趙偉，郭敬梅，劉正富，吳小可，蘇雷濤，王朋，楊汾艷，朱良合

(1. 廣東電網有限責任公司電力科學研究院，廣州510080；2. 廣東電科院能源技術有限責任公司，廣州510080)

0 引言

國家能源局權威數據顯示，2019年我國新增并網風電裝機25.74 GW，累計并網裝機210.05 GW，其中陸上風電新增并網裝機23.76 GW，海上風電新增裝機1.98 GW。陸上風電累計并網裝機0.204 TW、海上風電累計并網裝機5.93 GW，海上風電已經成為國家重要的新能源。隨著海上風能資源利用率的提高及機組單位千瓦投資成本的降低，海上風電機組大型化趨勢明顯[1 - 4]。

大容量的海上風電機組并網，對系統(tǒng)的穩(wěn)定性影響較大[5 - 9]，但是目前國內還沒有針對大容量的海上風電機組涉網試驗的相關產品：現有電網適應性測試裝置只能通過并聯(lián)多個共直流母線的二電平或三電平變流器以達到較大的容量，較小的回路阻抗使得對各換流器輸出電壓不一致性較為敏感進而易造成內部環(huán)流，因此只適用于中小型容量機型的電網適應性檢測[5]。目前國內廠家如廣州智光電氣、中電普瑞等，采用模塊化級聯(lián)電力電子變流器結構，典型實現方案如專利文獻[5]所示。該方案提供的電網適應性裝置由低頻擾動和高頻擾動裝置串聯(lián)而成，以低壓變流器并聯(lián)控制為實現路徑，而典型低壓變流器輸出交流電壓為380 V，設備要達到較大的容量需要并聯(lián)多個變流器，多個變流器元件參數和運行情況會有一定的差異性和相互作用，極易造成內部環(huán)流，對控制系統(tǒng)要求苛刻，因此該方案只適用于中小型容量機型的電網適應性檢測。

此外，現有低/高電壓故障穿越測試裝置國內多采用阻抗分壓或阻容并聯(lián)式裝置[10 - 12]，但對大容量(如8 MW)的海上風電機組來說，阻抗分壓或阻容并聯(lián)式裝置存在設備數量多、操作復雜等缺陷[13 - 17]。

另外，目前國內風電機組高/低電壓穿越測試和電網適應性越測試只能通過兩套獨立的測試裝置來實現。現行標準《GB/T 36995—2018風力發(fā)電機組故障電壓穿越能力測試規(guī)程》[18]推薦采用阻抗(阻容)分壓裝置進行高/低電壓穿越測試，而《GB/T 36994—2018風力發(fā)電機組電網適應性測試規(guī)程》[19]推薦的風電機組電網適應性測試裝置，因需要模擬電網的頻率、電壓變化，只能通過電力電子變換器原理。因此目前國內高/低壓穿越和電網適應性都是分開獨立進行的。如國內深圳禾望、廣州智光電氣、中電普瑞等廠家將電網適應性測試裝置和高/低電壓故障穿越測試裝置分開設計，占地面積大、運輸不便、測試周期長、測試成本高、現場交接頻繁。

因此，一體化的大容量海上風電機組涉網試驗裝置亟待研發(fā)。

根據國際電工委員會(IEC)2019年最新發(fā)布的風電機組電能質量測試修訂標準《Wind energy generation systems-part 21-1:measurement and assessment of electrical characteristics-wind turbines》[20]，風電機組低電壓穿越測試除了可以采用阻抗分壓原理測試裝置外，也可以采用交流電網模擬器或者其它合適的測試系統(tǒng)，并提出可以采用的幾種測試裝置：基于電容器組的測試單元；基于變壓器形式的測試系統(tǒng)；基于電力電子變換器的測試系統(tǒng)，也稱為交流電網模擬器。據此，本文考慮采用基于電力電子變換器的高/低電壓故障穿越測試裝置，進而將基于電力電子變換器的電網適應性測試裝置與高/低電壓故障穿越測試裝置進行一體化設計。

本文主要采用模塊化電力電子換流器并聯(lián)以擴容的總體方案，代替多個共直流母線變流器并聯(lián)的擴容方式；采用電力電子技術模擬低/高電壓故障，代替阻抗分壓、阻容并聯(lián)式裝置；將電網擾動發(fā)生裝置和電網故障模擬發(fā)生裝置進行一體化設計，以降低測試過程中的人力物力成本和安全風險，適應海上風電機組大型化發(fā)展的一體化涉網檢測需要。針對以上方案，提出了其主電路參數選擇方法及控制策略，最后通過PSCAD/EMTDC軟件仿真計算驗證其正確性及有效性。

1 大容量海上風電機組一體化并網測試裝置拓撲及參數選擇

1.1 拓撲結構

本文所設計的大容量高精度隔離型海上風電機組一體化測試裝置，以模塊化多電平換流器(modular multilevel converter，MMC)并聯(lián)拓撲為總體方案，以背靠背的形式組合而成，其拓撲結構如圖1所示。兩套背靠背裝置分布采用集裝箱布置，便于移動式運輸和擴容。為降低并聯(lián)環(huán)流，兩套換流器采用相同的控制模式，且不共直流母線。整流器運行于Vdc/Q模式，以穩(wěn)定直流電壓；逆變器采用分相V/F模式，可以運行于孤島模式，為風機平穩(wěn)啟動提供穩(wěn)定電壓。

圖1 大容量海上風電機組一體化測試電源裝置Fig.1 Large-capacity offshore wind farm integrated test device

MMC每個橋臂由N個功率模塊順序級聯(lián)構成，每個換流單元可以輸出0和Uc兩種電壓，則橋臂輸出電壓的狀態(tài)將在0,Uc,2Uc,…,NUc之間變化，即具有N+1個電平狀態(tài)。根據該控制原理，該裝置可以通過脈寬調制技術直接控制MMC輸出的電壓波形，因此只需依照實際試驗需求，輸出預設的調制波形，即可模擬高/低壓連鎖故障、電網電壓不平衡、頻率偏差、電網諧波等復雜試驗類型，不需要再采用阻抗分壓或阻容并聯(lián)式高低穿發(fā)生裝置，也不需要將電網適應性測試裝置和高/低電壓故障穿越測試裝置分開設計，降低了操作難度、減少了設備數量。

MMC橋臂通過功率子模塊級聯(lián)的方式，組合出高電壓大容量系統(tǒng)，并進行集裝箱設計以滿足系統(tǒng)的可移動性。如果采用一套大容量MMC進行設計勢必整體尺寸過大，因此可以采取將兩套模塊化多電平換流器并聯(lián)的方式，這兩套換流器應采用相同的控制模式以降低并聯(lián)環(huán)流。其中，功率子模塊選用半橋子模塊(half bridge sub-module, HBSM)，因其拓撲結構簡單、易封裝、損耗小、控制簡單，適用于外界環(huán)境干擾小的集裝箱環(huán)境[21]。

綜上可見，該裝置無需分成不同的試驗裝置，可以解決占地面積大、移動運輸難、技術交接復雜的問題；可以在增加變流器容量的同時，降低變流器內部環(huán)流；可以通過脈寬調制技術直接控制MMC輸出的電壓波形，解決阻抗分壓或阻容并聯(lián)式高低穿發(fā)生裝置的設備數量多、操作復雜、控制不靈活等問題。

1.2 參數選擇

1.2.1 裝置容量

《GB/T 36995—2018風力發(fā)電機組故障電壓穿越能力測試規(guī)程》針對阻抗分壓式的測試原理，在測試條件中規(guī)定“測試點的短路容量至少為風電機組額定容量的3倍”，而未針對電力電子式的風機并網檢測設備容量問題進行規(guī)定。被測風機屬于全功率型風機，考慮到故障期間風機的機械功率不會突變，若采用電力電子方式進行故障模擬，流過電力電子裝置的功率不會超過風機滿功率運行時的總功率?？紤]2倍容量裕度，結合仿真計算結果，每套MMC的容量選擇為8 MW。

1.2.2 功率模塊

MMC換流器子模塊數目將影響其輸出電壓諧波，通過仿真計算確定本裝置采用的子模塊數為N=32。

本裝置中功率子模塊實際工作電壓為850 V左右，但考慮到開關器件動作時的尖峰電壓及直流電容電壓上存在的波動，一般選擇功率模塊直流電壓等級時需考慮留有1.5～2倍裕量。因此功率子模塊選擇直流電壓等級1 700 V。相應地，1 700 V的功率模塊大致有3種通流能力：450 A、600 A和800 A。流過子模塊的電流Iigbt計算如式(1)所示。

(1)

式中：S為裝置容量，S=8 MVA；k為調制比，k≈0.95；N為子模塊數，N=32；UC為子模塊電容電壓，UC=797 V。經計算，Iigbt=281 A，考慮1.5～2.5倍左右的裕量，選擇通流能力為600 A，即選擇1 700 V/600 A的功率模塊。

1.2.3 聯(lián)接變壓器

聯(lián)結變壓器容量考慮為單臺風機單功率運行工況，即8 MW?？紤]到三相不平衡仿真的需要，并實現閉環(huán)控制，變壓器一次二次均采用星型連接接法，其中網側星型接地，閥側星型不接地。

參考《GB/T 6451—2008油浸式電力變壓器技術參數和要求》[22]中推薦高-中壓變壓器短路阻抗一般為10%～15%，此處變壓器短路阻抗選擇為12%。

對于變壓器變比，一次側聯(lián)接電網，為35 kV。為同時具備低穿和高穿功能，且提高設備利用率，本裝置設置兩個檔位，即二次側分別為低穿檔Uac2L和高穿檔Uac2H。

低電壓穿越時，前面已按照低穿時對諧波的要求進行了子模塊數、直流電壓等參數選擇，在此基礎上按照正常運行時設調制比k≈0.95，因此聯(lián)接變壓器的二次側電壓Uac2L可以用式(2)進行估計。

(2)

經計算聯(lián)接變壓器二次側電壓Uac2L≈14.9 kV。

高電壓穿越時，考慮在換流器輸出1.3倍過壓時換流器運行在最大調制比，此時聯(lián)接變壓器的二次側電壓可以用式(3)進行估計。

(3)

式中k0為聯(lián)接變壓器的二次側電壓。經計算，聯(lián)接變壓器二次側電壓Uac2H≈11.3 kV。

1.2.4 子模塊電容

子模塊的直流支撐電容應能起到能量存儲和直流電壓支撐的作用。子模塊的直流支撐電容與MMC額定功率、橋臂模塊個數、子模塊直流電壓、之間的關系如式(4)所示：

(4)

式中：C為子模塊的支流支撐電容；S為MMC變流器額定功率，S=8 MVA；ω0為額定角頻率，ω0=314 rad/s；ε為直流電壓波動系數，ε=3.75%；cosφ為單位功率因數，cosφ=1。經計算，子模塊電容選擇為8 000 μF。

1.2.5 閥電抗器

從3個方面確定MMC閥電抗值。

1)MMC等效聯(lián)結電抗器由兩部分組成，如式(5)所示。

(5)

考慮電網背景基波負序電壓限值為額定電壓的1.5%，在此背景基波負序電壓下，為使沒有配置負序電流抑制器的MMC能夠長期運行，要求流過聯(lián)接電抗器的負序電流大約為MMC額定電流的5%～10%，即MMC等效聯(lián)結電抗器還應滿足式(6)。

(6)

式中：δN為聯(lián)接電抗器兩側的額定工況下的相角差(以PCC點為電壓基準)，δN的范圍為8.6 °～17.5 °。第1.2.3節(jié)中已選擇變壓器電抗XT=0.12 p.u.，則橋臂電抗XL0選擇范圍為0.03～0.17 p.u.。

2)指定環(huán)流大小下的橋臂串聯(lián)電抗L0應滿足式(7)。

(7)

式中：ω0為額定角頻率；C0為子模塊電容；Udc為直流母線電壓，Udc=25.5 kV；Ikm為橋臂環(huán)流。

由此表明，即使沒有任何環(huán)流抑制措施，Ikm的占比為總橋臂電流的30%，橋臂電流增加約5%。此外，橋臂電抗與橋臂子模塊電容為電感電容串聯(lián)電路，相單元串聯(lián)諧振角頻率ωres如式(8)所示。

(8)

為避免發(fā)生串聯(lián)諧振，選擇電抗器L0使得ωres在1.0ω0附近是合理的。

3)橋臂電抗Ls越大，橋臂電流波動越小，電流的諧波性能也就越好。但是當Ls過大時，會降低電流的跟蹤速度。

電流過零時電流的變化率最大，為滿足柔性直流輸電系統(tǒng)的迅速響應的要求，電流的跟蹤速度應該高于電流變化率的最大值，如式(9)所示。

(9)

式中：Δi為一定時段內電流變化量；Ii為電流峰值；ω為電流角頻率；Ls為橋臂電抗；Tc為直流電流控制的周期；usi為系統(tǒng)i相電壓瞬時值，取usi=0；Ucimax為換流器輸出的最大相電壓，若電流跟蹤控制方法采用直接電流控制法，則在一個控制時段內，Ucimax最大可達±Udc/2，這里取Ucimax=10 kV。

綜合上述3點因素考慮，本裝置選擇的橋臂電抗器為10 mH。

1.2.6 平波電抗器

考慮抑制直流側的諧波，設置10 mH的平波電抗器。

1.2.7 啟動電阻

啟動電阻設計主要考慮預充期間的累積能量及充電時間。理論推導及試驗表明，啟動電阻在預充期間所累積的能量等于換流器預充電結束后模塊電容所儲存的能量。因此，對兩套換流器充電時，單相電阻的累積能量W可由式(10)計算。

(10)

N=32、UC=797 V、C=8 mF。經計算，預充期間所積累能量W為325.2 kJ。

預充電時間與啟動電阻和橋臂等效電容的等效時間常數有關。設定預充電時間為1 s，預充電阻R與橋臂等效電容Ceq的等效時間常數為τ=2RCeq(輸入輸出端各有一個充電電阻)，根據RC回路充電原理即3τ=1 s。其中，橋臂等效電容可由式(11)計算得到。

(11)

N=32、C=8 mF。經計算，啟動電阻R=111 Ω?？紤]電容充電電壓和充電時間留取裕量，實際啟動電阻取100 Ω。

2 大容量海上風電機組一體化并網測試裝置控制策略

本文以背靠背形式組合而成的大容量高精度隔離型海上風電機組測試電源，控制保護系統(tǒng)按照裝置的功能需求進行設計，兩套MMC運行在不同模式：網側MMC運行在Udc/Q模式，機側MMC運行在分相V/F控制模式。控制兩套MMC之間直流電壓穩(wěn)定運行在±12.75 kV。

Udc/Q模式這里不再贅述。分相V/F控制模式通過設置不同參數實現輸出交流電壓的幅值、相位、頻率的可調，輸出電壓目標值由基準電壓、基頻電壓差值、諧波指令電壓三者合成，頻率獨立設置。給定基準電壓值后，分別獨立檢測和計算ABC三相電壓的實際偏差量后，輸出電壓閉環(huán)控制，電壓環(huán)以合成的輸入電壓基準值為目標指令進行PI變換調節(jié)，輸出電壓指令補償值與輸出電壓基準相加作為輸出電壓指令。如需進行諧波補償，則在計算基準電壓與三相電壓的實際偏差量疊加的同時，再疊加需要補償次數諧波的調制量以輸出三相電壓基準值。分相V/F控制策略如圖2所示，其中K為系統(tǒng)正常運行時的調制比(0.8～1.0)，參考電壓幅值、參考電壓角度、頻率、諧波電壓的生成需滿足《GB/T 15543—2008電能質量 三相電壓不平衡》[23]、《GB/T 36995—2018風力發(fā)電機組故障電壓穿越能力測試規(guī)程》、《Q/CSG 1211017—2018風電場接入電網技術規(guī)范》[24]等標準的相關定義和要求。

圖2 分相V/F控制策略Fig.2 Split-phase V/F control strategy

3 大容量海上風電機組一體化并網測試裝置并聯(lián)均流仿真驗證

本測試裝置采用兩套MMC并聯(lián)的方案，可能由于主回路參數和控制參數不一致造成設備內部的環(huán)流。為研究主回路參數和控制參數對并聯(lián)均流效果的影響，本部分以橋臂電感、變壓器短路阻抗、從控制器延時的不同偏差為例進行對比計算分析。表1以橋臂電感和變壓器參數相差5%、10%、控制時刻相差10 μs、30 μs為例，仿真驗證了不同主回路參數及控制參數下兩套MMC的輸出差異。

表1 不同主回路參數及控制參數下兩套MMC輸出差異Tab.1 Output differences between two MMCs with distinguished main circuit parameters and distinguished control parameters

從仿真結果來看，當控制參數一定、主回路參數存在差異時，兩套裝置輸出功率差別較小，裝置并聯(lián)均流容易實現；當兩套裝置輸出電壓幅值有差異時，輸出功率差別較大，功率將轉移到輸出電壓比較高的那一側；當控制參數差異較大時，兩套裝置輸出功率差別較大。由此可以得出結論，當兩套MMC控制參數一致時，兩套MMC并聯(lián)運行即從原理上可行，環(huán)流問題能夠較好解決。

4 大容量海上風電機組一體化并網測試裝置仿真驗證

本文基于PSCAD/EMTDC仿真軟件，搭建了基于兩套MMC并聯(lián)方案的大容量海上風電機組一體化涉網試驗系統(tǒng)。模型由兩套MMC裝置并聯(lián)組成，其中每套裝置由網側降壓變壓器、電網側換流閥、負載側換流閥、負載側升壓變壓器構成。風機升壓變壓器與換流閥間有5 km海底電纜模型。

4.1 穩(wěn)態(tài)諧波分析

為驗證設計方案的運行特性，本節(jié)首先對穩(wěn)態(tài)情況下裝置輸出波形進行諧波校驗。由于全功率型風機也包含背靠背變換器且也具備故障穿越控制策略，相比于空載或阻感性負載，與測試裝置的控制策略相互作用影響控制效果，因此選擇帶8 MW風機為例進行本裝置的穩(wěn)態(tài)運行情況說明，并通過快速傅里葉變換(FFT)計算PCC點處三相交流電壓諧波分析，結果如圖3所示。

圖3 本裝置帶8 MW風機穩(wěn)態(tài)運行波形Fig.3 Steady state operation waveform under 8 MW load condition

4.2 低壓穿越試驗仿真

在空載和帶8 MW風機兩種工況下，進行低穿仿真試驗。我國標準《GB/T 19963—2011風電場接入電力系統(tǒng)技術規(guī)范》[25]規(guī)定：風電場并網點電壓跌至20%標稱電壓時，風電場內的風力發(fā)電機組能夠保證不脫網連續(xù)運行625 ms；風電場并網點電壓在發(fā)生跌落后2 s內能夠恢復到標稱電壓的90%時，風電場內的風電機組應保證不脫網連續(xù)運行。

在空載情況下，設置并網點PCC點處AB兩相線電壓幅值跌落至0.5 p.u.并持續(xù)1 214 ms，仿真結果如圖4所示。仿真證明該系統(tǒng)能夠滿足空載情況下進行低壓穿越試驗的要求。

圖4 空載低穿仿真中PCC點電壓設定值與實際值Fig.4 Set value and actual value of PCC point voltage in low voltage ride-through simulation under no-load condition

在帶8 MW風機情況下，設置并網點PCC點處BC兩相線電壓幅值跌落至0.5 p.u.并持續(xù)1 214 ms，仿真結果如圖5所示。仿真證明該系統(tǒng)能夠滿足帶8 MW風機情況下進行低壓穿越試驗的要求。

圖5 本裝置帶8 MW風機低穿仿真中PCC點電壓設定值與實際值Fig.5 Set value and actual value of PCC point voltage in low voltage ride-through simulation under 8 MW load condition

4.3 高壓穿越試驗仿真

在空載和帶8 MW風機兩種工況下，進行高穿仿真試驗。

在空載情況下，設置并網點PCC點處AB兩相線電壓幅值抬升至1.2 p.u.并持續(xù)2 s，仿真結果如圖6所示。仿真證明該系統(tǒng)能夠滿足空載情況下進行高壓穿越試驗的要求。

圖6 空載高穿仿真中PCC點電壓設定值與實際值Fig.6 Set value and actual value of PCC point voltage in how voltage ride-through simulation under no-load condition

在帶8 MW風機情況下，設置并網點PCC點處AB兩相線電壓幅值抬升至1.2 p.u.并持續(xù)2 s，仿真結果如圖7所示。仿真證明該系統(tǒng)能夠滿足帶8 MW風機情況下進行高壓穿越試驗的要求。

圖7 本裝置帶8 MW風機高穿仿真中PCC點電壓設定值與實際值Fig.7 Set value and actual value of PCC point voltage in how voltage ride-through simulation under 8 MW load condition

4.4 電壓不平衡輸出仿真

文獻[23]中定義負序(或零序)電壓的不平衡度為負序(或零序)電壓的均方根值與正序電壓的均方根值的比值。分別設置10%與20%的負序不平衡度，在空載情況下進行電壓不平衡輸出仿真，裝置輸出波形如圖8所示。文獻[19]規(guī)定，并網適應性測試裝置在三相電壓不平衡適應性測試上的量化指標應滿足：三相電壓不平衡度設定值不小于4.0%，且幅值或相位可調，三相電壓不平衡度輸出步長不大于0.1%，最大允許偏差不大于±0.5%。仿真證明該系統(tǒng)能夠穩(wěn)定輸出指定的不平衡電壓。

圖8 空載情況下負序不平衡仿真輸出Fig.8 Negative unbalance voltage signal simulation output under no-load condition

4.5 頻率偏差仿真

在空載情況下，進行48 Hz和51.5 Hz的頻率偏差輸出仿真試驗，裝置輸出如圖9所示。文獻[19]規(guī)定，并網適應性測試裝置在頻率偏差適應性測試上的量化指標應滿足：頻率范圍不小于48.0～51.5 Hz，頻率輸出步長不大于0.1 Hz，頻率變化率輸出步長不大于0.1 Hz/s，頻率偏差最大允許偏差不大于±0.1 Hz，頻率變化率最大允許偏差不大于±0.1 Hz/s。仿真證明該系統(tǒng)能夠穩(wěn)定輸出指定頻率的電壓信號。

圖9 空載情況下頻率偏差電壓輸出Fig.9 Output voltage signal in various frequency simulation under no-load condition

4.6 諧波輸出仿真

文獻[19]規(guī)定，并網適應性測試裝置在諧波電壓適應性測試上的量化指標應滿足：輸出的間諧波電壓的頻率應為5nHz(n為整數且1≤n≤19)， 1 kV以上的電壓的間諧波電壓含有率限值應為：100 Hz以下的含有率限值0.16%，100～800 Hz的含有率限值0.4%；輸出的諧波電壓最小范圍為2～25次，可輸出的各次諧波電壓應滿足GB/T 14549規(guī)定的限值范圍如表2所示。

表2 公用電網諧波電壓(相電壓)限值Tab.2 Harmonic voltage-limit (phase voltag-limit) in public power grid

在空載情況下，進行3次諧波和8次諧波輸出仿真試驗，裝置輸出如圖10所示。仿真證明該系統(tǒng)能夠穩(wěn)定輸出指定諧波的電壓信號。

圖10 空載情況下諧波電壓輸出Fig.10 Output voltage signal with harmonics under no-load condition

4.7 電壓波動仿真

進行電壓波動仿真，電壓幅值以5 Hz頻率按正弦規(guī)律波動，波動幅值±20%，裝置輸出如圖11所示。仿真證明該系統(tǒng)能夠穩(wěn)定輸出指定頻率及幅值的波動電壓信號。

圖11 裝置輸出5 Hz、波動±20%的電壓波動信號Fig.11 Output voltage fluctuation signal under 5 Hz and 20% voltage fluctuation condition

4.8 小結

通過上述仿真算例可以看到，本文所設計的大容量海上風電機組一體化并網測試裝置能夠同時實現高/低壓穿越測試裝置與并網適應性裝置需要的功能，包括穩(wěn)態(tài)諧波分析、高/低壓穿越試驗、電壓不平衡輸出試驗、頻率偏差輸出、諧波輸出、電壓波動及閃變輸出的功能；該裝置在帶8 MW大容量風機情況下能夠正常工作。

5 結論

本文采用基于HBSM的模塊化多電平換流器并聯(lián)的系統(tǒng)，詳細闡述了大容量海上風電機組并網一體化集成測試裝置的一次側設計原理及參數選擇方案，進行了大容量海上風電機組一并網體化測試裝置設計，以期向被測風電機組提供電網適應性測試所需要的電壓波形，穩(wěn)定輸出指定幅值、頻率和波形的電壓信號。

本文通過PSCAD/EMTDC仿真計算，驗證了該裝置設計方案能夠滿足高/低電壓穿越、電壓不平衡、頻率偏差、諧波輸出、電壓波動及閃變等并網適應性測試需求；驗證了該裝置能夠以換流器本身控制策略代替阻抗分壓或阻容并聯(lián)式測試裝置方便、定量控制并網點電網在0.2～1.3 p.u.之間連續(xù)可調滿足高/低穿故障穿越的測試要求。此外，一體化的集成設計有利于減小設備占地及成本。