朱煥杰， 陳滿， 彭鵬， 凌志斌

(1.南方電網(wǎng)調(diào)峰調(diào)頻發(fā)電有限公司，廣東 廣州 510630; 2.上海交通大學(xué)電力傳輸與 功率變換控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200240; 3.先進(jìn)儲(chǔ)能技術(shù)聯(lián)合實(shí)驗(yàn)室，廣東 廣州 510630)

0 引 言

模塊化多電平電池儲(chǔ)能系統(tǒng)(modular multilevel converter based battery energy storage system, MMC-BESS)擁有交直流接口，近年來(lái)在新能源發(fā)電-儲(chǔ)能系統(tǒng)[1-2]、直流微電網(wǎng)[3-4]、交直流互聯(lián)和電動(dòng)車(chē)充電[5]等領(lǐng)域得到了廣泛的關(guān)注。

MMC結(jié)構(gòu)最早成功應(yīng)用于柔性直流輸電MMC-HVDC領(lǐng)域[6-7]，其相間環(huán)流在三相間形成復(fù)雜的電流-電壓耦合，導(dǎo)致環(huán)流頻率成分復(fù)雜。環(huán)流造成變流器控制性能下降、輸出電能質(zhì)量降低和損耗增加。許多學(xué)者對(duì)MMC-HVDC環(huán)流產(chǎn)生機(jī)理及其抑制策略[8-9]展開(kāi)了深入的研究。

MMC-BESS將MMC結(jié)構(gòu)應(yīng)用于電池儲(chǔ)能，其中單級(jí)式結(jié)構(gòu)控制簡(jiǎn)單、成本低和效率高，是研究的重點(diǎn)。由于儲(chǔ)能電池的加入，其相間環(huán)流較MMC-HVDC有所不同。

本文對(duì)MMC-BESS相間環(huán)流的產(chǎn)生機(jī)理進(jìn)行了深入的研究分析，并加以試驗(yàn)驗(yàn)證。

1 MMC-BESS拓?fù)渑c試驗(yàn)平臺(tái)

構(gòu)成MMC-BESS的基本單元為子模塊(sub-module,SM)。MMC-BESS有三個(gè)相簇，每個(gè)相簇分上、下兩個(gè)橋臂。每個(gè)橋臂由N個(gè)子模塊和1個(gè)橋臂電感串聯(lián)而成。典型的MMC-BESS拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1所示。

研究基于半橋單級(jí)MMC-BESS試驗(yàn)平臺(tái)，其參數(shù)見(jiàn)表1。

2 相間環(huán)流機(jī)理分析

引起相間環(huán)流的原因包括子模塊直流側(cè)電壓波動(dòng)、驅(qū)動(dòng)信號(hào)不一致和開(kāi)關(guān)管壓降不一致三個(gè)方面。

2.1 子模塊直流側(cè)電壓波動(dòng)

按照?qǐng)D2定義的正方向，根據(jù)能量平衡來(lái)分析子模塊直流側(cè)電流的頻率成分。圖2中:Isub為子模塊直流側(cè)電流;Vbat為電池電壓;Io為子模塊輸出電流;Vo為子模塊輸出電壓。

圖1 MMC-BESS拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

表1 試驗(yàn)平臺(tái)系統(tǒng)參數(shù)

圖2 子模塊輸出 電壓電流

在一個(gè)工頻周期內(nèi)，可認(rèn)為電池電壓恒定，只考慮輸出電流的直流分量和基頻分量，根據(jù)能量守恒有：

VbatIsub(t)=Vo(t)Io(t)

(1)

Vo(t)=Vmcosω0t+Vo-dc

(2)

(3)

根據(jù)以上三式可以推出：

(4)

圖3 MMC-BESS環(huán)流等效電路

式中:Vm和Im分別為子模塊輸出的工頻電壓成分幅值和工頻電流成分幅值；φ為兩者之間的相位差；ω0為工頻角頻率；Vo-dc為子模塊輸出的直流電壓分量；Idc為MMC-BESS直流并網(wǎng)總電流。式(4)表明，單級(jí)式MMC-BESS子模塊直流側(cè)電流包括三個(gè)部分：直流分量、基頻分量和二倍頻分量。由于電池內(nèi)阻的存在，電池端口電壓也將出現(xiàn)直流分量，基頻分量和二倍頻分量。

MMC-BESS環(huán)流等效電路如圖3所示。

圖3中:Icira、Icirb和Icirc分別為ABC三相的環(huán)流；Ua_ac、Ub_ac和Uc_ac分別為ABC三相子模塊總的等效工頻電壓；Ua_dc、Ub_dc和Uc_dc分別為ABC三相子模塊總的等效直流電壓。

圖4 電池端電壓二倍頻波動(dòng)仿真結(jié)果

由于電池內(nèi)阻較小，因此二倍頻電流在子模塊直流側(cè)引起的電壓二倍基頻波動(dòng)不大。以試驗(yàn)平臺(tái)12 V/33 Ah鉛酸蓄電池為例，其標(biāo)準(zhǔn)內(nèi)阻8.4 mΩ，電池并聯(lián)電容容值為3 000 μF。使用Simulink電池模型進(jìn)行仿真，在峰值為10 A二倍頻交流電流作用下，子模塊輸出電壓波動(dòng)為7.28 mV，其波形如圖4所示。

以電壓波動(dòng)7.28 mV，每相16個(gè)子模塊計(jì)算，相電壓二倍頻波動(dòng)ΔU為0.116 V，忽略回路內(nèi)阻的影響，計(jì)算相間二倍頻環(huán)流Δi。

ΔUΔt=4LaΔi

(5)

(6)

式中:La為橋臂電感，La取0.1 mH；Δt為半個(gè)二倍頻周期，取5 ms。計(jì)算得二倍頻環(huán)流的峰值1.46 A，占交流峰值的14.6%。

2.2 驅(qū)動(dòng)信號(hào)不一致

驅(qū)動(dòng)信號(hào)不一致包括兩個(gè)方面：相內(nèi)部控制系統(tǒng)通信延時(shí)不一致帶來(lái)的驅(qū)動(dòng)時(shí)刻不一致和三相之間驅(qū)動(dòng)信號(hào)時(shí)序的不一致。

相簇內(nèi)部驅(qū)動(dòng)信號(hào)的不一致會(huì)導(dǎo)致相簇總電壓脈動(dòng)，引起相簇總電壓不一致，進(jìn)而導(dǎo)致相間環(huán)流。提高系統(tǒng)通信速率和增大橋臂電感大小，可有效減小此因素造成的相間環(huán)流大小。

三相之間驅(qū)動(dòng)信號(hào)不一致的原因在于：直流功率控制由三個(gè)獨(dú)立的PI控制器進(jìn)行三相電壓參考值的計(jì)算，三個(gè)獨(dú)立控制器輸出的直流參考電壓必然不完全一致。經(jīng)調(diào)制算法轉(zhuǎn)變?yōu)樽幽K開(kāi)關(guān)信號(hào)后，必然出現(xiàn)相簇總電壓的瞬時(shí)不相等情況。

對(duì)試驗(yàn)平臺(tái)進(jìn)行建模仿真，得到A相投入子模塊數(shù)量NA、B相投入子模塊數(shù)量NB及兩者之差(NA-NB)隨時(shí)間的瞬時(shí)變化情況，如圖5所示。

圖5 A、B兩相子模塊投入數(shù)量NA、NB 及其差值(NA-NB)變化情況

可見(jiàn)，NA和NB在多數(shù)時(shí)間內(nèi)不一致，差值在-4到4之間波動(dòng)。由此造成相簇總電壓與開(kāi)關(guān)頻率相關(guān)的波動(dòng)，引起相間環(huán)流。由于回路中電感對(duì)開(kāi)關(guān)頻率抑制作用強(qiáng)，該環(huán)流很小。

2.3 開(kāi)關(guān)器件參數(shù)不一致

開(kāi)關(guān)器件參數(shù)不一致包括開(kāi)關(guān)管導(dǎo)通壓降的不一致和開(kāi)通/關(guān)斷時(shí)間的不一致，其對(duì)相間環(huán)流的影響也為開(kāi)關(guān)頻率的波動(dòng)。由于開(kāi)關(guān)器件參數(shù)不一致性原本較小，且子模塊開(kāi)關(guān)器件參數(shù)不一致性的影響在相間可以一定程度地相互抵消，因此對(duì)相間環(huán)流的影響也很小。

3 相間環(huán)流的抑制策略

在環(huán)流機(jī)理研究的基礎(chǔ)上，可針對(duì)性地對(duì)MMC-BESS的相間環(huán)流進(jìn)行抑制。

3.1 抑制二倍頻負(fù)序環(huán)流

對(duì)于子模塊直流側(cè)電壓的二倍頻波動(dòng)，采取與MMC-HVDC系統(tǒng)中相似的環(huán)流抑制控制器進(jìn)行抑制。

由三相上下橋臂電流計(jì)算得到三相內(nèi)部環(huán)流，減去直流電流后得到相間環(huán)流值，通過(guò)二倍頻負(fù)序坐標(biāo)變換得到相間環(huán)流的dq軸分量，經(jīng)過(guò)前饋解耦與PI控制器，將二倍頻負(fù)序環(huán)流的d軸和q軸目標(biāo)值控制到0。相間環(huán)流抑制控制器結(jié)構(gòu)如圖6所示。圖6中：ipj、inj分別為j相上、下橋臂電流；i2fd*、i2fq*分別為2倍頻d軸和q軸電流指令值；ucir*為2倍頻環(huán)流抑制電壓指令值。

圖6 MMC-BESS二倍頻環(huán)流抑制器結(jié)構(gòu)框圖

3.2 抑制工頻相間環(huán)流

上下橋臂工頻電壓波動(dòng)的相位相反，如上下橋臂因內(nèi)阻不一致等原因造成工頻電壓波動(dòng)幅值不等，將引起相間工頻環(huán)流。

目前MMC-BESS的控制策略均基于流經(jīng)上下橋臂的工頻電流等分這一假設(shè)，故無(wú)法從控制策略上對(duì)工頻環(huán)流進(jìn)行抑制，只能從保持子模塊參數(shù)一致性的角度采取措施。如設(shè)計(jì)和選型時(shí)盡量保持上下橋臂電池參數(shù)的一致性；其次，在系統(tǒng)運(yùn)行中進(jìn)行橋臂均衡控制，以維持上下橋臂處于相同的SOC狀態(tài)，間接抑制工頻相間環(huán)流。

3.3 抑制高頻相間環(huán)流

橋臂電感可抑制驅(qū)動(dòng)信號(hào)不一致和開(kāi)關(guān)器件參數(shù)不一致等因素造成的高頻相間環(huán)流。按照并網(wǎng)和短路動(dòng)作原則選取的橋臂電感值即可滿足抑制高頻相間環(huán)流的需求。

4 相間環(huán)流的試驗(yàn)驗(yàn)證

針對(duì)相間環(huán)流產(chǎn)生機(jī)理部分分析，在試驗(yàn)平臺(tái)上進(jìn)行相間環(huán)流的測(cè)試。

通過(guò)電池充放電儀設(shè)定各個(gè)子模塊電池SOC相同，進(jìn)行相間環(huán)流測(cè)試，結(jié)果如圖7所示。在相電流峰值為10 A的情況下，環(huán)流且呈現(xiàn)明顯的二倍頻波動(dòng)，波動(dòng)峰值為0.8 A，較2.1節(jié)的計(jì)算值小。其主要原因在于2.1節(jié)計(jì)算值忽略了電池內(nèi)阻、導(dǎo)線和接觸電阻的影響。

再對(duì)各相子模塊電池進(jìn)行充放電，使得各相電池SOC離散分布，并對(duì)相間環(huán)流進(jìn)行測(cè)試，結(jié)果如圖8所示。可見(jiàn)，相間環(huán)流為二倍頻分量與基頻分量疊加，與仿真波形完全一致。

圖7 相間環(huán)流測(cè)試結(jié)果

圖8 電池SOC不一致時(shí)的相間環(huán)流

5 結(jié)束語(yǔ)

對(duì)MMC-BESS環(huán)流機(jī)理及其抑制進(jìn)行了研究，推導(dǎo)出子模塊直流電流的表達(dá)式，得到了相簇總電壓隨電流的波動(dòng)規(guī)律。分析研究表明：

(1) 子模塊直流側(cè)電流引起的電池電壓二倍頻波動(dòng)將導(dǎo)致的相間二倍頻環(huán)流，該環(huán)流可以通過(guò)與MMC-HVDC中類(lèi)似的方法抑制。

(2) 上下橋臂的參數(shù)不一致將造成相間工頻環(huán)流，該環(huán)流無(wú)法直接通過(guò)控制消除。

(3) 驅(qū)動(dòng)信號(hào)不一致性和開(kāi)關(guān)器件參數(shù)不一致性對(duì)相間環(huán)流的影響小，可以忽略不計(jì)。