唐英杰，張哲任，徐 政

（浙江大學電氣工程學院，浙江省杭州市 310027）

0 引言

海上風電具有風能穩(wěn)定、發(fā)電利用小時數(shù)高、基本不受地形地貌影響及適合大規(guī)模開發(fā)等優(yōu)點，具備廣闊的發(fā)展前景，近年來國內(nèi)外風電發(fā)展的重心已呈現(xiàn)從陸上轉(zhuǎn)移至海上的趨勢［1-2］。隨著海上風電場逐漸延伸至深遠海區(qū)域并不斷擴大規(guī)模，如何實現(xiàn)大容量海上風電功率的遠距離傳輸和可靠并網(wǎng)成為海上風力發(fā)電領(lǐng)域的關(guān)鍵技術(shù)［3］。高壓直流（HVDC）輸電在遠距離、大容量電能傳輸領(lǐng)域具有明顯的技術(shù)經(jīng)濟性優(yōu)勢，而基于模塊化多電平換流器（MMC）的HVDC 輸電系統(tǒng)被視為遠海風電并網(wǎng)工程的標準拓撲［4-5］。然而，現(xiàn)有技術(shù)條件下基于MMC-HVDC 的海上風電直流送出工程的造價較為昂貴，其中海上平臺的投資更是占據(jù)了整個工程投資的19%［6］。

為提高工程經(jīng)濟性，目前已提出多種改進方案。 在 文 獻［7-8］中，電 網(wǎng) 換 相 換 流 器（line commutated converter，LCC）被應(yīng)用于海上整流平臺。與MMC 相比，LCC 技術(shù)成熟度高且輸送容量大，但是通常情況下LCC 整流站均需配置不低于系統(tǒng)額定容量30%的靜止同步補償器（STATCOM）［9］，經(jīng)濟性有待進一步驗證。文獻［10］提出基于二極管不控整流單元（diode-rectifier unit，DRU）的HVDC輸電系統(tǒng)，充分利用了DRU 體積小、成本低、損耗少、可靠性高等優(yōu)勢［11］。然而作為一類特殊的LCC，DRU 同樣需要外界提供換相電壓，如采用構(gòu)網(wǎng)型永磁同步風電機組［12-14］或在整流站增設(shè)輔助電壓控制裝置［15-16］。此外，常規(guī)MMC-HVDC 方案利用直流輸電系統(tǒng)自身即可完成海上風電場的黑啟動［17］；而以DRU-HVDC 為代表的低成本直流輸電拓撲方案則需要額外設(shè)置海上黑啟動電源，或是通過長距離交流海纜從陸上電網(wǎng)汲取黑啟動能量［18］。文獻［19-20］采用了LCC 逆變站方案，但逆變側(cè)LCC 的換相失敗會引發(fā)直流故障電流處理問題［21］。

針對上述海上風電低成本直流送出方案存在的問題，本文提出一種采用單向電流型橋臂交替導(dǎo)通多電平換流器（unidirectional current alternate-arm multilevel converter，UC-AAMC）整流站的直流送出系統(tǒng)。單向電流型換流器最早應(yīng)用于以變速驅(qū)動系統(tǒng)為代表的功率單向傳輸場景［22］。文獻［23］將這一技術(shù)引入柔性直流輸電系統(tǒng)，所提出的單向電流型MMC 所需的開關(guān)器件數(shù)目明顯少于功能對等的全橋MMC，有利于提升系統(tǒng)經(jīng)濟性。海上風電柔性直流輸電系統(tǒng)一般采用半橋MMC 作為海上換流站整流器拓撲，而本文所提的UC-AAMC 作為一種基于橋臂交替導(dǎo)通多電平換流器（AAMC）的單向電流型換流器，其所需子模塊和開關(guān)器件的數(shù)目與半橋MMC 相比均有所減少，對內(nèi)部電容儲能的要求更低［24］，在應(yīng)用于海上換流站等對重量和可靠性要求較高的場合時更具優(yōu)勢。

本文首先介紹了采用UC-AAMC 整流站的海上風電直流送出系統(tǒng)的拓撲結(jié)構(gòu)，并且對UCAAMC 的運行原理進行了分析。換流器能量平衡控制是常規(guī)AAMC 和UC-AAMC 控制系統(tǒng)中的重要環(huán)節(jié)，現(xiàn)有文獻針對常規(guī)AAMC 所提出的換流器能量平衡控制策略主要包括注入三次諧波電流［25］、引入上下橋臂重疊電流［26-27］和橋臂移相控制［28］。然而，考慮到UC-AAMC 的橋臂電流方向在持續(xù)運行過程中保持不變，上述方法均無法直接用于UCAAMC 的能量控制。基于此，本文提出了一種適用于海上整流站的UC-AAMC 控制策略，具體包括換流站交流電壓控制、換流器級能量控制和橋臂間能量均衡控制等環(huán)節(jié)。針對海上風電場黑啟動過程，文獻［29］所述基于單向電流型MMC 的直流輸電系統(tǒng)通過改變直流線路電壓實現(xiàn)功率反送，其動態(tài)過程與傳統(tǒng)直流輸電系統(tǒng)潮流反轉(zhuǎn)過程類似。本文則利用單向電流型子模塊自身的結(jié)構(gòu)特點，提出一種通過改變直流線路電流方向?qū)崿F(xiàn)UC-AAMC 功率反向傳輸?shù)姆椒ǎ瑯幽軌驗楹Ｉ巷L電場提供啟動階段所需的有功功率支持。最后，通過PSCAD/EMTDC 的仿真算例驗證了所提方案的有效性。

1 基本原理

1.1 拓撲結(jié)構(gòu)

圖1（a）給出了所提海上風電直流送出系統(tǒng)的拓撲結(jié)構(gòu)，其中陸上站采用半橋MMC，海上換流站采用如圖1（b）所示的UC-AAMC。UC-AAMC 具有與常規(guī)AAMC 相似的三相六橋臂主回路拓撲，各橋臂由包含Nsub個級聯(lián)子模塊的整形電路和包含Nswi個串聯(lián)絕緣柵雙極型晶體管（IGBT）及反并聯(lián)二極管的導(dǎo)通開關(guān)構(gòu)成。圖中，Udc和Idc分別為換流器直流側(cè)電壓和電流。

UC-AAMC 與常規(guī)AAMC 的主要差別如下:

1）常規(guī)AAMC 一般通過裝設(shè)橋臂電抗器限制上下橋臂重疊導(dǎo)通區(qū)間內(nèi)的直流電流上升率［30］，而UC-AAMC 并不存在上述工作狀態(tài)，也無須安裝橋臂電抗器。

2）UC-AAMC 采用單向電流型子模塊（unidirectional current sub-module，UC-SM）［31］替 代常規(guī)AAMC 中的全橋子模塊（full bridge submodule，F(xiàn)B-SM）。UC-SM 與FB-SM 具有相似的H 橋結(jié)構(gòu)，如圖1（c）所示，但是省去了其中一組對角線上的IGBT 開關(guān)對T2、T3。

為方便說明UC-SM 的工作原理，定義圖1（c）中所標識的子模塊輸出電壓usm和輸出電流ism方向為正方向。不同開關(guān)狀態(tài)下UC-SM 的輸出特性如附錄A 圖A1 所示。

圖1 基于UC-AAMC 的海上風電直流送出系統(tǒng)原理圖Fig.1 Principle diagram of offshore wind farm DC transmission system based on UC-AAMC

當ism為正時，能夠正確完成子模塊正投入、負投入、切除以及閉鎖等操作，且此時UC-SM 接收到的開關(guān)觸發(fā)信號與FB-SM 一致；當ism為負時，UCSM 失去對輸出電壓的控制，usm始終等于子模塊正向電容電壓Uc。在正常運行過程中，導(dǎo)通開關(guān)內(nèi)部串聯(lián)IGBT 始終被施以關(guān)斷信號，橋臂電流受到反并聯(lián)二極管單向?qū)щ娦缘南拗?，其方向正好與ism正方向相同，從而確保級聯(lián)UC-SM 在UC-AAMC 持續(xù)運行期間始終處于受控狀態(tài)。從這一角度看，去掉導(dǎo)通開關(guān)內(nèi)部串聯(lián)IGBT 不會影響UC-AAMC 的正常工作性能，但本文將其保留以實現(xiàn)后文所述向海上風電場進行功率反送。

1.2 換流器橋臂能量平衡原則

僅考慮交流系統(tǒng)基頻分量，并假設(shè)換流器交流側(cè)功率因數(shù)角為φ，則UC-AAMC 的工作原理可通過圖2 和圖3 進行說明。圖2 將交流側(cè)三相電壓uva、uvb、uvc與 交 流 側(cè) 三 相 電 流iva、ivb、ivc在 單 個 工 頻 周 期2π 內(nèi)的波形劃分為6 個長度為π/3 的連續(xù)區(qū)間，圖3則展示了各運行區(qū)間內(nèi)UC-AAMC 的工作狀態(tài)和橋臂導(dǎo)通情況，并按照導(dǎo)通順序?qū)Q流器橋臂進行了 編 號。圖 中:ui和ii分 別 為 橋 臂i（1 ≤i≤6）的 輸出電壓和輸入電流；ω為交流側(cè)額定角頻率。表1對各階段導(dǎo)通橋臂的編號進行了匯總。

圖3 正常運行期間UC-AAMC 的工作狀態(tài)Fig.3 Operation states of UC-AAMC during normal operation

表1 不同階段導(dǎo)通橋臂編號匯總Table 1 Summary for numbers of conducting arms at different stages

圖2 正常運行期間換流器交流側(cè)理想電壓、電流波形Fig.2 Ideal waveforms of voltage and current at AC side of converter during normal operation

可以看到，UC-AAMC 各相上、下橋臂交替導(dǎo)通，持續(xù)導(dǎo)通角度為π，且在單個運行區(qū)間內(nèi)僅有3 個橋臂同時處于導(dǎo)通狀態(tài)。與常規(guī)AAMC 選擇在交流側(cè)相電壓過零點切換上、下橋臂導(dǎo)通狀態(tài)不同，UC-AAMC 上、下橋臂換流過程發(fā)生在交流側(cè)相電流過零點，因而其橋臂輸出電壓和輸入電流的變化情況與常規(guī)AAMC 有所不同。

以a 相上橋臂為例，其輸出電壓u1(t)與輸入電流i1(t)可表示為:

式中:Uvm和Ivm分別為交流側(cè)相電壓和相電流幅值。根據(jù)換流器結(jié)構(gòu)對稱性可知，其余橋臂輸出電壓與輸入電流的變化幅度相同，僅存在相位差異。

滿足常規(guī)AAMC 交直流側(cè)能量交換平衡的最佳電壓關(guān)系為Uvm=2Udc/π［32］，通過采用額外的換流器能量控制策略可以適當拓寬其電壓運行范圍。根據(jù)圖3 可知，單個工頻周期內(nèi)UC-AAMC 橋臂級聯(lián)子模塊電容的能量變化ΔEarm為:

2 基本控制策略

圖4 給出了對應(yīng)本文所述的應(yīng)用于海上換流站的UC-AAMC 的控制系統(tǒng)框圖(不含測量濾波環(huán)節(jié))，包括換流站交流電壓控制、換流器級能量控制、橋臂間能量均衡控制和調(diào)制環(huán)節(jié)等，下面分別予以介紹。

圖4 應(yīng)用于海上換流站的UC-AAMC 控制系統(tǒng)框圖Fig.4 Control system diagram of UC-AAMC applied to offshore converter station

2.1 換流站交流電壓控制

整流站的UC-AAMC 采用無源控制。與常規(guī)的MMC 整流站類似，其換流站交流電壓控制環(huán)節(jié)表示為:

令Uvq，ref=0，則 在 穩(wěn) 態(tài) 運 行 工 況 下，UCAAMC 在交流側(cè)表現(xiàn)為一個頻率固定為ω0、相電壓幅值為Uvd，ref的交流電壓源。Uvd，ref由換流器能量控制環(huán)節(jié)的輸出決定。

2.2 換流器級能量控制

由式（4）可知，UC-AAMC 內(nèi)部能量的變化會受到其交直流電壓幅值和功率因數(shù)角相對關(guān)系的影響。由于海上整流站的UC-AAMC 工作在無源控制模式（控制換流站交流母線電壓），其功率因數(shù)角由風電場內(nèi)部產(chǎn)生的有功功率和無功功率決定；整流工況下cosφ一般為正，但并非固定值?？紤]到直流運行電壓在設(shè)計階段即根據(jù)工程經(jīng)濟性計算結(jié)果給定［33］，且陸上換流站MMC 采用定直流電壓控制，其可變范圍極小。據(jù)此，本文通過調(diào)節(jié)UC-AAMC交流側(cè)輸出電壓幅值，對換流器內(nèi)部能量進行控制。

式中:Uc，ref=Udc/Nsub為子模塊電容電壓參考值；Ucij和Uci分別為橋臂i內(nèi)子模塊j的電容電壓測量值和子模塊電容電壓平均值；C0為子模塊電容值。

2.3 橋臂間能量均衡控制

MMC 和常規(guī)AAMC 分別可以通過相間環(huán)流和重疊導(dǎo)通區(qū)間來控制橋臂間的能量交換；而UCAAMC 既不產(chǎn)生相間環(huán)流，也不存在重疊導(dǎo)通區(qū)間。當各橋臂能量出現(xiàn)差異時，子模塊電容電壓可能嚴重偏離額定值，而傳統(tǒng)方法無法直接應(yīng)用于UC-AAMC 的橋臂能量均衡控制。

根據(jù)不同區(qū)間內(nèi)各橋臂能量變化情況的計算結(jié)果可知，當換流器級能量控制環(huán)節(jié)充分發(fā)揮作用即式（4）成立時，UC-AAMC 在各區(qū)間內(nèi)吸收的凈能量等于0，而不同導(dǎo)通橋臂所吸收的凈能量則不相同，這意味著導(dǎo)通橋臂間存在能量交換?；诖耍疚脑跇虮圯敵鲭妷褐幸腚妷浩祈?，利用導(dǎo)通橋臂間的能量交換過程，實現(xiàn)橋臂間能量均衡控制。

由引入電壓偏移量所導(dǎo)致的各導(dǎo)通橋臂吸收的額外功率Pcond，ext和換流器整體吸收的額外功率Pconv，ext可 表示為:即把ucond，off設(shè)置為零序分量。將式（9）代入式（8）中，并考慮到icond=iv=[iva，ivb，ivc]，則有:

式 中:G2為 比 例 控 制 環(huán) 節(jié) 的 增 益 系 數(shù)；Econd，dif，max為Econd，dif中絕對值最大的元素值?？紤]到處于導(dǎo)通狀態(tài)的橋臂序列在不停更換，橋臂間能量均衡控制環(huán)節(jié)不宜再采用PI 控制器。

零序電壓偏移量的極性則由對應(yīng)最大橋臂能量偏差的導(dǎo)通橋臂所處位置決定。結(jié)合圖3 和式（8）可知，當uoff＞0 時，能量將從位于4、6、2 位置的下導(dǎo)通橋臂轉(zhuǎn)移至處于1、3、5 位置的上導(dǎo)通橋臂；當uoff＜0 時則相反。因此，當上導(dǎo)通橋臂對應(yīng)最大橋臂能量偏差時，若該橋臂能量大于Econd，ave，則uoff取負數(shù)；若該橋臂能量小于Econd，ave，則uoff取正數(shù)。同理，當下導(dǎo)通橋臂對應(yīng)最大能量偏差時，uoff的符號取法與上述相反。

2.4 調(diào)制環(huán)節(jié)

式中:ux，mod為橋臂x輸出電壓調(diào)制信號，ux，mod的取值由交流側(cè)電壓調(diào)制信號和橋臂導(dǎo)通狀態(tài)決定；Uc0為子模塊電容電壓額定值。

考慮到UC-AAMC 的橋臂電流方向保持不變，調(diào)制環(huán)節(jié)在產(chǎn)生子模塊觸發(fā)信號時遵循以下方法:在觸發(fā)正投入狀態(tài)子模塊時，選擇電容電壓最高的Nposx個子模塊；在觸發(fā)負投入狀態(tài)子模塊時，選擇電容電壓最低的Nnegx個子模塊；其余子模塊保持切除狀態(tài)。如此，橋臂子模塊電容電壓間的偏差能夠得到有效控制。

3 功率反送策略

在海上風電場具備產(chǎn)生風電功率的能力之前，風電機組輔助設(shè)備（如偏航系統(tǒng)與不間斷電源等）和海上交流系統(tǒng)電力設(shè)備（如變壓器和交流電纜等）需要提前充電，以順利完成海上風電場的啟動過程。本文在基于UC-AAMC 的直流輸電系統(tǒng)基礎(chǔ)上，提出一種功率反送策略，通過改變直流線路電流方向?qū)崿F(xiàn)由陸上交流系統(tǒng)向海上風電場的有功傳輸。

3.1 主回路切換

在功率反送過程中，海上換流站工作在逆變狀態(tài)。在不改變線路電壓極性的條件下，UC-AAMC逆變狀態(tài)下的直流側(cè)電流及橋臂電流的方向與正常運行狀態(tài)（整流狀態(tài)）相反。若橋臂級聯(lián)子模塊仍按圖1（b）所示方式接入換流器主回路，則子模塊輸出電壓失控，UC-AAMC 無法穩(wěn)定運行在逆變狀態(tài)。

基于此，本文在橋臂級聯(lián)子模塊的兩端設(shè)置了由K1至K4組成的H 橋型轉(zhuǎn)換開關(guān)組，如圖5 所示。當UC-AAMC 需要工作在整流狀態(tài)時，機械開關(guān)對K1、K3合攏，K2、K4斷開，電流流通路徑如圖5（a）所示；當UC-AAMC 需要工作在逆變狀態(tài)時，K1、K3斷開，K2、K4合攏，電流的流通路徑如圖5（b）所示。可以看到，在上述2 種工作狀態(tài)下，UC-AAMC 內(nèi)流經(jīng)橋臂級聯(lián)子模塊的電流始終保持在子模塊電流正方向，橋臂輸出電壓可控。此時，UC-AAMC 可以穩(wěn)定運行在逆變狀態(tài)，逆變狀態(tài)下的子模塊輸出電壓正方向與圖5（b）保持一致。

圖5 UC-AAMC 工作狀態(tài)轉(zhuǎn)換Fig.5 Operation state switching of UC-AAMC

當UC-AAMC 處于逆變狀態(tài)時，橋臂電流在導(dǎo)通開關(guān)內(nèi)的流通路徑從反并聯(lián)二極管轉(zhuǎn)移至串聯(lián)IGBT 中。上、下橋臂中的串聯(lián)IGBT 按照以下方式互補通斷:當相電壓調(diào)制信號為正時，上橋臂串聯(lián)IGBT 觸發(fā)導(dǎo)通而下橋臂串聯(lián)IGBT 觸發(fā)關(guān)斷；當相電壓調(diào)制信號為負時，上橋臂串聯(lián)IGBT 觸發(fā)關(guān)斷而下橋臂串聯(lián)IGBT 觸發(fā)導(dǎo)通。

3.2 控制系統(tǒng)調(diào)整

當運行在逆變狀態(tài)時，UC-AAMC 的功率因數(shù)角cosφ＜0。因此，換流器級能量控制環(huán)節(jié)的比較器符號需要改變，如式（16）所示。

同時，逆變狀態(tài)下橋臂電流流通方向反轉(zhuǎn)，導(dǎo)致導(dǎo)通橋臂間能量轉(zhuǎn)移的方向與電壓偏移量極性之間的關(guān)系也發(fā)生改變。因此，當上導(dǎo)通橋臂對應(yīng)最大橋臂能量偏差時，若該橋臂能量大于Econd，ave，則uoff取正；若該橋臂能量小于Econd，ave，則uoff取負。當下導(dǎo)通橋臂對應(yīng)最大能量偏差時，uoff的符號取法則相反。

此外，逆變狀態(tài)下UC-AAMC 的子模塊電容充放電狀態(tài)與輸出電壓之間的關(guān)系也發(fā)生改變。因此，需要對換流器調(diào)制策略作如下更改:在觸發(fā)正投入狀態(tài)子模塊時，選擇電容電壓最低的子模塊；在觸發(fā)負投入狀態(tài)子模塊時，選擇電容電壓最高的子模塊；其余子模塊切除。

4 算例分析

本文在PSCAD/EMTDC 中搭建了如附錄A 圖A2（a）所示的基于UC-AAMC 的海上風電直流送出系統(tǒng)仿真模型。海上風電機組群以2 臺采用電流源模型的等效風電機組表示［34］；海上升壓站采用2 臺升壓變壓器表示；短距離中壓交流饋線和長距離直流輸電海纜分別采用Π 型等效電路和頻率相關(guān)模型表示；海上換流站和陸上換流站分別采用UCAAMC 和半橋MMC，半橋MMC 采用詳細等效模型（detailed equivalent model，DEM）表示；陸上交流系統(tǒng)采用戴維南等效電路表示。詳細的仿真模型參數(shù)見附錄A 表A1。將等效風電機組替換為可控負荷，即可得到圖A2（b）所示的基于逆變型UCAAMC 的直流輸電系統(tǒng)仿真模型，UC-AAMC 的實際電路結(jié)構(gòu)根據(jù)圖5 進行切換，本文采用該仿真模型以驗證所提出的基于UC-AAMC 的海上風電送出系統(tǒng)功率反送的有效性。

4.1 UC-AAMC 其他常規(guī)方案的對比

考慮到直流電纜故障概率較小且難以恢復(fù)，海上風電柔性直流輸電換流器一般采用半橋MMC。本節(jié)結(jié)合具體算例，從開關(guān)器件數(shù)目和換流器電容儲能需求（對應(yīng)于換流器內(nèi)部電容總量）兩方面出發(fā)，對UC-AAMC、常規(guī)AAMC 和半橋MMC 進行簡要比較。

UC-AAMC 橋臂整形電路級聯(lián)子模塊輸出電壓最大值Uarm，max可表示為:

式中:Urate為根據(jù)開關(guān)器件耐壓能力決定的子模塊電壓額定值；Ceil(·)表示向上取整函數(shù)。

式中:ΔEarm，p2p=maxEarm(t)-minEarm(t)。

根據(jù)UC-AAMC、常規(guī)AAMC 和半橋MMC 的工作原理，可得到其對應(yīng)的橋臂能量變化時域表達式ΔEarm(t)、ΔEarm1(t)、ΔEarm2(t)分別為:

考慮到換流器運行工況會對換流器主回路參數(shù)產(chǎn)生影響［35］，取換流器直流側(cè)輸出功率Pdc為1.0 p.u.，交流側(cè)無功功率在（-0.2，0.2）p.u.范圍變化；IGBT 和子模塊電容的額定電壓分別為3.3 kV和1.6 kV；子模塊電容電壓波動率為10%。表2 給出了3 種換流器拓撲中IGBT 數(shù)目和子模塊電容需求的計算結(jié)果。從表2 可以看出:

表2 不同換流器拓撲計算結(jié)果對比Table 2 Comparison of calculation results between different converter topologies

1）盡管UC-AAMC 所需橋臂子模塊數(shù)目多于常規(guī)AAMC，但是單向電流型子模塊所需IGBT 的數(shù)目僅為FB-SM 的1/2，使UC-AAMC橋臂所需IGBT 的數(shù)目遠小于常規(guī)AAMC，同時也略小于半橋MMC；

2）UC-AAMC 對應(yīng)的開關(guān)器件容量明顯小于半橋MMC，這一方面是因為交流側(cè)電壓提升導(dǎo)致同等容量對應(yīng)的換流器交流閥側(cè)相電流有效值減小，另一方面是由于UC-AAMC 橋臂僅導(dǎo)通半個周期而半橋MMC 橋臂持續(xù)導(dǎo)通；

3）上述運行特性同樣使得UC-AAMC 橋臂在運行工程中的能量變化范圍較小，所需要的電容儲能小于半橋MMC，UC-AAMC 與常規(guī)AAMC 的電容儲能需求則差別較小。

4.2 正常運行工況

假設(shè)在t=0 s 之前直流系統(tǒng)直流電壓已由陸上換流站MMC 穩(wěn)定建立。在t=0 s 時海上換流站UC-AAMC 解鎖，各等效風電機組開始輸出有功功率。風電場啟動過程中海上交流系統(tǒng)及換流站交直流側(cè)的動態(tài)變化特性如附錄A 圖A3 所示。等效風電機組1 和2 輸出的有功功率逐步上升至額定值，無功功率始終控制為0。

在功率變化過程中，風電機組1 和2 的并網(wǎng)點電壓有效值以及高壓交流海纜饋線送受端電壓有效值能夠基本穩(wěn)定在額定值附近。海上換流站吸收的有功功率隨風電機組輸出有功功率的變化而變化。同時，為了維持海上風電場電壓和頻率的穩(wěn)定，海上換流站還需吸收少量的無功功率。海上換流站直流側(cè)正負極線電壓在功率上升過程中基本維持在額定值；直流電流隨有功傳輸功率的增大而增大，穩(wěn)態(tài)下的直流電流包含一定的諧波分量。

附錄A 圖A4 對海上換流站UC-AAMC 的穩(wěn)態(tài)運行特性進行了清晰地描述?？梢钥吹?，換流站交流母線電壓和并網(wǎng)電流的正弦化程度高，諧波特性較好，這得益于UC-AAMC 的MMC 拓撲結(jié)構(gòu)。換流器上下橋臂交替導(dǎo)通，各橋臂電流始終為正，符合UC-AAMC 的運行需求；各橋臂子模塊電容電壓平均值在額定值上下較小范圍內(nèi)波動。換流器直流側(cè)輸出電流主要包含直流分量和6 次諧波分量。

為驗證本文所提換流器級能量控制策略的有效性，在t=2.0 s 時閉鎖換流器級能量控制環(huán)節(jié)的輸出。盡管海上換流站的交流母線電壓和并網(wǎng)電流基本不受影響，但是海上換流站交流側(cè)吸收有功功率和直流側(cè)輸出有功功率之間存在不平衡，UCAAMC 存在能量凈流出現(xiàn)象，導(dǎo)致?lián)Q流器子模塊電容電壓平均值逐漸下跌，如附錄A 圖A5所示。在t=2.2 s 時，解鎖換流器級能量控制環(huán)節(jié)，可以看到換流器子模塊電容電壓平均值均能迅速恢復(fù)至額定值。

同理，在t=2.0 s 時閉鎖橋臂間能量均衡控制環(huán)節(jié)并在t=2.4 s 時解鎖該控制環(huán)節(jié)，以此來驗證橋臂間能量均衡控制策略的有效性。可以看到，即使不進行橋臂間能量均衡控制，換流器的交直流側(cè)輸出特性在短時間內(nèi)也基本不受影響，換流器電容電壓平均值仍維持在額定值；但各橋臂內(nèi)儲存的電容能量之間的差異逐漸擴大，體現(xiàn)為橋臂電容電壓平均值逐漸發(fā)散，如附錄A 圖A6 所示。而重新進行橋臂間能量均衡控制環(huán)節(jié)后，橋臂電容電壓之間的差異將迅速縮小。

風電機組通常采用最大功率跟蹤控制策略，風電場實時產(chǎn)生的有功功率將隨風速條件的變化而變化。假設(shè)t=2.0 s 時海上風電場因風速降低而導(dǎo)致輸出功率下降，海上風電場新的穩(wěn)態(tài)功率運行點降為0.8 p.u；而在t=2.5 s 時海上風電場風速及輸出有功功率恢復(fù)至額定值。風電功率波動過程中，海上交流系統(tǒng)內(nèi)部和海上換流站交直流側(cè)的動態(tài)變化特性如附錄A 圖A7 所示?？梢钥吹?，海上換流站能夠在吸收風電場實時有功功率的同時具備無功功率輸出調(diào)節(jié)能力，以維持對海上交流系統(tǒng)電壓的控制；海上風電送出系統(tǒng)能夠迅速而平穩(wěn)地在不同穩(wěn)態(tài)運行點間切換。

4.3 功率反向傳輸

假設(shè)在t=0 s 之前直流系統(tǒng)直流電壓已由陸上換流站MMC 穩(wěn)定建立。在t=0 s 時海上換流站UC-AAMC 解鎖，可控負荷接入海上風電場，其吸收的有功功率從0 開始逐步上升至200 MW。此時，海上交流系統(tǒng)內(nèi)部和海上換流站交直流側(cè)的動態(tài)變化特性如附錄A 圖A8 所示?？梢钥吹?，當可控負荷吸收的有功功率逐步上升至設(shè)定值時，海上換流站UC-AAMC 不僅能夠提供負荷所需有功功率，還能輸出適當?shù)臒o功功率以維持海上交流系統(tǒng)電壓和頻率穩(wěn)定。

附錄A 圖A9 則更為清晰地展示了逆變工況下UC-AAMC 內(nèi)部穩(wěn)態(tài)特性?？梢钥吹?，逆變工況下UC-AAMC 交流側(cè)輸出電壓電流諧波特性仍能保持良好，但是受導(dǎo)通開關(guān)觸發(fā)方式影響略差于整流工況；橋臂電流方向相反，橋臂子模塊電容電壓能夠維持穩(wěn)定；換流器直流側(cè)輸出電流除包含直流分量外還含有一定的諧波分量。

5 結(jié)語

本文對UC-AAMC 的拓撲結(jié)構(gòu)和工作原理進行了分析，并提出了適用于海上風電送出系統(tǒng)海上換流站UC-AAMC 的控制策略。

理論研究及仿真結(jié)果表明，當海上換流站采用UC-AAMC 的拓撲結(jié)構(gòu)時，能夠提供海上風電場交流電壓和頻率控制；通過簡單的主回路切換和控制系統(tǒng)調(diào)整，UC-AAMC 能夠運行在整流工況或者逆變工況下，從而具備實現(xiàn)由陸上交流系統(tǒng)向海上風電場進行功率反送的能力。此外，與半橋MMC 相比，UC-AAMC 所需開關(guān)器件數(shù)目和電容儲能均有所減小，有助于改善工程經(jīng)濟性。

為了更加全面地掌握基于UC-AAMC 的海上風電輸電技術(shù)，后續(xù)還需在本文所提換流器拓撲結(jié)構(gòu)與基本穩(wěn)態(tài)控制策略的基礎(chǔ)上對UC-AAMC 展開進一步研究，主要包括交直流側(cè)故障穿越策略、子模塊電容電壓波動優(yōu)化控制方法等。受篇幅限制，本文并未對UC-AAMC 與其余同樣具有應(yīng)用潛力的海上整流站換流器拓撲（如單向電流型MMC）進行詳細全面的對比。后續(xù)還將建立更加合理的UCAAMC 主回路參數(shù)計算方法和經(jīng)濟性評估模型，為驗證該方案的可行性提供更加充分的理論依據(jù)，也為不同應(yīng)用場景和規(guī)劃下的換流器拓撲選型提供參考指標。

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