中压直挂式供电质量综合提升装置及其负载电压控制策略

沈 煜，韩鸣宇，胡 伟，张港华，杨 帆，文劲宇

（1. 国网湖北省电力有限公司电力科学研究院,湖北省 武汉市 430077；2. 强电磁工程与新技术国家重点实验室（华中科技大学）,湖北省 武汉市 430074）

0 引言

以生物医药、精密制造、数据中心等为典型代表的高敏感用户对供电质量与可靠性提出了很高的要求,短暂的电能质量问题事件可能会导致巨大的经济损失［1-4］。目前,高敏感用户一般单独配置电压等级与额定容量较小的供电质量提升装置。随着高敏感用户数目的快速增加,在中压配电等级综合提升电能质量,集中实现多个高敏感用户优质供电的需求日趋强烈,已成为行业关注的热点问题［5-8］。

目前,已有一些可用于改善电网电能质量的设备投入使用,如有源电力滤波器［9］、静止无功补偿器［10］和静止无功发生器［11］,但上述装置难以有效应对电网电压的快速跌落,保证负载高质量供电。动态电压补偿器（dynamic voltage restorer,DVR）［12］虽能快速补偿电网跌落电压,但其功能有限,难以综合治理电网多种电能质量事件。双变换不间断电源（uninterruptible power supply,UPS）实现了电网电能质量事件与负载间的完全隔离,但从电网传输到负载的功率全部需要经过2 级交直流功率变换,装置运行损耗大和效率低的缺陷难以有效改善［13］。文献［14］提出了统一电能质量调节器（unified power quality conditioner,UPQC）,在低电压、小容量领域实现了电能质量的综合提升,负载功率传输不需要再经过2 级交直流功率变换。文献［15-17］将模块化多电平换流器（modular multilevel converter,MMC）应用于UPQC 中,提出了MMCUPQC,实现了UPQC 在中高压、大容量领域的应用。国外基于柴油旋转式UPS 和静态变换器提出了兆瓦级阻抗隔离型UPS［18］,具备综合提升电能质量与离网独立供电能力。但是阻抗隔离型UPS 拓扑中的升压变压器占地体积较大,且低压侧较大的运行电流对滤波电路和控制器的设计都提出了很高的要求。此外,由于储能电池在变流器直流侧集中配置,电池模块之间的环流抑制、安全控制较为复杂,且难以应对单体电池的短板效应。针对级联型储能功率变换技术,文献［19-21］将储能电池分散在MMC 中的各个功率单元中,有效解决了集中式储能存在的电池环流问题。

本文基于级联型储能功率变换技术与阻抗隔离思想,提出了一种中压直挂式供电质量综合提升装置。首先,介绍了该装置的拓扑与工作原理,阐述了装置并网运行、离网运行以及旁路运行下的工作特性。其次,分析了装置中关键参数的设计方法。然后,提出了综合并网运行与离网运行的负载电压控制策略,附加电网电压补偿控制与输出电流前馈控制以提升装置并网运行时对大型扰动的响应速度。最后,通过仿真分析与实验测试验证了装置拓扑及其负载电压控制策略的可行性与有效性,并对比了几种电能质量提升装置的技术性能。

1 装置拓扑及工作原理

1.1 拓扑结构

中压直挂式供电质量综合提升装置的拓扑如图1 所示,包括旁路开关CB1、电网侧开关CB2、负载侧开关CB3、隔离电抗器L1（电感值为L1）、并网电抗器L2（电感值为L2）以及级联H 桥型电池储能系统（cascaded H-bridge battery energy storage system,CHB-BESS）。图中：U̇G为电网电压相量；U̇L为负载电压相量；U̇C为CHB-BESS 输出电压相 量；İG为电 网 电 流 相 量；İL为 负 载 电 流 相 量；İC为CHB-BESS输出电流相量。

图1 中压直挂式供电质量综合提升装置拓扑Fig.1 Topology of transformerless medium-voltage power supply quality comprehensive improvement device

交流电网与负载间通过隔离电抗器L1相连,CHB-BESS 经并网电抗器L2并联于负载端。CHBBESS 包含三相单元,各相单元由多个功率模块级联组成,每一个功率模块包含一个H 桥、一个DC/DC 变换器与一个电池模块,电池模块通过DC/DC 变换器连接至H 桥单元。DC/DC 变换器采用Buck/Boost 拓扑［21］,其高压侧采用固定直流电压控制模式以维持H 桥单元直流侧电容电压的稳定,低压侧控制电池模块充放电。

1.2 工作原理

装置正常运行时,CB2和CB3合闸,CB1分闸,电网通过CB2-L1-CB3支路对负载供电,CHB-BESS 通过L2支撑与控制负载电压电能质量达标,负载功率由电网与CHB-BESS 提供,装置工作于并网模式。为降低CHB-BESS 稳态运行时功率变换损耗,控制其有功功率为零,即负载有功功率PL由电网提供。电网注入有功功率PG与无功功率QG如式（1）所示。考虑到负载电压幅值允许波动范围较小［22］,装置采用控制负载电压角频率调节的方式实现PG对PL的跟踪。

式中：UG为电网电压有效值；UL为负载电压有效值；X1为L1的电抗值；δ为电网电压相位θG与负载电压相位θL之间的相角差。

装置工作于并网模式时,k（k取a、b、c）相电网电压uG,k、负 载 电 压uL,k、CHB-BESS 输 出 电 压uC,k、电网电流iG,k以及CHB-BESS 输出电流iC,k之间满足式（2）的关系。

负载电流iL,k与iG,k、iC,k之间的关系为：

综合式（2）与式（3）得到uC,k的表达式为：

根据式（4）可知,当电网发生电能质量事件或负载功率突变时,负载电压可能会受到影响而不再满足高电能质量要求。设电网电压突发扰动为ΔuG,k,负载电流突发扰动为ΔiL,k（负载功率变化）,时间间隔Δt足够小,可忽略装置稳态工况下交流电压与电流在Δt内的变化,由式（4）得到扰动发生时装置中电压、电流变化量间的关系为：

式中：ΔuC,k为CHB-BESS 输出电压补偿量；ΔuL,k为负载电压扰动变化量。

假设CHB-BESS 未能快速响应,ΔuC,k=0,分别分析ΔuG,k与ΔiL,k对负载电压的影响。根据式（5）中变量间系数关系可知,增大L1能够弱化ΔuG,k对负载电压影响,减小L2能够弱化ΔiL,k对负载电压的影响。为保证负载侧持续性高质量供电（ΔuL,k约为零）,当ΔuG,k与ΔiL,k产生时,CHB-BESS 需要快速调节uC,k。由式（5）可知,增大L1或减小L2都可以降低扰动发生时的ΔuC,k,增强装置对负载电压的控制效果。

CHB-BESS 输出电压与负载电压间数学模型如式（2）所示。式中电压与电流均为交流量。为得到易于控制的直流量,将式（2）在静止坐标系下的数学模型转换到dq坐标系下,如式（6）所示。

式中：uC,d和uC,q分别为CHB-BESS 输出电压的d轴和q轴分量；uL,d和uL,q分别为负载电压的d轴和q轴分 量；iC,d和iC,q分 别 为CHB-BESS 输 出 电 流 的d轴和q轴分量；ω为电压角频率。

基于上述分析,本文所提装置采取了以下2 项措施实现并网运行时供电质量的综合提升：1）采用较大电感值的隔离电抗器L1,实现电网与负载间的有效阻抗隔离,弱化电网侧电能质量事件对负载的影响；2）利用CHB-BESS 快速支撑与控制负载电压,实现负载电压在电网三相短路等极端工况下仍能够满足高电能质量要求。

当电网发生严重故障（如电网持续性三相短路）,系统判断并网条件无法满足时,装置将控制CB2分闸,CHB-BESS 通过L2-CB3支路单独对负载供电。此时,装置工作于离网模式,负载端电压完全由CHB-BESS 控制,装置数学模型如式（7）所示。装置工作于离网模式期间会持续检测电网电压,若电网电压恢复正常范围内,则执行并网操作再次进入并网运行模式。

当CHB-BESS 出现故障或者需要停运检修时,装置控制CB2和CB3分闸,CB1合闸,工作于旁路模式,电网通过CB1旁通支路直接对负载供电。

2 关键参数分析

隔离电抗器L1与并网电抗器L2是装置中的关键设备,本节以1 MV·A、10 kV 装置为例,分析L1与L2的电感数值对装置运行特性的影响,进而为实际工程应用时的电感数值选取提供理论指导。

电网无电能质量事件发生是装置常见的运行工况,装置稳定运行时,PG=PL,CHB-BESS 输出的有功功率PC为零。考虑到PL最大值为1 MW,为了满足功率传输需求,根据式（1）可知,L1不能大于0.318 H。假设电网注入负载端的无功功率为QGL,CHB-BESS 注入负载端的无功功率为QCL,负载无功功率为QL,满足的表达式为：

由PL可确定δ与QGL,由式（8）与QL可进一步得到QCL。设X2为L2的电抗值,则当CHB-BESS 只输出无功功率时,CHB-BESS 输出电压有效值UC与CHB-BESS 输出的无功功率QC满足如式（9）所示的关系。

因此,当负载功率确定时,L1和L2的电感数值将决定QC的数值,进而影响CHB-BESS 的功率变换损耗。

此外,L1与L2的电感数值也会影响其电抗器损耗。当装置运行于额定工况时,L1与L2电抗器损耗与其额定容量相关。设L1额定容量为SN1,L2额定容量为SN2,它们满足如式（10）所示的关系。

式中：PGN、QGN与QCLN分别为装置运行于额定工况时电网注入有功功率、无功功率以及CHB-BESS 注入负载端的无功功率。

根据CHB-BESS 功率变换损耗与L1、L2电抗器损耗,可以计算得到装置额定运行工况下的总损耗Ploss为：

式中：QCN为装置额定工况下CHB-BESS 输出的无功 功 率；Kloss为CHB-BESS 功 率 变 换 损 耗 率；KP为电抗器损耗系数,对于三相铁芯电抗器,KP=44。

若负载额定功率因数等于0.9,CHB-BESS 功率变换效率为98.5%,即Kloss=0.012 5。设功率基准值SB为装置额定容量SN,电压基准值UB为负载额定相电压有效值UL,X1的标幺值为X,X2的标幺值为X,则额定运行工况下X与X对装置运行损耗Ploss的影响见图2。可以看出,L1与L2增大均会引起装置损耗的增大。当X增大至1.4 p.u.（L1=148 mH）,X增大至0.4 p.u.（L2=42.4 mH）时,装置的额定运行损耗为13.38 kW,损耗率为1.34%,仍较小。

图2 额定运行工况下X与X 对Ploss的影响Fig.2 Influence of Xand X on Ploss under rated working condition

电网发生电能质量事件时,装置通过CHBBESS 控制负载电压稳定,维持负载侧高质量供电。考虑电网发生金属性三相短路故障极端工况,此时,CHB-BESS 输出电压与无功功率由L1与L2决定。以负载a 相电压U̇L,a为参考轴,计算得到CHBBESS 的a 相 输 出 电 流İC,a为：

式 中：İL,a为 负 载a 相 电 流；İG,a为 电 网a 相 电 流。

根 据İC,a得 到CHB-BESS 的a 相 输 出 电 压U̇C,a与并网电抗器L2吸收的无功功率QX2（a、b、c 三相电流幅值相同）,分别满足如式（13）与式（14）所示的关系。

设隔离电抗器L1吸收无功功率为QX1,则CHBBESS 输出无功功率QC的表达式为：

设QC的标幺值为Q、UC的标幺值为U,由式（13）与式（15）得到装置运行于额定工况而电网发生金属性三相短路时X与X对Q与U的影响,如图3 所示。

图3 额定运行工况下电网发生金属性三相短路时X与X对Q 与U 的影响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

由图3 可知,增大L1与减小L2能够有效降低QC与UC。L1过小会导致QC快速增大,L2过大会导致UC快速增大,进而导致CHB-BESS 造价过高。例如,当X为0.6 p.u.时,Q的最小值为5.44 p.u.。因此,在选取隔离电抗器L1与并网电抗器L2时应综合考虑CHB-BESS 造价、电感体积与造价、装置运行损耗与安全等多种因素。

3 负载电压控制策略

装置运行控制的核心目标是实现电网多种电能质量事件下负载侧的持续性高质量供电。为此,提出了一种综合装置并网运行与离网运行的负载电压控制策略,总体控制框图如图4 所示。图中：Pbat为CHB-BESS 中电池储能系统从电网侧吸收有功功率的指令值；δref为电网电压和负载电压间的相角差参考值；ωG为电网电压角频率；fmax与ωH分别为频率动态限幅器输出的最大允许瞬间频率与角频率；fmin与ωL分别为频率动态限幅器输出的最小允许瞬间频率与角频率；kP为比例系数；ωL,ref与θL,ref分别为负载电压的角频率参考值与相位参考值；uL,d,ref与uL,q,ref分别为负载电压的d轴与q轴分量参考值；kFF,d与kFF,q分别为输出电流前馈控制中d轴与q轴的比例系数；iFF,d与iFF,q分别为输出电流前馈控制中d轴与q轴的电流补偿分量；kCC,d与kCC,q分别为电网电压补偿控制中d轴与q轴的比例系数；iCC,d与iCC,q分别为电网电压补偿控制中d轴与q轴的电流补偿分量；iC,d,ref和iC,q,ref分别为CHB-BESS 输出电流的d轴和q轴分量参考值；uC,d,ref和uC,q,ref分别为CHBBESS 输出电压的d轴和q轴分量参考值；uC,a,ref、uC,b,ref、uC,c,ref分 别 为CHB-BESS 输 出 电 压 的a 相、b相、c 相参考值；LPF 为低通滤波器（low pass filter,LPF）；PI 为比例-积分（proportional integral,PI）控制器。

图4 负载电压控制策略总体框图Fig.4 Overall block diagram of load voltage control strategy

为降低装置稳态运行时的功率变换损耗,控制CHB-BESS 有功功率输出为零,设计了功率动态跟踪控制；为满足负载电压频率与相角差δ的自主可控以及装置离网运行需求,设计了频率自主调节控制；为实现对负载的持续性高电能质量供电,设计了电压持续稳定控制。

3.1 功率动态跟踪控制

装置并网运行时,控制电网注入有功功率自动跟踪负载有功功率。装置中的电池储能系统能被用于用户侧的储能控制,因此,功率动态跟踪控制中增加了额外控制量Pbat。装置正常运行时（电池储能系统储存能量未超出阈值）,Pbat数值等于零。根据式（1）可知,PG与δ呈正相关。因此,基于PG与PL之间的功率差值与PI 控制器,能够得到电网电压和负载电压间的相角差参考值δref。

由于隔离电抗器L1电感值较大,当装置同电网之间进行快速变化的功率交换时,为满足PG响应速度要求,δ需要频繁地大幅调节,这显然会劣化负载电压的频率响应特性。因此,为了保证负载侧电能质量,装置同电网之间的功率交换数值通过LPF 后再与PG比较,负载快速变化的功率则由CHB-BESS提供。

此外,当电网电压发生大幅跌落时,装置会控制δ持续增大以实现PG跟踪PL。但是,当电网电压恢复时,增大的δ会使PG突然上升,这将给装置运行带来极大冲击。因此,当装置检测到电网电压发生大幅跌落时（跌落到0.3 p.u. 以下,检测时间为0.1 s）,系统会闭锁功率动态跟踪控制。此时,功率动态跟踪控制中的PI 控制器的误差输入将为零,输出δref保持原值不变。在检测到电网电压恢复正常后再解除闭锁。

功率动态跟踪控制在装置并网运行时工作,离网运行时不再工作。

3.2 频率自主调节控制

设δ初始值为δ0,则δ满足的表达式为：

式中：ωLoad为负载电压角频率。

装置并网运行时,由式（16）可知,通过控制ωLoad能够实现δ快速跟踪δref。为控制电网注入功率稳定,设置ωLoad稳态参考值等于ωG。

频率调节中可能出现超调等现象,为避免该事件发生,实现负载侧高电能质量供电,频率自主调节控制中针对10 kV 交流系统的国家标准［23］设计了频率动态限幅器。首先,采用滑动窗口计算分别得到当前最大和最小允许的瞬时频率fH1和fL1,实现1 s测试窗口内频率总体平均值与50 Hz 的偏差值不高于0.2 Hz。其次,采用固定最大偏差实现频率与50 Hz 的最大偏差不高于0.5 Hz。频率动态限幅器的输出fmax和fmin如式（17）所示。ωH与ωL分别根据fmax和fmin得到（ωH=2πfmax,ωL=2πfmin）,并分别作为负载电压角频率参考值ωL,ref前限幅器的上限与下限。

装置离网运行时,负载电压角频率参考值ωL,ref恒定等于额定值ωN,不再跟随ωG。

3.3 电压持续稳定控制

装置中,CHB-BESS 的快速动态调节能力是实现负载持续性高电能质量供电的关键,为获得较高品质的电流响应,电压持续稳定控制采用电压外环与电流内环构成的双闭环控制。电压外环控制中设置uL,d,ref为1 p.u.,uL,q,ref为0,实现负载电压幅值稳定与负载电压参考相角跟踪。电流内环控制根据式（6）设计,采用前馈控制消除dq轴分量的耦合,最终得到UC的参考值。

当装置中电网电压或负载功率突发大扰动时,CHB-BESS 输出电流将快速波动,由于常规电压电流双闭环控制的补偿响应速度较慢,负载电压幅值可能会大幅跌落或升高。为提高装置大扰动工况下的响应速度,考虑式（4）中扰动因素电网电压与负载功率,电压外环控制中附加了电网电压补偿控制与输出电流前馈控制,在扰动发生时快速调节CHBBESS 输出电流iC的d轴与q轴分量参考值,实现负载电压持续满足高电能质量要求,附加控制如附录A 图A1 所 示。

当负载功率或电网电压扰动时,CHB-BESS 输出电流将跟随变化,为提高装置对输出电流的跟踪响应速度,在电压外环输出中引入iFF,d与iFF,q作为前馈控制量,满足式（18）所示的关系。

当电网电压大幅跌落时,若要维持负载电压稳定,装置中CHB-BESS 有功与无功输出需要快速增大。根据瞬时功率理论可知,CHB-BESS 输出的有功功率与iC的d轴分量呈正相关,无功功率与iC的q轴分量呈负相关。设负载电压空间矢量与d坐标轴重合,根据式（3）得到iC在dq坐标系下的表达式,如式（19）所示。因此,当电网电压UG跌落时,iC,d应上升,iC,q下降。电网电压大幅上升工况分析类似。iC,d和iC,q的表达式为：

式中：iL,d和iL,q分别为负载电流的d轴和q轴分量；iG,d为电网电流d轴分量；iG,q为电网电流q轴分量。

基于上述分析,增加了电网电压补偿控制iCC,d与iCC,q,满足式（20）,式中,kCC,d为正,kCC,q为负。当装置工作于离网模式时,电网电压补偿控制将被闭锁,此时电压补偿控制中比例控制器的误差输入将为零,输出iCC,d与iCC,q也为零。

4 仿真与实验验证

为验证所提装置及其负载电压控制策略的有效性,基于PSCAD/EMTDC 仿真软件搭建了中压直挂式供电质量综合提升装置的仿真模型,仿真模型结构如图1 所示。通过模拟电网可能发生的多种电能质量事件,测试装置中负载三相电压（线电压）波形与幅值。采用仿真软件中快速傅里叶变换模块分析负载电压,得到其谐波电压总畸变率总畸变率（total harmonics distortion,THD）与频率,根据负载各相电压有效值计算得到负载电压三相不平衡度（unbalance factor,UBF）。装置主要仿真参数如表1所 示,其 中,L1为96 mH（L=0.905 p.u.）,L2为14.5 mH（L=0.137 p.u.）,对应装置工作于额定工况而电网发生金属性三相短路时,Q= 4.43 p.u.（QC=4.43 Mvar）,U=1.172 p.u.（相电压幅值为9.57 kV）。因此,CHB-BESS 各相单元均采用12 个H 桥模块,单个H 桥模块的额定直流电压为800 V。阻感性负载是常见负载类型,若无特殊说明,本文负载采用阻感性负载,负载额定功率因数为0.9。

表1 装置主要仿真参数Table 1 Main simulation parameters of device

4.1 电网电压暂降仿真

电网电压暂降是电网常见电能质量事件,文献［22］规定工频电压均方根值突然降低至0.1 p.u.～0.9 p.u.,并在短暂持续10 ms～1 min 后恢复正常的现象称为电压暂降。为验证本装置对电网电压暂降的治理效果,设计仿真工况如下：电网电压在1.0 s与1.6 s 时分别暂降为0.1 p.u.与0.5 p.u.,电压暂降的持续时间均为0.2 s,仿真结果如图5 所示。UGac与ULac分别为电网三相电压（线电压）与负载三相电压（线电压）。基于ULac,通过快速傅里叶变换分析与测量计算,得到其三相电压有效值ULRMS、谐波电压THD、频率f与UBF,进而评价装置的运行性能。ULRMS中黑色实线2 为本文所提负载电压控制的仿真结果,红色实线1 为常规电压电流双闭环控制的仿真结果。UGac与ULac时间刻度相同,ULRMS、THD、f与UBF 时间刻度相同。

图5 电网电压暂降Fig.5 Voltage sags in power grid

根据图5 可知,当电网三相电压暂降为0.1 p.u.或0.5 p.u.时,装置能够有效地维持负载三相电压稳定。在常规电压电流双闭环控制下,ULRMS波动范围约为9.7 kV～10.4 kV,在附加电网电压补偿控制与输出电流前馈控制后,ULRMS波动范围缩小至9.9 kV～10.1 kV,效果明显。当电网电压在1.0 s 与1.6 s 暂降时,为补偿电网注入有功功率的缺失,实现电网注入有功功率跟踪负载有功功率,装置会控制f下降,进而增大相角差δ。而当电网电压在1.2 s与1.8 s 恢复正常时,之前增大的相角差δ造成电网注入有功功率大于负载有功功率。此时,装置会控制f上升,进而减小相角差δ以降低电网注入的有功功率。装置运行过程中f不断调节变化,但始终保持在49.8～50.2 Hz 之间,THD 基本维持在1%,UBF 接近0。综上可知,负载电压的电能质量始终满足10 kV 三相交流系统国家标准,装置能够有效应对电网电压暂降。

4.2 电网电压三相不平衡仿真

电网电压在1.0 s 时发生三相不平衡暂降,模拟电网电压三相不平衡工况,其中,电网a 相电压暂降为0.8 p.u.,b 相电压暂降为0.5 p.u.,c 相电压暂降为0.3 p.u.,电网电压在1.2 s 时恢复三相平衡。为更好地评估电网三相不平衡时装置对负载电压的控制效果,分别给出负载ab 相线电压、bc 相线电压与ca 相线电压有效值与谐波电压总畸变率的测试结果,如附录A 图A2 所示。

由附录A 图A2 可知,负载三相电压ULac能够维持稳定。但此时,ab 相线电压有效值略大于10 kV,bc 相线电压有效值约为10 kV,ca 相线电压有效值略低于10 kV,三者不再相同,三相不平衡度约为1%。ab 相线电压、bc 相线电压、ca 相线电压的THD 都约为1%。电网电压三相不平衡时电压幅值发生了跌落,因此,电网注入负载有功功率也有所降低,装置会控制f下降,进而增大相角差δ,但f调节过程中始终保持在49.9～50.1 Hz 之间。综上可知,装置能够有效治理电网电压三相不平衡电能质量事件。

4.3 电网三相短路仿真

考虑比电网电压暂降为0.1 p.u.更为严重的极端工况,假设电网在1 s 时发生金属性三相短路故障,此时,UGac跌落为零。装置在1.1 s 时断开开关CB2,CHB-BESS 独立向负载供电,装置工作于离网模式,仿真结果如附录A 图A3 所示。

由附录A 图A3 可知,装置能够有效应对电网三相短路故障,满足负载高电能质量供电需求,且具备离网运行单独为负载供电的能力。电网三相短路故障时,常规电压电流双闭环控制下ULRMS最大跌落至9.6 kV,附加电网电压补偿控制与输出电流前馈控制后,ULRMS最大跌落至9.9 kV,跌落深度降低了75%,效果显著。电网三相短路故障时PG接近0,装置会控制f下降,0.1 s 后CB2断开,装置离网运行独立为负载供电,f逐渐上升到固定频率为50 Hz。THD 虽有小幅上升,但始终满足国家标准要求。UBF 在装置调节期间有过短时上升,但始终低于1%,且很快变为0。

4.4 电网电压波动与闪变仿真

电网电压在1.0 s 时开始发生波动与闪变,电压有效值在0.9 p.u.和1.1 p.u.之间进行周期为0.1 s 的交替变化,1.2 s 时电网电压恢复正常,仿真测试结果如附录A 图A4 所示。可以看出,在电网电压波动与闪变期间,负载三相电压ULac能够维持稳定,满足负载的高电能质量供电需求。该过程中,ULRMS基本维持在10 kV,本文负载电压控制与传统电压电流双闭环控制的效果基本近似,两者波形接近重合。THD 约为1%,f在50 Hz 附近有非常微小的波动,UBF 约为0。

4.5 电网谐波污染仿真

电 网 电 压 在1.0 s 时 注 入3 次、5 次、7 次、9 次、11 次、13 次谐波,谐波幅值分别等于基波幅值的6%、5%、4%、3%、2%、1%,电网谐波电压总畸变率为8.7%。1.2 s 时电网电压恢复正常,仿真测试结果如附录A 图A5 所示。

由附录A 图A5 可知,在电网谐波污染发生前后,ULRMS维持在10 kV,本文负载电压控制与传统电压电流双闭环控制的仿真波形基本重合。THD约为1%,远低于电网谐波电压总畸变率。f基本维持在50 Hz,UBF 接近于0。负载电压的电能质量指标均满足国家标准,装置对电网谐波污染治理效果较好。

4.6 不同负载类型下电网电压暂降仿真

上述仿真中负载均为阻感性负载,是常见的负载类型,但不同负载类型可能会对装置运行性能产生影响。本节以电网常见电能质量事件电网电压暂降为例,分别测试了阻感性负载、电机性负载、纯阻性负载下装置的运行性能,仿真结果如附录A 图A6所示。

由附录A 图A6 可知,3 种负载工况下,装置都能够保证负载侧的持续性高质量供电：负载线电压有效值ULRMS波形基本重合,最大波动幅度约为0.1 kV；纯阻性负载时装置的THD 有所上升,但基本保持在2%以内；频率f变化趋势与范围基本相同,维持在49.8～50.2 Hz 之间；三相不平衡度UBF波形基本重合。因此,本装置能够有效应对多种负载工况,实现对负载的高质量供电。

4.7 实验验证

为验证理论分析的正确性,搭建了中压直挂式供电质量综合提升装置的小型实验样机,如附录A图A7 所示。样机采用MMC 模拟电网交流电压,测试了几种典型电网电能质量事件下装置的运行性能,样机参数见表2,实验测试结果见附录A图A8。

表2 实验参数Table 2 Experimental parameters

由附录A 图A8（a）可知,当电网a相电压暂降为0.5 p.u.时,电网ab 相线电压暂降为0.76 p.u.,装置能够控制负载电压持续维持稳定,电网a 相电流幅值增大约30%。考虑电网三相短路工况,如附录A 图A8（b）所示,负载电压短时受到了小扰动,幅值有所上升,但2 个周期（40 ms）内迅速达到稳态,具备很高的电能质量。此时,电网a 相电流为负载点电压注入电网短路点电流,隔离电抗器限制短路电流在合理范围内,幅值增大约2 倍。附录A 图A8（c）与图A8（d）中分别为电网电压三相暂升为1.3 p.u.与a 相电压注入50%三次谐波的实验结果,可以看出负载电压都能够持续维持稳定,波动量约为0。根据附录A 图A8 实验结果可知,装置能够有效应对电网电压暂降、三相短路、电压暂升、谐波污染等电能质量事件,实现对负载的高质量供电。

5 技术性能对比

以1 MV·A、10 kV 装置为例,负载额定功率因数为0.9,即负载额定有功功率为0.9 MW,额定无功功率为0.436 Mvar,对比分析本文所提装置与DVR、双变换UPS 以及UPQC 的技术性能。

DVR 以补偿电网电压暂降为控制目标,控制策略简单,但不能综合治理电网多种电能质量事件。此外,DVR 控制策略中未对负载电压频率进行约束与自主调节,负载电压频率完全跟踪电网频率,难以有效应对电网频率越限问题。DVR 中包含一个换流器,且串联于电网与负载之间,因此并不具备离网运行单独为负载供电的能力,供电可靠性较低。电网无电能质量事件正常运行时,DVR 待机运行损耗基本等于串联变压器的空载损耗,低于1%。

双变换UPS 与UPQC 能够综合治理电网多种电能质量事件,配置储能后具备离网运行单独为负载供电能力,供电质量与可靠性均较高。但它们拓扑中都包含2 个换流器,数目较多。双变换UPS 中2 个换流器均串联于电网与负载之间,实现电网与负载间的完全隔离,负载电压频率由逆变器自主控制。但双变换UPS 全部功率传输均需经过2 级交直流功率变换,若换流器运行效率为98.5%,则双变换UPS 运行损耗约3%。UPQC 中,一个换流器通过变压器串联于电网与负载间,用于补偿电网电压跌落；另一个换流器并联于负载端,用于补偿负载无功,运行时需要考虑并联换流器与串联换流器间的协调控制,控制策略较为复杂。与DVR 一样,UPQC 未对负载电压频率进行自主调节与控制,负载电压频率可能会超出国家标准允许范围。电网无电能质量事件正常运行时,UPQC 损耗包括串联变压器空载损耗与并联换流器损耗,总运行损耗低于1%+0.436×1.25%=1.545%。

本文所提装置及其负载电压控制策略能够自主调节负载电压的频率,实现负载电压电能质量持续满足国家标准要求。电网无电能质量事件正常运行时,装置运行损耗包括CHB-BESS 功率变换损耗以及隔离电抗器L1与并网电抗器L2运行损耗。根据前文关键参数分析可知,当L1与L2取值分别为96 mH 与14.5 mH 时,装置额定工况下的运行损耗约为10.26 kW,损耗率为1.026%。

表3 总结了上述4 种装置技术性能对比结果。可以看出,本文所提装置具备综合治理电网多种电能质量事件与离网运行独立为负载供电能力,供电质量与可靠性均较高。相较于其他电能质量提升装置,本文装置还能够自主调节与控制负载电压频率,在控制策略复杂度、换流器总数目以及运行损耗方面也具有一定优势。

表3 不同供电质量提升装置技术性能对比Table 3 Comparison of technical performance of various power supply quality improvement devices

6 结语

本文提出了一种中压直挂式供电质量综合提升装置,研究工作形成如下结论：

1）装置中采用数值较大的隔离电抗器实现电网与负载间的阻抗隔离,弱化了电网电能质量事件对负载的影响。采用CHB-BESS 支撑与控制负载电压,实现负载侧持续性高质量供电。增大隔离电抗器能够降低CHB-BESS 输出电压与无功容量需求,但也会导致装置总运行损耗增加,并降低装置功率传输上限,实际应用时需综合考虑多方面因素。

2）装置负载电压控制策略融合了功率动态跟踪、频率自主调节与电压持续稳定3 种控制。并网运行时,电网注入有功功率自动跟踪负载有功功率；负载电压频率能够自主调节,在国家标准允许范围内跟随电网频率以稳定电网侧功率传输；通过附加电网电压补偿与输出电流前馈控制提高了装置应对大型扰动的响应速度,降低了负载电压波动范围,提高了负载侧供电质量。离网运行时,负载电压频率的参考值固定为工频,CHB-BESS 单独向负载供电,控制负载电压幅值稳定。

3）仿真与实验验证结果表明,装置并网运行时能够综合治理电网多种电能质量事件,且具备离网运行独立为负载供电能力,实现负载侧持续性高质量供电。

本文工作的不足在于未深入研究与考虑装置中储能电池等器件参数的设计方法,后续工作中会着重考虑上述问题,为实物装置研制提供理论基础。

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