陳 杰, 申朋朋, 魏 濤, 陳 新, 陳家偉

(1. 南京航空航天大學(xué)自動化學(xué)院, 江蘇省南京市 210016; 2. 重慶大學(xué)自動化學(xué)院, 重慶市 400044)

0 引言

能源短缺和環(huán)境污染問題使基于可再生清潔能源的分布式發(fā)電和微電網(wǎng)技術(shù)得到廣泛關(guān)注和發(fā)展[1-5]。發(fā)電系統(tǒng)與電網(wǎng)之間通過逆變器等電力電子接口互聯(lián),而常規(guī)電流控制型并網(wǎng)逆變器慣性小、抗擾動能力弱,無法體現(xiàn)電力系統(tǒng)固有的阻尼、慣性特點,很難為電網(wǎng)提供必要的電壓、頻率調(diào)節(jié)或支撐功能,而虛擬同步發(fā)電機(virtual synchronous generator,VSG)技術(shù)的優(yōu)勢正好彌補以上不足。

近年來,虛擬發(fā)電機技術(shù)方面,克勞斯塔爾工大提出的電流型和電壓型VSG方案存在一定缺陷,電流型需要電流跟蹤控制,其動態(tài)跟隨性能將影響VSG特性;而電壓型對定子電壓采用開環(huán)控制,電壓精度較差[6]。文獻[7]利用VSG思想解決了虛擬同步機與實際同步機調(diào)速器時間常數(shù)不一致導(dǎo)致的動態(tài)功率分配不均問題,增強了并聯(lián)系統(tǒng)穩(wěn)定性。鐘慶昌教授在此前研究基礎(chǔ)上,提出了同步逆變器概念[8],細致模擬了同步發(fā)電機電磁暫態(tài)過程,使其具備常規(guī)并網(wǎng)逆變器欠缺的阻尼、慣性特征,建立了VSG技術(shù)中較為精確的二階數(shù)學(xué)控制模型,為微電網(wǎng)提供必要的電壓、頻率調(diào)節(jié)或支撐功能。

關(guān)于VSG并網(wǎng)控制策略也已有一些研究報道。文獻[9]針對雙饋感應(yīng)發(fā)電機提出了暫態(tài)電壓補償虛擬同步控制技術(shù),解決了電網(wǎng)對稱故障下轉(zhuǎn)子過電流這一矛盾,但該控制策略加劇了直流母線電壓波動,導(dǎo)致電磁轉(zhuǎn)矩振蕩時間被延長;而文獻[10]僅對直接電壓式VSG系統(tǒng)提出將虛擬阻抗與相量限流相結(jié)合的方法,有效限制了VSG故障電流暫態(tài)和穩(wěn)態(tài)成分,但對電網(wǎng)故障下VSG的運行和控制沒有研究,且應(yīng)用場合有局限性。文獻[11]分析了VSG有功—無功動態(tài)耦合效應(yīng)導(dǎo)致的功率振蕩問題,并通過有源阻尼控制策略抑制了諧振現(xiàn)象發(fā)生。然而,以上同步逆變器并網(wǎng)控制策略的研究大多在電網(wǎng)電壓平衡或?qū)ΨQ故障、不含背景諧波條件下展開。實際中,無功用戶、非線性負載的大量接入,電網(wǎng)電壓、電流均會發(fā)生畸變[12]。此時,若同步逆變器仍然采用理想電網(wǎng)條件下的控制策略,其輸出電流中的不平衡成分和諧波成分將會污染電網(wǎng),降低電網(wǎng)可靠性。而關(guān)于諧波或不平衡電網(wǎng)電壓情況下,VSG并網(wǎng)控制策略的研究很少。僅文獻[13]提出了一種適用于電網(wǎng)電壓不平衡工況下VSG平衡電流控制策略,但該方法僅通過改變電流環(huán)基準來矯正入網(wǎng)電流,實際上電網(wǎng)電壓在含背景諧波或不平衡工況下,入網(wǎng)電流不僅與電流環(huán)基準指令有關(guān),還受到電網(wǎng)電壓本身的影響。該控制策略并沒有從本質(zhì)上改善入網(wǎng)電流質(zhì)量。

本文針對同步逆變器在非理想電網(wǎng)條件下的關(guān)鍵控制技術(shù)展開研究。首先構(gòu)造同步逆變器電流內(nèi)環(huán),推導(dǎo)并討論了非理想電網(wǎng)電壓對同步逆變器入網(wǎng)電流的影響,提出了LC型同步逆變器在非理想電網(wǎng)條件下,入網(wǎng)電流諧波成分及不平衡成分的抑制方法,同時從逆變器輸出阻抗的角度論證了所提策略對電網(wǎng)諧波的抑制機理。仿真和實驗驗證了理論分析的正確性。

1 同步逆變器及電流內(nèi)環(huán)構(gòu)造

1.1 同步逆變器功率外環(huán)

如圖1所示,同步逆變器通過在功率外環(huán)中引入阻尼系數(shù)、無功積分系數(shù)、轉(zhuǎn)動慣量等參數(shù),使同步逆變器模擬同步發(fā)電機的一次調(diào)頻和一次調(diào)壓特性,并參照同步電機的數(shù)學(xué)模型,模擬出同步發(fā)電機的瞬時電磁轉(zhuǎn)矩、無功功率及三相定子電勢。使得同步逆變器較好地表現(xiàn)出同步發(fā)電機運行特性。圖中:P和Q分別為系統(tǒng)有功功率及輸出的無功功率;P*和Q*分別為給定有功功率基準值和系統(tǒng)無功功率的給定值;ωn為基準角頻率;Tm為系統(tǒng)有功轉(zhuǎn)矩給定值;Te為VSG的有功轉(zhuǎn)矩;J為虛擬轉(zhuǎn)動慣量;Dp為頻率—有功功率下垂系數(shù);ω為VSG角頻率;θ為橋臂電勢相角;Vm和V*分別為三相輸出電壓的幅值及其給定值;Dq為電壓幅值—無功功率下垂系數(shù);K為無功積分系數(shù);if為電機轉(zhuǎn)子勵磁電流;Mf為電機定子繞組與轉(zhuǎn)子繞組之間的互感系數(shù);E為VSG內(nèi)電勢;Kpwm為歸一化系數(shù)。

圖1 同步逆變器控制框圖Fig.1 Control block diagram of synchronverter

1.2 同步逆變器的電流內(nèi)環(huán)構(gòu)造

由圖1可知,常規(guī)同步逆變器僅有功率外環(huán),本質(zhì)是一種間接電流控制方法,電流響應(yīng)速度慢,當電網(wǎng)電壓處于非理想條件時無法對輸出電流進行有效控制。本節(jié)在功率外環(huán)基礎(chǔ)上構(gòu)造電流內(nèi)環(huán),以加快電流響應(yīng)速度,改善電流波形質(zhì)量,如圖2所示。

圖2 同步逆變器電流內(nèi)環(huán)控制框圖Fig.2 Control block diagram of synchronverter with inner current loop

圖2中:e為功率外環(huán)的輸出,可等效為逆變器橋臂電勢;L為三相輸出濾波電感值;R為三相輸出阻尼電阻值;iLref為電流內(nèi)環(huán)基準;Hi(s)為電流內(nèi)環(huán)調(diào)節(jié)器的傳遞函數(shù);iL為電感電流采樣值;uo為逆變器輸出電壓采樣值。逆變器輸出電壓uo由采樣得到,在輸出濾波電感參數(shù)已知的情況下,可通過式(1)計算出電感電流參考值:

(1)

圖2中Hi(s)為電流控制器,多采用比例—積分(PI)控制,但是PI控制需要進行三相坐標變換及dq軸之間的解耦計算,相對復(fù)雜,而比例—諧振(PR)調(diào)節(jié)器可以實現(xiàn)對交流信號的無靜差跟蹤,且實現(xiàn)相對簡單。故本文選用PR調(diào)節(jié)器。調(diào)節(jié)器的輸出通過脈寬調(diào)制(PWM)模塊驅(qū)動開關(guān)管得到實際的橋臂電勢輸出。Kpwm為PWM驅(qū)動模塊的調(diào)制系數(shù),一般在系統(tǒng)中進行歸一化處理,數(shù)值為1。

2 非理想電網(wǎng)條件下的控制策略

2.1 非理想電網(wǎng)影響分析

為了使逆變器在并/離網(wǎng)運行條件下具有相同的結(jié)構(gòu),本文采用了LC濾波器。當逆變器并網(wǎng)運行時,其輸出電壓uo即電網(wǎng)電壓ug。附錄A圖A1給出了同步逆變器并網(wǎng)運行時的電流內(nèi)環(huán)等效控制框圖。

根據(jù)附錄A圖A1可推導(dǎo)并網(wǎng)電流表達式:

(2)

其中

(3)

(4)

式(2)表明,同步逆變器并網(wǎng)狀態(tài)下的入網(wǎng)電流由電感電流參考值分量和電網(wǎng)電壓擾動分量兩部分組成。不同于常規(guī)并網(wǎng)逆變器的電流參考值完全由逆變器的有功和無功功率決定,同步逆變器的電感電流參考值還與電網(wǎng)電壓直接相關(guān),如式(4)所示。

當同步逆變器處于理想電網(wǎng)條件下并網(wǎng)運行時,電網(wǎng)電壓僅含有基波正序分量,同步逆變器的電流參考給定也只包含基波正序分量。類似的,電網(wǎng)電壓對入網(wǎng)電流的擾動分量也是三相平衡且不含諧波的。

然而,當電網(wǎng)不理想即三相電壓幅值不對稱或含有諧波分量時,電網(wǎng)電壓可以分解為基波正序分量、基波負序分量和諧波分量。相應(yīng)的,通過式(4)計算得出的電感電流參考值受電網(wǎng)電壓影響,含有基波正負序分量和諧波分量;同時,電網(wǎng)電壓對入網(wǎng)電流的擾動分量中也同樣包含基波正負序分量和諧波分量。上述兩處影響將會造成同步逆變器的輸出電流不平衡且含有諧波分量,使得輸出電能質(zhì)量惡化,難以達到入網(wǎng)標準。

根據(jù)上述分析,在電網(wǎng)電壓不對稱和含有背景諧波兩種條件下開展了初步的仿真驗證,仿真條件如下。條件①:三相電網(wǎng)電壓不對稱,幅值分別為290,311,311 V;條件②:電壓含有5%的5次諧波和7次諧波、2%的11次諧波和23次諧波。此處條件①的選取,滿足電網(wǎng)運行規(guī)范要求,即電網(wǎng)中允許長期存在不平衡度小于4%的穩(wěn)態(tài)不對稱狀態(tài)。

附錄A圖A2給出了兩種不同條件下的并網(wǎng)電壓和電流波形。由圖A2(a)可知,電網(wǎng)電壓不對稱,不僅會造成逆變器輸出電流嚴重不對稱,而且會使得電流中包含低次諧波。而從圖A2(b)的仿真結(jié)果中可知,當電網(wǎng)電壓包含諧波分量時,也會使輸出電流含有大量諧波,而且諧波含量被明顯放大。

因此,有必要在同步逆變器原有控制策略基礎(chǔ)上,尋求更加有效的控制方法,以抑制非理想電網(wǎng)對同步逆變器輸出電流的不利影響。

2.2 電感電流參考值算法改進

2.1節(jié)的分析表明,非理想的電網(wǎng)電壓可以分解成基波正序分量、基波負序分量和諧波分量。功率環(huán)帶寬較低,在諧波頻段內(nèi)輸出e只含有基波正序分量。但是,由式(4)計算得到的電感電流參考值仍然會受到非理想電網(wǎng)電壓影響,含有基波正負序分量和諧波分量。若采用合適的方法提取電網(wǎng)電壓的基波正序分量,用于電感電流參考值的計算,則參考值中只含有基波正序分量,入網(wǎng)電流會得到很大改善。

目前,常用的基波正序分量檢測方法有濾波器檢測法、自適應(yīng)檢測法、雙二次廣義積分檢測法等[14-17]:其中,基于雙二次廣義積分的方法延時小、動態(tài)性能好,增加此模塊不會給整個控制環(huán)節(jié)帶來明顯影響。故本文將選用該方法來提取電網(wǎng)電壓基波正序分量,計算電感電流參考值。

附錄A圖A3為雙二次廣義積分器(DSOGI)結(jié)構(gòu)框圖。附錄A圖A3(a)為二次廣義積分原理框圖,其中vi為輸入量,vo和qvo為二次廣義積分器(SOGI)的兩個輸出量,vo和vi的基波正序分量幅值相等,相位相同,qvo和vi的幅值相等,但其相位滯后90°。vo和qvo對輸入量vi的傳遞函數(shù)分別如下:

(5)

式中:k為待確定系數(shù);ω0為正序基波角頻率。

附錄A圖A3(b)為正序分量提取模塊。圖中:α和β分別為電網(wǎng)電壓在兩相靜止坐標系下的α軸和β軸分量;α+和β+分別為所提取的電網(wǎng)電壓在α軸和β軸下的基波正序分量。DSOGI分別構(gòu)造α軸和β軸的兩組正交信號α′,qα′和β′,qβ′,其中ω為諧振角頻率,并網(wǎng)工作時為電網(wǎng)角頻率。

系數(shù)k的取值不僅影響諧波分量與負序分量的抑制程度,而且影響系統(tǒng)的動態(tài)性能,需要折中考慮。關(guān)于k值的最佳選取設(shè)計,可以采用多目標優(yōu)化算法來求取最佳解[18],以同時兼顧較好的穩(wěn)態(tài)精度和動態(tài)跟蹤性能。由于該內(nèi)容不屬于本文研究重點,故文中采用仿真分析的方法來確定k的最佳取值。仿真結(jié)果如附錄A表A1所示。

附錄A表A1所示為相同輸入情況下不同k值時SOGI特性對比數(shù)據(jù)。其中SOGI的輸入電壓vi為含有5%的5次諧波和7次諧波、2%的11次諧波和23次諧波的電網(wǎng)相電壓;在某一穩(wěn)態(tài)時刻,基波成分幅值突減到原來的80%,5 s后,基波成分幅值又突增到原有值,由此突變工況來觀察SOGI的動態(tài)特性。輸出電壓vo為提取的基波正序分量。由表A1可知,隨著k值的不斷減小,SOGI對基波正序分量的穩(wěn)態(tài)提取精度越來越高,但動態(tài)特性不斷變差,如k取值為8時,幾乎可以瞬間跟蹤幅值的突變(僅1個電網(wǎng)周期),說明其動態(tài)性能好,但穩(wěn)態(tài)提取精度較差,諧波畸變率(THD)為5.91%;而當k取值為0.05時,SOGI對基波正序分量的穩(wěn)態(tài)提取精度很高,THD僅為0.169%,但跟蹤特性較差,大概需要0.44 s(22個電網(wǎng)周期)才跟蹤上輸入電壓基波正序分量幅值的變化,說明其動態(tài)性能較差。以上仿真對比看出,為了兼顧SOGI的穩(wěn)態(tài)精度和動態(tài)跟蹤特性,k的取值不宜過大,也不能太小。權(quán)衡考慮,選取k值為0.5,此時穩(wěn)態(tài)提取精度和動態(tài)性能均較佳,如表A1所示,提取出的基波正序分量幾乎沒有誤差,THD僅為0.67%,且動態(tài)性能良好,僅需0.06 s,即3個電網(wǎng)周期。

基于DSOGI提取電網(wǎng)電壓基波正序分量,將其應(yīng)用到電感電流給定計算中,控制框圖如圖3所示。圖中:C為三相輸出濾波電容值;iC為三相輸出濾波電容電流;ig為入網(wǎng)電流。如無特殊說明,電感電流參考值均為采用改進算法后的理想?yún)⒖贾怠?/p>

圖3 電流參考值改進算法控制框圖Fig.3 Block diagram of improved control method for current reference

2.3 電網(wǎng)電壓前饋控制

常規(guī)單L型、LCL型并網(wǎng)逆變器并網(wǎng)運行時,電網(wǎng)電壓的不理想會影響電網(wǎng)電流的質(zhì)量。為抑制該影響,通常采用電網(wǎng)電壓前饋的方法[19-20],在電網(wǎng)電壓到網(wǎng)側(cè)電感之間引入一條控制支路,增大逆變器輸出阻抗,減小電網(wǎng)諧波對電流的影響。

本文采用了LC濾波器,當并網(wǎng)運行時,逆變器的入網(wǎng)電流不僅與電感電流有關(guān),還與電容電流有關(guān)。因此,將并網(wǎng)逆變器電網(wǎng)電壓前饋的方法運用到LC型同步逆變器中,能完全消除不理想的電網(wǎng)電壓對電感電流的影響,但是入網(wǎng)電流仍受電網(wǎng)電壓擾動。因此,需要找出適合于LC型同步逆變器的電網(wǎng)電壓前饋策略,以更好地抑制電網(wǎng)電壓對入網(wǎng)電流的影響。

從附錄A圖A1加入電流環(huán)的同步逆變器控制框圖可以看出,在實際控制系統(tǒng)中,適合將電網(wǎng)電壓信號前饋的位置只能是在電流控制器前和電流控制器后,如圖4所示,其中A和B為待定的傳遞函數(shù)。

圖4 改進型電網(wǎng)電壓前饋控制框圖Fig.4 Block diagram of improved voltage feed-forward control scheme

由圖4可得到入網(wǎng)電流ig的表達式為:

(6)

其中

G″(s)=

(7)

要徹底消除電網(wǎng)電壓對電網(wǎng)電流的影響,須滿足G″(s)=0,即

(8)

加入A,B兩項電網(wǎng)電壓前饋項之后,入網(wǎng)電流傳遞函數(shù)為:

(9)

式(9)表明,雖然本文采用電感電流iL反饋控制,但是采用圖4所示的電網(wǎng)電壓前饋控制策略后,可以使得電網(wǎng)電流ig嚴格跟蹤電流參考值,且不受電網(wǎng)電壓的不理想分量干擾,本文將此控制方法稱為改進型電網(wǎng)電壓前饋控制。

采用與2.1節(jié)中相同的仿真條件,即電網(wǎng)電壓不對稱和電網(wǎng)電壓包含背景諧波兩種情況,對改進型電網(wǎng)電壓前饋控制進行了仿真分析,得到并網(wǎng)狀態(tài)下電壓、電流波形如附錄A圖A4所示。

對比附錄A圖A4(a)與附錄A圖A2(a)不難看出,改進型電網(wǎng)電壓前饋控制方法有效消除了電網(wǎng)電壓不對稱對輸出電流的影響。即使電網(wǎng)電壓存在不對稱,入網(wǎng)電流仍然具備良好的對稱性;同時對比附錄A圖A4(b)與附錄A圖A2(b)可見,采用改進型電網(wǎng)電壓前饋控制方法后,入網(wǎng)電流THD僅為2.55%,滿足入網(wǎng)標準。因此,該改進型電網(wǎng)電壓前饋控制方法可以有效抑制非理想電網(wǎng)引起的入網(wǎng)電流畸變,仿真結(jié)果初步驗證了前文理論分析的正確性和所提控制策略的有效性。

2.4 同步逆變器輸出阻抗特性分析

針對上述電感電流參考值改進算法和電網(wǎng)電壓前饋控制策略對入網(wǎng)電流波形質(zhì)量的改善作用,其本質(zhì)是改變了逆變器輸出阻抗。因此,本節(jié)將對同步逆變器的輸出阻抗特性及其變化規(guī)律進行分析,從阻抗角度對諧波抑制機理給出一種可行的理論解釋。在三相系統(tǒng)中,采用諧波線性化建模法對輸出阻抗進行建模之所以分為正、負序兩種,本質(zhì)在于傳統(tǒng)功率環(huán)在正、負序兩種情況下,阻抗的表達式有所區(qū)別。本文控制策略是在傳統(tǒng)功率外環(huán)下增加了電流內(nèi)環(huán),由于相對于內(nèi)環(huán)來說,功率外環(huán)帶寬很低,在阻抗建模過程中,其小信號擾動量對內(nèi)環(huán)的影響可忽略不計。而為了便于理解,本文在對電流環(huán)分析時,等效為三個單相系統(tǒng),即對單相電流環(huán)系統(tǒng)進行建模,故不需要分解到正負序下進行分析。

(10)

將式(10)代入式(2),可得式(11):

(11)

解得此時逆變器阻抗為:

(12)

根據(jù)式(12),可以繪出逆變器輸出阻抗曲線,如附錄A圖A5中實線所示。為了驗證模型正確性,通過仿真實測了不同頻率下的輸出阻抗幅值和相角,如附錄A圖A5中的黑點所示?？梢钥闯?理論曲線與實測結(jié)果非常吻合,表明了式(12)阻抗表達的正確性。

類似的,對采用電感電流參考值改進算法和電網(wǎng)電壓前饋控制策略后的同步逆變器輸出阻抗也進行了建模分析,可推導(dǎo)得到逆變器A相輸出阻抗為:

(13)

同樣,通過仿真實測來驗證輸出阻抗表達式(13)的準確性,結(jié)果如附錄A圖A6所示?？梢钥闯?數(shù)學(xué)模型與實測阻抗基本吻合。

對比采用改進型控制策略前后逆變器輸出阻抗,如附錄A圖A7所示。采用電感電流參考值改進算法和電網(wǎng)電壓前饋控制策略后,逆變器的輸出阻抗幅值明顯增大,即增強了對諧波抑制的能力,從而從阻抗的角度解釋了為什么改進后的控制方法具有更好的諧波抑制能力。

3 實驗與分析

為進一步驗證所提控制方法的正確性和有效性,搭建了一臺額定功率為7.5 kVA的同步逆變器樣機,見附錄A圖A8,主電路開關(guān)管采用IPM模塊,控制器采用TMS320F28335DSP,開關(guān)頻率和采樣頻率均為20 kHz,其他參數(shù)見附錄A表A2。

在電網(wǎng)三相電壓不平衡(幅值大小與前文仿真一致,分別為290,311,311 V)條件下進行實驗,圖5(a)(b)(c)分別為電網(wǎng)電壓波形、未采用本文所提控制方法的并網(wǎng)電流波形,以及采用本文所提改進型電網(wǎng)電壓前饋方法的并網(wǎng)電流波形。不難看出,采用常規(guī)控制方法時,電網(wǎng)電壓的不平衡會造成入網(wǎng)電流明顯不對稱,且波形嚴重畸變。圖5(b)所示實驗結(jié)果與附錄A圖A2(a)仿真結(jié)果完全吻合。

而當采用本文所提出的改進型電網(wǎng)電壓前饋方法時,見圖5(c),入網(wǎng)電流波形質(zhì)量得到了顯著改善。

圖5 電網(wǎng)不對稱條件下的實驗波形Fig.5 Experimental results under unbalanced grid condition

類似的,采用與附錄A圖A4(b)仿真研究相同的條件,即在電網(wǎng)中注入5%的5次諧波和7次諧波、2%的11次諧波和23次諧波,進行實驗驗證。圖6(a)(b)(c)分別給出含諧波電網(wǎng)電壓波形、常規(guī)控制方法的并網(wǎng)電流波形和采用本文所提改進型電網(wǎng)電壓前饋方法的并網(wǎng)電流波形。對比圖6(b)(c)不難看出,在非理想電網(wǎng)條件下,若不采用改進型電網(wǎng)電壓前饋控制方法,并網(wǎng)電流波形畸變十分嚴重,而當采用本文所提控制方法時并網(wǎng)電流波形明顯優(yōu)于前者。這一點與附錄A圖A2(b)和圖A4(b)的仿真結(jié)果也一致,進一步驗證了本文所提改進型電網(wǎng)電壓前饋方法的有效性和正確性。

需要指出的是,在仿真研究時,由于不存在電壓、電流采樣誤差,電感、電容參數(shù)確定不變,因此前饋環(huán)節(jié)的補償效果非常精確。而在實際實驗過程中,電壓和電流采樣,電容和電感數(shù)值均存在誤差,個別甚至隨負載的變化存在一定的非線性特征,包括元器件的溫漂造成前饋環(huán)節(jié)補償效果存在誤差等,這些實際的非理想因素都直接影響到了實驗的控制效果,因此實驗所得并網(wǎng)電流質(zhì)量要比仿真中的并網(wǎng)電流質(zhì)量略差。但是相對于常規(guī)控制方法得到的并網(wǎng)電流來說,本文所提的適用于非理想電網(wǎng)條件下的同步逆變器控制策略仍取得了令人滿意的結(jié)果。此外,電壓、電流的采樣誤差使得計算所得功率含有二倍頻的波動,所以實驗中并網(wǎng)電流不僅含有奇次諧波,還含有二次諧波。

圖6 電網(wǎng)含諧波條件下的實驗波形Fig.6 Experimental results when grid voltage has harmonics

4 結(jié)論

為適應(yīng)非理想電網(wǎng)電壓工作條件,本文研究了一種基于電網(wǎng)電壓前饋的控制策略。用雙二次廣義積分的方法提取電網(wǎng)電壓基波正序分量來計算電感電流參考值,在此基礎(chǔ)上,推導(dǎo)了LC型同步逆變器的電網(wǎng)電壓前饋公式,利用電網(wǎng)電壓前饋的控制方法抑制非理想電網(wǎng)條件對入網(wǎng)電流的影響。通過仿真和實驗結(jié)果驗證了所提控制策略的可行性,得到如下結(jié)論。

1)電網(wǎng)電壓不理想會導(dǎo)致同步逆變器并網(wǎng)電流嚴重畸變。

2)提出了一種適用于LC型同步逆變器的改進電網(wǎng)電壓前饋控制策略,該控制策略能較好地削弱電網(wǎng)電壓畸變對并網(wǎng)電流造成的影響,確保并網(wǎng)電流可以滿足入網(wǎng)標準。

3)實驗中所得并網(wǎng)電流的波形劣于仿真結(jié)果,需要做進一步分析研究以提高電流質(zhì)量。

附錄見本刊網(wǎng)絡(luò)版(http://www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx)。

[1] HONG Haifeng, HU Zhesheng, GUO Ruipeng, et al. Directed graph-based distribution network reconfiguration for operation mode adjustment and service restoration considering distributed generation[J]. Journal of Modern Power Systems and Clean Energy, 2017, 5(1): 142-149.

[2] 魯宗相,王彩霞,閔勇,等.微電網(wǎng)研究綜述[J].電力系統(tǒng)自動化,2007,31(19):100-107.

LU Zongxiang, WANG Caixia, MIN Yong, et al. Overview on micro-grid research[J]. Automation of Electric Power Systems, 2007, 31(19): 100-107.

[3] 王成山,肖朝霞,王守相.微電網(wǎng)綜合控制與分析[J].電力系統(tǒng)自動化,2008,32(7):98-103.

WANG Chengshan, XIAO Zhaoxia, WANG Shouxiang. Synthetical control and analysis of micro-grid[J]. Automation of Electric Power Systems, 2008, 32(7): 98-103.

[4] ABAPOUR S, NOJAVAN S, ABAPOUR M. Multi-objective short-term scheduling of active distribution networks for benefit maximization of DisCos and DG owners considering demand response programs and energy storage system[J]. Journal of Modern Power Systems and Clean Energy, 2018, 6(1): 95-106.

[5] RAGHAVENDRA P, GAONKAR D N. Online voltage estimation and control for smart distribution networks[J].Journal of Modern Power Systems and Clean Energy, 2016, 4(1): 40-46.

[6] CHEN Yong, HESSE R, TURSCHNER D, et al. Improving the grid power quality using virtual synchronous machines[C]// Proceedings of 2011 IEEE International Conference on Power Engineering, Energy and Electrical Drives (POWERENG), May 11-13, 2011, Malaga, Spain: 6p.

[7] 趙楊陽,柴建云,孫旭東.基于虛擬同步發(fā)電機的柔性虛擬調(diào)速器模型[J].電力系統(tǒng)自動化,2016,40(10):8-15.DOI:10.7500/AEPS20150728014.

ZHAO Yangyang, CHAI Jianyun, SUN Xudong. Flexible virtual governor model based on virtual synchronous generator[J]. Automation of Electric Power Systems, 2016, 40(10): 8-15. DOI: 10.7500/AEPS20150728014.

[8] ZHONG Q C, WEISS G. Synchronverters: inverters that mimic synchronous generators[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2011, 58(4): 1259-1267.

[9] 程雪坤,孫旭東,柴建云,等.電網(wǎng)對稱故障下雙饋風(fēng)力發(fā)電機的虛擬同步控制策略[J].電力系統(tǒng)自動化,2017,41(20):47-54.DOI:10.7500/AEPS20170225006.

CHENG Xuekun, SUN Xudong, CHAI Jianyun, et al. Virtual synchronous control strategy for doubly-fed induction generator wind turbines under symmetrical grid faults[J]. Automation of Electric Power Systems, 2017, 41(20): 47-54. DOI: 10.7500/AEPS20170225006.

[10] 尚磊,胡家兵,袁小明,等.電網(wǎng)對稱故障下虛擬同步發(fā)電機建模與改進控制[J].中國電機工程學(xué)報,2017,37(2):403-411.

SHANG Lei, HU Jiabing, YUAN Xiaoming, et al. Modeling and improved control of virtual synchronous generators under symmetrical faults of grid[J]. Proceedings of the CSEE, 2017, 37(2): 403-411.

[11] 李武華,王金華,楊賀雅,等.虛擬同步發(fā)電機的功率動態(tài)耦合機理及同步頻率諧振抑制策略[J].中國電機工程學(xué)報,2017,37(2):381-390.

LI Wuhua, WANG Jinhua, YANG Heya, et al. Power dynamic coupling mechanism and resonance suppression of synchronous frequency for virtual synchronous generators [J]. Proceedings of the CSEE, 2017, 37(2): 381-390.

[12] IEEE recommended practices and requirements for harmonic control in electrical power systems: IEEE Standard 519—1992[S]. 1993.

[13] 陳天一,陳來軍,汪雨辰,等.考慮不平衡電網(wǎng)電壓的虛擬同步發(fā)電機平衡電流控制方法[J].電網(wǎng)技術(shù),2016,40(3):904-909.

CHEN Tianyi, CHEN Laijun, WANG Yuchen, et al. Balanced current control method for virtual synchronous generator considering unbalanced grid voltage[J]. Power System Technology, 2016, 40(3): 904-909.

[14] JOVCIC D. Phase locked loop system for FACTS[J]. IEEE Transactions on Power Systems, 2003, 18(3): 1116-1122.

[15] 馬莉,周景海,呂征宇,等.一種基于dq變換的改進型諧波檢測方案的研究[J].中國電機工程學(xué)報,2000,20(10):55-58.

MA Li, ZHOU Jinghai, Lü Zhengyu, et al.An improved harmonic detecting approach based ondqrotating coordination transformation[J]. Proceedings of the CSEE, 2000, 20(10): 55-58.

[16] 劉云潺,黃純,歐立權(quán),等.基于dq變換的三相不平衡電壓暫降檢測方法[J].電力系統(tǒng)及其自動化學(xué)報,2007,19(3):72-76.

LIU Yunchan, HUANG Chun, OU Liquan, et al. Method for unbalanced voltage sag detection based ondqtransform[J]. Proceedings of the CSU-EPSA, 2007, 19(3): 72-76.

[17] 李林,郭源博,張曉華.復(fù)雜電網(wǎng)工況下基于CDSOGI-SPLL的電網(wǎng)電壓同步方法[J].電力系統(tǒng)自動化,2017,41(16):151-157.DOI:10.7500/AEPS20161130016.

LI Lin, GUO Yuanbo, ZHANG Xiaohua. Voltage synchronization method of power grid based on CDSOGI-SPLL under the working condition of complex power grid[J]. Automation of Electric Power Systems, 2017, 41(16): 151-157. DOI: 10.7500/AEPS20161130016.

[18] 張東升.高功率因數(shù)VIENNA整流器控制策略的研究[D].哈爾濱:哈爾濱工業(yè)大學(xué),2009.

[19] 吳云亞,謝少軍,闞加榮,等.逆變器側(cè)電流反饋的LCL并網(wǎng)逆變器電網(wǎng)電壓前饋控制策略[J].中國電機工程學(xué)報,2013,33(6):54-60.

WU Yunya, XIE Shaojun, KAN Jiarong, et al. A full grid voltage feed-forward control strategy with inverter-side current feedback for LCL grid-connected inverters[J]. Proceedings of the CSEE, 2013, 33(6): 54-60.

[20] 韋徵,王俊輝,茹心芹,等.基于電網(wǎng)電壓前饋補償?shù)墓夥⒕W(wǎng)逆變器零電壓穿越控制[J].電力系統(tǒng)自動化,2016,40(4):78-84.DOI:10.7500/AEPS20150316006.

WEI Zheng, WANG Junhui, RU Xinqin, et al. Zero voltage crossing control of PV grid connected inverter based on grid voltage feedforward compensation[J]. Automation of Electric Power Systems, 2016, 40(4): 78-84. DOI: 10.7500/AEPS20150316006.

陳 杰(1982—),男,博士,副教授,主要研究方向:微電網(wǎng)與分布式發(fā)電技術(shù)、電力電子變換裝置的建模與控制技術(shù)、航空電源系統(tǒng)等。E-mail： chen_jie@nuaa.edu.cn

申朋朋(1992—),男,碩士研究生,主要研究方向:微電網(wǎng)與分布式發(fā)電技術(shù)、電力電子變換技術(shù)等。E-mail: 15651661780@163.com

魏 濤(1992—),男,碩士研究生,主要研究方向:微電網(wǎng)與分布式發(fā)電技術(shù)、并網(wǎng)逆變器的建模與控制技術(shù)等。E-mail: nuaa_wt@163.com

陳家偉(1986—),男,通信作者,博士,特聘研究員,主要研究方向:新能源發(fā)電技術(shù)和電網(wǎng)控制技術(shù)等。E-mail: echenjw@cqu.edu.cn