一种适合船舶中压直流电力系统的MMC并联结构
郭燚+雷玉磊+张震
摘要：鉴于模块化多电平变换器（modular multilevel converter，MMC）桥臂额定电流难以满足船舶中压直流（medium voltage direct current，MVDC）电力系统逐渐增大的功率传输需求，设计一种适用于船舶MVDC大功率电力系统的MMC并联结构。应用MATLAB/Simulink，分别在MMC并联结构和MMC基本结构下，建立MMC-MVDC电力系统仿真模型。仿真结果表明，在传输同样大的功率时，采用MMC并联结构的桥臂电流明显比采用MMC基本结构的桥臂电流小，能克服MMC子模块中IGBT元件额定电流较小的障碍。
关键词： 船舶； MMC并联结构； 中压直流电力系统； 桥臂电流
中图分类号： U665.12 文献标志码： A
Abstract： In view of the fact that the rated current of the bridge arm of the modular multilevel converter （MMC） can not meet the increasing demand for power transmission in the ship medium voltage direct current （MVDC） power system， a kind of MMC parallel structure suitable for ship MVDC high power system is designed. By MATLAB/Simulink， the simulation models of the MMC-MVDC power system are established for MMC parallel structure and MMC basic structure， respectively. The simulation results show that， when the same power is transmitted， the current of the bridge arm with MMC parallel structure is significantly lower than that of the bridge arm with MMC basic structure， which overcomes the obstacle of the lower rated current of the IGBT component in the MMC sub-module.
Key words： ship； MMC parallel structure； medium voltage DC （MVDC） power system； bridge arm current
0 引 言
近年来，船舶中压直流（medium voltage direct current， MVDC）电力系统的概念被提出。与船舶中压交流电力系统相比，该系统具有较高的能量传输效率、较好的灵活性和较低的成本[1-2]。模块化多电平转换器（modular multilevel converter， MMC）具有直接控制直流电流的能力，能够增强MVDC电力系统的可靠性和恢复性，实现对故障电流限制和故障穿越的功能。这些特点使得MMC整流拓扑结构在MVDC电力系统中有很好的应用前景[3-4]。
针对船舶MVDC电力系统母线电压不变的特点，对MMC直流侧的控制选用定直流电压控制。将MMC应用于高压直流系统中时选用较高的电压等级和较多的子模块数。在MVDC电力系统中由于电压等级较低，而船舶发电机输出的功率较大，因此实现整流时每个桥臂需承受很大的电流。然而，受限于开关元件的通流能力，MMC的传输容量受到限制，不易实现大功率的传输。MMC桥臂的额定电流主要取决于绝缘栅双极型晶体管（IGBT）的额定电流，目前IGBT额定电流最大值为3 600 A（额定电压为1.7 kV）[5]。在目前的技术条件下，开关元件的容量在短期内难有突破性发展。针对这一问题，本文设计了适合船舶MVDC大功率电力系统的MMC并联结构，在满足稳定输出的同时使MMC各桥臂中开关元件承受的电流减小。
1 船舶MVDC电力系统模型
隨着船舶电力系统的发展，船舶MVDC电力系统已经引起世界各国的重视，文献[6]和[7]提出了一种占用空间少、效率高的高性能船舶MVDC电力系统模型，见图1。
该模型中含有2台额定功率为36 MW的主发电机和2台额定功率为4 MW的辅助发电机，4台发电机发出的交流电经过AC/DC整流器整流后为环形MVDC母线输送能量。该模型从船首到船尾依次是4个区域负载中心和1个雷达负载，各个分区都与环形MVDC母线直接相连，可以灵活应用于不同的工作环境。环形母线电压可在1～35 kV之间选择，跨越多个等级，本文选择10 kV直流母线电压[8]。针对船舶MVDC电力系统模型，本文选用MMC作为整流器实现交直流变换[9]，重点研究MMC拓扑结构。
2 船舶MVDC电力系统MMC拓扑结构设计2.1 MMC拓扑结构
本文主要研究船舶MVDC电力系统中，将主发电机发出的交流电整流成直流电的MMC拓扑结系统中的连接结构构。MMC在船舶MVDC电力系统中的连接结构如图2所示，本文称之为MMC-MVDC系统。
2.2 MMC基本结构桥臂电流分析
MMC-MVDC系统中MMC基本结构如图3所示，其中SM为子模块。
2.3 MMC并联结构桥臂电流分析
由于直流母线电压稳定在10 kV，当传输功率增大时，总直流电流逐渐增大，当桥臂电流超过3 600 A时，系统无法正常运行。针对这一问题设计合适的MMC并联结构[11]，根据不同的功率需求将n（n≥2）个MMC并联在一起，并制定与之相适应的
图4 MMC并联结构控制策略，使得并联的MMC之间的相互影响较小。MMC并联结构见图4。
以2个MMC并联结构为例，见图5。
3 2个MMC并联拓扑结构控制策略
对于一般结构的MMC，目前常采用矢量控制方法，主要由内环电流控制器和外环功率控制器构成，其中直流侧电压是外环功率控制器的控制变量之一。针对船舶MVDC电力系统的直流母线电压特点，本文外环功率控制器采用直流侧电压与交流侧无功功率的控制变量组合，为内环提供参考电流[12]。
3.1 2个MMC并联结构控制器
电压外环和电流内环的双闭环控制结构见图6，其中SPWM为正弦脉宽调制器。
对于电压外环，交流侧根据三相交流电压和电流计算出无功功率Q，并将其与无功功率给定值Q*相比较，直流侧通过测量得出直流母线电压Udc，并将其与给定电压值U*dc比较，然后通过PI调节，为电流内环提供参考电流i*d和i*q，这样就形成了电压外环控制器。将交流侧三相电压电流通过abc/dq变换，转换成dq坐标系下的分量usd，usq，id，iq，并将其与电压外环形成的参考电流i*d和i*q比较；通过内环电流解耦控制器得到dq坐标系下的分量ud和uq，再经过dq/abc变换得到三相调制波ura，urb，urc；将三相调制波与给定的三角载波相比较形成MMC中IGBT的PWM开关信号。
3.2 MMC调制方式及子模块电容电压平衡控制
对于适用于船舶MVDC电力系统的MMC并联结构，各桥臂子模块电容电压平衡问题十分重要，这是因为MVDC母线电压是由各相子模块的电压支撑起来的。为提高这种MMC结构运行的稳定性，针对MVDC电力系统的电压特点，采用载波移相调制（CPSM）方式（各子模块开关频率相等，三角载波的频率相同，相位均等错开）[13]。由于MMC中各子模块的参考电压相同，能量分布相对比较均衡，选用这种调制方式本身就有利于子模块电容直流电压平衡，对并联MMC拓扑结构比较有效。
由于引起子模块电容电压不平衡的原因有多种，需要采用特定的子模块电容电压均衡策略。针对MMC并联结构，本文采用附加参考电压平衡控制法[14]。某桥臂某子模块的参考电压生成过程见图7。
4 MMC并联结构与MMC基本结构对比仿真验证 为验证MMC并联结构在船舶MVDC大功率电力系统中的优越性，应用MATLAB/Simulink对采用MMC基本结构和MMC并联结构的船舶MVDC电力系统传输大功率时的情况进行仿真对比，其中MMC并联结构由2个完全相同的MMC模块并联而成，下文MMC1代表并联结构中的一个。
仿真参数：子模块数N=10；桥臂串联电感L0 =5 mH；子模块电容C0 =20 mF；交流系统线电压有效值US = 4.16 kV；交流系统等效电感LS =1 mH；交流系统等效电阻RS = 0.01 Ω；直流母线电压Ud =10 kV；子模块直流电压Uc =1 kV；PWM载波频率fca = 2 000 Hz。
4.1 直流母线电压仿真结果分析
两种结构直流母线电压仿真结果对比如图8所示，两种结构接入相同的负载。由图8可以看出：在MMC基本结构中，直流母线电压在0.2 s时达到稳态；在MMC并联结构中，由于MMC单元采用并联结构，子模块的数量增多，在0.25 s时母线电压达到稳态。后者与前者达到稳态的时间相差较小，说明MMC并联结构对系统达到稳态的时间影响不大。系统进入稳态后，两种结构直流母线电压均稳定在10 kV，且纹波满足要求，为桥臂电流的分析提供了基础。
4.2 直流側电流仿真结果分析
由图9所示，两种结构直流母线电流分别在0.2 s和0.25 s达到稳定值3 500 A，但在MMC并联结构下，MMC1的直流侧电流为1 750 A左右，约为直流母线电流的1/2，较好地实现了均流作用。
4.3 交流侧电流仿真结果分析
如图10所示：在 MMC基本结构下，MMC交流侧电流在0.15 s就达到稳定电流值6 kA；在MMC并联结构下，MMC1交流侧电流在0.25 s达到稳定值3 kA。这说明采用MMC并联结构可以降低交流电流的大小，这是MMC并联结构下比MMC基本结构下桥臂电流小的原因之一。MMC模块并联后，MMC的子模块数量增多，子模块电容电压的均衡以及环流的干扰导致系统响应时间变长，但在允许范围之内，不会对系统造成大的影响。
4.4 MMC桥臂电流仿真结果分析
图11a）和11b）分别为MMC基本结构中a相上、下桥臂电流，它们的变换范围分别为-2～4 kA和-4～2 kA，可知此时桥臂承受的电流幅值为4 kA。目前世界上存在的IGBT额定电流最大值为3 600 A，故在这种情况下，即使MMC的IGBT在极限参数下工作，仍不能满足需求。
图11c）和11d）为MMC并联结构中MMC1的a相上、下桥臂电流仿真结果，它们的变化范围分别为-1～2 kA和-2～1 kA。对比结果可以看出，MMC单元桥臂电流减小了一半，2 kA是MMC并联拓扑结构下的桥臂电流幅值，在当前技术条件下，有多种IGBT可供选择。
结果验证了前文分析是正确的，即这种MMC并联结构对降低MMC桥臂电流有效，可以有效避免MMC中的IGBT在极限参数下工作。在这种拓扑结构中，MMC并联模块之间的电流能够保持相对均衡，偏差很小，这说明这种结构本身具有均流的特性，不需要另外添加控制器来维持MMC模块之间的电流均衡。综上，MMC并联结构在船舶MVDC电力系统传送大功率时适用。
5 MMC并联结构母线直流电压对桥臂电流的影响仿真分析 文献[5]中指出，当前IGBT额定电流的典型值为1 500 A左右，上文中MMC并联结构中的桥臂电流幅值为2 kA。在传输相同的功率时，提高直流母线电压等级可以降低直流侧电流，从而降低桥臂电流，使桥臂电流能够与IGBT额定电流的典型值相匹配。根据船舶MVDC电力系统所列电压等级，在2个MMC并联的结构下，选取直流母线电压为18 kV进行仿真。对MMC并联结构中MMC1的a相上桥臂电流进行分析，并与母线电压为10 kV时的结果对比，见图12。从图中可以看出，母线电压为18 kV时，MMC1的a相上桥臂电流幅值为1 200 A，明显小于母线电压为10 kV时的2 000 A，并且跟IGBT额定电流典型值相比还有一定的裕度。
因此，当船舶MVDC电力系统需要传送大功率时，使用MMC并联拓扑结构，并提高系统的直流母线电压等级，能有效降低MMC桥臂承受的电流，避免MMC中的电子器件在极限条件下工作。
6 结 论
针对船舶中压直流（MVDC）电力系统传输大功率时IGBT元件无法承受较大的桥臂电流问题，设计了合适的MMC并联拓扑结构及其控制策略。在MATLAB/Simulink中，基于MMC并联结构和MMC基本结构分别建立了MMC-MVDC系统模型。
选用直流母线为10 kV，对MMC两种结构的仿真结果进行了对比分析。直流电压仿真结果表明，MMC并联结构能够为环形直流母线提供稳定的电压，电压纹波符合要求，并且系统可以快速达到稳定状态。MMC交、直流侧电流及桥臂电流仿真结果表明，与MMC基本结构相比，在传输相同的功率时，MMC并联结构桥臂电流减半。在MMC并联结构下，将母线电压为18 kV和10 kV时的MMC桥臂电流进行对比分析，发现MMC桥臂电流与MMC母线电压有关，且等级越高，桥臂电流越低。
本文通过仿真验证了MMC并联结构在船舶MVDC电力大功率系统中的可行性，克服了IGBT元件无法承受大电流的障碍，为船舶MVDC电力系统整流提供了新的选择。进一步的研究方向为：在MMC并联拓扑结构下，船舶MVDC电力系统的稳态分析和直流阻抗模型分析。
参考文献：
[1] JAVAID U， DUJIC D， van der MERWE W. MVDC marine electrical distribution： are we ready？ [C]//Conference of the IEEE Industrial Electronics Society. Japan， IECON， 2015： 823-828. DOI： 10.1109/IECON.2015.7392201.
[2] CHEN Yu， ZHAO Shanshan， LI Zuoyu， et al. Modeling and control of the isolated DC-DC modular multilevel converter for electric ship medium voltage direct current （MVDC） power system[J]. IEEE Journal of Emerging & Selected Topics in Power Electronics， 2017， 5（1）： 124-139. DOI： 10.1109/JESTPE.2016.2615071.
[3] STEUER M， SCHODER K， FARUQUE M O， et al. Multifunctional megawatt scale medium voltage DC test bed based on modular multilevel converter （MMC） technology[J]. IEEE Transactions on Transportation Electrification， 2016， 2（4）： 597-606. DOI： 10.1109/TTE.2016.2582561.
[4] MO Ran， YE Qing， LI Hui. DC impedance modeling and stability analysis of modular multilevel converter for MVDC application[C]//2016 IEEE Energy Conversion Congress and Exposition. America： ECCE， 2016： 1-5. DOI： 10.1109/ECCE.2016.7854992.
[5] 许斌， 李程昊， 向往， 等. MMC 模块化串并联扩容方法及在能源互联网中的应用[J]. 电力建设， 2015， 36（10）： 20-26.
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[7] LI Weilin， LUO Min， MONTI A， et al. Wavelet based method for fault detection in medium voltage DC shipboard power systems[C]//International Instrumentation and Measurement Technology Conference. Austria： IEEE， 2012： 2155-2160. DOI： 10. 1109 /I2MTC. 2012. 6229382.
[8] IEEE Industry Applications Society. IEEE recommended practice for 1 kV to 35 kV medium-voltage DC power systems on ships[S]. IEEE Standards Association， 2010： 1-54. DOI： 10.1109/IEEESTD.2010.5623440.
[9] 管敏渊. 基于模块化多电平换流器的直流输电系统控制策略研究[D]. 杭州： 浙江大学， 2013.
[10] 宋强， 饶宏. 柔性直流输电换流器的分析与设计[M]. 北京： 清华大学出版社， 2015： 114-129.
[11] GAO Feng， NIU Decun， TIAN Hao， et al. Control of parallel-connected modular multilevel converters[J]. IEEE Transactions on Power Electronics， 2015， 30（1）： 372-386. DOI： 10.1109/TPEL.2014.2313333.
[12] 徐政. 柔性直流输电系统[M]. 北京： 机械工业出版社， 2012： 77-80.
[13] VECHALAPU K， BHATTACHARYA S. Modular multilevel converter based medium voltage DC amplifier for ship board power system[C]//International Symposium on Power Electronics for Distributed Generation Systems. Germany： PEDDG， 2015： 1-8. DOI： 10.1109/ PEDG. 2015.7223098.
[14] 李笑倩， 宋強， 刘文华， 等. 采用载波移相调制的模块化多电平换流器电容电压平衡控制[J]. 中国电机工程学报， 2012， 32（9）： 49-55.
（编辑 赵勉）
摘要：鉴于模块化多电平变换器（modular multilevel converter，MMC）桥臂额定电流难以满足船舶中压直流（medium voltage direct current，MVDC）电力系统逐渐增大的功率传输需求，设计一种适用于船舶MVDC大功率电力系统的MMC并联结构。应用MATLAB/Simulink，分别在MMC并联结构和MMC基本结构下，建立MMC-MVDC电力系统仿真模型。仿真结果表明，在传输同样大的功率时，采用MMC并联结构的桥臂电流明显比采用MMC基本结构的桥臂电流小，能克服MMC子模块中IGBT元件额定电流较小的障碍。
关键词： 船舶； MMC并联结构； 中压直流电力系统； 桥臂电流
中图分类号： U665.12 文献标志码： A
Abstract： In view of the fact that the rated current of the bridge arm of the modular multilevel converter （MMC） can not meet the increasing demand for power transmission in the ship medium voltage direct current （MVDC） power system， a kind of MMC parallel structure suitable for ship MVDC high power system is designed. By MATLAB/Simulink， the simulation models of the MMC-MVDC power system are established for MMC parallel structure and MMC basic structure， respectively. The simulation results show that， when the same power is transmitted， the current of the bridge arm with MMC parallel structure is significantly lower than that of the bridge arm with MMC basic structure， which overcomes the obstacle of the lower rated current of the IGBT component in the MMC sub-module.
Key words： ship； MMC parallel structure； medium voltage DC （MVDC） power system； bridge arm current
0 引 言
近年来，船舶中压直流（medium voltage direct current， MVDC）电力系统的概念被提出。与船舶中压交流电力系统相比，该系统具有较高的能量传输效率、较好的灵活性和较低的成本[1-2]。模块化多电平转换器（modular multilevel converter， MMC）具有直接控制直流电流的能力，能够增强MVDC电力系统的可靠性和恢复性，实现对故障电流限制和故障穿越的功能。这些特点使得MMC整流拓扑结构在MVDC电力系统中有很好的应用前景[3-4]。
针对船舶MVDC电力系统母线电压不变的特点，对MMC直流侧的控制选用定直流电压控制。将MMC应用于高压直流系统中时选用较高的电压等级和较多的子模块数。在MVDC电力系统中由于电压等级较低，而船舶发电机输出的功率较大，因此实现整流时每个桥臂需承受很大的电流。然而，受限于开关元件的通流能力，MMC的传输容量受到限制，不易实现大功率的传输。MMC桥臂的额定电流主要取决于绝缘栅双极型晶体管（IGBT）的额定电流，目前IGBT额定电流最大值为3 600 A（额定电压为1.7 kV）[5]。在目前的技术条件下，开关元件的容量在短期内难有突破性发展。针对这一问题，本文设计了适合船舶MVDC大功率电力系统的MMC并联结构，在满足稳定输出的同时使MMC各桥臂中开关元件承受的电流减小。
1 船舶MVDC电力系统模型
隨着船舶电力系统的发展，船舶MVDC电力系统已经引起世界各国的重视，文献[6]和[7]提出了一种占用空间少、效率高的高性能船舶MVDC电力系统模型，见图1。
该模型中含有2台额定功率为36 MW的主发电机和2台额定功率为4 MW的辅助发电机，4台发电机发出的交流电经过AC/DC整流器整流后为环形MVDC母线输送能量。该模型从船首到船尾依次是4个区域负载中心和1个雷达负载，各个分区都与环形MVDC母线直接相连，可以灵活应用于不同的工作环境。环形母线电压可在1～35 kV之间选择，跨越多个等级，本文选择10 kV直流母线电压[8]。针对船舶MVDC电力系统模型，本文选用MMC作为整流器实现交直流变换[9]，重点研究MMC拓扑结构。
2 船舶MVDC电力系统MMC拓扑结构设计2.1 MMC拓扑结构
本文主要研究船舶MVDC电力系统中，将主发电机发出的交流电整流成直流电的MMC拓扑结系统中的连接结构构。MMC在船舶MVDC电力系统中的连接结构如图2所示，本文称之为MMC-MVDC系统。
2.2 MMC基本结构桥臂电流分析
MMC-MVDC系统中MMC基本结构如图3所示，其中SM为子模块。
2.3 MMC并联结构桥臂电流分析
由于直流母线电压稳定在10 kV，当传输功率增大时，总直流电流逐渐增大，当桥臂电流超过3 600 A时，系统无法正常运行。针对这一问题设计合适的MMC并联结构[11]，根据不同的功率需求将n（n≥2）个MMC并联在一起，并制定与之相适应的
图4 MMC并联结构控制策略，使得并联的MMC之间的相互影响较小。MMC并联结构见图4。
以2个MMC并联结构为例，见图5。
3 2个MMC并联拓扑结构控制策略
对于一般结构的MMC，目前常采用矢量控制方法，主要由内环电流控制器和外环功率控制器构成，其中直流侧电压是外环功率控制器的控制变量之一。针对船舶MVDC电力系统的直流母线电压特点，本文外环功率控制器采用直流侧电压与交流侧无功功率的控制变量组合，为内环提供参考电流[12]。
3.1 2个MMC并联结构控制器
电压外环和电流内环的双闭环控制结构见图6，其中SPWM为正弦脉宽调制器。
对于电压外环，交流侧根据三相交流电压和电流计算出无功功率Q，并将其与无功功率给定值Q*相比较，直流侧通过测量得出直流母线电压Udc，并将其与给定电压值U*dc比较，然后通过PI调节，为电流内环提供参考电流i*d和i*q，这样就形成了电压外环控制器。将交流侧三相电压电流通过abc/dq变换，转换成dq坐标系下的分量usd，usq，id，iq，并将其与电压外环形成的参考电流i*d和i*q比较；通过内环电流解耦控制器得到dq坐标系下的分量ud和uq，再经过dq/abc变换得到三相调制波ura，urb，urc；将三相调制波与给定的三角载波相比较形成MMC中IGBT的PWM开关信号。
3.2 MMC调制方式及子模块电容电压平衡控制
对于适用于船舶MVDC电力系统的MMC并联结构，各桥臂子模块电容电压平衡问题十分重要，这是因为MVDC母线电压是由各相子模块的电压支撑起来的。为提高这种MMC结构运行的稳定性，针对MVDC电力系统的电压特点，采用载波移相调制（CPSM）方式（各子模块开关频率相等，三角载波的频率相同，相位均等错开）[13]。由于MMC中各子模块的参考电压相同，能量分布相对比较均衡，选用这种调制方式本身就有利于子模块电容直流电压平衡，对并联MMC拓扑结构比较有效。
由于引起子模块电容电压不平衡的原因有多种，需要采用特定的子模块电容电压均衡策略。针对MMC并联结构，本文采用附加参考电压平衡控制法[14]。某桥臂某子模块的参考电压生成过程见图7。
4 MMC并联结构与MMC基本结构对比仿真验证 为验证MMC并联结构在船舶MVDC大功率电力系统中的优越性，应用MATLAB/Simulink对采用MMC基本结构和MMC并联结构的船舶MVDC电力系统传输大功率时的情况进行仿真对比，其中MMC并联结构由2个完全相同的MMC模块并联而成，下文MMC1代表并联结构中的一个。
仿真参数：子模块数N=10；桥臂串联电感L0 =5 mH；子模块电容C0 =20 mF；交流系统线电压有效值US = 4.16 kV；交流系统等效电感LS =1 mH；交流系统等效电阻RS = 0.01 Ω；直流母线电压Ud =10 kV；子模块直流电压Uc =1 kV；PWM载波频率fca = 2 000 Hz。
4.1 直流母线电压仿真结果分析
两种结构直流母线电压仿真结果对比如图8所示，两种结构接入相同的负载。由图8可以看出：在MMC基本结构中，直流母线电压在0.2 s时达到稳态；在MMC并联结构中，由于MMC单元采用并联结构，子模块的数量增多，在0.25 s时母线电压达到稳态。后者与前者达到稳态的时间相差较小，说明MMC并联结构对系统达到稳态的时间影响不大。系统进入稳态后，两种结构直流母线电压均稳定在10 kV，且纹波满足要求，为桥臂电流的分析提供了基础。
4.2 直流側电流仿真结果分析
由图9所示，两种结构直流母线电流分别在0.2 s和0.25 s达到稳定值3 500 A，但在MMC并联结构下，MMC1的直流侧电流为1 750 A左右，约为直流母线电流的1/2，较好地实现了均流作用。
4.3 交流侧电流仿真结果分析
如图10所示：在 MMC基本结构下，MMC交流侧电流在0.15 s就达到稳定电流值6 kA；在MMC并联结构下，MMC1交流侧电流在0.25 s达到稳定值3 kA。这说明采用MMC并联结构可以降低交流电流的大小，这是MMC并联结构下比MMC基本结构下桥臂电流小的原因之一。MMC模块并联后，MMC的子模块数量增多，子模块电容电压的均衡以及环流的干扰导致系统响应时间变长，但在允许范围之内，不会对系统造成大的影响。
4.4 MMC桥臂电流仿真结果分析
图11a）和11b）分别为MMC基本结构中a相上、下桥臂电流，它们的变换范围分别为-2～4 kA和-4～2 kA，可知此时桥臂承受的电流幅值为4 kA。目前世界上存在的IGBT额定电流最大值为3 600 A，故在这种情况下，即使MMC的IGBT在极限参数下工作，仍不能满足需求。
图11c）和11d）为MMC并联结构中MMC1的a相上、下桥臂电流仿真结果，它们的变化范围分别为-1～2 kA和-2～1 kA。对比结果可以看出，MMC单元桥臂电流减小了一半，2 kA是MMC并联拓扑结构下的桥臂电流幅值，在当前技术条件下，有多种IGBT可供选择。
结果验证了前文分析是正确的，即这种MMC并联结构对降低MMC桥臂电流有效，可以有效避免MMC中的IGBT在极限参数下工作。在这种拓扑结构中，MMC并联模块之间的电流能够保持相对均衡，偏差很小，这说明这种结构本身具有均流的特性，不需要另外添加控制器来维持MMC模块之间的电流均衡。综上，MMC并联结构在船舶MVDC电力系统传送大功率时适用。
5 MMC并联结构母线直流电压对桥臂电流的影响仿真分析 文献[5]中指出，当前IGBT额定电流的典型值为1 500 A左右，上文中MMC并联结构中的桥臂电流幅值为2 kA。在传输相同的功率时，提高直流母线电压等级可以降低直流侧电流，从而降低桥臂电流，使桥臂电流能够与IGBT额定电流的典型值相匹配。根据船舶MVDC电力系统所列电压等级，在2个MMC并联的结构下，选取直流母线电压为18 kV进行仿真。对MMC并联结构中MMC1的a相上桥臂电流进行分析，并与母线电压为10 kV时的结果对比，见图12。从图中可以看出，母线电压为18 kV时，MMC1的a相上桥臂电流幅值为1 200 A，明显小于母线电压为10 kV时的2 000 A，并且跟IGBT额定电流典型值相比还有一定的裕度。
因此，当船舶MVDC电力系统需要传送大功率时，使用MMC并联拓扑结构，并提高系统的直流母线电压等级，能有效降低MMC桥臂承受的电流，避免MMC中的电子器件在极限条件下工作。
6 结 论
针对船舶中压直流（MVDC）电力系统传输大功率时IGBT元件无法承受较大的桥臂电流问题，设计了合适的MMC并联拓扑结构及其控制策略。在MATLAB/Simulink中，基于MMC并联结构和MMC基本结构分别建立了MMC-MVDC系统模型。
选用直流母线为10 kV，对MMC两种结构的仿真结果进行了对比分析。直流电压仿真结果表明，MMC并联结构能够为环形直流母线提供稳定的电压，电压纹波符合要求，并且系统可以快速达到稳定状态。MMC交、直流侧电流及桥臂电流仿真结果表明，与MMC基本结构相比，在传输相同的功率时，MMC并联结构桥臂电流减半。在MMC并联结构下，将母线电压为18 kV和10 kV时的MMC桥臂电流进行对比分析，发现MMC桥臂电流与MMC母线电压有关，且等级越高，桥臂电流越低。
本文通过仿真验证了MMC并联结构在船舶MVDC电力大功率系统中的可行性，克服了IGBT元件无法承受大电流的障碍，为船舶MVDC电力系统整流提供了新的选择。进一步的研究方向为：在MMC并联拓扑结构下，船舶MVDC电力系统的稳态分析和直流阻抗模型分析。
参考文献：
[1] JAVAID U， DUJIC D， van der MERWE W. MVDC marine electrical distribution： are we ready？ [C]//Conference of the IEEE Industrial Electronics Society. Japan， IECON， 2015： 823-828. DOI： 10.1109/IECON.2015.7392201.
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（编辑 赵勉）
