总第 76 期频域信息, 进而确定系统的谐振信息而模态分析法具有高效方便的优点, 只通过对节点导纳矩阵的 [4,] 处理即可得到全部的谐振频率更重要的是, 模态分析法可以得到比解析法和频谱法更多的信息 [6,7], 可以为谐振抑制提供参考配电网谐振抑制的方法主要分为无源方式和 [8,9] 有

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步吴
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1 第 6 卷第期第 8 期年 3 月 Journal of Power Supply Vol.6 No. Mar. 8 DOI:.334/j.issn 中图分类号 :TM7 文献标志码 :A 注入式有源谐波电阻谐振抑制方法聂程, 王跃, 雷万钧, 李甜, 许嘉沄 (. 西安交通大学电气工程学院, 西安 749;. 上海船舶设备研究所, 上海 3) 摘要 : 微电网的电压等级逐步向中压发展为了补偿微网中大量无功功率的传输, 在中压配电网中一般加设无功补偿电容无功补偿电容有可能导致电网谐波电流放大, 严重的谐振问题会危及配电网的安全首先, 利用谐振模态分析法对中压配网的谐振进行分析 ; 然后, 基于注入式结构的有源谐波电阻 AHR(active harmonic resistance), 建立电压控制电流源方式下有源谐波电阻的阻抗模型, 分析其对谐振阻尼的作用仿真和实验结果证明了所提出的谐振分析与抑制方法对谐振有明确的预测与阻尼作用, 可以有效保障系统的正常运行关键词 : 谐振抑制 ; 谐波分析 ; 注入式有源谐波电阻 ; 中压配网 Harmonic Resonance Suppression Method Based on Injected Active Harmonic Resistance NIE Cheng, WANG Yue,LEI Wanjun, LI Tian, XU Jiayun (. School of Electrical Engineering, Xi an Jiaotong University, Xi an 749, China;. Shanghai Marine Equipment Research Institute, Shanghai 3, China) Abstract: Nowadays, the voltage level of microgrid is developing towards medium 鄄 level progressively. To compen 鄄 sate the transmission of a large quantity of reactive power, reactive compensation capacitors are usually installed in medium 鄄 voltage distribution networks, which will amplify the harmonic current in the grid and even endanger the distri 鄄 bution network in the case of serious resonance problems. In this paper, harmonic resonance modal analysis method is used to analyze the harmonics in a medium 鄄 voltage distribution network at first. Then, based on the injected active har 鄄 monic resistance(ahr), a impedance model of AHR in voltage 鄄 controlled 鄄 current mode is set up, and its effect on the har 鄄 monic resonance damp is analyzed. Simulation and experimental results proved that the proposed harmonic resonance analysis and suppression method can predict and damp the harmonic resonance obviously, which can guarantee the nor 鄄 mal operation of the system effectively. Keywords: harmonic resonance suppression; harmonic analysis; injected active harmonic resistance; medium 鄄 voltage distribution network 配电网是连接输电网和终端电力用户的重要网络, 在电力系统中承担着电能传输和分配的任务对功率因数偏低的配网进行合理的无功补偿, 可以给电网的安全性和经济性都能带来极大的好 [] 处对于 kv 等级的配电网, 补偿无功的方式一般有两种 : 无源补偿和有源补偿有源补偿方式, 如收稿日期 :7 鄄鄄 8; 修回日期 :8 鄄鄄基金项目 : 国家自然科学基金资助项目 (76) Project Supported by National Natural Science Foundation of China(76) 链式 STATCOM [,], 动态性能优越, 但成本高, 控制复杂 ; 无源补偿方式, 如并联电力电容, 补偿容量大且安装方便, 维护简单, 成本低目前并联电力电容器的补偿方式是中压配网应用最为广泛的补偿方式, 但是无源补偿方式使用的电容可能和电网线路 [3] 之间产生谐振确定配电网谐振频率是选择阻尼方案的基础目前电力系统中计算谐振频率的方法主要有解析 [4 鄄 7] 法频谱分析法模态分析法等前两种方法计算比较复杂, 需要分析计算各节点的阻抗得到相应的

2 总第 76 期频域信息, 进而确定系统的谐振信息而模态分析法具有高效方便的优点, 只通过对节点导纳矩阵的 [4,] 处理即可得到全部的谐振频率更重要的是, 模态分析法可以得到比解析法和频谱法更多的信息 [6,7], 可以为谐振抑制提供参考配电网谐振抑制的方法主要分为无源方式和 [8,9] 有源方式无源方式多指通过在无功补偿电容上串联无源器件如电感器或电阻器来实现抑制谐振放大的目的有源方式利用电力电子变流器实现阻尼, 具有更好的动态性能, 且避免了能量损耗, 是近年来配电网阻尼抑制研究的热点 R 鄄 APF 方式可以有效地抑制谐波谐振, 但是由于变流器需要直接和电网并联, 变流器需要承受全部的基波电压, 因此不适合用于中压配电网, 且大容量与高动态特性之 [,] 间的矛盾给变流器设计带来困难混合滤波有效地降低了变流器所需承受的端口电压, 且不需要 [ 鄄 4] 额外的电源, 但是增加了无功补偿电容中的谐波电流, 引起发热等问题文献 [] 利用 PWM 变流器在谐波频率上模拟电阻特性, 利用有源谐波电阻 AHR(active harmonic resistance) 实现阻尼谐振的目的有源谐波电阻不需要承担基波电压或电流, 进一步降低了阻尼对变流器容量的需求, 更加适合用于中压配电网, 但是对于谐波电阻取值, 阻抗特性等方面缺乏深入的研究分析本文利用谐振模态分析法确定中压配电网系统的谐振频率, 基于注入式的结构建立电压控制电流型有源谐波电阻的阻抗模型, 进而根据谐振频率确定最优的等效谐波电阻阻值仿真和实验结果证实本文提出的有源谐波电阻对于抑制谐振放大的有效性中压配网系统谐振分析. 谐振模态分析法谐振模态分析法是研究电力系统谐振问题的一种有效工具, 它通过解耦的方式把复杂的谐振现象分解成若干简单的关键模型, 并且可以在得到系统潜在谐振频率的同时, 分析各节点受到谐振电压的影响程度在配电网中, 各支路一般都是并联在交流母线上无源支路一般由补偿电容和串联电感构成, 通过分析串联电感受到谐振电压的影响, 即可得到无功补偿支路的电流谐振情况根据文献 [6], 系统的节点导纳矩阵可以分解为 Y = LΛT () 式中 :Λ 为对角矩阵, 表示导纳矩阵的特征根 ;L 和 T 分别为左右特征向量矩阵, 且满足 L=T 特征根的倒数具有电阻的单位, 所以定义为系统的模态阻抗 T 矩阵的行元素是各节点电流作为激励源时对谐振的激励作用强弱, 而 L 矩阵的列元素是各节点受到谐振电压的大小. 中压配电网算例模型工业大型负载诸如电弧炉, 运行产生大量的无功和谐波使其并联的无功补偿电容和电网发生谐振以 kv 配网为例, 图为含有感性非线性负载的中压配电网单相示意 Ls kv 图 kv 中压配电网单相示意 Fig. Schematic of single 鄄 phase circuit of kv middle 鄄 voltage distribution network 图的配电网中, 包含有线路阻抗 L S L S, 末端连接感性非线性负载, 电容器 C 及串联电感 L 采用就近补偿方式节点处引出, 可能连接有其他负载, 用于考察非线性负载谐波对 kv 母线上其他并联负载的影响其电路参数见表所示表中压配网电路参数 Tab. Parameters of the system in middle 鄄 voltage distribute network 电路元件 L s /mh L S /mh L/mH C/μF 参考值.. 4. 考虑到电网中所有负载的端电压均由电网电压确定, 所以可以近似将负载等效为电流源利用模态分析法得到系统的模态阻抗, 如图所示 Ls 3 C L 非线性负载

第期聂程, 等 : 注入式有源谐波电阻谐振抑制方法 3 图中 λ λ 和 λ 3 分别是特征根矩阵 Λ 对角线上的元素其值分别对应系统的模态模态和模态 3 的阻抗模态 3 阻抗 λ 3 在 43 Hz 处存在一个明显的谐振峰, 该频率上对应的特征向量矩阵分别为 -.7 4.64 9.39 9 L = 3.73.3 6 4 -.4.638 4 9.87.

96 3 参考 L 矩阵第 3 列的元素, 节点 3 处会承受很大的谐振电压, 且节点处的谐振电压高于节点处的谐振电压同理, 由 T 矩阵第 3 行元素可以看出, 节点处注入较小的谐波电流即可以引起严重的谐振为了验证模态分析的结果, 根据算例参数得到系统中各节点电压和支路电流仿真波形, 分别如图节点电压 /kv 节点电压 /kv 节点 3 电压 /kv - - 模态阻抗 /Ω 4

3 第期聂程, 等 : 注入式有源谐波电阻谐振抑制方法 3 图中 λ λ 和 λ 3 分别是特征根矩阵 Λ 对角线上的元素其值分别对应系统的模态模态和模态 3 的阻抗模态 3 阻抗 λ 3 在 43 Hz 处存在一个明显的谐振峰, 该频率上对应的特征向量矩阵分别为 L = , 3 T = 图 kv 中压配电网模态阻抗 Fig. Modal impedance of the kv middle 鄄 voltage distribution network 参考 L 矩阵第 3 列的元素, 节点 3 处会承受很大的谐振电压, 且节点处的谐振电压高于节点处的谐振电压同理, 由 T 矩阵第 3 行元素可以看出, 节点处注入较小的谐波电流即可以引起严重的谐振为了验证模态分析的结果, 根据算例参数得到系统中各节点电压和支路电流仿真波形, 分别如图节点电压 /kv 节点电压 /kv 节点 3 电压 /kv - - 模态阻抗 /Ω 4 3 λ λ 图 3 λ 频率 /Hz 节点电压波形 Fig.3 Waveforms of nodal voltages 无功补偿支路电流 /A 电网电流 /ka 负载电流 /ka 和图 4 所示图 4 支路电流波形 Fig.4 Waveforms of branch currents 仿真结果中, 节点 3 电压和无功补偿支路电流中 7 次谐波成分含量很大基于注入式有源谐波电阻思想的谐振抑制方法 [] 基于有源谐波电阻的思想, 本文提出一种受控电流源型的有源谐波电阻控制方式, 如图所示图 (a) 中 AHR 以注入式的结构接入 kv 配电网, 由于无功补偿电容 C 的分压和串联电感 L 的分流,AHR 变流器仅承受很小的基波电压和基波 (a) 含注入式有源谐波电阻的配电网电路交流电压直流电压指令 AHR 图 Kh PLL Ls kv PI L If_ref+Ih_ref Ls Iref 发货流电压采样 (b) 有源谐波电阻控制流程电压控制电流型有源谐波电阻 Fig. Active harmonic resistance in voltage 鄄 controlled 鄄 3 KP current mode C L 非线性负载 KPMW sl I

4 4 总第 76 期电流从图 (b) 的控制流程可见, 变流器的输出电流指令的上半部分用于控制变流器模拟电阻的特性, 下半部分用于稳定变流器的直流侧电压其中谐波电流指令由变流器交流电压直接生成, 这种方式避免了谐波所导致的延时, 使得有源谐波电阻具有更好的动态性能合成效果使得变流器呈现谐波电阻特性, 即等效电阻 /Ω 相位 /( ) u h = K h i h () 式中 :K h 为等效的谐波电阻 ;u h 和 i h 分别为变流器端口谐波电压和谐波电流忽略变流器损耗, 在谐波段吸收有功能量, 在基波频率上向电网回馈有功能量谐波电流输出 I 到谐波电流给定 I ref 的闭环传递函数为 I ref I = G c (s) = +T c(s) T c (s) 式中,T c (s) 为电流开环传递函数, 表示为频率 /Hz 图 6 变流器等效阻抗 Fig.6 Equivalent resistance of inverter (3) T c (s) = K p(s)g d (s)k PWM (s) sl (4) 式中 :K p (s) 和 K PWM (s) 分别为电流环比例系数和变流器的放大倍数 ;G d (s) 为开关延时联立式 () 和式 (3), 得到等效阻抗为 R eq = U I = G c (s)k h () 变流器的等效阻抗如图 6 所示接入有源谐波电阻后, 此时系统的模型阻抗曲线如图 7 图 6 可以看出, 在 khz 以内, 变流器输出特性近似等效于电阻特性, 随着频率的增加, 误差有模型阻抗 /Ω 图 7 λ λ 频率 /Hz 接入有源谐波电阻后系统模态阻抗 Fig.7 Modal impedance of the system with AHR 所增大, 表现为电阻和电感的串联特性接入有源电阻后, 模态阻抗 λ 3 在 43 Hz 处减小到原来的 % 以内, 谐振得到有效抑制 3 电压控制电流源型有源谐波电阻特性研究 λ 3 3. 最优阻值及变流器容量评估为了抑制关键谐振频率处谐波的放大, 变流器和串联电感并联支路的阻抗应该在此频率处取得最大值, 其并联阻抗表达式为 Z n = 棕 nlr eq 姨 ( 棕 nl) +R eq (6) 式中, 棕 n 为关键谐振频率, 根据上文分析, 该系统关键谐振频率为 43 Hz 当有源谐波电阻的等效阻值满足 R eql = 棕 nl 时, 该频率处变流器和串联电感支路的阻抗 Z n 取得最大值根据第节给出的中压系统模型的算例, 得出等效电阻约为 Ω 当等效谐波电阻的阻值确定后, 进一步可以得到变流器的最大功率在谐波频率上, 电容和电感的阻抗比满足 Z L_h Z C_h = - h 棕 fl /h 棕 fc = -h K L (7) 式中 :K L 为基波电感率, 即基频下串联电感和补偿电容电抗之比 ;h 为谐波次数,h=,7, 节点为补偿支路和非线性负载的 PCC 点, 接入有源谐波电阻时, 无功补偿支路串联电感电压为 U L_h = U Z L_h //R eql PCC_h = Z C_h +Z L_h //R eql

第期聂程, 等 : 注入式有源谐波电阻谐振抑制方法 U PCC_h 移 P h THD uu u h K L R eql U h K L R eql +h PCC_h (8) K L +R eql 根据式 (8), 串联电感承受的谐波电压小于 PCC 处的谐波电压, 所以根据 PCC 处系统电压 THD 值可以计算出变流器端口所需要的谐波电压的最大值及变流器的最大谐波功率, 即移 U

输出电流基波相位控制无功补偿支路中含有大量的谐波, 加上系统谐振时被放大的谐波, 对变流器端口基波锁相有一定的困难为了避开在强干扰环境下的锁相问题, 利用交流母线上节点处的 PT 装置做锁相, 当仅含有 LC 无源支路时, 节点 3 基波电压相位和节点基波电压相位相差 8, 其等效电路如图 8 所示图中,K 为基波电流调节系数当 I F 时,

8 Single 鄄 phase equivalent circuit at fundamental frequency ZCF ZLF IF=KUPF 根据变流器谐波功率的最大值, 联立式 ()~ 式 (), 可求解到 K 最大值约为.

5 第期聂程, 等 : 注入式有源谐波电阻谐振抑制方法 U PCC_h 移 P h THD uu u h K L R eql U h K L R eql +h PCC_h (8) K L +R eql 根据式 (8), 串联电感承受的谐波电压小于 PCC 处的谐波电压, 所以根据 PCC 处系统电压 THD 值可以计算出变流器端口所需要的谐波电压的最大值及变流器的最大谐波功率, 即移 U PCC_h = THD uu PCC (9) R () 在 kv 的配网系统中, 要求 THD u 最大值为 4% [7] 当等效电阻取 Ω 时, 变流器单相的最大功率约为 4.8 kw 3. 输出电流基波相位控制无功补偿支路中含有大量的谐波, 加上系统谐振时被放大的谐波, 对变流器端口基波锁相有一定的困难为了避开在强干扰环境下的锁相问题, 利用交流母线上节点处的 PT 装置做锁相, 当仅含有 LC 无源支路时, 节点 3 基波电压相位和节点基波电压相位相差 8, 其等效电路如图 8 所示图中,K 为基波电流调节系数当 I F 时, 变流器端口的实际基波电压相位和给定相位会发生改变变流器端口实际的基波电压为 U LF = (+KZ CF)Z LF Z CF +Z LF U PF () 又因为变流器的基波有功能量用于平衡吸收的谐波有功能量, 忽略变流器的损耗时, 根据能量平衡关系, 有移 P h = (U LF (KU PF ) * ) real () USF 图 8 ZSF UPF ULF 基波频率下单相等效电路 Fig.8 Single 鄄 phase equivalent circuit at fundamental frequency ZCF ZLF IF=KUPF 根据变流器谐波功率的最大值, 联立式 ()~ 式 (), 可求解到 K 最大值约为. U PF 和 U LF 分别是变流器母线基波电压和变流器端口基波电压, 当 K 等于时相位差 8, 当 K 不等于时其相位差和 K 值的关系如图 9 所示相位差 /( ) K 图 9 交流母线和变流器交流侧基波电压相位差和 K 的关系 Fig.9 Relationship between K and the phase difference of voltage at fundamental frequency between AC bus and AC 鄄 side inverter 当 K 为负值时, 变流器输出基波有功能量 ; 当 K 为正值时变流器吸收基波有功能量较小的 K 值对锁相环节影响不大, 通过交流母线基波电压近似得到变流器端口基波电压相位是有效的方式 4 仿真及实验引入本文提出的有源谐波电阻抑制谐振后, 节点电压和支路电流仿真波形分别如图和图所示由图可以看到, 节点 3 上 7 次谐波电压成分明显地减小, 其峰值减小到谐振前的 /; 其他特征频率的谐波成分均有一定的抑制节点电压 /kv 节点电压 /kv 节点 3 电压 /kv 图接入有源谐波电阻后节点电压波形 Fig. Waveform of nodal voltage with AHR

6 总第 76 期无功补偿支路电流 /A - 无功支路电流 ( A/ 格 ) 无功支路电流电网电流 /ka 节点 3 电压 ( V/ 格 ) 节点 3 电压 t( ms/ 格 ) 负载电流 /ka 无功补偿支路电流 /A 电网电流 /ka 负载电流 /ka 图 -.9.9.9.93.94.9 图接入有源谐波电阻后支路电流波形 Fig.

s 时, 负载突然增加, 但是无功补偿直流电流基本保持不变, 没有出现振荡问题实验验证基于实验室 38 VAC 的系统非线性负载用二极管不控整流负载带 48 Ω 电阻模拟, 无功补偿电容串联电感 3. mh, 其余实验参数同仿真等效电阻取值约为 9. Ω, 实验波形分别如图 3~ 图所示.96.98...4 有源谐波电阻动态性能仿真结果 Fig.

6 6 总第 76 期无功补偿支路电流 /A - 无功支路电流 ( A/ 格 ) 无功支路电流电网电流 /ka 节点 3 电压 ( V/ 格 ) 节点 3 电压 t( ms/ 格 ) 负载电流 /ka 无功补偿支路电流 /A 电网电流 /ka 负载电流 /ka 图图接入有源谐波电阻后支路电流波形 Fig. Waveform of branch current with AHR 负载电流无功补偿支路电流和电网电流波形如图所示由图可以看到, 各支路中 7 次谐波电流放大现象有明显的抑制, 无功补偿电容的电流峰值降为谐振抑制前的 /, 电容电流中的尖刺是由于不控整流器的换相导致, 谐波成分含量很小注入式有源谐波电阻也具有很好的动态特性, 负载突变时的仿真结果如图所示在. s 时, 负载突然增加, 但是无功补偿直流电流基本保持不变, 没有出现振荡问题实验验证基于实验室 38 VAC 的系统非线性负载用二极管不控整流负载带 48 Ω 电阻模拟, 无功补偿电容串联电感 3. mh, 其余实验参数同仿真等效电阻取值约为 9. Ω, 实验波形分别如图 3~ 图所示有源谐波电阻动态性能仿真结果 Fig. Simulation results of the dynamic performance of AHR 图 3 接入有源谐波电阻前无功支路电流和节点 3 电压实验波形 Fig.3 Experimental waveforms of reactive branch current and voltage at node 3 without AHR 无功补偿电容电流 ( A/ 格 ) 节点 3 电压 ( V/ 格 ) 图 4 接入有源谐波电阻后无功支路电流和节点 3 电压实验波形 Fig.4 Experimental waveforms of active branch current and voltage at node 3 with out AHR 电压 (. V/ 格 ) 电流 ( A/ 格 ) 图无功补偿电容电流节点 3 电压 t( ms/ 格 ) t( ms/ 格 ) 变流器端口电压电流波形 Fig. Experimental result of voltage and current at the terminal of inverter 由图 3 图 4 可以看到, 引入有源谐波电阻后, 谐振得到了抑制, 此时变流器端口的电压和电流波形如图所示接入有源谐波电阻阻尼前后实验结果的 FFT 数据对比如图 6 所示根据图 6 可以看到, 加入有源虚拟电阻后, 电感电压和电容电流中的各次谐波成分均得到了有效的抑制阻尼前和阻尼后电感电压的 TDH 分别为 4% 和 4%; 阻尼前和阻尼后电容电流的 THD 分别为 % 和 3% 并且, 对系统

7 第期聂程, 等 : 注入式有源谐波电阻谐振抑制方法 7 电感电压 /V 电容电流 /A... 关键谐振频率处的谐波抑制效果最明显, 阻尼后电感电压和电容电流的 7 次谐波成分仅为阻尼前的 % 和 % 结语模态谐振分析法在分析电力系统多端复杂网络中的谐振问题上具有很高的准确性, 且计算简单利用模态谐振分析法, 除了能够得到谐振频率及各节点受到谐振电压影响的信息外, 还可以判断出支路上受到谐振电流的影响情况利用电力电子变流器可以在比较宽的频带上模拟电阻的特性, 用于阻尼系统的谐振具有很好的效果利用注入式的结构, 可以减小变流器交流侧承受的基波电压和电流, 使其在中压配网电能质量治理中具有广阔应用空间参考文献 : 图 6 抑制前抑制后谐波次数 (a) 电感电压 (b) 电容电流抑制前抑制后谐波次数实验波形的 FFT 结果 Fig.6 FFT result of experimental waveforms [] 张海鹏, 林舜江, 刘明波, 等. 低压配电网无功补偿及效益评估系统的开发和应用 [J]. 电力系统保护与控制,6, 44 (4): 9 鄄 36. Zhang Haipeng, Lin Shunjiang, Liu Mingbo, et al. Develop 鄄 ment of low voltage distribution networks reactive power compensation and benefit assessment system and its appli 鄄 cation[j]. Power System Protection and Control, 6, 44(4): 9 鄄 36(in Chinese). [] 谭树龙, 杨耕, 耿华. 不平衡工况下链式 STATCOM 的运行极限分析 [J]. 电力自动化设备,, 3(): 44 鄄 49, 78. Tan Shulong, Yang geng, Geng Hua. Analysis of operating limit for cascaded STATCOM in unbalanced condition [J]. Electric Power Automation Equipment,, 3 (): 44 鄄 49, 78(in Chinese). [3] 刘艳阳. 配电网无功补偿配置原则优化研究 [J]. 陕西电力,, 43(9): 7 鄄 6. Liu Yanyang. Research on reactive compensation principle of configuration optimization in distribution grid[j]. Shaanxi Electric Power,,43(9): 7 鄄 6(in Chinese). [4] 唐振东, 杨洪耕. 基于模态分析的风电场并网谐波谐振研究 [J]. 电力自动化设备, 7, 37(3):87 鄄 9, 99. Tang Zhendong, Yang Honggeng. Harmonic resonance re 鄄 search based on modal analysis for grid 鄄 connected wind farms[j]. Electric Power Automation Equipment, 7, 37(3): 87 鄄 9, 99(in Chinese). [] 刘洋, 帅智康, 李杨, 等. 多逆变器并网系统谐波谐振模态分析 [J]. 中国电机工程学报, 7, 37(4):46 鄄 464, 49. Liu Yang, Shuai Zhikang, Li Yang, et al. Harmonic reso 鄄 nance modal analysis of multi 鄄 inverter grid 鄄 connected sys 鄄 tems[j]. Proceedings of the CSEE, 7, 37(4): 46 鄄 464, 49(in Chinese). [6] Xu W, Huang Zhengyu, Cui Yu, et al. Harmonic resonance mode analysis[j]. IEEE Transactions on Power Delivery,, ():8 鄄 9. [7] 彭莉萍, 魏辉, 刘桂平, 等. 通过改进 Prony 算法辨识交流串补引起的次同步谐振模态参数 [J]. 电力系统及其自动化学报,, 7(S):63 鄄 67. Peng Liping, Wei Hui, Liu Guiping, et al. De tection of subsynchronous resonance caused by series capacitive compensation based on improved Prony[J]. Proceedings of the CSU 鄄 EPSA,, 7(S):63 鄄 67(in Chinese). [8] 余光正, 林涛, 陈汝斯, 等. 考虑智能配电网谐波谐振模式不确定性的抑制措施 [J]. 电力自动化设备, 6, 36(7):6 鄄 66. Yu Guangzheng, Lin Tao, Chen Rusi, et al. Harmonic reso 鄄

8 总第 76 期 nance suppression considering harmonic resonance mode uncertainty of smart distribution grid[j]. Electric Power Au 鄄 tomation Equipment, 6, 36(7): 6 鄄 66(in Chinese). [9] 张笠君, 汪飞, 郭慧, 等.

8 8 总第 76 期 nance suppression considering harmonic resonance mode uncertainty of smart distribution grid[j]. Electric Power Au 鄄 tomation Equipment, 6, 36(7): 6 鄄 66(in Chinese). [9] 张笠君, 汪飞, 郭慧, 等. 微电网谐振建模与抑制方法的研究现状 [J]., 6, 4(): 鄄 6. Zhang Lijun, Wang Fei, Guo Hui, et al. Research status of resonance modeling and suppressionin in microgrid [J]. Journal of Power Supply, 6, 4(): 鄄 6(in Chinese). [] He jinwei, Li Yunwei, Munir S. A flexible harmonic con 鄄 trol approach through voltage controlled DG 鄄 Grid interfac 鄄 ing converters[j]. IEEE Transactions on Industrial Electro 鄄 nics,, 9():444 鄄 4. [] He Jinwei, Li Yunwei, Blaabjerg F. Active harmonic filtering using current 鄄 controlled, grid 鄄 connected DG units with closed 鄄 loop power control[j]. IEEE Transactions on Power El 鄄 ectronics, 3, 9(): 64 鄄 63. [] 王小伟, 赵伟, 涂春鸣, 等. 双谐振注入式混合有源电力滤波器及控制方法 [J]. 电力系统自动化,, 34():9 鄄 63. Wang Xiaowei, Zhao Wei, Tu Chunming,et al. Novel ac 鄄 tive power filter with double 鄄 resonance injection circuit and its control strategy [J]. Automation of Electric Power Systems,, 34(): 9 鄄 63. (in Chinese). [3] 汤赐, 姚舜, 帅智康, 等. 新型注入式混合有源滤波器的稳定性研究 [J]. 电网技术, 6, 3(): 6 鄄 6. Tang Ci, Yao Shun, Shuai Zhikang, et al. Research on sta 鄄 bility of new injection type hybrid active power filter [J]. Power System Technology, 6, 3(): 6 鄄 6(in Chine 鄄 se). [4] Luo An, Shuai Zhikang, Zhu Jiwen, et al. Combined system for harmonic suppression and reactive power compensation [J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 9, 6 (): 48 鄄 48. [] Zhang Xiang, Lei Wanjun, Sheng Ruyang, et al. Research on protection of power capacitor using active harmonic re 鄄 sistance[c]. Applied Power Electronics Conference and Ex 鄄 position(apec), Twenty 鄄 Seventh Annual IEEE. : 9 鄄 33. [6] Bellman R. Introduction to Matrix Analysis[M]. nd ed. New York: McGraw 鄄 Hill, 97. [7] 中国国家标准 GB/T 449 鄄 93: 电能质量公用电网谐波 [S]. 北京 : 中国标准出版社, 994. China National Standard GB/T 449 鄄 93: Power grid har 鄄 monic[s]. Beijing: China Standard Press, 994(in Chinese). 作者简介 : 聂程 (98-), 男, 博士研究生, 研究方向 : 电能质量控制, 分布式并网技术,E 鄄 mail:niecheng@stu.xjtu.edu.cn 王跃 (97-), 男, 中国电源学会高级会员, 博士, 教授, 博士生导师, 研究方向 : 电能质量,MMC, 无线充电,E 鄄 mail:david wangyue@mail.xjtu.edu.cn 聂程雷万钧 (978-), 男, 通信作者, 博士, 副教授, 研究方向 : 电能质量控制,E 鄄 mail: leiwanjun@xjtu.edu.cn 李甜 (99-), 女, 硕士研究生, 研究方向 : 电能质量,E 鄄 mail:83489@qq. com 许嘉沄 (99-), 女, 硕士, 工程师, 研究方向 : 模块化电源设计,E 鄄 mail:jessiehsu 8@6.com

; 3/2, Buck-Boost, 3 Buck-Boost DC-DC ; Y, Fig. 1 1 BBMC The topology of three phase-three phase BBMC 3 BBMC (Study on the control strategy of

; 3/2, Buck-Boost, 3 Buck-Boost DC-DC ; Y, Fig. 1 1 BBMC The topology of three phase-three phase BBMC 3 BBMC (Study on the control strategy of 26 2 2009 2 Control Theory & Applications Vol. 26 No. 2 Feb. 2009 : 1000 8152(2009)02 0203 06 Buck-Boost 1,2, 3, 2, 4, 1 (1., 411201; 2., 410083; 3., 411105; 4., 410004) :, Buck-Boost,.,,. :,,,, : Buck-Boost