混合微網含儲能系統互聯接口變換器的雙閾值窗控制策略

岳懷瑜，劉莎莎，吳啟亮

(1. 國網冀北電力有限公司超高壓分公司，北京 102488；2. 國網冀北電力有限公司唐山供電公司，河北 唐山 063000；3. 國網湖北電力有限公司經濟技術研究院，湖北 武漢 430000)

0 引言

隨著大量分布式微源的入網，微電網逐漸走上歷史舞臺。交直流混合微電網匯集了交流和直流微電網的優勢，極具應用前景[1-2]。相比傳統的單一用電形式的微電網，交直流混合微電網存在獨有的設備互聯接口變換器[3-4]。傳統的互聯接口變換器多是單級式DC/AC 變換器，在此基礎上延伸出了多種互聯接口變換器拓撲結構。

在交直流混合微電網孤島工作模式下，考慮經濟性及可靠性，對互聯接口變換器的控制可以采用無互聯通信的控制策略，常見的有下垂控制以及改進下垂控制[5-6]。文獻[7]直接將分布式微源的下垂控制應用于互聯接口變換器，具有局限性。文獻[8-9]提出了互聯接口變換器的歸一化控制策略，通過單位化變換，將下垂特性曲線歸一化到[-1,1]。文獻[10]考慮互聯接口變換器工作模式反復切換問題，對變換器工作區設置了閾值。文獻[11]對可調度的分布式微源下垂特性進行了分段。文獻[12]對互聯接口變換器的運行模式進行了分段。上述方法均基于歸一化下垂控制，具有一定的局限性。文獻[13]提出一種分散式功率歸一化控制策略，該策略受電壓水平影響較大。文獻[14]結合直流側儲能系統控制對控制策略做出改進，變換器可以通過儲能單元的下垂特性修正直流母線電壓。文獻[15-16]提出了互聯接口變換器的雙向下垂特性，其中文獻[16]通過自適應下垂系數確定變換器整流、逆變運行的優先級，對直流電壓、交流頻率偏差較大一側優先功率支撐。文獻[17]采用一種帶有功率判斷模塊的改進下垂控制策略。文獻[18]對歸一化下垂控制做出改進，引入虛擬同步發電機技術。文獻[19]建立結合虛擬同步發電機轉子運動方程的互聯接口變換器控制策略，可實現無差調節。文獻[20]提出一種以虛擬魯棒狀態反饋控制器為基礎的雙向功率變換器控制方法。

互聯接口變換器的功率控制是國內外學者的重點研究方向，而歸一化下垂控制因自身原理的局限性，無法控制交直流側功率特征量準確穩定在額定值，可能會出現變換器在整流和逆變間反復切換的情況。因此有學者對互聯接口變換器的開啟條件作出了修改，設定了互聯接口變換器的開啟閾值，向上和向下越過閾值時的工作模式相反，在閾值之內時互聯接口變換器不工作。但是該方法普遍存在問題，如果單純針對功率特征量交流頻率f和直流電壓Udc設定閾值，同時在該閾值既作為開啟閾值也作為關斷閾值的情況下，當特征量恢復到閾值范圍之內時，直接關斷互聯接口變換器而不對實時傳輸功率的份額進行檢測，可能造成子網之間一個大的功率流被切斷，反映功率情況的特征量重新越過開啟閾值，從而造成反復開斷問題。

本文設計了含儲能系統的兩級式互聯接口變換器雙閾值窗控制策略。設定了啟動子網間功率流動的閾值和判斷是否啟用儲能系統作為補充功率支撐的閾值，相應地針對啟動閾值設定了不同的關斷閾值。設定關斷閾值可與交直流子網內部的下垂調節相互配合，僅流經兩級式互聯接口變換器的功率對交直流子網f或Udc的調節作用小到一定范圍時，關斷互聯接口變換器，停止功率交換。同時引入了基于荷電率（SOC）的儲能系統控制，拓寬了輕載及重載條件下功率可調范圍。在Matlab/Simulink 環境下搭建了混合微電網的仿真模型，通過實驗證實了所提方法的有效性。

1 含儲能系統兩級式互聯接口變換器

1.1 變換器拓撲結構及下垂控制策略

1.1.1 互聯接口變換器拓撲結構

互聯接口變換器的主要任務是作為交直流側功率流動的橋梁，在一側功率缺額或者過剩時，另一側通過互聯接口變換器傳輸功率進行功率補償或消納。含儲能的兩級式互聯接口變換器是在傳統雙向DC/AC 互聯接口變換器的基礎上，在DC 側串入雙向DC/DC 變換器，同時在公共直流母線上加入儲能系統DS。含儲能系統的兩級式互聯接口變換器結構如圖1 所示。

圖1 含儲能系統的兩級式互聯接口變換器結構框圖Fig. 1 Structure diagram of two-stage interlinking converter with energy storage system

1.1.2 歸一化下垂控制策略

下垂控制廣泛應用于源-網變流器的控制，同時也可適用于網-網變流器的控制。在混合微電網中對互聯接口變換器作下垂控制時，可分別將交、直流子網看作滿足交直流側綜合下垂曲線的分布式電源?；ヂ摻涌谧儞Q器交直流側綜合下垂曲線如圖2 所示。

圖2 互聯接口變換器交直流側綜合下垂特性曲線Fig. 2 Comprehensive droop curve of the interlinking converter AC and DC sides

經過歸一化處理得到單位化的交直流側功率水平特征量fpu和Udc_pu，控制目標為通過互聯接口變換器的功率流動使2 個特征量相等，且直流母線實際電壓和交流母線實際頻率均在允許范圍之內。

設流過雙向DC/DC 變換器IC1的功率為PIC1，流過雙向DC/AC 變換器IC2的功率為PIC2，指定功率逆變為正，即此時PIC1，PIC2＞0。

當fpu≠Udc_pu時，經PI 控制交直流側交換功率以維持交直流子網間功率平衡，即

通過功率流動重新穩定后的穩態運行點如圖3所示。

圖3 互聯接口變換器功率流動后穩態運行點Fig. 3 Steady-state operating point after power flow of interlinking converter

1.2 基于荷電率的儲能系統控制

互聯接口變換器可傳輸的功率有限，其調節范圍也有限。當處于極端條件時，只依靠互聯接口變換器傳輸功率不能有效維持系統穩定，因此引入儲能系統并加以控制。

控制目標為達到一個穩態運行點，在該點所有儲能單元均基于其自身容量按比例吸收/釋放功率，如圖4 所示。

圖4 儲能裝置下垂特性曲線Fig. 4 Droop characteristic curve of energy storage device

在實際應用中，儲能裝置充放電的性能與SOC 有關。針對SOC 對儲能裝置的影響，將下垂系數Ez修正為

修正后的基于SOC 的儲能單元下垂控制示意如圖5 所示。在以儲能單元放電時Pds_z為正的情況下，當系統總功率參考值 λ為正時，需要儲能單元吸收部分電能；當系統總功率參考值 λ為負時，需要儲能單元釋放部分電能。

圖5 基于SOC 的儲能單元下垂控制示意Fig. 5 Droop control of energy storage unit based on SOC

2 含儲能系統的兩級式互聯接口變換器雙閾值窗控制策略

2.1 開啟條件

設計含儲能系統的兩極式互聯接口變換器雙閾值窗控制策略，首先是啟動閾值的設定。用kpu表示歸一化后的交流子網功率特征量fpu或歸一化后的直流子網功率特征量Udc_pu，設定啟動兩級互聯接口變換器的閾值為|kIC|，檢測儲能裝置是否需要啟動的閾值為|kds|?；旌衔㈦娋W的工作區域被閾值切分成3 段，分別為代表交直流微網自治運行的MG 自治段（式（8）），啟動互聯接口變換器進行功率交換的IC 啟動段（式（9））以及評估系統總功率情況來決定儲能系統是否接入的DS 評估段（式（10））。

在MG 自治段中，各子網可以通過內部分布式下垂控制達到功率平衡，反映到特征量上為fpu和Udc_pu的絕對值均小于|kIC|，無須開啟互聯接口變換器功率流動。當交流側或直流側特征量至少有一個超過閾值|kIC|時，系統進入IC 啟動段，對應的子網功率平衡打破，需要啟動功率傳輸以平衡2 個子網間功率。如果交直流子網內部負載變化較大，相應的特征量fpu和Udc_pu變化也較大，實時特征量的大小超過|kds|，則進入DS 評估段，需要對系統總的功率情況進行評估。如果通過另一側子網的功率調節可以對該側進行支撐，則交直流子網間進行功率流動；如果另一側也同樣重載或輕載，不能再額外提供或消納功率，則需要啟動儲能系統，對功率進行調節。評估系統總的功率水平須引入系統總功率水平特征量，即

式中：Δfpu為交流子網負荷變化所造成的頻率變化標幺值；ΔUdc_pu為直流子網負荷變化造成的電壓變化標幺值，2 個值均實時在線更新。

當特征量fpu或Udc_pu的值超過|kIC|，互聯接口變換器進行功率交換，當系統總功率水平特征量μ超過|kds|時啟動儲能系統調節。得到本文所采用的含儲能裝置的兩級式互聯接口變換器不同工作模式間轉換的啟動條件，但該條件不能直接作為不同工作模式之間轉換的關斷條件。列出開啟條件如下。

條件A：

式中：(Udc-ΔUdc_pu)和(f+Δfpu)為2 個子網的實時功率水平特征量，分別代表直流母線電壓和交流母線頻率。

2.2 返回條件

當特征量的值經過功率調節后降低到小于等于|kIC|或經儲能裝置的功率調節由大于|kds|降低到小于等于|kds|時，不能直接關斷互聯接口變換器，需要判斷特征量的值是因為子網內部調節作用而回到限定范圍，還是因為外部功率支撐而回到限定范圍。如果直接關斷，則可能造成互聯接口變換器工作模式反復切換。假設直流側輕載、交流側重載，子網內部下垂調節已無法將特征量fpu和Udc_pu控制在穩定范圍之內，啟動互聯接口變換器并維持恒定的功率傳輸。如果當在fpu=Udc_pu并重新回到|kIC|范圍之內時直接關閉互聯接口變換器，功率流動停止會導致實時功率特征量重新跳出|kIC|范圍，使互聯接口變換器再次啟動，系統不能穩定運行。因此需要對互聯接口變換器的返回閾值條件進行修改。

本文以逆變為正，PIC1和PIC2為流過DC/DC 變換器和DC/AC 變換器的功率。負荷變化使功率特征量滿足條件A∪B=1 時，系統交直流子網間功率流動，PIC1=PIC2且同號；當功率特征量滿足條件C=1 時，此時儲能系統進行功率調節，PIC1不一定等于PIC2，且可能異號。故當實時PIC1對Udc的影響非常微弱時，仍保持DC/DC 變換器的開通意義不大，傳遞的功率和開關管上的能量損耗已到可比較范圍之內，此時可關閉DC/DC 變換器。同理PIC2對 DC/AC 變換器也是如此，PIC2對交流子網的影響和交流子網的綜合下垂特性有關。本文儲能系統功率調節時，衡量標準是整個系統的功率情況，只有交直流子網均輕載和均重載時啟動充電和放電。無論哪種工作模式，DC/DC 變換器和DC/AC 變換器均同時開啟和關斷。由此設定了返回條件Pg，將返回閾值條件設為對兩級互聯接口變換器功率流動值PIC1和PIC2的監控，返回功率評估條件設置如下。

（1）在啟動儲能系統做功率支撐時，交直流子網間沒有功率交換，當子網內部負荷或者電源的變化使系統的總功率水平μ降低至|kds|之下時，此時的PIC1和PIC2滿足條件P，則關斷儲能系統。但是此時交直流子網功率水平的特征量未必均降到|kIC|范圍之內，若未到|kIC|范圍之內，即條件A和B至少有一個為真，則開始交直流子網間的功率交換，互聯接口變換器不關閉。但同樣情況下，如果滿足條件P且事件A和B均為假，則兩側子網依靠自身下垂控制均可以平穩運行，接口變換器關閉。

（2）當互聯接口變換器執行交直流子網間功率流動時，即PIC1=PIC2時，若此時PIC1和PIC2滿足條件P，則說明交直流子網內部的下垂控制和負荷變換達到內部平衡，同時條件A、B不成立，則直接關斷互聯接口變換器，否則互聯接口變換器維持恒定功率流動。

2.3 雙閾值窗控制策略

引入關斷條件P，結合條件A、B、C對接口變換器交直流子網間功率流動參考值修正為

含儲能的兩級互聯接口變換器雙閾值窗的工作模式切換過程如圖6 所示。具體的操作邏輯如下。

圖6 雙閾值窗工作模式切換示意Fig. 6 Schematic diagram of switching between operation modes by dual-threshold window

工作模式1：依靠2 個子網內部下垂調節控制，在該模式下，交直流子網內部負荷情況小范圍變化，通過各個子網內部的分布式電源下垂調節進行微調，子網持續保持穩定運行。

工作模式2：同時進行子網內部下垂控制和互聯接口變換器轉移功率以平衡系統功率水平。該模式下，子網內部下垂控制已經不能進行有效調節，其內部功率情況的特征量變化較大并超過事先設定的閾值，互聯接口變換器啟動進行功率流動。

工作模式3：啟動儲能系統，配合子網下垂控制，進行功率平衡。該模式下，兩側子網均處于過度重載或輕載，單純依靠分布式下垂控制和互聯接口變換器功率流動的調節作用有限。此時啟動儲能系統，對交直流側的功率進行補充或接收。

圖7 為采用含儲能裝置的兩級式互聯接口變換器雙閾值窗控制策略的控制框圖。通過電壓電流雙環路控制雙向DC/DC 轉換器IC1以控制公共DC 母線電壓穩定。對直流側電壓值和交流側頻率值進行歸一化，再通過改進后的計算公式得到交直流側需要交換功率的參考值，最后用電流調節器進行跟蹤，以實現交直流側的精確功率傳輸。輸入到電流調節器的功率特征量需要經過數學邏輯判斷，當開啟條件判斷為真時，輸入參考功率，進行功率傳輸；而當關斷條件判斷為真時，輸入參考功率取0，由此實現互聯接口變換器工作模式的退步操作，最終切斷互聯接口變換器功率流動。同樣將歸一化的電壓值和頻率值輸入到儲能系統的控制電路中，通過計算系統總的功率水平來判斷是否應該開啟儲能系統充放電，如果滿足開啟條件，則輸入結合SOC 水平修正后的參考充放電功率到電流調節器，從而控制儲能系統中絕緣柵雙極型晶體管（IGBT）的開斷實現儲能的充放電。同樣，儲能系統的吸收、釋放功率情況也需要實時監控，一旦檢測到關斷邏輯判斷為真，進行退步操作，關斷儲能系統輸出，直至關閉互聯接口變換器。

圖7 含儲能系統的兩級式互聯接口變換器雙閾值窗控制策略Fig. 7 Dual-threshold window control strategy of two-stage interlinking converter with energy storage system

表1 為開斷信號關系表，其中SIC對應互聯接口變換器的工作狀態切換，而Sds對應儲能系統的工作狀態切換，不變指維持原輸入不變。

表1 互聯接口變換器及儲能裝置開斷信號關系Table 1 The on-off signals of interlinking converters and energy storages

3 仿真分析

本文搭建了針對圖1 中互聯接口變換器的Matlab/Simulink 仿真模型，實驗以極端情況微網孤島運行為例，驗證雙閾值窗控制策略的可行性。本次仿真實驗中，直流子網電壓額定值為700 V，允許波動范圍為665～735 V；功率額定值為9 kW；啟動互聯接口變換器的上下閾值KIC為±0.2，判斷是否啟用儲能系統的上下閾值Kds為±0.7。交流子網額定功率為10 kW；額定電壓為380 V，允許波動范圍為360～400 V；頻率額定值為50 Hz，允許波動范圍為49.5～50.5 Hz。儲能母線DS 電壓為400 V，儲能系統包含2 個蓄電池儲能單元，分別為DS1和DS2。其中DS1額定電壓300 V，最大充放電功率為6 kW，起始SOC 為30%；DS2額定電壓為200 V，最大充放電功率為4 kW，起始SOC 為70%；儲能系統參考SOC 為50%。規定互聯接口變換器功率逆變為正，儲能系統放電功率為正。

在上述系統中設計了孤島模式下的5 種工況，經過4 個瞬態過程作為轉換，驗證所提控制策略能夠有效運行，其仿真波形如圖8～11 所示。

圖8 0～1.8 s 混合微網功率Fig. 8 The power flow of the hybrid microgrid in 0～1.8 s

工況1：從0 s 開始，交流子網帶負載5.24 kW，直流子網帶負載4.35 kW。實時|(Udc_pu-ΔUdc_pu)|和|(fpu+Δfpu)|分別為0.05 和0.03?；ヂ摻涌谧儞Q器交直流子網間功率流動的啟動條件A和B均不成立，同時儲能系統的啟動條件C也不成立。故交流子網、直流子網、儲能系統三者之間不進行任何功率交換。由交流子網分布式電源和直流子網分布式電源分別對各自的負載提供相應的功率。此時檢測到交流子網微源出力為5.27 kW，直流子網微源出力為4.36 kW。此時直流子網電壓穩定于701 V 左右，交流子網頻率穩定在49.9 Hz 左右。

圖9 0～1.8 s 的電壓和頻率Fig. 9 The voltage and frequency in 0～1.8 s

工況2：在0.6 s 時，系統開始第1 個瞬態過程，直流子網有負載并網，直流子網所需總功率從4.35 kW 驟升為8.43 kW，由于交流子網沒有變化，|(fpu+Δfpu)|仍為0.05，但是|(Udc_pu-ΔUdc_pu)|變為0.87，啟動條件B成立，A∪B=1。而此時|0.5[(fpu+Δfpu)+(Udc_pu-ΔUdc_pu)]|≈0.46，儲能系統的啟動條件C不成立，故只啟動互聯接口變換器進行交直流子網間功率傳遞。從圖8 中可得，此時交流子網中分布式電源共輸出功率7.20 kW，其中5.24 kW 滿足交流子網負載的需要，剩余1.96 kW經過互聯接口變換器傳輸到直流子網。檢測到此時直流子網分布式電源輸出6.47 kW，由此可知，交直流側分布式電源根據其最大可輸出功率按比例共同承擔交直流子網的負荷。在此工況下直流母線電壓先驟降至670 V 左右再回升至686 V 附近，交流頻率穩定在49.6 HZ 附近。

圖11 1.2～3.0 s 的電壓和頻率Fig. 11 The voltage and frequency in 1.2～3.0 s

工況3：在1.2 s 時，發生第2 個瞬態過程，交流負載突增至9.53 kW，此時交直流側均達到重載模式。交流側頻率也驟降，此時0.5 |[(fpu+Δfpu)+(Udc_pu-ΔUdc_pu)]|≈0.89。條件C成立，儲能系統開啟，由圖10 可知儲能單元DS1發出功率為1.7 kW，而儲能單元DS2發出功率為2.66 kW。它們所放出的實際功率比大于額定功率比3/2，這與儲能單元的起始荷電狀態有關，DS1的實時SOC 要低于DS2的實時SOC，所以在放電時DS2放出更多的功率。根據荷電率作出修改的儲能單元下垂控制可實現從荷電率更高的儲能單元中輸出更多的功率，DS2單元容量小但起始荷電率高，觀察發現DS2放出更多的功率，證明了該策略有效。在該狀態下，交流子網和直流子網之間幾乎沒有功率交換，其功率的缺額多是由儲能單元放電和各自子網內分布式電源增發功率提供。由波形可知互聯接口變換器向直流子網輸出1.93 kW，向交流子網輸出2.30 kW；直流子網分布式電源出力升至6.53 kW，交流子網電源出力升至7.28 kW，直流母線電壓和交流母線頻率整體微降后進入穩定運行狀態。

圖10 1.2～3.0 s 混合微網功率Fig. 10 The power flow of the hybrid microgrid in 1.2～3.0 s

工況4：在1.8 s 時，發生第3 個瞬態過程。交流子網切掉負載，交流子網負載從9.53 kW 降低到0.48 kW。|(fpu+Δfpu)|和|(Udc_pu-ΔUdc_pu)|分別為0.90 和0.87。目前交流子網處于輕載狀態而直流子網處于重載狀態，(fpu+Δfpu)和(Udc_pu-ΔUdc_pu)的符號相反。求得0.5 |[(fpu+Δfpu)+(Udc_pu-ΔUdc_pu)]|＜0.7，條件C為假，同時檢測到條件P成立，儲能裝置輸出功率流對2 個子網的影響極小，儲能裝置退出運行。同時事件A和事件B均為真，系統處于互聯接口變換器和交直流子網內部下垂控制配合運行狀態。此時需要進行整流運行，交直流子網間通過兩級式互聯接口變換器進行功率流動。由圖10 可知，在此工況下交流子網中微源發出功率為4.66 kW，直流子網中微源發出功率為4.27 kW，近似與其額定功率成比例。通過互聯接口變換器將4.18 kW 功率傳遞到直流子網。直流子網電壓回升至702 V 附近，同時交流母線頻率先驟升再經系統調節到額定值50 Hz 附近。

工況5：在2.4 s 時，系統到達最后1 個瞬態過程。此時直流子網切掉4.85 kW 負載，直流總負載降低到4.58 kW，同時交流子網并入4.4 kW負載，交流總負載升高到4.88 kW。|(fpu+Δfpu)|降低到約為0.03，而|(Udc_pu-ΔUdc_pu)|降低到0.02，此時啟動條件A和B均不成立。同時檢測兩級互聯接口變換器所流過功率PIC1和PIC2也驟降至Pg以下，條件P成立。此時所有關斷條件成立，互聯接口變換器直接退出運行。經檢測此時交流子網微源出力為4.9 kW，直流子網微源出力為4.59 kW，近似與各自容量成比例。此時2 個子網內部的小功率波動，當不足以使功率情況特征量越界時，可以通過子網內部下垂調節進行微調，使2 個子網處于穩定運行狀態，直流母線電壓和交流母線頻率均位于額定值附近。

4 結論

本文分析互聯接口變換器的歸一化控制策略可能導致的工作模式反復切換及錯誤開斷問題，重新設定接口變換器的開斷閾值，并引入關斷條件。此外，針對兩級式互聯接口變換器內部的儲能系統，引入了結合SOC 的控制方法，最終構建出含儲能的兩級式互聯接口變換器的雙閾值窗控制策略。在Matlab/Simulink 中搭建互聯接口變換器的主電路和雙閾值窗控制策略的仿真模型，仿真結果表明該控制策略能夠有效進行功率傳遞；因為接口變換器中儲能系統的加入，可以擴大交直流側的功率可調范圍，且各個儲能單元出力根據荷電率進行分配；同時也驗證了雙閾值窗控制策略可以準確關斷互聯接口變換器而不會因為切斷功率流過大而造成工作模式反復轉換。