中壓直掛式供電質(zhì)量綜合提升裝置及其負(fù)載電壓控制策略

沈 煜，韓鳴宇，胡 偉，張港華，楊 帆，文勁宇

（1. 國網(wǎng)湖北省電力有限公司電力科學(xué)研究院,湖北省 武漢市 430077；2. 強(qiáng)電磁工程與新技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（華中科技大學(xué)）,湖北省 武漢市 430074）

0 引言

以生物醫(yī)藥、精密制造、數(shù)據(jù)中心等為典型代表的高敏感用戶對供電質(zhì)量與可靠性提出了很高的要求,短暫的電能質(zhì)量問題事件可能會(huì)導(dǎo)致巨大的經(jīng)濟(jì)損失［1-4］。目前,高敏感用戶一般單獨(dú)配置電壓等級與額定容量較小的供電質(zhì)量提升裝置。隨著高敏感用戶數(shù)目的快速增加,在中壓配電等級綜合提升電能質(zhì)量,集中實(shí)現(xiàn)多個(gè)高敏感用戶優(yōu)質(zhì)供電的需求日趨強(qiáng)烈,已成為行業(yè)關(guān)注的熱點(diǎn)問題［5-8］。

目前,已有一些可用于改善電網(wǎng)電能質(zhì)量的設(shè)備投入使用,如有源電力濾波器［9］、靜止無功補(bǔ)償器［10］和靜止無功發(fā)生器［11］,但上述裝置難以有效應(yīng)對電網(wǎng)電壓的快速跌落,保證負(fù)載高質(zhì)量供電。動(dòng)態(tài)電壓補(bǔ)償器（dynamic voltage restorer,DVR）［12］雖能快速補(bǔ)償電網(wǎng)跌落電壓,但其功能有限,難以綜合治理電網(wǎng)多種電能質(zhì)量事件。雙變換不間斷電源（uninterruptible power supply,UPS）實(shí)現(xiàn)了電網(wǎng)電能質(zhì)量事件與負(fù)載間的完全隔離,但從電網(wǎng)傳輸?shù)截?fù)載的功率全部需要經(jīng)過2 級交直流功率變換,裝置運(yùn)行損耗大和效率低的缺陷難以有效改善［13］。文獻(xiàn)［14］提出了統(tǒng)一電能質(zhì)量調(diào)節(jié)器（unified power quality conditioner,UPQC）,在低電壓、小容量領(lǐng)域?qū)崿F(xiàn)了電能質(zhì)量的綜合提升,負(fù)載功率傳輸不需要再經(jīng)過2 級交直流功率變換。文獻(xiàn)［15-17］將模塊化多電平換流器（modular multilevel converter,MMC）應(yīng)用于UPQC 中,提出了MMCUPQC,實(shí)現(xiàn)了UPQC 在中高壓、大容量領(lǐng)域的應(yīng)用。國外基于柴油旋轉(zhuǎn)式UPS 和靜態(tài)變換器提出了兆瓦級阻抗隔離型UPS［18］,具備綜合提升電能質(zhì)量與離網(wǎng)獨(dú)立供電能力。但是阻抗隔離型UPS 拓?fù)渲械纳龎鹤儔浩髡嫉伢w積較大,且低壓側(cè)較大的運(yùn)行電流對濾波電路和控制器的設(shè)計(jì)都提出了很高的要求。此外,由于儲(chǔ)能電池在變流器直流側(cè)集中配置,電池模塊之間的環(huán)流抑制、安全控制較為復(fù)雜,且難以應(yīng)對單體電池的短板效應(yīng)。針對級聯(lián)型儲(chǔ)能功率變換技術(shù),文獻(xiàn)［19-21］將儲(chǔ)能電池分散在MMC 中的各個(gè)功率單元中,有效解決了集中式儲(chǔ)能存在的電池環(huán)流問題。

本文基于級聯(lián)型儲(chǔ)能功率變換技術(shù)與阻抗隔離思想,提出了一種中壓直掛式供電質(zhì)量綜合提升裝置。首先,介紹了該裝置的拓?fù)渑c工作原理,闡述了裝置并網(wǎng)運(yùn)行、離網(wǎng)運(yùn)行以及旁路運(yùn)行下的工作特性。其次,分析了裝置中關(guān)鍵參數(shù)的設(shè)計(jì)方法。然后,提出了綜合并網(wǎng)運(yùn)行與離網(wǎng)運(yùn)行的負(fù)載電壓控制策略,附加電網(wǎng)電壓補(bǔ)償控制與輸出電流前饋控制以提升裝置并網(wǎng)運(yùn)行時(shí)對大型擾動(dòng)的響應(yīng)速度。最后,通過仿真分析與實(shí)驗(yàn)測試驗(yàn)證了裝置拓?fù)浼捌湄?fù)載電壓控制策略的可行性與有效性,并對比了幾種電能質(zhì)量提升裝置的技術(shù)性能。

1 裝置拓?fù)浼肮ぷ髟?/h2>

1.1 拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

中壓直掛式供電質(zhì)量綜合提升裝置的拓?fù)淙鐖D1 所示,包括旁路開關(guān)CB1、電網(wǎng)側(cè)開關(guān)CB2、負(fù)載側(cè)開關(guān)CB3、隔離電抗器L1（電感值為L1）、并網(wǎng)電抗器L2（電感值為L2）以及級聯(lián)H 橋型電池儲(chǔ)能系統(tǒng)（cascaded H-bridge battery energy storage system,CHB-BESS）。圖中：U?G為電網(wǎng)電壓相量；U?L為負(fù)載電壓相量；U?C為CHB-BESS 輸出電壓相 量；I?G為電 網(wǎng) 電 流 相 量；I?L為 負(fù) 載 電 流 相 量；I?C為CHB-BESS輸出電流相量。

圖1 中壓直掛式供電質(zhì)量綜合提升裝置拓?fù)銯ig.1 Topology of transformerless medium-voltage power supply quality comprehensive improvement device

交流電網(wǎng)與負(fù)載間通過隔離電抗器L1相連,CHB-BESS 經(jīng)并網(wǎng)電抗器L2并聯(lián)于負(fù)載端。CHBBESS 包含三相單元,各相單元由多個(gè)功率模塊級聯(lián)組成,每一個(gè)功率模塊包含一個(gè)H 橋、一個(gè)DC/DC 變換器與一個(gè)電池模塊,電池模塊通過DC/DC 變換器連接至H 橋單元。DC/DC 變換器采用Buck/Boost 拓?fù)洌?1］,其高壓側(cè)采用固定直流電壓控制模式以維持H 橋單元直流側(cè)電容電壓的穩(wěn)定,低壓側(cè)控制電池模塊充放電。

1.2 工作原理

裝置正常運(yùn)行時(shí),CB2和CB3合閘,CB1分閘,電網(wǎng)通過CB2-L1-CB3支路對負(fù)載供電,CHB-BESS 通過L2支撐與控制負(fù)載電壓電能質(zhì)量達(dá)標(biāo),負(fù)載功率由電網(wǎng)與CHB-BESS 提供,裝置工作于并網(wǎng)模式。為降低CHB-BESS 穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)功率變換損耗,控制其有功功率為零,即負(fù)載有功功率PL由電網(wǎng)提供。電網(wǎng)注入有功功率PG與無功功率QG如式（1）所示?？紤]到負(fù)載電壓幅值允許波動(dòng)范圍較?。?2］,裝置采用控制負(fù)載電壓角頻率調(diào)節(jié)的方式實(shí)現(xiàn)PG對PL的跟蹤。

式中：UG為電網(wǎng)電壓有效值；UL為負(fù)載電壓有效值；X1為L1的電抗值；δ為電網(wǎng)電壓相位θG與負(fù)載電壓相位θL之間的相角差。

裝置工作于并網(wǎng)模式時(shí),k（k取a、b、c）相電網(wǎng)電壓uG,k、負(fù) 載 電 壓uL,k、CHB-BESS 輸 出 電 壓uC,k、電網(wǎng)電流iG,k以及CHB-BESS 輸出電流iC,k之間滿足式（2）的關(guān)系。

負(fù)載電流iL,k與iG,k、iC,k之間的關(guān)系為：

綜合式（2）與式（3）得到uC,k的表達(dá)式為：

根據(jù)式（4）可知,當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生電能質(zhì)量事件或負(fù)載功率突變時(shí),負(fù)載電壓可能會(huì)受到影響而不再滿足高電能質(zhì)量要求。設(shè)電網(wǎng)電壓突發(fā)擾動(dòng)為ΔuG,k,負(fù)載電流突發(fā)擾動(dòng)為ΔiL,k（負(fù)載功率變化）,時(shí)間間隔Δt足夠小,可忽略裝置穩(wěn)態(tài)工況下交流電壓與電流在Δt內(nèi)的變化,由式（4）得到擾動(dòng)發(fā)生時(shí)裝置中電壓、電流變化量間的關(guān)系為：

式中：ΔuC,k為CHB-BESS 輸出電壓補(bǔ)償量；ΔuL,k為負(fù)載電壓擾動(dòng)變化量。

假設(shè)CHB-BESS 未能快速響應(yīng),ΔuC,k=0,分別分析ΔuG,k與ΔiL,k對負(fù)載電壓的影響。根據(jù)式（5）中變量間系數(shù)關(guān)系可知,增大L1能夠弱化ΔuG,k對負(fù)載電壓影響,減小L2能夠弱化ΔiL,k對負(fù)載電壓的影響。為保證負(fù)載側(cè)持續(xù)性高質(zhì)量供電（ΔuL,k約為零）,當(dāng)ΔuG,k與ΔiL,k產(chǎn)生時(shí),CHB-BESS 需要快速調(diào)節(jié)uC,k。由式（5）可知,增大L1或減小L2都可以降低擾動(dòng)發(fā)生時(shí)的ΔuC,k,增強(qiáng)裝置對負(fù)載電壓的控制效果。

CHB-BESS 輸出電壓與負(fù)載電壓間數(shù)學(xué)模型如式（2）所示。式中電壓與電流均為交流量。為得到易于控制的直流量,將式（2）在靜止坐標(biāo)系下的數(shù)學(xué)模型轉(zhuǎn)換到dq坐標(biāo)系下,如式（6）所示。

式中：uC,d和uC,q分別為CHB-BESS 輸出電壓的d軸和q軸分量；uL,d和uL,q分別為負(fù)載電壓的d軸和q軸分 量；iC,d和iC,q分 別 為CHB-BESS 輸 出 電 流 的d軸和q軸分量；ω為電壓角頻率。

基于上述分析,本文所提裝置采取了以下2 項(xiàng)措施實(shí)現(xiàn)并網(wǎng)運(yùn)行時(shí)供電質(zhì)量的綜合提升：1）采用較大電感值的隔離電抗器L1,實(shí)現(xiàn)電網(wǎng)與負(fù)載間的有效阻抗隔離,弱化電網(wǎng)側(cè)電能質(zhì)量事件對負(fù)載的影響；2）利用CHB-BESS 快速支撐與控制負(fù)載電壓,實(shí)現(xiàn)負(fù)載電壓在電網(wǎng)三相短路等極端工況下仍能夠滿足高電能質(zhì)量要求。

當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生嚴(yán)重故障（如電網(wǎng)持續(xù)性三相短路）,系統(tǒng)判斷并網(wǎng)條件無法滿足時(shí),裝置將控制CB2分閘,CHB-BESS 通過L2-CB3支路單獨(dú)對負(fù)載供電。此時(shí),裝置工作于離網(wǎng)模式,負(fù)載端電壓完全由CHB-BESS 控制,裝置數(shù)學(xué)模型如式（7）所示。裝置工作于離網(wǎng)模式期間會(huì)持續(xù)檢測電網(wǎng)電壓,若電網(wǎng)電壓恢復(fù)正常范圍內(nèi),則執(zhí)行并網(wǎng)操作再次進(jìn)入并網(wǎng)運(yùn)行模式。

當(dāng)CHB-BESS 出現(xiàn)故障或者需要停運(yùn)檢修時(shí),裝置控制CB2和CB3分閘,CB1合閘,工作于旁路模式,電網(wǎng)通過CB1旁通支路直接對負(fù)載供電。

2 關(guān)鍵參數(shù)分析

隔離電抗器L1與并網(wǎng)電抗器L2是裝置中的關(guān)鍵設(shè)備,本節(jié)以1 MV·A、10 kV 裝置為例,分析L1與L2的電感數(shù)值對裝置運(yùn)行特性的影響,進(jìn)而為實(shí)際工程應(yīng)用時(shí)的電感數(shù)值選取提供理論指導(dǎo)。

電網(wǎng)無電能質(zhì)量事件發(fā)生是裝置常見的運(yùn)行工況,裝置穩(wěn)定運(yùn)行時(shí),PG=PL,CHB-BESS 輸出的有功功率PC為零。考慮到PL最大值為1 MW,為了滿足功率傳輸需求,根據(jù)式（1）可知,L1不能大于0.318 H。假設(shè)電網(wǎng)注入負(fù)載端的無功功率為QGL,CHB-BESS 注入負(fù)載端的無功功率為QCL,負(fù)載無功功率為QL,滿足的表達(dá)式為：

由PL可確定δ與QGL,由式（8）與QL可進(jìn)一步得到QCL。設(shè)X2為L2的電抗值,則當(dāng)CHB-BESS 只輸出無功功率時(shí),CHB-BESS 輸出電壓有效值UC與CHB-BESS 輸出的無功功率QC滿足如式（9）所示的關(guān)系。

因此,當(dāng)負(fù)載功率確定時(shí),L1和L2的電感數(shù)值將決定QC的數(shù)值,進(jìn)而影響CHB-BESS 的功率變換損耗。

此外,L1與L2的電感數(shù)值也會(huì)影響其電抗器損耗。當(dāng)裝置運(yùn)行于額定工況時(shí),L1與L2電抗器損耗與其額定容量相關(guān)。設(shè)L1額定容量為SN1,L2額定容量為SN2,它們滿足如式（10）所示的關(guān)系。

式中：PGN、QGN與QCLN分別為裝置運(yùn)行于額定工況時(shí)電網(wǎng)注入有功功率、無功功率以及CHB-BESS 注入負(fù)載端的無功功率。

根據(jù)CHB-BESS 功率變換損耗與L1、L2電抗器損耗,可以計(jì)算得到裝置額定運(yùn)行工況下的總損耗Ploss為：

式中：QCN為裝置額定工況下CHB-BESS 輸出的無功 功 率；Kloss為CHB-BESS 功 率 變 換 損 耗 率；KP為電抗器損耗系數(shù),對于三相鐵芯電抗器,KP=44。

若負(fù)載額定功率因數(shù)等于0.9,CHB-BESS 功率變換效率為98.5%,即Kloss=0.012 5。設(shè)功率基準(zhǔn)值SB為裝置額定容量SN,電壓基準(zhǔn)值UB為負(fù)載額定相電壓有效值UL,X1的標(biāo)幺值為X,X2的標(biāo)幺值為X,則額定運(yùn)行工況下X與X對裝置運(yùn)行損耗Ploss的影響見圖2?？梢钥闯?L1與L2增大均會(huì)引起裝置損耗的增大。當(dāng)X增大至1.4 p.u.（L1=148 mH）,X增大至0.4 p.u.（L2=42.4 mH）時(shí),裝置的額定運(yùn)行損耗為13.38 kW,損耗率為1.34%,仍較小。

圖2 額定運(yùn)行工況下X與X 對Ploss的影響Fig.2 Influence of Xand X on Ploss under rated working condition

電網(wǎng)發(fā)生電能質(zhì)量事件時(shí),裝置通過CHBBESS 控制負(fù)載電壓穩(wěn)定,維持負(fù)載側(cè)高質(zhì)量供電?？紤]電網(wǎng)發(fā)生金屬性三相短路故障極端工況,此時(shí),CHB-BESS 輸出電壓與無功功率由L1與L2決定。以負(fù)載a 相電壓U?L,a為參考軸,計(jì)算得到CHBBESS 的a 相 輸 出 電 流I?C,a為：

式 中：I?L,a為 負(fù) 載a 相 電 流；I?G,a為 電 網(wǎng)a 相 電 流。

根 據(jù)I?C,a得 到CHB-BESS 的a 相 輸 出 電 壓U?C,a與并網(wǎng)電抗器L2吸收的無功功率QX2（a、b、c 三相電流幅值相同）,分別滿足如式（13）與式（14）所示的關(guān)系。

設(shè)隔離電抗器L1吸收無功功率為QX1,則CHBBESS 輸出無功功率QC的表達(dá)式為：

設(shè)QC的標(biāo)幺值為Q、UC的標(biāo)幺值為U,由式（13）與式（15）得到裝置運(yùn)行于額定工況而電網(wǎng)發(fā)生金屬性三相短路時(shí)X與X對Q與U的影響,如圖3 所示。

圖3 額定運(yùn)行工況下電網(wǎng)發(fā)生金屬性三相短路時(shí)X與X對Q 與U 的影響Fig.3 Influence of Xand X on Q and U in case of metallic three-phase short circuit in power grid under rated working condition

由圖3 可知,增大L1與減小L2能夠有效降低QC與UC。L1過小會(huì)導(dǎo)致QC快速增大,L2過大會(huì)導(dǎo)致UC快速增大,進(jìn)而導(dǎo)致CHB-BESS 造價(jià)過高。例如,當(dāng)X為0.6 p.u.時(shí),Q的最小值為5.44 p.u.。因此,在選取隔離電抗器L1與并網(wǎng)電抗器L2時(shí)應(yīng)綜合考慮CHB-BESS 造價(jià)、電感體積與造價(jià)、裝置運(yùn)行損耗與安全等多種因素。

3 負(fù)載電壓控制策略

裝置運(yùn)行控制的核心目標(biāo)是實(shí)現(xiàn)電網(wǎng)多種電能質(zhì)量事件下負(fù)載側(cè)的持續(xù)性高質(zhì)量供電。為此,提出了一種綜合裝置并網(wǎng)運(yùn)行與離網(wǎng)運(yùn)行的負(fù)載電壓控制策略,總體控制框圖如圖4 所示。圖中：Pbat為CHB-BESS 中電池儲(chǔ)能系統(tǒng)從電網(wǎng)側(cè)吸收有功功率的指令值；δref為電網(wǎng)電壓和負(fù)載電壓間的相角差參考值；ωG為電網(wǎng)電壓角頻率；fmax與ωH分別為頻率動(dòng)態(tài)限幅器輸出的最大允許瞬間頻率與角頻率；fmin與ωL分別為頻率動(dòng)態(tài)限幅器輸出的最小允許瞬間頻率與角頻率；kP為比例系數(shù)；ωL,ref與θL,ref分別為負(fù)載電壓的角頻率參考值與相位參考值；uL,d,ref與uL,q,ref分別為負(fù)載電壓的d軸與q軸分量參考值；kFF,d與kFF,q分別為輸出電流前饋控制中d軸與q軸的比例系數(shù)；iFF,d與iFF,q分別為輸出電流前饋控制中d軸與q軸的電流補(bǔ)償分量；kCC,d與kCC,q分別為電網(wǎng)電壓補(bǔ)償控制中d軸與q軸的比例系數(shù)；iCC,d與iCC,q分別為電網(wǎng)電壓補(bǔ)償控制中d軸與q軸的電流補(bǔ)償分量；iC,d,ref和iC,q,ref分別為CHB-BESS 輸出電流的d軸和q軸分量參考值；uC,d,ref和uC,q,ref分別為CHBBESS 輸出電壓的d軸和q軸分量參考值；uC,a,ref、uC,b,ref、uC,c,ref分 別 為CHB-BESS 輸 出 電 壓 的a 相、b相、c 相參考值；LPF 為低通濾波器（low pass filter,LPF）；PI 為比例-積分（proportional integral,PI）控制器。

圖4 負(fù)載電壓控制策略總體框圖Fig.4 Overall block diagram of load voltage control strategy

為降低裝置穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)的功率變換損耗,控制CHB-BESS 有功功率輸出為零,設(shè)計(jì)了功率動(dòng)態(tài)跟蹤控制；為滿足負(fù)載電壓頻率與相角差δ的自主可控以及裝置離網(wǎng)運(yùn)行需求,設(shè)計(jì)了頻率自主調(diào)節(jié)控制；為實(shí)現(xiàn)對負(fù)載的持續(xù)性高電能質(zhì)量供電,設(shè)計(jì)了電壓持續(xù)穩(wěn)定控制。

3.1 功率動(dòng)態(tài)跟蹤控制

裝置并網(wǎng)運(yùn)行時(shí),控制電網(wǎng)注入有功功率自動(dòng)跟蹤負(fù)載有功功率。裝置中的電池儲(chǔ)能系統(tǒng)能被用于用戶側(cè)的儲(chǔ)能控制,因此,功率動(dòng)態(tài)跟蹤控制中增加了額外控制量Pbat。裝置正常運(yùn)行時(shí)（電池儲(chǔ)能系統(tǒng)儲(chǔ)存能量未超出閾值）,Pbat數(shù)值等于零。根據(jù)式（1）可知,PG與δ呈正相關(guān)。因此,基于PG與PL之間的功率差值與PI 控制器,能夠得到電網(wǎng)電壓和負(fù)載電壓間的相角差參考值δref。

由于隔離電抗器L1電感值較大,當(dāng)裝置同電網(wǎng)之間進(jìn)行快速變化的功率交換時(shí),為滿足PG響應(yīng)速度要求,δ需要頻繁地大幅調(diào)節(jié),這顯然會(huì)劣化負(fù)載電壓的頻率響應(yīng)特性。因此,為了保證負(fù)載側(cè)電能質(zhì)量,裝置同電網(wǎng)之間的功率交換數(shù)值通過LPF 后再與PG比較,負(fù)載快速變化的功率則由CHB-BESS提供。

此外,當(dāng)電網(wǎng)電壓發(fā)生大幅跌落時(shí),裝置會(huì)控制δ持續(xù)增大以實(shí)現(xiàn)PG跟蹤PL。但是,當(dāng)電網(wǎng)電壓恢復(fù)時(shí),增大的δ會(huì)使PG突然上升,這將給裝置運(yùn)行帶來極大沖擊。因此,當(dāng)裝置檢測到電網(wǎng)電壓發(fā)生大幅跌落時(shí)（跌落到0.3 p.u. 以下,檢測時(shí)間為0.1 s）,系統(tǒng)會(huì)閉鎖功率動(dòng)態(tài)跟蹤控制。此時(shí),功率動(dòng)態(tài)跟蹤控制中的PI 控制器的誤差輸入將為零,輸出δref保持原值不變。在檢測到電網(wǎng)電壓恢復(fù)正常后再解除閉鎖。

功率動(dòng)態(tài)跟蹤控制在裝置并網(wǎng)運(yùn)行時(shí)工作,離網(wǎng)運(yùn)行時(shí)不再工作。

3.2 頻率自主調(diào)節(jié)控制

設(shè)δ初始值為δ0,則δ滿足的表達(dá)式為：

式中：ωLoad為負(fù)載電壓角頻率。

裝置并網(wǎng)運(yùn)行時(shí),由式（16）可知,通過控制ωLoad能夠?qū)崿F(xiàn)δ快速跟蹤δref。為控制電網(wǎng)注入功率穩(wěn)定,設(shè)置ωLoad穩(wěn)態(tài)參考值等于ωG。

頻率調(diào)節(jié)中可能出現(xiàn)超調(diào)等現(xiàn)象,為避免該事件發(fā)生,實(shí)現(xiàn)負(fù)載側(cè)高電能質(zhì)量供電,頻率自主調(diào)節(jié)控制中針對10 kV 交流系統(tǒng)的國家標(biāo)準(zhǔn)［23］設(shè)計(jì)了頻率動(dòng)態(tài)限幅器。首先,采用滑動(dòng)窗口計(jì)算分別得到當(dāng)前最大和最小允許的瞬時(shí)頻率fH1和fL1,實(shí)現(xiàn)1 s測試窗口內(nèi)頻率總體平均值與50 Hz 的偏差值不高于0.2 Hz。其次,采用固定最大偏差實(shí)現(xiàn)頻率與50 Hz 的最大偏差不高于0.5 Hz。頻率動(dòng)態(tài)限幅器的輸出fmax和fmin如式（17）所示。ωH與ωL分別根據(jù)fmax和fmin得到（ωH=2πfmax,ωL=2πfmin）,并分別作為負(fù)載電壓角頻率參考值ωL,ref前限幅器的上限與下限。

裝置離網(wǎng)運(yùn)行時(shí),負(fù)載電壓角頻率參考值ωL,ref恒定等于額定值ωN,不再跟隨ωG。

3.3 電壓持續(xù)穩(wěn)定控制

裝置中,CHB-BESS 的快速動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)能力是實(shí)現(xiàn)負(fù)載持續(xù)性高電能質(zhì)量供電的關(guān)鍵,為獲得較高品質(zhì)的電流響應(yīng),電壓持續(xù)穩(wěn)定控制采用電壓外環(huán)與電流內(nèi)環(huán)構(gòu)成的雙閉環(huán)控制。電壓外環(huán)控制中設(shè)置uL,d,ref為1 p.u.,uL,q,ref為0,實(shí)現(xiàn)負(fù)載電壓幅值穩(wěn)定與負(fù)載電壓參考相角跟蹤。電流內(nèi)環(huán)控制根據(jù)式（6）設(shè)計(jì),采用前饋控制消除dq軸分量的耦合,最終得到UC的參考值。

當(dāng)裝置中電網(wǎng)電壓或負(fù)載功率突發(fā)大擾動(dòng)時(shí),CHB-BESS 輸出電流將快速波動(dòng),由于常規(guī)電壓電流雙閉環(huán)控制的補(bǔ)償響應(yīng)速度較慢,負(fù)載電壓幅值可能會(huì)大幅跌落或升高。為提高裝置大擾動(dòng)工況下的響應(yīng)速度,考慮式（4）中擾動(dòng)因素電網(wǎng)電壓與負(fù)載功率,電壓外環(huán)控制中附加了電網(wǎng)電壓補(bǔ)償控制與輸出電流前饋控制,在擾動(dòng)發(fā)生時(shí)快速調(diào)節(jié)CHBBESS 輸出電流iC的d軸與q軸分量參考值,實(shí)現(xiàn)負(fù)載電壓持續(xù)滿足高電能質(zhì)量要求,附加控制如附錄A 圖A1 所 示。

當(dāng)負(fù)載功率或電網(wǎng)電壓擾動(dòng)時(shí),CHB-BESS 輸出電流將跟隨變化,為提高裝置對輸出電流的跟蹤響應(yīng)速度,在電壓外環(huán)輸出中引入iFF,d與iFF,q作為前饋控制量,滿足式（18）所示的關(guān)系。

當(dāng)電網(wǎng)電壓大幅跌落時(shí),若要維持負(fù)載電壓穩(wěn)定,裝置中CHB-BESS 有功與無功輸出需要快速增大。根據(jù)瞬時(shí)功率理論可知,CHB-BESS 輸出的有功功率與iC的d軸分量呈正相關(guān),無功功率與iC的q軸分量呈負(fù)相關(guān)。設(shè)負(fù)載電壓空間矢量與d坐標(biāo)軸重合,根據(jù)式（3）得到iC在dq坐標(biāo)系下的表達(dá)式,如式（19）所示。因此,當(dāng)電網(wǎng)電壓UG跌落時(shí),iC,d應(yīng)上升,iC,q下降。電網(wǎng)電壓大幅上升工況分析類似。iC,d和iC,q的表達(dá)式為：

式中：iL,d和iL,q分別為負(fù)載電流的d軸和q軸分量；iG,d為電網(wǎng)電流d軸分量；iG,q為電網(wǎng)電流q軸分量。

基于上述分析,增加了電網(wǎng)電壓補(bǔ)償控制iCC,d與iCC,q,滿足式（20）,式中,kCC,d為正,kCC,q為負(fù)。當(dāng)裝置工作于離網(wǎng)模式時(shí),電網(wǎng)電壓補(bǔ)償控制將被閉鎖,此時(shí)電壓補(bǔ)償控制中比例控制器的誤差輸入將為零,輸出iCC,d與iCC,q也為零。

4 仿真與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證所提裝置及其負(fù)載電壓控制策略的有效性,基于PSCAD/EMTDC 仿真軟件搭建了中壓直掛式供電質(zhì)量綜合提升裝置的仿真模型,仿真模型結(jié)構(gòu)如圖1 所示。通過模擬電網(wǎng)可能發(fā)生的多種電能質(zhì)量事件,測試裝置中負(fù)載三相電壓（線電壓）波形與幅值。采用仿真軟件中快速傅里葉變換模塊分析負(fù)載電壓,得到其諧波電壓總畸變率總畸變率（total harmonics distortion,THD）與頻率,根據(jù)負(fù)載各相電壓有效值計(jì)算得到負(fù)載電壓三相不平衡度（unbalance factor,UBF）。裝置主要仿真參數(shù)如表1所 示,其 中,L1為96 mH（L=0.905 p.u.）,L2為14.5 mH（L=0.137 p.u.）,對應(yīng)裝置工作于額定工況而電網(wǎng)發(fā)生金屬性三相短路時(shí),Q= 4.43 p.u.（QC=4.43 Mvar）,U=1.172 p.u.（相電壓幅值為9.57 kV）。因此,CHB-BESS 各相單元均采用12 個(gè)H 橋模塊,單個(gè)H 橋模塊的額定直流電壓為800 V。阻感性負(fù)載是常見負(fù)載類型,若無特殊說明,本文負(fù)載采用阻感性負(fù)載,負(fù)載額定功率因數(shù)為0.9。

表1 裝置主要仿真參數(shù)Table 1 Main simulation parameters of device

4.1 電網(wǎng)電壓暫降仿真

電網(wǎng)電壓暫降是電網(wǎng)常見電能質(zhì)量事件,文獻(xiàn)［22］規(guī)定工頻電壓均方根值突然降低至0.1 p.u.～0.9 p.u.,并在短暫持續(xù)10 ms～1 min 后恢復(fù)正常的現(xiàn)象稱為電壓暫降。為驗(yàn)證本裝置對電網(wǎng)電壓暫降的治理效果,設(shè)計(jì)仿真工況如下：電網(wǎng)電壓在1.0 s與1.6 s 時(shí)分別暫降為0.1 p.u.與0.5 p.u.,電壓暫降的持續(xù)時(shí)間均為0.2 s,仿真結(jié)果如圖5 所示。UGac與ULac分別為電網(wǎng)三相電壓（線電壓）與負(fù)載三相電壓（線電壓）?；赨Lac,通過快速傅里葉變換分析與測量計(jì)算,得到其三相電壓有效值ULRMS、諧波電壓THD、頻率f與UBF,進(jìn)而評價(jià)裝置的運(yùn)行性能。ULRMS中黑色實(shí)線2 為本文所提負(fù)載電壓控制的仿真結(jié)果,紅色實(shí)線1 為常規(guī)電壓電流雙閉環(huán)控制的仿真結(jié)果。UGac與ULac時(shí)間刻度相同,ULRMS、THD、f與UBF 時(shí)間刻度相同。

圖5 電網(wǎng)電壓暫降Fig.5 Voltage sags in power grid

根據(jù)圖5 可知,當(dāng)電網(wǎng)三相電壓暫降為0.1 p.u.或0.5 p.u.時(shí),裝置能夠有效地維持負(fù)載三相電壓穩(wěn)定。在常規(guī)電壓電流雙閉環(huán)控制下,ULRMS波動(dòng)范圍約為9.7 kV～10.4 kV,在附加電網(wǎng)電壓補(bǔ)償控制與輸出電流前饋控制后,ULRMS波動(dòng)范圍縮小至9.9 kV～10.1 kV,效果明顯。當(dāng)電網(wǎng)電壓在1.0 s 與1.6 s 暫降時(shí),為補(bǔ)償電網(wǎng)注入有功功率的缺失,實(shí)現(xiàn)電網(wǎng)注入有功功率跟蹤負(fù)載有功功率,裝置會(huì)控制f下降,進(jìn)而增大相角差δ。而當(dāng)電網(wǎng)電壓在1.2 s與1.8 s 恢復(fù)正常時(shí),之前增大的相角差δ造成電網(wǎng)注入有功功率大于負(fù)載有功功率。此時(shí),裝置會(huì)控制f上升,進(jìn)而減小相角差δ以降低電網(wǎng)注入的有功功率。裝置運(yùn)行過程中f不斷調(diào)節(jié)變化,但始終保持在49.8～50.2 Hz 之間,THD 基本維持在1%,UBF 接近0。綜上可知,負(fù)載電壓的電能質(zhì)量始終滿足10 kV 三相交流系統(tǒng)國家標(biāo)準(zhǔn),裝置能夠有效應(yīng)對電網(wǎng)電壓暫降。

4.2 電網(wǎng)電壓三相不平衡仿真

電網(wǎng)電壓在1.0 s 時(shí)發(fā)生三相不平衡暫降,模擬電網(wǎng)電壓三相不平衡工況,其中,電網(wǎng)a 相電壓暫降為0.8 p.u.,b 相電壓暫降為0.5 p.u.,c 相電壓暫降為0.3 p.u.,電網(wǎng)電壓在1.2 s 時(shí)恢復(fù)三相平衡。為更好地評估電網(wǎng)三相不平衡時(shí)裝置對負(fù)載電壓的控制效果,分別給出負(fù)載ab 相線電壓、bc 相線電壓與ca 相線電壓有效值與諧波電壓總畸變率的測試結(jié)果,如附錄A 圖A2 所示。

由附錄A 圖A2 可知,負(fù)載三相電壓ULac能夠維持穩(wěn)定。但此時(shí),ab 相線電壓有效值略大于10 kV,bc 相線電壓有效值約為10 kV,ca 相線電壓有效值略低于10 kV,三者不再相同,三相不平衡度約為1%。ab 相線電壓、bc 相線電壓、ca 相線電壓的THD 都約為1%。電網(wǎng)電壓三相不平衡時(shí)電壓幅值發(fā)生了跌落,因此,電網(wǎng)注入負(fù)載有功功率也有所降低,裝置會(huì)控制f下降,進(jìn)而增大相角差δ,但f調(diào)節(jié)過程中始終保持在49.9～50.1 Hz 之間。綜上可知,裝置能夠有效治理電網(wǎng)電壓三相不平衡電能質(zhì)量事件。

4.3 電網(wǎng)三相短路仿真

考慮比電網(wǎng)電壓暫降為0.1 p.u.更為嚴(yán)重的極端工況,假設(shè)電網(wǎng)在1 s 時(shí)發(fā)生金屬性三相短路故障,此時(shí),UGac跌落為零。裝置在1.1 s 時(shí)斷開開關(guān)CB2,CHB-BESS 獨(dú)立向負(fù)載供電,裝置工作于離網(wǎng)模式,仿真結(jié)果如附錄A 圖A3 所示。

由附錄A 圖A3 可知,裝置能夠有效應(yīng)對電網(wǎng)三相短路故障,滿足負(fù)載高電能質(zhì)量供電需求,且具備離網(wǎng)運(yùn)行單獨(dú)為負(fù)載供電的能力。電網(wǎng)三相短路故障時(shí),常規(guī)電壓電流雙閉環(huán)控制下ULRMS最大跌落至9.6 kV,附加電網(wǎng)電壓補(bǔ)償控制與輸出電流前饋控制后,ULRMS最大跌落至9.9 kV,跌落深度降低了75%,效果顯著。電網(wǎng)三相短路故障時(shí)PG接近0,裝置會(huì)控制f下降,0.1 s 后CB2斷開,裝置離網(wǎng)運(yùn)行獨(dú)立為負(fù)載供電,f逐漸上升到固定頻率為50 Hz。THD 雖有小幅上升,但始終滿足國家標(biāo)準(zhǔn)要求。UBF 在裝置調(diào)節(jié)期間有過短時(shí)上升,但始終低于1%,且很快變?yōu)?。

4.4 電網(wǎng)電壓波動(dòng)與閃變仿真

電網(wǎng)電壓在1.0 s 時(shí)開始發(fā)生波動(dòng)與閃變,電壓有效值在0.9 p.u.和1.1 p.u.之間進(jìn)行周期為0.1 s 的交替變化,1.2 s 時(shí)電網(wǎng)電壓恢復(fù)正常,仿真測試結(jié)果如附錄A 圖A4 所示?？梢钥闯?在電網(wǎng)電壓波動(dòng)與閃變期間,負(fù)載三相電壓ULac能夠維持穩(wěn)定,滿足負(fù)載的高電能質(zhì)量供電需求。該過程中,ULRMS基本維持在10 kV,本文負(fù)載電壓控制與傳統(tǒng)電壓電流雙閉環(huán)控制的效果基本近似,兩者波形接近重合。THD 約為1%,f在50 Hz 附近有非常微小的波動(dòng),UBF 約為0。

4.5 電網(wǎng)諧波污染仿真

電 網(wǎng) 電 壓 在1.0 s 時(shí) 注 入3 次、5 次、7 次、9 次、11 次、13 次諧波,諧波幅值分別等于基波幅值的6%、5%、4%、3%、2%、1%,電網(wǎng)諧波電壓總畸變率為8.7%。1.2 s 時(shí)電網(wǎng)電壓恢復(fù)正常,仿真測試結(jié)果如附錄A 圖A5 所示。

由附錄A 圖A5 可知,在電網(wǎng)諧波污染發(fā)生前后,ULRMS維持在10 kV,本文負(fù)載電壓控制與傳統(tǒng)電壓電流雙閉環(huán)控制的仿真波形基本重合。THD約為1%,遠(yuǎn)低于電網(wǎng)諧波電壓總畸變率。f基本維持在50 Hz,UBF 接近于0。負(fù)載電壓的電能質(zhì)量指標(biāo)均滿足國家標(biāo)準(zhǔn),裝置對電網(wǎng)諧波污染治理效果較好。

4.6 不同負(fù)載類型下電網(wǎng)電壓暫降仿真

上述仿真中負(fù)載均為阻感性負(fù)載,是常見的負(fù)載類型,但不同負(fù)載類型可能會(huì)對裝置運(yùn)行性能產(chǎn)生影響。本節(jié)以電網(wǎng)常見電能質(zhì)量事件電網(wǎng)電壓暫降為例,分別測試了阻感性負(fù)載、電機(jī)性負(fù)載、純阻性負(fù)載下裝置的運(yùn)行性能,仿真結(jié)果如附錄A 圖A6所示。

由附錄A 圖A6 可知,3 種負(fù)載工況下,裝置都能夠保證負(fù)載側(cè)的持續(xù)性高質(zhì)量供電：負(fù)載線電壓有效值ULRMS波形基本重合,最大波動(dòng)幅度約為0.1 kV；純阻性負(fù)載時(shí)裝置的THD 有所上升,但基本保持在2%以內(nèi)；頻率f變化趨勢與范圍基本相同,維持在49.8～50.2 Hz 之間；三相不平衡度UBF波形基本重合。因此,本裝置能夠有效應(yīng)對多種負(fù)載工況,實(shí)現(xiàn)對負(fù)載的高質(zhì)量供電。

4.7 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證理論分析的正確性,搭建了中壓直掛式供電質(zhì)量綜合提升裝置的小型實(shí)驗(yàn)樣機(jī),如附錄A圖A7 所示。樣機(jī)采用MMC 模擬電網(wǎng)交流電壓,測試了幾種典型電網(wǎng)電能質(zhì)量事件下裝置的運(yùn)行性能,樣機(jī)參數(shù)見表2,實(shí)驗(yàn)測試結(jié)果見附錄A圖A8。

表2 實(shí)驗(yàn)參數(shù)Table 2 Experimental parameters

由附錄A 圖A8（a）可知,當(dāng)電網(wǎng)a相電壓暫降為0.5 p.u.時(shí),電網(wǎng)ab 相線電壓暫降為0.76 p.u.,裝置能夠控制負(fù)載電壓持續(xù)維持穩(wěn)定,電網(wǎng)a 相電流幅值增大約30%?？紤]電網(wǎng)三相短路工況,如附錄A 圖A8（b）所示,負(fù)載電壓短時(shí)受到了小擾動(dòng),幅值有所上升,但2 個(gè)周期（40 ms）內(nèi)迅速達(dá)到穩(wěn)態(tài),具備很高的電能質(zhì)量。此時(shí),電網(wǎng)a 相電流為負(fù)載點(diǎn)電壓注入電網(wǎng)短路點(diǎn)電流,隔離電抗器限制短路電流在合理范圍內(nèi),幅值增大約2 倍。附錄A 圖A8（c）與圖A8（d）中分別為電網(wǎng)電壓三相暫升為1.3 p.u.與a 相電壓注入50%三次諧波的實(shí)驗(yàn)結(jié)果,可以看出負(fù)載電壓都能夠持續(xù)維持穩(wěn)定,波動(dòng)量約為0。根據(jù)附錄A 圖A8 實(shí)驗(yàn)結(jié)果可知,裝置能夠有效應(yīng)對電網(wǎng)電壓暫降、三相短路、電壓暫升、諧波污染等電能質(zhì)量事件,實(shí)現(xiàn)對負(fù)載的高質(zhì)量供電。

5 技術(shù)性能對比

以1 MV·A、10 kV 裝置為例,負(fù)載額定功率因數(shù)為0.9,即負(fù)載額定有功功率為0.9 MW,額定無功功率為0.436 Mvar,對比分析本文所提裝置與DVR、雙變換UPS 以及UPQC 的技術(shù)性能。

DVR 以補(bǔ)償電網(wǎng)電壓暫降為控制目標(biāo),控制策略簡單,但不能綜合治理電網(wǎng)多種電能質(zhì)量事件。此外,DVR 控制策略中未對負(fù)載電壓頻率進(jìn)行約束與自主調(diào)節(jié),負(fù)載電壓頻率完全跟蹤電網(wǎng)頻率,難以有效應(yīng)對電網(wǎng)頻率越限問題。DVR 中包含一個(gè)換流器,且串聯(lián)于電網(wǎng)與負(fù)載之間,因此并不具備離網(wǎng)運(yùn)行單獨(dú)為負(fù)載供電的能力,供電可靠性較低。電網(wǎng)無電能質(zhì)量事件正常運(yùn)行時(shí),DVR 待機(jī)運(yùn)行損耗基本等于串聯(lián)變壓器的空載損耗,低于1%。

雙變換UPS 與UPQC 能夠綜合治理電網(wǎng)多種電能質(zhì)量事件,配置儲(chǔ)能后具備離網(wǎng)運(yùn)行單獨(dú)為負(fù)載供電能力,供電質(zhì)量與可靠性均較高。但它們拓?fù)渲卸及? 個(gè)換流器,數(shù)目較多。雙變換UPS 中2 個(gè)換流器均串聯(lián)于電網(wǎng)與負(fù)載之間,實(shí)現(xiàn)電網(wǎng)與負(fù)載間的完全隔離,負(fù)載電壓頻率由逆變器自主控制。但雙變換UPS 全部功率傳輸均需經(jīng)過2 級交直流功率變換,若換流器運(yùn)行效率為98.5%,則雙變換UPS 運(yùn)行損耗約3%。UPQC 中,一個(gè)換流器通過變壓器串聯(lián)于電網(wǎng)與負(fù)載間,用于補(bǔ)償電網(wǎng)電壓跌落；另一個(gè)換流器并聯(lián)于負(fù)載端,用于補(bǔ)償負(fù)載無功,運(yùn)行時(shí)需要考慮并聯(lián)換流器與串聯(lián)換流器間的協(xié)調(diào)控制,控制策略較為復(fù)雜。與DVR 一樣,UPQC 未對負(fù)載電壓頻率進(jìn)行自主調(diào)節(jié)與控制,負(fù)載電壓頻率可能會(huì)超出國家標(biāo)準(zhǔn)允許范圍。電網(wǎng)無電能質(zhì)量事件正常運(yùn)行時(shí),UPQC 損耗包括串聯(lián)變壓器空載損耗與并聯(lián)換流器損耗,總運(yùn)行損耗低于1%+0.436×1.25%=1.545%。

本文所提裝置及其負(fù)載電壓控制策略能夠自主調(diào)節(jié)負(fù)載電壓的頻率,實(shí)現(xiàn)負(fù)載電壓電能質(zhì)量持續(xù)滿足國家標(biāo)準(zhǔn)要求。電網(wǎng)無電能質(zhì)量事件正常運(yùn)行時(shí),裝置運(yùn)行損耗包括CHB-BESS 功率變換損耗以及隔離電抗器L1與并網(wǎng)電抗器L2運(yùn)行損耗。根據(jù)前文關(guān)鍵參數(shù)分析可知,當(dāng)L1與L2取值分別為96 mH 與14.5 mH 時(shí),裝置額定工況下的運(yùn)行損耗約為10.26 kW,損耗率為1.026%。

表3 總結(jié)了上述4 種裝置技術(shù)性能對比結(jié)果?？梢钥闯?本文所提裝置具備綜合治理電網(wǎng)多種電能質(zhì)量事件與離網(wǎng)運(yùn)行獨(dú)立為負(fù)載供電能力,供電質(zhì)量與可靠性均較高。相較于其他電能質(zhì)量提升裝置,本文裝置還能夠自主調(diào)節(jié)與控制負(fù)載電壓頻率,在控制策略復(fù)雜度、換流器總數(shù)目以及運(yùn)行損耗方面也具有一定優(yōu)勢。

表3 不同供電質(zhì)量提升裝置技術(shù)性能對比Table 3 Comparison of technical performance of various power supply quality improvement devices

6 結(jié)語

本文提出了一種中壓直掛式供電質(zhì)量綜合提升裝置,研究工作形成如下結(jié)論：

1）裝置中采用數(shù)值較大的隔離電抗器實(shí)現(xiàn)電網(wǎng)與負(fù)載間的阻抗隔離,弱化了電網(wǎng)電能質(zhì)量事件對負(fù)載的影響。采用CHB-BESS 支撐與控制負(fù)載電壓,實(shí)現(xiàn)負(fù)載側(cè)持續(xù)性高質(zhì)量供電。增大隔離電抗器能夠降低CHB-BESS 輸出電壓與無功容量需求,但也會(huì)導(dǎo)致裝置總運(yùn)行損耗增加,并降低裝置功率傳輸上限,實(shí)際應(yīng)用時(shí)需綜合考慮多方面因素。

2）裝置負(fù)載電壓控制策略融合了功率動(dòng)態(tài)跟蹤、頻率自主調(diào)節(jié)與電壓持續(xù)穩(wěn)定3 種控制。并網(wǎng)運(yùn)行時(shí),電網(wǎng)注入有功功率自動(dòng)跟蹤負(fù)載有功功率；負(fù)載電壓頻率能夠自主調(diào)節(jié),在國家標(biāo)準(zhǔn)允許范圍內(nèi)跟隨電網(wǎng)頻率以穩(wěn)定電網(wǎng)側(cè)功率傳輸；通過附加電網(wǎng)電壓補(bǔ)償與輸出電流前饋控制提高了裝置應(yīng)對大型擾動(dòng)的響應(yīng)速度,降低了負(fù)載電壓波動(dòng)范圍,提高了負(fù)載側(cè)供電質(zhì)量。離網(wǎng)運(yùn)行時(shí),負(fù)載電壓頻率的參考值固定為工頻,CHB-BESS 單獨(dú)向負(fù)載供電,控制負(fù)載電壓幅值穩(wěn)定。

3）仿真與實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證結(jié)果表明,裝置并網(wǎng)運(yùn)行時(shí)能夠綜合治理電網(wǎng)多種電能質(zhì)量事件,且具備離網(wǎng)運(yùn)行獨(dú)立為負(fù)載供電能力,實(shí)現(xiàn)負(fù)載側(cè)持續(xù)性高質(zhì)量供電。

本文工作的不足在于未深入研究與考慮裝置中儲(chǔ)能電池等器件參數(shù)的設(shè)計(jì)方法,后續(xù)工作中會(huì)著重考慮上述問題,為實(shí)物裝置研制提供理論基礎(chǔ)。

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