考慮網(wǎng)絡(luò)損耗的基于模型預(yù)測直流微電網(wǎng)群能量優(yōu)化策略

張偉亮，張 輝，2，支 娜，王韓偉

（1. 西安理工大學(xué)電氣工程學(xué)院，陜西省西安市710048；2. 電力系統(tǒng)及大型發(fā)電設(shè)備安全控制和仿真國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，清華大學(xué)，北京市100084）

0 引言

直流微電網(wǎng)契合智能電網(wǎng)發(fā)展需求，是未來電網(wǎng)的重要組成部分，但分布式能源固有的間歇性和隨機(jī)性使其無法與交流電網(wǎng)完全友好對接［1-2］，將地理位置歸屬一致的直流微電網(wǎng)互聯(lián)，輔以儲能，形成直流微電網(wǎng)群，實(shí)現(xiàn)了直流微電網(wǎng)的互聯(lián)與能量互濟(jì)，但復(fù)雜的拓?fù)湓黾恿四芰繀f(xié)調(diào)的難度［3］。目前，直流微電網(wǎng)群能量的協(xié)調(diào)與優(yōu)化通常轉(zhuǎn)化為“單目標(biāo)、多約束”或者“多目標(biāo)、多約束”的優(yōu)化問題［4-5］。

傳統(tǒng)有限集模型預(yù)測具有良好的控制效果和魯棒性［6］，但開關(guān)頻率不固定，在線計算量大［7］。文獻(xiàn)［8］基于有限集模型預(yù)測提出一種級聯(lián)光伏發(fā)電系統(tǒng)最大功率跟蹤算法；文獻(xiàn)［9］提出魯棒模型預(yù)測策略，用于具有故障穿越能力的光伏逆變器控制；文獻(xiàn)［10］將模型預(yù)測用在與交流電網(wǎng)連接的多端高壓直流網(wǎng)絡(luò)的控制，提高了調(diào)頻能力，減小了直流網(wǎng)絡(luò)功率損耗。

為協(xié)調(diào)微電網(wǎng)群功率管理，優(yōu)化子網(wǎng)功率分配，文獻(xiàn)［11］提出一種直流微電網(wǎng)群分層控制策略，根據(jù)子網(wǎng)儲能單元的荷電狀態(tài)和子網(wǎng)母線電壓，管理不同子網(wǎng)之間的功率流動，提高母線電壓質(zhì)量；文獻(xiàn)［12］設(shè)計了串、并聯(lián)不同結(jié)構(gòu)的微電網(wǎng)群分級控制策略，在滿足微源和微電網(wǎng)群約束條件下，根據(jù)穩(wěn)態(tài)和暫態(tài)工況實(shí)現(xiàn)對微電網(wǎng)能量的管理。文獻(xiàn)［13］在分級控制的基礎(chǔ)上，提出了基于多代理分層控制方案，構(gòu)建了包括單元層、單微電網(wǎng)層、多微電網(wǎng)層和配電網(wǎng)層的層次化多代理系統(tǒng)框架；文獻(xiàn)［14］對分層控制進(jìn)一步細(xì)化，提出分層分級控制；文獻(xiàn)［15］則針對微電網(wǎng)群內(nèi)微電網(wǎng)間功率分配問題，提出3 層控制方法，通過調(diào)整各微電網(wǎng)的電壓設(shè)定點(diǎn)實(shí)現(xiàn)能量在微電網(wǎng)間的流動。

文獻(xiàn)［16］對比了集中式和分布式2 種管理方式的優(yōu)劣；文獻(xiàn)［17-18］提出了基于多代理的混合式分層控制方法降低了綜合監(jiān)控成本；文獻(xiàn)［19-20］為提高微源利用效率，提出分段控制與分散自律相結(jié)合的控制策略；文獻(xiàn)［21］基于一致性算法提出一種計及線損的微電網(wǎng)群分布式經(jīng)濟(jì)控制方法，降低了微電網(wǎng)群發(fā)電成本；文獻(xiàn)［22］提出基于離散一致性算法的多級控制策略，對微電網(wǎng)群實(shí)行就地分布式控制，降低了通信延遲。

上述文獻(xiàn)以分層控制為基本架構(gòu)，通過算法優(yōu)化子網(wǎng)功率，實(shí)現(xiàn)微電網(wǎng)群能量管理調(diào)度。本文為降低能量協(xié)調(diào)時的網(wǎng)絡(luò)損耗，提出一種以最小損耗為目標(biāo)，具有自適應(yīng)分配系數(shù)的優(yōu)化策略；為降低在線運(yùn)算量，提出基于脈寬調(diào)制（pulse width modulation，PWM）的模型預(yù)測；最后，通過仿真和實(shí)驗(yàn)證實(shí)了所提方法實(shí)現(xiàn)了網(wǎng)絡(luò)損耗最小化且可快速平衡微電網(wǎng)群級功率失衡。

1 基于PWM 的母聯(lián)變換器模型預(yù)測

環(huán)形直流微電網(wǎng)群結(jié)構(gòu)示意圖如圖1 所示。由多個子網(wǎng)輔以集中儲能和分散式電動汽車儲能形成直流微電網(wǎng)群，子網(wǎng)由分布式微源、儲能裝置、電動汽車充電站和交直流負(fù)載等組成，母聯(lián)變換器連接子網(wǎng)母線和群級母線。環(huán)形分段結(jié)構(gòu)在子網(wǎng)或母線短路故障切除后不影響其他微源和裝置正常運(yùn)行，因此其可靠性更高。圖1 中，F(xiàn)1和F2為短路故障點(diǎn)。

圖1 環(huán)形直流微電網(wǎng)群示意圖Fig.1 Schematic diagram of ring DC microgrid group

直流微電網(wǎng)群中各子網(wǎng)可在獨(dú)立運(yùn)行與互聯(lián)運(yùn)行2 種模式間自主切換，實(shí)現(xiàn)各子網(wǎng)的能量協(xié)同自律與互濟(jì)。在獨(dú)立運(yùn)行時，其等效單獨(dú)直流微電網(wǎng)運(yùn)行在孤島模式，與外界無能量交互；在互聯(lián)運(yùn)行時，各子網(wǎng)對外特性呈現(xiàn)雙向能量交互，與儲能工作狀態(tài)相仿［23］，直流微電網(wǎng)群母聯(lián)變換器等值電路和工作狀態(tài)等效電路分別如附錄A 圖A1 和圖A2所示。

1.1 子網(wǎng)輸出模式

附錄A 圖A2（a）為母聯(lián)變換器工作在輸出模式，開關(guān)管G2導(dǎo)通、G1關(guān)斷時的等效電路，據(jù)此列寫基爾霍夫電壓定律（KVL）方程為:

式 中:uj，t為t時 刻 子 網(wǎng)j的 母 線 電 壓；iL，j，t為t時 刻 子網(wǎng)j變換器的電感電流；Lj為子網(wǎng)j變換器等效電感；RL為變換器等效電阻。

由式（1）可得輸出模式下，開關(guān)管G2導(dǎo)通所對應(yīng)的變換器電感電流增量為:

式 中:ΔiL，j，t為t時 刻 子 網(wǎng)j變 換 器 電 感 電 流 增 量；Δtu，t為t時刻由KVL 方程得到的開關(guān)管G2導(dǎo)通時間增量。

由 于RL較 小，在 額 定 工 況 下，iL，j，t RL相 對 于uj，t可忽略不計，則由式（2）可知，改變Δtu，t即可改變ΔiL，j，t。因 此，建 立t時 刻 變 換 器 電 感 電 流 增 量ΔiL，j，t與 變 換 器 電 感 電 流iL，j，t、參 考 值iL，j，t，ref及 其 二 次 修 正量Δij，t的等價關(guān)系為:

在輸出模式中，通過改變Δtu，t即可減小或消除iL，j，t與iL，j，t，ref的差值。

結(jié)合式（2）和式（3）可得開關(guān)管G2在t+1 時刻的導(dǎo)通時間增量Δtu，t+1為:

由此可預(yù)測得到輸出模式下，開關(guān)管G2導(dǎo)通時電壓模型對應(yīng)的占空比增量ΔdBoost2，u，t+1為:

式中:Ts為變換器的控制周期。

式中:δu和δi分別為電壓項(xiàng)和電流項(xiàng)的權(quán)重。

1.2 子網(wǎng)注入模式

同理，對附錄A 圖A2（c）所示的注入模式等效電路列寫KVL 方程，可預(yù)測得到注入模式下電壓模型在t+1 時刻開關(guān)管G1導(dǎo)通 占空比dBuck1，u，t+1的 計 算公式，如附錄A 式（A3）所示。由于開關(guān)管G1和G2互補(bǔ)導(dǎo)通，可以得到注入模式下電壓模型在t+1 時刻開關(guān)管G2的導(dǎo)通占空比dBuck2，u，t+1的計算公式，如附錄A 式（A4）所示。

可以看出，附錄A 式（A4）與式（A1）形式相同，表明母聯(lián)變換器在注入和輸出模式下電壓模型在t+1 時刻開關(guān)管G2導(dǎo)通占空比可用同一模型預(yù)測得出。進(jìn)一步分析發(fā)現(xiàn)，注入和輸出模式下電流模型在t+1 時刻開關(guān)管G2導(dǎo)通占空比也可用同一模型預(yù)測得出，即

式 中:it，bus和it，bus，ref分 別 為t時 刻 直 流 母 線 電 流 和 直流母線參考電流；Cb為端口電容值。

綜上所述，母聯(lián)變換器注入和輸出模式下開關(guān)管G2的導(dǎo)通占空比可用同一預(yù)測模型表示，如式（9）所示。

由此可見，所提基于PWM 的模型預(yù)測無須遍歷變換器所有的開關(guān)狀態(tài)，又因預(yù)測得到的是占空比，其與三角載波比較后得到的PWM 波的頻率也是固定的。

為防止1 個周期內(nèi)變換器開關(guān)器件出現(xiàn)全通現(xiàn)象，對預(yù)測得到的開關(guān)器件導(dǎo)通占空比d2，t+1進(jìn)行限幅設(shè)置，如式（10）所示。

2 基于最小損耗的二次電壓電流修正值

基于PWM 的母聯(lián)變換器模型預(yù)測子網(wǎng)功率變化量為:

式 中:ΔPj，t為t時 刻 子 網(wǎng)j的 功 率 變 化 量；ij，t+1為 子網(wǎng)j預(yù) 測t+1 時 刻 的 電 流；ij，t為 子 網(wǎng)j在t時 刻 的 電流；Rj為子網(wǎng)j的等效電阻。

由式（11）可以求得t時刻含有n個子網(wǎng)的微電網(wǎng)群總功率變化量ΔPΣ，t為:

式中:hj為子網(wǎng)j的二次自適應(yīng)分配系數(shù)。

對微電網(wǎng)群總功率變化量進(jìn)行優(yōu)化配置，以微電網(wǎng)群最小損耗為目標(biāo)對各子網(wǎng)功率變化量進(jìn)行二次分配，如式（13）所示。

式中:Ps，t為各子網(wǎng)功率變化量進(jìn)行二次分配后微電網(wǎng)群的功率損耗；Ut為t時刻微電網(wǎng)群母線電壓；Rz，j為 子 網(wǎng)j與 子 網(wǎng)z間 的 電 阻。

由式（12）和式（13）可知，求解微電網(wǎng)群最小損耗轉(zhuǎn)化為如式（14）所示的約束條件。

式中:Pj，t，SOC為t時刻 子網(wǎng)j可參與的調(diào)度功 率；φ(·)為最小損耗約束函數(shù)。

為求解Ps，t的最小值，構(gòu)建如式（15）所示的目標(biāo)函數(shù)。

式中:λ為拉格朗日乘子；L(·)為目標(biāo)函數(shù)。

由式（15）可求解hj，得到t時刻子網(wǎng)j二次調(diào)節(jié)電流、電壓修正量為:

式中:Δuj，t為uj，t的二次修正量。

3 算例分析

基于MATLAB 2018a/Simulink 構(gòu)建如圖1 所示的400 V 環(huán)形直流微電網(wǎng)群。該直流微電網(wǎng)群含3 個子網(wǎng)，子網(wǎng)1、子網(wǎng)2 和子網(wǎng)3 的額定容量分別為20、40 和20 kW，其簡化等效圖見附錄A 圖A3，仿真參數(shù)見附錄A 表A1。

3.1 基于PWM 的母聯(lián)變換器模型預(yù)測仿真分析

為驗(yàn)證基于PWM 的母聯(lián)變換器模型預(yù)測比傳統(tǒng)有限集模型預(yù)測具有更快的跟隨性能，附錄A圖A4 給出了基于PWM 的母聯(lián)變換器模型預(yù)測和傳統(tǒng)模型預(yù)測的仿真波形。由波形圖可知，在0.3 s時，直流微電網(wǎng)群功率缺額增加，母線電壓下降，隨著子網(wǎng)輸出功率增加，直流母線恢復(fù)。基于PWM的母聯(lián)變換器模型預(yù)測節(jié)約了遍歷所有開關(guān)管狀態(tài)的時間，降低了在線計算量，比傳統(tǒng)有限集模型預(yù)測節(jié)省約0.014 s，電壓波動降低約3.8 V，電流波動降低約1.34 A。在0.6 s 時，系統(tǒng)受到了大擾動，基于PWM 的母聯(lián)變換器模型預(yù)測比傳統(tǒng)有限集模型預(yù)測節(jié)省約0.022 s，電壓波動降低約18 V，電流波動降低約3.85 A。結(jié)果表明，基于PWM 的母聯(lián)變換器模型預(yù)測具有更好的跟隨性能且降低了電壓、電流波動幅值。

3.2 輕載5 kW 優(yōu)化算法仿真分析

直流微電網(wǎng)群線路l13發(fā)生故障，子網(wǎng)1 和子網(wǎng)3 向短路點(diǎn)注入電流，子網(wǎng)2 分別經(jīng)子網(wǎng)1 和子網(wǎng)3 向短路點(diǎn)注入電流，其等值電路如圖2（a）所示；當(dāng)保護(hù)切除故障線路l13后，等值電路如圖2（b）所示。原環(huán)形直流微電網(wǎng)群等效為放射直流微電網(wǎng)群，由于線路l13被切除，其各段母線傳輸功率發(fā)生變化。為實(shí)現(xiàn)網(wǎng)絡(luò)最小功率損耗，依據(jù)式（15）對各子網(wǎng)輸出功率進(jìn)行修正。線路l34被切除后等值電路與線路l13同理。圖2 中:ΔP1、ΔP2和ΔP3分別為子網(wǎng)1、子網(wǎng)2 和子網(wǎng)3 經(jīng)過二次優(yōu)化后注入環(huán)形直流微電網(wǎng)群母線的功率；ΔP′2和ΔP″2分 別 為F1處 短路后，子網(wǎng)2 經(jīng)線路l12和l23流向F1處的功率；R12和R34分別為線路l12和l34的電阻；R′13和R″13分別為F1處到線路l13兩端的電阻；P1、P2和P3分別為子網(wǎng)1、子網(wǎng)2 和子網(wǎng)3 注入環(huán)形直流微電網(wǎng)群母線的功率；PL1、PL2和PL3分別為子網(wǎng)1、子網(wǎng)2 和子網(wǎng)3 的負(fù)荷功率。 子網(wǎng)間聯(lián)絡(luò)線的電阻值約為0.08 Ω/km［24］。

圖2 線路l13短路切除前后的環(huán)形直流微電網(wǎng)群等值電路Fig.2 Equivalent circuit of ring DC microgrid group before and after removal of short circuit on Line l13

為驗(yàn)證所提方法的有效性，與基于容量比優(yōu)化策略進(jìn)行了仿真對比。算例中，假設(shè)子網(wǎng)3 在0.01 s時分別出現(xiàn)輕載5 kW 和重載20 kW 的功率缺額，在0.04 s 時發(fā)生短路。圖3 為采用基于容量比優(yōu)化策略和基于最小損耗優(yōu)化策略在不同工況下各子網(wǎng)功率協(xié)調(diào)狀況的電流仿真曲線。由圖3（a）可知，子網(wǎng)3 在0.01 s 時出現(xiàn)5 kW 功率缺額，由子網(wǎng)1 經(jīng)線路l13流向子網(wǎng)3 的電流i13為4.16 A，由子網(wǎng)2 經(jīng)線路l23流向子網(wǎng)3 的電流i23為8.33 A。在0.04 s 時，環(huán)形直流微電網(wǎng)群在F1處發(fā)生短路，線路l13被切除，子網(wǎng)1 電流經(jīng)線路l12和l23輸送至子網(wǎng)3，子網(wǎng)2輸出電流不變。線路l12的電流i12為4.16 A，線路l23的電流i23為12.5 A。由 圖3（b）可 知，子 網(wǎng)3 在0.01 s 時 出 現(xiàn)5 kW 功率缺額，子網(wǎng)1 經(jīng)線路l13向子網(wǎng)3 輸送的電流為8.93 A，子網(wǎng)2 經(jīng)線路l23向子網(wǎng)3輸送的電流為3.57 A。在0.04 s 時，環(huán)形直流微電網(wǎng)群在F1處發(fā)生短路，線路l13被切除，子網(wǎng)1 輸出電流變?yōu)?，子網(wǎng)2 輸出電流變?yōu)?2.5 A。2 種功率優(yōu)化策略下功率分布、功率損耗和線路傳輸損耗比如附錄A 表A2 所示。

圖3 子網(wǎng)3 功率缺額5 kW 時2 種優(yōu)化策略各段線路電流Fig.3 Current of segmented line with two optimization strategies when power shortage in Subnet 3 is 5 kW

3.3 重載20 kW 優(yōu)化算法仿真分析

2 種優(yōu)化策略在子網(wǎng)3 出現(xiàn)20 kW 功率缺額，各子網(wǎng)功率協(xié)調(diào)狀況見附錄A 圖A5。由附錄A圖A5（a）可知，在0.01 s 時，子網(wǎng)1 經(jīng)線路l13流向子網(wǎng)3 的電流為16.68 A，子網(wǎng)2 經(jīng)線路l23流向子網(wǎng)3的電流為33.32 A。在0.04 s 時環(huán)形直流微電網(wǎng)群在F1處發(fā)生短路，線路l13被切除，子網(wǎng)1 電流16.68 A 經(jīng)線路l12和l23輸送至子網(wǎng)3，子網(wǎng)2 輸出電流不變，線路l23的電流變?yōu)?0 A。由附錄A圖A5（b）可知，子網(wǎng)1 經(jīng)線路l13至子網(wǎng)3 的電流為35.7 A，子網(wǎng)2 經(jīng)線路l23至子網(wǎng)3 的電流為14.3 A。在0.04 s 時，環(huán)形直流微電網(wǎng)群在F1處發(fā)生短路，線路l13被切除，子網(wǎng)1 輸出電流變?yōu)?，子網(wǎng)2 輸出電流變?yōu)?0 A。在F1和F2處發(fā)生短路時，2 種分配策略的功率分布、功率損耗和線路傳輸損耗比如附錄A 表A3 所 示。

圖4 為當(dāng)子網(wǎng)3 功率缺額20 kW 且超出子網(wǎng)1可調(diào)用功率時各線路電流仿真曲線。假設(shè)子網(wǎng)1 可調(diào)用功率為16 kW，經(jīng)線路l13注入子網(wǎng)3，子網(wǎng)2 經(jīng)線路l23至子網(wǎng)3 的功率為5.7 kW。在0.04 s 時，環(huán)形直流微電網(wǎng)群在F2發(fā)生短路，線路l23被切除，此時，優(yōu)化結(jié)果超出式（14）約束范圍。由于子網(wǎng)1可調(diào)用最大功率為16 kW，子網(wǎng)1 輸出功率為16 kW，剩余4 kW 由子網(wǎng)2 經(jīng)線路l12輸送至子網(wǎng)3。由仿真結(jié)果可知，在超出約束條件后，最小損耗優(yōu)化策略仍可實(shí)現(xiàn)各子網(wǎng)的最優(yōu)配置，其功率分布、線路損耗和線路傳輸損耗比如附錄A 表A3 所示。由圖4（b）可知，在0.01 s 時，子網(wǎng)3 出現(xiàn)20 kW 功率缺額，微電網(wǎng)群功率失衡。此時，子網(wǎng)1 無可調(diào)用功率，輸出功率為零，子網(wǎng)2 承擔(dān)功率缺額，輸出功率為20 kW。根據(jù)最小損耗優(yōu)化策略，子網(wǎng)2 功率分別由線路l12和l13形成的回路與線路l23形成的回路一起注入子網(wǎng)3，2 個回路電流分別為19.2 A 和30.8 A。在0.04 s 時，環(huán)形直流微電網(wǎng)群的F1處短路，線路l13被切除，此時，子網(wǎng)2 功率由線路l23注入子網(wǎng)3，電流為50 A。

圖4 當(dāng)子網(wǎng)3 功率缺額20 kW 且超出子網(wǎng)1 可調(diào)用功率時各線路電流曲線Fig.4 Current curves of each line when power shortage in Subnet 3 is 20 kW and exceed available power of Subnet 1

綜上所述，在某一子網(wǎng)可調(diào)用功率不足或無可調(diào)用功率時，所提優(yōu)化策略仍然有效。

圖5 為直流微電網(wǎng)群2 種優(yōu)化策略下的環(huán)形直流微電網(wǎng)群母線功率損耗仿真曲線。圖5（a）為故障前環(huán)形直流微電網(wǎng)群傳輸功率在0～20 kW變動時，2 種優(yōu)化策略功率損耗曲線。圖中，PS，g和PS，h分別為基于子網(wǎng)容量比策略和基于最小損耗優(yōu)化策略的母線功率損耗。可以看出，采用基于PWM 的母聯(lián)變換器模型預(yù)測并經(jīng)過最小損耗優(yōu)化策略修正功率分配后，其損耗降低約45%。圖5（b）為短路母線被切除，環(huán)形直流微電網(wǎng)群架構(gòu)重組后，2 種 優(yōu) 化 策 略 對 應(yīng) 的 功 率 損 耗 曲 線。PS，F(xiàn)1，g和PS，F(xiàn)1，h分別為在F1處短路時，基于容量比優(yōu)化策略和基于最 小 損 耗 優(yōu) 化 策 略 的 母 線 功 率 損 耗；PS，F(xiàn)2，g和PS，F(xiàn)2，h分別為在F2處短路時，基于容量比優(yōu)化策略和基于最小損耗優(yōu)化策略的母線功率損耗。在F1處發(fā)生故障并切除線路l12后，經(jīng)所提優(yōu)化策略修正功率分配，其損耗降低約10%；在F2處發(fā)生故障并切除線路l23后，經(jīng)所提優(yōu)化策略修正功率分配，其損耗降低約60%。

圖5 2 種優(yōu)化策略的功率損耗仿真曲線Fig.5 Power loss simulation curves with two optimization strategies

4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證所提方法的有效性，構(gòu)建如圖1 所示的直流微電網(wǎng)群半實(shí)物實(shí)驗(yàn)平臺。實(shí)驗(yàn)平臺照片如附錄B 圖B1 所示，由計算機(jī)、示波器、DSP 控制板（DSP 為TMS32OF28335）和電力電子半實(shí)物仿真實(shí)驗(yàn)平臺（型號為Plecs RT Box1）組成。實(shí)驗(yàn)工況與仿真工況相同，因Plecs RT Box1 模擬量輸出范圍為［-10，10］A，實(shí)驗(yàn)電流超出量程范圍。因此，對測量電流縮小為原來的1/10。

附錄B 圖B2（a）為基于容量比優(yōu)化策略，各段母線短路前后的電流仿真曲線。子網(wǎng)3 在0.01 s 時出現(xiàn)5 kW 功率缺額，子網(wǎng)1 經(jīng)線路l13注入子網(wǎng)3，功率為1.67 kW，電流為4.2 A。子網(wǎng)2 經(jīng)線路l23注入子網(wǎng)3，功率為3.33 kW，電流為8.3 A。在0.04 s 時，環(huán)形直流微電網(wǎng)群在F1處發(fā)生短路，線路l13被切除，子網(wǎng)1 輸出功率仍為1.67 kW，母線的輸出電流為4.2 A，經(jīng)線路l12和l23注入子網(wǎng)3，子網(wǎng)2 的輸出電流及路徑不變，線路l12的電流為4.2 A，線路l23的電流為12.5 A。附錄B 圖B2（b）為基于最小損耗優(yōu)化策略，各段母線短路前后的電流仿真曲線。經(jīng)計算，λ=0.715，子網(wǎng)1 的輸出功率為3.57 kW，電流為8.9 A，經(jīng)線路l13注入子網(wǎng)3，子網(wǎng)2 的輸出功率為1.43 kW，電流為3.58 A，經(jīng)線路l23注入子網(wǎng)3。在0.04 s 時，環(huán)形直流微電網(wǎng)群在F1處發(fā)生短路，線路l13被切除，λ為零，子網(wǎng)1 輸出電流變?yōu)榱?，子網(wǎng)2 輸出電流變?yōu)?2.5 A。微電網(wǎng)群出現(xiàn)20 kW功率缺額時的電流仿真曲線如附錄B 圖B2（c）和（d）所示。

實(shí)驗(yàn)結(jié)果與理論分析一致，表明所提方法可降低網(wǎng)絡(luò)損耗，提高直流微電網(wǎng)群運(yùn)行的經(jīng)濟(jì)性。

5 結(jié)語

針對環(huán)形直流微電網(wǎng)群，為降低網(wǎng)絡(luò)損耗，提出一種以最小損耗為目標(biāo)，具有自適應(yīng)分配系數(shù)的控制策略。通過對各子網(wǎng)預(yù)測功率的修正，實(shí)現(xiàn)功率損耗最小化。同時，為快速預(yù)測各子網(wǎng)功率變化情況，解決傳統(tǒng)模型預(yù)測在線計算量大、頻率不固定的問題，提出基于PWM 的母聯(lián)變換器模型預(yù)測策略。該策略無須遍歷所有變換器開關(guān)狀態(tài)，頻率固定且在線計算量小。仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，在運(yùn)行工況發(fā)生改變時，各子網(wǎng)均可依據(jù)最小損耗調(diào)整子網(wǎng)功率，不受微電網(wǎng)群架構(gòu)改變的影響，提高了直流微電網(wǎng)群能量管理的經(jīng)濟(jì)性。

本文著重分析直流微電網(wǎng)群的最小網(wǎng)絡(luò)損耗和子網(wǎng)功率變化的預(yù)測，未考慮通信延遲的影響，后續(xù)將繼續(xù)研究系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

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