李凯，倪福银，李博

（江苏理工学院电气信息工程学院，江苏常州 213001）

随着电力行业的不断发展，电能质量问题备受关注。与传统的电力负荷相比，由电力电子设备组成的新一代配电系统对电能质量的要求越来越高，电能质量成为一个不容忽视的问题[1-2]。为此，出现了各种电能质量补偿器，如有源电力滤波器（APF）、静态同步补偿器（STATCOM）、统一电能质量调节器（UPQC）等。其中，UPQC 作为综合性的电能质量治理装置，集动态电压恢复、无功补偿、消除电压和电流中的谐波等多种功能于一体，是解决电网侧与用户侧电能质量问题的理想设备之一[3]。

为了控制UPQC，大量文献提出了多种不同的控制方法，包括UPQC-P[4-5]、UPQC-Q[6]以及被称为UPQC-VAmin[7]的最小容量控制方法。然而，UPQC-P策略需要并联补偿器（PC）的更大额定功率，而UPQC-Q策略需要串联补偿器（SC）的更大额定功率，UPQC-VAmin策略只能降低VC模式下的补偿器额定值。因此，为了降低UPQC的总体补偿器额定值并提高利用率，一些学者[8-11]提出了协调控制策略，以协调串联和并联侧补偿器；但随着电压暂降深度的加大，串联侧和并联侧的更高有功功率交换使得整体额定功率快速增加。Lu等人[12]提出了一种新的UPQC，在串联侧的LC滤波器与一个外部电容器相耦合，从而使容量优化效果在电压暂降深度较低的情况下更为显著；然而，对于其在不同的电压暂降深度和功率因数下所体现的优势，仍需要进行深入和系统的研究。

目前，传统的UPQC 存在直流侧储能不足和补偿性能差的问题，限制了UPQC 的使用和发展。一些学者[13-14]提出在直流侧上增加分布式发电单元，以解决UPQC 补偿效率低等问题。还有一些学者[15-17]提出了一种集成太阳能光伏PV 的UPQC，以产生清洁能源并改善电能质量问题。在这种情况下，储能系统如BESS 可以与PV-UPQC连接，它可以成为持续向负载提供实际电力的重要支持。当UPQC 以独立模式运行时，BESS 对可再生能源系统是必要的保障[18-20]。

由此可见，如何降低UPQC串联和并联补偿器的额定功率，并提高系统在严重电压暂降时的补偿性能，是目前UPQC应用中亟待解决的问题。因此，本文首先分析了在串联侧耦合外部电容器的PV-BESSUPQC拓扑结构，提出一种PV-BESS集成UPQC的协调控制策略；然后，分析了UPQC串并联侧和PV-BESS侧的控制策略，并降低了UPQC串并联侧额定功率值，以提高直流侧的稳定性和补偿能力；最后，通过仿真验证了所提策略的正确性和有效性。

1 PV-BESS 集成UPQC 的拓扑结构和工作原理

UPQC 的结构主要由一个串联型有源滤波器（Series Active Power Filter，SAPF）和一个并联型有源滤波器（Parallel Active Power Filter，PAPF）组成，其中，串联部分增加了耦合电容器[12]。PV-BESS集成UPQC的拓扑结构在此基础上增加了Boost变换器和光伏阵列，其结构如图1所示。

图1 PV-BESS集成UPQC的拓扑结构

如图2所示，为传统UPQC工作相量图。如图2（a）所示在电网电压正常条件下，电源电压Us被视为参考相量，Us′、UL′和IL

′分别表示UPQCSe补偿后的电网电压、负载电压和电流。UPQCSe输出的无功功率为：

其中：θ 是负载功率因数角，α 是UPQCSe补偿后电源电压US和负载电压UL之间的相位差[7]。

如图2（b）所示，在电压暂降条件下，UPQCSe输出的有功功率和电压为：

其中：ksag定义为电压暂降深度，根据式（2），当1-ksag>cos θ 时，UPQCSe的有功功率输出可以控制为0；当1-ksag＜cos θ 时，PSe＞0，通过增加α，可以降低UPQCSe输出所需的有功功率。

在两个条件下UPQCSe输出电压的表达式为：

根据式（1）至式（4），只要α ＜θ，随着α 的值不断增大，在无功功率补偿（RPC）模式下可以提高串联部分的无功功率共享能力，在电压波动补偿（VC）模式下可以减少串联部分和并联部分之间的有功功率交换，从而减少并联部分的容量需求。同时，UPQCSe的输出电压随着α 的增加而变大，这将导致对容量有更高需求。

2 PV-BESS 集成UPQC 协调控制策略研究

本文研究了所提出的UPQC在RPC模式和VC模式下的协调控制原理和容量优化机制，并与传统策略进行性能比较。具体而言，为了降低UPQC额定功率，所提出的协调控制策略当电压正常时，需要在RPC模式下使串联侧对并联侧补偿部分无功功率；当电压暂降时，在VC 模式下对并联侧与串联侧协调控制，以有效扩展串联侧的最佳运行范围。

2.1 电压正常状态下UPQC的无功功率补偿模式

如图3所示，为RPC模式下UPQC的工作原理和相量图。串联侧和并联侧通过注入电压和电流与系统进行功率交换。对于串联单元，串联耦合电容器CS可以提供所需很大比例的输出电压USe，从图3 可以得出：电压矢量USe等于电压矢量Uconv与UCS之和。同时，并联侧进行了无功功率输出以及与串联侧之间必要的有功功率交换。在整个无功补偿期间，UL和IL的幅值保持恒定，US的相位角与IS相同。如图4 所示，为RPC 模式下的功率流动图。负载无功功率补偿由串联侧和并联侧承担。QL的很大一部分由串联耦合电容器CS提供，定义为QCS1，其余部分由UPQCSe和UPQCSh输出，分别定义为Qconv1和QSh1。根据图3，可以得到QSe1的表达式为：

图3 UPQC在RPC模式下的工作相量图

图4 PRC模式下的功率流动图

基于UL、USe和US′之间的关系，USe的大小和相位角表示为：

此外，由于串联侧吸收的有功功率与RPC 模式下并联侧输出的有功功率相同，因此，可以得到：

其中：PSh1、PSe1分别是并联侧和串联侧输出的有功功率；SSh1是并联侧的视在功率。基于ISh1、IS′和IL之间的关系，ISh和US之间的相角φ 表示为：

在UPQCSe和串联耦合电容器CS之间协调之后，UPQC 串联侧的视在功率Sconv1和Uconv1可以表示为：

如图5 所示，为USe、Uconv1、SSh和QL曲线图。根据图5：当串联侧上共享的负载无功功率从0.3增加到0.7 时，XCS的值为0.5 pu，负载功率因数为0.7；并联侧的额定功率随着UPQCSe共享负载无功功率的增加而逐渐降低。此外，从图5 中Uconv1和USe的线条可以看出，UPQCSc的额定电压几乎是整个串联部分的一半（USe可以表示传统UPQCSe的额定电压，采用UPQC-S策略）。因此，所提出的UPQC 策略不仅能提高UPQCSe的利用率，而且还降低了总体额定功率需求。

图5 RPC模式下UPQC的电压和额定功率

2.2 电压暂降状态下UPQC的电压波动补偿模式

一般来说，当电压暂降发生时，有功功率可以通过并联补偿器吸收或产生，以维持直流母线的稳定性和光伏阵列的输出功率；然而，随着电压跌落深度的增加，流经串联补偿器的电流也迅速增加，在这种情况下，由于串联补偿器的电流限制，使得电压补偿能力也受到限制。因此，有源电流由PV-BESS-UPQC 进行协调控制，从而提高电压暂降发生时的补偿能力。

VC模式下UPQC的主要目标是保持负载侧电压的幅值恒定。在此期间，串联部分所需的有功功率越小，UPQCSe和UPQCSh之间的功率交换越小。在UPQCSe和UPQCSh间没有功率交换的情况下，可以有效降低两者的功率水平要求。当1-ksag＜cos θ 时，可以根据式（2）的UPQCSe调节UPQCSh下游的功率因数角来实现系统最优运行。在此重点分析协调控制期间UPQCSe和UPQCSh之间的能量流关系，并讨论UPQC协调控制的严重电压暂降补偿功能。

图6 为VC 模式下UPQC 的工作原理和电压相量图。图中并联部分吸收感应无功功率，并通过对Uconv、UCS和US′的矢量叠加,保持负载电压UL的幅值恒定。此外，由于USe和UCS垂直于IS′, 基于基尔霍夫电压定律（KVL），Uconv的相位角将与UCS的相位角相同。

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图6 UPQC进行电压波动补偿的相量图

同样，假设电网侧的输出有功功率在VC模式期间是恒定的，即，由此得到：

其中：UL′的振幅和US′分别等于1 pu 和(1-ksag)pu。根据图6，UL′cosa=US′，USe的大小和相位角可表示为：

如图7 所示，在严重的电压暂降情况下，根据电压跌落程度，对所提出的UPQC系统功率流动进行分析。如图7（a），当PL=0 时，所有由光伏阵列所产生的能量都在电压跌落前被输送到电网中。当电压跌落发生时，电网电流IS′在增加。如果IS′没有达到串联补偿器的上限电流ISh,max，则光伏阵列仍然工作在最大功率点上，并且不改变已经输送到电网的功率；然而，如果IS′>ISh,max，并联补偿器产生的功率受到限制，则功率平衡被打破。此刻，额外的有功功率被储存在直流母线中，这将导致直流母线的电压上升以及光伏输出功率下降。在Udc＜Udc,max情况下，通过从光伏阵列中吸收部分输出功率，实现了功率平衡，增强了系统的补偿能力。

图7 电压暂降情况下UPQC的功率流动分析

如图7（b）＜、图7（c）分别为当PL＜PPV和PL>PPV时，在严重电压跌落情况下系统的有功功率流动。当PL＜PPV时，光伏阵列产生的部分能量被输送到电网，另一部分被输送到负载；而当PL>PPV时，所有从光伏阵列和电网产生的能量都被输送给了负载。如上所述，当电压跌落发生时，电网电流增加。如果IS′＜ISh,max，则光伏阵列仍然工作在最大功率点；否则，并联补偿器的输出功率会受到限制，直流母线电压就会下降到能够维持正常工作的最小值以下，使PV-BESS-UPQC 系统安全断开。

根据式（17）、式（18）以及图7（C）中VC模式下的无功功率流动分析，可以得到QSe2和QSh2的表达式为：

其中，变量以单位值的形式计算。基于ISh与IS′、IL′之间的关系，ISh和US之间的相角φSh表示为：

经过UPQCSe和串联耦合电容器CS之间的协调，UPQCSe的视在功率Sconv2和Uconv可以表示为：

SUPQC2可以表示为：电压上升阶段参考值的计算方法与本文描述的电压暂降情况类似，在此不再重复。

图8 不同工况下三种方案的总补偿器容量对比图

3 PV-BESS 集成的UPQC 各单元控制策略

3.1 UPQC串并联单元的控制策略

如图9、图10 所示，分别为UPQC 串联和并联补偿器的控制策略图。图中，L1和L2分别是串联和并联补偿器的输出滤波电感。串联补偿器用于稳定负载电压，当电压波动发生时，通过注入具有相同频率、相同相位或相反相位的一定振幅的电压对系统进行补偿，串联补偿器控制为电压源。u*seabc是由式（7）和式（11）得出的三相坐标系中串联补偿器补偿电压的参考值，经Park 变换后得出dq 坐标系中的补偿电压u*sed、u*seq。通过PI 控制u*sed、u*seq和used、useq之间的差值，实现对p 轴和q轴的解耦控制。used和useq作为前馈补偿加入到UPQCSe控制环节，实现装置的快速切换与响应。

图9 UPQC串联补偿器的控制策略

图10 UPQC并联补偿器的控制策略

并联补偿器负责补偿电流谐波和无功功率，以减少对电网的污染，并联补偿器被控制为电流源。UPQCSh参考电流信号i*sha，i*shb和i*shc被转换以获得dq 坐标系中的参考电流信号i*shd和i*shq。同样，UPQCSh在其控制中也加入了前馈补偿。

3.2 UPQC中PV-BESS单元的控制策略

如图11 所示，为PV-BESS 单元拓朴结构图。PV-BESS 配置包括PV 阵列、BESS、Boost 转换器、Buck/Boost 转换器。BESS 与利用Buck/Boost 转换器的直流侧电容器相连接，从而改善了UPQC的稳定性，并且能够补偿电能质量问题。BESS单元通过连接到UPQC 直流母线的双向Buck/Boost 转换器进行充电和放电。当T2断开T3开启时，其处于降压电路模式，电源为储能单元充电；当T3 断开T2 开启时其处于升压电路模式，PV-BESS 单元释放多余的能量来满足系统负载要求。在正常工作条件下，UPQC 并联补偿器可以改变其输出电流，以增加电源电流，从而使电源产生更多的有功功率，为BESS单元充电。

图11 PV-BESS单元拓扑结构图

如图12 所示，为PV 中DC-DC 升压转换器控制器方案。光伏阵列的输出功率PPV是由控制器所控制的DC-DC 升压转换器提升的。DC-DC 升压转换器的控制器通过获得直流电压误差udcerror来运行。电压误差通过比较给定的参考电压uref（800 V）来计算，参考电压与DC-DC 升压转换器输出的瞬时直流电压udc相匹配。然而，当电池的充电状态超过或等于电池容量SOCBESS的98%时，为了防止电池过充和不稳定，DC-DC 升压转换器的控制器将切断光伏阵列系统的输出功率PPV。此外，由于过度充电，电池的使用寿命也会减少。

图12 PV中DC-DC升压转换器控制器方案

如图13 所示，为用于充电和放电模式的双向转换器降压/升压DC-DC控制器。它包含嵌入式内部控制回路和外部控制回路。DC直流电压参考值uref和实际输出直流电压udc之间的差值由PI控制器产生，得到内部回路的电流参考值iBESSref。iBESSref和实际电流iBESS之间的差值由PI控制器实现，生成DC/DC转换器的调制信号，而不需要差值控制，最终达到稳定DC直流电压和调节功率输出的目的。

图13 BESS中DC-DC降压-升压转换器控制器方案

4 仿真分析

为了验证所提出的PV-BESS-UPQC 和协调控制策略的可行性和有效性，在MATLAB/Simulink 中建立了三相UPQC 仿真模型进行分析。如表1 所示，为PV-BESS-UPQC 的相关仿真参数设置。

表1 UPQC仿真模型主要参数

4.1 仿真算例1

为验证本文提出的协调控制策略，仿真设置为2 s 时，电源电压的幅值发生20%（60 V）暂降。如图14、图15 波形图显示：2 s 前电源电压为正常稳态，UPQC 在2 s 前工作在无功功率补偿模式，UL和US的振幅相同，通过UPQCSe和UPQCSh之间的协调，可以清楚地看到US与IS处于同一相位。如图16 所示，并联侧所需的输出补偿电流ISh从10.28 A降低到5.30 A，这是由于串联侧可提供一半的负载无功功率。如图17 波形图显示，尽管在共享无功功率后USe非常大，这与UPQC-Q（161.2 V，0.52 pu）相同，但由于耦合电容器CS的存在，使Uconv的振幅保持在一个小值（46.5 V，0.15 pu）。因此，基于所提协调控制策略的UPQC，可以同时减少串联侧和并联侧的容量。

图14 电压暂降状态下US 和UL 波形

图15 电压暂降状态下US 和IS 波形

图16 电压暂降状态下IL 和ISh 波形

图17 电压暂降状态下USe 和Uconv 波形

对于2s 后电压波动补偿阶段，考虑到凹陷深度满足限制1-ksag＜cosφ，根据式（11），操作参数α和φ分别计算为36.87°和53.12°。如图14 所示，通过UPQCSe和UPQCSh之间的协调，使UL的振幅不受电网电压骤降的影响。如图17 所示，尽管USe非常大（186.1 V，0.6 pu），但由于存在共享大部分补偿电压的耦合电容器CS，因此，Uconv的振幅仍保持在较小的值（27.6 V，0.089 pu）。此外，从如图16所示的ISh可知，由于IS幅值的增加导致耦合电容器输出无功功率的增加，因此，并联部分需要提供的无功功率减小到较小的值（0.25 pu）。

如图18、图19 所示，为系统中各单元的有功功率和无功功率仿真波形。当电源电压正常工作时，向负载提供全部有功功率8.66 kW，串联单元和并联单元向负载提供所有的无功功率8.66 kVar。2 s 后，当电源电压发生跌落时，电源提供的有功功率下降到6.93 kW，有功功率的差值1.73 kW 由PV-BESS 单元提供给负载。同时，串联单元吸收的有功功率下降到3.34 kW，串联单元提供的无功功率增加到6.29 kVar。根据上述仿真数据，验证了本文提出的协调控制策略下UPQC 的无功补偿能力以及串联侧与并联侧功率协调的有效性。

图18 电压暂降状态下各单元有功功率波形

图19 电压暂降状态下各单元无功功率波形

4.2 仿真算例2

为进一步验证当电源电压完全跌落时，本文所提协调控制策略下PV-BESS-UPQC 为负载持续供电的功能，设置仿真为2 s时，电源发生开路，电源电压下降为0。如图20、图21 和图22 所示，为系统仿真结果。在电源电压下降到0的特殊情况下，串联补偿器将负载电压补偿到额定值，振幅为310.27 V，它确保了对负载的不间断供电。图21 显示，当电压完全跌落时，馈线的电流大小保持不变。

图20 电压完全跌落状态下US 和UL 波形

图21 电压完全跌落状态下US 和IS 波形

图22 电压完全跌落状态下IL 和ISh 波形

如图23 所示，为电压完全跌落下的有功功率和无功功率波形。当电源电压正常时，电源承担了8.66 kW负载的全部有功功率，串联补偿器和并联补偿器共同承担8.66 kVar的无功功率。当电源电压跌落为0 的极端情况发生时，PV-BESS 装置提供了负载的全部有功功率，此时，负载无功功率由串联补偿器承担，从而实现串并联补偿器、PVBESS单元的功率协调分配。

图23 电压完全跌落下有功功率和无功功率波形

5 结语

本文针对现有UPQC 中串联和并联补偿器额定功率难以同时优化，以及系统直流侧在严重电压跌落条件下存在补偿性能差的问题，研究了一种PV-BESS集成的UPQC及其协调控制策略。通过协调控制UPQC 串联侧、并联侧和PV-BESS 侧的功率，有效降低了UPQC串联和并联补偿器的额定功率值。通过分析UPQC 串并联单元和PVBESS单元的控制策略，提高了系统严重电压暂降时的补偿性能。采用MATLAB/Simulink 建立仿真模型，以验证该方案的有效性。仿真结果表明：所提出的PV-BESS-UPQC 系统能够缓解电压波动、负载谐波和无功功率，从而解决了出现电压暂降时的电能质量问题，并能在电网稳定运行的情况下产生光伏。