本發(fā)明涉及一種交直潮流斷面控制方法。特別是涉及一種計及光伏集群接入的交直潮流斷面協(xié)調(diào)最優(yōu)控制方法。

背景技術：

隨著新能源并網(wǎng)技術的不斷發(fā)展，越來越多的可再生能源接入電網(wǎng)。光伏、風電等間歇式能源并網(wǎng)以后將會使得網(wǎng)絡潮流具有隨機性和不確定性，尤其是當光伏等間歇式能源以集群形式并網(wǎng)時，將會使得網(wǎng)絡潮流出現(xiàn)較大范圍波動，將會加劇系統(tǒng)潮流控制的難度。

微電網(wǎng)作為一種使得大電網(wǎng)更加高效的接納新能源的有效途徑，已經(jīng)得到廣泛的關注。如今，光伏等新能源接入配電網(wǎng)的比例以及直流負荷所占的比重與日俱增，傳統(tǒng)的交流微電網(wǎng)難以更好的適應高密度分布式能源的接入。交直流混合微電網(wǎng)兼顧了交流微網(wǎng)和直流微網(wǎng)的優(yōu)點，能夠彌補傳統(tǒng)交流微網(wǎng)的不足。交直流混合微電網(wǎng)能夠減少能量多級轉(zhuǎn)換中的損耗，可以更充分的考慮光伏等分布式能源的輸出特性，更加有效地均衡考慮直流負荷和交流負荷的用電需求，從而更好的實現(xiàn)分布式能源集群接入下“源-網(wǎng)-荷-儲”的優(yōu)化運行與協(xié)調(diào)控制。

交直流混合微電網(wǎng)包含交流子微網(wǎng)和直流子微網(wǎng)，交直流子微網(wǎng)之間通過AC/DC雙向換流器連接，通過AC/DC雙向換流器實現(xiàn)混合微網(wǎng)內(nèi)部功率的跨區(qū)傳輸。多臺并聯(lián)運行的AC/DC雙向換流器構成了交直潮流斷面。為了實現(xiàn)交直流混合微網(wǎng)內(nèi)部功率的實時、動態(tài)平衡，平抑光伏集群接入帶來的功率波動，需要研究潮流斷面上多臺雙向換流器的功率柔性控制技術。通過對多臺并列運行的雙向換流器的協(xié)調(diào)控制，實現(xiàn)潮流斷面上穩(wěn)態(tài)傳輸功率的合理分配，暫態(tài)過程中動態(tài)響應最優(yōu)。

技術實現(xiàn)要素：

本發(fā)明所要解決的技術問題是，提供一種考慮光伏集群接入條件下，實現(xiàn)交直潮流斷面?zhèn)鬏斢泄β蕝f(xié)調(diào)分配，動態(tài)響應最優(yōu)的計及光伏集群接入的交直潮流斷面協(xié)調(diào)最優(yōu)控制方法。

本發(fā)明所采用的技術方案是：一種計及光伏集群接入的交直潮流斷面協(xié)調(diào)最優(yōu)控制方法，包括如下步驟：

1)引入開關函數(shù)，基于單臺換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型、動態(tài)擴張方法和坐標變換，建立由多臺換流器構成的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型；

2)構建功率協(xié)調(diào)最優(yōu)控制器，實現(xiàn)交直潮流斷面?zhèn)鬏敼β实暮侠矸峙浜椭绷髂妇€電壓的一次調(diào)節(jié)；

3)構建電壓恢復最優(yōu)控制器，對直流母線電壓進行恢復控制，實現(xiàn)對直流母線電壓的二次調(diào)節(jié)，并改善直流母線電壓的動態(tài)響應特性。

步驟1)具體包括：

(1)在x坐標空間下，對單臺換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型進行動態(tài)擴張，得到換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型如下，式中下標k表示第k臺換流器：

其中：

其中，各符號定義如下：i_d(k)、i_q(k)代表第k臺換流器交流側電流的dq軸分量；i_{d_ref(k)}、i_{q_ref(k)}代表第k臺換流器交流側電流dq軸分量的參考值；e_d、e_q代表交流網(wǎng)側三相電壓的dq軸分量，ξ_1(k)、ξ_2(k)是引入的動態(tài)狀態(tài)變量，L_(k)代表第k臺換流器交流側濾波電感，ω為電網(wǎng)的角頻率，u_d(k)、u_q(k)代表第k臺換流器交流側電壓的dq軸分量；

(2)選取坐標變換，將動態(tài)擴張后的換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型映射到新坐標系z空間下，得到z坐標空間下經(jīng)狀態(tài)反饋線性化以后的新的換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型；具體：

基于微分幾何理論，選取如下動態(tài)擴張坐標變換：

z_(k)＝Φ_(k)(x)為從x坐標空間到z坐標空間下的坐標映射，其中Φ_(k)(x)為局部微分同胚，

將單臺換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型寫成如下的布魯諾夫斯基標準模型，構成新的單臺換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型：

其中：

v為z坐標空間下新的單臺換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型的輸入變量，即預控變量；

(3)由n臺換流器構成的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型，具體如下：

其中：

A_(k)和B_(k)為新的單臺換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型中的矩陣。

步驟2)包括：

(1)建立有功功率和直流母線電壓的自適應協(xié)調(diào)下垂控制律，具體如下：

△P_(k)＝m_(k)×△u_dc (5)

其中，各符號定義如下：△u_dc＝u_{dc_ref}-u_dc代表直流母線電壓偏差量，u_dc代表直流母線電壓的量測值；u_{dc_ref}代表直流母線電壓的參考值，△P_(k)代表各換流器承擔的功率差額，m_(k)為各換流器的下垂系數(shù)；

各換流器的下垂系數(shù)定義如下：

其中：

△P_(k)max＝2P_N(k) (8)

各符號定義如下：P_N(k)代表換流器傳輸?shù)念~定功率，P_re(k)代表換流器的動態(tài)功率裕量，P_(k)為實測的換流器傳輸?shù)挠泄β?，?guī)定由交流區(qū)向直流區(qū)傳輸是為正，u_dcmax、u_dcmin分別為直流母線電壓上限值和下限值，△u_dcmax、△P_(k)max分別代表直流母線電壓和第k臺換流器傳輸功率的最大偏差；

(2)采用反饋線性化方法改善傳輸功率的動態(tài)響應特性，是根據(jù)反饋線性化方法，對步驟1)中得到的新的單臺換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型求取內(nèi)環(huán)反饋控制律，得到：

v_(k)表示預控變量，u_(k)表示輸入變量。

其中：

由二次型性能指標線性最優(yōu)控制設計方法求取預控變量v_(k)得：

其中P*是如下黎卡提方程的解：

R和Q分別為輸入變量和狀態(tài)變量的權矩陣，A_(k)和B_(k)為步驟1)中得到的新的單臺換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型中的矩陣。

步驟3)所述的構建電壓恢復最優(yōu)控制器，包括：

根據(jù)步驟1)中得到的動態(tài)擴張后換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型，重新選取輸出向量為：

選取如下坐標變換：

其中ξ是為消除穩(wěn)態(tài)誤差而引入的擴張動態(tài)變量，ξ_(k)＝∫z′_4(k)dt；

對步驟1)中得到的新的單臺換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型，求取內(nèi)環(huán)反饋控制律，得到控制變量u′_(k)

其中：

其中，各符號定義如下：C代表直流母線等值電容，i_d(k)、i_q(k)代表第k臺換流器交流側電流的dq軸分量；i_{q_ref(k)}代表第k臺換流器交流側電流q軸分量的參考值，u_{dc_ref(k)}代表第k臺換流器直流母線電壓的參考值，；e_d、e_q代表交流網(wǎng)側三相電壓的dq軸分量，L_(k)代表第k臺換流器交流側濾波電感，ω為電網(wǎng)的角頻率，I_L代表第k臺換流器直流側輸出電流值。

由二次型性能指標線性最優(yōu)控制設計方法求取預控變量v′_(k)得：

其中P*是如下黎卡提方程的解：

R和Q分別為輸入變量和狀態(tài)變量的權矩陣，A_(k)和B_(k)為步驟1)中得到的新的單臺換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型中的矩陣。

本發(fā)明的一種計及光伏集群接入的交直潮流斷面協(xié)調(diào)最優(yōu)控制方法，具有如下有益效果：

(1)本發(fā)明所提控制方法能夠充分考慮光伏集群接入對微電網(wǎng)潮流控制帶來的影響，能夠快速平抑功率波動，維持交直流混合微網(wǎng)內(nèi)部功率平衡，改善直流母線電壓質(zhì)量；

(2)本發(fā)明所提控制方法能夠兼顧穩(wěn)態(tài)時功率協(xié)調(diào)分配和動態(tài)響應最優(yōu)的雙重優(yōu)化目標，在實現(xiàn)對多臺并聯(lián)運行換流器的協(xié)調(diào)控制的同時，又能保證各換流器具有最優(yōu)的動態(tài)響應特性；

(3)本發(fā)明充分考慮潮流斷面的非線性特性，利用動態(tài)擴張的方法對系統(tǒng)零動態(tài)進行設計。理論和實例驗證結果表明所提方法既能保證零動態(tài)漸進穩(wěn)定，又能實現(xiàn)換流器動態(tài)特性最優(yōu)控制。

附圖說明

圖1是本發(fā)明計及光伏集群接入的交直潮流斷面協(xié)調(diào)最優(yōu)控制方法的流程圖；

圖2是光伏集群接入混合微網(wǎng)典型拓撲圖；

圖3是系統(tǒng)整體控制框圖；

圖4是非線性最優(yōu)控制框圖；

圖5是自適應協(xié)調(diào)下垂律曲線圖；

圖6是直流母線電壓波形圖；

圖7是潮流斷面?zhèn)鬏敼β什ㄐ螆D；

圖8是電壓恢復過程中直流母線電壓波形圖；

圖9是電壓恢復過程中傳統(tǒng)控制下傳輸功率波形圖；

圖10是電壓恢復過程中非線性最優(yōu)控制下傳輸功率波形圖。

具體實施方式

下面結合實施例和附圖對本發(fā)明的一種計及光伏集群接入的交直潮流斷面協(xié)調(diào)最優(yōu)控制方法做出詳細說明。

如圖1所示，本發(fā)明的一種計及光伏集群接入的交直潮流斷面協(xié)調(diào)最優(yōu)控制方法，包括如下步驟：

1)考慮換流器的開關非線性的特性，引入開關函數(shù)，基于單臺換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型、動態(tài)擴張方法和坐標變換，建立由多臺換流器構成的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型；具體包括：

(1)在x坐標空間下，對單臺換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型進行動態(tài)擴張，得到換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型如下，式中下標k表示第k臺換流器：

其中：

其中，各符號定義如下：i_d(k)、i_q(k)代表第k臺換流器交流側電流的dq軸分量；i_{d_ref(k)}、i_{q_ref(k)}代表第k臺換流器交流側電流dq軸分量的參考值；e_d、e_q代表交流網(wǎng)側三相電壓的dq軸分量，ξ_1(k)、ξ_2(k)是引入的動態(tài)狀態(tài)變量，L_(k)代表第k臺換流器交流側濾波電感，ω為電網(wǎng)的角頻率，u_d(k)、u_q(k)代表第k臺換流器交流側電壓的dq軸分量；

(2)選取坐標變換，將動態(tài)擴張后的換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型映射到新坐標系z空間下，得到z坐標空間下經(jīng)狀態(tài)反饋線性化以后的新的換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型；具體：

基于微分幾何理論，選取如下動態(tài)擴張坐標變換：

z_(k)＝Φ_(k)(x)為從x坐標空間到z坐標空間下的坐標映射，其中Φ_(k)(x)為局部微分同胚，

將單臺換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型寫成如下的布魯諾夫斯基標準模型，構成新的單臺換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型：

其中：

v_(k)為z坐標空間下新的單臺換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型的輸入變量，即預控變量；

(3)由n臺換流器構成的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型，具體如下：

其中：

A_(k)和B_(k)為新的單臺換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型中的矩陣。

2)構建功率協(xié)調(diào)最優(yōu)控制器，實現(xiàn)交直潮流斷面?zhèn)鬏敼β实暮侠矸峙浜椭绷髂妇€電壓的一次調(diào)節(jié)，具體控制框圖如圖3和圖4所示；包括：

(1)建立有功功率和直流母線電壓的自適應協(xié)調(diào)下垂控制律，要根據(jù)各臺換流器的動態(tài)裕量自適應地改變下垂系數(shù)，進而保證功率差額在多臺換流器之間協(xié)調(diào)最優(yōu)分配。具體如下：

△P_(k)＝m_(k)×△u_dc (5)

其中，各符號定義如下：△u_dc＝u_{dc_ref}-u_dc代表直流母線電壓偏差量，u_dc代表直流母線電壓的量測值；u_{dc_ref}代表直流母線電壓的參考值，△P_(k)代表各換流器承擔的功率差額，m_(k)為各換流器的下垂系數(shù)；

各換流器的下垂系數(shù)定義如下：

其中：

△P_(k)max＝2P_N(k) (8)

各符號定義如下：P_N(k)代表換流器傳輸?shù)念~定功率，P_re(k)代表換流器的動態(tài)功率裕量，P_(k)為實測的換流器傳輸?shù)挠泄β剩?guī)定由交流區(qū)向直流區(qū)傳輸是為正，u_dcmax、u_dcmin分別為直流母線電壓上限值和下限值，△u_dcmax、△P_(k)max分別代表直流母線電壓和第k臺換流器傳輸功率的最大偏差；

有功功率和直流母線電壓的自適應協(xié)調(diào)下垂控制律曲線如圖5所示。其中，

a)△u_dc>0，直流母線電壓低于額定電壓，說明對于直流區(qū)而言，系統(tǒng)發(fā)出的有功功率小于系統(tǒng)吸收的有功功率，此時交流區(qū)應該通過雙向換流器向直流區(qū)輸送功率即△P_(k)>0；

b)△u_dc<0，直流母線電壓高于額定電壓，說明對于直流區(qū)而言，系統(tǒng)發(fā)出的有功功率大于系統(tǒng)吸收的有功功率，此時直流區(qū)應該通過雙向換流器向交流區(qū)輸送盈余的功率即△P_(k)<0。

(2)采用反饋線性化方法改善傳輸功率的動態(tài)響應特性，是其作為控制器內(nèi)環(huán)在實現(xiàn)對外環(huán)參考指令快速、準確跟蹤的同時，設計了狀態(tài)反饋最優(yōu)控制律，減少傳輸功率超調(diào)，使振蕩盡快衰減，改善傳輸功率的動態(tài)響應。

根據(jù)反饋線性化方法，對步驟1)中得到的新的單臺換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型求取內(nèi)環(huán)反饋控制律，得到：

v_(k)表示預控變量，u_(k)表示輸入變量，

其中：

由二次型性能指標線性最優(yōu)控制設計方法求取預控變量v_(k)得：

其中P*是如下黎卡提方程的解：

R和Q分別為輸入變量和狀態(tài)變量的權矩陣，A_(k)和B_(k)為步驟1)中得到的新的單臺換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型中的矩陣。

3)構建電壓恢復最優(yōu)控制器，對直流母線電壓進行恢復控制，實現(xiàn)對直流母線電壓的二次調(diào)節(jié)，并改善直流母線電壓的動態(tài)響應特性。具體控制框圖如圖3和圖4所示。其中，所述的構建電壓恢復最優(yōu)控制器，包括：

根據(jù)步驟1)中得到的動態(tài)擴張后換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型，重新選取輸出向量為：

選取如下坐標變換：

其中ξ是為消除穩(wěn)態(tài)誤差而引入的擴張動態(tài)變量，ξ_(k)＝∫z′_4(k)dt；

對步驟1)中得到的新的單臺換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型，求取內(nèi)環(huán)反饋控制律，得到控制變量u′_(k)

其中：

其中，各符號定義如下：C代表直流母線等值電容，i_d(k)、i_q(k)代表第k臺換流器交流側電流的dq軸分量；i_{q_ref(k)}代表第k臺換流器交流側電流q軸分量的參考值，u_{dc_ref(k)}代表第k臺換流器直流母線電壓的參考值，；e_d、e_q代表交流網(wǎng)側三相電壓的dq軸分量，L_(k)代表第k臺換流器交流側濾波電感，ω為電網(wǎng)的角頻率，I_L代表第k臺換流器直流側輸出電流值。

由二次型性能指標線性最優(yōu)控制設計方法求取預控變量v′_(k)得：

其中P*是如下黎卡提方程的解：

R和Q分別為輸入變量和狀態(tài)變量的權矩陣，A_(k)和B_(k)為步驟1)中得到的新的單臺換流器的計及非線性特性的交直潮流斷面數(shù)學模型中的矩陣。

下面給出實施例。

在圖2所示的交直流混合微網(wǎng)結構下，給出相關實施例。其中，各項參數(shù)如下：交流電網(wǎng)電壓10kV，變壓器變比10kV/220V，交流濾波電感81.136mH，直流母線額定電壓560V,換流器開關頻率3000Hz。

實施例1：系統(tǒng)穩(wěn)態(tài)運行至0.6s時，直流微網(wǎng)負荷突增280kW，運行至0.8s時，直流微網(wǎng)負荷驟減480kW。直流母線電壓波形以及潮流斷面?zhèn)鬏敼β什ㄐ畏謩e如圖6和圖7所示。

由圖6可以看出，當直流負荷發(fā)生階躍擾動時，所提控制策略能夠維持直流母線電壓穩(wěn)定，并使得直流母線電壓具有線性的動態(tài)響應，動態(tài)調(diào)節(jié)時間短，無振蕩。

由圖7可以看出，當負荷發(fā)生階躍擾動以后，各臺換流器傳輸有功功率隨之發(fā)生改變，以彌補功率差額，實現(xiàn)功率的動態(tài)平衡。0.6s負荷突增時，交流側向直流側傳輸有功功率增加，三臺換流器的有功功率裕量依次遞減，因而承擔的功率差額也依次減小，其中1號換流器承擔110kW，2號換流器承擔92.5kW，3號換流器承擔70kW；0.8s負荷驟減時，直流側向交流側傳輸有功功率增加，三臺換流器的有功功率裕量依次遞增，因而承擔的功率差額也依次增加，其中1號換流器承擔147.5kW，2號換流器承擔157.5kW，3號換流器承擔170kW。在暫態(tài)過程中，各換流器傳輸功率無超調(diào)、無振蕩，調(diào)節(jié)時間短，體現(xiàn)出良好的動態(tài)響應特性。

實施例2：系統(tǒng)穩(wěn)定運行至0.7s時，直流負荷突增500kW，0.8s時MEMS發(fā)出指令，啟動電壓恢復控制。將本文電壓恢復最優(yōu)控制和傳統(tǒng)定電壓控制策略進行對比，兩種策略下直流母線電壓波形如圖8所示，交直潮流斷面?zhèn)鬏斢泄β史謩e如圖9和圖10所示。

由圖8可以看出，本文所提電壓恢復最優(yōu)控制能夠有效的改善電壓動態(tài)特性，使得電壓恢復過程中沒有超調(diào)，具有更短的調(diào)節(jié)時間，因而其相較于傳統(tǒng)定電壓控制具有更優(yōu)的動態(tài)響應特性。

對比圖9和圖10可以看出，由于0.7s以后1號換流器的功率裕量最大，因而MEMS切換1號換流器承擔電壓恢復控制的任務。采用本文控制策略時，暫態(tài)過程中，換流器傳輸功率無沖擊、超調(diào)小，振蕩能夠較快平息，調(diào)節(jié)時間短，具有更優(yōu)的功率動態(tài)響應特性。