陸海洋，王 翀，任鐵強(qiáng)，馬秀達(dá)，盧 宇，董云龍，鄒 強(qiáng)

（南京南瑞繼保電氣有限公司，南京 211100）

0 引言

為了應(yīng)對(duì)傳統(tǒng)能源短缺，緩解環(huán)境污染問題，我國(guó)提出了碳達(dá)峰、碳中和的目標(biāo)與愿景。大力發(fā)展和運(yùn)用風(fēng)電、太陽能等實(shí)現(xiàn)清潔能源替換傳統(tǒng)化石能源是有效的手段。電力系統(tǒng)正逐步過渡到以高比例新能源和高比例電力電子裝備為特征的新型電力系統(tǒng)階段［1］。新能源發(fā)電出力具有隨機(jī)性、波動(dòng)性及間歇性等特點(diǎn)，儲(chǔ)能能夠進(jìn)行電網(wǎng)調(diào)峰調(diào)頻、改善電能質(zhì)量和提高系統(tǒng)穩(wěn)定性，并可以有效實(shí)現(xiàn)新能源與電網(wǎng)功率的動(dòng)態(tài)平衡，從而讓可再生能源成為電網(wǎng)可接納的優(yōu)質(zhì)電源［2-3］。儲(chǔ)能主要有物理儲(chǔ)能、電磁儲(chǔ)能、化學(xué)儲(chǔ)能等方式［4-5］，隨著清潔能源轉(zhuǎn)型和電能替代的不斷深入，電化學(xué)儲(chǔ)能將成為未來能源體系中主要的儲(chǔ)能形式［6］。本文中提到的儲(chǔ)能為鋰電池，屬于化學(xué)儲(chǔ)能范疇。

隨著近年來電力電子技術(shù)的飛速發(fā)展，電化學(xué)儲(chǔ)能的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)變得多樣化。目前已有不少關(guān)于儲(chǔ)能系統(tǒng)在電網(wǎng)中應(yīng)用的研究，包括儲(chǔ)能的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)及其控制策略［7-15］。文獻(xiàn)［7］提出了自動(dòng)能量控制，將儲(chǔ)能SOC（荷電狀態(tài)）負(fù)反饋加入虛擬同步機(jī)控制的角頻率指令值，使儲(chǔ)能系統(tǒng)能量相對(duì)其指令值的偏差自動(dòng)跟蹤角頻率相對(duì)其額定值的偏差。文獻(xiàn)［8］采用了一種在MMC（模擬化多電平換流器）全橋子模塊內(nèi)部并聯(lián)電池的方案，適用于離岸風(fēng)電場(chǎng)接入電力系統(tǒng)的場(chǎng)景，可以降低系統(tǒng)和儲(chǔ)能的建設(shè)成本，提高可靠性。文獻(xiàn)［9］針對(duì)直流配電網(wǎng)提出了一種含分布式儲(chǔ)能參與的電壓調(diào)節(jié)策略，可以提升配電網(wǎng)電壓的動(dòng)態(tài)穩(wěn)定性和減小直流配電網(wǎng)功率波動(dòng)對(duì)交流電網(wǎng)的影響。文獻(xiàn)［10］實(shí)現(xiàn)了基于BESS（電池儲(chǔ)能系統(tǒng)）的模塊化多電平直流系統(tǒng)的交、直流側(cè)功率的解耦控制。文獻(xiàn)［11］研究了SMES（超導(dǎo)儲(chǔ)能系統(tǒng)）/BESS（蓄電池儲(chǔ)能系統(tǒng)）儲(chǔ)能變流器在微電網(wǎng)中的控制策略，設(shè)計(jì)了能量成型的內(nèi)環(huán)控制策略，提高了儲(chǔ)能的輸出特性和動(dòng)態(tài)響應(yīng)性能。文獻(xiàn)［12］在VSG（虛擬同步發(fā)電機(jī)）直流側(cè)并聯(lián)蓄電池和超級(jí)電容，提出了基于電網(wǎng)頻率偏差量的功率分配原則，通過控制直流側(cè)的電壓實(shí)現(xiàn)電池和超級(jí)電容的功率分配，保證功率的跟蹤。文獻(xiàn)［13］對(duì)儲(chǔ)能配置規(guī)模與新能源裝機(jī)占比和新能源利用率開展了敏感性分析。文獻(xiàn)［14］從風(fēng)電場(chǎng)群角度出發(fā)，提出一種儲(chǔ)能系統(tǒng)的充放電策略以消納風(fēng)電，提高了風(fēng)能利用水平。近期浙江大學(xué)徐政老師提出了VSSM（全能型靜止同步機(jī)）的概念［15］，其中述及直流側(cè)直掛儲(chǔ)能的結(jié)構(gòu)，但并未對(duì)此有更加深入的探究。

本文針對(duì)直流側(cè)串聯(lián)半橋子模塊電容并聯(lián)鋰電池結(jié)構(gòu)的儲(chǔ)能拓?fù)洌岢隽酥绷鱾?cè)直掛儲(chǔ)能的基本控制策略，并在RTDS（實(shí)時(shí)數(shù)字仿真系統(tǒng)）進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證，結(jié)果證明了該拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的可行性和所提策略的有效性。

1 直流側(cè)直掛儲(chǔ)能拓?fù)浼肮ぷ髟?/h2>

1.1 直流側(cè)直掛儲(chǔ)能拓?fù)?/h3>

直流側(cè)儲(chǔ)能有兩種實(shí)現(xiàn)方式。一種是儲(chǔ)能裝置集成在MMC子模塊內(nèi)部，即MMC子模塊由一個(gè)半橋和一個(gè)儲(chǔ)能裝置組成，而儲(chǔ)能裝置既可以直接與子模塊電容并聯(lián)，也可以通過一個(gè)雙向DC/DC 變換器與子模塊電容并聯(lián)，如圖1 所示。另一種是儲(chǔ)能裝置直接安裝在直流側(cè)，通過多個(gè)內(nèi)部并聯(lián)儲(chǔ)能的SMC（滑?？刂疲┳幽K，然后串聯(lián)安裝于直流側(cè)，如圖2所示，本文所討論的直掛儲(chǔ)能控制是基于圖2這種結(jié)構(gòu)。

圖1 MMC子模塊內(nèi)部并聯(lián)儲(chǔ)能Fig.1 Paralleled energy storage in MMC submodules

圖2 子模塊串聯(lián)型的直掛儲(chǔ)能Fig.2 Direct-hanging energy storage with submodules connected in series

1.2 直掛儲(chǔ)能基本工作原理

如圖2 所示，通過控制儲(chǔ)能子模塊內(nèi)部T1 和T2 的開通和關(guān)斷來實(shí)現(xiàn)儲(chǔ)能子模塊的投入或退出。當(dāng)T1 關(guān)斷、T2 導(dǎo)通時(shí)，儲(chǔ)能元件為退出狀態(tài)；當(dāng)T1 導(dǎo)通、T2 關(guān)斷時(shí)，儲(chǔ)能元件為投入狀態(tài)。在運(yùn)行前，需要通過電池對(duì)子模塊的電容器進(jìn)行充電，充電前需要合上K2，對(duì)充電進(jìn)行限流以避免充電電流過大，當(dāng)電容器充電完成后，K1合上，K2打開。

假設(shè)投入的儲(chǔ)能子模塊個(gè)數(shù)n，每個(gè)子模塊內(nèi)部?jī)?chǔ)能的平均電壓為Ub，直掛儲(chǔ)能裝置的電壓為n·Ub，Idc為直流側(cè)電流，Ld為直掛儲(chǔ)能的橋臂電抗，并忽略電阻的影響，有如下關(guān)系：

當(dāng)直流側(cè)電壓Udc＞n·Ub時(shí)，直掛儲(chǔ)能裝置處于充電狀態(tài)；當(dāng)直流側(cè)電壓Udc＜n·Ub時(shí)，則儲(chǔ)能裝置處于放電狀態(tài)。因此可以通過控制直掛儲(chǔ)能投入的子模塊個(gè)數(shù)n控制儲(chǔ)能裝置的充放電狀態(tài)。

2 控制策略

直掛儲(chǔ)能裝置控制策略可以分為極控制層策略和閥控制層策略。極控制層用于計(jì)算直掛儲(chǔ)能裝置投入的子模塊數(shù)參考值；閥控制層根據(jù)極控制層下發(fā)的子模塊數(shù)參考值，并結(jié)合子模塊狀態(tài)（如SOC 等）對(duì)每個(gè)子模塊的T1 和T2 進(jìn)行控制。本文的重點(diǎn)為極控制層策略，對(duì)閥控制層不做詳細(xì)討論。

直流側(cè)直掛儲(chǔ)能的極控制層有兩種控制方式。一種是定直流電流控制或定有功功率控制，MMC換流器運(yùn)行在定直流電壓控制方式下，用于建立起直流側(cè)電壓。電流控制方式下電流參考值的上限和下限由儲(chǔ)能允許的最大充放電電流決定。

另一種是定直流電壓控制，用于建立起MMC換流器的直流電壓，而MMC 換流器在聯(lián)網(wǎng)條件下可以運(yùn)行在定有功功率控制方式，在孤島方式下可以運(yùn)行在VF方式。在聯(lián)網(wǎng)條件下，可以對(duì)有功功率進(jìn)行整定，當(dāng)有功整定值為正時(shí)，儲(chǔ)能進(jìn)行放電給交流系統(tǒng)提供功率；當(dāng)有功整定值為負(fù)時(shí)，交流系統(tǒng)給儲(chǔ)能進(jìn)行充電。此外，當(dāng)MMC換流器采用有功-頻率下垂控制，則可以對(duì)交流電網(wǎng)起到頻率支撐的作用，當(dāng)電網(wǎng)中的有功功率發(fā)生較大擾動(dòng)導(dǎo)致系統(tǒng)頻率振蕩，可以平抑電網(wǎng)有功功率和頻率的波動(dòng)。在孤島條件下，交流系統(tǒng)有功不足時(shí)，儲(chǔ)能可以自動(dòng)提供功率；有功盈余則可自動(dòng)吸收多余功率。

2.1 定直流電流控制

直掛儲(chǔ)能裝置運(yùn)行在定直流電流控制方式下，控制目標(biāo)為直流側(cè)電流Idc，直流電流參考值設(shè)為Idcref，則電流參考值與實(shí)際值之差經(jīng)過PI（比例-積分）控制器，可以得到需要投入的子模塊個(gè)數(shù)參考值Nref。

式中：kpi和kii分別為定直流電流控制器的PI參數(shù)。

同時(shí)，為了減小直掛儲(chǔ)能裝置在初始解鎖瞬間子模塊投入個(gè)數(shù)從0 開始往Nref增加導(dǎo)致解鎖電流過大的問題，增加了子模塊個(gè)數(shù)前饋控制環(huán)節(jié)，通過實(shí)際直流側(cè)電壓Udc與子模塊儲(chǔ)能的平均電壓Ub計(jì)算出前饋?zhàn)幽K投入個(gè)數(shù)，可以有效降低初始解鎖帶來的電流沖擊，因此式（2）可改寫為：

最終的定直流電流控制策略如圖3所示。

圖3 定直流電流控制策略Fig.3 Constant DC current control strategy

2.2 定直流電壓控制

直掛儲(chǔ)能裝置運(yùn)行在定直流電壓控制方式下，控制目標(biāo)為直流側(cè)電壓Udc，直流電壓參考值設(shè)為Udcref，直流電壓參考值和直流電壓實(shí)際值之差經(jīng)過PI 控制器，可以得到需要投入的子模塊個(gè)數(shù)Nref。

式中：kpu和kiu分別為定直流電壓控制器的PI參數(shù)。

直流側(cè)直掛儲(chǔ)能裝置在以定直流電壓控制方式下解鎖，如若直接在直流側(cè)電壓為0的情況下解鎖直掛儲(chǔ)能裝置，則迅速建立起的直流電壓會(huì)對(duì)MMC換流器帶來很大的電流沖擊。因此，需要首先通過交流電網(wǎng)給MMC 換流器進(jìn)行交流充電，在直流側(cè)建立起一定的電壓后，再解鎖直掛儲(chǔ)能裝置。同樣地，在定直流電壓控制方式下也增加了子模塊個(gè)數(shù)前饋控制環(huán)節(jié)，可以降低解鎖瞬間電流的沖擊，因此式（4）可改寫為：

最終的定直流電壓閉環(huán)控制策略如圖4所示。

圖4 定直流電壓閉環(huán)控制策略Fig.4 Constant DC voltage closed-loop control strategy

考慮到PI 控制環(huán)節(jié)頻繁投切子模塊，導(dǎo)致直流電壓的波動(dòng)較大，同時(shí)降低子模塊的開關(guān)頻率，取消了PI 控制器，只保留前饋環(huán)節(jié)的定直流電壓開環(huán)控制，具體控制策略見圖5。

圖5 定直流電壓開環(huán)控制策略Fig.5 Constant DC voltage open-loop control strategy

在正常穩(wěn)定運(yùn)行的情況下，采用圖5所示的直流電壓控制策略。而在以定直流電壓解鎖時(shí)，或者當(dāng)實(shí)際直流電壓Udc與直流電壓參考值Udcref之差的絕對(duì)值大于Ue（Ue可以根據(jù)直流電壓允許的偏差范圍設(shè)定）時(shí)切換至圖4 的控制策略，待直流電壓穩(wěn)定后再切換至圖5的控制策略，可減小穩(wěn)態(tài)情況下直流電壓的波動(dòng)范圍。

2.3 閥控層策略

直掛儲(chǔ)能裝置的閥控主要是通過接收極控下閥的參考波Nref，以及控制直流側(cè)串聯(lián)的子模塊的T1 和T2，實(shí)現(xiàn)子模塊投入的個(gè)數(shù)等于Nref。儲(chǔ)能閥控在執(zhí)行參考波的過程中還需要考慮到儲(chǔ)能電池的SOC。電池在充電時(shí)，則需要優(yōu)先投入SOC最低的子模塊，以對(duì)最低SOC 的電池進(jìn)行充電；電池在放電時(shí)，則需要優(yōu)先投入SOC 最高的子模塊，以對(duì)最高SOC 的電池進(jìn)行放電，從而維持所有子模塊內(nèi)的電池SOC相對(duì)均衡。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證所提直掛儲(chǔ)能拓?fù)浼翱刂撇呗缘挠行?，搭建了RTDS。一次主拓?fù)淙鐖D6所示，直流側(cè)直掛儲(chǔ)能采用了38個(gè)帶鋰電池的子模塊結(jié)構(gòu)，單個(gè)子模塊內(nèi)電池的額定電壓為2 150 V，直流側(cè)額定直流電壓為70 kV，直掛儲(chǔ)能的總?cè)萘繛? MWh，直流側(cè)電抗2×Ld（Ld平波電抗）為50 mH，交流電網(wǎng)電壓等級(jí)為35 kV，交流母線處設(shè)置了新能源與負(fù)荷。其他控制參數(shù)如表1所示。

圖6 一次主接線Fig.6 Primary main wiring

表1 控制參數(shù)Table 1 Control parameters

3.1 穩(wěn)態(tài)性能試驗(yàn)

3.1.1 定直流電流控制

圖7 為直掛儲(chǔ)能運(yùn)行在定直流電流控制方式、MMC換流器運(yùn)行在定直流電壓控制方式、儲(chǔ)能的參考電流為35 A（充電）和-43 A（放電）的穩(wěn)態(tài)波形?？梢钥闯觯篗MC 換流器可以將直流電壓Udc穩(wěn)定在70 kV，直掛儲(chǔ)能電流參考值Idcref為35 A，實(shí)際直流電流基本控制在35 A 上下；當(dāng)直掛儲(chǔ)能電流參考值為-43 A時(shí)，實(shí)際直流電流也是基本控制在-43 A。實(shí)際電流的波動(dòng)幅度與直掛儲(chǔ)能子模塊個(gè)數(shù)及直流側(cè)的Ld有關(guān)，當(dāng)儲(chǔ)能子模塊個(gè)數(shù)越多，Ld越大，實(shí)際電流的波動(dòng)幅度越小。從圖7（a）充電的投入子模塊個(gè)數(shù)參考值Nref可以看出，投入總的子模塊個(gè)數(shù)對(duì)應(yīng)的電壓約為2.15 kV×32=68.8 kV，低于直流側(cè)電壓70 kV，因此從兩個(gè)電壓的角度分析，儲(chǔ)能是處于充電狀態(tài)；同理圖7（b）中儲(chǔ)能的總電壓為2.15 kV×34=73.1 kV，高于直流側(cè)電壓70 kV，儲(chǔ)能處于放電狀態(tài)。

圖7 定直流電流方式下穩(wěn)態(tài)波形Fig.7 Steady-state waveforms under constant DC currentmode

3.1.2 定直流電壓控制

圖8 為直掛儲(chǔ)能運(yùn)行在定直流電壓控制方式、MMC換流器運(yùn)行在定有功功率控制方式?？梢钥闯觯?.1 s—1.3 s，運(yùn)行在定直流電壓閉環(huán)控制方式下，直流電壓控制在70 kV 上下；1.3 s—1.5 s，切換至定直流電壓開環(huán)環(huán)控制，切換過程平穩(wěn)無擾動(dòng)，投入儲(chǔ)能子模塊個(gè)數(shù)參考值Nref固定在31，直流側(cè)電壓Udc和直流電流Idc與在閉環(huán)控制下相比波動(dòng)明顯更小，實(shí)際直流電壓與直流電壓參考值Udcref有些許偏差，但基本不會(huì)影響系統(tǒng)正常穩(wěn)定運(yùn)行。

圖8 定直流電壓方式下穩(wěn)態(tài)波形Fig.8 Steady-state waveforms under constant DC voltage mode

3.2 動(dòng)態(tài)性能試驗(yàn)

3.2.1 直流電壓階躍

交流系統(tǒng)運(yùn)行在聯(lián)網(wǎng)狀態(tài)，MMC換流器控制有功功率，儲(chǔ)能控制直流電壓。在0.8 s 時(shí)將直流電壓參考值設(shè)置為66 kV持續(xù)1 s 時(shí)間再恢復(fù)至70 kV，從圖9 中可以看出：直流電壓在階躍時(shí)，直流電壓控制自動(dòng)由開環(huán)控制切換至閉環(huán)控制，快速跟蹤電壓指令值，15 ms 直流電壓即達(dá)到指令值，實(shí)際電壓值也穩(wěn)定在66 kV附近。電壓指令值恢復(fù)至70 kV后，在實(shí)際電壓控制也到70 kV附近后自動(dòng)切換至開環(huán)控制，使直流電壓的波動(dòng)更小。

圖9 直流電壓階躍試驗(yàn)波形Fig.9 Waveforms of DC voltage step test

3.2.2 直流電流階躍

交流系統(tǒng)運(yùn)行在聯(lián)網(wǎng)狀態(tài)，MMC換流器控制直流電壓，儲(chǔ)能控制直流電流。在0.8 s 時(shí)將直流電流參考值設(shè)置為-64 A 持續(xù)1 s 時(shí)間再恢復(fù)至0，從圖10 中可以看出：直流電流指令值在階躍至-64 A時(shí)，實(shí)際的直流電流也迅速跟蹤著電流參考值，電流階躍響應(yīng)時(shí)間僅3 ms，電流基本無超調(diào)，且直流電壓波動(dòng)幅度不超過3 kV，電流階躍性能優(yōu)越。

圖10 直流電流階躍試驗(yàn)波形Fig.10 Waveforms of DC current step test

3.3 控制方式在線切換試驗(yàn)

3.3.1 直流電壓控制切換至電流控制

交流系統(tǒng)運(yùn)行在孤島狀態(tài)，MMC換流器初始控制有功功率。圖11 為直掛儲(chǔ)能運(yùn)行于定直流電壓控制切換至定直流電流控制方式，0.5 s 前儲(chǔ)能運(yùn)行在直流電壓開環(huán)控制方式下，子模塊投入個(gè)數(shù)固定在33，在切換至定直流電流控制方式后（MMC換流器同時(shí)切換至定直流電壓控制），電流參考值也固定在控制方式切換前的實(shí)際電流值，控制方式切換過程中直流電流和電壓平穩(wěn)，無較大擾動(dòng)。

圖11 電壓控制切換至電流控制Fig.11 Voltage control switched to current control

3.3.2 直流電流控制切換至電壓控制

交流系統(tǒng)運(yùn)行在孤島狀態(tài)，MMC換流器初始控制直流電壓。圖12 為直掛儲(chǔ)能運(yùn)行于定直流電壓控制切換至定直流電流控制方式，0.5 s 后切換至定直流電壓控制方式（MMC 換流器同時(shí)切換至定有功功率控制），在0.5 s～0.55 s 為直流電壓閉環(huán)控制，可以看出此時(shí)的直流電壓仍在70 kV 附近，直流電流的波動(dòng)相對(duì)而言也較大，在0.55 s后進(jìn)入直流電壓開環(huán)控制，Nref固定在31，直流電流和直流電壓的波動(dòng)幅度明顯降低。

圖12 電流控制切換至電壓控制Fig.12 Current control switched to voltage control

4 結(jié)語

本文針對(duì)直流側(cè)串聯(lián)半橋子模塊內(nèi)部并聯(lián)鋰電池結(jié)構(gòu)的儲(chǔ)能拓?fù)?，提出了?yīng)用于該拓?fù)涞闹绷鱾?cè)直掛儲(chǔ)能裝置定直流電流控制和定直流電壓控制策略。直掛儲(chǔ)能裝置的電壓和電流運(yùn)行穩(wěn)定，動(dòng)態(tài)響應(yīng)迅速，直流電壓的階躍響應(yīng)低于15 ms，直流電流的階躍響應(yīng)不超過3 ms。在定直流電壓控制方式下，提出了直流電壓閉環(huán)控制和直流電壓開環(huán)控制兩種方式，電壓閉環(huán)控制可以使實(shí)際電壓跟隨參考值，電壓開環(huán)控制可以有效降低直流側(cè)電壓和電流的波動(dòng)水平。試驗(yàn)證明了采用直流側(cè)直掛儲(chǔ)能拓?fù)涞目尚行院蛯?duì)應(yīng)控制策略的有效性。