VSC型电力扰动发生装置的设计与实现

2022-07-01 00:55张宁欣曹轶男

东北电力技术 2022年4期

齐磊，赵舒，张宁欣，曹轶男，韩铮

(1.辽宁省安全科学研究院，辽宁沈阳 110004；2.国网辽宁省电力有限公司资金集约中心，辽宁沈阳 110004；3.华电能源股份有限公司齐齐哈尔热力分公司，黑龙江齐齐哈尔 161000)

近年来由于科技飞速发展，电力系统的负荷结构发生了较大变化。大量非线性负荷引发了电网电压的波动、畸变、失衡等电能质量问题。随着我国工业自动化水平的提高，很多精密自动化设备对电能质量非常敏感，而电能质量问题的出现在不同程度上引发这些设备的运行障碍。因此，电能质量的监测、分析与治理已成为电能供应与利用领域的重要课题[1]。在检验电能质量分析理论的正确性或者研发电能质量治理装置时，都需要电力扰动发生装置来提供扰动信号源,电力扰动发生装置还可以对电力设备在扰动工况下的工作特性进行测试。目前，国内外电力扰动发生装置的研究趋势正在向灵活性、可调节性、高精度等方向发展。

国内传统晶闸管可控电抗器型电力扰动发生装置存在大量吸收无功的问题且扰动类型较少。国外电力扰动发生装置多采用移相电路调节变压器抽头的方式来产生扰动，这类装置具备成本低、工作稳定等优点，但是存在设置不便、扰动类型单一等问题。如美国亚利桑那大学的George Karady博士研发的电力扰动发生装置[2]，利用模拟移相电路控制线路开关与变压器抽头，装置只能实现电压暂降波形，无法做到连续调整。同步调相机可较为方便的实现电力扰动发生，但是质量与体积限制了其应用范围。随着电力电子技术发展，电力电子变流装置的灵活性强、可靠性高等优势日益凸显出来。华北电力大学电能质量实验室采用不可控电压源型逆变器(voltage source inverter,VSI)实现了电力扰动发生[3]，扰动装置具备控制灵活、类型丰富等优点。但是，整流单元不可控一方面降低了直流电压的稳定度，另一方面还向电网注入了谐波电流。

本文针对以往电力扰动发生装置存在的不足，提出了将电压源型变流器(voltage vource converter，VSC)应用于电力扰动发生装置的构想。首先介绍了主电路参数的选择方法，对基于直流电压稳定的功率控制器进行讨论；最后经仿真与试验验证结论。结果表明，该装置工作性能良好且稳定，具备工程应用的潜力。

1 装置结构

VSC型电力扰动发生装置的结构如图1所示，可控整流器将交流电压变换为高精度直流电压源，逆变器控制产生指定扰动电压波形作用于负荷。

图1 装置结构

1.1 三相静止abc数学模型

首先做出假设：①三相无穷大电源理想对称；②理想功率开关，忽略开关延迟。单侧VSC拓扑结构如图2所示。

图2中：Esa,Esb,Esc为交流电源电压；ia,ib,ic为交流输入电流；Ua,Ub,Uc为变流器交流测出口电压；is为整流器侧直流电流，idc为直流电容电流；iL为负载电流；R为等效电阻；L为交流滤波电抗；C为直流侧电容；Udc为直流电容电压；g1-g6为功率开关触发脉冲信号。

图2 单侧VSC拓扑结构

变流器的数学模型为[4]

(1)

1.2 交流侧电感设计

由式(1)得出交流侧等效电路如图3所示。由于滤波电感对高频电流分量存在抑制作用，因此变流器出口只考虑其基波分量；滤波电感存储了无功功率，无功功率在三相间流动，在装置容量一定时，大量的无功会减小有功功率向负荷的传输，降低了装置的效率，因此滤波电感的选择存在上限；滤波电感也起到抑制电流突变的作用，以防止滤波电感过压，因此滤波电感的选择存在下限。

图3 交流侧等效电路

滤波电感取值限制定义如下[5]。

a.稳态有功传输能力指标。电感电压一般不大于交流电源额定电压的10%，这反映了直流电容电压的稳定能力。

b.暂态运行性能。一个控制周期内电流变化量小于交流侧额定电流的10%，这反映其暂态工况约束。

c.滤波性能电流畸变率(total harmonic distortion,THD)≤5%，以减小装置对电网的谐波污染。

按上述指标得到电感选择为

(2)

式中：PL为指标与装置容量；Ts为控制周期；cosφ为功率因数；ω为角频率。

1.3 直流侧电容设计

式(1)表明增大直流侧电容C可以减小电压的波动，但是限于装置的体积与研发的成本，C又不能选择过大。引起直流侧电压波动的主要原因是整流器与逆变器瞬时功率差，在测试设备时，功率变化最大时刻发生在加载的瞬间，直流侧电容的功率突然由零变为P；而在实验室进行电能质量问题研究时，还有可能出现功率倒灌的情况，即逆变器由吸收最大功率-Pmax突然变为回馈最大功率Pmax，由此引起直流侧电压波动最为剧烈。定义在一个控制周期内直流侧电压波动率在10%的指标，根据电容元件的特性，电容C的取值为

(3)

1.4 扰动负荷选择的约束

在保持直流侧电压稳定的前提下，扰动负荷的选择是有局限的。当负荷容量超出装置容量时，直流侧电压将不再稳定，出现电压跌落。此外，电流大小也不应超过功率开关的最大允许电流，否则会烧坏器件。因此，负荷的最小值受到上述2方面的约束，如式(4)所示。

(4)

式中：Smax为交流电源的容量；Imax为功率开关通过的最大电流。

2 装置控制器设计

2.1 dq坐标系下动态数学模型

对于三相对称电源，令d轴与空间合成矢量重合，q轴超前d轴π/2，则Esd=Um，Esq=0，得到整流器在dq旋转坐标系下的基尔霍夫方程与功率方程分别如式(5)、式(6)所示。

(5)

(6)

式中:id，iq为dq轴电流；md，mq为dq轴功率开关函数。

整流器以控制直流侧电压稳定为目标，其本质是控制电源向直流侧电容注入的有功功率。按照式(6)设计功率控制器，交流侧电源注入VSC的有功功率与无功功率分别与dq轴电流成正比，由此确定直接电流控制方案。

2.2 状态反馈线性化解耦方法

由式(5)可知，id与iq之间存在耦合，即P与Q之间存在耦合，这样给控制器设计带来了极大的不便。非线性状态反馈线性化理论是解决这一问题的强有力工具[6-7]，反馈线性化通过坐标变换和状态反馈使非线性系统在大范围内实现线性化，在多输入多输出系统实现线性化的同时，满足解耦控制的需要。

解耦可控线性系统状态方程与输出方程为

(7)

状态量z1,z2分别等于id,iq。根据最优控制理论，确定新的输入变量υ1,υ2与状态变量存在的关系为

(8)

由式(7)、式(8)可以看出，给定一组dq轴电流的参考值idref与iqref，即得到一组输出变量id和iq，进而达到直接控制电流的目的。由此推导出功率开关函数md和mq如式(9)所示，其通过正弦脉宽调制(sinusoidal pulse width modulation，SPWM)技术作用于功率开关。

(9)

2.3 控制器动态性能优化

由式(7)可知，电流闭环传递函数为一阶惯性环节，具有良好的动态性能。在实际装置中，由于数字化处理器的参与，延迟效应是不可避免的；此外，交流侧等效电阻在装置运行中也会产生变化。上述2点都会对控制器性能带来影响，本文采用PI校正环节来提高控制器的动态性能。

计及电阻参数扰动与系统延迟环节的电流控制动态结构如图4所示。

图4 电流环动态结构

忽略高次项，得到其开环传递函数为

(10)

采用零极点对消的方法，利用PI校正环节的零点消去由电阻参数扰动引发的极点，以抵消其带来的影响，并取最佳阻尼比ξ=0.707，得到电流环PI校正环节整定为

(11)

直流侧电容电压与交流电源注入VSC的有功功率有关。根据式(6)在d轴电流环外加直流侧电压环控制并附加PI校正环节，构成双闭环系统。其动态结构如图5所示。

图5 电压环动态结构

系统包含了给定直流侧电压和负载干扰电流2部分响应。根据终值定理，该系统的稳态误差为

(12)

由此可见，系统稳态误差不受负载干扰电流影响，稳态时无静差。电压闭环特征方程为

(13)

对于高阶系统，为了得到所需要的动态性能和稳态性能，在工程上通常的处理方法是将其中2个极点配置为1对共轭极点，另外2个极点配置在距虚轴很远的地方(一般n取10)[8]。系统期望的特征方程为

(14)

对比式(13)与式(14)，得到电压环PI校正环节整定后参数为

(15)

3 仿真算例分析

3.1 仿真算例参数

经过主电路参数设计和PI控制器整定计算，装置主电路参数如表1所示，控制器仿真参数如表2所示。

表1 主电路参数

表2 控制器仿真参数

3.2 控制器性能验证

在MATLAB/Simulink环境下搭建双闭环控制系统，电流和电压的单位阶跃响应波形如图6所示。电流经过4 ms完成跟踪，与理论值基本一致，超调很小且稳态时无静差；直流侧电压经过100 ms达到稳态值700 V，且稳态时无静差，超调量7%。动态性能满足指标，仿真结果验证了控制器设计的正确性。

(a) 电流环单位阶跃响应波形

(b) 电压环单位阶跃响应波形图6 控制器性能验证

3.3 装置仿真研究

图7验证了整流器的工作性能。整流器空载运行工况下，在0.2 s时控制交流系统流入整流器的无功功率由0跃变至20 kvar，即Qref=20 kvar，经5 ms左右功率完成跟踪，如图7(a)所示；无功功率跃变并未对直流侧电压稳定造成影响，如图7(b)所示；图7(c)为交流侧电压电流波形，可以看出其相差90o的相位关系；图7(d)为交流侧电流频谱图，可以看出无低次谐波成分，不会对电网造成污染；图7(e)为突然加载时直流电压波形，经过1个周波左右恢复，最大变化率为2%，控制器抗外扰特性良好；图7(f)为交流侧等效电阻增大0.1 Ω时，直流侧电压基本无变化，说明控制器抗内扰的性能良好。