袁靜泊， 琚云鵬， 楊龍月， 呂承陽

(1.蘭州理工大學(xué) 電氣工程與信息工程學(xué)院， 甘肅 蘭州 730050； 2.中國礦業(yè)大學(xué) 電氣與動力工程學(xué)院， 江蘇 徐州 221116)

0 引言

為防止井下瓦斯?jié)舛冗^高造成安全隱患，發(fā)生供電故障后，礦井主要通風(fēng)機應(yīng)保證在10 min之內(nèi)恢復(fù)供電，局部通風(fēng)機必須保證在5 s之內(nèi)恢復(fù)供電正常工作[1-2]。所以，對井下局部通風(fēng)機進行可靠持續(xù)的供電，在配電點處設(shè)置容量合理且符合安全規(guī)范的儲能裝置勢在必行，且具有重要意義。

目前針對井下局部通風(fēng)機儲能系統(tǒng)的研究主要集中在儲能型變流器的拓撲結(jié)構(gòu)及運行模式的控制策略上。文獻[3]設(shè)計了一種煤礦通風(fēng)機鉛炭電池儲能系統(tǒng)，該系統(tǒng)在并網(wǎng)運行時充電，電網(wǎng)故障時作為應(yīng)急供電電源，但該系統(tǒng)未考慮到通風(fēng)機負載運行時吸收的無功功率對大電網(wǎng)造成的影響。文獻[4]設(shè)計了一種煤礦智能應(yīng)急電源，實現(xiàn)了局部通風(fēng)機的應(yīng)急供電，同時還可以對電網(wǎng)進行無功補償和調(diào)頻等，但文獻僅對穩(wěn)態(tài)運行控制策略進行了簡單分析，未對2種運行模式的切換控制策略進行設(shè)計。文獻[5]設(shè)計了一種可以進行無功補償?shù)木聝δ苄妥兞髌鳎δ苄妥兞髌鞯难a償原理進行了分析，但該儲能型變流器僅為一級PWM變流器，直流側(cè)需串聯(lián)大量的儲能電池才能滿足所需要的電壓等級。隨著礦井局部通風(fēng)機系統(tǒng)額定容量的擴大，傳統(tǒng)集中式、功能單一的變流器結(jié)構(gòu)已無法滿足井下局部通風(fēng)機應(yīng)急供電的需要。

針對上述問題，本文設(shè)計了一種雙級式井下局部通風(fēng)機儲能型變流器，并對其控制策略開展了研究。該變流器有2種運行模式，當局部通風(fēng)機的雙回供電線路正常工作時，儲能型變流器處于在線運行模式，PWM逆變器采用P/Q控制策略，此時主要對蓄電池進行充電并對電網(wǎng)進行無功補償；當局部通風(fēng)機的雙回供電線路出現(xiàn)故障時，儲能型變流器處于應(yīng)急供電模式，PWM逆變器采用V/f控制策略。儲能型變流器在2種運行模式切換的過程中會引起電壓幅值和頻率的波動，產(chǎn)生合閘沖擊電流，對負荷造成一定程度的影響[6]。為解決該問題，本文針對PWM變流器部分提出了一種基于狀態(tài)反饋共電流內(nèi)環(huán)的平滑切換控制策略，采用輸出閉環(huán)跟蹤的V/f控制和P/Q控制相互切換的方法實現(xiàn)了平滑切換。

1 儲能型變流器的拓撲結(jié)構(gòu)及應(yīng)急供電投入機制

以某煤礦的井下局部通風(fēng)機為研究對象，根據(jù)《煤礦安全規(guī)程》中對井下掘進工作面通風(fēng)機“三專兩閉鎖”的供電要求，并考慮補償系統(tǒng)的經(jīng)濟性問題，本文對4臺局部通風(fēng)機進行一系列補償與供電，補償電路主電路結(jié)構(gòu)如圖1所示[7]。其中K1為并網(wǎng)開關(guān)。在井下供電系統(tǒng)正常供電時K1閉合，儲能型變流器在進行無功補償?shù)耐瑫r，可以對整個供電系統(tǒng)進行削峰填谷；當井下供電系統(tǒng)停電時，儲能型變流器對局部通風(fēng)機進行供電，保證其正常運行。

圖1 補償電路主電路結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of main circuit of compensation circuit

1.1 儲能型變流器拓撲結(jié)構(gòu)

本文設(shè)計的集充放電為一體的雙級式(雙向DC-DC變換器和雙向PWM變流器)儲能型變流器主要由礦用電池(鉛炭電池)、隔離型DC-DC、DC-AC部分和濾波電路部分構(gòu)成。主電路拓撲結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 雙級式儲能型變流器主電路拓撲結(jié)構(gòu)
Fig.2 Main circuit topology of two-stage energy storage converter

其中，E為直流電源，C為直流側(cè)電容，T為高頻隔離變壓器，H1、H2和T組成了不含諧振的DAB(Dual-Active-Bridge)電路，該電路結(jié)構(gòu)比較簡單，只含有一個儲能電感，體積比較小，功率密度高，開關(guān)損耗小，傳輸效率高[8]。H3為PWM變流器部分，由6個開關(guān)器件VT1—VT6組成。濾波電感Lf和濾波電容Cf組成了LC濾波電路，ZL為井下局部通風(fēng)機，ea，eb，ec為井下供電的三相電源，S為并網(wǎng)開關(guān)。當儲能型變流器處于在線運行模式時，S閉合，電網(wǎng)對蓄電池充電，儲能型變流器對DCC點進行無功補償；當電網(wǎng)出現(xiàn)故障時，S斷開，儲能型變流器充當應(yīng)急供電電源。

雙級式儲能型變流器主電路拓撲的優(yōu)勢：

(1) 較一級拓撲電路來說，雙級式儲能型變流器拓撲可方便接入多組電池，避免電池組間環(huán)流,便于儲能電池組擴容，又具備互為備用功能，提高了儲能型變流器的冗余度和可靠性。

(2) DC/DC部分采用隔離型DAB電路，實現(xiàn)了電氣隔離，增強了安全性，且高頻變壓器可使電壓調(diào)節(jié)范圍較寬；變壓器兩側(cè)結(jié)構(gòu)完全相同的DAB電路還可以實現(xiàn)零電壓 (Zero Voltage Switch，ZVS)工作模式，更適合大中功率的應(yīng)用場合。

(3) 具有雙向DC/DC變換器環(huán)節(jié)，可以對直流側(cè)電池的能量流向及充放電進行嚴格的控制，有利于系統(tǒng)的長期穩(wěn)定運行。

另外，為防止DAB電路在工作過程中因開關(guān)器件的不一致引起直流偏置，從而導(dǎo)致變壓器損耗增大和磁芯受損，本文選用四引腳高性能的單管IGBT，其可保持開關(guān)器件的一致性，實現(xiàn)較小的直流偏置，對變壓器和電感的損耗影響很小，不會引發(fā)事故。

1.2 儲能型變流器應(yīng)急供電投入機制

目前,在高瓦斯煤礦井下，局部通風(fēng)機的供電廣泛采用雙電源“三專兩閉鎖”的方式。采用“三專兩閉鎖”供電方式的主局部通風(fēng)機(局部通風(fēng)機包括主局部通風(fēng)機和副(備用)局部通風(fēng)機，本文的供電對象是主局部通風(fēng)機)的電源引自地面高壓變電所直供，并通過專用變壓器、專用線纜和開關(guān)供電，正常情況下運轉(zhuǎn)供風(fēng)，另一臺與掘進工作面生產(chǎn)設(shè)備共用一路動力電源的局部通風(fēng)機作為備用。兩閉鎖分別為瓦斯電閉鎖和風(fēng)電閉鎖。

在這種供電方式下，若專用電源故障，導(dǎo)致主局部通風(fēng)機很快停轉(zhuǎn)，或高瓦斯礦井瓦斯積聚很快，瓦斯?jié)舛瘸?，就會立刻啟動風(fēng)電閉鎖或瓦斯電閉鎖，造成動力電源斷電，掘進設(shè)備被迫停止，生產(chǎn)中斷。即使能切換到副(備用)局部通風(fēng)機供風(fēng)，也必須在主局部通風(fēng)機恢復(fù)通風(fēng)后，才允許人工恢復(fù)掘進設(shè)備的供電。

儲能型變流器的供電對象為主局部通風(fēng)機，控制器檢測到專用電源故障，在主局部通風(fēng)機失電的情況下，儲能型變流器應(yīng)迅速投入應(yīng)急供電模式，提供30 min的應(yīng)急供電，確保維修人員有足夠的搶修時間。但是,如果主局部通風(fēng)機故障或是其饋電開關(guān)及線路上存在故障，造成總饋電開關(guān)跳開，儲能型變流器再投入只會造成二次故障，這時應(yīng)切換至副(備用)局部通風(fēng)機供風(fēng)[9-10]。所以，啟動應(yīng)急供電模式前，不僅需要判斷專用電源是否斷電，還應(yīng)判斷各饋電開關(guān)的狀態(tài)，根據(jù)各開關(guān)狀態(tài)決定儲能型變流器的運行模式。

(1) 當專用電源正常工作、主局部通風(fēng)機正常運轉(zhuǎn)供風(fēng)時，儲能型變流器處于備用充電和無功補償模式。

(2) 當專用電源正常工作、主局部通風(fēng)機存在故障時，饋電開關(guān)跳開，儲能型變流器不投入，僅備用充電，由自動切換控制觸點切換到副(備用)局部通風(fēng)機工作。

(3) 當專用電源到工作面配電點的線路上存在故障導(dǎo)致總饋電開關(guān)跳開時，不論通風(fēng)機開關(guān)狀態(tài)如何，儲能型變流器不投入，而是切換到副(備用)局部通風(fēng)機工作。

(4) 當專用電源發(fā)生故障、總饋電開關(guān)未跳開時，主局部通風(fēng)機失電，饋電開關(guān)為閉合狀態(tài)，儲能型變流器立即以應(yīng)急供電模式啟動，實現(xiàn)主局部通風(fēng)機電源的無縫切換。

由煤礦配電網(wǎng)實時監(jiān)測調(diào)度系統(tǒng)判斷主局部通風(fēng)機專用電源是否出現(xiàn)異常斷電，并結(jié)合對各開關(guān)狀態(tài)數(shù)據(jù)的在線分析，獲得儲能型變流器應(yīng)急供電模式的啟動信號，邏輯關(guān)系如圖3所示。

圖3 邏輯關(guān)系Fig.3 Logical relationship

圖中符號“&”為邏輯與，專用電源信號、閉鎖專用總饋電開關(guān)狀態(tài)、主局部通風(fēng)機饋電開關(guān)狀態(tài)均為1時，啟動應(yīng)急供電模式，儲能型變流器投入。

結(jié)合以上對井下局部通風(fēng)機供電方式的分析和儲能型變流器接入方式的設(shè)計，獲得儲能型變流器2種工作模式的切換過程，其運行控制策略如圖4所示。

2 儲能型變流器控制策略

2.1 在線運行模式

儲能型變流器在線運行時，PWM變流器工作于整流狀態(tài)，采用P/Q控制策略，DAB電路相當于一個降壓電路，此時井下電源首先對礦用電池充電，然后儲能型變流器對DCC點進行無功補償。P/Q控制策略的控制原理如圖5所示。

圖4 儲能型變流器運行控制策略Fig.4 Control strategy of energy storage converter operation

圖5 P/Q控制策略的控制原理Fig.5 Control principle of P/Q control strategy

圖5中，Pref和Qref為有功和無功功率的參考值，Ud，Uq，id，iq分別為變流器d、q軸輸出的電壓、電流，idref，iqref為電流內(nèi)環(huán)的電流參考值，ω為信號角頻率，L為變流器濾波電感，PLL為三相鎖相環(huán)，α為電網(wǎng)相位，Ua,Ub,Uc為三相正弦電壓。采用P/Q控制策略時，功率外環(huán)跟隨電網(wǎng)參考功率Pref和Qref，電流內(nèi)環(huán)產(chǎn)生脈沖信號，驅(qū)動逆變器工作[11-12]，電流內(nèi)環(huán)的參考電流由式(1)計算得到。

(1)

式中Kpi和Kii分別為功率環(huán)PI控制器的比例和積分參數(shù)。

DAB電路采用相移控制，變壓器取T型等效電路，忽略勵磁回路的影響，可得到DAB全橋等效電路,如圖6所示。圖6中，L0為輔助電感Ls和變壓器漏感之和，iL為電感L0中的電流，uN1和uN2分別為高頻隔離變壓器T原邊和副邊的電壓，只需控制uN1和uN2之間的相移角大小和極性就可以控制功率大小和流向。

圖6 DAB全橋等效電路Fig.6 DAB full bridge equivalent circuit

這里以uN2超前uN1一個角度φ的情況進行分析。取uN2的相角為θ=ωt，以UTH和UTL分別表示uN2和uN1對應(yīng)的高、低電平電壓值，根據(jù)θ的取值，可以將一個開關(guān)周期內(nèi)的工作過程分為4部分，即0≤θ<φ，φ≤θ<π，π≤θ<π+φ，π+φ≤θ<2π。

當0≤θ<φ時，L0上的電壓為UTH+UTL，電感恒壓充電，電流的變化率為

(2)

對式(2)求積分，可以得到電感電流為

(3)

同理可推導(dǎo)出θ在其他范圍內(nèi)的電感電流。根據(jù)電感電流的對稱性，有

iL(2π)=-iL(π)

(4)

則

(5)

根據(jù)式(2)—式(5)可以得到半周期內(nèi)輸入電流的平均值為

(6)

當uN2滯后uN1，即φ為負時，可進行類似分析，綜合式(6)有

(7)

式中-π≤φ≤π。

理想情況下，忽略損耗，可以得到變流器傳輸功率P為

(8)

從式(8)可知，傳輸功率與移相角φ之間為二次函數(shù)關(guān)系，當φ=±1/(2π)時，傳輸功率達到最大值，通過控制uN2和uN1間的移相角φ便可以控制傳輸功率的大小和方向。儲能型變流器在線運行可以分為2個階段，即充電階段和純無功補償階段。蓄電池充電時電網(wǎng)能量向蓄電池側(cè)流動且儲能型變流器發(fā)出感性無功功率，故φ取值范圍為0～-1/(2π)，純無功補償階段時，電池充電結(jié)束，僅儲能型變流器對感性負載進行無功補償，φ的取值為-1/(2π)。

2.2 應(yīng)急供電模式

儲能型變流器處于應(yīng)急供電模式時，開關(guān)S斷開，儲能型變流器和通風(fēng)機負載組成的供電系統(tǒng)與井下供電網(wǎng)絡(luò)隔離。由于沒有大電網(wǎng)作為電壓支撐，為保證系統(tǒng)的頻率和電壓的穩(wěn)定，PWM變流器采用V/f控制策略，即電壓和頻率通過蓄電池逆變器來調(diào)節(jié)， V/f控制策略如圖7所示。

圖7 V/f控制策略的控制原理Fig.7 Control principle of V/f control strategy

V/f控制時，鎖相角α用于電壓的Park變換，逆變器三相輸出電壓Ua,Ub,Uc變換成Ud和Uq，通過與電壓參考值進行做差，差值信號經(jīng)過PI控制，得到內(nèi)環(huán)控制器的參考信號idref和iqref。電流內(nèi)環(huán)的參考電流可由式(9)計算得到。

(9)

式中kpi和kii分別為電壓外環(huán)PI控制器的比例和積分參數(shù)。

儲能型變流器處于應(yīng)急供電模式時，DAB電路仍采用相移控制方式，此時蓄電池能量向局部通風(fēng)機負載方向流動，應(yīng)取φ=1/(2π)。

目前針對整體雙向變流器的控制策略主要有分散邏輯控制、分布式控制策略以及模塊化大容量中的無主從自均流控制[13-15]，使前級DC-AC變流器與DC-DC電路控制解耦合。本文采用分布式控制策略實現(xiàn)儲能型變流器的能量雙向流動，使控制更加靈活。

3 平滑切換控制策略

在線運行時的P/Q控制器與應(yīng)急供電時的V/f控制器是2個獨立的控制器，但2種控制器的電流內(nèi)環(huán)結(jié)構(gòu)完全相同。傳統(tǒng)切換控制如圖8所示，當儲能型變流器在線運行時，K1，K3閉合，K2斷開；當儲能型變流器應(yīng)急供電時，K2閉合，K1，K3斷開。當大電網(wǎng)失電、儲能型變流器由在線運行模式切換至應(yīng)急供電模式時，DCC點的電壓會產(chǎn)生跌落，頻率發(fā)生較大振蕩，嚴重時會影響通風(fēng)機負載的正常工作。為解決這一問題，本文將2種控制器的電流內(nèi)環(huán)設(shè)計成一個整體，在在線運行時，使V/f輸出始終跟隨P/Q的輸出，如此，切換時電流內(nèi)環(huán)的參考電流的暫態(tài)波動較小，可以實現(xiàn)平滑切換。具體的實現(xiàn)方法如圖9所示。

圖8 傳統(tǒng)切換控制策略Fig.8 Traditional switching control strategy

圖9 基于狀態(tài)反饋共電流內(nèi)環(huán)的切換控制策略Fig.9 Switching control strategy based on state feedback and common current inner loop

在線運行時,DCC1與A點相連，DCC2與B點相連，此時功率外環(huán)處于工作狀態(tài)，實際的有功功率P與有功功率參考值Pref做差,經(jīng)PI調(diào)節(jié)生成d軸電流基準值idref，無功功率Q與Qref做差,經(jīng)PI調(diào)節(jié)生成q軸電流基準值iqref。將V/f控制器狀態(tài)與P/Q控制器的輸出設(shè)計為一個負反饋，作為V/f控制器的輸入，使得切換前V/f控制器的輸出與P/Q控制器的輸出的參考電流保持一致，在切換時不會產(chǎn)生大的電流波動。應(yīng)急供電時，DCC1連接B點，DCC2連接A點，V/f控制器投入，dq軸參考電壓值Udref和Uqref與實際值Ud和Uq做差，差值首先通過調(diào)節(jié)模塊,再經(jīng)過PI2調(diào)節(jié)輸出信號idref和iqref，該信號傳給電流內(nèi)環(huán)控制器后再傳給逆變器。

4 仿真分析

為了驗證本文提出的儲能型變流器分布式控制策略和基于狀態(tài)反饋共電流內(nèi)環(huán)切換控制策略的有效性，在Matlab/Simulink中搭建了儲能型變流器模型，對其進行仿真驗證。

4.1 系統(tǒng)主要參數(shù)設(shè)置

搭建了儲能型變流器仿真系統(tǒng)，通風(fēng)機負載參數(shù)根據(jù)某煤礦FBDY系列隔爆型壓入式局部通風(fēng)機設(shè)計：有功功率為 2×5.5 kW，額定電壓為380 V(線電壓)，功率因數(shù)cosψ為0.89，因此，等效為阻感性負載，R=18.5 Ω，L=30.18 mH。具體仿真參數(shù)見表1。

表1 系統(tǒng)主要仿真參數(shù)Table 1 System main simulation parameters

4.2 仿真分析

采用分布式控制策略時的儲能型變流器在應(yīng)急供電模式下的仿真結(jié)果如圖10所示。由圖10可知，應(yīng)急供電模式下輸出相電流幅值約為45 A，畸變率低，滿足電能質(zhì)量要求，且直流母線電壓可維持在700 V左右。

(a) 應(yīng)急供電模式時變流器輸出的相電流

(b) 應(yīng)急供電模式時變流器輸出的相電壓

(c) 應(yīng)急供電模式時變流器輸出的直流母線電壓

儲能型變流器在線運行時電池充電階段的仿真結(jié)果如圖11所示。由圖11可知，充電階段儲能型變流器輸出電流的有效值約為22 A，諧波含量較低。充電階段有功功率P為-1 000 W，無功功率Q為9 478 var，即大電網(wǎng)對電池進行恒功率充電，同時儲能型變流器對井下通風(fēng)機負載進行無功補償。充電時，設(shè)直流側(cè)母線電容電壓初始值為600 V，大電網(wǎng)對蓄電池進行恒功率充電，直流母線電容電壓經(jīng)過0.015 s從暫態(tài)階段達到700 V的穩(wěn)定狀態(tài)。

(a) 充電階段電網(wǎng)側(cè)相電流

(b) 充電階段電網(wǎng)側(cè)相電壓

(c) 充電階段有功功率和無功功率

(d) 充電階段直流側(cè)電壓

儲能型變流器在線運行純無功補償階段的仿真結(jié)果如圖12所示。由圖12可知，網(wǎng)側(cè)電流的幅值仍為22 A，波形呈現(xiàn)良好的正弦性。此時有功功率P為0，無功功率Q為9 478 var，即此時系統(tǒng)檢測到礦用電池已經(jīng)充滿電，大電網(wǎng)不再向蓄電池充電，儲能型變流器對局部通風(fēng)機進行無功補償。

(a) 純無功補償階段網(wǎng)側(cè)相電流

(b) 純無功補償階段電網(wǎng)側(cè)相電壓

(c) 純無功補償階段有功功率和無功功率

儲能型變流器由在線運行模式切換至應(yīng)急供電模式的仿真結(jié)果如圖13所示。從圖13可看出,在0.10 s時，切換控制開關(guān)，儲能型變流器由在線運行模式切換至應(yīng)急供電模式，相電流在極短的時間內(nèi)增大至應(yīng)急供電時需要的電流大小，未發(fā)生任何暫態(tài)沖擊。在切換瞬間，電壓出現(xiàn)較小的跌落，處于可控范圍之內(nèi)，不會對通風(fēng)機負載造成影響。在線運行時,無功功率為正，變流器對大電網(wǎng)進行無功補償，有功功率為負值，電網(wǎng)對蓄電池進行充電；切換后有功、無功功率均為正值，儲能型變流器對負載供電的同時進行一定的無功補償。切換過程曲線平滑，未出現(xiàn)超調(diào)。

(a) 相電流

(b) 相電壓

(c) 有功功率和無功功率

儲能型變流器由應(yīng)急供電模式切換至在線運行模式的仿真結(jié)果如圖14所示。從圖14可看出，在預(yù)同步前，應(yīng)急供電模式下的變流器輸出電壓的相位角均滯后于大電網(wǎng)的電壓相位角，0時預(yù)同步信號啟動，系統(tǒng)開始預(yù)同步，0.20 s變流器輸出相位與電網(wǎng)相位完全同步，之后也未出現(xiàn)偏差，實現(xiàn)了頻率同步；變流器輸出相電壓的有效值隨電網(wǎng)電壓的有效值逐漸升高，0.10 s實現(xiàn)了對電網(wǎng)電壓的跟蹤，達到了220 V;0.30 s時儲能型變流器轉(zhuǎn)為在線運行，相電流快速平滑地變?yōu)樵诰€運行大小，未發(fā)生任何沖擊和突變。在線運行時，相電壓達到了預(yù)同步的要求，相電壓在切換過程中未發(fā)生突變，實現(xiàn)了平滑切換。

圖13和圖14充分驗證了本文提出的基于狀態(tài)反饋共電流內(nèi)環(huán)的平滑切換控制策略的有效性。

5 結(jié)論

(1) 為保證礦井局部通風(fēng)機24 h不間斷供電，設(shè)計了一種作為局部通風(fēng)機負載應(yīng)急供電電源的新型儲能型變流器的拓撲結(jié)構(gòu)，并對其控制策略進行了研究。該儲能型變流器在線運行時可以對蓄電池進行充電，對局部通風(fēng)機進行無功補償；在應(yīng)急供電時可作為應(yīng)急電源。

(a) 相位預(yù)同步

(b) 電壓幅值預(yù)同步

(c) 相電流

(d) 相電壓

(2) 針對儲能型變流器在2種運行模式切換過程中出現(xiàn)的暫態(tài)振蕩問題，提出了一種基于狀態(tài)反饋共電流內(nèi)環(huán)的平滑切換控制策略。仿真結(jié)果表明，該控制策略可使變流器實現(xiàn)2種模式下的穩(wěn)定運行，并能夠在2種模式下平滑切換，具有較好的穩(wěn)態(tài)與動態(tài)特性。