主從控制混合微電網中互聯變流器控制策略

朱永強, 王福源，趙娜，賈利虎

(1.新能源電力系統國家重點實驗室(華北電力大學), 北京市 102206；2. 國網天津市電力公司經濟技術研究院，天津市 300171)

0 引 言

為了解決可再生能源以及非常規電源的接入消納問題，微電網的概念應運而生[1-3]。微電網又可以分為交流微電網、直流微電網以及交直流混合微電網[4-5]。交直流混合微電網通過互聯變流器(interlinking converter，ILC)將交流微電網和直流微電網聯系起來，融合了交流微電網和直流微電網各自的優點，在整合分布式微源和交、直流負載方面具有更高的效率和兼容性；且依靠ILC實現功率的相互支撐，可以提高系統的供電可靠性，因此成為近年來研究的熱點[6-7]。

對互聯變流器的靈活控制是交直流混合微電網穩定經濟運行的關鍵。文獻[8]將交流母線頻率和直流母線電壓作為輸入量，控制流過ILC的有功功率；文獻[9-10]通過標幺化的方法，將交流子網和直流子網各自的下垂曲線統一在一個坐標系下，將其差值作為輸入，得到ILC的功率指令；文獻[11-12]根據ILC直流側電容的能量波動，控制ILC的功率傳輸。上述控制策略均基于對等控制實現，但是，由于ILC的耦合作用，一側功率的小幅波動，將會傳遞至對側，可能對整個系統的電壓和頻率造成擾動。文獻[13-14]針對小范圍功率波動導致的互聯變流器的頻繁動作，設計了誤差動作閾值對其進行限制。文獻[15-16]提出在孤島模式下對ILC采用恒壓恒頻控制，來穩定交流側的電壓和頻率，但是該控制方法只能使ILC工作在逆變狀態，即直流側向交流側傳輸功率，當直流側功率不足時，系統將失衡。

現有微電網示范工程基本都采用主從控制模式[17]，主控制單元可以穩定母線的電壓和頻率，從控制單元根據實際情況按照指令輸出功率。但現有文獻對混合微電網的主從控制研究較少。本文針對混合微電網中采用主從控制時網間功率交換難的問題，提出主控制單元容占比的概念，來反映兩側微網的運行狀態，并據此設計ILC的分區段控制策略，調節子網間的功率流動，實現系統的功率平衡，針對可能出現的ILC運行模式頻繁切換問題，設置滯回比較環節對其進行限制。

1 交直流混合微電網結構及子網控制

1.1 交直流混合微電網結構

交直流混合微電網結構如圖1所示[18]。混合微電網由交流子系統、直流子系統、互聯變流系統以及檢測通訊系統組成。交流子系統包括各微源(DG_Vf、DG_PQ)、交流負載(L_AC)以及線路阻抗(Z)；直流子系統包括各微源(DG_V、DG_P)、直流負載(L_DC)以及線路電阻(R)。互聯變流系統由互聯變流器ILC以及功率控制模塊構成，檢測通訊系統檢測各微源和負荷的運行狀態并將電氣信息傳遞給功率控制模塊，后者處理后控制ILC的運行。

1.2 交流側的功率平衡關系

主控制單元DG_Vf 采用恒壓恒頻控制，穩定交流側系統的電壓和頻率，輸出功率可變，一般由具備一定容量的微型燃汽輪機或儲能設備構成。從控制單元DG_PQ 采用定功率控制，可根據實際運行情況實現分布式電源有功和無功功率的控制[19]。

交流側系統的功率平衡關系如式(1)所示：

圖1 交直流混合微電網結構Fig.1 Structure of hybrid AC/DC microgrid

SDG_Vf+SDG_PQ+SILC-SL_AC=0

(1)

式中：SDG_Vf、SDG_PQ、SILC和SL_AC分別為DG_Vf、DG_PQ、ILC以及L_AC的視在功率。當ILC運行在逆變模式時SILC為正，直流側向交流側提供有功和無功功率；ILC運行在整流模式時SILC為負，交流側向直流側提供有功功率。

1.3 直流側的功率平衡關系

主控制單元DG_V采用恒壓控制，穩定直流側系統的母線電壓，一般由具備一定容量的設備構成，如儲能裝置。從控制單元DG_P采用定功率控制，其可以是風力發電機或者光伏發電設備。

直流側系統的功率平衡關系如式(2)所示：

SDG_V+SDG_P-SILC-SL_DC=0

(2)

式中SDG_V、SDG_P和SL_DC分別為DG_V、DG_P以及L_DC的視在功率。

2 互聯變流器分區段控制策略

2.1 主控制單元容占比

將主從控制策略運用于交直流混合微電網，關鍵問題就是如何建立2個子系統之間的聯系，如何控制互聯變流器的功率傳輸。其無法像下垂控制一樣，通過檢測兩側的電壓和頻率變化來進行調節，因為一旦微電網兩側的電壓和頻率發生變化，那么主從控制下的系統就處于過載狀態。

考慮到當主控制單元的容量滿足系統的需求時，主控制單元就能夠實現對系統的穩定控制；因此，可以根據交直流兩側主控制單元的容量狀態信息，來控制互聯變流器的運行，保證主控制單元的容量狀態正常，從而實現對系統的穩定控制。

主控制單元的輸出功率占主控制單元額定容量的百分比稱作容占比，其表達式如式(3)—(5)所示，反映了主控制單元的容量狀態。

(3)

(5)

2.2 分區段控制策略

容占比能夠實時反映主控制單元的出力狀況，亦或是主控制單元的剩余可調度容量。為了判斷主控機組的出力情況達到了何種程度(是否有富余的容量向對側提供功率或是否需要對側提供幫助來維持本側的功率平衡)，需要設計一種指標，并據此計算ILC具體需要傳遞功率的數額。因此設計3級容占比限值η1、η2和100%對兩側的功率進行分區段調節，并滿足0<η1<η2。

容占比限值的選取關系到混合微電網系統運行的可靠性和經濟性，應當滿足以下2點需求：(1)滿足本側的供電需求，優先保證本側的供電可靠性；(2)減少功率在子網間的流動，實現系統運行的經濟性。因此，應當考慮新能源出力波動及負荷功率預測誤差的系統總功率波動概率，并根據其置信水平確定主控制單元應保留的剩余容量，進而確定容占比限值η1、η2。需要指出的是，由于交直流兩側的微源和負荷具有各自的特異性，因此兩側的容占比限值不一定相等。

顯然，當交直流兩側主控制單元的容占比均小于η1時，表明兩側主控制單元的負載率并不高，自身有足夠的剩余容量來維持本側的功率平衡并應對分布式電源和負載的功率波動，此時ILC無須傳遞功率，處于待機狀態。當交直流兩側主控制單元的容占比大于100%時，表明該交直流混合微電網整體處于過載狀態下，兩側的主控制單元都沒有多余的容量，此時則應該按照負荷的優先級進行負荷切除，直至達到各電源輸出的總功率大于等于所有負載需要的功率，即SG_total≥SL_total。其中，SG_total為各電源輸出的總功率，SL_total為所有負載需要的功率。

當一側功率充足而另一側功率不足時，需要控制ILC工作在整流或逆變模式，將充足側的功率傳遞至不足側，從而達到兩側功率共同平衡。下面著重討論此類情況(ηrec>η1,ηpro<ηrec；其中，ηpro為供側主控制單元的容占比，ηrec為受側主控制單元的容占比)：

(1)當ηpro<η1時，有控制目標Ⅰ：使得供側的容占比小于限值η1，受側的容占比等于η1；若無法滿足此情況，則進入控制目標Ⅱ：使供側容占比等于限值η1，同時受側容占比在區間[η1,η2)；若仍然無法滿足，則繼續增大供側的出力，進入情況(2)；

(2)當η1≤ηpro<η2時，有控制目標Ⅲ：使供側的容占比在區間[η1,η2)，受側的容占比等于η2；若無法滿足此情況，則進入控制目標Ⅳ：使供側的容占比等于限值η2，同時受側的容占比在區間[η2,1)；若仍然無法滿足，則繼續增大供側的出力，進入情況(3)；

(3)當η2≤ηpro<1時，有控制目標Ⅴ：使供側的容占比在區間[η2,1)，受側的容占比等于1；若無法滿足此情況，則進入控制目標Ⅵ：使供側的容占比等于1，同時應當根據負荷的優先級進行負荷切除，使得SG=SL，則兩側的容占比均為1。

表1互聯變流器各區段傳遞有功功率參考值
Table1ReferencevalueoftransmissionpowerbyILC

圖2 ILC分區段控制示意圖Fig.2 Schematic diagram of partitioning control

由于無功功率的分配僅在交流微電網的電源和負荷中進行，而直流微電網不存在無功功率消耗，因此，當ILC運行于整流模式時，其無功功率參考值應設置為0；當ILC運行于逆變模式時，直流微電網可以向交流微電網提供一些無功功率支援。考慮到，ILC的主要任務是進行有功功率傳輸，交流側的無功缺額應當首先由本地的無功補償設備承擔，因此ILC的無功控制策略為：當無功容占比大于1(ηacQ>1)時，直流側向交流側提供無功功率，無功功率參考值為

(12)

此外，為了保證有功功率傳輸不受影響，ILC傳遞的無功功率最大值為

(13)

考慮到可能會出現下面的情況：假設受側的容占比ηrec>1，此時供側通過ILC向其傳遞功率，經過功率調整后，受側主控制單元的容占比降至穩定值，據此系統會認為受側主控機組的狀態可以滿足本側的需求，ILC將停止工作，導致受側回到過載狀態，從而發生功率調節頻繁振蕩的現象，對系統產生不良影響。因此，需要改變容占比的計算方法，通過其他微源的出力狀況來側面反映主控制單元的運行狀態，達到消除上述功率調節振蕩的目的。式(3)—(5)改為式(14)—(16)：

(14)

(15)

(16)

式中：PL_AC、QL_AC分別為交流側負載消耗的有功功率和無功功率；QILC為ILC傳遞的無功功率；PDG_PQ、QDG_PQ分別為DG_PQ的有功功率、無功功率。

2.3 滯回比較環節

由于分布式電源出力與負荷波動的隨機性，兩側容占比可能會在100%附近頻繁波動，這將導致ILC在整流與逆變邊緣頻繁切換，影響電力電子裝置的壽命及系統的穩定性。為此，在控制策略最后設置了一個滯回比較環節，來避免上述情況的發生。滯回比較環節的原理如圖3所示。其中，橫坐標為供側主控制單元的本地容占比ηlp，縱坐標為ILC傳遞功率。

圖3 滯回比較環節原理圖Fig.3 Diagram of hysteresis comparison principle

容占比進入100%附近的產生原因有2種：(1)向對側傳遞功率導致容占比升高而進入臨界狀態；(2)本側重載導致容占比升高而進入臨界狀態。考慮到，頻繁切換通常是由于小范圍的功率頻繁波動導致的，對于第1種情況，供側和受側的狀態差異明顯，不會在短時間內發生地位轉換，因此無須進入滯回比較環節；對于第2種情況，供受兩側狀態相近，可能在短時間內頻繁發生地位轉換，因此需要進入滯回比較環節進行限制。為了實現上述2種情況的判斷，滯回比較環節中的供側容占比ηlp采用本地容占比表示，由式(17)得到。式(17)能夠正面反應本側主控制單元對本側的實際出力狀況，實現2種情形的區分。

系統的控制流程如圖4所示。在此，給出了交流側功率充足、直流側功率不足(“交足直虧”)時，ILC傳遞功率參考值計算過程流程，如圖5所示。

2.4 控制器設計

本文的ILC采用電壓型PWM變換器結構[20]，如圖6所示。直流側與直流微電網的母線連接，并聯有儲能電容；交流側經過LC濾波器及線路阻抗，與交流微電網連接。

圖4 系統控制流程框圖Fig.4 Diagram of system control flow

本文的ILC采用功率外環、電流內環的雙閉環控制策略。功率外環的功率參考值由上述控制策略計算得到，電流內環的電流參考值由功率外環得到，電流內環輸出dq坐標系下的電壓參考值，最后經過dq-abc變換以及空間矢量脈寬調制得到IGBT的觸發脈沖。

3 仿真分析

針對圖1所示的交直流混合微電網結構，搭建了仿真電路來驗證所提分區段控制策略的可行性。特別地，驗證了“交足直虧”和“直足交虧”2種情況下，ILC是否能夠按照既定的控制策略分別工作在整流和逆變模式。交流微電網中，母線線電壓有效值為380 V，主控制單元的額定容量為100 kW；直流微電網中，母線電壓為800 V，主控制單元的額定容量為100 kW。容占比限值η1、η2分別設為70%和90%。滯回比較環節的驗證見附錄A。

3.1 情形1：“直足交虧”

此狀態下，混合微電網的運行狀態變化如表2所示(由于DG_Vf和DG_V采用恒壓控制，其功率輸出隨系統狀態的變化而改變，故未示出)。直流側功率充足，交流側功率缺額逐漸增加。交直流兩側的主控制單元及ILC的有功功率變化曲線如圖7所示，兩側的電壓和頻率變化曲線如圖8所示，兩側主控制單元容占比的變化如表3所示。

圖5 “交足直虧”時ILC傳遞功率參考值計算過程流程Fig.5 Flow chart of calculation process of ILC transmission power reference value under sufficient AC and insufficient DC

圖6 ILC控制系統原理圖Fig.6 Principle diagram of ILC control system

圖7 “直足交虧”下混合微電網有功功率變化曲線Fig.7 Active power change of hybrid microgrid in Case 1

圖8 “直足交虧”下混合微電網電壓頻率變化曲線Fig.8 Voltage and frequency change of hybrid microgrid in Case 1

結合上述圖表數據可知，在0～0.5 s時，兩側的容占比均小于70%，因此互聯變流器處于待機狀態，交直流兩側沒有功率傳遞。在0.5 s時，交流側負荷突然增大至145 kW，出現功率缺額，ILC工作于逆變模式下的區段Ⅰ，此時，直流側ηdc<70%，交流側ηacP=70%；隨著交流側負荷的繼續增大，在1.0～2.5 s時，ILC工作在區段Ⅱ，直流側ηdc=70%，交流側70%≤ηacP<90%；在2.5～3.0 s時，負荷繼續增大，ILC由區段Ⅱ進入區間Ⅲ，直流側70%≤ηdc<90%，交流側ηacP=90%。

同時，交流側母線電壓能夠穩定維持在額定值附近，系統頻率的波動小于±0.1 Hz；直流側母線電壓也能夠維持在800 V。

3.2 情形2：“交足直虧”

此狀態下，混合微電網的運行狀態變化如表4所示。交流側功率充足，直流側功率缺額逐漸增加。兩側的主控制單元及ILC的有功功率變化曲線如圖9所示，兩側的電壓和頻率變化曲線如圖10所示，兩側主控制單元容占比的變化如表5所示。

表4“交足直虧”下混合微電網功率變化
Table4PowerchangeofhybridmicrogridinCase2

圖9 “交足直虧”下混合微電網有功功率變化曲線Fig.9 Active power change of hybrid microgrid in Case 2

結合圖和表中數據可知，在0～0.5 s時，兩側的容占比均小于70%，因此互聯變流器處于待機狀態，交直流兩側沒有功率傳遞。在0.5 s時，直流側負荷突然增大至150 kW，出現功率缺額，ILC工作于整流模式下的區段Ⅱ，此時，交流側ηacP=70%，直流側70%≤ηdc<90%；隨著直流側負荷的繼續增加，在1.0～1.5 s時，直流側負荷的增大由DG_V承擔，交流側70%≤ηacP<90%，直流側ηdc=90%，因此ILC工作在區段Ⅲ；在1.5～2.5 s時，負荷的增大改由DG_Vf承擔，ILC仍工作在區間Ⅲ，交流側70%≤ηacP<90%，直流側ηdc=90%；在2.5～3 s時，負荷繼續增大，ILC進入區間Ⅳ，交流側ηacP=90%，直流側90%≤ηdc<1。

圖10 “交足直虧”下混合微電網頻率電壓變化曲線Fig.10 Voltage and frequency change of hybrid AC/DC microgrid in Case 2

同時，交流側母線電壓能夠穩定維持在額定值附近，系統頻率的波動小于±0.1 Hz；直流側母線電壓也能夠維持在800 V。

4 結 論

本文分析了基于主從控制的交直流混合微電網離網模式下的運行特性，提出了主控單元容占比的概念，建立了交直流兩側的數學聯系，據此設計了互聯變流器的分區段控制策略。仿真結果表明，離網模式下該策略能夠按照既定目標，控制ILC靈活運行于整流和逆變模式，維持混合微電網系統的功率平衡；滯回比較環節能夠有效避免ILC運行模式的頻繁切換，提高系統設備的使用壽命。

附錄A

此處驗證滯回比較環節的可行性。混合微電網的運行狀態變化如表A1所示(由于DG_Vf和DG_V采用恒壓控制，其功率輸出隨系統狀態的變化而改變，故未示出)。微電網運行于整流和逆變2種狀態，其中經歷了滯回比較環節。交直流兩側的主控制單元及ILC的有功功率變化曲線如圖A1所示，兩側的電壓和頻率變化曲線如圖A2所示，兩側主控制單元容占比的變化如表A2所示。

在0～0.5 s，兩側功率充足，ILC處于待機狀態。0.5～1.0 s，交直流兩側負載增加，交直流兩側主控制單元在ILC未出力時的容占比分別為ηacP=108%、ηdc=90%，此時功率由直流側流向交流側(逆變)，ILC傳遞有功功率 8 kW，調節后的主控制單元容占比為ηacP=100%、ηdc=98%，此時運行于控制區段Ⅴ。1～1.5 s，直流側從控制單元出力減少，需要ILC傳遞的功率增加，導致交流側主控制單元進入滯回比較環節，交直流兩側主控制單元的容占比為ηacP=95%、ηdc=105%；理論上，此時ILC應運行于整流狀態的控制區段Ⅵ，交流側向直流側傳遞有功功率 5 kW，但由于交流側主控制單元處于滯回比較環節當中，為了限制ILC的運行狀態頻繁切換，此時其不具備向直流側輸送功率的能力。1.5～2.0 s，由于交流側從控制單元的出力增多，主控制單元的容占比下降至ηacP=55%，退出了滯回比較環節，從而又恢復了向直流側輸送功率的能力，在分區段策略的控制下，ILC傳遞功率PILC=-15 kW，此時交直流兩側主控單元的容占比為ηacP=70%、ηdc=90%，運行于控制區段Ⅳ。

同時，交直流兩側系統母線的電壓和頻率都能維持在額定值附近。

表A1滯回比較下混合微電網功率變化
TableA1PowerchangeofhybridAC/DCmicrogridinhystersiscomparison

表A2滯回比較下混合微電網容占比變化
TableA2CapacityoccupancyratechangeofhybridAC/DCmicrogridinhystersiscomparison

圖A1滯回比較下混合微電網有功功率變化曲線
Fig.A1ActivepowerchangecurvesofhybridAC/DCmicrogridinhysteresiscomparison

圖A2滯回比較下混合微電網電壓頻率變化曲線
Fig.A2VoltageandfrequencychangecurvesofhybridAC/DCmicrogridinhysteresiscomparison