图1 传统光伏电站拓扑结构及等效电路
Fig.1 Topology and equivalent circuit of the PV station
摘要 光伏电站中大量光伏逆变器同时工作于“弱网络”条件下易与电网间产生谐波谐振，威胁电站的供电持续性和运行安全。该文围绕一个真实光伏电站，考虑上级电网阻抗的变化，建立了传统光伏电站的谐波域等效模型，对其谐振问题进行了分析。在此基础上，针对在光伏电站真实出现的谐波谐振，提出一种基于感应滤波的光伏电站谐波谐振抑制方法，详细分析了其谐波域模型和谐振抑制机理。该方法中感应滤波变压器的滤波绕组采用特殊的零阻抗设计，外接全调谐无源滤波器能获得比较优良的谐波滤除能力，与此同时，因为它还改变了光伏电站整体网络的阻抗频率特性，故能有效消除真实光伏电站联网运行时的谐波谐振。最后，通过系统仿真和大型工程应用的实测数据验证了该方法在光伏电站谐波谐振治理中的优良特性。
关键词：光伏电站 等效模型 感应滤波 谐振抑制
随着新能源领域相关技术的进步，光伏电站逐渐朝着大型化方向发展，光伏能源的渗透率将进一步提高[1]。然而在具有较长电缆且短路容量较低的光伏电站，当大量光伏逆变器同时运行时，整个系统易激发谐波谐振[2]；若这样的谐振发生在夏季午后发电高峰期，光伏逆变器极易因谐波电压超标而退出运行，这直接影响光伏电站的发电连续性、经济效益和安全运行。与此同时，这样的谐振并不会因为少量光伏逆变器的停运而消除，这说明谐振的成因除逆变器间的作用外，还与整个电站并网系统的网络条件有关（如光伏逆变器自身的频谱、上级电网的背景谐波、站内网络的频率特性等）。对于成因复杂的光伏电站谐振问题，国内外学者开展了许多卓有成效的研究。
针对并网逆变器的交互作用机理，文献[3]在同步旋转坐标系下建立了多个逆变器并联运行的等效电路模型，通过分析不同激励源单独作用时各逆变器并网点电流的响应特性，得到了并网逆变器的数量对并网系统并联谐振的影响规律。文献[4]通过定义“交互导纳”，讨论了多个逆变器与电网之间耦合作用受LCL滤波支路的影响规律。文献[5]考虑电网内阻抗，建立了弱电网下逆变器并网系统的等效阻抗模型和控制系统模型，发现并网系统在谐振频率附近阻尼不足是导致系统振荡的关键原因。文献[6]重点关注了电网在宽频带内的谐振问题，研究了不同类型谐波源激发谐振的机理，表明电压、电流型谐波源都将进一步恶化谐振。尽管上述文献从不同角度对光伏电站的谐振机理进行了分析，但受限于实验室条件，鲜有文献对真实大型光伏电站运行过程中产生的谐波谐振及其表现规律进行过系统性研究。
对光伏电站的谐波谐振可采用主动与被动抑制方法[7]。前者主要从造成谐振的“主体”并网逆变器的软、硬件着手实现光伏电站的谐振抑制，后者则主要从光伏电站并网逆变器以外的单元着手抑制其谐振的发生。对于施加对象是逆变器的硬件还是软件，主动抑制法还可进一步划分为无源阻尼技术[8]与有源阻尼技术[9]。文献[8]采用无源阻尼方案，于逆变器并网滤波支路的适当位置增加少量阻尼电阻，以改变被控对象的阻抗特性，提高了光伏并网系统的稳定性。文献[9]针对并网逆变器提出一种串联虚拟谐振阻抗的有源阻尼优化方法，有效地抑制了逆变器死区效应和电网电压背景谐波引起的谐波电流。文献[10]提出一种相位超前补偿方法进行有源阻尼，在保证系统对电网阻抗的鲁棒性的前提下，起到抑制谐振峰的效果。
目前对光伏电站谐振问题的研究大都以同参数、同类型逆变器构成的多逆变器并网系统为研究对象，在此基础上搭建小功率试验平台对所提方法进行研究。然而对实际光伏电站而言，其光伏逆变器的软、硬件参数均由生产厂商预设，当谐振发生时，几乎不可能从改进逆变器的角度实现谐振的主动抑制。与之相比，被动谐振抑制方案在真实光伏电站中更具实用价值。
无源滤波技术是目前较为常用的技术手段，但传统无源滤波器（Passive Power Filter, PPF）的滤波效果与并网系统自身的阻抗特性关联紧密，当谐振点落在谐波源的频谱区段时极易触发谐振[11-12]。随着电力电子技术的发展，有源滤波技术（Active Power Filter, APF）因其能够动态发出与电网中谐波电流相反的电流[13-15]或者控制线路的谐波特征阻抗以消除谐波反射[16]，成为谐振抑制的有效途径之一。并联型APF受器件容量与成本限制，在中、高压场合的应用较少[17]。为解决这一矛盾，文献[18]提出一种采用粒子群优化的改进限流方案实现了APF安装容量的最大化利用。而将小容量逆变器与PPF相结合组成的混合型APF（Hybrid APF, HAPF）[19]在中、高压场合具有明显优势，如文献[20]提出了一种采用H桥级联的HAPF，能够满足高压大功率场合的谐波抑制要求。尽管如此，APF在新能源并网系统中的应用仍然受到价格、软硬件的复杂度等因素的制约。相比于功能较为单一的APF，统一电能质量调节器也可成为一个备选方案[21-22]，但目前在国内外大型工程中的应用还相对较少[23]，其技术成熟度还有待在今后的市场竞争中进一步淬炼。
感应滤波技术（Inductive Filtering Method, IFM）作为一种新的谐波抑制方案，在部分大功率应用场合，相比传统有、无源滤波技术，可在投资成本与滤波（运行）性能之间实现更好的平衡，目前已在电气化铁道[24]、直流输电系统[25]和工业整流系统[26]中得到了应用。本文进一步拓展其应用领域，提出了一种光伏电站联网运行的方案，是IFM在光伏发电系统的首次重要尝试；本文对该技术在光伏电站的运行性能和谐振抑制机理进行了系统研究，通过仿真和工程应用证明了其有效性。本文的研究成果可为“弱网”连接的大型光伏电站的谐波、谐振控制提供一种新的解决方案。
图1为一典型传统光伏电站系统，其上半部分为光伏电站拓扑，下半部分为与之对应的等效电路。在等效电路中，依据诺顿原理，可将并网逆变器等效为理想电流源IPV与输出阻抗ZPV并联的电路。US表示上级电网内电压，UPV表示折算到主变压器网侧的逆变器端口电压，ZS为上级电网等效内阻抗，ZT为升压变压器短路阻抗，ZL与ZC分别为光伏变电站内部线路π形等效电路的串、并联支路阻抗。
图1 传统光伏电站拓扑结构及等效电路
Fig.1 Topology and equivalent circuit of the PV station
根据图1，得到UPV、IS与US、IPV在谐波域下的关系为
（1）
式中，UPV,h、IS,h、US,h、IPV,h分别为各自变量在h次谐波下的分量。
（2）
（3）
（4）
为分析网侧阻抗对系统谐振的影响，定义α为谐波电压放大系数，η为谐波电流放大系数。当α和η大于1时，表明系统的谐振使得电压、电流谐波被放大，其数值越大，该作用越明显。其中，ZPV,h、ZC,h、ZL,h、ZT,h、ZS,h分别为各自变量在h次谐波下的分量。
在线路线型、光伏电站容量基本确定的情况下，由式（4）可知，η主要与网侧阻抗、谐波次数有关。根据所研究光伏电站的实际参数绘制出未采用IFM时，η与网侧阻抗标幺值及谐波次数的关系，如图2所示（注：网侧阻抗标幺值定义为Z﹡=ZS/ZSN，其中ZSN为网侧短路阻抗额定值）。需要说明的是，本文所研究的光伏电站的主变压器有三个绕组，第三绕组接滤波装置，若此处的断路器断开，则该光伏电站结构与传统采用两绕组主变压器的光伏电站结构基本一致，即未采用IFM技术。
图2 未采用IFM时的谐波电流放大系数
Fig.2 Harmonic current amplification factor without using of IFM
图2表明当Z﹡与谐波次数h发生变化时，会在平面内形成一条谐振曲线。随着Z﹡及h的变化，谐波放大系数会随之变化，可以发现在Z﹡不断增大的过程中（Z﹡≥1.4），23次及附近的特定次谐波电流有被放大的风险。此外，图2中网侧电流波形及其频谱为实际光伏电站测量所得，与分析结果较为吻合，此时系统发生23次谐波谐振，严重危害光伏电站安全并网，需采取措施对其进行抑制。
IFM通过对感应滤波变压器第三绕组阻抗的巧妙设计改变系统在谐波频域下的阻抗特性，在大功率工业整流系统中，能够有效抑制低压侧谐波电流[26]，其独特的滤波特性对于解决光伏电站谐振问题具有很强的借鉴意义。应用IFM的新型光伏电站等效电路如图3所示。
图3中，ISa、ISb、ISc分别为电网三相电流，Ia、Ib、Ic分别为光伏电站侧（负载侧）三相线电流，Ifa、Ifb、Ifc分别为感应滤波调谐装置上的三相电流，USa、USb、USc分别为电网三相电压，ISVGa、ISVGb、ISVGc分别为静止无功发生器（Static Var Generator, SVG）注入电网的三相电流，ZSa、ZSb、ZSc分别为网侧三相内阻抗。该技术实施的关键设备为感应滤波变压器及其配套的无源滤波支路（Passive Filter, PF）。某实际光伏电站感应滤波变压器参数见表1，其配套滤波装置基本参数见表2。
图3 新型光伏电站等效电路
Fig.3 Equivalent circuit of the novel PV power station
表1 感应滤波变压器参数
Tab.1 Specifications of IFT
参数数值 网侧绕组滤波绕组负载侧绕组 额定电压/kV1151010.5 额定容量/(MV∙A)501250 等值阻抗(%)6.740.093.89 空载损耗/(kV∙A)—34.176—
表2 感应滤波变压器滤波装置基本参数
Tab.2 Specifications of IFT filtering device
参数数值 调谐滤波器滤波电感/mH2.64 滤波电容/μF153.517 调谐次数5* 基波补偿容量/Mvar5 SVG额定电压/kV10 基波补偿容量/Mvar±5
注：* SVG运行时5次谐波分量较为明显。
以单相等效电路为例，对图3所示的新型光伏电站进行简化，得到含有感应滤波变压器等效电路的谐波模型与解耦模型如图4所示。
为分析感应滤波变压器的谐波特性，依据图4b，并考虑感应滤波变压器绕组阻抗与调谐装置阻抗，可以得出如图5所示的感应滤波变压器等效电路。
在图5中应用基尔霍夫电压、电流定律，可列写出
图4 感应滤波变压器谐波模型与解耦模型
Fig.4 Harmonics model and decoupling model of IFT
图5 感应滤波变压器等效电路
Fig.5 Equivalent circuit of IFT
（5）
（6）
（7）
式中，Z1、Z2、Z3分别为感应滤波变压器三个绕组等值阻抗；ZF为感应滤波调谐装置等值阻抗；US为电网电压。
由方程式（5）～式（7）可得负载侧电流与网侧电流之间的关系为
（8）
（9）
在负载侧谐波电流IPV以及电网谐波电压US已知的情况下，感应滤波变压器网侧绕组谐波电流IS与网侧绕组等值阻抗、感应滤波绕组等值阻抗以及调谐装置ZF有关。
为实现负载侧谐波电流与外部电网的隔离屏蔽，在感应滤波变压器的设计中，只要保证感应滤波绕组与调谐装置的合成阻抗Z3+ZF远小于网侧绕组等值阻抗Z1，便可使式（8）中含有负载侧谐波电流的项近似为0，即网侧绕组不含有IPV的特定谐波电流。
同理，为实现IFM对网侧谐波电流在负载侧的隔离屏蔽，在配置对某次谐波电流的感应滤波调谐装置时，应使得ZF≈ 0；同时使得感应滤波绕组等值阻抗近似为0，即合成的谐波阻抗Z3+ZF≈0，实现含有网侧谐波电流的项近似为0，达到网侧谐波电流在负载侧的隔离屏蔽效果。
由图4b可以推导出网侧谐波电流ISh为
（10）
（11）
（12）
（13）
式中，USh为电网背景谐波电压；IPVh为光伏电站产生的谐波电流；ISVGh为SVG产生谐波电流；Ifh为调谐滤波装置上流经的谐波电流；N1、N2、N3分别为感应滤波变压器3个绕组的匝数；Z1h、Z2h、Z3h分别为感应滤波变压器网侧绕组、负载侧绕组与滤波绕组的谐波等值阻抗；ZSh、Zfh分别为系统阻抗和调谐滤波器的谐波等值阻抗；ZPVh为逆变器输出的谐波阻抗。
值得注意的是，为降低损耗，提高经济效益，该光伏电站SVG常年处于未投入状态。为与实际情况保持一致，本文令ISVGh=0，整理后可得ISh与USh、IPVh关系为
（14）
参照式（14）定义谐波抑制系数Mi、谐波阻尼系数Mv为
（15）
由式（15）可知，Mi、Mv数值越小，谐波抑制能力越强。在线路线型、光伏电站容量基本确定的情况下，可以分别得到应用IFM和传统滤波技术（传统滤波技术的谐波抑制系数
、谐波阻尼系数
的推导见附录）对各次谐波抑制能力的三维曲面如图6、图7所示。
图6 谐波抑制系数与
和h的关系
Fig.6 Plot of suppression coefficient withand h
图7 谐波阻尼系数与和h的关系
Fig.7 Plot of harmonic damping coefficient withand h
如图6和图7所示，当系统短路阻抗发生变化时，在所关注的1～50次谐波范围内，IFM的Mi与Mv均优于传统滤波技术。值得一提的是，从图6可以看出，传统滤波技术仅对特定次谐波具有较好滤波效果，而采用IFM后，在所关注的1～50次谐波频率范围内，系统均能获得良好谐波抑制效果，且对短路阻抗的变化不敏感，能有效降低系统的谐振风险。
图7表征了IFM和传统滤波技术的谐波阻尼系数与Z﹡、h关系的三维图。尽管二者均在低频段出现峰值，但在所关注的频段范围内，其数值均小于1；仔细观察还会发现，IFM的Mv数值比传统方案低一个数量级，因此，其谐波阻尼能力优于传统滤波技术。
图8揭示了应用IFM后的谐波放大系数η与网侧阻抗标幺值Z﹡及谐波次数h的关系。对比图2可发现，谐振曲线偏移至50次附近，同时谐振峰值也从100左右被限制到了15以内，谐波放大系数被明显降低。电流总谐波畸变率（Total Harmonic Distortion, THD）由3.42%降低至1.25%，对于最为关注的网侧23次谐波，其电流放大系数由60.88降低到了0.609，反映到实测波形中表现为网侧实测23次谐波电流由3.1A降低至0.6A（见图2和图8的局部放大图）。上述实测和理论数据在倍率上的差异主要有两个原因：①理论模型中的参数与真实系统存在偏差；②理论数据只考虑了谐波电流源的作用，而实际系统中同时存在谐波电流源和谐波电压源。虽然二者有偏差，但总体趋势是高度吻合的。上述分析充分说明，在大型光伏电站中，所提IFM技术具有较强的谐振抑制能力，并能对上级电网阻抗的变化不敏感（如图6b所示，实际上通过一年多的长期跟踪调研，应用IFM技术后，该电站在各个季节均再未出现过谐振问题），是一种较为优良的谐波控制方案。
图8 应用IFM后的网侧谐波电流的放大系数
Fig.8 The grid side harmonic current amplification coefficient after adopting IFM
图8中右侧的波形与频谱均为实际光伏电站应用IFM后测量所得，此时系统谐振被抑制，与理论所述的谐振抑制效果较为吻合。
某光伏电站电气结构如图9所示，光伏电站总容量为49MW，经110kV母线接入电网（单母线供电方式），主变压器容量为50MV∙A。光伏电站主变压器负荷侧（10kV）共7条线路，分为A、B两组，A组包含1号～4号集电线路（电缆），B组包含5号～7号集电线路（电缆），每条集电线路上等距并联7个，联结组标号为Dy11y11的组合式变压器（电压比为10kV/0.315kV/0.315kV），每台组合式变压器低压侧绕组与两个0.5MW的光伏发电单元相连。
为验证上述理论分析的正确性，根据实际参数，在Matlab/Simulink平台上搭建了该光伏电站的仿真模型。
图10、图11为应用IFM前后网侧的电压、电流波形。在应用IFM前，主变压器网侧电压、电流THD分别为5.61%和3.43%，波形发生严重畸变，而在应用所提谐波谐振抑制方法后，电压、电流的THD值分别降低至0.14%和0.03%，表明所提方法具有良好的谐振抑制效果。
图9 基于IFM的实际光伏电站接线图
Fig.9 Wiring diagram of the PV power station based on IFM
图10 未应用IFM时主变压器网侧电压、电流波形
Fig.10 Main transformer’s grid side voltage and current waveforms without using of IFM
图11 应用IFM时主变压器网侧电压、电流波形
Fig.11 Main transformer’s grid side voltage and current waveforms by using of IFM
此外，研究主变压器负载侧（10kV侧）的谐波控制效果，具体结果如图12和图13所示。
图12 未应用IFM时主变压器负载侧电压、电流波形
Fig.12 Main transformer’s load side voltage and current waveforms without using of IFM
图13 应用IFM时主变压器负载侧电压、电流波形
Fig.13 Main transformer’s load side voltage and current waveforms by using of IFM
由图12可知，应用IFM前，负载电流THD值为4.47%，其中3、5、7次谐波电流含量分别为0.51%、1.38%、0.33%，23次谐波电流含量为3.61%；应用IFM后，电流THD值降低为0.37%，其中3、5、7次谐波电流含量分别降至0.26%、0.22%、0.15%，23次谐波电流含量降至0.23%。采用IFM后，电压THD由8.42%降低至0.25%，23次谐波电压含量从8.33%降至0.14%。通过仿真验证了该方法在光伏电站谐波谐振抑制中的优良特性。
该光伏电站在未应用IFM时主要存在逆变器频繁跳闸以及主变压器噪声过大两个问题。在连续测试过程中，记录数据显示在14:14～14:16时刻B组5号、6号、7号集电线路逆变器发生跳闸。当逆变器跳闸后，网侧有功明显跌落，网侧电压、电流波形畸变率略有降低，但23次谐波分量依然明显。跳闸前后网侧电压电流波形如图14所示。现场调研还发现，主变压器的噪声有所降低，但依旧尖锐。该问题中断了光伏电站发电的连续性，大幅降低了其经济效益，严重威胁光伏电站的安全生产。
图14 跳闸前后网侧电压电流波形
Fig.14 Waveforms of grid side voltage and current before and after inverters tripping
光伏电站网侧电压、电流波形及其频谱分别如图14a、图15所示。在逆变器跳闸前，网侧电压、电流23次谐波明显，电压畸变率为5.90%（超过国家规定的标准2%），电流畸变率为3.42%，此时负载侧电压THD值为8.68%，电流THD值为3.80%。
图15 逆变器跳闸前网侧电压电流频谱分析
Fig.15 Frequency spectrum of grid side voltage and current before inverters tripping
光伏逆变器侧电压、电流波形与相应的频谱如图16、图17所示。可以观察到逆变器的输出波形中含有明显的23次谐波分量，这是引发系统谐振的诱因。结合前文的分析，由于整体网络在此时形成了有利于23次谐振的条件（见图2，Z﹡=1.4，形成“弱网”条件[27]），该次谐波被进一步放大，进而导致电站全局性的23次谐波谐振。
图16 逆变器跳闸前逆变器侧电压电流波形
Fig.16 Waveforms of inverter side voltage and current before inverters tripping
图17 逆变器跳闸前逆变器侧电压电流频谱分析
Fig.17 Frequency spectrum of inverter side voltage and current before inverters tripping
当应用IFM后，感应滤波变压器特殊的绕组设计配合无源滤波支路能够增强光伏电站的谐波谐振抑制能力。应用IFM前后网侧三相电压、电流实测THD曲线如图18所示。从图18中可直观看出应用该技术前、后网侧三相电压电流THD值及C相谐波含量对比。在未应用该技术时，三相的电压THD值明显超过国家标准，其中C相电压THD最高达到了14.19%。在应用该技术后，THD值满足并网要求。同时，谐波电压与谐波电流在所关注频段上均有一定程度衰减，其中，23次谐波被明显削弱（图18右上角子图），应用IFM前23次谐波电压、电流远大于其他次谐波电压、电流。应用IFM后23次谐波电压、电流得到显著抑制，波动幅度下降。
图18 应用IFM前后网侧三相电压、电流实测THD曲线
Fig.18 Grid side voltage and current THD time-plot before and after adopting IFM
应用IFM后网侧电压、电流波形和频谱分别如图19、图20所示。结果表明网侧谐波得到了有效抑制，电压THD由5.90%降至0.89%，电流THD由3.42%降至1.25%，电能质量得到明显改善，降低了谐振发生风险，满足了电站谐振控制的需求。
应用IFM前后负载侧电压、电流波形和频谱如图21～图24所示。进一步观察图21～图24，对比使用IFM前后主变压器负载侧的电压、电流实测数据可以发现，在使用IFM后，主变压器负载侧电压、电流中的23次谐波得到了有效抑制，电压THD由8.68%降至1.58%，电流THD由3.80%降至2.68%，波形得到明显改善。
图19 应用IFM后网侧电压、电流波形
Fig.19 Waveforms of grid side voltage and current with IFM
图20 应用IFM后网侧电压、电流频谱
Fig.20 Frequency spectrum of grid side voltage and current with IFM
图21 逆变器跳闸前负载侧电压、电流实测波形
Fig.21 Waveforms of load side voltage and current before inverters tripping
图22 逆变器跳闸前负载侧电压、电流频谱
Fig.22 Frequency spectrum of load side voltage and current before inverters tripping
图23 应用IFM后负载侧电压、电流实测波形
Fig.23 Waveforms of load side voltage and current with IFM
图24 应用IFM后负载侧电压、电流频谱
Fig.24 Frequency spectrum of load side voltage and current with IFM
本文对光伏电站其他并网指标进行了测试。应用IFM后主变压器并网点的有功功率与功率因数如图25所示。从图25可以发现，应用IFM技术之后，光伏电站并网点的有功功率和功率因数平稳，功率因数始终维持在高位。
图25 应用IFM后主变压器并网点的有功功率与功率因数
Fig.25 Active power andpower factory with IFM
电压波动定义为[28]
（16）
本文根据测试数据得到本光伏电站应用IFM之后并网点的三相电压波动曲线如图26所示，很明显各相电压波动指标都低于国标限值1.5%。
图26 应用IFM后网侧三相电压波动
Fig.26 Three phase voltage fluctuation at grid side with IFM
此外，根据测试两日同一时间段10min内的实测数据，对采用IFM技术前后主变压器的效率进行了测算，相关数据见表3。表3中最后一行数据显示，IFM技术的使用将主变压器的效率从99.513%提高到99.754%，这得益于谐振的消除降低了主变压器的热损耗和噪声损耗（注：谐振发生时，主变压器会发出刺耳的噪声，谐振消除后这一噪声明显降低）。
表3 主变压器效率测算
Tab.3 Efficiency calculation
参数数值 应用IFM前应用IFM后 网侧基波输出功率/MWA相8.99810.192 B相9.18610.383 C相9.01510.239 输出总功率*27.19930.814 负载侧输入功率/MWA相9.21910.415 B相9.11310.304 C相9.00010.168 输入总功率27.33230.890 变压器损耗/MW0.1330.076 变压器效率（%）99.51399.754
注：*基波功率。
综上所述，对所研究的光伏电站，IFM的应用有效控制了23次谐波谐振，解决了该电站中因谐振造成逆变器跳闸而产生的发电中断事故。同时，实测数据显示，该电站的其他性能指标均表现良好。
本文针对实际光伏电站谐波谐振问题进行了理论分析，结合光伏电站实际谐振过程中的数据特性发现了谐振的成因，提出一种采用感应滤波升压变压器联网的方法抑制光伏电站的谐波谐振。现将本文的主要贡献和结论总结如下：
1）基于实际光伏电站参数，建立了光伏电站谐波谐振分析数学模型，揭示了网络阻抗变化对于谐波放大系数的影响机制。
2）提出一种采用感应滤波升压变压器进行联网的光伏电站谐波谐振抑制方法。相比于传统滤波技术，所提方法对系统短路阻抗的变化敏感度低，有利于提高系统抗扰动能力，降低系统谐振风险。
3）基于真实光伏电站发生谐波谐振时的实测数据特性，分析得到“弱网”条件下光伏逆变器输出的高次谐波是造成谐振的诱因。将所提方法应用于该光伏电站，达到了良好的谐振抑制效果，通过工程应用验证了感应滤波技术用于光伏电站谐波谐振控制的可行性。
4）实测数据显示，采用IFM的光伏电站的功率因数、电压波动等指标表现良好，因抑制了谐振，主变压器效率略高于未采用IFM的情形。
本文是感应滤波技术在大容量光伏发电系统的首次工程应用，理论分析和实测数据均表明，感应滤波技术可以用于光伏电站，对弱网条件下该系统的谐波谐振具有明显的抑制作用，工程应用价值显著。
应用传统滤波技术的变压器谐波模型与解耦模型如附图1所示。
附图1 应用传统滤波技术的变压器谐波模型与解耦模型
App.Fig.1 Harmonics model and decoupling model of transformer with traditional filtering technology
在传统滤波技术中，滤波器与升压变压器低压侧母线并联，依据附图1b可以得出
（A1）
（A2）
（A3）
应用式（A1）～式（A3）可进一步推导出
（A4）
通过式（A4）可定义传统滤波技术谐波抑制系数与谐波阻尼系数
、
为
（A5）
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Harmonic Resonance Damping Method of Photovoltaic Power Station Based on Inductive Filtering
Abstract In photovoltaic (PV) power stations, a large number of photovoltaic inverters working under the “weak network” are more likely to motivate harmonic resonance with the power grid, which threatens the power supply continuity and operation safety of the power station. In this paper, based on a real PV substation, the harmonic equivalent model of the traditional PV power station is established which considers the variation of the network impedance of the upstream of the grid, and the resonance is analyzed. On this basis, considering the real harmonic resonance in the traditional PV power station, this paper proposes a harmonic resonance damping method of PV power station based on inductive filtering. The harmonic model and resonance suppression mechanism are analyzed in detail. In this method, the filtering winding of the inductive filtering transformer (IFT) adopts a special zero impedance design, which is externally connected with a fully tuned passive filter (PF). It can obtain better harmonic filtering ability. At the same time, it can effectively eliminate the harmonic resonance of PV power station in the traditional PV power station by changing the impedance frequency characteristics of the whole network of PV power station. Finally, through the simulation and the measured data of the large engineering application, the excellent characteristics of the new method is verified.
Keywords: Photovoltaic power station, equivalent model, inductive filtering, resonance suppression
DOI:10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.211016
中图分类号：TM712
国家重点研发计划政府间国际科技创新合作重点项目（2018YFE0125300）、国家自然科学基金项目（51822702）、湖湘高层次人才聚集工程项目（2019RS1016）、长沙市杰出创新青年计划（KQ2009037）和中央高校基本科研业务费（531118010661）资助。
收稿日期 2021-07-09
改稿日期 2021-11-25
李 勇 男，1982年生，教授，博士生导师，研究方向为电力系统运行与控制、电力电子系统与控制。E-mail：yongli@hnu.edu.cn
胡斯佳 男，1987年生，副教授，博士生导师，研究方向为电力系统运行与控制、电力电子系统与控制。E-mail：huda_hsj@163.com（通信作者）
（编辑 赫蕾）