摘要：基于电网换相换流器(linecommutatedconverter,LCC)和电压源型换流器(voltagesourceconverter,VSC)的混合直流输电技术结合了LCC的经济优势和VSC的技术优势。本文针对常规直流工程改造，首先给出了受端LCC改造成真双极和伪双极VSC两种主回路拓扑结构，并对两者的工程改造范围和工程改造量进行了对比分析，指出了真双极和伪双极结构作为改造拓扑的优缺点。然后，通过对国内外模块化多电平换流器(modularmultilevelconverter,MMC)拓扑及其变结构拓扑的调研，详细研究了5类MMC优化拓扑结构在直流故障清除、送端交流故障功率不间断、低电压运行、潮流反转等方面的技术特性以及在改造成本、运行损耗等经济方面的优劣性，并直观地对比总结了5类MMC优化拓扑的综合特性，为未来MMC技术在常规直流输电系统受端换流阀改造中的应用提供了技术参考。

关键词：常规直流；混合直流；电网换相换流器；模块化多电平换流器；改造DOI：10.13335/j.1000-3673.pst.2017.0161

0引言

自1954年瑞典哥特兰岛直流输电工程投运以来，世界各国已有上百个基于电网换相换流器的直流输电（linecommutatedconverterbasedhighvoltagedirectcurrent，LCC-HVDC）工程建成投运。我国自1989年舟山直流输电工程投运以来，已有近三十年的高压直流输电发展历史[1-2]。伴随主设备老化、辅助系统损坏、接地极腐蚀严重等问题接踵而至，较为早期的直流输电系统正面临着技术升级、设备改造等问题，以保障直流输电系统的可靠运行。近年来，基于电压源型换流器的直流输电（voltagesourceconverterbasedhighvoltagedirectcurrent，VSC-HVDC）技术得到了迅猛发展，目前已广泛应用于可再生能源并网、孤岛供电等领域[3-4]。其中，模块化多电平换流器（modularmultilevelconverter，MMC）更以开关损耗小、扩展性强、无需IGBT直接串联均压技术等优点备受青睐[4]。相比于LCC-HVDC技术，VSC-HVDC具有有功无功解耦控制、无换相失败风险等优势，但由于目前IGBT造价昂贵，VSC-HVDC经济性相对较差。结合LCC的经济优势和VSC的技术优势，一端采用LCC另一端采用VSC的混合直流输电技术为常规直流输电系统的改造提供了一种技术方案[5-6]。针对一端LCC一端VSC的混合直流输电系统，文献[7]较早提出了送端采用LCC受端采用两电平VSC的拓扑形式，并对系统工作原理和技术特点进行了研究分析。文献[8-10]针对直流故障自清除等问题，提出受端采用MMC变结构的混合直流技术方案。文献[11-12]分别针对多端直流和直流电网应用场景，提出了多换流器混合连接的结构方式。针对风电等新能源输电场景，文献[13-14]提出新能源端采用VSC，受端采用LCC的混合直流输电技术。文献[15-16]利用VSC伪双极拓扑结构，提出了受端采用VSC馈入无源网络的控制策略以及送端采用VSC受端采用LCC的启动策略。当前，已投运的常规直流输电系统主要用于远距离输电、异步电网互联、向岛屿供电等应用场景，受端改造成VSC的优势将明显好于送端改造，如避免换相失败，向无源网络供电等。因此，本文所讨论的常规直流输电改造仅限送端沿用LCC，受端改造成VSC的混合直流输电技术。

1主回路拓扑结构

目前，已投运的LCC-HVDC绝大部分都采用真双极大地回线的拓扑形式[2]。改造成混合直流输电系统后，VSC端可采用真双极[17]和伪双极[18]两种拓扑结构，其结构示意图分别如图1(a)和(b)所示。送端LCC由双极中性点接地的12脉动或6脉动换流器（连接上海和嵊泗的芦嵊直流采用6脉动换流器结构）构成。真双极结构中，VSC由两组换流器串联构成，两组换流器之间的中性点接地，可运行于双极平衡、双极不平衡、单极大地回线等方式，运行可靠性高，但是换流变压器存在直流电压偏置问题。伪双极结构中，VSC仅含一组换流器，直流出口侧无接地点，换流变压器不存在直流电压偏置问题。由于不具备双极接线方式的单极运行模式，因此伪双极结构运行可靠性不高。另外，受限于单换流器输送容量有限，伪双极更适用于小容量直流输电系统。

2改造范围比较

本文仅限受端改造，因此，送端LCC和直流线路等设备的改造或扩容以及升压，均不在本文考虑范围内。受端从LCC改造成VSC，根据VSC的主接线特点，涉及改造或新增的主要设备有：1）换流阀；2）控保系统；3）换流变压器；4）桥臂电抗器；5）启动电阻器；6）电压电流互感器；7）避雷器；8）阀冷设备等。换流阀、控保系统、桥臂电抗器、启动电阻器和阀冷系统是VSC所特有的设备，在改造过程中必须新增。伪双极结构与原受端差异较大，尤其是涉及到直流电压偏置方面的设备，需要更换的较多。真双极结构能够沿用部分电压电流互感器以及避雷器，尤其是直流极线和接地极上的相关设备。对于真双极结构而言，VSC侧换流器的个数可与原LCC6脉动换流器的个数相一致，假设单个6脉动换流器的阀侧线电压有效值为Uv，输出的直流电压为Ud，则存在如下关系式[1]：d32(coscos())2vUU???????(1)其中，α为触发角，μ为换相重叠角。在正常运行情况下，假设α=15°，μ=20°，式(1)可改写为Ud=1.205Uv。假设改造后的VSC要继续沿用该换流变压器，那么在该变比下，VSC电压调制比m[3]为：d2/3=1.355/2vUmU?(2)可见，VSC将处于过调制运行状态。虽然VSC可利用全桥子模块（full-bridgesub-module，FBSM）的负电平输出能力实现过调制运行，但伴随而来的是投资成本和运行损耗的增加。因此，真双极结构中原换流变压器不建议重新使用。实际上，待改造的LCC一般主设备或老化或已近服役期限，可利用时间有限；另外，由于VSC和LCC技术差异性较大，改造后系统的过电压和过电流特性存在明显不同，需要仔细校核现有设备的适用性。因此，受端LCC改造成VSC时，更为可能的方式为全站设备更新。如此，伪双极结构的改造价格将明显低于真双极结构：1）换流阀方面，在相同冗余度的情况下，伪双极与真双极结构的子模块个数相同，造价相同；2）控保方面，伪双极的阀控设备相比真双极减少一套；3）换流变压器方面，真双极结构需要多个且具有承受直流电压偏置能力的换流变压器，伪双极结构仅需一个容量较大的联结变压器，造价和占地面积均低于前者；4）启动电阻、电压电流互感器和避雷器方面，伪双极相比真双极均减少一半。另外，VSC和LCC阀结构完全不同，阀厅（承重，构造）也需要改造。由于绝缘需要，不同桥臂间的阀塔需要间隔一定的距离，真双极拥有较多桥臂，因此在阀厅占地方面，真双极将明显多于伪双极。

3VSC拓扑方案

两、三电平VSC存在IGBT串联均压、一致触发等问题，制造运行难度较大，尤其是在高压大容量方面，因此，本文只针对采用模块化多电平技术的换流器进行讨论。基于半桥子模块的MMC（half-bridgesub-module(HBSM)basedMMC，H-MMC）为最早提出的模块化多电平结构，如附录A图A1所示，具有结构简单、易扩展等优异特性，目前已被广泛应用于实际工程。但是，H-MMC不具有直流故障自清除能力，严重限制了其在架空线等场合的应用和发展。为提升MMC的直流故障处理能力，至目前为止，已有较多文献从子模块优化、拓扑改造等方面入手，提出了多种方案，可以分为以下几类：1）HBSM和具有直流故障清除能力的子模块混合型MMC[9,20-27]（hybridMMC）；2）全桥MMC[28-29]（FBSMbasedMMC，F-MMC）；3）桥臂交替导通多电平换流器[30-32]（alternativearmmultilevelconverter，AAMC）和混合级联多电平换流器[33-35]（hybridcascadedmultilevelconverter，HCMC）；4）二极管阻断型MMC[8,36]（MMCwithdiodes，D-MMC）；5）LCC和H-MMC混合串联[37-38]。

3.1HBSM和具有直流故障清除能力的子模块混合型MMC具有直流故障清除能力的子模块还可以分为含负电平子模块[20,22-24]（sub-modulewithnegativelevel，WNSM）和不含负电平子模块[20-23,27]（sub-modulewithoutnegativelevel，WTNSM）两类，其区别在于子模块是否能够输出负电平。FBSM和交叉连接型子模块（cross-connectedsubmodule，CCSM）属于WNSM，拓扑结构如附录A图A2(a)和(b)所示。FBSM通过对IGBT的控制，可以输出0、Uc、-Uc三种电平。闭锁状态下，FBSM的电流回路如图A2(a)红色虚线和蓝色虚线所示，对外等效为电容与二极管串联形式，电容在故障回路中提供反电势，迅速阻断故障电流。CCSM可以输出0、±Uc、±2Uc五种电平。闭锁状态下，CCSM的电流回路如图A2(b)红色虚线和蓝色虚线所示，对外等效为两电容与二极管串联形式。CCSM的T5和T6需要承受2Uc的电压差，因此，T5和T6实际是由两个IGBT串联而成，CCSM每个电平的等效IGBT个数与FBSM相同。目前，WTNSM种类较多但在运行特性方面差异不大，较为经典的有箝位双子模块（clampdoublesub-module，CDSM）、类全桥子模块（simpleFBSM，SFBSM）等。以SFBSM为例，其拓扑结构如附录A图A3所示，与FBSM相比，SFBSM少了一个IGBT器件T3，因而只具有0，Uc两种电平输出能力。SFBSM闭锁后，由于二极管和电容构成的通路与FBSM相同，因此，SFBSM具有与FBSM相同的直流故障清除能力。无论是WNSM还是WTNSM，当整个换流器都采用相同的子模块时，换流器闭锁状态下的电容反电势均会超出交流线电压幅值。因此，采用与HBSM混合的方式不仅能够满足直流故障清除的目的，还能够减少IGBT的使用个数，降低投资成本和运行损耗。由HBSM+WTNSM和LCC构成的混合直流运行特性如下：（1）HBSM+WTNSM受电压调制比限制，允许的直流电压下降程度有限，当送端LCC所在的交流系统发生故障，尤其是交流电压跌落较为严重时，LCC侧直流电压将随之下降，从而，将出现受端直流电压高于送端的现象。因LCC晶闸管的单向导通特性，直流电流将快速下降至0，出现功率传输中断。功率传输中断时间几乎与故障持续时间相同。（2）LCC只具有直流电压反向能力，HBSM+WTNSM只具有直流电流反向能力，因此，该混合直流方案不具有潮流快速反转能力，只能通过开关的停电倒闸操作实现潮流反转。（3）当HBSM+WTNSM应用于伪双极结构且直流线路发生单极接地故障时，受端受电压调制比限制等因素，极间电压将维持于额定电压附近。因此，非故障极直流电压将被抬升至2倍左右，同时，该电压将施加于LCC侧非故障极换流器上，对LCC侧相关设备、输电线路以及避雷器带来较大过电压冲击。需要建立准确的仿真模型来评估改造后直流系统的过电压水平，校核现有避雷器参数是否适用，以及评估输电线路的绝缘强度。尤其是对于长期使用且因锚害等因素已有多个接头的海底电缆而言，本身绝缘特性已明显下降，近2倍的过电压容易导致非故障极海缆绝缘击穿，引发二次故障。由HBSM+WNSM构成的MMC具有降直流电压运行能力。该能力与HBSM和WNSM的等效电平（等效电平=子模块个数×子模块最大正(负)电平）成正比。假设一个桥臂内，HBSM的等效电平为Nh，WNSM的等效电平为Nn，那么，Nh=Nn表明MMC具有直流电压降低至0的能力，Nh<Nn表明MMC具有直流电压反向能力。因此，（1）对于HBSM+WTNSM所遇到的送端LCC交流系统故障功率传输中断和潮流不能快速反转等问题，HBSM+WNSM可根据子模块比例的不同，实现相应的功能（不同比例对应于不同的投资成本和运行损耗）；（2）当HBSM+WNSM应用于伪双极结构时，直流线路单极接地故障后，MMC可通过对直流电压的控制，实现2倍过电压的快速消除。虽然，受控制延时等影响，直流系统仍可能会出现瞬间2倍过电压现象，但相较于闭锁换流阀再断开交流开关这种用时较长的传统方式，直接电压控制会使得过电压严重情况明显缓解。

3.2F-MMCF-MMC可视为HBSM+FBSM内Nh=0的情况，因此，具备上述HBSM+WNSM的所有优点。相比于子模块混合结构，F-MMC增加了IGBT个数和运行损耗，经济性有所下降，但随之而来的是性能的提升。F-MMC在具备电流反向能力的同时还具有直流全电压反向能力，能够满足潮流的快速满额反转，系统可运行于多种直流电压等级状态。采用F-MMC的混合直流输电系统具备两种直流故障清除方法：1）直流故障发生后，将LCC触发角增大至120°~150°，同时闭锁F-MMC，若直流系统要执行重启动，则将LCC触发角移相至90°以下某一个较大的角度值以判断故障还是否存在，再按正常流程恢复系统运行；2）直流故障发生后，将LCC触发角增大至120°~150°，控制F-MMC直流电压为0，此时F-MMC可继续为交流系统提供无功支撑，系统运行更为灵活。若直流系统要执行重启动，则将F-MMC的直流电压指令值调整至一个较小值（如0.05pu），若直流电流维持为0不变，则故障已消失，否则，故障仍存在。方法2在直流故障期间F-MMC不闭锁，对受端交流系统的支援更为有利。HBSM+WNSM中，Nh≤Nn的情况，方法2同样适用。

3.3AAMC和HCMC附录A图A4和图A5分别给出了AAMC和HCMC两种换流器拓扑结构。AAMC和HCMC均包含由IGBT串联组成的导通开关和FBSM级联而成的整形电路。AAMC的整形电路与导通开关成串联形式，构成桥臂；HCMC的整形电路位于交流侧，导通开关直接构成桥臂。HCMC中的导通开关存在同步触发等问题，需要硬开通、硬关断，与两电平VSC相同。目前全世界只有ABB等几个厂家具有较为完备的制造能力，本文不再对其展开讨论。AAMC需要导通开关与整形电路相互协调来完成能量的平稳传输。导通开关一般只在两端电压过零点附近开通或关断，从而实现了电压的软通断，电压应力小。另外，与HCMC相比，AAMC内的导通开关每个工频周期仅需通断一次，开关频率要求低且损耗小。因此，从制造工艺的难易程度来看，AAMC相比于HCMC更具推广前景。AAMC中由于导通开关承受一部分直流电压，因而FBSM的使用个数能够相应减少。极限条件下，导通开关可以承受一半的直流电压，AAMC的子模块数量与F-MMC(或H-MMC)相比减少了一半，在经济性上明显优于F-MMC。假设H-MMC每个桥臂包含N个HBSM（即2N个IGBT，N个电容），且AAMC中无论是导通开关还是FBSM，所有的IGBT都采用具有相同承压能力的产品型号，则AAMC每个桥臂包含近0.5N个FBSM和0.5N个串联而成的IGBT（即2.5N个IGBT和0.5N个电容），因此，AAMC相比于H-MMC增加了0.5N个IGBT但减少了0.5N个电容。若不考虑AAMC导通开关特殊工艺所需的额外费用，仅从目前一个子模块电容的价格占单个HBSM一半造价的现状来看，AAMC的投资成本反而低于H-MMC，具有较好经济性。由于AAMC整形电路采用FBSM，具有负电平输出能力，因此，AAMC能够降压运行，最低可至0，但不能运行于反向电压状态。因此，LCC-AAMC除不能实现功率快速反转外，送端交流系统故障功率中断、直流故障自清除等问题均能有效解决，运行方式较为灵活。

3.4二极管阻断型MMC附录A图A6给出了D-MMC的结构示意图，在H-MMC直流出口处串联了大功率二极管阀组。当直流线路故障时，H-MMC内交流系统与直流故障点流经换流阀的故障电流回路被二极管阀组阻断，直流故障得以清除。二极管阀组造价便宜且无需控制设备，具有较好的经济性，但直流故障阻隔阶段，二极管两端需要承受直流系统级的反向电压，对二极管阀组的承压及与之配合的避雷器参数配置提出了要求，在设计阶段应给予充分考虑。受限于二极管阀组的单向导通性，D-MMC只能作为功率受端，因此，LCC-D-MMC不具备功率反转能力。在降电压运行等灵活性方面，D-MMC等同于H-MMC，逊色于HBSM+WNSM。因此，LCC-D-MMC存在送端交流系统故障功率中断问题；当D-MMC采用伪双极结构时，直流线路单极故障会引发非故障极直流过电压。

3.5LCC和H-MMC混合串联文献[37-38]给出了一种LCC与H-MMC串联构成一极阀组的拓扑结构，如附录A图A7所示。LCC具有直流电流单向、直流电压可反向特性，H-MMC具有直流电压单向、直流电流可反向特性。因此，结合换流阀旁通开关倒闸等措施，LCC+H-MMC结构具有多种运行模式，且能低电压运行。从文献[38]的研究成果可以看出，采用LCC+H-MMC的混合直流输电系统不仅具备直流故障自清除能力，还能有效解决送端交流故障功率传输中断问题。相比于H-MMC，LCC造价便宜，LCC+H-MMC的造价明显少于纯粹的H-MMC。但是，LCC伴随有交直流谐波，需要添加交流滤波器和直流滤波器，导致换流站占地面积增加。在功率快速反转方面，图A7中的LCC可电压反向运行于整流状态，但H-MMC降压运行能力有限，若LCC运行于最大反向电压而H-MMC运行于最小直流电压（最大电压调制比）状态时，LCC+H-MMC具有一定的功率反转能力，此时LCC处于整流送功率状态，H-MMC处于逆变吸功率状态，两者的功率差为潮流反转功率。为进一步提升功率反转能力，可借鉴文献[39-40]的做法，将HBSM的旁通晶闸管改为双向晶闸管，在需要潮流反转的时候，闭锁H-MMC，断开交流开关并将双向晶闸管触发导通，此时H-MMC直流侧处于短路状态，由LCC提供50%及以上的反转功率。LCC馈入受端易受交流系统故障影响引发换相失败。从LCC换相失败的本质可知，换相失败期间LCC一相的上下桥臂都处于导通状态，致使LCC直流侧近似短路，直流电压将直接施加于H-MMC上，导致H-MMC直流侧过电压（近两倍过电压）引发子模块电容电压抬升，因此，要在H-MMC直流侧并联避雷器组，并校核相关绝缘参数。

4拓扑方案比较

通过上述分析，表1统计了各种换流器拓扑结构的定性比较结果。从表1的最后一行“改造成本”来看，D-MMC以左价格偏低，以右价格偏高。D-MMC相比于H-MMC增加了造价较为便宜的二极管阀组，同时增加了故障自清除能力，但是其他方面的运行特性并未优化，二者特性相似造价差异不大。LCC+H-MMC改造费用最低、运行损耗最低，同时与H-MMC相比，除谐波和换相失败风险外，各项运行特性均优于H-MMC。虽然交直流滤波器会增加换流站面积，但原LCC本就配有滤波场，可直接沿用原先的交流场和直流场空间，无需考虑额外征地。如前文所述，AAMC的导通开关具有软通断特性，若导通开关制造工艺成熟，AAMC的造价将小于H-MMC，除运行损耗稍高外，AAMC的各项运行特性均优于H-MMC。F-MMC是所有拓扑方案中运行特性最好，但价格和损耗最高的拓扑方式。从H-MMC到HBSM+WNSM再到F-MMC，换流阀使用的IGBT个数逐渐增加，造价和运行损耗也逐个提高，同时，运行性能逐渐提升。常规直流改造可依据投资成本、功能需求、运行可靠性、控制灵活性等因素进行拓扑选型，以满足实际工程需要，并兼和性价比。

5结论

采用VSC类换流器对常规直流受端进行改造能够提升受端电网的运行灵活性和可靠性，但是，在不同的接线方式以及诸多的换流阀拓扑结构中，并非所有拓扑都适用。受端换流器改造可采用伪双极和真双极两种结构形式。虽然真双极结构能够沿用部分电压电流互感器和避雷器，但从整体改造费用而言，真双极结构仍将高于伪双极结构。受限于单换流器输送容量，伪双极结构一般只适用于小容量直流输电系统。伪双极结构直流线路发生单极接地故障时，非故障极直流电压将被瞬间抬升至2倍左右，对原有设备产生过电压冲击。虽然采用AAMC、F-MMC等具备直流电压降压运行能力的换流器能够缓解过电压情况，但仍需依据工程过电压校核情况，分析改造方案的可行性。真双极结构适用于高压大容量或采用架空线路的常规直流改造。受限于送/受端换流器在电流源和电压源拓扑本质上的区别，受端宜采用具有直流电压降压能力的换流器，功能更为全面，特性更为优异。若忽略投资成本，F-MMC最具优势，运行方式最为灵活，性能最优；若软通断下IGBT串联技术普及，AAMC具有较大的竞争力，各方面性能都优于H-MMC；若忽略占地面积的约束，现阶段LCC+H-MMC的结构形式最具竞争力，技术成熟，推广性强。需进一步研究的工作如下：（1）伪双极结构中，直流线路单极接地故障，过电压快速抑制策略；（2）HBSM+WNSM和F-MMC的不闭锁直流故障自适应（无通讯）穿越策略；（3）LCC+H-MMC谐波特性和各种暂稳态下的换流阀电压电流应力分析。

参考文献：

[1]浙江大学直流输电组．直流输电[M]．北京：水利电力出版社，1982：1-24．

[2]赵畹君.高压直流输电工程技术[M].北京：中国电力出版社，2004：1-39.

[3]徐政，屠卿瑞，管敏渊，等．柔性直流输电系统[M]．北京：机械工业出版社，2012：10-32．

[4]汤广福.基于电压源换流器的高压直流输电技术[M].北京：中国电力出版社，2010：1-25.

[5]冯明，李兴源，李宽.混合直流输电系统综述[J].现代电力，2015，32(2)：1-8.FengMing,LiXingyuan,LiKuan.AreviewonhybridHVDCsystem[J].ModernElectricPower,2015，32(2)：1-8(inChinese).

[6]李程昊.混合直流输电系统拓扑结构及关键技术研究[D].华中科技大学，2015.

[7]李广凯，李庚银，梁海峰，等．新型混合直流输电方式的研究[J]．电网技术，2006，30(4)：82-86．LiGuangkai，LiGengyin，LiangHaifeng，etal．ResearchonanovelhybridHVDCsystem[J]．PowerSystemTechnology，2006，30(4)：82-86(inChinese)．

[8]唐庚，徐政，薛英林．LCC-MMC混合直流输电系统[J]．电工技术学报，2013，28(10)：301-310．TangGeng，XuZheng，XueYinglin．ALCC-MMChybridHVDCtransmissionsystem[J]．TransactionsofChinaElectrotechnicalSociety，2013，28(10)：301-310(inChinese)．

[9]许烽，徐政.基于LCC和FHMMC的混合型直流输电系统[J].高电压技术，2014，40(8)：2520-2530.XuFeng,XuZheng.HybridHVDCsystembasedonLCCandFHMMC[J].HighVoltageEngineering，2014，40(8)：2520-2530(inChinese)．

[10]薛英林，葛风雷，赵峥，等.LCC?C?MMC混合高压直流系统直流低电压穿越控制策略[J].高电压技术，2016，42(1)：85-96.XueYinglin,GeFenglei,ZhaoZheng,etal.DClow-voltageride-throughcontrolstrategyofLCC?C?MMChybridHVDCsystem[J].HighVoltageEngineering,2016,42(1):85-96(inChinese)．

[11]袁旭峰．新型混合多端直流输电系统理论及其若干关键问题研究[D]．华中科技大学，2007．

[12]吴亚楠，安婷，庞辉，等.LCC/VSC混合直流电网模型研究[J].中国电机工程学报，2016，36(8)：2077-2083.WuYanan,AnTing,PangHui,etal.Studyonhybridlinecommutatedconverter/voltagesourceconverterDCGridtestmodel[J].ProceedingsoftheCSEE，2016，36(8)：2077-2083(inChinese)．

[13]翟冬玲，韩民晓，严稳利.DFIG型海上风电混合直流送出的控制策略[J].电力自动化设备，2015，35(2)：42-48.ZhaiDongling,HanMinxiao,YanWenli.ControlofoffshoreDFIG-basedwindfarmwithhybridHVDCtransmission[J].ElectricPowerAutomationEquipment,2015,35(2):42-48(inChinese)．

[14]于洋，徐政，徐谦，等．永磁直驱式风机采用混合直流并网的控制策略[J].中国电机工程学报，2016，36(11)：2863-2870．YuYang,XuZheng,XuQian,etal.Acontrolstrategyforintegrationofpermanentmagnetdirect-drivenwindturbinesthroughahybridHVDCsystem[J].ProceedingsoftheCSEE,2016，36(11)：2863-2870(inChinese)．

[15]王磊,李兴源,李宽,等.伪双极LCC-VSC型混合高压直流输电系统向无源网络供电的研究[J].电力系统保护与控制,2015,43(21):27-33.WANGLei,LIXingyuan,LIKuan,etal.ResearchofpseudobipolarLCC-VSChybridHVDCsystemsupplyingpassivenetwork[J].PowerSystemProtectionandControl,2015,43(21):27-33(inChinese)．

[16]余瑜，刘开培，陈灏泽，等.伪双极VSC-LCC型混合直流输电系统启动方法[J].高电压技术，2014，40(8)：2572-2578.YUYu,LIUKaipei,CHENHaoze,etal.StartupprocedureforVSC-LCCbasedhybridpseudobipolarHVDCsystem[J].HighVoltageEngineering,2014,40(8):2572-2578(inChinese)．

[17]阳岳希，贺之渊，周杨，等.厦门±320kV柔性直流输电工程的控制方式和运行性能[J].智能电网，2016，4(3)：229-234.YangYuexi,HeZhiyuan,ZhouYang,etal.ControlModeandOperatingPerformanceofXiamen±320kVVSC-HVDCProject[J].SmartGrid，2016，4(3)：229-234.(inChinese)．

[18]吴方劼，马玉龙，梅念，等．舟山多端柔性直流输电工程主接线方案设计[J]．电网技术，2014，38(10)：2651-2657．WuFangjie，MaYulong，MeiNian，etal．DesignofmainconnectionschemeforZhoushanflexiblemulti-terminalHVDCtransmissionproject[J]．PowerSystemTechnology，2014，38(10)：2651-2657(inChinese)．

[19]薛英林.适用于大容量架空线输电的C-MMC型柔性直流技术研究[D].浙江大学，2014．

[20]吴婧，姚良忠，王志冰，等．直流电网MMC拓扑及其直流故障电流阻断方法研究[J]．中国电机工程学报，2015，35(11)：2681-2694．WuJing，YaoLiangzhong，WangZhibing，etal．ThestudyofMMCtopologiesandtheirDCfaultcurrentblockingcapacitiesinDCgrid[J]．ProceedingsoftheCSEE，2015，35(11)：2681-2694(inChinese)．

[21]孔明，汤广福，贺之渊．子模块混合型MMC-HVDC直流故障穿越控制策略[J]．中国电机工程学报，2014，34(30)：5343-5351．KongMing，TangGuangfu，HeZhiyuan．ADCfaultride-throughstrategyforcell-hybridmodularmultilevelconverterbasedHVDCtransmissionsystems[J]．ProceedingsoftheCSEE，2014，34(30)：5343-5351(inChinese)．

[22]QinJiangchao,Saeedifard,RockhillA,etal.HybriddesignofmodularmultilevelconvertersforHVDCsystemsbasedonvarioussubmodulecircuits[J].IEEETransactionsonPowerDelivery，2015，30(1)：385-394.

[23]ZengRong，XuLie，YaoLiangzhong，etal．Designandoperationofahybridmodularmultilevelconverter[J]．IEEETransactionsonPowerElectronics，2015，30(3)：1137-1146．

[24]LiRui，AdamGP，HollidayD，etal．HybridcascadedmodularmultilevelconverterwithDCfaultride-throughcapabilityfortheHVDCtransmissionsystem[J]．IEEETransactionsonPowerDelivery，2015，30(4)：1853-1862．

[25]HuJiabing,XuKecheng,LinLei,etal.Analysisandenhancedcontrolofhybrid-MMC-basedHVDCsystemsduringasymmetricalDCvoltagefaults[J].IEEETransactionsonPowerDelivery，EarlyAccess.

[26]YuXinyu,WeiYingdong,JiangQirong,etal.Anovelhybrid-armbipolarMMCtopologywithDCfaultride-throughcapability[J].IEEETransactionsonPowerDelivery,EarlyAccess.

[27]董云龙，汪楠楠，田杰，等．一种新型模块化多电平换流器[J]．电力系统自动化，2016，40(1):116-121．DongYunlong，WangNannan，TianJie，etal．Anovelmodularmultilevelconverter[J]．AutomationofElectricPowerSystems，2016，40(1)：116-121(inChinese)．

[28]石璐，苑宾，赵成勇，等.适用于架空线路的全桥模块化多电平换流器启动策略[J].南方电网技术，2016，10(4)：30-36.ShiLu，YuanBin，ZhaoChengyong，etal.Startupstrategyoffull-bridgemodularmultilevelconverterforoverheadlines.SouthernPowerSystemTechnology，2016，10(4)：30-36(inChinese)．

[29]赵成勇，许建中，李探．全桥型MMC-MTDC直流故障穿越能力分析[J]．中国科学：技术科学，2013(1)：106-114．ZhaoChengyong，XuJianzhong，LiTan．DCfaultsride-throughcapabilityanalysisoffull-bridgeMMC-MTDCsystem[J]．ScienceChina：TechnologicalSciences，2013(1)：106-114(inChinese)．

[30]MerlinMMC，GreenTC，MitchesonPD，etal．Thealternatearmconverter：anewhybridmultilevelconverterwithDC-faultblockingcapability[J]．IEEETransactionsonPowerDelivery，2014，29(1)：310-317．

[31]MerlinMMC,GreenTC,MitchesonPD,etal.Anewhybridmulti-levelvoltage-sourceconverterwithdcfaultblockingcapability[C].9thInstitutionofEngineeringandTechnologyInternationalConferenceonACandDCPowerTransmission,19-21October2010,London,UK:CurranAssociates,Inc.,2010.

[32]薛英林，徐政，王峰.基于三次谐波电流注入的AAMC电容电压均衡策略[J].电工技术学报，2013，28(9)：104-111.XueYinglin，XuZheng，WangFeng.Capacitorvoltagebalancingstrategybaseonthirdharmoniccurrentinjectionforthealternate-armmultilevelconverter[J].TransactionsofChinaElectrotechnicalSociety，2013，28(9)：104-111(inChinese)．

[33]AdamGP,AhmedKH,FinneySJ,etal.Newbreedofnetworkfault-tolerantvoltage-source-converterHVDCtransmissionsystem[J].IEEETransactionsonPowerSystems,2013,28(1),335-346.

[34]XueYinglin,XuZheng,TuQingrui.ModulationandcontrolforanewhybridcascadedmultilevelconverterwithDCblockingcapability[J].IEEETransactionsonPowerDelivery,2012,27(4):2227-2237.

[35]K.Sharifabadi,L.Harnefors,H.P.Nee,etal.Design,control,andapplicationofmodularmultilevelconvertersforHVDCtransmissionsystem[M].UK:JohnWiley&Sons,Inc.,2016.

[36]张哲任,徐政,薛英林,等.LCC-MMC混合直流输电系统直流侧谐波电流计算[J].电力系统自动化,2014,38(23):65-70.ZhangZheren,XuZheng,XueYinglin,etal.CalculationofDCsideharmonicscurrentsforLCC-MMChybridHVDCtransmissionsystem[J].AutomationofElectricPowerSystems,2014,38(23):65-70(inChinese)．

[37]郭春义，赵成勇，彭茂兰，等．一种具有直流故障穿越能力的混合直流输电系统[J]．中国电机工程学报，2015，35(17)：4345-4352．GuoChunyi，ZhaoChengyong，PengMaolan，etal．AhybridHVDCsystemwithDCfaultride-throughcapability[J]．ProceedingsoftheCSEE，2015，35(17)：4345-4352(inChinese)．

[38]XuZheng,WangShijia,XiaoHuangqing.Hybridhigh-voltagedirectcurrenttopologywithlinecommutatedconverterandmodularmultilevelconverterinseriesconnectionsuitableforbulkpoweroverheadlinetransmission[J].IETPowerElectronics,2016,9(12):2307-2317.

[39]LiXiaoqian，LiuWenhua，SongQiang，etal．ProtectionofnonpermanentfaultsonDCoverheadlinesinMMC-basedHVDCsystems[J]．IEEETransonPowerDelivery，2013，28(1):483-490．

[40]DebnathS,QinJiangchao,BahraniB,etal.Operation,control,andapplicationsofthemodularmultilevelconverter:Areview[J].IEEETransactionsonPowerElectronics,2015,30(1):37-53.

作者：许烽1，宣晓华1，江道灼2，黄晓明1，虞海泓1，陆翌1，裘鹏1 单位：1．国网浙江省电力公司电力科学研究院；2．浙江大学电气工程学院，浙江省杭州市