, 赵争鸣, 文武松, 袁立强清华大学 电机工程与应用电子技术系, 电力系统及发电设备安全控制和仿真国家重点实验室, 北京 100084
收稿日期：2021-04-23
基金项目：国家重点研发计划（2017YFB0903203）
作者简介：聂浩哲(1996-), 男, 硕士研究生
通讯作者：沈瑜, 副教授, E-mail: shenyu@tsinghua.edu.cn
摘要：随着电力电子变压器在电力系统中的应用，其运行安全性和稳定性也开始受到广泛的关注和研究。并网点短路故障引起的电力电子变压器交流端口电压跌落问题会造成电力系统严重失稳，并使电网的故障恢复困难。针对一种模块化四端口电力电子变压器，该文从能量的角度分析了其高压交流端口发生电压跌落问题时的失稳机理。为了维持电力电子变压器在故障期间的安全稳定运行，提出了一种低电压穿越控制方案，通过切换电力电子变压器的功率平衡端口与端口控制策略，实现了电力电子变压器的低电压穿越功能。基于DSIM仿真平台对所提的低电压穿越控制方案进行验证，证明了该方案能够有效提高电力电子变压器的运行安全性和稳定性，实现了真正意义上的多端口电力电子设备的低电压穿越功能。
关键词：电力电子变压器低电压穿越功率平衡直流母线稳压控制DSIM电力电子仿真
Low voltage ride through function for the high voltage AC ports of four-port power electronic transformers
NIE Haozhe, SHEN Yu
, ZHAO Zhengming, WEN Wusong, YUAN LiqiangState Key Laboratory of Control and Simulation of Power Systems and Generation Equipment, Department of Electrical Engineering, Tsinghua University, Beijing 100084, China
Abstract: The widespread use of power electronic transformers in power systems has led to more research on their operational safety and stability. The voltage sag in the alternating current (AC) port of the power electronic transformer caused by a short circuit fault of the grid connection point can lead to serious instabilities which can slow the power grid recovery. The instability mechanism of the high voltage AC port of a modular four-port power electronic transformer is analyzed in terms of the energy characteristics when a voltage sag fault occurs. Then, a low voltage ride through control scheme is given to maintain safe, stable operation of the power electronic transformer during the fault. This scheme provides a low voltage ride through function by switching the power balance port and the power electronic transformer control strategy. Finally, this low voltage ride through control scheme is verified using DSIM simulations which shows that the scheme effectively improves the safety and stability of the power electronic transformer and provides low voltage ride through in multi-port power electronic equipment.
Key words: power electronic transformerlow voltage ride throughpower balancedirect current (DC) bus voltage stabilization controlDSIM power electronic simulation
分布式可再生能源接入的分散性、随机性和不可控性使能源互联网面临着能量变换损耗高、灵活性差、环节匹配性低的挑战[1-3]，需要能对电能进行调度和控制的关键设备对交流电网、分布式电源、储能和负荷进行统一管理[4]，因此多端口电力电子变压器(power electronic transformer, PET)受到了国内外****的广泛关注和研究[5-7]，是交直流混合电力系统的核心装备。
目前，对于PET的研究主要集中于其拓扑结构[8-9]和控制方式[10-11]，而随着PET在电力系统中的广泛应用[12-13]，其故障穿越能力和保护系统也开始受到重视[14-16]。当配电网发生故障导致PET并网端口电压跌落时，PET各端口之间会发生功率失衡，并引发一系列的暂态失稳过程，严重危害设备自身及其控制系统的安全运行。若此时PET立刻执行闭锁信号而解列运行，则可能会增加系统的故障恢复难度，甚至给整个交直流混合电力系统带来更严重的稳定性问题。因此，PET的并网端口需要具有一定的低电压穿越(low voltage ride through, LVRT)能力。文[17]研究了PET的故障原因及应对策略，并分析了电网故障对PET运行的影响。文[18]提出了一种适用于PET双向功率交换的LVRT策略，并建立了相应的PET短路电流等效计算模型，但未考虑PET的多端口特性。文[19]提出了一种变模块化多电平换流器子模块结构的PET故障工作模式，利用中压母线电容和低压母线电容的储能来维持逆变输出电压稳定，但未考虑母线电容的稳压措施。文[20]提出了一种比例-复数积分-微分控制策略，提高了PET输出电压的波形质量和动态响应速度。
本文研究的是一种模块化四端口PET，具备高压交流(high voltage alternating current, HVAC)端口、低压交流(low voltage alternating current, LVAC)端口、高压直流(high voltage direct current, HVDC)端口、低压直流(low voltage direct current, LVDC)端口。本文首先分析了PET连接两个不同电压等级的配电网时的运行模式和端口输出形态。其次，从能量的角度研究了PET HVAC端口发生电压跌落故障时的失稳机理。最后，提出了一种能够维持PET在故障期间安全稳定运行的LVRT控制方案，并基于DSIM仿真平台对本文所提出的LVRT控制方案进行验证，证实了该控制方案的有效性。
1 电力电子变压器正常运行工况分析本文所研究的PET采用高压侧串联、低压侧并联的模块化串并联结构：高压侧通过功率子模块串联实现高电压等级输出，低压侧通过功率子模块并联实现高效扩容和大功率输出。各功率子模块由一个H桥和一个直流母线电容组成，同时采用高频变压器隔离，称为模块化多有源桥(modular multi active bridge, MMAB)结构。PET通过高频交流母线实现各端口间的能量电磁耦合和电气隔离，模块化四端口PET的拓扑结构如图 1所示，具备10 kV HVAC端口、10 kV HVDC端口、380 V LVAC端口、750 V LVDC端口。
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| 图 1 (网络版彩图)模块化四端口PET拓扑结构 |
| 图选项 |
HVAC端口分为A、B、C三相进行独立控制和运行，由级联H桥整流器和MMAB组成。在正常运行工况下，HVAC端口连接10 kV中压配电网。作为PET的功率平衡端口，其端口电压由电网维持。级联H桥整流器采用双闭环整流控制策略，MMAB H桥采用开环单移相控制。
LVAC端口由MMAB和三相逆变器组成，在正常运行工况下连接380 V低压配电网。MMAB H桥控制端口直流母线电压稳定，三相逆变器工作在恒功率输出形态。
HVDC端口连接光伏发电设备，MMAB H桥控制直流母线电压稳定，各功率子模块串联实现10 kV直流恒压输出。LVDC端口连接直流负载，MMAB H桥控制直流母线电压稳定，各功率子模块并联实现大功率输出。
PET各端口之间通过高频交流母线进行能量电磁耦合和电气隔离，从而实现不同电压等级、不同形式的电能变换。
2 高压交流端口电压跌落失稳机理分析在正常运行工况下，PET的HVDC端口、LVAC端口和LVDC端口处于恒功率或恒压输出形态，端口功率固定。HVAC端口处于功率平衡形态，对其他端口的功率进行随动的平衡。通常控制HVAC端口功率因数cosφ1=1，满足
| $\left\{\begin{array}{l}P_{\mathrm{HVAC}}=\sqrt{3} U_{1} I_{1} \cos \varphi_{1}=\sqrt{3} U_{1} I_{1} ,\\P_{\mathrm{HVAC}}+P_{\mathrm{HVDC}}+P_{\mathrm{LVAC}}+P_{\mathrm{LVDC}}=0 .\end{array}\right. $ | (1) |
与其余端口运行形态不同，HVAC端口作为PET的功率平衡端口，其端口电压由电网决定。当并网点发生短路等故障时，HVAC端口会发生电压跌落。根据式(1)可知，此时端口功率PHVAC会随端口电压U1跌落而减小，导致短时间内PET的4个端口之间的功率之和不再为0，从而产生不平衡功率Punbalance，破坏PET的稳定运行状态，导致PET失稳甚至解列运行。
2.1 不平衡功率对高压交流端口电流的影响作为PET的功率平衡端口，HVAC端口会在低电压条件下逐渐恢复端口功率，因此其端口电流会随之增大。当端口电压跌落程度较深时，会引起端口电流剧增，导致端口停运甚至烧毁。在DSIM仿真平台上，分析了故障期间HVAC端口出现的过电流现象，仿真结果如图 2所示(HVAC端口电压跌落发生在0.4 s时刻)。由仿真结果可看出，如果不进行过流保护，故障电流可剧增至故障前的几倍，在实际运行中必然会导致设备损坏。
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| 图 2 (网络版彩图)HVAC端口电压跌落情况下端口电流仿真波形 |
| 图选项 |
2.2 不平衡功率对直流母线电压的影响由于PET各端口的直流母线电容具有储能特性，因此不平衡功率会通过直流母线电容储存或释放能量，导致直流母线电压畸变，无法维持稳定，进而导致PET整体失稳或解列运行。
| $P_{\text {unbalance }}=\frac{\mathrm{d}\left(\frac{1}{2} C_{i} U_{\mathrm{dc}}^{2}\right)}{\mathrm{d} t} . $ | (2) |
本节基于HVAC端口相对于中压配电网处于用电状态(即原功率由电网流向HVAC端口)的情况，对HVAC端口电压跌落后PET的直流母线电压暂态变化过程进行了仿真和分析。DSIM仿真结果如图 3所示(HVAC端口电压跌落发生在t0时刻)。Udc_Eq指的是除HVAC端口外的其余端口的等效直流母线电压。
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| 图 3 HVAC端口电压跌落情况下直流母线电压仿真波形 |
| 图选项 |
PET内部直流母线电压的暂变化过程可以分为2个阶段：
1) HVAC端口直流母线电压跌落阶段。在HVAC端口电压跌落后，端口输入功率减小，HVAC端口直流母线电容通过放电为其余端口输送电能，表现为HVAC端口直流母线电压跌落。在该过程中，其余非故障端口的直流母线电压可维持恒定，即图 3所示的t0-t1阶段。
2) 非故障端口直流母线电压跌落阶段。随着HVAC端口直流母线电压下降，双有源桥(dual active bridge, DAB)会发生过流闭锁，此时HVAC端口不再向其余端口输送功率。其余端口直流母线电容开始放电，表现为直流母线电压跌落。同时，HVAC端口直流母线电容开始吸收一部分电网功率进行充电，直流母线电压开始回升，即图 3所示的t1时刻后阶段。
由本节的仿真与分析结果可看出，HVAC端口电压跌落会影响PET的端口电流和直流母线电压，造成电力系统严重失稳，因此实现PET的LVRT功能、维持PET在HVAC端口电压跌落期间的安全稳定运行具有重要意义。
3 电力电子变压器低电压穿越功能由于PET各端口具备多种控制模式和输出形态，因此可以通过各端口之间相互配合来实现LVRT功能。与传统两端口电能变换器(如光伏逆变器等)相比，四端口PET在LVRT功能实现方面具有更多的选择性和更好的灵活性。当PET非故障端口外接电源时，电源可在LVRT期间提供电压和功率支撑。本节将在LVAC端口外接低压配电网的条件下研究PET LVRT控制方案。
3.1 低电压穿越期间高压交流端口控制策略作为故障发生端口，HVAC端口需要能够限制端口电流剧增、维持端口直流母线电压稳定，并且能够向并网点输出一定的功率来支撑电网电压、频率的恢复。
基于图 1所示的PET拓扑结构，对HVAC端口的控制策略可以分为对H桥整流器和对MMAB H桥的两组控制。
1) HVAC端口H桥整流器控制策略。
由于H桥整流器与并网点直接相连，极易受到端口故障电流的影响，因此需要调节H桥整流器的控制策略以限制故障电流剧增。针对H桥整流器提出一种abc坐标系下的恒电流控制策略，通过设定电流参考值，限制端口电流的剧增。
当PET低压端口接有电源时，期望HVAC端口能够按照相关标准向并网点输送一定的有功、无功功率，因此恒电流控制策略的电流参考值需要根据所需输出的功率情况来确定，此时HVAC端口切换为恒功率输出形态。H桥整流器的控制策略如图 4所示。
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| 图 4 (网络版彩图)HVAC端口H桥整流器LVRT控制策略 |
| 图选项 |
图 4中，Sref=Pref+jQref为HVAC端口功率指令值。根据功率指令值和端口电压采样值计算得到恒电流控制的电流指令值，进而生成脉冲宽度调制(pulse width modulation，PWM)控制信号，实现HVAC端口的恒电流(即恒功率)输出，从而一方面可以限制端口电流，另一方面可以输出相应功率实现对并网点电压、频率的支撑。
此外，由于本节针对H桥整流器所设计的恒电流控制策略是对HVAC端口的A、B、C三相分别进行独立控制，因此可以不受电压跌落故障不对称性的影响。
2) HVAC端口MMAB H桥控制策略。
HVAC端口H桥整流器的恒电流控制策略可以限制端口故障电流的剧增，但与正常运行工况下的双闭环整流控制策略相比，不具有维持端口直流母线电压稳定的功能。因此，对HVAC端口MMAB H桥设计了直流母线稳压控制策略，如图 5所示。其中：
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| 图 5 (网络版彩图)HVAC端口MMAB H桥直流母线稳压控制策略 |
| 图选项 |
在本节提出的HVAC端口LVRT控制方案下，HVAC端口可以实现在LVRT期间的安全稳定运行，一方面解决了端口过流问题，另一方面维持了直流母线电压的稳定，从而将端口电压跌落故障带来的失稳影响消除在HVAC端口内部，不会影响其余非故障端口。
3.2 低电压穿越期间低压交流端口控制策略根据节3.1分析可知，在LVRT期间，HVAC端口切换为恒电流(即恒功率)形态，无法对其他端口进行随动的功率平衡。为维持PET各端口之间的功率平衡，选择将连接380 V低压配电网的LVAC端口作为LVRT期间的功率平衡端口，即由原来的恒功率输出形态切换为功率平衡形态。
基于图 1所示的PET拓扑结构，对LVAC端口的控制策略可以分为对MMAB H桥和对三相逆变器的两组控制。
1) LVAC端口MMAB H桥控制策略。
在功率平衡形态下，LVAC端口要作为PET的原边端口，其MMAB H桥由正常运行工况下的直流母线稳压控制策略切换为开环单移相控制策略，如图 6所示。LVAC端口MMAB H桥的高频方波电压相位保持不变，其余端口通过控制自身H桥的高频方波电压相位来调节与功率平衡端口之间的传输功率大小。
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| 图 6 LVAC端口MMAB H桥控制策略切换 |
| 图选项 |
2) LVAC端口三相逆变器控制策略。
LVRT期间LVAC端口三相逆变器需要由恒功率输出形态下的逆变工作模式切换为整流工作模式，从低压配电网吸收功率，一方面对其余端口的功率进行随动的平衡，另一方面维持LVAC端口直流母线电压稳定。
LVAC端口由恒功率输出形态切换为功率平衡形态前后端口功率会发生变化，功率差会与直流母线电容进行能量交换，引起直流母线电压较大波动。为提高三相整流器的动态响应性能和对端口功率变化的抗扰性，提出一种基于直流侧功率前馈的整流控制策略。针对LVAC端口三相逆变器的整流工作模式，提出了一种基于直流侧功率前馈的整流控制策略。
通过PI控制设计直流母线电容充放电功率的控制规律
| $\left\{ \begin{array}{l}P_{\mathrm{C}}^{*}= k_{\mathrm{pC}}\left(\frac{1}{2} C U_{\mathrm{dc}}^{* 2}-\frac{1}{2} C U_{\mathrm{dc}}^{2}\right)+\\ \;\;\;\;\;\;\; \;\; k_{\mathrm{iC}} \int\left(\frac{1}{2} C U_{\mathrm{dc}}^{* 2}-\frac{1}{2} C U_{\mathrm{dc}}^{2}\right) \mathrm{d} t, \\P_{\mathrm{C}}^{*}+P_{\mathrm{H}-\mathrm{bridge}}=P_{\mathrm{grid}}^{*}=\frac{3}{2} e_{d} i_{d}^{*}\end{array} \right. $ | (3) |
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| 图 7 LVAC端口三相逆变器的基于直流侧功率前馈的整流控制策略 |
| 图选项 |
其中：kpC是PI控制中的P参数，kiC是PI控制中的I参数。
3.3 低电压穿越期间直流端口控制策略实现节3.1与3.2所述的HVAC端口与LVAC端口的LVRT控制方案切换后，PET可达到新的稳定运行状态，在LVRT期间能够维持各端口直流母线电压稳定、各端口间功率平衡以及HVAC端口电流稳定。HVDC端口、LVDC端口维持原运行模式即可。该控制策略尽可能地简化了对PET整体控制方案的改动程度。LVRT期间PET各端口的控制策略及输出形态如表 1所示。
表 1 LVRT期间PET各端口的控制策略及输出形态
| 端口 | 正常运行期间 | LVRT期间 | |
| HVAC | H桥整流器 | 双闭环整流控制 | 恒电流控制 |
| MMAB | 开环单移相控制 | 直流母线稳压控制 | |
| 输出形态 | 功率平衡形态 | 恒功率输出形态 | |
| LVAC | MMAB | 直流母线稳压控制 | 开环单移相控制 |
| 三相逆变器 | 恒功率模式控制 | 整流模式控制 | |
| 输出形态 | 恒功率输出形态 | 功率平衡形态 | |
| HVDC LVDC | 维持原运行模式不变 | ||
表选项
综上所述，在HVAC端口电压跌落故障发生时按本文所提出的LVRT控制方案进行PET端口功能切换，即可实现PET在LVRT期间的安全稳定运行，同时也体现了PET不同端口间相互配合的灵活性。
4 仿真验证为验证本文所提出的PET LVRT控制方案的可行性和有效性，在DSIM仿真平台上搭建了一台共高频交流母线结构的模块化四端口PET模型，并对所提出的控制方案进行了仿真设计。模块化四端口PET的DSIM仿真模型如图 8所示，仿真参数如表 2所示。
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| 图 8 (网络版彩图)模块化四端口PET的DSIM仿真模型 |
| 图选项 |
表 2 模块化四端口PET模型仿真参数
| HVAC端口额定电压 | 10 kV AC |
| HVDC端口额定电压 | 10 kV DC |
| LVAC端口额定电压 | 380 V AC |
| LVDC端口额定电压 | 750 V DC |
| HVAC端口直流母线电压参考值 | 700 V |
| HVDC端口直流母线电压参考值 | 666.7 V |
| LVAC端口直流母线电压参考值 | 700 V |
| LVDC端口直流母线电压参考值 | 750 V |
| PET各端口直流母线电容 | 500 μF |
| HVDC端口输入功率 | 0.2 MW |
| LVRT期间HVAC端口有功电流指令值 | 5 A |
| LVRT期间HVAC端口无功电流指令值 | 40 A |
| LVDC端口输出功率 | 0.4 MW |
表选项
仿真PET HVAC端口在0.4 s时刻发生端口电压跌落故障，电压跌落深度为50%。检测到故障发生后，PET按本文所提出的LVRT控制方案切换工作模式，仿真结果如图 9—11所示。
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| 图 9 (网络版彩图)PET各端口直流母线电压仿真结果 |
| 图选项 |
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| 图 10 (网络版彩图) PET各端口电压仿真结果 |
| 图选项 |
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| 图 11 (网络版彩图)PET交流端口电流仿真结果 |
| 图选项 |
由仿真结果可看出，HVAC端口H桥整流器按恒电流控制策略切换，在LVRT期间端口有功电流为5 A、无功电流为40 A，有效限制了故障端口电流的剧增，并且能够根据电流指令值输出相应的有功、无功电流。HVAC端口MMAB H桥按直流母线电压恒压控制策略切换，能够有效维持直流母线电压的稳定。LVAC端口的三相逆变器按基于直流侧功率前馈的整流控制策略切换，切换后能够快速进入稳态，在稳态下其直流母线电压有1.43%的波动，能够稳定维持在参考值附近。LVRT期间LVAC端口MMAB H桥切换至开环单移相控制，LVAC端口作为PET的功率平衡端口，在本节设计的运行工况下其端口电流与传输功率增大，维持了PET各端口间的功率平衡。除此之外，PET其余端口的直流母线电压和端口电压也均能维持在参考值和额定值附近。以上分析结果表明，本文所提出的LVRT控制方案能够维持PET在LVRT期间的安全稳定运行。
5 总结本文首先研究了模块化四端口PET在正常运行工况下HVAC端口发生电压跌落故障时的失稳机理。其次，在PET连接双配电网运行的工况条件下，提出了LVRT控制方案：HVAC端口H桥整流器采用恒电流控制策略限制故障电流并向并网点输出功率，HVAC端口MMAB H桥对直流母线进行稳压控制。LVAC端口MMAB H桥采用开环单移相控制切换为功率平衡形态，作为LVRT期间PET的功率平衡端口；LVAC端口三相逆变器采用基于直流侧功率前馈的整流控制策略，提高动态响应性能和对端口功率变化的抗扰性。最后，基于DSIM仿真平台对本文所提出的LVRT期间PET控制方案进行了仿真验证，仿真结果表明该控制方案可以实现LVRT期间PET的安全稳定运行。
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