胡長斌 王慧圣 羅珊娜 周京華 馬 瑞

計及直流微電網(wǎng)擾動抑制的殘差動態(tài)分散補償控制策略

胡長斌1王慧圣1羅珊娜1周京華1馬 瑞2

（1. 北方工業(yè)大學電氣與控制工程學院 北京 100144 2. 國網(wǎng)河北省電力有限公司 石家莊 050022）

針對直流微電網(wǎng)電能質(zhì)量問題與環(huán)流問題，提出一種計及直流微電網(wǎng)擾動抑制的殘差動態(tài)分散補償控制策略。此策略在直流下垂控制的基礎上，首先分析直流微電網(wǎng)擾動問題及并聯(lián)狀態(tài)下的環(huán)流問題；其次建立Buck型與Boost型多DC-DC變換器并聯(lián)的狀態(tài)空間模型，推導基于殘差的變換器動態(tài)分散補償結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)直接在電壓環(huán)輸出端進行補償，通過擾動抵消計算補償控制器*()。采用小信號穩(wěn)定性分析方法證明本文補償結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性；最后基于RTDS搭建數(shù)字物理實驗平臺，以相同與不同類型變換器并聯(lián)為例進行實驗驗證。該結(jié)構(gòu)能夠加快分布式電源及公共負荷投切時直流母線電壓動態(tài)響應速度，有效地抑制了環(huán)流影響和交流側(cè)不平衡情況引起的直流母線電壓二倍工頻擾動，維持了電壓的一致性，保證了母線電壓的穩(wěn)定，有助于實現(xiàn)分布式電源的“即插即用”技術(shù)。

殘差 直流下垂 狀態(tài)空間 即插即用 電壓跌落補償 RTDS

0 引言

隨著新型可再生能源的發(fā)展以及用戶用電需求的改變，越來越多的分布式電源需要并網(wǎng)運行，微電網(wǎng)的發(fā)展為分布式電源平滑穩(wěn)定地接入大電網(wǎng)奠定了基礎[1-3]。微電網(wǎng)主要包括交流微電網(wǎng)和直流微電網(wǎng)。直流微電網(wǎng)中包含的電力電子裝置較少，不需要考慮無功和頻率問題，便于光伏、蓄電池、超級電容等分布式電源的接入，因此直流微電網(wǎng)成為未來的重點研究方向之一[4-9]，其基本結(jié)構(gòu)如圖1所示。直流微電網(wǎng)中的擾動問題主要包括電壓波動、電壓紋波、電壓不平衡[10]等。大容量分布式電源和交直流負荷的投切會使直流母線電壓出現(xiàn)電壓波動、動態(tài)電壓暫升和暫降等問題，交流側(cè)電壓不平衡現(xiàn)象會使直流母線電壓出現(xiàn)電壓紋波等問題，這些問題引起的電壓變化會導致變換器間出現(xiàn)環(huán)流。

圖1 直流微電網(wǎng)基本架構(gòu)

很多學者針對上述擾動問題提出了多種解決方法。文獻[11]提出一種新型的分散控制算法，結(jié)合初級控制與次級控制，實現(xiàn)電壓調(diào)節(jié)與負載電流分配，有效減小環(huán)流，但并沒有考慮交流側(cè)對直流側(cè)的影響。文獻[12]提出一種虛擬直流電機的方法，抑制了分布式電源和負荷變化引起的功率波動，但該方法的推導過程較為復雜，不利于實際應用。文獻[13]提出一種基于模糊控制理論的雙向DC-DC變換器時間-狀態(tài)協(xié)調(diào)控制策略，加快了直流母線電壓的動態(tài)響應，但設計參數(shù)選取復雜。文獻[14]提出一種直流微網(wǎng)類虛擬同步發(fā)電機控制策略，提高了直流微電網(wǎng)的慣性，抑制了直流母線電壓的波動，但未考慮整個直流微電網(wǎng)的影響。文獻[15]提出一種基于模型預測的直流微電網(wǎng)電壓動態(tài)響應優(yōu)化控制方法，采用虛擬電容加快電壓動態(tài)響應，抑制電壓擾動影響，但該方法依賴權(quán)重系數(shù)的選取。文獻[16]提出一種基于直流有源濾波器的直流母線電壓紋波抑制方法，抑制了交流負荷三相不平衡等情況導致的直流母線電壓紋波，但該方法引入了外部設備，增加了系統(tǒng)成本。文獻[17]提出一種基于觀測器的下垂直流微電網(wǎng)的電流前饋控制，無需額外的電流傳感器，有效地加快了母線電壓的動態(tài)響應，提高了負荷需求電流的分配精度，但并沒有考慮直流母線二倍頻擾動的影響。除上述問題外，在采用傳統(tǒng)直流下垂控制的直流微電網(wǎng)中還存在固有的電壓跌落問題，為解決此問題，文獻[18]提出一種基于虛擬負電阻的反饋控制方法，以抵消線路電流對電壓的影響。文獻[19]提出一種直流下垂多級優(yōu)化控制，采用PI反饋控制補償電壓跌落值。

為保證直流微電網(wǎng)母線電壓的穩(wěn)定，本文針對上述問題提出了一種計及直流微電網(wǎng)擾動抑制的殘差動態(tài)分散補償控制結(jié)構(gòu)。在基于下垂控制的多臺DC-DC變換器并聯(lián)基礎上，建立變換器并聯(lián)狀態(tài)空間模型。通過擾動抵消的方法求取基于殘差的補償控制器*()，補償信號直接作用于電壓環(huán)的輸出端。使用最小公倍數(shù)的方法對傳統(tǒng)直流下垂控制造成的電壓跌落進行補償。采用小信號穩(wěn)定性分析方法證明本文補償控制器的穩(wěn)定性。本文基于RTDS搭建數(shù)字物理實驗平臺，以相同與不同類型變換器并聯(lián)為例進行實驗驗證。實驗結(jié)果表明，本文所提控制結(jié)構(gòu)簡單，求取的補償控制器階次較低，能夠加快分布式電源與負荷投切導致的動態(tài)電壓波動響應速度，有效抑制了環(huán)流影響及交流側(cè)電壓不平衡狀況導致的直流母線電壓二倍頻波動，有助于實現(xiàn)分布式電源的“即插即用”技術(shù)，維持了電壓的一致性，保證直流母線電壓的穩(wěn)定。

1 直流微電網(wǎng)擾動問題與環(huán)流分析

根據(jù)圖1可以得出直流母線功率為

式中，DC、DC、DC分別為直流母線電壓、電流與功率；B、pv、wind分別為蓄電池、光伏、風機的輸出功率；AC為交流側(cè)輸入至直流側(cè)的功率；DC、AC分別為直流負荷及交流等效負荷。

分布式電源和負荷的功率變化會導致直流母線電壓出現(xiàn)電壓波動等問題[10]。交流側(cè)三相不平衡時，直流側(cè)母線電壓會出現(xiàn)二倍頻紋波。當直流微電網(wǎng)中發(fā)生上述擾動問題時，因輸出電壓的變化，連接直流母線的各變換器之間出現(xiàn)暫態(tài)環(huán)流現(xiàn)象。多臺DC-DC變換器并聯(lián)結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 直流微電網(wǎng)多DC-DC變換器并聯(lián)結(jié)構(gòu)圖

圖2中，S1i、S2i為開關管，L為電感值，r為電感內(nèi)阻；loadi為本地負荷，C為電容值，、分別為流過變換器的電感電流和電容電流，0i為變換器輸出端口電流值，0i為直流源輸入值，為輸出端口電壓，linei為線路電感，linei為線路電阻，busi為線路穩(wěn)態(tài)電流，hi為環(huán)流，=1,2,…,。令為母線所帶負荷總和，bus為母線電流總和，根據(jù)基爾霍夫定律可求出臺變換器環(huán)流表達式為

由式（2）可以看出，環(huán)流實質(zhì)上與變換器輸出端口電壓有關。系統(tǒng)處于穩(wěn)態(tài)時UC1=UC2=…=UCi，此時系統(tǒng)中無環(huán)流。當系統(tǒng)中出現(xiàn)擾動時，各個變換器輸出電壓UC1≠UC2≠…≠UCi，此時環(huán)流出現(xiàn)。整體直流微電網(wǎng)中的擾動等效結(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖3中本地負荷進行投切操作時，會造成變換器輸出電壓和電流的波動，因此選取本地負荷電流loadi為擾動輸入1。直流母線中的擾動會通過線路影響到每個變換器，因此選取變換器線路電流穩(wěn)態(tài)值busi為擾動輸入2。為抑制環(huán)流對變換器的影響，定義線路電流暫態(tài)環(huán)流hj為擾動輸入3。抑制分布式電源與負荷投切、功率波動及二倍頻紋波等擾動即可保持電壓穩(wěn)定、減弱環(huán)流。

2 雙向DC-DC變換器并聯(lián)狀態(tài)空間模型

以圖2所示的Buck型與Boost型雙向DC-DC變換器并聯(lián)模型為基礎，多臺雙向DC-DC變換器并聯(lián)的狀態(tài)空間表達式皆可表示為

選取電感電流與電容電壓為狀態(tài)量，根據(jù)圖2可得Buck型雙向DC-DC變換器狀態(tài)空間參數(shù)矩陣如式（5）所示，其輸入輸出及狀態(tài)矩陣為：gi=[]T；gi=[]；gi=[r]，r為電流環(huán)輸出調(diào)制波；1i=[loadi]；2i=[busi]；3i=[hi]。

Boost型雙向DC-DC變換器為非最小相位系統(tǒng)，選取一個穩(wěn)態(tài)工作點對其狀態(tài)空間進行線性化。選取電感電流實際值與穩(wěn)態(tài)值之差為狀態(tài)量，根據(jù)圖2中Boost型雙向DC-DC變換器拓撲對式（5）中的參數(shù)矩陣進行修改，如式（6）所示。

部分輸入輸出和狀態(tài)量矩陣修改為

gi=[ci-ciw-w]Tgi=2i-2iw

gi=-w1i=loadi-loadiw2i=busi-busiw

式中，w、w、loadiw、busiw、2iw分別為穩(wěn)態(tài)時對應的輸出電壓、電感電流、負載電流、線路電流穩(wěn)態(tài)值、占空比。

3 計及直流微電網(wǎng)擾動抑制的殘差動態(tài)分散補償控制策略

3.1 基于殘差的擾動抑制理論

殘差信息常被用來進行系統(tǒng)故障定位與診斷，以及擾動的檢測與抑制，其表達式為

殘差信息能夠體現(xiàn)擾動和故障等因素對系統(tǒng)的影響程度。當系統(tǒng)不受擾動和故障影響時，()=0；反之()≠0。因此本文利用殘差信息，設計相應的控制器實現(xiàn)擾動抑制。

采用極點配置計算觀測器增益矩陣，以Luenberger狀態(tài)觀測器為基礎，建立擾動殘差生成器，其表達式為

根據(jù)魯棒二重互質(zhì)分解和尤拉參數(shù)穩(wěn)定化控制器理論[20-21]可知

式中，()為被控對象輸入值；0()為原控制器輸出量；*()為補償控制器。

在原系統(tǒng)穩(wěn)定的情況下，將殘差信息()輸入至補償控制器*()中進行擾動的反向補償。在式（9）的基礎上設計了基于殘差的雙閉環(huán)動態(tài)補償結(jié)構(gòu)如圖4所示，圖中k()為控制器1()的輸出。

圖4 基于殘差的動態(tài)補償結(jié)構(gòu)

當擾動()出現(xiàn)時，補償控制器Q()會根據(jù)擾動迅速輸出補償信號q()，經(jīng)過電流內(nèi)環(huán)進行擾動抑制補償。根據(jù)圖4得到基于殘差的動態(tài)補償結(jié)構(gòu)的整體傳遞函數(shù)表達式為

式中，rd()為擾動殘差生成器的傳遞函數(shù)；Q()為待求的補償控制器；T1()為雙閉環(huán)控制結(jié)構(gòu)中內(nèi)環(huán)閉環(huán)傳遞函數(shù)。

為保證擾動抑制效果，需設計合適的補償控制器()?？刂破鬏敵龅难a償信號經(jīng)過電流內(nèi)環(huán)之后進行擾動抵消，因此圖4的補償結(jié)構(gòu)可以等效為圖5所示。

圖5 動態(tài)補償結(jié)構(gòu)等效框圖

為直觀表示補償控制器求解過程，擾動補償過程可單獨表示為圖6。

圖6 補償控制器求解示意圖

當圖6中()為0時，控制器輸出的補償量將擾動()完全抵消，此時可求得補償控制器Q()的最優(yōu)值，其表達式為

根據(jù)圖5與式（11）可知，本文所提的補償結(jié)構(gòu)和補償控制器求解較為簡單，同時在補償控制器求解過程中只考慮電流內(nèi)環(huán)，有效地避免了補償信號通過反饋環(huán)對控制器產(chǎn)生的新的影響。在變換器并聯(lián)的基礎上，本文采用此動態(tài)補償結(jié)構(gòu)對擾動進行抑制補償。

3.2 雙向DC-DC變換器并聯(lián)動態(tài)分散擾動補償結(jié)構(gòu)及控制器求解

將基于殘差的動態(tài)補償結(jié)構(gòu)應用于雙向DC-DC變換器中的控制結(jié)構(gòu)中，如圖7與圖8所示。

圖7 Buck型雙向DC-DC變換器動態(tài)分散補償框圖

圖8 Boost型雙向DC-DC變換器動態(tài)分散補償結(jié)構(gòu)

圖7與圖8中，Pv為電壓環(huán)比例增益；Iv為電壓環(huán)積分增益；Pc為電流環(huán)比例增益；pwm為PWM等效增益；s為采樣周期；()表示變換器自身的本地負荷電流loadi、線路電流穩(wěn)態(tài)值busi及環(huán)流hi三種擾動類型。這三種擾動經(jīng)過擾動殘差生成器生成殘差，圖8中擾動殘差生成器基于Boost型雙向DC-DC變換器線性化之后的模型建立，因此輸入還需減去擾動穩(wěn)態(tài)值w()。殘差通過補償控制器*()產(chǎn)生補償信號，抑制擾動對各變換器的影響。本文所提結(jié)構(gòu)不影響各變換器的擾動輸入，因此該結(jié)構(gòu)為分散式的動態(tài)擾動抑制結(jié)構(gòu)。

以第臺變換器為例，根據(jù)圖7可得Buck型雙向DC-DC變換器電流內(nèi)環(huán)閉環(huán)傳遞函數(shù)為

式中，pwm=pwm/(0.5s+1)。根據(jù)PWM原理，當載波幅值等于電壓源輸入值時，pwm等效為1。

Boost型雙向DC-DC變換器屬于非最小相位系統(tǒng)，其線性化之后的系統(tǒng)狀態(tài)空間轉(zhuǎn)傳遞函數(shù)時會出現(xiàn)正零點，但本文提出的補償結(jié)構(gòu)只考慮電流內(nèi)環(huán)，避免在補償控制器計算過程中正零點轉(zhuǎn)換為正極點的問題，根據(jù)圖8可得其電流內(nèi)環(huán)傳遞函數(shù)為

式中，=U/0i。

根據(jù)極點配置可知狀態(tài)轉(zhuǎn)移矩陣k是一個2×1的矩陣k=[k1k2]T，Buck型雙向DC-DC變換器魯棒擾動殘差生成器的傳遞函數(shù)表達式為

以線性化之后Boost型雙向DC-DC變換器狀態(tài)空間模型為基礎建立擾動殘差生成器，并將其轉(zhuǎn)換為傳遞函數(shù)形式，同樣采取極點配置的方法計算狀態(tài)轉(zhuǎn)移矩陣t=[t1t2]T，假設穩(wěn)態(tài)時占空比2iw=0.5，Boost型雙向DC-DC變換器擾動殘差生成器傳遞函數(shù)表達式為

根據(jù)圖6的補償控制器求解結(jié)構(gòu)，雙向DC-DC變換器動態(tài)補償控制器求解示意圖如圖9所示。

圖9 雙向DC-DC變換器動態(tài)補償控制器求解

由圖9可以求得Buck型雙向DC-DC變換器動態(tài)補償控制器的表達式為

類似的Boost型雙向DC-DC變換器動態(tài)補償控制器的表達式為

式（16）和式（17）中b=+1，為數(shù)值極小的補償系數(shù)。由此可以看出本文提出的補償結(jié)構(gòu)利于補償控制器求解且計算的控制器階數(shù)較小。

3.3 計及直流微電網(wǎng)擾動抑制的殘差動態(tài)分散補償整體控制結(jié)構(gòu)

直流微電網(wǎng)中各變換器多采用直流下垂控制[22]以保證功率分配。直流下垂控制與輸出線路電流穩(wěn)態(tài)值有關，因此本地負荷投切并不影響變換器自身的下垂控制。本文提出的動態(tài)擾動補償結(jié)構(gòu)通過調(diào)節(jié)電感電流來抑制輸入至變換器的擾動電流，并沒有改變擾動電流值，當線路電流穩(wěn)態(tài)值因發(fā)生擾動而變化時，直流下垂可以根據(jù)電流的變化重新調(diào)節(jié)電壓環(huán)給定。因此本文提出的控制策略并不影響直流下垂特性。

由于受下垂系數(shù)與線路電阻的影響，傳統(tǒng)直流下垂控制存在固有的電壓跌落問題，當負荷發(fā)生擾動時，電壓跌落問題更加嚴重，因此采用最小公倍數(shù)的方法，對傳統(tǒng)直流下垂進行電壓補償，即

式中，?i為電壓補償量。

假設線路電阻已知的情況下，求取電壓補償量的流程如圖10所示，具體步驟為：

（1）求取各變換器下垂系數(shù)及線路電阻之和Z。

（2）計算Z中每個數(shù)值與其最小值min的比值b；計算b的最小公倍數(shù)。

（3）求解每個變換器輸出電流占母線電流的份數(shù)h，計算電壓補償量。

圖10 電壓補償量求解流程

采用直流下垂控制的計及直流微電網(wǎng)擾動抑制的殘差動態(tài)分散補償控制策略整體結(jié)構(gòu)如圖11所示。當系統(tǒng)出現(xiàn)分布式電源與負荷投切、交流側(cè)電壓不平衡等擾動時，采集擾動電流至擾動殘差生成器生成殘差，補償控制器根據(jù)殘差快速生成補償信號以抑制擾動，同時電壓跌落補償控制保證了直流母線在發(fā)生上述擾動情況下電壓的一致性。

圖11 計及直流微電網(wǎng)擾動抑制的殘差動態(tài)分散補償控制結(jié)構(gòu)

4 計及直流微電網(wǎng)擾動抑制的殘差動態(tài)分散補償結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析

對于微電網(wǎng)這樣的動態(tài)系統(tǒng)，當系統(tǒng)出現(xiàn)小擾動時，系統(tǒng)非線性方程在穩(wěn)態(tài)工作點處可以線性化得到近似線性狀態(tài)方程為

式中，D為線性化狀態(tài)量；D為線性化輸入量。

由現(xiàn)代控制理論及李雅普諾夫定理可知，系統(tǒng)的穩(wěn)定性取決于狀態(tài)矩陣的特征值，且當狀態(tài)矩陣的特征值全部分布在復平面左半平面上時系統(tǒng)穩(wěn)定[23]。具體推導過程及狀態(tài)參數(shù)矩陣見附錄。

雙向DC-DC變換器在加入計及直流微電網(wǎng)擾動抑制的殘差動態(tài)分散補償控制結(jié)構(gòu)的完整小信號模型矩陣如式（20）所示。

采用特征值分析法進行小信號穩(wěn)定性分析，雙向DC-DC變換器動態(tài)補償結(jié)構(gòu)特征值分布如圖12所示。

從圖12中可以看出，加入本文所提的動態(tài)分散補償控制結(jié)構(gòu)的雙向DC-DC變換器整體系統(tǒng)矩陣的所有特征根都分布在復平面左半平面。因此證明了本文所提的并聯(lián)變換器動態(tài)分散補償控制不影響原系統(tǒng)的穩(wěn)定，保證了整體結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

圖12 雙向DC-DC變換器動態(tài)補償結(jié)構(gòu)特征值分布

Fig.12 Distribution of eigenvalues of dynamic compensation structure of bidirectional DC-DC converter

5 實驗驗證

為驗證本文控制方法的有效性，本文基于RTDS搭建了數(shù)字物理閉環(huán)實驗平臺如圖13所示。

圖13 RTDS物理閉環(huán)實驗平臺

平臺利用RTDS用戶軟件RSCAD搭建仿真模型，利用GTAO模塊采集電壓電流信號，將采集到的數(shù)據(jù)輸入至DSP控制器中，DSP輸出控制信息經(jīng)過上位機輸入至RTDS中。實驗分為兩部分，第一部分為Buck型雙向DC-DC變換器并聯(lián)實驗，第二部分為Buck型與Boost型雙向DC-DC變換器并聯(lián)實驗。

5.1 Buck型雙向DC-DC變換器并聯(lián)實驗

按圖14搭建實驗拓撲，系統(tǒng)參數(shù)見表1～表3。

圖14 Buck型雙向DC-DC變換器并聯(lián)實驗拓撲

表1 Buck型雙向DC-DC變換器參數(shù)

Tab.1 Buck type bidirectional DC-DC converter parameters

表2 Buck型雙向DC-DC變換器控制器參數(shù)

Tab.2 Buck type bidirectional DC-DC converter controller parameters

表3 逆變器參數(shù)

Tab.3 Inverter parameters

5.1.1 本地負荷投切實驗

設定變換器1的本地負荷在0.6s時切入一個5Ω負荷，1.15s時切出一個5Ω負荷，直流母線電壓波形對比如圖15所示。

圖15 本地負荷投切時直流母線電壓波形對比

從圖15中可以看出，在傳統(tǒng)直流下垂控制下，0.6s時本地負荷切入，母線電壓暫降至98.5V左右，1.15s時本地負荷切出，母線電壓暫升至101.5V，經(jīng)過0.3s左右調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。加入本文所提動態(tài)分散補償結(jié)構(gòu)后，0.6s時母線電壓暫降至98.9V左右，經(jīng)過0.04s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。1.15s時母線電壓暫升至100.9V，經(jīng)過0.03s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。

各變換器線路電流波形如圖16所示。從圖16中可以看出，0.6s時本地負荷切入，變換器1電流暫降至1A左右，變換器2電流暫升至9A左右，經(jīng)過0.3s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。1.15s時本地負荷切出，變換器1電流暫升至6A左右，變換器2電流暫降至4.5A左右，經(jīng)過0.3s左右調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。加入本文所提動態(tài)分散補償結(jié)構(gòu)后，0.6s時變換器1電流暫降至2A左右，變換器2電流暫升至8A，經(jīng)過0.04s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。1.15s時變換器1電流暫升至5A，變換器2電流暫降至5.5A，經(jīng)過0.03s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。實驗表明，本文所提出的動態(tài)分散補償控制策略能夠有效地抑制在負荷變化情況下的電壓波動幅值，加快了電壓和電流恢復至穩(wěn)態(tài)值的動態(tài)響應時間，減小了環(huán)流的影響。

圖16 本地負荷投切時變換器線路電流波形對比

5.1.2 公共負荷投切實驗

設定在0.6s時公共直流負荷切入10Ω負荷，1.15s時公共負荷切出10Ω負荷，直流母線電壓波形對比如圖17所示。從圖17中可以看出，在傳統(tǒng)直流下垂控制下，0.6s公共母線負荷切入，電壓暫降至98.5V左右，1.15s公共母線負荷切出，電壓暫升至101.5V，經(jīng)過0.3s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。加入本文所提動態(tài)分散補償結(jié)構(gòu)后，0.6s時電壓暫降至98.5V左右，1.15s時電壓暫升至101.5V，經(jīng)過0.05s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。各變換器線路電流運行波形對比如圖18 所示，在傳統(tǒng)直流下垂控制下，0.6s時變換器1電流上升至6.75A左右，變換器2電流上升至13.5A左右，1.15s時變換器1電流下降至3.3A左右，變換器2電流下降至6.7A左右，經(jīng)過0.3s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。

圖17 公共負荷投切時直流母線電壓波形對比

圖18 公共負荷投切時變換器線路電流波形對比

加入動態(tài)分散補償結(jié)構(gòu)后，0.6s時變換器1電流上升至6.75A左右，變換器2電流上升至13.5A左右，經(jīng)過0.05s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。1.15s變換器1電流下降至3.3A左右，變換器2電流下降至6.7A左右，經(jīng)過0.05s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。實驗表明，本文所提出的動態(tài)分散補償控制策略加快了電壓電流恢復至穩(wěn)態(tài)值的動態(tài)響應時間，有效地減小了環(huán)流的影響。

5.1.3 紋波實驗

交流負荷通過逆變器與直流母線相連，當交流負荷由于故障等原因出現(xiàn)電壓不平衡現(xiàn)象時，會使直流母線電壓出現(xiàn)二倍頻的波動。正常時交流側(cè)負荷為ABC三相1Ω的平衡負荷，0.6s時C相負荷切出，交流負荷變?yōu)椴黄胶庳摵桑?.15s時恢復成正常三相負荷。在傳統(tǒng)控制與本文所提控制結(jié)構(gòu)下的直流母線電壓運行波形對比如圖19所示。

圖19 交流側(cè)電壓不平衡時直流母線電壓波形對比

從圖19中可以看出，當交流負荷發(fā)生不平衡狀態(tài)時，直流母線出現(xiàn)幅值為±6V的波動，波動頻率為100Hz。加入動態(tài)分散補償結(jié)構(gòu)后波動幅值變?yōu)椤?V。實驗表明，本文所提出的動態(tài)補償控制策略減小了直流電壓二倍頻波動的幅值，同時加快了不平衡負荷變化時的動態(tài)響應，有效避免對設備的危害。

5.1.4 雙向DC-DC變換器投切實驗

三臺變換器并聯(lián)，0.6s時第3臺變換器切入，1.2s時第3臺變換器切出。傳統(tǒng)控制策略下的直流母線電壓運行波形對比如圖20所示。

圖20 變換器投切時直流母線電壓波形對比

從圖20中可以看出，在傳統(tǒng)直流下垂控制下，0.6s變換器切入，電壓變化值極小。1.15s變換器切出，電壓暫降至98.2V左右，經(jīng)過0.2s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。加入動態(tài)分散補償結(jié)構(gòu)后，0.6s變換器切入，電壓變化值極小，1.15s變換器切出，電壓暫降至98.5V左右，經(jīng)過0.02s左右調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。

各變換器線路電流運行波形對比如圖21所示，0.6s時變換器1電流下降至2A左右，變換器2電流下降至4A左右，經(jīng)過0.3s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。1.2s時變換器1電流上升至3.5A左右，變換器2電流上升至6.7A左右，經(jīng)過0.2s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。加入動態(tài)分散補償結(jié)構(gòu)后，0.6s變換器1電流下降至2A左右，變換器2電流下降至4A左右，經(jīng)過0.05s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。1.2s時變換器1電流上升至3.5A左右，變換器2電流上升至6.7A左右，經(jīng)過0.05s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。實驗表明，本文所提出的動態(tài)補償控制策略能夠有效抑制DC-DC變換器投切情況下的電壓波動，加快了電壓電流恢復至穩(wěn)態(tài)值的動態(tài)響應時間，減小了環(huán)流的影響。

圖21 變換器投切時變換器線路電流波形對比

5.2 Buck型與Boost型雙向DC-DC變換器并聯(lián)實驗

以一臺Boost型雙向DC-DC變換器并聯(lián)與兩臺Buck型雙向DC-DC變換器為例，實驗拓撲如圖22所示，系統(tǒng)參數(shù)見表4和表5。

圖22 兩種類型雙向DC-DC變換器并聯(lián)實驗拓撲

5.2.1 本地負荷投切實驗

設定Buck型雙向DC-DC變換器的本地負荷在0.6s時切入一個5Ω負荷，1s時切出一個5Ω負荷，直流母線電壓運行波形如圖23所示。

表4 兩類雙向DC-DC變換器參數(shù)

Tab.4 Two types of bidirectional DC-DC converter parameters

表5 兩類雙向DC-DC變換器控制器參數(shù)

Tab.5 Two types of bidirectional DC-DC converter controller parameters

圖23 本地負荷投切時直流母線電壓波形對比

從圖23中可以看出，在傳統(tǒng)直流下垂控制下，0.6s時本地負荷切入，母線電壓暫降至390V左右，經(jīng)過0.3s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。1s時本地負荷切出，母線電壓暫升至410V，經(jīng)過0.3s左右調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。加入本文所提動態(tài)分散補償結(jié)構(gòu)后0.6s時本地負荷切入，母線電壓暫降至395V左右，經(jīng)過0.03s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。1s時本地負荷切出，母線電壓暫升至405V，經(jīng)過0.03s左右調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。

各變換器線路電流運行波形如圖24所示，在傳統(tǒng)直流下垂控制下，0.6s時Boost型變換器電流暫升至35A左右，Buck型變換器電流暫降至43A左右，經(jīng)過0.3s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。1s時Boost型變換器電流暫降至20A左右，Buck型變換器電流暫升至62A左右，經(jīng)過0.3s左右調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。

圖24 本地負荷投切時變換器線路電流波形對比

加入動態(tài)分散補償結(jié)構(gòu)后，0.6s時Boost型變換器電流暫升至32A左右，Buck型變換器電流暫降至48A左右，經(jīng)過0.03s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。1s時Boost型變換器電流暫降至22A左右，Buck型變換器電流暫升至60A左右，經(jīng)過0.03s左右調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。實驗表明在不同類型變換器并聯(lián)的前提下，本文所提控制策略有效降低了本地負荷投切造成的電壓沖擊，加快了電壓電流恢復至穩(wěn)態(tài)的響應時間，抑制了環(huán)流的影響。

5.2.2 公共負荷投切實驗

設定在0.6s時公共直流負荷切入5Ω負荷，0.9s時公共負荷切出5Ω負荷，直流母線電壓波形對比如圖25所示。從圖25中可以看出，在傳統(tǒng)直流下垂控制下，0.6s公共交流負荷切入，電壓暫降至382V左右，0.9s公共交流負荷切出，電壓暫升至418V左右，經(jīng)過0.2s左右調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。加入動態(tài)分散補償結(jié)構(gòu)后，0.6s時電壓暫降至384V左右，0.9s時電壓暫升至415V左右，經(jīng)過0.05s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。實驗表明，本文所提出的動態(tài)補償控制策略能夠有效地抑制在公共負荷投切情況下的電壓波動，加快電壓恢復至穩(wěn)態(tài)值的動態(tài)響應時間。

圖25 公共直流負荷投切直流母線電壓波形對比

5.2.3 雙向DC-DC變換器投切實驗

實驗設定0.6s時第三臺Buck型變換器切入，1.1s時第三臺Buck型變換器切出。直流母線電壓運行波形如圖26所示。

從圖26中可以看出，在傳統(tǒng)直流下垂控制下，0.6s變換器切入，電壓變化值極小。經(jīng)過0.3s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。1.1s變換器切出，電壓暫降至382V左右，經(jīng)過0.2s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。加入動態(tài)分散補償結(jié)構(gòu)后，1.1s時電壓暫降至380V左右，經(jīng)過0.04s調(diào)節(jié)至穩(wěn)態(tài)值。實驗表明，本文所提出的動態(tài)分散補償控制策略能夠抑制在變換器投切情況下的電壓波動幅值，提高了電壓恢復至穩(wěn)態(tài)值的響應時間。

圖26 變換器投切時直流母線電壓波形對比

5.2.4 紋波實驗

當交流負荷由于故障等原因出現(xiàn)負荷不平衡時，會使直流母線電壓出現(xiàn)二倍工頻的波動。正常時交流側(cè)負荷為ABC三相1Ω的平衡負荷，0.6s時C相負荷切出，交流負荷變?yōu)椴黄胶庳摵伞Ｔ趥鹘y(tǒng)直流下垂控制與本文所提控制結(jié)構(gòu)下的直流母線電壓運行波形如圖27所示。從圖27中可以看出，當交流負荷發(fā)生電壓不平衡現(xiàn)象時時，直流母線出現(xiàn)幅值為±8V的波動，波動頻率為100Hz。加入動態(tài)補償結(jié)構(gòu)后波動幅值變?yōu)椤?V。實驗表明，本文所提出的動態(tài)分散補償控制策略減小了直流電壓二倍頻波動的幅值，同時加快了不平衡負荷變化時的動態(tài)響應，有效避免對設備的危害。

6 結(jié)論

本文在直流微電網(wǎng)多雙向DC-DC變換器并聯(lián)的基礎上，提出一種計及直流微電網(wǎng)擾動抑制的殘差動態(tài)分散補償控制策略。通過為每個變換器設計補償控制器，有效地抑制了分布式電源與負荷投切造成的擾動影響，提升了直流母線電壓的動態(tài)響應速度，抑制環(huán)流，減小了由交流側(cè)不平衡負荷導致的直流母線電壓二倍工頻紋波擾動。本文所提的控制結(jié)構(gòu)具有一定的通用性，可實現(xiàn)不同類型變換器并聯(lián)的擾動補償效果。計算的補償控制器階次低，補償位置為電壓環(huán)輸出處，避免了擾動信號對控制器添加新的影響。該控制器不影響直流下垂特性，同時針對傳統(tǒng)下垂控制造成的電壓跌落問題設計基于最小公倍數(shù)的電壓補償項，維持了電壓的一致性，保證了電壓穩(wěn)定，更有助于實現(xiàn)“即插即用”功能。

附 錄

定義直流下垂控制器的狀態(tài)變量為：=ref-U*。直流下垂控制器小信號模型為

式中，=0.1。

擾動殘差生成器的小信號模型為

將3.2節(jié)計算的動態(tài)補償控制器Q()傳遞函數(shù)轉(zhuǎn)換為狀態(tài)空間的小信號模型為

根據(jù)圖11可得加入補償信號的雙閉環(huán)控制器小信號模型為

根據(jù)式（6）可以推導單臺變換器小信號模型為

線路小信號模型為

狀態(tài)矩陣可表示為

式中，?為擾動殘差生成器狀態(tài)量取小擾動；?Q為本文所提控制器狀態(tài)量去小擾動。

根據(jù)式（9）選取Boost型雙向DC-DC變換器補償結(jié)構(gòu)參數(shù)矩陣進行小信號穩(wěn)定性分析，式（A8）中的狀態(tài)量修改為

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Residual Dynamic Decentralized Compensation Control Strategy Considering Disturbance Suppression in DC Microgrid

Hu Changbin1Wang Huisheng1Luo Shanna1Zhou Jinghua1Ma Rui2

（1. College of Electrical and Control Engineering North China University of Technology Beijing 100144 China 2. State Grid Hebei Electric Power Supply Co. Ltd Shijiazhuang 050022 China）

Aiming at the power quality and circulation problems of DC microgrid, a residual dynamic decentralized compensation control strategy which takes into account the disturbance suppression of DC microgrid is proposed. Based on the DC droop control, this strategy first analyzes the disturbance problem of the DC microgrid and the circulation problem in the parallel state. Secondly, a state space model of Buck-type and Boost-type multi-DC-DC converters in parallel is established, and the dynamic decentralized compensation structure of the converter based on residual is derived. The structure is directly compensated at the output of the voltage loop, and the compensation controller*() is calculated by the disturbance cancellation. The small signal stability analysis method is used to prove the stability of the compensation structure in this paper. Finally, build a digital physics experiment platform based on RTDS, and take the same and different types of converters in parallel for experimental verification. This structure can speed up the dynamic response speed of the DC bus voltage when the distributed power supply and public load are switched on and off, and effectively suppress the influence of circulating current and The double power frequency disturbance of the DC bus voltage caused by the imbalance of the AC side maintains the consistency of the voltage, ensures the stability of the bus voltage, and helps to realize the "plug and play" technology of distributed power.

Residual, DC droop, state space, plug and play, voltage sag compensation, RTDS

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.201298

TM464

北京市高水平創(chuàng)新團隊建設計劃（IDHT20180502）和國家重點研發(fā)計劃（2018YFC0809700）資助項目。

2020-09-29

2021-01-04

胡長斌 男，1982年生，博士，副教授，研究方向為智能電網(wǎng)協(xié)調(diào)優(yōu)化控制及電力電子變換器魯棒控制。E-mail：changbinlove@163.com

王慧圣 男，1996年生，碩士研究生，研究方向為微電網(wǎng)電能質(zhì)量治理。E-mail：1445638373@qq.com（通信作者）

（編輯 赫蕾）