1、 第 34 卷 第 16 期 中 国 电 机 工 程 学 报 Vol.34 No.16 Jun. 5, 2014 2014 年 6 月 5 日 Proceedings of the CSEE 2014 Chin.Soc.for Elec.Eng. 2591 DOI： 10.13334/j.0258-8013.pcsee.2014.16.009 文章编号： 0258-8013 (2014) 16-2591-13 中图分类号： TM 71 虚拟同步发电机及其在微电网中的应用 g 1 91 i1 Z!1;23 1(1S S g Z u 100192 2v 8 s g 310027 3S v ( )
2、g Z u 100083) Virtual Synchronous Generator and Its Applications in Micro-grid L Zhipeng1, SHENG Wanxing1, ZHONG Qingchang1, LIU Haitao1, ZENG Zheng2, YANG Liang3, LIU Lan1(1. China Electric Power Research Institute, Haidian District, Beijing 100192, China; 2. School of the Electrical Engineering, Z
3、hejiang University, Hangzhou 310027, Zhejiang Province, China; 3. School of Mechanical Electronic micro-grid; virtual synchronous generator; grid-tied inverter; seamless transform 基金项目 ： 国家电网公司 “千人计划” 专项支持项目 (PD71-12-017)；国家电网公司基础性前瞻性科技项目 (PD71-14-001)。 The “Thousands of People Plan” Special Support
4、 Project of State Grid Corporation of China (PD71-12-017); The Basic and Prospective Science and Technology Project of State Grid Corporation of China (PD71-14-001). 摘要 ： 针对分布式电源并网逆变器的虚拟同步发电机控制策略及其在微电网中的应用进行研究。 建立并网逆变器用虚拟同步发电机控制方案的数学模型， 研究基于虚拟转矩和虚拟励磁的并网有功、无功调节方案，定量分析系统模型参数摄动对并网功率跟踪的影响， 详细分析惯性和阻尼参数的整
5、定方法，提出一种基于锁相环的虚拟同步发电机离 /并网无缝切换控制策略， 可模拟同步发电机的准同期并列装置。 最后，针对一个典型微电网系统，利用 PSCAD/EMTDC 的仿真结果和一台 50kVA 样机的实验结果验证所提控制策略的正确性和有效性。结果表明，所提的并网功率调节控制策略具有较好的有功、无功跟踪性能；同时，还能很好地为系统提供惯性和阻尼，提高系统稳定性，此外，还能满足微电网不同运行模式之间的无缝切换。 关键词 ：分布式发电；微电网；虚拟同步发电机；并网逆变器；无缝切换 0 引言 随着全球范围内能源危机和环境问题的日益突出，分布式发电技术和微电网技术得到越来越多的关注1-3，作为分布式
6、资源与配电网 (微电网 )的纽带，并网逆变器的功能被深入挖掘并肯定了其有益的作用4-6， 但仍无法忽视常规控制策略本身给配电网和微电网安全稳定运行带来的挑战7-8。 尤其是常规并网逆变器响应速度快、几乎没有转动惯量、难以参与电网调节，无法为含分布式电源的主动配电网提供必要的电压和频率支撑9-10，更无法为稳定性相对较差的微电网提供必要的阻尼作用11-12，缺乏一种与配网及微网有效“同步”的机制。 借鉴传统电力系统的运行经验，若使得并网逆变器具有同步发电机的外特性，必然能提高含并网逆变器的分布式发电系统和微电网的运行性能，并2592 中 国 电 机 工 程 学 报 第 34 卷 能方便地将一些传
7、统电网的运行控制策略移植到微电网中13-14。基于该思想，有学者提出：在并网逆变器的功率外环中引入类似于同步发电机的电压和频率调差特性，并给出了一些并网逆变器的下垂控制策略。文献 15-20提出了并网逆变器在离网运行模式下的下垂控制策略，在并网逆变器的有功和无功功率指令中引入了微电网电压和频率的偏差反馈，使得并网逆变器在离网运行模式下能根据微电网的频率和电压偏差以及自身的额定容量分享网内的负荷功率。文献 21-22给出了并网逆变器在联网模式下的下垂控制策略，使得并网逆变器能根据微电网或配电网的电压频率异常事件做出响应，在故障时能有效地为电网提供必要的有功和无功支撑。然而，基于下垂控制的一些方法
8、只是针对同步发电机下垂外特性来做适当的近似，还不足以模拟同步发电机的真实运行特性。文献 23-25借鉴同步发电机的机械方程和电磁方程来控制并网逆变器，使得并网逆变器在机理上和外特性上均能与同步发电机相媲美，该类控制策略称为虚拟同步发电机 (virtual synchronous generator， VSG)技术，其特别适用于储能装置与配电网之间的连接，有望在未来主动配电网和微电网中发挥重要作用。本文在文献 25的基础上，进一步研究了虚拟同步发电机有功、无功功率的跟踪控制，以及并网、离网 2 种运行模式之间的无缝切换策略等问题26-30。 本文建立并研究了虚拟同步发电机的数学模型，并提出完整的
9、虚拟同步发电机有功、无功调节控制器，给出一种基于虚拟同步发电机技术的微电网无缝切换控制策略。以中国电力科学研究院交直流混合微电网实验平台为基础，利用 PSCAD/ EMTDC 的仿真结果和 1 台 50kVA 样机的实验结果验证了所提控制策略的正确性和有效性，为含分布式电源的微电网的运行控制提供了一条新的有效途径。 1 虚拟发电机的数学模型 1.1 逆变器与同步发电机机电模型的对应关系 考虑如图 1 所示的典型并网逆变器拓扑，记及同步发电机机械和电磁方程，下面将详细阐释如何将其模拟成传统的同步发电机。 首先，由牛顿第二定律可知，虚拟同步发电机的机械方程可表示为 med me 0d()dJTTT
10、TTDt (1) L RLUdcCdciaibicPCCLsuaubuceaebecugaugbugc本地负荷电网虚拟同步发电机P, Q虚拟同步发电机电网LsCC本地负荷E 0U图 1 虚拟同步发电机 Fig. 1 Configuration of the VSG 式中： J 为同步发电机的转动惯量， kgm2；在极对数为 1 的情况下，同步发电机的机械角速度 即为其电气角速度； 0为电网同步角速度， rad/s； Tm、Te和 Td分别为同步发电机的机械、电磁和阻尼转矩， Nm； D 为阻尼系数， Nms/rad。其中，发电机电磁转矩 Te可由虚拟同步发电机电势 eabc和输出电流 iabc
11、计算得到： ee a b c/( )/TP eieiei (2) 式中： eabc和 iabc的单位分别为 V 和 A； Pe为虚拟同步发电机输出的电磁功率。 由于 J 的存在，使得并网逆变器在功率和频率动态过程中具有了惯性；由于 D 的存在，使得逆变器型并网发电装置也存在了阻尼电网功率振荡的能力。这 2 个变量对微电网运行性能的改善具有重要意义。 其次，由图 1 可以得到虚拟同步发电机的电磁方程为 abcabc abc abcddiLeuRit (3) 式中： L 为同步发电机的同步电感； R 为同步发电机的同步电阻； uabc为同步发电机的机端电压。 对比图 1 可以发现，并网逆变器的输出
12、滤波电感可以等效为同步发电机的同步电感，滤波电感和功率器件的等效电阻可以视为同步发电机的同步电阻，三相桥臂中点的输出电压可以等效为同步发电机的暂态电势。在控制器中，电磁方程的参数 L和 R 可以与实际并网逆变器的滤波电感不一致。在控制策略中，电阻 R 越大，可以增强对并网电流中高频振荡分量的抑制能力，但是会使得并网逆变器的输出电压、有功无功功率和指令值之间出现偏差；实际中，电感 L 总会随着运行工况和温度的变化而变化，进而偏离其控制器中的整定值，故也会导致输出电压和功率指令偏差。这从另一个侧面反应出控制器模型参数摄动对虚拟同步发电机运行第 16 期 吕志鹏等：虚拟同步发电机及其在微电网中的应用
13、 2593 性能带来的影响，下面将先建立虚拟同步发电机的有功、无功调节控制策略，参数摄动的定量分析将在 1.4 节中阐述。 1.2 有功调节 传统同步发电机通过对机械转矩的调节，来调节发电机的有功输出，并且通过调频器实现对电网频率偏差的响应。借鉴该原理，通过对虚拟同步发电机虚拟机械转矩 Tm的调节来实现并网逆变器有功指令的调节。 Tm由机械转矩指令 T0和频率偏差反馈指令 T 2 部分组成，其中 T0可以表示为 0ref/TP (4) 式中： Pref为并网逆变器的有功指令。 频率响应的调节可以通过虚拟的自动频率调节器 (automatic frequency regulator， AFR)来
14、实现，这里取 AFR 为比例环节，即机械功率偏差指令 T可表示为 0()fTkff (5) 式中： f 为虚拟同步发电机机端电压的频率； f0为电网基准频率； kf为调频系数。 可见，虚拟同步发电机的有功调节不同于传统并网逆变器的 PQ 控制策略，其在并网功率跟踪的基础上还能针对其接入点频率的偏差做出有功调节响应，有效提升并网逆变器应对频率异常事件的能力。 1.3 无功调节 同步发电机通过调节励磁来调节其无功输出及机端电压。类似地，可以通过调节虚拟同步发电机模型的虚拟电势 E 来调节机端电压和无功。 虚拟同步发电机的虚拟电势指令 E由 3 部分组成。其一，是虚拟同步发电机的空载电势 E0，表征
15、了逆变器空载离网运行时的机端电压。其二，是对应于无功功率调节的部分 EQ，可表示为 ref()QqEkQ Q (6) 式中： kq为无功调节系数； Qref为并网逆变器的无功指令； Q 为逆变器机端输出的瞬时无功功率值，可表示为 abc bca cab( ) ( ) ( ) / 3Quuiuuiuui (7) 虚拟电势指令 E的第 3 部分对应于机端电压调节单元的输出 EU，等效为同步发电机的励磁调节器或自动电压调节器 (automatic voltage regulator，AV R )的输出， 若 AV R 简化为一比例环节， 那么 EU可表示为 ref()UuEkU U (8) 式中：
16、ku为电压调节系数； Uref和 U 分别为并网逆变器机端电压有效值的指令值和真实值。 由上文可得虚拟同步发电机的电势为 0 QUEE E E (9) 进而，可得虚拟同步发电机电势电压向量为 abcsin( )sin( 2 / 3)sin( 2 / 3)eEeEeE E (10) 式中 dt 为虚拟同步发电机的相位。 可见，虚拟同步发电机的无功调节完全不同于传统并网逆变器的 PQ 控制策略。其在保证无功功率跟踪的同时，还能参与配电网或微电网电压调节，根据电压的偏差为其接入的电网提供必要的无功支撑。 1.4 参数摄动对控制性能的影响 由于滤波电感和电阻参数在实际运行中总是会存在摄动，进而与控制器
17、设定的参数之间存在差异，因此分析参数摄动对控制器性能的影响具有重要意义。对于如图 1 所示的虚拟同步发电机系统，可得到虚拟同步发电机的输出电流为 jEUIRL(11) 式中： E 为发电机电势； U 为机端电压； 为虚拟同步发电机的功角， ( 0)dt=0t。进而，虚拟同步发电机输出视在功率 S 可表示为 2*222() ()j()( ) cos( )j sin( ) cos j sinjEUEUUSUI URL ZEU U EUZZZEU U UZZZPQ (12) 式中上标“ *”表示复数的共轭运算。 滤波电路的阻抗 Z 和阻抗角 满足： 221()tan ( / )Z LRLR(13)
18、由式 (12)可知，虚拟同步发电机输出的有功和无功可分别表示为 22/cos( ) /cos/ sin( ) / sinPEUZ U ZQEUZ U Z (14) 2594 中 国 电 机 工 程 学 报 第 34 卷 由小信号分析理论，可知电感和电阻参数摄动对虚拟同步发电机输出功率的影响可表示为 PPP LRLRQQQLRLR (15) 式中： L 和 R 参数摄动对虚拟同步发电机实际并网有功和无功的影响系数如式 (16)、 (17)所示，不同并网功率指令 Pref和 Qref下的定量计算结果如图 2 所示，纵坐标的单位表示在不同的 Pref和 Qref运行点下，滤波电感或电阻数量增加 1
19、倍后，实际的并网有功和无功输出相对于该 Pref和 Qref的增加倍数。由于电感和电阻在实际运行过程中的变化幅度并不大，其参数摄动对实际并网功率的影响也不大。譬如，以电感对有功的影响为例，若电感的变化量为 10%，由图 2(a)知，其对并网有功的影响最大不超过 210%，即不超过 20%。 322322 cos( ) sin( )cos sin 1 cos( ) sin( )cos sin PLEU REUL ZLU RUPREU LEUR ZRU LU (16) 322322sin() cos()sin cos 1sin() cos()sin cos QLEU REUL ZLU RUQREU
20、 LEUR ZRU LU (17) 2 1 0 10 5 010 20Pref/kW Qref/kvar (a) P/L (P/L)/pu 2 1 0 10 5 010 20Pref/kW Qref/kvar (b) P/R (P/R)/pu 0241050 10 20Pref/kW Qref/kvar(c) Q/L (Q/L)/pu 2101050 10 20Pref/kW Qref/kvar(d) Q/R (Q/R)/pu 图 2 模型参数摄动对并网功率的影响 Fig. 2 Affection of parameters perturbation for grid-tied active
21、and reactive power generation 1.5 惯性和阻尼参数的整定 1.2 和 1.3 中介绍了虚拟同步发电机的数学模型，下面给出其中关键参数的整定方法。同步发电机的转动惯量是一个和其尺寸有关的物理量，该值通常随额定功率的增加而增大。一般地，利用惯性时间常数 H 来衡量不同尺寸和功率等级的同步发电机的惯性。其中， H 定义为 20/nHJ S (18) 式中： Sn为同步发电机的额定容量； H 表征同步发电机在额定转矩下空载从静止启动到达到额定转速的时间23。基于惯性时间常数的概念，由式 (1)两边乘以 0/Sn可得到具有普适性的同步发电机二阶模型24： 0r* * *r
22、 m e r ref e rppHTTD PPD (19) 式中： r(0)/0表示转速偏差标幺值， 上标 “ *”表示标幺值；转矩基准值为 TBSn/0。此外，有 20n/pD DS 。注意到功率和转矩之间的标幺值满 足 P*=T*，若转速的标幺值为 *1，功率和转矩的标幺值相等。 一般地，由于受到同步发电机自身物理条件的限制，水电机组的惯性时间常数为 13s，而火电机组的惯性时间常数为 78s。然而，虚拟同步发电机的惯性时间常数是一个和虚拟的转动惯量 J 有关的函数，其选择更加灵活，可获得传统同步发电机无第 16 期 吕志鹏等：虚拟同步发电机及其在微电网中的应用 2595 法达到的更小或更
23、大的取值范围，还可填补传统同步发电机无法覆盖的惯性时间常数，使电网的调节时间尺度更加多样。当然，惯性时间常数的选择和虚拟同步发电机直流电源的动态响应时间应该匹配。例如：永磁风力发电机的惯性时间常数可能是秒级的，光伏电池的动态时间常数可能是毫秒级的，而超级电容、锂电池、铅酸电池、燃料电池的动态时间常数又各不相同。 由前述分析及式 (19)，借鉴传统电力系统中同步发电机的小信号模型分析方法，还可得到虚拟同步发电机的小信号稳定分析模型，如图 3 所示。不难发现，虚拟同步发电机的输入、输出功率响应特性是一个典型的二阶传递函数： *e0E*2m0() /()() ( / ) /pPs S HGsP ss
24、 DHs SH(20) 式中 SE为同步功率的标幺值： ssss*ensEsin( )E EEEPEUSSZ (21) 式中 Es和 s是和指令功率 Pref和 Qref有关的稳态运行平衡点。在滤波电感参数已知，且电网电压 U 恒定的情况下，由式 (14)可解得： 21 refs2ref2refsssin /tan ( )cos /sinsin( )QU ZP UZQZ UEU(22) 可见，在有功无功指令给定的情况下， SE是一个常数，进而可以得到式 (20)所示二阶模型的自然振荡角频率 n和阻尼系数 分别为 n0E0E/0.5 1/ ( )pSHD SH(23) +1pHsD1sPmPeS
25、E*r0图 3 虚拟同步发电机的小信号分析模型 Fig. 3 Small signal model of the VSG 一般地，对于传统的同步发电机，其自然振荡角频率在 0.62815.7rad/s 之间，在阻尼 Dp不够大时会引起电网功率的低频振荡，是电网安全稳定的一大隐患；然而，对于虚拟同步发电机，其惯性和阻尼参数可以认为定制，在阻尼不够大时， G(s)是1 个欠阻尼二阶系统， 01，其动态响应时间为 r2n121tan ( 1 / )t (24) 一般地，在阻尼 Dp参数的整定过程中，可以利用“最优二阶系统”的概念以获得快的响应速度和小的超调量， 将系统的阻尼比定义在 =0.707 处
26、，即阻尼参数可选为 0E2pD SH (25) 下面给出一些定量分析结果，若 L1mH、R0.24、 Sn50kVA，在并网有功无功指令值 Pref/ Qref为 5 kW/0var 时， 由式 (22)可得到功角和电势的稳态运行平衡点为 (s, Es)(0.0216rad, 382.45V)， 此时由式 (21)可以得到 SE1.4593。 图 4给出了虚拟同步发电机在不同转动惯量和阻尼参数下的动态响应结果。 其中 Dp=15.25 即为按最优二次系统整定得到的阻尼。由式 (23)和图 4，不难发现虚拟同步发电机的转动惯量决定了其动态响应过程中的振荡频率，而阻尼 Dp决定了其振荡衰减的速率。
27、 由前面的分析，由于惯性和阻尼特性的引入，虚拟同步发电机的输出有功和无功功率在动态过 t/s (a) D8 Pref/W 08 0006 0004 0002 0000.0 0.5 1.0 1.5 2.0J0.2kgm2J0.5kgm2J1.0kgm2t/s (b) J0.5kgm2Pref/W 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0Dp2.5 Dp5 Dp10 Dp15.2508 0006 0004 0002 00010 000图 4 不同惯性和阻尼时的系统动态响应 Fig. 4 Dynamic responses of the VSG in the cases of different in
28、ertia and damping 2596 中 国 电 机 工 程 学 报 第 34 卷 程中出现了与传统同步发电机一致的振荡特性，使得基于虚拟同步发电机控制的并网逆变器具有了和传统同步发电机一样的同步机制，增强了可再生能源并网发电系统的惯性和阻尼，可有效应对由分布式可再生能源并网发电系统随机性、不可控性对电网电压或频率波动带来的不利影响。 2 无缝切换技术 微电网具有离网和并网这 2 种不同的运行模式。为适应微电网的这一特点，需要研究并网逆变器的并网、离网双模运行方式，及其应对离 /并网、并 /离网运行模式间的无缝切换策略。 为给离网运行模式下的微电网提供必要的电压和频率支撑，常规逆变器型
29、微电网中至少含有 1 台并网逆变器可做双模式运行，即在并网模式下做 PQ 控制，在离网运行模式下做 V/F 控制。通过对并网逆变器运行模式的切换来实现微电网不同运行模式的切换过程。然而，这种解决方案往往难于实现不同运行模式之间的无缝切换，切换过程中可能会存在数个周波的电压中断，干扰敏感负荷的正常工作。为此，文 献 28-32研究了一些传统并网逆变器的无缝切换控制策略。 从式 (10)可以看出，虚拟同步发电机具有电压源的外特性，既可以完成并网运行，也可以自治地实现离网运行。下面主要探讨虚拟同步发电机在不同运行模式之间的无缝切换技术。 1）并 /离网切换技术。 这里首先探讨虚拟同步发电机从并网运行
30、模式向离网运行模式的转换过程。从前面的分析可以发现，基于虚拟同步发电机控制的并网逆变器具有和同步发电机相比拟的外特性，可以等效为 1 个独立的电压源。因此，在计划孤岛或非计划孤岛时，当电网切除后，虚拟同步发电机仍然保持并网时的初始状态 (虚拟发电机电势 E 和相位 )，进而在并 /离网模式切换过程中不会出现明显的暂态过程。故可以自然地实现并 /离网模式的无缝、平滑切换。且通过对微网内负荷功率需求和离网前的指令功率之间的偏差，以及前述的电压和频率调节环节，可以不断修正有功和无功指令，达到新的发电机电势E 和功角 平衡点，以满足微电网内有功、无功功率的供需平衡。值得指出的是，在模式切换过程中由于本
31、地负荷功率需求和 VSG 输出指令功率的不匹配，总会存在有功和无功调节，以及电压和频率的调节过程，也即模式切换过程总是与有功和无功调节融合一起的。这里所指的无缝切换的概念是指有别于传统出现短时停电的“有缝切换”的一种切换过程。 为了保证虚拟同步发电机在离网运行模式下的稳定运行，需要在其直流侧配备一定容量的储能装置，以满足其新的运行平衡点对输出功率缺额的补给。 2）离 /并网切换技术。 在离网向并网的切换过程中，当虚拟同步发电机处于离网运行后，由于电压和频率的调节作用，其运行电压幅值和频率和电网的真实值之间会出现一定的偏差，随着时间的累积，会使得微电网电压和电网电压之间的幅值和相位出现偏差，在不
32、合时宜的并网时刻将微电网投入电网可能会引起过大的冲击电流，导致离 /并网失败。下面将定量分析虚拟同步发电机的离 /并网过程， 并提出一种合适的离 /并网无缝切换策略。 以 a 相为例，离网运行模式下虚拟同步发电机的机端电压 ua和电网电压 uga分别为 ga 1 0 1sin( )uU t (26) a2 2sin( )uU t (27) 一般地，微电网离网运行的电压幅值和电网电压幅值相差不大，即近似地有12UUU。那么，两电压的瞬时差值为 egaa 1 0 10 12220 12sin( )sin( ) 2 sin 22cos 22uu uU tUt U (28) 可见，离网运行的微电网电压
33、和电网电压之间可能存在频率和相位的偏差， 导致公共耦合点 (point of common coupling， PCC)两侧电压存在大的瞬时值偏差 (偏差的最大峰值为 2U)。在电压不同步的情况下，将微电网投入到并网运行模式，可能会产生大的并网冲击电流，使得切换不成功，即使能切换成功，也会导致电压波形畸变，恶化电能质量。因此，需要寻找一种稳定的无缝切换控制方法。 如图 5 所示的矢量图模型，微电网电压矢量U2以角速度 旋转，电网电压矢量 U1以角速度 0旋转，若能调节 U2的旋转速度，使得 U1和 U2重合，即可实现微电网与电网之间电压的同步，进而实现离 /并网模式的无缝切换。如图 5 所示，
34、若将dq 坐标系的 q 轴定位 U1的反方向上，可以通过控 第 16 期 吕志鹏等：虚拟同步发电机及其在微电网中的应用 2597 U2, U1,021 d q 图 5 并网同步过程向量图 Fig. 5 Vector diagram for the synchronous process 制 U2的 d 轴分量为 0 且 q 轴分量为设定值 Uset来实现 U2对 U1的同步追踪。在计算过程中，采用恒功率 Park 变换，如式 (29)所示。借鉴传统同步发电机准同期并列装置的工作原理，基于以上分析，在离 /并网切换过程中，控制器实时检测 PCC 并网开关两侧电压差，当电压差 ue的有效值小于阈值
35、uerms时，即表明并网开关两侧的电压差足够小，已实现微电网电压与电网电压的同步，可以并网。准同期并列装置通常认为：并网开关两侧电压幅值差在 10%之内都是可以接受的，本文中，初步 取 uerms31110%30V。这里的离 /并网同步控制策略和传统同步发电机的同期并列装置具有相似的性质。 abc/22cos cos( ) cos( )233223sin sin( ) sin( )33dq C (29) 综上，可以得到基于虚拟同步发电机的带有自适应离网 /并网切换的并网逆变器控制框图，如图 6所示。 其中， uguga, ugb, ugcT为电网电压向量， uua, ub, ucT为机端电压向
36、量， irefirefa, irefb, irefcT为虚拟同步发电机输出电流指令。 1/LRD1/J TdTmTePeEuirefE电气部分机械部分+UUrefkvE0ff0kfT0umiei电流跟踪控制器虚拟同步发电机QrefPref无功调节有功调节离 /并网同步控制ugCabc/dqudPIuq1UkqQ PRUset+同步控制使能+sin( )sin( 2 /3)sin( 2 /3)22dquu0UpTUUEQE图 6 虚拟同步发电机的控制框图 Fig. 6 Control strategy of the VSG 3 仿真分析与实验结果 为了验证所提控制算法的正确性和有效性，基于如图
37、7(a)所示的中国电力科学研究院微电网实验室，以 Bus A 为研究对象，将其他部分等效为阻抗为 Ls的外部电网，在 PSCAD/EMTDC 中搭建了如图 7(b)所示的微电网仿真模型。 DG1 为锂电池储能并网发电系统， 直流母线电压 Udc700V，采用虚拟同步发电机控制策略，参数如表 1 所示。 DG2 为光伏并网逆变器，采用常规的恒功率 PQ 控制策略， 电流跟踪控制采用 dq 坐标系下的控制策略，其滤波电感 L2为 2mH。低压线路 1 和线路 2 的长度分别为 100 和 200m，线路的感抗和电阻参数为 0.083/km、 0.642/km。 IGBT的开关频率选为 10kHz。
38、本地负荷为 5 线路电阻与 24kW/3kvar 感性无功负荷的串联。其中，无功负荷的电压 /频率特性满足： Ln set 0 0Ln set 0 0()1()()1()pqNpNqP PUU f f fQQUU f ff(30) DGACDCDCDCMGACACACDC光伏10 kW锂电池42 kW 1 h柴油发电机30 kW光伏模拟器 32 kW风机模拟器 30 kW负荷30 kW60 kW30 kW电网Bus APCC380 V/50 HzBus B1Bus B2Bus B3虚拟同步发电机(a) 实验微电网结构图 L1RL2线路 1线路 2DG1DG2电网24 kW/3 kvarLs5
39、(b) 以 Bus A 为研究对象的微电网等效模型 图 7 微电网系统单线图 Fig. 7 Configuration of a micro-grid in single-line form 式中： Np=Nq=2 为负荷的电压偏差影响因子；pq1 为负荷的频率偏差影响因子。 DG2 以恒功率指令 10kW/0var 运行， DG1 的开机有功 /无功功率指令分别为 0W/2kvar， 0.04s 2598 中 国 电 机 工 程 学 报 第 34 卷 表 1 系统参数 Tab. 1 Parameters of virtual synchronous generator 参数 数值 参数 数值
40、 L/mH 2 0/(rad/s) 314 R/ 0.3 Dp10 E0/V 311 H 0.5 Uset/V 381 kq7103Uref/V 381 Ku3.5102f0/Hz 50 kf0.08 有功从 0W 阶跃到 8kW，起初关闭并网同步控制，在 1s时切换至孤岛运行， 2.5s开始启动并网切换 (打开并网同步控制 )， 2.7s 左右完成并网模式切换，并关闭并网同步控制。整个过程中，虚拟同步发电机的输出功率和虚拟的电磁 /机械转矩如图 8 所示。 t/s (a) 输出功率的响应波形 P/103W,Q/103var 0.0 1.0 2.0 3.0 4.012 8 4 0 Q P t/
41、s (b) 机械和电磁转矩波形 T/(Nm) 0.0 1.0 2.0 3.0 4.040 20 0 TeTm 图 8 虚拟同步发电机功率跟踪性能 Fig. 8 Dynamic response of the VSG for power generation tracking 由上图可得，所提的并网功率调节算法能很好地保证并网逆变器在并网运行模式下对指令功率的跟踪，且在离网运行模式下能自适应地满足本地负荷的功率需求。且在并网逆变器指令功率阶跃、并 /离网模式切换以及离 /并网模式切换过程中能为系统提供必要的惯性和阻尼。使得并网逆变器具有了和同步发电机相媲美的控制性能。 图 9给出了虚拟同步发电机
42、电势和频率的动态响应情况。从图 9(a)所示的电势曲线可以发现，当逆变器需要输出无功功率时，由于前面所提无功调节控制的作用，使得虚拟的发电机电势高于其空载电势 E0， 处于离网运行时需要提供更多的无功功率以满足本地负荷，故发电机电势进一步被抬高到一个更高的水平。发电机电势在响应各种动态的过程中都存在明显的惯性，使得并网逆变器的运行更加稳定和可靠。从图 9(b)所示的微电网频率曲线可以发现，微电网从并网模式切换到离网模式时，给系统频率带来的影响不大。但是，由于 2.5s 时电网电压相位超前微电网电压相位，为了使得微电网能同步地并列到电网中，无缝切换控制算法使得虚拟同步发电机和微电网的频率加大，以
43、使得微电网电压相位逐步逼近到电网电压。 在 2.7s 时切换到并网运行模式，此时的频率被电网频率钳住。 并 /离模式的无缝切换过程如图 10(a)所示。可见，在 1s 时，微电网开始离网运行模式，为了保 t/s (a) 发电机电势及其角频率 Ep/V, /(rad/s) 0.0 1.0 2.0 3.0 4.0Ep 350310290330t/s (b) 微电网频率 f/Hz 0.0 1.0 2.0 3.0 4.051.547.546.550.549.548.5图 9 逆变器电势与频率的响应曲线 Fig. 9 Potential voltage and angular speed of the
44、VSG uoa t/s (a) 电网和虚拟同步发电机电压 u/V 3003001001001.00 1.05 1.10 1.20 1.251.15 ua ue t/s (b) 两电压的瞬时差值 u/V 1.0 1.5 2.0 3.02.5 4004002002000uerms图 10 并 /离网模式的无缝切换过程 Fig. 10 Seamless transform from grid-tied to islanded mode of micro-grid 第 16 期 吕志鹏等：虚拟同步发电机及其在微电网中的应用 2599 证离网模式下微电网的稳定运行，虚拟同步发电机开始参与微电网电压和频率
45、的调节， 其机端电压 uoa和电网电压 ua逐渐拉开相位和幅值差异。 两者的瞬时误差如图 10(b)所示。 离 /并网无缝切换过程中的电压波形如图 11 所示。不能发现，经过缓慢的调节，虚拟同步发电机的输出电压幅值和相位逐渐与电网电压一致，当两者的瞬时差值小于设定的阈值 uerms之后即可投入并网开关，实现离 /并网切换。 图 12 给出了负荷支路的电流 THD 波形，以及并网到离网、离网到并网切换过程中的负荷电流波 uoa t/s u/V 2.50 2.55 2.60 2.70 2.752.65 ua 400 400 200 200 0 图 11 离 /并网模式的无缝切换过程 Fig. 11
46、 Seamless transform from islanded to grid-tied mode of micro-grid t/s (a) 并 /离网切换 iLabc/A 1.15 1.00 1.05 1.201.10 40 40 20 20 0 t/s (b) 离 /并网切换 iLabc/A 40 40 20 20 0 2.70 2.50 2.55 2.752.65 2.60t/s (c) 负荷电流 THD THD/%r0.0 1.0 2.0 3.0 4.00 14 10 2 6 图 12 运行模式切换过程中的电能质量 Fig. 12 Currents and THD of local load in grid- tied and islanded mode of micro-grid 形。从中不难发现在微电网运行模式切换过程中，由于负荷端电压波形的无缝切换，保证了对负荷的高质量供电，负荷电流波形实现了平滑切换，且在离网运行模式下负荷电流 THD 均小于 5%。值得指出的是，如图 12(c)所示，由于离 /并网模式切换过程中，微电网电压频率存在调节过程，由于基波频率偏离其额定的 50
