面向百兆瓦级应用的电池储能系统拓扑与控制方法

2022-11-09谷晴李睿蔡旭谢宝昌

发电技术 2022年5期

谷晴，李睿，蔡旭，谢宝昌

（电力传输与功率变换控制教育部重点实验室(上海交通大学)，上海市闵行区 200240）

0 引言

近年来，人们生产生活对于能源的需求日益提高，随着传统化石能源的储量不断减少，风、光等新能源凭借其可再生、无污染等特点得到广泛关注和应用[1]。然而，与传统化石能源发电相比，新能源发电具有随机性、间歇性和波动性的特点，这会导致一系列的发电出力不连续、功率波动等问题，在并入电力系统时，对电力系统的稳定性造成影响。2022年7月，中国电力企业联合会发布的《2022年上半年全国电力供需形势分析预测报告》[2]显示，截至2022年6月底，全国全口径发电装机容量为24.4亿kW，其中，非化石能源发电装机容量为11.8亿kW，同比增长14.8%，占总装机容量的48.2%。随着新能源发电装机容量不断提升，其对电力系统运行稳定性的影响越来越不容忽视。电池储能系统(battery energy storage system，BESS)可以根据供需情况，将能量以电能的形式吸收、储存和释放，平滑功率波动，为电力系统对高比例新能源发电的消纳提供了有效的解决途径[3-5]。随着新能源占总装机比重的不断提高，电池储能电站的容量和规模不断扩大，已进入百兆瓦级并向吉瓦级发展。

电池储能电站包含若干BESS单机，为适应电池储能电站大容量的需求，增加单机数量和提升单机容量为2种有效途径。然而，随着单机数量的增加，集电系统复杂性升高，且多机并联易产生一系列稳定性问题[6]，协同控制困难。因此，面向百兆瓦级乃至吉瓦级电池储能电站，需要提升BESS单机容量，减少并联单机数量，简化结构。

传统集中式BESS的电池堆经过三相两电平功率变换系统(power conversion system，PCS)[7]、升压变压器接入电网。该拓扑具有结构简单、开关器件少、易于控制等优势，但也存在一些问题。

电池堆为了获得较高的输出电压和容量，需要大量电池单体进行串并联，电池单体之间的不一致性易造成过充、过放[8]，使电池堆整体输出性能下降，甚至影响电池单体的寿命，这种短板效应会随着电池单体数量的增加而不断加深。另外，为了实现系统的安全运行，需要电池管理系统(battery management system，BMS)对电池堆予以监测、均衡，而数量过多的电池单体给BMS造成较大的管理压力。同时，集中式的分布形式使得电池堆局部故障容易扩散，扩容困难，随着电池单体数量的增多，系统维护难度加大，安全性降低。因此，电池堆的输出电压等级和容量的提升受限。根据国际电工技术委员会制定的标准[9]，单个电池堆的最大电压为1 500 V。目前，传统集中式BESS的单机容量多为0.63 MW，一般不超过1 MW。

受到电力电子器件耐压水平的限制，变换器的输出电压等级较低，传统集中式BESS为了获得较高的电压等级，需要通过升压变压器接入电网，能量传递环节较多，中间通信时间延时较长，且变压器损耗较大，使系统效率降低。

由于三相两电平变换器输出电平数量较少，交流侧谐波含量较高，需要大容量滤波装置满足并网需求[10]，增大了系统体积。

综上所述，传统集中式BESS适用于发电侧或用户侧等低压、小容量应用场合，但是对于电网侧高压、大容量应用场合，传统集中式BESS的电池堆输出电压等级和容量的提升受限，响应延时明显，效率低，电能质量较差，体积大，难以应对电池储能电站日趋大容量、规模化的挑战。

针对传统集中式电池储能系统存在的问题，高压直挂式BESS受到广泛关注，成为研究热点。在结构上，高压直挂式BESS从集中式结构转变为模块化分布式结构，通过若干子模块(submodule，SM)级联升压，达到需求电压等级，再经过滤波器并网。与传统集中式电池储能系统相比，高压直挂式BESS具有明显优势。

通过子模块级联升压，储能系统不再受到单个电池堆输出电压等级和容量的限制，随着子模块数量的增加，可达到较高输出电压等级，满足高压和大容量应用的需求，扩容灵活。另外，电池单体分散于各SM中，BMS分割管控，均衡、管理难度降低，在系统发生局部故障时，可切除故障SM，将其隔离检修[11]。同时，无需变压器和大容量滤波装置，便可实现中高压并网，系统体积相对较小。

高压直挂式BESS的典型拓扑主要有星型结构[12]、三角形结构和模块化多电平(modular multilevel converter，MMC)结构[13-14]3种。在3种结构中，星型结构为最基本的结构，其他结构可由此推演得到。

面向电池储能电站大容量、规模化的需求，目前的研究多集中于单机数量的增加。为探究在单机容量和扩容方面更具优势的BESS拓扑，本文首先通过计算对比分析了星型结构、三角形结构和MMC结构的单机容量；然后以星型结构为例，介绍了其拓扑结构和数学模型，分析了高压直挂BESS的控制策略，包括网侧功率控制和荷电状态(state of charge，SOC)均衡控制，并通过仿真验证了控制策略的有效性。

1 高压直挂BESS容量分析

图1为高压直挂BESS的星型结构，SM由H桥(H bridge，HB)变换器、滤波电容和若干串联的电池单体组成。每个H桥中包括4个绝缘栅双极型晶体管(insulated-gate bipolar transistor，IGBT)，为估算单机BESS的容量，令IGBT的电压等级为Vsmax，系统的电压等级为Vl，则每相的SM数量NSM可以表示为

图1 星型结构Fig.1 Star structure

每个SM中包含若干串联的电池单体，单个SM中的电池单体数量Nbat可以表示为

式中：Vbmin为电池单体的最低电压；kv为电压裕量。

为保证电池单体与电网之间能够正常地进行能量交换，H桥直流侧电压要高于交流侧电压，因此kv的取值一般为1.05～1.15。则单机容量Ssys可以表示为

式中：kbat为电池单体充放电倍率；Sbat为电池单体额定容量。可以看出，Vsmax和Vbmin并不是影响Ssys的决定性因素，可以通过改变NSM和Nbat，使交流侧输出电压达到系统的电压等级。

目前常用于储能的电池单体容量为280 A·h，取充放电倍率为0.5 C，电压裕量为1.15，代入式(3)，可以得到35 kV的高压直挂BESS星型结构的单机容量约为14 MW。

对于三角形结构和MMC结构，该单机容量的分析过程同样适用，其单机容量可以通过星型结构的分析结果推演得到。

图2为高压直挂BESS的三角形结构，其SM与星型结构一致。由于三角形结构线电压为相电压的1.732倍，因此，在系统电压等级和SM规格相同的情况下，三角形结构的SM数量为星型结构的1.732倍，单机容量也扩展到1.732倍，约为24 MW。

图2 三角形结构Fig.2 Triangular structure

图3为高压直挂BESS的MMC结构，其SM有2种结构，一种为基于H桥的SM结构，与星型结构一致；另一种为基于半H桥的SM结构。MMC结构由2个星型结构并联构成，每一相具有上下2个桥臂，在系统电压等级和SM规格相同的情况下，当SM中的变换器为H桥时，SM数量为星型结构的2倍；当SM的变换器为半H桥时，由于半H桥不能输出负电平，因此SM数量为星型结构的4倍[15]。基于半H桥SM结构的输出电压相当于在基于H桥SM结构的输出电压上叠加了一个直流偏置，以达到相同电压等级。因此，MMC结构的单机容量也相应扩展到原来的2倍、4倍，分别约为28、56 MW。

图3 MMC结构Fig.3 MMC structure

通过对比，高压直挂BESS三种结构的单机容量远高于传统集中式BESS，在组成电池储能电站时，单机数量更少，结构简化，控制复杂性降低，更加适用于高压、大容量的应用场合。

2 高压直挂BESS的星型结构

2.1 拓扑结构

高压直挂BESS的星型结构如图4所示，呈三相星形连接，每一相由N个模块级联构成，经电感Lg接入电网。Lg为滤波电感，用以滤除电网侧电流所含谐波[16]，改善电能质量；Rg为滤波电感的寄生电阻。SM包括功率模块和电池模块，其中，功率模块由H桥变换器和滤波电容Cb构成，负责电网与电池模块之间的能量交换。电池模块由若干个电池单体串联而成，是能量储存的载体，按照功率模块的调控，进行充放电行为。

图4 高压直挂式BESS的星型结构Fig.4 Star structure of high voltage transformerless BESS

2.2 数学模型

N个功率模块级联连接，功率模块交流端为电网侧，直流端为电池侧，级联后第k相功率模块电网侧的输出电压vk由N个功率模块的输出叠加得到，如式(4)所示：

式中skj为第k(k=a，b，c)相第j个功率模块的开关函数，如式(5)所示：

由于电路呈三相星型连接，根据基尔霍夫电压定律和基尔霍夫电流定律，电网侧的电压电流关系如式(6)所示：

式中：ek为第k相电网电压；ik为第k相电网侧电流；vO'O为系统的零序电压分量。

由式(6)可以推导出vO'O的表达式为

vO'O由电网电压和功率模块电网侧的输出电压所决定[17]。当电网电压三相对称，且没有通过功率模块注入零序电压时，系统的零序电压分量为0。此时式(6)可以简化为

第k相第j个电池模块的荷电状态为SOCkj，则第k相和整个系统的荷电状态如式(9)所示：

为了更加直观地表示各相荷电状态的不均衡程度，定义第k相SOC不均衡度为

3 高压直挂BESS的控制策略

3.1 网侧功率控制

网侧功率控制是高压直挂BESS的基本功能之一，根据控制对象的不同，可以分为电压源型控制和电流源型控制。电压源型控制通过模拟同步发电机的调压、调频特性，控制功率模块电网侧的输出电压，实现对功率的调节，同时为电网电压及频率提供支撑作用[18]。但电压源型控制环路中存在较大的惯性延迟，响应速度较慢。相比之下，电流源型控制在应对功率波动等暂态情况时，具有更快的响应速度，被广泛应用于储能系统的控制中。其中，电流解耦控制是最常见、最可靠的控制方法之一[19-20]。通过Clark变换和Park变换，将三相静止坐标系下的交流量转换到两相旋转坐标系下的直流量，简化了控制器的设计。对式(8)作变换，可以得到dq坐标系下的电压电流关系，如式(11)所示：

其中，T(θ)3s-2r为变换矩阵，如式(12)所示：

可以看出，dq轴之间存在电感耦合项，相互之间并不完全独立，即在调节d轴电流分量的过程中，q轴电流也会受到影响，反之亦然。并且影响程度与频率成正比例关系，系统频率越高，耦合程度越高[21]。因此，为了消除耦合项的影响，需要引入电感交叉解耦项。同时，电网电压作为扰动分量，需要引入电网电压前馈解耦项。

θ通过锁相环(phase locked loop，PLL)获得，PLL以功率模块电网侧的输出电压q轴分量vq为控制对象，通过PI控制器得到一个使得vq为0的角度θ，此时d轴分量vd与功率模块电网侧的输出相电压幅值相等，据此可以得到dq轴电流分量的参考值。带有PLL的电流解耦控制如图5所示。其中：P0、Q0分别为参考有功、无功功率；Vl为功率模块电网侧输出线电压的有效值；vsabc为控制变换器输出电压的参考信号。

图5 基于锁相环的电流解耦控制Fig.5 Current decoupling control with phase locked loop

为了验证该控制策略的正确性，利用Matlab/Simulink搭建35 kV/10 MW的高压直挂式BESS仿真模型进行验证，系统参数设置如表1所示。

表1 仿真参数Tab.1 Simulation parameters

仿真所得电压vabc、电流iabc和有功功率的波形如图6所示，可以看到，系统稳定运行，符合理论预期。

图6 电流解耦控制仿真波形图Fig.6 Waveforms of current decoupling control simulation

3.2 荷电状态均衡

对于星型结构，注入零序电压不会引入零序电流，电能质量得以保证。因此，考虑采用注入零序电压的方式实现SOC相间均衡。设注入的零序电压的表达式为

式中：V0为零序电压的幅值；ω为系统的当前实时角速度；θ0为零序电压的相角。则注入零序电压后的网侧三相电压的表达式如式(14)所示：

式中Vg为网侧三相电压的幅值。网侧三相电流的表达式为

式中：Ig为网侧三相电流的幅值；δ为合成电流矢量与d轴的夹角，表达式为

三相功率的表达式为：

式中：ΔPa、ΔPb、ΔPc分别为a、b、c三相的附加功率，对其求和，可得

可以看出，注入的零序电压只会影响有功功率在三相之间的分配，而不会影响储能系统总功率。注入的零序电压会在各相产生附加功率，从而改变各相的有功功率，以实现SOC的相间均衡。SOC的不均衡度越大，所需的附加功率越大，因此，在控制中，使各相附加功率与SOC不均衡度呈正比关系。

式中λ为附加功率与SOC不均衡度的比例系数。由式(9)和式(10)可知，三相SOC的不均衡度有如下关系：

三相SOC不均衡度之和为0，三相对称电压、电流也具有三相分量之和为0的性质，该性质反映的是随着时间的变化，三相分量的瞬时值之和始终为0，本质上是标量的计算，是数值的相加减。但如果考虑空间相位，就不仅仅是数值的加减，而应该将各相分量放到abc三相坐标系中考虑，此时的合成矢量不再是0。通过类比，将三相SOC不均衡度视为a、b、c方向上的3个矢量，合成矢量ΔSOC的表达式为