混合微网含储能系统互联接口变换器的双阈值窗控制策略

岳怀瑜，刘莎莎，吴启亮

(1. 国网冀北电力有限公司超高压分公司，北京 102488；2. 国网冀北电力有限公司唐山供电公司，河北 唐山 063000；3. 国网湖北电力有限公司经济技术研究院，湖北 武汉 430000)

0 引言

随着大量分布式微源的入网，微电网逐渐走上历史舞台。交直流混合微电网汇集了交流和直流微电网的优势，极具应用前景[1-2]。相比传统的单一用电形式的微电网，交直流混合微电网存在独有的设备互联接口变换器[3-4]。传统的互联接口变换器多是单级式DC/AC 变换器，在此基础上延伸出了多种互联接口变换器拓扑结构。

在交直流混合微电网孤岛工作模式下，考虑经济性及可靠性，对互联接口变换器的控制可以采用无互联通信的控制策略，常见的有下垂控制以及改进下垂控制[5-6]。文献[7]直接将分布式微源的下垂控制应用于互联接口变换器，具有局限性。文献[8-9]提出了互联接口变换器的归一化控制策略，通过单位化变换，将下垂特性曲线归一化到[-1,1]。文献[10]考虑互联接口变换器工作模式反复切换问题，对变换器工作区设置了阈值。文献[11]对可调度的分布式微源下垂特性进行了分段。文献[12]对互联接口变换器的运行模式进行了分段。上述方法均基于归一化下垂控制，具有一定的局限性。文献[13]提出一种分散式功率归一化控制策略，该策略受电压水平影响较大。文献[14]结合直流侧储能系统控制对控制策略做出改进，变换器可以通过储能单元的下垂特性修正直流母线电压。文献[15-16]提出了互联接口变换器的双向下垂特性，其中文献[16]通过自适应下垂系数确定变换器整流、逆变运行的优先级，对直流电压、交流频率偏差较大一侧优先功率支撑。文献[17]采用一种带有功率判断模块的改进下垂控制策略。文献[18]对归一化下垂控制做出改进，引入虚拟同步发电机技术。文献[19]建立结合虚拟同步发电机转子运动方程的互联接口变换器控制策略，可实现无差调节。文献[20]提出一种以虚拟鲁棒状态反馈控制器为基础的双向功率变换器控制方法。

互联接口变换器的功率控制是国内外学者的重点研究方向，而归一化下垂控制因自身原理的局限性，无法控制交直流侧功率特征量准确稳定在额定值，可能会出现变换器在整流和逆变间反复切换的情况。因此有学者对互联接口变换器的开启条件作出了修改，设定了互联接口变换器的开启阈值，向上和向下越过阈值时的工作模式相反，在阈值之内时互联接口变换器不工作。但是该方法普遍存在问题，如果单纯针对功率特征量交流频率f和直流电压Udc设定阈值，同时在该阈值既作为开启阈值也作为关断阈值的情况下，当特征量恢复到阈值范围之内时，直接关断互联接口变换器而不对实时传输功率的份额进行检测，可能造成子网之间一个大的功率流被切断，反映功率情况的特征量重新越过开启阈值，从而造成反复开断问题。

本文设计了含储能系统的两级式互联接口变换器双阈值窗控制策略。设定了启动子网间功率流动的阈值和判断是否启用储能系统作为补充功率支撑的阈值，相应地针对启动阈值设定了不同的关断阈值。设定关断阈值可与交直流子网内部的下垂调节相互配合，仅流经两级式互联接口变换器的功率对交直流子网f或Udc的调节作用小到一定范围时，关断互联接口变换器，停止功率交换。同时引入了基于荷电率（SOC）的储能系统控制，拓宽了轻载及重载条件下功率可调范围。在Matlab/Simulink 环境下搭建了混合微电网的仿真模型，通过实验证实了所提方法的有效性。

1 含储能系统两级式互联接口变换器

1.1 变换器拓扑结构及下垂控制策略

1.1.1 互联接口变换器拓扑结构

互联接口变换器的主要任务是作为交直流侧功率流动的桥梁，在一侧功率缺额或者过剩时，另一侧通过互联接口变换器传输功率进行功率补偿或消纳。含储能的两级式互联接口变换器是在传统双向DC/AC 互联接口变换器的基础上，在DC 侧串入双向DC/DC 变换器，同时在公共直流母线上加入储能系统DS。含储能系统的两级式互联接口变换器结构如图1 所示。

图1 含储能系统的两级式互联接口变换器结构框图Fig. 1 Structure diagram of two-stage interlinking converter with energy storage system

1.1.2 归一化下垂控制策略

下垂控制广泛应用于源-网变流器的控制，同时也可适用于网-网变流器的控制。在混合微电网中对互联接口变换器作下垂控制时，可分别将交、直流子网看作满足交直流侧综合下垂曲线的分布式电源。互联接口变换器交直流侧综合下垂曲线如图2 所示。

图2 互联接口变换器交直流侧综合下垂特性曲线Fig. 2 Comprehensive droop curve of the interlinking converter AC and DC sides

经过归一化处理得到单位化的交直流侧功率水平特征量fpu和Udc_pu，控制目标为通过互联接口变换器的功率流动使2 个特征量相等，且直流母线实际电压和交流母线实际频率均在允许范围之内。

设流过双向DC/DC 变换器IC1的功率为PIC1，流过双向DC/AC 变换器IC2的功率为PIC2，指定功率逆变为正，即此时PIC1，PIC2＞0。

当fpu≠Udc_pu时，经PI 控制交直流侧交换功率以维持交直流子网间功率平衡，即

通过功率流动重新稳定后的稳态运行点如图3所示。

图3 互联接口变换器功率流动后稳态运行点Fig. 3 Steady-state operating point after power flow of interlinking converter

1.2 基于荷电率的储能系统控制

互联接口变换器可传输的功率有限，其调节范围也有限。当处于极端条件时，只依靠互联接口变换器传输功率不能有效维持系统稳定，因此引入储能系统并加以控制。

控制目标为达到一个稳态运行点，在该点所有储能单元均基于其自身容量按比例吸收/释放功率，如图4 所示。

图4 储能装置下垂特性曲线Fig. 4 Droop characteristic curve of energy storage device

在实际应用中，储能装置充放电的性能与SOC 有关。针对SOC 对储能装置的影响，将下垂系数Ez修正为

修正后的基于SOC 的储能单元下垂控制示意如图5 所示。在以储能单元放电时Pds_z为正的情况下，当系统总功率参考值 λ为正时，需要储能单元吸收部分电能；当系统总功率参考值 λ为负时，需要储能单元释放部分电能。

图5 基于SOC 的储能单元下垂控制示意Fig. 5 Droop control of energy storage unit based on SOC

2 含储能系统的两级式互联接口变换器双阈值窗控制策略

2.1 开启条件

设计含储能系统的两极式互联接口变换器双阈值窗控制策略，首先是启动阈值的设定。用kpu表示归一化后的交流子网功率特征量fpu或归一化后的直流子网功率特征量Udc_pu，设定启动两级互联接口变换器的阈值为|kIC|，检测储能装置是否需要启动的阈值为|kds|。混合微电网的工作区域被阈值切分成3 段，分别为代表交直流微网自治运行的MG 自治段（式（8）），启动互联接口变换器进行功率交换的IC 启动段（式（9））以及评估系统总功率情况来决定储能系统是否接入的DS 评估段（式（10））。

在MG 自治段中，各子网可以通过内部分布式下垂控制达到功率平衡，反映到特征量上为fpu和Udc_pu的绝对值均小于|kIC|，无须开启互联接口变换器功率流动。当交流侧或直流侧特征量至少有一个超过阈值|kIC|时，系统进入IC 启动段，对应的子网功率平衡打破，需要启动功率传输以平衡2 个子网间功率。如果交直流子网内部负载变化较大，相应的特征量fpu和Udc_pu变化也较大，实时特征量的大小超过|kds|，则进入DS 评估段，需要对系统总的功率情况进行评估。如果通过另一侧子网的功率调节可以对该侧进行支撑，则交直流子网间进行功率流动；如果另一侧也同样重载或轻载，不能再额外提供或消纳功率，则需要启动储能系统，对功率进行调节。评估系统总的功率水平须引入系统总功率水平特征量，即

式中：Δfpu为交流子网负荷变化所造成的频率变化标幺值；ΔUdc_pu为直流子网负荷变化造成的电压变化标幺值，2 个值均实时在线更新。

当特征量fpu或Udc_pu的值超过|kIC|，互联接口变换器进行功率交换，当系统总功率水平特征量μ超过|kds|时启动储能系统调节。得到本文所采用的含储能装置的两级式互联接口变换器不同工作模式间转换的启动条件，但该条件不能直接作为不同工作模式之间转换的关断条件。列出开启条件如下。

条件A：

式中：(Udc-ΔUdc_pu)和(f+Δfpu)为2 个子网的实时功率水平特征量，分别代表直流母线电压和交流母线频率。

2.2 返回条件

当特征量的值经过功率调节后降低到小于等于|kIC|或经储能装置的功率调节由大于|kds|降低到小于等于|kds|时，不能直接关断互联接口变换器，需要判断特征量的值是因为子网内部调节作用而回到限定范围，还是因为外部功率支撑而回到限定范围。如果直接关断，则可能造成互联接口变换器工作模式反复切换。假设直流侧轻载、交流侧重载，子网内部下垂调节已无法将特征量fpu和Udc_pu控制在稳定范围之内，启动互联接口变换器并维持恒定的功率传输。如果当在fpu=Udc_pu并重新回到|kIC|范围之内时直接关闭互联接口变换器，功率流动停止会导致实时功率特征量重新跳出|kIC|范围，使互联接口变换器再次启动，系统不能稳定运行。因此需要对互联接口变换器的返回阈值条件进行修改。

本文以逆变为正，PIC1和PIC2为流过DC/DC 变换器和DC/AC 变换器的功率。负荷变化使功率特征量满足条件A∪B=1 时，系统交直流子网间功率流动，PIC1=PIC2且同号；当功率特征量满足条件C=1 时，此时储能系统进行功率调节，PIC1不一定等于PIC2，且可能异号。故当实时PIC1对Udc的影响非常微弱时，仍保持DC/DC 变换器的开通意义不大，传递的功率和开关管上的能量损耗已到可比较范围之内，此时可关闭DC/DC 变换器。同理PIC2对 DC/AC 变换器也是如此，PIC2对交流子网的影响和交流子网的综合下垂特性有关。本文储能系统功率调节时，衡量标准是整个系统的功率情况，只有交直流子网均轻载和均重载时启动充电和放电。无论哪种工作模式，DC/DC 变换器和DC/AC 变换器均同时开启和关断。由此设定了返回条件Pg，将返回阈值条件设为对两级互联接口变换器功率流动值PIC1和PIC2的监控，返回功率评估条件设置如下。

（1）在启动储能系统做功率支撑时，交直流子网间没有功率交换，当子网内部负荷或者电源的变化使系统的总功率水平μ降低至|kds|之下时，此时的PIC1和PIC2满足条件P，则关断储能系统。但是此时交直流子网功率水平的特征量未必均降到|kIC|范围之内，若未到|kIC|范围之内，即条件A和B至少有一个为真，则开始交直流子网间的功率交换，互联接口变换器不关闭。但同样情况下，如果满足条件P且事件A和B均为假，则两侧子网依靠自身下垂控制均可以平稳运行，接口变换器关闭。

（2）当互联接口变换器执行交直流子网间功率流动时，即PIC1=PIC2时，若此时PIC1和PIC2满足条件P，则说明交直流子网内部的下垂控制和负荷变换达到内部平衡，同时条件A、B不成立，则直接关断互联接口变换器，否则互联接口变换器维持恒定功率流动。

2.3 双阈值窗控制策略

引入关断条件P，结合条件A、B、C对接口变换器交直流子网间功率流动参考值修正为

含储能的两级互联接口变换器双阈值窗的工作模式切换过程如图6 所示。具体的操作逻辑如下。

图6 双阈值窗工作模式切换示意Fig. 6 Schematic diagram of switching between operation modes by dual-threshold window

工作模式1：依靠2 个子网内部下垂调节控制，在该模式下，交直流子网内部负荷情况小范围变化，通过各个子网内部的分布式电源下垂调节进行微调，子网持续保持稳定运行。

工作模式2：同时进行子网内部下垂控制和互联接口变换器转移功率以平衡系统功率水平。该模式下，子网内部下垂控制已经不能进行有效调节，其内部功率情况的特征量变化较大并超过事先设定的阈值，互联接口变换器启动进行功率流动。

工作模式3：启动储能系统，配合子网下垂控制，进行功率平衡。该模式下，两侧子网均处于过度重载或轻载，单纯依靠分布式下垂控制和互联接口变换器功率流动的调节作用有限。此时启动储能系统，对交直流侧的功率进行补充或接收。

图7 为采用含储能装置的两级式互联接口变换器双阈值窗控制策略的控制框图。通过电压电流双环路控制双向DC/DC 转换器IC1以控制公共DC 母线电压稳定。对直流侧电压值和交流侧频率值进行归一化，再通过改进后的计算公式得到交直流侧需要交换功率的参考值，最后用电流调节器进行跟踪，以实现交直流侧的精确功率传输。输入到电流调节器的功率特征量需要经过数学逻辑判断，当开启条件判断为真时，输入参考功率，进行功率传输；而当关断条件判断为真时，输入参考功率取0，由此实现互联接口变换器工作模式的退步操作，最终切断互联接口变换器功率流动。同样将归一化的电压值和频率值输入到储能系统的控制电路中，通过计算系统总的功率水平来判断是否应该开启储能系统充放电，如果满足开启条件，则输入结合SOC 水平修正后的参考充放电功率到电流调节器，从而控制储能系统中绝缘栅双极型晶体管（IGBT）的开断实现储能的充放电。同样，储能系统的吸收、释放功率情况也需要实时监控，一旦检测到关断逻辑判断为真，进行退步操作，关断储能系统输出，直至关闭互联接口变换器。

图7 含储能系统的两级式互联接口变换器双阈值窗控制策略Fig. 7 Dual-threshold window control strategy of two-stage interlinking converter with energy storage system

表1 为开断信号关系表，其中SIC对应互联接口变换器的工作状态切换，而Sds对应储能系统的工作状态切换，不变指维持原输入不变。

表1 互联接口变换器及储能装置开断信号关系Table 1 The on-off signals of interlinking converters and energy storages

3 仿真分析

本文搭建了针对图1 中互联接口变换器的Matlab/Simulink 仿真模型，实验以极端情况微网孤岛运行为例，验证双阈值窗控制策略的可行性。本次仿真实验中，直流子网电压额定值为700 V，允许波动范围为665～735 V；功率额定值为9 kW；启动互联接口变换器的上下阈值KIC为±0.2，判断是否启用储能系统的上下阈值Kds为±0.7。交流子网额定功率为10 kW；额定电压为380 V，允许波动范围为360～400 V；频率额定值为50 Hz，允许波动范围为49.5～50.5 Hz。储能母线DS 电压为400 V，储能系统包含2 个蓄电池储能单元，分别为DS1和DS2。其中DS1额定电压300 V，最大充放电功率为6 kW，起始SOC 为30%；DS2额定电压为200 V，最大充放电功率为4 kW，起始SOC 为70%；储能系统参考SOC 为50%。规定互联接口变换器功率逆变为正，储能系统放电功率为正。

在上述系统中设计了孤岛模式下的5 种工况，经过4 个瞬态过程作为转换，验证所提控制策略能够有效运行，其仿真波形如图8～11 所示。

图8 0～1.8 s 混合微网功率Fig. 8 The power flow of the hybrid microgrid in 0～1.8 s

工况1：从0 s 开始，交流子网带负载5.24 kW，直流子网带负载4.35 kW。实时|(Udc_pu-ΔUdc_pu)|和|(fpu+Δfpu)|分别为0.05 和0.03。互联接口变换器交直流子网间功率流动的启动条件A和B均不成立，同时储能系统的启动条件C也不成立。故交流子网、直流子网、储能系统三者之间不进行任何功率交换。由交流子网分布式电源和直流子网分布式电源分别对各自的负载提供相应的功率。此时检测到交流子网微源出力为5.27 kW，直流子网微源出力为4.36 kW。此时直流子网电压稳定于701 V 左右，交流子网频率稳定在49.9 Hz 左右。

图9 0～1.8 s 的电压和频率Fig. 9 The voltage and frequency in 0～1.8 s

工况2：在0.6 s 时，系统开始第1 个瞬态过程，直流子网有负载并网，直流子网所需总功率从4.35 kW 骤升为8.43 kW，由于交流子网没有变化，|(fpu+Δfpu)|仍为0.05，但是|(Udc_pu-ΔUdc_pu)|变为0.87，启动条件B成立，A∪B=1。而此时|0.5[(fpu+Δfpu)+(Udc_pu-ΔUdc_pu)]|≈0.46，储能系统的启动条件C不成立，故只启动互联接口变换器进行交直流子网间功率传递。从图8 中可得，此时交流子网中分布式电源共输出功率7.20 kW，其中5.24 kW 满足交流子网负载的需要，剩余1.96 kW经过互联接口变换器传输到直流子网。检测到此时直流子网分布式电源输出6.47 kW，由此可知，交直流侧分布式电源根据其最大可输出功率按比例共同承担交直流子网的负荷。在此工况下直流母线电压先骤降至670 V 左右再回升至686 V 附近，交流频率稳定在49.6 HZ 附近。

图11 1.2～3.0 s 的电压和频率Fig. 11 The voltage and frequency in 1.2～3.0 s

工况3：在1.2 s 时，发生第2 个瞬态过程，交流负载突增至9.53 kW，此时交直流侧均达到重载模式。交流侧频率也骤降，此时0.5 |[(fpu+Δfpu)+(Udc_pu-ΔUdc_pu)]|≈0.89。条件C成立，储能系统开启，由图10 可知储能单元DS1发出功率为1.7 kW，而储能单元DS2发出功率为2.66 kW。它们所放出的实际功率比大于额定功率比3/2，这与储能单元的起始荷电状态有关，DS1的实时SOC 要低于DS2的实时SOC，所以在放电时DS2放出更多的功率。根据荷电率作出修改的储能单元下垂控制可实现从荷电率更高的储能单元中输出更多的功率，DS2单元容量小但起始荷电率高，观察发现DS2放出更多的功率，证明了该策略有效。在该状态下，交流子网和直流子网之间几乎没有功率交换，其功率的缺额多是由储能单元放电和各自子网内分布式电源增发功率提供。由波形可知互联接口变换器向直流子网输出1.93 kW，向交流子网输出2.30 kW；直流子网分布式电源出力升至6.53 kW，交流子网电源出力升至7.28 kW，直流母线电压和交流母线频率整体微降后进入稳定运行状态。

图10 1.2～3.0 s 混合微网功率Fig. 10 The power flow of the hybrid microgrid in 1.2～3.0 s

工况4：在1.8 s 时，发生第3 个瞬态过程。交流子网切掉负载，交流子网负载从9.53 kW 降低到0.48 kW。|(fpu+Δfpu)|和|(Udc_pu-ΔUdc_pu)|分别为0.90 和0.87。目前交流子网处于轻载状态而直流子网处于重载状态，(fpu+Δfpu)和(Udc_pu-ΔUdc_pu)的符号相反。求得0.5 |[(fpu+Δfpu)+(Udc_pu-ΔUdc_pu)]|＜0.7，条件C为假，同时检测到条件P成立，储能装置输出功率流对2 个子网的影响极小，储能装置退出运行。同时事件A和事件B均为真，系统处于互联接口变换器和交直流子网内部下垂控制配合运行状态。此时需要进行整流运行，交直流子网间通过两级式互联接口变换器进行功率流动。由图10 可知，在此工况下交流子网中微源发出功率为4.66 kW，直流子网中微源发出功率为4.27 kW，近似与其额定功率成比例。通过互联接口变换器将4.18 kW 功率传递到直流子网。直流子网电压回升至702 V 附近，同时交流母线频率先骤升再经系统调节到额定值50 Hz 附近。

工况5：在2.4 s 时，系统到达最后1 个瞬态过程。此时直流子网切掉4.85 kW 负载，直流总负载降低到4.58 kW，同时交流子网并入4.4 kW负载，交流总负载升高到4.88 kW。|(fpu+Δfpu)|降低到约为0.03，而|(Udc_pu-ΔUdc_pu)|降低到0.02，此时启动条件A和B均不成立。同时检测两级互联接口变换器所流过功率PIC1和PIC2也骤降至Pg以下，条件P成立。此时所有关断条件成立，互联接口变换器直接退出运行。经检测此时交流子网微源出力为4.9 kW，直流子网微源出力为4.59 kW，近似与各自容量成比例。此时2 个子网内部的小功率波动，当不足以使功率情况特征量越界时，可以通过子网内部下垂调节进行微调，使2 个子网处于稳定运行状态，直流母线电压和交流母线频率均位于额定值附近。

4 结论

本文分析互联接口变换器的归一化控制策略可能导致的工作模式反复切换及错误开断问题，重新设定接口变换器的开断阈值，并引入关断条件。此外，针对两级式互联接口变换器内部的储能系统，引入了结合SOC 的控制方法，最终构建出含储能的两级式互联接口变换器的双阈值窗控制策略。在Matlab/Simulink 中搭建互联接口变换器的主电路和双阈值窗控制策略的仿真模型，仿真结果表明该控制策略能够有效进行功率传递；因为接口变换器中储能系统的加入，可以扩大交直流侧的功率可调范围，且各个储能单元出力根据荷电率进行分配；同时也验证了双阈值窗控制策略可以准确关断互联接口变换器而不会因为切断功率流过大而造成工作模式反复转换。