徐瑞林， 徐 鑫， 鄭永偉， 陳民鈾， 李 闖

(1.重慶市電力公司電力科學研究院， 重慶 401123；2.重慶大學輸配電裝備及系統(tǒng)安全與新技術國家重點實驗室， 重慶 400044)

基于改進下垂控制的微網運行控制策略

徐瑞林1， 徐 鑫1， 鄭永偉2， 陳民鈾2， 李 闖2

(1.重慶市電力公司電力科學研究院， 重慶 401123；2.重慶大學輸配電裝備及系統(tǒng)安全與新技術國家重點實驗室， 重慶 400044)

針對傳統(tǒng)下垂控制器在微網并網模式運行時受電網頻率或電壓幅值波動的影響，難以實現(xiàn)恒功率輸出的問題，提出了一種動態(tài)調節(jié)下垂系數(shù)實現(xiàn)恒功率輸出的控制策略。同時為平抑微網孤島模式運行時因連網線路阻抗不同而產生的環(huán)流設計了無功環(huán)流抑制單元。此外，為了保證微網在運行模式切換時平滑過渡而設計了預同步控制器。所提出的控制策略通過Matlab/Simulink仿真平臺驗證了其正確性和可行性。

微網； 孤島模式； 并網模式； 平滑切換； 下垂控制

隨著石油和煤炭等能源價格的不斷上漲，世界各國不得不應對能源危機帶來的挑戰(zhàn)[1]。分布式發(fā)電具有許多優(yōu)點，因此受到越來越多的關注。常見的分布式發(fā)電DG(distributed generator)技術包括風力發(fā)電、太陽能光伏發(fā)電、小水電、柴油發(fā)電機、燃料電池、微型燃料汽輪機、生物質能發(fā)電、地熱發(fā)電、海洋能發(fā)電及各種儲能技術[2]。微電網的提出有效解決了各種分布式電源接入電網的影響，并提供高效、安全、可靠的電能供應[3]。

微網具有兩種典型的運行模式，即并網模式和孤島模式。兩種模式間平滑切換是保證微網安全過渡的關鍵。文獻[4]提出了多臺不同容量的逆變器并聯(lián)運行時，通過合理設置下垂系數(shù)實現(xiàn)環(huán)流抑制，但沒有考慮連接線路阻抗不同而產生的環(huán)流的抑制。文獻[5]提出了雙模式逆變器，在孤島運行時采用V/f控制，在并網運行時采用PQ控制，雖符合微網運行的需求，但前者屬于電壓控制，后者屬于電流控制，兩者的切換難度大，易導致切換失敗。文獻[6，7]設計了基于下垂特性的控制器，在兩種運行模式下都采用下垂控制，并網運行時會因電網電壓幅值和頻率偏離額定值導致分布式發(fā)電不能工作于額定運行狀態(tài)，降低分布式能源的利用率。

本文在傳統(tǒng)下垂控制器的基礎上，首先添加了無功環(huán)流抑制單元以平抑微網孤島模式運行時因連網線路阻抗不同而產生環(huán)流；其次，增加了下垂系數(shù)動態(tài)調節(jié)單元，使得微網在并網運行時下垂特性曲線的下垂系數(shù)能根據(jù)電網電壓幅值或頻率的波動進行動態(tài)調節(jié)，實現(xiàn)微網在兩種運行模式間平滑切換且在并網運行模式時能按照調度指令保持輸出功率恒定；再次，為了保證微網在運行模式切換時平滑過渡，設計了預同步控制器。最后通過Matlab/Sinmulink仿真平臺對所提出的控制策略進行仿真驗證。

1 微網結構

DG構成的微網與配電網連接示意圖如圖1所示，微網中控制系統(tǒng)MGCCS(micro-grid central control system)通過信號線(虛線)控制各斷路器(CB、CB1、CB2)。由圖1可知，微網由DG、逆變器、儲能設備、斷路器、負載、母線、線路構成，根據(jù)負載的重要程度接在不同的母線上。DG具有隨機性，一般要求配備儲能裝置向負載提供高質量電能，因此DG需要通過逆變器才能與常規(guī)配電網連接。本文主要研究逆變器的控制策略，為了簡化分析，假定逆變器直流側電壓已通過相應的控制策略保持恒定，分析中用理想直流電壓源等效。

圖1 微網與配電網連接示意圖

2 控制系統(tǒng)設計

2.1 孤島V/f下垂控制器設計

在低壓配電網中，線路傳輸?shù)挠泄β蔖主要取決于線路兩端的電壓差U1-U2，而無功功率Q則主要取決于線路兩端電壓的相位差δ[8]。文中采用LCL低通濾波器濾除SVPWM逆變器產生的高次諧波，受濾波器對功率傳輸特性的影響，采用的下垂控制方程[9]如下：

(1)

式中：U*和ω*分別為空載電壓和空載角頻率；n1、m1為孤島下垂系數(shù)；U、Q、ω、P為運行參量。

當微網孤島運行時，由于DG逆變器與母線間的線路長度各不相同，可能會在線路中產生環(huán)流，如不加環(huán)流抑制單元會增大線路損耗，甚至造成逆變器損壞。根據(jù)文獻[10]對逆變器并聯(lián)系統(tǒng)環(huán)流特性的分析，得知線路壓降不等是產生無功環(huán)流的根本原因。為抑制環(huán)流，本文根據(jù)線路阻抗和流過線路的功率設計了無功環(huán)流抑制環(huán)節(jié)，其線路壓降計算公式[11]如下：

(2)

式中：Pline、Qline分別是流過線路的有功功率和無功功率；R、X分別是線路的電阻值和電抗值。利用測得的始端功率和始端電壓根據(jù)式(2)計算出線路壓降ΔUline加到空載電壓U*，使得逆變器輸出電壓升高，抵消連接線路電壓降，實現(xiàn)兩線路末端電位相等(在并聯(lián)處斷開時，兩端電壓差為零)，從而抑制無功環(huán)流。

2.2 并網PQ下垂控制器設計

配電網容量相對于分布式電源容量可視為無窮大，當并網運行后，微網電壓和頻率都隨著配電網電壓和頻率的變化而變化。為了提高分布式能源的利用率，希望分布式電源能夠不受配電網電壓和頻率波動的影響而采用PQ控制方式保持輸出功率恒定。本文通過動態(tài)調節(jié)下垂系數(shù)實現(xiàn)分布式電源輸出功率恒定?，F(xiàn)以圖2(a)為例介紹其基本原理如下：當配電網受到干擾使電壓幅值增大時，逆變器運行點由a變到b使得DG輸出的無功功率Q減小，通過動態(tài)調節(jié)單元減小U/Q下垂系數(shù)n使逆變器從工作于下垂曲線1切換到工作于下垂曲線2，即運行點從b變到c，此時DG輸出的無功功率返回到原來的值Q1，從而實現(xiàn)了恒無功功率輸出。同理也可以分析配電網頻率發(fā)生變化時，通過動態(tài)調節(jié)P/ω下垂系數(shù)使有功功率輸出恒定。

圖2 下垂特性

根據(jù)式(1)，可以推出并網運行時動態(tài)調節(jié)下垂系數(shù)的計算公式如下：

(3)

式中：Ugrid、ωgrid為配電網實際運行時的電壓和角頻率；n2、m2為動態(tài)調節(jié)的下垂系數(shù)，能夠跟隨Ugrid、ωgrid的變化而動態(tài)調節(jié)以實現(xiàn)額定功率輸出；Pn、Qn為額定功率，也可以為調度功率。

當微網并網運行時，把下垂系數(shù)n1、m1切換為能動態(tài)調節(jié)的下垂系數(shù)n2、m2，即并網時采用的下垂控制方程如下：

(4)

當Ugrid增大時，Q小于Qn，根據(jù)式(3)動態(tài)減小n2，逆變器參考電壓U增大，使得逆變器輸出功率Q增大，當Q不等于Qn時，逆變器參考電壓U繼續(xù)增大，直到Q=Qn時，參考電壓U=Ugrid，從而實現(xiàn)輸出無功功率恒定。反之則亦然。

當ωgrid減小時，P大于Pn，根據(jù)式(3)動態(tài)增大m2，逆變器參考角頻率減小，功率角δ也相應地減小，使得逆變器輸出有功功率P減小，直到P=Pn時，逆變器參考角頻率ω=ωgrid，實現(xiàn)有功功率恒定。

2.3 預同步控制器設計

微網并網過程需要解決的問題是如何運行DG，并將其很好地接入到當?shù)嘏潆娋W。要實現(xiàn)微網與配電網并網運行，則要求兩者有相同的頻率、電壓幅值和相位。預同步并網控制器就是對該幅值、相位和頻率進行檢測并控制在可接受的范圍內[12]。本文設計的預同步控制器根據(jù)并網點的電壓信號，計算出電壓相位差和幅值差，再根據(jù)并網點的位置分別送入相應的DG逆變器控制器，分別采用壓差控制技術和鎖相環(huán)(PLL)技術[13]，使并網點滿足并網運行條件?，F(xiàn)以微網與配電網間的斷路器CB為例進行說明，其預同步控制器結構示意圖如圖3所示。

圖3 預同步控制器結構

在圖3中，配電網電壓Ugrid和微網電壓Umg經幅值和相位計算單元分別求出其兩者的差值，再將差值分別送入DG1和DG2逆變器控制器，當兩者小于并網運行條件設定值時，發(fā)出斷路器CB合閘指令，斷路器CB合閘操作，從而微網與配電網并網運行。這種控制策略減少了接于微網母線負載的停電時間，提高了微網的可靠性。

經過前面三點改進后的下垂控制器結構示意圖如圖4所示。開關S1、S2、S3根據(jù)微網的運行模式接入不同環(huán)節(jié)。S1接入不同的下垂系數(shù)，當微網孤島運行時，S1接入m1、n1；當微網并網運行時，S1接入動態(tài)調節(jié)的下垂系數(shù)m2、n2。S2投切預同步控制單元，當逆變器從孤島到并網運行模式切換時，才閉合S2；當并網完成后，S2斷開。S3投切環(huán)流抑制單元，只有當逆變器孤島運行時，S3閉合，其余時間都處于斷開狀態(tài)。

圖4 改進的下垂控制器結構

3 算例仿真分析

針對本文提出的對傳統(tǒng)下垂控制器的三點改進，利用Matlab/Simulink仿真軟件對微網孤島運行時無功環(huán)流的抑制、微網并網過渡時的并網控制、微網并網后的恒功率輸出和微網全運行狀態(tài)進行仿真實驗，其微網仿真模型按圖1構建，主要仿真參數(shù)如表1所示。

表1 微網仿真主要參數(shù)

3.1 孤島無功環(huán)流抑制仿真

微網仿真參數(shù)如表1所示。微網孤島運行時，在0.4 s投入無功環(huán)流抑制環(huán)節(jié)，其仿真結果如圖5所示。

圖5 孤島無功環(huán)流抑制效果

從圖5可知，在0.4 s以前(屬于傳統(tǒng)下垂控制器)，其環(huán)流為1.2 A，而在0.4 s以后(屬于改進后的下垂控制器)，其環(huán)流下降為0.4 A。無功環(huán)流抑制環(huán)節(jié)的投入有效地抑制了環(huán)流，從而有利于逆變器的安全運行。

3.2 并網過渡控制仿真

微網先處于孤島運行狀態(tài)。在0.5 s時，MGCCS發(fā)出微網和配網預同步指令。以微網和配網(CB斷路器兩端)的A相相電壓為代表的預同步過程如圖6所示。

從圖6可以看出，在0.5 s時MGCCS發(fā)出預同步指令，微網和配網的相位相差90°，經過約0.7 s(1.2 s處)后，兩者的電壓相位和幅度差異都滿足并網要求，MGCCS發(fā)出CB合閘指令，微網進入并網運行狀態(tài)。

圖6 微網和配網的A相相電壓預同步過程

3.3 并網后恒功率輸出仿真

在1.2 s以后，微網處于并網運行狀態(tài)。當t∈[12 s 3.8 s]時，控制器屬于傳統(tǒng)下垂控制器，在2.2 s配網受到干擾導致電壓升高3.8 V，3.0 s干擾消除。當3.8 s后投入下垂系數(shù)調節(jié)單元，在t∈[3.8 s 6 s]屬于改進后的下垂控制器，其間4.0 s時，配電網受干擾電壓升高3.8 V，4.5 s后干擾消除，5 s時，負載Load增大到13 kW、11 kvar。其仿真結果如圖7所示。

(a) 有功功率變化情況

(b) 無功功率變化情況

從圖7可知，在t∈[1.2 s 3.8 s]時，有功功率雖沒有受到配網電壓波動的影響，但DG1沒有處于額定功率輸出。在t∈[3.8 s 6 s]時，DG1和DG2都處于額定輸出狀態(tài)。從圖(b)可以明顯地看出：在t∈[1.2 s 3.8 s]時，DG輸出的無功功率受到配電網電壓的影響波動較大，而在t∈[3.8 s 6 s]時，DG輸出的無功功率不受配電網電壓和Load負載變化的影響，始終保持額定恒功率輸出。仿真結果證明了動態(tài)調節(jié)下垂系數(shù)實現(xiàn)微網并網后，各分布式電源恒功率輸出策略的正確性和有效性。

3.4 微網全運行狀態(tài)仿真

假設微網初始處于孤島運行狀態(tài)，其微網全運行狀態(tài)仿真過程如下：

t=0.4 s：MGCCS發(fā)出指令投入環(huán)流抑制單元；

t=0.8 s：MGCCS發(fā)出并網指令。此時并網預同步控制器開始投入，計算并網點CB兩端的電壓差值與相位差值,送 入inv1和inv2；

t=1.73 s：預同步控制器檢測到電壓幅值差和相位差同時小于設定值，MGCCS發(fā)出CB合閘指令。為了更清楚顯示改進下垂控制器的效果，將下垂系數(shù)調節(jié)單元延時0.5 s投入；

t=3.0 s：Load由3 kW、3 kvar增到13 kW、11 kvar；

t=4.0 s：load變回到原來的值，即：3 kW、3 kvar；

t=4.5 s：因配電網受到干擾，頻率從50 Hz增大到50.2 Hz；

t=5.0 s：干擾消除，配電網頻率恢復到50 Hz；

t=5.5 s：MGCCS檢測到配電網發(fā)生故障，發(fā)出CB斷開指令；

t=6.0 s：Load又增加到13 kW、11 kvar；

t=7.0 s：環(huán)流抑制環(huán)節(jié)投入運行；

t=8.0 s：仿真結束。

在仿真結果圖8中，DG1、DG2、Grid、Load曲線分別為分布式電源1、分布式電源2、配電網輸出和微網母線負載Load吸收的相應的功率，Line1和Line2曲線為流過線路1和2的功率。

(a) 各單元輸出的有功功率

(b) 各單元輸出的無功功率

(c) 分布式電源DG輸出的線電流

(d) 母線上的線電壓

上面的算例仿真了微網的多個運行狀態(tài)。從圖8(c)中可知：并網運行瞬間產生的沖擊電流比較小。從圖8(a)、(b)可知：在2 s到4.5 s并網運行時，DG1和DG2能夠實現(xiàn)額定功率輸出。在時間區(qū)間[2.1 s 3 s]和[4 s 5.5 s]內，配電網在吸收有功功率，發(fā)出無功功率。在[3 s 4 s]內，由于負載Load增大，增加的功率由配電網提供，DG1和DG2的輸出功率保持不變。在4.5 s至5 s期間，受到配電網頻率波動的影響，經過過渡時間能夠實現(xiàn)恒功率輸出。從圖8(d)中可清楚地看到：整個仿真運行過程中，電壓幅值的變化都在[367 V 385 V]內，滿足電能質量要求。

4 結語

針對連網線路阻抗不同而產生的環(huán)流，設計了無功環(huán)流抑制單元，并簡述了傳統(tǒng)下垂控制方法的基本原理。當分布式電源處于并網運行模式時，受到配電網電壓和頻率波動的影響，傳統(tǒng)下垂控制器無法實現(xiàn)恒功率輸出，通過動態(tài)調節(jié)下垂系數(shù)的方法實現(xiàn)了分布式電源的恒功率輸出。預同步控制器的應用減少了并網同步過渡運行時間，并且保證了運行模式切換的平滑過渡。利用Matlab/Simulink仿真軟件的算例仿真結果說明了控制策略的正確性和可行性。

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徐瑞林(1965-)，男，碩士，高級工程師，主要從事電力系統(tǒng)運行與控制工作。Email:xr1_cq@163.com

徐 鑫(1981-)，男，博士，主要從事電力系統(tǒng)通信相關工作。Email:xuxin_cq@163.com

鄭永偉(1985-)，男，碩士研究生，通信作者，研究方向為分布式發(fā)電技術、微電網運行與控制。Email:aoyun200888pm8@126.com

陳民鈾(1954-)，男，博士，教授，博士生導師，研究方向為智能控制、計算智能及其在電力系統(tǒng)中的應用。Email:minyouchen@cqu.edu.cn

ImprovedDroopControlSchemeforMicro-gridOperation

XU Rui-lin1， XU Xin1， ZHENG Yong-wei2， CHEN Min-you2， Li Chuang2

(1.Chongqing Power Corporation Electric Power Research Institute,Chongqing 401123, China；2.State Key Laboratory of Power Transmission Equipment amp; System Security and New Technology (Chongqing University), Chongqing 400044, China)

The conventional droop controller is difficult to achieve the constant power output on the micro-grid grid-connected operation mode when the frequency or voltage magnitude of the grid fluctuate, the improved droop control scheme which can dynamically adjust the drooping coefficient is proposed for realizing the constant power output on grid-connected mode. At the same time, a suppressor is designed to suppress the reactive circulation current on island operation mode caused by the different connection impedance. Moreover, a pre-synchronizing controller is designed for insuring micro-grid smooth transition between the island operation mode and grid-connected operation mode. Lastly, the proposed control scheme have been validated in accuracy and feasibility by Matlab/Simulink simulation.

micro-grid； island mode； grid-connected mode； smooth transition； droop control

TM727

A

1003-8930(2012)06-0014-06

2011-11-09；

2011-12-21

國家自然科學基金項目(51177177)；重慶市科技攻關項目(CSTC2011AC3076)