微電網(wǎng)混合型聯(lián)網(wǎng)變壓器及其故障阻隔協(xié)調(diào)控制

尹 昕，賴錦木，尹項(xiàng)根，王要強(qiáng)，尹 越，胡家玄

（1.武漢理工大學(xué) 自動(dòng)化學(xué)院，湖北 武漢 430070；2.鄭州大學(xué) 電氣與信息工程學(xué)院，河南 鄭州 450001；3.華中科技大學(xué) 電氣與電子工程學(xué)院，湖北 武漢 430074）

0 引言

大力發(fā)展可再生新能源、提高電能在終端消費(fèi)中的占比是新型電力系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)“雙碳”目標(biāo)的重要手段。配電系統(tǒng)直接面向終端用戶，是分布式新能源接入的主體。隨著分布式新能源和直流負(fù)荷并網(wǎng)容量的快速增長(zhǎng)，交直流混合微電網(wǎng)（AC／DC hybrid microgrid，HMG）以其良好的分布式電源消納能力、靈活的調(diào)控能力、不同類型負(fù)荷的高效供電能力等特點(diǎn)而受到廣泛關(guān)注［1-2］，為電力新技術(shù)提供了理想的應(yīng)用場(chǎng)景，在實(shí)用化和產(chǎn)業(yè)化進(jìn)程中已成為新型配電系統(tǒng)的重要發(fā)展方向。

HMG 一般通過變壓器剛性接入中高壓配電網(wǎng)，不具備短路故障阻隔和電壓控制能力［3］。系統(tǒng)側(cè)（即輸配電網(wǎng)側(cè)）短路故障發(fā)生頻繁，引起供電電壓深度跌落和嚴(yán)重不對(duì)稱，持續(xù)時(shí)間約從100 ms 到數(shù)秒。電網(wǎng)暫態(tài)故障引起HMG 電壓不對(duì)稱、電壓跌落或閃變等，導(dǎo)致分布式新能源發(fā)電設(shè)備大量脫網(wǎng)的現(xiàn)象屢見不鮮［4］；電網(wǎng)暫態(tài)故障還引起其他設(shè)備的脫扣掉閘，嚴(yán)重影響HMG 分布式能源和柔性負(fù)荷的安全接入和運(yùn)行。另一方面，大量的分布式能源、柔性負(fù)荷等非線性新型設(shè)備接入，使得HMG 功率流動(dòng)多樣化［5］，易造成HMG“低載高壓、重載低壓”等突出問題。因此，為了保障HMG 在電網(wǎng)故障下安全運(yùn)行，提升新能源消納率和用電可靠性，亟需研究具備主動(dòng)調(diào)控與故障阻隔能力的HMG聯(lián)網(wǎng)裝置。

采用用戶定制電力技術(shù)是一種解決上述系統(tǒng)側(cè)短路低電壓和HMG 側(cè)電能質(zhì)量問題的重要手段。由于短路故障期間存在短路環(huán)路，短路電壓跌落是靜止同步補(bǔ)償器（static synchronous compensator，STATCOM）［6-7］、有 源 濾 波 器（active power filter，APF）［8］等并聯(lián)型補(bǔ)償設(shè)備和常規(guī)儲(chǔ)能設(shè)備無法支撐的，足以造成微電網(wǎng)、分布式發(fā)電脫網(wǎng)和大量設(shè)備低壓掉閘。統(tǒng)一電能質(zhì)量調(diào)節(jié)器（unified power quality conditioner，UPQC）［9-10］、動(dòng)態(tài)電壓調(diào)節(jié)器（dynamic voltage regulator，DVR）［11］等串聯(lián)型補(bǔ)償設(shè)備雖可實(shí)現(xiàn)對(duì)微電網(wǎng)的故障阻隔，但存在著設(shè)備利用率較低、相互之間缺乏協(xié)調(diào)控制、大量使用造成資源浪費(fèi)、因技術(shù)不完善帶來新的可靠性等問題。根據(jù)市場(chǎng)調(diào)研，相同容量下DVR、UPQC 串聯(lián)補(bǔ)償部分的價(jià)格是并聯(lián)型補(bǔ)償設(shè)備APF 的15～20 倍，高昂的價(jià)格是阻礙UPQC或DVR進(jìn)一步推廣的重要原因之一。現(xiàn)有DVR、UPQC 需要串聯(lián)變壓器輸出補(bǔ)償電壓，串聯(lián)變壓器會(huì)增大初始投資和土地占用面積，不利于提高設(shè)備集成度；且傳統(tǒng)的UPQC 沒有變壓功能，無法實(shí)現(xiàn)電壓等級(jí)的變換。

為提升未來HMG 的靈活性以及實(shí)現(xiàn)能量分配管理的有效性，近年來提出了融合電力電子變換技術(shù)和信息技術(shù)的靈活配電系統(tǒng)關(guān)鍵設(shè)備——電能路由器（power router，PR）［12-13］，并在多種分布式能源應(yīng)用環(huán)境中逐步形成以PR 為關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)的新型HMG系統(tǒng)架構(gòu)。目前，關(guān)于PR 的研究正處于起步階段，對(duì)基于固態(tài)變壓器（solid state transformer，SST）［14］（也稱電力電子變壓器）的大功率PR，雖然可快速隔離短路環(huán)路，能較好地解決HMG 節(jié)點(diǎn)變壓和電能質(zhì)量控制，但現(xiàn)有PR 拓?fù)涠际腔谌娏﹄娮幽K，其結(jié)構(gòu)復(fù)雜，成本高，可靠性低，運(yùn)行經(jīng)驗(yàn)不足，維護(hù)困難，供電損耗大［15］；并且國(guó)內(nèi)外對(duì)PR 的研究尚處于實(shí)驗(yàn)階段，還有許多相關(guān)的理論和實(shí)際問題有待研究與解決。因此，PR、UPQC、DVR 等設(shè)備理論上對(duì)微電網(wǎng)的短路電壓有支撐作用，但對(duì)此研究并不充分，且因其成本高昂、結(jié)構(gòu)復(fù)雜或運(yùn)行損耗大等原因而難以普遍應(yīng)用。

此外，《配電網(wǎng)運(yùn)維規(guī)程》（Q／GDW 1519 — 2014）規(guī)定：應(yīng)減少供電系統(tǒng)電壓電能質(zhì)量（電壓不對(duì)稱、跌落、波動(dòng)等）對(duì)負(fù)荷及分布式新能源發(fā)電系統(tǒng)的影響，提高設(shè)備運(yùn)行的可靠性和利用率；應(yīng)最大限度地將變壓器負(fù)荷電能質(zhì)量控制在允許范圍內(nèi)，抑制臺(tái)區(qū)內(nèi)非線性負(fù)荷對(duì)供電系統(tǒng)和鄰近用戶產(chǎn)生影響?？梢?，在電壓等級(jí)交匯點(diǎn)處的變壓器是HMG 并網(wǎng)關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)，是供電可靠性、電能質(zhì)量保障最有效的控制點(diǎn)。不過，傳統(tǒng)電磁型工頻變壓器雖具有高效、成熟、可靠、經(jīng)濟(jì)的優(yōu)勢(shì)，但卻存在潮流不可控、無電能質(zhì)量控制校正作用等缺點(diǎn)［16］，更不具有短路故障隔離能力。

本文提出一種適用于HMG 的混合型聯(lián)網(wǎng)變壓器（hybrid interlinking transformer，HIT），并且構(gòu)建新型的基于混合型聯(lián)網(wǎng)變壓器交直流混合微電網(wǎng)（HIT-HMG）。HIT-HMG 以新型三柱三繞組工頻變壓器作為電能控制節(jié)點(diǎn)并且傳輸主要功率，由互聯(lián)／串聯(lián)變流器實(shí)現(xiàn)HMG 的電壓和電流控制，為微電網(wǎng)提供高性價(jià)比、高可靠性的聯(lián)網(wǎng)裝備。通過仿真和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了所提HIT及控制方案的正確性。

1 HIT-HMG架構(gòu)及對(duì)比

圖1 給出了本文所提HIT-HMG 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)。該結(jié)構(gòu)由新型三柱三繞組工頻變壓器、互聯(lián)變流器、串聯(lián)變流器、低壓交流母線、低壓直流母線、分布式新能源和各種負(fù)載共同構(gòu)成。其中，新型工頻變壓器高壓側(cè)接入10 kV 中壓交流配電網(wǎng)，低壓側(cè)連接低壓交流母線，通過互聯(lián)變流器接入低壓直流母線；串聯(lián)繞組側(cè)連接串聯(lián)變流器，串聯(lián)變流器的直流端口連接低壓直流母線。HIT-HMG 包含交流微電網(wǎng)和直流微電網(wǎng)，風(fēng)力渦輪機(jī)、柴油發(fā)電機(jī)等交流型分布式電源和交流負(fù)載接入低壓交流母線，形成交流微電網(wǎng)；光伏／燃料電池等直流型分布式電源、超級(jí)電容等儲(chǔ)能裝置以及直流負(fù)載接入直流母線，形成直流微電網(wǎng)。

圖1 本文所提HIT-HMG拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.1 Typology structure of proposed HIT-HMG

HIT-HMG 在變壓器交匯點(diǎn)協(xié)調(diào)互聯(lián)變流器和串聯(lián)變流器，在電網(wǎng)正常工況下，通過串聯(lián)變流器調(diào)節(jié)交流母線電壓，避免分布式新能源接入時(shí)造成“低載高壓、重載低壓”等問題；通過互聯(lián)變流器實(shí)現(xiàn)交流微電網(wǎng)和直流微電網(wǎng)互聯(lián)互供，緩解負(fù)荷尖峰，提高設(shè)備容量利用率；當(dāng)電網(wǎng)發(fā)生故障時(shí)，控制新型工頻變壓器的串聯(lián)繞組進(jìn)行電壓補(bǔ)償，給低壓交流母線提供電壓支撐，阻隔中高壓電網(wǎng)故障對(duì)HMG 的影響，確保微電網(wǎng)聯(lián)網(wǎng)狀態(tài)外網(wǎng)故障期間新能源裝備不脫網(wǎng)，從而提升新能源消納能力。

下面介紹2 種典型的HMG 潮流調(diào)控方案。方案1：常規(guī)HMG 拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如附錄A 圖A1所示［17］。當(dāng)電網(wǎng)側(cè)出現(xiàn)故障時(shí)，交流低壓母線易受影響，將出現(xiàn)交流側(cè)母線電壓跌落或升高的情況，無法保證為HMG 用戶提供高質(zhì)量的電能。在電網(wǎng)發(fā)生故障時(shí)，常規(guī)HMG 通常會(huì)切換至孤島運(yùn)行。方案2：基于SST 的HMG 拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如附錄A 圖A2 所示［18］。隨著SST 的發(fā)展，基于SST 的HMG 拓?fù)錁?gòu)建方案已成為HMG 潮流調(diào)控的新途徑。SST 能夠?qū)崿F(xiàn)電氣隔離、電壓變換、無功補(bǔ)償、故障隔離、諧波抑制、電能質(zhì)量提高，具備最靈活的故障阻隔和交直流功率轉(zhuǎn)供能力，適用于中壓交流配電網(wǎng)-低壓HMG 應(yīng)用場(chǎng)景。但基于SST 的方案需要采用大量的電力電子模塊，突出的問題是成本高、損耗大、運(yùn)行復(fù)雜等。

將本文所提方案與以上2 種方案進(jìn)行對(duì)比。為了更直觀地觀測(cè)對(duì)比結(jié)果，將上述方案的裝置容量和電壓等級(jí)統(tǒng)一：變壓器容量為1 MV·A，中壓交流母線電壓為10 kV，低壓交流母線電壓為400 V，低壓直流母線電壓為800 V。不同方案所需器件和性能對(duì)比結(jié)果如附錄A 表A1、A2 所示。由表可知，在相同容量和電壓等級(jí)下，相比于方案2，方案1 和所提方案可節(jié)省大量的絕緣柵雙擊型晶閘管功率模塊和高頻變壓器，無須采用復(fù)雜的模塊化多電平級(jí)聯(lián)結(jié)構(gòu)，大幅降低了裝置的體積和成本，同時(shí)簡(jiǎn)化了控制復(fù)雜度。然而，方案1 雖然具有較小的裝置體積和較低的成本，但是不具備低壓交流母線電壓校正和故障穿越能力，電網(wǎng)暫態(tài)故障引起電壓不對(duì)稱、電壓跌落或閃變等將導(dǎo)致HMG 脫網(wǎng)，嚴(yán)重影響分布式新能源和柔性負(fù)荷的安全接入和運(yùn)行。而本文方案在方案1的基礎(chǔ)上，通過改造工頻變壓器并增加一組串聯(lián)變流器，將串聯(lián)變流器接入三柱三繞組工頻變壓器的串聯(lián)繞組，實(shí)現(xiàn)對(duì)電壓主動(dòng)調(diào)節(jié)功能，具備低壓交流母線電壓支撐、阻隔中高壓電網(wǎng)故障等功能；此外，通過新型結(jié)構(gòu)工頻變壓器集成串聯(lián)變流器，不再需要額外的串聯(lián)變壓器，可節(jié)約設(shè)備制造成本。需要說明的是，所提方案具備中壓交流端口、低壓交流端口、低壓直流端口這3 類端口，適用于中壓交流配電網(wǎng)-低壓HMG應(yīng)用場(chǎng)景。

2 HIT-HMG數(shù)學(xué)建模

HIT-HMG 數(shù)學(xué)建模的核心是反映工頻變壓器與串聯(lián)變流器的集成關(guān)系，因此本章主要對(duì)新型工頻變壓器及串聯(lián)變流器進(jìn)行數(shù)學(xué)建模。

2.1 三柱三繞組工頻變壓器數(shù)學(xué)建模

本文所研究的新型工頻變壓器為三柱三繞組“日”字形變壓器，如圖2 所示。HIT-HMG 的配電變壓器由三柱三繞組工頻變壓器按Dyn11 連接，如附錄A 圖A3所示。三柱三繞組工頻變壓器包括鐵心、串聯(lián)繞組、高壓繞組、低壓繞組。圖2中：vw和iw分別為變壓器繞組w的電壓和電流，w=1，2，3 分別表示串聯(lián)、高壓、低壓繞組，后同；Φwδ為變壓器繞組w的漏磁通；Φ2y和Φ3y分別為兩段鐵軛的磁通。為了分析簡(jiǎn)單起見，不考慮不同繞組間的互漏磁通，電壓、電流、磁通等物理量的參考方向見圖2。

圖2 三柱三繞組工頻變壓器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.2 Topology structure of power-frequency transformer with three-limb three-winding

根據(jù)圖2 所示的磁通分布可以得到三柱三繞組變壓器的等效磁路磁通-磁動(dòng)勢(shì)模型，如圖3 所示。圖中：SwL為繞組w的鐵心磁阻；S2y、S3y為鐵軛部分的磁阻；Swδ為繞組w漏磁通回路的磁阻；Fw為繞組w的磁動(dòng)勢(shì)；Φww為繞組w的總磁通。

圖3 三柱三繞組工頻變壓器的等效磁路模型Fig.3 Equivalent magnetic model of power-frequency transformer with three-limb three-winding

繞組w的總磁通Φww等于主磁通和各自的漏磁通之和，即：

繞組w的磁動(dòng)勢(shì)為：

式中：Nw為繞組w的匝數(shù)。

根據(jù)圖3 以及磁路歐姆定律和節(jié)點(diǎn)磁動(dòng)勢(shì)平衡原理，三柱三繞組變壓器的磁動(dòng)勢(shì)-磁阻-磁通關(guān)系可采用矩陣形式表示為附錄A 式（A1）所示的形式。為從式（A1）推導(dǎo)三柱三繞組變壓器的等值電路，需進(jìn)行進(jìn)一步變換：將各繞組的磁動(dòng)勢(shì)轉(zhuǎn)化為矩陣形式，即F=NI′（I′為歸算到歸一化匝數(shù)N之后的繞組電流矩陣）；根據(jù)法拉第電磁感應(yīng)定律，歸算到歸一化匝數(shù)N之后的端口電壓V′與磁通Φ關(guān)系為V′=NdΦ/dt=jωNΦ，ω為低壓交流微電網(wǎng)基頻角頻率。此外，定義各磁路的電感L計(jì)算公式為L(zhǎng)=N2/S（S為各磁路的磁阻）。綜上，可將式（A1）所示的HIT磁路模型變換為HIT 等效電路模型，如附錄A 式（A2）所示。

根據(jù)式（A2），采用基爾霍夫電壓定律和電流定律可得三柱三繞組變壓器的等效電路，如附錄A 圖A4 所示，進(jìn)一步考慮歸一化匝數(shù)N和理想變壓器，可得等效電路如附錄A 圖A5所示?？梢钥闯?，三柱三繞組變壓器的等效電路模型是電路、磁路存在相互耦合的串聯(lián)關(guān)系?？紤]到鐵心柱和鐵軛的磁阻很小，即各繞組的主電動(dòng)勢(shì)對(duì)應(yīng)的勵(lì)磁阻抗很大，如果忽略勵(lì)磁支路影響，則圖A4 中繞組w阻抗ZwL以及鐵軛部分阻抗Z2y、Z3y所在的支路斷開，此時(shí)各繞組電壓呈現(xiàn)串聯(lián)關(guān)系，通過串聯(lián)變流器主動(dòng)調(diào)整串聯(lián)繞組電壓v1的幅值和相位，可控制低壓繞組電壓v3的幅值和相位。當(dāng)中壓交流配電網(wǎng)故障引起電壓跌落時(shí)，通過串聯(lián)繞組的補(bǔ)償，保證低壓繞組電壓v3不受影響，提高供電可靠性。

2.2 串聯(lián)變流器數(shù)學(xué)建模

在HIT-HMG 中，與工頻變壓器串聯(lián)繞組相連的串聯(lián)變流器由6 個(gè)開關(guān)管構(gòu)成，可采用三相兩電平拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)，如圖4 所示。圖中：usex（x=a，b，c）為串聯(lián)變流器輸出x相電壓；isex為串聯(lián)變流器流經(jīng)濾波電感的x相電流；ULVDC為低壓直流母線電壓；LC 濾波器用來濾除串聯(lián)變流器輸出的高頻成分，其由3 個(gè)濾波電容Cf和3 個(gè)濾波電感Lf組成，R為濾波電感等效電阻。變流器在abc三相坐標(biāo)系或者dq坐標(biāo)系下的數(shù)學(xué)模型見文獻(xiàn)［19-20］。

圖4 串聯(lián)變流器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.4 Topology structure of series converter

3 HIT-HMG協(xié)調(diào)控制策略

由第2 章三柱三繞組工頻變壓器等效模型和串聯(lián)變流器數(shù)學(xué)模型可知，工頻變壓器的串聯(lián)繞組和串聯(lián)變流器相連，串聯(lián)變流器可主動(dòng)調(diào)控電壓，保障HMG 不受電網(wǎng)側(cè)單相短路接地、兩相短路等故障的影響?；ヂ?lián)變流器作為HMG 之間功率交換的橋梁，可采用定直流電壓控制、定無功功率控制（后文簡(jiǎn)稱“ULVDC／QILC控制”，QILC為互聯(lián)變流器吸收或發(fā)出的無功功率）或者定有功功率控制、定無功功率控制（后文簡(jiǎn)稱“PILC／QILC控制”，PILC為互聯(lián)變流器吸收或發(fā)出的有功功率）。為了減少控制模式的切換，可采用直流儲(chǔ)能穩(wěn)定低壓直流母線電壓，無須切換控制模式以實(shí)現(xiàn)傳輸功率的控制，優(yōu)先消耗新能源為負(fù)荷供電，實(shí)現(xiàn)就地消納或友好并網(wǎng)。

本文所提基于HIT-HMG 的故障阻隔協(xié)調(diào)控制策略見附錄A 圖A6?；ヂ?lián)變流器采用PILC／QILC控制模式，實(shí)時(shí)調(diào)節(jié)低壓HMG有功功率交互；低壓直流母線電壓由儲(chǔ)能裝置控制，為直流微電網(wǎng)提供穩(wěn)定的直流電壓；串聯(lián)變流器控制低壓交流母線電壓維持在期望值，隔離系統(tǒng)側(cè)故障對(duì)交流微電網(wǎng)的影響。

3.1 串聯(lián)變流器控制策略

串聯(lián)變流器控制目標(biāo)是保持低壓交流母線電壓不受中壓交流配電網(wǎng)影響，基本控制思路如下：①在中壓交流配電網(wǎng)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行工況下，串聯(lián)變流器補(bǔ)償變壓器漏抗壓降，從而控制低壓交流母線電壓幅值和相位維持在額定值；②在中壓交流配電網(wǎng)故障運(yùn)行工況下，串聯(lián)變流器輸出補(bǔ)償電壓，保證低壓交流母線電壓不受故障影響。具體控制如下。

在電網(wǎng)穩(wěn)態(tài)或故障運(yùn)行工況下，歸一化后的串聯(lián)繞組、高壓繞組、低壓繞組的電壓和電流相量圖如圖5 所示。圖中：V′w、I′w分別為歸一化后繞組w的電壓、電流相量；ΔVTδ為變壓器漏抗壓降；φ為低壓交流微電網(wǎng)端口的功率因數(shù)角；紅色虛線為阻性負(fù)載工況，藍(lán)色實(shí)線為阻感性負(fù)載工況。

圖5 穩(wěn)態(tài)及故障運(yùn)行工況下變壓器各繞組電壓、電流相量圖Fig.5 Voltage and current phasor diagram of transformer windings under steady state and fault operation conditions

對(duì)于變壓器任意組別接線方式，變壓器低壓繞組電壓相位應(yīng)和高壓繞組電壓（即線電壓）保持一致，即V′2=V′3。此時(shí)，假設(shè)變壓器漏抗壓降ΔVTδ為：

式中：Zwδ為繞組w的漏阻抗。由圖A4可得：

因此，在穩(wěn)態(tài)工況下歸一化后的串聯(lián)變流器輸出電壓為：

在故障運(yùn)行工況下歸一化后的串聯(lián)變流器輸出電壓為：

由圖5 和式（4）可知，為控制HIT-HMG 低壓交流母線電壓穩(wěn)定，需要實(shí)時(shí)檢測(cè)變壓器高壓繞組、串聯(lián)繞組、低壓繞組電壓，并考慮變壓器漏抗壓降，最終獲取串聯(lián)變流器輸出電壓指令值。

首先，實(shí)時(shí)鎖相變壓器高壓側(cè)正序電壓相位θgrid，考慮變壓器為Dyn11 連接組別，需要對(duì)θgrid進(jìn)行π/6 的相位補(bǔ)償，得到低壓交流母線電壓指令值uLVACxref為：

式中：ULVAC為HIT低壓交流端口額定相電壓幅值。

考慮變壓器漏抗壓降無法直接測(cè)量，為此采用閉環(huán)調(diào)節(jié)補(bǔ)償方法，可得補(bǔ)償變壓器a 相漏抗壓降指令值ΔvTδaref為：

式中：GTδ( )s為漏抗補(bǔ)償傳遞函數(shù)，選取為比例-積分（proportional integral，PI）控制器或者比例-諧振控制器；ULVACref為ULVAC指令值。

經(jīng)過漏抗補(bǔ)償并考慮各繞組變比，可得串聯(lián)變流器三相輸出電壓指令值usexref為：

式中：ΔvTδxref為變壓器x相漏抗壓降指令值；usAB、usBC、usCA分別為高壓側(cè)電網(wǎng)三相線電壓。

由式（7）—（9）獲取串聯(lián)變流器三相輸出電壓指令值后，串聯(lián)變流器可在dq0 坐標(biāo)或abc坐標(biāo)系下采用PI 控制器、比例-積分-諧振控制器或比例-重復(fù)控制器進(jìn)行電壓電流雙閉環(huán)控制［19-20］，實(shí)現(xiàn)指令值無靜差跟蹤，保障低壓交流微電網(wǎng)電壓穩(wěn)定。

3.2 互聯(lián)變流器和儲(chǔ)能接口DC／DC 變流器控制策略

互聯(lián)變流器作為HMG 之間功率交換的橋梁，根據(jù)情況可采用ULVDC／QILC控制或者PILC／QILC控制模式。當(dāng)直流微電網(wǎng)無穩(wěn)壓源時(shí)，互聯(lián)變流器需采用ULVDC／QILC控制模式，通過控制互聯(lián)變流器的d軸電流分量使低壓直流母線電壓穩(wěn)定在額定值，通過控制互聯(lián)變流器的q軸電流分量對(duì)交流微電網(wǎng)的無功指令值QILCref進(jìn)行補(bǔ)償；當(dāng)直流母線電壓由儲(chǔ)能裝置控制時(shí)，互聯(lián)變流器可以采用PILC／QILC控制模式，通過控制互聯(lián)變流器的d軸電流分量實(shí)現(xiàn)交流微電網(wǎng)和直流微電網(wǎng)之間的有功功率PILC交換的大小和方向控制，通過控制互聯(lián)變流器的q軸電流分量對(duì)交流微電網(wǎng)所需的無功指令值QILCref進(jìn)行補(bǔ)償。本文采用直流儲(chǔ)能穩(wěn)定直流母線電壓，因此互聯(lián)變流器可選擇PILC／QILC控制模式。由于經(jīng)過串聯(lián)變流器實(shí)時(shí)控制后，低壓交流母線電壓保持三相對(duì)稱，互聯(lián)變流器可采用dq坐標(biāo)下的前饋解耦雙閉環(huán)控制方法［19-20］。綜上，互聯(lián)變流器的外環(huán)功率、內(nèi)環(huán)電流控制分別如式（10）、（11）所示。

式中：Kop、Koi和Kip、Kii分別為外環(huán)和內(nèi)環(huán)PI 控制器的比例、積分常數(shù)；uLVACd、uLVACq分別為低壓交流母線電壓的d、q軸分量；uILCdref、uILCqref分別為互聯(lián)變流器調(diào)制電壓的d、q軸分量；LILC為互聯(lián)變流器的濾波電感；iILCd、iILCq分別為互聯(lián)變流器三相交流電流變換到dq坐標(biāo)的d軸和q軸分量；iILCdref、iILCqref分別為互聯(lián)變流器三相交流電流指令值變換到dq坐標(biāo)的d軸和q軸分量。

直流微電網(wǎng)中，儲(chǔ)能裝置通過雙向DC／DC變流器接入直流微電網(wǎng)母線，控制直流母線電壓不變。儲(chǔ)能接口的DC／DC變流器結(jié)構(gòu)如附錄A圖A7所示。

4 仿真及結(jié)果分析

為了驗(yàn)證所提HIT 及控制方案的可行性，在MATLAB／Simulink 平臺(tái)搭建了圖A6 所示的HITHMG系統(tǒng)。仿真關(guān)鍵參數(shù)見附錄A表A3。

電網(wǎng)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行工況下，仿真設(shè)定工況如下：在［0.4，0.6） s，低壓交流微電網(wǎng)的有功功率為400 kW，無功功率為200 kvar，互聯(lián)變流器補(bǔ)償?shù)蛪航涣魑㈦娋W(wǎng)的無功功率，并向低壓交流微電網(wǎng)傳輸100 kW有功功率；由于中壓交流配電網(wǎng)處于穩(wěn)態(tài)運(yùn)行工況，此時(shí)串聯(lián)變流器只需補(bǔ)償漏抗壓降。0.6 s低壓交流微電網(wǎng)的有功功率突增400 kW；0.8 s，低壓交流微電網(wǎng)的有功功率突減400 kW。

圖6 呈現(xiàn)了電網(wǎng)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行工況下負(fù)載突增／突減時(shí)HIT-HMG 各節(jié)點(diǎn)電壓、電流的動(dòng)態(tài)仿真波形。圖中：usx、isx分別為HIT 中壓交流配電網(wǎng)端口x相相電壓和相電流；uLVACx、iLVACx分別為HIT 低壓交流微電網(wǎng)端口x相相電壓和相電流；iILCx為互聯(lián)變流器交流側(cè)x相相電流。在電網(wǎng)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行工況下，中壓交流配電網(wǎng)電壓保持不變，由于互聯(lián)變流器實(shí)時(shí)補(bǔ)償?shù)蛪航涣魑㈦娋W(wǎng)的無功功率，HIT-HMG 的中壓交流配電網(wǎng)端口電流與電壓同相位，避免向中壓交流配電網(wǎng)注入無功功率，此時(shí)中壓交流配電網(wǎng)只需提供有功功率。在中壓交流配電網(wǎng)穩(wěn)態(tài)工況下，串聯(lián)變流器只需補(bǔ)償變壓器漏抗壓降。當(dāng)?shù)蛪航涣魑㈦娋W(wǎng)負(fù)載突變時(shí)，經(jīng)過串聯(lián)變流器補(bǔ)償變壓器漏抗壓降后，低壓交流母線電壓始終保持在額定電壓，如圖6 所示。由于設(shè)計(jì)的串聯(lián)繞組和低壓繞組變比為N1∶N3=1∶1，串聯(lián)繞組和低壓繞組電流幅值和相位都相等。在［0.4，1］ s 時(shí)段內(nèi)，互聯(lián)變流器保持有功功率傳輸和無功功率補(bǔ)償不變，因此其輸出電流不受負(fù)載變化的影響。通過串聯(lián)變流器實(shí)時(shí)補(bǔ)償變壓器漏抗，可以在負(fù)荷變化下控制低壓交流母線電壓為指令值，避免分布式電源、負(fù)荷變化引起電網(wǎng)電壓波動(dòng)；通過調(diào)節(jié)互聯(lián)變流器傳輸?shù)挠泄β?，可以調(diào)節(jié)低壓交流母線和低壓直流母線之間交互功率，并可補(bǔ)償?shù)蛪航涣魑㈦娋W(wǎng)的無功功率，提高低壓交流微電網(wǎng)的電能質(zhì)量。

電網(wǎng)故障運(yùn)行工況下，仿真設(shè)定工況如下：1.2 s在圖A6 中的110 kV 交流母線處設(shè)置單相金屬性短路接地故障F1，1.4 s 故障移除；1.5 s 在圖A6 中的10 kV交流母線處設(shè)置單相金屬性短路接地故障F2，1.7 s 故障移除；1.8 s 在圖A6 中的10 kV 交流母線處設(shè)置兩相金屬性短路接地故障，2.0 s故障移除；2.1 s將110 kV電源側(cè)的a相電壓抬升至1.2倍額定值。

附錄A 圖A8 給出了電網(wǎng)不同位置、不同類型故障時(shí)HIT-HMG 各節(jié)點(diǎn)電壓電流的動(dòng)態(tài)仿真波形。由圖可知，在110 kV 母線和10 kV 母線處分別發(fā)生不同類型故障時(shí)，10 kV中壓交流配電網(wǎng)將出現(xiàn)不同程度的對(duì)稱／不對(duì)稱電壓跌落。經(jīng)過串聯(lián)變流器補(bǔ)償后，中壓交流配電網(wǎng)端口電流保持對(duì)稱且幅值不變，說明中壓交流配電網(wǎng)因電壓跌落導(dǎo)致功率傳輸?shù)娜鳖~由串聯(lián)變流器提供。在不同故障類型下，采用式（7）—（9）所示的控制策略，串聯(lián)變流器注入不同的支撐電壓，確保低壓交流微電網(wǎng)電壓不受中壓交流配電網(wǎng)故障擾動(dòng)影響，維持低壓交流母線電壓穩(wěn)定，實(shí)現(xiàn)了中壓交流配電網(wǎng)故障阻隔，確保了分布式新能源、柔性負(fù)荷等不脫網(wǎng)運(yùn)行，提高了HMG 供電可靠性。對(duì)于10 kV 母線處出現(xiàn)單相金屬性短路接地故障時(shí)，由于10 kV 配電網(wǎng)為不接地系統(tǒng)且變壓器為Dyn11接線，此時(shí)10 kV配電網(wǎng)線電壓保持不變，不影響低壓HMG 運(yùn)行，串聯(lián)變流器無須進(jìn)行電壓補(bǔ)償。在不同運(yùn)行工況下，串聯(lián)繞組、低壓繞組電流幅值和相位都相等，繞組匝數(shù)比滿足1∶1 關(guān)系，和理論分析一致。經(jīng)過接入串聯(lián)變流器的HIT 故障阻隔之后，低壓交流母線電壓保持穩(wěn)定，因此，互聯(lián)變流器無須進(jìn)行正負(fù)序控制，可采用正序dq軸對(duì)有功和無功功率進(jìn)行控制，其輸出電流不受中壓交流配電網(wǎng)故障的影響。綜上所述，本文所提HIT-HMG 可有效阻隔電網(wǎng)不同位置、不同類型故障對(duì)低壓HMG的影響。

5 實(shí)驗(yàn)及結(jié)果分析

為了進(jìn)一步驗(yàn)證所提的HIT-HMG 及理論分析的正確性，搭建了小型實(shí)驗(yàn)樣機(jī)，如附錄A 圖A9 所示。需要說明的是，實(shí)驗(yàn)側(cè)重驗(yàn)證串聯(lián)變流器電壓支撐功能，因此不含互聯(lián)變流器；此外，由直流電壓源模擬直流儲(chǔ)能。實(shí)驗(yàn)參數(shù)設(shè)置為：高壓側(cè)相電壓有效值為60 V，低壓側(cè)相電壓有效值為60 V，直流母線電壓為200 V，變壓器變比N1∶N2∶N3=1∶ 3∶1，濾波電感Lf= 5 mH，濾波電容Cf= 22 μF。

附錄A 圖A10 為電網(wǎng)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行工況、網(wǎng)側(cè)電壓跌落至額定值的50 % 時(shí)HIT-HMG 各端口a 相電壓電流實(shí)驗(yàn)波形。由圖可知：在電網(wǎng)穩(wěn)態(tài)運(yùn)行工況下，串聯(lián)變流器輸出超前低壓繞組電壓90°的電壓以補(bǔ)償變壓器漏抗壓降，此時(shí)變壓器高壓繞組和低壓繞組電壓同相位，且滿足usAB∶uLVACa= 3∶1；此外，由于低壓繞組和串聯(lián)繞組匝數(shù)相同，因此二者的繞組電流幅值和相位均一致，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與圖5（a）所示的理論分析結(jié)果一致。由圖A10 可知，在網(wǎng)側(cè)電壓跌落工況下，串聯(lián)變流器既要補(bǔ)償變壓器漏抗壓降，又要補(bǔ)償高壓繞組跌落電壓，此時(shí)串聯(lián)變流器輸出超前低壓繞組的電壓，以保障低壓交流母線電壓不變，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與圖5（b）所示的理論分析一致。

附錄A圖A11、A12分別為三相電網(wǎng)電壓對(duì)稱跌落額定值66.7 % 和暫升額定值33.3 % 時(shí)HIT-HMG各端口電壓電流實(shí)驗(yàn)波形。由圖可知，當(dāng)電網(wǎng)電壓異常時(shí)，串聯(lián)變流器快速輸出補(bǔ)償電壓，從而使低壓交流母線電壓維持在故障前的額定電壓狀態(tài)。

左小龍其實(shí)很矛盾要不要帶著泥巴度過這夜晚，因?yàn)樗X得自己并不那么喜歡泥巴，這一切就是因?yàn)槟喟吞矚g他了，而左小龍隱約覺得，世界上哪有這么便宜的事情呢，哪能讓人這么如愿呢。

由上述仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果可得如下結(jié)論：所提的HIT-HMG 在穩(wěn)態(tài)運(yùn)行工況下通過變壓器傳遞主要功率，串聯(lián)變流器補(bǔ)償變壓器漏抗壓降，互聯(lián)變流器調(diào)節(jié)交流和直流微電網(wǎng)傳輸?shù)挠泄β蚀笮『头较?，并且?duì)交流微電網(wǎng)進(jìn)行無功補(bǔ)償。在復(fù)雜電網(wǎng)故障下，通過調(diào)節(jié)新型工頻變壓器串聯(lián)繞組支撐電壓，可以阻隔中高壓配電網(wǎng)不同位置、不同類型故障對(duì)低壓HMG的影響。

6 結(jié)論

本文提出了一種適用于HMG 的HIT，構(gòu)建了HIT-HMG，通過數(shù)據(jù)對(duì)比、仿真和實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了本文所提方案的有效性和優(yōu)越性。主要結(jié)論如下：

1）HIT-HMG 通過調(diào)節(jié)新型工頻變壓器串聯(lián)繞組支撐電壓，可以阻隔中高壓配電網(wǎng)不同位置、不同類型故障對(duì)低壓HMG的影響；

2）HIT-HMG 通過互聯(lián)變流器可以主動(dòng)調(diào)節(jié)交流和直流微電網(wǎng)傳輸?shù)挠泄β蚀笮『头较?，并且互?lián)變流器可以對(duì)交流微電網(wǎng)進(jìn)行無功補(bǔ)償；

3）HIT-HMG 采用串聯(lián)變流器和串聯(lián)繞組集成，無需額外的串聯(lián)補(bǔ)償變壓器，節(jié)約了設(shè)備制造成本，且無需模塊化多電平拓?fù)?，拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)和控制復(fù)雜度較低。

附錄見本刊網(wǎng)絡(luò)版（http：//www.epae.cn）。