靜止式中頻電源組網系統模式切換暫態過程控制

朱俊杰　 聶子玲　馬偉明

（海軍工程大學艦船綜合電力技術國防科技重點實驗室　武漢　430033）

靜止式中頻電源組網系統模式切換暫態過程控制

朱俊杰 聶子玲馬偉明

（海軍工程大學艦船綜合電力技術國防科技重點實驗室武漢430033）

靜止式中頻電源組網系統模式切換暫態控制對于整個系統的穩定運行有著至關重要的作用。為此，分析了靜止式中頻電源組網過程中帶與不帶本地負載時組網、獨立運行的原理，并以此為基礎，深入研究開關順序對組網系統模式切換暫態過程的影響，得出組網時模式開關先閉合、脫網時靜態開關先分斷為最優開關順序的結論；同時，為了保證組網單元在組網和脫網過程中以較小的電流沖擊實現模式切換的平穩過渡，提出一種靜止式中頻電源組網系統模式切換平滑控制策略，即通過電流峰值的平均分配及峰值、相位的平滑調節，實現從機單元的無沖擊并網，并給出具體實施步驟。仿真和實驗結果證明了模式切換暫態過程理論分析的正確性及平滑控制的有效性。

靜止式中頻電源組網系統模式切換開關順序暫態過程平滑控制

0　引言

靜止式中頻電源多用于航空和軍事領域，目前，隨著軍事和經濟的發展，上述領域對于中頻供電系統的容量需求越來越大，而靜止式中頻電源的組網運行可以靈活地擴大系統容量，方便地組成冗余系統，提高運行的可靠性［1-3］。

然而，對于靜止式中頻電源組網系統而言，模式切換暫態過程控制的好壞對組網系統的穩定性和組網各單元設備的壽命有著至關重要的作用。組網單元與中頻電網之間的無縫切換，可以保證組網單元內重要負荷的供電連續性，對電網的安全穩定運行也具有重要的作用，已經作為組網系統的重要技術特征引起了廣泛的重視［4，5］。

目前，對于模式切換研究較多的集中在工頻領域，主要表現為單臺工頻逆變器或微電網帶本地負載時，與大電網之間的脫/并網切換過程［6-9］。文獻［10］提出了一種基于儲能的微網并網/離網無縫切換技術，該技術利用儲能可以在電壓控制模式和電流控制模式間靈活快速轉換，完成電源組網和脫網的角色轉換，但該方法不能直接適用于高度弱阻尼的靜止式中頻電源，且增加了儲能單元。文獻［11］提出了一種基于邏輯芯片UTC4053的硬件電路切換方法來實現逆變系統并網和獨立兩種工作模式的切換。該方法將并網運行控制方法和獨立運行控制方法作為兩個輸入通道，然后由單片機給定模式選擇信號并經UTC4053實現通道的選擇，即并/脫網狀態，這對于小功率、簡單的工頻逆變器效果較好，而大容量靜止式中頻電源系統輸出電流較大，且通道切換產生的延時對于相位同步控制影響加大，可靠性降低。文獻［12］研究了單獨逆變器帶本地負載時并/脫網控制，并結合逆變器自身控制方法，給出了模式切換算法，但缺乏對于模式切換暫態過程的詳細分析。上述研究均是基于工頻系統，然而，中頻系統均流控制和相位同步控制的難度更大。對于中頻系統而言，輸出電壓頻率是工頻的8倍，當采樣頻率為10kHz時，對于工頻系統，一個基波周期內采樣200次，而中頻系統一個基波周期內僅能采樣25次，通過采樣得到的電壓、電流數據計算的有功、無功準確度遠不如工頻逆變器［13］。當開關頻率為10kHz時，對于工頻系統，開關器件兩次動作之間的相位差為1.8°，而中頻系統開關器件兩次動作之間相位差為14.4°，組網系統模式切換控制的難度大大增加。

本文通過靜止式中頻電源組網系統模式切換暫態分析，得出最優開關順序，即組網時模式開關（Mode Switch，MS）先閉合、脫網時靜態開關（Solid-State Switch，SSS）先分斷；同時，提出一種組網系統模式切換平滑控制策略，減小系統環流，并通過仿真和實驗予以驗證。

1　組網系統運行模式原理

為了分析組網系統運行模式原理，首先給出靜止式中頻電源拓撲結構，如圖1所示。靜止式中頻電源采用雙H橋級聯的組合式三相四線制逆變器拓撲結構，各相可獨立控制。以A相為例，兩個400Hz H橋型逆變器經相同輸出變壓器的次級串聯在一起，單個逆變器內部同時采用倍頻PWM控制方法，H橋型逆變器之間采用交錯控制技術，即載波移相控制，兩個H橋的左右橋臂輸出端電壓均可由載波PWM實現，從而增加了控制的自由度。根據多電平載波移相方法的思想，對于一個五電平變換器，四個互錯90°的三角載波分別與調制波進行比較，生成相對獨立的四組兩兩互反的PWM調制信號，去驅動八個功率單元，每一個H橋單元退化為兩電平的PWM控制，兩個H橋的輸出相加生成一個等效五電平PWM波形，從而提高系統的控制帶寬，有效地保證了輸出電壓的波形質量。

圖1　三相四線制靜止式中頻電源主電路拓撲結構Fig.1　The main circuit topology of three-phase four-wire solid-state power supply

靜止式中頻電源組網系統模式切換暫態過程與其采用的工作模式息息相關，為了更好地分析和控制組網系統暫態過程，必須對采用不同工作模式的系統加以區別分析。

1.1組網過程中不帶本地負載

當靜止式中頻電源組網過程中不帶本地負載時，其工作原理如圖2所示。圖中RUN為PWM脈沖輸出指令，此時，靜止式中頻電源組網系統只要求組網電源工作在組網工作模式，控制相對簡單。并網時，首先由組網單元內部控制器發出指令閉合靜態開關SSS，然后將脈沖輸出指令RUN置1實現電源的并網。脫網時，首先將脈沖輸出指令RUN置0封鎖組網單元脈沖，然后由內部控制器發出指令打開SSS開關，組網單元脫網停機。靜止式中頻電源組網過程中不帶本地負載模式下，組網單元的獨立運行并沒有參與到并/脫網過程中，其開關順序相對固定，不存在電源獨立工作模式，因此，對于組網單元本身來講，內部工作模式單一，其并/脫網的暫態過程（主要為環流大小）完全取決于組網控制策略的性能。

圖2　靜止式中頻電源組網過程中不帶本地負載模式原理Fig.2　Principle of integration of 400Hz solid-state power supply without local load

1.2組網過程中帶本地負載

當靜止式中頻電源組網過程中帶本地負載時，組網單元需根據指令分別工作在并網運行和獨立運行兩種工作模式，且能實現兩種工作模式的平滑切換。圖3為靜止式中頻電源帶本地負載模式下組網、獨立運行原理結構。圖中MS表示模式開關，組網電源輸出電壓和電流分別為UO和IO，饋入電網電流為Ig，本地負載端電壓和電流分別為UL和IL。組網單元在獨立模式時采用電壓、電流雙閉環控制即電壓源輸出模式，在組網模式時采用單電流環控制即電流源輸出模式，組網單元輸出端與電網的連接通過SSS控制，SSS閉合為組網單元輸出端接入電網，SSS斷開為組網單元脫離電網。上位機通過MS邏輯控制組網單元在雙閉環輸出控制模式和電流環控制模式之間的切換。文中組網單元各工作模式下的SPWM控制及MS切換控制均由DSP實現。

圖3　靜止式中頻電源組網過程中帶本地負載模式原理Fig.3　Principle of integration of the power supply with local load

SSS閉合前靜止式中頻電源組網單元工作在獨立模式，內部控制采用雙閉環多重比例諧振（Multiply Dual-Loop Proportional-Resonant，MDLPR）控制向本地負載供電，同時采用過零點檢測技術由DSP檢測電網電壓過零點，并通過數字鎖相環技術實現組網單元對電網電壓相位的跟蹤。當上位機下達允許并網指令后，組網單元控制算法由MS控制切換為電流環控制模式，同時閉合SSS使組網單元在電網電壓過零點處接入電網，實現電源由獨立帶載模式向組網運行模式的轉換。在組網運行模式下，組網單元輸出功率的一部分供給本地負載，其余饋送給其他掛網負載。當上位機下達脫網指令后，SSS斷開并將組網單元控制算法切換為MDLPR控制模式，電源工作于獨立模式，繼續不間斷向本地負載供電。

在靜止式中頻電源組網或者脫網的工作模式切換過程中，可能出現較大的電壓或電流沖擊，這對于中頻電網、負載及中頻電源本身都是不利的。理論上來講，MS和SSS同步切換時，沖擊最小，但實際過程中，由于系統及開關動作時延等因數，MS和SSS幾乎不可能實現同步，因此，在組網或者脫網過程中，控制上必須給出一個明確的先后順序，該順序決定了模式切換過程中電壓、電流的沖擊大小，而該順序的確定可以通過模式切換的暫態分析來決定。

2　組網系統模式切換暫態分析

靜止式中頻電源組網系統組網單元獨立運行和組網運行的等效電路如圖4所示。ZL為本地負載，下面分別以MS先于SSS閉合（或斷開）、SSS先于MS閉合（或斷開）兩種開關順序進行模式切換的暫態分析。

圖4　靜止式中頻電源組網單元獨立、組網運行等效電路Fig.4　Equivalent circuit of independent and integration

2.1模式開關先于靜態開關閉合（或斷開）

圖5為MS先于SSS閉合情況下靜止式中頻電源組網時模式切換過程。t1和t2分別為MS和SSS閉合的初始時刻。在t1時刻前，組網單元處于MDLPR控制模式（電壓源模式），為獨立帶載運行狀態；在t1時刻，MS閉合，組網單元切換為單電流環控制模式（電流源模式），且在t2時刻前SSS仍為斷開狀態，因此，這里t1和t2時刻之間出現一個模式切換過渡狀態。在t1時刻前，鎖相環跟蹤控制已使UO=Ugrid，組網單元輸出電流IO取決于本地負載ZL的需要，即IO=IL；從t1時刻起，電流環給定突變為組網電流給定值，即IO=Iref，在t1～t2區間，SSS尚未閉合情況下，IO全部流入本地負載ZL，導致負載端電壓UL出現幅值過沖

圖5　MS先于SSS閉合情況下，中頻電源組網時模式切換過程Fig.5　The conversion process of MS turned on before SSS

實際上，式（1）中UL受靜止式中頻電源直流側電壓幅值的限制，其過沖也會受到限制，IO和Ig畸變程度有限。從t2時刻起，SSS閉合，組網單元轉為電流源輸出控制模式，整個系統處于組網運行模式，電流環給定保持不變，UL被強制降為Ugrid，組網單元輸出電流IO的一部分流入本地負載ZL維持其正常工作，其余則饋入電網，此時有

圖6為MS先于SSS斷開情況下，靜止式中頻電源脫網時模式切換過程。脫網過程中，從t3時刻起，MS先于SSS斷開，組網單元控制模式由電流環轉換為MDLPR輸出控制模式，但由于SSS仍保持閉合，造成組網單元與電網并聯，共同分擔負載電流的中間過渡狀態。在t3時刻前，組網單元處于組網運行狀態，有

在t3～t4區間，MS斷開但SSS仍為閉合狀態，即UL仍被鉗制為Ugrid，電壓環PR調節器輸出為飽和值，此時，極易形成瞬時環流。從t4時刻起，SSS斷開，UL不再被Ugrid鉗制，電壓環PR調節器退出飽和狀態，組網單元切換為獨立工作模式，為本地負載不間斷供電。

圖6　MS先于SSS斷開情況下，中頻電源脫網時模式切換過程Fig.6　The conversion process of MS turned off before SSS

2.2靜態開關先于模式開關閉合（或斷開）

圖7為SSS先于MS閉合情況下，靜止式中頻電源組網時模式切換過程。在t5時刻SSS閉合，UL立即被鉗制為Ugrid，由于MS處于斷開狀態，組網單元仍以MDLPR電壓源輸出控制模式運行，直至t6時刻MS閉合，t5～t6時刻中間過渡狀態與圖6中t3～t4時刻過渡狀態相同，這里不再贅述，如圖7所示。t6時刻MS閉合，組網單元切換為單電流環輸出控制模式，整個系統進入組網運行狀態，負載端電壓保持不變。此時，式（2）依然成立。

圖7　SSS先于MS閉合情況下，中頻電源組網時模式切換過程Fig.7　The conversion process of SSS turned on before MS

圖8為SSS先于MS斷開情況下，靜止式中頻電源脫網時模式切換過程。脫網過程中，從t7時刻起，SSS先于MS斷開，組網單元和本地負載與電網脫開，且在t8時刻前MS仍保持閉合狀態，組網單元以組網電流Iref為給定值，繼續在電流源控制模式下工作。其輸出電流IO全部灌入本地負載，該中間狀態與圖5中t1～t2時刻的中間過渡狀態相同。從t8時刻起，MS斷開，組網單元開始以MDLPR模式獨立為本地負載供電。

圖8　SSS先于MS斷開情況下，中頻電源脫網時模式切換過程Fig.8　The conversion process of SSS turned off before MS

由上述分析可以看出，以靜止式中頻電源組網單元電壓源輸出控制狀態作為中間過渡的組網/脫網過程中（組網時SSS先閉合，脫網時MS先斷開），負載電壓突變較小，但極易形成環流沖擊，存在安全隱患。由于MDLPR控制中電壓環調節器飽和作用影響，使得組網過程中電源承受較大的沖擊。若以組網單元電流源輸出控制狀態作為中間過渡的組網/脫網過程（組網時MS先閉合，脫網時SSS先斷開），雖然負載電壓突變次數較多，但因組網單元直流側電壓的幅值限制了輸出電壓突變的幅值，不會威脅組網單元的安全，而且在中間過渡狀態電源工作相對穩定。

因此，對于靜止式中頻電源組網系統帶載情況下，模式切換過程應采用組網時MS先閉合，脫網時SSS先斷開的開關順序。

3　組網系統模式切換平滑控制

通過前述靜止式中頻電源組網系統模式切換的暫態分析，確定了MS和SSS在組網及脫網過程中的開關順序，但如何保證組網單元在組網和脫網過程中以較小的電流沖擊實現模式切換的平穩過渡，關鍵取決于組網系統模式切換暫態過程的控制。為此，本文提出一種靜止式中頻電源組網系統模式切換平滑控制策略，下文以圖9所示的組網系統為基礎，分析模式切換平滑控制算法的要點。

圖9　靜止式中頻電源組網系統框圖Fig.9　The solid-state power supply integration system

圖9為靜止式中頻電源組網系統框圖。其中，Gf為低通濾波器；KU為電網電壓反饋增益；KI為電網電流反饋增益；UpCmd為上位機指定MDLPR控制指令；Iad為組網中頻電源電流參考調節器；Z為負載阻抗；Ugrid、Igrid分別為電網電壓和電網輸出總電流；Ugrid_pk、Igrid_pk和Igrid_RMS分別為電網電壓、電流峰值和網側電流有效值；U1、U2分別為組網單元1和2的輸出電壓；I1_pk、I2_pk分別為組網單元1和2輸出電流的峰值；Fm為DSP調制比；UC&CG為上層控制器邏輯及數字運算模塊；PK為電流峰值計算模塊。文中的MDLPR控制策略為［14，15］

式中，GPRV、GPRI分別為電壓外環和電流內環PR控制器；Kpv、Kpi分別為電壓、電流環的比例系數；Kivn、Kiin分別為電壓、電流環的諧振系數，n為需要調節的諧波次數；ωc為諧振控制器的截止角頻率；ω0為基波角頻率。

從圖9中可以看到每個獨立中頻電源都含DSP控制系統，上位機負責提供電源的運行模式和并網中頻電源電流參考。當靜止式中頻電源由獨立運行狀態切換至組網運行模式時，中頻電源由MDLPR控制切換到單電流環PR控制。在組網過程中，至少有一臺中頻電源運行在MDLPR控制狀態，其余的中頻電源運行在單電流環PR控制模式。運行在MDLPR控制的中頻電源由上位機通過CAN總線決定。當處于MDLPR控制運行模式的靜止式中頻電源出現故障時，上位機通過及時檢測電網信號，指定由下一臺中頻電源運行于MDLPR控制模式。

為了減小整個組網系統的環流，組網系統必須在整個組網單元中很好地均分輸出電流。在圖9中，上位機通過UpCmd命令指定主機運行模式，將檢測到的電網輸出電流Igrid通過UC&CG計算得到Igrid_pk，并將Igrid_pk通過CAN總線共享給所有組網單元。組網單元從機的電流峰值Iref2_pk由Igrid_pk、I1_pk及I2_pk通過Iad調節器共同決定，具體調節方式為

式（5）的約束條件為

式中，Ipk_offset為組網單元之間的峰值電流差；ΔIpk為峰值電流差約束范圍；Ipk_step為峰值調節步長，在實際DSP運算中相當于在峰值電流差大于約束范圍時，對Ipk_offset進行PI調節，主要目的是保證電流幅值的平滑調節。上述過程即為組網過程中的無功調幅過程。

同理，組網單元從機的參考電流相位Iref2_θ由D-DPLL輸出相位Ipll_θ和從機輸出電壓相位U2_θ共同決定，具體調節方式為

式（7）的約束條件為

式中，Iθ_offset為組網從機單元鎖相輸出相位與實際輸出電壓相位差；ΔIθ為相位差約束范圍；Iθ_step為相位調節步長，在實際DSP運算中相當于在相位差大于約束范圍時，對Iθ_offset進行PI調節，主要目的是保證相位的平滑調節。上述過程即為組網過程中的有功調相過程。

由式（5）和式（7）可得組網從機單元的電流環參考表達式

推廣到第n臺組網單元電流環參考表達式為

式中

上述算法保證了組網系統電流峰值和相位的平滑調節，模式切換平滑控制算法還必須遵循以下原則：開關動作期間避免引起較大的負載端電壓尖峰和電流沖擊；SSS閉合前，保證組網單元輸出電壓在幅值、相位及頻率上與電網電壓同步匹配。

為此，組網單元由獨立運行到組網運行的平滑控制算法步驟如下：

（1）上位機監測由主機構成的中頻電網輸出電壓Ugrid是否滿足組網要求，并實時計算Ugrid_pk、Igrid_pk和Igrid_RMS，通過CAN總線將信息傳輸給各組網單元。

（2）組網單元內部通過數字鎖相環保證輸出電壓對電網電壓的鎖相跟蹤，保證輸出電壓在幅值、相位及頻率上與電網電壓一致。

（3）上位機通過CAN總線發送組網指令UpCmd_1，從機單元一旦確認并網指令，首先閉合MS，將輸出控制模式從MDLPR控制轉換為單電流環控制，組網從機單元輸出電流給定初值Irefn_pk。

（4）在電網電壓過零點處閉合SSS。

（5）通過式（5）和式（7）同步調整Irefn_pk和Irefn_θ，保證組網單元對電網的同步跟蹤。

同理，組網單元由組網運行到獨立運行的平滑控制算法步驟如下：

（1）上位機實時監測組網系統電壓Ugrid和Igrid，判斷電網的運行狀態，并通過CAN總線發送脫網指令UpCmd_0。

（2）一旦確認脫網指令要求，為了減小SSS分斷時饋入電網電流Ig的沖擊，組網從機單元首先將輸出電流Irefn_pk降為本地負載電流。

（3）在電網電壓過零點處分斷SSS。

（4）模式開關MS斷開，組網從機單元從單電流環控制模式轉換為MDLPR控制模式，給本地負載不間斷供電。

4　仿真與實驗分析

為了更加清楚地說明文中暫態分析的正確性以及驗證模式切換暫態過程控制的有效性，本文采用三臺容量為100kV·A，輸出電壓115V/400Hz三相四線制中頻電源進行了仿真和實驗分析。其中一臺作為主機運行于MDLPR控制模式，由其首先構建中頻電網。

圖10為靜止式中頻電源組網系統組網過程中不帶本地負載的組網仿真過程。圖10a為組網系統電網電壓、電流及組網從機輸出電流波形。從圖中可以看出，組網過程從20ms處開始，組網主機電壓Ugrid在30ms處（即10ms內）恢復正常，主機電源電流i11（即Igrid）由297A降為單機運行時的1/3左右，穩態輸出電流100A；兩臺組網從機電源輸出電流i11亦經過10ms調整，穩態輸出電流分別為97.6A和99.4A。圖10b為組網系統A、B和C各相環流，從圖中可以看出，各相環流的瞬時最大峰值均小于100A，穩態環流為3.5A，滿足組網系統要求。

圖10　組網過程中不帶本地負載Fig.10　Integration without local load

圖11　帶本地負載情況下，模式切換順序錯誤時組網及脫網暫態過程Fig.11　Transient process with wrong mode convertion sequence with local load

圖11為靜止式中頻電源帶本地負載情況下模式切換順序錯誤時A相組網/脫網暫態過程。從圖11a可以看出，SSS于0.02s處閉合，MS于0.03s處閉合（即SSS先于MS閉合）時，電網電壓Ugrid及組網單元輸出電壓UO1的電壓波動次數較少，但其饋入電網的電流Ig的沖擊太大，形成較大環流，實際中將導致組網失敗。從圖11b可以看出，MS于0.08s處斷開，SSS于0.09s處斷開（即MS先于SSS斷開）時，饋入電網電流Ig瞬時增大到幾千安培，導致電網電壓Ugrid及組網單元輸出電壓UO1的電壓發生嚴重畸變和超調，實際使用中可能導致設備的損壞。圖11的現象與前述模式切換暫態過程分析一致，證明了理論分析的正確性。

圖12　帶本地負載情況下，采用模式切換平滑控制時組網及脫網過程仿真結果Fig.12　Simulation results of mode conversion with smooth control with local load

圖12為帶本地負載情況下采用模式切換平滑控制（組網時MS先閉合，脫網時SSS先斷開）時，靜止式中頻電源組網及脫網過程，圖中以A相為例，其他類似。圖12a為組網過程，MS在0.02s處閉合，SSS在0.03s處閉合，圖中波形從上到下依次為電網電壓Ugrid、組網從機輸出電壓UO1、主機輸出電流Igrid、組網從機輸出電流IO1、本地負載電流IL和組網從機饋入電網電流Ig。組網前主機帶滿載運行Igrid為290.6A，從機帶本地負載（半載）運行IO1為145.3A。當MS閉合SSS斷開時（0.02～0.03s），由于從機電源并未與主機連接，因此，Ugrid及Ig沒有變化；在0.02s處UO1、IO1及IL開始出現增幅波動，但增幅逐步衰減，這是由于組網從機單元由MDLPR控制切換為單電流環控制，電流環給定值突變為組網參考電流，IO1全部流入本地負載所致，同時UO1受直流側的約束增幅受限，與前述理論分析一致；在0.03s處SSS閉合，UO1降為與Ugrid一致進入穩態輸出，組網從機輸出電流IO1由145.3A增大為219.2A，其一部分繼續供給本地負載IL，另一部分饋入電網，給主機減輕負擔，Igrid由290.6A減小為218.9A，此后Igrid與IO1均分組網系統的電流。圖12a與圖11a相比，雖然Ugrid和UO1的波動次數增加，但整個暫態過程中系統運行穩定，且饋入電網電流Ig最大瞬時峰值為230A，沖擊較小，穩定運行時Ig為73.6A供給掛網負載。

圖12b為脫網過程，SSS在0.08s處斷開，MS在0.09s處斷開，圖中波形從上到下與圖12a相同。在SSS分斷前，0.078s處組網從機電流環參考減為本地負載電流，保證SSS分斷時Ig不出現大的沖擊，如圖12b中IO1及Ig的波形所示。當SSS斷開MS仍閉合時（0.08～0.09s），Ugrid、IL及UO1沒有出現較大波動，Ig降為0，同時IO1由219.2A減小為145.3A，Igrid由218.9A增大為290.6A。當MS斷開后，組網從機單元由單電流環控制切換為MDLPR控制，繼續不間斷給本地負載供電。與圖11b相比，整個脫網暫態過程較為穩定，無大的電流沖擊及電壓瞬變。圖12的整個組網及脫網過程證明了模式切換平滑控制的良好性能。

圖13為采用模式切換平滑控制時，靜止式中頻電源組網及脫網過程實驗結果，圖中以A相為例。圖13a為組網過程，MS先于SSS閉合，且閉合點均在電網電壓過零點處，圖中波形從上到下順序與仿真波形相同。組網前主機帶滿載運行Igrid為289.5A，從機帶本地負載（半載）運行IO1為144.8A。當MS閉合SSS斷開時（圖中虛線所示區域），由于從機電源未與電網主機連接，Ugrid及Ig沒有變化；由于組網從機單元由MDLPR控制切換為單電流環控制，電流環給定值突變為組網參考電流，IO1全部流入本地負載導致UO1、IO1及IL出現波動（橢圓形區域），與仿真結果一致；當SSS閉合后，UO1降為Ugrid進入穩態輸出，組網從機輸出電流IO1由波動狀態進入穩態，輸出電流有效值由144.8A增大為218.7A，其一部分繼續供給本地負載IL，另一部分則饋入電網，相當于給主機減輕負擔，Igrid由289.5A減小為219.4A，此后Igrid與IO1均分整個組網系統的電流；饋入電網電流Ig的最大瞬時峰值為239A，較仿真稍大，穩定運行時Ig為71.2A饋入掛網負載。

圖13　采用模式切換平滑控制時，組網及脫網過程實驗結果Fig.13　Experiment results of mode conversion with smooth control

圖13b為脫網過程，SSS先于MS斷開（圖中虛線部分）。在SSS分斷前一個周期（程序設置）組網從機電流環參考減為本地負載電流，圖中IO1及Ig波形圓形區域中出現短時電流波動，在MS切換后波動消失，與仿真結果一致。在中間暫態過程中，SSS斷開，Igrid由219.4A增大為289.5A，電網電壓Ugrid稍有跌落（峰值3V）相當于突加負載。同時IO1由218.7A減小為144.8A，UO1無明顯變化。當MS斷開后，組網從機單元由單電流環控制切換為MDLPR控制，繼續不間斷給本地負載供電。

對比圖13和圖12可以看出，實驗與仿真結果基本一致，進一步證明了理論分析的正確性和模式切換平滑控制在中頻電源組網系統中的有效性。

圖14為三臺100kV·A靜止式中頻電源組網系統穩態運行實驗結果，組網系統總輸出容量達333kV·A。圖14a為主機各相輸出電壓、電流，可以看出雖然負載不平衡，但輸出電壓平衡度較高，單機輸出容量達111kV·A；圖14b為電網電壓有效值、頻率及前50次諧波分布，從中可以看出電壓頻率為400.5Hz，THD為1.5%，滿足系統輸出要求；圖14c為主、從機三相輸出電流，可以看出即使負載不平衡，但電流均分程度較好；為了更直接地說明各臺電源電流均分程度，將主機A、B和C相輸出電流與從機2A、2B和2C相輸出電流進行對比，如圖14d所示，從中可以看出電流幅值和相位一致性較好，表明組網系統具有良好的穩態運行性能。

圖14　三臺靜止式中頻電源組網運行穩態實驗結果Fig.14　Experiment results of integration of three solid-state power supplies

5　結論

本文通過詳細分析不同開關順序對靜止式中頻電源組網系統模式切換暫態過程的影響，得出組網時MS先閉合、脫網時SSS先分斷為最優開關順序的結論。同時，結合該結論提出一種峰值和相位平滑調節的組網系統模式切換控制策略，并給出具體實施步驟。從仿真和實驗結果可以看出，該組網系統在并、脫網過程中電網電壓波動及饋入電網電流沖擊均較小，穩態運行時電流均分程度較好，證明了文中理論分析及控制方法的正確性。

［1］ 朱俊杰，馬偉明，聶子玲，等. 靜止式中頻電源諧波分析及抑制方法研究［J］. 電力自動化設備，2012，32（10）： 77-82.

Zhu Junjie，Ma Weiming，Nie Ziling，et al. Research on harmonic analysis and suppression for static medium frequency inversion power supply［J］. Electric Power Automation Equipment，2012，32（10）：77-82.

［2］ 劉春喜，馬偉明，孫馳，等. 大功率400Hz逆變電源數字控制設計［J］. 電工技術學報，2011，26（1）：100-107.

Liu Chunxi，Hu Wenhua，Sun Chi，et al. Digital control design of high power 400Hz inverters［J］. Transactions of China Electrotechnical Society，2011，26（1）： 100-107.

［3］ Li Chen，Ji Shiming，Tan Dapeng. Multiple-loop digital control method for a 400Hz inverter system based on phase feedback［J］. IEEE Transactions on Power Electronics，2013，28（1）： 408-417.

［4］ 劉其輝，謝孟麗. 雙饋式變速恒頻風力發電機的空載及負載并網策略［J］. 電工技術學報，2012，27（10）：60-67.

Liu Qihui，Xie Mengli. Strategies of grid-connection of doubly-fed variable-speed constant-frequency wind power generator with no-load and with load［J］. Transactions of China Electrotechnical Society，2012，27（10）： 60-67.

［5］ Nathaniel B，Milan P，Timothy G. Dynamic stability of a microgrid with an active load［J］. IEEE Transaction on Power Electronics，2013，28（11）： 5107-5119.

［6］ Lee C T，Jiang R P，Cheng P T. A grid synchronization method for droop-controlled distributed energy resource converters［J］. IEEE Transaction on Power Electronics，2011，49（2）： 954-962.

［7］ Guerrero J M，Lee L T，Chandorkar M，et al. Advanced control architectures for intelligent microgrids-part II： Power quality，energy storage，and AC/DC microgrids［J］. IEEE Transaction on Industrial Electronics，2012，58（6）： 1156-1165.

［8］ 蔣冀，段善旭，陳仲偉. 三相并網/獨立雙模式逆變器控制策略研究［J］. 電工技術學報，2012，27（2）：52-58.Jiang Ji，Duan Shanxu，Chen Zhongwei. Research on control strategy for three-phase double mode inverter［J］. Transactions of China Electrotechnical Society，2012，27（2）： 52-58.

［9］ Guerrero J M，Lee L T. Power quality in microgrids and distribution power systems［C］. The 21st IEEE International Symposium on Industrial Electronics，Hangzhou，2012： 978-986.

［10］ 唐西勝，鄧衛，齊志平. 基于儲能的微網并網/離網無縫切換技術［J］. 電工技術學報，2011，26（1）： 279-284.

Tang Xisheng，Deng Wei，Qi Zhiping. Research on grid-connected/islanded seamless transition of microgrid based on energy storage［J］. Transactions of China Electrotechnical Society，2011，26（1）： 279-284.

［11］ 陳曉，孫以澤，孟嫜. 獨立/并網雙工模式光伏逆變系統的設計［J］. 電力電子技術，2012，46（1）： 56-60.

Chen Xiao，Sun Yize，Meng Zhang. Design on stand-alone/grid-connected photovoltaic inverter system［J］. Power Electronics，2012，46（1）： 56-60.

［12］ Tang Xisheng，Deng Wei，Qi Zhiping. Investigation of the dynamic stability of microgrid［J］. IEEE Transaction on Power Electronics，2014，29（2）： 698-706.

［13］ 李子欣，王平，李耀華，等. 采用數字控制的400Hz大功率逆變電源［J］. 中國電機工程學報，2009，29（6）： 36-42.

Li Zixin，Wang Ping，Li Yaohua，et al. 400Hz high-power voltage-source inverter with digital control［J］. Proceedings of the CSEE，2009，29（6）：36-42.

［14］ Zhu Junjie，Nie Ziling，Ma Weiming，et al. Comparison between DB control and dual-loop PR control for collapsed H-bridge single-phase 400Hz power supply［C］. The 21st IEEE International Symposium on Industrial Electronics，Hangzhou，2012： 240-245.

［15］ 朱俊杰，馬偉明，聶子玲，等. 一種用于靜止式中頻電源的比例諧振控制策略［J］. 電機與控制學報，2012，16（10）： 79-85.

Zhu Junjie，Ma Weiming，Nie Ziling，et al. A proportional-resonant strategy for static medium frequency［J］. Electric Machines and Control，2012，16（10）： 79-85.

Control of Mode Conversion Transient Process of
Medium Frequency Solid-State Power Supply

Zhu JunjieNie ZilingMa Weiming
（National Key Laboratory for Vessel Integrated Power System Technology Naval University of EngineeringWuhan430033China）

The mode conversion transient process is very important to the 400Hz solid-state power supply integration system. For this reason，this paper analyzes the principle of network building，its independent operation with or without local loads during the integration process，and the effects of different switching sequences on mode conversion transient process. The conclusion is that the mode switch （MS） must turn on before the solid-state switch （SSS） at the on-grid state，while the SSS must turn off before the MS at the off-grid state. Therefore，a strategy of smooth control for the system which includes some concrete steps is proposed. It can achieve grid connection without shock by the average distribution of peak currents and smooth the adjustments of peak current and phase. Case study has verified the method for smooth control.

Medium frequency solid-state power supply integration system，mode conversion，switching sequence，transient process，smooth control

TM461.5

朱俊杰男，1984年生，助理研究員，博士，主要從事電力電子與電力傳動等研究。

聶子玲男，1975年生，教授，博士生導師，主要從事電力電子與電力傳動等研究。

國家自然科學基金資助項目（51177170）。

2014-03-10改稿日期 2014-05-16