李海龍，趙艷雷，周國良，畢永健，劉 政，丁宏勛

(山東理工大學 電氣與電子工程學院，山東 淄博 255000）

0 引言

分布式發(fā)電技術可有效解決能源問題[1]。但DG接入分散，大規(guī)模分布式電源單機入網(wǎng)會對大電網(wǎng)產(chǎn)生較大沖擊，由DG組成微電網(wǎng)可解決上 述 問 題[2]。

微電網(wǎng)控制策略大多依賴通信，由于受地理位置或環(huán)境限制，部分微電網(wǎng)不具備通信條件[3]。文獻[4]提出了一種基于衛(wèi)星授時信號的同步定頻電流 (Synchronous Fixed-Frequency Current，SFC）控制方法，微電網(wǎng)內的DG無需通信，完全即插即用。但孤島模式下負荷變化會引起微電網(wǎng)電壓波動，因此需要對同步定頻微電網(wǎng)電壓進行二次調節(jié)[5]。二次調壓主要有兩類控制方式，即集中式控制[6]和分布式控制[7]。集中式控制是由中央控制器采集DG信息并進行二次調整，對通信要求較高。分布式控制的DG只需通過本地控制器進行二次調整，無需通信或需要低速通信，且魯棒性較強，是目前二次調壓研究的熱點。文獻[8]提出了一種同步定頻微電網(wǎng)并網(wǎng)/孤島切換策略，但未涉及同步定頻微電網(wǎng)電壓二次調節(jié)。文獻[9]提出了一種自適應動態(tài)調節(jié)下垂系數(shù)的調壓方法，具有良好的動態(tài)性能，但是未考慮多臺變換器并聯(lián)的場景。文獻[10]應用多智能體一致算法優(yōu)化微電網(wǎng)電壓，但需要一定的通信數(shù)據(jù)。文獻[11]僅通過相鄰微源間通信對孤島微電網(wǎng)電壓進行調節(jié)，降低了通信的要求，但需要冗余鏈路以提高系統(tǒng)穩(wěn)定性，建設成本較高。文獻[12]通過提升變換器輸出基準電壓提升母線電壓，但未考慮負載變化的場景。文獻[13]提出了基于二次無差調壓的改進U-I下垂控制策略，可將電壓恢復至額定電壓，但并不能保證微網(wǎng)內各DG動作同步。文獻[9]～[13]的調壓方法不適用于多逆變器、多負載且無通信的同步定頻微電網(wǎng)。

本文在SFC控制方法基礎上，針對孤島模式下由負荷變化引起的微電網(wǎng)電壓波動較大的問題，基于就地電壓信息提出了同步定頻微電網(wǎng)調整下垂曲線的無通信二次調壓策略，通過調整DG輸出電壓，使得負載端電壓始終在設定的范圍內。同時為保證DG動作的同步性，提出了基于衛(wèi)星授時信號的下垂曲線調整方法，使微電網(wǎng)內各DG同步調整下垂曲線。

1 同步定頻微電網(wǎng)基本原理

同步定頻微電網(wǎng)即微網(wǎng)內分布式電源以衛(wèi)星授 時 信 號 秒 脈 沖(One Pulse Per Second，1PPS）為基準，各DG輸出的電流相位相同且頻率固定[4]。同步定頻微電網(wǎng)如圖1所示。

圖1 同步定頻微電網(wǎng)示意圖Fig.1 Schematic diagram of synchronous fixed-frequency microgrid

圖中：DG為分布式電源；PCC為公共連接點；DG1～DGn通過一個并網(wǎng)開關與大電網(wǎng)連接。并網(wǎng)模式下，各DG采用有功、無功給定控制(PQ控制），輸出的有功和無功功率固定；孤島模式下，DG采用下垂控制策略，DG輸出電壓和電流隨負荷變化，故本文針對孤島模式下的微電網(wǎng)研究二次調壓策略。

2 同步定頻微電網(wǎng)無通信二次調壓策略

2.1 同步定頻微電網(wǎng)DG控制系統(tǒng)結構

同步定頻微電網(wǎng)一般由多個DG系統(tǒng)和負載組成，以單個DG系統(tǒng)為例，其控制結構如圖2所示。

圖2 DG控制系統(tǒng)結構Fig.2 DG control system structure

圖中：Lf和Cf分別為濾波電感和電容；Z為線路 阻 抗；ia，ib，ic為DG輸 出 電 流；ua，ub，uc為DG輸出 電 壓；id，iq和ud，uq分 別 為DG輸 出 電 流 和 輸 出電壓在旋轉坐標系下的dq分量；ud，uq經(jīng)下垂方程計算出電流參考值id*，iq*設置為零，使得三相輸出電流相位與衛(wèi)星授時信號同步且幅值等于id*。由電流環(huán)計算出交流側參考電壓dq分量ud*和uq*，結合參考角度 ωt，轉換成abc三相靜止坐標系下的三相調制電壓信號指令值，實現(xiàn)對DG輸出電壓的調節(jié)。

DG電流環(huán)控制結構如圖3所示。

圖3 DG電流環(huán)控制結構Fig.3 DG current loop control structure

由圖3可得電流環(huán)控制結構方程為

式中：Kp，Ki分別為比例和積分系數(shù)。

電流環(huán)PI調節(jié)器比例環(huán)節(jié)可減少DG輸出電流與參考電流id*的偏差，積分環(huán)節(jié)可消除DG輸出電流與id*的靜差，實現(xiàn)對id*的無差跟蹤。目前對于電流環(huán)的研究設計已十分充分[14]，本文對I-U下垂控制策略及二次調壓原理展開分析。

2.2 同步定頻微電網(wǎng)二次調壓原理

本文在SFC控制的基礎上采用I-U下垂控制策略，其方程為

式中：I為輸出電流；Iref為參考電流(也稱下垂曲線截距）；K為下垂系數(shù)；U為輸出電壓有效值。

當DG輸出功率增加時，DG輸出電流增加，輸出電壓減小；當DG輸出功率減小時，DG輸出電流減小，輸出電壓增加。因此，當負荷變化導致電壓跌落或電壓過高時，需要對各DG進行二次調壓，以滿足電能質量的要求。

本文根據(jù)DG輸出電壓幅值調節(jié)下垂曲線截距，對下垂曲線進行平移調整，其中DG輸出電壓幅值，平移下垂曲線法如圖4所示。

圖4 負載功率改變時DG工作點變化Fig.4 Variation diagram of DG operating point when load power changes

圖中：Iref1，Iref2分別為下垂曲線1(低檔下垂曲線）和下垂曲線2(高檔下垂曲線）的截距；B點電壓和D點電壓分別為最小電壓閾值Umin和最大電壓閾值Umax。

為防止電壓振蕩，設置了調整死區(qū)。負載增加時，初始狀態(tài)DG工作點為A點，增加負載后，DG工作點轉移到了B點，達到最小電壓閾值，此時DG下垂曲線調整為高檔下垂曲線，工作點轉移到C點，且C點電壓小于D點電壓。負載減小時，初始狀態(tài)DG工作點為C點，此時減小負載，DG工作點轉移到D點，達到最大電壓閾值，則DG下垂曲線調整為低檔下垂曲線，工作點又回到了A點，且A點電壓大于B點電壓。

2.3 下垂曲線截距和電壓閾值計算設計

2.3.1下垂曲線截距計算設計

忽略線路阻抗的影響，對下垂曲線截距進行設計，此處采用標幺值進行計算。設定電壓最小閾值為Umin，最大閾值為Umax。在低檔下垂曲線中，當DG輸出電壓達到Umin時需要進行調壓，此時DG輸出電流達到最大值Imax，DG輸出功率最大。調壓后DG輸出電壓要小于Umax，否則會出現(xiàn)電壓振蕩。假定調壓后DG輸出電壓達到Umax，則令：

由式(3）即可計算出Iref2，上述計算忽略了調壓后DG輸出功率略微增加的情況。

本文所采用的I-U低檔下垂曲線為I=11-10U，設 定Umin為0.95 p.u.，Umax為1.05 p.u.，由 式(3）可 得Iref2=11.85 p.u.，考 慮 到 死 區(qū)，取Iref2=11.83 p.u.，即高檔下垂曲線為I=11.83-10U。

2.3.2電壓閾值計算設計

由于不同線路的阻抗不同，需要針對不同線路中DG的電壓閾值進行設計。采用I-U下垂控制時，DG輸出電壓電流是由下垂曲線和代表線路電氣特性的曲線共同決定的[15]，線路特性曲線方程為

式中：Zn，Un，In分別為第n臺DG所在線路的線路阻抗、DG輸出電壓和輸出電流；UPCC為公共連接點電壓(公共母線電壓）。

以兩臺DG為例，線路阻抗與DG輸出電壓電流關系如圖5所示。

圖5 線路阻抗與DG輸出電壓電流關系Fig.5 Relationship between line impedance and DG output voltage and current

圖5中Z2>Z1，當DG設置同樣下垂曲線時，I1>I2，U1＜U2，為 保 證DG1和DG2靈 敏 度 相 同，需要調整其電壓閾值。

聯(lián) 立 式(2），(4）可 得：

忽略負載與公共母線之間的線路阻抗，則負載電壓Uload=UPCC，根據(jù)需求設定Uload取值范圍后，即可由式(5）計算出不同線路中的DG最小/最大電壓閾值。

2.4 二次調壓對DG輸出功率的影響

在微電網(wǎng)中，各DG并聯(lián)運行向公共連接點供電，DG并聯(lián)等效電路如圖6所示。

圖6 DG并聯(lián)等效電路圖Fig.6 DG parallel equivalent circuit diagram

圖 中：Un∠φn為 第n(n=1，2）臺DG的 輸 出 電壓；UPCC∠0 °為公共 連接點電壓；In為第n臺DG的輸出電流；Iload為負載端電流；Zn=Rn+jXn為線路阻抗；Zload為微電網(wǎng)內負荷。

根據(jù)圖6可知，第n臺DG輸出的有功功率Pn、無 功 功 率Qn分 別 為

低壓微電網(wǎng)中線路呈阻性，線路中的感性分量可忽略。與此同時，DG與PCC點相角差 φn接近 于0(φn＜0），則sin φn≈φn，cos φn≈1。故 結 合 式(6）可得DG輸出有功和無功功率為

由式(7）可知，當DG從低檔下垂曲線切換到高檔下垂曲線時，由于調壓作用，DG輸出有功功率和無功功率均增加。而調壓前后兩臺DG下垂參數(shù)始終一致。因此，本文所提二次調壓策略并不會對功率分配造成較大影響，DG功率分配差額主要來源于線路阻抗差異。

3 DG下垂曲線同步調整方法

在無通信的環(huán)境下，由于沒有中央控制器，各DG只能采集就地信息，無法得知其他DG運行狀態(tài)，當增加/減小負載時，如果各DG動作不同步，則可能出現(xiàn)各DG工作在不同下垂曲線的情況，引起較大的功率不平衡。為解決此問題，本文提出基于衛(wèi)星授時信號的下垂曲線同步調整方法。各DG以1PPS秒脈沖信號為基準，在接收到秒脈沖信號時，每隔一段時間檢測一次當前電壓，如果電壓低于最小電壓閾值或者高于最大電壓閾值，則調整下垂曲線。本文將檢測時間間隔設置為10 ms，即每半個周期檢測一次當前電壓，不管何時增加/減小負載，各DG總是在相同的時刻檢測并調整下垂曲線，使得各DG動作同步。電壓檢測點位置如圖7所示。

圖7 電壓檢測點相對于1PPS信號位置Fig.7 Voltage detection point relative to 1PPS signal position diagram

由圖7可知，DG的A相電流上升沿和1PPS秒脈沖信號計算出的參考相位一致，同時DG每次接收到1PPS脈沖信號都將重新計時，以提高計時的準確性。初始狀態(tài)下，DG下垂曲線為低檔下垂曲線，DG調整下垂曲線過程如圖8所示。

圖8 DG調整下垂曲線過程Fig.8 Process of DG adjustment droop curve

4 仿真驗證

在Matlab/Simulink中搭建微電網(wǎng)模型，系統(tǒng)一次接線圖如圖9所示。仿真參數(shù)如表1所示。

表1 實驗仿真參數(shù)Table 1 Experimental simulation parameters

圖9 微電網(wǎng)仿真及實驗一次接線圖Fig.9 Microgrid simulation and experiment primary wiring diagram

仿真模型包括兩臺DG，DG1，DG2容量比為1∶1，兩臺DG采用相同的下垂曲線參數(shù)，DG基準相電流為16 A，基相電壓為110 V。為模擬實際情況中線路阻抗不相等的場景，本文設定線路阻抗Z1=(0.1+j0.01）Ω，Z2=(0.4+j0.04）Ω。

4.1 二次調壓策略仿真驗證

根據(jù)系統(tǒng)參數(shù)計算各DG電壓閾值，計算最小/最大電壓閾值時分別設定UPCC為209，231 V，由于線路中Xn較小可近似忽略，根據(jù)式(5）可得DG1最小/最大電壓閾值為0.955/1.055 p.u.，DG2最小/最大電壓閾值為0.969/1.067 p.u.。

初始狀態(tài)下，兩臺DG下垂方程均為I=11-10U，負載功率為8 kW，此時負載電壓幅值為538.7 V。在0.15 s時，增加8 kW負載功率，即總的負載功率為16 kW，在0.3 s時，再降低8 kW負載功率。

仿真結果如圖10所示。

圖10 無調壓措施負載端電壓電流波形Fig.10 Waveform of load terminal voltage and current without voltage regulation measures

由圖10可知，在增加8 kW負載功率后，負載端電壓降低，而負載電流增加，符合下垂方程特性，負載電壓從538.7 V減小到了499.0 V，相比正常電壓幅值537 V跌幅為7.08%，電壓跌落較嚴重。由此可見，在沒有調壓措施的情況下，微電網(wǎng)電壓隨負荷波動較大，為保證微電網(wǎng)電能質量，需要對微電網(wǎng)電壓進行二次調節(jié)。

圖11為DG增加了調壓措施的部分波形。設置初始負載功率為8 kW，在0.15 s時增加8 kW負載功率，在0.3 s時再降低8 kW負載功率。

圖11 有調壓措施微電網(wǎng)波形Fig.11 Waveform of microgrid with voltage regulating measures

表2 為負載功率變化時負載端詳細參數(shù)。

表2 負載端詳細參數(shù)Table 2 Detailed parameters of the load side

初始時負載端電壓處于正常范圍，在0.15 s增加負載后，由于下垂特性DG輸出電壓降低，導致負載端電壓迅速跌落，此時DG檢測到輸出電壓小于最小電壓閾值，執(zhí)行二次調壓程序，將下垂曲線切換為高檔，DG輸出電壓升高，使負載端電壓迅速升高。同理，在0.3 s減小負載后，由于下垂特性DG輸出電壓升高且達到了最大電壓閾值，再次執(zhí)行二次調壓程序，將下垂曲線切換回低檔，DG輸出電壓降低，使負載端電壓恢復正常。由表2可知，當負載功率為16 kW時，有調壓措施時負載端電壓偏差為-0.13%，與無調壓措施時-7.08%的電壓偏差相比有明顯改善。由此可見，在有調壓措施的情況下增加或減小負載，微電網(wǎng)電壓波動較小，驗證了二次調壓策略的有效性。在調壓過程中，由于DG每10 ms檢測一次當前輸出電壓，因此輸出電壓幅值會有短暫的低于最小電壓閾值或高于最大電壓閾值的情況，屬于正?，F(xiàn)象。由圖11(c）可知，在整個投切負載的過程中，DG1和DG2總是同步調整下垂曲線截距，驗證了基于衛(wèi)星授時信號的下垂曲線同步調整方法的有效性。

4.2 二次調壓對DG輸出功率影響仿真驗證

將負載功率設置為4 kVar無功功率和12 kW有功功率，在低檔下垂曲線和高檔下垂曲線下，DG1和DG2的輸出功率如圖12所示。

圖12 不同下垂曲線下各DG輸出功率Fig.12 Output power of each DG under different droop curves

圖中：P1和Q1分別為DG1輸出有功功率和無功功率；P2和Q2分別為DG2輸出有功功率和無功功率。

DG1和DG2在低檔和高檔下垂曲線輸出功率對比如表3所示。

表3 各DG輸出功率對比Table 3 Comparison of output power of each DG

由圖12和表3可以看出，增加下垂曲線截距對功率分配影響較小，且可以提高DG輸出功率，目前有較多DG功率平均分配方法，本文不再針對功率分配進行研究。

5 實驗驗證

為進一步驗證所提策略有效性，搭建了包含兩臺30 kV?A逆變器和兩臺20 kV?A負載的微電網(wǎng)，通過DL850E型錄波儀采集記錄數(shù)據(jù)。系統(tǒng)一次接線如圖9。圖13為實驗平臺照片。實驗室內DG1，DG2和負載距離較近，可近似忽略線路阻抗影響，因此DG1與DG2采用相同的下垂參數(shù)和電壓閾值，I-U下垂曲線低檔為I=11-10U，高檔為I=11.83-10U，最小電壓閾值標幺值為0.96 p.u.，最大電壓閾值標幺值為1.06 p.u.，為方便查看實驗波形，將實驗中同步檢測電壓時間間隔設定為20 ms。

圖13 實驗平臺照片F(xiàn)ig.13 Photo of the experimental platform

實驗中負載1和負載2均為6 kW，初始時僅投入負載1，一段時間后投入負載2，隨后再切除負載2。圖14為實驗波形。

圖14 實驗波形Fig.14 Experimental waveform

圖14(a）為無調壓措施實驗波形，左側為投入負載2時實驗波形，右側為切除負載2時實驗波形。投入負載2前，負載端電壓幅值為546 V，投入負載2后，負載端電壓下降到509 V。增加負載會導致負載端電壓降低，與仿真現(xiàn)象一致，因此需要進行二次調壓。圖14(b）為有調壓措施實驗波形，左側為投入負載2時實驗波形，投入負載2之前負載端電壓幅值為546 V，投入負載2后，負載端電壓出現(xiàn)短暫的電壓下降，DG輸出電壓達到最小電壓閾值，DG切換到高檔下垂曲線，使DG輸出電壓升高，負載端電壓恢復至543 V。右側為切除負載2時實驗波形，在切除負載2后，負載端電壓出現(xiàn)短暫的電壓過高，DG輸出電壓達到最大電壓閾值，DG切換回低檔下垂曲線，負載端電壓恢復至546 V。實驗結果與仿真結果一致，驗證了本文所提二次調壓策略的有效性。

6 結論

針對同步定頻微電網(wǎng)在孤島運行模式時，負荷變化會引起電壓波動，本文提出了一種微電網(wǎng)電壓二次調節(jié)方法，該方法在無通信的情況下通過檢測就地電壓幅值調整下垂曲線，實現(xiàn)對同步定頻微電網(wǎng)電壓的二次調節(jié)?；谛l(wèi)星授時信號提出一種同步調整下垂曲線的方法，使各DG同步調整下垂曲線。本文所提二次調壓策略對DG功率分配影響較小，且可以提高DG輸出功率。仿真和實驗結果表明，在增加/減少負載功率后，本文提出的無通信二次調壓方法可以使負載端電壓始終處于設定的電壓閾值范圍內，驗證了二次調壓策略的有效性。本文所提調壓策略易于實施，調壓過程迅速且無需通信，有較高的實用價值。