多變流器互聯交直流微網集群一致性功率協同控制

楊天國，何 鵬，張 浩，周 倩，石 侃，丁元元

（1.云南電網有限責任公司德宏供電局，德宏 678400；2.云南電網有限責任公司電力科學研究院，昆明 650214；3.云南電網有限責任公司瑞麗供電局，瑞麗 678600）

由于微電網能夠高效靈活接納分布式新能源和儲能，并為需求側負荷提供可靠供電，得到了極大關注和發展[1-2]。若多個交、直流微電網地理位置鄰近，交、直流微電網間可經多個雙向DC-AC互聯，直流微電網間可經多個雙向DC-DC互聯，最終形成多變流器互聯交直流微網集群。集群系統可發揮子系統間互動協同能力，充分調動所有分布式電源、儲能等的備用容量，共同應對集群內新能源出力的隨機性及負荷波動性，以及單一子系統備用容量不足等復雜場景，提升全系統運行穩定性及供電靈活性[3-4]。

多變流器互聯交直流微網集群系統通常采用分層控制架構，包括就地控制層、上層協調及優化層等[5-6]。協調及優化層往往基于多子系統、多設備間信息交互及通信來實現二次恢復控制、協調和優化等運行目標；就地控制層面，系統內交、直流微電網及互聯變流器等僅通過就地量測信息實現快速穩定控制[7-8]。具備高可靠性及靈活性的就地控制層穩定控制系統是多變流器互聯交直流微網集群系統在復雜場景，特別是非計劃暫態沖擊下系統穩定運行的關鍵，這也是本文的研究重點。多變流器互聯交直流微網集群就地控制層面主要面臨子系統間功率協同互濟、多運行模式控制和多互聯變流器功率分配等控制問題。

在子系統間功率協同互濟方面，發展多變流器互聯交直流微網集群，其目的在于充分利用子系統間功率互濟能力，減少新能源出力及負荷等功率擾動對單一子系統的暫態沖擊，提升系統整體運行穩定性和可靠性。文獻[9]提出一種DC-AC 互聯艦船交、直流配電系統分布式儲能協同控制方法，然而交、直流子系統中分布式儲能需通過快速通信獲取另一子系統的頻率或直流電壓信息，通信故障將影響系統運行可靠性；文獻[10]針對交直流微網群，提出一種基于多智能體系統的一致性協同控制，各設備利用鄰近通信實現聯絡線功率擾動抑制，但所提控制策略仍須依賴通信網絡，影響系統非計劃暫態沖擊時系統性能；文獻[11-12]提出一種不依賴通信的交直流混合微電網自治運行控制方法，使得互聯交、直流子系統頻率、直流電壓標幺值相同，分布式電源、儲能按照其額定容量比進行功率分配，然而互聯DC-AC采用電流源型控制，當任一子系統因故障失去穩定運行能力時，另一正常子系統難以為其提供有效支撐，且無法實現所提功率分配控制目標；文獻[13]提出一種互聯DC-AC 二階段改進下垂控制，實現交直流微電網功率分配，然而所提互聯DC-AC控制本質上屬于電流源型控制，只有在子系統均正常運行時才能達到相應控制目的。

在多運行模式控制方面，與交流系統只有并、離網等運行模式不同，交、直流微網集群系統主要有如下模式：①正常運行模式，即系統內子系統、裝置均正常工作，系統實現多子系統間功率協同互濟；②交、直流微電網支撐模式，即交、直流微電網無法維持自身頻率或直流電壓穩定時，集群系統其他正常子系統能夠為其提供交流電壓、頻率或直流電壓支撐，維持故障子系統功率平衡。針對正常模式下子系統功率協同互濟研究，前文已有論述。對于交流微電網支撐模式，文獻[14]將虛擬阻抗添加到互聯DC-AC下垂控制，可同時實現交流微電網電壓、頻率支撐及環流抑制；文獻[15]提出互聯接口變流器虛擬慣性控制，為交流系統提供交流電壓、頻率支撐。這一策略僅能在與之互聯的子系統正常運行時才能發揮作用，當互聯子系統失去自身穩定時，無法為故障交流微電網提供支撐。對于直流微電網支撐模式，文獻[16]在互聯DC-AC 直流電壓下垂控制中增加輔助頻率控制項，使互聯DC-AC不僅能為直流微電網提供支撐，還能為交流微電網提供功率支援；文獻[17-18]提出一種互聯變流器廣義直流電壓下垂控制，可工作于直流電壓控制、直流電壓下垂控制等模式，為直流系統提供直流電壓支撐。該策略僅能在與之互聯的子系統正常運行時才能發揮作用，當互聯子系統失去自身穩定時，難以為故障直流微電網進行有效支撐。此外，文獻[19]提出考慮電動汽車靈活儲能的交直流微電網協調控制，實現系統多運行工況間切換，但所提控制采用基于中央控制器的分層控制架構，在系統發生故障等場景下需要非計劃運行模式切換時，系統控制模式切換必然受到狀態感知、通信延時及控制器切換等影響，無法實現多模式自適應平滑切換。

在多互聯變流器功率分配方面，當子系統間互聯傳輸功率較大時，往往通過多并聯變流器柔性互聯，共同分配傳輸功率。文獻[20]提出一種適用于交直流混合微電網多互聯DC-AC 變流器的統一控制策略，實現多互聯DC-AC變流器按照其額定容量承擔傳輸功率的目的；文獻[21]提出基于直流電壓下垂控制的分層控制，不僅實現了多互聯DC-AC變流器功率分配，還可為直流微電網提供直流電壓支撐。然而，上述研究僅僅考慮了交、直流子系統間多DC-AC變流器功率分配問題，多變流器互聯交直流微網集群中互聯變流器類型更加多樣，還存在直流子系統間通過多DC-DC柔性互聯的問題。

綜上可知，針對多變流器互聯交直流微網集群系統，解決多子系統功率協同互濟、多運行模式自適應切換及多互聯變流器功率分配等問題，對于提升全系統運行穩定性、可靠性及供電靈活性十分關鍵。然而，當發生新能源出力及負荷非計劃性暫態沖擊，或某一子系統失去自身交流電壓、頻率或者直流電壓支撐能力等工況時，現有研究往往是針對某一特定控制目標提出相應控制策略，難以同時實現子系統間功率協同互濟、多運行模式自適應平滑切換及多互聯變流器功率分配等目標，且往往依賴狀態感知及快速通信，同時通信網絡故障將嚴重影響系統運行可靠性。

針對上述問題，本文提出一種適用于多變流器互聯交直流微網集群系統的一致性功率協同控制。集群系統基于就地量測直流電壓和頻率等信息，在不依賴狀態感知及控制器切換等情況下對任一子微電網內功率波動、支撐單元故障等復雜工況作出響應，同時實現子系統間功率協同互濟、多互聯變流器功率分配及多運行模式自適應平滑切換等目標。從穩態層面分析所提控制的可行性，并基于小信號模型研究控制參數對小擾動動態特性的影響。最后，基于PSCAD/EMTDC 仿真模型驗證了所提控制的有效性。

1 多變流器互聯交直流微網集群

1.1 系統介紹

本文以如圖1 所示的多變流器互聯交直流微網集群為對象進行研究，集群包括2個直流微電網和1 個交流微電網，交流微電網通過2 個DC-AC 與直流微電網#1互聯，直流微電網#1和#2之間通過2個DC-DC 互聯。每個微電網均包含支撐單元和功率單元兩類，支撐單元用于控制微電網母線頻率或直流電壓穩定；采用最大功率跟蹤控制的分布式新能源及具備恒功率運行特性的電力電子設備、負荷等均可看作功率單元[22]。為方便理論研究，每個微電網只包含1個支撐單元和功率單元，均經相應電力電子設備與母線互聯。功率單元采用定功率控制，利用調整功率設定值模擬分布式電源或者負荷功率變化。值得指出的是，圖1中的拓撲可以拓展到更多交直流微網互聯的場景。

圖1 多變流器互聯交直流微網集群系統拓撲Fig.1 Topology of AC/DC microgrid cluster system with multiple interconnected converters

圖1中，udci為直流微電網#i的母線直流電壓，i=1，2；Psdci、Ppdci分別為直流微電網#i內支撐單元和功率單元的輸出功率；ωac為交流微電網的母線頻率；Psac、Ppac分別為交流微電網內支撐單元和功率單元的輸出功率；PICdcj為隔離雙向DCDC#j的傳輸功率，j= 1，2；PICack為隔離雙向DCAC#k的傳輸功率，k=1，2；箭頭方向為功率流動的正方向。本文所有變量及控制策略均基于標幺值系統。

1.2 運行控制目標

針對圖1 中的多變流器互聯交直流微網集群系統，期望所提控制策略僅僅利用就地量測電氣信息，能夠同時實現如下控制目標。

（1）子系統間功率協同互濟。發展多變流器互聯交直流微網集群，旨在充分利用系統內所有分散支撐單元的相互支撐能力，減少新能源出力及負荷等功率擾動對單一子系統的暫態沖擊。系統正常運行時，期望所提控制僅僅基于就地量測信息，使多變流器互聯直流、交直流微網集群系統形成一有機整體，所有分散于各微電網中的支撐單元均能對局部子系統內非計劃性暫態沖擊自動響應，并按照其下垂系數比合理承擔功率，提升單一子系統暫態沖擊下的運行性能，實現子系統間功率協同互濟。

（2）多運行模式自適應平滑切換。集群正常運行時，各互聯變流器的控制作用是實現子系統間功率協同互濟。當任一交流或直流微電網因支撐單元故障失去交流電壓、頻率或者直流電壓穩定控制能力時，故障子系統內不平衡功率使該子系統母線頻率或直流電壓異常，甚至導致系統崩潰。此時，期望所提控制能使相應故障子網互聯變流器在不依賴通信、狀態感知及控制器切換的情況下實現運行模式切換，使其他正常運行的子系統為故障子網提供交流頻率或者直流電壓穩定支撐。

（3）多互聯變流器功率分配。子系統間傳輸容量較大時，交、直流微電網間可通過多個雙向DC-AC互聯，直流微電網可通過多個雙向DC-DC變換器互聯。此時，期望所提控制策略使集群系統在滿足子系統間功率協同互濟、多運行模式自適應平滑切換的同時，實現多互聯變流器按其額定容量比合理承擔子系統間傳輸功率。

2 一致性功率協同控制

為實現第1.2 節所述運行控制目標，本文提出多變流器互聯交直流微網集群一致性功率協同控制策略，其基本控制框架如圖2所示。該框架主要包含互聯變流器（DC-DC、DC-AC）柔性控制和交、直流微電網下垂控制。

圖2 基本控制框架Fig.2 Basic control framework

2.1 交、直流微電網下垂控制

在交、直流微電網中，支撐單元均采用下垂控制，具體控制策略分別如圖3 所示。圖3 中，uacs、Cacs分別為交流微電網支撐單元直流側電源電壓和電容，kqac、Qsac分別為交流微電網支撐單元無功功率下垂控制環節的下垂系數和輸出功率，ωset、uacset分別為交流微電網支撐單元的頻率和電壓的設定值，θac、uacref分別為交流微電網支撐單元內環電壓控制的輸入相位和電壓幅值，ωB、uacB分別為交流微電網的頻率和電壓的基值；udcsi、ildcsi分別為直流微電網支撐單元直流電源側電源電壓和電感電流，Ldcsi、Cdcsi分別為直流微電網#i支撐單元直流電壓源側電感和直流母線側電容，useti、urefi分別為直流微電網#i支撐單元電壓設定值和下垂控制生成的直流電壓參考，Gudci(s)、isrefi分別為直流微電網#i支撐單元直流電壓控制器和直流電壓控制生成的電流參考，kdci為直流微電網#i支撐單元下垂控制的下垂系數。由圖3 可知，交、直流微電網內支撐單元穩態輸出功率與其相應頻率和直流電壓滿足的下垂特性可表示為

圖3 微電網支撐單元下垂控制Fig.3 Droop control of support units in microgrids

式中：ωset為交流微電網頻率設定值；kac為交流微電網支撐單元有功功率下垂控制的下垂系數；useti為直流微電網#i的直流電壓設定值。

由式（1）可知，按照各支撐單元額定容量比可設定下垂系數，實現微電網內功率自主分配。然后將設計一個僅僅利用就地量測信息，使集群內所有支撐單元按照其額定容量比承擔功率，實現子系統間功率協同互濟、多運行模式自適應平滑切換及多互聯變流器功率分配等目標的互聯變流器控制。

2.2 互聯變流器柔性控制

互聯變流器控制是集群在無互聯通信條件下同時實現子系統間功率協同互濟、多運行模式自適應平滑切換及多互聯變流器功率分配的關鍵。為此，基于各微電網下垂特性，提出互聯DC-AC 和DC-DC柔性控制，如圖4所示。

圖4 互聯變流器柔性控制Fig.4 Flexible control of interconnected converters

對于互聯DC-AC#k，Cdck為直流側電容，Gs,ack(s)為互聯DC-AC#k功率分配控制器，Kpk、Hpk分別為有功控制環節的下垂系數和慣性系數，Psetack為外環功率設定值，Δωsetk為有功控制環節產生的頻率變化量，ωpll為鎖相得到的頻率，ωrefk為Δωsetk與通過鎖相得到的頻率ωpll相加的頻率參考，θk為ωrefk通過積分產生的相位；Qacrefk、QICack分別為無功功率設定值及實際值，Kqk、Hqk分別為無功控制環節的下垂系數與慣性系數，Esetk為無功控制環節電壓幅值設定值；vpwmk為交流電壓控制殘生的控制信號；Gc,ack(s)、Pacrefk分別為互聯DC-AC 一致性耦合控制的控制器和生成的功率參考值，Gc,ack(s)采用PI 控制。對于互聯DC-DC#j，Psetdcj為外環功率設定值，Gc,dcj(s)、Pdcrefj分別為互聯DC-DC 一致性耦合控制的控制器和生成的功率參考值，Gc,dcj(s)采用PI 控制；Gs,dcj(s)為互聯DC-DC#j功率分配控制器；Gpdcj(s)、dICdcj分別為移相控制器和生成的移相比；Cdc1_j、Cdc2_j分別為直流微電網#1 和#2 側的直流電容。

互聯DC-AC#k采用兩電平電壓源型變流器拓撲，互聯DC-DC#j采用基于DAB的隔離雙向DC-DC變流器以實現兩側電氣隔離及功率靈活控制[23]。互聯DC-AC和互聯DC-DC控制系統均包含外環控制和內環控制兩部分，外環、內環控制設計思路如下。

1）外環控制設計

外環控制是實現集群子系統間功率協同互濟和多互聯變流器功率分配的關鍵。為此，互聯DCAC和互聯DC-DC外環采用圖4所示的互聯變流器柔性控制，均包含一致性耦合控制和功率分配控制環節。

（1）一致性耦合控制。由第2.1節可知，各交、直流微電網中支撐單元均采用下垂控制，因此支撐單元可通過自主感知相應微網母線頻率，直流電壓動態按下垂系數比合理分配微網內部功率。若互聯變流器能將各微電網母線頻率、直流電壓進行耦合，實現各交、直流微電網頻率和直流電壓標幺值一致，則可實現集群內所有支撐單元間接自主聯動，統一按照其下垂系數比分配功率，實現子系統間功率協同互濟。依據上述思想，本文針對互聯DC-AC和互聯DC-DC，基于就地量測頻率或直流電壓等信息，設計一致性耦合控制，即

由式（2）可知，由于互聯DC-AC 和互聯DC-DC一致性耦合PI控制的無差控制特性，穩態時，交、直流微電網頻率和直流電壓將滿足ωac=udc1=udc2，即集群系統內所有微電網頻率和電壓標幺值一致，進而各微電網內支撐單元依據式（1）的下垂特性，實現集群內所有支撐單元按其下垂系數比進行功率分配，實現子系統間功率協同互濟。

（2）功率分配控制。為進一步實現多互聯變流器功率分配，在一致性耦合控制基礎上，增加圖4中的功率分配控制。

針對多互聯DC-AC，由于外環采用相同的一致性耦合控制環節，在此基礎上增加采用比例控制的功率分配控制器Gs,ack(s)，進而生成內環功率參考輸入Psetack。為使多互聯DC-AC 按照其額定容量分配互聯傳輸功率，Gs,ack(s)的比例系數應滿足的關系為

式中：ε1、SDC-AC#1分別為互聯DC-AC#1 功率分配控制的比例分配系數和額定容量；ε2、SDC-AC#2分別為互聯DC-AC#2 功率分配控制的比例系數和額定容量。

同理，針對多互聯DC-DC，為實現多DC-DC 按照其額定容量分配互聯傳輸功率，功率分配控制器Gs,dcj(s)的比例系數應滿足的關系為

式中：μ1、SDC-DC#1分別為互聯DC-DC#1 功率分配控制的比例分配系數和額定容量；μ2、SDC-DC#2分別為互聯DC-DC#2 功率分配控制的比例系數和額定容量。

綜上可知，當集群系統內互聯DC-AC 和互聯DC-DC采用上述外環控制時，可僅基于就地量測電氣信息，使各交、直流微電網頻率、直流電壓標幺值一致，進而實現集群內所有支撐單元間接自主聯動按照其下垂系數比分配功率，且子網間多互聯變流器能按照其額定容量合理分配傳輸功率。

2）內環控制設計

在外環控制基礎上，設計內環控制，使互聯DC-AC 和互聯DC-DC 不僅能夠準確快速跟蹤外環控制生成的功率設定值，實現子系統間功率互濟及多互聯變流器功率分配，還能實現多運行模式自適應平滑切換，。為此，互聯DC-AC和互聯DC-DC分別采用圖4中的內環控制。

針對互聯DC-AC#k，內環采用圖4（a）中的電壓源型虛擬同步控制，包括有功控制、無功控制及交流電壓控制等環節。有功控制環節將外環功率設定值Psetack與就地量測傳輸有功PICack之差作為輸入，并通過下垂控制產生頻率變化量Δωsetk。為使互聯DC-AC能準確跟蹤外環功率設定值，Δωsetk與通過鎖相得到的頻率ωpll相加獲取頻率參考ωrefk，進而通過積分產生交流電壓控制的相位θk，穩態時ωpll和ωac相等。無功控制環節將無功功率設定值Qacrefk與傳輸無功功率實際值QICack之差作為輸入，并通過具備模擬慣性的下垂控制產生電壓幅值參考Erefk。

針對互聯DC-DC#j，內環采用圖4（b）中的移相控制，將外環功率設定值Psetdcj與就地量測傳輸有功功率PICdcj之差作為移相控制器Gpdcj(s)的輸入，生成移相比dICdcj。其中，移相控制器Gpdcj(s)采用PI控制器。

2.3 一致性功率協同控制策略工作原理

本節將從穩態運行層面分析所提控制策略實現集群子系統間功率協同互濟、多運行模式自適應平滑切換及多互聯變流器功率分配等控制目標的工作原理。

1）正常運行模式

由圖4 中的互聯DC-AC 和DC-DC 外環一致性耦合PI 控制的無差控制特性，可得穩態時各交、直流微電網母線頻率及直流電壓滿足的關系為

由各交、直流微電網母線處功率平衡可得

由互聯DC-AC、DC-DC 功率分配控制及式（1）交、直流微電網支撐單元下垂特性，可得各支撐單元穩態輸出功率分別為

互聯DC-AC、DC-DC傳輸功率穩態值分別為

由式（7）、式（8）可知，采用所提控制正常運行模式，集群可在無互聯通信下實現子系統間功率協同互濟，多互聯變流器能按照其額定容量承擔互聯傳輸功率。

2）直流微電網支撐模式

以直流微電網#1 支撐單元故障退出為例進行分析。假設系統正常運行時，直流微電網#1支撐單元突然退出運行，即支撐單元輸出功率Psdc1=0，互聯DC-AC 及DC-DC 仍然采用所提控制（無需任何通信、狀態檢測及控制策略切換），由于外環一致性耦合PI 控制無差調節作用，仍會使各母線直流電壓、頻率趨于相等，穩態時仍滿足式（5）關系。

由各交、直流微電網母線處功率平衡可得

由式（1）和交、直流微電網支撐單元下垂控制特性，以及互聯DC-AC、DC-DC功率分配關系，可推導出穩態下正常運行的支撐單元輸出功率分別為

互聯DC-AC及DC-DC傳輸功率穩態值分別為

各微電網穩態直流電壓和頻率分別為

由式（10）～（12）可知，采用所提控制，當直流微電網#1支撐單元退出后，集群系統仍能夠重新回到新的平衡點，故障直流微電網#1的母線電壓得到有效支撐，且其他正常運行的支撐單元仍能按照其下垂比合理承擔功率。

3）交流微電網支撐模式

以交流微電網支撐單元故障退出為例，闡述所提一致性功率協同控制策略如何實現由正常運行模式無縫切換到交流微電網支撐模式。

假設系統正常運行時，交流微電網支撐單元突然退出運行，即支撐單元輸出功率Psac=0 ，互聯DC-AC 及DC-DC 仍然采用所提控制（無需任何通信、狀態檢測及控制策略切換），由于外環一致性耦合PI 控制無差調節作用，仍會使各母線直流電壓、頻率趨于相等，穩態時仍滿足式（5）關系。

由各交、直流微電網母線處功率平衡可得

由式（1）和交、直流微電網支撐單元下垂控制特性，以及多互聯DC-AC、DC-DC功率分配關系，可推導得到穩態下正常運行的支撐單元輸出功率分別為

互聯DC-AC、DC-DC傳輸功率穩態值分別為

各微電網穩態直流電壓和頻率分別為

由式（14）～（16）可知，采用所提控制策略，當交流微電網支撐單元退出后，集群系統仍能夠重新回到新的平衡點，故障交流微電網的母線頻率得到有效支撐，且其他正常運行的支撐單元仍能按照其下垂比合理承擔功率。

3 多變流器互聯交直流微網集群小信號建模

采用模塊化建模，在系統穩態運行點進行線性化處理，建立正常運行模式集群系統小信號模型，包括交、直流微電網小信號建模、互聯DC-AC 小信號建模及互聯DC-DC小信號建模等。

1）交、直流微電網建模

結合交、直流微電網拓撲及其控制策略，可得正常運行模式下，各交、直流微電網小信號模型分別如圖5所示。

圖5 交、直流微電網小信號模型Fig.5 Small-signal models of AC/DC microgrids

由圖5（a）并結合交流微電網支撐單元下垂控制特性及功率單元控制動態，可將交流微電網母線頻率動態表示為

式中：“Δ”為相應變量的小擾動變化量；Gcc(s)為交流微電網功率單電流PI控制閉環傳遞函數。

結合直流微電網支撐單元下垂控制、直流電壓控制、電流內環控制動態和功率單元控制動態，以及直流微電網母線電壓動態，可將直流微電網母線直流電壓動態表示為

式中：Gpdc1(s)、Gpdc2(s)分別為直流微電網#1和#2功率單元電流控制內環閉環傳遞函數；K1=分別為直流微電網#1 和#2 母線處的等效電容；udc1B、udc2B分別為直流微電網#1和#2的直流電壓基準值；PB為功率基值。等效傳遞函數Geq1(s)和Geq2(s)的具體形式可分別表示為

式中，Gidc1(s)、Gidc2(s)分別為直流微電網#1 和#2 支撐單元電流內環閉環傳遞函數。

2）互聯DC-AC建模

互聯DC-AC#k及鎖相環控制的小信號模型如圖6所示。由圖6（b）可得鎖相頻率變化量Δωpll為

圖6 互聯DC-AC 及鎖相環小信號模型Fig.6 Small-signal models of interconnected DC-AC converter and PLL

式中：Geqpll(s)為鎖相環閉環傳遞函數；Gpll(s)為鎖相環PI 控制器；θ0為穩態時的鎖相相位角與實際相位角的角度差，穩態值為0。

由圖6 及式（20）并結合互聯DC-AC 一致性耦合控制、功率分配控制、虛擬同步控制和鎖相環控制等動態，可將互聯DC-AC#k的傳輸功率變化量ΔPICack表示為

式中，Guωk(s)、Gωωk(s)為等效傳遞函數，其具體形式可表示為

式中：Seqack為描述ΔPICack與功角Δδk間的數學關系；ω0為角速度基值。

3）互聯DC-DC建模

互聯DC-AC#j的小信號模型如圖7所示。由圖7 結合一致性耦合控制、功率分配控制及移相控制等動態，互聯DC-DC#j傳輸功率變化量ΔPICdcj可表示為

圖7 互聯DC-DC 小信號模型Fig.7 Small-signal model of interconnected DC-DC converter

式中，Seqdcj為描述ΔPICdcj與移相比ΔdICdcj間的數學關系，具體形式可表示為

式中：n為隔離雙向DC-DC 變比；DICDCj為穩態時占空比；udc10、udc20為兩側電壓的穩態值。

4）全系統小信號建模

基于交、直流微電網小信號模型、互聯DC-AC小信號模型及互聯DC-DC小信號模型，可建立多變流器互聯交、直流微網集群全系統小信號模型，如圖8所示。基于圖8所示的全系統小信號模型，可用于分析所提控制策略對系統小擾動特性的影響。

圖8 全系統小信號模型Fig.8 Small-signal model of whole system

4 仿真驗證

4.1 系統配置

基于PSCAD/EMTDC 建立圖1中的集群仿真模型。仿真模型中，開關頻率為10 kHz，基準功率為100 kW，交、直流微電網直流電壓和頻率的基準值分別為750 V 及50 Hz；交、直流微電網支撐單元額定容量比為1∶1∶2，并按照此比例設定各支撐單元下垂系數；互聯DC-AC 額定容量比為2∶1，各互聯DC-AC 或者DC-DC 按照上述比例設置其功率分配控制的比例分配系數；各微電網、互聯DC-AC 及DC-DC 基本參數分別如表1～7 所示。在交流微電網、直流微電網發生暫態功率擾動等變化時進行仿真，對圖8中所建小信號模型及小擾動特性進行分析和驗證。

表1 交流微電網基本參數Tab.1 Basic parameters of AC microgrid

表2 直流微電網#1 基本參數Tab.2 Basic parameters of No.1 DC microgrid

表3 直流微電網#2 基本參數Tab.3 Basic parameters of No.2 DC microgrid

表4 互聯DC-DC#1 基本參數Tab.4 Basic parameters of No.1 interconnected DC-DC converter

表5 互聯DC-DC#2 基本參數Tab.5 Basic parameters of No.2 interconnected DC-DC converter

表6 互聯DC-AC#1 基本參數Tab.6 Basic parameters of No.1 interconnected DC-AC converter

表7 互聯DC-AC#2 基本參數Tab.7 Basic parameters of No.2 interconnected DC-AC converter

4.2 場景1 交流微電網發生變化。

當交流微電網發生變化時，采用所提控制時仿真結果如圖9所示。具體場景描述如下：前5 s交、直流微電網功率單元輸出功率分別為Ppac=-0.8 p.u.、Ppdc1=-0.4 p.u.、Ppdc2=-0.2 p.u.；第5 s時，交流微電網功率單元輸出功率由-0.8 p.u.變化到-1.0 p.u.；第7 s時交流微電網支撐單元退出運行。

圖9 交流微電網發生變化時仿真結果Fig.9 Simulation results when AC microgrid changes

由圖9可知，采用所提控制，第3～5 s各交、直流微電網支撐單元功率輸出分別約為0.35 p.u.、0.35 p.u.和0.70 p.u.，與式（7）理論計算結果基本一致，集群內所有支撐單元按照其額定容量比分配功率，各互聯DC-AC、DC-DC 功率輸出分別約為0.300 p.u.、0.150 p.u.、0.165 p.u.和0.332 p.u.，與式（8）理論計算結果幾乎吻合；第5 s 交流微電網發生功率擾動后，經過短暫動態調整，各交、直流微電網支撐單元功率輸出分別約為0.4 p.u.、0.4 p.u.和0.8 p.u.，與式（7）理論計算結果基本一致，集群內所有支撐單元按照其額定容量比分配功率，各互聯DC-AC、DCDC 功率輸出分別約為0.4 p.u.、0.2 p.u.、0.4 p.u.和0.2 p.u.，與式（8）理論計算結果基本一致；第7 s 交流微電網支撐單元退出運行后，故障交流微電網頻率得到有效支撐，經過暫態調整后恢復穩態運行，穩態頻率值約為0.989 p.u.，與式（16）理論計算結果幾乎一致。2 個直流微電網直流電壓動態基本一致，仿真結果驗證了本文理論分析的有效性。

綜上，當交流微電網發生變化時，系統可在不依賴通信、狀態感知及控制器切換等情況下實現子系統間功率協同互濟、多互聯變流器功率分配，以及運行模式自適應平滑切換，即由正常運行模式平滑過渡到交流微電網支撐模式，為故障交流微電網提供頻率支撐。

4.3 場景2 直流微電網發生變化。

以直流微電網#1發生變化為例進行驗證，采用所提控制策略時仿真結果如圖10 所示。工況具體描述如下：前5 s交、直流微電網功率單元輸出功率分別為Ppac=-0.8 p.u.、Ppdc1=-0.4 p.u.、Ppdc2= -0.2 p.u.；第5 s 時，直流微電網#1 功率單元輸出功率由-0.4 p.u.變化到-0.6 p.u.；第7 s時直流微電網#1支撐單元退出運行。

圖10 直流微電網#1 發生變化時仿真結果Fig.10 Simulation results when No.1 DC microgrid changes

由圖10 可知，第5 s 直流微電網#1 發生功率擾動后，各交、直流微電網支撐單元功率輸出分別約為0.4 p.u.、0.4 p.u.和0.8 p.u.，與式（7）理論計算結果基本一致；集群內所有支撐單元按照其額定容量比分配功率，各互聯DC-AC、DC-DC 功率輸出分別約為0.267 p.u.、0.135 p.u.、0.400 p.u.和0.200 p.u.，與式（8）理論計算結果幾乎吻合；第7 s直流微電網#1支撐單元退出運行后，故障直流微電網#1直流電壓得到有效支撐，經過暫態調整后恢復穩態運行，穩態頻率值約為0.989 p.u.，與式（12）理論計算結果幾乎一致。仿真結果驗證了本文理論分析的有效性。

綜上，當直流微電網發生變化時，系統可在不依賴通信、狀態感知及控制器切換等情況下實現子系統間功率協同互濟、多互聯變流器功率分配，且能實現運行模式的自適應平滑切換，即由正常運行模式平滑過渡到直流微電網支撐模式，為故障直流微電網提供有效直流電壓支撐。

4.4 小擾動模型仿真驗證及特性分析

基于圖8 所示集群小信號模型，分析所提控制策略對系統小擾動動態的影響。為驗證所建小信號模型的正確性，在PSCAD/EMTDC 中搭建圖1 中的集群詳細模型及小信號模型。第5 s 時，直流微電網#1功率單元輸出功率由-0.4 p.u.變化到-0.6 p.u.，詳細模型與小信號模型仿真結果對比如圖11所示。由圖11 可知，所建小信號模型與詳細模型基本吻合，驗證了小信號模型的準確性。

圖11 詳細模型與小信號模型仿真結果Fig.11 Simulation results of detailed model and smallsignal model

以互聯DC-AC虛擬同步控制為例，研究系統控制參數的影響，在互聯DC-AC#1虛擬同步控制的有功控制環路下垂系數Kp1分別取50、300 和600 時，所建小信號模型的仿真結果如圖12所示。

圖12 虛擬同步控制有功控制環路下垂系數的影響Fig.12 Influence of droop coefficient of active power control loop in virtual synchronous generator control

由圖12 可知，Kp1較小時，互聯DC-AC#1 輸出功率波動較大；隨著Kp1增大，互聯DC-AC#1 輸出功率動態偏差減小，因此可通過增大互聯DC-AC#1虛擬同步控制的有功控制環路下垂系數改善互聯DC-AC#1輸出功率動態性能。值得指出的是，采用圖8可中的全系統小信號模型，可研究其他控制參數的影響，進而指導控制參數優化，改善系統小擾動動態特性。

5 結 論

本文提出一種適用于多變流器互聯交、直流微網集群系統的一致性功率協同控制策略，提升全系統運行穩定性、可靠性及控制靈活性，主要貢獻和結論如下。

（1）采用所提控制，集群系統僅僅基于就地量測直流電壓、頻率等電氣信息，可在不依賴狀態感知及控制器切換等情況下對任一子微電網內功率波動、支撐單元故障等復雜工況做出響應，同時實現子系統間功率協同互濟、多互聯變流器功率分配及多運行模式自適應平滑切換等目標。

（2）從穩態層面分析所提一致性控制策略在正常運行、交流微電網支撐及直流微電網支撐等模式下的可行性。建立集群系統小信號模型，可從小擾動動態層面分析控制參數對集群系統性能的影響，進而可指導控制參數優化設計。

（3）在PSCAD/EMTDC 軟件中搭建多變流器互聯交直流微網集群仿真模型，通過仿真對所提方法進行驗證。仿真結果和理論分析均驗證了所提控制策略的有效性。