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孤立直流微电网运行控制策略.pdf

发布时间：2022-05-30 发布人：admin 分类：说明书 资料大小：0.78M 资料格式：pdf 举报 版权申诉
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    第 33 卷第 3 期 ２０13 年 3 月 电 力 自 动 化 设 备 Ｅｌｅｃｔｒｉｃ Ｐｏｗｅｒ Ａｕｔｏｍａｔｉｏｎ Ｅｑｕｉｐｍｅｎｔ Ｖｏｌ．33 Ｎｏ．3 Mar. ２０13 孤立直流微电网运行控制策略 薛贵挺 1，张 焰 1，祝达康 2 （1. 上海交通大学 电气工程系，上海 200240；2. 上海市电力公司，上海 200122） 摘要： 以光伏阵列-燃料电池-超级电容所构成的低压单极型直流微电网为研究对象，在考虑分布式电源特性 的基础上，研究该直流微电网的运行控制策略。 采用开路电压比例系数法跟踪光伏阵列的最大功率；利用斜 率限制器控制燃料电池功率的变化速度，防止“燃料饥饿”，进而改善燃料电池性能，提高其使用寿命；使用滑 模控制实现超级电容的快充快放，稳定直流母线电压。 在 MATLAB ／ Simulink 中搭建系统模型，仿真结果表 明，所提控制策略可以提高能源利用率，改善系统的电能质量。 关键词： 直流微电网； 光伏阵列； 燃料电池； 超级电容； 变换器； 控制 中图分类号： TM 727 文献标识码： A DOI： 10.3969 ／ j.issn.1006-6047.2013.03.019 0 引言 分 布 式 电 源 DGs（Distributed Generations）由 于 污染少、安装地点灵活等多方面优点近年来得到快速 发展，但大量 DGs 接入电网也产生了一些不良影响。 作为新能源接入的一种解决方案，21 世纪初提出了 微电网概念。 微电网分为交流微电网和直流微电网。 直 流 微 电 网 不 仅 可 以 方 便 地 接 入 直 流 性 质 的 微 电 源，如光伏阵列 PVA（PhotoVoltaic Array）、燃料电池 FC （Fuel Cell） 和 超 级 电 容 SC （Super鄄Capacitor）， 而 且可以增大线路传输容量，提高供电可靠性，降低系 统损耗。 直流负荷不断增多，如电动汽车、电子负荷 等，为直流微电网的应用提供了发展机遇 。 直流微 电网已引起国内外学者及电力工业界的广泛关注。 文献［１ 鄄 ３］讨论了直流配电在商业办公和居民 住宅应用的可行性，认为在有直流微电源接入的情 况下，采用直流可以有效地降低系统损耗。 文献［４鄄５］ 提出了基于直流模块的建筑集成光伏系统的电气结 构，论述了直流变换器拓扑的设计原则，研究了光伏 直流建筑模块与集中逆变模块的协调控制策略 ，但 没有涉及多种分布式能源的互补应用。 文献［６］探 讨了直流微电网的稳定性问题，重点讨论了变换器控 制参数的影响 ，但没有计及 DGs 特 性 。 文 献 ［７ ］ 建 立了光伏阵列和燃料电池的模型，验证了模型的有效 性，但没有涉及储能装置和微电网能量管理控制策略。 文献［８］研究了直流微电网运行模式切换控制策略， 通过控制汽轮机的工作个数维持网内功率平衡 ，但 没有涉及微电源数学建模。 目前对 DGs 的研究主要在交流微电网下进行， 大多探讨单一类型微电源的并网控制 ，含有储能装 置的混合发电系统在直流微电网中的研究并不多 。 本 文 探 讨 DGs 在 直 流 微 电 网 中 的 应 用 ， 研 究 考 虑 DGs 特 性 的 孤 立 直 流 微 电 网 运 行 控 制 策 略 ， 在 MATLAB ／ Simulink 下验证控制策略的有效性。 主要 内容包括：建立光伏阵列、燃料电池和超级电容的数 学模型；跟踪光伏阵列最大功率；对超级电容进行充 放电管理，防止过充或过放，并维持直流母线电压稳 定；对燃料电池输出功率变化率进行控制，防止“燃料 饥饿”，保持网内功率平衡；提出分层控制结构，建立 微电源控制器和中央控制器，实现微电源间协调控制。 1 系统结构 直流微电网主要由微电源、变换器、直流配电网、 储能装置和直流负荷组成，图 1 为本文研究的低压单 极型直流微电网结构示意图 。 光伏阵列是主电源 ， 发电功率不可控，输出功率大小与环境密切相关，如 阴雨天和夜晚光伏阵列不输出功率。 燃料电池是备 用电源，发电功率不受环境 、地理因素的影响 ，输出 功率可控，用来提供系统长期功率差额，保证网内功 率平衡，提高供电可靠性。 但燃料电池动态特性慢， 快速的负荷变化会引起“燃料饥饿”而影响燃料电池 寿命 ［9］，因此需和超级电容配合使用。 超级电容由于 充放电速度快，当光伏发电量或负荷功率突变时，可 快速补偿瞬时的能量不平衡 ，在保护燃料电池的同 ipv + uPV - C11 PV L1 VT1 VD1 pPV pPV C12 Boost 变换器 pSC + VD4 C3 VD3 uDC - VT4 L3 VT3 iSC + uSCMea - SC iFC + uFC - FC L2 VT2 VD2 pFC pload 半桥型变换器 C2 直流负荷 Boost 变换器 直流配电网 图 1 研究系统示意图 收稿日期：201２ － 0４ － ２２；修回日期：201２ － 12 － ２3 Fig.1 Schematic diagram of studied system
    第 3 期 薛贵挺，等：孤立直流微电网运行控制策略 时维持直流电压稳定。 2 微电源模型 2.1 光伏阵列模型 单片光伏电池容量小，实际使用时将其串并联组 成光伏阵列。 光伏电池的模型如图 2 所示，主要由光 生电流源、二极管、并联电阻和串联电阻组成。 理想 模型则不考虑串联电阻 Rs 和并联电阻 Rsh 的影响。 理想模型 Rs iPV iph VD id ish Rsh + uPV - 图 2 光伏电池等值电路模型 Fig.2 Equivalent circuit model of photovoltaic cell 本文采用文献［10］ 的数学模型，使用厂商提供 的参数，包括开路电压 Uoc、短路电流 Isc、最大功率点 电压 Um、最大功率点电流 Im。 2.2 燃料电池模型 根据电解质的不同，燃料电池主要分为质子交换 膜燃料电池、碱性燃料电池、磷酸燃料电池 、熔融碳 酸盐燃料电池、固体氧化物燃料电池。 其中，质子交 换膜燃料电池效率高、功率密度高、低温启动快 ，成 为后备电源的最佳选择，本文也以此为例。 质子交换膜燃料电池的输出特性经验公式［7］是： uFC= ENernst - Uact - Uohmic- Ucon （1） 其中 ，uFC 是燃料电池的输出电压 ，ENernst 是热 动 力 电 势 ，Uact 是活化极化电势 ，Uohmic 是 欧 姆 极 化 电 势 ，Ucon 是浓差极化电势。 2.3 超级电容模型 超级电容模型主要有德拜极化模型、传输线模型 和经典等效模型。 图 3（a）为经典等效模型，图中 RESR 是等效串联电阻，代表电容器内部发热所消耗 的 功 率，对电容器的充放电过程影响较大；REPR 是等效并 联电阻，代表超级电容的漏电流，影响电容的长期储 能性能 ；CSC 是理想电容 。 在实际应用中 ，电容器通 常处 于 较 快 和 频 繁 的 充 放 电 循 环 过 程 ，REPR 的 影 响 可以忽略 ［11］，电容器可进一步简化为一个理想电容 与等效电阻串联的模型，如图 3（b）所示。 根据式（2）—（4）确定超级电容的容量 CSC ［12］： RESR RESR CSC REPR CSC （a） 经典等效模型 （b） 简化模型 图 3 超级电容等值电路模型 CSC= 1+ Eloss PCtd  CMin CMin= Eloss= 2 PC td SCNom- U 2 U 2 td 0乙i 2 SC（τ）RESR dτ= PCRESRCMinln USCNom USCMin SCMin （2） （3） （4） 其中 ，Eloss、PC、td、USCNom、USCMin、iSC 和 CMin 分别是超级 电 容的能量损耗、恒定放电功率 、放电时间 、额定工作 电压、最低工作电压、放电电流和最小容量。 3 直流微电网控制策略 系统控制目标是跟踪光伏阵列最大功率和稳定 直流母线电压，保证直流微电网在负荷波动和光照变 化时正常运行。 运行限制条件包括 ：燃料电池输出 电流在［0，IFCＮ］之间；燃料电池功率变化率在限定值 之内；超级电容充放电电流在［ISCMin，ISCMax］之间；超级 电容端电压在［USCMin，USCMax］ 之间。 图 4 为直流微电 网的控制示意图。 3.1 光伏阵列控制器 为充分利用太阳能，需要对光伏阵列输出功率进 行最大功率点跟踪（MPPT）控制。 常用的 MPPT 算法 有扰动观察法、开路电压比例系数法、短路电流比例 系数法、电导增量法等 ［13 ］。 本文采用开路电压比例 系数法。 光伏阵列的最大功率点电压 Um 和开路电压 Uoc 之间存在着近似的线性关系，即： Um≈k1Uoc （５） 其中，k1 为比例常数，取值范围为 0.71 ~ 0.78。 假设 Boost 变换器工作在连续电流模式，可得： pPV= iPVuDC（1 - d1） （６） 其中， iPV 是光伏阵列的电流，uDC 是直流母线电压，d1 是开关管 VT1 的瞬时占空比。 此外，为提高 Boost 变 换器效率，当光照强度大于 100 W ／ m2 时才启动该变 换器。 3.2 燃料电池控制器 控制燃料电池电流的方法主要有 2 种 ：直接电 流控制法 ［14］和间接电流控制法 ［15］。 本文采用直接电 流控制法，如图 4 所示 。 燃料电池作用是补偿长期 的 能量不平衡，其工作状态取决于超级电容端电压 uSCMea：当 uSCMea 低 于 设 定 值 U1 时 ，启 动 燃 料 电 池 ；当 uSCMea 高于设定值 U2 时，关闭燃料电池。 为提高燃料 电池使用效率，燃料电池启动后以额定功率运行。 燃 料电池额定电流 IFCＮ 经斜率限制器后与反馈电流相 比，然后将电流偏差信号送入电流控制器产生变换器 的触发脉冲。 由状态空间平均法推得燃料电池侧 Boost 变换 Fig.3 Equivalent circuit model of super鄄capacitor 器传递函数 ［16］为：
    电 力 自 动 化 设 备 第 33 卷 燃料电池控制器 0 × U1 uSCMea U2 PFCN 1／UFCN - iFCRef + IFCRated 斜率 限制器 PWM 发生器 G（s） 电流 控制器 uDC + - 滑模控制器 d3，d4 超级电容控制器 UDCRef + - uDC PI iSCRef + 超级电容 电流限制函数 - FC -+ uFC iFC d2 光伏阵列 控制器 uPV iPV MPPT d1 PV - + uPV pFC pSC pPV pload 直流 负荷 iSC uSCMea -+ SC 图 4 直流微电网控制策略 Fig.4 Control strategy of DC microgrid i赞 FC（s） d赞 2（s） = C2UDCRef s + ILO（1 - D2） L2C2s2+ C2RLs + （1 - D2）2 （7） 其中， D2 是开关管 VT2 的稳态占空比，UDCRef 和 ILO 分 别是直流母线的参考电压和电感 L2 的额定电流，RL 是电感 L2 的寄生电阻。 PWM 发生器的传递函数为： GPWM= 1 ／ KPWM 其中，KPWM 是锯齿载波信号的幅值。 图 4 中电流控制器的传递函数为： G（s）= Kps + Ki s （8） （9） 应用频率响应法设计控制器参数 Kp 和 Ki。 3.3 超级电容控制器 超级电容充放电时端电压变化范围大 ，实际应 用中必须采用 DC ／ DC 变换器来控制能量的双向流 动。 本文采用半桥型双向 DC ／ DC 变换器，如图 5 所 示，其作用是补偿瞬时的能量不平衡，进而稳定直流 母线电压。 开关管 VＴ３ 和 VＴ４ 互补导通，以保持电感 电流连续。 超级电容充电时，VＴ４、VＤ３ 导通，变换器工 作在 Buck 模式； 超级电容放电时，VＴ３、VＤ４ 导通，变 换器工作在 Boost 模式。 约定能量正方向为从低压侧到高压侧方向。 以 电感电流 iSC 和直流母线电压 uDC 为状态量，建立大信 RESR VT4 L3 + uSC - + uSCMea - iSC VT3 CSC VD4 C3 VD3 + R uDC - 图 5 半桥型双向 ＤＣ ／ ＤＣ 变换器拓扑电路 Fig.5 Topological circuit of half鄄bridge bidirectional DC ／ ＤＣ converter 号统一状态模型 ［17 ］： C           L3 C3 diSC dt duDC dt = uSC- RESRiSC- （1 - d3）uDC =- uDC R +（1 - d3） iSC （10） 其中，d3 是开关管 VT3 的瞬时占空比 ；R 是等效负载 电阻 ，定 义 为 输 出 电 压 的 平 方 除 以 输 出 功 率 ，是 一 个变化的可正、可负的量。 为提高系统的响应速度和鲁棒性，超级电容控制 器的电流内环采用滑模控制。 根据滑模控制的设计 方法，首先依据状态量设计一个滑模面，使得状态量 在滑模面上能够满足期望的行为；然后设计控制量， 使 得 状 态 量 在 空 间 中 任 意 一 点 可 以 渐 近 趋 近 滑 模 面。 对于半桥型双向 ＤＣ ／ ＤＣ 变换器，可将电流内环 的滑模面 S 设计如下 ［１８］： S = iSCRef - iSC 对式（1１）求导得： S觶 = - i觶 SC=- uSCMea L3 + 1 - d3 L3 uDC （1１） （12） 为使系统稳定，需要满足滑模面的存在条件： SS觶 ＜ 0 按指数趋近律的方法设计控制器 ［18鄄19］，有： S觶 = -MS - N sgn（S） 其中，M ＞ 0，N ＞ 0，sgn（·）表示符号函数。 联立式（12）、（14），求得控制量 d3 为： d3=1 - uSCMea- L3［MS + Nsgn（S）］ uDC （13） （14） （15） 根据式 （15）设计合适的 M、N，使得系统输出稳 定，直流电压渐近跟踪给定值。 此外，为保护超级电容，使其电流参考值 iSCRef 在 ［ISCMin，ＩＳＣＭax］之 间 ，本 文 采 用 了 超 级 电 容 电 流 限 制 函 数 ［14］，如图 6 所示，式（16）是其数学表达式。
    第 3 期 薛贵挺，等：孤立直流微电网运行控制策略 iSC RESR CSC + Δu - + uSC - + uSCMea - iSCRef ISCN O USCMin USCMin +Δu USCMax -Δu USCMax uSCMea -ISCN 图 6 超级电容电流限制函数 换 器 ，L2 = 900 μH，C2 = 400 μF；半桥型变换器 ，L3 = 100 μH，C3 = 1.5 mF。 系统仿真时间为 0.8 s，仿真步 长 为 10 μs， 开 关 频 率 为 20 kHz， 直 流 母 线 电 压 为 326 V［1］，电压允许的波动范围为 326（1± 5 %） V。 假 定直流负荷峰值为 30 kW，平均功率为 5 kW，最大负荷 波动为 25 kW。 由式（17）计算光伏阵列额定功率为［20］： Fig.6 Current limitation function of super鄄capacitor pPVN= pdem ／ kcfpv= 5 ／ 15 % = 33.3（kW） （17） ISCMin= - ISCNmin 1， USCMax- uSCMea ISCMax= ISCNmin 1， uSCMea- USCMin   （16） u           u u Δu Δu 其中，ISCN 是超级电容额定电流，uSC 是理想电容端电 压 ，Δu 是 超 级 电 容 等 效 电 阻 上 的 电 压 降 ，ＩＳＣＭin、ＩＳＣＭax 分别是超级电容放电电流的最小值和最大值。 3.4 中央控制器 中央控制器的作用是协调控制光伏阵列与燃料 电池形成的发电系统。 当负荷功率大于光伏发电量 时，优先考虑超级电容放电以补偿瞬时的能量不平 衡。 由于超级电容放电，其端电压不断下降，当端电 压小于设定值 U1 时，功率管理单元认为此时系统功 率缺额是长期的，指示燃料电池进行辅助发电；当负 荷功率小于光伏发电量时，超级电容充电，吸收多余 的电能。 由于超级电容充电，其端电压不断上升，当 端电压超过设定值 U2 时，关闭燃料电池。 在超级电 容充放电过程中，为防止超级电容过充（过放），当端 电压大于（小于）上限值 USCMax（下限值 USCMin）时，关闭 超级电容。 图 7 为系统的控制流程图。 4 系统仿真 4.1 仿真设计 根据图 1 所示结构在 MATLAB ／ Simulink 下 进 行仿真，系统电路参数如下：光伏阵列 Boost 变换器， C11=25 μF，L1= 1 mH，C12 = 400 μF；燃料电池 Boost 变 其中 ， p軈 dem 是 负 荷 平 均 功 率 ，kcfpv 是 光 伏 阵 列 的 容 量 因数。 为满足在任何天气情况下直流负荷不间断供 电的要求，燃料电池额定功率至少应等于负荷峰值， 本文取燃料电池额定功率为 30 kW。 超级电容初始 电压及上、下限电压分别为 USCIni=250 V、USCMax=300 V、 USCMin= 150 V，额定电流为 ISCN= 200 A。 为提高系统仿 真速度，反映控制效果，超级电容的电容值 、燃料电 池的响应速度、燃料电池的启动电压和关闭电压分别 设定为 1.5 F、1 kA ／ s、240 V 和 260 V。 但在实际应用 中，以上参数需结合相应元件的技术资料加以整定。 4.2 仿真分析 模拟光伏阵列的 2 种工作环境：夜晚或阴雨天时， 光伏阵列不工作，超级电容和燃料电池共同向负荷供 电，超级电容、燃料电池分别提供瞬时 、长期功率差 额；晴天时，光伏阵列工作，光伏发电量随光照变化而 变化，燃料电池根据超级电容端电压改变工作状态。 图 8—12 分别给出了光照强度 、光伏阵列输出 功率、直流负荷、超级电容端电压和燃料电池输出功 率变化曲线，具体分析如下。 a. 0 ~ 0.15 s，光照强度为 100 W ／ m2，光伏阵列不 工作，pPV= 0 kW，pload= 30 kW，光伏发电量小于负荷功 率。 超级电容放电，uSCMea 下降。 uSCMea ＜ 240 V 时 ， 启 动燃料电池，其输出功率按给定斜率增至额定功率。 b. 0.15 ~ 0.3 s，光 照 强 度 为 100 W ／ m2，光 伏 阵 列不工作，pPV= 0 kW，pload= 5 kW，超级电容继续放电， uSCMea 进 一 步 下 降 。 当 uSCMea < 240 V 时 ，启 动 燃 料 电 开始 N uDC＜ 326 V？ Y PVA 以 MPPT 方式运行 SC 停止充电， PVA 由 MPPT 控制 转为恒压控制 关闭 FC N N uSC< USCMax？ Y SC 充电 uSC< U2 ？ Y N SC 停止放电， 并切除次要负荷 uSC> USCMin？ Y SC 放电 uSC> U1？ N 启动 FC Y 图 7 控制流程图 Fig.7 Flowchart of control
    电 力 自 动 化 设 备 第 33 卷 ／ 度 强 照 光 ） 2 - m · W （ 1 000 500 0 40 15 W k ／ V P p 0.2 0.4 t ／ s 图 8 光照变化 0.6 0.8 Fig.8 Change of irradiance -10 0 0.2 0.4 t ／ s 0.6 0.8 图 9 光伏阵列输出功率 Fig.9 Output power of photovoltaic arrays W k ／ d a o l p 40 20 0 270 250 V ／ a e M C S u 230 0 0.2 0.4 t ／ s 0.6 0.8 图 10 直流负荷变化 Fig.10 Change of DC load 0.2 0.4 t ／ s 0.6 0.8 图 11 超级电容端电压 Fig.11 Terminal voltage of super鄄capacitor 40 15 W k ／ C F p -10 0 0.2 0.4 t ／ s 0.6 0.8 图 12 燃料电池输出功率 Fig.12 Output power of fuel cell 池 ，pFC 按 给 定 斜 率 从 0 kW 开 始 增 加 ，直到等于 30 kW。 在 pFC 上升过程中，发电功率大于负荷需求时， 超级电容由放电状态进入充电状态，uSCMea 开始上升。 c . 0.3~0.4 s，光照强度为 400 W ／ m2，pPV≈12 kW， pload = 5 kW，pFC = 30 kW，电 源 发 电 量 大 于 负 荷 功 率 。 超级电容充电，uSCMea 上升。 d. 0.4~0.45 s，光照强度为 400 W ／ m2，pPV≈12kW， pload = 30 kW，pFC = 30 kW，电源发电量大于负荷功率 。 超级电容充电，uSCMea 上升。 e. 0.45~0.55 s，光照强度为 1000 W ／ m2，pPV≈33.3 kW，pload= 30 kW，初始时 pFC= 30 kW，发电功率大于负 荷需求，超级电容充电，uSCMea 上升。 当 uSCMea > 260 V， 关闭燃料电池，pFC 按给定斜率从 30 kW 下降至 0 kW。 f. 0.55 ~ 0.65 s，光照强度为 600 W ／ m2，pPV ≈ 19 kW，pload = 30 kW，燃 料 电 池 输 出 功 率 还 在 下 降 过 程 中。 前一阶段，电源发电量大于负荷功率，超级电容 充电，uSCMea 上升；后一阶段，电源发电量小于负荷功 率，超级电容放电，uSCMea 下降。 g. 0.65 ~ 0.8 s，光照强度为 100 W ／ m2，光伏阵列 不工作，pPV≈0 kW，pload = 5 kW，pFC = 0 kW，电源发电 量小于负荷功率，超级电容放电，uSCMea 下降。 图 13 是直流母线电压变化曲线 。 由以上分析 可知，在 0 s、0.15 s、0.4 s、0.65 s 发生了负荷波动，波 动 功 率 最 大 为 30 kW （0 s）；在 0.3 s、0.45 s、0.55 s、 0.65 s 发生了光照突变，引起了光伏发电量波动，波 动功率最大为 21.3 kW（0.45 s）。 从图 13 可以看出， 在上述时刻直流母线的电压变化均在 ± 6 V 内，表明 了超级电容控制策略的有效性。 332 326 V ／ C D u 320 0 0.2 0.4 t ／ s 0.6 0.8 图 13 直流母线电压变化 Fig.13 Change of DC bus voltage 5 结论 本文以低压单极型直流微电网为研究对象 ，建 立了微电源的数学模型，设计了简单直观的控制策略， 以直流母线电压稳定为控制目标，实现了微电源间的 协调控制。 仿真结果表明： a. 光伏阵列采用开路电压比例系数法可以实现 MPPT，提高了一次能源利用率； b. 燃料电池控制器可以限定功率的变化速度 ， 避免“燃料饥饿”，保持网内功率平衡； c. 超级电容控制器能够稳定直流母线电压 ，暂 态时电压波动在可接受范围内。 参考文献： ［1］ SANNINO A，POSTIGLIONE G，BOLLEN M H J. Feasibility of a DC network for commercial facilities［J］. IEEE Transactions on Industry Applications，2003，39（5）：1499鄄1507. ［2］ NILSSON D，SANNINO A. Efficiency analysis of low鄄 and medium鄄 voltage DC distribution systems［C］ ∥Power Engineering Society General Meeting. Denver，USA：IEEE，2004：2315鄄2321. ［3］ ENGELEN K，LEUNG S E，VERMEYEN P，et al. The feasibility of small鄄scale residential DC distribution systems［C］ ∥IECON 2006鄄32nd Annual Conference on IEEE In dustrial Electronics. Paris，France：IEEE，2006：2618鄄2623. ［4］ 刘邦 银 ，梁 超 辉 ，段 善 旭. 直 流 模 块 式 建 筑 集 成 光 伏 系 统 的 拓 扑 研究［J］. 中国电机工程学报，2008，28（20）：99鄄104. LIU Bangyin，LIANG Chaohui，DUAN Shanxu. Research on topology of DC鄄module鄄based building integrated photovoltaic
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