葉海涵，陳 武，郝文波，王長(zhǎng)寶，侯 凱，江小兵，胡秦然

（1.東南大學(xué) 電氣工程學(xué)院（先進(jìn)電能變換技術(shù)與裝備研究所），南京 210096；2.國網(wǎng)黑龍江省電力有限公司電力科學(xué)研究院，哈爾濱 150030；3.南瑞集團(tuán)有限公司（國網(wǎng)電力科學(xué)研究院有限公司），南京 211000）

0 引言

移動(dòng)電源車作為車載式移動(dòng)電站，具備靈活部署和臨時(shí)供電的能力，可有效減小供電中斷或長(zhǎng)時(shí)間停電對(duì)經(jīng)濟(jì)社會(huì)的影響，在重大活動(dòng)保障供電、配電網(wǎng)不停電檢修、搶險(xiǎn)救災(zāi)、野外生存等場(chǎng)合有廣泛應(yīng)用。其中，儲(chǔ)能移動(dòng)方艙作為標(biāo)準(zhǔn)化、模塊化、高強(qiáng)度的應(yīng)急電源車具有良好的海拔、溫度、復(fù)雜道路機(jī)動(dòng)適應(yīng)性，有助于拓寬應(yīng)急電源車的應(yīng)用場(chǎng)景。

現(xiàn)有移動(dòng)電源車的輸出為三相四線制交流電壓，一般不具備直流接口和即插即用功能，較難響應(yīng)通信、計(jì)算機(jī)等新型負(fù)荷日益增長(zhǎng)的供電需求。而且，現(xiàn)有移動(dòng)電源車產(chǎn)品僅局限于單車運(yùn)行，與應(yīng)急現(xiàn)場(chǎng)可能存在的光伏、外部?jī)?chǔ)能、柴油發(fā)電機(jī)以及不同功率等級(jí)與剩余容量的其他移動(dòng)電源車相互獨(dú)立，能量來源和運(yùn)行方式單一，不具備多能源接入、多車并聯(lián)與協(xié)調(diào)運(yùn)行能力，無法構(gòu)建完善、可靠的臨時(shí)供電網(wǎng)絡(luò)，也不便于后續(xù)移動(dòng)電源車系列產(chǎn)品的多層次開發(fā)與擴(kuò)展。因此，對(duì)移動(dòng)電源車進(jìn)行交直流供電、多源接入與協(xié)調(diào)運(yùn)行、即插即用、高可靠性與高品質(zhì)供電的研究具有重要意義。

針對(duì)應(yīng)急現(xiàn)場(chǎng)可能涉及的多源接入[1-2]、電流均衡[3-4]、電壓與頻率恢復(fù)[5-6]問題，許多專家學(xué)者已經(jīng)進(jìn)行了深入研究。文獻(xiàn)[7]采用電阻型下垂控制蓄電池以持續(xù)性按比例分擔(dān)負(fù)荷功率，采用電容型下垂控制超級(jí)電容以輸出暫態(tài)高頻功率，但未涉及直流母線電壓校正。文獻(xiàn)[8]提出兼顧功率精確分配和直流母線電壓無偏差的自適應(yīng)下垂控制策略。文獻(xiàn)[9]將母線電流作為補(bǔ)償量進(jìn)行二次調(diào)壓，在功率均分的基礎(chǔ)上恢復(fù)母線電壓，減小線路損耗。文獻(xiàn)[10-11]詳細(xì)介紹了在包含光伏、儲(chǔ)能、柴油發(fā)電機(jī)的微網(wǎng)中VSG（虛擬同步發(fā)電機(jī)）的設(shè)計(jì)方法。文獻(xiàn)[12]在下垂控制的逆變器中引入SOC（荷電狀態(tài)）功率指令，可根據(jù)當(dāng)前SOC 線性調(diào)節(jié)輸出功率。文獻(xiàn)[13]在VSG 有功指令的頻率控制模塊和SOC 控制模塊中加入自適應(yīng)權(quán)重系數(shù)，用于在調(diào)節(jié)交流頻率時(shí)防止儲(chǔ)能過充過放，但頻率調(diào)節(jié)速度緩慢。另外，上述文獻(xiàn)僅涉及移動(dòng)電源車多源接入與協(xié)調(diào)控制的直流側(cè)或交流側(cè)，整體拓?fù)溥^于簡(jiǎn)單，難以滿足應(yīng)急現(xiàn)場(chǎng)的高可靠用電要求，也缺乏一種簡(jiǎn)單、通用的系統(tǒng)參數(shù)設(shè)計(jì)方法。

本文首先分析適用于多源接入的基本拓?fù)?，論證直流母線分立、交流母線互聯(lián)的整體拓?fù)涞暮侠硇?，并以電感電流或電容電壓波?dòng)范圍限制為統(tǒng)一參數(shù)設(shè)計(jì)依據(jù)，補(bǔ)足多變換器系統(tǒng)主電路參數(shù)設(shè)計(jì)的空缺。然后依次提出直流母線和交流母線控制方案：直流母線采用分段下垂方法，在系統(tǒng)額定運(yùn)行時(shí)取消下垂控制的穩(wěn)態(tài)靜差，在儲(chǔ)能電池臨近極限時(shí)調(diào)動(dòng)外部能源防止內(nèi)部?jī)?chǔ)能過沖過放；交流母線控制方案可實(shí)現(xiàn)頻率實(shí)時(shí)校正、新能源及方艙內(nèi)部?jī)?chǔ)能電池優(yōu)先供電、儲(chǔ)能電池SOC 均衡，有助于防止重要負(fù)荷供電中斷、避免應(yīng)急保障系統(tǒng)電路重組；柴油發(fā)電機(jī)僅作為熱備用，可減少燃料運(yùn)輸負(fù)擔(dān)。最后，通過仿真對(duì)所提方案的有效性進(jìn)行驗(yàn)證。

1 拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

1.1 整體系統(tǒng)基本拓?fù)?/h3>

圖1 整體系統(tǒng)的基本拓?fù)?/p>

整體系統(tǒng)的基本拓?fù)淙鐖D1 所示。整體系統(tǒng)由光伏模塊、直流負(fù)荷模塊、外部?jī)?chǔ)能模塊、兩臺(tái)相同的儲(chǔ)能移動(dòng)方艙、交流負(fù)荷和柴油發(fā)電機(jī)組成，每臺(tái)儲(chǔ)能移動(dòng)方艙包含200 kW/100 kWh鈦酸鋰電池、200 kW/200 kWh 磷酸鐵鋰電池、兩臺(tái)交錯(cuò)并聯(lián)DC/DC、雙向升壓模塊和PCS（儲(chǔ)能變流器）模塊。

每臺(tái)儲(chǔ)能移動(dòng)方艙提供兩個(gè)直流接口和兩個(gè)交流接口，直流接口電壓為800 V，分別連接光伏模塊、直流負(fù)荷模塊和外部?jī)?chǔ)能模塊；交流接口線電壓有效值為380 V，PCS 模塊1 上方的交流接口連接交流負(fù)荷，PCS 模塊1 下方交流接口與PCS 模塊2 上方的交流接口相連，PCS 模塊2下方交流接口連接柴油發(fā)電機(jī)。其中，光伏額定功率Ppvn=150 kW，恒功率直流負(fù)荷的額定功率Pdcln=300 kW，外部?jī)?chǔ)能額定功率Pessn=150 kW，儲(chǔ)能移動(dòng)方艙額定功率Pvsgn=300 kW，恒功率交流負(fù)荷額定功率Pacln=300 kW，柴油發(fā)電機(jī)額定功率Pgenn=100 kW。另外，本文不考慮儲(chǔ)能電池模塊內(nèi)部拓?fù)洹⒖刂婆c均衡措施，將其等效為單一儲(chǔ)能電池與交錯(cuò)并聯(lián)DC/DC 級(jí)聯(lián)。

考慮到儲(chǔ)能移動(dòng)方艙的搶險(xiǎn)救災(zāi)、應(yīng)急保障需求，圖1 中的交流負(fù)荷為重要負(fù)荷，因此將兩臺(tái)儲(chǔ)能移動(dòng)方艙的交流母線并聯(lián)以提高交流供電可靠性，確保單個(gè)方艙閉鎖時(shí)交流供電不中斷。此時(shí)若再將直流母線并聯(lián)，雖可增大儲(chǔ)能移動(dòng)方艙的等效功率，但方艙間出現(xiàn)環(huán)流，降低整體系統(tǒng)運(yùn)行效率，因此采用圖1 所示直流母線相互獨(dú)立、交流母線并聯(lián)的整體拓?fù)洹Ａ硗?，考慮到交流負(fù)荷可能出現(xiàn)隨機(jī)性增減，且對(duì)供電質(zhì)量較為敏感，因此所提系統(tǒng)必須能在負(fù)荷突變時(shí)穩(wěn)定運(yùn)行，且需要盡可能地提高交流供電質(zhì)量?？紤]到應(yīng)急現(xiàn)場(chǎng)可能存在光伏、外部?jī)?chǔ)能、柴油發(fā)電機(jī)等其他類型的電源，因此所提系統(tǒng)必須具備多能源接入與協(xié)調(diào)運(yùn)行的能力?？紤]到柴油發(fā)電機(jī)高能耗、高污染、震動(dòng)、噪音、紅外特征明顯，且燃油運(yùn)輸困難，因此所提方案盡可能采用現(xiàn)場(chǎng)新能源及方艙內(nèi)部?jī)?chǔ)能電池供電，柴油發(fā)電機(jī)僅作為熱備用，以提高重要負(fù)荷供電可靠性，減少燃料運(yùn)輸負(fù)擔(dān)?？紤]到光伏存在波動(dòng)性、隨機(jī)性，外部?jī)?chǔ)能與直流負(fù)荷可能在任意時(shí)刻接入與退出，因此所提系統(tǒng)必須能在電源投退時(shí)實(shí)現(xiàn)整體系統(tǒng)協(xié)調(diào)穩(wěn)定運(yùn)行?？紤]到重要負(fù)荷可能隨機(jī)接入某個(gè)儲(chǔ)能移動(dòng)方艙的交直流母線，而各儲(chǔ)能移動(dòng)方艙的剩余容量與負(fù)荷水平可能不盡相同，為防止重要負(fù)荷供電中斷還需實(shí)現(xiàn)方艙間的SOC 均衡。

1.2 光伏模塊

光伏模塊的拓?fù)浜涂刂扑惴ㄈ鐖D2 所示。其中，Ppvref為光伏參考功率，Ipv為光伏電流，Upvref和Upv為光伏板的參考電壓與測(cè)量電壓，Cpv1和Cpv2為低壓側(cè)和高壓側(cè)濾波電容，Lpv和ULPV為濾波電感及其電壓，Udc為直流母線電壓。

圖2 光伏模塊拓?fù)浜涂刂扑惴?/p>

光伏模塊的變換器采用定電壓控制的boost變換器。當(dāng)Upv降低時(shí)，占空比減小，由伏秒平衡可知Lpv的壓降增大，從而Upv上升直至穩(wěn)定于Upvref。MPPT 算法借鑒文獻(xiàn)[14]。

Cpv2的設(shè)計(jì)借鑒文獻(xiàn)[15]。設(shè)計(jì)Lpv使輸出功率波動(dòng)不超過10%，具體過程見附錄A，可表示為：

式中：Udcn為直流母線電壓額定值；fpv為光伏變換器開關(guān)頻率；ΔPpvn=10%Ppvn為光伏輸出有功偏差范圍；ΔUdcn為直流母線電壓偏差范圍。

GB/T 35727—2017《中低壓直流配電電壓導(dǎo)則》中規(guī)定：1 500 V 以下電壓等級(jí)的直流供電電壓偏差范圍為標(biāo)稱電壓的-20%～5%，因此ΔUdcn=5%Udcn。

圖1 中直流負(fù)荷模塊、外部?jī)?chǔ)能模塊設(shè)計(jì)方法與光伏模塊類似，詳見附錄A。

1.3 雙向DC/DC 變換

儲(chǔ)能移動(dòng)方艙中交錯(cuò)并聯(lián)DC/DC[16]的拓?fù)浜涂刂扑惴ㄈ鐖D3 所示。其中，Ubatt為儲(chǔ)能移動(dòng)方艙中儲(chǔ)能電池電壓，Lbi為并聯(lián)支路電感，Ib1和Ib2分別為上下并聯(lián)支路電感電流，Cbi為高壓側(cè)濾波電容。

圖3 雙向DC/DC 拓?fù)浜涂刂扑惴?/p>

借鑒福建某公司500 kW 應(yīng)急電源車的技術(shù)方案，穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)內(nèi)部?jī)?chǔ)能電池存在約±14%的電壓波動(dòng)。為穩(wěn)定直流母線電壓、實(shí)現(xiàn)內(nèi)部?jī)?chǔ)能電池與直流接口的隔離，在儲(chǔ)能電池和直流母線間加入雙向DC/DC。為提高儲(chǔ)能電池模塊的故障冗余能力與供電可靠性，本文推薦圖3 所示交錯(cuò)并聯(lián)型雙向DC/DC。將圖3 所示結(jié)構(gòu)視為2 個(gè)圖4 所示雙向DC/DC 并聯(lián)，電壓外環(huán)輸出乘以0.5后得到各自支路的給定電流，通過Ib1和Ib2電流環(huán)得到各自支路的開關(guān)信號(hào)。

圖4 PCS 模塊拓?fù)浜涂刂扑惴?/p>

其中，Lbi和Cbi的設(shè)計(jì)可借鑒附錄A 的式（A5）。由于并聯(lián)支路中Lbi流經(jīng)的電流相等，各自傳輸一半額定功率，因此Lbi僅需式（A5）中電感值的一半。

1.4 PCS 模塊

儲(chǔ)能移動(dòng)方艙中PCS 模塊的拓?fù)浜涂刂扑惴ㄒ妶D4。其中，Lpcs，Cpcs，Rpcs分別為L(zhǎng)CL 濾波器電感、電容、電阻，uiac和iiac分別為輸出電壓和電流（下標(biāo)“i”表示第i 個(gè)PCS，i=1，2，下同）。

圖4 中VSG 算法的具體模型為：

式中：Pvsgrefi和Qvsgrefi分別為有功和無功功率參考值；Dpvsg和Dqvsg分別為有功下垂系數(shù)和無功下垂系數(shù)；ωacref，ωacn和ωac分別為輸出電壓的電角速度參考值、額定值和測(cè)量值；Uacref和Uac分別為輸出電壓的幅值參考值和測(cè)量值；Pvsgi和Qvsgi分別為輸出有功和無功功率測(cè)量值；Jvsg和Kvsg分別為有功慣性系數(shù)和無功慣性系數(shù)；Evsg為VSG 的內(nèi)電勢(shì)幅值。

GB/T 15945—2008《電能質(zhì)量電力系統(tǒng)頻率偏差》中規(guī)定：系統(tǒng)容量較小時(shí)頻率偏差限值為±0.5 Hz，GB/T 12325—2008《電能質(zhì)量 供電電壓偏差》中規(guī)定：20 kV 及以下電壓等級(jí)三相供電電壓偏差為標(biāo)稱電壓的±7%，因此：

式中：Svsgn為PCS 的額定容量；Δωac為輸出電壓的電角速度偏差范圍；ΔUac為輸出電壓的幅值偏差范圍。

借鑒文獻(xiàn)[17]設(shè)計(jì)Jvsg和Kvsg。根據(jù)有功環(huán)相角裕度不小于45°，則：

式中：fcpp為有功環(huán)截止頻率；Xvsg=ωacrefLpcs；Jvsgmax為Jvsg的最大值。

根據(jù)PCS 交流側(cè)電壓相量關(guān)系，PCS 出口側(cè)相電壓幅值Uom為：

根據(jù)兩電平逆變器的直流電壓增益，常用調(diào)制比0.85，因此：

由式（6）求解Lpcs可得：

結(jié)合式（4）和式（7），Jvsg的數(shù)值解見圖5。

圖5 Jvsg的數(shù)值解

可見，fcpp∈（0.801 Hz，1.132 Hz）。本文取fcpp=0.96 Hz，代入式（4）可得Jvsg=31.57。

同理Kvsg表達(dá)式為：

式中：fcqq為無功環(huán)截止頻率。

由于式（8）中根號(hào)內(nèi)計(jì)算結(jié)果小于0，所以無功環(huán)環(huán)路增益全頻段內(nèi)均低于0 dB。為抑制倍頻波動(dòng)，取無功環(huán)截止頻率為10 Hz，則：

最后，根據(jù)文獻(xiàn)[15]中PWM 整流器的濾波電路設(shè)計(jì)結(jié)論，若僅采用式（7）所示單電感濾波，則Lpcs上電流波動(dòng)峰值接近40%，交流母線處重要負(fù)荷的供電質(zhì)量難以保障。借鑒文獻(xiàn)[18]設(shè)計(jì)LCL 濾波器參數(shù)，將Cpcs上消耗的無功限制為Pvsgn的1%，即：

1.5 參數(shù)匯總

綜上，儲(chǔ)能移動(dòng)方艙系統(tǒng)的主要參數(shù)匯總于表1。另外，各模塊的開關(guān)頻率均為5 kHz。

柴油發(fā)電機(jī)模塊可適用上述VSG 模型，也可直接使用同步發(fā)電機(jī)模型，其設(shè)計(jì)依據(jù)及所需鎖相環(huán)、準(zhǔn)同步措施等詳見附錄A。

表1 圖1 系統(tǒng)的主要參數(shù)

2 協(xié)調(diào)控制方法

根據(jù)圖1 所示基本拓?fù)浜捅? 所示主要參數(shù)，設(shè)計(jì)整體系統(tǒng)的協(xié)調(diào)控制方法，以實(shí)現(xiàn)如下控制目標(biāo)：

目標(biāo)1，穩(wěn)態(tài)運(yùn)行及光伏退出、負(fù)荷突變等暫態(tài)過程中直流母線電壓滿足GB/T 35727—2017《中低壓直流配電電壓導(dǎo)則》，交流母線電壓滿足GB/T 15945—2008《電能質(zhì)量 電力系統(tǒng)頻率偏差》和GB/T 12325—2008《電能質(zhì)量 供電電壓偏差》，且盡可能提高交流供電質(zhì)量；

目標(biāo)2，促進(jìn)或?qū)崿F(xiàn)儲(chǔ)能移動(dòng)方艙間的SOC均衡；

目標(biāo)3，盡可能采用現(xiàn)場(chǎng)新能源及方艙內(nèi)部?jī)?chǔ)能電池供電，柴油發(fā)電機(jī)僅作為熱備用，待方艙內(nèi)部電池組能量不足時(shí)再由柴油發(fā)電機(jī)自動(dòng)補(bǔ)足差額功率。

2.1 直流母線協(xié)調(diào)控制方法

根據(jù)圖1 所示拓?fù)?，直流母線與光伏、直流負(fù)荷、外部?jī)?chǔ)能和儲(chǔ)能移動(dòng)方艙中的雙向DC/DC相連。為實(shí)現(xiàn)控制目標(biāo)1 和2，直流母線協(xié)調(diào)控制方法如圖6 所示。

圖6 直流母線協(xié)調(diào)控制方法

結(jié)合圖6，當(dāng)Ubatt∈（0.93 p.u.，1.07 p.u.）時(shí)，認(rèn)為儲(chǔ)能電池工作正常，控制雙向DC/DC 使Udc=1 p.u.，取消下垂控制的穩(wěn)態(tài)靜差。此時(shí)，光伏處于MPPT 模式，外部?jī)?chǔ)能的輸出功率為0，優(yōu)先采用光伏供電。

當(dāng)Ubatt≤0.93 p.u.時(shí)，認(rèn)為儲(chǔ)能電池電壓過低，控制雙向DC/DC 使Udc開始線性下降，外部?jī)?chǔ)能發(fā)出功率線性上升，光伏依舊處于MPPT 模式，因此通過增大輸入功率、減小阻性負(fù)荷功率來抑制儲(chǔ)能電池電壓進(jìn)一步下降。當(dāng)Ubatt=0.86 p.u.時(shí)，認(rèn)為儲(chǔ)能電池臨近停機(jī)，此時(shí)控制外部?jī)?chǔ)能和光伏處于最大功率輸出，儲(chǔ)能方艙用外部電源最大限度維持供電。

Ubatt≥1.07 p.u.時(shí)，認(rèn)為儲(chǔ)能電池電壓過高，控制雙向DC/DC 使Udc線性上升，外部?jī)?chǔ)能吸收的功率線性上升，光伏退出MPPT 模式且輸出功率線性下降，因此通過減小輸入功率、增大輸出功率來抑制儲(chǔ)能電池電壓進(jìn)一步上升。當(dāng)Ubatt=1.14 p.u.時(shí)，認(rèn)為儲(chǔ)能電池電量飽和，此時(shí)控制光伏停機(jī)、外部?jī)?chǔ)能吸收額定功率，儲(chǔ)能方艙用外部電源最大限度吸收電能以防止儲(chǔ)能電池過度充電。

圖6 中左側(cè)分段下垂控制曲線的具體實(shí)施算法如圖7 所示。

圖7 雙向DC/DC 電壓給定

當(dāng)Ubatt∈（1.07 p.u.，1.14 p.u.]時(shí)，支路1 將Ubatt相對(duì)于1.07ubatt的增量成比例地轉(zhuǎn)化為Udc的增量，支路2 輸出為0，Udcref與Ubatt成正比。當(dāng)Ubatt∈[0.86 p.u.，0.93 p.u.）時(shí)，支路1 輸出為0，支路2將Ubatt相對(duì)于0.93Ubatt的增量成比例地轉(zhuǎn)化為Udc的增量，Udcref與Ubatt成正比。當(dāng)Ubatt∈[0.93 p.u.，1.07 p.u.]時(shí)，支路1 和支路2 輸出均為0，Udcref為額定值。將上述Udcref輸送至圖3 中的Udcref，用雙向DC/DC 控制Udci以實(shí)現(xiàn)圖6 所示分段下垂控制曲線。

結(jié)合圖2 和圖6，光伏的有功功率參考值為：

結(jié)合圖4 和圖6，外部?jī)?chǔ)能電流參考值為：

2.2 交流母線二次調(diào)節(jié)方法

根據(jù)圖1，交流母線與兩臺(tái)PCS 和柴油發(fā)電機(jī)相連。為實(shí)現(xiàn)控制目標(biāo)1，2 和3，本部分推導(dǎo)交流母線二次調(diào)節(jié)方法。

化簡(jiǎn)文獻(xiàn)[19]中帶調(diào)速器的轉(zhuǎn)矩方程，設(shè)計(jì)SOC 均衡函數(shù)，并與式（2）中的有功環(huán)連列，可得：

式中：Pgenref和Pgen為柴油發(fā)電機(jī)的有功功率參考值和測(cè)量值；Jgen為柴油發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量；fi（SOC1，SOC2）為第i 個(gè)儲(chǔ)能移動(dòng)方艙的SOC 均衡函數(shù)，其中SOC1，SOC2為電池荷電狀態(tài)值。

式（13）可化簡(jiǎn)為：

式中：Pacl為交流負(fù)荷功率測(cè)量值。

根據(jù)式（13）和（14），求解輸出功率可得：

動(dòng)力電池SOC 可用范圍一般為[15%，95%]，設(shè)計(jì)SOC 均衡算法為：

根據(jù)控制目標(biāo)1 和3，穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)ωac=ωacn，Pgen=0。結(jié)合式（16），式（15）第二式可化簡(jiǎn)為：

根據(jù)式（15）、式（16）、式（17）可得交流母線二次調(diào)節(jié)方法為：

式（18）中Pvsg1，Pvsg2，SOC1，SOC2可由方艙自身傳感器測(cè)量得到，其余參數(shù)為固定值。因儲(chǔ)能移動(dòng)方艙之間可實(shí)現(xiàn)通信（2 ms 延時(shí)），因此式（18）所需信息均可快速獲得，且不涉及附加傳感器及通信建設(shè)，還避免了算法切換、環(huán)路更改、控制參數(shù)在線調(diào)整等問題。

將式（18）前三式代入式（2）、后兩式代入柴油發(fā)電機(jī)的調(diào)速器，即可實(shí)現(xiàn)控制目標(biāo)1，2 和3。對(duì)于控制目標(biāo)1，PCS 和柴油發(fā)電機(jī)自帶下垂特征，負(fù)荷突變時(shí)可自動(dòng)參與交流母線電壓調(diào)節(jié)，維持系統(tǒng)穩(wěn)定。根據(jù)式（15）和式（18）的第三式，即使在負(fù)荷突變的暫態(tài)過程中交流母線頻率依舊穩(wěn)定于ωacn。對(duì)于控制目標(biāo)2，根據(jù)式（2）和式（18）的前兩式，若某方艙儲(chǔ)能電池的SOC 過高，則該方艙的輸出功率線性增大，另一方艙的輸出功率線性減小，通過更改方艙間的功率分配來促進(jìn)SOC 均衡?？紤]到實(shí)際儲(chǔ)能移動(dòng)方艙的儲(chǔ)能電池容量較大、慣性較大，所提SOC 均衡函數(shù)可能難以實(shí)現(xiàn)儲(chǔ)能移動(dòng)方艙間的SOC 實(shí)時(shí)相等。對(duì)于控制目標(biāo)3，根據(jù)式（16）、式（17）和式（15）的第二式，穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)Pgen=0，穩(wěn)態(tài)時(shí)交流負(fù)荷所需功率均由儲(chǔ)能移動(dòng)方艙承擔(dān)，柴油發(fā)電機(jī)僅作為熱備用。

3 方案驗(yàn)證

采用圖1 所示拓?fù)?、圖7 和式（18）所示協(xié)調(diào)控制方法，對(duì)所提系統(tǒng)在穩(wěn)態(tài)、交流負(fù)荷突變和光伏切除工況下的運(yùn)行性能進(jìn)行仿真驗(yàn)證。

設(shè)置儲(chǔ)能移動(dòng)方艙1 中儲(chǔ)能電池SOC 初始值為70%、儲(chǔ)能移動(dòng)方艙2 中儲(chǔ)能電池SOC 初始值為80%，以驗(yàn)證式（16）所示SOC 均衡函數(shù)效果。結(jié)合圖1 所示結(jié)構(gòu)可知，儲(chǔ)能移動(dòng)方艙1與儲(chǔ)能移動(dòng)方艙2 相比，不但初始SOC 較低，而且直流母線額外接有300 kW 負(fù)荷。因此，儲(chǔ)能移動(dòng)方艙1 運(yùn)行工況更加惡劣。

1.35 s 并聯(lián)開關(guān)合閘，柴油發(fā)電機(jī)并入交流母線。3 s 時(shí)發(fā)生負(fù)荷突增100%以驗(yàn)證所提交流母線二次調(diào)節(jié)方法的有效性，或切除光伏2 以驗(yàn)證圖7 所示直流母線協(xié)調(diào)控制方法的有效性。

3.1 穩(wěn)態(tài)運(yùn)行仿真結(jié)果

穩(wěn)態(tài)運(yùn)行仿真結(jié)果如圖8 所示。

圖8 穩(wěn)態(tài)運(yùn)行仿真結(jié)果

圖8 中，1.35 s 并聯(lián)開關(guān)合閘，柴油發(fā)電機(jī)并入交流母線，因準(zhǔn)同期并列條件較為寬泛而使系統(tǒng)出現(xiàn)暫態(tài)調(diào)節(jié)過程。根據(jù)圖8（a）和（b），儲(chǔ)能移動(dòng)方艙1 和儲(chǔ)能移動(dòng)方艙2 的直流母線輸出電壓均穩(wěn)定在800 V，滿足GB/T 35727—2017 要求。因儲(chǔ)能移動(dòng)方艙1 的運(yùn)行工況更加惡劣，Udc1存在±15 V 的波動(dòng)，Udc2更加平穩(wěn)。根據(jù)圖8（c）和（d），光伏1、直流負(fù)荷、光伏2 額定運(yùn)行，外部?jī)?chǔ)能不工作，與圖6 中Udc=1 p.u.的設(shè)定工況相符。結(jié)合圖8（e）和（f），交流母線頻率為額定值，電能均由儲(chǔ)能方艙提供，柴油發(fā)電機(jī)僅作為熱備用而不參與供電。其中，PCS1 輸出功率112.4 kW，PCS2輸出功率187.4 kW，與式（15）所得結(jié)果115 kW 和190 kW 吻合。因此，仿真結(jié)果與預(yù)期目標(biāo)相符。

3.2 交流負(fù)載功率突變仿真結(jié)果

圖9 交流負(fù)載功率突變仿真結(jié)果

交流負(fù)載功率突變仿真結(jié)果如圖9 所示。3 s時(shí)交流負(fù)荷突增100%。由圖9（a）—（d）可知，交流負(fù)荷突增后，直流母線1 和直流母線2 電壓無波動(dòng)，光伏、直流負(fù)荷、外部?jī)?chǔ)能輸出功率穩(wěn)定，對(duì)比圖8（a）—（d）可知交流負(fù)荷突變不影響直流母線運(yùn)行情況。圖9（e）顯示交流母線頻率出現(xiàn)瞬間下跌，但在0.05 s 內(nèi)恢復(fù)至額定值，調(diào)節(jié)速度和精度不受PCS 大慣性影響。根據(jù)圖9（f），穩(wěn)態(tài)時(shí)負(fù)荷功率均由儲(chǔ)能移動(dòng)方艙承擔(dān)，柴油發(fā)電機(jī)僅作為熱備用，功率分配滿足式（15）。結(jié)合圖9（e）和圖8（f）可知，即使PCS 處于暫態(tài)調(diào)節(jié)過程中，交流母線同樣可以實(shí)現(xiàn)額定頻率供電，這充分展示了交流母線二次調(diào)節(jié)方法的有效性。

3.3 光伏切除仿真結(jié)果

光伏切除仿真結(jié)果如圖10 所示。

圖10 光伏切除仿真結(jié)果

3 s 時(shí)切除光伏2。根據(jù)圖10（a）和（c）可知，切除直流母線2 處光伏時(shí)，直流母線1 處電壓穩(wěn)定，光伏1 和直流負(fù)荷輸出波形無波動(dòng)。根據(jù)圖10（e）和（f）可知，僅PCS2 功率出現(xiàn)極小幅波動(dòng)，交流母線頻率和功率波形與圖8（e）和（f）吻合，因此直流母線處模塊切除不影響交流母線動(dòng)態(tài)，重要負(fù)荷的電能質(zhì)量可得到保障。由圖10（b）可知，光伏切除瞬間直流母線電壓尖峰不超過7%，且能在0.1 s 內(nèi)恢復(fù)至額定值。圖10（d）顯示，外部?jī)?chǔ)能輸出功率隨Udc2的下降而上升，與圖6 所示調(diào)節(jié)規(guī)律相符。

4 結(jié)論

本文提出了一種多能源接入儲(chǔ)能移動(dòng)方艙的拓?fù)渑c電壓控制方案，得到如下結(jié)論：

（1）直流母線分立、交流母線并聯(lián)的方式適用于應(yīng)急現(xiàn)場(chǎng)多能源匯集，且可屏蔽新能源在線投退對(duì)重要負(fù)荷供電質(zhì)量的影響。

（2）設(shè)計(jì)了交直流母線電壓校正、SOC 均衡措施，自動(dòng)實(shí)現(xiàn)儲(chǔ)能移動(dòng)方艙優(yōu)先供電，柴油發(fā)電機(jī)僅作為熱備用。在外部能源切除工況下的直流電壓變化不超過7%，重要負(fù)荷突變工況下頻率可在0.1 s 內(nèi)恢復(fù)至額定值。

附錄A

1 濾波參數(shù)設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)Lpv使輸出功率波動(dòng)不超過10%，具體過程如圖A1 所示。其中，ULpv為電感Lpv的電壓，Dpv為光伏模塊占空比，Tpv為光伏模塊開關(guān)時(shí)間。

圖A1 電感參數(shù)設(shè)計(jì)

假設(shè)Cpv1僅吸收Ipv的高頻波動(dòng)，對(duì)Ipv的低頻分量無影響。因此，忽略Cpv1和Ipv的高頻波動(dòng)，用Ipv的平均值代替瞬時(shí)值，一個(gè)開關(guān)周期內(nèi)ULpv和Ipv的波形如圖A1 所示。

穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)Upv=Upvn，Udc=Udcn。要求輸出功率波動(dòng)不超過10%，即ΔIpv不超過10%。以圖A1中虛線階段為例，可得：

根據(jù)boost 占空比關(guān)系可得：

將式（A2）代入式（A1）可得：

2 直流負(fù)荷模塊

圖1 中直流負(fù)荷的具體拓?fù)浜涂刂扑惴ㄈ鐖DA2 所示。其中，Rdcl為直流負(fù)荷的負(fù)載電阻，Udclref和Udcl為直流負(fù)荷的電壓參考值和測(cè)量值，Cdcl為濾波電容，Ldcl為濾波電感。

圖A2 直流負(fù)荷模塊

直流負(fù)荷模塊采用定電壓控制的buck 變換器和負(fù)荷電阻實(shí)現(xiàn)，通過維持Rdcl端電壓不變以模擬恒功率直流負(fù)荷。

與式（A1）方法類似，設(shè)計(jì)Ldcl使負(fù)載功率波動(dòng)不超過10%，可得：

式中：fdcl為光伏變換器開關(guān)頻率；ΔPdcln=10%Pdcln為直流負(fù)荷有功偏差范圍；ΔUdclref=5%Udclref為直流負(fù)荷電阻端電壓偏差范圍。

3 外部?jī)?chǔ)能模塊

圖1 中外部?jī)?chǔ)能的具體拓?fù)浜涂刂扑惴ㄈ鐖DA3 所示。其中，Uess為外部?jī)?chǔ)能電壓，Iessref和Iess為外部?jī)?chǔ)能的電流參考值和測(cè)量值，Cess為輸出濾波電容，Less為濾波電感。

圖A3 外部?jī)?chǔ)能模塊

外部?jī)?chǔ)能的雙向變換器采用定電流控制的非隔離型雙向buck/boost 變換器，輸出PWM 信號(hào)送至下開關(guān)管，取反后送至上開關(guān)管。當(dāng)Iess減小時(shí)，占空比增大，由伏秒平衡可知Less的壓降減小，Iess上升直至穩(wěn)定于Iessref。

Less的設(shè)計(jì)借鑒文獻(xiàn)[15]。與式（A1）方法類似，設(shè)計(jì)Cess使Udc波動(dòng)不超過5%，可得：

式中：Uessn為外部?jī)?chǔ)能電壓參考值；fess為外部?jī)?chǔ)能的開關(guān)頻率；ΔPessn=10%Pessn為外部?jī)?chǔ)能的有功偏差范圍。

4 柴油發(fā)電機(jī)模塊

根據(jù)GB/T 2820.5—2009/ISO 8528—5:2005《往復(fù)式內(nèi)燃機(jī)驅(qū)動(dòng)的交流發(fā)電機(jī)組 第5 部分：發(fā)電機(jī)組》，柴油發(fā)電機(jī)主要由發(fā)電機(jī)、勵(lì)磁器和調(diào)速器構(gòu)成，具備頻率-有功下垂特性。因此，借鑒文獻(xiàn)[19]中調(diào)速器和勵(lì)磁器結(jié)構(gòu)，并采用100 kW 凸極同步發(fā)電機(jī)模擬圖1 中的柴油發(fā)電機(jī)。

GB/T 2820.5—2009/ISO 8528—5:2005《往復(fù)式內(nèi)燃機(jī)驅(qū)動(dòng)的交流發(fā)電機(jī)組 第5 部分：發(fā)電機(jī)組》表明，G3 等級(jí)發(fā)電機(jī)組在穩(wěn)定運(yùn)行條件下突加100%有功時(shí)，頻率降應(yīng)不大于7%。因此，調(diào)差系數(shù)kδ或有功下垂系數(shù)Dpgen應(yīng)設(shè)置為：

5 其他

因PCS、柴油發(fā)電機(jī)均為電壓源，不同的電壓源無法直接并聯(lián)，因此還需在PCS 和柴油發(fā)電機(jī)中加入準(zhǔn)同期算法。根據(jù)GB/T 15945—2008《電能質(zhì)量 電力系統(tǒng)頻率偏差》和GB/T 12325—2008《電能質(zhì)量 供電電壓偏差》，穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)交流電壓頻率差應(yīng)不大于0.5 Hz、幅值差應(yīng)不大于7%，因此將幅值差7%、頻率差0.5 Hz、相位差5°作為并聯(lián)開關(guān)合閘條件。

因準(zhǔn)同期算法中需要頻率和相位信息，為此還需設(shè)計(jì)鎖相環(huán)。本文采用同步鎖相環(huán)，具體設(shè)計(jì)方法借鑒文獻(xiàn)[20]。