王衛(wèi),宮成,曹文遠(yuǎn),董楠,劉慧珍,韓民曉
(1. 國(guó)網(wǎng)北京市電力公司,北京市 100031;2. 華北電力大學(xué)電氣與電子工程學(xué)院,北京市 102206)
隨著分布式電源滲透率的提高與直流負(fù)荷的快速發(fā)展,直流配電網(wǎng)以其變換環(huán)節(jié)少、可控性強(qiáng)、電能質(zhì)量問題少等優(yōu)點(diǎn),成為了可再生能源消納的重要配電方式[1-3]。但是就技術(shù)發(fā)展趨勢(shì)和電網(wǎng)發(fā)展特征而言,直流配電網(wǎng)近期內(nèi)不會(huì)取代交流配電網(wǎng),電力技術(shù)的發(fā)展向著直流-交流-交/直混合的趨勢(shì)變化,交、直流配電網(wǎng)靈活銜接、優(yōu)勢(shì)互補(bǔ)、協(xié)調(diào)發(fā)展是配電網(wǎng)發(fā)展的趨勢(shì)[4-5]。交直流配電網(wǎng)通過電力電子換流器進(jìn)行互聯(lián)。對(duì)于互聯(lián)后的交直流配電系統(tǒng),一方面體現(xiàn)為交直流配電網(wǎng)相互支撐,即交流配電網(wǎng)可以對(duì)直流配電網(wǎng)提供電壓穩(wěn)定支撐,而直流配電網(wǎng)也可為交流配電網(wǎng)提供電壓支撐功能。另一方面則體現(xiàn)為交直流配電網(wǎng)相互影響,配電系統(tǒng)交流側(cè)或直流側(cè)發(fā)生故障時(shí),故障可能傳播至另一側(cè),加劇故障的嚴(yán)重程度。尤其是在實(shí)際運(yùn)行中,交流配電網(wǎng)發(fā)生單相接地故障的概率較大,這將導(dǎo)致分布式發(fā)電系統(tǒng)出現(xiàn)輸出功率波動(dòng)、輸出電流幅值上升等問題[6-7]。因此,有必要研究交流系統(tǒng)非對(duì)稱故障對(duì)直流配電網(wǎng)產(chǎn)生影響的機(jī)理,進(jìn)而提出直流配電網(wǎng)對(duì)交流配電網(wǎng)的故障穿越控制策略,保證直流配電網(wǎng)在交流系統(tǒng)故障時(shí)仍能維持分布式電源的高效發(fā)電與對(duì)直流負(fù)荷的高質(zhì)量供電。
在交流系統(tǒng)故障對(duì)換流器直流側(cè)的影響方面,目前研究多集中于高壓直流輸電系統(tǒng),主要關(guān)注的是故障后負(fù)序電流分量對(duì)換流裝置的威脅及相應(yīng)的保護(hù)策略[8-9]。而直流配電網(wǎng)中包括大量各類分布式電源與敏感的直流負(fù)荷,分布式電源的高效發(fā)電與直流負(fù)荷的正常工作都對(duì)直流電壓的質(zhì)量提出了更高的要求[10]。目前學(xué)界普遍認(rèn)為,單相接地故障將導(dǎo)致?lián)Q流器直流側(cè)電壓出現(xiàn)2倍頻波動(dòng)。對(duì)于具體的影響機(jī)理,文獻(xiàn)[11-12]考慮換流器注入故障點(diǎn)的2倍頻功率,推導(dǎo)給出了交流非對(duì)稱故障情況下直流電壓的波動(dòng)機(jī)理。文獻(xiàn)[13]進(jìn)一步分析了交流非對(duì)稱故障情況下,直流側(cè)接入電容、電阻和直流微電網(wǎng)時(shí),直流電壓的諧波含量。文獻(xiàn)[14-15]考慮負(fù)序故障分量和零序故障分量,進(jìn)一步推導(dǎo)了直流側(cè)2倍頻諧波和工頻諧波的產(chǎn)生機(jī)理,并提出了相應(yīng)的抑制控制策略。雖然上述文獻(xiàn)都給出了非對(duì)稱故障情況下,交流側(cè)2倍頻有功功率分量會(huì)導(dǎo)致直流電壓產(chǎn)生2倍頻波動(dòng)的結(jié)論,但是都忽略了交流濾波電感上瞬時(shí)有功功率特性。而在故障情況下,由于故障電流非常大,濾波電感上瞬時(shí)功率不容忽視,需要對(duì)故障情況下濾波電感上的瞬時(shí)有功功率特性進(jìn)行分析和推導(dǎo),以進(jìn)一步明確交流故障對(duì)直流電壓的影響機(jī)理。
對(duì)于直流電壓波動(dòng)的抑制,目前主流的控制策略是基于雙同步參考坐標(biāo)系的負(fù)序電流控制[11,16-17]。但是負(fù)序電流控制需要獲得精確的交流正序電壓的相位,由于負(fù)序電壓分量的存在,傳統(tǒng)的鎖相環(huán)(phase-locked loop, PLL)無法實(shí)現(xiàn)準(zhǔn)確的相位跟蹤。同時(shí),當(dāng)系統(tǒng)中存在諧波分量時(shí),也會(huì)對(duì)PLL的跟蹤性能產(chǎn)生影響。基于解耦雙同步參考坐標(biāo)系的鎖相環(huán)(decouple double synchronous reference frame PLL, DDSRF-PLL)[18]是一種已被業(yè)界廣泛使用并證明其性能優(yōu)越性的鎖相環(huán)同步技術(shù),可以實(shí)現(xiàn)不對(duì)稱故障情況下的正序電壓相位跟蹤。但是此方法一是較為復(fù)雜,需要使用雙同步旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)變換消去負(fù)序分量。二則需要使用濾波器消去諧波分量,降低了系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)特性。為避免復(fù)雜的相序分離運(yùn)算,文獻(xiàn)[19]提出了基于滑??刂频闹苯庸β士刂品绞?,簡(jiǎn)化了控制系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)。但是滑??刂菩枰粩嗲袚Q控制量,從而產(chǎn)生抖振。為了不引入新的控制形式,本文仍采用基于雙同步參考坐標(biāo)系的負(fù)序電流控制,但是通過對(duì)PLL補(bǔ)償器的合理設(shè)計(jì)來實(shí)現(xiàn)對(duì)正序電壓相位的跟蹤,從而避免了復(fù)雜的相序分離計(jì)算。
本文首先分析交流非對(duì)稱故障情況下濾波電感的有功功率特性,推導(dǎo)建立精確的有功功率平衡模型,進(jìn)而從理論上全面闡述直流電壓2倍頻紋波的產(chǎn)生機(jī)理。隨后,給出可以準(zhǔn)確跟蹤正序電壓相位的PLL補(bǔ)償器設(shè)計(jì)方法,并將其用于負(fù)序電流抑制控制中。最后,通過PSCAD/EMTDC仿真驗(yàn)證理論分析和所建模型的正確性。
一般而言,對(duì)于不同的電壓等級(jí)和應(yīng)用場(chǎng)景,交直流配電系統(tǒng)具有不同的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)。本文的直流配電網(wǎng)采用典型的雙端(手拉手)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu),如圖1所示。根據(jù)已有示范工程情況,換流器1和換流器2均采用可擴(kuò)展性強(qiáng)、可靠性高、諧波含量少的模塊化多電平換流器(modular multilevel converter, MMC)[20]。為更好地滿足直流系統(tǒng)電壓波動(dòng)限值要求,MMC2采用定直流電壓控制,MMC1采用定功率控制[21]。本文主要研究?jī)?nèi)容是當(dāng)交流配電網(wǎng)1發(fā)生單相接地故障時(shí),直流配電網(wǎng)如何通過MMC1的控制實(shí)現(xiàn)故障穿越。
圖1 交直流配電系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.1 Topology of AC/DC distribution network
MMC1的等效拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖2所示,圖中,usabc、utabc與isabc分別為交流系統(tǒng)三相電壓、MMC橋臂輸出三相電壓與MMC輸出三相電流;udc與idc分別為直流電壓和MMC輸入的直流電流;L0、R0分別為橋臂電感及橋臂等值電阻;LT為換流變壓器漏感;Lf、Rf分別為MMC等效電感與等效電阻;Ceq為直流側(cè)等效電容。交直流配電網(wǎng)通過MMC進(jìn)行功率融通,其中,pext為直流配電網(wǎng)注入MMC有功功率;pdc為直流側(cè)注入三相橋的有功功率;pt為三相橋輸出至交流側(cè)的有功功率;ps為MMC輸出至交流配電網(wǎng)的有功功率。
圖2 MMC等效拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.2 Equivalent topology diagram of MMC
在換流器交流側(cè)出口處發(fā)生單相接地故障情況時(shí),除了正序分量、負(fù)序分量外,還會(huì)產(chǎn)生零序分量。
此時(shí)零序故障分量會(huì)通過直流側(cè)電容中點(diǎn)接地處形成回路,導(dǎo)致直流側(cè)正負(fù)極電壓產(chǎn)生工頻共模波動(dòng)。但是由于換流器直流側(cè)通常采用直流電容中點(diǎn)通過高阻接地的方式[22],在此方式下,零序故障分量導(dǎo)致的直流電壓工頻共模擾動(dòng)可以忽略[14]。所以本文在分析故障后的系統(tǒng)特性時(shí),暫不考慮零序分量的影響。
對(duì)于圖2所示的MMC拓?fù)浣Y(jié)構(gòu),當(dāng)其交流側(cè)發(fā)生單相接地短路故障時(shí),交流側(cè)電壓和電流包括正序和負(fù)序分量,可分別表示為:
(1)
(2)
根據(jù)瞬時(shí)功率定理,交流故障點(diǎn)的瞬時(shí)有功功率ps為:
(3)
結(jié)合坐標(biāo)變換公式,將式(3)中的正序分量投影到正向旋轉(zhuǎn)的dq坐標(biāo)系上,將負(fù)序分量投影到反向旋轉(zhuǎn)的dq坐標(biāo)系上,得到瞬時(shí)功率方程為:
(4)
式中:θ為坐標(biāo)變換角。式(4)表明,當(dāng)交流系統(tǒng)發(fā)生不對(duì)稱故障時(shí),交流系統(tǒng)故障點(diǎn)的有功功率由直流分量和2倍頻分量組合而成。其中直流分量由正序電壓與正序電流的乘積以及負(fù)序電壓與負(fù)序電流的乘積引起,2倍頻分量由正序電壓與負(fù)序電流的乘積以及負(fù)序電壓與正序電流的乘積引起。
MMC橋臂電阻R0為橋臂電感L0的寄生電阻,其阻值非常小,通常忽略不計(jì)。因此主要分析MMC等效電感的有功功率特性。當(dāng)交流單相接地故障時(shí),MMC等效電感上的瞬時(shí)功率pL為:
(5)
其中abc三相電流由正序和負(fù)序分量組成,即
(6)
將式(6)代入式(5),可得:
(7)
結(jié)合派克變換公式,正序分量投影到正向旋轉(zhuǎn)的dq坐標(biāo)系上,將負(fù)序分量投影到反向旋轉(zhuǎn)的dq坐標(biāo)系上,即
(8)
得到式(7)中各分量為:
(9)
故電感上的瞬時(shí)功率方程為:
(10)
在穩(wěn)態(tài)情況下,MMC輸出的三相電流為恒定值,因此式(10)可簡(jiǎn)化為:
(11)
由式(11)可知,當(dāng)電感中既有正序電流又有負(fù)序電流流過時(shí),電感上的瞬時(shí)有功功率為2倍頻波動(dòng)量。此2倍頻有功功率波動(dòng)由正序電流引起的電感壓降與負(fù)序電流的乘積和負(fù)序電流引起的電感壓降與正序電流的乘積產(chǎn)生。
(12)
(13)
觀察式(12)和式(13)可以發(fā)現(xiàn),如果已知換流器輸出的電流,即可確定故障點(diǎn)和電感有功功率2倍頻分量的占比量。
忽略換流器內(nèi)部的功率損耗,那么根據(jù)圖2可知,MMC1直流側(cè)注入三相橋的功率為:
pdc=pt=ps+pL
(14)
考慮電容儲(chǔ)存的能量變化,有:
(15)
式(15)中,等式左邊第二項(xiàng)為電容所儲(chǔ)能量的變化率。聯(lián)立式(14)和(15),可得:
(16)
對(duì)于式(16),當(dāng)ps和pL的2倍頻分量引起直流電壓發(fā)生2倍頻波動(dòng)時(shí),直流配電網(wǎng)另一端采用定直流電壓控制的MMC2將向直流配電網(wǎng)注入有功功率以維持直流電壓的穩(wěn)定,在MMC1側(cè)則體現(xiàn)為其直流輸入功率pext也將包含2倍頻分量,并且pext的目標(biāo)是抵消ps和pL的2倍頻分量,從而維持直流電壓的穩(wěn)定。但現(xiàn)實(shí)情況是,MMC2原有的定直流電壓控制被設(shè)計(jì)用于輸出恒定有功功率(穩(wěn)態(tài)情況),因此無法實(shí)現(xiàn)pext對(duì)ps和pL的準(zhǔn)確抵消。也就是說,pext-ps-pL也將包含2倍頻分量。不妨設(shè)pext-ps-pL=P0+P2cos(2ωt+φ),代入(16)可得:
(17)
式中:P0為有功功率的直流分量;P2為有功功率2倍頻分量的幅值;Pcons為與系統(tǒng)初始狀態(tài)相關(guān)的常數(shù)。由于有功功率的直流分量P0遠(yuǎn)大于2倍頻分量的幅值P2,因此直流電壓udc不僅包含直流分量,也包含2倍頻分量[13,17]。
根據(jù)式(4)、(11)和(17)可知,交流電流的負(fù)序分量是引起直流電壓2倍頻紋波的主要原因。因此,設(shè)計(jì)相應(yīng)的控制策略對(duì)負(fù)序電流進(jìn)行抑制。
本文通過PLL補(bǔ)償器的合理設(shè)計(jì)來實(shí)現(xiàn)對(duì)正序電壓相位的跟蹤,并給出補(bǔ)償器參數(shù)的通用設(shè)計(jì)方法。常用的PLL控制框圖如圖3所示。其中,ω0t+θ0為交流電壓的相位,θ為PLL輸出相位,ω為PLL輸出的角頻率,H(s)為PLL的補(bǔ)償器。
圖3 PLL控制框圖Fig.3 Control block diagram of PLL
PLL的性能取決于補(bǔ)償器H(s),由第2節(jié)的分析可知,H(s)的設(shè)計(jì)需要考慮下列因素:
1)PLL在電壓三相不平衡及含電壓諧波的情況下,仍能準(zhǔn)確跟蹤正序電壓的相位;
2)由于參考輸入ω0t+θ0包含一個(gè)直流量θ0和一個(gè)斜坡函數(shù)ω0t,由內(nèi)模原理可知,開環(huán)通路中至少需要包含2個(gè)積分因子1/s,觀察圖3可知,開環(huán)傳遞函數(shù)中已包含一個(gè)1/s,所以H(s)中應(yīng)至少包含一個(gè)1/s;
3)控制系統(tǒng)具有足夠的相位裕度以保證系統(tǒng)的穩(wěn)定性。
假設(shè)交流電壓三相不平衡且包含5次諧波,其表達(dá)式為:
(18)
對(duì)式(18)進(jìn)行派克變換有:
(19)
由式(19)可知,uq包含2倍頻和6倍頻的正弦量,為實(shí)現(xiàn)PLL中ω和θ不受其干擾,H(s)的設(shè)計(jì)必須削弱2倍頻和6倍頻正弦量的影響,且由于2倍頻正弦量的頻率小,幅值k1相對(duì)較大,尤其需要減小2倍頻正弦量的影響。雖然可以通過開環(huán)傳遞函數(shù)的低通特性抑制2倍頻正弦量,但這樣會(huì)減小閉環(huán)傳遞函數(shù)的帶寬,從而影響系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。為此,本文采用構(gòu)建s=±j2ω0的共軛零點(diǎn)來消除2倍頻分量帶來的影響,此方法不會(huì)影響系統(tǒng)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性。
同時(shí),為消除6倍頻分量的影響,保證開環(huán)傳函的幅頻特性曲線在ω>2ω0時(shí)仍以-40 dB/dec的速率下降,設(shè)置一對(duì)s=-2ω0的極點(diǎn)以抵消引入共軛零點(diǎn)s=±j2ω0帶來的影響。下面給出補(bǔ)償器參數(shù)的詳細(xì)設(shè)計(jì)方法。
通過上述分析,設(shè)補(bǔ)償器的表達(dá)式為:
(20)
式中:h為常數(shù),用以調(diào)節(jié)幅值穿越頻率;F(s)為不包含積分因子1/s的傳遞函數(shù),用以調(diào)節(jié)相位裕度。由式(20)和圖3,可得系統(tǒng)的開環(huán)傳遞函數(shù)為:
(21)
設(shè)幅值穿越頻率ωc=200 rad/s,則當(dāng)hF(s)=1時(shí),∠l(j200)=-215°,此時(shí)穩(wěn)定裕度γ=-35°,可使用2個(gè)超前環(huán)節(jié)將相位裕度補(bǔ)償至γ=55°,每個(gè)超前環(huán)節(jié)補(bǔ)償δm=45°,即取
(22)
(23)
計(jì)算可得:
(24)
將式(24)代入式(21),得:
(25)
由|l(j200)|=1,計(jì)算得:
h=2.85×105
(26)
將式(24)、(26)代入式(20),可得補(bǔ)償器為:
(27)
根據(jù)式(25)和(26)畫出系統(tǒng)開環(huán)傳遞函數(shù)的波特圖,如圖4所示。由波特圖可知:1)ω=0處開環(huán)傳遞函數(shù)的增益非常大,保證了閉環(huán)傳遞函數(shù)在ω=0處的增益為1;2)幅值穿越頻率ωc=200 rad/s,對(duì)應(yīng)的相位裕度為55°,保證了控制系統(tǒng)的穩(wěn)定性;3)ω=2ω0處開環(huán)傳遞函數(shù)的增益非常小,使得2倍頻分量削減為0,幅頻特性曲線在ω>2ω0時(shí)仍以-40 dB/dec的速率下降,減小了諧波的影響。所設(shè)計(jì)的PLL滿足要求。
圖4 PLL開環(huán)傳函的波特圖Fig.4 Open-loop bode plot of PLL
圖5 正負(fù)序電流分解原理Fig.5 Scheme of positive and negative-sequence current decomposition
獲得交流電流的正序分量和負(fù)序分量后,使用經(jīng)典的雙同步參考坐標(biāo)系方法對(duì)換流器輸出的電流進(jìn)行控制,其中正序電流環(huán)控制和負(fù)序電流環(huán)控制的控制框圖分別如圖6和圖7所示[17]。
圖6 正序電流環(huán)控制框圖Fig.6 Control block diagram of positive-sequence current loop
圖7 負(fù)序電流環(huán)控制框圖Fig.7 Control block diagram of negative-sequence current loop
考慮到正負(fù)序等效電路的對(duì)稱性,正序和負(fù)序電流內(nèi)環(huán)補(bǔ)償器PI參數(shù)設(shè)計(jì)公式為[24]:
kp1=kp2=Lf/τi
(28)
ki1=ki2=Rf/τi
(29)
式中:kp1、kp2分別為電流環(huán)比例系數(shù);ki1、ki2分別為電流環(huán)積分系數(shù);τi為電流環(huán)時(shí)間常數(shù)。
(30)
而正序電流的參考值按照定功率控制確定,即
(31)
(32)
(33)
將正序和負(fù)序控制量進(jìn)行疊加,從而得到abc三相控制量:
(34)
根據(jù)圖1所示示范工程在PSCAD/EMTDC中搭建交直流配電網(wǎng)模型,對(duì)交流配電網(wǎng)1發(fā)生單相接地故障的情況及所提控制策略進(jìn)行仿真分析。仿真的參數(shù)如表1所示。仿真過程如下:剛開始時(shí),MMC1采用定PQ控制空載啟動(dòng),MMC2采用定直流電壓控制啟動(dòng),同時(shí)鎖相環(huán)投入控制;t=1.2 s時(shí),公共連接點(diǎn)(point of common coupling, PCC)發(fā)生金屬性c相接地故障,故障持續(xù)時(shí)間為0.3 s;t=1.5 s時(shí),c相接地故障切除。
表1 電路與控制參數(shù)Table 1 Circuit and control parameters
圖8 故障點(diǎn)電壓波形與PLL控制效果波形Fig.8 Voltage waveforms of fault point and the PLL
當(dāng)交流系統(tǒng)發(fā)生c相接地故障時(shí),不采用負(fù)序電流抑制控制時(shí)仿真得到的故障波形如圖9(a)所示,采用負(fù)序電流抑制控制后的故障波形如圖9(b)所示。
交流故障點(diǎn)有功功率分別如圖9(a)和9(b)的第1個(gè)圖所示。觀察可知,采用負(fù)序電流抑制控制后,交流故障點(diǎn)的2倍頻有功功率分量峰峰值由15 MW下降至10 MW,這說明負(fù)序電流抑制控制并不能讓故障點(diǎn)的2倍頻有功功率降為0,由式(4)可知,這是因?yàn)樨?fù)序電壓與正序電流的乘積仍會(huì)引發(fā)2倍頻有功功率。
不采用負(fù)序電流控制時(shí),電感上的2倍頻瞬時(shí)有功功率峰峰值高達(dá)60 MW,如圖9(a)第2個(gè)圖所示。出現(xiàn)如此大的2倍頻有功功率是因?yàn)檩^大的短路故障電流在電感上造成了大量的功率損耗。而在采用負(fù)序電流控制后,電感上的2倍頻瞬時(shí)有功功率峰峰值由60 MW下降至0 MW,如圖9(b)第2個(gè)圖所示。對(duì)比觀察采用負(fù)序電流抑制控制前后交流故障點(diǎn)有功功率變化(-5 MW)和電感上的2倍頻有功功率變化(-60 MW),可以得出結(jié)論:交流非對(duì)稱故障情況下,電感的2倍頻有功功率不容忽視,而負(fù)序電流抑制控制主要消除了電感的2倍頻有功功率。
圖9(a)與圖9(b)的第3個(gè)圖為故障時(shí)換流站MMC1交流出口處abc三相電流。圖9(a)的第3個(gè)圖表明,不加負(fù)序電流抑制器的故障電流幅值超過4 kA,且三相電流明顯不對(duì)稱。而采用負(fù)序電流抑制器的故障電流幅值不超過1 kA,且三相電流保持對(duì)稱,如圖9(b)的第3個(gè)圖所示。負(fù)序電流抑制器可以較好地抑制換流站交流出口故障電流。
根據(jù)上述分析可知,導(dǎo)致直流電壓出現(xiàn)2倍頻紋波的原因不僅是交流系統(tǒng)故障點(diǎn)處的2倍頻有功功率,電感上的2倍頻瞬時(shí)有功功率也不容忽視。為進(jìn)一步驗(yàn)證理論分析的正確性,將等效濾波電感由Lf=9.35 mH改為L(zhǎng)f=8.35 mH,仿真研究系統(tǒng)的故障特性。
仿真波形如圖9(c)所示。將其與圖9(a)對(duì)比,可以發(fā)現(xiàn),當(dāng)?shù)刃V波電感由Lf=9.35 mH改為L(zhǎng)f=8.35 mH后,電感的2倍頻瞬時(shí)有功功率峰峰值由60 MW下降至50 MW左右,分別如圖9(a)和圖9(c)的第2個(gè)圖所示。在此情況下,直流電壓的2倍頻紋波峰峰值也從8 kV降至6 kV左右,分別圖9(a)和圖9(c)的第4個(gè)圖所示。上述分析表明,交流故障情況下采用較小的濾波電感可以減小2倍頻瞬時(shí)有功功率,從而緩解直流電壓的波動(dòng)程度,這與第2節(jié)的理論分析相符。但是,較小的濾波電感也會(huì)導(dǎo)致?lián)Q流器交流出口側(cè)的濾波能力降低,從而使得系統(tǒng)功率和電壓的波形產(chǎn)生畸變,這在圖9(c)的第2個(gè)圖和第4個(gè)圖中得到了體現(xiàn)。
圖9 交直流配電系統(tǒng)故障特性波形Fig.9 Fault characteristics of AC/DC distribution network
本文對(duì)交流發(fā)生單相接地故障時(shí)交直流配電系統(tǒng)的故障特性進(jìn)行了研究,推導(dǎo)了交流故障導(dǎo)致直流電壓波動(dòng)的機(jī)理。本文的主要貢獻(xiàn)包括:
1)通過理論推導(dǎo)和仿真分析指出了故障情況下濾波電感上的瞬時(shí)有功功率不容忽視,并且經(jīng)典的負(fù)序電流抑制控制很大程度上抑制的是電感上的2倍頻有功功率,而不是注入交流故障點(diǎn)的2倍頻有功功率。
2)通過對(duì)傳統(tǒng)PLL的補(bǔ)償器合理設(shè)計(jì)實(shí)現(xiàn)了對(duì)正序電壓相位的準(zhǔn)確跟蹤,給出了通用的參數(shù)設(shè)計(jì)方法。如此,避免了DDSRF-PLL方法在信號(hào)采集方面的復(fù)雜性和對(duì)系統(tǒng)動(dòng)態(tài)特性的影響。
本文雖然指出了故障情況下濾波電感上的瞬時(shí)有功功率是造成直流電壓波動(dòng)的重要原因,但沒有量化分析故障點(diǎn)和電感有功功率2倍頻分量的占比問題。故障點(diǎn)和電感有功功率2倍頻分量占比問題值得進(jìn)一步研究,這有助于進(jìn)一步明確交流非對(duì)稱故障對(duì)直流系統(tǒng)的影響。