T型三電平光伏逆變器適應(yīng)低電壓穿越的調(diào)制策略探討

嚴(yán)　成，徐德鴻

（浙江大學(xué)電氣工程學(xué)院，杭州310027）

T型三電平光伏逆變器適應(yīng)低電壓穿越的調(diào)制策略探討

嚴(yán)成，徐德鴻

（浙江大學(xué)電氣工程學(xué)院，杭州310027）

針對T型三電平逆變器在低電壓穿越時存在的損耗分布不均，從而影響逆變器的可靠運行的問題，首先在T型三電平逆變器的損耗模型和熱傳遞模型基礎(chǔ)上，分析并比較了三電平逆變器在正常運行與低電壓穿越時損耗分布和熱應(yīng)力，提出了一種適應(yīng)低電壓穿越的調(diào)制策略，通過合理分配冗余矢量，轉(zhuǎn)移中間管的損耗，從而避免中間管過溫而導(dǎo)致失效；然后，針對低電壓故障和電壓恢復(fù)過程中的存在三電平逆變器中點電壓不均問題，改進了調(diào)制方式，通過在三電平逆變器低電壓穿越的全過程，既實現(xiàn)了逆變器的損耗均勻分布，又減小中點電壓的不平衡。最后，在250 kW的T型三電平光伏逆變器上進行了低電壓穿越的實驗驗證。

光伏；逆變器；損耗分布；低電壓穿越

Project Supported by National Natural Science Foundation of China（51277163，51337009）；National High Technology Research and Development Program of China 863 Program（SS20 12AA053602，SS2012AA053603）

引言

近年來，為了應(yīng)對氣候變化，減小溫室氣體的排放，我國新能源的開發(fā)利用如火如荼。截止到2014年，全球光伏裝機容量達180 GW［1］，我國累計裝機容量28 GW，我國光伏發(fā)展速度據(jù)世界前列［2］。光伏逆變技術(shù)也隨之發(fā)展，由于三電平逆變器比兩電平逆變器具有更高效率和更高電能質(zhì)量，近年了受到更多關(guān)注［3］。

隨著光伏發(fā)電的裝機容量的不斷增加，電力系統(tǒng)要求光伏逆變器應(yīng)具有低電壓穿越能力，即當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生故障時，對電網(wǎng)具有一定的支撐能力。光伏逆變器必須能夠在外部電網(wǎng)故障的一定時間內(nèi)，保持并網(wǎng)狀態(tài)，并且向電網(wǎng)發(fā)出一定的無功電流，來支撐電網(wǎng)恢復(fù)［4］。國內(nèi)外已制定了關(guān)于光伏逆變器低電壓穿越的標(biāo)準(zhǔn)。目前，對兩電平光伏逆變器的低電壓穿越的控制已有較多研究［5-7］，而對于三電平光伏逆變器在低電壓中的分析和控制還不多見。在低電壓穿越中，由于三電平光伏逆變器需要輸出較大的無功電流，容易引起三電平器件間的損耗分布極度不均，危害三電平逆變器的安全運行，另外中點電壓的平衡可能會失去控制。已有相關(guān)的工作分析了中點二極管鉗位NPC三電平在風(fēng)力發(fā)電中的損耗分析以及熱分布［8］，比較了可用的幾種典型序列之間損耗差異。另外，對于三電平逆變器的中點電壓控制已有較多的研究，有在正弦波調(diào)制SPWM中疊加共模分量的方法［9-10］，也有在SVM的基礎(chǔ)上調(diào)節(jié)小矢量的方法［11-12］，但大部分都是對于穩(wěn)態(tài)的分析，未針對低電壓穿越等動態(tài)過程的研究。

本文針對T型三電平光伏逆變器，首先建立T型三電平的損耗模型和熱模型，分析了逆變器在低電壓穿越過程中可能遇到的電流應(yīng)力以及熱應(yīng)力，提出改進調(diào)制方式，利用冗余矢量，分析了不同冗余矢量比重下的損耗，找到最優(yōu)的比例，有效平均器件的損耗分布。在此基礎(chǔ)上，完善了調(diào)制方式，使之能夠在低電壓全范圍內(nèi)能夠最大程度的減小中點電流，從而解決中點電壓不平衡問題。最后，所提出的調(diào)制方案在250 kW的T型三電平光伏逆變器上進行了低電壓穿越的實驗驗證。

1　損耗與熱分布

圖1　T型三電平逆變器拓?fù)銯ig.1 T-type three-level inverter topology

本文所研究的T型三電平光伏逆變器的拓?fù)淙鐖D1所示。圖中，每相橋臂由4個IGBT器件構(gòu)成，考慮三相對稱，損耗分析和熱分析均以A相為例。其中T1、T2分別為上管和下管，T3、T4為中間管，T1管與T3管互補動作，T2管與T4管互補動作，D1，D2，D3，D4分別為T1、T2、T3、T4的反并二極管，T型三電平逆變橋的輸出連接LCL濾波器，再通過變壓器升壓并網(wǎng)。

三電平空間矢量及A相連續(xù)調(diào)制波形如圖2所示。三電平逆變器的每相橋臂可以輸出三種電平，分別為正電平（p），零電平（o）和負(fù)電平（n），三相共有27個開關(guān)狀態(tài)，如圖2（a）所示。以所在三角形的頂點來選擇合成矢量，并計算矢量作用時間，即可確定一種調(diào)制方式。最常用的空間矢量調(diào)制SVM采用連續(xù)對稱的調(diào)制序列，以圖2（a）中Vref所在的第I大扇區(qū)第3小扇區(qū)為例，合成的矢量順序為poo→pon→pnn→onn→pnn→pon→poo。按照以上原理可以計算得到SVM的等效調(diào)制波形，A相調(diào)制波形如圖2（b）所示。

圖2　三電平空間矢量及A相連續(xù)調(diào)制波Fig.2 Three-level space-vector diagram and continuous modulation waveform of phase A

根據(jù)所采用的調(diào)制方式，可以得到一個開關(guān)周期中三相橋臂開關(guān)的狀態(tài)及的持續(xù)時間，結(jié)合當(dāng)前工作條件的電壓電流，參考IGBT器件的datasheet所提供的導(dǎo)通壓降和開關(guān)損耗的曲線，可以計算T型三電平逆變器中各功率器件的損耗［13-14］。IGBT器件的損耗由通態(tài)損耗和開關(guān)損耗構(gòu)成，其中開關(guān)損耗由開通損耗、關(guān)斷損耗和二極管反向恢復(fù)損耗構(gòu)成?？紤]到三相對稱性，僅分析A相損耗就能反映逆變器的損耗分布的特性。

在損耗計算模型的基礎(chǔ)上，再利用器件的熱阻可以計算每個IGBT器件各自的結(jié)溫。以4階局部網(wǎng)絡(luò)熱路模型［15-16］為依據(jù)，建立IGBT及其反并二極管的熱模型，如圖3所示。圖中P為對應(yīng)器件的功耗，Tj為結(jié)溫，Tc為殼溫，TH為散熱器的溫度，ZthJC為器件結(jié)溫到殼溫的4階RC熱網(wǎng)絡(luò)，ZthCH為器件殼溫到散熱器溫度的熱阻，每個器件的參數(shù)可以從datasheet讀取。

T型三電平逆變器參數(shù)如表1所示。一相橋臂4個IGBT及其反并二極管的熱網(wǎng)絡(luò)模型參數(shù)如表2所示。

圖3　4階局部網(wǎng)絡(luò)熱路模型Fig.3 Four-layers foster RC network

表1　T型三電平主要參數(shù)Tab.1 Parameters of T-type three-level inverter

表2　熱網(wǎng)絡(luò)模型參數(shù)Tab.2 Parameters of thermal model

逆變器在低電壓發(fā)生前，工作在正常模式，按最大功率跟蹤輸出有功功率，一旦低電壓發(fā)生后，光伏輸入工作在開路電壓，并且根據(jù)低電壓穿越的要求。逆變器需要輸出的無功電流iq與并網(wǎng)電壓關(guān)系為

式中：vLvrt為低電壓時光伏電站并網(wǎng)電壓標(biāo)幺值；Inom為逆變器額定電流。

根據(jù)不同跌落深度下的輸入輸出電壓及并網(wǎng)電流，即可計算T型三電平逆變器各功率器件的損耗，其損耗分布如圖4所示。圖4（a）為電網(wǎng)正常并工作在額定功率時的平均損耗，可以看到，正常工作下，T1、T2上損耗最大；圖4（b）為電網(wǎng)電壓跌落到0時的平均損耗分布。由圖可以看到，發(fā)生低電壓后，損耗集中在T3、T4及其反并二極管D3、D4中，并且主要損耗為導(dǎo)通損耗，開關(guān)損耗占很小一部分。

圖4　T型三電平器件損耗分布Fig.4 Loss distribution in three-level inverter

在損耗分析的基礎(chǔ)上建立熱模型。由于熱網(wǎng)絡(luò)模型的時間常數(shù)，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于開關(guān)周期，以開關(guān)周期平均功耗為瞬時功耗。將瞬時損耗輸入到熱網(wǎng)絡(luò)模型，可以得到結(jié)溫相對于散熱器的溫升。另外，假設(shè)在電壓跌落期間，散熱器的溫度保持不變。不同電壓跌落深度下的器件結(jié)溫溫升的情況如圖5所示。由圖5可見，電網(wǎng)電壓高于90%額定值時，電網(wǎng)正常，逆變器按正常滿載工作；而當(dāng)?shù)陀?0%額定電網(wǎng)電壓時，逆變器按最低需要發(fā)出無功電流，低于20%以下，發(fā)出105%的無功電流?？紤]電路的對稱性，上管T1和下管T2的溫升相等，中間管T3和T4溫升相等，反并二極管同理。從圖5還看出，電網(wǎng)電壓跌落深度越深，中間管T3器件的溫升越高，當(dāng)電網(wǎng)電壓跌落到0，結(jié)溫到散熱器的溫升超過110°，可能會引起器件失效。所以，在低電壓穿越仍采用電網(wǎng)正常時的調(diào)制方式是不合適的。

圖5　不同跌落深度器件的最高結(jié)溫Fig.5 Maximum junction temperature under different voltage dips

2　改進調(diào)制方式

2.1低電壓穿越期間的調(diào)制方式

基于上述分析，光伏逆變器在發(fā)生深度低電壓穿越時，特別是零電壓穿越，容易發(fā)生器件過溫而失效的現(xiàn)象，所以針對電壓跌落較深的情況分析，此時電網(wǎng)電壓很低，而逆變器的母線電壓很高，約為光伏陣列的開路電壓。逆變器工作在三電平矢量圖中內(nèi)六邊形，即每個大扇區(qū)的1區(qū)域。改進前的序列，以I大扇區(qū)1區(qū)域為例，如圖3（a）所示，采用對稱連續(xù)的空間矢量，每相橋臂在每個開關(guān)周期內(nèi)只開和關(guān)動作一次。各矢量作用時間分別為

式中：Ts為開關(guān)周期；M為調(diào)制比；δ在1小扇區(qū)矢量的角度；T1為poo/onn矢量的作用時間；T2為oon矢量的作用時間；T3為ooo矢量的作用時間。

圖6　改進前和改進后的調(diào)制序列Fig.6 Vector sequence for normal modulation and improved modulation

當(dāng)?shù)渖疃仍缴?，調(diào)制比M越低，此時矢量ooo的作用時間T3占主要部分，引起中間管通過的電流時間過長。觀察I大扇區(qū)的1區(qū)域可以合成的矢量，零矢量有3個（ooo，ppp和nnn），ooo矢量可以用ppp和nnn冗余矢量來代替，ppp矢量作用時，電流經(jīng)過三相橋臂的上管，nnn矢量作用時，電流經(jīng)過三相橋臂的下管，考慮對稱性，使得損耗分布均勻，ppp與nnn矢量作用時間相同，加入ppp 和nnn矢量后，并且合理安排矢量順序，保證每次開關(guān)時刻只有一相開關(guān)動作，并且輸出相電壓變化量為Vdc/2，調(diào)制序列如圖6（b）所示。

表3　矢量作用比較Tab.3 Used vectors and operating time of two modulations

并且考慮到每對冗余小矢量對中點電流的作用相反，例如poo的中點電流為-ia，而其冗余矢量onn中點電流為ia，在圖6（b）的序列中，控制每對冗余小矢量（poo和onn，ppo和oon）的作用時間一樣，可以保證了每個開關(guān)周期內(nèi)中點電流平均值和為0，如表3所示，V1，V2，V3為合成所需矢量所選擇的3個矢量，保證中點電壓無低頻波形，有利于中點電壓平衡。改進后的調(diào)制方式的不利的因素是每相橋臂多動作2次，增加了開關(guān)損耗，而從前面的損耗分布，T型三電平電路在低電壓時，溫升最高的T3、T4管中的開關(guān)損耗占較小部分。其他扇區(qū)的矢量順序類似安排。

加入了ppp和nnn矢量后的調(diào)制方式，設(shè)改變調(diào)制方式后ooo占零矢量的比例為k，而ppp和nnn的比例分別為（1-k）/2，計算k從0到1變化下的器件溫升，如圖7所示，零電壓穿越的情況下，隨著ooo矢量比重的減小，中間管T3和D3的溫升顯著下降，而上下管的溫升稍微有所上升。觀察圖5的結(jié)果，選擇ooo的比例為20%，保證低電壓情況下，所有器件的結(jié)溫溫升控制在60°左右。

圖7　ooo矢量變化的溫升Fig.7 Temperature rising with different operation time of vector ooo

采用20%ooo矢量的調(diào)制方式，正負(fù)調(diào)制波如圖8所示。在每個開關(guān)周期內(nèi)，每相橋臂均有兩次動作，dap為A相正電平的占空比，dan為A相負(fù)電平的占空比。該調(diào)制方式既能轉(zhuǎn)移中間管的損耗，又能保證中點電壓的平衡。

圖8　采用20%ooo矢量的調(diào)制波Fig.8 Modulation waveforms with 20%vector ooo

2.2低電壓恢復(fù)時的中點平衡調(diào)制方式

在三電平光伏逆變器的低電壓穿越中，中點電壓平衡一直是個需要特別關(guān)注的因素。上述調(diào)制波主要針對發(fā)生低電壓穿越時，逆變器工作在內(nèi)部小扇區(qū)的情況，既保證了逆變器損耗分布均勻，又保證了低電壓穿越期間的中點電壓平衡。而當(dāng)電網(wǎng)電壓跌落結(jié)束，逆變器的并網(wǎng)電壓恢復(fù)到正常狀態(tài)，并且隨著輸出有功功率恢復(fù)，PV電壓下降，此時逆變器恢復(fù)工作在三電平外部大扇區(qū)?？紤]到在低電壓恢復(fù)的過程中，電網(wǎng)電壓的突然回升，有可能導(dǎo)致并網(wǎng)電流有較大的畸變，此時難以根據(jù)實時的并網(wǎng)電流來控制母線中點電壓。所以需要通過改善調(diào)制方式，保證逆變器由內(nèi)部小扇區(qū)切換到外部大扇區(qū)的動態(tài)過程中，中點電壓無波動。

以1扇區(qū)3區(qū)域為例，常規(guī)的調(diào)制序列為poo→pon→pnn→onn→pnn→pon→poo，其中長矢量pnn不影響中點電流，短矢量poo，onn矢量的作用時間相等，對中點電流的影響可以相互抵消，但是中矢量pon帶來的中點電流不可控，并且此時的并網(wǎng)輸出電流不定，不利于中點電流控制，所以需要改變矢量控制。

設(shè)pon作用時間為T3，觀察pon可以用各一半時間的ppn和pnn矢量合成，從而使得在一個開關(guān)周期內(nèi)，該調(diào)制序列的中點電流和為0，即

分析矢量狀態(tài)，式（1）對A相和C相的電平無影響，只改變了B相占空比，減小了T3時間的零電平，而正電平和負(fù)電平各增加T3/2，疊加到原來的連續(xù)空間矢量的調(diào)制波上（圖2（b）），其他扇區(qū)的情況類似，三相對稱。在一個工頻周期內(nèi)，按各相正負(fù)電平所需時間重新計算調(diào)制波，可以得到每相調(diào)制波，A相正負(fù)調(diào)制波如圖9所示，在1/3工頻周期的時間內(nèi)，開、關(guān)動作各增加一次。在低電壓恢復(fù)期間，逆變器工作在外大扇區(qū)時，按此調(diào)制波進行發(fā)波，可以保證中點電流和總為0，無關(guān)并網(wǎng)電流波形。

圖9　低電壓恢復(fù)時的調(diào)制波Fig.9 Modulation waveforms in grid voltage recovering period

2.3總體的調(diào)制方式

綜上，T型三電平光伏逆變器在低電壓的調(diào)制策略如圖10所示。由圖可見，正常工作時，采用普通的對稱連續(xù)SVM，在低電壓跌落期間，特別是深度跌落，發(fā)出較大無功電流時，工作在內(nèi)小扇區(qū)切換為采用冗余零矢量的調(diào)制方式，低電壓結(jié)束，工作在外大扇區(qū)中，采用中點平衡的調(diào)制方式，保證在有功恢復(fù)的動態(tài)過程中母線中點電壓的平衡。最后，當(dāng)逆變器工作在穩(wěn)定的情況下，調(diào)制方式切換為正常的連續(xù)SVM。

圖10　總體調(diào)制方式Fig.10 Modulation scheme during LVRT

3　實驗

本文所采用低電壓穿越中的調(diào)制策略在250 kW T型三電平光伏逆變器上進行了實驗驗證，逆變器主要參數(shù)如表1所示。

各種調(diào)制方式的驅(qū)動信號如圖11所示。圖11（a）為電網(wǎng)正常，T型三電平逆變器穩(wěn)態(tài)工作時所采用的對稱連續(xù)的SVM驅(qū)動信號波形，分別為上管T1和下管T2的驅(qū)動信號波形，其中中間管T3驅(qū)動與T1驅(qū)動互補，T4驅(qū)動與T2驅(qū)動互補。由圖可以看到，上管和下管分別只在半個周期內(nèi)動作，另外半個周期內(nèi)無開關(guān)動作。圖11（b）為發(fā)生零電壓穿越時，采用正常SVM的上管和下管的驅(qū)動信號，此時逆變器T1和T2驅(qū)動都是窄脈沖，導(dǎo)通的時間很短，所以一個開關(guān)周期內(nèi)的大部分時間，并網(wǎng)電流通過中間管T3和T4，因此中間管會承受較大的電流應(yīng)力。圖11（c）為發(fā)生零電壓穿越時，改進的冗余零矢量的調(diào)制方式的驅(qū)動信號，其中ooo矢量占20%，可以看到，T1管和T2管在整個工頻周期內(nèi)的每個開關(guān)周期均有導(dǎo)通，相比于圖11（b）增加了開關(guān)損耗，但是同時增加了T1和T2的導(dǎo)通時間，從而減小了T3和T4的導(dǎo)通損耗。圖11（d）是當(dāng)?shù)碗妷捍┰浇Y(jié)束，逆變器工作在外大扇區(qū)時的驅(qū)動波形，相比于圖11（a）的正常SVM，一個工頻周期內(nèi)，有1/3周期，上管和下管同時有開關(guān)動作。

圖11　各種調(diào)制方式的驅(qū)動信號Fig.11 Driving signals of different modulation schemes

圖12　低電壓穿越的調(diào)制方式切換Fig.12 Modulation transition during LVRT

低電壓穿越時調(diào)制方式的切換如圖12所示。圖12（a）為T型三電平光伏逆變器零電壓穿越的總體波形，圖中波形依次為電網(wǎng)電壓，調(diào)制方式切換標(biāo)志位，A相輸出電平Vao，和并網(wǎng)電流ia，其中A相輸出電平Vao和切換標(biāo)志位表征所采用的調(diào)制方式。在t1時刻，電網(wǎng)電壓跌落到零，三電平逆變器進入到低電壓穿越，在t2時刻，低電壓穿越完全結(jié)束，逆變器有功恢復(fù)到低電壓穿越前。圖12（b）為t1時刻的放大波形，發(fā)生低電壓穿越后，在控制器檢測到低電壓前，調(diào)制方式還是原來SVM，此時電網(wǎng)電壓已經(jīng)跌落，逆變器工作在內(nèi)部小扇區(qū)之內(nèi)，Vao在一個開關(guān)周期大部分時間保持零電平，與圖11（b）一致。一旦逆變器檢測到低電壓狀態(tài)后，調(diào)制方式立刻切換為20%ooo矢量的冗余零矢量SVM，此時Vao在一個開關(guān)周期內(nèi)既有輸出正電平，也有輸出負(fù)電平，減小了輸出零電平的時間，從而減小了中間管由于長時間通過大電流而引起的高損耗和高溫升。圖12（c）為低電壓穿越結(jié)束，逆變器有功功率恢復(fù)到跌落前的最大功率跟蹤，此時逆變器已經(jīng)工作在穩(wěn)態(tài)，因此調(diào)制方式切換到正常方式。由此可以看到，調(diào)制方式的切換較為平滑，并無電流過沖。

圖13為零電壓穿越恢復(fù)時未采用中點平衡的SVM調(diào)制方式的實驗波形，分別為正負(fù)母線電壓和并網(wǎng)電流ia、ib的波形。低電壓期間，為了保證逆變器的安全可靠運行，采用了提出的冗余零矢量調(diào)制方式，但是低電壓結(jié)束后，立刻切換為穩(wěn)態(tài)時正常的SVM，在電網(wǎng)電壓恢復(fù)后的過程中，由于電網(wǎng)電壓突變引起的并網(wǎng)電流畸變較為嚴(yán)重，常規(guī)SVM對中點的電流的影響增大，容易發(fā)生母線不均衡而引起過壓保護，有可能危害逆變器的可靠運行，所以逆變器在低電壓結(jié)束后的暫態(tài)過程中不能立刻切換為原來穩(wěn)態(tài)的SVM。

圖13　改進前的母線均壓問題Fig.13 DC voltage unbalance with normal SVM

圖14為零電壓穿越中和低電壓恢復(fù)器件采用所提出調(diào)制策略的實驗波形。零穿越低電壓發(fā)生后，母線電壓上升到開路電壓，逆變器在一個周期內(nèi)立刻發(fā)出105%的無功電流，在低電壓期間和有功恢復(fù)的全過程中，正負(fù)母線半壓始終比較一致，不存在不均壓的現(xiàn)象，中點電壓平穩(wěn)，保證了低電壓穿越器件電壓應(yīng)力在安全范圍之內(nèi)。所以采用改進的調(diào)制策略能夠保證T型三電平光伏逆變器在低電壓穿越中安全可靠的運行。

圖14　改進后低電壓穿越的母線均壓與無功電流Fig.14 DC voltages and reactive currents with proposed modulation scheme

4　結(jié)語

基于損耗模型和熱模型，發(fā)現(xiàn)T型三電平逆變器采用常規(guī)調(diào)制方式，在低電壓期間中間管的熱應(yīng)力較大，影響到逆變器的安全可靠運行。本文介紹的改進的調(diào)制方式能夠使得在低電壓期間在功率器件上的損耗分布更為均勻，中間管的最高溫升顯著減小。同時，改進的調(diào)制方式，能夠確保低電壓穿越過程中中點電流在每個開關(guān)周期內(nèi)均為零，實現(xiàn)中點電壓平衡，從而保證了低電壓期間功率器件耐壓的裕量。

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Modulation Scheme for Low Voltage Ride Through of T-type Three-level PV Inverter

YAN Cheng，XU Dehong
（College of Electrical Engineering，Zhejiang University，Hangzhou 310027，China）

Unbalance loss distribution may occur during low voltage ride through（LVRT）of three-level inverter. Based on the loss model and thermal model，the loss distribution of inverter was analyzed. An advanced modulation method was proposed. The loss of devices was redistributed by rearrange redundant vectors in space vector modulation （SVM）. Then，the dynamic neutral voltage balance was considered by eliminating average neutral current every frequency cycle. Both proper loss distribution and the NP voltage balance are obtained. At last，experiment in 500 kW T-type three-level inverter is implemented to verify this method.

photovoltaic；inverter；loss distribution；low voltage ride through

嚴(yán)成

2015-06-18

國家自然科學(xué)基金項目（51277163，51337009）；國家高技術(shù)研究發(fā)展計劃資助項目（SS2012AA053602，SS2012 AA053603）

嚴(yán)成（1987-），男，博士研究生，研究方向：大功率光伏并網(wǎng)逆變器，E-mail∶yan cheng@zju.edu.cn。

徐德鴻（1961-），男，通信作者，博士，教授，研究方向：電力電子技術(shù)、新能源發(fā)電功率變換系統(tǒng)及控制、高功率密度電源，E-mail∶xdh@zju.edu.cn。