있는구조를만들어서컨버터내부의전력이순환하도록설계되었다. 따라서, 변압기에의한손실을줄일수있고, 컨버터모듈의수가줄어들어설치비용도저감할수있다. 하지만, Topology I과 Topology II에서변압기의권선비로고전압측교류단전압을크게하여교류전류를줄임으로써컨버터의도통손실을최소화할수있었던장점을잃어버리기때문에컨버터자체의도통손실이커질수있다. 따라서, 변압기를제거함으로써얻을수있는손실이득과교류단전압을저전압직류단으로맞춤으로써발생하는추가적인도통손실을비교하여유리한조건에서제안된 Topology를적용해야한다. 101

+ + V DC1 V DC2 - - 그림 3-17 변압기를사용하지않는직류 / 직류전력변환회로. Topology III는 Topology I이나 Topoloy II와달리양직류단의공통접지전위에따른자유도가작다. Topology III에서는양직류단의공통접지전위가양직류단의중성점으로같은경우나, 혹은양직류단의음전위혹은양전위가같은경우에만구현이가능하다. 102

그림 3-18 양직류단의음전위에공통접지전위가위치한 Topology III 의예. 그림 3-19 양직류단의양전위에공통접지전위가위치한 Topology III 의예. 103

3.2 변압기로연결된직류 / 교류 / 직류컨버터 3.2.1 변압기를통해연결된직류 / 교류 / 직류컨버터의구조기존일반적인직류 / 직류전력변환회로인 Topology I은두개의직류 / 교류컨버터가교류회로를중심으로 Back-to-Back으로연결된구조이다. 직류 / 교류컨버터로는특정컨버터회로방식에제한되지않으나, 송전계통에일반적으로적용될수있는가능한컨버터로는 MMC가적합하다. 그림 3-20 2 개의교류 / 직류컨버터를이용한 Topology I 컨버터의전력흐름. 104

2개의 MMC를교류회로를중심으로연결하여 Topology I 컨버터를구현할수있다. 양단의 MMC는 Half-Bridge 모듈로구현되어있으며, 교류회로에위치한변압기는 1차측직류단전압과 2차측직류단전압의비율로권선비가구성되어있다. : = : 1 (3.3) : = 1: (3.4) 1 차측직류단회로와 2 차측직류단회로를비교하기위하여 1 차측전압과 전류를 2 차측전압과전류로표시하면다음과같다. = = 1 (3.5) (3.6) Topology I 컨버터는 1 차측직류단의직류전력을 2 차측직류단의직류전력 으로바꾸는역할을한다. 따라서, 순시적으로 1 차측의입력전력과 2 차측의 출력전력은항상같아야한다. = = = (3.7) (3.8) (3.9) Topology I 에서 1 차측 (Primary Side) 직류단에연결된 MMC 를 MMCP 라고하 105

고, 2차측 (Secondary Side) 직류단에연결된 MMC를 MMCS라고부르기로하자. 1차측직류단전력은 MMCP를통해교류전력으로변환되며, MMCS는 MMCP 와연결된교류회로를통해교류전력을전달받아 2차측직류단전력으로변환한다. 따라서, 2개의 MMC가정상동작하기위해서는각 MMC의직류전력과교류전력이순시적으로각각같아야한다. = 그림 3-21 변압기의권선비. 변압기의권선비는다음과같다. : = : = : (3.10) = = = (3.11) 변압기를통한교류회로에연결된 MMC의상전압지령은다음과같이결정된다. 교류전압은컨버터에의해서임의로합성될수있으므로, 교류전압의크기와주파수를임의로설계할수있다. MMC는직류단직류전력을교류전력으로변환하여전력을전달하는구조이다. 직류단전압의크기와전류는시스템에의해결정된다. 직류단전력을교류전력으로전달하는과정에서임의로합성한교류전압과그전압에의해제어되는교류전류는컨버터의도 106

통손실을결정하는설계변수이다. 따라서, 동일한전력을전달하기위해서가능한큰교류전압을사용하게되면상대적으로교류전류의크기가줄어들어컨버터의도통손실을줄일수있다. 교류전압의크기는무한히증가시킬수없다. MMC의 Arm에구현된모듈의개수와각모듈캐패시터의정격전압에의해제한된다. = ( ) = 2 3 (3.12) = + 2 3 교류회로에인가되는상전압의크기는일반적인 MMC 제어에서다음과같이결정된다. 여기에사용되는 m P 는 Modulation Index로일반적으로 0.75로설정된다. 이경우, 교류전압은이론적으로 Modulation Index가 1인조건까지합성이가능하지만, 0.75의 Modulation Index는 MMC의전압구현에서 25% 의전압여유분을고려하여설계한것이다. = 1 2 (3.13) 2 차측 MMC 인 MMCS 와연결된교류회로의교류전압도다음과같이결정 된다. 107

= ( ) = 2 3 (3.14) = + 2 3 = 1 2 (3.15) 1 차측 MMC 와 2 차측 MMC 의 Modulation Index 가동일한값을사용한다면, 변압기의권선비는다음과같이직류단전압변환율과같게된다. : = 1 2 : 1 2 = : 1 (3.16) 직류단직류전류로인해발생하는각 MMC의직류전력을교류전력으로변환하여변압기를통해전달함으로서 MMC의캐패시터에저장된에너지를일정하게유지할수있게한다. 교류회로에흐르는무효전력을 0으로제어한다고가정하면, 교류회로를통해흐르는유효전력은다음과같이계산된다. = 3 2 = 3 4 (3.17) = 3 2 = 3 4 (3.18) 각 MMC 의전력이순시적으로 0 이되기위해서는각 MMC 의직류단전력 과교류전력의합이 0 으로제어되어야한다. MMC 의순시전력이 0 이되기 108

위해서교류회로의전류크기는다음과같이제어되어야한다. + = + 3 4 = 0 (3.19) = 4 3 1 (3.20) 같은방식으로 2 차측직류단과연결된 MMCS 의순시전력이 0 이되도록교 류회로의전류크기역시다음과같이제어된다. + = + 3 4 = 4 3 = 0 (3.21) (3.22) MMCP 와 MMCS 의교류전압을합성하는 Modulation Index 가같다고가정하 면, 교류회로의전류크기의비율은변압기의권선비의역수와일치한다. : = 4 3 1 : 4 3 = 1 : 1 (3.23) MMCP 와연결된변압기에흐르는상전류는다음과같다. = ( ) = 4 3 = 2 3 = 4 3 1 1 ( ) 2 3 (3.24) 109

= + 2 3 = 4 3 1 + 2 3 MMCP 의각 Arm 에흐르는전류는다음과같다. = 1 3 + 1 2 = 1 1 3 2 3 1 ( ) = 1 3 + 1 2 = 1 1 3 2 3 1 2 3 = 1 3 = 1 3 + 1 2 1 2 = 1 1 3 = 1 1 3 2 3 + 2 3 1 1 ( ) + 2 3 (3.25) = 1 3 1 2 = 1 1 3 + 2 3 1 2 3 = 1 3 1 2 = 1 1 3 + 2 3 1 + 2 3 MMCS 와연결된변압기에흐르는상전류는다음과같다. = ( ) = 4 3 ( ) = 2 3 = 4 3 = + 2 3 = 4 3 2 3 + 2 3 (3.26) MMCS 의각 Arm 에흐르는전류는다음과같다. 110

= 1 3 + 1 2 = 1 3 2 3 ( ) = 1 3 + 1 2 = 1 3 2 3 2 3 = 1 3 = 1 3 + 1 2 1 2 = 1 3 = 1 3 2 3 + 2 3 ( ) + 2 3 (3.27) = 1 3 1 2 = 1 3 + 2 3 2 3 = 1 3 1 2 = 1 3 + 2 3 + 2 3 Topology I 컨버터의도통손실을분석하기위해서는컨버터에사용되는모듈의개수및 IGBT의개수를결정해야한다. 정상상태운전조건에서각 MMC는 MMC에인가되는직류전압과비례한개수의 MMC 모듈이필요하다. IGBT의도통손실을최소화하기위해서각모듈을 Half-Bridge 컨버터로사용한다면, 각 MMC의모듈개수의비율은다음과같다. : = : = : 1 (3.28) Topology I 의모듈개수를일반화하기위해서, MMCS 의 1 개 leg 에포함된 Half-Bridge 컨버터모듈의개수를 M 개라고한다. 이때, 각 MMC 에연결되는 모듈의개수는다음과같다. 111

= = (3.29) (3.30) = = 그림 3-22 정상상태운전을위한각 MMC 의모듈개수. 이러한모듈구조에서정상운전조건에서의도통손실을계산할수있다. 교류값과직류값이합하여있는값의실효값을교류파의순시값의 1 주기동안 의평균값의제곱근이라고정의하면, 다음과같이일반화한값을얻을수있 112

다. 1 2 ( + ) = + 1 2 (3.31) 따라서, 정상상태운전조건에서 MMCP 와 MMCS 의각 Arm 에흐르는전 류의실효값은다음과같다. = 1 3 1 + 2 (3.32) = 1 3 1 + 2 (3.33) 각모듈에서발생하는도통손실을일정전압 V CL 으로모델링하면, 도통손실은전류가흐르는모듈의개수의비례한다. 따라서, 모듈에흐르는전류의실효치와모듈의손실을모의하기위해가정한전압의곱을모듈의도통손실로모의하고, 전체손실은모듈의도통손실에모듈개수를곱하여얻을수있다. MMCP와 MMCS의도통손실은각각다음과같이간략히계산할수있다. = 3 = 1 + 2 (3.34) = 3 = 1 + 2 (3.35) 113

따라서, MMCP 와 MMCS 의도통손실을합한전체도통손실은모든 MMC 의 Modulation Index 가같다고할때, 다음과같다. = = (3.36) = + = 2 1 + 2 (3.37) 일반적으로 MMC가스위칭손실은무시할수있고, IGBT를사용하기때문에도통손실에대한모델링을일정전압원으로할수있다면, Topology I은전압변환율에무관하게일정한도통손실을발생시킴을알수있다. 그리고, 고전압직류단에연결된 MMC와저전압직류단에연결된 MMC가동일한도통손실을발생시킨다. 그림 3-23은 Topology I 컨버터에서 1차측 MMC의 Arm에흐르는전류와 2차측 MMC의 Arm에흐르는전류를 2차측직류단정격전류에대해서정규화한값을나타낸다. 전압변환율이증가하여도 2차측 MMC의전류는변하지않으며, 1차측 MMC에흐르는전류는전압변환율에따라감소한다. 이는전압변환율에따라 1차측 MMC에사용되는모듈의정격전류와 2차측 MMC에사용되는모듈의정격전류가다른것을의미한다. 따라서, 전체시스템의모듈을동일하게사용한다면, 모듈의정격전류는 2차측전류를기준으로설계되어야하며, 이는 1차측모듈의경우과도한기준으로설계되었다고할수있다. 이러한기준은다른관점에서생각해볼수있는데, 동일한전류정격의모듈을사용하여전달할수있는전력의양을비교할수있다. 그림 3-24은모 114

듈전류를기준으로 2차측전류를정규화한값을나타낸다. 동일한모듈을사용하였을때, 1차측 MMC에흐르는전류를기준으로하면전압변동율이클수록 2차측직류전류는증가하게된다. 하지만, 2차측 MMC에흐르는전류를기준으로하면, 2차측직류전류는전압변동율과무관하게일정하다. 그리고, 그직류전류의크기는 2차측 MMC의전류가더작다. 따라서, 주어진모듈의정격전류를고려하였을때, 최대전달할수있는직류전력은 2차측모듈의전류에의해서결정된다. 0.8 Normalized Arm current by Idcs Normalized RMS current 0.7 0.6 0.5 0.4 0.3 0.2 IrmsP/Idcs IrmsS/Idcs 0.1 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 Voltage Tranformation Ratio, N 그림 3-23 Topology I 의 1/2 차측 Arm 에흐르는 RMS 전류의정규화값 (Modulation Index=0.75). 115

Secendary DC current by module current 3 2.5 2 1.5 1 0.5 Normalized Max. DC current by module current in Topology I Secondary DC current area IdcsMax/IrmsS IdcsMax/IrmsP 0 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 Voltage Tranformation Ratio, N 그림 3-24 Topology I 에서모듈의전류를기준으로하는 2 차측직류전류의정 규화값 (Modulation Index=0.75). 3.2.2 변압기를통해연결된직류 / 교류 / 직류컨버터의제어 Topology I은 2개의 MMC가변압기를통해연결된구조이다. 따라서 2개의독립된 MMC의제어를통해전체컨버터제어가가능하다. MMC의제어는앞서 2장에서설명한제어방법을사용할수있다. 2장에서설명된 MMC의제어는 MMC를구성하는모듈의캐패시터에저장된에너지의합을일정하게유지함으로써구현된다. 직류단의전력지령이주어지면, MMC는직류단전류를제어함으로써직류전력을받아들이거나보내게된다. 직류전력은우선적으로 MMC 내부의캐패시터를통해서들어오거나보내진다. MMC에서전달한직류전력을교류단에서공급해야하는데, 직류단에서전달받는교류전력의양은 MMC 내부캐 116

패시터에저장된에너지를설계된수준으로유지하기위해구현된제어기를 통해얻어질수있다. 즉, 교류단전력은 MMC 내부캐패시터에너지제어를 통해제어된다. + - PI - + + PIR - + 0.5 + + - + - + - + + + + + - + - + - + - + + + - + - E all * E all E arm * E uu E vu E wu E ul E vl E wl + PI - 3 2 Arm Balancing Controller + - + - + - + + PIR uvw PIR PIR θ e uvw 0.5 0.5 0.5 그림 3-25 Topology I 의 MMCP 제어구조. 117

그림 3-26 Topology I 의간략한제어모델. Topology I에서도동일한제어개념을사용할수있다. 전체컨버터가양직류단간에전달해야될전력이정해지면, 2개의 MMC 중 1개의 MMC에서직류단의전력을제어한다. MMCP에서직류단전력을제어한다고가정하면, 직류단전력을제어하는 MMCP는직류단전력으로인해발생한캐패시터에너지의변동을보상하기위한교류단전력을계산하여제어한다. 교류회로를통해 MMCP와연결된 MMCS는교류단전류를제어하지않는다. MMCP에서제어하는교류전류에의해 MMCP에서부터 MMCS로전력이전달된다. MMCS 는교류단을통해 MMCP로전달받은전력을 2차측직류단에서보상해야한다. 즉, MMCS의캐패시터에너지의변동을보상하기위한 2차측직류단전력을제어하게된다. 118

양직류단간의전력전달을위해 2 개의 MMC 에서직류단전력과교류단전 력을제어한다. MMCP 와 MMCS 의동작을위한내부캐패시터에너지의균형 제어는 2 장에서설명한 MMC 의순환전류를사용한다. 그림 3-27 Topology I 의 MMCS 제어구조. Topology I을통한전력제어를검증하기위해컴퓨터시뮬레이션을수행하였다. 1차측직류단전압은 ±256kV이며, 전압변환율은 1.5이다. 따라서, 1차측 MMC의 Arm 당모듈은 256개가필요하며, 2차측 MMC의 Arm 당모듈은 170 개이다. 1차측전류는 1kA이며, 전달하는전력은 512MW이다. 교류단의주파수는 50Hz를가정하였다. 교류단전압의크기는직류단전압에대한비율인 119

Modulation Index(Modulation Index) 로표현할수있다. Modulation Index가클수록, 교류단전압의크기가크다. 따라서, 동일한전력을전달하는데필요한교류전류의크기가줄어든다. 교류전류는양 MMC 모두흐르게되며, 전류가클수록 MMC의도통손실이증가한다. 뿐만아니라교류전류가크면, MMC의 Arm 캐패시터의전압변동이더커진다. Modulation Index를크게할수록도통손실을줄일수있고캐패시터전압변동을줄일수있다는장점이있지만, 전압합성을위한전압여유분을위해 Modulation Index를적절하게설계해야한다. 표 3.2. MMC를이용한직류 / 교류 / 직류컨버터의제정수. 제정수종류 값 제정수종류 값 1차직류단전압 ±256kV 2차직류단전압 ±170kV 1차직류단정격전류 1kA 전압변환율 3:2 Modulation Index 0.75 교류단상전압첨두값 192kV 교류단주파수 50Hz 모듈캐패시터전압 2kV Arm 인덕턴스 20mH 모듈캐패시턴스 5mF 120

Ius_S Ivs_S Iws_S IdcP IdcS VdcmSumUU_M VdcmSumVU_M VdcmSumWU_M VdcmSumUU_S VdcmSumVU_S VdcmSumWU_S 0.2 0.4 0.6 0.8 그림 3-28 Topology I 에서상전류, 직류전류, 캐패시터전압 (Modulation Index=0.75). 121

Ius_S Ivs_S Iws_S IdcP IdcS VdcmSumUU_M VdcmSumVU_M VdcmSumWU_M VdcmSumUU_S VdcmSumVU_S VdcmSumWU_S 0.2 0.4 0.6 0.8 그림 3-29 Topology I 에서상전류, 직류전류, 캐패시터전압 (Modulation Index=0.85). 122

2kA 1kA Primary side Upper Arm current 1.25kA 0A -1kA -0.55kA -2kA 2kA Iuu_S Secondary Ivu_S side Upper Iwu_S Arm current 1kA 0A 0.8kA -1kA -2kA -1.9kA 0.2 0.4 0.6 0.8 Time[s] 그림 3-30 Topology I 에서 Upper Arm 의전류 (Modulation Index=0.75). 2kA Primary side Upper Arm current 1kA 1.15kA 0A -1kA -0.45kA -2kA 2kA Secondary side Upper Arm current Iuu_S Ivu_S Iwu_S 1kA 0A 0.65kA -1kA -2kA -1.73kA 0.2 0.4 0.6 0.8 Time[s] 그림 3-31 Topology I 에서 Upper Arm 의전류 (Modulation Index=0.85). 123

3.3 내부변압기를사용하는직류 / 직류컨버터 3.3.1 내부변압기를사용하는직류 / 직류컨버터의구조본장에서는내부변압기를사용하는직류 / 직류시스템의일반적인구조를통해제어방법을제안한다. 현재기술수준으로송전계통에사용될수있는컨버터의구조로는 MMC가효율과구현가능성에서가장우수하므로, MMC를이용한내부변압기를사용하는직류 / 직류시스템의제어방법을설명한다. 아래그림은 3개의 MMC를사용한직류 / 직류컨버터의전력흐름을나타낸다. I DCP + MMCBH + N B V DCB - MMCL I DCL + I DCS V DCP N L V DCS MMCBL - + N B V DCB - - 그림 3-32 내부변압기를사용하는 Topology II 컨버터의전력흐름. 124

제안된직류 / 직류컨버터는 3개의일반적인교류 / 직류컨버터로사용되는 MMC로구성되어있다. 저전압단인 2차측직류단과직결되어 2차측직류단전압을직접적으로제어하는 MMCL과, 2차측직류단과 1차측직류단의전압차이를보상하여양단의직류전압을연결하여 Bridge 역할을하는 2개의 MMCBH, MMCBL로구성된다. 1차측직류전류는 Bridge MMC인 MMCBH와 MMCBL에동일하게흐르게되며, 이 1차측직류전류로인해발생하는추가전력혹은부족전력은 Bridge MMC와 2차측 MMC인 MMCL간에연결되는변압기를통해보상된다. 두개의직류단의전압비및직류전류비를다음과같이정의한다. MMCL 에흐르는직류전류는 1차측직류전류와 2차측직류전류에의해자연스럽게결정된다. : = : 1 (3.38) : = 1: (3.39) = 2 + (3.40) = (3.41) 이때, 1 차측과 2 차측의물리량을비교하기위해서 1 차측전압과전류를 2 차 측전압과전류로표현하면다음과같다. = 1 (3.42) = 1 = 1 (3.43) 125

= 1 2 ( ) = 1 2 (3.44) 1 차측직류단과 2 차측직류단의전력은순시적으로같아야한다. 1 차측직류 단으로부터전체컨버터에흐르는전력과 2 차측직류단으로전체컨버터로부 터흘러나가는전력은다음과같다. = = = (3.45) (3.46) (3.47) 1 차측직류단과 2 차측직류단의전력이순시적으로같기때문에, MMCL 과 MMCBH, MMCBL 에발생하는순시적인전력의합은 0 이어야한다. = = (3.48) (3.49) 2 + = 0 (3.50) 위 Topolgy II 의컨버터내부전력의합이 0 이되어야하는조건은다음과 같이자명하게성립한다. = 1 2 = 1 1 = 1 2 (3.51) = 1 (3.52) 126

2 + = 1 + 1 = 0 (3.53) 위관계식에의하면, 전력이 1차측에서 2차측으로전달되는조건에서 1차측직류단직류전류에의해서 MMCBH와 MMCBL의에너지는증가하게되고, MMCL의에너지는감소하게된다. 즉, 컨버터의전체적인전력은항상일정하게유지되지만 MMCBH, MMCBL의에너지와 MMCL의에너지는불균형해져서각 MMC의캐패시터전압이발산하거나 0으로떨어져시스템의운전이불가능하게된다. Topology II 컨버터의정상적인운전을위해서는 MMCBH, MMCBL의에너지를 MMCL로전달해야한다. Topolgy II 컨버터내부에 Bridge MMC인 MMCBH, MMCBL과 2차측 MMC인 MMCL 간에연결되는변압기를통해 Bridge MMC의에너지를 MMCL로전달하거나반대로 MMCL의에너지를 Bridge MMC로전달한다. = 그림 3-33 내부변압기의권선비. 127

Topology II 컨버터안에있는내부변압기의권선비는변압기권선이연결 되는 MMC 의전압정격과비례한다. 따라서, 변압기의권선비는다음과같다. : = : = : (3.54) = = = 1 ( 1) (3.55) 2 변압기를통한교류회로에연결된 MMCL 의상전압지령은다음과같이결 정된다. = ( ) = 2 3 (3.56) = + 2 3 이때, 교류회로에인가되는상전압의크기는일반적인 MMC 제어에서다 음과같이결정된다. 여기에사용되는 m L 은 Modulation Index 로일반적인값인 0.75 를사용한다. = 1 2 (3.57) 같은방식으로변압기를통한교류회로에연결된 MMCBH 와 MMCBL 의상 전압지령은다음과같이결정된다. 128

= ( ) = 2 3 (3.58) = + 2 3 = 1 2 (3.59) MMCL과 MMCBH, MMCBL의 Modulation Index가같다면, 위에서결정된교류회로의상전압의크기는변압기의권선비와같게된다. 왜냐하면, 상전압의크기와변압기의권선비모두각 MMC의직류전압의비율로결정되기때문이다. : = 1 2 : 1 2 = : (3.60) = = 1 2 ( 1) (3.61) 변압기를통해전달되는교류전력은직류단직류전류로인해발생하는각 MMC의직류전력을순환하여, 각 MMC의캐패시터에저장된에너지를일정하게유지할수있게한다. 교류회로에흐르는무효전력을 0으로제어한다면, 교류회로를통해흐르는유효전력은다음과같이계산된다. = 3 2 = 3 2 = 3 4 = 3( 1) 8 (3.62) (3.63) 129

각 MMC 의전력이순시적으로 0 이되기위해서는각 MMC 의직류단전력 과교류전력의합이 0 으로제어되어야한다. MMCL 의순시전력이 0 이되기 위해서교류회로의전류크기는다음과같이제어되어야한다. + = 1 + 3 4 = 0 (3.64) = 4 3 1 (3.65) 같은방식으로 MMCBH 와 MMCBL 의순시전력이 0 이되도록교류회로의 전류크기역시다음과같이제어된다. + = 1 2 1 3( 1) + 8 = 0 (3.66) = 4 3 1 (3.67) MMCL 과 MMCBH, MMCBL 의교류전압을합성하는 Modulation Index 가같 다고가정하면, 교류회로의전류크기의비율은변압기의권선비의역수와 일치한다. 2 : = 2 4 3 1 4 : 3 1 = 2: 1 = 1 : 1 (3.68) MMCL 과연결된변압기에흐르는상전류는다음과같다. 130

= ( ) = 4 3 1 ( ) = 2 3 = 4 3 1 2 3 (3.69) = + 2 3 = 4 3 1 + 2 3 MMCL 의각 Arm 에흐르는전류는다음과같다. = 1 3 + 1 2 = 1 1 3 + 2 3 1 ( ) = 1 3 + 1 2 = 1 1 3 + 2 3 1 2 3 = 1 3 = 1 3 + 1 2 1 2 = 1 1 3 = 1 1 3 + 2 3 2 3 1 1 ( ) + 2 3 (3.70) = 1 3 1 2 = 1 1 3 2 3 1 2 3 = 1 3 1 2 = 1 1 3 2 3 1 + 2 3 MMCBH 및 MMCBL 과연결된변압기에흐르는상전류는다음과같다. = ( ) = 4 3 1 ( ) = 2 3 = 4 3 1 2 3 (3.71) = + 2 3 = 4 3 1 + 2 3 131

MMCBH 와 MMCBL 의각 Arm 에흐르는전류는다음과같다. = 1 3 + 1 2 = 1 1 3 + 2 3 1 ( ) = 1 3 + 1 2 = 1 1 3 + 2 3 1 2 3 = 1 3 = 1 3 + 1 2 1 2 = 1 1 3 = 1 1 3 + 2 3 2 3 1 1 ( ) + 2 3 (3.72) = 1 3 1 2 = 1 1 3 2 3 1 2 3 = 1 3 1 2 = 1 1 3 2 3 1 + 2 3 Topology II 컨버터의도통손실의분석을위해서는컨버터에사용되는모듈의개수및 IGBT의개수를결정해야한다. 정상상태운전조건에서각 MMC 는 MMC에인가되는직류전압과비례하여 MMC의모듈이필요하다. IGBT의도통손실을최소화하기위해서각모듈을 Half-Bridge 컨버터로사용한다면, 각 MMC의모듈개수의비율은다음과같다. : = : = 1 : 1 (3.73) 2 Topology II 컨버터의모듈개수를일반화하기위해서, MMCL 의 1 개 leg 에포 함된 Half-Bridge 컨버터모듈의개수를 M 개라고하면, 각 MMC 에연결되는 132

모듈의개수는다음과같다. = = 1 2 (3.74) (3.75) 따라서, 정상상태운전조건에서 2 개의 Bridge MMC 와 2 차측에연결된 MMC 에필요한전체모듈의개수는다음과같다. = + 2 = (3.76) = 1 2 = = 1 2 그림 3-34 정상상태운전을위한각 MMC 의모듈개수. 133

정상상태운전조건에서 MMCL 의각 Arm 에흐르는전류의실효값과 MMCBH, MMCBL 의각 Arm 에흐르는전류의실효값은다음과같다. = 1 3 1 + 2 (3.77) = 1 3 1 + 2 (3.78) 각모듈에서발생하는도통손실을일정전압 V CL 으로모델링하면, 도통손실은전류가흐르는모듈의개수에비례한다. 따라서, 모듈에흐르는전류의실효치와모듈의손실을모의하기위해가정한전압의곱을모듈의도통손실로모의하고, 전체손실은모듈의도통손실에모듈개수를곱하여얻을수있다. MMCL과 MMCBH, MMCBL의도통손실은각각다음과같이간략히계산할수있다. = 3 = 1 1 + 2 (3.79) = 3 = 1 2 1 + 2 (3.80) 따라서, MMCL 과 MMCBH, MMCBL 의전체도통손실을합한전체도통손실은 모든 MMC 의 Modulation Index 가같다고할때, 다음과같다. 134

= = (3.81) = + 2 = 2( 1) 1 + 2 (3.82) 1.5 Normalized Tx capacity, 1/Prated 1 0.5 HV DC/AC/DC Converter Inner Transformer HV DC/DC Converter 0 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 Voltage Tranformation Ratio, N 그림 3-35 Topology I 과 Topology II 에사용되는변압기용량. Topology I 컨버터에비하여 Inner transformer Topology II 컨버터는사용되는모듈의개수가작을뿐아니라, 사용되는변압기의용량도작다. Topology I 컨버터의변압기용량은전달되는전체전력용량이어야하지만, Inner transformer Topology II 컨버터의경우에는 1차측직류단전압과 2차측직류단전압의비율차이만큼의전력을전달한다. = 1 (3.83) 135

0.8 Normalized Arm current by Idcs in Topology II Normalized RMS current 0.6 0.4 0.2 IrmsB/Idcs IrmsL/Idcs 0 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 Voltage Tranformation Ratio, N 그림 3-36 Topology II 의 MMCBH/L 과 MMCL 의 Arm 에흐르는 RMS 전류의정 규화값 (Modulation Index=0.75). 3.3.2 직류단단락사고를고려하여 Full-Bridge 모듈을사용하는구조 Topology II의컨버터가 Half-Bridge 컨버터로모듈을구성한경우, 직류단단락사고에대한대응전략이컨버터내부에존재하지않는다. 직류단단락사고가발생했을경우, 사고의확장을막고사고가발생한직류단으로부터컨버터를보호하기위해사용되는일반적인방법은직류단차단기 (DC Circuit Breaker) 이다. 하지만, 송전계통에서직류단차단기는아직연구개발중에있으며, 상용화되지못했다. 따라서, 송전계통에사용될것으로제안되고있는컨버터는직류단단락사고에대한내재적인 (Inherent) 차단기능을가지고있도록연구되고있다. 직류단단락사고가발생했을경우, 송전용직류 / 직류컨버터는두가지역할을수행해야한다. 첫째, 1차측혹은 2차측직류단에발생한사고의영향이 136

2차측혹은 1차측직류단으로전달되지않도록해야한다. 둘째, 직류단단락사고에의해발생하는사고전류에의해서직류 / 직류컨버터가소손되지않도록보호해야한다. 다음그림은 2차측직류단의단락사고발생시, Topolgy II 컨버터의상태를나타낸다. + V DCP - 그림 3-37 2 차측직류단단락사고에대한 Topoloy II 구조. 137

그림 3-38 2 차측직류단단락사고조건에서 Topology II 의모든스위치차단 구조. 2차측단락사고발생시, MMCBH, MMCBL 2개의 MMC에연결된모듈이 1 차측의직류단전압을유지해야한다. 이론적으로각모듈의캐패시터전압의합이 1차측직류단전압과같으면 2차측의직류단단락사고는 1차측으로전달되지않으며, 2차측단락조건으로인하여 1차측직류단의과전류가흐르는것을막을수있다. 138

2 (3.84) 각모듈캐패시터의정격전압은다음과같다. = 2 (3.85) 따라서, 2 차측단락사고를컨버터로분리하기위한전압변환율은다음과 같은조건에서성립한다. 2 (3.86) 즉, 전압전달율이 2보다큰경우에는정상조건에서 Topology II 컨버터가동작하기위해설계된 Bridge MMC의모듈개수로 2차측직류단단락사고를컨버터에서분리할수있다. 하지만, 전압변환율이 2보다작은경우에는정상조건에서 Topology II 컨버터가동작하기위해필요한 Bridge MMC의모듈개수로는 2차측직류단사고를컨버터에서분리할수없다. 따라서, 전압변환율이 2보다작은경우에는정상조건에서의동작에는필요하지않지만 2차측직류단단락사고를분리하기위해 Bridge MMC의모듈개수를다음의일정수이상으로유지해야한다. 1 4 (3.87) 따라서, 2 차측직류단단락사고를고려한 Bridge MMC 의 1 개의 Leg 에필요 139

한 Half-Bridge 모듈의개수는전압변환율에따라다음과같다. = 1 4 (1 < 2) = 1 2 ( 1) (2 ) (3.88) Topology II 컨버터의 Bridge MMC의 1개 Leg에구현되는 Half-Bridge 모듈의개수를 2차측직류단과직접연결되는 MMCL의 1개 Leg에구현되는 Half- Bridge 모듈의개수의 25% 이상으로유지하면, 2차측직류단단락사고에대해서컨버터와 1차측직류단을보호할수있다. 위에서제시한 Bridge MMC의 Half-Bridge 모듈의개수기준은 2차측직류단의단락사고발생조건에서컨버터와 1차측직류단을보호하기위한조건이다. 1차측직류단의단락사고에대해서는제안된 Bridge MMC의 Half-Bridge 모듈은아무런역할을하지못한다. 1차측직류단이단락되었을때, 2차측의직류단은 Bridge MMC의 Half-Bridge 모듈의다이오드를통해단락사고지점과연결된다. 이경우, 사고전류가발생하면컨버터와 2차측직류단회로모두손상을입게된다. 따라서, 1차측직류단단락사고를막기위해서는 Bridge MMC의 Leg에일부 Full-Bridge 모듈이필요하다. 다음그림은 Bridge MMC에 Full-Bridge 모듈이구현된구조를간단히나타낸다. 140

그림 3-39 1 차측직류단단락사고를대응하기위한 Bridge MMC 내부의 Full- Bridge 모듈구조. Bridge MMC에구현된 Full-Bridge 모듈의개수는, 직렬로연결된캐패시터의전압이 2차측직류단전압의합과같거나커야한다. 따라서, 1차측직류단의단락사고에대해 2차측직류단회로를보호하고, 동시에컨버터를보호하기위해서는 Bridge MMC의 1개의 Leg에는최소한 2차측직류단과직접연결되는 MMCL의 1개 Leg에구현된모듈개수의 25% 이상필요하다. 실제로 Full- Bridge 모듈은 Half-Bridge 모듈에비해전력반도체소자의개수가 2배이고, 141

전류가흐르는경로에위치하는반도체소자개수가 2 배이므로효율측면에서 불리하다. 따라서 Full-Bridge 모듈은 1 차측직류단단락사고에대응할수있 을최소의수량만사용한다. 2 1 4 (3.89) (3.90) 1차측직류단단락사고를대응하기위한 Bridge MMC의 Full-Bridge 모듈의개수와 2차측직류단단락사고를대응하기위한 Bridge MMC의 Half-Bridge 모듈의개수를동시에고려하면, 다음과같이 Bridge MMC의모듈개수를전압변환율에따라정리할수있다. = 1 4 = 1 4 1 4 = + = 1 4 = 1 4 (1 < 2) (3.91) = 1 4 = 1 2 ( 1) 1 4 = + = 1 2 ( 1) = 2 3 4 (2 ) (3.92) 142

h = 1 4 h = 2 3 4 = 1 4 = 1 4 h = 1 4 h = 2 3 4 = 1 4 = 1 4 그림 3-40 직류단단락사고를대응하기위한각 MMC 의모듈개수. 직류단단락사고를대응하기위해각 MMC의모듈개수를변경한 Topology II 컨버터구조는결과적으로동일한운전조건에서사용하는모듈의개수가증가하게되어컨버터에서발생하는도통손실이증가하게된다. 정상운전조건에서컨버터의각 MMC에흐르는전류의실효값은동일하지만, 전류가지나가는모듈의개수및 IGBT의개수가증가하여손실이증가하게된다. 각모듈에서발생하는도통손실을일정전압 V CL 으로모델링하면, 도통손실은전류가흐르는모듈의개수의비례한다. Full-Bridge 모듈은 Half-Bridge 143

모듈의도통손실에비해 2 배의도통손실이발생하는것으로가정한다. MMCL 과 MMCBH, MMCBL 의도통손실은각각다음과같이간략히계산할수있다. = 3 = 1 1 + 2 (3.93) = 3 = + 1 4 = 3 = 2 1 4 1 + 2 (1 < 2) 1 + 2 (2 ) (3.94) 각 MMC 의 Modulation Index 가동일하다고가정하면, 전체도통손실은다음 과같다. = + 2 = 3 1 2 = + 2 = 4 3 2 1 + 2 (1 < 2) 1 + 2 (2 ) (3.95) 3.3.3. 내부변압기를사용하는직류 / 직류컨버터의제어 Topology II는 3개의 MMC를직렬로연결한구조이다. 양직류단의전력을전달하기위해서는 3개의 MMC에서의전력전달이필요하다. 그리고각 MMC의정상동작을위해서각 Arm의캐패시터에너지의균형제어가필요 144

하다. 2 장에서설명한순환전류모델을통해 MMC 내부의캐패시터에너지 균형제어가가능하다. + v uubh v vubh v wubh v ulbh v vlbh v wlbh v uul v vul v wul + V DCP V DCS v ull v vll v wll - v uubl v vubl v wubl - v ulbl v vlbl v wlbl 그림 3-41 Topology II 의간략한제어모델. 1 차측직류단의전력제어가결정되면, 전력을제어하기위한 1 차측직류단 145

의직류전류지령을계산할수있다. 직류전류는 PI 제어기를통해직류단전압지령으로변환된다. 1차측직류단의정격전압을더하고, 2차측직류단의정격전압을뺀값의절반을각 MMCBH와 MMCBL의직류단전압지령으로결정한다. MMCBH와 MMCBL에흐르는직류전류로인해발생하는모듈캐패시터에너지변동을보상하기위하여, MMCBH와 MMCBL 각각의내부모듈캐패시터에너지의합을일정하게하기위한제어기를구현한다. 제어기의출력은교류단전력지령이되며, 교류단전력지령을합성할교류단정격교류전압으로나누어교류단전류지령으로변환한다. 교류단전류지령은 MMCB와 MMCL 각각비례-적분-공진 (Proportional-Integral-Resonant: PIR) 제어기를통해교류단전압지령으로변환된다. 교류단전압지령에는교류단의정격교류전압이전향보상된다. MMC 내부의에너지균형제어를위해서는, 2장에서설명한 MMC의내부모듈캐패시터에너지균형제어기법이적용된다. 각 Arm의전압지령은위에서계산된직류단전압지령과교류단전압지령, 그리고순환전류제어를위한순환전압지령을이용하여계산될수있다. 146

3 2 그림 3-42 Topology II 의 MMCBH, MMCBL 제어구조. 2차측에연결되는 MMCL은 1차측직류단의직류전류를통해전달된전력과 2개의 Bridge MMC와연결된교류회로를통해전달받은전력을 2차측직류단으로전달해야한다. 2차측으로전달해야하는전력의크기는물리적으로 MMCL의내부캐패시터에너지의변동으로결정될수있다. 내부캐패시터에너지를일정하게유지하기위한 PI 제어기의출력이 2차측직류단전력으로계산되며, 2차측직류단전력은 2차측직류전류로변환되어직류전류제어기를통해 2차측직류단전압지령으로변환된다. MMCL의교류단전류는 2개의 Bridge MMC에서제어된전류가흐르게되므로, 기본파전류를제어할수없 147

다. 2개의 Bridge MMC에서제어된전류가변압기를통해 MMCL로흐르게된다. 교류단전력은기본파전류에의해서만이전달되므로, 다른주파수성분의전류가교류단에흐르는것을막기위하여교류단전류중기본파를제외한성분을 0으로제어하는제어기를포함시킨다. 교류단의교류정격전압을합성해야하기때문에, 교류정격전압을교류단전류제어기에전향보상하여교류단전압지령을합성한다. MMCL의동작을위한내부캐패시터에너지의균형제어는순환전류제어를통해구현한다. 각 Arm의전압지령은직류단전압지령과교류단전압지령, 그리고순환전류제어를위한순환전압지령을사용하여계산한다. Topology II을통한전력제어를위해제안된제어구조를검증하기위해컴퓨터시뮬레이션을수행하였다. 컴퓨터시뮬레이션에서양직류단전압과정격직류전류, 모듈의캐패시턴스, 각 Arm의인덕턴스등은 Topology I의시뮬레이션조건과동일하다. Topology II에필요한내부변압기의권선비는다음과같다. = 1 2 ( 1) = 1 4 (3.96) 148

0 0 그림 3-43 Topology II 의 MMCL 제어구조. 149

Ius_M Ivs_M Iws_M IdcH IdcL VdcmSumUU_H VdcmSumVU_H VdcmSumWU_H VdcmSumUU_M VdcmSumVU_M VdcmSumWU_M 0.2 0.4 0.6 0.8 그림 3-44 Topology I 에서상전류, 직류전류, 캐패시터전압 (Modulation Index=0.75). 150

Ius_M Ivs_M Iws_M IdcH IdcL VdcmSumUU_H VdcmSumVU_H VdcmSumWU_H VdcmSumUU_M VdcmSumVU_M VdcmSumWU_M 그림 3-45 Topology I 에서상전류, 직류전류, 캐패시터전압 (Modulation Index=0.85). 151

2kA 1kA 0A -1kA -2kA 2kA 1kA 0A -1kA Upper Arm current of MMCBH Iuu_M Upper Arm Ivu_M current of Iwu_M MMCL 1.25kA -0.56kA 0.27kA -0.63kA -2kA 0.2 0.4 0.6 0.8 Time[s] 그림 3-46 Topology II 에서 Upper Arm 의전류 (Modulation Index=0.75). 2kA 1kA 0A -1kA -2kA 2kA 1kA 0A -1kA Upper Arm current of MMCBH Iuu_M Upper Arm Ivu_M current of Iwu_M MMCL 1.13kA -0.44kA 0.23kA -0.58kA -2kA 0.2 0.4 0.6 0.8 Time[s] 그림 3-47 Topology II 에서 Upper Arm 의전류 (Modulation Index=0.85). 152

제안된제어기는양직류단간에전달해야하는전력지령을전력시스템으로부터받는다. 주어진전력지령은 1차측직류단전류지령으로환산되어 1 차측직류단전류를제어함으로써 1차측직류단의전력을제어한다. 1차측직류단전력은제안된컨버터로유입되며, 제어기는컨버터내부의캐패시터에너지가일정하게유지되기위한 2차측직류단전력지령을계산한다. 2차측직류단전력지령은 2차측직류단전류지령으로환산되며, 2차측직류단전류를제어하기위한 2차측직류단전압지령이제어되는구조이다. 따라서, 제안된제어구조는양직류단의전류를제어하도록설계되어있다. 다음그림은 Topology II의 MMCBH, MMCBL의직류단전압지령제어기와 MMCL의직류단전압지령제어기를각각나타낸다. 이경우에는상위전력시스템으로부터받은전력지령을 2차측직류단전류를제어함으로써구현하고, 1차측직류단전력지령은컨버터내부캐패시터에너지의일정제어기를통해순시적으로결정된다. 그림 3-48 Topology II 에서 MMCBH 와 MMCBL 의직류단전압지령제어. 그림 3-49 Topology II 에서 MMCL 의직류단전압지령제어. 153

그림 3-50은 1차측직류단전압에 10% 의전압강하가 0.1s동안발생했을경우제안된제어구조를통한전력전달과정을보여준다. 제안된제어기에서 2차측직류단전류지령은일정하기때문에사고발생시 2차측직류전류는일정하다. 그러나 1차측직류전압에 10% 의전압강하가발생했기때문에동일한전력을 2차측으로전달하기위해서 1차측직류전류의크기가증가했음을알수있다. 그림 3-50(b) 는직류단전류제어기의제어대역폭을 40Hz로설계하였을때의반응을나타낸다. 1차측직류단전압변동에의하여 1차측직류전류가급격하게변동하고, 그에따라컨버터내부캐패시터에너지의변동이발생하여교류단전류가크게변동하였다. 1차측직류단전류가제어됨에따라서 1차측직류단의전압이변화된조건에서정상상태로제어됨을확인할수있다. 1차측직류단전압이감소한상태에서교류단전류의크기가감소하게된것을볼수있는데, 이는 1차측직류단전압이감소하여양직류단의전압변환율이감소하였기때문이다. 즉, 컨버터내부교류회로를통해전달되는전력이감소하였기때문이다. 직류단의전압변동은제안된컨버터의직류전압지령에영향을주게되는데, 각 Arm의전압지령에는 25% 의전압여유가존재하기때문에전류제어를위한전압여유분을제외한약 20% 의전압변동을허용한다. 그림 3-51은 1차측직류단의 20% 전압변동을가정한모의실험결과이다. 그이상의전압변동에서는제안된제어구조에서의컨버터는제어성능을잃어버리게된다. 154

Ius_H Ivs_H Iws_H 3kA MMCHP AC current 0kA -3kA Ius_M Ivs_M Iws_M 3kA MMCL AC current Ius_M Ivs_M Iws_M 0kA -3kA IdcH IdcL 2kA DC IdcHTerminal IdcL Current IdcP, IdcS 1kA 0kA -1kA -2kA VdcH VdcL 0.8 0.9 1 (a) 500kV 400kV 300kV 200kV 100kV 0kV DC VdcHTerminal VdcLVoltage VdcP, VdcS 0.8 0.9 1.0 Time[s] (b) 그림 3-50 Topology II 에서 1 차측직류단의 10% 전압변동시전력제어. (a) 직류제어대역폭 400Hz. (b) 직류전류제어폭 40Hz. 더큰직류단전압변동에대응하기위해서는직류단전압의크기가감소하였을때, 교류단전압의크기를감소시키는방법이가능하다. 이러한기능을구현하기위해서는직류단전압지령이전압여유범위를넘어설경우, 교류전압의크기를감소시키는기능을추가하여야한다. 155

1kA MMCHP AC current 0kA -1kA 1kA MMCL AC current Ius_M Ivs_M Iws_M 0kA -1kA 2kA 1kA 0kA -1kA -2kA IdcH DC Terminal IdcL Current IdcP, IdcS VdcH DC Terminal VdcLVoltage VdcP, VdcS 500kV 400kV 300kV 200kV 100kV 0kV 0.8 0.9 1.0 Time[s] 그림 3-51 Topology II 에서 1 차측직류단의 20% 전압변동시전력제어. 156

3.3.4. Full-Bridge 모듈을사용하는구조에서도통손실감소직류단단락사고를고려하지않는조건에서 Inner transformer Topology II 컨버터는 Half-Bridge 모듈로만구성될수있다. Half-Bridge 모듈은 0 또는모듈의직류캐패시터전압을출력할수있다. 이러한경우, Bridge MMC에서각 Arm의출력전압의합성가능한범위는다음과같다. 0 1 2 (3.97) Bridge MMC에서합성해야하는교류전압은각 Arm에서합성할수있는전압범위안에있어야하며, 설계된 Modulation Index에의한전압여유분을고려해야한다. 정상운전조건을고려한경우, 변압기의권선비는다음과같다. = 1 ( 1) (3.98) 2 따라서, Bridge MMC 의교류전류의크기는다음과같다. = 2 1 1 2 (3.99) 157

N = 1 1 < N < 2 1 1 2 0 2 1 2 0 1 4 = 1 4 1 2 1 2 1 4 N = 2 = 1 4 1 2 1 2 1 4 2 < N = 1 4 0 0 그림 3-52 정상운전조건을고려한 Bridge MMC 의교류전압의크기. Inner transformer Topology II 컨버터에서직류단단락사고를고려하면, Bridge MMC의모듈이수정되어야한다. 1차측직류단의단락사고에대해서컨버터와 2차측직류단을보호하기위하여 Bridge MMC의 Arm중일부를 Full-Bridge 모듈로사용하여야한다. 2차측직류단의단락사고에대해서 Bridge MMC의 Arm에는전압변환율에따라서일정수이상의모듈이최소한연결되어야한 다. Full-Bridge 모듈의출력전압은 -V dcm, 0, V dcm 이된다. 따라서, 각 Bridge MMC 에포함된 Full-Bridge 모듈을이용해서합성할수있는전압과 Half- Bridge 모듈로합성할수있는전압의범위는다음과같다. 158

Only Half Bridge Module 1 0 ~ 4 0 ~ 2 3 4 (1 N 2) (2 N) (3.100) Only Full Bridge Module 1 4 ~ 1 4 (3.101) 각 Bridge MMC 에서 Full-Bridge 모듈과 Half-Bridge 모듈을모두사용하여합 성할수있는전압의범위는다음과같다. 1 4 1 4 4 (1 N 2) 1 2 (2 N) (3.102) 컨버터의도통손실을최소화하기위해서는전류의크기가가능한작아야한다. 각 MMC를흐르는직류전류는직류단전력변환율에의해결정된다. 하지만 Bridge MMC와 MMCL과의전력전달을위해발생하는교류전력의경우, 교류전압을최대화할수록교류전류가최소화되어도통손실을최소화할수있다. 수정된 Bridge MMC의구조에서는 1 N 2 의전압변환율조건에서 Bridge MMC의교류전압의최대크기는다음과같다. { } = 1 4 (3.103) 159

N = 1 1 < N < 2 1 2 1 4 = 1 4 0 0 4 1 2 1 4 = 1 4 1 4 1 4 1 2 1 2 1 4 N = 2 = 1 4 1 2 1 2 1 4 2 < N = 1 4 0 0 1 4 1 4 그림 3-53 직류단단락사고에대응하기위해증가한모듈을고려한 Bridge MMC 의교류전압의크기. MMCL 와 Bridge MMC 의 Modulation Index 가같다고가정하면, 1 N 2 의 전압변환율조건에서 Bridge MMC 의최대교류전압크기와 MMCL 의교류 전압비는다음과같다. { }: = 1 4 : 1 2 = 1: 2 (3.104) 160

2 N 의전압변환율조건에서 Bridge MMC 의최대교류전압크기와 MMCL 의교류전압비는다음과같다. = 1 4 : = 1 4 : 1 2 (3.105) = 1 : 1 = : 1 (3.106) 2 따라서, 1 N 2 의전압변환율조건에서변압기의권선비를다음과같이 수정할수있다. = 1 (1 N 2) 2 (3.107) 1 2 ( 1) (2 ) 따라서, Bridge MMC 의교류전류의크기는다음과같다. = 2 1 2 2 1 1 2 (1 N 2) (2 ) (3.108) 1 N 2 의전압변환율조건에서 Bridge MMC 의교류전류의크기를다시 계산하면다음과같다. + = 1 2 + 3 2 = 0 (3.109) 161

3 2 = 3 2 1 2 1 2 = 1 2 (3.110) = 4 3 1 (3.111) 수정된권선비를갖는변압기를통해흐르는 Bridge MMC 의각상교류전 류는 1 N 2 의전압변환율조건에서다음과같다. = ( ) = 4 3 1 ( ) = 2 3 = 4 3 1 2 3 (3.112) = + 2 3 = 4 3 1 + 2 3 1 N 2 의전압변환율조건에서 MMCBH 와 MMCBL 의각 Arm 에흐르는 전류중직류전류는기존결과와같고, 교류전류는위의결과로수정되어야 한다. = 1 3 + 1 2 = 1 1 3 + 2 3 1 ( ) = 1 3 + 1 2 = 1 1 3 + 2 3 1 2 3 = 1 3 = 1 3 + 1 2 1 2 = 1 1 3 = 1 1 3 + 2 3 2 3 1 1 ( ) + 2 3 (3.113) = 1 3 1 2 = 1 1 3 2 3 1 2 3 = 1 3 1 2 = 1 1 3 2 3 1 + 2 3 162

정상상태운전조건에서 MMCL 의각 Arm 에흐르는전류의실효값과 MMCBH, MMCBL 의각 Arm 에흐르는전류의실효값은전압변환율이 1 N 2 일때, 다음과같다. = 1 3 1 + 2 ( 1) (1 N 2) (3.114) 그림 3-54는 Topology II 컨버터에서 MMCBH, MMCBL과 MMCL의각모듈에흐르는전류를 2차측직류단전류로정규화한값이다. 기존의 Topology II 컨버터의제어방법과제안된 Topolgy II 컨버터의제어방법모두 MMCL에흐르는전류는동일하다. 하지만, 제안된제어방법은내부변압기의권선비를기존의방법에비하여크게하기때문에 MMCBH와 MMCBL에흐르는교류전류의크기는크게감소한다. 따라서, 제안된제어방법을사용할경우, 전압변환율이 1보다크고 2보다작은영역에서 MMCBH와 MMCBL에흐르는전류의크기를대폭줄일수있다. 따라서, 동일한모듈을전컨버터에사용하였을경우, 전달할수있는 2차측직류단전류의크기는그림 3-55와같이전압변환율이 2 이하인조건에서크게증가함을알수있다. 163

0.8 Normalized Arm current by Idcs in Topology II Normalized RMS current 0.6 0.4 0.2 IrmsB-FB-Adv/Idcs IrmsL/Idcs IrmsB-original/Idcs 0 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 Voltage Tranformation Ratio, N 그림 3-54 Full-Bridge 모듈을포함하는 Topology II 에서개선된제어로동작했을 경우 MMCBH/L 과 MMCL 의 Arm 에흐르는 RMS 전류의정규화값 (Modulation Index=0.75). Secendary DC current by module current 4 3 2 1 Normalized Max. DC current by module current in Topology II Idcs-original/Imodule Idcs-FB-Adv/Imodule 0 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 Voltage Tranformation Ratio, N 그림 3-55 Full-Bridge 모듈을포함하는 Topology II 에서모듈전류에대해정규 화된최대 2 차단직류전류 (Modulation Index=0.75). 164

각모듈에서발생하는도통손실을일정전압 V CL 으로모델링하면, 도통손실은전류가흐르는모듈의개수의비례한다. 앞서모의한방법과동일한방법으로, Full-Bridge 모듈은 Half-Bridge 모듈의도통손실에비해 2배의도통손실이발생하는것으로가정한다. MMCL과 MMCBH, MMCBL의도통손실은전압변환율 1 N 2의조건에서각각다음과같이간략히계산할수있다. = 3 = 1 1 + 2 (3.115) = 3 2 + = + 1 4 1 + 2 ( 1) (1 < 2) (3.116) 각 MMC 의 Modulation Index 가동일하다고가정하면, 전체도통손실은다음 과같다. + 1 2 = 4 3 2 1 + 2 ( 1) + 1 1 + 2 (1 < 2) 1 + 2 (2 ) (3.117) Full-Bridge 모듈을사용하였을경우, 도통손실을최소화하기위하여내부변압기의권선비를개선하였을때의효과를보기위한컴퓨터시뮬레이션을수행하였다. 컴퓨터시뮬레이션에서양직류단전압과정격직류전류, 모듈의캐패시턴스, 각 Arm의인덕턴스등은 Topology I의시뮬레이션조건과동일하다. 165

Ius_M Ivs_M Iws_M IdcH IdcL VdcmSumUU_H VdcmSumVU_H VdcmSumWU_H VdcmSumUU_M VdcmSumVU_M VdcmSumWU_M 그림 3-56 Full-Bridge 모듈을사용하는 Topology II 에서교류전류최소화기법 을사용할경우의상전류, 직류전류, 캐패시터전압 (Modulation Index=0.75). 166

그림 3-44에서 MMCBH에흐르는전류는 1.8kA이었으나, 제안된교류전류최소화기법을사용하는경우에 MMCB에흐르는교류전류의크기는 0.9kA로감소하였다. 따라서, 동일한컨버터에서동일한전력을전달하는조건에서 MMCBH에서발생하는도통손실이 50% 가량감소됨을예상할수있다. 뿐만아니라 MMCBH에흐르는교류전류의감소로인하여 MMCBH의캐패시터의전압변동역시감소하였다. 교류전류의감소는 MMCBH와 MMCBL의각 Arm에흐르는전류의실효치가감소함을의미한다. 실제그림 3-57에서나타나는것과같이 MMCBH와 MMCBL의각 Arm에흐르는전류가감소함을그림 3-46과비교하여확인할수있다. 2kA 1kA 0A -1kA -2kA 2kA 1kA 0A Upper Arm current of MMCBH Upper Arm current of MMCL Iuu_M Ivu_M Iwu_M 0.8kA -0.1kA 0.27kA -1kA -0.61kA -2kA 0.2 0.4 0.6 0.8 0.8 Time[s] 그림 3-57 Full-Bridge 모듈을사용하는 Topology II 에서교류전류최소화기법 을사용할경우의 Upper Arm 의전류 (Modulation Index=0.75). 167

Iuu_H Ivu_H Iwu_H VdcmSumUU_M VdcmSumVU_M VdcmSumWU_M Vuu_M Vvu_M 그림 3-58 Full-Bridge 모듈을사용하는 Topology II 에서기존의방법을사용할 경우의캐패시터전압, Arm 출력전압, Arm 전류 (Modulation Index=0.75). 168

Iuu_H Ivu_H Iwu_H VdcmSumUU_M VdcmSumVU_M VdcmSumWU_M Vuu_M Vvu_M 그림 3-59 Full-Bridge 모듈을사용하는 Topology II 에서교류전류최소화기법 을사용할경우의캐패시터전압, Arm 출력전압, Arm 전류 (Modulation Index=0.75). 169

3.3.5. 직류단단락사고를고려하여 Half-Bridge 모듈을사용하는구조직류단단락사고에대응하기위해 Bridge MMC인 MMCBH와 MMCBL에 Full-Bridge 모듈을포함시키는구조는직류단단락사고를고려하지않는구조에비하여반도체스위칭소자및캐패시터의수를증가시킬뿐만아니라반도체스위칭소자에흐르는전류에의한도통손실을증가시키게된다. Full- Bridge 모듈의장점을살려교류전압의크기를증가시켜전류를최소화하는방법으로손실을줄일수있지만, 정상운전조건에서컨버터가양직류단의전력을전달하는데필요하지않는소자의증가와손실의증가는최소화되어야한다. 따라서, 직류단단락사고에대응하기위하여 Half-Bridge 모듈을직렬로연결하여부분적인직류차단기를구현한구조를제안한다. + 1 1 + + + + + = 0 = 0 =1 + 그림 3-60 Half-Bridge 모듈을직렬연결한차단기의구조. 위의그림은 Half-Bridge 모듈을직렬로연결하여직류전류를차단하는구 조를나타낸다. 정상운전조건 (Circuit Breaker On, CB ON) 에서아랫상스위치 170

가항상도통되어있기때문에 Half-Bridge 모듈로구성된직류차단구조의전압은 0이다. 그러나 2차측직류단에단락사고가발생했을경우, 모든스위치가차단 (Circuit Breaker Off, CB OFF) 되면서흐르던직류전류는다이오드와캐패시터에의해서자연적으로 0으로수렴하게된다. Half-Bridge 모듈을직렬연결한직류차단기의구조는 MMC에서사용하는모듈을동일하게사용할수있다. Topology II에서직류단단락사고에대응할때, 기존 Topology II의모듈에서부족한전압만큼만 Half-Bridge 모듈을추가할수있기때문에모듈의개수를최소화할수있다. Full-Bridge 모듈을사용하는구조는 Bridge MMC인 MMCBH와 MMCBL의모든 Arm에 Full-Bridge 모듈을추가해야하지만, 제안된 Half-Bridge 모듈은직류단에연결되기때문에추가되는소자의개수와캐패시터의개수가 1/3로줄어든다. 우선 2차측직류단의단락사고에대응하기위해서는 1차측전압을유지할수있는직렬연결된모듈이필요하다. 1차측전압을유지하기위한최소한의모듈의개수는다음과같다. = 2 (3.118) 2차단단락사고에대해서컨버터를보호하기위해추가해야하는차단기인 CBH의모듈개수는 1차측직류단전압을유지할수있는모듈의개수와직류단단락사고를고려하지않은 Topology II의 Bridge MMC의기본적인모듈개수의차이다. 171

2 ( 1) = 2 2 (3.119) 추가되는 CBH 는양전압단과음전압단에나누어설치되므로, 한개의 CBH 에필요한 Half-Bridge 모듈의개수는다음과같다. = 2 4 (1 < 2) 0 (2 ) (3.120) 전압변환율이 2보다큰경우에는, Bridge MMC의기본적인 Half-Bridge 모듈만으로도 2차측직류단의단락사고에대응할수있기때문에, CBH가필요하지않다. 1차측직류단단락사고에대해서컨버터를보호하기위한 CB가동일하게필요하다. 앞에서설명한 Full-Bridge 모듈을사용하는것이바로 1차측직류단단락사고에대해컨버터를보호하기위해서였다. 1차측직류단의단락사고에대응하기위해서는 2차측직류단을유지할수있는직렬연결된 CB가필요하다. 2차측전압을유지하기위한모듈의개수는다음과같다. = 2 (3.121) 추가되는 CBL 은양전압단과음전압단에나누어설치되므로, 한개의 CBL 에필요한 Half-Bridge 모듈의개수는다음과같다. 172

= 4 (3.122) CBH와 CBL을포함한 Topology II의구조는다음그림과같이정리할수있다. CBH와 CBL은 1차측직류단혹은 2차측직류단어디에도위치할수있다. 그러나일반적으로고압측인 1차측에흐르는직류전류가저압측인 2차측에흐르는직류전류보다작으므로, 도통손실을최소화하기위하여 1차측직류단에직렬연결한다. 제안된구조에서도통손실을계산하기위해서는각 Arm과 CB에흐르는전류를계산해야한다. 제안된구조는 Full-Bridge 모듈을사용하지않았기때문에일반적인제어방법을사용해야하며, CBH와 CBL 모두 1차측직류단의전류가흐르게된다. 정상상태운전조건에서 MMCL의각 Arm에흐르는전류의실효값과 MMCBH, MMCBL의각 Arm에흐르는전류의실효값은위에서계산한값과같다. 각 MMC에서발생하는도통손실은기본적인제어구조의도통손실과같다. 추가해야하는 CBH와 CBL의도통손실은다음과같이계산된다. = = 2 (1 < 2) 4 0 (2 ) = = 1 4 (3.123) (3.124) 따라서, MMCL 과 MMCBH, MMCBL 의전체도통손실과 CBH 와 CBL 의도 173

통손실을합한전체도통손실은모든 MMC 의 Modulation Index 가같다고할 때, 다음과같다. = 2( 1) 1 + 2 + 2 + 2 = 2( 1) 2( 1) 1 + 2 + 3 2 1 + 2 + 1 2 (1 < 2) (2 ) (3.125) 174

= 1 4 = 2 4 = 1 2 = 1 2 = 2 4 = 1 4 그림 3-61 Half-Bridge 모듈을이용하여직류단단락사고를대응하는구조 (1 N<2). 175

MMCBH = 1 4 HB module = 1 2 N B MMCL CBL M HB module = 1 2 N B MMCBL = 1 4 그림 3-62 Half-Bridge 모듈을이용하여직류단단락사고를대응하는구조 (2 N). 176

3.4 변압기를갖지않는직류 / 직류컨버터 3.4.1 변압기를갖지않는직류 / 직류컨버터의구조변압기를사용하지않는 Topology II 컨버터는모듈형멀티레벨컨버터의구조를응용하여변압기를사용하지않고송전전압수준의전압을변환할수있다. 기존모듈형멀티레벨컨버터 1개의 Arm은 Half-Bridge 컨버터와같은모듈과 1개의인덕터가직렬로연결된구조를갖는다. 이러한 Arm 구조 3개가묶여하나의 Three-Phase-Arms(TPA) 를이룬다. Transformerless Topology II 컨버터는총 6개의 TPA로구성된다. 4개의 TPA가 2차측직류단에직렬로연결된다. 2개의 TPA는 2차측직류단에직렬로연결된 4개의 TPA 중에서중간 2개의 TPA 와직렬로연결되어 1차측직류단에연결된다. 1차측직류단전압과 2차측직류단전압의비율은다음과같이표현할수있다. : = : 1 (3.126) : = 1: (3.127) 177

그림 3-63 변압기를사용하지않는 HV DC/ DC 컨버터의전력흐름. 각 TPA 의직류단전압은다음과같이계산할수있다. = = = = 1 4 (3.128) 178

= = 1 2 ( 1 2 ) (3.129) 다. 직류단전압은각 TPA 의직류단전압의합이어야하며, 다음과같이표현된 = + + + (3.130) = + + + (3.131) 각 TPA 의직류단전압과전류등을일반화하기위해서 2 차측직류단전압 과직류단전류로표현하면다음과같다. = = 2 1 4 (3.132) = + = 1 (3.133) = 1 (3.134) Transformerless Topology II 컨버터는각 TPA에흐르는직류전류로인한직류전력을임의로발생시킨교류전력을통해각 TPA에전달하여양직류단전력을가변전압으로전달하는구조이다. 따라서, 각 TPA의직류전력과교류전력을 0으로유지하도록교류전류가제어되어야한다. 각 TPA는물리적으로직접연결되어있기때문에각 TPA에서발생시키는교류전압의크기는같아야한다. 공통으로사용하는교류전압의크기를 V AC 라고표현하면, 이교류전압의크기는상대적으로작은직류단전압인 2차측직류단전압에의해제 179

한된다. = 1 2 1 2 = 1 4 (3.135) 각 TPA에구현된모듈의캐패시터에너지를일정하게유지하기위해서는직류전력과교류전력의합을 0으로제어해야한다. 교류전력을생성하기위한교류전압은저전압측인 2차측직류단전압에의해결정되므로, 각 TPA 의교류전류는내부에너지를일정하게유지하기위한조건으로부터결정된다. + = 0 (3.136) = = 2 1 4 1 = 2 1 4 (3.137) = 3 2 = 3 8 (3.138) = 2 3 2 1 (3.139) 위와같은방법으로다른 TPA 의교류전류를계산할수있다. + = 0 (3.140) = 1 4 (3.141) = 3 2 = 3 8 (3.142) 180

= 2 3 (3.143) + = 0 (3.144) = = 1 4 1 = 1 4 (3.145) = 3 2 = 3 8 (3.146) = 2 3 1 (3.147) 위의 3 개의 TPA 에흐르는교류전류는서로순환하므로, 순환전류의합은 항상 0 이어야한다. + + = 2 3 2 1 2 3 2 3 1 = 0 (3.148) 각 TPA 에흐르는상전류는직류전류와교류전류의합이며, 다음과같다. = 1 3 = 1 1 3 2 3 2 1 ( ) = 1 3 = 1 1 3 2 3 2 1 2 3 (3.149) = 1 3 = 1 1 3 2 3 2 1 + 2 3 = 1 3 = 1 3 = 1 3 = 1 3 + 2 3 + 2 3 ( ) 2 3 (3.150) 181

= 1 3 = 1 3 + 2 3 + 2 3 = 1 3 + = 1 3 1 2 3 1 ( ) = 1 3 + = 1 3 1 2 3 1 2 3 (3.151) = 1 3 + = 1 3 1 2 3 1 + 2 3 Transformerless HV DC/ DC 컨버터의도통손실의분석을위해서는컨버터에사용되는모듈의개수및 IGBT의개수를결정해야한다. Transformerless Topology II 컨버터에사용되는모듈은모두 Half-Bridge 컨버터이며, 각 TPA에사용되는모듈의개수는각 TPA에걸리는직류전압을고려해야한다. 각 TPA에걸리는직류전압은다음과같다. : : = 1 2 1 4 : 1 4 : 1 4 = 2 1 : 1 4 4 : 1 4 (3.152) : : = 1 2 1 4 : 1 4 : 1 4 = 2 1 : 1 4 4 : 1 4 (3.153) 각 TPA 에서합성해야하는전압은다음과같다. = 2 1 4 = 2 1 4 = 2 1 4 sin( ) sin 2 3 sin + 2 3 (3.154) 182

= 1 4 sin( ) = 1 4 sin 2 3 (3.155) = 1 4 sin + 2 3 = 1 4 + sin( ) = 1 4 + sin 2 3 (3.156) = 1 4 + sin + 2 3 = 2 1 4 = 2 1 4 = 2 1 4 + sin( ) + sin 2 3 + sin + 2 3 (3.157) = 1 4 + sin( ) = 1 4 + sin 2 3 (3.158) = 1 4 + sin + 2 3 = 1 4 sin( ) = 1 4 sin 2 3 (3.159) = 1 4 sin + 2 3 183

따라서, 각직류단의전압은각 TPA 의전압합으로계산된다. + + + = = (3.160) + + + = (3.161) 각 TPA에서전압을합성하기위해필요한모듈의개수는 Modulation Index에의해제한된다. 교류전압의크기를 2차측직류단전압을기준으로 Modulatin Index가 1이되는경우가교류전압의합성가능한최대전압이다. 이러한경우에각 TPA의한상의 Arm이합성해야하는최대전압은다음과같다. = 2 1 4 + 1 4 sin( ) = 1 2 (3.162) = 1 4 + 1 4 sin( ) = 1 2 (3.163) = 1 4 + 1 4 sin( ) = 1 2 (3.164) 따라서, 각 TPA 의 Arm 이가지고있어야할모듈의개수는다음과같다. = _ _ = 1 2 0.5 = 1 4 (3.165) = _ _ = 1 2 0.5 = 1 4 (3.166) = _ _ = 1 2 0.5 = 1 4 (3.167) 184

+ + TPAUP = 1 4 = 1 4 V DCUP + V DCUS + - - TPAUS + V DCUM = 1 4 V DCP - TPAUM V DCS = 1 4 TPALM = 1 4 = 1 4 - TPALP TPALS - 그림 3-64 정상상태운전을위한각 TPA 의모듈개수. 이러한모듈구조에서정상운전조건에서의도통손실을계산할수있다. 정상상태운전조건에서 MMCP 와 MMCS 의각 Arm 에흐르는전류의실효값 은다음과같다. 185

= 1 3 1 + 2 (2 1) (3.168) = 1 3 1 + 2 (3.169) = 1 3 1 + 2 (3.170) 1.4 Normalized Arm current by Idcs in Topology III Normalized RMS current 1.2 1 0.8 0.6 0.4 IrmsP/Idcs 0.2 IrmsS/Idcs IrmsM/Idcs 0 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 Voltage Tranformation Ratio, N 그림 3-65 Topology III 컨버터에서 Arm 에흐르는 RMS 전류의 2 차측직류단 전류에대한정규화값 (Modulation Index=0.75). 186

Secendary DC current by module current 3 2.5 2 1.5 1 0.5 Normalized Max. DC current by module current in Topology III 0 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 Voltage Tranformation Ratio, N 그림 3-66 Topology III 에서모듈전류에대해정규화된최대 2 차단직류전류 (Modulation Index=0.75). IdcsMax/IrmsP IdcsMax/IrmsS IdcsMax/IrmsU 각모듈에서발생하는도통손실을일정전압 V CL 으로모델링하면, 도통손실은전류가흐르는모듈의개수의비례한다. 따라서, 모듈에흐르는전류의실효치와모듈의손실을모의하기위해가정한전압의곱을모듈의도통손실로모의하고, 전체손실은모듈의도통손실에모듈개수를곱하여얻을수있다. 각 TPA의도통손실은같이간략히계산할수있다. = 3 = 1 4 1 + 2 (2 1) (3.171) = 3 = 1 4 1 + 2 (3.172) = 3 = 1 4 1 + 2 (3.173) 187

Transformerless HV DC/DC 의전체도통손실은여섯개의 TPA 손실의합이다. = 2( + + ) = 1 2 1 + 2 (2 1) + 2 1 1 + 2 (3.174) 3.4.2. 변압기를갖지않는직류 / 직류컨버터의제어 그림 3-67 Topology III 의간략한제어모델. 188

Topology III의컨버터는양직류단간의직류전력을전달하는기능을수행해야한다. 전달해야하는전력지령이결정되면, 1차측직류전류지령혹은 2 차측직류전류지령으로계산될수있다. 1차측직류전류지령이주어지면, 2 차측직류전류지령은컨버터내부캐패시터에너지의에너지총량을일정하게유지해주기위해필요한전력으로부터계산된다. 그림 3-68 Topology III 의양직류전류지령계산. =,, 1 2, +,, 1 2, +,, 1 2, +,, 1 2, (3.175) +,, 1 2, +,, 1 2, 1 차측직류단전압과 2 차측직류단전압은각 TPA 의직류전압의합으로 189

결정된다. TPAUM 과 TPALM의직류전압은 1차측직류단전압과 2차측직류단전압에모두영향을미치기때문에, 한쪽을기준으로 TPAUM과 TPALM의직류전압을변경하는것이적합하지않다. 따라서, TPAUM 과 TPALM의직류전압지령은정격전압으로고정하여제어한다. = = 1 4 (3.176) 1 차측직류단과 2 차측직류단의전류를제어하기위해서 TPAUP, TPALP 와 TPAUS, TPALS 가각각직류전압을변화시킨다. = = 1 2 1 2 + 1 2 (3.177) = = 1 4 + 1 2 (3.178) 위와같이양직류단전압을결정하면 1차측과 2차측의전력흐름이결정되고, Topology III 컨버터내부캐패시터에너지를일정하게제어할수있다. 컨버터의제어를유지하기위해서는컨버터내부의캐패시터에너지를일정하게균형제어해야한다. TPAUP 와 TPALP의에너지제어는간단히구현될수있다. TPAUP와 TPALP 에는공통적으로 1차측직류전류가흐르고, 직류전류를제어하기위한직류전압이결정되어있다. TPAUP 와 TPALP에유입되는직류전력은교류전력을통해보상될수있다. 각 TPA의교류전력은교류전류를제어함으로써제어할수있다. 190

= = = 3 2 (3.179) = = = 3 2 (3.180) = 2 3 (3.181) = 2 3 (3.182) 즉, TPAUP와 TPALP의정상분 q축전류를제어하면, TPA 전체캐패시터에너지의합을일정하게유지할수있다. 다음으로는 TPA 안의 U/V/W Arm 간의캐패시터에너지균형제어가필요하다. 이를위해서는각 Arm에흐르는직류전류를제어함으로써 3상 Arm의에너지의균형제어를이룰수있다. = + + (3.183) = 1 3 + (3.184) = 1 3 + (3.185) = 1 3 + (3.186) + + = 0 (3.187) TPAUP 와 TPALP 의직류전류는직류단전류제어에의해제어되기때문에, TPA 의캐패시터에너지균형제어를위한순환전류는직류단전류제어에 영향을주지않고제어되어야한다. 순환전류의제어를위해서는 MMC 의순 191

환전류제어에사용한방법을사용한다. 순환전류제어기는임의로생성하는교류전압에대한동기좌표계에서제어한다. 교류전압을기준으로하는동기좌표계에서의순환전류제어기는영상분전류를제어하지않기때문에직류단전류제어에영향을미치지않으며, 순환전류의정상분전류와직류전류만을제어할수있다. 그림 3-69 Topology III 에서 TPAUP, TPALP 의제어구조. 같은방법으로 TPAUS, TPALS 도동일한방법으로내부캐패시터에너지의 균형제어를이룰수있다. TPA 내부전체에너지를일정하게유지하기위하 192

여교류전압기준정상분전류를제어하며, 각 Arm의에너지균형제어를위해서순환전류의직류전류를제어한다. TPAUM 과 TPALM의내부에너지균형제어는 TPAUM 과 TPALM의순환전류를직접제어하여서는이루어질수없다. TPAUP, TPAUS, TPAUM 의 U/V/W 각상은한점으로연결되어있다. U/V/W 각상에흐르는 TPA 전류는 2개의자유도만존재한다. TPAUP 와 TPAUS 는각 TPA의캐패시터에너지균형제어를위해각 Arm에흐르는순환전류를제어하기때문에, TPAUM 에흐르는전류는제어할수없다. = + (3.188) 그림 3-70 Topology III 의내부전류흐름. 따라서, TPAUM 과 TPALM 은정격직류전압과정격교류전압을합성하는 193

역할만을수행한다. 그림 3-71 Topology III 에서 TPAUM, TPALM 의제어구조. TPAUM 과 TPALM 전체에너지는다른 TPA의에너지를일정하게제어함으로써자연스럽게제어될수있다. 양직류단의전력제어에의해서컨버터내부전체에너지가일정하게제어되며, TPAUP, TPAUS, TPALP, TPALS의각내부캐패시터에너지는각 TPA의제어를통해일정하게유지될수있다. 따라서, TPAUM 과 TPALM의에너지합은다른제어를통해일정하게유지될수있다. TPAUM 과 TPALM 각각의 U/V/W Arm 간의캐패시터에너지균형제어는 TPAUS 와 TPALS의역상분전류제어를통해이루어질수있다. TPAUS의 U/V/W Arm의캐패시터에너지는 TPAUS에흐르는순환전류의직류성분에의해서일정하게균형제어된다. 순환전류의정상분전류를통해 TPAUS 전체캐패시터에너지가일정하게제어된다. 따라서, TPAUS 의 U/V/W Arm 캐패 194

시터에너지와 TPAUM 의 U/V/W Arm 캐패시터에너지의차이는 TPAUM 의 U/V/W Arm 캐패시터에너지의오차로생각할수있다. = = = (3.189) = = = = = = (3.190) TPAUS 와 TPAUM 을하나의 MMC로간주하면, MMC의순환전류중역상분전류는 Upper Set과 Lower Set의각상의에너지오차를 0으로제어할수있다. 따라서, TPAUS의역상분전류를제어하면 TPAUM의 U/V/W Arm간에너지오차를균형제어할수있다. 195

= 그림 3-72 Topology III 에서 MMC 로간주한 TPAUM 과 TPAUS. 따라서, TPAUS 와 TPALS 는각각자신의 Arm 캐패시터에너지의균형제어 뿐만아니라 TPAUM 과 TPALM 의 Arm 캐패시터에너지의균형제어까지고려 해야한다. 196

0.25 0.5 - + + - + - + - + - + + - - E arm * E us E vs E ws E um E vm E wm Arm Balancing Controller + - + - θ e PIR PIR uvw uvw 그림 3-73 Topology III 에서 TPAUS, TPALS 의제어구조. Topology III를통한전력제어를위해제안된제어구조를검증하기위해컴퓨터시뮬레이션을수행하였다. 컴퓨터시뮬레이션에서양직류단전압과정격직류전류, 모듈의캐패시턴스, 각 Arm의인덕턴스등은 Topology I의시뮬레이션조건과동일하다. 197

2kA 1kA 0A -1kA -2kA 2kA 1kA 0A -1kA -2kA 2kA 1kA 0A -1kA -2kA IdcH 2kA 1kA 0A -1kA -2kA Arm current of TPAUP Arm current of TPAUS Iu_US Iv_US Iw_US Arm current of TPAUM Iu_UM Iv_UM Iw_UM DC current IdcL Primary Side DC Current 1kA -1.5kA Secondary Side DC Current 0.2 0.4 0.6 0.8 Time[s] 그림 3-74 Topology III 에서각 TPA 의 Arm 전류와직류단전류. 198

Sum of capacitor voltage and out voltage of Arm in TPAUP 300kV Δ 44kV, 17% Sum of capacitor voltage 250kV 200kV 150kV 170kV 100kV Output voltage of Arm 50kV 86kV 0kV VdcmSumU_US of capacitor voltage VdcmSumV_US and out voltage VdcmSumW_US of Arm in TPAUS Vu_US Vv_US 200kV Δ 15kV, 8.8% 150kV 100kV 50kV 0kV VdcmSumU_UM VdcmSumV_UM VdcmSumW_UM Vu_UM Vv_UM 200kV 150kV 100kV Sum of capacitor voltage and out voltage of Arm in TPAUM Δ 5kV, 3% 50kV 0kV 0.2 0.4 0.6 0.8 Time[s] 그림 3-75 Topology III 에서 Arm 캐패시터전압의합과 Arm 전압지령. 199

Sum of capacitor voltage and out voltage of Arm in TPAUP 300kV 250kV 200kV 150kV 100kV 50kV 0kV Sum of capacitor voltage and out voltage of Arm in TPAUS 200kV VdcmSumU_US VdcmSumV_US VdcmSumW_US Vu_US Vv_US 150kV 100kV 50kV 0kV 200kV Sum of capacitor voltage and out voltage of Arm in TPAUM VdcmSumU_UM VdcmSumV_UM VdcmSumW_UM Vu_UM Vv_UM 150kV 100kV 50kV 0kV 0.4 0.402 0.404 0.406 0.408 0.41 Time[s] 그림 3-76 확대한 Arm 캐패시터전압의합과 Arm 전압지령. 200

3.5 제안된컨버터의비교 제안된모듈형직류 / 직류컨버터는동일한직류단전력을전달하는데필요 한소자와전달손실등에서다양한특징을갖는다. 그림 3-77 은각 Topology 별모듈전류에대한 2 차측직류단의최대전류값을정규화하여나타내었다. Modulation Index 를 0.75 로설계하였을경우, Topology I 은 2 차측직류단에연결 된 MMC 에흐르는전류에대해약 1.4 배의 2 차측직류단전류를전달할수 있다. Full-Bridge 모듈을사용한 Topology II 를제안된교류전류최소화방법으 로제어하였을때, 전압변환율이 2 이하인조건에서 Topology I 에비하여최 대 2.5 배의 2 차측직류단전류를전달할수있다. 반면 Topology III 는동일한 전류정격의모듈을사용하였을경우, Topology I 에비하여전압전달율이 2 인 조건에서 30% 의전력을덜전달하게된다. Secendary DC current by module current 4 3 2 1 Normalized Max. DC current by module current 0 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 Voltage Tranformation Ratio, N 그림 3-77 각 Topology 의모듈전류에대한 2 차측직류단최대전류의정규화 값 (Modulation Index = 0.75). T-I T-II-FB T-II-HB T-III 201

컨버터의도통손실의경우, 각 Topolgy 별로전압변환율에따른특징이다르게나타난다. 컨버터의손실을실제적으로평가하기위하여 ABB 社의 5SNA 2000K451300 IGBT 모듈을사용하여손실을계산하였다. IGBT 모듈은 4500V의정격전압과 2000A의정격전류용량을갖고있다. 변압기는정격부하에서 0.25% 손실과무부하에서 0.05% 의손실로모의하였다. 일반적인송전시스템에사용되는변압기의손실은다음표와같다. 표 3.3. 송전시스템에사용되는변압기의손실 변압기규격손실종류손실 [kw] 단상 154/23kV 15/20MVA(OA/FA) 3대 1BANK 3상 154/23kV 45/60MVA(OA/FA) 단상 345/154/23kV 100/133.3/166.7MVA 무부하손 66 전부하동손 267 총손실 343 (1.7%) 무부하손 42 전부하동손 230 총손실 272 (0.45%) 무부하손 67 전부하동손 329 총손실 396 (0.25%) 동일한모듈을사용할경우, 컨버터자체의도통손실은대부분의영역에서 Half-Bridge 모듈을사용한구조가가장작은도통손실을보인다. Topology III 의경우낮은전압전달율의범위에서는기존구조인 Topology I보다손실이작지만, 전압전달율이높은경우에는오히려 Topology I보다손실이크다. 전영역에서 Topolgy II의손실보다큼을알수있다. 202

Loss[%] 3 2.5 2 1.5 1 Conduction loss of each topology converter T-I T-II-FB T-II-FBAdv T-II-HB T-III 0.5 0 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 Voltage Tranformation Ratio, N 그림 3-78 각 Topology 의컨버터도통손실 (Modulation Index = 0.75). 하지만, 변압기를포함한효율은그양상이다르다. 그림 3-79 는변압기가 필요한 Topology I 과 Topology II 에대해서표 3.3 의단상 166MVA 변압기의손실 을가정하여전체시스템손실을계산한결과이다. System Loss[%] 5 4 3 2 1 T-I T-II-FB System Loss of each topologies T-II-FBAdv T-II-HB T-III 0 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 Voltage Tranformation Ratio, N 그림 3-79 각 Topology 의변압기를포함한컨버터손실. 203

전영역에대해서 Topology II의손실이다른구조에비해서작다. 전압변환율이 1.5 이하로낮은경우에 Half-Bridge 모듈을사용하는구조는약 0.5% 이하의아주낮은손실로전력을변환할수있다. Topology III의경우, 전압변환율이 1.8 이하인경우에 Topology I보다낮은손실로전력을전달할수있다. 하지만전압변환율이높아질수록도통손실의증가로전체적인손실이급격하게증가하게된다. 각 Topology 별로필요한소자의개수도다르다. 그림 3-80은전압변환율에따른 IGBT의개수를나타내고있다. 2차측직류단에필요한모듈의개수인 M 을 1000이라하였을때, 상대적으로필요한 IGBT의개수이다. 전압변환율이 1.5 이하인구간에서는 Half-Bridge 모듈을사용하여직류단단락사고에대응하는 Topology II가가장작은 IGBT를필요로하지만, 전압변환율이 1.5 이상인구간에서는 Topology III가가장적은 IGBT를필요로한다. 2.5 x 104 IGBT when M=1000 2 IGBT[EA] 1.5 1 T-III 0.5 1 1.5 2 2.5 3 Voltage Tranformation Ratio, N T-I T-II-FB T-II-HB 그림 3-80 Topology 에따른 IGBT 소자의개수 (M=1000). 204

전압변환율이 5보다작은전영역에서 Topolgoy I에비해우수한손실특성을보이는 Topology II를연간전력비용저감측면에서분석하였다. 그림 3-81 은 600MW Topology II 직류 / 직류컨버터의연간전력생산비용저감효과를나타낸다. 동일한용량의 Topology I 직류 / 직류컨버터에비하여 Half-Bridge를이용한 Topology II는전압변환율이 1.5인조건에서연간약 53억원의전력생산비용을절감할수있다. 전압변환율이 3인조건에서는연간 27억원을절약할수있으며, Topolgy II의 Full-Bridge를사용하는구조에비하여서도연간 2 억원을절약할수있다. [ ] 손실비용억원 70 60 50 40 30 20 600MW 기준 Topology I 에대한연간전력비용저감 T2FB T2FBAdv T2HB 10 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 Voltage Tranformation Ratio, N 그림 3-81 2 차측직류단전압 340kV / 600MW 컨버터의연간전력비용저감 [43]. 제안된 Topology II 의손실은전압변환율이높아질수록 Topology I 의손실 과비슷해지는경향을보인다. 그림 3-82 는전압변환율이 1 부터 100 에대한 205

Topology I 과 Topology II 의손실을비교한것이다. Topology I 과 Topology II 의성 능차이가줄어들지만, 전영역에서 Topology II 가 Topolgy I 에비하여낮은손 실을발생시킴을알수있다. 2 System Loss of each topologies System Loss[%] 1.5 1 0.5 T1 T2FB T2FBAdv T2HB 0 0 20 40 60 80 100 Voltage Tranformation Ratio, N 그림 3-82 전압변환율이 1 부터 100 인조건에서 Topology I 과 II 의손실비교 206

제 4 장실험결과 제안된직류 / 직류컨버터의구조와제어방법을검증하기위해축소된실험 을수행하였다. 제안된컨버터의양방향전력전달을시험하기위하여그림 4-1 과같은구조의실험세트를제작하였다. 제안된컨버터는 2 개의서로다 른전압을갖고있는절연된 3 상 PWM 컨버터의직류단과연결된다. 각 3 상 PWM 컨버터는직류단캐패시터의전압을 300V와 150V로제어한다. 3상 PWM 컨버터는교류전원과연결된다. 1차측직류단의 3상 PWM 컨버터는교류전원과직접연결되고, 2차측직류단의 3상 PWM 컨버터는교류전원과 2:1 강압변압기를통해연결된다. 변압기는 2차측직류단과연결된 3상 PWM 컨버터의직류단전압이 1차측직류단전압보다낮기때문에낮은교류전원을 3상 PWM 컨버터에제공할뿐아니라, 1차측 3상 PWM 컨버터와 2차측 3 상 PWM 컨버터를절연된교류회로로연결하므로, 양직류단의전력을순환하여제안된직류 / 직류컨버터를시험할수있다. 2개의 3상 PWM 컨버터는 1 개의 DSP 제어보드에의해서제어된다. 3상 PWM 컨버터의직류단과시험하는직류 / 직류컨버터의직류단은저항과인덕터를통해연결된다. 제안된직류 / 직류컨버터를제어할제어기는고성능 Digital Signal Processor(DSP) 와 Field-Programmable Gate Array(FPGA) 로구현되어있으며, 총 36개의 Full-Bridge 모듈의 Gating signal을발생시킬수있다. 총 48개의 ADC channel을가지고있어서 36개의모듈캐패시터전압과기타전류등을측정할수있다. 207

그림 4-1 양방향직류 / 직류컨버터제어를위한실험세트구조. 그림 4-2는실제구현된실험세트를나타낸다. 그림 4-3은제안된컨버터에사용하기위해제작된모듈이다. 실제제안된컨버터는 Half-Bridge 모듈로구성되어있지만, 향후연구의확장성을위하여 Full-Bridge 모듈로구현되어있다. 208

그림 4-2 실제구현된모듈형직류 / 직류컨버터전력제어실험세트. 그림 4-3 MOSFET 으로구현된 Full-Bridge 모듈. 209

4.1. Topology II 의양방향전력전달실험 송전그림 4-4는제안된 Topology II를구현한구조를간단히나타낸다. 제한된실험환경으로인하여, 제안된 Topolgy II의구조에서양직류단의음극이동일한전위를같는시스템을구현하였다. 따라서, MMCBH만사용하고, MMCBL은생략되었다. 실혐결과를설명하는과정에서 MMCBH는 MMCH로표현하였다. MMCH와 MMCM은각 Arm의모듈을 3개씩가지고있으며, 각직류단전압은 150V이기때문에, 1차측직류단전압은 300V이고 2차측직류단저압은 150V이다. 실험에사용된시스템의제정수는표 4.1과같다. 표 4.1. Topology II 제어시스템의제정수. 제정수종류 값 제정수종류 값 1차측직류단전압 300V 2차측직류단전압 150V 각 Arm당모듈개수 3 모듈캐패시터전압 50V 모듈캐패시턴스 5.2mF Arm 인덕턴스 2mH 직류단저항 0.5Ω 직류단인덕턴스 2mH 변압기권선비 1:1 교류전압주파수 50Hz 스위칭주파수 3.3kHz Modulation Index 0.75 210

그림 4-4 실험에서사용한축약된 Topology II 의구조. 211

그림 4-5 축약된 Topology II 가구현된실제컨버터. 실험에사용되는축약된 Topology II 컨버터는 2 개의 MMC 로구성되어있다. 그림 4-4 는 36 개의모듈로 Topology II 컨버터를구현한실제컨버터의모습이 다. 6 개의모듈을수직방향으로쌓아서하나의 Leg 를구성하였다. 4.1.1. Topology II의시동과정구현된실험환경에서 Topology II 컨버터양직류단에 300V와 150V의직류전압을인가하면, 각모듈의캐패시터에는약 25V의전압이충전된다. 이는 300V의 1차측직류단을총 12개의모듈이직렬로연결되기때문에, 모듈의다이오드를통해 12개의캐패시터가 25V씩충전된다. 제안된시스템은 Start-up 동작을통해모든모듈의캐패시터전압을 50V 로승압해야한다. 그림 4-6 은 초기모듈캐패시터의충전과정을보여주고있다. MMCH 의캐패시터평균 전압을 50V 로제어하는 MMCH Energy Control 을시작하면, 25V 로초기충전되 어있던 MMCH 의평균캐패시터전압은 50V 로승압되어제어된다. 3 장에서 212

설명한것처럼, MMCH의전체캐패시터에너지는직류단전류를통해제어되기때문에, MMCH가직접연결된 1차측직류단을함께도시하고있다. MMCM 은전체캐패시터에너지를제어하고있지않지만, 1차측직류전류가 MMCM 을동일하게지나가기때문에 50V 부근까지전압이승압된다. 하지만, 아직 MMCM의전체캐패시터전압을제어하지않기때문에정확하게 50V로유지되지못한다. MMCH의전체캐패시터전압을제어하는동안에 MMCM을통한 2차측직류단은 0으로제어되기때문에, MMCM의캐패시터가어느정도충전된이후에는 2차측직류단전류는 0으로제어되고있다. 213

Current[A] 20 15 10 5 0 MMCH Energy Control DC current Primary DC current Secondary DC current -5-10 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45 0.5 60 Average capacitor voltage of MMCs Voltage[V] 50 40 30 MMCH-VdcmAll MMCM-VdcmAll 20 0 0.05 0.1 0.15 0.2 0.25 0.3 0.35 0.4 0.45 0.5 Time[s] 그림 4-6 Start-up 동작시 MMCH의평균전압제어. 그림 4-7과그림 4-8은 MMCM의전체캐패시터전압을제어하는과정을보여준다. MMCM은 MMCH와다르게전체캐패시터전압을 MMCH와연결된교류회로의전류를통해제어한다. 먼저 MMCH의전체캐패시터전압을 50V로제어한후에, 교류단전압을합성하기시작한다. 교류단합성을시작하면, 각 MMC의상전압에교류전압이나타난다. 그림 4-7의첫번째그림은 MMCH의 UU Arm의전압지령을나타내고있다. 교류전압을합성하기시작하면전압지령에 56.25V의교류전압이나타난다. 214

200 UU voltage reference of MMCH Voltage[V] 100 0 MMCH-VrefUU -100 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 10 U-phase AC current of MMCM Current[A] 5 0 MMCM-Ius -5 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 60 Average capacitor voltage of MMCs Voltage[V] 40 MMCH-VdcmAll MMCM-VdcmAll 20 0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1 Time[s] 그림 4-7 Start-up 동작시 MMCM의평균전압제어. MMCH와 MMCL 간에교류전압이합성되면, MMCL의전체캐패시터전압을제어하기위한교류전류를사용하여 MMCL의전력을 MMCH로보내거나받을수있다. 교류전압만합성하는동안에는 MMCH의전체캐패시터전압은 50V로제어되지만, MMCL의전체캐패시터전압은제어되지못한다. MMCL의전체캐패시터전압제어를시작하면, 교류전류가흐르면서 MMCL 의전체캐패시터전압이 50V로유지된다. 그림 4-8은 MMCL의전체캐패시터전압이유지되는부분을확대한그림이다. 215

200 UU voltage reference of MMCH Voltage[V] 100 0 MMCH-VrefUU -100 0.9 0.91 0.92 0.93 0.94 0.95 0.96 0.97 0.98 0.99 1 Current[A] 10 5 0 U-phase AC current of MMCM MMCM-Ius -5 0.9 0.91 0.92 0.93 0.94 0.95 0.96 0.97 0.98 0.99 1 52 Average capacitor voltage of MMCs Voltage[V] 50 48 MMCH-VdcmAll MMCM-VdcmAll 46 0.9 0.91 0.92 0.93 0.94 0.95 0.96 0.97 0.98 0.99 1 Time[s] 그림 4-8 확대한 MMCM의평균전압제어. 제안된 Topology II 컨버터가동작하기위해서는전체캐패시터전압이정격전압으로제어되어야할뿐만아니라, 각 Arm의평균캐패시터전압이균형을이루어야한다. 그림 4-9은 MMCH의각상 Leg의캐패시터전압이균형 제어되는과정을보여준다. 우선, MMCH 와 MMCM 의전체캐패시터전압을 50V 로제어하고있는상황에서각 MMC 의 Leg 캐패시터전압균형제어를 시작한다. Leg 캐패시터전압의균형제어는전체캐패시터전압에영향을미 치지않고, 각 Leg 의캐패시터에너지를순환하여각 Leg 캐패시터의평균전 216

압이모두같도록제어한다. MMCH의전체캐패시터에너지를제어하기시작하면, 각 Leg의캐패시터전압은그평균이 50V로제어되지만, 각 Leg의전압은서로다르다. MMCM의전체캐패시터전압을제어하기시작하면, MMCH에도영향을받아각 Leg 캐패시터전압이변동한다. 하지만, MMCH에서지속적으로전체캐패시터전압을일정하게제어하므로, 각 Leg의캐패시터전압의평균은 50V로유지되며각 Leg 캐패시터의평균전압이변동한다. 이때, 순환전류의직류성분을이용하는 Leg 균형제어를시작하면, 각상 Leg의캐패시터평균전압이모두 50V로수렴하여제어됨을확인할수있다. 그림 4-10의 MMCM의 Leg 캐패시터전압균형제어의결과도 MMCH의제어와동일한과정을거친다. MMCH의전체에너지제어로인하여 MMCM의각캐패시터전압은 50V 근처에이르지만, 각 Leg의캐패시터전압은서로다르다. MMCM의전체캐패시터전압제어를시작하면, MMCM의각 Leg 캐패시터전압의평균은 50V로유지되지만각 Leg 캐패시터평균전압은서로다르다. 마찬가지로, 제어를시작하면모든 Leg의캐패시터평균전압이 50V로수렴함을볼수있다. 217

60 Average voltage of MMCH Voltage[V] 50 40 30 MMCH-VdcmAll 20 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 60 Average Leg voltage of MMCH Voltage[V] 50 40 30 MMCH-VdcmULeg MMCH-VdcmVLeg MMCH-VdcmWLeg 20 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 Time[s] 그림 4-9 MMCH 의 Leg 간전압균형제어. 218

60 MMCH Energy Control 50 Average voltage of MMCM Voltage[V] 40 30 MMCM Energy Control Leg Control MMCM-VdcmAll 20 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 60 Average Leg voltage of MMCM 50 Voltage[V] 40 30 MMCM-VdcmULeg MMCM-VdcmVLeg MMCM-VdcmWLeg 20 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 1.8 2 Time[s] 그림 4-10 MMCM 의 Leg 간전압균형제어. 각 MMC의 Upper Arm 캐패시터평균전압과 Lower Arm 캐패시터평균전압을균형제어하기위해서는순환전류의정상분을이용한다. 그림 4-11은 Upper Arm의합, 즉 Upper Set의캐패시터평균전압과 Lower Arm의합, 즉 Lower Set의캐패시터평균전압이균형제어됨을보여준다. 제어를시작하기전에는 Upper Set의평균은 50V로제어되고있지만, Upper Set의캐패시터평균전압과 Lower Set의캐패시터평균전압은서로같지않다. Set의캐패시터평 219

균전압의균형제어를시작하면, 두전압이 50V 에서제어됨을확인할수있 다. 54 52 Upper and lower voltage of MMCH Set Balancing Control MMCH-VdcmUSet MMCH-VdcmVSet Voltage[V] 50 48 46 1.6 1.65 1.7 1.75 1.8 1.85 1.9 1.95 2 54 52 Upper and lower voltage of MMCM MMCM-VdcmUSet MMCM-VdcmVSet Voltage[V] 50 48 46 1.6 1.65 1.7 1.75 1.8 1.85 1.9 1.95 2 Time[s] 그림 4-11 Upper & Lower Set 간전압균형제어. 마지막으로각 Leg에서 Upper Arm의캐패시터평균전압과 Lower Arm의캐패시터평균전압의차이를 0으로제어해야한다. 그림 4-12는순환전류의역상분을이용한균형제어성능을나타내고있다. MMCH와 MMCM의 U상 Upper Arm의평균전압과 Lower Arm의평균전압이제어전에는서로다르지 220

만, 제어를시작하면 50V 로유지됨을알수있다. 위의 4 가지제어를통해모 든 Arm 의캐패시터평균전압은 50V 로일정하게제어된다. Voltage[V] 54 52 50 48 46 U-phase Upper and lower voltage of MMCH Leg diff. balancing Control MMCH-VdcmUU MMCH-VdcmUL 44 1.6 1.65 1.7 1.75 1.8 1.85 1.9 1.95 2 54 52 U-phase Upper and lower voltage of MMCM MMCM-VdcmUU MMCM-VdcmUL Voltage[V] 50 48 46 1.6 1.65 1.7 1.75 1.8 1.85 1.9 1.95 2 Time[s] 그림 4-12 Leg 간 Upper&Lower 전압차전압균형제어. 221

4.1.2. Topology II의양방향전력전달제안된 Topology II 커버터의양방향전력전달기능을확인하기위하여 2차측직류단전류를 -10A에서 10A로변화시키며제어하였다. 이때, 2차측직류단전류지령의변화율은 1A/s로설정하였다. 그림 4-13은부하조건에서 MMCH 의 U상 Upper Arm과 Lower Arm의캐패시터평균전압을나타낸다. 전달부하에의해서캐패시터전압에변동이발생하지만, 평균전압은 50V로일정하게제어되고있다. 15 10 Secondary DC current IdcL Current[A] 5 0-5 -10-15 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 54 52 MMCH U-phase Upper and Lower capacitor voltage MMCH-VdcmUU1 MMCH-VdcmUL1 Voltage[V] 50 48 46 0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5 Time[s] 그림 4-13 부하조건에서 MMCH 의 U 상 Upper Arm 과 Lower Arm 의평균전압. 222

54 52 MMCH U-phase Upper and Lower capacitor voltage MMCH-VdcmUU1 MMCH-VdcmUL1 Voltage[V] 50 48 46 0.1 0.105 0.11 0.115 0.12 0.125 0.13 0.135 0.14 0.145 0.15 Time[s] 그림 4-14 확대한 MMCH 의 U 상 Upper Arm 과 Lower Arm 의평균전압. 그림 4-14는부하조건에서 MMCH의 U상 Upper Arm과 Lower Arm의평균전압을확대한그림이다. 2차측직류단전류가 10A인 1.5kW 전력전달조건에서 +/-1V의 50Hz 기본파주파수전압변동을보이고있다. 제안된컨버터가동작하기위해서는각 Arm에서전압을정확하게합성해야하는데, 이를위해서는각 Arm의캐패시터전압의합이 Arm의전압지령을합성할수있을전압을순시적으로유지해야한다. 그림 4-15는부하조건에서 MMCH의 U상 Upper Arm의캐패시터전압의합과합성해야하는전압지령을보여준다. 전압지령은 MMCH와 MMCM간의전력전달을위해합성하는 50Hz 교류전압에전류제어를위한전압이더해져서결정된다. 전압지령은 Arm 캐패시터전압의합보다작으므로, 순시적으로 Arm 전압을합성할수있다. 223

200 MMCH UU voltage sum and reference 150 Voltage[V] 100 50 0 MMCH-VdcmUU-Sum MMCH-VdcmUU-Ref -50 0.1 0.11 0.12 0.13 0.14 0.15 0.16 0.17 0.18 0.19 0.2 Time[s] 그림 4-15 1.5kW 부하조건에서 MMCH 의 U 상 Uppwer Arm 의전압합과지령. 그림 4-16은부하조건에서 MMCM의 U상 Upper Arm의캐패시터전압합과 Arm의전압지령을도시하고있다. MMCM은 MMCH와연결된회로에서교류전류를제어하지않기때문에, 양 MMC간에전력전달을위해사용되는 50Hz 교류전압만을합성한다. 따라서, Arm 전압지령은 MMCH의 Arm 전압지령에비하여일정한정현파로나타난다. MMCM의경우도 MMCH와마찬가지로 Arm 전압지령이해당 Arm의캐패시터합보다작기때문에순시적으로 Arm 전압을합성할수있다. 224

200 MMCM UU voltage sum and reference MMCM-VdcmUU-Sum MMCM-VdcmUU-Ref 150 Voltage[V] 100 50 0 0.1 0.11 0.12 0.13 0.14 0.15 0.16 0.17 0.18 0.19 0.2 Time[s] 그림 4-16 1.5kW 부하조건에서 MMCM 의 U 상 Uppwer Arm 의전압합과지령. 그림 4-17과그림 4-18은 1.5kW 부하조건에서 MMCH의 Upper Arm 전류와 MMCM의 Upper Arm 전류를보여준다. 각 Arm 전류는 MMC간에전력을전달하기위한교류전류와직류단전류, 그리고각 Arm 간의캐패시터전압을균형제어하기위한순환전류로구성되어있다. MMCH는교류전류와순환전류를제어하지만, MMCM은 MMCH가보내는교류전류는그대로받고, 내부 Arm의캐패시터전압을균형제어하기위한순환전류를제어한다. 2차측직류단의전류가 10A 이므로, 1차측직류단의전류는 5A이다. 따라서 MMCH 의각 Arm에흐르는직류전류는 1.67A가된다. 반면 MMCM에흐르는직류전류는 -5A이므로, MMCM H의 Arm에흐르는직류전류는 -1.67A가된다. 225

8 6 MMCH Upper set arm current MMCH-Iuu MMCH-Ivu MMCH-Iwu Current[A] 4 2 0-2 -4 1 1.01 1.02 1.03 1.04 1.05 1.06 1.07 1.08 1.09 1.1 Time[s] 그림 4-17 1.5kW 부하조건에서 MMCH 의 Upper Arm 전류. 4 2 MMCM Upper set arm current MMCM-Iuu MMCM-Ivu MMCM-Iwu Current[A] 0-2 -4-6 -8 1 1.01 1.02 1.03 1.04 1.05 1.06 1.07 1.08 1.09 1.1 Time[s] 그림 4-18 부하조건에서 MMCM 의 Lower Arm 전류. 226

4.2. Topology III 의양방향전력전달실험 그림 4-19는제안된 Topology III를구현한구조를간단히나타낸다. 제한된실험환경으로인하여, 제안된 Topolgy III의구조에서양직류단의음극이동일한전위를같는시스템을가정하여구현하였다. 따라서, 제안된구조에서 Upper TPAs만사용되고 Lower TPAs는생략되었다. 실혐결과를설명하는과정에서 1차측직류단의양의극과연결된 TPA는 TPAP로, 2차측직류단양의극과연결된 TPA는 TPAS, 직류단의음의극과연결된 TPA는 TPAM으로표현하였다. 앞의경우와마찬가지로 1차측직류단전압은 300V이고 2차측직류단저압은 150V이다. TPAS와 TPAM의각 Arm은 3개의모듈로구성되어있지만, TPAP의 Arm은 6개의모듈로구성되어있다. 따라서, 전체모듈은 36개이다. 각 Arm당모듈개수를제외한실험에사용된시스템의제정수는표 4.2에정리되어있다. 표 4.2. Topology III 제어시스템의제정수. 제정수종류 값 제정수종류 값 1차측직류단전압 300V 2차측직류단전압 150V TPAP Arm 모듈개수 6 TPAS/M Arm 모듈개수 3 모듈캐패시턴스 5.2mF Arm 인덕턴스 2mH 모듈캐패시터전압 50V 직류단인덕턴스 2mH 직류단저항 0.5Ω 교류전압주파수 50Hz 스위칭주파수 3.3kHz Modulation Index 0.75 227

6 3 TPAUP TPAUS 3 TPAUM 그림 4-19 실험에서사용한축약된 Topology III. 그림 4-20 축약된 Topology III 의구현. 228