賈　科　郇凱翔　魏宏升　畢天姝　何國慶（.新能源電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（華北電力大學(xué)） 北京　006.國家電網(wǎng)公司　北京　009）

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適用于多機(jī)集群的外部集中擾動(dòng)式阻抗測量孤島檢測法

賈科1郇凱翔1魏宏升1畢天姝1何國慶2
（1.新能源電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（華北電力大學(xué)） 北京102206
2.國家電網(wǎng)公司北京100192）

現(xiàn)有逆變器并網(wǎng)類新能源電源孤島檢測多采用主動(dòng)法，但由于多個(gè)機(jī)組并網(wǎng)時(shí)擾動(dòng)信號相互影響，存在檢測盲區(qū)，同時(shí)可能影響系統(tǒng)電能質(zhì)量?；诖?，提出了一種可同時(shí)適用于單機(jī)和多機(jī)集群的有源孤島檢測方法，采用外部集中擾動(dòng)方式，避免了多機(jī)擾動(dòng)信號相互干擾，且可普適于逆變器并網(wǎng)類電源、同步發(fā)電機(jī)等多種類型電源，同時(shí)提出了逆變器并網(wǎng)類電源在外來擾動(dòng)下的測量阻抗模型。利用寬頻脈沖注入及高頻電抗計(jì)算放大了孤島前后特征量差異，提高了檢測靈敏度。另外，通過間歇性過零點(diǎn)短時(shí)注入控制，提高了阻抗測算準(zhǔn)確度，并降低了主動(dòng)法對系統(tǒng)的擾動(dòng)，保證了良好的電能質(zhì)量，同時(shí)降低了對注入裝置直流電壓等級的要求，保證了實(shí)用性和經(jīng)濟(jì)性。

孤島檢測主動(dòng)注入法多機(jī)集群逆變器阻抗模型高頻電抗計(jì)算

0　引言

能源高效利用的需求與電力電子技術(shù)的發(fā)展促使大量的光伏和風(fēng)電等新能源分布式電源并網(wǎng)，對就近負(fù)荷供電［1，2］。然而分布式電源（Distributed Generator，DG）入網(wǎng)后，由于主網(wǎng)故障及開關(guān)誤動(dòng)作等造成DG與就近負(fù)荷的非計(jì)劃性孤島運(yùn)行［3，4］，可能危及電網(wǎng)線路維護(hù)人員和用戶的生命安全；影響孤島系統(tǒng)內(nèi)設(shè)備正常運(yùn)行及重合閘動(dòng)作。所以分布式并網(wǎng)發(fā)電系統(tǒng)須具備孤島檢測能力［5-7］。

孤島檢測方法根據(jù)是否依賴通信分為遠(yuǎn)程法與本地法兩種。其中本地法根據(jù)工作原理又可分為主動(dòng)式與被動(dòng)式。被動(dòng)檢測法分析孤島后由于DG出力與就近負(fù)荷不匹配造成保護(hù)安裝處的電氣量變化，有過/欠電壓、過/欠頻率檢測法、相位跳變檢測法和電壓諧波檢測法等［8-10］。這類方法實(shí)現(xiàn)簡單，但在分布式電源出力與就近負(fù)荷近似匹配時(shí)存在檢測盲區(qū)。主動(dòng)檢測法通常利用逆變器向系統(tǒng)注入擾動(dòng)，測量系統(tǒng)孤島前后響應(yīng)變化，有阻抗測量法、頻率偏移法、Sandia頻率偏移法和滑模頻率偏移法等［11-14］。主動(dòng)檢測法可減小或消除檢測盲區(qū)，但可能會(huì)影響系統(tǒng)電能質(zhì)量甚至造成故障范圍擴(kuò)大。

目前經(jīng)逆變器入網(wǎng)分布式電源孤島檢測的主要研究方向是主動(dòng)式檢測法，以減小或消除檢測盲區(qū)［15，16］。然而，隨著系統(tǒng)向多逆變器、多電源類型并網(wǎng)發(fā)展，主動(dòng)法擾動(dòng)信號可能被放大，破壞系統(tǒng)穩(wěn)定和電能質(zhì)量，也可能相互抵消導(dǎo)致孤島檢測失敗，存在多機(jī)間擾動(dòng)相互干擾現(xiàn)象，其孤島檢測有效性面臨新的挑戰(zhàn)［17-20］。因此需要研究適用于多類型電源、多臺(tái)并網(wǎng)逆變器集群系統(tǒng)的孤島檢測技術(shù)。

相比于單機(jī)機(jī)端擾動(dòng)的方法，外部集中擾動(dòng)法更適用于多電源分布式系統(tǒng)?；谕獠繑_動(dòng)，分析孤島前后系統(tǒng)等效阻抗變化可以簡單直接地檢測孤島。這類方法通常假設(shè)分布式電源為同步機(jī)，外部擾動(dòng)下系統(tǒng)等效阻抗很容易獲得［21］。但是考慮實(shí)際運(yùn)行中大多DG以逆變器并網(wǎng)，這種等效方法存在理論上的缺陷，難以滿足實(shí)際應(yīng)用要求。因此，研究擾動(dòng)下逆變器的響應(yīng)模型成為外部擾動(dòng)孤島檢測法的必要環(huán)節(jié)。

此外，近年來研究和實(shí)際案例表明，孤島問題并非局限于光伏發(fā)電系統(tǒng)，經(jīng)逆變器入網(wǎng)風(fēng)電系統(tǒng)也會(huì)出現(xiàn)孤島運(yùn)行現(xiàn)象。2012年中國電力科學(xué)研究院在線路短路試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，風(fēng)電（包含永磁與雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)組）在系統(tǒng)側(cè)故障跳閘后存在孤島運(yùn)行現(xiàn)象，最長持續(xù)時(shí)間達(dá)18.8 s。目前，國內(nèi)外對風(fēng)電孤島運(yùn)行并未提出相關(guān)要求，風(fēng)力發(fā)電機(jī)組均未考慮孤島問題，對于風(fēng)力發(fā)電機(jī)組孤島檢測的研究相對欠缺［22，23］。

本文提出了一種可適用于單機(jī)及多機(jī)集群的有源孤島檢測方法，采用外部集中擾動(dòng)方式，避免了多機(jī)擾動(dòng)信號相互干擾而失效，同時(shí)提出了逆變器類電源（以永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機(jī)為例）在外部擾動(dòng)下的動(dòng)態(tài)阻抗模型，采用寬頻暫態(tài)量注入和高頻電抗計(jì)算，放大了孤島前后特征量差異，提高了檢測靈敏度。同時(shí)，通過間歇性動(dòng)態(tài)過零點(diǎn)短脈沖注入控制，提高了阻抗測算準(zhǔn)確度，并降低了主動(dòng)法對系統(tǒng)電能質(zhì)量的影響。

1　適用于多機(jī)場景的孤島檢測法

1.1測量阻抗法基本原理

單機(jī)等效分布式發(fā)電并網(wǎng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖1所示，由分布式電源、本地負(fù)荷和電網(wǎng)構(gòu)成。正常運(yùn)行時(shí)，電源、負(fù)荷與主網(wǎng)相連。故障或系統(tǒng)發(fā)生較大擾動(dòng)時(shí)，斷路器動(dòng)作，分布式電源與主網(wǎng)脫離，與就近負(fù)荷形成孤島。

圖1　分布式電源并網(wǎng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)Fig.1　General structure for grid-connected DG system

傳統(tǒng)的基于單機(jī)逆變器機(jī)端擾動(dòng)的阻抗測量法孤島檢測，依據(jù)公共耦合點(diǎn)（Point of Common Coupling，PCC）注入處孤島前后系統(tǒng)阻抗變化判別孤島運(yùn)行狀態(tài)。在含有分布式電源的系統(tǒng)中，由于容量差別很大，主電網(wǎng)的等效阻抗通常比負(fù)荷的等效阻抗小得多，使孤島狀態(tài)前后在PCC點(diǎn)測得的系統(tǒng)阻抗發(fā)生顯著變化，便于準(zhǔn)確識(shí)別。然而這類方法無法避免多機(jī)時(shí)存在的相互影響問題［24-26］，也因其依賴于逆變器擾動(dòng)控制從而受限于電源類型。

外部集中擾動(dòng)式測量阻抗法等效電路如圖2所示。不同于傳統(tǒng)的逆變器機(jī)端擾動(dòng)方式，而采用在PCC處施加獨(dú)立的集中擾動(dòng)注入。

其注入點(diǎn)測量阻抗特征及檢測基本原理如下:

系統(tǒng)中，通常電網(wǎng)（Grid）的阻抗遠(yuǎn)小于分布式電源（DG）和負(fù)荷（load）的阻抗。

圖2　外部集中擾動(dòng)下系統(tǒng)測量阻抗等效電路Fig.2　Schematic ofequivalent system impedance under external centralized disturbances

孤島前，PCC處的測量阻抗為

孤島后，PCC處的測量阻抗為

式（3）和式（4）表明，孤島后的測量阻抗明顯大于孤島前，基于此阻抗特征差異可進(jìn)行阻抗測量法孤島檢測。該方法中系統(tǒng)只存在一個(gè)擾動(dòng)源，避免了多擾動(dòng)信號相互影響問題，可適用于含多逆變器分布式電源系統(tǒng)。采用了獨(dú)立注入裝置，同時(shí)適用于同步發(fā)電機(jī)等直接并網(wǎng)電源。

1.2外部集中擾動(dòng)下并網(wǎng)逆變器的測量阻抗模型

永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機(jī)（PMSG）是一類典型的電壓源型逆變器類電源，本文以PMSG為代表，進(jìn)行了在外部擾動(dòng)信號情況下，逆變器類電源測量阻抗外特性模型的研究。

圖3為GE通用PMSG經(jīng)逆變器并網(wǎng)的模型。圖中，永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機(jī)出口電壓先經(jīng)不可控整流，通過Boost直流升壓電路形成較高電壓的直流電壓源，再經(jīng)過三相可控橋式PWM逆變器變換為三相交流接入電網(wǎng)［27］。

圖3　永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機(jī)經(jīng)逆變器并網(wǎng)模型Fig.3　Model of PMSG connected to grid through inverter

外部集中擾動(dòng)發(fā)生裝置由PCC處向系統(tǒng)注入擾動(dòng)信號，經(jīng)各支路分流，進(jìn)入到電網(wǎng)側(cè)、各負(fù)荷和并網(wǎng)PMSG風(fēng)力發(fā)電機(jī)。對單臺(tái)并網(wǎng)PMSG，擾動(dòng)信號經(jīng)逆變器出口的Choke電路，再經(jīng)逆變器各導(dǎo)通橋臂，進(jìn)入風(fēng)力發(fā)電機(jī)內(nèi)部。圖3中uAB為逆變器出口處（尚未經(jīng)過Choke部分）A、B相間電壓；iA、iB分別為出口A、B相電流，以出逆變器方向?yàn)檎较?；iInj為PCC處注入擾動(dòng)信號分流后到達(dá)風(fēng)力發(fā)電機(jī)出口的擾動(dòng)信號電流，其方向?yàn)閺腁相進(jìn)逆變器從B相出，如圖中箭頭所示。

模型分析前提為，外部注入信號較小，與原系統(tǒng)電流相比，疊加在系統(tǒng)大電流之上，不影響原電流的正負(fù)；所關(guān)心頻段范圍內(nèi)電力電子器件視為理想器件，即通態(tài)視為短路，斷態(tài)視為開路。鑒于孤島與正常運(yùn)行時(shí)三相對稱，這里僅取A、B相間分析。

根據(jù)電壓源型逆變器所采用的調(diào)制法PWM電壓控制規(guī)律，逆變器輸出電壓uAB為與正弦調(diào)制波形等效的三電平PWM波，輸出電流iA、iB基本為正弦波（含一定量諧波的緣故），相位差120°，如圖4所示。

圖4　逆變器輸出A、B相電流和相間電壓波形Fig.4　Curves of currents of phase A，B and voltage of A to B that inverter outputs

就其中的某一相而言，A相的相電壓PWM波形對應(yīng)于A相IGBT全控開關(guān)器件的通斷控制，而iA決定了A相中二極管的續(xù)流導(dǎo)通，故而，由逆變器電壓和電流的規(guī)律可分析出逆變器內(nèi)各橋臂和元件的通斷規(guī)律，進(jìn)而可分析出外部注入信號進(jìn)入逆變器內(nèi)的通道。具體分析如下:根據(jù)電容C上直流電壓Ud的電位鉗制作用和同一相上下橋臂互補(bǔ)導(dǎo)電控制原則，可以得出，A相中某IGBT全控器件的開關(guān)控制完全對應(yīng)了其所在橋臂的通斷，從而A相PWM電壓波可完全對應(yīng)A相中橋臂的通斷。在此基礎(chǔ)上，再根據(jù)A相電流與續(xù)流二極管通斷關(guān)系，可分析得出逆變器A相所有元器件（VT1、VD1、VT4、VD4）的通斷規(guī)律，A相電流為正時(shí)從VT1或VD4通，A相電流為負(fù)時(shí)從VT4或VD1通。

根據(jù)上面的分析，可以推出uAB的高電平+Ud對應(yīng)橋臂1、6的導(dǎo)通，此時(shí)VT1和VT6都是控制導(dǎo)通狀態(tài)，利用iA和iB的方向組合，確定此時(shí)該橋臂中實(shí)際通路是IGBT還是二極管；uAB的低電平-Ud對應(yīng)橋臂3、4的導(dǎo)通，零電平對應(yīng)橋臂1、3或橋臂4、6的導(dǎo)通，具體分析與高電平+Ud時(shí)同理。電平狀態(tài)的切換頻率等于逆變器開關(guān)頻率。

根據(jù)以上分析，可得逆變器內(nèi)所有橋臂和元件的通斷組合情況及其時(shí)序轉(zhuǎn)換。擾動(dòng)信號進(jìn)入逆變器共有16種信號通道（一周波內(nèi)未必全部出現(xiàn)，取決于iA、iB和uAB的相對相位關(guān)系），按照iA、iB一個(gè)周期內(nèi)的正負(fù)組合關(guān)系，將其分為4種情況:iA正iB負(fù)，iA正iB正，iA負(fù)iB正，iA負(fù)iB負(fù)，每種情況下包含4種通道。此處僅取第一種情況下（iA正iB負(fù)）的4種通道，如圖5所示，其余12種參見附錄。

圖5　外部擾動(dòng)信號進(jìn)入逆變器內(nèi)的信號通道分析（iA正iB負(fù)時(shí)）Fig.5　Channel analysis of external disturbance entering inverter（when iAis positive and iBnegative）

圖5中涵蓋了4種典型的擾動(dòng)信號通道，擾動(dòng)信號流向均為從A相進(jìn)B相出。擾動(dòng)信號電流疊加在原系統(tǒng)大電流之上，其流向可能與系統(tǒng)電流一致或相反，不影響系統(tǒng)電流通道和方向。

就所關(guān)心的阻抗特性而言，可進(jìn)一步歸結(jié)為兩類通道，即經(jīng)開關(guān)器件直接短路的通道和經(jīng)開關(guān)器件進(jìn)入直流部分的通道。取16種通道中的兩種代表這兩類通道，如圖6、圖7所示。

圖6　經(jīng)開關(guān)元件直接短路的通道類型Fig.6　Channel type of short circuit via switching elements

圖7　經(jīng)開關(guān)元件流經(jīng)直流部分的通道類型Fig.7　Channel type of passing through DC part via switching elements

關(guān)于圖7所示的第二類信號通道，擾動(dòng)信號經(jīng)逆變器進(jìn)入直流部分，需進(jìn)一步分析其經(jīng)逆變器進(jìn)入風(fēng)力發(fā)電機(jī)內(nèi)部后的通道，如圖3虛線以左部分。根據(jù)Boost電路的開關(guān)控制，可分為如下兩種情況:

1）在圖3 Boost電路中IGBT導(dǎo)通情況下，二極管呈截止?fàn)顟B(tài)，信號將直接通過直流電容Cdc流出逆變器，不再進(jìn)一步流入 Boost電路、整流器和同步發(fā)電機(jī)。

2）在圖3 Boost電路中IGBT關(guān)斷情況下，二極管呈導(dǎo)通狀態(tài)，左側(cè)直流部分為電容Cdc充電，極小的擾動(dòng)信號將疊加在極大的原系統(tǒng)直流充電電流之上（合電流仍與原系統(tǒng)直流充電電流同向），流入Boost及其左側(cè)電源部分。

而根據(jù)不可控整流電路的原理，整流器的6個(gè)橋臂在每時(shí)每刻有且僅有2個(gè)橋臂導(dǎo)通（除同相上下二個(gè)橋臂外），與上文疊加原理和方向分析同理，注入信號可由整流橋臂流入同步發(fā)電機(jī)。再由同步發(fā)電機(jī)的等效模型和三相電路對稱性，可得此時(shí)信號通道及等效阻抗，如圖8所示。圖中小箭頭為擾動(dòng)信號流向，大箭頭為擾動(dòng)信號與原系統(tǒng)直流充電電流的合電流方向。

圖8　Boost電路中IGBT關(guān)斷時(shí)的信號通道等效阻抗Fig.8　Equivalent impedance schematic of signalchannel when IGBT of Boost circuit is off

圖8中，Ldc為同步發(fā)電機(jī)單相等效電感，Cdc為直流穩(wěn)壓電容，其電容值極大，Ldc為Boost中續(xù)流電感，其電感值較大，根據(jù)XL=ωLdc，XC=1/（ωCdc），將有XL遠(yuǎn)大于XC，高頻下，ω的放大作用將更使XL遠(yuǎn)大于XC，千赫茲級時(shí)超過103～104倍，可忽略直流電容Cdc的左側(cè)支路。即進(jìn)入到Boost、整流器、同步發(fā)電機(jī)等擾動(dòng)信號值極小，可以忽略。

綜上所述，整個(gè)PMSG風(fēng)力發(fā)電機(jī)在對外部擾動(dòng)信號的響應(yīng)上，呈現(xiàn)的是逆變器部分的響應(yīng)特性，就測量阻抗法而言，其在外部擾動(dòng)信號下，對外呈現(xiàn)兩種阻抗特性:短路阻抗特性和電容阻抗特性，如圖9所示。

圖9　外部擾動(dòng)下PMSG（或逆變器）時(shí)變等效阻抗特性Fig.9　Characteristics of PMSG（or inverter）’s varying equivalent impedance under external disturbance

逆變器外部測量阻抗特性模型為:0和XC兩種阻抗?fàn)顟B(tài)高頻切換的動(dòng)態(tài)時(shí)變阻抗特性，且每種阻抗?fàn)顟B(tài)持續(xù)時(shí)間為變化值。在高頻情形下，可使XC= 1/（ωC）測量阻抗值趨于0（穩(wěn)壓電容C亦為大電容），高頻下兩種阻抗?fàn)顟B(tài)趨同，從而成功地將逆變器的動(dòng)態(tài)時(shí)變阻抗特性轉(zhuǎn)換為阻抗特性，此為后文寬頻域高頻電抗計(jì)算的基礎(chǔ)。

該模型不受風(fēng)力發(fā)電機(jī)運(yùn)行條件（如風(fēng)速與出力）和不同風(fēng)力發(fā)電機(jī)控制策略（只要采用PWM基本原理即可）的局限，故可以適用于多臺(tái)、多類型逆變器類電源集群，如多逆變器光伏系統(tǒng)、永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機(jī)多機(jī)集群及多種逆變器類電源混合多機(jī)集群。

1.3注入控制與寬頻域高頻電抗算法

如1.1節(jié)所述，本方法采用外部集中擾動(dòng)方式，擾動(dòng)注入源用并網(wǎng)單相全橋逆變電路原理來實(shí)現(xiàn)，擾動(dòng)發(fā)生裝置原理結(jié)構(gòu)如圖10所示。

圖10　獨(dú)立擾動(dòng)發(fā)生裝置原理結(jié)構(gòu)Fig.10　Schematic of independent disturbance generating device

直流恒壓電容C連接單相全橋逆變電路，經(jīng)過一個(gè)較大的耦合電感（電感取值與注入電流大小有關(guān)）與PCC處A、B相相連。通過控制IGBT的開、關(guān)，可產(chǎn)生階躍電壓波形，經(jīng)耦合電感L后形成脈沖三角電流波，如圖11所示。該信號脈寬可控，可以實(shí)現(xiàn)間歇性注入，較特定頻率持續(xù)注入方式而言可降低對系統(tǒng)擾動(dòng)。

圖11　擾動(dòng)發(fā)生裝置生成電壓、電流擾動(dòng)波形Fig.11　Curve of voltage and current disturbance generated by disturbance generating device

在注入策略上，本文提出了過零點(diǎn)注入方法。監(jiān)測PCC處系統(tǒng)電壓的過零點(diǎn)，在每個(gè)或相鄰幾個(gè)過零點(diǎn)處向系統(tǒng)注入上述電流iInj和并測量電壓uPCC，計(jì)算測量阻抗。因注入時(shí)段在系統(tǒng)電壓過零點(diǎn)處，使得采集到的PCC電壓中原系統(tǒng)電壓成分最小化，而有效成分（擾動(dòng)響應(yīng)電壓成分）最大化，可提高信噪比及測量準(zhǔn)確度，同時(shí)減小所需的擾動(dòng)注入量級。

此外，并網(wǎng)擾動(dòng)注入裝置需保證其直流電壓VAIE大于PCC處系統(tǒng)電壓，否則注入裝置中反并聯(lián)二極管可能在系統(tǒng)電壓下導(dǎo)通，這對直流電容及絕緣提出很高的要求。而本文所提注入裝置，采用圖10中所示的并網(wǎng)控制開關(guān)（采用IGBT器件）。在正常情況下控制其處于斷開狀態(tài)，注入裝置與電網(wǎng)隔離；在檢測到PCC處電壓過零點(diǎn)時(shí)閉合并網(wǎng)開關(guān)，向系統(tǒng)注入擾動(dòng)電流；擾動(dòng)電流注入結(jié)束后，斷開并網(wǎng)開關(guān)，恢復(fù)隔離狀態(tài)。這樣使得注入裝置僅在注入時(shí)段內(nèi)與電網(wǎng)連接，故而注入裝置直流電壓只需高于該段內(nèi)的PCC電壓值即可。而該段內(nèi)的電壓值均在過零點(diǎn)附近，極大降低了對裝置直流電壓和絕緣的要求，保證了實(shí)用性與經(jīng)濟(jì)性。

同時(shí)，本文采用高頻電抗X作為判斷孤島的特征量，利用ΔX=ωΔL中高頻ω放大孤島前后的特征量差異。高頻下容抗被弱化，使得X=ωL-1/（ωC）→X=ωL=2πLf，從而實(shí)現(xiàn)良好的頻域電抗線性關(guān)系，滿足孤島檢測準(zhǔn)確度。

2　仿真結(jié)果

本文采用Matlab仿真軟件，搭建如圖1所示系統(tǒng)驗(yàn)證提出孤島檢測方法，其中PMSG風(fēng)力發(fā)電機(jī)采用了系統(tǒng)經(jīng)典的type4 wind turbine模型［28］。

PMSG風(fēng)力發(fā)電機(jī)容量2 MW，RLC負(fù)荷容量2 MW（使得被動(dòng)檢測法在風(fēng)力發(fā)電機(jī)與負(fù)荷相同時(shí)無法檢測），系統(tǒng)側(cè)電源為理想電壓源，輸電線路電壓等級110 kV，配網(wǎng)系統(tǒng)電壓等級35 kV，線路均采用π模型（參數(shù)參考實(shí)際現(xiàn)場），系統(tǒng)側(cè)變壓器容量為50 MV·A，風(fēng)力發(fā)電機(jī)變壓器容量為2.5 MV·A。

在此仿真系統(tǒng)下，同時(shí)進(jìn)行了傳統(tǒng)的基于逆變器擾動(dòng)的主動(dòng)式孤島檢測法和本文所提孤島檢測方法的對比仿真驗(yàn)證。前者取主動(dòng)法中常用的基于無功功率擾動(dòng)的三相主動(dòng)移頻法控制策略，如圖12所示［26］。

圖12　基于無功功率擾動(dòng)的三相主動(dòng)移頻法控制策略Fig.12　Control strategy of three-phase active frequency drift method based on reactive power disturbance

2.1單機(jī)情景仿真分析

圖13為采用間歇性過零點(diǎn)短時(shí)注入PCC處電壓和注入電流波形。注入電流峰值為22.5 A，遠(yuǎn)小于系統(tǒng)運(yùn)行電流，PCC處測量電壓和注入電流波形如圖13所示，注入電流對系統(tǒng)電壓帶來的擾動(dòng)量較小且擾動(dòng)時(shí)間短。

圖13　注入電流和對應(yīng)的PCC處電壓（注入點(diǎn)所在一周波波形）Fig.13　Waveform of current disturbance injected and corresponding voltage at PCC（the cycle in which disturbance is injected）

通過濾波、穩(wěn)態(tài)波形削減及FFT算法處理，對電壓中的原系統(tǒng)量成分進(jìn)行濾除，其頻域測量阻抗計(jì)算結(jié)果如圖14所示。將阻抗Z進(jìn)行了實(shí)/虛部R、X分解。圖中顯示測算值與理論值保持了較小的計(jì)算誤差，尤其在高頻段，測量電抗X的準(zhǔn)確度比R高，且X-f曲線高頻段呈現(xiàn)出良好的線性，與前文理論部分分析一致。

圖14　穩(wěn)態(tài)和孤島情況下頻域測量阻抗計(jì)算結(jié)果Fig.14　Impedance estimation result in frequency domain in steady state and islanding state

由圖14中孤島后頻域測量阻抗可見，即便在孤島后的系統(tǒng)基頻電氣量動(dòng)態(tài)變化情景下，本方法的測量阻抗計(jì)算值依然有著很高的準(zhǔn)確度。選用較高頻段的測量阻抗，形成孤島前后時(shí)域的測量阻抗特征曲線如圖15所示。

圖15　時(shí)域在線測量阻抗特征曲線（5 s處孤島）Fig.15　On-line impedance characteristic quantity curve in time domain（islanding set at 5 s）

圖15中，孤島發(fā)生在5 s時(shí)。阻抗計(jì)算采用了前面提出的寬頻域高頻電抗特征量算法，計(jì)算結(jié)果為歸算到4 kHz的高頻X歸算值。

從圖15中的理論值、測算值對比可以看出，采用過零點(diǎn)注入法測算系統(tǒng)高頻電抗，具有較高的測量準(zhǔn)確度，適用于孤島檢測。且高頻電抗特征量計(jì)算顯著放大了孤島前后的特征量差異，提高了孤島檢測靈敏度。

2.2多機(jī)測量及信噪分析、電能質(zhì)量分析

在多機(jī)場景下，本文首先采用前文所述參數(shù)和圖12所示控制策略，進(jìn)行了基于逆變器無功擾動(dòng)的三相主動(dòng)移頻法的有效性仿真驗(yàn)證，仿真結(jié)果如圖16所示。

圖16　兩臺(tái)機(jī)場景下基于逆變器無功擾動(dòng)的三相主動(dòng)移頻法的仿真結(jié)果Fig.16　Result of three-phase active frequency drift method based on reactive power disturbance under 2-inverter circumstances

圖16中兩臺(tái)機(jī)采用不同的控制參數(shù)，以體現(xiàn)多機(jī)集群中不同機(jī)的差異性?？梢钥闯觯聧u發(fā)生后（0.2 s），在逆變器輸出功率與負(fù)荷接近的仿真情形下，因無功相互抵消削減，孤島后電壓頻率在50 Hz附近波動(dòng)，并沒有持續(xù)偏離50 Hz、超出孤島保護(hù)動(dòng)作的頻率閾值（如圖中點(diǎn)劃線所示），出現(xiàn)檢測死區(qū)。

圖17a為兩臺(tái)機(jī)采用不同的控制策略（不同的Kp和Ki參數(shù)）、不同的輸出功率場景下，應(yīng)用本文方法的孤島檢測仿真結(jié)果。與單機(jī)情況下具有類似的測量精度。

加入1%白噪聲下測量阻抗計(jì)算結(jié)果如圖17b所示。可以看出，與不加白噪聲的原始測算結(jié)果（圖15c）對比，由于過零點(diǎn)注入時(shí)系統(tǒng)自身波形（包含噪聲）被最小化，本文方法的測算值仍然與理論值保持了較高的吻合性。

主動(dòng)式方法通常會(huì)影響系統(tǒng)電能質(zhì)量。一周波內(nèi)，在有、無注入時(shí)諧波含量對比如圖18所示。為方便諧波對比，圖中已剔除50 Hz基波成分。

圖17　兩臺(tái)機(jī)與白噪聲情況下時(shí)域在線測量阻抗特征曲線Fig.17　On-line impedance characteristic quantity curve in time domain in the case of 2 PMSGs and the case of white noise

圖18擾動(dòng)注入前后系統(tǒng)諧波含量分析

Fig.18Harmonic analysis of the system before and after injection

系統(tǒng)無注入正常運(yùn)行時(shí)，電壓中諧波主要集中在低頻段和電力電子器件開關(guān)頻率3 kHz附近。注入后，較低頻段（500 Hz附近）和高頻段（大于3.5 kHz）諧波含量略微增大，然而對系統(tǒng)總體諧波畸變率THD影響并不大。

3　結(jié)論

傳統(tǒng)針對單臺(tái)逆變器的檢測算法在多機(jī)、多逆變器、多電源類型場景下，其有效性面臨挑戰(zhàn)，同時(shí)現(xiàn)有集中擾動(dòng)法研究中也缺乏在外部擾動(dòng)下的逆變器的響應(yīng)特性模型。本文基于此問題提出的外部集中擾動(dòng)式測量阻抗法，避免了多機(jī)擾動(dòng)信號相互干擾而失效，且可適用于多種逆變器類型和無逆變器的同步發(fā)電機(jī)，同時(shí)提出了以永磁直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機(jī)為代表的逆變器類電源在外來擾動(dòng)下的測量阻抗響應(yīng)特性模型。該模型不受風(fēng)力發(fā)電機(jī)運(yùn)行條件和不同控制策略的局限，可以適用于多臺(tái)、多類型逆變器類電源集群。

以過零點(diǎn)注入和寬頻域高頻電抗計(jì)算提高了檢測準(zhǔn)確度和放大了孤島前后特征差異。另外，所提的間歇性動(dòng)態(tài)過零點(diǎn)短時(shí)注入控制，極大降低了對系統(tǒng)的注入擾動(dòng)量，保證了測量阻抗法作為一類主動(dòng)法的良好的電能質(zhì)量。

附錄

附圖1　外部擾動(dòng)信號進(jìn)入逆變器內(nèi)的信號通道分析（iA正iB正時(shí)）App.Fig.1　Channel analysis of external disturbance entering inverter（when iAis positive and iBpositive）

附圖2　外部擾動(dòng)信號進(jìn)入逆變器內(nèi)的信號通道分析（iA負(fù)iB正時(shí)）App.Fig.2　Channel analysis of external disturbance entering inverter（when iAis negative and iBpositive）

附圖3　外部擾動(dòng)信號進(jìn)入逆變器內(nèi)的信號通道分析（iA負(fù)iB負(fù)時(shí)）App.Fig.3　Channel analysis of external disturbance entering inverter（when iAis negative and iBnegative）

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賈科男，1986年生，博士，副教授，研究方向?yàn)殡娏ο到y(tǒng)保護(hù)與控制。

E-mail:ke.jia@ncepu.edu.cn（通信作者）

郇凱翔男，1991年生，碩士研究生，研究方向?yàn)殡娏ο到y(tǒng)保護(hù)與控制。

E-mail:sdlwhkx@163.com

An Islanding Detection Method Based on Impedance Estimation Using External Centralized Disturbances for Multi-Distributed Generation System

Jia Ke1Huan Kaixiang1Wei Hongsheng1Bi Tianshu1He Guoqing2
（1.State Key Laboratory of Alternate Electrical Power System With Renewable Energy Sources North China Electric Power UniversityBeijing102206China
2.State Grid Corporation of ChinaBeijing100192China）

Active detection methods are mostly employed in existing islanding detections for renewable power generations which are connected to the grid through inverters.But，due to the mutual interferences of their disturbance signals，there might be a non-detection zone when multiple generations or inverters are connected to the grid.And also，this would bring bad influences on the power quality of the system.In view of the issues above，an active islanding detection method suitable for both single distributed generator（DG）and multiple-DGs cluster is put forward in this paper，which can avoid the mutual interferences of multi-supply disturbance signals.In addition，it is universally applicable for different types of DGs，including the grid-connected inverter and the synchronous generator，etc.Meanwhile，the measured impedance model for the grid-connected inverter is proposed under circumstances of the external disturbance signals.The characteristic quantity distinction before and after islanding is amplified by using the wideband spike pulse injection and the high-frequency reactance calculation，which improves the detection sensitivity.Moreover，by means of the intermittent zero-crossing-point （ZCP）injection control proposed in the paper，the method improves the accuracy of the impedance estimation，reduces the disturbances to the power system caused by the active detection method，and ensures favorable power quality.Meanwhile，the control lowers the requirement for the DC voltage level of the injection device，which ensures the practicability and economy.

Islanding detection，active injection method，multi-DGs duster，impedance model，highfrequency reactance calculation

TM77

國家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展（973）計(jì)劃（2012CB215206）、國家自然科學(xué)基金（51407067）、中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)專項(xiàng)資金（2014MS07，2016ZZDS01）和青海省光伏發(fā)電并網(wǎng)技術(shù)重點(diǎn)研究室（2014-Z-Y34A）資助項(xiàng)目。

2015-07-05改稿日期 2015-09-10