面向百兆瓦級應用的電池儲能系統拓撲與控制方法

谷晴，李睿，蔡旭，謝寶昌

（電力傳輸與功率變換控制教育部重點實驗室(上海交通大學)，上海市 閔行區 200240）

0 引言

近年來，人們生產生活對于能源的需求日益提高，隨著傳統化石能源的儲量不斷減少，風、光等新能源憑借其可再生、無污染等特點得到廣泛關注和應用[1]。然而，與傳統化石能源發電相比，新能源發電具有隨機性、間歇性和波動性的特點，這會導致一系列的發電出力不連續、功率波動等問題，在并入電力系統時，對電力系統的穩定性造成影響。2022年7月，中國電力企業聯合會發布的《2022年上半年全國電力供需形勢分析預測報告》[2]顯示，截至2022年6月底，全國全口徑發電裝機容量為24.4億kW，其中，非化石能源發電裝機容量為11.8億kW，同比增長14.8%，占總裝機容量的48.2%。隨著新能源發電裝機容量不斷提升，其對電力系統運行穩定性的影響越來越不容忽視。電池儲能系統(battery energy storage system，BESS)可以根據供需情況，將能量以電能的形式吸收、儲存和釋放，平滑功率波動，為電力系統對高比例新能源發電的消納提供了有效的解決途徑[3-5]。隨著新能源占總裝機比重的不斷提高，電池儲能電站的容量和規模不斷擴大，已進入百兆瓦級并向吉瓦級發展。

電池儲能電站包含若干BESS單機，為適應電池儲能電站大容量的需求，增加單機數量和提升單機容量為2種有效途徑。然而，隨著單機數量的增加，集電系統復雜性升高，且多機并聯易產生一系列穩定性問題[6]，協同控制困難。因此，面向百兆瓦級乃至吉瓦級電池儲能電站，需要提升BESS單機容量，減少并聯單機數量，簡化結構。

傳統集中式BESS的電池堆經過三相兩電平功率變換系統(power conversion system，PCS)[7]、升壓變壓器接入電網。該拓撲具有結構簡單、開關器件少、易于控制等優勢，但也存在一些問題。

電池堆為了獲得較高的輸出電壓和容量，需要大量電池單體進行串并聯，電池單體之間的不一致性易造成過充、過放[8]，使電池堆整體輸出性能下降，甚至影響電池單體的壽命，這種短板效應會隨著電池單體數量的增加而不斷加深。另外，為了實現系統的安全運行，需要電池管理系統(battery management system，BMS)對電池堆予以監測、均衡，而數量過多的電池單體給BMS造成較大的管理壓力。同時，集中式的分布形式使得電池堆局部故障容易擴散，擴容困難，隨著電池單體數量的增多，系統維護難度加大，安全性降低。因此，電池堆的輸出電壓等級和容量的提升受限。根據國際電工技術委員會制定的標準[9]，單個電池堆的最大電壓為1 500 V。目前，傳統集中式BESS的單機容量多為0.63 MW，一般不超過1 MW。

受到電力電子器件耐壓水平的限制，變換器的輸出電壓等級較低，傳統集中式BESS為了獲得較高的電壓等級，需要通過升壓變壓器接入電網，能量傳遞環節較多，中間通信時間延時較長，且變壓器損耗較大，使系統效率降低。

由于三相兩電平變換器輸出電平數量較少，交流側諧波含量較高，需要大容量濾波裝置滿足并網需求[10]，增大了系統體積。

綜上所述，傳統集中式BESS適用于發電側或用戶側等低壓、小容量應用場合，但是對于電網側高壓、大容量應用場合，傳統集中式BESS的電池堆輸出電壓等級和容量的提升受限，響應延時明顯，效率低，電能質量較差，體積大，難以應對電池儲能電站日趨大容量、規模化的挑戰。

針對傳統集中式電池儲能系統存在的問題，高壓直掛式BESS受到廣泛關注，成為研究熱點。在結構上，高壓直掛式BESS從集中式結構轉變為模塊化分布式結構，通過若干子模塊(submodule，SM)級聯升壓，達到需求電壓等級，再經過濾波器并網。與傳統集中式電池儲能系統相比，高壓直掛式BESS具有明顯優勢。

通過子模塊級聯升壓，儲能系統不再受到單個電池堆輸出電壓等級和容量的限制，隨著子模塊數量的增加，可達到較高輸出電壓等級，滿足高壓和大容量應用的需求，擴容靈活。另外，電池單體分散于各SM中，BMS分割管控，均衡、管理難度降低，在系統發生局部故障時，可切除故障SM，將其隔離檢修[11]。同時，無需變壓器和大容量濾波裝置，便可實現中高壓并網，系統體積相對較小。

高壓直掛式BESS的典型拓撲主要有星型結構[12]、三角形結構和模塊化多電平(modular multilevel converter，MMC)結構[13-14]3種。在3種結構中，星型結構為最基本的結構，其他結構可由此推演得到。

面向電池儲能電站大容量、規模化的需求，目前的研究多集中于單機數量的增加。為探究在單機容量和擴容方面更具優勢的BESS拓撲，本文首先通過計算對比分析了星型結構、三角形結構和MMC結構的單機容量；然后以星型結構為例，介紹了其拓撲結構和數學模型，分析了高壓直掛BESS的控制策略，包括網側功率控制和荷電狀態(state of charge，SOC)均衡控制，并通過仿真驗證了控制策略的有效性。

1 高壓直掛BESS容量分析

圖1為高壓直掛BESS的星型結構，SM由H橋(H bridge，HB)變換器、濾波電容和若干串聯的電池單體組成。每個H橋中包括4個絕緣柵雙極型晶體管(insulated-gate bipolar transistor，IGBT)，為估算單機BESS的容量，令IGBT的電壓等級為Vsmax，系統的電壓等級為Vl，則每相的SM數量NSM可以表示為

圖1 星型結構Fig.1 Star structure

每個SM中包含若干串聯的電池單體，單個SM中的電池單體數量Nbat可以表示為

式中：Vbmin為電池單體的最低電壓；kv為電壓裕量。

為保證電池單體與電網之間能夠正常地進行能量交換，H橋直流側電壓要高于交流側電壓，因此kv的取值一般為1.05～1.15。則單機容量Ssys可以表示為

式中：kbat為電池單體充放電倍率；Sbat為電池單體額定容量。可以看出，Vsmax和Vbmin并不是影響Ssys的決定性因素，可以通過改變NSM和Nbat，使交流側輸出電壓達到系統的電壓等級。

目前常用于儲能的電池單體容量為280 A·h，取充放電倍率為0.5 C，電壓裕量為1.15，代入式(3)，可以得到35 kV的高壓直掛BESS星型結構的單機容量約為14 MW。

對于三角形結構和MMC結構，該單機容量的分析過程同樣適用，其單機容量可以通過星型結構的分析結果推演得到。

圖2為高壓直掛BESS的三角形結構，其SM與星型結構一致。由于三角形結構線電壓為相電壓的1.732倍，因此，在系統電壓等級和SM規格相同的情況下，三角形結構的SM數量為星型結構的1.732倍，單機容量也擴展到1.732倍，約為24 MW。

圖2 三角形結構Fig.2 Triangular structure

圖3為高壓直掛BESS的MMC結構，其SM有2種結構，一種為基于H橋的SM結構，與星型結構一致；另一種為基于半H橋的SM結構。MMC結構由2個星型結構并聯構成，每一相具有上下2個橋臂，在系統電壓等級和SM規格相同的情況下，當SM中的變換器為H橋時，SM數量為星型結構的2倍；當SM的變換器為半H橋時，由于半H橋不能輸出負電平，因此SM數量為星型結構的4倍[15]。基于半H橋SM結構的輸出電壓相當于在基于H橋SM結構的輸出電壓上疊加了一個直流偏置，以達到相同電壓等級。因此，MMC結構的單機容量也相應擴展到原來的2倍、4倍，分別約為28、56 MW。

圖3 MMC結構Fig.3 MMC structure

通過對比，高壓直掛BESS三種結構的單機容量遠高于傳統集中式BESS，在組成電池儲能電站時，單機數量更少，結構簡化，控制復雜性降低，更加適用于高壓、大容量的應用場合。

2 高壓直掛BESS的星型結構

2.1 拓撲結構

高壓直掛BESS的星型結構如圖4所示，呈三相星形連接，每一相由N個模塊級聯構成，經電感Lg接入電網。Lg為濾波電感，用以濾除電網側電流所含諧波[16]，改善電能質量；Rg為濾波電感的寄生電阻。SM包括功率模塊和電池模塊，其中，功率模塊由H橋變換器和濾波電容Cb構成，負責電網與電池模塊之間的能量交換。電池模塊由若干個電池單體串聯而成，是能量儲存的載體，按照功率模塊的調控，進行充放電行為。

圖4 高壓直掛式BESS的星型結構Fig.4 Star structure of high voltage transformerless BESS

2.2 數學模型

N個功率模塊級聯連接，功率模塊交流端為電網側，直流端為電池側，級聯后第k相功率模塊電網側的輸出電壓vk由N個功率模塊的輸出疊加得到，如式(4)所示：

式中skj為第k(k=a，b，c)相第j個功率模塊的開關函數，如式(5)所示：

由于電路呈三相星型連接，根據基爾霍夫電壓定律和基爾霍夫電流定律，電網側的電壓電流關系如式(6)所示：

式中：ek為第k相電網電壓；ik為第k相電網側電流；vO'O為系統的零序電壓分量。

由式(6)可以推導出vO'O的表達式為

vO'O由電網電壓和功率模塊電網側的輸出電壓所決定[17]。當電網電壓三相對稱，且沒有通過功率模塊注入零序電壓時，系統的零序電壓分量為0。此時式(6)可以簡化為

第k相第j個電池模塊的荷電狀態為SOCkj，則第k相和整個系統的荷電狀態如式(9)所示：

為了更加直觀地表示各相荷電狀態的不均衡程度，定義第k相SOC不均衡度為

3 高壓直掛BESS的控制策略

3.1 網側功率控制

網側功率控制是高壓直掛BESS的基本功能之一，根據控制對象的不同，可以分為電壓源型控制和電流源型控制。電壓源型控制通過模擬同步發電機的調壓、調頻特性，控制功率模塊電網側的輸出電壓，實現對功率的調節，同時為電網電壓及頻率提供支撐作用[18]。但電壓源型控制環路中存在較大的慣性延遲，響應速度較慢。相比之下，電流源型控制在應對功率波動等暫態情況時，具有更快的響應速度，被廣泛應用于儲能系統的控制中。其中，電流解耦控制是最常見、最可靠的控制方法之一[19-20]。通過Clark變換和Park變換，將三相靜止坐標系下的交流量轉換到兩相旋轉坐標系下的直流量，簡化了控制器的設計。對式(8)作變換，可以得到dq坐標系下的電壓電流關系，如式(11)所示：

其中，T(θ)3s-2r為變換矩陣，如式(12)所示：

可以看出，dq軸之間存在電感耦合項，相互之間并不完全獨立，即在調節d軸電流分量的過程中，q軸電流也會受到影響，反之亦然。并且影響程度與頻率成正比例關系，系統頻率越高，耦合程度越高[21]。因此，為了消除耦合項的影響，需要引入電感交叉解耦項。同時，電網電壓作為擾動分量，需要引入電網電壓前饋解耦項。

θ通過鎖相環(phase locked loop，PLL)獲得，PLL以功率模塊電網側的輸出電壓q軸分量vq為控制對象，通過PI控制器得到一個使得vq為0的角度θ，此時d軸分量vd與功率模塊電網側的輸出相電壓幅值相等，據此可以得到dq軸電流分量的參考值。帶有PLL的電流解耦控制如圖5所示。其中：P0、Q0分別為參考有功、無功功率；Vl為功率模塊電網側輸出線電壓的有效值；vsabc為控制變換器輸出電壓的參考信號。

圖5 基于鎖相環的電流解耦控制Fig.5 Current decoupling control with phase locked loop

為了驗證該控制策略的正確性，利用Matlab/Simulink搭建35 kV/10 MW的高壓直 掛 式BESS仿真模型進行驗證，系統參數設置如表1所示。

表1 仿真參數Tab.1 Simulation parameters

仿真所得電壓vabc、電流iabc和有功功率的波形如圖6所示，可以看到，系統穩定運行，符合理論預期。

圖6 電流解耦控制仿真波形圖Fig.6 Waveforms of current decoupling control simulation

3.2 荷電狀態均衡

對于星型結構，注入零序電壓不會引入零序電流，電能質量得以保證。因此，考慮采用注入零序電壓的方式實現SOC相間均衡。設注入的零序電壓的表達式為

式中：V0為零序電壓的幅值；ω為系統的當前實時角速度；θ0為零序電壓的相角。則注入零序電壓后的網側三相電壓的表達式如式(14)所示：

式中Vg為網側三相電壓的幅值。網側三相電流的表達式為

式中：Ig為網側三相電流的幅值；δ為合成電流矢量與d軸的夾角，表達式為

三相功率的表達式為：

式中：ΔPa、ΔPb、ΔPc分別為a、b、c三相的附加功率，對其求和，可得

可以看出，注入的零序電壓只會影響有功功率在三相之間的分配，而不會影響儲能系統總功率。注入的零序電壓會在各相產生附加功率，從而改變各相的有功功率，以實現SOC的相間均衡。SOC的不均衡度越大，所需的附加功率越大，因此，在控制中，使各相附加功率與SOC不均衡度呈正比關系。

式中λ為附加功率與SOC不均衡度的比例系數。由式(9)和式(10)可知，三相SOC的不均衡度有如下關系：

三相SOC不均衡度之和為0，三相對稱電壓、電流也具有三相分量之和為0的性質，該性質反映的是隨著時間的變化，三相分量的瞬時值之和始終為0，本質上是標量的計算，是數值的相加減。但如果考慮空間相位，就不僅僅是數值的加減，而應該將各相分量放到abc三相坐標系中考慮，此時的合成矢量不再是0。通過類比，將三相SOC不均衡度視為a、b、c方向上的3個矢量，合成矢量ΔSOC的表達式為

通過式(21)可以看出，合成矢量ΔSOC除了可以分解到abc坐標系，還可以分解到xy坐標系，其中，x軸與a軸重合，y軸由x軸逆時針旋轉90°得到，如圖7所示。

圖7 合成矢量ΔSOC的分解Fig.7 Decomposition of synthetic vectorΔSOC

由式(21)可以得到如下對應關系：

合成矢量ΔSOC與x軸的夾角為γ。

通過式(23)可以得到：

定義：

則附加功率式(19)可以表示為：

通過式(26)可以得到如下對應關系：

系統在穩態運行時，λ、Ig均為恒定值，因此可以得到注入零序電壓的幅值和相位如式(28)所示，其中，K0為一比例系數。

圖8為SOC相間均衡控制框圖，為了驗證該均衡策略的有效性，在2.1節所搭建的仿真系統上進行仿真驗證。設置三相的SOC初始值分別為10%+0.1%、10%、10%-0.1%，設置系統在0.2 s時能使SOC相間均衡控制，所得仿真波形如圖9、10所示。

圖8 SOC相間均衡控制Fig.8 Clustered SOC balancing control

圖9 三相SOC波形Fig.9 Waveforms of three-phase SOC

圖10 零序電壓的PWM波形Fig.10 PWM waveform of zero-sequence voltage

可以看到，從0.2 s開始，三相SOC差值逐漸減小，在4.5 s左右達到一致，并保持均衡狀態穩定運行。隨著三相SOC不均衡度的降低，由于零序電壓的注入而產生的額外脈沖寬度調制(pulse width modulation，PWM)信號從0.2 s開始幅值不斷衰減，在達到均衡后變為0。

4 結論

針對面向百兆瓦級應用的電池儲能系統拓撲與控制方法展開了詳細研究。通過計算，分析了35 kV下星型結構的單機容量，并將分析結果推演到三角形結構和MMC結構，結果表明：

1）3種高壓直掛BESS可達到的單機容量遠高于傳統集中式BESS的單機容量，且擴容靈活，更加容易實現。

2）在構成同等規模的電池儲能電站時，采用高壓直掛BESS所使用的單機數量更少，結構得到簡化，控制復雜性降低，高壓直掛BESS更適用于高壓、大容量的應用場合。