謝 東, 臧大進(jìn), 高 鵬, 王俊傢, 朱 珠

(銅陵學(xué)院 電氣工程學(xué)院, 安徽 銅陵 244000)

基于虛擬同步發(fā)電機(jī)的微網(wǎng)逆變器控制策略

謝 東, 臧大進(jìn), 高 鵬, 王俊傢, 朱 珠

(銅陵學(xué)院 電氣工程學(xué)院, 安徽 銅陵 244000)

針對基于下垂控制的微網(wǎng)逆變器控制方式的不足, 研究了一種新的微網(wǎng)逆變器控制策略.該控制技術(shù)通過本體算法的實現(xiàn)及調(diào)速器、勵磁調(diào)節(jié)器的設(shè)計, 模擬了同步發(fā)電機(jī)的工作特點與控制特性, 使微網(wǎng)逆器在孤島與并網(wǎng)模式下能穩(wěn)定運(yùn)行,具有良好的預(yù)并列控制及功率均分控制特性, 提高了微網(wǎng)逆變器控制的可靠性和靈活性.仿真和試驗結(jié)果表明：該微網(wǎng)系統(tǒng)能根據(jù)有功與無功負(fù)荷的變動對逆變器輸出電壓的幅值與頻率進(jìn)行快速調(diào)節(jié), 以保持系統(tǒng)電壓和頻率的穩(wěn)定性; 同時, 在逆變器孤島狀態(tài)下并聯(lián)運(yùn)行時, 能根據(jù)逆變器容量按比例進(jìn)行負(fù)荷分配, 以維持系統(tǒng)的功率平衡, 滿足了微網(wǎng)逆變電源的控制要求.

微網(wǎng); 逆變器; 虛擬同步發(fā)電機(jī); 調(diào)速器; 勵磁調(diào)節(jié)器

為應(yīng)對能源危機(jī)及環(huán)境污染, 基于風(fēng)能、太陽能等可再生清潔能源的分布式發(fā)電得到了快速發(fā)展.分布式電源直接并入大電網(wǎng)會帶來電壓擾動等諸多問題, 與單純的分布式電源相比, 微網(wǎng)可以實現(xiàn)可再生能源的大規(guī)模利用, 并能夠提高供電可靠性和電能質(zhì)量.因此, 微網(wǎng)是當(dāng)前的一個研究熱點[1-4].

微網(wǎng)是由各種微電源、儲能單元、負(fù)荷及監(jiān)控保護(hù)裝置組成的集合, 而微網(wǎng)逆變器是微網(wǎng)系統(tǒng)集成的關(guān)鍵.目前微網(wǎng)逆變器控制策略的研究多集中在下垂控制及其改進(jìn)上, 下垂控制的缺點是模式切換復(fù)雜, 且僅體現(xiàn)了同步發(fā)電機(jī)的外特性, 無法實現(xiàn)同步發(fā)電機(jī)大慣性、大輸出感抗的特點, 而大慣性有利于微網(wǎng)系統(tǒng)內(nèi)頻率的穩(wěn)定, 大輸出感抗有利于孤島模式時微網(wǎng)逆變器并聯(lián)運(yùn)行控制.所以, 同步發(fā)電機(jī)的特點對于小慣性、低輸出阻抗的逆變器組建微網(wǎng)十分有利.另外, 電力系統(tǒng)中每臺同步發(fā)電機(jī)都配有調(diào)速器和勵磁控制器, 以進(jìn)行同步發(fā)電機(jī)之間的有功、無功負(fù)荷的均衡分配并維持系統(tǒng)電壓和頻率穩(wěn)定[5-8].

綜上所述, 可在微網(wǎng)逆變器控制中加入相關(guān)算法使其具有同步發(fā)電機(jī)運(yùn)行特性, 同時參照同步發(fā)電機(jī)的調(diào)速器和勵磁控制器調(diào)節(jié)原理來設(shè)計相應(yīng)的控制器, 這就是微網(wǎng)逆變器的一種新型控制策略, 即基于虛擬同步發(fā)電機(jī)(virtual synchronous generator, VSG)的控制策略.該控制策略可方便地借鑒電力系統(tǒng)成熟的控制和調(diào)度理論來設(shè)計微網(wǎng)控制結(jié)構(gòu)與能量管理體系, 提高微網(wǎng)控制的靈活性和可靠性.文獻(xiàn)[9]提出了電流控制型VSG的控制思想, 其缺點是無法支撐微網(wǎng)在孤島運(yùn)行模式時的電壓和頻率, 只能工作于并網(wǎng)模式.文獻(xiàn)[10]介紹了改進(jìn)的基于電壓控制型VSG的控制策略, 但未給出具體的設(shè)計過程.文獻(xiàn)[11]介紹了VSG本體算法及VSG控制器的設(shè)計方法, 但對多臺微網(wǎng)逆變器組網(wǎng)運(yùn)行時有功及無功功率均分控制未作具體分析.針對上述研究的不足, 本文在詳細(xì)闡述VSG原理與設(shè)計方法的基礎(chǔ)上, 對孤島模式下逆變器之間功率均分控制策略提出了分析與計算方法, 并通過仿真與試驗驗證了理論分析的正確性.

1 VSG的原理與設(shè)計

VSG通過模擬同步發(fā)電機(jī)的機(jī)電暫態(tài)特性實現(xiàn)微網(wǎng)逆變電源大慣性、大輸出感抗的特點, 通過模擬同步發(fā)電機(jī)調(diào)速器和勵磁調(diào)節(jié)器實現(xiàn)微網(wǎng)系統(tǒng)的電壓與頻率控制和功率均分控制.本文通過對照同步發(fā)電機(jī)特性來介紹VSG控制原理及其控制器的設(shè)計方法.

1.1 VSG的控制原理

為方便分析, 這里以單相VSG為例分析其工作原理, 對應(yīng)的原理圖如圖1所示.

圖1 VSG的原理圖Fig.1 Theory diagram of virtual synchronous generator

圖1中主電路采用單相橋式電壓型逆變電路,L1為濾波電感,C為濾波電容, 電感L2的作用是使VSG輸出阻抗呈感性以實現(xiàn)對功率的控制; 流經(jīng)L2的電流io和濾波電容C的端電壓uc經(jīng)檢測后送入功率計算環(huán)節(jié)，求得VSG的輸出功率Pe, 而由調(diào)速器得到VSG輸入機(jī)械功率指令Pm以及由勵磁調(diào)節(jié)器獲得勵磁感應(yīng)電動勢指令E0; 再由VSG本體算法根據(jù)Pe、Pm、E0及電感電流iL求出電壓指令uref; 最后, 經(jīng)過脈沖寬度調(diào)制(PWM)控制與驅(qū)動電路, 對逆變器功率開關(guān)器件的通斷進(jìn)行控制, 進(jìn)而控制濾波電容C的端電壓uc, 使VSG能夠模擬同步發(fā)電機(jī)基本的運(yùn)行與控制特性.

1.2 VSG的本體算法

VSG通過引入同步發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)子運(yùn)動方程和定子電氣方程來模擬其機(jī)電暫態(tài)特性.同步發(fā)電機(jī)在不同應(yīng)用場合有二階、三階等多種數(shù)學(xué)模型, 這里選擇其二階模型構(gòu)建VSG的本體算法, 既能體現(xiàn)同步發(fā)電機(jī)的運(yùn)行特性, 又避免了同步發(fā)電機(jī)繁瑣的電磁耦合關(guān)系, 便于VSG輸出功率的解耦控制.假定采用隱極式的同步發(fā)電機(jī), 極對數(shù)為1, 不考慮渦流、磁滯損耗等因素, 可得同步發(fā)電機(jī)的二階數(shù)學(xué)模型[12].同步發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子運(yùn)動方程及定子電氣方程分別如式(1)和(2)所示.

(1)

式中:Pm為同步發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子輸入機(jī)械功率;Pe為定子電磁功率;D、J分別為阻尼系數(shù)和轉(zhuǎn)動慣量;ω是電角速度; Δω是額定和實際電角速度之差.

U=E0-I(Ra+jXt)

(2)

式中:E0為定子繞組的勵磁感應(yīng)電動勢;U為定子繞組端電壓;I為定子電流;Ra、Xt分別為定子電樞的電阻和同步電抗.對同步發(fā)電機(jī)而言,Ra小、Xt大可抑制電流突變并有利于功率控制, 而D、J系數(shù)較大則使同步發(fā)電機(jī)的轉(zhuǎn)速隨輸出功率的改變緩慢變化, 有利于系統(tǒng)頻率的穩(wěn)定.根據(jù)同步發(fā)電機(jī)的數(shù)學(xué)模型, 可得VSG本體算法結(jié)構(gòu)框圖如圖2所示.

圖2 VSG本體算法結(jié)構(gòu)框圖Fig.2 Block diagram of VSG ontology algorithm

圖2中Pm、Pe、D、J、ω、E0、U、I、Ra、Xt等參數(shù)與同步發(fā)電機(jī)對應(yīng)參數(shù)的物理意義相同, 這些參數(shù)設(shè)計可參照同功率等級的同步發(fā)電機(jī)選取, 實際應(yīng)用中D、J等參數(shù)可靈活配置, 不受同步發(fā)電機(jī)實際制造工藝的限制.考慮到逆變器主電路等效輸出電阻很小, 為功率計算方便, VSG的本體算法中電磁功率Pe用其輸出功率代替.

1.3 VSG控制器的設(shè)計

1.3.1 VSG調(diào)速器的設(shè)計

電力系統(tǒng)中, 同步發(fā)電機(jī)需借助調(diào)速器來調(diào)節(jié)有功負(fù)荷變動所引起的頻率波動.調(diào)速器根據(jù)同步發(fā)電機(jī)運(yùn)轉(zhuǎn)時實際角速度和基準(zhǔn)角速度偏差量的大小, 對汽輪機(jī)汽門或者水輪機(jī)導(dǎo)水葉的開度進(jìn)行調(diào)節(jié), 以改變原動機(jī)輸出機(jī)械功率的大小, 從而滿足有功負(fù)荷的變動需求, 保持系統(tǒng)頻率的穩(wěn)定.同步發(fā)電機(jī)有功-頻率特性如式(3)所示.

Pref-P=-Kω(ωref-ω)

(3)

式中:Pref和P分別為系統(tǒng)有功功率的給定值和實際值；ωref和ω分別為系統(tǒng)頻率的給定值和實際值Kω為同步發(fā)電機(jī)頻率調(diào)節(jié)系數(shù).同理, VSG的調(diào)速器也是通過調(diào)節(jié)VSG所輸入機(jī)械功率的大小, 使得VSG有功出力與負(fù)荷達(dá)到功率平衡, 從而維持微網(wǎng)系統(tǒng)的頻率穩(wěn)定.

VSG調(diào)速器結(jié)構(gòu)框圖如圖3所示.圖3(a)中Pm為VSG輸入機(jī)械功率,Kω的物理意義與同步發(fā)電機(jī)的相同.由圖3(a)可看出, VSG與同步發(fā)電機(jī)有同樣的有功-頻率特性.

(a) VSG調(diào)速器結(jié)構(gòu)

(b) 帶有模式切換和預(yù)并列控制的調(diào)速器結(jié)構(gòu)圖3 VSG調(diào)速器的結(jié)構(gòu)框圖Fig.3 Block diagram of VSG speed governor

1.3.2 VSG勵磁調(diào)節(jié)器的設(shè)計

電力系統(tǒng)中, 同步發(fā)電機(jī)需借助勵磁調(diào)節(jié)器來調(diào)節(jié)無功負(fù)荷變動所引起的輸出電壓波動.勵磁調(diào)節(jié)器根據(jù)同步電機(jī)輸出電壓的實際值與參考值偏差自動調(diào)節(jié)勵磁電流大小, 進(jìn)而改變定子繞組勵磁感應(yīng)電動勢大小, 使定子端電壓在負(fù)荷變動時保持穩(wěn)定, 并實現(xiàn)系統(tǒng)的無功功率平衡[13-14].

根據(jù)同步發(fā)電機(jī)勵磁調(diào)節(jié)器的控制原理, 可設(shè)計VSG的勵磁調(diào)節(jié)器, 其結(jié)構(gòu)框圖如圖4所示.

(a) VSG勵磁調(diào)節(jié)器結(jié)構(gòu)

(b) 帶有模式切換和預(yù)并列控制的VSG勵磁調(diào)節(jié)器結(jié)構(gòu)圖4 VSG勵磁調(diào)節(jié)器的結(jié)構(gòu)框圖Fig.4 Block diagram of VSG excitation controller

圖4(a)中,U和Uref分別為VSG輸出電壓的實際值與給定值,U0為VSG的定子額定電壓,E0為VSG定子勵磁感應(yīng)電動勢,KU為VSG電壓調(diào)節(jié)系數(shù).由圖4(a)表明, VSG勵磁調(diào)節(jié)器對其輸出電壓的調(diào)節(jié)與同步發(fā)電機(jī)有相似的調(diào)節(jié)原理, 所以兩者有相同電壓調(diào)節(jié)的特性, 這有利于VSG維持其輸出電壓的穩(wěn)定并保持系統(tǒng)無功功率的平衡.

2 孤島模式時VSG功率均分控制

VSG并網(wǎng)工作時, 逆變器采用恒功率(PQ)控制, 而在孤島運(yùn)行方式下則由PQ控制切換為恒壓(VF)控制.同時, 當(dāng)VSG在孤島模式并聯(lián)運(yùn)行時, 應(yīng)根據(jù)各VSG容量大小按比例分擔(dān)負(fù)荷, 即進(jìn)行功率均分控制[15-16].

2.1 VSG的有功功率均分控制

由VSG的本體算法和調(diào)速器結(jié)構(gòu)框圖, 可得VSG頻率閉環(huán)控制的結(jié)構(gòu)如圖5所示.

圖5 VSG頻率閉環(huán)控制的結(jié)構(gòu)圖Fig.5 Block diagram of VSG frequency closed loop control

VSG頻率指令ωref通常等于其基準(zhǔn)頻率ω0, 所以由圖5可得傳遞函數(shù)如式(4)所示.

(4)

因調(diào)速器對頻率的調(diào)節(jié)作用增大了系統(tǒng)阻尼, 所以阻尼系數(shù)D可設(shè)定為0, 則式(4)可簡化為

(5)

當(dāng)VSG等效輸出阻抗及線路阻抗之和呈感性時, VSG輸出的有功功率[13]近似為

(6)

式中:U為VSG的輸出電壓;Ucom為微網(wǎng)并聯(lián)母線電壓;δ為U與Ucom間的相位差角(即功角);X為VSG等效輸出阻抗及線路阻抗之和.

根據(jù)VSG頻率閉環(huán)控制的分析, 可得VSG有功功率閉環(huán)調(diào)節(jié)的結(jié)構(gòu)如圖6所示.

圖6 VSG有功功率閉環(huán)調(diào)節(jié)的結(jié)構(gòu)圖Fig.6 Block diagram of VSG active power closed loop control

由圖6可求出

(7)

根據(jù)式(7), VSG穩(wěn)態(tài)時有功功率輸出應(yīng)為

Pe=Pref+Kω(ω0-ωcom)

(8)

由式(8)可知, 為實現(xiàn)有功功率的均分控制, 各 VSG 的頻率調(diào)節(jié)系數(shù)Kω與其有功容量Pk間要滿足

(9)

2.2 VSG的無功功率均分控制

根據(jù)同步發(fā)電機(jī)定子結(jié)構(gòu), 可得圖7(a)所示VSG定子等效電路, 對應(yīng)的相量圖如圖7(b)所示.圖7中E0和U分別為VSG定子繞組的勵磁感應(yīng)電動勢及輸出電壓,I為定子電流,X為VSG等效輸出阻抗.

(a) 等效電路 (b)相量圖圖7 VSG定子等效電路及其相量圖Fig.7 VSG stator equivalent circuit and its phasor diagram

一般情況下，E0和U相位差很小[13], 所以cosδ≈1, 由此可得

E0≈E0cosδ=U+IQX

(10)

而VSG輸出無功功率Q近似為定子電流的無功分量IQ與定子輸出電壓額定值U0的乘積, 即Q≈IQU0, 所以綜合式(10)及VSG的勵磁調(diào)節(jié)器結(jié)構(gòu)可得

(11)

式(11)可改寫為

(12)

為實現(xiàn)孤島模式下VSG的無功功率均分控制, 須保證VSG能進(jìn)行無功功率的調(diào)度, 可設(shè)計VSG的電壓調(diào)節(jié)特性方程如下

U=U0-n(Q-Qref)

(13)

式中:n為無功-電壓調(diào)節(jié)系數(shù);Qref為VSG輸出無功功率的調(diào)度指令.由式(12)和(13)可計算出VSG 輸出電壓指令Uref為

(14)

按式(14)設(shè)定Uref, 可使VSG輸出的無功功率根據(jù)Qref進(jìn)行調(diào)度, 而式(13)則表明, 為保證VSG能根據(jù)其無功容量按比例來分擔(dān)無功負(fù)荷, 各VSG 的n值與其無功容量Qk間需滿足式(15).

n1Q1=n2Q2=…=nkQk

(15)

當(dāng)VSG的等效輸出阻抗及線路阻抗之和呈感性時, VSG輸出的無功功率[13]近似為

(16)

式(16)中的參數(shù)含義與式(6)相同.若不考慮采樣延遲, 由上述無功功率控制的分析, 可得出VSG無功功率的閉環(huán)調(diào)節(jié)結(jié)構(gòu)圖如圖8所示.

圖8 VSG無功功率的閉環(huán)調(diào)節(jié)結(jié)構(gòu)圖Fig.8 Block diagram of VSG reactive power closed loop control

根據(jù)圖8可知,穩(wěn)態(tài)時VSG輸出無功功率為

(17)

由式(17)表明, 穩(wěn)態(tài)時VSG輸出無功功率大小和等效輸出阻抗與線路阻抗之和有關(guān), 為使各并聯(lián)VSG能按其容量大小分擔(dān)無功負(fù)荷, 除了要按式(15)設(shè)定各VSG的n值外, 還必須滿足式(18).

(18)

3 仿真與試驗驗證

3.1 Matlab仿真驗證

為驗證VSG控制的有效性, 構(gòu)建了由兩臺單相逆變器組成的VSG仿真模型, 進(jìn)行Matlab仿真驗證.仿真參數(shù)設(shè)置如下: VSG直流電源電壓Udc為 400 V, 濾波電感L1及線路附加電感均為1 mH, 濾波電容C為30 μF, 系統(tǒng)頻率及電壓幅值的基準(zhǔn)值分別為314.159 3 rad/s 和311.127 V, VSG定子電樞電阻ra為0 Ω, 同步電抗Xt為5 mH, 阻尼系數(shù)D取0, 轉(zhuǎn)動慣量J取為0.6 kg·m2, 頻率調(diào)節(jié)系數(shù)取為Kω1=104和Kω2=0.5×104、無功-電壓調(diào)節(jié)系數(shù)取為n1=0.5×10-4和n2=10-4、有功給定量取為Pref1=3 000 W和Pref2=1 500 W、無功給定量取為Qref1=1 000 Var和Qref2=500 Var.仿真結(jié)果如圖9所示.

圖9首先設(shè)定VSG運(yùn)行于孤島模式, 初始瞬間VSG1單獨給本地負(fù)載供電, 初始有功負(fù)荷設(shè)定為4 500 W、初始感性無功負(fù)荷設(shè)定為1 500 Var; 0.5 s時刻VSG2作啟動前同步控制, 當(dāng)其與VSG1輸出電壓在幅值、頻率和相位上達(dá)到同步要求時投入運(yùn)行, 與VSG1一起給本地負(fù)載供電; 2.0 s時刻本地負(fù)載變化, 有功負(fù)荷突增1 500 W、感性無功負(fù)荷突增1 500 Var; 3.0 s時刻啟動并網(wǎng)前的預(yù)并列控制, 達(dá)到并網(wǎng)要求時, 兩臺VSG由孤島模式切換到并網(wǎng)模式運(yùn)行.

(a) 兩臺VSG有功出力的仿真波形

(b) 兩臺VSG無功出力的仿真波形

(c) 預(yù)并列控制時的電壓仿真波形

(d) 基于下垂控制的逆變器有功出力的仿真波形

(e) 基于下垂控制的逆變器無功出力的仿真波形

由圖9(a)可看出：初始時刻因VSG1單獨給負(fù)荷供電, 其輸出有功功率為4 500 W, 而VSG2輸出功率為0; 由于0.5 s時刻VSG2作了預(yù)啟動控制, 所以0.7 s左右VSG2也投入運(yùn)行, 因系統(tǒng)有功功率達(dá)到平衡, 兩VSG按其給定值向負(fù)載提供有功功率; 2.0 s時刻有功負(fù)荷增大1 500 W, 由于兩VSG的Kω值按式(9)設(shè)定, 所以VSG1有功出力增加1 000 W, 而VSG2有功出力增加500 W, 滿足有功出力根據(jù)容量按比例分配的要求.由于3.0 s時刻啟動了預(yù)并列控制, 3.3 s左右達(dá)到并網(wǎng)條件, 兩VSG由孤島模式切換到并網(wǎng)模式繼續(xù)工作, 其輸出的有功功率穩(wěn)定于各自的有功功率調(diào)度指令值, 與前面理論分析相符.

由圖9(b)可以看出, 初始階段VSG1單獨承擔(dān)1 500 Var的無功負(fù)荷, VSG2投入運(yùn)行后, 因兩VSG無功-電壓調(diào)節(jié)系數(shù)設(shè)定為n2=2n1, 所以在實現(xiàn)并網(wǎng)之前, 逆變器1輸出的無功功率在負(fù)載突變前后均為逆變器2的兩倍, 滿足式(15)要求, 表明微網(wǎng)系統(tǒng)能實現(xiàn)其無功功率均分控制.并網(wǎng)后, 由前文圖4(b)可知, 因引入電壓調(diào)整量ΔUQ, 兩VSG的無功出力最終穩(wěn)定在其無功功率的調(diào)度指令值.

圖9(c)中的兩個電壓分別為兩并聯(lián)VSG在PCC點處電壓及電網(wǎng)電壓.由圖9(c)可見：未進(jìn)行預(yù)并列控制時(3.0 s時刻之前), 兩個電壓因幅值、頻率和相位上存在偏差, 其波形未完全重合(彩色圖片可看出); 3.0 s時刻開始實施預(yù)并列控制, 兩個電壓逐漸達(dá)到同步, 其電壓波形也重合在一起.這說明VSG能很好地實現(xiàn)逆變器運(yùn)行模式的切換.

作為對照, 圖9(d)和圖9(e)分別給出了采用下垂控制時兩逆變器有功與無功功率均分控制的仿真波形.由圖9(d)可見, 在逆變器2投入運(yùn)行后, 兩臺逆變器的有功輸出存在約200 W的功率偏差, 且隨著有功負(fù)荷增大，功率偏差也相應(yīng)增大; 由圖9(e)可看出，兩逆變器的無功輸出同樣存在偏差, 無法準(zhǔn)確地實現(xiàn)功率均分控制.比較上述仿真結(jié)果可知, 基于VSG的控制因具有大輸出感抗、大轉(zhuǎn)動慣量的優(yōu)點, 并模擬了同步發(fā)電機(jī)的控制特性, 在孤島模式下逆變器有功和無功輸出的偏差很小, 其功率均分控制的性能比下垂控制有明顯改善.

3.2 試驗驗證

為進(jìn)一步驗證本文所述控制策略的控制效果, 搭建了試驗平臺.試驗系統(tǒng)包含兩臺單相逆變器, 其控制核心為TMS320F28335DSP芯片, 該芯片的功能主要包括VSG控制算法實現(xiàn)、電壓和電流信號的采集與處理、系統(tǒng)保護(hù)等.系統(tǒng)參數(shù)設(shè)置如下: 直流電源電壓為200 V, 濾波電感取0.7 mH、濾波電容取30 μF、線路附加電感取0.5 mH、兩逆變器輸出電壓及功率的給定值分別為100 V和1 000 W, 逆變器輸出端經(jīng)變壓器實現(xiàn)并網(wǎng); 兩VSG的頻率調(diào)節(jié)系數(shù)Kω和無功-電壓調(diào)節(jié)系數(shù)n取值相同.試驗結(jié)果如圖10所示.

(a)

(b)

(c)

(d)

圖10(a)是VSG模式切換以及并網(wǎng)運(yùn)行后功率調(diào)度的試驗波形, 所選負(fù)荷為2 000 W/0 Var.兩臺VSG先孤島模式運(yùn)行, 再實施預(yù)并列控制, 達(dá)到并網(wǎng)同步要求后轉(zhuǎn)入并網(wǎng)模式運(yùn)行, 并網(wǎng)后在1 000 W的給定功率下運(yùn)行一段時間，再將功率給定值增加500 W繼續(xù)運(yùn)行.由圖10(a)可看出, VSG能夠?qū)嵤┕ぷ髂Ｊ角袚Q, 且并網(wǎng)后可對其進(jìn)行功率調(diào)度.但切換到并網(wǎng)模式后, 輸出有功功率與有功功率的給定值相差約200 W, 原因是電網(wǎng)頻率略大于額定值50 Hz, VSG按其有功功率-頻率特性進(jìn)行調(diào)節(jié), 所以輸出有功功率減少了.

圖10(b)為并網(wǎng)后進(jìn)入穩(wěn)態(tài)時VSG的輸出電壓與輸出電流.由圖10(b)可知, VSG有良好的穩(wěn)態(tài)控制特性, 其輸出電流畸變率很低, 滿足國家對并網(wǎng)電流總諧波畸變率(THD)值的要求.

圖10(c)為實施預(yù)并列控制后VSG輸出電壓和電網(wǎng)電壓波形.由圖10(c)可見, 兩個電壓逐漸實現(xiàn)了同步, 證明了VSG預(yù)并列控制的實施效果.

圖10(d)是兩VSG孤島模式下并聯(lián)運(yùn)行時, 負(fù)荷在某一瞬間由700 W/0 Var突然增加為1 000 W/0 Var的試驗波形.由圖10(d)表明，兩VSG輸出電流能隨負(fù)載增加而快速增大并重新進(jìn)入穩(wěn)態(tài), 同時, 兩VSG輸出電流大小接近, 表明VSG具有快速動態(tài)響應(yīng)特性及良好均流控制特性.

4 結(jié) 語

針對基于下垂控制的微網(wǎng)逆器控制方式不足的問題, 本文研究了一種新的控制策略, 即基于VSG的微網(wǎng)逆變器控制策略.該控制技術(shù)通過本體算法模擬了同步發(fā)電機(jī)大轉(zhuǎn)動慣量、大輸出感抗的工作特點, 并參照同步發(fā)電機(jī)的控制特性設(shè)計了VSG的調(diào)速器與勵磁調(diào)節(jié)器, 從而提高了微網(wǎng)逆變器的控制性能.本文參照同步發(fā)電機(jī)的工作原理給出了VSG的具體設(shè)計方法, 對VSG有功功率和無功功率的控制技術(shù)進(jìn)行了詳細(xì)的理論分析, 并提出了孤島模式下實現(xiàn)功率均分的計算公式, 構(gòu)建了基于VSG控制的微網(wǎng)逆變系統(tǒng)仿真模型, 依照仿真模型搭建了試驗平臺.仿真和試驗的結(jié)果證明, 基于VSG的微網(wǎng)逆變器控制策略提高了微網(wǎng)控制的穩(wěn)定性與靈活性, 能滿足微網(wǎng)逆變電源的控制要求, 其功率均分控制性能較下垂控制有明顯改善.

[1] WANIK M Z C, ERLICH I, MOHAMED A, et al. Influence of distributed generations and renewable energy resources power plant on power system transient stability[C]//IEEE International Conference on Power and Energy. Kuala Lumpur, Malaysia, 2010.

[2] 孟曉芳, 樸在林, 解東光, 等. 分布式電源在農(nóng)村電力網(wǎng)中的優(yōu)化配置方法[J]. 農(nóng)業(yè)工程學(xué)報, 2010, 26(8): 243-247.

[3] LATHEEF A, NEGNEVITSKY M, MUTTAQI K, et al. Present understanding of the impact of Distributed Generation on Power Quality[C]//AUPEC’08 Power Engineering Conference. Sydney, NSW, 2008.

[4] PIAGI P, LASSETER R H. Autonomous control of microgrids[C]//IEEE Power Engineering Society General Meeting. Montreal, Canada, 2006.

[5] 鄭宏, 史玉立, 孫玉坤, 等. 微電網(wǎng)并網(wǎng)逆變器下垂控制策略的改進(jìn)[J]. 農(nóng)業(yè)工程學(xué)報, 2012, 28(6): 191-196.

[6] LIU T, LIU J J, ZHANG X．A novel droop control strategy to share power equally and limit voltage deviation[C]//IEEE 8th International Conference on Power Electronics and ECCE Asia．The Shilla Jeju, Korea, 2011: 1520-1526．

[7] GUERRERO J M, MATAS J, VICUNA L G, et al. Wireless control strategy for parallel operation of distributed generation inverters[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2006, 53(5): 1461-1470.

[8] DE-BRABANDERE K, BOLSENS B, VAN-DEN-KEYBUS J, et al．A voltage and frequency droop control method for parallel inverters[J]．IEEE Transactions on Power Electronics, 2007, 22(4): 1107-1115．

[9] DRIESEN J, VISSCHER k. Virtual synchronous generators[C]//Proceedings of the IEEE PES Meeting. Pittsburgh, USA, 2008.

[10] 張興, 朱德斌, 徐海珍. 分布式發(fā)電中的虛擬同步發(fā)電機(jī)技術(shù)[J]. 電源學(xué)報, 2012, 7(3): 1-6.

[11] 丁明, 楊向真, 蘇建徽. 基于虛擬同步發(fā)電機(jī)思想的微電網(wǎng)逆變電源控制策略[J]. 電力系統(tǒng)自動化, 2009, 33(8): 89-93.

[12] GHAHREMANI E, KARRARI M, MALIK O P． Synchronous generator third-order model parameter estimation using online experimental data[J]． Generation, Transmission & Distribution, IEEE, 2008, 2( 5) : 708-719．

[13] 楊偉. 模擬同步發(fā)電機(jī)特性的逆變器并聯(lián)技術(shù)研究[D].南京: 南京航空航天大學(xué)自動化學(xué)院, 2011: 13-16.

[14] KIM K, SCHAEFER R C. Tuning a PID controller for a digital excitation control system[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2005, 41(2): 485-492.

[15] SAO C K, LEHN P W. Autonomous load sharing of voltage source converters[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2005, 20(2): 1009-1016.

[16] AHN S J, PARK J W, CHUNG I Y, et al. Power sharing method of multiple distributed generators considering control modes and configurations of a microgrid[J]. IEEE Transactions on Power Delivery, 2007, 25(3): 2007-2016.

(責(zé)任編輯：劉園園)

Control Strategy of Microgrid Inverse Based on Virtual Synchronous Generator

XIEDong,ZANGDajin,GAOPeng,WANGJunjia,ZHUZhu

(College of Electrical Engineering, Tongling University, Tongling 244000, China)

Aiming at the deficiency of droop control, a novel microgrid inverse control strategy is proposed. Through realizing ontology algorithm and designing speed governor and excitation controller, the operation characteristics and control characteristics of synchronous generator are mimicked by this control technology. Thus the microgrid inverter can operate steadily in islanding and grid-connected mode. It has good characteristics of pre-synchronization control and power sharing control, and improves its reliability and flexibility of control. Simulation and experimental results show that, the microgrid system can quickly adjust the amplitude and frequency of inverter output voltage according to the changed active load and reactive load, so the stability of voltage and frequency is maintained; at the same time, in islanding operating mode, the load can be distributed proportionally according to the capacity of inverter to maintain the power balance of the system, so the control requirements of microgrid inverse are met.

microgrid; inverter; virtual synchronous generator; speed governor; excitation controller

1671-0444 (2017)02-0223-08

2016-01-12

安徽省自然科學(xué)基金資助項目(160805ME120)；安徽省高校自然科學(xué)基金重點資助項目(KJ2015A245)

謝 東(1968—)，男，湖南長沙人，副教授，博士，研究方向為新能源及分布式發(fā)電技術(shù).E-mail: XDY@tlu.edu.cn

TM 712

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