基于開繞組DFIG 的交直流混合系統(tǒng)功率協(xié)調(diào)策略

郝宏遠(yuǎn)，何晉偉，劉曉暉，郭培健

（1.天津大學(xué)智能電網(wǎng)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072；2.天津電氣科學(xué)研究院有限公司，天津 300180）

隨著負(fù)荷以及分布式電源的日趨復(fù)雜，交直流混合微電網(wǎng)以其可以充分兼容不同類型的電源與負(fù)荷，減少電力變換帶來(lái)的損耗的優(yōu)勢(shì)[1]，對(duì)于構(gòu)建獨(dú)立供電系統(tǒng)具備良好的適應(yīng)性。

雙饋電機(jī)DFIG（doubly-fed-induction-generator）以其容量較大、成本相對(duì)較低、兼具交流端口的特點(diǎn)[2]，在電力系統(tǒng)中取得了廣泛應(yīng)用。開繞組雙饋電機(jī)以其更加靈活的結(jié)構(gòu)優(yōu)勢(shì)，在獨(dú)立供電系統(tǒng)中應(yīng)用前景廣闊。針對(duì)雙饋電機(jī)應(yīng)用于獨(dú)立供電系統(tǒng)中，文獻(xiàn)[3]提出了離網(wǎng)型雙饋風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)運(yùn)行控制的方案；文獻(xiàn)[4]提出了孤島雙饋風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)的下垂控制策略，這對(duì)于提高系統(tǒng)的頻率穩(wěn)定性和加強(qiáng)功率分配等方面具有積極作用。由于可再生能源發(fā)電的不確定性，通常在離網(wǎng)系統(tǒng)中配合儲(chǔ)能單元來(lái)維持系統(tǒng)穩(wěn)定。儲(chǔ)能單元和雙饋電機(jī)相配合，可以作為獨(dú)立供電系統(tǒng)的一種供電方式，儲(chǔ)能單元的穩(wěn)定運(yùn)行對(duì)供電可靠性至關(guān)重要。為了滿足微電網(wǎng)中的負(fù)載在儲(chǔ)能單元間的合理分配，增強(qiáng)儲(chǔ)能單元穩(wěn)定運(yùn)行能力，文獻(xiàn)[5]提出了基于儲(chǔ)能單元SOC 的改進(jìn)下垂控制方案。為了實(shí)現(xiàn)雙饋電機(jī)與儲(chǔ)能單元配合使用時(shí)系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行和負(fù)載合理分配，文獻(xiàn)[6]提出了一種適用于雙饋電機(jī)儲(chǔ)能并聯(lián)系統(tǒng)的功率分層協(xié)調(diào)控制策略，提高了系統(tǒng)在風(fēng)能和負(fù)載變化時(shí)的穩(wěn)定性，但變換器較多并依賴于系統(tǒng)全局通信。上述研究分析了儲(chǔ)能單元獨(dú)立運(yùn)行和與發(fā)電單元并聯(lián)時(shí)的功率分配，但對(duì)于儲(chǔ)能單元與風(fēng)電機(jī)組深度配合的交直流混合系統(tǒng)的功率協(xié)調(diào)方案未進(jìn)行討論。針對(duì)直流混合系統(tǒng)中功率協(xié)調(diào)控制問(wèn)題，文獻(xiàn)[7]研究了互聯(lián)接口變換器控制策略，實(shí)現(xiàn)了有功功率在交、直流子網(wǎng)的自動(dòng)協(xié)調(diào)。但上述方案需要獨(dú)立的接口變換器，未能充分發(fā)揮新能源發(fā)電與儲(chǔ)能單元深度配合的優(yōu)勢(shì)，也未能一并解決系統(tǒng)中功率協(xié)調(diào)與儲(chǔ)能單元負(fù)載合理分配的問(wèn)題。

本文提出了一種由儲(chǔ)能單元和開繞組雙饋電機(jī)深度配合的獨(dú)立交直流混合供電系統(tǒng)，充分利用開繞組雙饋電機(jī)直流母線構(gòu)建直流子網(wǎng)。針對(duì)該系統(tǒng)，設(shè)計(jì)一種基于下垂控制的功率協(xié)調(diào)方案。根據(jù)儲(chǔ)能單元SOC 實(shí)時(shí)調(diào)整定子側(cè)變換器的有功功率下垂系數(shù)，充分發(fā)揮開繞組雙饋電機(jī)的結(jié)構(gòu)優(yōu)勢(shì)，通過(guò)小功率變換器實(shí)現(xiàn)對(duì)整個(gè)發(fā)電單元交流側(cè)的功率分配。在保證穩(wěn)定供電的前提下，協(xié)調(diào)系統(tǒng)交、直流側(cè)的功率，實(shí)現(xiàn)各個(gè)儲(chǔ)能單元的SOC均衡，提高系統(tǒng)穩(wěn)定性。

1 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)

1.1 系統(tǒng)介紹

基于雙饋電機(jī)的交直流混合微電網(wǎng)如圖1 所示。圖1（a）為雙饋電機(jī)和儲(chǔ)能單元構(gòu)建的傳統(tǒng)交直流混合微電網(wǎng)。多個(gè)雙饋電機(jī)輸出端口并聯(lián)到同一條交流母線上，構(gòu)建交流系統(tǒng)為交流負(fù)載供電；兩個(gè)并聯(lián)在交流母線上逆變器和相應(yīng)的儲(chǔ)能單元分別構(gòu)建兩條直流母線，為直流負(fù)載供電。上述結(jié)構(gòu)雖然控制方案成熟，但需要多級(jí)電力變換，系統(tǒng)成本較高。為了充分利用雙饋電機(jī)的直流母線，發(fā)揮其結(jié)構(gòu)優(yōu)勢(shì)，本文提出了如圖1（b）所示的由多臺(tái)開繞組雙饋電機(jī)和儲(chǔ)能單元配合構(gòu)成的交直流混合供電系統(tǒng)。在交流側(cè)，開繞組雙饋電機(jī)并聯(lián)為交流負(fù)載供電；在直流側(cè)，則充分利用了開繞組雙饋電機(jī)的直流母線構(gòu)建直流子網(wǎng)，使儲(chǔ)能單元與定、轉(zhuǎn)子側(cè)變換器直流母線相連，為直流負(fù)載供電，并維持系統(tǒng)交流側(cè)穩(wěn)定。

圖1 基于雙饋電機(jī)的交直流混合微電網(wǎng)Fig.1 AC/DC hybrid microgrid based on DFIG

圖1（b）所示為由開繞組雙饋電機(jī)和儲(chǔ)能單元深度配合構(gòu)建的獨(dú)立交直流混合供電系統(tǒng)，優(yōu)勢(shì)如下[11]：①充分利用開繞組雙饋電機(jī)的直流母線構(gòu)建直流子網(wǎng)，發(fā)揮了其結(jié)構(gòu)優(yōu)勢(shì)，減少了電力變換次數(shù)；②開繞組雙饋電機(jī)機(jī)組本體具備交直流互聯(lián)的接口，該系統(tǒng)不需要依賴獨(dú)立的接口變換器能即可實(shí)現(xiàn)有功功率在交流側(cè)和直流側(cè)的雙向流動(dòng)；③相較于傳統(tǒng)雙饋電機(jī)，開繞組雙饋電機(jī)直流母線電壓較低，一方面降低了儲(chǔ)能電池DC/DC變換器的升壓比，另一方面可直接為直流負(fù)載供電，減少功率變換環(huán)節(jié)，并且不需要額外的升壓裝置即可實(shí)現(xiàn)較低電壓直流母線到較高電壓交流輸出，降低了系統(tǒng)成本；④開繞組雙饋電機(jī)可以通過(guò)容量較小的定子側(cè)變換器實(shí)現(xiàn)對(duì)整個(gè)發(fā)電單元端口的靈活調(diào)節(jié)，并具備一定的電能質(zhì)量治理能力。

1.2 系統(tǒng)等效電路模型和功率流動(dòng)

圖1（b）所示的交直流混合供電系統(tǒng)等效電路如圖2 所示。開繞組雙饋電機(jī)電路模型與傳統(tǒng)雙饋電機(jī)相同，區(qū)別在于開繞組結(jié)構(gòu)中端口電壓由定子繞組感應(yīng)電壓和定子側(cè)變換器共同提供[11]。因此，在d、q坐標(biāo)系下的端口電壓方程分別為

圖2 DFIG 等效電路Fig.2 Equivalent circuit of DFIG

式中：uloadd、uloadq和usd、usq分別為交流端口電壓和定子電壓在d、q軸上的分量；ussd、ussq分別為定子側(cè)變換器的端口電壓在d、q的軸分量。

系統(tǒng)的功率流動(dòng)如圖3 所示。儲(chǔ)能單元一方面為直流負(fù)載供電，另一方面維持定、轉(zhuǎn)子變換器的直流母線電壓，系統(tǒng)供電可靠性與儲(chǔ)能單元穩(wěn)定輸出關(guān)系較大。因?yàn)樨?fù)載變化和風(fēng)能的不確定性，在不進(jìn)行功率協(xié)調(diào)控制時(shí)，會(huì)造成各儲(chǔ)能單元的消耗速率不一致，影響系統(tǒng)供電可靠性與穩(wěn)定性。因此，保證各儲(chǔ)能單元SOC均衡意義重大。

圖3 交直流混合微電網(wǎng)系統(tǒng)功率流動(dòng)Fig.3 Power flow in AC/DC hybrid microgrid system

2 系統(tǒng)交直流功率協(xié)調(diào)方案概述

下垂控制策略可以通過(guò)分散控制實(shí)現(xiàn)多個(gè)并聯(lián)發(fā)電單元輸出功率的自動(dòng)分配，也是本文功率協(xié)調(diào)控制的基礎(chǔ)。交流和直流下垂控制的基本原理[8-9]如圖4所示，在此不做贅述，因?yàn)橹绷鱾?cè)不存在無(wú)功功率，因此本文主要研究系統(tǒng)中有功功率的協(xié)調(diào)分配。相關(guān)交、直流下垂控制特性方程分別為

圖4 交、直流下垂控制特性Fig.4 AC and DC droop control characteristics

根據(jù)式（2）所示的交流下垂方程，采用下垂控制的多個(gè)發(fā)電單元并聯(lián)運(yùn)行時(shí)，各單元的Pac,i與kpdroop,i成反比，如圖4（a）所示。因此可以通過(guò)調(diào)整kpdroop,i來(lái)調(diào)整各個(gè)單元輸出交流有功功率Pac,i。在圖1（b）所示的系統(tǒng)中，根據(jù)圖3所示的系統(tǒng)功率流動(dòng)，改變發(fā)電單元交流側(cè)輸出功率，相應(yīng)的儲(chǔ)能單元輸出功率也隨之改變。儲(chǔ)能單元內(nèi)阻相對(duì)較小，根據(jù)式（3），各儲(chǔ)能單元DC/DC 變換器采用相同下垂系數(shù)的直流下垂控制時(shí)，可以通過(guò)測(cè)量其端口電壓來(lái)反映儲(chǔ)能單元輸出的功率，如圖4（c）所示。基于上述原理，當(dāng)各個(gè)直流負(fù)載大小或風(fēng)力機(jī)輸入機(jī)械功率存在差異時(shí)，根據(jù)測(cè)量各DC/DC變換器端口電壓和儲(chǔ)能單元SOC 反映出的其輸出功率與SOC的情況，進(jìn)而對(duì)kpdroop,i進(jìn)行調(diào)整，改變風(fēng)電機(jī)組與儲(chǔ)能單元的交換功率，使各儲(chǔ)能單元實(shí)現(xiàn)輸出功率與SOC 成正比，保持輸出功率均衡，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)各單元的SOC均衡。

3 基于下垂控制的功率協(xié)調(diào)控制策略

本文提出基于下垂控制的分層控制策略。圖5是開繞組雙饋電機(jī)和儲(chǔ)能單元構(gòu)建的獨(dú)立交直流混合供電系統(tǒng)的控制框圖，由本地控制器與中央控制器構(gòu)成。其中，本地控制器由直流側(cè)DC/DC變換器、轉(zhuǎn)子側(cè)變換器、定子側(cè)變換器構(gòu)成，中央控制器通過(guò)低帶寬通信實(shí)現(xiàn)與本地控制器的信息交互，兼顧了系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)性與可靠性；中央控制器收集各個(gè)儲(chǔ)能單元SOC信息和直流母線電壓，采用功率協(xié)調(diào)控制策略計(jì)算得到定子側(cè)變換器的有功功率下垂系數(shù)，下發(fā)到本地控制器，協(xié)調(diào)交、直流側(cè)有功功率，使各儲(chǔ)能單元的輸出功率保持均衡，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)其SOC均衡，提高系統(tǒng)供電可靠性。分別對(duì)本地控制器和中央控制器進(jìn)行介紹。

圖5 系統(tǒng)控制框圖Fig.5 Control block diagram of system

3.1 本地控制器

3.1.1 DC/DC 變換器控制策略

儲(chǔ)能單元升壓的DC/DC變換器采用下垂系數(shù)相同的直流下垂控制，通過(guò)式（3）得到輸出電壓的參考值，采用d、q坐標(biāo)系下的電壓、電流雙閉環(huán)控制，維持端口電壓的穩(wěn)定，具體的控制方案如圖5所示。

3.1.2 轉(zhuǎn)子側(cè)變換器控制策略

獨(dú)立供電系統(tǒng)需要發(fā)電單元提供電壓和頻率支撐，因此轉(zhuǎn)子側(cè)變換器控制定子繞組上感應(yīng)電壓[11]。在d、q坐標(biāo)系下采用定子磁鏈定向的矢量控制策略，即定子的磁鏈?zhǔn)噶颗c旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)系d軸重合，得到Esd=0，Esq=Es。根據(jù)氣隙磁鏈最大利用率來(lái)給定感應(yīng)電壓參考值。磁鏈方程為

3.1.3 定子側(cè)變換器控制策略

交流端口的電壓由定子繞組感應(yīng)電壓和定子側(cè)變換器共同提供。其中，由轉(zhuǎn)子側(cè)變換器來(lái)維持定子繞組感應(yīng)電壓穩(wěn)定，定子側(cè)變換器即可控制交流端口的電壓[11]。采用改進(jìn)下垂控制，下垂系數(shù)由中央控制器下發(fā)更新。根據(jù)式（2）計(jì)算得到端口電壓幅值和頻率參考值，通過(guò)坐標(biāo)變換進(jìn)而得到d軸和q軸的電壓參考值。根據(jù)式（1）和雙饋電機(jī)模型[10-11]可得

根據(jù)式（7），在d、q坐標(biāo)系下，通過(guò)式（2）所示的下垂控制方程計(jì)算得出外環(huán)電壓參考值，進(jìn)而采用PI 控制器控制端口電壓，內(nèi)環(huán)控制定子電流，實(shí)現(xiàn)對(duì)雙饋風(fēng)力發(fā)電單元交流端口電壓的靈活控制。具體控制策略如圖5所示。

3.2 中央控制器

中央控制器作為本文所提出功率協(xié)調(diào)控制策略的核心，也是本文的主要?jiǎng)?chuàng)新點(diǎn)所在。基于第2節(jié)中功率協(xié)調(diào)方案概述分析，以2個(gè)儲(chǔ)能單元的并聯(lián)系統(tǒng)為例，對(duì)中央控制器功率協(xié)調(diào)策略進(jìn)行討論。

根據(jù)圖6，當(dāng)系統(tǒng)中2個(gè)儲(chǔ)能單元出力不同時(shí)，若采用傳統(tǒng)下垂控制策略，趨勢(shì)發(fā)展如圖中SOC-t曲線中虛線所示，導(dǎo)致儲(chǔ)能單元SOC 下降速度不同，影響系統(tǒng)供電可靠性?；诘? 節(jié)中的分析，通過(guò)對(duì)交流下垂系數(shù)進(jìn)行調(diào)整，可以實(shí)現(xiàn)A1=A2=…=AN，使儲(chǔ)能單元SOC按照?qǐng)D6中SOC-t實(shí)線的趨勢(shì)發(fā)展，保持各儲(chǔ)能單元消耗速度一致，達(dá)到SOC均衡。

圖6 基于下垂控制的功率協(xié)調(diào)策略Fig.6 Power coordination strategy based on droop control

基于上述基本原理，中央控制器的具體控制方案如下：測(cè)量各單元的直流母線電壓，計(jì)算得到Ai，通過(guò)低帶寬通信上傳至中央控制器，計(jì)算出各單元Ai的平均值，并比較各單元Ai與其平均值的大小。根據(jù)式（8），當(dāng)Ai大于各單元Ai的平均值時(shí)，說(shuō)明該儲(chǔ)能單元承擔(dān)的有功功率相對(duì)于其SOC偏大，需要減小該儲(chǔ)能單元的有功功率。根據(jù)圖4（a）可以得出，應(yīng)當(dāng)增大該單元的交流側(cè)有功功率下垂系數(shù)；反之，則需要減小。由圖6 所示的控制策略，具體的調(diào)整策略為

根據(jù)上述分析，本文所提控制策略通過(guò)功率協(xié)調(diào)控制策略計(jì)算調(diào)整發(fā)電單元的定子側(cè)變換器有功功率下垂系數(shù)，可以使各儲(chǔ)能單元輸出的有功功率均衡，使各儲(chǔ)能單元SOC 保持大致相同速率下降。并且本方案僅需要低帶寬通信即可實(shí)現(xiàn)，與傳統(tǒng)方法中的全局高速通信相比，大大降低了通信系統(tǒng)的成本，還在一定程度上降低了對(duì)通信的依賴，兼顧了系統(tǒng)的可靠性與經(jīng)濟(jì)性。

4 結(jié)果驗(yàn)證

本文搭建由2 臺(tái)開繞組DFIG 和儲(chǔ)能單元配合構(gòu)成的獨(dú)立交直流混合供電系統(tǒng)的仿真模型進(jìn)行驗(yàn)證。開繞組雙饋電機(jī)參數(shù)如表1 所示。系統(tǒng)其他參數(shù)為：交流負(fù)載每相電阻為10 Ω，電感為2.5 mH；初始狀態(tài)下，直流負(fù)載電阻均為25 Ω，交流端口電壓基準(zhǔn)值為380 V，直流端口電壓基準(zhǔn)值為400 V，各發(fā)電單元初始輸入風(fēng)能為6 kW，交流和直流下垂系數(shù)均相同。

表1 開繞組雙饋電機(jī)參數(shù)Tab.1 Parameters of open-winding DFIG

第1個(gè)變化過(guò)程：在階段1，各發(fā)電單元的交流下垂系數(shù)和儲(chǔ)能的SOC相同。在t1時(shí)刻，進(jìn)入階段2，發(fā)電單元2的直流負(fù)載增加，參數(shù)變化如表2所示。

表2 第1 個(gè)變化過(guò)程的參數(shù)Tab.2 Parameters during the first changing process

第1個(gè)變化過(guò)程的下垂系數(shù)kpdroop,i和功率變化分別如圖7和圖8所示，交流負(fù)載不變，從階段1到階段2的過(guò)程中，發(fā)電單元1的直流負(fù)載增加，導(dǎo)致儲(chǔ)能單元1的輸出功率迅速增大，通過(guò)調(diào)整，下垂系數(shù)kpdroop,1減小，發(fā)電單元1輸出交流功率減小，使得儲(chǔ)能單元1輸出到交流側(cè)的功率減小，下垂系數(shù)kpdroop,2增大，發(fā)電單元2 交流功率增大，故儲(chǔ)能單元2 輸出增加。最終，兩臺(tái)儲(chǔ)能單元輸出功率相等，達(dá)到穩(wěn)態(tài)。

圖7 第1 個(gè)變化過(guò)程下垂系數(shù)變化Fig.7 Changes in droop coefficient during the first chamging process

圖8 第1 個(gè)過(guò)程的功率波形Fig.8 Power waveforms during the first process

圖9 和圖10 分別給出了上述變化過(guò)程中的直流側(cè)電壓、電流波形和達(dá)到穩(wěn)態(tài)后的交流側(cè)電壓、電流波形。如圖9 所示，2 個(gè)儲(chǔ)能單元輸出的直流電壓和電流大致相同，驗(yàn)證了圖8 中達(dá)到穩(wěn)態(tài)后2個(gè)儲(chǔ)能單元輸出的功率大致相同，進(jìn)而保持SOC下降速率相同。如圖10所示，2臺(tái)機(jī)組交流電壓幅值基本相同，僅因線路阻抗存在的原因有較小差異。DFIG1相較于DFIG2的定子電流較小，因?yàn)楣补?jié)點(diǎn)的電壓相同，因此驗(yàn)證了圖8 中達(dá)到穩(wěn)態(tài)后DFIG2 輸出的交流功率增加，DFIG1 承擔(dān)的交流側(cè)有功功率減小，進(jìn)而減小儲(chǔ)能單元1輸出到交流側(cè)的功率，實(shí)現(xiàn)2個(gè)儲(chǔ)能單元的輸出功率均衡，保證2個(gè)儲(chǔ)能單元消耗速度一致。

圖9 第1 個(gè)變化過(guò)程的直流側(cè)電壓、電流波形Fig.9 Waveforms of DC voltage and current during the first changing process

圖10 第1 個(gè)變化過(guò)程的交流側(cè)穩(wěn)態(tài)電壓、電流波形Fig.10 Waveforms of stable AC voltage and current during the first changing process

圖11 分別給出了加入本文所提控制策略和傳統(tǒng)定下垂系數(shù)控制策略在直流側(cè)負(fù)載發(fā)生變化的過(guò)程中儲(chǔ)能單元SOC隨時(shí)間的變化情況，從中可以看出，傳統(tǒng)的下垂控制策略會(huì)導(dǎo)致兩個(gè)儲(chǔ)能單元消耗速度不一致，而本文所提出的控制策略能夠使兩個(gè)儲(chǔ)能系統(tǒng)的SOC保持均衡，提高系統(tǒng)穩(wěn)定性。

圖11 第1 個(gè)動(dòng)態(tài)過(guò)程的SOC 波形Fig.11 SOC waveforms during the first dynamic process

第2 個(gè)變化過(guò)程：在階段1，2 個(gè)單元輸入風(fēng)能和直流負(fù)載均相同，交、直流下垂系數(shù)和SOC 也相同。在t2時(shí)刻，輸入風(fēng)能發(fā)生變化，參數(shù)變化如表3所示。

表3 第2 個(gè)變化過(guò)程的參數(shù)Tab.3 Parameters during the second changing process

第2個(gè)變化過(guò)程的下垂系數(shù)kpdroop,i和功率變化分別如圖12 和圖13 所示，階段1 到階段2 的過(guò)程中，風(fēng)力渦輪機(jī)捕獲風(fēng)能發(fā)生變化。隨著DFIG1捕獲風(fēng)能的增加，在交、直流負(fù)載不變的情況下，通過(guò)中央控制器調(diào)整，下垂系數(shù)kpdroop,1增加，發(fā)電單元1輸出的交流功率增加，使儲(chǔ)能單元1輸出到交流側(cè)的功率減??；下垂系數(shù)kpdroop,2減小，發(fā)電單元2承擔(dān)的交流功率減小，使儲(chǔ)能單元2輸出到交流側(cè)的功率減小，最終達(dá)到穩(wěn)態(tài)，2個(gè)儲(chǔ)能單元的輸出功率相等。

圖12 第2 個(gè)變化過(guò)程下垂系數(shù)變化Fig.12 Changes in droop coefficient during the second changing process

圖13 第2 個(gè)變化過(guò)程功率波形Fig.13 Power waveforms during the second changing process

圖14和圖15分別給出了上述變化過(guò)程中的直流側(cè)電壓、電流波形和達(dá)到穩(wěn)態(tài)后的交流側(cè)電壓、電流波形。如圖14所示，2個(gè)儲(chǔ)能單元輸出的電壓和電流大致相同，驗(yàn)證了圖13中達(dá)到穩(wěn)態(tài)后2個(gè)儲(chǔ)能單元輸出的功率大致相同。如圖15所示，2臺(tái)機(jī)組的交流電壓大致相同，DFIG1 相較于DFIG2 的定子電流較大，驗(yàn)證了圖13達(dá)到穩(wěn)態(tài)后DFIG1輸出的交流功率較大。

圖14 第2 個(gè)變化過(guò)程的直流側(cè)電壓電流波形Fig.14 Waveforms of DC voltage and current during the second changing process

圖15 第2 個(gè)變化過(guò)程的交流側(cè)穩(wěn)態(tài)電壓、電流Fig.15 Stable AC voltage and current during the second changing process

圖16 分別給出了加入本文所述控制策略和傳統(tǒng)下垂控制策略在從階段1到階段2捕獲風(fēng)能發(fā)生變化的過(guò)程中，儲(chǔ)能單元SOC隨時(shí)間的變化。從中可以看出，傳統(tǒng)的下垂控制策略會(huì)導(dǎo)致兩個(gè)儲(chǔ)能單元消耗速度不一致，而本文所提出的控制策略能夠在負(fù)載和風(fēng)能變化時(shí)，使2個(gè)儲(chǔ)能系統(tǒng)的SOC 保持均衡。上述仿真結(jié)果驗(yàn)證了第3 節(jié)所提出的控制策略的有效性。

圖16 第2 個(gè)動(dòng)態(tài)過(guò)程的SOC 波形Fig.16 SOC waveforms during the second dynamic process

5 結(jié) 語(yǔ)

本文提出了一種基于下垂控制的功率協(xié)調(diào)控制策略，用于協(xié)調(diào)基于開繞組雙饋電機(jī)和儲(chǔ)能單元構(gòu)建的獨(dú)立交直流混合供電系統(tǒng)交流側(cè)和直流側(cè)有功功率。該策略考慮到獨(dú)立風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)中儲(chǔ)能單元SOC，對(duì)各單元的有功功率交流下垂系數(shù)進(jìn)行動(dòng)態(tài)調(diào)整，通過(guò)小功率變換器控制實(shí)現(xiàn)對(duì)發(fā)電單元交流側(cè)全功率的調(diào)整，進(jìn)而改變儲(chǔ)能單元輸出到交流側(cè)的功率，使系統(tǒng)中的各儲(chǔ)能單元SOC以相同的速度下降，保證各儲(chǔ)能單元的SOC 均衡，充分發(fā)揮了開繞組雙饋電機(jī)的結(jié)構(gòu)優(yōu)勢(shì)，提高了系統(tǒng)的穩(wěn)定可靠性。仿真結(jié)果驗(yàn)證了該方案在基于開繞組雙饋電機(jī)的交直流混合供電系統(tǒng)中的有效性，實(shí)現(xiàn)了各儲(chǔ)能單元的SOC均衡。