MMC功率運(yùn)行區(qū)域分析及環(huán)流切換控制策略

林環(huán)城，王志新

(上海交通大學(xué) 電子信息與電氣工程學(xué)院，上海 200240)

0 引言

模塊化多電平換流器MMC(Modular Multilevel Converter)作為在電壓源型高壓直流輸電VSC-HVDC(Voltage-Source Converter High Voltage Direct Current)系統(tǒng)應(yīng)用中極具吸引力的新型拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，具有諸多優(yōu)良特性，如無(wú)需額外濾波器、運(yùn)行效率高、可靈活調(diào)節(jié)無(wú)功以及具有黑啟動(dòng)能力等[1-3]。針對(duì)MMC的基本結(jié)構(gòu)、運(yùn)行特性、控制策略以及調(diào)制方法等，國(guó)內(nèi)外學(xué)者已開展深入研究并取得了諸多有價(jià)值的學(xué)術(shù)成果和應(yīng)用成果[4-11]。此外，圍繞MMC高效建模、環(huán)流抑制、子模塊電容均壓控制及冗余子模塊配置等方面，也開展了廣泛的研究工作[12-17]。

MMC的功率運(yùn)行區(qū)域主要受變壓器容量、直流側(cè)母線容量、電容電壓波動(dòng)閾值以及系統(tǒng)調(diào)制比限制。由于MMC的輸出相電壓由上、下橋臂電壓的差值決定，因而子模塊電容電壓波動(dòng)將影響其瞬時(shí)可輸出的相電壓幅值。同時(shí)，電容電壓波動(dòng)會(huì)造成直流母線電壓波動(dòng)，在系統(tǒng)調(diào)制比受限的情況下，不同的電容電壓波動(dòng)特性會(huì)改變MMC可運(yùn)行區(qū)域的功率極限。MMC的內(nèi)部環(huán)流決定了橋臂間的能量流動(dòng)，從而影響電容電壓波動(dòng)特性，因此采用不同的環(huán)流控制策略將顯著影響MMC的功率極限。已有MMC環(huán)流控制策略中通常采用環(huán)流抑制的手段[14-15]，即通過(guò)抑制環(huán)流中的負(fù)序二倍頻分量來(lái)平衡MMC交直流側(cè)的能量流動(dòng)，從而達(dá)到減小子模塊電容電壓波動(dòng)的目的。此外，文獻(xiàn)[18]提出了環(huán)流注入控制策略，基于瞬時(shí)功率守恒原理向橋臂中注入二倍頻環(huán)流，減小橋臂整體能量的波動(dòng)，從而進(jìn)一步減小子模塊電容電壓波動(dòng)。

已有研究中對(duì)MMC功率運(yùn)行區(qū)域的關(guān)注較少。文獻(xiàn)[19]研究了交流系統(tǒng)短路比對(duì)MMC功率運(yùn)行區(qū)域的影響，但并未考慮MMC自身參數(shù)及采用的環(huán)流控制策略的影響。文獻(xiàn)[20]研究了不同環(huán)流控制模式下MMC的功率極限，表明注入二倍頻環(huán)流可減小子模塊電容電壓波動(dòng)，從而增大MMC的功率運(yùn)行區(qū)域，然而該文僅考慮了子模塊電容電壓波動(dòng)這一限制條件，未深入分析由二倍頻環(huán)流引入的上下橋臂共模電壓對(duì)輸出特性造成的影響，得出的結(jié)論具有局限性。此外，通過(guò)切換不同的環(huán)流控制策略，可以優(yōu)化MMC的功率運(yùn)行區(qū)域，增大可行工作點(diǎn)的范圍，然而切換工作點(diǎn)的選取原則仍需根據(jù)功率運(yùn)行區(qū)域的分析結(jié)果進(jìn)一步明確。

針對(duì)已有研究的不足，本文研究環(huán)流抑制和環(huán)流注入控制策略對(duì)MMC功率運(yùn)行區(qū)域的影響，通過(guò)分析MMC的動(dòng)態(tài)特性和控制機(jī)理，提出基于系統(tǒng)容量、電容電壓波動(dòng)閾值以及瞬時(shí)最大調(diào)制比的功率運(yùn)行區(qū)域邊界判據(jù)。通過(guò)分析不同環(huán)流控制策略對(duì)子模塊電容電壓波動(dòng)、橋臂共模電壓以及瞬時(shí)調(diào)制比的耦合影響，進(jìn)而確定不同工作點(diǎn)下的最優(yōu)環(huán)流控制策略，為環(huán)流控制模式切換的工作點(diǎn)選取提供依據(jù)。此外，基于模型預(yù)測(cè)控制原理設(shè)計(jì)了電壓預(yù)測(cè)環(huán)流控制器，使所設(shè)計(jì)的環(huán)流控制器滿足交直流分量靈活切換控制的需求。最后，結(jié)合某單一橋臂子模塊數(shù)為20的MMC系統(tǒng)，仿真研究了2種環(huán)流控制策略在不同子模塊電容參數(shù)配置下的功率運(yùn)行區(qū)域，并驗(yàn)證了所述功率運(yùn)行區(qū)域分析方法的正確性和有效性。

1 MMC運(yùn)行機(jī)理分析

1.1 MMC數(shù)學(xué)模型

圖1為本文研究所采用的MMC系統(tǒng)框圖，其中每相由上、下2個(gè)橋臂組成，每個(gè)橋臂包含N個(gè)半橋型級(jí)聯(lián)子模塊和1個(gè)橋臂電感Lb。圖中，Udc為直流母線電壓；usabc、ugabc分別為交流側(cè)相電壓和網(wǎng)側(cè)相電壓；C為子模塊電容；Uc為子模塊電容電壓；R和L分別為交流側(cè)線路的電阻和電感參數(shù)；LAC為交流系統(tǒng)電感。

圖1 MMC系統(tǒng)框圖Fig.1 Block diagram of MMC system

由于圖1所示MMC系統(tǒng)具有三相對(duì)稱特性，因此可建立如圖2所示的單相等效電路對(duì)任一相進(jìn)行分析，分析結(jié)果可推廣至其余兩相。

圖2 MMC單相等效電路Fig.2 Single-phase equivalent circuit of MMC

MMC上、下橋臂的電流可表示為：

(1)

(2)

其中，下標(biāo)j=a,b,c表示對(duì)應(yīng)的相序；下標(biāo)up和low分別表示上、下橋臂；ij為相電流；idiffj為橋臂內(nèi)部電流，包含直流分量idc/3和環(huán)流分量izj。

MMC的外部動(dòng)態(tài)特性方程可表示為：

(3)

其中，ej為MMC內(nèi)部電動(dòng)勢(shì)；usj為交流側(cè)電壓；等效電感L′=L+Lb/2。

MMC的內(nèi)部電壓動(dòng)態(tài)特性方程為：

(4)

1.2 MMC橋臂能量機(jī)理分析

聯(lián)立式(3)和式(4)，可解得MMC上、下橋臂的電壓如下：

(5)

(6)

(7)

其中，udiffj為橋臂內(nèi)部電流在電感上的壓降。

根據(jù)橋臂電流和橋臂電壓，可求得流入各個(gè)橋臂能量的瞬時(shí)功率，再作進(jìn)一步積分，即可得到各個(gè)橋臂總能量，其求解公式如下：

(8)

(9)

(10)

其中，E0為各橋臂能量的初始值；Ucref為子模塊電容電壓的參考值。

為了簡(jiǎn)化分析，假定理想情況下各個(gè)子模塊的電容電壓被良好均衡，即橋臂的總能量被平均分配至各子模塊電容上，由此可得各橋臂子模塊電容電壓的瞬時(shí)平均值為：

(11)

根據(jù)式(11)的計(jì)算結(jié)果，可由上下橋臂波動(dòng)系數(shù)的最大值作為該相子模塊電容電壓波動(dòng)系數(shù)如下：

(12)

1.3 環(huán)流控制機(jī)理分析

若MMCj相穩(wěn)態(tài)輸出相電壓和相電流分別記為ej=Usin(ωt)、ij=Isin(ωt+φ)，則該相橋臂總能量的輸入功率為：

Psj=iupjuupj+ilowjulowj=Udcidiffj-ejij=

(13)

式(13)第3個(gè)等號(hào)右側(cè)第3項(xiàng)為二倍頻分量，在一個(gè)周期內(nèi)的積分為0。通常采用的環(huán)流注入控制策略將Psj的直流分量控制為0，不考慮二倍頻分量，使得橋臂總能量在一個(gè)周期內(nèi)守恒。因此，采用環(huán)流抑制時(shí)，穩(wěn)態(tài)時(shí)橋臂內(nèi)部電流可計(jì)算如下：

(14)

其中，P為有功功率。

采用式(14)進(jìn)行環(huán)流控制時(shí)，橋臂總能量中包含二倍頻波動(dòng)，使得電容電壓波動(dòng)并非最小。文獻(xiàn)[18]根據(jù)瞬時(shí)功率守恒原理，提出二倍頻環(huán)流注入的控制方法，使得式(13)中總功率的瞬時(shí)值為0，從而消除橋臂總能量的二倍頻波動(dòng)，使得電容電壓波動(dòng)進(jìn)一步減小。此時(shí)橋臂內(nèi)部電流為：

(15)

從式(14)、(15)可以看出：環(huán)流抑制模式下橋臂內(nèi)部電流僅包含直流分量，因而穩(wěn)態(tài)時(shí)共模電壓udiffj=0；而采用環(huán)流注入時(shí)，MMC上下橋臂將產(chǎn)生二倍頻共模電壓udiffj。

1.4 瞬時(shí)調(diào)制比計(jì)算

由于MMC運(yùn)行時(shí)子模塊電容電壓會(huì)產(chǎn)生周期性波動(dòng)，導(dǎo)致其可輸出的相電壓在各電平處的幅值并非恒定不變的，而是在所在電平處也發(fā)生周期性波動(dòng)，且波動(dòng)幅度根據(jù)工作點(diǎn)的不同而發(fā)生變化。由此定義MMC上、下橋臂電壓的瞬時(shí)調(diào)制比分別為kupj、klowj，又根據(jù)電容電壓的瞬時(shí)值，可得到如下關(guān)系式：

(16)

kj=max(kupj,klowj)

(17)

其中，uupj、ulowj分別根據(jù)式(5)、式(6)計(jì)算得到；kj為對(duì)應(yīng)工作點(diǎn)下調(diào)制比的最大值。

1.5 功率運(yùn)行區(qū)域邊界條件

MMC的功率運(yùn)行區(qū)域受子模塊電容電壓波動(dòng)閾值、最大調(diào)制比以及系統(tǒng)容量限制。穩(wěn)態(tài)時(shí)MMC的子模塊電容電壓波動(dòng)會(huì)隨著運(yùn)行容量的增大而增大，而當(dāng)電容電壓波動(dòng)過(guò)大時(shí)，除了會(huì)影響輸出相電壓的特性，還會(huì)造成直流母線電壓紋波增大，因而需將子模塊電容電壓波動(dòng)限制在合適的范圍內(nèi)。同時(shí)，為保證變流器工作于線性調(diào)制區(qū)，MMC的電壓調(diào)制比通常應(yīng)小于1，當(dāng)調(diào)制比選取過(guò)大時(shí)系統(tǒng)無(wú)法輸出對(duì)應(yīng)的電壓，將使系統(tǒng)產(chǎn)生振蕩甚至無(wú)法保持穩(wěn)定。此外，在確定的電壓等級(jí)下，變流器及輸電線路的載流能力受到限制，可通過(guò)額定容量表征這一限制條件。

通過(guò)上述分析，建立MMC功率運(yùn)行區(qū)域邊界條件如下：

(18)

其中，SN為系統(tǒng)的額定容量；ΔUcmax為子模塊電容電壓允許波動(dòng)閾值；kmax為系統(tǒng)最大調(diào)制比。

2 基于電壓預(yù)測(cè)的環(huán)流控制器

根據(jù)前述分析，可以確定不同環(huán)流控制模式的功率運(yùn)行區(qū)域，通過(guò)在不同工作點(diǎn)下進(jìn)行環(huán)流控制模式切換，可以優(yōu)化功率運(yùn)行區(qū)域使之達(dá)到最大。由于不同環(huán)流控制模式下需分別將環(huán)流控制為直流分量和二倍頻交流分量，為此本文基于模型預(yù)測(cè)控制原理，設(shè)計(jì)了電壓預(yù)測(cè)環(huán)流控制器，使得系統(tǒng)可在不同環(huán)流控制模式下直接靈活切換，避免傳統(tǒng)比例積分PI(Proportional Integral)控制需要坐標(biāo)變換且參數(shù)整定復(fù)雜等問(wèn)題。

(19)

(20)

(21)

若子模塊電容電壓被良好均衡，則t+Ts時(shí)刻該相上、下橋臂需開通子模塊的數(shù)量分別為：

(22)

圖3為采用本文環(huán)流控制策略的完整MMC控制框圖。其中，上標(biāo)*表示參考值給定；id、iq為dq坐標(biāo)系下的相電流分量；usd、usq為dq坐標(biāo)系下的相電壓分量；Ucji為各子模塊電容電壓。采用電壓預(yù)測(cè)控制可以避免傳統(tǒng)電流預(yù)測(cè)控制需建立代價(jià)方程并多次比較計(jì)算的弊端，簡(jiǎn)化控制過(guò)程，并滿足環(huán)流交直流分量的靈活切換控制。

圖3 MMC控制框圖Fig.3 Control diagram of MMC

3 算例分析

根據(jù)前述分析，本文以圖1所示的MMC系統(tǒng)為例，通過(guò)在MATLAB/Simulink系統(tǒng)搭建MMC電磁暫態(tài)詳細(xì)仿真模型，結(jié)合仿真結(jié)果和數(shù)值計(jì)算分析，對(duì)不同環(huán)流注入模式下的功率運(yùn)行區(qū)域進(jìn)行了分析研究。系統(tǒng)額定容量SN=20 MV·A，子模塊電容電壓允許波動(dòng)閾值ΔUcmax=10 %，系統(tǒng)最大調(diào)制比kmax=0.95，交流側(cè)線電壓有效值Us=10 kV，直流電壓Udc=20 kV，采樣頻率fs=10 kHz，橋臂子模塊數(shù)N=20，變壓器變比為10 kV/35 kV，子模塊電容電壓Uc=1 kV，橋臂電感Lb=15 mH，交流側(cè)電感L=10 mH，交流側(cè)電阻R=0.1。

圖4 環(huán)流抑制模式功率運(yùn)行區(qū)域Fig.4 P-Q operating region of circulating current elimination

3.1 功率運(yùn)行區(qū)域分析

圖4為采用傳統(tǒng)環(huán)流抑制控制策略時(shí)，MMC系統(tǒng)在不同子模塊電容參數(shù)設(shè)置下所對(duì)應(yīng)的功率運(yùn)行區(qū)域。圖中，虛線表示額定容量確定的邊界，其邊界條件為SN=20 MV·A；三角標(biāo)記曲線表示由子模塊電容電壓允許波動(dòng)閾值確定的邊界，其邊界條件為ΔUcmax=10%；圓圈標(biāo)記曲線表示由最大調(diào)制比確定的邊界，其邊界條件為kmax=0.95；陰影部分表示最終確定的MMC功率運(yùn)行區(qū)域。由于相同容量下不同工作點(diǎn)時(shí)系統(tǒng)的工作電流基本不變，因此由額定容量確定的功率運(yùn)行區(qū)域在有功功率和無(wú)功功率的正負(fù)半軸基本保持對(duì)稱。

根據(jù)圖4可以分析子模塊電容變化對(duì)功率運(yùn)行區(qū)域的影響。相同容量下，MMC在發(fā)出或吸收純粹有功功率時(shí)的子模塊電容電壓波動(dòng)要小于發(fā)出或吸收純粹無(wú)功功率的情況，因此由子模塊電容電壓波動(dòng)確定的有功功率的極限要大于無(wú)功功率的極限。當(dāng)子模塊電容選取過(guò)小時(shí)(本算例中C=5 000 μF)，子模塊電容電壓波動(dòng)較大，系統(tǒng)在較小容量時(shí)即達(dá)到最大電容電壓波動(dòng)幅度，此時(shí)系統(tǒng)的整體功率運(yùn)行區(qū)域由子模塊電容電壓波動(dòng)閾值決定，且會(huì)明顯小于額定容量。隨著子模塊電容電壓的增大，由電容電壓波動(dòng)閾值決定的運(yùn)行區(qū)域也不斷增大，系統(tǒng)的整體功率運(yùn)行區(qū)域也轉(zhuǎn)而由電容電壓波動(dòng)閾值、最大調(diào)制比以及額定容量共同決定。若進(jìn)一步增大子模塊電容，此時(shí)由電容電壓波動(dòng)閾值確定的區(qū)域?qū)⒊鱿到y(tǒng)的額定容量，此時(shí)系統(tǒng)的功率運(yùn)行區(qū)域主要由最大調(diào)制比以及額定容量共同決定，這表明此時(shí)系統(tǒng)的電容參數(shù)設(shè)置出現(xiàn)冗余。因而通過(guò)本文分析方法，可以根據(jù)系統(tǒng)的規(guī)劃容量合理選取子模塊電容參數(shù)，避免過(guò)度冗余的設(shè)計(jì)降低經(jīng)濟(jì)性。

最大調(diào)制比對(duì)功率運(yùn)行區(qū)域的限制主要在第1、2象限，其在第3、4象限的運(yùn)行范圍通常會(huì)超出額定容量和子模塊電容電壓波動(dòng)所確定的區(qū)域。不考慮MMC作為無(wú)功補(bǔ)償器等特殊設(shè)備的情形，通常變流器系統(tǒng)傳輸?shù)臒o(wú)功容量要顯著小于有功容量，而額定容量的設(shè)置也以滿足有功容量為主要前提，額定無(wú)功容量通常不必達(dá)到額定容量。若要使系統(tǒng)發(fā)出無(wú)功容量也達(dá)到額定容量，則根據(jù)圖4的分析結(jié)果可知，需要顯著增大換流器的額定電壓，降低橋臂電抗參數(shù)，此時(shí)在靠近第3、4象限的工作點(diǎn)上系統(tǒng)配置將出現(xiàn)明顯冗余，由調(diào)制比確定的可運(yùn)行范圍顯著超出額定容量的范圍，無(wú)法保證經(jīng)濟(jì)性。這是由于系統(tǒng)與網(wǎng)側(cè)交換有功功率或向網(wǎng)側(cè)發(fā)出無(wú)功功率時(shí)(工作點(diǎn)位于第1、2象限)，隨著容量的增大，所需要的內(nèi)部電動(dòng)勢(shì)幅值增大，且發(fā)出無(wú)功功率時(shí)增大尤為明顯，此時(shí)將迅速達(dá)到調(diào)制比的上限；而MMC從網(wǎng)側(cè)吸收無(wú)功功率時(shí)，隨著容量的增大，所需要的內(nèi)部電動(dòng)勢(shì)幅值減小，即所需的調(diào)制比反而下降。

圖5為采用二倍頻環(huán)流注入控制策略時(shí)，MMC系統(tǒng)在不同子模塊電容參數(shù)設(shè)置下所對(duì)應(yīng)的功率運(yùn)行區(qū)域，其邊界條件與圖4中設(shè)置相同。注入環(huán)流的大小受功率工作點(diǎn)影響，不同工作點(diǎn)下由于其瞬時(shí)功率波動(dòng)情況不同，注入的環(huán)流的幅值和相位特性也會(huì)發(fā)生變化。對(duì)比圖4可以看出，采用環(huán)流注入控制策略后，由于子模塊電容電壓波動(dòng)減小，在相同子模塊電容參數(shù)下，對(duì)應(yīng)由子模塊電容電壓波動(dòng)決定的功率運(yùn)行區(qū)域明顯增大。但是，由于環(huán)流注入引入了二倍頻共模電壓，在相同工作點(diǎn)下，環(huán)流注入控制將使得調(diào)制電壓范圍增大，導(dǎo)致所需調(diào)制比超出上限或低于下限，因而縮小了滿足調(diào)制比限制的運(yùn)行區(qū)域。從圖5可以看出由調(diào)制比決定的運(yùn)行區(qū)域相比圖4顯著縮小。

通常而言，若系統(tǒng)的子模塊電容參數(shù)選取較小會(huì)導(dǎo)致功率運(yùn)行區(qū)域主要受電容限制，此時(shí)采用環(huán)流注入相對(duì)環(huán)流抑制可增大功率運(yùn)行區(qū)域(如圖4(a)、圖5(a)所示)；隨著子模塊電容的增大，環(huán)流注入控制相比環(huán)流抑制控制會(huì)減小MMC在第1、2象限的運(yùn)行區(qū)域，并增大在第3、4象限的運(yùn)行區(qū)域(如圖4(b)、圖5(b)所示)；若子模塊電容參數(shù)設(shè)置已經(jīng)出現(xiàn)冗余，則采用環(huán)流注入控制時(shí)，盡管電容電壓波動(dòng)減小，但由于調(diào)制比的影響其整體運(yùn)行區(qū)域反而減小(如圖4(c)、圖5(c)所示)。

從功率運(yùn)行區(qū)域角度出發(fā)，根據(jù)上述分析方法，可以確定不同工作點(diǎn)下的最優(yōu)環(huán)流控制策略，從而擴(kuò)大整體功率運(yùn)行區(qū)域，具體的切換原則為：在環(huán)流注入和環(huán)流抑制模式下重疊的功率運(yùn)行區(qū)域中，通常采用環(huán)流抑制模式以減小橋臂電流有效值，減小運(yùn)行損耗；在2種環(huán)流控制模式各自獨(dú)立的功率運(yùn)行區(qū)域中，切換至對(duì)應(yīng)的環(huán)流控制模式，滿足穩(wěn)定運(yùn)行需求。

3.2 環(huán)流切換控制驗(yàn)證

為了驗(yàn)證上述分析結(jié)果，在設(shè)定子模塊電容為10 000 μF時(shí)，選取第1象限工作點(diǎn)P=5 MW、Q=4 Mvar和第4象限工作點(diǎn)P=15 MW、Q=-10 Mvar，對(duì)2個(gè)工作點(diǎn)下的環(huán)流控制模式切換進(jìn)行仿真研究，仿真結(jié)果分別如圖6和圖7所示。

圖6 環(huán)流控制模式切換仿真結(jié)果Fig.6 Simulative results of circulating current control mode switching

圖7 環(huán)流控制模式切換仿真結(jié)果Fig.7 Simulative results of circulating current control mode switching

圖6中，t=0.2 s時(shí)系統(tǒng)以環(huán)流抑制模式運(yùn)行于穩(wěn)態(tài)，此時(shí)系統(tǒng)工作點(diǎn)為P=5 MW、Q=4 Mvar。根據(jù)圖4(b)可知該工作點(diǎn)位于功率運(yùn)行區(qū)域中，從圖6結(jié)果可以看出此時(shí)MMC環(huán)流被有效抑制，子模塊電壓被良好均衡，且波動(dòng)系數(shù)小于0.1，橋臂調(diào)制電壓也在允許范圍內(nèi)，系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行。當(dāng)t=0.3 s時(shí)，系統(tǒng)在相同工作點(diǎn)下切換為環(huán)流注入模式，注入的環(huán)流幅值約為98 A，從圖5(b)可知此時(shí)該工作點(diǎn)超出了功率運(yùn)行區(qū)域。對(duì)應(yīng)地，從圖6可知盡管注入二倍頻環(huán)流后MMC的子模塊電容電壓波動(dòng)顯著減小，但是a相上橋臂調(diào)制電壓中由于疊加了二倍頻共模電壓而產(chǎn)生了實(shí)際無(wú)法調(diào)整生成的負(fù)向電壓，系統(tǒng)此時(shí)無(wú)法保持穩(wěn)定而產(chǎn)生了小幅振蕩，這在圖6(d)的功率響應(yīng)波形中也得到反映。

圖7中，t=0.2 s時(shí)系統(tǒng)以環(huán)流注入模式運(yùn)行于穩(wěn)態(tài)，此時(shí)系統(tǒng)工作點(diǎn)為P=15 MW、Q=-10 Mvar，注入的環(huán)流幅值約為282 A。根據(jù)圖5(b)可知該工作點(diǎn)位于功率運(yùn)行區(qū)域中，從圖7可以看出此時(shí)二倍頻環(huán)流作用下，子模塊電容電壓波動(dòng)系數(shù)仍在0.1范圍內(nèi)，且系統(tǒng)可以保持穩(wěn)定運(yùn)行。當(dāng)t=0.3 s時(shí)，系統(tǒng)在相同工作點(diǎn)下切換為環(huán)流抑制模式，從圖4(b)可知此時(shí)該工作點(diǎn)超出了功率運(yùn)行區(qū)域。對(duì)應(yīng)地，盡管此時(shí)系統(tǒng)橋臂調(diào)制電壓的最大范圍縮小，且功率傳輸平穩(wěn)，但是環(huán)流抑制作用下子模塊電容電壓波動(dòng)明顯增大，超出了允許范圍，使得該工作點(diǎn)無(wú)法滿足功率運(yùn)行區(qū)域的要求。前后對(duì)比驗(yàn)證表明，本文所述功率運(yùn)行區(qū)域的計(jì)算方法是準(zhǔn)確有效的，通過(guò)這一研究方法，可為不同工作點(diǎn)下最優(yōu)環(huán)流控制策略的選取提供參考依據(jù)，使得系統(tǒng)整體功率運(yùn)行區(qū)域達(dá)到最優(yōu)。

4 結(jié)論

本文基于對(duì)MMC能量流動(dòng)和環(huán)流控制機(jī)理的分析，以系統(tǒng)的額定容量、子模塊電容電壓允許波動(dòng)閾值及最大調(diào)制比為邊界條件，提出了MMC功率運(yùn)行區(qū)域的確定方法，通過(guò)本文分析方法可以確定子模塊電容參數(shù)最優(yōu)配置，避免過(guò)度冗余設(shè)計(jì)。通過(guò)對(duì)環(huán)流抑制和環(huán)流注入模式下MMC功率運(yùn)行區(qū)域的研究，結(jié)果表明：相比環(huán)流抑制，環(huán)流注入控制在子模塊電容較小時(shí)可以擴(kuò)大功率運(yùn)行區(qū)域，而當(dāng)子模塊電容參數(shù)設(shè)置出現(xiàn)冗余，環(huán)流注入會(huì)縮小功率運(yùn)行區(qū)域?；诒疚姆椒?，可在不同工作點(diǎn)下切換至最優(yōu)的環(huán)流控制策略，達(dá)到使功率運(yùn)行區(qū)域最大的優(yōu)化控制目標(biāo)。