储能式统一电能质量控制器负载电压全补偿容量配置策略

0 引言

随着现代工业技术的飞速发展,大量的敏感负荷不断在电力系统中得到应用,从而使得电力用户对电能质量的要求越来越高。另外,在电力系统中大型设备的启动、分布式电源的接入等使得电源电压故障频发[1];而电弧炉、电力电子装置等非线性负载所产生的谐波电流对电网造成了极大的污染,危害电网的安全运行,降低了电网的功率因数[2-4]。

统一电能质量控制器(UPQC)作为一种综合电能质量治理装置,是维护电能质量的理想装置[5]。但是常规UPQC直流侧储能不足往往限制了其功能发挥。储能技术在电力系统中大量应用,对维护电网的安全稳定运行起到了重要的作用,如文献[6]利用混合储能系统(HESS)很好地抑制了光伏发电在并网时的功率波动;文献[7]将蓄电池储能系统(BESS)安装在新能源发电密集接入区的配电网用户侧,提高了能源系统综合效率并满足了用户对提高供电可靠性的要求。文献[8-9]将储能系统应用到UPQC中丰富了UPQC的功能,并提高了UPQC的补偿能力。

针对直流侧带储能单元的UPQC相关补偿策略,文献[10-12]提出了基于功率角控制的UPQC功率补偿策略,使串联单元发出一定大小的无功功率,以分担并联单元的容量负担,但是该功率角并不一定等于电网电压的相位跳变角,可能造成负载电压补偿前后存在相位跳变。文献[13-14]提出了基于无功控制的UPQC电压补偿策略,虽然消除了有功环流,但是以串联单元上的补偿电压要与电源电流遵循相互垂直的原则为前提,使得补偿后的负载电压相位不受控制,造成补偿前后负载电压存在相位跳变。文献[15]提出了基于有功和无功功率协调分配的补偿策略,通过维持并联单元补偿容量恒定以分配电源与储能单元提供的有功功率,但补偿后串联单元上的电压、电流幅值较大,导致串联单元保持较高的补偿容量。文献[16]提出了UPQC功率协调补偿策略,负载无功功率主要由并联单元提供,当负载无功需求大于并联单元设定的额定容量时,超出的部分则由串联单元提供,但是超出部分较大时,会增加串联单元上的容量负担。

由此可见,如何既能实现负载电压幅值、相位的完全补偿,又能降低UPQC的补偿容量和成本,是当前UPQC应用中亟待解决的问题。为此,本文首先分析了常规储能式UPQC存在的问题,以含蓄电池储能系统的统一电能质量控制器(BESS-UPQC)为对象,提出了一种负载电压幅值和相位全补偿容量配置补偿策略,分析了其并联单元和串联单元容量配置原理和方法,最后通过仿真与实验验证了所提出策略的正确性和有效性。

1 储能式UPQC的结构和工作原理

UPQC的结构主要由一个串联型有源滤波器(series active power filter,SAPF)和一个并联型有源滤波器(parallel active power filter,PAPF)组成,BESS-UPQC拓扑结构在此基础上增加了BESS,其结构图见附录A图A1。

BESS-UPQC在工作时,串联补偿单元可以等效为一个受控电压源,主要用来补偿电网电压幅值突变、不平衡以及谐波等问题,保证负载侧的电压质量。并联补偿单元可以等效为一个受控电流源,主要用来补偿负载侧的谐波电流和无功功率,保证电网侧的电流质量。BESS通过DC/DC变换器接入直流母线,可以用来进行能量传递以及功率缓冲,保证直流母线电压的稳定[17-18]。

2 常规储能式UPQC补偿策略

电压幅值突变是电力用户最常见也是最值得关注的电能质量问题,UPQC作为一种综合电能质量补偿装置为解决电压质量问题提供了良好的选择。为了合理地协调UPQC串、并联单元的容量分配,文献[16]提出了一种含有储能单元的UPQC功率协调补偿策略,其功率协调补偿策略相量图如图1所示。

图1 UPQC功率协调补偿相量图
Fig.1 Phasor diagram of power coordination compensation of UPQC

图1中:为系统正常工作时的电源电压;为故障后的电源电压;为电源电压正常时串联单元补偿电压;为电源电压故障时串联单元补偿电压;为电源电压正常时经过补偿后的负载电压;为电源电压故障时经过补偿后的负载电压;为电源电压正常时的电源电流;为电源电压正常时的负载电流,其有功分量等于的幅值;为电源电压故障时的负载电流;为电源电压正常时并联单元补偿电流;为电源电压故障时并联单元补偿电流;为电源电压故障时经过补偿后的电源电流;θ为负载功率因数角;δ为相位跳变角。

在图1中,电源电压发生幅值跌落并伴随相位跳变故障变为此时,在储能单元的作用下,电源电流被补偿为其幅值等于的有功分量,降低了电源电压跌落时发生过电流的风险。然后把的幅值Urat固定为串联单元的额定工作电压幅值,同时保证幅值等于的幅值,这样串联单元始终以额定状态运行,通过利用串联单元为负载提供所需的无功功率,使其分担部分并联单元的容量负担。但是该补偿策略规定串联单元额定工作电压Urat等于的幅值,的幅值等于的有功分量,从而使得串联单元仍然保持较高的容量负担,且只实现了幅值补偿,而相位却与存在相位跳变。由于该补偿策略为了保持串联单元始终为额定容量,电源电压在正常工作时,串联单元也会一直工作(其输出的补偿电压的幅值与相等)使负载电压补偿为如图1中虚线电压、电流相量所示,而的相位同样与存在相位跳变,这样在该补偿策略下负载电压会一直存在相位跳变,不适用于对相位跳变敏感的负荷。

3 负载电压全补偿容量配置补偿策略

3.1 补偿策略相量图分析

针对第2节常规补偿策略存在的问题,本文提出了储能式UPQC负载电压全补偿容量配置补偿策略,其相量图如图2所示。

图2 负载电压全补偿相量图
Fig.2 Phasor diagram of full compensation of load voltage

在图2中,电源电压发生幅值跌落并伴随相位跳变故障变为通过加入补偿相量可以保证故障后的负载电压与故障前的电源电压及故障电压保持不变,从而实现负载电压完全补偿。具体来说,首先选择合适的并联补偿电流并使其幅值保持恒定,如图2中以末端点P为圆心,幅值为半径作圆,圆P与的交点为N,为保证补偿后电源功率因数为1,则需要将补偿后的电源电流与电源电压保持相位一致,因此选择为补偿后的电源电流因负载电压的幅值在补偿前后始终保持不变,为使串联单元保持较低的补偿容量,需最大限度地减小电源电流的幅值,而受并联单元补偿电流的影响,因此如何选取幅值大小,进而减小串联单元容量配置,成为了一个关键。图3所示为幅值选取相量图。

图幅值选取相量图
Fig.3 Phasor diagram for amplitude selection of 

幅值选取原则如下:为使网侧功率因数为1,应保证故障后电源电流与电源电压同相位,如图3所示。当的相位跳变角δ等于最大允许跳变角δmax时(δ的变化范围为-δmax≤δ≤δmax),由于补偿前后负载电流和保持不变,因此以P点向作垂线,交于A点,则为电源电流为并联单元补偿电流此时垂线为P点到的最短线段,也就是最小并联单元补偿电流即为所选取的幅值。然后以末端P点为圆心,为半径作圆,圆弧AB为末点的轨迹。

在图3中,为方便分析,定义n为电压补偿系数,则的幅值可表示为:

(1)

式中：U为负载额定电压值。

再以末端点O′为圆心,nU为半径作圆,直线OA为其切线,则n与δmax满足如下关系式:

sin δmax=n

(2)

综上所述,在圆O′内的范围内变化,即为所选取的幅值。

3.2 UPQC并联单元容量配置

在图2中,系统正常工作时,与相等,在电源电压故障后,与相等与相等,故有

(3)

式中：I为负载额定电流值。

由的选取原则可知,在图3中又幅值等于的幅值,则在ΔOPA中易求得其幅值为:

(4)

在图2中相量组成的三角形中,由三角函数正弦定理可得以下关系式:

(5)

由式(5)可得∠ONP为:

(6)

进一步由三角关系可得的相位角为:

φsh=180°-∠ONP+δ=

(7)

综上,由式(4)、式(7)即可求得的幅值及相位角。

由上述分析可知,本文所提补偿策略下的并联单元补偿容量为:

(8)

在式(8)中,当θ+δmax=90°时,并联单元补偿容量达到最大值,故并联单元的额定容量可设计为:

Ssh,max=UI

(9)

在图1所示的常规功率协调补偿策略中,可得其电源电压故障时的并联补偿容量为:

(10)

图4给出了式(10)中Ssh′随负载功率因数角θ的变化趋势,由于负载功率因数大于0.9时,可不需进行无功补偿,则θ的变化范围为:25.84°≤θ≤90°,由图4可知当θ=25.84°时,并联单元补偿容量达到最大值,故该常规补偿策略并联单元的额定容量为:

Ssh,max′=UI

(11)

由式(9)和式(11)可知,常规补偿策略与本文所提补偿策略,并联单元所需的安装容量均为UI。

图4 并联单元补偿容量与负载功率因数角关系
Fig.4 Relationship between compensation capacity of parallel units and load power factor angle

3.3 UPQC串联单元容量配置

为方便分析,定义d为电网电压暂降/骤升幅值变化率,则与的幅值满足如下关系:

(12)

根据图2中相量组成的补偿三角形,由三角函数余弦定理可得,的幅值为:

(13)

的相位为:

(14)

根据图2中相量组成的补偿三角形,由三角关系可得的幅值大小为:

(15)

的相位角等于的相位跳变角δ。

当δ=δmax时由图3易知,的幅值达到最大值,其大小为:

(16)

由式(1)和式(16)可得,串联单元的补偿容量可表示为:

(17)

式中:n与δmax的关系见式(2)。

图5为式(17)中Sse随电压补偿系数n与负载功率因数角θ的三维变化趋势图。由图5可知,当θ=25.84°和n=0.53时,串联单元补偿容量达到最大值,故串联单元的额定容量可设计为:

Sse,max=0.28UI

(18)

图5 串联单元补偿容量三维关系图
Fig.5 Three-dimensional diagram of compensation capacity of series units

在图1所示的常规功率协调补偿策略中,可得其串联单元补偿容量为:

Sse′=nUIcos θ

(19)

又在该常规补偿策略中,规定的幅值等于电源电压额定工作电压,即n=1,由于负载功率因数大于0.9时,可不需进行无功补偿,故该常规补偿策略串联单元的额定容量可设计为:

Sse,max′=0.9UI

(20)

由式(18)和式(20)可知,与常规补偿策略相比,本文所提补偿策略串联单元所需的安装容量可减少0.62UI。

3.4 储能单元容量配置

BESS的电池储能容量主要由以下几个参数决定:负载有功功率大小、电源电压的故障程度及故障持续时间等。该容量可由用户负载可能出现的最恶劣工况确定,并留有一定的裕量。负载最恶劣的工况应考虑电源中断的情况,此时储能单元应实现对负载的不间断供电,即负载有功功率完全由储能单元提供,故储能单元的容量应设计为:

(21)

式中:PL为负载的有功功率;Udc为直流侧母线电压;t为不间断供电持续时间;λ为设定的容量裕度。

综上所述,本文所提补偿策略实现了对负载电压的完全补偿,且与常规补偿策略相比在并联单元的补偿容量一致的情况下,可以大大降低串联单元的补偿容量,节约了UPQC串联单元的容量成本,储能单元的容量设计保证了对负载的不间断供电。

4 仿真分析

为验证本文所提含BESS的UPQC负载电压完全补偿容量配置策略的正确性和有效性,利用MATLAB/Simulink仿真平台,分别采用常规补偿策略与本文提出的补偿策略,对串、并联单元补偿容量进行了仿真验证,系统仿真参数如附录B表B1所示。系统负载为三相对称阻感性负载,并由表B1中数据可计算出:负载电阻为10.27 Ω,负载电感为32.7 mH。

仿真设置在1 s时,电源相电压幅值跌落46.2%(101.6 V)、相位跳变δ=15°,系统各部分有功、无功功率仿真波形见附录C图C1、图C2。

使用常规补偿策略,所得的仿真结果见附录C图C1。由该图可知,系统正常工作时,电源提供负载的全部有功功率7.07 kW,串联单元提供6.12 kvar的无功功率,并联单元提供0.95 kvar的无功功率,即串、并联单元共同提供负载的全部无功功率7.07 kvar;同时串、并联单元还存在3.54 kW的有功环流,此时串联单元补偿容量为7.07 kVA,并联单元补偿容量为3.67 kVA。1 s后,当电源电压发生故障时,电源提供的有功功率减小为3.81 kW,该部分有功差额3.26 kW由储能系统通过并联单元向负载提供,如附录C图C1(a)和(d)所示;同时,串联单元吸收的有功功率减小为1.9 kW,提供的无功功率增大为6.8 kvar,并保持电压跌落后7.07 kVA的补偿容量不变,如附录C图C1(b)所示;并联单元发出的有功功率增加为5.16 kW,提供的无功功率减小为0.27 kvar,即在电源电压发生故障后,并联补偿容量增加为5.17 kVA,如附录C图C1(c)所示。由以上仿真数据可得,使用常规补偿策略,在电源电压发生故障后系统提供的总容量为12.24 kVA。

使用本文所提补偿策略,所得的仿真结果见附录C图C2所示。由该图可知,系统正常工作时,电源提供负载的全部有功功率7.07 kW,并联单元提供负载的全部无功功率7.07 kvar,此时串联单元补偿容量为0,并联单元补偿容量为7.07 kVA。1 s后,当电源电压发生故障时,电源提供的有功功率减小为0.21 kW,该部分有功差额6.86 kW由储能系统通过串、并联单元向负载提供,如附录C图C2(a)和(d)所示。这时,串联单元开始投入工作,提供的有功功率为0.17 kW,提供的无功功率为0.1 kvar,补偿容量为0.21 kVA,如附录C图C2(b)所示;并联单元提供的有功功率增加为6.69 kW,提供的无功功率减小为6.97 kvar,补偿容量增加为9.66 kVA,如附录C图C2(c)所示。由以上仿真数据可得,使用本文所提补偿策略,在电源电压发生故障后系统提供的总容量为9.87 kVA。

综上所述,在电源相电压发生幅值46.2%的跌落、相位δ=15°跳变的故障情况下,与常规补偿策略相比,本文所提补偿策略虽然并联单元补偿容量增加了4.49 kVA,但串联单元补偿容量却减少了6.86 kVA,从而使系统总容量减少了2.37 kVA(降低了19.4%),因此本文所提补偿策略通过减小串联单元的补偿容量,进而减小了UPQC串、并联单元的容量配置。

5 实验验证

为了验证本文所提补偿策略,搭建了380 V三相三线制UPQC小功率原理样机,如附录D图D1所示。控制器采用TI公司TMS320F28335芯片,逆变电路的开关器件为绝缘栅双极型晶体管(IGBT),其耐压值为1 700 V。主要实验参数为:直流母线电压为800 V,直流侧电容为2 200 μF,开关频率为5 kHz,三相负载容量为10 kVA,负载功率因数为0.707。

实验中电源电压的故障情况与仿真相同,实验结果如图6及附录D图D2所示,图中所涉及的波形均以A相电压为例进行说明。

图6 电源电压、负载电压实验波形
Fig.6 Experimental waveforms of power supply voltage and load voltage

使用常规补偿策略,补偿前后电源电压、负载电压波形对比如图6(a)所示。由该图可知:在50 ms前,电源电压正常工作时,经过补偿后,的幅值虽然等于的幅值,但相位却不与保持同步;在50 ms后,电源电压故障时,经过串联单元补偿电压补偿后,同样只实现了幅值补偿,而没有实现相位补偿,即负载电压始终存在相位跳变。

使用本文所提补偿策略,补偿前后电源电压、负载电压波形对比如图6(b)所示。由该图可知:在50 ms前,电源电压正常工作时,等于在50 ms后,电源电压故障时,经过补偿后,的幅值、相位保持不变,实现了完全补偿,保障了负载侧的供电质量。

使用本文所提补偿策略,补偿前后电源电压、负载电压波形对比如附录D图D2所示。由该图可知:在50 ms前,电源电压正常工作时,经过补偿后,与电源电压同相位;在50 ms后,电源电压故障时,经过补偿后,也与同相位,即补偿前后电源功率因数始终为1。

6 结语

本文针对BESS-UPQC提出了一种负载电压全补偿容量配置策略,首先对常规补偿策略进行分析,指出了该补偿策略补偿后的负载电压存在相位跳变、串联单元补偿容量较高等问题。然后,对本文所提补偿策略进行了分析,通过对两种补偿策略的对比分析表明,合理地利用储能单元,不仅可以实现负载电压的全补偿,还可以降低串联单元的补偿容量,提高了UPQC的补偿性能,进一步通过数学公式推导证明了本文所提策略可以降低串联单元的补偿容量。仿真结果表明降低串联单元补偿容量是可行的,实验结果表明补偿后的负载电压实现了完全补偿。

由于本文所提策略采用蓄电池系统,其容量有限,不可能持续对外发出有功功率,未来可以考虑在直流侧加装光伏或风能发电系统,使得UPQC不仅可以解决电能质量问题还可以为用户提供清洁能源,进一步丰富UPQC的功能。