CN112290588B - 一种用于电网支撑型逆变器的广义下垂控制策略 - Google Patents

Abstract

本发明公开了一种电压控制型电网支撑逆变器的广义下垂控制策略，属于并网逆变器控制研究领域。该方法用于解决传统下垂控制及VSG控制无法在提供转动惯量的同时具有良好的功率跟踪性能的问题。该方法有功功率环控制器设计更加灵活，不像传统的下垂控制的有功功率环仅为比例控制及低通滤波器，也不像VSG控制完全模拟同步发电机的参数。通过合理设计广义下垂控制器参数，可以使得广义下垂控制不仅可以在功率指令值发生变化时，逆变器输出功率迅速跟随其指令值变化，没有很大的震荡及超调，优于VSG控制；同时可以为系统提供转动惯量，优于传统下垂控制。为工程应用提供了很好的参考价值。

Description

一种用于电网支撑型逆变器的广义下垂控制策略

技术领域

本发明属于并网逆变器控制研究领域，具体涉及一种用于电网支撑型逆变器的广义下垂控制策略。

背景技术

随着环境和能源危机的日益加深，分布式发电得到了越来越多的关注和应用，这些分布式发电单元通常由可再生能源，直流母线和两级变流器构成；不同类型的可再生能源其输入侧变流器形式不同，但是网侧变流器通常为逆变器。并网逆变器的控制性能将会对发电系统以及电网的稳定性产生重要的影响。根据并网逆变器的运行模式，逆变器可分为电网馈入型(grid-feeding inverter),电网建立型(grid-forming inverter),以及电网支撑型(grid-supporting inverter)。现有的电网支撑型逆变器控制策略主要包括下垂控制和虚拟同步发电机控制(virtual synchronous generator,VSG)两类。下垂控制是一种无需通讯线的逆变器并联控制策略，根据逆变器输出有功及无功的大小，改变逆变器输出电压的频率及幅值，实现负荷功率在逆变器之间的均匀分配。

电力系统中发生故障或负载功率发生变化时，系统频率的变化率(rate ofchange of frequency,ROCOF)与系统的转动惯量成反比。系统的转动惯量主要源于电网中的同步发电机，不同类型和容量的同步发电机其转动惯量不同。与传统的同步发电机相比，基于变流器控制的分布式发电单元基本没有转动惯量。因此随着分布式发电单元所占比例提高，由于惯量低引起的系统稳定性及动态响应问题会逐渐突出。当系统频率的变化率超过某些限定阈值时，可能会导致系统中的同步发电机脱网或导致分布式发电单元的ROCOF继电器断开而使得分布式发电单元脱网。因此，目前已有一些国家对系统频率变化率做出相应的规定：如爱尔兰为0.5Hz/s，丹麦为2.5Hz/s，比利时为1Hz/s，英国为0.125Hz/s。

基于下垂控制的分布式发电单元无法为系统提供转动惯量，因此微网系统中的分布式发电单元如果采用下垂控制，可能导致微网系统孤岛运行时由于缺少转动惯量而对故障扰动更加敏感。如果发生负载突变或扰动，系统频率可能会变化剧烈，超过df/dt的阈值，进而导致发电单元或负载不必要的脱网，影响微网系统的稳定运行。为了缓解系统低转动惯量造成的影响，虚拟同步发电机(VSG)控制被提出，通过配合储能设备以及合适的控制策略，为系统提供转动惯量和阻尼，进而提高系统频率稳定性。现有一些学者对下垂控制和VSG控制进行比较，认为由于VSG控制可以为系统提供转动惯量和阻尼，因此VSG控制的性能由于传统下垂控制。事实上传统下垂控制和VSG控制各有其优点与不足。当分布式发电单元并网运行时，其输出功率需要接受上层控制的调度，即逆变器的实际输出功率应能够迅速跟随其指令值的变化。与此同时，当分布式发电单元构成微网系统孤岛运行时，由于系统中转动惯量较小，分布式发电单元应能为系统提供转动惯量。采用传统下垂控制的分布式发电单元，并网运行时，逆变器输出实际功率可以迅速跟随指令值的变化，但是在孤岛运行时，无法为系统转动惯量支撑，发生负载功率变化或扰动时系统频率变化剧烈，无法满足ROCOF规定。相反的，采用VSG控制的分布式发电单元，在孤岛运行时可以提供转动惯量，但是当并网运行时功率指令发生阶跃变化，逆变器实际输出功率会存在很大的震荡和超调，甚至可能导致逆变器触发保护而停机。因此无论VSG控制还是传统的下垂控制均无法同时在并网模式和孤岛模式取得较好的控制性能，即无法同时提供转动惯量和具有良好的功率跟随特性。

发明内容

为了克服上述现有技术存在的问题，本发明的目的在于提供一种用于电网支撑型逆变器的广义下垂控制策略，从而可以在并网运行时控制逆变器输出功率迅速跟随其指令值的变化，没有很大的震荡和超调；同时可以为系统提供转动惯量，提高频率稳定性。

本发明是通过以下技术方案来实现：

一种用于电网支撑型逆变器的广义下垂控制策略，包括以下步骤：

1)采集逆变器交流侧输出的电压v、电流i和电感电流i_L，其中输出电压和输出电流用来计算输出有功功率和无功功率，电感电流和输出电压作为控制器的反馈信号；

2)计算输出有功功率P和无功功率Q：

其中V是线电压v的有效值，I是线电流i的有效值，是二者相位差；

3)根据所提出的广义下垂控制策略计算参考电压幅值和频率：

ω＝ω₀+G_PLC·[P₀+G_CFF·(ω_ref-ω)-H_CPF·P]；

E＝E₀-k_q(Q-Q₀)；

其中P₀和Q₀分别是并网逆变器需要向电网注入有功功率和无功功率的指令值，该指令值来自更高一级控制器的能量调度指令，或者来自一次能源最大功率点跟踪MPPT算法；ω₀和E₀分别是系统的额定频率和额定电压；G_PLC是有功功率环前向通道控制器，G_CFF是频率二次控制调节器，H_CPF是有功功率反馈补偿器，k_q是无功功率环下垂系数；ω_ref是频率二次控制的频率参考值；P和Q分别是逆变器检测到的输出有功功率和无功功率；ω和E分别是下垂控制环节生成的频率和电压的控制指令，将频率ω进行积分就可以得到逆变器输出电压的相位θ；

4)最后合成的参考电压可以表示为：

v＝E sin(θ)

5)步骤4)获得的参考电压v经过电压环和内部电感电流内环的调节后生成PWM信号控制开关管的通断，进而控制逆变器的输出功率。

首先简要说明传统下垂控制及VSG控制存在的问题。

图1为传统下垂控制有功功率环小信号模型，其中ω是下垂控制产生的功率指令值，P是逆变器实际输出的有功功率值，P₀是有功功率指令值，k_p是下垂系数，ω_c是低通滤波器的截止频率，V_o是逆变器输出电压幅值，V_g及ω_g分别为公共连接点处电压幅值及频率，X是线路阻抗(认为线路阻抗可近似为感性)。图2为VSG控制有功功率环小信号模型，其中k_ω是调速器的比例系数，ω₀是额定角频率值，J为转动惯量，D为阻尼系数，其余参数意义与图1相同。

由图1可得传统下垂控制中有功功率指令值小信号扰动ΔP₀到逆变器实际输出有功功率小信号扰动ΔP的传递函数，Δω_g可视作扰动量。由该传递函数可计算当功率指令值P₀发生阶跃变化时实际输出功率P的阶跃响应，如图3(a)所示。

由图2可得VSG控制中有功功率指令值小信号扰动ΔP₀到逆变器实际输出有功功率小信号扰动ΔP的传递函数，同样的，可计算当功率指令值P₀发生阶跃变化时实际输出功率P的阶跃响应，如图3(b)所示。

忽略线路阻抗上的损耗，即逆变器输出的功率P等于负载消耗的功率P_load。因此，由图1及图2分别可计算传统下垂控制及VSG控制负载功率小信号扰动ΔP_load到逆变器输出电压角频率小信号扰动Δω的传递函数。

根据自动控制原理，初始频率变化率γ等于系统时间常数的倒数，下垂控制中低通滤波器的截止频率ω_c通常可取为200rad/s，因此时间常数为T_droop＝0.005s，初始ROCOF值γ_droop＝200rad/s²。在本研究中假设ROCOF的规定为1rad/s²，介于目前各国对ROCOF的最大值与最小值之间。对于VSG控制，其转动惯量值J设置为32kg·m²，因此时间常数所以初始ROCOF值γ_VSG＝1rad/s²，满足ROCOF的规定。计算结果如图4所示。

为了克服上述传统下垂控制及VSG控制存在的问题，本发明提出了一种用于电网支撑型逆变器的广义下垂控制策略，对于传统下垂控制及VSG控制的有功功率环做出改进，并且提供了详细的控制器参数设计步骤，详细解释如下。

广义下垂控制，传统下垂控制及VSG控制的主电路与控制内环均相同，如图5所示。广义下垂控制策略功率控制环如图6所示，其具体表达式如下，无功功率控制环与传统下垂控制或VSG控制相同，主要改进之处在于有功功率控制环。

ω＝ω₀+G_PLC·[P₀+G_CFF·(ω_ref-ω)-H_CPF·P]；

E＝E₀-k_q(Q-Q₀)；

其中P₀和Q₀分别是并网逆变器需要向电网注入有功功率和无功功率的指令值，该指令值来自更高一级控制器的能量调度指令，或者来自一次能源最大功率点跟踪MPPT算法；ω₀和E₀分别是系统的额定频率和额定电压；G_PLC是有功功率环前向通道控制器，G_CFF是频率二次控制调节器，H_CPF是有功功率反馈补偿器，k_q是无功功率环下垂系数；ω_ref是频率二次控制的频率参考值；P和Q分别是逆变器检测到的输出有功功率和无功功率；ω和E分别是下垂控制环节生成的频率和电压的控制指令，将频率ω进行积分就可以得到逆变器输出电压的相位θ。

有功功率控制环控制器G_PLC，G_CFF及H_CPF的设计步骤如下：

(1)二次控制器G_CFF的设计及频率参考值ω_ref的选择

本发明中二次控制器G_CFF的主要作用是为系统提供阻尼，因此受VSG控制中阻尼项的启发，首先对VSG控制中不同的阻尼项进行比较，通过比较决定二次控制器G_CFF采用比例控制器D，频率参考值ω_ref选为角频率额定值ω₀。不同的阻尼项的比较在此不做赘述。

(2)有功功率环前向通道控制器G_PLC的设计

当二次控制器G_CFF采用比例控制器D，频率参考值ω_ref选为角频率额定值ω₀时，广义下垂控制有功功率环小信号模型可以简化为图7。由图7可得小信号传递函数ΔP/ΔP₀及Δω/ΔP_load。

控制器G_control可以表示为

为了简化设计过程，功率通道反馈补偿器H_CPF首先设为1，因此

为了确保广义下垂控制可以实现负载功率存在阶跃变化时，对负载功率的均分，G_control应该是一个对于阶跃响应的有差调节器。因此根据自动控制原理，v＝0。此外，比例系数K的设置与传统下垂控制中下垂系数的设置相同，以K＝0.0001为例说明。之后应该合理设计零极点位置。受VSG控制的启发，首先在G_control中增加一个极点用来提供转动惯量，但是如果仅增加这一极点，与VSG控制无任何区别，其环路增益如图8所示。因此为了增加控制环路的相位裕度以及使得环路增益的幅值增益以-20dB/dec穿越0dB线，以使得环路增益尽可能接近理想环路增益。在G_control中增加一个零点，可以表示为

此时，传递函数Δω/ΔP_load可表示为

根据初值定理，

即当负载功率存在阶跃变化时，会导致逆变器输出频率同样存在阶跃变化，如图9所示，违反ROCOF规定。因此需要在控制器G_control中增加一个极点以降低高频增益，使得当负载功率变化时逆变器输出功率变化较为平缓。G_control应当是一个过阻尼二阶系统以确保负载功率存在阶跃变化时，输出频率的变化无超调及震荡，所以G_control中的两个极点均为负实数极点，即可以表示为如下形式，

如果其中一个极点p₁(p₁＝-1/T₁)位于(-1,0)，与之前G_control中仅包含单极点时一致，另一个极点p₂(p₂＝-1/T₂)相对极点p₁更加远离虚轴，那么零点z₁(z₁＝-1/τ₁)应位于极点p₁与环路增益和0dB的交点之间，以确保环路增益以-20dB/dec穿过0dB线，并且提高相位裕度。否则的话如果零点z₁相对于极点p₁更接近虚轴，会导致当负载功率变化时输出频率变化更加剧烈。G_control的具体表达式如下，此时环路增益的Bode图如图10所示，传递函数ΔP/ΔP₀及Δω/ΔP_load阶跃响应如图11所示。

由图11可看出当功率指令值发生阶跃变化时，逆变器输出功率可以迅速跟随指令值的变化，没有很大的震荡和超调；但是当负载功率变化时，逆变器输出频率变化剧烈，违反ROCOF规定。因此零极点位置需要在现有基础上进行调整。根据零极点位置对系统动态特性的影响，将零极点位置均向远离虚轴的方向移动，G_control的具体表达式如下，此时环路增益的Bode图如图12所示，传递函数ΔP/ΔP₀及Δω/ΔP_load阶跃响应如图13所示。

当功率指令值发生阶跃变化时，如图13(a)所示，基于广义下垂控制的逆变器输出功率超调量为30％，与VSG控制输出功率的超调量为55％相比降低了很多，同时其振荡与调节时间也均有所减少。当负载功率发生阶跃变化时，如图13(b)所示，可以看到广义下垂控制和VSG控制均可提供转动惯量，增加频率稳定性，满足ROCOF的规定，而传统的下垂控制频率变化剧烈。

(3)有功功率反馈补偿器H_CPF的设计

受位置控制系统中速度反馈控制的启发，功率反馈补偿器我们采用一阶超前控制器增加系统阻尼，以减小功率参考值变化时逆变器输出功率的超调量。

H_CPF＝m·s+1

此时如果G_control采用相同的形式，根据初值定理，当负载功率存在阶跃变化时，会导致逆变器输出频率存在阶跃变化，因此应在G_control中增加新的极点，其具体表达式如下所示，传递函数ΔP/ΔP₀及Δω/ΔP_load阶跃响应如图14所示。

H_CPF＝0.3·s+1

在有功功率反馈通道采用补偿器之后可以看到，当有功功率指令值发生阶跃变化时，逆变器输出有功功率的超调量可以进一步减小；当负载功率发生阶跃变化时，逆变器输出频率同样变化平缓，可以满足ROCOF的要求。

另一个办法为移除G_control中的零点，具体表达式如下所示，传递函数ΔP/ΔP₀及Δω/ΔP_load阶跃响应如图15所示，同样可以看到当有功功率指令值发生阶跃变化时，逆变器输出有功功率的超调量进一步减小；当负载功率发生阶跃变化时，逆变器输出频率可以满足ROCOF的要求。

H_CPF＝0.78·s+1

与现有技术相比，本发明具有以下有益的技术效果：

本发明公开的电压控制型电网支撑逆变器的广义下垂控制策略用于解决传统下垂控制及VSG控制无法在提供转动惯量的同时具有良好的功率跟踪性能的问题。该方法有功功率环控制器设计更加灵活，不像传统的下垂控制的有功功率环仅为比例控制及低通滤波器，也不像VSG控制完全模拟同步发电机的参数。通过合理设计广义下垂控制器参数，可以使得广义下垂控制不仅可以在功率指令值发生变化时，逆变器输出功率迅速跟随其指令值变化，没有很大的震荡及超调，优于VSG控制；同时可以为系统提供转动惯量，优于传统下垂控制。为工程应用提供了很好的参考价值。

附图说明

图1为传统下垂控制有功功率环小信号模型；

图2为VSG控制有功功率环小信号模型；

图3为传递函数ΔP/ΔP₀的阶跃响应，其中(a)为传统下垂控制，(b)为VSG控制；

图4为传递函数Δω/ΔP_load的阶跃响应，其中(a)为传统下垂控制，(b)为VSG控制；

图5为本发明所提出的广义下垂控制策略主电路及控制内环；

图6为本发明所提出的广义下垂控制策略功率控制环；

图7为本发明所提出的广义下垂控制策略有功功率环小信号模型；

图8为控制器时的环路增益T_loop＝G_control·G·H_CPF Bode图。

图9为控制器时传递函数Δω/ΔP_load的阶跃响应。

图10为当控制器时的环路增益T_loop＝G_control·G·H_CPF Bode图。

图11为当控制器时传递函数ΔP/ΔP₀及Δω/ΔP_load阶跃响应。

图12为当控制器时的环路增益T_loop＝G_control·G·H_CPF Bode图。

图13为传统下垂控制，VSG控制，广义下垂控制实验波形，其中(a)为有功功率指令发生阶跃变化时，逆变器实际输出的有功功率波形；(b)为负载功率变化时，逆变器输出频率波形。

图14为广义下垂控制实验波形，其中(a)为有功功率指令发生阶跃变化时，逆变器实际输出的有功功率波形；(b)为负载功率变化时，逆变器输出频率波形。P_{GDC_2od}及f_{GDC_2od}为G_control采用二阶滞后一阶超前控制器，H_CPF为1的实验波形；P_{GDC_3od}及f_{GDC_3od}为G_control采用三阶滞后一阶超前控制器，H_CPF为一阶超前控制器的实验波形。

图15为广义下垂控制实验波形，其中(a)为有功功率指令发生阶跃变化时，逆变器实际输出的有功功率波形；(b)为负载功率变化时，逆变器输出频率波形。P_{GDC_2od}及f_{GDC_2od}为G_control采用二阶滞后一阶超前控制器，H_CPF为1的实验波形；P_{GDC_2od_H1od}及f_{GDC_2od_H1od}为G_control采用二阶滞后控制器，H_CPF为一阶超前控制器的实验波形。

具体实施方式

下面结合具体的实施实例对本发明做进一步的详细说明，所述是对本发明的解释而不是限定。

本发明提供了一种电压控制型电网支撑逆变器的广义下垂控制策略。其原理如图5，图6和图7所示。通过实验验证，将采用该方法的逆变器同采用传统下垂控制及VSG控制方法的逆变器进行了对比，结果如图13，图14和图15所示。图13(a)表示的是并网运行时当有功功率的指令发生改变的情况，可以看到采用本发明的控制方法，相对于VSG控制，可以很好抑制逆变器实际输出有功功率的超调和震荡，图13(b)表示的是孤岛运行时负载功率改变的情况，同样可以发现本发明所提出的控制方法，相比于传统下垂控制，逆变器输出频率变化更加平缓，说明本发明提出的控制方法可以为系统提供转动惯量。图14为当有功功率反馈补偿器H_CPF采用一阶超前控制器，前向通道控制器G_PLC采用三阶滞后一阶超前控制器的实验波形。图15为当有功功率反馈补偿器H_CPF采用一阶超前控制器，前向通道控制器G_PLC采用二阶滞后控制器的实验波形。相较于图13(a)所示的并网运行时有功功率指令值变化逆变器实际输出有功功率，图14(a)和15(a)所示的有功功率超调量均有所降低。与此同时，当负载功率变化时，逆变器输出频率的变化率均可满足ROCOF要求，如图14(b)和15(b)所示。实验结果说明本发明可以实现在提供转动惯量的同时，具有良好的功率跟随特性。可以在有功功率指令值发生变化时，逆变器输出有功功率迅速跟随其指令值变化，没有很大的震荡及超调，优于VSG控制；同时可以为系统提供转动惯量，优于传统下垂控制。

其具体实现步骤如下：

1)采集逆变器交流测输出的电压v、电流i和电感电流i_L，其中输出电压和输出电流用来计算输出有功功率和无功功率，电感电流和输出电压作为控制器的反馈信号；

2)计算输出有功功率P和无功功率Q：

其中V是线电压v的有效值，I是线电流i的有效值，是二者相位差；

3)根据所提出的广义下垂控制策略计算参考电压幅值和频率：

ω＝ω₀+G_PLC·[P₀+G_CFF·(ω_ref-ω)-H_CPF·P]；

E＝E₀-k_q(Q-Q₀)；

其中P₀和Q₀分别是并网逆变器需要向电网注入有功功率和无功功率的指令值，该指令值来自更高一级控制器的能量调度指令，或者来自一次能源最大功率点跟踪MPPT算法；ω₀和E₀分别是系统的额定频率和额定电压；G_PLC是有功功率环前向通道控制器，G_CFF是频率二次控制调节器，H_CPF是有功功率反馈补偿器，k_q是无功功率环下垂系数；ω_ref是频率二次控制的频率参考值；P和Q分别是逆变器检测到的输出有功功率和无功功率；ω和E分别是下垂控制环节生成的频率和电压的控制指令，将频率ω进行积分就可以得到逆变器输出电压的相位θ；

4)最后合成的参考电压可以表示为：

v＝E sin(θ)

5)步骤4)获得的参考电压v经过电压环和内部电感电流内环的调节后生成PWM信号控制开关管的通断，进而控制逆变器的输出功率。

实验平台由一台型号为MWINV-9R144的逆变器以及电网模拟器构成，

本发明中给出一种电压控制型电网支撑逆变器的广义下垂控制策略。为了验证控制方法的可行性，作者利用一台MWINV-9R144逆变器及电网模拟器构建了实验平台进行硬件验证。实验结果证明了该控制方法在提供转动惯量的同时，具有良好的功率跟随特性。可以在有功功率指令值发生变化时，逆变器输出有功功率迅速跟随其指令值变化，没有很大的震荡及超调，优于VSG控制；同时可以为系统提供转动惯量，优于传统下垂控制。该方法正确、可靠，为工程应用提供了很好的参考价值。

Claims (1)

1.一种电压控制型电网支撑逆变器的广义下垂控制方法，包括以下步骤：

1)采集逆变器交流侧输出的电压v、电流i和电感电流i_L，其中输出电压和输出电流用来计算输出有功功率和无功功率，电感电流和输出电压作为控制器的反馈信号；

2)计算输出有功功率P和无功功率Q：

其中V是线电压v的有效值，I是线电流i的有效值，是二者相位差；

3)根据所提出的广义下垂控制策略计算参考电压幅值和频率：

ω＝ω₀+G_PLC·[P₀+G_CFF·(ω_ref-ω)-H_CPF·P]；

E＝E₀-k_q(Q-Q₀)；

其中P₀和Q₀分别是并网逆变器需要向电网注入有功功率和无功功率的指令值，该指令值来自更高一级控制器的能量调度指令，或者来自一次能源最大功率点跟踪MPPT算法；ω₀和E₀分别是系统的额定频率和额定电压；G_PLC是有功功率环前向通道控制器，G_CFF是频率二次控制调节器，H_CPF是有功功率反馈补偿器，k_q是无功功率环下垂系数；ω_ref是频率二次控制的频率参考值；P和Q分别是逆变器检测到的输出有功功率和无功功率；ω和E分别是下垂控制环节生成的频率和电压的控制指令，将频率ω进行积分就可以得到逆变器输出电压的相位θ；其中G_CFF采取比例控制器，频率参考值ω_ref选取为额定频率值ω₀，G_PLC可采用二阶滞后一阶超前环节，H_CPF采取比例系数为1的比例控制器；或控制器G_PLC可采用三阶滞后一阶超前环节，H_CPF采取一阶超前控制器；以及控制器G_PLC可采用二阶滞后环节，H_CPF采取一阶超前控制器；

4)最后合成的参考电压可以表示为：

v_ref＝Esin(θ)

5)步骤4)获得的参考电压v_ref经过电压环和内部电感电流内环的调节后生成PWM信号控制开关管的通断，进而控制逆变器的输出功率。