基于谐振开关的并联型统一电能质量控制器

余加喜，魏应冬，谢磊，徐悦洋，陈雁

(1.海南电网电力调度控制中心, 海南 海口 570203；2. 电力系统国家重点实验室 清华大学，北京 100084；3. 南方电网科学研究院有限责任公司，广东 广州 510080)

0 引 言

新能源发电的广泛接入和负荷容量的增加引起配、用电系统短路容量快速增长，一些大型发电机和主变压器发生近区短路时，短路电流可达100 kA～200 kA，亟待妥善解决故障电流抑制问题。同时，现代石化、电子、半导体制造和工业机器人等领域，大量使用了对供电电能质量要求更高的电力电子装置或敏感设备，易受到电压骤降，谐波和无功等电能质量扰动的影响，不但影响其运行效率，降低使用寿命，而且严重的还会引起这些设备的误操作或者损坏，造成严重的经济损失甚至重大的安全事故[1-2]。

柔性交流配电系统(Distributed Flexible AC Transmission System, D-FACTS)设备是解决动态电能质量问题的有力工具[3-6]，但单纯的并联型或串联型DFACTS设备通常仅能解决部分电能质量问题[7]。如串联型动态电压补偿器(Dynamic Voltage Restorer, DVR)[8-10]，主要用于电压骤降恢复，难以补偿电流源型谐波和无功负荷，并且对于近端断路器跳闸形成的短时供电中断，无法构成有效的补偿回路。配电网静止同步补偿器(Distributed Static Synchronous Compensator, D-STATCOM)[11]和并联型APF[12]通过改变配电系统中潮流分布来间接抑制对电压波动、电压闪变、谐波等电能质量问题，但对电压骤降和骤升无法有效控制。在线互动式UPS(Line-Interactive Uninterruptible Power Supply)[13]可以通过将故障配、用电系统快速断开并独立为负荷供电来解决电压型电能质量扰动问题，但其采用的交流电子开关断开时间较长，典型时间为4 ms～10 ms，这对敏感型负荷是不可接受的。有研究者提出晶闸管强迫换流的切换开关[14]，但接入的分布式电源使得这种晶闸管强迫换流方式存在失败可能[4]1696。统一电能质量控制器(Unified Power Quality Controller, UPQC)[15]、双变换型UPS(Double Conversion UPS)和在线交互式delta型UPS(Line-Interactive Delta UPS)等综合型D-FACTS设备在结构上由于包括“并联型和串联型”或“整流器和逆变器”两部分变流器，功能强大，能够同时解决电压和电流两类电能质量问题。但受限于设备成本高、抗过载能力弱及可靠性差等问题[16]，目前应用范围仍然有限。此外，上述D-FACTS面临线路发生短路故障时，均缺乏对短路电流有效的抑制能力。

基于以上分析，本文提出一种基于谐振开关的并联型统一电能质量控制器S-UPQC。既可在公共连接点对谐波和无功综合补偿，也能在电压骤降时为敏感负荷提供不间断电压确保其可靠运行，同时可在线路发生短路时对故障电流进行快速抑制。S-UQPC具有结构简单、成本低廉、抗过载能力强和运行效率高等优点。本文通过数学建模确定了谐振开关无源器件参数计算方法，建立典型算例的PSCAD/EMTDC电磁暂态仿真验证了S-UPQC的功能有效性。

1 S-UPQC工作原理

S-UPQC的一次电路由DC-AC变换器、储能单元和切换开关等组成，其结构如图1所示。

图1 S-UPQC装置结构图

考虑到绝大多数电压骤降持续时间为秒级，DC-AC变换器直流端口接入的储能单元采用超级电容，变换器交流端口接入公共连接点PCC2点。在PCC2与外部电力系统PCC1点之间接入切换开关。S-UPQC运行原理为：配网电压us正常时，S-UPQC检测系统电流，提供无功、负序和谐波补偿；检测到配网发生电压骤降时，迅速关断切换开关，通过储能单元及DC-AC变换器为敏感负荷供电，保证其安全稳定运行。一旦公共连接点PCC2出线端至负荷线路发生短路故障，S-UPQC检测到故障电流即刻控制关断切换开关，将线路短路电流迅速抑制至可控水平。

2 切换开关模型

S-UPQC的切换开关串联在电网与负载之间，正常情况下始终处于导通状态，要求开关通态损耗较小和具备较强的过载能力，同时关断速度要尽可能快。

2.1 自然换流开关

图2 自然换流开关示意图

双向晶闸管相对常规的全控型器件(如IGBT等)在损耗和过载能力方面具备明显优势，示意图如图2所示。但晶闸管作为半控型器件，其关断条件是阳极电流小于维持电流(接近于零)，当配网故障后，依赖晶闸管自然关断，时间可长达半个工频周期以上，这对敏感负荷通常是不可接受的[17]。

当线路发生短路故障时，快速上升的故障电流无法满足晶闸管电流过零关断的条件，不但难以迅速抑制故障电流，还可能造成晶闸管的永久失效。

2.2 谐振开关

图3 谐振开关示意图

本文提出的谐振型开关，由双向晶闸管T1，并联电感Lr1，串联电感Lr2和电容Cr组成如图3所示。

其工作原理为：电压工作时，T1处于关断状态，Lr2与Cr形成串联谐振，等效阻抗极低而连通电网与负载；电压骤降时，触发导通T1，Lr1与Cr形成并联谐振，等效阻抗迅速上升而将负载端PCC2与电网端PCC1隔离，同时其中储能单元通过DC-AC变换器向负载供电。电压骤降恢复后停止触发脉冲T1，待晶闸管中电流自然过零后关断，负载重新由电网供电。由于是通过触发导通晶闸管实现切换开关的断开，因而断开速度很快。

3 谐振开关参数计算

令电网额定电压等级为VB，S-UPQC额定功率容量为SB，额定电流为IB，同步角频率为ω0，对应频率额定阻抗基值为XB，且满足：

(1)

记Lr1感抗为jXL1、Lr2感抗为jXL2、Cr的容抗为-jXc。依据T1的开关状态，谐振开关有两种工作模式：即T1导通状态下的并联谐振模式和T1关断状态下的不完全串联谐振模式。工作在并联谐振模式的谐振开关近似为断路，方可有效抑制短路故障电流，或将故障电网和敏感负荷隔离，故并联谐振模式的等效阻抗模值X并应趋近于无穷大，可表示为：

(2)

故，感抗XL1、容抗XC的模值应满足完全谐振条件：

XL1=XC

(3)

当谐振开关工作在串联谐振模式，其等效阻抗模值X串可表示为：

X串=|j(XL2-XC)|

(4)

考虑到线路自身感抗，通常可将谐振开关设计为不完全串联谐振状态，以在一定程度上补偿线路压降。设定k为电抗Lr2感抗模值XL2与电容Cr容抗的模值Xc的比值，k取值范围在0到1之间，即满足关系：

XL2=kXC，k=[0,1]

(5)

显见，当k=1时为完全串联谐振状态，X串趋近零。

参数k值的选取需综合考虑线路感抗与谐振开关的成本、体积和稳态运行损耗。而且，由于电压骤降持续时间有限(通常不超过2 s)，应充分利用谐振电路的短时过载能力，以降低谐振感抗XL1和容抗XC的值。设定m为电容Cr容抗模值Xc与额定阻抗基值XB的比值，m取值范围在m1和m2之间，即满足关系：

XC=mXB,m=[m1,m2]

(6)

根据式(1)、式(2)和式(6)可得，电感Lr1和电容Cr在发生并联谐振状态时，承受m倍于额定电流IB的过载电流。考虑到Lr1采用空芯电抗，通常短时可承受3～5倍额定电流，对应m的取值范围应选择m1=0.2，m2=0.33。

4 典型算例仿真

建立380 V/100 kVA的S-UPQC典型算例，根据设定的电压和容量基值，根据式(1)计算可得阻抗、电流基值分别为XB=1.44，IB=152 A。建立基于PSCAD/EMTDC软件的S-UPQC详细电磁暂态仿真模型，DC-AC变换器采用三相两电平结构，其关键参数如表1所示。储能单元选择20组含220个超级电容单体串联的超级电容器组及其充放电电路。其中超级电容器组工作电压590 V，每个超级电容单体工作电压2.7 V，电容大小100 F，最大持续电流11 A。充放电电路输入电压范围为直流460 V～590 V。

表1 S-UPQC系统关键参数

图4 短路故障及恢复期间PCC1三相电流波形

如图5所示，仿真模拟0.307 s时刻电网侧发生电压骤降故障，设定电网电压骤降至额定值的10%，故障时长0.03 s。系统电压骤降和电压骤升的判定条件为Vmin=0.9，Vmax=1.2。S-UPQC装置在故障之前运行在并联补偿模式，故障发生后0.2 ms之内控制器检测到电网侧电压骤降，切换装置运行模式为不间断电源模式，0.334 s电网电压恢复，控制器在0.2 ms之内检测到电网电压恢复，重新切换装置运行模式为并联补偿模式。仿真结果显示负荷电压在整个区间内几乎不受任何影响，电压切换时间在1.5 ms以内。

图5 电网电压骤降90%及恢复期间的负荷电压波形

理论计算与仿真表明，当k=0.5时，空心电抗器Lr2产生的稳态损耗与同等容量晶闸管导通损耗近似相当。当k≥0.5时，装置在电压供电质量方面的优势更明显；当k<0.5时，装置在稳态运行效率方面的优势更明显。

5 结束语

本文提出了一种基于谐振开关的并联型统一电能质量控制器S-UPQC。利用触发导通晶闸管构造的并联谐振电路，实现切换开关的快速关断，可迅速抑制线路短路故障电流；配合其DC-AC变换器，可解决包括电压骤降和谐波、无功潮流超标等大部分电能质量问题，具备结构简单、成本低廉、过载能力强和运行效率高等优点。本文分析了S-UPQC的工作原理，计算并确定了谐振开关的参数，同时针对容量为380 V/100 kVA的S-UPQC装置使用PSCAD /EMTDC仿真，结果验证了谐振开关设计原理和S-UPQC的有效性。

致 谢

本论文工作受海南电网有限责任公司科技项目“文昌地区电网电压骤降机理及治理措施研究”(070000KK52160002)资助，特此鸣谢！