图1 深远海风电经低频输电送出系统
Fig.1 Deep-sea wind power delivered via low frequency transmission system
摘要 模块化多电平矩阵换流器（M3C）可以直接实现从工频到低频之间的AC-AC变换，具有谐波含量低和高度模块化等特点，在海上风电场景中具有重要的应用前景。首先，该文针对柔性低频输电换流器M3C模块电压波动量复杂的特性及桥臂环流的控制要求，设计了桥臂间子模块电压均衡及桥臂环流控制策略；其次，开展10 kV、10 MW海上风电柔性低频输电换流器的设计工作，提出M3C换流阀模块电容计算方法及桥臂电抗器设计方案；最后，搭建整机运行试验系统，开展顺控有源软启及功率模块均压试验、换流器解/闭锁、换流器无功功率试验，验证海上风电柔性低频输电换流器控制策略的正确性。
关键词：海上风电 柔性低频输电 模块化多电平矩阵变换器 控制策略 整机试验
低频交流输电技术借助电力电子技术灵活选择0～50 Hz的恰当频率，减小线路阻抗，减少电缆线路充电无功，以提升电网输送容量和柔性调控能力，因此适合远距离海上风电的接入，是一种新型高效的交流输电技术[1-4]。
作为工频交流输电与直流输电方式的有益补充，低频交流输电可以应用于中远距离海上风电送出、陆上新能源汇集与送出、直流落点地区潮流疏散、多岛屿互联及电缆化城网供电、偏远地区长距离输电等场景。对于中远海上风电送出，现有的送出方式主要有高压交流输电和高压直流输电两种[5-7]。交流送出方式受到电缆电容电流问题的影响而不适合远距离输送，柔性直流送出海上换流站本身的建设成本较高。在海上风电并网系统中，低频输电技术能够克服传统交流输电通过海底电缆进行远距离输送时容性无功消耗占比大的问题，可实现远距离送电且无需海上换流站，因此适用于海上风电并网系统[8-14]。目前，世界首个柔性低频输电工程已在浙江杭州正式启动[15]。
模块化多电平矩阵换流器（Modular Multilevel Matrix Converter, M3C），因具有输出谐波含量低、等效开关频率高、已经模块化等优点，在海上风电场景中具有广阔的应用前景[16-18]。与模块化多电平换流器（Modular Multilevel Converter, MMC）相比，M3C变换器采用9个H桥级联桥构成矩阵式结构，结构复杂，且每个桥臂承受工/低频峰值电压，控制策略复杂。目前对M3C变换器的研究主要集中在控制策略[19]、调制方法[20]、谐波特性[21]和建模与稳定性分析[22]等，而对控制策略优化、设备研制及试验研究目前较少。
本文基于M3C变换器工作原理及数学模型，提出M3C变换器的控制策略，包括功率模块总体电压控制（工频功率外环控制）和电流内环控制，低频侧功率外环控制及电流环控制，桥臂间功率模块电容电压均衡控制及桥臂环流控制、交流故障穿越控制。研制了基于模块化多电平矩阵变换器的海上风电柔性低频输电平台水冷型10 kV 10 MW M3C换流器，详细介绍了M3C换流阀、桥臂电抗器、阀控系统的设计方案及关键部件（功率器件、模块电容、桥臂电抗值）选型依据和参数。
基于研制的10 kV、10 MW M3C换流器开展整机试验，检验M3C换流器功能是否满足设计要求，低频输电换流器通过了顺控有源软启试验、换流器解、闭锁、换流器无功功率整机试验，证明了设计方案的可靠性及整机控制策略的正确性。
基于低频输电技术的海上风电送出系统拓扑结构如图1所示。海上风机直接输出50/3 Hz（或 20 Hz）的低频交流电[23]，经海上升压站汇流升压后由低频电缆输送至陆地变频站，再由变频站将电能频率转换后汇入工频电网[24]。
图1 深远海风电经低频输电送出系统
Fig.1 Deep-sea wind power delivered via low frequency transmission system
M3C拓扑结构示意图如图2所示。若干级联的全桥功率模块与桥臂电抗器串联构成子换流器桥臂支路，三个桥臂支路星形联结构成单子换流器，三个子换流器（换流器a、b、c）构成M3C，因此M3C包含9个相同的桥臂支路。工频侧系统的三相u、v、w和低频侧系统的三相a、b、c通过桥臂支路相连接。工频侧系统的任意一相分别通过三个桥臂支路连接至低频侧系统的三相[25]。
图2 M3C拓扑结构示意图
Fig.2 M3C topology diagram
M3C数学模型推导过程见附录中第1节，M3C可以实现工频侧和低频侧的电流内环解耦控制。
M3C的整体控制框图如附图2所示，其控制策略分为工频侧控制和低频侧控制。其中工频侧控制分为功率模块总体电压控制（工频功率外环控制）和电流内环控制；低频侧控制分为低频侧功率外环控制及电流环控制，此外还包含桥臂间功率模块电容电压均衡控制及桥臂环流控制。
整个M3C桥臂功率和桥臂功率模块电容平均电压的方程有
（1）
式中，
为M3C 9个桥臂功率模块电容平均电压，
；
为M3C桥臂功率；n为桥臂子模块个数；C为功率模块电容值；VC为功率模块电压；上标“-”代表平均值。
对式（1）进行双αβ0变换有
（2）
式中，
和
分别为M3C桥臂功率模块电容平均电压和桥臂功率的
分量，
。
通过对桥臂功率及桥臂电容电压的分析，设计功率模块总体电压控制结构如图3所示。
为双
变换下的桥臂电容电压和，
为桥臂电容电压给定值，
为工频侧内环d轴电流参考值，PI为子模块总电容电压PI控制器，PM为有功功率，
为工频侧内环d轴电流值。
图3 功率模块总体电压控制结构
Fig.3 Overall voltage control structure of submodules
M3C的低频侧外环控制是在dq坐标系下进行，根据交流侧连接的负载类型不同，其控制方案不同。当交流侧接交流电网时，可对有功功率和无功功率控制；当交流侧接孤岛时，可对交流侧电压进行控制。本节仅对有功功率、无功功率的控制结构进行说明。
在dq旋转坐标系下，换流器的有功功率、无功功率为
（3）
式中，P、Q分别为换流器低频侧有功功率和无功功率；
和
分别为低频侧电压、电流的d、q轴分量，
。
在电网电压相位作为参考相位的情况下，由于vq
vd且近似为零，忽略式（3）中的vq项，可设计有功功率和无功功率的PI调节器为
（4）
（5）
式中，
和
分别为有功功率、无功功率给定值；
和
分别为低频侧外环PI控制器的比例系数和积分系数；Pref和Qref为有功功率、无功功率参考值；1.5usd为指令前馈值。为了提高功率响应速度，在PI调节器基础上加入了指令前馈项。
有功功率、无功功率外环控制结构如图4所示。
图4 有功功率与无功功率外环控制结构
Fig.4 Active power and reactive power external loop controller
2.3.1 工频侧电流内环
坐标变换后工频侧（输入侧）电流控制方程为
式中，
、
分别为工频侧电压和电流d轴、q轴分量；
为工频侧电流d轴、q轴电流参考值；Kp_S和Ki_S分别为工频侧电流PI控制器的比例系数和积分系数；wS为工频角频率；LS为支路工频侧电感量。
工频侧内环电流d轴电流参考值
可由功率模块总体电压控制环得到；q轴电流参考值与MMC类似，可由外环定无功功率控制得到。当需要工作在单位功率因数模式时，则直接令
=0。最后，得到
、
后，再经过dq反变换即可得到对应的桥臂电压矩阵元素，即
（7）
工频侧电流内环控制结构如图5所示。
图5 工频侧电流内环控制结构
Fig.5 Internal loop control structure of the current on the industrial frequency side
2.3.2 低频侧电流内环
坐标变换后低频侧电流控制方程为
式中，
、
分别为低频侧电压和电流d轴、q轴分量；
为低频侧电流d轴、q轴电流参考值；Kp_M和Ki_M分别为低频侧电流PI控制器的比例系数和积分系数。
由于低频侧外环采用定有功和无功功率控制，控制外环输出得到内环电流参考值。最后，得到
、
后，再经过dq反变换即可得到对应的桥臂电压矩阵元素，即有
（9）
低频侧电流内环控制结构如图6所示。
图6 低频侧电流内环控制结构
Fig.6 Low frequency side current inner loop control structure
低频输电 M3C 系统9个桥臂缺少固定的外部电压对功率模块电压钳位，而且桥臂之间存在电流路径，若不施加专门的桥臂间电压均衡控制，在运行过程中功率模块电压存在发散的风险。但是 M3C 系统功率模块电压的波动量复杂，数学模型推导困难，设计合适的 M3C 低频输电换流器桥臂电压均衡控制策略，实现桥臂间功率模块电压的精确均衡控制困难。
由于桥臂电容电压与桥臂功率之间存在关系，可通过调节桥臂功率来保持桥臂电容电压均衡。通过分析可知，控制桥臂功率仅使用环流控制，不需要额外的共模电压的控制。桥臂功率分为子变换器间和子变换器内的能量交换，因此分别对子变换器间模块电容电压和子变换器内模块电容电压的平衡进行分析。
2.4.1 子变换器间电容电压均衡控制
子变换器之间的电容电压均衡控制需要找到能产生
、
、
、
上直流量的环流。对于
、使用输入频率的环流，、使用输出频率环流。、表示为
式中，K2为子变换器间电容电压均衡控制、系数。、可推导为
式中，K3为子变换器间电容电压均衡控制、系数。
2.4.2 子变换器内部电容电压均衡控制
根据双
变换下桥臂功率表达式，输入频率环流乘以输入电压或输出频率环流乘以输出电压能产生直流量，假定子变换器内部电容电压均衡使用的是输入频率环流，得到环流给定值为
（12）
式中，K1为子变换器内部电容电压均衡控制系数。
推导功率中所含纹波，可以得到
为
（13）
同理也可推出
、
、
表达式中也含有直流分量和频率为
的纹波分量。
2.4.3 电容电压均衡总体控制
通过子变换器内部电容电压均衡控制及子换流器间电容电压均衡控制分析，得到桥臂间功率模块电压均衡控制结构如图7所示。
图7 桥臂电容电压均衡控制结构
Fig.7 Bridge arm capacitor voltage balancing control structure
M3C的桥臂环流构成比较多样，包含工频分量和低频分量等。使用P控制较PI控制可以实现无静差跟踪，控制参数设计简单。设定比例系数为Kcir，因此得到桥臂环流的控制结构如图8所示。
图8 桥臂环流的控制结构
Fig.8 Control structure diagram of bridge arm circulating current
交流系统暂时性故障通过合理的控制策略，抑制故障过程中的过电压和过电流，故障期间整个电网系统不间断运行。实现故障穿越的解决思路：通过隔离变压器配置和系统接地设计，隔离交流故障后的电流通路；通过快速的交流电压前馈，在输出电压中实时追踪交流电压，避免故障瞬间的过电流；通过对故障后负序电流的抑制，避免故障穿越期间过电流；稳压侧故障后，限制另一侧的功率输入（两侧都联网系统通过设计协调控制器实现；海上风电送出的孤岛场景，在孤岛侧配置交流耗能装置对盈余功率进行泄放）。
2.6.1 正负序分离与不平衡锁相
追踪电网电压正序分量的相位是通过不平衡锁相技术实现，不平衡锁相框图如图9所示。图9中，Mod(2π)表示取余数，取值范围在0～2 π。不平衡锁相器同步追踪交流电网中的正序电压相位，在电网发生故障且电网残留一小部分电压时，仍能继续跟踪电网相位而不会发生失步。基本过程如下：
1）输入的三相交流信号通过Clarke变换得到两相静止坐标系的分量。
2）对两相静止坐标系分量进行正负序分离，得到同步旋转坐标系下正序分量的dq值和负序分量的dq值。
3）对正序分量的q轴分量进行控制目标为零的闭环控制，对控制结果进行积分得到正序分量的相位。
图9 不平衡锁相框图
Fig.9 Block diagram of unbalanced phase lock
2.6.2 工频侧正负序电流内环控制器
为了提高M3C在电网发生不平衡故障时的故障穿越能力，需要消除换流器阀侧电流中的负序成分。在设计电流内环控制器时，增加对负序电流的控制回路，将负序电流控制为0，抑制故障期间的负序电流。
设计工频侧正序、负序电流内环前馈解耦控制算法，其中正序电流内环控制算法为
式中，
、
分别为工频侧电压和电流正序分量的d轴、q轴分量；
为工频侧正序电流d轴、q轴电流参考值。
负序电流内环前馈解耦控制算法为
式中，
、
分别为工频侧电压和电流负序分量的d轴、q轴分量；
为工频侧负序电流d轴、q轴电流参考值。
工频侧正负序电流独立控制电流内环框图如图10所示。控制器可以在工频侧发生不平衡故障时有效地消除交流电流中的负序成分，抑制故障电流，提高了系统对交流故障的穿越能力。
图10 工频侧正负序电流独立控制电流内环框图
Fig.10 Inner loop diagram of positive and negative sequence current independent control current on power frequency side
2.6.3 低频侧正负序电流内环控制器
设计低频侧正序、负序电流内环前馈解耦控制算法，其中正序电流内环控制算法为
式中，
、
分别为低频侧电压和电流正序分量的d轴、q轴分量；
为低频侧正序电流d轴、q轴电流参考值。
负序电流内环前馈解耦控制算法为
式中，
、
分别为低频侧电压和电流负序分量的d轴、q轴分量；
为低频侧负序电流d轴、q轴电流参考值。
低频侧正负序电流独立控制电流内环框图如图11所示。
图11 低频侧正负序电流独立控制电流内环框图
Fig.11 Inner loop diagram of positive and negative sequence current independent control current on low frequency side
该控制器可以在低频侧发生不平衡故障时有效地消除交流电流中的负序成分，抑制故障电流，提高了系统对交流故障的穿越能力。
应用于海上风电柔性低频输电的换流器采用水冷却、空气绝缘、户内安装的支撑式换流阀，交流电网电压均为10 kV系统，一端为工频50 Hz，一端为低频20 Hz。换流阀采用全桥功率模块结构，每个桥臂包含28个功率模块（含3个冗余模块），共计9个桥臂，每个桥臂除了功率模块外，还包含桥臂电抗器和电流测量单元等，换流器主回路拓扑如图12所示，系统参数见附表1。
图12 系统主回路示意图
Fig.12 Schematic diagram of the main circuit of the system
3.2.1 功率模块设计
单桥臂功率模块数量取决于桥臂输出电压和功率模块额定电压。桥臂输出电压需要同时满足工频侧和低频侧的功率输出能力的要求，同时还需要考虑桥臂环流。参照MMC的设计经验，按照0.85的空载调制度进行设计。桥臂电压设计为20.17 kV，功率模块工作电压为0.8 kV，额定功率模块数为25个，按照10%冗余度的要求，冗余个数为3个。
AC 10 kV/10 MW M3C阀功率模块参数见表1。
表1 M3C阀功率模块参数
Tab.1 M3C valve power module parameters
参数数值 拓扑形式全桥 直流环节标称工作电压/V800 交流侧额定工作电流/A285 过负荷能力1.3In/10 s，1.1In长期运行 开关频率/Hz≤150 模块水路1进1出 最高进水温度/℃45
功率模块作为换流阀最基本单元，其原理框图如图13所示，包含功率器件（IGBT）、直流电容、取能电源、高速旁路开关和均压电阻。
图13 功率模块原理框图
Fig.13 Power module schematic diagram
功率模块各元件功能：功率模块通过全控开关器件S1～S4控制可以完成能量的传输和电容C的充放电功能；直流电容C为功率模块单元提供端口输出电压；均压电阻R1对功率模块电容进行均压，并实现停机后的泄放功能；当功率模块故障退出运行时，通过旁路开关Q将其快速旁路；驱动单元GDU为开关器件提供驱动信号；功率模块控制单元SCE为功率模块的控制枢纽，连接阀基控制单元，并对功率模块相关元件进行控制与检测；供电单元DY为IGBT驱动单元GDU和控制单元SCE提供供电电源。
功率模块采用标准化模块设计，其结构设计如图14所示。
图14 功率模块结构设计
Fig.14 Power module structure design diagram
3.2.2 功率器件选型设计
M3C换流阀采用经过长期工程化考验的、成熟可靠的高压模块化IGBT。模块化IGBT的优点是可选品牌多（如中车、英飞凌、富士等）、经过大量应用和验证（不管是产品和技术都比较成熟）、结温高（现结温可达150℃）、模块设计紧凑（驱动直接安装在IGBT上）。根据换流阀的设计，考虑到高压大电流IGBT器件发展的现状及应用成熟度，电压选用1 700 V等级。AC 10 kV 10 MW低频换流阀额定桥臂电流有效值为285 A，额定桥臂峰值电流为568 A，而1 700 V/600 A等级IGBT额定连续运行电流为600 A，重复峰值电流高达1 200 A，有效值电流与重复峰值电流均有一定裕量。同时，通过严格的热设计和良好的结温控制，可以使得该规格IGBT满足长期额定运行的要求。
3.2.3 模块电容设计方案
M3C系统桥臂电流中包含低频、工频以及低频与工频相互耦合的电流分量，其频率分量丰富。桥臂电流与电容容值以及电容电压波动范围无法通过理论计算得到。实际设计中则采用在系统仿真模型中通过反复迭代，得出相应电容取值，因缺乏理论基础及数学推导，在实际系统设计中难以精确得出满足系统要求的功率模块电容容值。在分析桥臂电流分量，建立精确的 M3C系统数学模型的基础上，推导得出功率模块电容容值与电容电压波动范围对应的数学公式。
电容C计算公式为
（18）
式中，m为调制比，m=0.95；h为直流电容电压波动系数，一般取5%～10%；I为桥臂电流峰值；Ud为桥臂中单个功率模块电容电压值；f1为工频系统频率；f2为低频系统频率。
通过具体分析系统在不同功率的运行工况，功率模块电容取值9 mF。考虑运行中的电压波形的影响，为稳态运行流出足够的裕量，功率模块电容额定电压值设计为1 200 V。
结合换流阀安装方便、杂散电感小、无油化、高阻燃等级等特点，功率模块电容采用干式金属膜电容，该电容杂散电感小、损耗小、采用自愈式金属膜、失效率低、寿命长，安装方便。
3.2.4 阀结构设计
阀塔采用地面支撑式结构，空气绝缘，水冷却，设计简洁、可靠性高、维护方便。
阀塔水路采用串并联设计，冷却效果均匀可靠，水管接头数量少，且所有冷却水管的接头都在换流阀的外侧，远离带电元件。
为便于功率模块的检修，设计专用的导轨，在功率模块检修时，使检修人员能够轻松地将功率模块从导轨中抽出；在阀塔底部设计有积水盘，泄漏的水通过积水盘流至漏水检测传感器并报警。
阀塔结构分三层单列布置，阀塔效果如图15所示。
图15 阀塔效果
Fig.15 Valve tower effect
3.2.5 阀绝缘水平
M3C阀工频侧及低频侧均为10 kV系统，绝缘水平设计见附表2，完全满足运行要求并考虑了一定的裕度。
桥臂电抗是实现系统两侧功率运行控制、抑制严重故障下故障电流上升速度的重要设备，其取值大小和布置位置会对系统运行性能、故障特性及设备电气应力影响巨大。桥臂电抗越大，系统输出电流谐波含量越小，系统稳定性提高，可有效抑制故障态下故障电流的上升速率，降低设备电气应力，但会限制系统功率输出能力，设备成本上升；桥臂电抗越小，系统谐波含量增加，系统惯性减小，稳定性下降，故障状态下故障电流上升速率加大，设备电气应力大幅提高，为保证设备安全可靠性势必增加设备成本，但可提高系统输出功率能力。而不同的桥臂电抗的布置方案对不同区域内的故障电流上升速率有巨大影响，因此需合理取值，在保证设备运行性能的前提下有效降低设备电气应力，同时通过合理布置桥臂电抗来应对各种故障工况。
3.3.1 桥臂电抗器参数
桥臂电抗器的设计需要满足系统运行区间要求以及抑制严重故障下的故障电流上升速度，抑制过电流方面主要根据仿真取关键工作点验证得到。在根据系统运行区间设计时，遵循的设计顺序是先根据单侧预留的调制电压和系统运行区间计算该侧对电抗器的要求上限，即
（19）
式中，Le为桥臂电抗器电感值；Ue为系统电压值；
、
分别为桥臂电流的d、q轴电流；M为调制度；
为系统的角频率。
然后再校核该电抗值下另一侧的运行区间，进行迭代调整，直至两侧运行空间均可满足要求且裕量接近。按照上述过程进行计算和迭代，桥臂电抗值设计为10 mH。
本文采用干式电抗器设计，在直流系统短路的情况下电抗器不会饱和。桥臂电抗器的电抗值、暂态过电压、稳态耐受电压、温升损耗、体积满足低频输电系统的运行要求，详见附表3。
3.3.2 桥臂电抗器布置方案
不同布置位置的桥臂电抗器可以抑制不同的站内故障。总体上，布置在工频侧的桥臂电抗器可以抑制桥臂间的低频侧短路故障（针对同一个工频相单元的桥臂），如图16中的Flt2；而布置在低频侧的桥臂电抗器可以抑制桥臂间的工频侧短路故障（针对同一个低频相单元的桥臂），如图16中的Flt1。考虑到阀塔的布局方式，工频侧同相的桥臂布局相邻，因此低频侧桥臂短路故障概率大于工频侧桥臂短路故障。所以，将桥臂电抗器的布置位置确定为桥臂的工频侧。
图16 工频和低频侧桥臂出口间短路
Fig.16 Short circuit between the exit of the bridge arm on the industrial frequency and low frequency side
阀控系统接收控制保护系统下发的调制波指令和控制参数，并向控制保护系统上送阀控系统运行状态和故障信息，同时产生并下发功率模块控制指令，完成IGBT的触发控制，并监视功率模块的运行状态，输出报警和跳闸信号，阀控系统连接示意图如图17所示。
阀控系统的控制主要有功率模块均压控制、交流侧可控充电、开关频率优化控制、功率模块冗余控制。
图17 阀控系统连接示意图
Fig.17 Schematic diagram of control system connection
阀控系统的保护主要有桥臂过电流保护、阀控内部通信故障保护、功率模块故障保护、冗余功率模块数超限保护。
阀控装置应对每个功率模块或阀塔进行漏水检测，漏水信号通过阀控装置传输给控制保护系统。
阀控系统为高速、高精度控制系统，其与控制保护系统、换流阀功率模块、测量系统等之间为全光纤接口。
为了验证10 kV、10 MW低频输电换流器整机控制算法的正确性，搭建了整机运行试验测试系统，M3C低频输电换流器整机试验场景如图18所示，开展顺控有源软启动及功率模块均压试验、换流器解、闭锁试验、换流器无功功率试验。
图18 M3C低频输电换流器整机试验场景
Fig.18 M3C low-frequency transmission converter complete machine test scenario
M3C低频输电换流器整机运行试验系统包括10 kV工频进线回路、软启回路、隔离变压器及中性点接地装置、桥臂电抗器、M3C换流阀、10 kV低频测量系统、换流器控制保护系统及阀控系统。M3C低频输电换流器整机试验原理如附图3所示。
M3C正常运行时所有功率模块电压都工作于额定值附近。为避免进线断路器合闸时刻电网瞬时冲击电流造成的功率器件发生故障而失效，首先对换流器进行预充电。预充电过程中换流器通过软启电阻对功率模块电容进行限流充电，模块电容电压上升至所有模块均带电工作时，软启电阻切除；然后投入主动均压控制策略，逐步调整桥臂切除的模块数量，使模块电压在额定值附近。
本系统工频侧接10 kV交流系统，低频侧孤岛运行，因此采用工频交流合闸并配合软启电阻的预充电方式。预充电回路相当于工频交流线电压给两个桥臂进行充电。
换流阀软启充电过程采用顺控启动流程和主动充电均压控制策略，子模块电压逐步稳定上升，基本消除系统充电过程电压和电流冲击。
M3C低频换流器顺控启动试验波形和有源软启试验波形分别如图19、图20所示。工频侧进线断路器合闸后，在换流阀充电过程中，阀侧冲击电流峰值4.3 A/-60 A。从图20可以看出软起电阻旁路接触器闭合后，阀侧冲击电流峰值96.3 A/-94.3 A，功率模块平均电压达到250 V左右。通过监控后台观察并记录9个桥臂所有功率模块电容电压变化。M3C低频换流器功率模块均压试验波形如图21所示。M3C低频换流器9个桥臂功率模块电压值如图22所示。从图21、图22可以看出主动均压策略投入后，9个桥臂功率模块电容平均电压775 V，最大压电差不大于额定值的2%，桥臂间功率模块电容电压不平衡度不大于2%。
图19 M3C低频换流器顺控启动试验波形
Fig.19 M3C low frequency converter active soft start test waveforms
图20 M3C低频换流器有源软启试验波形
Fig.20 M3C low frequency converter active soft start test waveforms
图21 M3C低频换流器功率模块均压试验波形
Fig.21 M3C low frequency converter power module voltage balancing test waveforms
图22 M3C低频换流器9个桥臂功率模块电压值
Fig.22 M3C low frequency converter 9 bridge arm power module voltage value
低频侧为孤岛系统（低频侧没有交流电），因此在M3C完成充电后，换流器控制保护系统直接解锁换流阀，进入工频侧定功率模块总体电压、低频侧定交流电压运行模式。
M3C低频换流器解锁试验波形如图23所示。模块均压试验记录见表2。从图23可以看出，换流器解锁后逐步建立低频侧交流电压，频率为20 Hz，周期为50 ms；桥臂调制波为工频分量叠加低频分量，解锁过程中功率模块平均电压达到额定值左右。解锁后，各个桥臂子模块电压稳态波动率为0.77%～1%，各个电气特征符合设计目标。所设计的功率外环控制策略、子模块总体电压控制策略、桥臂子模块电压均衡控制策略等满足系统稳态运行的需求。
图23 M3C低频换流器解锁试验波形
Fig.23 M3C low frequency converter unlock test waveforms
表2 模块均压试验记录
Tab.2 Module pressure equalization test record sheet
模块试验数据（平均电压/最大压差）/V稳态波动率(%) au桥臂功率模块774/70.9 av桥臂功率模块775/70.9 aw桥臂功率模块775/60.77 bu桥臂功率模块775/81 bv桥臂功率模块776/60.77 bw桥臂功率模块774/70.9 cu桥臂功率模块775/70.9 cv桥臂功率模块776/81 cw桥臂功率模块776/70.9
在M3C解锁后，设定换流器控制保护系统分别输出无功功率-200 kvar、500 kvar，试验波形如图24、图25所示。
图24 M3C低频换流器输出无功功率-200 kvar试验波形
Fig.24 M3C low frequency converter output reactive power -200 kvar test waveforms
从图24、图25可以看出，换流器输出无功功率-200 kvar、500 kvar时，低频侧频率为20 Hz，周期为50 ms；桥臂调制波为工频分量叠加低频分量，输出无功功率-200 kvar、500 kvar过程中功率模块平均电压达到额定值左右。各个电气特征符合设计目标。所设计的功率外环控制策略、子模块总体电压控制策略、桥臂子模块电压均衡控制策略等满足系统稳态运行的需求。
图25 M3C低频换流器输出无功功率500 kvar试验波形
Fig.25 M3C low frequency converter output reactive power 500 kvar test waveforms
本文针对海上风电柔性低频输电换流器进行控制策略及试验研究，主要结论如下：
1）基于M3C变换器工作原理及数学模型，提出了M3C工频侧控制和低频侧控制策略，设计了桥臂间功率模块电压均衡及桥臂环流控制策略。
2）提出了海上风电柔性低频输电换流器M3C换流阀、桥臂电抗器、阀控系统设计方案，研制了10 kV、10 MW海上风电低频输电换流器。
3）搭建整机运行试验系统进行顺控有源软启及功率模块均压试验、换流器解/闭锁整机试验、换流器无功功率试验，试验表明海上风电低频输电换流器满足实际应用的需求，可为工程化应用设计提供参考。
柔性低频输电具有线路充电功率小、过零开断、易变压等优势[26-31]，且可利用风机直接输出低频电能，无需海上换流平台，是大规模新能源高效汇集、送出方式之一。未来将进一步拓展柔性低频技术典型适用场景，利用低频系统组网灵活的优势开展大规模海上风电系统低频组网规划、设计及工程应用[32-33]。
附 录
1. M3C数学模型推导过程
对应图2所示的M3C应用基尔霍夫电压定律可得
式中，
(x = u, v, w)和
(y =a, b, c)分别为两侧系统的三相电压；L为支路电感；
、
分别为支路电压和电流；vN为两侧系统中性点间电压。
根据基尔霍夫电流定律有
（A2）
αβ0变换矩阵为
（A3）
对式（A1）最后一行的前两个元素做双αβ0变换，即左乘Cαβ0和右乘(Cαβ0)T，并结合式（A2）得到
式中，vSa、vSb、iSa、iSb、vMa、vMb、iMa、iMb分别两侧系统的电压和电流的αβ分量。
由式（A4）可以看出工频侧系统相关的量为
（A5）
式（A4）最后一列的前两个元素为低频侧系统相关的量，有
（A6）
式（A4）前两行两列的四个元素为环流相关量，有
（A7）
式（A4）最后一个元素为中性点电压相关量，有
（A8）
上述方程分别描述了M3C工频侧、低频侧、环流及中性点电压四部分的关系，对应的等效解耦模型如附图1所示。
附图1 M3C在双αβ0变换后的等效解耦模型
App.Fig.1 Equivalent decoupling model of M3C after double αβ0 transformation
2. M3C变换器的整体控制框图
附图2 M3C变换器整体控制框图
App.Fig.2 Control diagram of M3C
3. M3C换流器系统参数
附表1 M3C阀系统参数
App.Tab.1 M3C system parameters
参数数值 拓扑结构全桥 安装方式户内支撑式 冷却方式闭式循环水-风冷却 额定频率/Hz50/20 额定有功功率/MW10 额定功率下最大无功输出/Mvar±3 桥臂最大电压/kV20 阀侧额定交流电压/kV10.5 阀侧交流电流最大有效值/A603 桥臂电流有效值/A285 桥臂电流峰值/A568 桥臂电抗器电感值/mH10 每个桥臂功率模块数量（考虑10%冗余）25+3 开关器件额定电压，工作电压/V1 700, 800 开关器件额定电流/A600 直流电容容值/mF9 过负荷能力1.3In 10 s，1.1In长期运行
附表2 M3C换流阀绝缘水平
App.Tab.2 Insulation level of M3C converter valve（单位：kV）
参数数值 低频端口对地工频耐受水平55 低频端口对地雷电冲击耐受水平125 低频端口对地操作冲击耐受水平95 工频端口对地工频耐受水平55 工频端口对地雷电冲击耐受水平125 工频端口对地操作冲击耐受水平95
附表3 桥臂电抗器参数
App.Tab.3 Parameters of bridge arm reactor
参数数值（类型） 型式干式、空心 额定电压/kV10 额定频率/Hz50/20 桥臂有效值电流/A285 桥臂峰值电流/A568 额定电感值/mH10
4. M3C低频输电换流器整机试验原理
附图3 M3C低频输电换流器整机试验原理
App.Fig.3 M3C low frequency transmission converter test schematic diagram
参考文献
[1] 吴小丹, 朱海勇, 董云龙, 等. 面向柔性低频输电的模块化多电平矩阵变换器分频分层控制[J]. 电力系统自动化, 2021, 45(18): 131-140.
Wu Xiaodan, Zhu Haiyong, Dong Yunlong, et al. Frequency-division and hierarchical control of modular multilevel matrix converter for flexible low-frequency transmission[J]. Automation of Electric Power Systems, 2021, 45(18): 131-140.
[2] 迟永宁, 梁伟, 张占奎, 等. 大规模海上风电输电与并网关键技术研究综述[J]. 中国电机工程学报, 2016, 36(14): 3758-3771.
Chi Yongning, Liang Wei, Zhang Zhankui, et al. An overview on key technologies regarding power transmission and grid integration of large scale offshore wind power[J]. Proceedings of the CSEE, 2016, 36(14): 3758-3771.
[3] 吴姗姗, 王双, 彭洪兵, 等. 我国海上风电产业发展思路与对策建议[J]. 经济纵横, 2017(1): 68-73.
Wu Shanshan, Wang Shuang, Peng Hongbing, et al. Development thought and suggestions on offshore wind power industry in China[J]. Economic Review, 2017(1): 68-73.
[4] 袁志昌, 郭佩乾, 刘国伟, 等. 新能源经柔性直流接入电网的控制与保护综述[J]. 高电压技术, 2020, 46(5): 1460-1475.
Yuan Zhichang, Guo Peiqian, Liu Guowei, et al. Review on control and protection for renewable energy integration through VSC-HVDC[J]. High Voltage Engineering, 2020, 46(5): 1460-1475.
[5] 宋伟宏, 杨林刚, 林磊, 等. 基于MMC-HVDC的海上风电柔直系统频率波动抑制技术[J]. 高电压技术, 2021, 47(8): 2760-2770.
Song Weihong, Yang Lingang, Lin Lei, et al. Frequency fluctuation suppression technology of offshore wind power generation plants based on MMC-HVDC transmission[J]. High Voltage Enginee-ring, 2021, 47(8): 2760-2770.
[6] 徐进, 韦古强, 金逸, 等. 江苏如东海上风电场并网方式及经济性分析[J]. 高电压技术, 2017, 43(1): 74-81.
Xu Jin, Wei Guqiang, Jin Yi, et al. Economic analysis on integration topology of Rudong offshore wind farm in Jiangsu Province[J]. High Voltage Engineering, 2017, 43(1): 74-81.
[7] 杜舒, 赵成勇, 冯谟可, 等. 用于全直流海上风电系统的单相混合型MMC直流变压器及其控制策略[J]. 高电压技术, 2023, 49(1): 51-60.
Du Shu, Zhao Chengyong, Feng Moke, et al. Single-phase hybrid MMC DC transformer and its control strategy for all-DC offshore wind power system[J]. High Voltage Engineering, 2023, 49(1): 51-60.
[8] 宁联辉, 王锡凡, 滕予非, 等. 风力发电经分频输电接入系统的实验[J]. 中国电机工程学报, 2011, 31(21): 9-16.
Ning Lianhui, Wang Xifan, Teng Yufei, et al. Experiment on wind power grid integration via fractional frequency transmission system[J]. Procee-dings of the CSEE, 2011, 31(21): 9-16.
[9] 陆立文, 吴小丹, 邱德锋, 等. 基于模块化多电平矩阵变换器的低频输电系统柔性启停策略[J]. 高电压技术, 2023, 49(1): 248-257.
Lu Liwen, Wu Xiaodan, Qiu Defeng, et al. Flexible startup and shutdown strategy of low frequency transmission system based on modular multilevel matrix converter[J]. High Voltage Engineering, 2023, 49(1): 248-257.
[10] 孙玉巍, 王童, 付超, 等. 适用于海上风电分频输电的模块化多电平矩阵变换器故障穿越控制策略[J]. 高电压技术, 2023, 49(1): 19-30.
Sun Yuwei, Wang Tong, Fu Chao, et al. Fault ride-through control strategy of modular multilevel matrix converter for fractional frequency transmission system[J]. High Voltage Engineering, 2023, 49(1): 19-30.
[11] 程启明, 谢怡群, 马信乔, 等. 不平衡电网模块化多电平矩阵换流器的控制策略[J]. 高电压技术, 2023, 49(5): 1975-1984.
Cheng Qiming, Xie Yiqun, Ma Xinqiao, et al. Control strategy of modular multilevel matrix converter under unbalanced grid conditions[J]. High Voltage Engi-neering, 2023, 49(5): 1975-1984.
[12] 王锡凡, 卫晓辉, 宁联辉, 等. 海上风电并网与输送方案比较[J]. 中国电机工程学报, 2014, 34(31): 5459-5466.
Wang Xifan, Wei Xiaohui, Ning Lianhui, et al. Integration techniques and transmission schemes for off-shore wind farms[J]. Proceedings of the CSEE, 2014, 34(31): 5459-5466.
[13] 徐政. 海上风电送出主要方案及其关键技术问题[J]. 电力系统自动化, 2022, 46(21): 1-10.
Xu Zheng. Main schemes and key technical problems for grid integration of offshore wind farm[J]. Automation of Electric Power Systems, 2022, 46(21): 1-10.
[14] Ruddy J, Meere R, O’Loughlin C, et al. Design of VSC connected low frequency AC offshore transmission with long HVAC cables[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2018, 33(2): 960-970.
[15] 张蕾, 许挺. 世界首个柔性低频输电工程正式落点浙江杭州[J]. 新能源科技, 2021(6): 11.
Zhang Lei, Xu Ting. The world’s first flexible low frequency transmission project officially landed in Hangzhou, Zhejiang[J]. New Energy Technology, 2021(6): 11.
[16] 唐英杰, 张哲任, 徐政. 基于有源型M3C矩阵变换器的海上风电低频送出方案[J]. 电力系统自动化, 2022, 46(8): 113-122.
Tang Yingjie, Zhang Zheren, Xu Zheng. Low-frequency transmission scheme for offshore wind power based on active modular multilevel matrix converter[J]. Automation of Electric Power Systems, 2022, 46(8): 113-122.
[17] 郑涛, 宋伟男, 吕文轩. 基于M3C的低频输电系统不对称故障穿越控制策略[J]. 电力系统保护与控制, 2023, 51(8): 107-117.
Zheng Tao, Song Weinan, Lü Wenxuan. Asymmetric fault ride-through control strategy for a low frequency AC transmission system based on a modular multi-level matrix converter[J]. Power System Protection and Control, 2023, 51(8): 107-117.
[18] 郑涛, 康恒, 宋伟男. 可实现低频输电系统不对称故障穿越的M3C电容电压均衡控制策略[J]. 电力系统保护与控制, 2023, 51(23): 130-140.
Zheng Tao, Kang Heng, Song Weinan. Asymmetric fault ride-through control strategy for low-frequency transmission systems realizing the capacitor voltage balance of modular multilevel matrix converters[J]. Power System Protection and Control, 2023, 51(23): 130-140.
[19] 王婷. 基于模块化多电平矩阵变换器的电力电子变压器研究[D]. 济南: 山东大学, 2015.
Wang Ting. Research on power electronic transformer based on modular multilevel matrix converter[D]. Jinan: Shandong University, 2015.
[20] 马信乔, 程启明, 江畅, 等. 基于双载波调制策略的模块化多电平矩阵变换器的优化电平方法[J]. 高电压技术, 2021, 47(3): 963-971.
Ma Xinqiao, Cheng Qiming, Jiang Chang, et al. Optimized level method for modular multilevel matrix converter based on dual-carrier modulation strategy [J]. High Voltage Engineering, 2021, 47(3): 963-971.
[21] 孙玉巍, 常静恬, 付超, 等. 分频输电系统模块化多电平矩阵变换器谐波特性分析[J]. 电力工程技术, 2022, 41(5): 21-30, 84.
Sun Yuwei, Chang Jingtian, Fu Chao, et al. Harmonic characteristics analysis of modular multilevel matrix converter for fractional frequency transmission system[J]. Electric Power Engineering Technology, 2022, 41(5): 21-30, 84.
[22] 宁联辉, 吴再驰, 王锡凡, 等. 基于模块化多电平矩阵式换流器的分频输电系统低频侧阻抗建模及稳定性判别[J]. 电网技术, 2022, 46(10): 3720-3730.
Ning Lianhui, Wu Zaichi, Wang Xifan, et al. Low-frequency side impedance modeling and stability discrimination of fractional frequency transmission system based on modular multilevel matrix converter [J]. Power System Technology, 2022, 46(10): 3720-3730.
[23] 苏匀, 李少华, 王秀丽, 等. 基于PWM交交变频器的分频风电系统研究[J]. 电力系统保护与控制, 2015, 43(13): 86-91.
Su Yun, Li Shaohua, Wang Xiuli, et al. Research on fractional frequency wind power system based on PWM cycloconvertor[J]. Power System Protection and Control, 2015, 43(13): 86-91.
[24] 黄明煌, 王秀丽, 刘沈全, 等. 分频输电应用于深远海风电并网的技术经济性分析[J]. 电力系统自动化, 2019, 43(5): 167-174.
Huang Minghuang, Wang Xiuli, Liu Shenquan, et al. Technical and economic analysis on fractional frequency transmission system for integration of long-distance offshore wind farm[J]. Automation of Electric Power Systems, 2019, 43(5): 167-174.
[25] 张翀. 模块化多电平矩阵换流器在AC/AC系统应用中的关键技术研究[D]. 杭州: 浙江大学, 2020: 18.
Zhang Chong. Research on key technologies of modular multilevel matrix converter in AC/AC system application[D]. Hangzhou: Zhejiang University, 2020: 18.
[26] 张午宇, 齐磊, 张翔宇, 等. 计及金属化薄膜电容器与IGBT模块退化过程相关性的柔直换流阀组件可靠性评估方法[J]. 电工技术学报, 2024, 39(14): 4508-4518.
Zhang Wuyu, Qi Lei, Zhang Xiangyu, et al. Reliability evaluation method for VSC-HVDC valve submodules considering the correlation between the degradation process of metallized polypropylene film capacitors and IGBT modules[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2024, 39(14): 4508-4518.
[27] 徐云飞, 肖湘宁, 孙雅旻, 等. 应用于高压低频输电的H桥级联型矩阵变换器环流机理分析[J]. 电工技术学报, 2017, 32(6): 191-200.
Xu Yunfei, Xiao Xiangning, Sun Yamin, et al. Circulating current analysis of cascaded H-bridge matrix converter for high voltage low-frequency AC transmission[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2017, 32(6): 191-200.
[28] 刘士利, 罗英楠, 刘宗烨, 等. 基于电磁-热耦合原理的三芯铠装电缆在低频输电方式下的损耗特性研究[J]. 电工技术学报, 2021, 36(22): 4829-4836.
Liu Shili, Luo Yingnan, Liu Zongye, et al. Study on loss characteristics of three core armored cable under low-frequency transmission mode based on electromagnetic, thermal coupling principle[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2021, 36(22): 4829-4836.
[29] 郑涛, 康恒. 基于控保协同的柔性低频输电系统电流差动保护性能提升方案[J/OL]. 电工技术学报, 2024: 1-15. https://doi.org/10.19595/j.cnki.1000-6753. tces.240202.
Zheng Tao, Kang Heng. Performance improvement scheme of current differential protection for flexible low-frequency transmission system based on coordination of control and protection[J/OL]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2024: 1-15. https://doi.org/10.19595/j.cnki.1000-6753.tces. 240202.
[30] 刘云鹏, 赵家莹, 刘贺晨, 等. 低频电压下含纤维素颗粒变压器油绝缘特性及影响因素[J]. 电工技术学报, 2024, 39(4): 1198-1207.
Liu Yunpeng, Zhao Jiaying, Liu Hechen, et al. Insulation characteristics and influencing factors of transformer oil containing cellulose particles under low-frequency voltage[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2024, 39(4): 1198-1207.
[31] 丁杰, 吕航, 王风光, 等. 应用于低频电力系统的母线差动保护判据研究[J]. 电气技术, 2023, 24(10): 44-50.
Ding Jie, Lü Hang, Wang Fengguang, et al. Research on bus differential protection criterion applied to low frequency power system[J]. Electrical Engineering, 2023, 24(10): 44-50.
[32] 吴小丹. 面向低频海上风电送出的模块化多电平矩阵变换器输入输出侧解耦控制[J]. 电网技术, 2022, 46(8): 2909-2923.
Wu Xiaodan. Input/output side decoupling control of modular multilevel matrix converter for low-frequency offshore wind power transmission[J]. Power System Technology, 2022, 46(8): 2909-2923.
[33] 段子越, 孟永庆, 宁联辉, 等. 柔性分频输电系统的构建规划及关键设备技术综述[J]. 电力系统自动化, 2023, 47(10): 205-215.
Duan Ziyue, Meng Yongqing, Ning Lianhui, et al. Review on construction planning and key equipment technology of flexible fractional frequency transmission system[J]. Automation of Electric Power Systems, 2023, 47(10): 205-215.
Abstract As a useful supplement to power frequency AC transmission and DC transmission, flexible low-frequency transmission can be applied to scenarios such as medium and long-distance offshore wind power transmission, onshore new energy collection and transmission, power flow evacuation in DC landing areas, multi Island interconnection and cable urban power supply, and long-distance transmission in remote areas. In the offshore wind power grid connected system, the low-frequency transmission technology can overcome the problem of large proportion of capacitive reactive power consumption when the traditional AC transmission is carried out through the submarine cable for long-distance transmission, and realize the advantages of long-distance power transmission without the need for offshore converter station, so it is very suitable for the application of offshore wind power grid connected system.
Modular multilevel matrix converter (M3C) has important application prospects in offshore wind power scenarios due to its advantages of low output harmonic content and high equivalent switching frequency. Compared with modular multilevel converter (MMC), M3C converter uses 9 H-bridge cascaded bridges to form a matrix structure, which has complex structure, and each bridge arm bears the peak voltage of I/F and low frequency, and the control strategy is complex.
Firstly, based on the working principle and mathematical model of M3C converter, this paper proposes the operation control strategy of M3C converter, including power frequency side control and low frequency side control. The power side control is divided into power module voltage control (power side outer loop control) and current side control. The low frequency side control is divided into low frequency side power side outer loop control and current side control; Aiming at the complex characteristics of voltage fluctuation of low-frequency converter M3C converter module and the requirements of bridge arm circulation control, a new voltage balancing and bridge arm circulation control strategy is designed.
Secondly, this paper puts forward the design scheme of M3C converter, bridge arm reactor and valve control system of offshore wind power flexible low-frequency converter, and develops a 10KV 10MW water-cooled offshore wind power low-frequency converter based on M3C converter.
Finally, the whole machine operation test system was built to carry out the sequence control active soft start and power module voltage balancing test, inverter de locking and whole machine test, and inverter reactive power test. The test shows that the low-frequency transmission converter of offshore wind power meets the requirements of practical application, and provides reference for engineering application design.
Flexible low-frequency power transmission has the advantages of low line charging power, zero crossing interruption, variable voltage and so on, and can directly output low-frequency power by using wind turbines without offshore converter platform. It is one of the ways of efficient collection and transmission of large-scale new energy. In the future, the typical application scenarios of flexible low-frequency technology will be further expanded, and the low-frequency networking planning, design and engineering application of large-scale offshore wind power systems will be carried out by taking advantage of the flexible networking of low-frequency systems .
Keywords：Offshore wind power, flexible low frequency transmission, modular multilevel matrix converter, control strategy, complete machine test
中图分类号：TM46
DOI:10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.L11054
收稿日期 2024-07-08
改稿日期 2024-12-12
高仕龙 男，1987年生，博士研究生，研究方向为柔性直流输配电技术、大功率电力电子装备及新能源安全并网等。
E-mail：gaoshilong1987@163.com（通信作者）
陈 武 男，1981年生，教授，博士生导师，研究方向为功率电子变换技术及特种工业电源等。
E-mail：chenwu@seu.edu.cn
（编辑 赫 蕾）