基于多滑模變結(jié)構(gòu)的雙向并網(wǎng)變換器虛擬慣性控制策略

劉彥呈，呂旭，張勤進，胡王寶，張瀚文

(大連海事大學輪機工程學院,遼寧省 大連市 116026)

0 引言

為應(yīng)對日益嚴峻的化石能源枯竭和環(huán)境污染問題,以新能源發(fā)電為主的分布式發(fā)電技術(shù)得到了廣泛關(guān)注[1-3]。 光伏、蓄電池等直流電源的大規(guī)模接入及負荷側(cè)對直流功率需求的與日俱增促進了直流微電網(wǎng)的迅速發(fā)展[4-10]。 但直流微電網(wǎng)作為以電力電子變換器為主導的低慣性系統(tǒng),當網(wǎng)內(nèi)出現(xiàn)由光伏、風電等間歇性電源輸出功率波動及負載頻繁投切造成的擾動時,母線電壓會遭受到較大沖擊而劇烈波動,危害直流微電網(wǎng)的穩(wěn)定運行[11-13]。

雙向并網(wǎng)變換器(bidirectional grid-connected converter, BGC)是連接直流微網(wǎng)與大電網(wǎng)的并網(wǎng)控制端口,在維持直流微網(wǎng)與大電網(wǎng)間能量的雙向流動, 穩(wěn)定直流母線電壓等方面承擔關(guān)鍵作用[14-15]。

針對直流微網(wǎng)慣性低、母線電壓抗干擾能力差的問題,文獻[16]通過類比交流微網(wǎng)中的虛擬同步發(fā)電機控制提出一種應(yīng)用于直流微網(wǎng)雙向并網(wǎng)變換器的虛擬慣性控制策略。 通過在傳統(tǒng)電壓環(huán)外加入虛擬慣性方程,在變換器直流側(cè)模擬電容的穩(wěn)壓特性,從而增強直流微網(wǎng)的慣性,抑制直流母線電壓波動。

然而,虛擬電容的引入會降低系統(tǒng)的動態(tài)響應(yīng)速度,導致暫態(tài)下直流母線電壓的恢復時間變長。文獻[17]通過建立直流電壓變化率與虛擬電容之間的函數(shù)關(guān)系,提出靈活虛擬慣性控制策略。 然而,僅通過調(diào)節(jié)虛擬電容值對系統(tǒng)動態(tài)性能的改善作用有限,且虛擬電容的頻繁切換可能會導致母線電壓振蕩。

目前,大量關(guān)于BGC 虛擬慣性控制(virtual inertia control, VIC)策略的研究,在閉環(huán)控制中仍采用傳統(tǒng)的比例積分(proportion integration,PI)控制,然而PI 控制很難使非線性系統(tǒng)獲得較好的動態(tài)性能。 因此,為改善功率擾動下母線電壓的動態(tài)性能,有學者提出將非線性控制算法引入到虛擬慣性控制策略中。 文獻[18] 提出一種基于無源控制(passivity-based control, PBC)的虛擬慣性控制策略,從能量角度出發(fā)設(shè)計了基于歐拉-拉格朗日(Euler-Lagrange, EL)模型的電流內(nèi)環(huán)無源控制器,通過調(diào)節(jié)注入的阻尼大小使網(wǎng)側(cè)電流收斂到給定值。 該方法減小了直流電壓波動,但系統(tǒng)調(diào)節(jié)時間較長。 由于無源控制對系統(tǒng)模型和參數(shù)的依賴度高,導致受擾下系統(tǒng)很難獲得良好的跟蹤效果。

滑模變結(jié)構(gòu)控制[19-21](sliding mode control,SMC)因系統(tǒng)在進入滑模運動后不受系統(tǒng)參數(shù)變化及外界擾動的影響而具有較強的魯棒性,且其具有控制算法簡單、動態(tài)響應(yīng)速度快等優(yōu)點,將其引入BGC的虛擬慣性控制中可以有效改善系統(tǒng)的動態(tài)特性,增強直流母線電壓的抗擾能力。 文獻[22]將多滑模控制算法引入三相脈寬調(diào)制(pulse width modulation,PWM)整流器中,改善了直流電壓波動和響應(yīng)速度,但電流環(huán)引入滑模算法產(chǎn)生的抖振問題使并網(wǎng)電流諧波較大。 文獻[23]提出一種基于多滑模變結(jié)構(gòu)的網(wǎng)側(cè)整流器控制策略,設(shè)計了電壓滑模面和電流滑模控制律。 為削弱滑模抖振,采用基于指數(shù)趨近律的滑模電流控制,在提高直流電壓動態(tài)特性的同時保證了網(wǎng)側(cè)電流諧波畸變率低。

因此,為改善直流母線電壓的動態(tài)性能,同時增強直流微網(wǎng)的慣性,本文提出一種基于多滑模變結(jié)構(gòu)的雙向并網(wǎng)變換器虛擬慣性控制策略。 內(nèi)環(huán)采用基于指數(shù)趨近律的滑模電流控制,快速跟蹤并網(wǎng)電流給定值;外環(huán)建立虛擬慣性方程與電壓滑模面結(jié)構(gòu),增強直流母線電壓的穩(wěn)定性。 通過小信號建模分析BGC 系統(tǒng)在本文所提控制方法下的穩(wěn)定性,并給出虛擬慣量的選取范圍。 最后,通過仿真和實驗驗證所提控制策略的有效性。

1 含BGC 接口的直流微電網(wǎng)結(jié)構(gòu)

圖1 為含BGC 接口的直流微電網(wǎng)拓撲結(jié)構(gòu)圖,該直流微電網(wǎng)主要由雙向并網(wǎng)變換器、分布式電源、儲能裝置、負載以及相應(yīng)的功率變換器組成。 當直流微電網(wǎng)運行于并網(wǎng)模式時,BGC 采用直流側(cè)恒壓控制,平衡直流微電網(wǎng)內(nèi)的功率盈缺,穩(wěn)定直流母線電壓。 當交流電網(wǎng)出現(xiàn)故障時,直流微電網(wǎng)切換到孤島模式,BGC 退出運行,直流微電網(wǎng)的母線電壓由儲能裝置進行維持。

圖1 含BGC 的直流微電網(wǎng)結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Diagram of DC micro-grid with BGC

本文為著重分析并網(wǎng)模式下BGC 的控制策略,將BGC 直流側(cè)的分布式電源、儲能及相應(yīng)的功率變換器等效為功率源Pcs,負載側(cè)接入恒功率負載(constant power load, CPL)。 簡化后的含BGC 的直流微電網(wǎng)等效結(jié)構(gòu)如圖2 所示。 圖2 中,Q1—Q6分別為BGC 主電路三相橋臂的6 個絕緣柵雙極型晶體管(insulated gate bipolar transistor,IGBT) 開關(guān)管。um(m=a,b,c)為三相電網(wǎng)電壓,im為三相并網(wǎng)電流;em為BGC 交流側(cè)端電壓,udc為BGC 直流側(cè)母線電壓;idc為橋臂直流側(cè)輸出電流;i0為BGC 直流側(cè)輸出電流,iR為直流側(cè)負載電流。L和R分別為交流側(cè)濾波電感和電阻,C為直流側(cè)穩(wěn)壓電容。 為維持直流微網(wǎng)內(nèi)電源和負載的功率平衡,BGC 會根據(jù)差額功率傳輸方向的變化在整流和逆變工作狀態(tài)間自主切換,以保證直流母線電壓恒定。

圖2 含BGC 的直流微電網(wǎng)等效結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Equivalent diagram of DC micro-grid with BGC

2 基于多滑模變結(jié)構(gòu)的BGC 虛擬慣性控制

2.1 電壓外環(huán)滑?？刂破髟O(shè)計

假設(shè)BGC 主電路功率開關(guān)器件均為理想開關(guān),開關(guān)頻率遠高于電網(wǎng)的基波頻率。 交流電網(wǎng)等效為理想三相電壓源,網(wǎng)側(cè)濾波電感三相平衡,根據(jù)圖2,基于等值變換建立BGC 系統(tǒng)在同步旋轉(zhuǎn)dq坐標系下的數(shù)學模型:

式中:ud和uq分別為三相電網(wǎng)電壓ua、ub和uc在dq軸的電壓分量;id和iq分別為三相電網(wǎng)電流ia、ib和ic在dq軸的電流分量;sd和sq分別為開關(guān)函數(shù)在dq軸的分量;ω為交流電網(wǎng)的角頻率。

由式(1)可知BGC 系統(tǒng)有sd和sq兩個控制量,其中sd用于控制直流側(cè)電壓udc,sq用于控制無功電流分量iq。 以udc和iq作為輸出變量,分別選取其跟蹤誤差σu和σq作為系統(tǒng)的狀態(tài)變量,設(shè)計電壓外環(huán)滑?？刂破?滑模面函數(shù)S(·)為:

式中:α、β為電壓滑模面參數(shù);iq,ref為網(wǎng)側(cè)無功電流的給定值;uref為直流側(cè)電壓的給定值。

將式(1)代入到式(2)中得:

將式(3)改寫為:

在BGC 系統(tǒng)中,考慮網(wǎng)側(cè)電壓三相平衡,BGC以單位功率因數(shù)運行,則穩(wěn)態(tài)條件下,對式(1)中的控制量進行化簡:

式中:Ud為電網(wǎng)電壓在d軸的穩(wěn)態(tài)分量。

將式(5)代入式(4)化簡得到:

由此,得到電壓外環(huán)的滑?？刂品匠?電壓外環(huán)的輸出作為內(nèi)環(huán)電流有功分量的給定值,即:

式中:id,ref為網(wǎng)側(cè)d軸有功電流分量的給定值;β為電壓滑模面的偏差放大系數(shù)。 有研究表明[24]偏差放大系數(shù)的確定要考慮開關(guān)的死區(qū)和延時,其值不能過大,一般取值為0.01 ～0.10,經(jīng)仿真調(diào)試,本文β取值為0.05。

2.2 電流內(nèi)環(huán)滑?？刂破髟O(shè)計

電流內(nèi)環(huán)滑?？刂破鞯目刂颇繕藶?通過控制變量sd和sq,使dq軸電流分量id和iq跟隨電流給定值id,ref和iq,ref,令iq,ref=0,實現(xiàn)單位功率因數(shù)控制。 分別以網(wǎng)側(cè)電流dq分量的跟蹤誤差σd和σq作為狀態(tài)變量設(shè)計滑模面函數(shù)S(·):

為抑制因滑模控制律的不連續(xù)導致的抖振,改善滑模到達段的運動,采用指數(shù)趨近律來設(shè)計電流內(nèi)環(huán)滑?？刂坡?即:

式中:ε為系統(tǒng)運動點趨近滑模面的速度,選取較小的ε值使系統(tǒng)狀態(tài)距離滑模面較近時降低趨近速度,避免狀態(tài)軌跡到達滑模面后產(chǎn)生強烈的抖振;k為指數(shù)趨近項系數(shù),選取較大的k值使系統(tǒng)狀態(tài)在距離滑模面較遠時快速趨近滑模面。 本文綜合考慮內(nèi)環(huán)響應(yīng)速度及滑模抖振的影響,在保證系統(tǒng)穩(wěn)定約束條件下電流滑?？刂频膮?shù)選取范圍為:100 ＜k＜1000,0 ＜ε＜100。 經(jīng)仿真調(diào)試后,本文選取動態(tài)性能較佳的一組參數(shù):kd=kq=500,εd=εq=100。 其中εd和εq,kd和kq分別為dq軸內(nèi)環(huán)電流滑?？刂破鞯南嚓P(guān)參數(shù)。

結(jié)合式(1)、式(9),對內(nèi)環(huán)電流進行前饋解耦,得到電流內(nèi)環(huán)的滑?？刂品匠?

對式(8)求導,并聯(lián)立式(1)、式(10)可得:

為確保滑?？刂扑惴ǖ目蛇_性及穩(wěn)定性,需滿足以下條件:

將式(8)、式(11)代入式(12)得:

可推導出滿足式(13)的滑?？刂茀?shù):

上述控制參數(shù)同時滿足式(15)給出的李雅普諾夫函數(shù)V是非正定的,即證明滑模控制系統(tǒng)趨于穩(wěn)定。

2.3 BGC 虛擬慣性控制策略

交流微網(wǎng)中的VSG 控制策略基于有功-頻率下垂控制使逆變器模擬出同步發(fā)電機的旋轉(zhuǎn)慣性及阻尼特性,當電網(wǎng)頻率突變時,虛擬慣量J的引入使VSG 輸出的有功功率得到快速調(diào)節(jié),從而使逆變器對電網(wǎng)頻率具有一定的慣性支撐,有效抑制了電網(wǎng)頻率的大幅波動。 VSG 的有功-頻率下垂方程為:

式中:Pref和Pm分別為給定有功功率和VSG 輸出有功功率;ωn為交流電網(wǎng)額定角頻率;J和D分別為VSG 控制中的虛擬轉(zhuǎn)動慣量和頻率阻尼系數(shù)。

根據(jù)文獻[16]給出的類比VSG 控制的直流微網(wǎng)虛擬慣性控制策略,交流微網(wǎng)中的角頻率、有功功率及虛擬轉(zhuǎn)動慣量與直流微網(wǎng)中的直流母線電壓、直流側(cè)輸出電流及直流側(cè)虛擬電容存在對應(yīng)關(guān)系。 據(jù)此,本文采用的虛擬慣性控制方程為:

式中:Iref為BGC 輸出電流給定值;Dv為電壓阻尼系數(shù);Un為直流側(cè)電壓額定值;uref為虛擬慣性環(huán)節(jié)輸出的直流電壓參考值;Cv為虛擬電容值。

通過式(17)可知,當直流微網(wǎng)內(nèi)功率波動導致直流母線電壓突變時,通過虛擬電容Cv迅速調(diào)節(jié)BGC 直流側(cè)輸出電流,從而增強直流微網(wǎng)的慣性。理論上,Cv值越大,直流微網(wǎng)的慣性越強。

因此,結(jié)合式(7)、式(10)和式(17)給出的控制方程,建立引入多滑模變結(jié)構(gòu)的VIC 策略的BGC 系統(tǒng)控制框圖,如圖3 所示。

圖3 BGC 系統(tǒng)控制框圖Fig.3 Block diagram of BGC system control

3 小信號穩(wěn)定性分析

為進一步分析引入多滑?？刂扑惴ǖ奶摂M慣性控制策略對BGC 系統(tǒng)影響,建立所提控制策略下BGC 的小信號模型并分析系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

首先建立電流內(nèi)環(huán)的小信號模型,考慮到d軸和q軸的電流環(huán)具有對稱性,為簡化分析,本文以d軸電流環(huán)為例。 設(shè)電流調(diào)節(jié)器的等效傳遞函數(shù)為Gi(s),得到電流內(nèi)環(huán)的小信號方程:

式中:s為拉普拉斯算子;Δid和Δid,ref分別為網(wǎng)側(cè)d軸電流和d軸電流給定值的小信號擾動量。

采用基于指數(shù)趨近律的內(nèi)環(huán)滑模電流控制替換傳統(tǒng)內(nèi)環(huán)PI 控制,即:

對式(19)右側(cè)分段線性化可得:

由式(20)可知,滑模電流控制對系統(tǒng)小信號擾動的穩(wěn)定性可等效為內(nèi)環(huán)PI 控制環(huán)節(jié)中ki=0,kp取值為(R-Lkd)或R時的穩(wěn)定性。 與PI 控制相比,滑模電流控制減少了積分環(huán)節(jié),在避免了內(nèi)環(huán)積分系數(shù)較小引起不穩(wěn)定影響的同時,提高了內(nèi)環(huán)的響應(yīng)速度。 因此,滑模電流控制的等效傳遞函數(shù)Gi(s)可表示為:

根據(jù)式(18)建立d軸電流環(huán)小信號模型,如圖4所示,其中Kpwm為橋路PWM 等效增益。

圖4 d 軸電流環(huán)小信號模型Fig.4 Small-signal model of d-axis current

下面建立滑模電壓外環(huán)的等效傳遞函數(shù)Gv(s),并推導引入虛擬慣性控制環(huán)節(jié)的BGC 系統(tǒng)的小信號模型。

根據(jù)式(7)所給出的電壓滑模方程,將式中的狀態(tài)變量寫成穩(wěn)態(tài)量和小信號擾動量之和,即uref=Uref+Δuref,udc=Udc+Δudc,忽略電流擾動項Δi0和二次擾動項,根據(jù)疊加原理可得:

式中:Δudc和Δuref分別為BGC 直流側(cè)母線電壓和母線電壓給定值的小信號擾動量;Udc為BGC 直流側(cè)母線電壓的穩(wěn)態(tài)值。

由此可推導出滑模電壓控制的等效傳遞函數(shù):

由式(24)可知滑模電壓控制的傳遞函數(shù)可等效為線性比例控制環(huán)節(jié),式中k為比例常數(shù)。

設(shè)定BGC 運行于單位功率因數(shù),即無功電流分量iq=0,根據(jù)BGC 交、直流側(cè)功率平衡有:

將式(25)中的狀態(tài)變量改寫為穩(wěn)態(tài)量與小信號擾動量之和,即i0=I0+Δi0,udc=Udc+Δudc,忽略電網(wǎng)電壓擾動項Δud和二次擾動項,式(25)小信號方程為:

式中:Δi0和I0分別為BGC 直流側(cè)輸出電流i0的小信號擾動量和穩(wěn)態(tài)值。

根據(jù)疊加原理,對式(26)進行拉普拉斯變換可得:

對式(18)給出的虛擬慣性控制方程進行小信號分析得:

據(jù)此,建立BGC 系統(tǒng)的小信號模型如圖5 所示。

圖5 BGC 系統(tǒng)的小信號模型Fig.5 Small-signal model of BGC system

根據(jù)圖5,推導BGC 系統(tǒng)閉環(huán)傳遞函數(shù)G(s):

其中,

為分析所提控制策略下系統(tǒng)的穩(wěn)定性,根據(jù)式(30)繪制出BGC 閉環(huán)控制系統(tǒng)的Nyquist 曲線,如圖6 所示。 其中,圖6(a)為不同虛擬電容Cv下系統(tǒng)的Nyquist 曲線圖,圖6(b)為不同阻尼系數(shù)Dv下系統(tǒng)的Nyquist 曲線圖。

從圖6 中可以看出在多滑模控制算法下BGC 系統(tǒng)的Nyquist 曲線不包圍( -1,0)點且距其有較遠的距離,系統(tǒng)維持穩(wěn)定。 且當虛擬慣量Cv和Dv在一定范圍內(nèi)變化時,系統(tǒng)仍具有良好的穩(wěn)定性。

圖6 BGC 系統(tǒng)的Nyquist 曲線圖Fig.6 Nyquist curve of BGC system

4 仿真分析

為驗證所提控制策略的有效性,在Simulink 中搭建了圖2 所示的BGC 系統(tǒng)仿真模型,系統(tǒng)仿真參數(shù)見表1。 本文在PI 參數(shù)選取上參照典型二階系統(tǒng)的整定方法,通過仿真調(diào)試綜合考慮比例及積分系數(shù)對暫態(tài)波動及恢復速度的影響,選取動態(tài)性能較佳的一組參數(shù)。 無源控制注入阻尼參數(shù)的選取同樣存在波動幅值與響應(yīng)速度的矛盾,注入阻尼較小時,電壓波動大但響應(yīng)速度快;注入阻尼較大時,電壓波動小但響應(yīng)速度慢。 因此,經(jīng)仿真調(diào)試,無源阻尼參數(shù)也遵循動態(tài)性能較佳這一選取原則。

表1 BGC 系統(tǒng)仿真參數(shù)Table 1 Simulation parameters of BGC system

將本文所提基于多滑?？刂频腣IC 策略與基于PI 控制、無源控制的VIC 策略進行仿真對比,三種控制策略下BGC 直流側(cè)母線電壓的動態(tài)響應(yīng)和網(wǎng)側(cè)電流的電能質(zhì)量分析如圖7 和圖8 所示。 設(shè)定BGC 工作在整流狀態(tài)下傳輸功率P為正值,逆變狀態(tài)下傳輸功率P為負值,給出如下2 種案例。

圖7 三種控制策略下直流母線電壓對比Fig.7 Comparison of DC bus voltage under three control strategies

圖8 三種控制策略下網(wǎng)側(cè)電流波形及THD 分析Fig.8 Waveforms of grid-connected current and THD analysis under three control strategies

仿真案例1:研究恒功率負載功率突變對直流母線電壓的影響。 直流側(cè)分布式電源輸出額定功率為15 kW,2.0 s 時負載功率由初始功率10 kW 突增為20 kW,3.0 s 時負載功率又突減為10 kW。

仿真案例2:研究分布式電源功率波動對直流母線電壓的影響。 設(shè)定恒功率負載額定功率為20 kW,分布式電源輸出功率在2.0 s 時由初始功率15 kW突增為25 kW,在3.0 s 時又突減為15 kW。

表2 給出的三種BGC 控制策略分別為基于PI控制的虛擬慣性控制(virtual inertia control, VIC),基于無源控制(passivity-based control, PBC)的虛擬慣性控制,以及本文所提出的基于多滑模變結(jié)構(gòu)控制(sliding mode control, SMC)的虛擬慣性控制策略。

表2 三種控制策略下直流母線電壓動態(tài)性能指標Table 2 Transient performance index of DC bus voltage under three control strategies

由圖7 及表2 的數(shù)據(jù)可知,經(jīng)不同仿真案例分析對比,采用基于多滑模變結(jié)構(gòu)的VIC 策略與基于PI控制、無源控制的VIC 策略相比,直流母線電壓暫態(tài)波動的幅值最小,同時母線電壓恢復到穩(wěn)態(tài)所需時間也最短,在三種控制策略中動態(tài)性能最優(yōu)。

由圖8 可知,三種控制策略均實現(xiàn)了網(wǎng)側(cè)電壓、電流單位功率因數(shù)控制這一目標。 根據(jù)總諧波失真(total harmonic distortion,THD)分析可知,與PI控制和無源控制相比,多滑模變結(jié)構(gòu)控制下網(wǎng)側(cè)電流總諧波畸變率更低,更好地保證了BGC 網(wǎng)側(cè)電能質(zhì)量。

圖9 為在本文所提VIC +SMC 控制策略下設(shè)定不同虛擬電容Cv時直流母線電壓的動態(tài)響應(yīng)對比。由圖9 可知,在BGC 虛擬慣性控制環(huán)節(jié),隨著虛擬電容Cv的增大,母線電壓的暫態(tài)波動幅值逐漸減小,直流微網(wǎng)的慣性得到增強。 但較大的虛擬電容Cv會延長母線電壓恢復到穩(wěn)態(tài)的時間,使系統(tǒng)的動態(tài)響應(yīng)速度變慢。 因此需根據(jù)實際控制需求選取合適的虛擬電容值。

圖9 不同Cv下的直流母線電壓動態(tài)響應(yīng)Fig.9 Dynamic response of DC bus voltage under different Cv

上述結(jié)果驗證了本文所提基于多滑模變結(jié)構(gòu)的VIC 策略能夠在負載功率突變及分布式電源波動時有效抑制直流母線電壓大幅波動,增強直流微網(wǎng)的慣性,使BGC 系統(tǒng)具有較好的動、靜態(tài)性能。

5 實驗驗證

為進一步驗證本文所提控制策略的有效性,搭建的由StarSim HIL 控制的BGC 系統(tǒng)的硬件在環(huán)實驗平臺如圖10 所示,實驗參數(shù)與仿真相同。 圖11 給出了負載功率突變下采用基于PI 控制和多滑?？刂频腣IC 策略的直流母線電壓對比及不同虛擬電容下直流母線電壓的動態(tài)響應(yīng)波形。

圖10 基于StarSim HIL 的BGC 系統(tǒng)實驗平臺Fig.10 Experimental platform of BGC system based on StarSim HIL

圖11(a)—(c)給出的電壓局部放大圖中,縱坐標每小格電壓值為2 V,橫坐標每小格時間間隔為40 ms。從圖中對比可以看出,本文提出的基于多滑模變結(jié)構(gòu)(SMC)的VIC 策略與基于PI 控制的傳統(tǒng)VIC 策略相比,暫態(tài)下直流母線電壓的波動幅值更小,母線電壓恢復到穩(wěn)態(tài)的時間更短,提高了BGC 的動態(tài)性能。 同時,選取不同的虛擬電容值,隨著Cv的增大,母線電壓波動幅值進一步減小,但同時會延緩系統(tǒng)的動態(tài)響應(yīng)速度。

圖11 負載功率突變時直流母線電壓的實驗波形Fig.11 Experimental waveforms of DC bus voltage when load power suddenly changes

圖12 給出了采用基于PI 控制和多滑?？刂频腣IC 策略下BGC 的網(wǎng)側(cè)電壓和電流波形。 由圖12可知,本文所提控制策略與基于PI 控制的VIC 策略相比,并網(wǎng)電流總諧波畸變率更小, 更好地保證了BGC 交流側(cè)的電能質(zhì)量。

圖12 不同策略下網(wǎng)側(cè)電壓、電流的實驗波形Fig.12 Experimental waveforms of voltage and current at network side under different control strategies

6 結(jié)論

為提高暫態(tài)下BGC 的控制性能,抑制負載擾動下直流母線電壓的大幅波動,本文在傳統(tǒng)VIC 策略的基礎(chǔ)上進行改進,提出基于多滑模變結(jié)構(gòu)控制的VIC 策略,得到以下結(jié)論:

1)內(nèi)環(huán)采用基于指數(shù)趨近律的滑模電流控制,實現(xiàn)了對并網(wǎng)電流給定值的快速跟蹤,提高系統(tǒng)響應(yīng)速度的同時抑制了并網(wǎng)電流諧波畸變;

2)外環(huán)建立虛擬慣性方程與滑模電壓控制,增強直流微網(wǎng)的慣性,有效抑制了直流母線電壓波動。

本文通過引入多滑?？刂扑惴ㄌ嵘薆GC 系統(tǒng)的動、靜態(tài)性能,但虛擬慣性環(huán)節(jié)的參數(shù)Cv仍對母線電壓有較大影響。 文中虛擬電容Cv為固定值,無法兼顧系統(tǒng)的慣性和響應(yīng)速度,下一步可針對參數(shù)Cv設(shè)計自適應(yīng)調(diào)節(jié)算法,并研究其穩(wěn)定邊界。