鏈?zhǔn)絊TATCOM直流電容電壓平衡控制

楊波，趙漢卿，曾光，鐘彥儒，李金剛，粟忠來

（1.西安理工大學(xué)電氣工程系，西安710048；2.許繼電氣有限公司，許昌461000）

鏈?zhǔn)絊TATCOM直流電容電壓平衡控制

楊波1，趙漢卿1，曾光1，鐘彥儒1，李金剛1，粟忠來2

（1.西安理工大學(xué)電氣工程系，西安710048；2.許繼電氣有限公司，許昌461000）

結(jié)合鏈?zhǔn)届o止同步補(bǔ)償器（STATCOM）的直流電容電壓穩(wěn)態(tài)數(shù)學(xué)模型，分析了H橋參數(shù)差異對直流電容電壓平衡的影響；針對直流電容電壓不平衡問題，提出了最優(yōu)觸發(fā)脈沖分配平衡控制，可解決H橋參數(shù)差異引起的電容電壓不平衡問題，且在不影響功率器件開關(guān)頻率和輸出電壓波形的前提下使直流電容電壓快速趨于平衡，從而提高了鏈?zhǔn)絊TATCOM輸出性能和系統(tǒng)可靠性。闡述了最優(yōu)脈沖分配平衡控制原理和特點(diǎn)，研制了380 V、±10 kvar鏈?zhǔn)届o止同步補(bǔ)償器的物理樣機(jī)，并進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，結(jié)果驗(yàn)證所提出的直流電容電壓平衡控制的可行性和有效性。

鏈?zhǔn)届o止同步補(bǔ)償器；電容電壓穩(wěn)態(tài)數(shù)學(xué)模型；H橋參數(shù)差異；直流電容電壓平衡策略

引言

鏈?zhǔn)届o止同步補(bǔ)償器STATCOM（static synchronous compensator）具有容量大、工作范圍廣、響應(yīng)速度快、控制簡單、無需多重化接入變壓器、可分相控制和冗余運(yùn)行等優(yōu)點(diǎn)［1-5］，得到了廣泛研究和應(yīng)用。由H橋單元串聯(lián)構(gòu)成的鏈?zhǔn)介y組與L型或者LCL型濾波器［6］一起構(gòu)成鏈?zhǔn)絊TATCOM。其中，各個H橋單元的直流電容器相互獨(dú)立，主要起支撐每個H橋直流電壓的作用，電容電壓的平衡對STATCOM輸出性能和系統(tǒng)可靠性起決定性的作用［7］。目前實(shí)現(xiàn)直流電容電壓平衡的控制方法可歸結(jié)為兩類：一類是通過外部的平衡硬件電路來實(shí)現(xiàn)［2，8，9］，另一類是通過內(nèi)部的平衡控制算法來實(shí)現(xiàn)［3，4，10-17］。通過外部平衡硬件電路可以使控制程序的算法簡單化，但是往往會增加額外的硬件電路和控制系統(tǒng)，增加系統(tǒng)的成本和復(fù)雜性，降低系統(tǒng)的可靠性。文獻(xiàn)［9］提出了基于交流母線能量交換的直流電壓平衡控制方法，讓能量通過復(fù)雜的隔離變壓器在各個H橋之間進(jìn)行交換；文獻(xiàn)［2］在此基礎(chǔ)上提出了基于直流母線能量交換的方法，同樣需要增加更復(fù)雜的隔離變壓器。而通過內(nèi)部的平衡控制算法則不存在上述缺陷；文獻(xiàn)［10］提出了一種獨(dú)立電壓平衡策略，需要除以電流相位的正弦值，但電流在過零點(diǎn)附近時由于除數(shù)過小，系統(tǒng)對擾動變得敏感，不利于進(jìn)行電容電壓平衡控制；文獻(xiàn)［11］基于小信號模型的控制策略，控制參數(shù)較多，控制系統(tǒng)設(shè)計復(fù)雜，參數(shù)整定；文獻(xiàn)［12，13］通過調(diào)節(jié)各H橋的移相角δ來實(shí)現(xiàn)電壓平衡控制，但對于大容量STATCOM，移相角δ很小，調(diào)節(jié)不適當(dāng)會造成系統(tǒng)的不穩(wěn)定；文獻(xiàn)［3］通過調(diào)整H橋單元有功功率調(diào)整電容電壓，但未明確給出代表輸出電流性質(zhì)K參數(shù)的符號獲取方法；文獻(xiàn)［4，14］將有功功率矢量疊加入調(diào)制波控制電容電壓，算法實(shí)現(xiàn)簡單，但電壓平衡能力與交流電流大小成比例，當(dāng)輸出電流為零時，失去平衡控制能力；文獻(xiàn)［15，16］提出的分布式電壓控制策略，其均壓控制功能由鏈節(jié)控制器完成，鏈節(jié)總電壓由中央控制器完成，控制方法簡單，但由于總電壓控制和單個H橋電壓控制之間存在耦合關(guān)系，需要由中央控制器抑制這種耦合關(guān)系，控制不當(dāng)可能引發(fā)系統(tǒng)不穩(wěn)定；文獻(xiàn)［17］根據(jù)電容電壓排序結(jié)果選擇最近電平逼近調(diào)制波，使電壓最高的H橋釋放能量，電壓最低的H橋吸收能量，但該方法依賴交流電流方向，當(dāng)裝置電流較小或空載時，平衡控制性能變差。

本文結(jié)合了鏈?zhǔn)絊TATCOM直流電容電壓穩(wěn)態(tài)數(shù)學(xué)模型，分析了H橋參數(shù)差異對電容電壓平衡的影響，并針對H橋參數(shù)差異引起的電容電壓不平衡問題，提出了最優(yōu)觸發(fā)脈沖分配平衡控制，可使電容電壓快速趨于平衡，提高了鏈?zhǔn)絊TATCOM輸出性能和可靠性能。

1　鏈?zhǔn)絊TATCOM系統(tǒng)結(jié)構(gòu)和基頻原理

圖1為三角形連接的鏈?zhǔn)絊TATCOM結(jié)構(gòu)。圖中，usa、usb、usc為三相公共耦合點(diǎn)相電壓；usab、usbc、usca為耦合點(diǎn)線電壓；ugab、ugbc、ugca為鏈?zhǔn)絊TATCOM輸出線電壓；igab、igbc、igca為STATCOM輸入相電流；udc1、udc2、...、udcN為鏈?zhǔn)絊TATCOM中H橋直流側(cè)電容電壓；Ls為連接電感；N為H橋單元數(shù)。

圖1　鏈?zhǔn)絊TATCOM結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of cascaded STATCOM

高壓大容量鏈?zhǔn)絊TATCOM受整機(jī)效率、開關(guān)損耗、安全余量等限制，使得其工作開關(guān)頻率不宜太高。為減少開關(guān)損耗，通常在高壓大容量場合H橋逆變單元常采用50 Hz基頻PWM控制。50 Hz基頻PWM控制的原理如圖2所示，假設(shè)第i個H橋的開關(guān)器件的觸發(fā)角為αi，直流側(cè)電壓為udci，則其輸出電壓uHi分布情況如表1所示，表中，“1”表示開關(guān)器件開通用，“0”表示關(guān)斷用。

圖2　基頻PWM控制原理Fig.2 Principle of fundamental frequency PWM control

表1　50Hz基頻PWM控制輸出電壓分布Tab.1 Voltage distribution of fundamental frequency 50 Hz PWM

2　鏈?zhǔn)絊TATCOM直流電容穩(wěn)態(tài)模型

2.1穩(wěn)態(tài)模型的假設(shè)條件

為了分析H橋參數(shù)對電容電壓穩(wěn)態(tài)值的影響，做如下假設(shè)［2］：①系統(tǒng)可等效為交流電流源；②串聯(lián)損耗可等效為串聯(lián)電阻；③混合損耗可等效為與電容并聯(lián)的受控電流源；④并聯(lián)損耗可等效為與電容器并聯(lián)的電阻；⑤H橋觸發(fā)脈沖指令完全相同；⑥觸發(fā)脈沖延時差異等效為開關(guān)函數(shù)相位差。

2.2鏈?zhǔn)絊TATCOM的電容電壓數(shù)學(xué)模型

根據(jù)上述假設(shè)，結(jié)合圖1所示的鏈?zhǔn)絊TATCOM結(jié)構(gòu)，可獲得如圖3所示的鏈?zhǔn)絊TATCOM等效電路。

STATCOM系統(tǒng)由N個H橋串聯(lián)而成，通過連接電抗器Ls接入系統(tǒng)，系統(tǒng)交流電流源i（t）有效值為I。連接電抗器損耗和所有H橋串聯(lián)損耗用串聯(lián)電阻RS表示，混合損耗用受控電流源kjI（j=1，2，…，N）表示，而并聯(lián)損耗用Rj（j=1，2，…，N）表示。對第j個H橋，有

圖3　鏈?zhǔn)絊TATCOM等效電路Fig.3 Equivalent circuit of cascaded STATCOM

式中：Uj（t）為第j個H橋電容電壓；SW（t，j）為第j個H橋的開關(guān)函數(shù)；G1、G4導(dǎo)通時SW=1；G2、G3導(dǎo)通時SW=-1；G1和G3或G2和G4導(dǎo)通時SW=0。

電容電壓Uj（t）可表示為直流分量和交流分量之和，即

式中：Uj-（t）為直流分量，即直流電壓平均值；Uj～（t）為交流分量，主要為100 Hz分量。

電源i（t）由基波分量和諧波分量組成，即

式中：ih（t）為電流高次諧波分量；If為電流中基波分量的有效值；φ為基波電流與STATCOM輸出電壓基波分量的相位差；鏈?zhǔn)絊TATCOM通常采用三角形連接，直流電壓中的100Hz諧波分量在輸出電壓中會產(chǎn)生3次諧波電壓，形成3次諧波電流，由于主要諧波為3次諧波，可忽略其他高次諧波，則有

式中：I3為電流中三次諧波分量的有效值，β為3次諧波電流與STATCOM輸出電壓基波分量的相位差。

第j個H橋的開關(guān)函數(shù)表示為

式中：SWh為開關(guān)函數(shù)的高次諧波分量；Mj為第j個H橋調(diào)制比；Δj為觸發(fā)脈沖延時差異導(dǎo)致的輸出電壓相位誤差；Mj3為3次諧波分量調(diào)制波；γj為3次諧波與基波的相位差。

將式（2）～式（5）帶入式（1）得

由于鏈?zhǔn)絊TATCOM每個H橋單元輸出電壓脈寬不同，因此式（6）中cos（β+γj）可為正或負(fù)。從式（6）可看出，電容電壓穩(wěn)態(tài)值僅與并聯(lián)損耗、混合損耗、調(diào)制比、三次諧波電流、脈沖延時差異和H橋輸出電壓脈寬有關(guān)，而與電容器容量無關(guān)。

圖4　最優(yōu)觸發(fā)脈沖分配平衡控制的原理框圖Fig.4 Principle of optimal allocation of trigger balancing strategy

3　直流電容電壓平衡控制

3.1最優(yōu)觸發(fā)脈沖分配平衡控制的原理

考慮H橋參數(shù)對電容電壓平衡的影響，本文提出了最優(yōu)觸發(fā)脈沖分配平衡控制，可使電容電壓快速趨于平衡，圖4為其原理框圖，通過每個H橋直流電容電壓和無功電流檢測所獲得的鎖相環(huán)PLL、50 Hz基頻PWM脈沖實(shí)現(xiàn)脈沖的最優(yōu)觸發(fā)脈沖分配平衡控制。

觸發(fā)脈沖的最優(yōu)分配原則為：電壓下降最快的H橋驅(qū)動分配給電壓最大的H橋的驅(qū)動，從而電壓最大的直流電容電壓能夠最快地下降到平均電壓；反之，電壓上升最快的H橋驅(qū)動分配給電壓最小的H橋的驅(qū)動，從而電壓最小的直流電容電壓能夠最快地上升到平均電壓；其他H橋以此類推，實(shí)現(xiàn)框圖如圖4（b）所示。電網(wǎng)電壓過零點(diǎn)時，對每個H橋直流電容電壓進(jìn)行采集，并進(jìn)行大到小的排列，獲得排列序列ord_U1，ord_U2，…，ord_UN，其中ord_U1為直流電壓值最大的H橋序號，ord_UN為電壓值最小的H橋序號；同樣的，結(jié)合上一次過零點(diǎn)時的直流電容電壓，對每個H橋直流電壓的增量也進(jìn)行大到小的排列，獲得排列序列ord_dU1，ord_dU2，…，ord_dUN其中ord_dU1為直流電壓值增量最大的H橋編號，ord_UN為電壓值增量最小的H橋編號。然后根據(jù)上一次過零點(diǎn)時計算獲得的最優(yōu)觸發(fā)脈沖分配序列p_order1，p_order2，…，p_ordern，并結(jié)合直流電壓的排列序列和直流電壓變化量的排列序列，按照最優(yōu)觸發(fā)脈沖分配控制的原則計算獲得當(dāng)前時刻最優(yōu)觸發(fā)脈沖分配序列order1，order2，…，orderN，最后按照最優(yōu)分配序列對50 Hz基頻PWM控制的觸發(fā)脈沖進(jìn)行分配。

3.2最優(yōu)觸發(fā)脈沖分配平衡控制輸出性能分析

最優(yōu)觸發(fā)脈沖分配控制在每次電網(wǎng)電壓過零點(diǎn)時對觸發(fā)脈沖進(jìn)行一次最優(yōu)分配，即ωt=0，π，2π，…，nπ（n=0，1，2，…）時進(jìn)行最優(yōu)計算并進(jìn)行觸發(fā)脈沖的分配。為了分析采用最優(yōu)觸發(fā)脈沖分配控制后H橋的輸出性能，結(jié)合圖2所示的基頻PWM控制原理，以級聯(lián)5個H橋?yàn)槔?，H橋的功率器件觸發(fā)角為α1，α2，α3，α4，α5，并且0＜α1＜α2＜α3＜α4＜α5。假設(shè)ωt=0時，觸發(fā)角為αpi時獲得的觸發(fā)脈沖分配給第i個H橋；ωt=π時，觸發(fā)角為αci時獲得的觸發(fā)脈沖分配給第i個H橋，其中αpi，αci取值為α1，α2，α3，α4，α5中的任意其中一個觸發(fā)角，則功率器件的開關(guān)情況和H橋輸出電壓情況如圖5所示。

3.2.1功率器件開關(guān)情況分析

ωt=π時，觸發(fā)角由αpi切換為αci，圖5中功率器件G1觸發(fā)脈沖關(guān)斷時刻為π+αci，其中π+αci在π+ α1～π+α5之間取值；同理，G3觸發(fā)脈沖關(guān)斷時刻為2π+αci，其中2π+αci在2π-α1～2π-α5之間取值，因此ωt=π進(jìn)行最優(yōu)脈沖分配后，僅僅使G1、G3關(guān)斷時刻提前或滯后，并不改變原來的開關(guān)頻率。而G2和G1、G3和G4觸發(fā)脈沖互為反相，因此ωt=π進(jìn)行最優(yōu)脈沖分配后，也僅僅使G2、G4開通時刻提前或滯后。同樣的，ωt=0，2π，…，nπ時進(jìn)行最優(yōu)觸發(fā)脈沖分配平衡控制也不會改變功率器件的開關(guān)頻率。

圖5　最優(yōu)觸發(fā)脈沖分配平衡控制H橋功率器件觸發(fā)脈沖和輸出電壓波形Fig.5 Trigger and output voltage of H-bridge with optimal allocation of trigger balancing strategy

3.2.2H橋輸出電壓分析

觸發(fā)角由αpi切換為αci后，π+αci～2π+αci時間內(nèi)第i個H橋輸出電壓為-Udci，由于分配后αci在α1，α2，…，α5中取值，并且這個觸發(fā)角同一時刻只能作為一個H橋的觸發(fā)角，則第i個H橋輸出電壓為圖2所示原理中的其中一個階梯，因此最優(yōu)觸發(fā)脈沖控制僅僅是對每個H橋輸出電壓按照一定順序進(jìn)行的分配，并不改變H橋級聯(lián)后輸出的總電壓波形，從而這種電容電壓平衡控制不會增加輸出電流的THD。

4　實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

4.1試驗(yàn)樣機(jī)參數(shù)

為了驗(yàn)證所提出的最優(yōu)觸發(fā)脈沖分配平衡控制的可行性和有效性，在研制的±10 kvar鏈?zhǔn)絊TATCOM試驗(yàn)樣機(jī)上進(jìn)行實(shí)驗(yàn)，系統(tǒng)采用三角形連接方式，如圖1所示，每相級聯(lián)5個H橋，采用50 Hz基頻PWM控制，觸發(fā)角α1=5.748 9°，α2=17.490 8°，α3=30.074 2°，α4=44.614 9°，α5=65.592 3°。表2為鏈?zhǔn)絊TATCOM樣機(jī)的主要參數(shù)。

表2　鏈?zhǔn)絊TATCOM樣機(jī)的主要參數(shù)Tab.2 Main parameters of cascaded STATCOM prototype

實(shí)驗(yàn)中，首先對加入最優(yōu)觸發(fā)脈沖分配平衡控制和不加平衡控制2種情況鏈?zhǔn)絊TATCOM的輸出性能與直流電容電壓平衡情況進(jìn)行比較，然后改變STATCOM樣機(jī)AB相中一個H橋直流側(cè)的并聯(lián)電阻，使其與其他H橋的并聯(lián)損耗存在差異，最后在并聯(lián)損耗存在差異情況下，分析所提出的最優(yōu)觸發(fā)脈沖分配平衡控制電容電壓平衡情況。其中編號為2的H橋直流側(cè)并聯(lián)電阻為4.5 kΩ，其他H橋都為50 kΩ。

4.2最優(yōu)脈沖分配平衡控制的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

圖6為不加直流電容電壓平衡控制時的實(shí)驗(yàn)波形。圖6（a）為AB相的系統(tǒng)線電壓usab、鏈?zhǔn)絊TATCOM輸出電壓ugab和相電流igab波形，由于存在直流電容電壓不平衡的問題，鏈?zhǔn)絊TATCOM輸出電壓每個階梯高度不一致，輸出電壓和電流波形都發(fā)生畸變。圖6（b）為鏈?zhǔn)絊TATCOM相電流igab的總諧波含量THD（total harmonic distortion），其中相電流基波分量的有效值為I=7.180 A，THD=16.09%，電流THD含量較高，說明了直流側(cè)電容電壓平衡的必要性。

圖7為最優(yōu)脈沖分配平衡控制時AB相實(shí)驗(yàn)波形。由圖7（a）可見，加入平衡控制后，鏈?zhǔn)絊TATCOM輸出電壓每個階梯高度一致，從而可獲得正弦度較好的電壓和電流波形。圖7（b）為鏈?zhǔn)絊TATCOM相電流igab的總諧波含量THD，相電流基波分量的有效值為I=7.152 A，平衡控制后電流THD降低為2.50%，說明了最優(yōu)脈沖分配平衡控制對改善鏈?zhǔn)絊TATCOM輸出性能有現(xiàn)實(shí)意義。

圖6　不加平衡控制時AB相實(shí)驗(yàn)波形Fig.6 Experiment waveforms of phase-AB without balancing control

圖8為鏈?zhǔn)絊TATCOM感性工況時，加入最優(yōu)脈沖分配平衡控制的電容電壓波形。圖8（a）中，t1時刻開始加入平衡控制，電容電壓250 ms從不平衡狀態(tài)進(jìn)入平衡過程；圖8（b）為平衡后電容電壓波形，每個H橋直流電容充放電后在系統(tǒng)電壓過零點(diǎn)時都能回到平衡點(diǎn)，具有較好的穩(wěn)態(tài)性能。

圖9為存在損耗差異時最優(yōu)脈沖分配平衡控制的電容電壓波形。圖9（a）中編號為2的H橋與其他H橋單元存在較大的并聯(lián)損耗差異，加入最優(yōu)脈沖分配平衡控制后能消除損耗差異使直流電容電壓達(dá)到平衡。并且如圖9（b）所示H橋存在損耗差異時，鏈?zhǔn)絊TATCOM輸出的相電流THD與圖7（b）H橋無損耗差異時電流THD保持一致。表3為上位機(jī)上記錄系統(tǒng)電壓過零點(diǎn)時電容電壓分布情況對比。

圖7　最優(yōu)脈沖分配平衡控制時AB相實(shí)驗(yàn)波形Fig.7 Experiment waveforms of phase-AB with optimal allocation of trigger balancing strategy

電網(wǎng)系統(tǒng)存在電壓突降突升的故障狀態(tài)，接入電網(wǎng)的鏈?zhǔn)絊TATCOM需要具有低電壓穿越能力。

圖9　H橋存在損耗差異時電容電壓實(shí)驗(yàn)波形Fig.9 Experiment waveforms of DC capacitors'voltage when loss differences of H-bridges

表3　直流電容電壓分布情況對比Tab.3 Comparison of DC capacitors' voltage distribution

低電壓穿越實(shí)驗(yàn)波形如圖10所示，圖10（a）為電網(wǎng)電壓突降到電壓額定值的10%的動態(tài)過程，圖10（b）為電網(wǎng)電壓由電壓額定值的10%恢復(fù)到額定值的動態(tài)過程。

圖10（a）中，當(dāng)電網(wǎng)電壓由額定值突降至額定電壓值的10%時，鏈?zhǔn)絊TATCOM的H橋單元釋放能量，使電容電壓同步降低到額定值的10%，不同H橋單元的電容電壓在下降過程中維持動態(tài)平衡狀態(tài)。在電壓降落的開始階段，鏈?zhǔn)絊TATCOM輸出的容性電流增大到額定最大值，降低電壓突降的速度。當(dāng)系統(tǒng)電壓降落到20%額定值以下時，為維持鏈?zhǔn)絊TATCOM的并網(wǎng)運(yùn)行，并為之后的電網(wǎng)電壓恢復(fù)儲備容性無功功率，此時輸出電流降低到0 A。

圖10　低電壓穿越實(shí)驗(yàn)波形Fig.10 Low voltage ride through experimental waveform

圖10（b）中，當(dāng)電網(wǎng)電壓由額定值的10%恢復(fù)到額定值時，H橋單元吸收能量，使電容電壓同步恢復(fù)到額定值，不同H橋單元的電容電壓在恢復(fù)過程中維持動態(tài)平衡狀態(tài)。在電壓恢復(fù)的開始階段，鏈?zhǔn)絊TATCOM開始消耗有功功率，使電容電壓首先恢復(fù)到額定值。當(dāng)系統(tǒng)電壓恢復(fù)到額定值時，鏈?zhǔn)絊TATCOM向電網(wǎng)輸出低電壓時儲備的容性無功功率。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明最優(yōu)脈沖分配平衡控制可使直流電容電壓快速趨于平衡，并且可以解決損耗等差異引起的電容電壓不平衡問題，提高了鏈?zhǔn)絊TATCOM系統(tǒng)輸出性能和穩(wěn)定性能。實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了最優(yōu)脈沖分配平衡控制的可行性和有效性。

5　結(jié)語

通過分析鏈?zhǔn)絊TATCOM直流側(cè)電容電壓穩(wěn)態(tài)數(shù)學(xué)模型，可知H橋參數(shù)差異是造成的電容電壓不平衡的主要原因之一。針對電壓不平衡問題，本文提出了最優(yōu)脈沖分配平衡控制，并對其原理和輸出性能進(jìn)行了分析。最后在380 V、±10 kvar的鏈?zhǔn)絊TATCOM樣機(jī)上對最優(yōu)脈沖分配平衡控制進(jìn)行實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，理論分析和實(shí)驗(yàn)均表明：最優(yōu)脈沖分配平衡控制原理簡單，易于實(shí)現(xiàn)，能夠解決H橋參數(shù)差異引起的電容電壓不平衡問題，且在不影響功率器件開關(guān)頻率和每相H橋輸出總電壓波形的前提下使電容電壓快速、穩(wěn)定地平衡，提高了鏈?zhǔn)絋ATCOM輸出性能和可靠性能，具有較高的實(shí)用價值。并且所提出的最優(yōu)脈沖分配平衡控制不僅適用于50 Hz基頻，同時也適用于150 Hz基頻優(yōu)化、CPS-SPWM和SHE-PWM等調(diào)制方法。

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DC Capacitors Voltage Balancing Strategy for Cascaded STATCOM

YANG Bo1，ZHAO Hanqing1，ZENG Guang1，ZHONG Yanru1，LI Jingang1，SU Zhonglai2
（1.Department of Electrical Engineering，Xi'an University of Technology，Xi'an 710048，China；2.Xuji Group Corporation，Xu Chang 461000，China）

The impact of H-bridge parameter differences on the DC capacitors'voltage is analyzed in this paper based on the static mathematical model of DC capacitors'voltage of cascaded static synchronous compensator（STATCOM）.According to the problem of DC capacitor'voltage unbalance，a novel balancing strategy is proposed based on optimal allocation of pulse，which can solve the problem of DC capacitor'voltage unbalance caused by H-bridge parameter differences，and can make capacitors'voltage balance quickly in the premise of no change of switching frequency of power component and output voltage，so as to improve the output performance of cascaded STATCOM and system reliability.The principle and characteristics of a novel balancing strategy based on optimal allocation of pulse are analyzed，and a prototype of 380 V，±10 kvar cascaded STATCOM had been developed to verify the theory analysis.

cascaded static synchronous compensator（STATCOM）；static mathematical model of capacitor voltage；H-bridge parameter difference；DC capacitors'voltage balancing strategy

楊波

10.13234/j.issn.2095-2805.2016.5.128

TM76

A

楊波（1983-），男，通信作者，博士，講師，研究方向：電能質(zhì)量控制技術(shù)，E-mail：yangbo-xut@163.com。

趙漢卿（1993-），男，碩士研究生，研究方向：電力電子裝置與系統(tǒng)，E-mail：526390722@qq.com。

曾光（1957-），男，博士，教授，研究方向：電力電子技術(shù)及應(yīng)用與計算機(jī)控制系統(tǒng)，E-mail：g-zeng@mail.xaut.edu.cn。

鐘彥儒（1950-），男，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向：新型電力電子裝置，E-mail：zhongyr@xaut.edu.cn。

李金剛（1968-），男，博士，副教授，研究方向：新型電力電子裝置與特種電源，E-mail：shgr@xaut.edu.cn。

粟忠來（1986-），男，碩士，研究方向：電力電力在電力系統(tǒng)中的應(yīng)用，E-mail：suzhonglai@xjgc.sggc.com.cn。

2015-11-24

陜西省重點(diǎn)學(xué)科建設(shè)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目（105-5X1201）

Project Supported by Shanxi Provincial Project of Special Foundation（105-5X1201）