儲能系統在微電網的運行控制中起到了重要的作用,研究了超導磁儲能和蓄電池儲能系統的儲能變流器在微電網中的控制策略。基于比例積分(proportional-integral,PI)控制的儲能變流器已廣泛應用于微電網中,以實現雙向的功率傳輸。然而,由于儲能變流器具有高度的非線性和耦合性,PI控制器無法實現令人滿意的魯棒性。因此提出了一種基于互聯和阻尼配置方法的能量成型控制策略,用于改善微電網中混合儲能系統儲能變流器的魯棒性。具體設計過程包括3個步驟：端口受控哈密爾頓模型的建立、期望平衡點的設定和能量匹配方程的求解。最后,為驗證所提出方法的正確性和有效性,建立了微電網模型進行并網、孤島運行的仿真。仿真結果表明,所提出的HESS儲能變流器的能量成型控制策略在微電網各運行狀態下均能有效維持微電網穩定運行,并較傳統的PI控制有更強的魯棒性。

0 引言

微電網的出現促進了分布式能源的發展,其中儲能裝置是微電網中不可或缺的重要部分[1-2]。

混合儲能技術不僅彌補了單一儲能無法滿足電力系統多個方面需求的缺陷,還有效延長了儲能裝置的使用壽命。因此,兼具高功率密度和高能量密度的混合儲能系統(hybrid energy storage system,HESS)成為了目前相關研究的熱點[3-6]。HESS通常連接在新能源的并網點,所以其儲能變流器的輸出特性必須滿足電網的高電能質量要求[7]。在現有研究中鮮有控制策略可以有效地解決儲能變流器輸出的電能質量問題。因此,先進的控制策略成為了微電網中HESS穩定、高效運行的關鍵。

超導磁儲能(superconducting magnetic energy storage,SMES)和蓄電池儲能系統(battery energy storage system,BESS)的并網變流器在運行過程中具有多變量、非線性以及強耦合的特點,其控制性能會對系統的穩定性產生較大的影響[8]。儲能變流器常見的控制策略有比例積分(proportional-integral, PI)控制[9]、直接功率控制[10]、模糊控制[11]、神經網絡控制[12]以及反步法控制[13]等方法。采用傳統PI控制時,需整定的參數較多,且存在較大的超調量和調整時間,不易實現理想的控制效果[9];直接功率控制中,零矢量的選擇可能會造成無功功率出現短時失控的情況,所以其開關表的建立還需要進一步的研究[14];模糊控制的魯棒性較強,但在建立模糊規則時仍然缺乏系統的方法,且穩態精度較低[15];神經網絡控制具有較強的容錯性,但存在收斂速度慢、計算量大,目標函數容易陷入局部最小值的缺點[16];反步法的魯棒性較差且計算量很大[17]。

上述這些線性控制、非線性控制策略都沒有考慮受控系統的內外部互聯結構,無法直觀地揭示能量流動的規律。

能量成型(energy shaping,ES)控制考慮了受控系統的內外部互聯結構,利用期望的能量函數和阻尼注入來實現系統的穩定。Romeo Ortega和Arjan van der Schaft首先提出了基于互聯和阻尼配置的ES控制方法[18-20],保留了狀態調制控制法中無需引入Casimir函數的優勢,為能量成型提供了極大便利。目前,有學者在Z源逆變器[21]、雙饋風機[22]、靜止無功補償器[23]等領域研究了相應基于端口受控哈密爾頓(port-controlled Hamiltonian,PCH)模型的ES控制,驗證了ES控制具有提高受控系統輸出特性的能力。由于儲能變流器無法獨立產生能量,是典型的無源系統,所以滿足ES控制的應用條件。因此將這種基于非線性系統本質的控制策略應用到微電網HESS的儲能變流器中,用于改善系統的輸出特性及魯棒性具有現實的研究意義。

本文主要研究了SMES/BESS儲能變流器在微電網中的控制策略。首先,分別建立了SMES和BESS的PCH模型,為ES控制提供了理論依據;其次,針對儲能變流器運行中存在的非線性特性,提出了基于PCH原理的ES內環控制策略,并基于此設計了微電網中儲能變流器的控制策略。然后,根據李雅普諾夫第二法分析了控制器的穩定性。最后通過仿真驗證了本文提出的控制策略在微電網各個運行狀態下的有效性。

1 系統結構及分析

本文將針對主從結構的微電網展開研究。當微電網處于孤島運行時,由于BESS具有高能量密度的特性,因此作為微電網的主電源,其儲能變流器通過U/f控制提供頻率和電壓支撐,以實現微電網中的供需平衡[1]。當微電網處于并網狀態時,系統電壓和頻率均由電網支撐,SMES和BESS的儲能變流器均采用P/Q控制,以實現微電網中可再生能源的可靠并網[2]。圖1給出了本文所研究的微電網拓撲結構。

圖1 微電網的結構示意圖

圖2和圖3分別給出了SMES和BESS的拓撲結構。各儲能裝置的變流器均采用傳統電壓源型變流器(voltage source converter,VSC)的拓撲結構。

圖2 SMES變流器的拓撲結構

圖3 BESS變流器的拓撲結構

2 HESS的PCH模型

PCH模型的建立是ES控制設計的基礎,所以本節中將重點分析SMES和BESS儲能變流器的PCH模型建立過程。考慮實際系統的耗散性,PCH的一般性模型可以寫為

2.1 SMES的PCH模型

由于2個無源系統級聯仍然是無源系統,所以本節將SMES儲能變流器分為交流側VSC和直流側斬波器兩部分進行PCH建模。

2.1.1 SMES交流側的PCH模型

SMES交流側VSC在dq坐標系下的數學模型可以表示為

需要注意的是,內外部端口互聯矩陣中包含了關于Sd、Sq的開關函數,符合實際系統與外界能量交互是取決于開關管開斷的客觀事實。

2.1.2 SMES直流側的PCH模型

通過引入斬波器開關管S1、S2的占空比D,可以得到斬波器的數學模型為

2.2 BESS的PCH模型

BESS儲能變流器在dq坐標系下的數學模型可以表示為

式中：Eg表示蓄電池端電壓;Rb表示蓄電池的內阻值;L1、R1分別表示BESS交流側的濾波電感值及其直流電阻值;C1表示BESS直流側的電容值;Udc1表示BESS直流側的電容電壓;ib表示流經蓄電池的電流;iD、iQ表示BESS儲能變流器在交流側d、q軸上的電流;SD、SQ表示BESS儲能變流器在d、q軸上的開關函數。

設定BESS的能量函數為

BESS儲能變流器的開關函數SD、SQ存在于內部結構矩陣中,而并非通過輸入變量進行控制,說明BESS內部的能量轉換結構會根據開關函數的變化而變化。

3 微網中儲能變流器的控制策略

3.1 外環控制策略

當微電網并網運行時,各儲能裝置的并網變流器均運行在P/Q控制模式;當微電網孤島運行時,BESS作為主電源其儲能變流器采用U/f控制,建立微電網的電壓和頻率參考,負荷功率變化由主電源跟隨,以實現微電網的穩定運行。P/Q或U/f的外環控制均是為內環控制提供電流的參考指令。

3.1.1 P/Q外環控制

引入計算模塊,通過下式將有功、無功功率指令轉換為有功、無功電流指令：

式中：id*、iq*分別是變流器的有功、無功電流參考值;P*、Q*分別為電網的有功、無功功率參考指令。Ugd、Ugq分別為d軸、q軸的電網電壓。

3.1.2 U/f外環控制

當微電網處于孤島運行方式時,主電源BESS的儲能變流器由P/Q控制切換至U/f控制。U/f控制需要額外考慮微電網中頻率和母線電壓的穩定,具體的控制框圖如圖4所示。其中,式(14)中的Ugd、Ugq的物理意義需分別修正為d軸、q軸的母線電壓。

圖4 U/f外環控制原理

U/f外環中的PI參數設計不當會導致控制器的調節時間短但超調較大或幅值變化緩慢但調節時間長兩種情況。因此,PI參數選擇在一定程度上影響微電網運行的穩定性,本文中取Kp=1.2,Ki=4。

微電網的頻率偏差是由負載和發電單元之間的不平衡功率造成的。在微電網孤島運行時,其功率平衡方程可以寫為

式中：H表示微電網等效的慣性常數,與系統的轉動慣量、額定轉速以及容量有關;fN表示系統的額定頻率;ΔP表示微電網中存在的功率缺額。

在不考慮主電源的情況下,將式(16)進一步展開,可以得到

通過式(19)可知,在引入BESS儲能變流器及其外環U/f控制后,微電網的阻尼系數進一步增加。當微電網出現頻率偏差Δf時,控制器根據有功和頻率的線性關系調整系統的有功出力。因為微電網的阻尼系數有所增大,所以頻率偏差Δf可以進一步減小。綜上,通過BESS儲能變流器的外環U/f控制,可以更有效地維持微電網的安全穩定運行。

為了實現微電網運行模式的無縫切換,需要鎖定切換瞬間的相位角。在微電網并網運行時,控制策略中的相位都是取自電網的相位θgrid;在微電網由并網轉孤島運行的時刻,為了避免電壓和頻率發生跳變,這時控制策略中的相位應取自微電網切換前的相位角θref,并根據額定運行頻率fref進行變化。具體的相位控制如圖5所示。

圖5 相位控制策略

3.2 內環控制策略

受控系統的動態方程可以表示為

它們分別表示系統期望的內部結構矩陣、耗散矩陣、能量函數。而Ja(x)、Ra(x)表示注入能量后,系統產生的新的能量轉換結構和耗散結構。Ha(x)為系統通過控制注入的能量。

控制變量u可以通過下面表示的能量匹配方程求解：

3.2.1 SMES內環控制

3.2.2 BESS內環控制

4 算例仿真

為驗證本文所提出的微電網中SMES/BESS儲能變流器的ES控制的正確性和有效性,利用MATLAB/Simulink搭建了如圖1所示的微電網仿真模型。微電網的具體參數詳見表1。

表1 微電網的仿真參數

仿真算例1：為了驗證ES控制在改善儲能變流器動態響應性能方面的有效性,本算例中施加了一系列階躍變化的功率指令,即在0 s,1 s,2 s,3 s時刻給SMES施加0 MW,-1 MW,-0.5 MW,0.5 MW的功率指令,并與常見的PI控制及反步法控制進行了對比。

圖6中分別給出了ES控制、PI控制以及反步法控制時SMES響應的有功功率波形。由于BESS的控制效果類似,不再給出。從圖6中可以看出,SMES的儲能變流器在ES控制的作用下有效地跟蹤了給定的功率指令,較PI控制大幅縮減了超調量及調整時間。

圖6 SMES變流器輸出的有功功率

圖7給出了儲能變流器在階躍時間點放大的功率響應功率波形。圖中可以看出,與其它常見的控制算法相比,ES控制具有更小的超調量和調整時間。此外,由于本算例中設置無功功率參考為零,進行的是單位功率因數的控制,通過觀察無功功率的波形可以發現,ES控制可以有效地實現有功功率和無功功率之間相互獨立的控制。因此,在微電網并網狀態下,儲能變流器采用本文提出的ES內環控制可以獲得更好的動態響應能力。

圖7 SMES變流器輸出功率對比

圖8給出了SMES的儲能變流器基于PI閉環控制和ES控制下的A相電壓、電流的波形。

圖8 變流器交流側電壓電流波形

圖9給出了SMES的儲能變流器交流側電流在充放電狀態時的諧波幅值占基波幅值的百分比。

圖9 輸出電流的諧波分析

取SMES在2~3 s的充電過程進行分析,基于PI控制和ES控制的SMES的A相相電流的總諧波

失真(total harmonic distortion,THD)分別為4.84%、2.52%。圖中可以看出采用ES控制時儲能變流器輸出電流的THD較采用PI控制的情況有所下降,說明本文提出ES內環控制可以有效地改善儲能變流器的輸出性能,使儲能變流器能夠輸出高電能質量的電流。

圖10為PI控制以及ES控制下SMES的直流側電壓波形。圖中可以看出,ES控制可以無超調地快速跟蹤儲能變流器直流側電壓的參考指令值,提高了儲能裝置運行的穩定性。

圖10 直流側電壓的波形

綜上,本文提出的內環ES控制策略將SMES儲能變流器的交直流側通過內外部互聯結構作為一個整體來考慮,一定程度上降低了控制器的復雜度,提高了系統的動態響應性能,并有效克服了傳統內環PI控制中參數難以整定的不足。

仿真算例2：為了驗證微電網在離網和并網時刻的穩定性,以及模擬微電網孤島運行時儲能裝置在面對大負荷投切時的情況,假設微電網在0~3 s運行在并網狀態,3 s時刻微電網離網,并分別在4 s,4.5 s,5 s,5.5 s時刻進行負荷2的投切,6 s時刻微電網再次并網。微電網孤島運行時主電源BESS的儲能變流器采用U/f外環控制。

圖11給出了主電源BESS分別采用內環PI控制和ES控制時微電網中母線電壓有效值和頻率的波形。圖中可以看出,在微電網投切負荷期間,內環PI控制存在一定的調整時間,影響了儲能裝置的補償效果。而內環ES控制克服了傳統內環PI控制中超調量與調整時間的矛盾,只在補償瞬間產生正負峰值,有效縮短了控制器的調整時間,使主電源快速精準地對母線電壓和頻率偏差進行了補償,且有效改善了母線頻率在微電網孤島運行期間的高頻波動。

圖11 微電網的母線電壓有效值和頻率波形

表2和表3進一步給出了微電網運行模式切換以及投切負荷兩種情形下電壓、頻率偏差的數據。

表2 微電網模式切換的結果分析

表3 投切負荷的結果分析

從表中可以看出,內環PI控制和ES控制下的受控指標均在允許的范圍內[26],其中內環ES控制將母線電壓波動控制在了±0.03 pu(213.4~226.6 V)的范圍內,頻率最大偏差在±0.12 Hz范圍內,有效削弱了模式切換過程和投切負荷行為對微電網造成的沖擊,并較PI控制具有更好的魯棒性。

綜上,通過該仿真算例驗證了本文提出的儲能變流器內環ES控制在微電網離、并網狀態切換,以及孤島運行狀態下投切大負荷情況中的有效性。

5 結論

本文對微電網中SMES/BESS儲能變流器的新型控制策略進行了詳細的研究,得出了以下結論：

1)針對SMES/BESS儲能變流器運行過程中存在的非線性特性,本文基于PCH原理設計了ES內環控制策略,較傳統PI控制具有更好的魯棒性,且降低了參數整定的難度;同時,還有效地降低了儲能變流器交流側電流的總諧波失真,為提高儲能變流器的輸出特性和動態響應性能提供了新的研究思路。

2)本文提出的SMES/BESS儲能變流器的ES內環控制實現了微電網在并網運行、孤島運行時良好的控制效果,并且切換過程相對穩定,有效地提高了微電網運行的可靠性。

3)下一步的工作是研制SMES/BESS混合儲能系統的實驗樣機,并圍繞無源控制參數對提升系統魯棒性的定量分析展開。

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