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直流微电网的储-荷虚拟直流电机优化控制技术 付媛.pdf

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直流微电网的储-荷虚拟直流电机优化控制技术 付媛.pdf

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电力自动化设备
ElectricPowerAutomationEquipment
ISSN1006-6047,CN32-1318/TM
《电力自动化设备》网络首发论文
题目:直流微电网的储-荷虚拟直流电机优化控制技术
作者:付媛,刘承帅,王耀铎,张祥宇,赵欣艳,甄栋夫
DOI:.202209023
收稿日期:2021-12-28
网络首发日期:2022-09-30
引用格式:付媛,刘承帅,王耀铎,张祥宇,赵欣艳,-荷虚拟
直流电机优化控制技术[J/OL].电力自动化设备.
/
网络首发:在编辑部工作流程中,稿件从录用到出版要经历录用定稿、排版定稿、整期汇编定稿等阶
段。录用定稿指内容已经确定,且通过同行评议、主编终审同意刊用的稿件。排版定稿指录用定稿按照期
刊特定版式(包括网络呈现版式)排版后的稿件,可暂不确定出版年、卷、期和页码。整期汇编定稿指出
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出版之前刊发论文的录用定稿、排版定稿、整期汇编定稿。因为《中国学术期刊(网络版)》是国家新闻出
版广电总局批准的网络连续型出版物(ISSN2096-4188,CN11-6037/Z),所以签约期刊的网络版上网络首
发论文视为正式出版。
:.
췸싧쫗랢쪱볤ꎺ2022-09-3010:59:22
췸싧쫗랢뗘횷ꎺ.
电力自动化设备
ElectricPowerAutomationEquipment
直流微电网的储-荷虚拟直流电机优化控制技术
付媛,刘承帅,王耀铎,张祥宇,赵欣艳,甄栋夫
(华北电力大学新能源电力系统国家重点实验室,河北保定071003)
摘要:为提升虚拟直流电机控制VDMC(VirtualDirectcurrentMotorControl)对直流微电网的电压惯性与阻
尼支持能力,并改善负荷侧的电压响应,提出了一种优化的储-荷VDMC技术。首先,类比直流电机的
机械方程建立储能侧和负荷侧VDMC动态模型。其次,对所提出的VDMC进行改进,在储能侧对系统
提供惯性支持,在负荷侧对系统施加阻尼控制,从而消除储能侧VDMC中电压惯性和阻尼的冲突,为
系统母线提供足够的动态支撑。在此基础上,设计负荷侧惯性灵敏度控制环节,使储-荷VDMC能够为
负荷提供灵活可控的电压惯性。最后,根据李雅普诺夫稳定理论,分析所提优化VDMC对系统的稳定
支持作用,根据分析提出参数优化方案,并利用时域仿真分析,验证所提控制策略的有效性。
关键词:直流微电网;虚拟直流电机;惯性控制;阻尼控制;DC/DC换流器
中图分类号:TM727;TM46文献标志码:ADOI:.202209023
0引言
一步提升直流微电网动态稳定性的研究方向。
直流微电网不存在频率、功角稳定性等问题,虚拟直流电机控制VDMC(VirtualDirectcur-
rentMotorControl)由于其兼具虚拟惯性控制与阻
并且具备换流损耗小、便于接入新能源发电站的
优点,被认为是适应直流负荷供电和分布式能源尼控制的能力,受到广泛关注。文献[8-10]模拟电
发电的有效组网方式[1-3]。然而,直流微电网具有机的运行特性提出与VDMC相似的类虚拟同步发
电机控制,但是增设的电流前馈环节使其控制结
弱阻尼低惯性的特点,且分布式发电的间歇性和
恒功率负荷的负阻尼特性再次削减了系统的稳定构更加复杂。文献[11]在交直流端口统一采用虚
裕度,加剧了直流微电网振荡失稳的风险[4]。拟电机控制模拟电机的阻尼和惯性特性,使直流
微电网与交流配电网呈现柔性互联特性,增强直
目前,提升直流微电网稳定运行能力的措施
包括虚拟惯性控制和附加阻尼控制两类。虚拟惯流母线电压的稳定性。文献[12-13]分别在交、直
性控制可有效减缓系统母线电压初期波动,而附流侧换流器中采用虚拟同步发电机和VDMC控制,
从而向系统提供惯性和阻尼支撑,但均缺少参数
加阻尼控制则可以抑制直流电压大幅振荡。文献
[5]通过在传统下垂控制上附加灵活虚拟惯性控制变化时电压动态响应和稳定性分析。针对参数设
来改变蓄电池电流参考值,从而给予电网一定的计问题,文献[14-16]设计了VDMC控制的参数自
惯性支持。文献[6]分析出下垂系数对系统稳定裕适应方法,能够减小电压变化幅度,但无法灵活
调整电压的超调量和调节时间。在控制结构上,
度的影响显著,因此用虚拟电阻补偿下垂系数,
从而有效抑制直流母线的电压振荡。文献[7]通过文献[17-19]在VDMC控制中引入定电压环节保持
特征值分析发现低阻尼LC环节会影响换流器的输电压的稳定性,但此环节的PI结构会削弱功率不
平衡时惯性控制对系统的调节能力。同时,上述
出阻抗,导致系统发生高频振荡失稳,因此在下
垂控制中串联低通滤波环节,改善系统的稳定性。文献所提控制器均向系统提供惯性、阻尼支持,
但上述文献缺少对系统惯性与阻尼特性的综合性但缺乏对出线端电压的控制设计。对此文献[20]
设计,因此减缓电压波动同时抑制电压振荡是进将VDMC控制应用在出线端,缓和恢复负荷电压。
文献[21]设计了储能侧和负荷侧VDMC控制,其
中扩张状态观测器对提高系统稳定性效果显著。
收稿日期:2021-12-28;修回日期:2022-07-22
但文献[20-21]存在如下问题:1)VDMC控制结
基金项目:国家自然科学基金资助项目(51607070);中央高校基本构复杂,引入多个控制参数难以配置;2)惯性与
科研业务费专项资金资助项目(2018MS90)
ProjectsupportedbytheNationalNaturalScienceFoundationofChina阻尼控制对母线电压的控制效果相反,很难充分
(51607070)andtheFundamentalResearchFundsfortheCentralUni-发挥其调节作用。因此针对储-荷的VDMC控制
versities(2018MS90):.
电力自动化设备
尚有较大的改进空间。储能变换器输入电流;iL、icpl分别为恒功率负荷
为解决上述问题,本文提出了一种直流微电侧变流器的电感电流与负荷输入电流;LB、rB分
网的储-荷VDMC技术。首先,根据建立的储-荷别为储能侧滤波电感及其寄生电阻;CB为储能侧
VDMC控制模型,通过频域分析得出储能侧的惯变换器直流侧电容;Lcpl、rL分别为等效恒功率负
性与阻尼控制效果相反,负荷侧提高了系统阻尼荷侧滤波电感及其寄生电阻;Ccpl为等效恒功率
但惯性支持能力不足,同时需承担本侧出线端惯负荷侧变换器直流侧电容;1dB为IGBT1的占空
性调节任务,其控制灵敏度较低。因此,选择在比,IGBT2的占空比为dB;dcpl为IGBT3的占空
储能侧对系统惯性支持,在负荷侧施加系统阻尼比。
控制,并在出线端补充负荷惯性灵敏度控制环节。2储-荷VDMC优化控制策略
而后,采用李雅普诺夫分析方法分析了所提
VDMC控制的电压支撑能力,
和数据拟合,优化设计了VDMC控制参数。最后,VDMC通过模拟直流电机的机械结构对直流
搭建了直流微电网的仿真系统,验证了所提控制微电网提供惯性与阻尼支撑。在本文采用的储-
的有效性。荷等值模型中,储能和恒功率负荷侧的变换器同
时进行VDMC。
1直流微电网等值模型图1中储能侧节点①的电流方程为:
直流微电网包含风电、光伏、储能、阻性负(1)
iiCdcoutBdudc
荷和恒功率负荷五端口,结构模型如图1(a)所dt
为改善直流母线的电压质量,引入虚拟电容
示。其中,风电、光伏发电单元采用最大功率跟[21]
DC/DCCvir提高系统虚拟惯性,并将udc改为控制值udc*,
踪控制,输出功率PLc保持恒定,在等值模型中处
[22]则式(1)可示为:
理为一恒功率源,如图1(b)所示;恒功率负
荷侧采用buck变换器,单向吸收系统功率;而储DC/DCdduu**(2)
铅酸蓄电池iiCCdcoutBvirddttdcdc
能侧采用双向boost变换器,当功率PLc小于负荷直流微电网具有弱阻尼特性,为防止系统在
功率时,储能单元释放功率,反之,其获得反送AC/DC功率不平衡时引发振荡,引入虚拟电阻结构抑振恒功率负荷
功率。[7],其中为阻尼调节系数,则式(2)可示为:
Dv1
PMSG**(3)
iiCCDuudcoutBvirv1dcdcdduudcdc()*
ddtt
将CB与Cvir合并为Cv1,得控制关系为:
DC/DC阻性负荷
(4)du*
iiDuuCdcoutv1dcdcv1()*dtdc
光伏电池与直流电机对比分析,直流电机的机械方程
直流母线
与电枢电势方程为:dB
(a)r直流微电网结构BLiioutPLLLri
BeBdccplLcpl
iLBTTD()(5)IGBTJdriL
IGBTemPrnLcdt3
1-dB2dcpl
usCudcEIURaRCucplRcpl
BLcpl
IGBT1从控制结构出发,式(4)在式(5)中用类比,
idcTe
用iout类比Tm,用udc*类比r,用udc类比n,从
储能部分而在控制功能和控制结构上得到VDMC方程。根恒功率负荷部分
(b)直流微电网等值模型
图1直流微电网等值模型据上述类比过程,可得出如下对应关系:
表1直流电机与换流器对应关系

Table1RelationshipbetweenDCmotorandconverter
图1(b)的等值模型中,RL为阻性负荷;us为
直流电机双向DC/DC换流器
储能电压;udc为直流母线电压;eB为IGBT2的内
TCIeT=idcBLBdi
侧电压;ucpl为恒功率负荷侧电压;idc为IGBT2的
EC=TreduBBdc
输出电流;iout为储能变换器的输出电流;iLB为:.
300
200
1C:1100
电枢电势方程可转化为:100v1
00
di(6)
duLiruBdcBLBBs*dLBt-100-1
极点虚部-200-4-20
其中,电感LB的数值较小,其微分结构对稳
-300
态输出无影响。因此,将电感LB忽略不计,可-250-200-150-100-500
得:300极点实部
200(a)Cv1变化
duiru*(7)1
BdcLBBs100Dv1:1100
根据式(1)-(7),储能侧VDMC结构如图2所00
示。-100-1
极点虚部-200-4-20
Dudc
-v3001-
udcref1idc*+-1-250+-*200-150-100-500
+kBCudc
-r-v1极点实部
udcBiout
dBn(b)变化
us+-eB*Dv1dB
图3储能侧VDMC控制下系统响应结果PWM



图2中,直流变换器端口电压参考值udcref与参考式(1)-式(7)的类比过程,可得图1节点
实测值udc做差,经下垂控制后得出电流参考值idc*,②的负荷侧变换器VDMC控制方程为:
电流参考值分别经虚拟直流电机控制方程和电动
(9)du*
势平衡方程得出直流母线电压控制值udc*和IGBTiiDuuCLcplv2cplcplv2()*cpl
dt
内侧电压控制值eB*,udc*与eB*相除得出占空比dB,(10)
uirudcplLLdccpl*
后经PWM调制控制直流变换器,实现VDMC。
对此模型进行小信号线性化处理,其小信号其中,Cv2、Dv2分别为恒功率负荷侧惯性调
框图和各部分传递函数如附录A(1)所示。则输入节系数和阻尼调节系数。根据式(9)-(10),可得负
为、输出为的闭环传递函数为:荷侧控制结构,如图4所示。其中,ucpl*为ucpl的控
ioutudc
制值,dcpln为dcpl的参考值。
uGGGGGG(8)ucpl
GoutiGGGGGGGdcu3b3i2u1b3u21Dv2-
outu1i2i3u1b4u2b4*+
ucplrefiL+-1*
为了进一步分析VDMC控制的动态响应,根PIucpl
+-Cv2
据闭环传递函数,分别作出C与D变化下储能-ucplrLicpl
v1v1dcpln
侧的零极点图和Cv1变化下的阶跃响应,如图3所-
udc+dcpl
示,其中,。PWM
Cv11~100Dv11~100
由图3(a)、(b)可知,随着C的增加,系统惯图4负荷侧VDMC
v1
性增大,同时主导极点右移,稳定裕度降低;
着的增加,系统阻尼增强,同时主导极点左移,atloadside
Dv1
系统惯性减小。故直流微电网在VDMC控制下若图4中,直流变换器端口电压参考值ucplref与
保证系统惯性,势必削弱阻尼能力,反之,若保实测值ucpl做差,经电压控制后得出电流参考值iL*,
证系统阻尼能力,势必减小系统惯性,即在此其内环结构与图2相似。
VDMC控制下储能侧的惯性和阻尼控制效果相反,对此模型进行小信号线性化处理,如附录
因此本端换流器只能承担其中一项控制任务。同A(3)所示,可得负荷侧输入icpl,输出udc的闭
时,储能侧VDMC控制通过改变Cv1能够灵活地环传函G的零极点图如图5所示。直流微电网负
dc
调节电压波形,向系统提供可变的惯性支撑,其荷侧在VDMC控制下,随着的增加,主导极
Cv2
阶跃响应图详见附录A(2)。点始终在虚轴左侧,系统具有阻尼能力;但主导
极点与零点对消,其余极点距虚轴较远,即系统
惯性较低,因此负荷侧换流器可承担向系统提供
阻尼的控制任务。,储能侧:.
电力自动化设备
4000
VDMC单独承担调节系统惯性的控制任务。10为进一步提高VDMC控制对出线端的惯性响
20000
应,除通过增加Cv2的方法以外,考虑到负荷侧
0-10
VDMC传函Gin输入端icpl仅与负荷变化量相关,
-4-20
-2000基本不受控制结构影响,通过增大输出端调
极点虚部Cv2:1100ucpl
-4000节惯性。则负荷侧换流器的控制方程变换为:
-500-400-300-200-1000
(14)
极点实部iiDuuCLcplv2cplcplbv2()ducpl
dt
图5负荷侧VDMC控制系统响应结果其中,
ucplaucplb

PI(15)
进一步分析VDMC控制对出线端电压的动态iLuucplrefcpl+
ksen-
响应,对输入,输出的闭环传函的小+
icplucplGinucplrefu(16)D
信号分析过程和闭环传函的零极点见附录A(4),ukuukuutcplapcplrefcplicplrefcpl()()dcplv
(17)
阶跃响应分析如图6所示。uuucplbcplacpl+
+
0根据式(11)-(17),可得直流微电网储-荷*-
-iLC+v2=51*
-,如图ucpl7所示。控制结构中,模ucpl
1/ksenCv2=10
响应C=50
-①为储能侧的惯性控制,模块②为负荷侧的阻v2Cv2s
C-=100
尼控制,二者为系统提供足够有效的惯性与阻尼v2
-
。模块③,
入惯性灵敏度控制t/环节,s为灵敏性系数,其值-
ksendcpl
图6负荷侧VDMC控制出线端响应结果远小于下垂系数。实际电压和电压参考值的偏差udc+
PWM
,从而增加惯性系数对主导极点的
loadsideucplksen
影响,同时电压补偿值ucplb保证稳定运行。其中,
图6中,当C从5逐渐增大至10、50、100恒
v2恒功率负荷的等效电阻为RuP2/,当R
时,系统的阶跃响应几乎无变化,即对出线端cplcplLLcpl
Cv2不变时,若功负荷电压恒定则恒定,则恒功
ucplPLLPLc储
惯性调节灵敏度较低,负荷侧VDMC无法灵活调率
率负荷侧的VDMC外环PI控制结构可始终保持其
节出线端电压波形,因此对其控制方案需加以改Rus能
功率恒定特性。负RcplL
进。侧
-荷VDMC的优化控制荷buck换流器双向DC/DC换流器
,负荷侧可向系统提供阻尼侧
支持,但无法向直流母线电压提供电压惯性支持。u
dciout
而储能侧换流器只能承担阻尼或惯性的控制任务。-
*-
因此,若采用阻尼控制来调节母线电压波形,则udcref1idc+1*
缺少改善母线电压惯性的控制器。为使直流微电udc
+kBCv1s
网具有高效的惯性和阻尼控制能力,储能侧采用
惯性控制。将式(4)改变为:rB/dBn
du(11)
iiCdcoutv1dtdc-d
us+B
其中,PWM
(12)
idc()uudcrefdc图7储-荷虚拟直流电机优化控制
kB
负荷侧的阻尼控制向系统提供电压阻尼,
控制目的发生改变,将阻尼系数Dv2改为Dv,则3储-荷VDMC优化控制动态性能分析与
式(9)变化为:参数优化配置
(13)-荷VDMCd优化u控制动态性能分析
iiDuuCLcplvcplcpl0v2()dcplt:.
分析所提出的VDMC对系统动态性能的影响,FittingcurvewithCv1
建立储-荷直流微网状态空间方程:负荷侧的VDMC控制可通过直流微电网的状
(18)态方程进行参数配置。当大幅变化时系统的相
ΔxAxBuΔΔCv2
其中为状态向量,可表示为角裕度变化小于10o,因此本文选取稳定运行的基
x
。根据直oT
xiuuiuuuLBdcLcpdccpl*'*本相角裕度为l30。,相角裕度为
流微网状态方程,可进行全系统的根轨迹绘制,30o对应参数。当确定时,随着增
Dv=
其根轨迹与状态空间方程A、输入向量u、输入加,系统由过阻尼状态过渡到临界阻尼状态,由
矩阵B见附录B(1)。于临界阻尼状态下系统的暂态性能较优越,因此
当采用所提出的储-荷VDMC优化控制时,使系统运行在临界阻尼状态。临界阻尼状态下系
主导极点随着Cv1增大向虚轴靠近,系统的相角裕统的主导极点s1=s2=,可根据此主导极点反
度不断减小,在负荷侧阻尼控制的调节下,直流解得出Cv2=,Dv=。
微网能保持稳定运行。系统的根轨迹随Cv2增大向
4仿真分析
左移动,由过阻尼情况过渡为临界阻尼状态,而
后由临界阻尼状态转换为欠阻尼状态,其过渡过为验证所提控制对直流微电网的惯性改善和
程在bode图中表现为相角裕度先增大再减小。且振荡抑制的有效性,搭建了如图1所示的仿真模
变化对系统稳定裕度的影响比、变化的型。模型参数见附录C(1)。
DvCv1Cv2
影响更明显。因此,
制改善系统稳定性。
跃响应变化显著,即储-荷优化VDMC可向负荷系统初始运行状态:恒功率负荷5kW、阻性
侧提供灵活可控的惯性支撑,阶跃响应图详见附负荷5kW,。在t=3s时,
录B(2)。恒功率负荷突增5kW。系统采用如下四种控制方
-荷VDMC优化控制参数配置式:case1:储能侧下垂控制,负荷侧定功率控制;
根据储能侧VDMC控制下系统的响应结果可case2:储能侧下垂控制,负荷侧VDMC控制
知,主导极点位于负实轴上,其余极点距离虚轴(Cv2=5);case3:储能侧下垂控制,负荷侧
均较远,对闭环传函的性能影响较小,因此VDMC控制(Cv2=20)和case4:本文所提的储-
Gout
用一阶系统的动态性能评估储能侧变化对母线荷VDMC优化控制。相应控制的母线电压仿真结
Cv1
电压的影响。主导极点与的拟合关系如图8果如图9所示。图中,系统在case1控制模式下电
Cv1
所示,公式表示为:压发生剧烈振荡,直流微电网失去稳定运行状态。
在case2和case3中,负荷侧采用VDMC控制系统
(19)
m时具有阻尼能力,电压跌落至492V稳定运行,
Cv1
Cv2设置为5和20的电压波形基本无差别,均体现
其中,m为拟合系数,与系统的参数设置相
为电压快速跌落,缺乏对系统的惯性支持能力。
关,在当前情况下m。而调节时间
在所提的case4控制模式下,系统具有阻尼能力的
T=3=3/。即调节时间ts1与Cv1的关系为:
同时,,减缓了跌落速率。
3C(20)505
ts1mv1此外,功率响应详见附录C(2)。case1
为适应不同的运行工况需求,本文将期望调500case4
V/V/
、、,可得出C分别为dc495
v1ucase3
、、。490
-2case2
485
λ-
-6t/s
-8图9不同控制下的直流母线电压u波形
dc
-
0510udc1520

图8主导极点,在储-荷VDMC优化控:.
405
V401
/395
cpl
u385
398
4567
电力自动化设备375
(a)
405
制下,母线电压动态响应结果如图10所示。图中,母线波形出现了超调量。此外,功率响应和随机
、、(4)。401
Cv1ts1395
V
、、。其中,直流电压的跌落速/
率随着Cv1增大而减慢,但惯性支持能力逐渐增强,cpl385
即惯性系数的配置需结合具体工况。此外,功率u398
4567
反送和随机功率波动的电压响应详见附录496C(3)。375


V/V/
dc494Cv1=
uCv1=
493Cv2=1Cv2==10
Cv1=
492
2345
t/s(b)
图10Cv1变化时的直流母线电压udc波动图12VDMC灵敏性分析图



。采用负荷定功率控制模本文针对直流微电网中的储-荷变换器提出
式和储-荷优化VDMC控制的出线端电压仿真结了虚拟直流电机优化控制技术。通过对虚拟惯性
果如图11所示。在负荷定功率控制模式下,负荷与附加阻尼控制结构的改进,提高了系统的动态
增加5kW时,,电稳定性。根据理论分析和仿真验证,得出如下结
压恢复稳定运行时间极短,稳态电压波动约为3V。论:
在储-荷优化VDMC控制下,当和分别设置1)对储-荷VDMC的控制结构进行优化,储
Cv2Dv
,负荷突增的电压突变小于3V,能侧单独采用虚拟惯性控制,负荷侧单独采用系
,稳态电压波动较统阻尼控制定功率控制,从而解决了储能侧无法同时向系统
小。405优化VDMC提供充足的惯性支撑和稳定裕度的矛盾。
2)通过小信号分析发现,储-荷VDMC存在
V/V/400负荷侧惯性灵敏度低的问题,导致其无法向负荷
cpl提供灵活可控的惯性支持。通过加入惯性灵敏度
u395
控制环节,改善了负荷侧的惯性支持能力。
3903)提出了直流微电网的储-荷VDMC优化控

制策略,由储能侧进行系统惯性控制,负荷侧进
t/s
行系统阻尼控制和出线端惯性控制,明确了源荷
图11加入储-荷VDMC优化控制前后电压ucpl波形
双端各自承担的控制任务,提高了系统的动态稳

定性。

系统初始负荷为15kW,在t=4s时,恒功率
,储-荷采用含惯性灵敏度环节的参考文献:
VDMC控制前后出线端仿真结果如图12所示。图[1]李霞林,郭力,王成山,
12(a)为未采用惯性灵敏度环节控制时,参数分综述[J].中国电机工程学报,2016,36(1):2-17.
Cv2LIXialin,GUOLi,WANGChengshan,
别设置为1、、10时,电压变化不明显,负荷technologiesofDCmicrogrids:anoverview[