唐英杰，張哲任，徐 政

（浙江大學(xué)電氣工程學(xué)院，浙江省杭州市 310027）

0 引言

海上風(fēng)電具有風(fēng)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(diǎn)，具備廣闊的發(fā)展前景，近年來國內(nèi)外風(fēng)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(fēng)電場逐漸延伸至深遠(yuǎn)海區(qū)域并不斷擴(kuò)大規(guī)模，如何實(shí)現(xiàn)大容量海上風(fēng)電功率的遠(yuǎn)距離傳輸和可靠并網(wǎng)成為海上風(fēng)力發(fā)電領(lǐng)域的關(guān)鍵技術(shù)［3］。高壓直流（HVDC）輸電在遠(yuǎn)距離、大容量電能傳輸領(lǐng)域具有明顯的技術(shù)經(jīng)濟(jì)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(yuǎn)海風(fēng)電并網(wǎng)工程的標(biāo)準(zhǔn)拓?fù)洌?-5］。然而，現(xiàn)有技術(shù)條件下基于MMC-HVDC 的海上風(fēng)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(jì)性，目前已提出多種改進(jìn)方案。 在 文 獻(xiàn)［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(bǔ)償器（STATCOM）［9］，經(jīng)濟(jì)性有待進(jìn)一步驗(yàn)證。文獻(xiàn)［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(fēng)電機(jī)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(fēng)電場的黑啟動［17］；而以DRU-HVDC 為代表的低成本直流輸電拓?fù)浞桨竸t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(xiàn)［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(fēng)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(xiàn)［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(jì)性。海上風(fēng)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?fù)?，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(fēng)電直流送出系統(tǒng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，并且對UCAAMC 的運(yùn)行原理進(jìn)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(xiàn)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(yùn)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?；诖?，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(fēng)電場黑啟動過程，文獻(xiàn)［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(shí)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(diǎn)，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?，同樣能夠?yàn)楹Ｉ巷L(fēng)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(yàn)證了所提方案的有效性。

1 基本原理

1.1 拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

圖1（a）給出了所提海上風(fēng)電直流送出系統(tǒng)的拓?fù)浣Y(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?fù)?，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(biāo)識的子模塊輸出電壓usm和輸出電流ism方向?yàn)檎较颉２煌_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(fēng)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(dāng)ism為正時，能夠正確完成子模塊正投入、負(fù)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(dāng)ism為負(fù)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(yùn)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(yùn)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(shí)現(xiàn)后文所述向海上風(fēng)電場進(jìn)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(jìn)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(yùn)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(jìn)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(jìn)行了匯總。

圖3 正常運(yùn)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(yùn)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(yùn)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(diǎn)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(diǎn)，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(dāng)拓寬其電壓運(yùn)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(yùn) 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(fēng)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。考慮到直流運(yùn)行電壓在設(shè)計(jì)階段即根據(jù)工程經(jīng)濟(jì)性計(jì)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(jìn)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(dāng)各橋臂能量出現(xiàn)差異時，子模塊電容電壓可能嚴(yán)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(jì)算結(jié)果可知，當(dāng)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。基于此，本文在橋臂輸出電壓中引入電壓偏移項(xiàng)，利用導(dǎo)通橋臂間的能量交換過程，實(shí)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(dāng)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(dāng)uoff＜0 時則相反。因此，當(dāng)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(fù)數(shù)；若該橋臂能量小于Econd，ave，則uoff取正數(shù)。同理，當(dāng)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(fù)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(fēng)電場具備產(chǎn)生風(fēng)電功率的能力之前，風(fēng)電機(jī)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(fēng)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(fēng)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(yùn)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(yùn)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(dāng)UC-AAMC 需要工作在整流狀態(tài)時，機(jī)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(dāng)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?？梢钥吹?，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(yùn)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(dāng)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(bǔ)通斷:當(dāng)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(dāng)相電壓調(diào)制信號為負(fù)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(dāng)運(yùn)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(dāng)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(fù)。當(dāng)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(fù)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(fēng)電直流送出系統(tǒng)仿真模型。海上風(fēng)電機(jī)組群以2 臺采用電流源模型的等效風(fēng)電機(jī)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(xì)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(xì)的仿真模型參數(shù)見附錄A 表A1。將等效風(fēng)電機(jī)組替換為可控負(fù)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(shí)際電路結(jié)構(gòu)根據(jù)圖5 進(jìn)行切換，本文采用該仿真模型以驗(yàn)證所提出的基于UC-AAMC 的海上風(fēng)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(fēng)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(jìn)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(dá)式ΔEarm(t)、ΔEarm1(t)、ΔEarm2(t)分別為:

考慮到換流器運(yùn)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?fù)渲蠭GBT 數(shù)目和子模塊電容需求的計(jì)算結(jié)果。從表2 可以看出:

表2 不同換流器拓?fù)溆?jì)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(yuǎn)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?yàn)榻涣鱾?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(yùn)行特性同樣使得UC-AAMC 橋臂在運(yùn)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(yùn)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(fēng)電機(jī)組開始輸出有功功率。風(fēng)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(fēng)電機(jī)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(fēng)電機(jī)組1 和2 的并網(wǎng)點(diǎn)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(fēng)電機(jī)組輸出有功功率的變化而變化。同時，為了維持海上風(fēng)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(fù)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(yùn)行特性進(jìn)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?fù)浣Y(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(yùn)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(yàn)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(yàn)證橋臂間能量均衡控制策略的有效性?？梢钥吹?，即使不進(jìn)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(kuò)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(jìn)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(fēng)電機(jī)組通常采用最大功率跟蹤控制策略，風(fēng)電場實(shí)時產(chǎn)生的有功功率將隨風(fēng)速條件的變化而變化。假設(shè)t=2.0 s 時海上風(fēng)電場因風(fēng)速降低而導(dǎo)致輸出功率下降，海上風(fēng)電場新的穩(wěn)態(tài)功率運(yùn)行點(diǎn)降為0.8 p.u；而在t=2.5 s 時海上風(fēng)電場風(fēng)速及輸出有功功率恢復(fù)至額定值。風(fēng)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(fēng)電場實(shí)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(fēng)電送出系統(tǒng)能夠迅速而平穩(wěn)地在不同穩(wěn)態(tài)運(yùn)行點(diǎn)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(fù)荷接入海上風(fēng)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(dāng)可控負(fù)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(fù)荷所需有功功率，還能輸出適當(dāng)?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?？梢钥吹剑孀児r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?fù)浣Y(jié)構(gòu)和工作原理進(jìn)行了分析，并提出了適用于海上風(fēng)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(dāng)海上換流站采用UC-AAMC 的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)時，能夠提供海上風(fēng)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(yùn)行在整流工況或者逆變工況下，從而具備實(shí)現(xiàn)由陸上交流系統(tǒng)向海上風(fēng)電場進(jìn)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(jì)性。

為了更加全面地掌握基于UC-AAMC 的海上風(fēng)電輸電技術(shù)，后續(xù)還需在本文所提換流器拓?fù)浣Y(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(jìn)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?fù)洌ㄈ鐔蜗螂娏餍蚆MC）進(jìn)行詳細(xì)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(jì)算方法和經(jīng)濟(jì)性評估模型，為驗(yàn)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?fù)溥x型提供參考指標(biāo)。

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