DQ同步坐標系下非同步雙電源固態開關切換控制研究

李利軍，郭成濤，王 釗，李鵬程

(1.國家電網石家莊供電公司，河北 石家莊050018；2.河北拓普電氣有限公司，河北 石家莊050018；3.河北科技大學 電氣工程學院，河北 石家莊050018)

0 引言

在交流供電系統中固態切換開關(Solid State Transfer Switch，SSTS)主要應用于不允許停電的重要場所，對可靠性、功能性、維護性和故障容限的要求較高。目前，與SSTS有關的80%的停機故障是由固態開關和關鍵負載之間的電路中斷引起的[1-4]。當使用兩路電源為雙電源SSTS供電時，兩個電源的中性線連接在一起并進行中線接地處理，保證雙電源SSTS進行轉換時不會產生地電位的偏移或引起中線電流在接地電路中的流動，避免因接地故障而引發的一系列保護動作。為方便維護和測試，要求兩路電源既有電氣閉鎖又有機械閉鎖。當電源故障時，SSTS自動轉到旁路運行，不影響負荷的連續供電；SSTS裝置可以實現不停電檢修操作。旁路運行模式下，只需斷開固態切換單元兩端的隔離開關，保證檢修人員的安全。SSTS與真空斷路器相比有更快的響應速度，與不間斷電源相比有更低的成本和更高的可靠性優勢，具有廣闊的研究前景[5-6]。

SSTS由兩個獨立電源供電，通過控制算法可以在雙電源之間不間斷的轉換為負載供電。電壓跌落的深度和持續時間根據國際國內標準(IEEE-std-446,GB/T 34940)和不同負荷的需求自行設定，靈活性強。SSTS有高速H級(轉換時間5 ms)，用于同步電源；一般速度N級(轉換時間小于20 ms)，用于非同步電源。然而，適用于兩路獨立電源和任意相位差的雙電源SSTS的研究較少。文獻[6]僅利用電壓殘差來判斷切換條件，該方法有一定的局限性。文獻[7]在同步坐標系中采用傳統鎖相環技術和dq變換檢測到電壓跌落即觸發SSTS切換到備用電源，沒考慮雙電源非同步時的切換策略。文獻[8]為了實現足夠快速的切換速率，檢測到主電源故障時立刻將主電源關斷切換到備用電源，引起的電壓電流沖擊較大。為保證SSTS足夠小的電壓電流沖擊，在過零時刻將故障電源逐相切斷，將備用電源逐相切入，但總的投切時間較長。兩路電源切換時，難以平衡電壓電流沖擊與切換時間的矛盾。

為實現主電源和備用電源在非同步狀態下快速并且無沖擊的切換，保證重要負荷可靠穩定的運行，就要準確獲取故障電源的頻率和相位信息。然而，傳統的數字鎖相環在電網正常時可獲取電網的相位和頻率信息，當電網不平衡、斷路及短路故障時相位和頻率信息不準確。為準確獲取電網信息，數字采樣單元對SSTS的入口電網電壓進行實時采樣，通過二階廣義積分器鎖相環(Second Order Generalized Integrator Phase Locked Loops,SOGI-PLL)獲取電網的頻率和相位信息[9]。通過高速數字處理器判斷故障類型及備用電源是否正常，主電源故障則切換到備用電源，主電源故障解除后再切回主電源。故障類型判斷時如果采用單相分別判斷，則處理器運算量較大且處理時間較長，影響投切時間。

負載阻抗類型和負載阻抗角的大小對投切時間的影響較大，阻性負載時雖然沒有負載阻抗角的影響，然而沒有電感的負載容易產生較大的沖擊電流；感性負載雖然沖擊電流較小，然而觸發角小于負載阻抗角時不能切除故障電源。投切時刻選擇影響系統穩定性，處理器發出切換信號即發生切換雖能保證切換速度，但切換引起的尖峰電壓及沖擊電流較大[10-11]，需要綜合考慮投切時刻。同時，SSTS外部工作環境如電磁干擾、接地方式、電容殘存電壓等也對SSTS切換有較大的影響，需要做好電磁屏蔽和接地措施[12-13]。

本文第1部分分析了雙電源SSTS的工作原理，在dq坐標系中分析故障狀態的特征，指出影響投切的因素主要有兩路電源的相位差和負載阻抗角兩個關鍵因素；第2部分通過二階廣義積分器鎖相環獲取非理想電源條件下的相位和頻率信息，分析雙路電源波形質量并判斷切換條件。綜合考慮主電源和備用電源的相位差和負載阻抗角對切換的影響，對雙路電源非同步的研究；計算負載阻抗角度，精確計算晶閘管的投切時間，做到雙路電源SSTS的無縫切換，保障負載供電連續可靠。第3部分設計雙電源SSTS在非同步狀態下的實驗，并對實驗結果進行了深入分析，測試鎖相環、切換策略及晶閘管投切時刻的控制及計算方法的有效性及可靠性。

1 固態切換開關工作原理

兩條獨立進線的10 kV線路通過SSTS連接到0.4 kV公共交流母線，不需要考慮晶閘管的觸發角度，僅起到切換備用電源的作用，即主電源發生故障切換到備用電源，主電源恢復正常后再切回主電源，如圖1所示。雙電源固態開關由三組晶閘管模塊組成，與電源的三相對應，控制相電壓輸出。SSTS的每相由兩組反并聯的晶閘管模塊組成，以滿足正反兩個方向的流向。TS1和TS2通過聯絡線連接，協同為負載供電，同時考慮旁路開關和隔離開關便于晶閘管模塊的維護和測試。

圖1 雙電源固態開關配電系統Fig.1 Dual power supply SSTS system

三相靜態切換開關的觸發信號與變壓器二次側的相電壓同步，其控制角從各相的相電壓過零點開始算起。三相電壓方程可表示為

(1)

純電阻性負載時，Y型電路觸發角α移相范圍是0°～150°。0°<α<60°時，電路處于三只晶閘管與兩只晶閘管交替導通狀態，A相電壓波形由ua、uab/2、uac/2交替構成，晶閘管導通角度為180°-α。以30°和60°觸發角時相電壓仿真波形為例進行分析，如圖2所示。α=0°時負載電壓波形完全等于相電壓ua、ub、uc的電壓；α=60°時負載電壓波形由兩只晶閘管導通構成，一周期內正半波電壓依次為uab/2、uac/2、ubc/2、uba/2、uca/2、ucb/2；α=30°時兩只晶閘管和三只晶閘管交替導通，負載電壓波形一周期內正半波電壓依次為uab/2、ua、uac/2、ubc/2、ub、uba/2、uca/2、uc、ucb/2，阻感負載時電流滯后電壓一定的角度。

圖2 不同觸發角時負載相電壓波形Fig.2 Waveforms of load phase voltage at different angles

當60°<α<90°時，電路處于兩個晶閘管導通狀態，A相波形由uab/2、uac/2交替構成，晶閘管導通角度為120°；90°<α<150°時，電路由兩個晶閘管導通與沒有晶閘管導通交替狀態，A相波形由uab/2、uac/2交替構成，晶閘管導通角度為300°-2α，且晶閘管每次導電都處于斷續狀態。

在感性負載條件下，輸出電流滯后輸出電壓一定的相位差，電壓過零時晶閘管滯后φ角后關斷，因此，觸發角α>φ才起到電壓調節作用。負載阻抗角φ定義為

(2)

式中，L為負載等效電感，R為負載等效電阻，ω為電網角頻率。

阻性負載時，相電壓輸出有效值Uo近似等于電源電壓Um；阻感負載時(在觸發角大于負載阻抗角情況下)，相電壓輸出有效值Uo為

(3)

主電源發生故障切換到備用電源時需要考慮負載類型及故障類型。電網中常見的故障有電源短路和斷路故障兩類，均表現為測量值為零，但是不同的負載類型對檢測時間及切換時間均有影響。在備用電源正常供電條件下，主電源三相電壓有效值、不平衡度和頻率3個條件中任何一個條件超過允許范圍，就要切換到備用電源。在工程中將三相靜止坐標系變換成dq同步坐標系可以提高檢測的可靠性，為邏輯切換提供依據。經過dq0變換得到d、q軸及零軸電壓分量如下：

(4)

(5)

式中，urms為ud和uq合成的均方根值，正常條件下等于相電壓的峰值。

2 基于SOGI-PLL切換控制策略

2.1 SOGI-PLL鎖相原理

SOGI提取不平衡電網的基波正序分量并濾除高次諧波分量，得到兩相正交的電壓信號。在電壓輸入通道與q軸做減法通道中加入截止頻率為50 Hz的低通濾波器，濾除高次諧波分量，如圖3所示。

圖3 帶低通濾波器的二階廣義積分器Fig.3 SOGI structure with LPF

進一步簡化SOGI，可將k等效為1，則有

(6)

加入低通濾波器(Low Pass Filter,LPF)后，不但可以抑制故障電網中的直流分量，還可以抑制高頻分量，而且基波頻率不受影響。三相電網電壓信號經過三相靜止坐標系到兩相靜止坐標系的Clarke變換得到vα、vβ為

(7)

分別經過兩個SOGI后得到兩組正交基波信號，提取正序基波信號Park變換得到dq軸分量及相角信息，經鎖相得到相位信息，經鎖頻得到頻率信息，SOGI-PLL結構如圖4所示。

圖4 SOGI-PLL結構圖Fig.4 SOGI-PLL structure

將角頻率ω0引入SOGI可使鎖相環具有頻率自適應功能，當電網電壓因故障導致頻率發生變化時，鎖相環仍能準確跟蹤電網頻率和相位，仿真結果如圖5所示。

根據圖5所示的仿真測試結果可以看出，當主電源的A相發生斷路故障時，無論是主電源與備用電源的相位差如何變化，SOGI-PLL均能鎖出準確的相位，且沒有波動發生。

2.2 故障判斷及切換互鎖邏輯

兩路電源相位差小于30°時，兩路電源處于基本同步狀態，主電源切換到備用電源時間要小于8 ms；兩路電源相位差超過30°時，兩路電源處于非同步狀態，主電源切換到備用電源時間要小于20 ms，并且不能引起尖峰電壓與沖擊電流。

圖5 SOGI-PLL測試仿真Fig.5 SOGI-PLL simulation testing

設定備用電源能夠正常工作，在主電源掉電或者電源質量不在正常范圍值內，即主電源的頻率差超過0.4 Hz，urms超過額定值10%，0軸電壓絕對值的均值超過20 V，3個條件滿足其一則控制器將先關斷主電源的晶閘管，然后開通備用電源的晶閘管。兩路電源在任意負載條件和任意相位差條件下，總轉換時間不超過20 ms，切換指令生成邏輯如圖6所示。

圖6 SSTS切換指令生成邏輯Fig.6 The logic of SSTS transfer command generation

首先，SOGI-PLL檢測主電源和備用電源的頻率和相位信息，計算主電源和備用電源的相位差Δθ，檢負載阻抗角度φ。然后，3個切換條件滿足一個以上時，發出主電源關斷信號TS1，備用電源延遲td后發送開通信號TS2，

(8)

式中，0≤φ

2.3 固態開關投切邏輯

開通晶閘管的觸發方式分為電壓過零點觸發和強制觸發兩種。過零點出發為當電壓為零時觸發晶閘管，引起的尖峰電壓與沖擊電流小，轉換時間較長；強制觸發為接收到觸發命令時即可觸發晶閘管，引起的尖峰電壓與沖擊電流大，轉換時間較短。因此，為減小尖峰電壓與沖擊電流，控制器發出切換命令后還要等待相電壓過零再觸發晶閘管，過零觸發晶閘管邏輯如圖7所示。

圖7 過零觸發晶閘管邏輯Fig.7 Crossing zero triggers SCR logic

切換指令信號TS與相電壓uabc的過零信號同時經過與門生效時，TS_Nabc觸發與其反向并聯的晶閘管關斷，同時，TS_Pabc觸發晶閘管開通，完成先斷后開的切換過程。

3 實驗驗證

為驗證在極限負載阻抗角和最大相位差條件下的SSTS切換控制策略，搭建SCR-MCT40實驗平臺，如圖8所示。在采樣單元中采集電源電壓和出口電流信息，計算負載功率因數角，編寫SOGI-PLL程序，計算主電源和備用電源間的相位差，運行晶閘管投切的邏輯運算，SSTS參數如表1所示。

圖8 實驗平臺Fig.8 The experiment platform

表1 SSTS參數表Tab.1 Table of SSTS parameters

主電源由380 V三相交流電提供，備用電源的相位差通過變壓器調整，在極限條件下測試SSTS的雙電源切換效果。調整負載電阻為23 Ω、電感為73 mH，調整備用電源超前主電源180°相位，通過空氣開關將主電源A相斷開模擬缺相故障。主電源故障及主電源恢復時備用電源電流輸出和主電源電流輸出如圖9所示。主電源故障及主電源恢復時負載電流波形如圖10所示。根據式(8)計算總切換時間為10 ms，可以保證SSTS在1/2個工頻周期內完成切換過程，僅有較小的電壓和電流沖擊。

圖9 φ=π/4,Δθ=π時電源端口輸出電流波形Fig.9 Power output current waveform at φ=π/4 and Δθ=π

從圖9可以看出，備用電源切換到主電源需要一個工頻周期，主電源切換到備用電源僅需要6 ms，電源輸出電流波形沖擊較小。從圖10可以看出，主電源故障切換到備用電源，主電源恢復后再切換到主電源，負載電流波形沖擊較小，在一個工頻周期內即可極限條件下迅速切換。

圖10 φ=π/4,Δθ=π時負載電流波形Fig.10 Load current waveform at φ=π/4 and Δθ=π

經過開機滿負荷測試168 h，調整兩路電源為同步運行狀態測試，如圖11所示。主電源掉電后僅不到1/4個工頻周期即切換到備用電源輸出，且電壓電流無過沖。

圖11 φ=0,Δθ=0時負載電流波形Fig.11 Load current waveform at φ=0 and Δθ=0

4 結論

本文研究了一種基于SOGI的鎖相技術和dq變換技術的SSTS切換控制方法?；诙A廣義積分器的鎖相環可以對故障電網有效的鎖相和鎖頻。雙電源固態開關切換邏輯可以有效判定故障切換閾值，準確判斷晶閘管的觸發角度，主電源和備用電源之間的切換過程電壓尖峰和電流沖擊較小。雙路電源處于非理想相位且阻感負載條件下，可在10 ms時間內SSTS完成切換過程；理想相位時，僅6 ms即可完成切換過程。實驗證明了在極端條件下，雙電源固態切換開關控制策略可以保證關鍵負荷的不間斷供電。