不同补偿策略下UPQC主电路参数确定方法

巫付专， 万健如， 沈虹

(1.中原工学院电子信息学院，河南 郑州 450007;2.天津大学电气与自动化工程学院，天津 300072;3.燕山大学 电气工程学院，河北 秦皇岛 066004)

0 引言

统一电能质量控制器集电压型补偿、电流型补偿和储能装置于一体，能统一实现多重电能质量调节功能而备受关注。目前针对UPQC的研究主要集中于拓扑、建模、补偿策略以及先进的控制算法等方面。例如文献［1］研究了UPQC的控制方法，文献［2］对直流侧电压控制建模进行了深入探讨，文献［3－5］则主要讨论了电压波动补偿策略，文献［6］对并联型有源电力滤波器的故障仿真及过流保护进行分析，文献［7－8］也仅限于研究了同相位补偿策略下的能量传递过程，对于其他补偿策略和主电路容量的确定没有涉及，文献［9］分析了采用最小能量法补偿时的功率流动及主电路的容量选取原则，对电容的选取及什么情况下采用不同的补偿策略没有讨论。

本文在分析统一UPQC的工作原理的基础上，根据电网电压、负载电压和补偿电压相位的相互关系，分析了采用不同补偿策略时其能量流动的关系。给出了采用不同补偿策略时主电路容量的选取原则，同时针对不同负载选择相应的控制策略提供了理论依据。结合能量流动关系和瞬时无功理论文提出了直流储能电容值的计算方法。

1 不同补偿策略的能量流动分析

当电源电压发生波动时，UPQC检测实际电源电压与参考电压之间的差值，通过串联变压器注入一个相应的补偿电压，以保持负载端电压为标准的正弦电压;同样针对负载端，UPQC检测出负载电流中含有的谐波、无功成份，通过并联变流器注入与其相反的电流，从而保证电源电流为标准正弦波，抑制非线性负载产生畸变电流对电网的污染。串联侧由于采用的补偿策略不同，其输出的有功和无功分量将发生变化。对于给定的负载并联侧补偿负载电流中谐波、无功分量，这两部分所占的容量基本不变。而并联侧维持电压恒定的有功分量由串联侧补偿时引起。因此主要讨论串联侧采用不同补偿策略时UPQC能量的流动关系、主电路容量和电容的确定问题。至于串并侧滤波电路及串联侧注入变压器的设计与单独使用的动态电压恢复器(DVR)和有源电力滤波(APF)基本没有区别，本文不做讨论。UPQC拓扑结构如图1所示。

图1中，uS、uL分别表示电网与负载电压;uC表示串联侧补偿的电压;iS、iL分别表示电网与负载电流;iP表示并联变流器输出电流。

图1 UPQC主电路拓扑Fig.1 Main circuit topology for a UPQC

如果忽略开关管损耗，设串联侧变压器为理想变压器，并联侧对负载谐波、无功分量能进行完全补偿，保证电源电流为纯正弦，电网侧功率因数为1，则UPQC串联侧可等效为一个可控电压源，并联侧可等效为一个可控电流源，其单相等效电路如图2所示，以下分析均以上述假设条件为前提。

图2 UPQC单相等效电路图Fig.2 Single-phase equivalent circuit for a UPQC

常见的电压补偿控制策略主要有:完全补偿、同相位补偿和最小能量补偿。完全补偿策略可使补偿后的负载电压完全恢复至变化前的值，无相角跳变，对于负载而言是最优的。但当骤降幅值或相角偏移过大时很难实现，经济性较差。并且通常负荷都有一定的抗幅值和相位扰动的能力，没有必要进行完全电压补偿。实际中很少采用［3］。故只对同相位补偿和最小能量补偿做重点讨论。

1.1 同相位补偿策略能量流动分析

同相位补偿策略的补偿电压与电源电压同相位，只进行幅值的补偿，不补偿相角变化。各相量关系如图3所示。其优点在于实现简单，补偿速度快，可补偿的电压范围最大，但无法控制输出的有功，因此多用于对相位波动不敏感的负载。

图3 同相位补偿向量图Fig.3 Vectogram of in-phase compensation

同相位补偿策略的补偿电压始终与电源电压同相位。根据图3可得同相位补偿策略的串、并联侧有功功率和无功功率为

式(1)和式(2)中绝对值符号的展开与电网电压跌落还是上升的状态有关。电网电压发生跌落(US＜UL)时，UPQC并联侧吸收有功功率，通过中间直流环节传递给串联侧，负载所需的无功完全由并联侧提供。而电网电压发生上升(US＞UL)时，则由UPQC串联侧吸收有功功率通过中间直流环节传递给并联侧。能量流通如图4所示。

图4 电网电压波动时采用同相位补偿的能量传递方向Fig.4 Energy flow direction with in-phase compensation when the power grid voltage fluctuations

1.2 最小能量补偿流动分析

最小能量补偿是从串联变流器储能的观点来看，通过引入无功功率来实现补偿。即采用与网侧电压有一个合适的相位超前的电压注入可以减少有功交换。他通过使补偿器提供的有功功率最小化来实现电网提供的有功功率最大化，使电网的功率因数增加，补偿器的功率因数减小［3］。图5为最小能量补偿相量图。网侧电压和串联变流器的电压注入极限共同决定了串联变流器最小能量补偿的运行点。当电网电压波动范围为US≤ULcosφ时，其补偿相量图如图5(a)所示。当电网电压波动范围为ULcosφ＜US≤UL，其补偿相量图如图5(b)所示。当电网电压波动范围为US≥UL时，其补偿相量图如图5(c)所示。

(1)当 US≤ULcosφ，0≤δ≤φ，如图 5(a)所示，在δ=φ时，计算PC值最小，即位于B点时为最小能量补偿点。则

此时UPQC并联侧吸收有功功率通过中间直流环节传递给串联侧，由串联侧回馈电网。此时负载所需的无功功率由串联侧和并联侧共同提供。能量流动如图6(a)所示。

(2)当 ULcosφ ＜US≤UL且 β=90°时，由计算PC值为零，最小能量补偿点位于图5(b)的C点。此时，δ=arccos，则

UPQC串联与并联侧之间的有功流动为零，负载所需的无功功率由串联侧和并联侧共同提供。如图6(b)所示。

(3)当 US＞UL，0≤δ≤φ，如图5(c)在 δ=0 位于A点时计算PC值最小，即串联侧吸收有功最小。能量流动与电网电压上升时同相位补偿的情况相同，如图4(b)所示。

图5 最小能量补偿向量图Fig.5 Minimum energy compensation

图6 电网电压波动时采用最小能量补偿的能量传递方向Fig.6 Energy flow direction with minimum energy compensation when the power grid voltage fluctuations

2 不同补偿策略主电路容量计算

选择系统具体参数为:工频50 Hz，相电压有效值UL=220 V，负载功率为6.8 kW，负载相电流基波有效值为 IL=10.5 A，cosφ=0.98，直流侧电压为900 V，开关管的工作频率为12.8kHz，电网电压波动率为30%。

2.1 串联侧容量计算

根据假设，电网发出的有功功率等于负载消耗有功功率，即

2.1.1 同相位补偿时容量计算

由式(1)和式(2)分析可知，采用同相位补偿时串联侧只提供有功功率，所以串联侧的单相容量

按提供的参数计算，串联侧提供的总容量为2.9 kVA。考虑补偿器本身等的损耗取3 kVA。

2.1.2 最小能量补偿时容量计算

(1)当US≤ULcosφ时，由式(3)可得串联侧单相电路容量［9］

(2)当ULcosφ＜US≤UL时，由式(5)得串联侧单相电路容量

(3)当Us≥ULcosδ时，串联侧单相电路容量

比较式(10)、式(11)和式(12)可知当 US≤ULcosφ时，串联侧所需容量最大。因此串联侧电路容量按式(10)情况下的公式计算，求得容量为3.33 kVA，考虑补偿器本身等的损耗取3.5 kVA。

从上面分析计算可知，采用同相位补偿时其串联侧所需的容量比采用最小能量补偿时小。但同相位补偿策略不能补偿相位的跳变，因此可根据需要负载的要求进行合理的选取。

2.2 并联侧容量的计算

UPQC并联侧除具有补偿谐波、无功分量和维持直流电压值恒定的作用外。还具有当电网电压突变时，传递串联侧补偿所需有功能量的作用。对并联侧而言，他是一个含有有功、无功和谐波的设备，其电流为非正弦。因此，UPQC并联侧电路的能量关系为

式中:SP为并联侧电路容量;PP为并联侧基波有功功率;QP为并联侧基波无功功率;D为谐波电流产生的无功功率。具体计算参见文献［9］。

3 直流电容的确定

为了保证UPQC有良好的电压、电流补偿性能，必须将UPQC直流侧电容的电压控制为一个适当的稳定的值。为了减小直流侧电容电压的波动，直流侧电容必须有一定的容量要求。当直流侧电压一定时，电容值越大，越有利于电容电压的稳定。增加电容将会导致体积增大、成本增高。对于交流侧由瞬时无功理论可知［10］:

式中:pa、pb、pc和 qa、qb、qc分别为 a、b、c 相瞬时有功功率和瞬时无功功率;p为三相总瞬时有功功率。式(14)中三相总的瞬时无功功率为零，这表明交、直流侧没有无功交换，其交换只是在三相之间进行。当串联侧对电压进行补偿时，根据其能量流动关系，其有功功率将通过UPQC中间直流储能环节进行传递，从而引起直流电压波动。

假设电源电压无畸变，且并联侧三相电流为

由瞬时无功理论可知，并联侧的瞬时有功功率和瞬时无功率为

式中，U1为电网电压有效值。并联侧的交直流能量交换是由瞬时有功功率引起，从上式可以看出在忽略变流器等损耗的前提下，电网电压没有变化时，其基波有功分量(对应能量流动分析中PP)为零。串、并联侧没有能量流动，此时直流电容电压波动主要是由瞬时有功的交流分量引起。其交流分量为～p(对应并联侧容量确定中的D，即谐波产生的无功率)，则

当负载为三相桥式全控整流器，5次谐波引起的波动最为明显。忽略其他高次可得

设允许的电压波动为ΔUdc，则可利用

确定电容的C值。但电网电压发生变化时串、并联侧将有能量流动。根据1节的分析，流动能量的大小除了和电网电压变化有关外，还和补偿策略有关。流动能量将决定直流电压的波动值，即

式中，T表示波动时间，他和系统参数以及控制策略等有关，要示具体情况而定。当采用不同的直流电压控制方法时，由式(20)计算的电容值应做相应的调整。

依据系统的参数及控制方法，结合仿真结果T取20ms，若允许直流电压波动为2%。按最小能量补偿策略式(3)计算PC为2.7 kW。代入式(20)计算电容为3300μF。如采用同相位补偿方法时，PC的计算需采用式(9)计算，计算得电容值为3545μF。从上面分析可知采用同相位补偿时电路容量较小(本文例为2.9 kVA)电容值较大。而采用最小能量法补偿策略因为含有无功分量，主电路容量较大(本文例为3.5 kVA)，但所需电容较小。考虑到串联侧进行电压补偿时也会产生瞬时有功交流分量和忽略的其他高次有功分量的影响，对式(20)计算的结果要适当修正。对本文例的计算由于两种补偿策略计算的电容值差别不大，实际值都取为4700μF。

4 实验验证

为验证能量流动分析及容量、电容值计算的正确性，依据本文的分析及计算结果对主电路进行选型设计，并构造实验样机，经长时间试验验证，该样机性能稳定。

UPQC补偿前三相负载电压及电网电流波形如图7所示。其中图7(a)为电网电压跌落前，三相负载电压波形，横坐标单位为10ms/格，纵坐标单位为500 V/格。图7(b)为含有谐波及无功成分的三相电源电流，横坐标单位为10ms/格，纵坐标单位为20 A/格。

UPQC补偿前负载电压与电网电流测量结果如图8所示。

UPQC补偿后三相负载电压及电网电流波形如图9所示。横纵坐标单位同图7。

图7 补偿前负载电压及电网电流波形Fig.7 Waveform of load voltage and source current without compensation

图8 三相负载电压与电源电流测量结果Fig.8 Measurement result of three-phase load voltage and source current without compensation

图9 补偿后负载电压及电网电流波形Fig.9 Waveform of load voltage and source current with compensation

UPQC补偿后负载电压与电网电流测量结果如图10所示。

图10 补偿后负载电压与电网电流测量结果Fig.10 Measurement result of three-phase load voltage and source current with compensation

从实验波形及测量结果可看出，按分析设计原则构造UPQC的样机，负载电压并没有由于电网电压的跌落受到影响，依旧保持跌落前幅值。电网电流的 THD值也从25.1%，25.8%，26.6%下降到4.2%，4.8%，5.2%。并能在电压多次跌落的情况下长期稳定工作。实验结果证明:串、并联侧功率流动分析、主电路容量选取原则和电容值的计算方法是正确可行的。

5 结语

首先从UPQC的工作原理出发，以最常用左串——右并结构为例，从基波相量图入手，对其不同控制策略的能量流动关系进行了分析;依据不同控制策略的能量流动关系，确定了主电路容量的选取原则，并分析了UPQC中间储能环节电容电压波动的原因，提出了电容值得计算方法;对不同补偿策略的容量和电容计算进行了对比;为主电路器件的选取提供了理论依据;以全控桥非线性负载为例对电路的参数进行了具体计算;最后通过实验验证了设计的正确性，本文为UPQC主电路的设计提供理论依据避免了设计的盲目性与随意性。

［1］万健如，裴玮，张国香.统一电能质量调节器同步无拍差控制方法研究［J］.中国电机工程学报，2005，25(13):63－67.WAN Jianru，PEI Wei，ZHANG Guoxiang.Research on synchronization deadbeat control algorithm for unified power quality conditioner［J］.Proceedings of the CSEE，2005，25(13):63 －67.

［2］张辉，刘进军，黄新明，等.通用电能质量控制器直流侧电压控制建模与分析［J］.电工技术学报，2007，22(4):144－149.ZHANG Hui，LIU Jinjun，HUANG Xinming，et al.Modeling and analysis of dc Link voltage control for universal power quality controllers［J］.Transactions of China Electrotechnical Society，2007，22(4):144－149.

［3］周晖，齐智平.动态电压恢复器检测方法和补偿策略综述［J］.电网技术，2006，30(6):23－29.ZHOU Hui，QI Zhiping.A survey on detection algorithm and restoring strategy of dynamic voltage restorer［J］.Power System Technology，2006，30(6):23－29.

［4］ETXEBERRIA Otadui I，VISCARRET U，BACHA S，et al.Evaluation of different strategies for series voltage sag compensation［C］//IEEE Power Electronics Specialists Conference，June 23 －26，2002，Bologna，Itdy.2002，4:1797－1802.

［5］袁川，杨洪耕.动态电压恢复器的改进最小能量控制［J］.电力系统自动化，2004，28(21):49－53.YUAN Chuan，YANG Honggeng.Advanced minimum-Energy control of dynamic voltage restorer［J］.Automation of Electric Power Systems，2004，28(21):49 －53.

［6］商少锋，朱东柏，刘骥.并联型有源电力滤波器的故障仿真及过流保护［J］.哈尔滨理工大学学报，2005，10(1):58－62.SHANG Shaofeng，ZHU Dongbai，LIU Ji.Simulation of Active Power Filter in Short-circuit Fanlts and its Over-current Protection［J］.Journal Harbin Univ Sci＆Tech，2005，10(1):58 －62.

［7］肖湘宁，徐永海，刘连光.考虑相位跳变的电压凹陷动态补偿控制器研究［J］.中国电机工程学报，2002，22(1):64－69.XIAO Xiangning，XU Yonghai，LIU Lianguang.Researeh on mitigation methods of voltage sag with phase angle jump［J］.Proeeedings of the CSEE，2002，22(1):64－69.

［8］KHADKIKAR V，BARRY O，NGUYEN T D.Conceptual study of unified power quality conditioner(UPQC)［J］.IEEE International Symposium on Industrial Electronics，2006，2:1088 －1093.

［9］沈虹，万健如.基于最小能量法UPQC能量流动分析及容量计算［J］.电力电子技术，2009，43(8):1－3.SHEN Hong，WAN Jianru.The UPQC energy flow analysis and capacity calculation based on minimum energy method［J］.Power Electronics，2009，43(8):1 －3.

［10］王兆安，杨君，等.谐波抑制和无功功率补偿［M］.北京:机械工业出版社，2006，7.