Dynamic Modeling of Shipboard AC/DC Interconnected Microgrids and Attenuation of Transient States Caused by Pulsating Load Changes
Subject Areas : electrical and computer engineering
Mostafa Zamani
1
,
Arash Dehestani Kolagar
2
*
,
Mahdi Mossayebi
3
,
Mohammad Reza Alizadeh Pahlavani
4
1 - Faculty of Electrical & Computer Engineering, Malek Ashtar University of Technology, Iran
2 - Faculty of Electrical & Computer Engineering, Malek Ashtar University of Technology, Iran
3 - Faculty of Electrical & Computer Engineering, Malek Ashtar University of Technology, Iran
4 - Faculty of Electrical & Computer Engineering, Malek Ashtar University of Technology, Iran
Keywords: Disturbance resulting from load switching, microgrid stability, pulsed load switching, microgrid dynamic modeling.,
Abstract :
AC/DC microgrids of modern vessels have undergone significant changes due to the increase of high-power loads and the development of energy storage systems. In this paper, the extracted microgrid model is the main model developed in the dq reference frame, and the simulation results show the dynamic effect caused by any instability between the AC and DC subsystems of the microgrid. Thus, according to the results of the simulations, the microgrid AC/DC subsystems will have different transient characteristics in case of disturbances such as short circuit, switching of high-power loads, and occurrence of electric arc, which lead to the instability of the microgrid. The ability of the microgrid to maintain stability largely depends on the damping of electromechanical oscillations by the controllers in the AC/DC microgrid, which makes the study and design of these controllers very important. In order to attenuate the transient states of the DC subsystem, the PI closed-loop controller is used in the energy storage system to control the duty cycle of the IGBT switches in the DC/DC converter. The results show that with the appropriate design of the controller of the energy storage system, the transient states in the DC subsystem, in case of instabilities caused by the load pulse changes, are significantly reduced and attenuate the transient states of the microgrid. In this article, the second Lyapunov method is used to evaluate the stability of AC/DC microgrid.
[1] L. Xu et al., "A review of DC shipboard microgrids - part I: power architectures, Energy Storage, and Power Converters," IEEE Trans. on Power Electronics, vol. 37, no. 5, pp. 5155-5172, May 2022.
[2] N. Doerry, "Next generation integrated power systems (NGIPS) for the future fleet," in Proc. IEEE Electric Ship Technologies Symp., Baltimore, MD, USA, 14-16 Sept. 2009.
[3] P. S. Sarker, Dynamic Modeling, Stability Analysis and Control of AC/DC Interconnected Microgrid Using DQ-Transformation, Ph.D. Thesis, Temple Iniversity, USA, 2018.
[4] –, IEEE Recommended Practice for 1 kV to 35 kV Medium-Voltage DC Power Systems on Ships, IEEE Std. 1709-2010, pp. 1-54, Nov. 2010.
[5] –, IEEE Guide for the Design and Application of Power Electronics in Electrical Power Systems on Ships, IEEE Std. 1662-2008, pp. 1-72, 2009.
[6] –, IEEE Standard for Power Electronics Open System Interfaces in Zonal Electrical Distribution Systems Rated Above 100 kW, IEEE Std. 1826-2012, pp. 1-46, 2012.
[7] N. Doerry and J. Amy, “DC voltage interface standards for naval applications,” in Proc. IEEE Electric Ship Technologies Symp., 2015, pp. 318-325, Old Town Alexandria, VA, USA, 21-24 Jun. 2015.
[8] –, IEC/IEEE International Standard - Utility Connections in Port – Part 1: High Voltage Shore Connection (HVSC) Systems – General Requirements, IEC/IEEE 80005-1:2019, pp. 1-178, 2019.
[9] H. Zhang, Q. Wang, H. Chen, Y. Xu, and Y. Wang, "Comparative analysis of IEC 61000-4-30 evolution in power quality," in Proc. 21st Int. Conf. on Harmonics and Quality of Power, pp. 701-705, Chengdu, China, 15-18 Oct., 2024.
[10] M. Valdes and H. Floyd, "Considerations for adapting IEEE 1584-2002 arc flash study pesults to a post IEEE 1584-2018 risk assessment," IEEE Trans. Ind. Appl., vol. 57, no. 6, pp. 5562-5570, Aug. 2021.
[11] D. R. Doan, "Arc flash Calculations for Exposures to DC systems," IEEE Trans. Ind. Appl., vol. 46, no. 6, pp. 2299-2302, Dec. 2010.
[12] L. Xu, et al., "A review of DC shipboard microgrids - part II: control architectures, stability analysis, and protection schemes," IEEE Trans. on Power Electronics, vol. 37, no. 4, pp. 4195-4120, Oct. 2022.
[13] S. Kim, Protection Coordination in Marine DC Power Distribution Networks, Ph.D. Thesis, EPFL, Switzerland, 2020.
[14] H. Liu, H. Guo, J. Liang, and L. Qi, "Impedance-based stability analysis of MVDC systems using generator-thyristor units and DTC motor drives," IEEE Journal of Emerging and Selected Topics in Power Electronics, vol. 5, no. 1, pp. 5-13, Mar. 2016.
[15] –, IEEE Electric Ship Technologies Symposium, Baltimore, MD, USA, 14-16 Sept. 2009.
[16] N. Eghtedarpour and E. Farjah, "Power control and management in a Hybrid AC/DC microgrid," IEEE Trans. Smart Grid, vol. 5, no. 3, pp. 1494-1505, May 2014.
[17] K Chaijarurnudomrung, K. N. Areerak, and K. L. Areerak, "Modeling and stability analysis of AC-DC power system with controlled rectifier and constant power loads," WSEAS Trans. on Power Systems, vol. 6, no. 2, pp. 31-41, Apr. 2011.
[18] J. Shi, R. Amgai, and S. Abdelwahed, "Modelling of shipboard medium-voltage direct current system for system level dynamic analysis," IET Electrical Systems in Transportation, vol. 5, no. 4, pp. 156-165, Dec. 2015.
[19] Il-yop Chung, Wenxin Liu, David A Cartes, Soo-hwan Cho, and Hyun-koo Kang, "Controller optimization for bidirectional power flow in medium-voltage DC power systems," Journal of Electrical Engineener & Technology, vol. 6, no. 6, pp. 750-759, 2011.
[20] –, IEEE Energy Conversion Congress and Exposition, Alexandria, VA, USA, 10-13 Apr. 2012.
[21] P. S. Sarker and S. Biswas, "Modeling and non-linear stability analysis of ac/dc interconnected microgrid using dq-transformation considering generator dynamicsm," in Proc. 44th Annual Conference of the IEEE Industrial Electronics Society, pp. 4039-4044, Washington, DC, USA, 21-23 Oct. 2018.
[22] P. M. Andersonand C. A. A. Fouad, Power System Control and Stability, Second Edition, John Wiley & Sons, 2008.
[23] K. N. Areerak, S. V. Bozhko, G. M. Asher, and D. W. Thomas, “Stability analysis and modelling of AC-DC system with mixed load using DQ-transformation method," in Proc. IEEE Int. Symp. on Industrial Electronics, 6. pp., Cambridge, UK, 30 Jun.- 2 Jul. 2008.
[24] M, Djibo, Protection and Disturbance Mitigation of Next Generation Shipboard Power Systems. Ph.D. Thesis, Old Dominion University, USA, 2021.
[25] Y. Lu, Optimal Scheduling and Loadsharing of a Hybrid Power Plant with Gensets and Battery Banks, Master Thesis, Norwegian University of Science and Technology, Norway, 2019.
[26] J. Zhang, Bidirectional DC-DC Power Converter Design Optimization, Modeling and Control, Ph.D. Thesis, Virginia Polytechnic Institute, USA, 2008.
[27] N. Zohrabi, Distributed Predictive Control for MVDC Shipboard Power System Management, Ph.D. Thesis, Mississippi State University, USA, 2018.
20 نشریه مهندسی برق و مهندسی کامپیوتر ایران، الف- مهندسی برق، سال 23، شماره 1، بهار 1404
همقاله پژوهشی
مدلسازی دینامیکی ریزشبکهی بهمپیوستهی AC/DC در شناورها و تعدیل حالتهای گذرای ناشی از تغییرات پالسی بار در آن
مصطفی زمانی، آرش دهستانی کلاگر، مهدی مصیبی، محمدرضا علیزاده پهلوانی
چکیده: ریزشبکههای AC/DC شناورهای مدرن بدلیل افزایش بارهای با توان بالا و توسعهی سیستمهای ذخیرهسازی انرژی تغییرات چشمگیری داشتهاند. در این مقاله مدل استخراج شدهی ریزشبکه، مدل اصلیِ توسعهیافته در چارچوب مرجع dq است و نتایج شبیهسازیها تأثیرِ دینامیکیِ ناشی از هرگونه ناپایداری بین زیرسیستمهای AC و DC ریزشبکه را نشان میدهند. بدین ترتیب با توجه به نتایج شبیهسازیهای انجام شده، زیرسیستمهای AC/DC ریزشبکه در صورت بروز حالتهای گذرایی مانند اتصال کوتاه، کلیدزنی بارهای توان بالا و وقوع قوس الکتریکی، ویژگیهای گذرای متفاوتی خواهند داشت که منجر به ناپایداری ریزشبکه میشوند. توانایی ریزشبکه در حفظ پایداری تا حد زیادی به میرا کردن نوسانهای الکترومکانیکی توسط کنترلکنندههای موجود در ریزشبکهی AC/DC بستگی دارد که مطالعه و طراحی این کنترلکنندهها را بسیار مهم میسازد. جهت تعدیل حالتهای گذرای زیرسیستم DC از کنترلکنندهی حلقه بستهی PI در سیستم ذخیرهسازی انرژی به منظور کنترل سیکلِ کاریِ کلیدهای IGBT مبدل DC/DC استفاده شده است. بنابراین با طراحی مناسب کنترلکنندهی سیستم ذخیرهسازی انرژی، حالتهای گذرا در زیرسیستم DC در صورت بروز ناپایداریهای ناشی از تغییرات پالسی بار به طور چشمگیری کاهش یافته و سبب تعدیل حالتهای گذرای ریزشبکه خواهد شد. در این مقاله از روش دوم لیاپانوف برای ارزیابی پایداری ریزشبکهی AC/DC استفاده شده است.
کلیدواژه: اغتشاش حاصل از کلیدزنی بارها، پایداری ریزشبکه، کلیدزنی بارهای پالسی، مدلسازی دینامیکی ریزشبکه.
1- مقدمه
امروزه ریزشبکههای AC/DC بهمپیوسته 2(IPS) بسیار محبوب هستند. این ریزشبکهها از نظر کارایی، انعطافپذیری و بکارگیریِ انواع ادوات الکترونیک قدرت مزایای زیادی در مقایسه با شبکههای AC مرسوم دارند و دارای چندین پیکربندی بالقوه با معماری و سطوح ولتاژ مختلف هستند. یک ریزشبکه AC/DC شناور شاملِ واحدهای تولید توان 3(PGMs)، سیستم پیشرانش، بارهای با توان بالا و بارهای پالسی مخصوصاً در شناورهای نیروی دریایی هستند. در شناورهای مدرن، واحدهای تولید توان نه تنها شامل ژنراتورها و سلولهای سوختیاند 4(FCs) بلکه دارای سیستمهای ذخیرهسازی انرژی 5(ESSs) که با ژنراتورها جهت بهبود کارایی و قابلیت اطمینان در تعامل هستند وجود دارند. یکسوکنندهها وظیفهی تنظیم ولتاژ شینهی DC و توزیع توان ژنراتورها را بر عهده دارند. سیستم محرکهی شناور با اینورترهای موتورهای پیشرانش در شرایط کاری مختلف وظیفهی راهاندازی موتورها را بر عهده دارند. مبدلهای DC/DC برای سیستمهای ذخیرهسازی انرژی، نقش تعادل عرضه و تقاضای توان و تعدیل نوسانات ولتاژ را بازی میکنند. از آنجایی که سیستم قدرت شناور بهصورت جزیرهای و مستقل است و تجهیزات آن در فضای کوچک و بدون پشتیبانی از شبکهی بالادست به یکدیگر اتصال دارند، بیشتر در معرض انواع اختلالات، اغتشاشات و آسیبهای فیزیکی هستند. از این رو، ریزشبکههای جزیرهای به دلیل ظرفیت تولید توان کم و اینرسی سنکرون پایین مستعد ناپایداری در ولتاژ و فرکانس هستند که با توسعهی ظرفیت تولید توان میتوان بر این مشکل غلبه کرد امّا این امر باعث افزایش هزینهها و کاهش کارایی ژنراتورهای سوخت فسیلی، افزایش مصرف سوخت و انتشار گازهای گلخانهای میشود [1].
به طور کلی امروزه بدلیل افزایش چشمگیر توان نیروی محرکهی پیشرانه و افزایش تقاضای توان بارهای عمومی شناورها، ریزشبکهها با سیستم توزیع DC مورد توجه نیروی دریایی و سیستم حمل و نقل دریایی قرار گرفته و در حال توسعه میباشند. این امر باعث شده است که نیروی دریایی روی فناوری پیشرفتهی سیستم قدرت بهمپیوستهی (IPS) سرمایهگذاری نماید و تلاش برای سیستمهای قدرت نسل بعدی را آغاز نماید [2]. مرکز سیستمهای قدرت پیشرفته 6(CAPS) با همکاری کنسرسیوم تحقیق و توسعهی شناورهای الکتریکی 7(ESRDC)، چارچوب اساسیِ شبکههای توزیع شناورهای ولتاژ متوسط DC را توسعه دادهاند [3].
اگرچه سیستمهای قدرت DC شناورها هنوز در مرحلۀ تحقیق و توسعه هستند امّا برای طراحی و تحلیل این گونه سیستمها به استانداردها و منابع کمی میتوان اشاره نمود. استاندارد 2010-1709 IEEE Std. به مراحل طراحی و ارزیابی مشکلات فنی میپردازد [4]. همچنین استاندارد 2008-1662 IEEE Std. دستورالعملها و مشخصات مبدلهای قدرت را که باید در سیستم الکتریکی شناورها مورد استفاده قرار گیرند پوشش میدهد [5]. در مورد سیستمهای قدرت ناحیهای میتوان به مراجع 2012-1826 IEEE Std. و 300-31399 MIL Std. مراجعه نمود [6] و [7]. در مورد شناورهای الکتریکی پهلو گرفته در اسکله و تغذیهی آنها
از سیستم قدرت سراسری مرجع 1-31399 IEC/IEEE Std. مفید است [8].
موتورهای توان بالا بهصورت گسترده در شناورها مورد استفاده قرار میگیرند، به طوری که حدود 70% از توان الکتریکی تولیدی ژنراتورها را به خود اختصاص میدهند. افت یا درّهی ولتاژی ناشی از جریان راهاندازی موتورهای با توان بالا یکی از دلایل اصلی افت ولتاژ و از مدار خارج شدن تجهیزات الکتریکی حساسِ شناور است. این پدیده باید در طراحی شناورها به دقت در نظر گرفته شود تا با استاندارد 3-4-61000 IEC مطابقت داشته باشد [9].
قوس الکتریکی با آزاد شدن انرژی ناشی از یک خطای الکتریکی تولید میشود. بنابراین توصیه میشود اثراتِ خطرناک قوس الکتریکی بر روی پرسنل در شبکههای AC و DC به حداقل برسد. در این راستا، استاندارد 2002-1584 IEEE Std.تکنیکهایی را برای طراحان و اپراتورهای تاسیسات الکتریکی در تعیین فاصله ایمن ناشی از قوس الکتریکیِ AC و اثرات انرژی آن بر روی کارکنان در معرض آن ارائه میدهد [10]. با این حال، هنوز هیچ استاندارد یا دستورالعمل جامعی برای تخلیهی قوس الکتریکی DC وجود ندارد. روشی برای تخمین انرژی ناشی از قوس الکتریکی DC در استاندارد مربوط بهIEEE منتشر شده است [11]. این روش بر این مفهوم استوار است که حداکثر توان قوس DC زمانی رخ میدهد که ولتاژ قوس الکتریکی نصف ولتاژ سیستم باشد. با این وجود، روشهای کاهش قوس الکتریکی در پیوست B استاندارد IEEE Std. 2010-1709 ذکر شده است [4].
یکی از خصوصیات مهم ریزشبکههای AC/DC فقدان زمین مؤثر است که سیستم اتصال زمین شناورها را به یک چالش بزرگ تبدیل میکند. در صورت زمین نشدن ریزشبکهی شناور، جریان نشتی و جریان خطای فاز به زمین میتواند اندک باشد که باعث تداوم کارکرد منبع تغذیه در صورت بروز یک خطای فاز به زمین میشود. بهدلیل جریان کم خطا، تشخیص و مکانیابی عیب دشوار است. علاوه بر این جریانهای نشتی باعث ایجاد ولتاژهای باقیمانده بر روی تجهیزات الکتریکی میکنند که باید این تجهیزات با سطح بالایی از عایقبندی تجهیز شوند تا خطرات جانی برای پرسنل ایجاد نکند [12]. مطابق استاندارد -1709IEEE Std. 2010 دو روش برای زمین کردن زیرسیستم DC دوقطبی شناور وجود دارد: 1) زمین کردن با مقاومت بالا. 2) زمین کردن مستقیم به یک نقطهی خنثی [4].
شکل 1، نمونهای از یک ریزشبکهی بهم پیوستهی شناور که شامل ژنراتورهای سنکرون و موتورهای پیشرانش، بارهای موتوری توان بالا و سیستمهای ذخیرهسازی انرژی است را نشان میدهد که بهوضوح دیده میشود که موتورهای توان بالا سهم بالایی از توان الکتریکی ژنراتور را به خود اختصاص میدهند [13].
مدلسازی و کنترل ریزشبکههای بههم پیوستهی AC/DC از دههی گذشته موضوع مورد توجه محققین سیستمهای قدرت شناورها بوده است. این سیستم را میتوان از دو منظر بررسی نمود: 1) شبکههایی که
دارای زیرسیستمAC غالب هستند، مانند ریزشبکهی AC/DC
با تعداد محدودی از سامانههای خورشیدی متصل به آن 2) شبکههایی با
شکل 1: نمونهای از سیستم قدرت MVDC شناور.
زیرسیستم DC غالب که قسمت تولید توان الکتریکی در سمت زیرسیستم AC وجود دارد (شبکهی MVDC شناورها). بدین ترتیب، ریزشبکههای بهم پیوستهی AC/DC از دیدگاه زیرسیستم غالب مورد بررسی و مدلسازی قرار میگیرند. برای مدلسازی ریزشبکهی AC/DC، مرجع [14] تنها مدل امپدانسی (یکسوکننده - ژنراتور) را در نظر گرفته که معادلات ژنراتور که بیان ریاضی مهمی از پایداری آن میباشد را نادیده گرفته است و یکسوکنندهی تریستوری در حالت پل دیودی و با مدل امپدانسی خود نشان داده شده است. در این مرجع تنها پایداری زیرسیستم DC بدون توجه به زیرسیستم AC مورد مطالعه قرار گرفته است. مرجع [15] بر روی تحلیل دقیق پایداری زاویهای سیستم با استفاده از مدل دینامیکی خطی شده متمرکز شده است. این نقطهی پایداریِ عملیاتیِ اولیه، برای تجزیه و تحلیل پایداری سیگنال کوچک MVAC و همچنین معماریهای MVDC سیستم قدرت ناحیهای شناور8 استفاده شده است. در این مرجع از مدل حالت پایدار ساده شدهی منابع مبدلهای ولتاژی کمک گرفته است. مرجع [16] تجزیه و تحلیل سیگنال کوچک را برای ریزشبکهی هیبریدی با تجزیه و تحلیل پایداری سیستم بررسی میکند. مرجع با نشان دادن مبدل به عنوان یک تابع کلیدزنی سه فاز و در نظر گرفتن منبع تغذیه به عنوان یک منبع ولتاژ ایدهآل، ریزشبکهی AC/DC را در یک چارچوب مرجع dq توسعه داده است. در روش مرجع [17] تجزیه و تحلیل ریزشبکهی بهم پیوستهی AC/DC بسیار ساده توصیف میشود و دینامیک شبکهی AC با نوسانات ژنراتورهای سنکرون که برای آن حائز اهمیت است را نادیده گرفته است. به علاوه، این روش به تجزیه و تحلیل سیستمهای دارای ژنراتور سنکرون کمکی نمیکند و با چارچوب مرجع ژنراتورهای سنکرون که معمولاً برای سیستمهای قدرت چند ماشینه بکار میرود مطابقت ندارد. مرجع [18] زیرسیستم AC را در قالب یک منابع ولتاژ متعادل سه فاز ایدهآل با اندوکتانس کموتاسیون ثابت نشان داده است. مرجع [19] ژنراتورهای سنکرون AC را با مدلهای DC معادل آنها برای بهینهسازی کنترلکنندهی مبدلهای DC-DC نشان داده است. مرجع [20] یک مدل سیگنال کوچک از یک سیستم MVDC چند ماشینه ارائه میکند که ژنراتورهای سنکرون AC را توسط یک منبع ولتاژ DC که با المانهای RL سری شدهاند ارائه میکند.
شکل 2: ریزشبکهی بهم پیوستهی AC/DC مورد مطالعه.
این مقاله بر روی سه هدف اصلی تمرکز دارد:
1. توسعهی مدل دینامیکی ریزشبکهی بهم پیوستهی AC/DC.
2. ارزیابی پایداری دینامیکی بین زیرسیستمهای AC و DC.
3. طراحی سیستم کنترلی زیرسیستم DC جهت تعدیل حالتهای گذرا.
هر جزء ریزشبکهی AC/DC مانند ژنراتور سنکرون، مبدل
یکسوکننده، فیلترها و سیستم ذخیره سازی انرژی توسط یک مدل دینامیکی مناسب توصیف شده است. این مدل تحلیلی همچنین کاربرد مفاهیم تئوری کنترل پیشرفته برای جبرانسازی حالتهای گذرا در سیستم را تسهیل میکند. این مدل دینامیکی میتواند برای مطالعات شبیهسازی در زبان برنامهنویسی Matlab در حوزه زمان و فرکانس پس از خطیسازی با استفاده از ابزارهای حوزه فرکانس بکار برده شود. از آنجایی که سیستمهای فیزیکی واقعی شامل ادوات و تجهیزات AC و DC هستند، یک رویکرد مناسب برای ادغام این دو زیرسیستم استفاده از تبدیل dq است که معمولاً برای تحلیل حالتهای گذرای ژنراتورهای سنکرون بکار برده میشود. مهمترین نیاز در این زمینه، توسعهی یک مدل ریاضی برای مبدل است که زیرسیستمهای AC و DC را به یکدیگر مرتبط میکند. این مقاله یک مدل dq از مبدل را با استفاده از چارچوب مرجعی که معمولاً برای ژنراتورهای سنکرون مورد استفاده قرار میگیرد توصیف میکند. چارچوب مرجع dq بررسیِ برهمکنشیِ دینامیکی بین زیرسیستمهای AC و DC را که توسط یک مبدل به هم متصل شدهاند را تسهیل مینماید. بدلیل اینکه مدل دینامیکی توسعهیافته بسیار غیرخطی است از مفاهیم پایداری لیاپانوف برای ارزیابی پایداری سیستم استفاده شده است. نتایج شبیهسازی نشان میدهد که هرگونه اغتشاش در شینهی بارِ DC مانند کلیدزنی بارهای پالسی توان بالا، اتصالکوتاه، قوسالکتریکی و کلیدزنی ژنراتور سنکرون در غیاب یک کنترلکننده مناسب باعث ایجاد حالتهای گذرایی در شینهی AC میگردد [3]. به طور مشابه با کلیدزنی یک بار دینامیکی بزرگ در زیرسیستم AC، باعث ایجاد نوسانات ولتاژ در شینهی زیرسیستم DC میگردد که این امر نیازمند طراحی سیستم کنترلی مناسب برای بهبود پایداری ریزشبکه است.
ساختار این مقاله بصورت زیر سازماندهی شده است: بخش 2، اولین مدل دینامیکی ریزشبکهی بهم پیوستهی AC/DC را با استفاده از چارچوب مرجع dq مبتنی بر ژنراتور سنکرون توسعه میدهد. بخش 3، کنترل کنندهی زیرسیستم DC را به همراه طراحی مبدل DC/DC توصیف میکند. بخش 4، تجزیه و تحلیل پایداری کامل سیستم را بر اساس روش دوم یا مستقیم نظریهی لیاپانوف ارائه میدهد. بخش 5، نتایج شبیهسازیِ حالتهای گذرایِ ناشی از بارهای پالسی بر روی شینههای AC و DC را ارائه میکند و بخش 6 به نتیجهگیری مقاله اختصاص دارد.
شکل 3: شماتیک مداری ژنراتور سنکرون.
2- مرور ادبیات و پژوهشهای مرتبط
در این بخش مدل ریاضی یک ریزشبکهی بهمپیوستهی AC/DC مطابق شکل 2، توسعه داده شده که در آن ژنراتور سنکرون که توسط یک خط انتقال به مبدل یکسوساز تریستوری شش پالسه متصل شده است و زیرسیستمهای AC و DC را از طریق آن به یکدیگر متصل میکند تشکیل شده است. شکل موج ولتاژ و جریانِ خروجی DC یکسوکننده با استفاده از یک فیلتر RL سری و یک سسیتم ذخیرهسازِ خازنی فیلتر شده و به بار مقاومتی R داده میشود. همچنین به شینهی اصلیِ AC، یک بار RC موازی که هارمونیکهای ناشی از ژنراتور و بارهای AC را فیلتر میکند متصل شده است [21].
1-2 مدل ژنراتور سنکرون
ژنراتور سنکرون ماشین دواری است که دارای یک استاتور با سه سیمپیچ مستقل a، bو c که با موقعیت ˚120 از هم قرار گرفتهاند و دارای روتوری که تعداد معینی قطب مغناطیسی که توسط جریان DC تغذیه میشوند تشکیل شده است. میدان مغناطیسی کوپلینگی بین سیمپیچهای ژنراتور سنکرون تابعی از موقعیت روتور است. از این رو، شارهای پیوندیِ بین سیمپیچها نیز تابعی از موقعیت روتور میباشند.
مطابق شکل 3، ژنراتور سنکرون سیستمی با شش مدار است که سه مدار آن برای سیمپیچهای استاتور، یکی برای میدان تحریک و دو مدار دیگر به سیمپیچهای دمپر اختصاص دارد [22]. بطور کلی سیمپیچیهای میرا کننده (دمپر) جهت مستهلک کردن جریانهای فوکوی جاری شده در قسمت آهنی قطبهای روتور ژنراتور سنکرون بکار میروند و میتوانند باعث کاهش ناچیزی در حالتهای گذرای زیرسیستم AC در ریزشبکهی شناور شوند.
علاوه بر اندوکتانسهای متقابل بین هر جفت سیمپیچ، هر یک از این سیمپیچها دارای مقاومت و القای خودی نیز میباشند.
مدل ژنراتور سنکرون که از طریق خط انتقال به شینهی AC متصل شده است به راحتی از قانون ولتاژ کیرشهف بدست میآید [22].
(1)
U3 ماتریس یکّه با بُعد سه است.
از آنجایی که پارامترهای (1) متغیر با زمان هستند و تجزیه و تحلیل آنها را با پیچیدگی روبهرو میکند ما مطابق (2) با استفاده از تبدیل پارک،
شکل 4: محور dq ژنراتور سنکرون.
سیستم را در چارچوب مرجع دوّار
در نظر میگیریم و رابطههای با اندوکتانسهای متغیر با زمان را حذف میکنیم. با توجه به شكل 4، محور
در جهت محور قطبیِ روتور قرار دارد که محور
به اندازهی ˚90 از محورعقبتر است.
(2)
با کاربرد تبدیل پارک مطابق (2) و با استفاده از آن در (1)، مدل دینامیکی ژنراتور سنکرون متصل شده به شینهی AC از رابطهی زیر بهدست میآید.
(3)
معادلات سرعت و گشتاور زاویهای ژنراتور سنکرون با تبدیل در
شکل 5: مدار مبدل تمام موج کنترلپذیر تریستوری.
چارچوب مرجع dq از روابط زیر بهدست میآید.
(4)
(5)
در (4)، 
که
اینرسی ثابت روتور است. با توجه به روابط فوق مدل کامل ژنراتور سنکرون توصیف شده است [21].
2-2 مدل مبدل تریستوری ششپالسه
مطابق شكل 5، یک مبدل ششپالسهی تمام پُل کنترلپذیر تریستوری را که شامل مقاومت
که بدلیل همپوشانی کموتاسیونی در مدارهای القایی باعث افت ولتاژ در سمت زیرسیستم DC میشود را در نظر میگیریم.
(6)
که 
و 
، به ترتیب اندوکتانس و سرعت زاویهای سمت AC مبدل تریستوری هستند. برای یک سیستم پایدار مقدار مقاومت را ثابت فرض میکنیم و تغییراتدر طول دورهی حالتهای گذرا معمولاً کم میباشد.
برای ترکیب مقادیر پارامترهای زیرسیستمهای AC و DC، مبدل تریستوری باید به عنوان یک تابع کلیدزنی پریودیکی در چارچوب مرجع dq توصیف گردد. با نادیده گرفتن اثرات کموتاسیونی، مبدل تریستوری باید به عنوان یک سوئیچ ایدهآل سه فاز کنترل شده با یک تابع سوئیچینگ مطابق شکل 6 در نظر گرفته شود.
α زاویهی آتش تریستورها و φ زاویه فاز ولتاژ شینه AC ورودی است [24]. مطابق شکل 1، سیگنال کلیدزنی Sa که خروجی یکسوکنندهی تریستوری است میتواند توسط سری فوریهی زیر توصیف گردد.
(7)
در این مورد تنها مؤلفهی اصلی یعنی 
را برای خروجی سیگنال کلیدزنی Sa در مبدل شش پالسهی تریستوری در نظر میگیریم [23].
میزان هارمونیک کل در کاربردهای الکترونیک قدرت توسط سوئیچینگ مبدلها که عموماً توسط فیلترها تعدیل پیدا میکنند تعریف
شکل 1: سیگنال سوئیچینگ یکسوکنندهی تمام پُل تریستوری.
میشوند. پس با چشمپوشی از میزان هارمونیکها در ریزشبکه، توابع سوئیچینگ مبدل تریستوری شش پالسه توسط (8) توصیف میگردد.
(8)
رابطه بین ترمینال ورودی، یعنی ترمینال شینهی AC و ترمینال خروجی مبدل زیرسیستم DC را میتوان بهصورت زیر بیان نمود.
(9)
همانطور که مؤلفههای متغیر با زمان در مدلسازی ژنراتور سنکرون با استفاده از تبدیلحذف شدهاند، مدل مبدل نیز باید مستقل از زمان باشد. اکنون با تبدیل و با استفاده از ماتریس تبدیل پارک، تابع کلیدزنی (8) بهصورت زیر در میآید.
(10)
بهطور مشابه با اعمال تبدیل dq در (9) داریم.
(11)
با ترکیب روابط و نتایج فوق داریم.
(12)
که ارتباط ولتاژهای ورودی و خروجی مبدل تریستوری شش پالسه توسط (12) توصیف میشود [21].
3-2 مدل شینهی AC
شینهی AC به عنوان نقطهی اتصال ژنراتور سنکرون و مبدل تریستوری شناخته میشود که میتوان بارهای محلیِ AC را نیز به آن متصل نمود. با کاربرد قانون جریان کیرشهف در شینهی AC و تبدیل آن
شکل 7: مدار زیرسیستم DC با باتری ذخیرهسازی انرژی.
در چارچوب مرجعداریم [3].
(13)
با جایگذاری
و 
از (11) در (13) و با تبدیل پریونیت داریم.
(14)
(15)
4-2 مدل فیلتر و سیستم ذخیرهسازی انرژی
مطابق شكل 7، با استفاده از قوانین ولتاژ و جریان کیرشهف در زیرسیستم DC، مدل ریاضی آن به صورت زیر تعریف میشود [3].
(16)
که R نشاندهندهی مقاومت بار DC و
ولتاژ شینه DC است که با توجه به (17) توصیف میگردد.
(17)
اکنون با ترکیب (11) با مدل فیلتر، سیستم ذخیرهسازی انرژی و مبدل DC/DC طبق (16) و (17) و تبدیل پریونیت داریم.
(18)
(19)
مطابق شکل 7، جریان iLB در روابط (18) و (19)، جریان ورودی مبدل DC/DC که به عنوان کنترلکنندهی زیرسیستم DC شناخته میشود تعریف میگردد. مدل دینامیکی کامل ریزشبکهی AC/DC توسط (3)، (5)، (14)، (15)، (18) و (19) توصیف میشود. واضح است که مدل دینامیکی زیرشبکهی AC/DC غیرخطی است و بیانگر ارتباط دینامیکیِ زیرسیستمهای AC و DC میباشد [3].
بهطور کلی امروزه از سیستمهای ذخیرهسازی انرژیِ ترکیبی برای کاهش بیشتر حالتهای گذرا و افزایش پایداری ریزشبکههای AC/DC بهره میگیرند که متداولترین آنها، سیستم ترکیبیِ مبتنی بر باتریها و ابرخارنها است. ابرخازنها شکاف بین باتریها و خازنهای معمولی را پُر میکنند. برخلاف خازنهای معمولی که به دلیل خرابی در دی الکتریک، ظرفیت ذخیرهسازی آنها محدود میشود، اَبَرخازنها حد بالای ولتاژ را تحمل میکنند و میتوانند حداقل 15000 برابر چگالی ذخیرهسازی انرژی بیشتر از آنچه در فناوری خازن معمولی قابل دستیابی است ارائه دهند [24]. بنابراین میتوان از آنها به عنوان تجهیزات ذخیرهسازی انرژی در شناورها استفاده کرد. بدلیل مقاومت داخلی پایین، خازنها دارای یک ثابت زمانی کوچکی هستند که آنها را قادر میسازد نرخ سرعت شارژ/دشارژ بالایی داشته و چگالی توان بالایی ایجاد کنند. با این حال، چگالی انرژی در ابرخازنها برخلاف باتریها نسبتاً کم است. در نتیجه با ترکیبی از ابرخازنها و باتریها نه تنها میتوان تقاضای توان برای بارهای بحرانی و حساس را برآورده کرد، بلکه تنشهای حداکثر توان روی سلولهای باتری را نیز کاهش و تقاضای پیک توان ناشی از بارهای پالسی در شناورهای نظامی را برآورده کنند [1].
در مقایسه با باتریها به عنوان سیستم ذخیرهسازی انرژی، پیل سوختی وسیلهای شیمیایی است که مستقیماً انرژی شیمیایی سوخت را به انرژی الکتریکی تبدیل میکند. پیلهای سوختی به نوعی شبیه باتریها هستند اما نیازی به شارژ شدن توسط اتصالات خارجی ندارد، زیرا از اکسیژن به عنوان کاتالیزور استفاده میکند. تا زمانی که سوخت داخل دستگاه باشد، قادر به تولید انرژی هستند. این به عنوان یکی از امیدوار کنندهترین فناوریهای الکتریکی شناخته میشود زیرا دارای حداقل انتشار گازهای گلخانهای و بدون آلودگی صوتی میباشند. با این حال، چالش در تولید، ذخیره سازی و هزینههای بالا در تعمیر و نگهداری آن را به اولویت پایینتری برای ریزشبکههای AC/DC مورد استفاده در شناورها تبدیل میکند [25].
3- کنترلکنندهی زیرسیستم DC
کنترلکنندههای محرک اصلی و سیستم تحریک ژنراتور سنکرون، حالتهای گذرا در زیرسیستم AC را بهبود میبخشند اما بهبودی در حالتهای گذرای زیرسیستم DC جزئی است. لذا در این بخش، با اضافه کردن یک کنترلکننده جهت تعدیل حالتهای گذرای زیرسیستم DC آن را مورد بررسی قرار میدهیم. بطور خاص باتریهای ذخیرهسازی انرژی به یک کنترلکننده اضافه میشوند که حالتهای شارژ و دشارژ باتریها هنگام ایجاد گذراهای زیرسیستم DC را تنظیم میکند. با توجه به شکل، باتریهای ذخیرهساز انرژی به یک مبدل DC/DC که توان الکتریکی را در دو جهت انتقال میدهد متصل میشوند و قابلیت کنترل بسیار خوبی را بر روی باتریها فراهم مینماید. باتریهای ذخیرهساز انرژی با تأمین توان مورد نیاز ریزشبکه یا جذب توان اضافی از آن میتوانند در دو حالت باک9و بوست10 کار کنند و مبدل DC/DC توزیع توان را در هر دو جهت میتواند تضمین نماید. کنترلکنندهی مبدل DC/DC حالتهای عملکردی مبدل را جهت تنظیم توزیع توان در سیستم کنترل میکند [3].
شکل 8: مدار مبدل DC/DC با باتری ذخیرهساز انرژی.
حال در ادامه به طراحی کنترلکنندهی مبدل DC/DC در سیستم ذخیرهسازی انرژی میپردازیم.
مطابق شکل 8، مبدل DC/DC از نوع غیر ایزوله و دارای دو کلید IGBT است. کلیدهای IGBT بصورت مکمل با یکدیگر سوئیچ میشوند و همانطور که در بخش قبل ذکر گردید مبدل DC/DC میتواند در دو حالت باک و بوست کار نماید. ضریب وظیفه11 را میتوان به راحتی با کنترل سیگنالهای PWM مورد استفاده برای کلیدزنی IGBT کنترل نمود. بنابراین یک سیگنال ژنراتور PWM ساده در این مقاله در نظر گرفته شده است. شکل 9 سیگنال ژنراتور PWM را با یک کنترلکنندهی تناسبی و انتگرالگیر PI نشان میدهد که دارای ثابت زمانی بسیار کم
است. کنترلکننده خطای بین ولتاژ شینه DC و ولتاژ مرجعDC را کنترل میکند و بسته به خطای مورد نظر، ضریب وظیفه تنظیم میشود تا مبدل در حالت کاریِ باک یا بوست کار نماید. مطابق انتظار، هنگامیکه ولتاژ شینهی DC از ولتاژ مرجع شروع به افزایش میکند، مبدل DC/DC به عنوان مبدل باک کار میکند و توان اضافی را از شینه DC به باتریهای ذخیرهساز انرژی هدایت و به تثبیت ولتاژ زیرسیستم DC کمک مینماید. از سویی دیگر، بدلیل تعدیل توان در شینهی زیرسیستم DC، زمانیکه ولتاژ شینهی DC از مقدار مرجع خود کاهش مییابد، مبدل به عنوان مبدل بوست عمل میکند. سپس باتریها توسط مبدل DC/DC جریان را به شینهی DC انتقال میدهند تا به دامنهی ولتاژ زیرسیستم DC به مقدار مورد انتظار کمک کنند. بنابراین، حالتهای شارژ و دشارژ باتری به ترتیب به مُد کاریِ باک و بوست مبدل DC/DC بستگی دارد [5]. حالت شارژ باتریها عمدتاً به فعال بودن کلید 
و حالت دشارژ آن به فعال بودن کلید 
بستگی دارد [26].
توجه به این نکته ضروریست که فرکانس سوئیچینگ مبدل DC/DC بستگی به نوع اغتشاشات و حالتهای گذرای زیرسیستم DC دارد که توسط کنترلکننده تنظیم میگردد.
توصیف ریاضی دقیق سیگنال ژنراتور PWM با کنترلکنندهی PI را میتوان از شکل 9 بهصورت معادلهی دیفرانسیل زیر استخراج نمود [3]:
(20)
از دیدگاه طراحی کنترلکنندهی مناسب، میتوان از کنترلکنندههای پیچیده و کارآمدتری جهت سوئیچینگ بهینهتر که باعث کاهش تلفات کلیدهای مبدل DC/DC میشود بهره گرفت. میتوان با استفاده از الگوریتمهای کنترلی پیشرفتهتر مانند کنترل پیشبین برای کنترل مبدل DC/DC جهت سوئیچینگ بهینهتر و کاهش تلفات ناشی از آن استفاده نمود و همچنین حالتهای گذرای زیرسیستم DC را کاهش و پایداری
شکل 9: مدار مبدل DC/DC با باتری ذخیرهساز انرژی.
سیستم را بهبود بخشید. مدل کنترل پیشبین12 یک رویکرد مبتنی بر مدل پیشرفته است که از مدل غیرخطی سیستم برای پیشبینی وضعیتهای خروجی آینده استفاده میکند و یک دنباله کنترل بهینه را در نتایج خروجی سیستم ایجاد میکند [27]. در عمل، با در نظر گرفتن سایر الزامات عملکردی و محدودیتهای کنترلی مانند به حداقل رساندن هزینهی کنترل و محدودیتهای دریافت و ارسال سیگنالهای کنترلی، این موضوع از اهمیت بالایی برخوردار است.
4- آنالیز پایداری
از روش دوم لیاپانف که به روش مستقیم لیاپانف نیز مشهور است برای بررسی پایداری سیستم غیرخطی ریزشبکهی AC/DC بهره گرفته شده است. برای یافتن تابع لیاپانوفِ سیستم غیرخطی مورد نظر، حاصلضرب اسکالر روابط (3)، (4)، (14)، (15)، (18) و (19) را با متغیرهای حالت مربوطهشان و بدون روابط مدل فیلتر و سیستم ذخیرهسازی انرژی در نظر میگیریم.
(21)
با توجه به (21)، تابع
بهصورت زیر توصیف میشود:
(22)
در (22)،
بردار حالت سیستم غیرخطی است.
واضح است که
انرژی ذخیره شده در سلفها، خازنها و اینرسیِ سیستم را توصیف میکند. از (22)، روشن است که
و
است. در سمت راست (21)،
ورودی اعمالی از بیرون سیستم است که با استفاده از فیدبک قابل کنترل میباشد. فرض میکنیم که گشتاور با استفاده از فیدبک سرعت 
کنترل میشود، سپس در 
و برای سایر متغیرهای حالتی که در روابط ریزشبکه وجود دارند
است. بنابراین طبق روش دوم لیاپانف، سیستم در پایدار است [3].
به طور کلی شناورهای نظامی به انواع بارهای خاص از قبیل رادارها، سلاحهای لیزری، پرتابگرهای پهپاد و سلاحهای الکترومغناطیسی مجهز هستند. این بارها به توان پریودیک بسیار بالا از صدها کیلووات تا دهها گیگاوات با دورهی زمان بسیار کم از چند میکروثانیه تا چند ثانیه نیاز
شکل 10: سناریوهای شبیهسازی مورد مطالعه در این مقاله.
دارند. این نوع بارها به عنوان بارهای پالسی دستهبندی میشوند. بارهای پالسی نه تنها دارای پیک توان و نرخ افزایشی بالا هستند بلکه تأثیر قابل توجهی بر ولتاژ شینه و پایداری زیرسیستم های AC و DC دارند. بطور کلی، کلیدزنی بارهای پالسیِ توان بالا میتوانند منجر به افت یا درّهی ولتاژی در ریزشبکهی AC/DC شناور شوند. درّهی ولتاژی میتواند سبب ناپایداری و از مدار خارج شدن بارهای حساس و بحرانی شود که از شینههای زیرسیستمهای AC و DC تغذیه میکنند. بنابراین باید از استراتژیهای مناسب جهت کاهش حالتهای گذرای ناشی از اعمال بارهای پالسی و انواع اغتشاشات کنترلنشدهی ریزشبکه استفاده نمود. جداسازی منابع تغذیهی بارهای حساس و بحرانی از بارهای پالسی یکی از استراتژیهای مناسب برای حفظ پایداری ریزشبکهی AC/DC است که باید برای سیستم قدرت جزیرهای شناور مدنظر قرار بگیرد.
بار پالسی ایدهآل در یک دوره زمانی به صورت (23) برابر است با [12]:
(23)
دامنه توان بار پالسی و 
مدّت زمان بار پالسی را توصیف میکند.
5- نتایج شبیهسازی
مطابق شکل 2، ریزشبکهی AC/DC مورد مطالعه در محیط نرم افزار Simulink/MATLAB شبیهسازی شده است و نتایج شبیهسازی ارتباط دینامیکیِ بین زیرسیستمهای AC و DC در حالتهای گذرای ناشی از بار پالسی بر روی شینههای AC و DC را به اثبات میرساند و نشان میدهد که کنترلکنندهی سیستم ذخیرهسازی انرژی در تعدیل حالتهای گذرای زیرسیستم DC بسیار مؤثر و کارآمد است.
پارامترهای ریزشبکهی AC/DC مورد مطالعه در جداول قسمت پیوست مقاله آمده است. شکل 10، سناریوهای شبیهسازی مورد مطالعه در این مقاله را بهصورت اجمالی نشان میدهد.
5-1 شبیهسازیِ بارهای پالسی بدون وجود کنترلکنندهی مبدل زیرسیستم DC
1-1-5 اعمال بار پالسی بر روی شینهی DC
برخی از بارهای خاص با توان بالا در شناورها وجود دارند که میتوان به پیشرانههای شناور، کمپرسورهای تهویه مطبوع و سیستمهای گرمایشی اشاره نمود. این بارها که معمولاً به چندین مگاوات توان عملیاتی
شکل 11: بار پالسی با دامنهی جریان 300 آمپر و طول دورهی s01/0 .
نیاز دارند، مستقیماً از شینه توزیع DC از طریق مبدلهایDC/DC تأمین میشوند. با توجه به ادغام بارهای پالسی و بارهای توان بالا، کنترلِ هماهنگیِ حفاظتی و پایداریِ ریزشبکهی AC/DC دو موضوع مهم و حیاتی هستند. علاوه بر این، افت ولتاژ ناشی از بارهای پالسی باید در شینهی مشترک جبران گردند تا کیفیت توان و پایداری سیستم تضمین شود [1].
برای شبیهسازی بار پالسی بر روی شینهی زیرسیستمDC ، شرایط اولیه سیستم را برای ولتاژ خط به خط kV40/2 و با فرکانس 60 هرتز و با زاویه آتش ˚0α = برای مبدل تریستوری در نظر میگیریم، سپس یک بار پالسیِ جریانی مطابق شکل 11 در لحظهی s 5/3t = برای مدّت زمان 10 میلی ثانیه و با دامنهی جریان 300 آمپر اعمال میشود.
حداکثر ولتاژ خروجی مبدل شش پالسهی تریستوری به زاویهی آتش تریستورها بستگی دارد. از آنجایی که ولتاژ خروجی مبدل تریستوری در زاویهی آتش ˚0α = دارای بیشترین مقدار خود است، بنابراین میتوان نتیجه گرفت که بیشترین حالت گذرا و اغتشاشات ناشی از بارهای پالسی در این زاویه روی میدهد.
با توجه به شکل 12، ولتاژ خروجی زیرسیستم DC در اثر اعمال بار پالسی بطور محسوسی کاهش و جریان خط DC بصورت چشمگیری افزایش مییابد.
مطابق شکل 13 هنگام اعمال بار پالسی بر روی شینهی DC، ولتاژ مؤثر خط به خط زیرسیستم AC در ابتدا کاهش و پس از گذشت حالتهای گذرا به حالت پایدار اولیهی خود میرسد. جریان مؤثر زیرسیستم AC نیز در ابتدا افزایش و سپس بعد از رفع بار پالسی به حالت اولیهی خود باز میگردد و پایدار میشود.
شکل 14، پارامترهای عملکردی از قبیل سرعت زاویهای، توان اکتیو و ولتاژ تحریک ژنراتور سنکرون را نشان میدهد. هنگامیکه بار پالسی در لحظهی s 5/3t = برای مدّت زمان ms 10 و با دامنهی جریان 300 آمپر بر روی شینهی DC اعمال میشود دارای نوساناتی میباشد که پس از رفع بار پالسی، به سرعت به مقادیر پایدار خود میرسند که پایداری به روش دوم لیاپانوف که در بخش بحث شد را اثبات میکند. توجه داشته باشید که نوسانات ثانیههای اول شبیهسازی مربوط به راهاندازی ژنراتور سنکرون میباشد.
2-1-5 اعمال بار پالسی بر روی شینهی AC
در این شبیهسازی با فرض ثابت بودن بار خروجیِ زیرسیستم DC، در لحظهی s 5/3t = برای مدّت زمان 10 میلی ثانیه یک بار پالسی مقاومتی با توان kW 500 به شینهی زیرسیستم AC اعمال میشود. با
شکل 12: تغییرات ولتاژ و جریان خروجی زیرسیستم DC با اعمال بار پالسی بر روی شینهی .DC
شکل 13: تغییرات ولتاژ و جریان خروجی زیرسیستم AC با اعمال بار پالسیِ شینهی DC .
شکل 14: پارامترهای عملکردی ژنراتورسنکرون با اعمال بار پالسیِ شینهی DC .
توجه به شکل 15، واضح است که با اعمال بار پالسی، جریان خط به شدّت افزایش مییابد و منجر به افت ولتاژ مؤثرِ شینهی AC مربوطه میگردد. سیمپیچهای دمپر و سیستم تحریک ژنراتور سنکرون کمک میکنند تا حالتهای گذرای سیستم به حداقل برسد و سیستم پس از گذشتms 10 با زاویهی آتشِ مبدل تریستوری در ˚0α = به حالت اولیهی خود باز گردد.
شکل 15: ولتاژ و جریان خط AC با اعمال بار پالسیِ شینه AC.
شکل 16: ولتاژ و جریان زیرسیستم DC با اعمال بار پالسی روی شینهی AC.
اغتشاشات بار پالسیِ AC و ارتباط دینامیکیِ بین زیرسیستمهای AC و DC باعث ایجاد حالتهای گذرایی در زیرسیستم DCمیشود. با توجه به شکل 15، با اعمال بار پالسی بر روی شینهی زیرسیستم AC، جریان خطی زیرسیستم AC افزایش و ولتاژ شینهی آن کاهش مییابد. بنابراین مطابق شکل 16، با افت ولتاژِ زیرسیستم AC، ولتاژ و جریان خط زیرسیستم DC به واسطهی مبدل شش پالسهی تریستوری کاهش مییابند. حالتهای گذرا در زیرسیستم DC با وجود کنترلکنندههای محرک اصلی و کنترل تحرک ژنراتور سنکرون بهبودی نداشته و این اغتشاشات باعث افت ولتاژ و کاهش جریان خط DC در زمان مربوطه شده است.
شکل 17، پارامترهای خروجیِ ژنراتور سنکرون را هنگام اعمال بار پالسی بر روی شینهی AC نشان میدهد. در لحظهی s 5/3t = و با گذشت ms 10، ژنراتور سنکرون متحمل نوساناتی در پارامترهای عملکردی و خروجی خود میشود که این نوسانات منجر به تغییرات پارامترهای ریزشبکهی AC/DC میگردد. پس از گذشت اغتشاشات ناشی از بار پالسی بر روی شینهی AC، پارامترهای خروجی ژنراتور سنکرون از قبیل، سرعت زاویهای، توان اکتیو و ولتاژ تحریک پس از نوساناتی پایدار میشوند که این خود، پایداری به روش دوم لیاپانف را اثبات مینماید.
شکل 17: پارامترهای خروجی ژنراتور سنکرون با بار پالسی بر روی زیرسیستم AC.
شکل 18: مقایسهی ولتاژ خروجی زیرسیستم DC با حضور و عدم حضور کنترلکنندهی . DC
5-2 شبیهسازی اعمال بارهای پالسی روی شینههای AC و DC با وجود کنترلکنندهی زیرسیستم DC
5-2-1 اعمال بار پالسی روی شینهی DC
در این بخش بار پالسی بر روی شینهی DC با سوئیچینگ مبدل DC/DC برای کاهش حالتهای گذرای زیرسیستم DC مورد بررسی قرار گرفته است. شرایط اولیه شبیهسازی برای ولتاژ خط به خط شینهی AC در kV 40/2، فرکانس Hz 60 و زاویهی آتش مبدل در˚0α = تعیین شده است. یک بار پالسی در لحظهی s5/3 t = مطابق شکل 11 و برای مدّت زمان 10 میلی ثانیه به زیرسیستم DC اعمال میشود. با توجه به شکل 18، حالتهای گذرای ولتاژ خروجی زیرسیستم DC در حضور کنترلکنندهی سیستم ذخیرهسازی انرژی بسیار کاهش یافته و توانسته است مشخصهی شکل موج ولتاژ خود را بهبود دهد. توجه به این نکته ضروری است که با کاهش حالتهای گذرای زیرسیستم DC و با سوئیچینگ نرم مبدل DC/DC، نوسانات و ناپایداری گذرای پارامترهای خروجی ژنراتور سنکرون از قبیل سرعت زاویهای، توان اکتیو و ولتاژ تحریک ژنراتور سنکرون تعدیل مییابد. لازم بهذکر است که برای نمایش و مقایسهی بهتر شکل موجها، مقادیر متوسط آنها جهت ترسیم در نظر گرفته شده است.
شکل 19: مقایسهی جریان بار زیرسیستم DC با حضور و عدم حضور کنترلکنندهی DC.
شکل 20: حالتهای گذرای جریان خط و ولتاژ شینهی AC با اعمال بار پالسی DC.
مطابق شکل 19، حالتهای گذرای جریان بار زیرسیستم DC، در حضور کنترلکنندهی زیرسیستم DC تعدیل چشمگیری داشته است.
همان طور که در شکل 20، مشاهده میشود، حالتهای گذرای جریان خط و ولتاژ شینهی AC هنگام اعمال بار پالسی DC و سوئیچینگ مبدل DC/DC و دشارژ باتریهای ذخیرهساز انرژی بشدّت کاهش داشته است و حالتهای گذرای بسیار اندکی در لحظهی s5/3 t = و برای مدّت زمان ms 10 در زیرسیستم AC مشاهده میشود. حالتهای گذرای ولتاژ خط AC که در شکل 21 نشان داده شده است نسبت به حالتی که در زیرسیستم DC هیچ کنترلکنندهای نداریم کاهش مطلوبی داشته است.
مطابق شکل 22، با اعمال بار پالسی بر روی شینهی DC و با سوئیچینگ مبدل DC/DC، مشخصات خروجی ژنراتور سنکرون دارای نوسانات ناچیزی در s5/3 t = و برای مدّت زمان ms 10 در برابر بار پالسی از خود نشان داده است.
با توجه به مدار مبدل DC/DC و باتریهای ذخیرهساز انرژی آن مطابق شکل 8، نحوهی سوئیچینگ کلیدهای 1 Q و 2 Q مبدل DC/DC با اعمال بار پالسی بر روی زیرسیستم DC بهصورت شکل 23 میباشد. با اعمال بار پالسی و ایجاد اغتشاش در ریزشبکهی شناور، سوئیچ Q1 قطع و سوئیچ 2Q وصل و مبدل DC/DC در حالت بوست، باتریهای ذخیرهساز انرژی را بر روی زیرسیستم DC دشارژ میکند و باعث کاهش حالتهای گذرا در ریزشبکهی AC/DC میگردد.
شکل 21: مقایسهی ولتاژ زیرسیستم AC با حضور و عدم حضور کنترلکنندهی DC.
شکل 22: پارامترهای خروجی ژنراتور سنکرون با بار پالسی در شینهی .DC
شکل 23: حوهی سوئیچینگ 1 Q و 2 Q مبدل DC/DC با اعمال بار پالسیِ شینهی DC.
2-2-5 اعمال بار پالسی بر روی شینهی AC
در این بخش به راحتی میتوان تأثیر کنترلکنندهی زیرسیستم DC را برای یک بار پالسی مطابق شکل 11 در لحظهی s5/3 t = و برای مدّت زمان ms 10 بر روی شینهی AC درک کرد. با توجه به شکل 24، مشاهده میشود که هیچ بهبودی در جریان خط و ولتاژ شینهی زیرسیستم AC حاصل نشده است. مقایسهای برای ولتاژ شینهی زیرسیستم AC در شکل 25 آورده شده است و نشان میدهد که در حضور کنترلکنندهی زیرسیستم DC و در برابر اعمال بار پالسی بر روی شینهی AC، مشخصهی شکل موج ولتاژ بهبود معناداری پیدا نکرده است.
شکل 24: ولتاژ و جریان خطی AC با بار پالسی بر روی شینه AC.
شکل 25: مقایسهی ولتاژ زیرسیستم AC با حضور و عدم حضور کنترلکنندهی DC.
از آنجایی که زیرسیستمهای AC و DC بصورت دینامیکی به یکدیگر در ارتباط هستند هرگونه حالت گذرایی که در هر زیرسیستم اتفاق افتد، زیرسیستم مقابل هم تحت تأثیر اغتشاشات حاصل از آن قرار میگیرد و ناپایدار میگردد. با اعمال بار پالسی بر روی شینهی زیرسیستم AC، زیرسیستم DC نیز تحت تأثیر حالتهای گذرای بار پالسی قرار میگیرد. با سوئیچینگ کنترلکنندهی مبدل DC/DC، باتریهای ذخیرهساز انرژی با مُد کاری بوست به شینهی DC متصل شده و باعث کاهش حالتهای گذرای ناشی از بار پالسیِ زیرسیستم AC شده و مشخصهی شکل موجهای ولتاژ و جریان را با دشارژ باتریهای ذخیرهساز انرژی در زیرسیستم DC اصلاح و باعث تعدیل اغتشاشات ناشی از بار پالسیِ زیرسیستم AC میگردد. با توجه به شکل 26 و شکل 27، میتوان نتیجه گرفت که کنترلکنندهی زیرسیستم DC، توانسته است حالتهای گذرای بار پالسی زیرسیستم AC را به صورت چشمگیری کاهش دهد و به پایداری زیرسیستم DC کمک نماید.
6- نتیجهگیری
نتایج شبیهسازی نشان میدهد که زیرسیستمهای AC و DC بر اثر هرگونه ناپایداریِ ناشی از بارهای پالسی توان بالا بصورت دینامیکی
بر روی یکدیگر تأثیر میگذارند و هرگونه حالت گذرایی بر روی یک زیرسیستم باعث حالتهای گذرایی بر روی زیرسیستم دیگر
میشود. علاوه بر این، سیمپیچیهای دمپر ژنراتور سنکرون برای کاهش
شکل 26: مقایسهی ولتاژ خروجی زیرسیستم DC با حضور و عدم حضور کنترلکنندهی زیرسیستم DC.
شکل 27: مقایسهی جریان بار زیرسیستم DC با حضور و عدم حضور کنترلکنندهی زیرسیستم DC.
حالتهای گذرای ریزشبکه کافی نیستند و باید برای کنترل ناپایداری در هر دو زیرسیستم AC و DC روشهای کنترلی مناسبی پیادهسازی شود. بنابراین در این مقاله جهت تعدیل حالتهای گذرای زیرسیستم DC از کنترلکنندهی سیستم ذخیرهسازی انرژی با سیستم کنترلی حلقه بستهی PI جهت کنترل ضریب وظیفهی سوئیچهای IGBT مبدل DC/DC استفاده شده است و با توجه به شبیهسازیهای انجام شده میتوان مشاهده کرد که حالتهای گذرای پارامترهای زیرسیستم DC از قبیل ولتاژ و جریان کاهش چشمگیری داشتهاند و وجود سیستم ذخیرهسازی انرژی با کنترلکنندهی مناسب باعث بهبود پایداری ریزشبکه AC/DC شده است. همچنین برای کنترل ناپایداری بر روی زیرسیستم AC از سیستم تحریک ژنراتور و محرک اصلی بهره گرفته شده است.
پیوست
چهار جدول پیوست پ- 1 الی پ- 4 به ترتیب مشخصات پارامترهای اجزای زیرسیستم AC به استثنای ژنراتور سنکرون، ژنراتور سنکرون، اجزای زیر سیستم DC، و مبدل DC/DC با باتری ذخیرهساز و کنترلکنندهی PI مورد استفاده در شبیهسازیهای این تحقیق را نشان ميدهند.
پ- 1: پارامترهای اجزای زیرسیستم AC به استثنای ژنراتور سنکرون.
واحد | مقدار | نماد | نام |
Ω | 008/0 | RL | مقاومت خط انتقال |
µH | 70 | LL | اندوکتانس خط انتقال |
Ω | 48/3 | Rb | مقاومت شینه AC |
nF | 85/2 | Cb | خازن شینه AC |
پ- 2: پارامترهای ژنراتور سنکرون.
واحد | مقدار | نماد | نام |
kVA | 3125 | S | توان نامی |
kV | 40/2 | V | ولتاژ خط به خط نامی |
Hz | 60 | f | فرکانس نامی |
pu | 44/2 |
| راکتانس سنکرون محور d |
pu | 211/0 |
| راکتانس گذرای محور d |
pu | 165/0 |
| راکتانس زیرگذرای محور d |
pu | 22/1 |
| راکتانس سنکرون محور q |
pu | 22/1 |
| راکتانس گذرای محور q |
pu | 165/0 |
| راکتانس زیرگذرای محور q |
pu | 174/0 |
| راکتانس توالی منفی |
pu | 05/0 |
| راکتانس توالی صفر |
pu | 174/0 |
| راکتانس نشتی آرمیچر |
s | 6/3 |
| ثابت زمان مدار باز میدان* |
s | 31/0 |
| ثابت زمانی زیرگذرای سیمپیچ دمپر محور d# |
s | 04/0 |
| ثابت زمانی زیرگذرای سیمپیچ دمپر محور q$ |
Open Field Circuit Time Constant*
Subtransient of Amortisseur (d-axis) Ttime Constant #
Subtransient of Amortisseur (q-axis) Time Constant $
مراجع
[1] L. Xu et al., "A review of DC shipboard microgrids - part I: power architectures, Energy Storage, and Power Converters," IEEE Trans. on Power Electronics, vol. 37, no. 5, pp. 5155-5172, May 2022.
[2] N. Doerry, "Next generation integrated power systems (NGIPS) for the future fleet," in Proc. IEEE Electric Ship Technologies Symp., Baltimore, MD, USA, 14-16 Sept. 2009.
[3] P. S. Sarker, Dynamic Modeling, Stability Analysis and Control of AC/DC Interconnected Microgrid Using DQ-Transformation, Ph.D. Thesis, Temple Iniversity, USA, 2018.
[4] –, IEEE Recommended Practice for 1 kV to 35 kV Medium-Voltage DC Power Systems on Ships, IEEE Std. 1709-2010, pp. 1-54, Nov. 2010.
[5] –, IEEE Guide for the Design and Application of Power Electronics in Electrical Power Systems on Ships, IEEE Std. 1662-2008, pp. 1-72, 2009.
[6] –, IEEE Standard for Power Electronics Open System Interfaces in Zonal Electrical Distribution Systems Rated Above 100 kW, IEEE Std. 1826-2012, pp. 1-46, 2012.
[7] N. Doerry and J. Amy, “DC voltage interface standards for naval applications,” in Proc. IEEE Electric Ship Technologies Symp., 2015, pp. 318-325, Old Town Alexandria, VA, USA, 21-24 Jun. 2015.
[8] –, IEC/IEEE International Standard - Utility Connections in Port – Part 1: High Voltage Shore Connection (HVSC) Systems – General Requirements, IEC/IEEE 80005-1:2019, pp. 1-178, 2019.
[9] H. Zhang, Q. Wang, H. Chen, Y. Xu, and Y. Wang, "Comparative analysis of IEC 61000-4-30 evolution in power quality," in Proc.
پ- 3: پارامترهای اجزای زیر سیستم DC.
واحد | مقدار | نماد | نام |
mΩ | 348/0 | RF1 | مقاومت فیلتر |
mH | 6/10 | LF1 | اندوکتانس فیلتر |
mF | 286/0 | CF | خازن ذخیرهساز |
Ω | 3484/0 | Rc | مقاومت ذخیرهساز |
پ- 4: پارامترهای مبدل DC/DC با باتری ذخیرهساز و کنترلکنندهی PI.
واحد | مقدار | نماد | نام |
V | 2500 | V1 | ولتاژ باتریها |
Ω | 01/0 | R1 | مقاومت داخلی باتری |
Ω | 001/0 | Ron | مقاومت وصل IGBT |
Ω | 001/0 | RLP | مقاومت فیلتر سری |
mH | 243/0 | Lc | اندوکتانس فیلتر سری |
s | 005/0 | cτ | ثابت زمانی کنترلکننده PI |
بدون واحد | 1 | kcp | ضریب خطا |
بدون واحد | 1/0 | kci | ضریب انتگرالگیر |
21st Int. Conf. on Harmonics and Quality of Power, pp. 701-705, Chengdu, China, 15-18 Oct., 2024.
[10] M. Valdes and H. Floyd, "Considerations for adapting IEEE 1584-2002 arc flash study pesults to a post IEEE 1584-2018 risk assessment," IEEE Trans. Ind. Appl., vol. 57, no. 6, pp. 5562-5570, Aug. 2021.
[11] D. R. Doan, "Arc flash Calculations for Exposures to DC systems," IEEE Trans. Ind. Appl., vol. 46, no. 6, pp. 2299-2302, Dec. 2010.
[12] L. Xu, et al., "A review of DC shipboard microgrids - part II: control architectures, stability analysis, and protection schemes," IEEE Trans. on Power Electronics, vol. 37, no. 4, pp. 4195-4120, Oct. 2022.
[13] S. Kim, Protection Coordination in Marine DC Power Distribution Networks, Ph.D. Thesis, EPFL, Switzerland, 2020.
[14] H. Liu, H. Guo, J. Liang, and L. Qi, "Impedance-based stability analysis of MVDC systems using generator-thyristor units and DTC motor drives," IEEE Journal of Emerging and Selected Topics in Power Electronics, vol. 5, no. 1, pp. 5-13, Mar. 2016.
[15] –, IEEE Electric Ship Technologies Symposium, Baltimore, MD, USA, 14-16 Sept. 2009.
[16] N. Eghtedarpour and E. Farjah, "Power control and management in a Hybrid AC/DC microgrid," IEEE Trans. Smart Grid, vol. 5, no. 3, pp. 1494-1505, May 2014.
[17] K Chaijarurnudomrung, K. N. Areerak, and K. L. Areerak, "Modeling and stability analysis of AC-DC power system with controlled rectifier and constant power loads," WSEAS Trans. on Power Systems, vol. 6, no. 2, pp. 31-41, Apr. 2011.
[18] J. Shi, R. Amgai, and S. Abdelwahed, "Modelling of shipboard medium-voltage direct current system for system level dynamic analysis," IET Electrical Systems in Transportation, vol. 5, no. 4, pp. 156-165, Dec. 2015.
[19] Il-yop Chung, Wenxin Liu, David A Cartes, Soo-hwan Cho, and Hyun-koo Kang, "Controller optimization for bidirectional power flow in medium-voltage DC power systems," Journal of Electrical Engineener & Technology, vol. 6, no. 6, pp. 750-759, 2011.
[20] –, IEEE Energy Conversion Congress and Exposition, Alexandria, VA, USA, 10-13 Apr. 2012.
[21] P. S. Sarker and S. Biswas, "Modeling and non-linear stability analysis of ac/dc interconnected microgrid using dq-transformation considering generator dynamicsm," in Proc. 44th Annual Conference of the IEEE Industrial Electronics Society, pp. 4039-4044, Washington, DC, USA, 21-23 Oct. 2018.
[22] P. M. Andersonand C. A. A. Fouad, Power System Control and Stability, Second Edition, John Wiley & Sons, 2008.
[23] K. N. Areerak, S. V. Bozhko, G. M. Asher, and D. W. Thomas, “Stability analysis and modelling of AC-DC system with mixed load using DQ-transformation method," in Proc. IEEE Int. Symp. on Industrial Electronics, 6. pp., Cambridge, UK, 30 Jun.- 2 Jul. 2008.
[24] M, Djibo, Protection and Disturbance Mitigation of Next Generation Shipboard Power Systems. Ph.D. Thesis, Old Dominion University, USA, 2021.
[25] Y. Lu, Optimal Scheduling and Loadsharing of a Hybrid Power Plant with Gensets and Battery Banks, Master Thesis, Norwegian University of Science and Technology, Norway, 2019.
[26] J. Zhang, Bidirectional DC-DC Power Converter Design Optimization, Modeling and Control, Ph.D. Thesis, Virginia Polytechnic Institute, USA, 2008.
[27] N. Zohrabi, Distributed Predictive Control for MVDC Shipboard Power System Management, Ph.D. Thesis, Mississippi State University, USA, 2018.
مصطفی زمانی در سال 1393 مدرك كارشناسي مهندسي برق- شبکههای انتقال و توزیع خود را از دانشگاه غیرانتفاعی صدرالمتالهین (صدرا) دریافت نمود و پس از چند سال کار تخصصی در صنعت قطارهای برقی (مترو تهران)، در سال 1400 در دوره کارشناسی ارشد مهندسی برق با گرایش الکترونیک قدرت و ماشینهای الکتریکی در دانشگاه صنعتی مالک اشتر تهران پذیرفته شد و در سال 1403 فارغ التحصیل گردید. زمينههاي علمي و تحقیقاتی مورد علاقه ایشان عبارتند از: طراحی سیستمهای زمین متمرکز پلنتهای صنعتی و ساختمانی، ماشینهای الکتریکی و الکترونیک قدرت، سیستمهای انتقال جریان مستقیم (HVDC).
آرش دهستانی کلاگر در سال 1384 مدرك كارشناسي مهندسي برق خود را از دانشگاه تهران و در سال 1386 مدرك كارشناسي ارشد مهندسي برق خود را از دانشگاه اصفهان و مدرک دکتری خود را در سال 1392 از دانشگاه علم و صنعت ایران دريافت نمود. نامبرده از سال 1393 بهعنوان عضو هيأت علمي در دانشگاه صنعتي مالک اشتر در تهران مشغول به فعاليت گرديد. زمينههاي تحقيقاتي مورد علاقه ايشان عبارتند از: الکترونیک قدرت، مبدلهای توان بالا، فیلترهای اکتیو، کورههای قوس الکتریکی و سیستمهای مغناطیسی.
مهدی مصیبی در سال 1390 مدرك كارشناسي مهندسي برق خود را از دانشگاه کاشان و در سال 1392 مدرك كارشناسي ارشد مهندسي برق خود را از دانشگاه کاشان و مدرک دکتری خود را در سال 1399 از دانشگاه شاهد دريافت نمود. ایشان از ﺳﺎل 1392 در ﻣﺠﺘﻤﻊ داﻧﺸﮕﺎﻫﻲ ﺑﺮق و کامپیوتر داﻧﺸﮕﺎه ﺻﻨﻌﺘﻲ ﻣﺎﻟﻚ اﺷﺘﺮ در ﺗﻬﺮان ﻣﺸﻐﻮل ﺑﻪ ﻓﻌﺎﻟﻴﺖ بوده و اﻳﻨﻚ ﻧﻴﺰ ﻋﻀﻮ ﻫﻴﺄت ﻋﻠﻤﻲ اﻳﻦ داﻧﺸﮕﺎه ﺑﺎ ﻣﺮﺗﺒﻪ استادیار ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ. زمينههاي تحقيقاتي مورد علاقه ايشان عبارتند از: الکترونیک قدرت، ریزشبکههای هوشمند، انرژیهای تجدیدپذیر و مدیریت توان شبکههای الکتریکی.
ﻣﺤﻤﺪرﺿﺎ ﻋﻠﻴﺰاده ﭘﻬﻠﻮاﻧﻲ در ﺳﺎل 1376 ﻣﺪرك ﻛﺎرﺷﻨﺎﺳﻲ ﻣﻬﻨﺪﺳﻲ ﺑﺮق ﺧﻮد را از داﻧﺸﮕﺎه ﺷﻬﻴﺪ ﭼﻤﺮان اﻫﻮاز و در ﺳﺎل 1380 ﻣﺪرك ﻛﺎرﺷﻨﺎﺳﻲ ارﺷﺪ ﻣﻬﻨﺪﺳﻲ ﺑﺮق ﺧﻮد را از داﻧﺸﮕﺎه ﺻﻨﻌﺘﻲ ﻣﺎﻟﻚ اﺷﺘﺮ در ﺗﻬﺮان درﻳﺎﻓﺖ ﻧﻤﻮد. از ﺳﺎل 1377 اﻟﻲ 1388 ﻧﺎمبرده ﺑﻪ ﻋﻨﻮان ﻣﺤﻘﻖ ﺳﻴﺴﺘمهای ﻗﺪرت در ﻣﺮﻛﺰ ﺗﺤﻘﻴﻘﺎت ﻛﻨﺘﺮل داﻧﺸﮕﺎه ﺻﻨﻌﺘﻲ ﻣﺎﻟﻚ اﺷﺘﺮ ﻣﺸﻐﻮل ﺑﻪ ﻛﺎر ﺑﻮد. در ﺳﺎل 1382 ﺑﻪ دوره دﻛﺘﺮاي ﻣﻬﻨﺪﺳﻲ ﺑﺮق در داﻧﺸﮕﺎه ﻋﻠﻢ و ﺻﻨﻌﺖ ایران وارد ﮔﺮدﻳﺪ و در ﺳﺎل 1388 ﻣﻮﻓﻖ ﺑﻪ اﺧﺬ درﺟﻪ دﻛﺘﺮي ﻣﻬﻨﺪﺳﻲ ﺑﺮق از داﻧﺸﮕﺎه ﻣﺬﻛﻮر ﮔﺮدﻳﺪ. ایشان از ﺳﺎل 1388 در ﻣﺠﺘﻤﻊ داﻧﺸﮕﺎﻫﻲ ﺑﺮق و کامپیوتر داﻧﺸﮕﺎه ﺻﻨﻌﺘﻲ ﻣﺎﻟﻚ اﺷﺘﺮ در ﺗﻬﺮان ﻣﺸﻐﻮل ﺑﻪ ﻓﻌﺎﻟﻴﺖ ﮔﺮدﻳﺪ و اﻳﻨﻚ ﻧﻴﺰ ﻋﻀﻮ ﻫﻴﺄت ﻋﻠﻤﻲ اﻳﻦ داﻧﺸﮕﺎه ﺑﺎ ﻣﺮﺗﺒﻪ استادی ﻣﻲ ﺑﺎﺷﺪ. زﻣﻴﻨﻪﻫﺎي ﻋﻠﻤﻲ ﻣﻮرد ﻋﻼﻗﻪ ﻧﺎمبرده ﻣﺘﻨﻮع ﺑﻮده و ﺷﺎﻣﻞ ﻣﻮﺿﻮﻋﺎﺗﻲ ﻣﺎﻧﻨﺪ ﻣﺎﺷﻴﻦﻫﺎي اﻟﻜﺘﺮﻳﻜﻲ و اﻟﻜﺘﺮوﻧﻴﻚ ﻗﺪرت، ﺳﻴﺴﺘﻢ ﭘﺎﻟﺴﻲ، ﺷﺒﻜﻪﻫﺎي اﻟﻜﺘﺮﻳﻜﻲ و ﻛﻨﺘﺮل ﻣﻲﺑﺎﺷﺪ.
[1] این مقاله در تاریخ 9 دی ماه 1403 دریافت و در تاریخ 24 فروردین ماه 1404 بازنگری شد.
مصطفی زمانی، مجتمع دانشگاهي برق و كامپيوتر، دانشگاه صنعتي مالك اشتر، تهران، ایران، (email: m.zamani6363@gmail.com).
آرش دهستاني كلاگر (نويسنده مسئول)، مجتمع دانشگاهي برق و كامپيوتر، دانشگاه صنعتی مالک اشتر، تهران، ایران، (email: a_dehestani@mut.ac.ir).
مهدی مصیبی، مجتمع دانشگاهي برق و كامپيوتر، دانشگاه صنعتي مالك اشتر، تهران، ایران، (email: mosayebi@mut.ac.ir).
محمدرضا عليزاده پهلواني، مجتمع دانشگاهي برق و كامپيوتر، دانشگاه صنعتي مالك اشتر، تهران، ایران، (email: mr_alizadehp@mut.ac.ir).
[2] 1. Integrated Power Systems
[3] . Power Generation Modules
[4] . Fuel Cells
[5] . Energy Storage Systems
[6] . Center for Advanced Power Systems
[7] . Electric Ship Research and Development Consortium
[8] . The Zonal Shipboard Power System
[9] . Buck
[10] . Boost
[11] . Duty Cycle
[12] . Model Predictive Control (MPC)