基于虛擬同步發(fā)電機的微網逆變器控制策略

謝 東, 臧大進, 高 鵬, 王俊傢, 朱 珠

(銅陵學院 電氣工程學院, 安徽 銅陵 244000)

基于虛擬同步發(fā)電機的微網逆變器控制策略

謝 東, 臧大進, 高 鵬, 王俊傢, 朱 珠

(銅陵學院 電氣工程學院, 安徽 銅陵 244000)

針對基于下垂控制的微網逆變器控制方式的不足, 研究了一種新的微網逆變器控制策略.該控制技術通過本體算法的實現及調速器、勵磁調節(jié)器的設計, 模擬了同步發(fā)電機的工作特點與控制特性, 使微網逆器在孤島與并網模式下能穩(wěn)定運行,具有良好的預并列控制及功率均分控制特性, 提高了微網逆變器控制的可靠性和靈活性.仿真和試驗結果表明：該微網系統(tǒng)能根據有功與無功負荷的變動對逆變器輸出電壓的幅值與頻率進行快速調節(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)下并聯運行時, 能根據逆變器容量按比例進行負荷分配, 以維持系統(tǒng)的功率平衡, 滿足了微網逆變電源的控制要求.

微網; 逆變器; 虛擬同步發(fā)電機; 調速器; 勵磁調節(jié)器

為應對能源危機及環(huán)境污染, 基于風能、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, 微網可以實現可再生能源的大規(guī)模利用, 并能夠提高供電可靠性和電能質量.因此, 微網是當前的一個研究熱點[1-4].

微網是由各種微電源、儲能單元、負荷及監(jiān)控保護裝置組成的集合, 而微網逆變器是微網系統(tǒng)集成的關鍵.目前微網逆變器控制策略的研究多集中在下垂控制及其改進上, 下垂控制的缺點是模式切換復雜, 且僅體現了同步發(fā)電機的外特性, 無法實現同步發(fā)電機大慣性、大輸出感抗的特點, 而大慣性有利于微網系統(tǒng)內頻率的穩(wěn)定, 大輸出感抗有利于孤島模式時微網逆變器并聯運行控制.所以, 同步發(fā)電機的特點對于小慣性、低輸出阻抗的逆變器組建微網十分有利.另外, 電力系統(tǒng)中每臺同步發(fā)電機都配有調速器和勵磁控制器, 以進行同步發(fā)電機之間的有功、無功負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, 可在微網逆變器控制中加入相關算法使其具有同步發(fā)電機運行特性, 同時參照同步發(fā)電機的調速器和勵磁控制器調節(jié)原理來設計相應的控制器, 這就是微網逆變器的一種新型控制策略, 即基于虛擬同步發(fā)電機(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)成熟的控制和調度理論來設計微網控制結構與能量管理體系, 提高微網控制的靈活性和可靠性.文獻[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在孤島運行模式時的電壓和頻率, 只能工作于并網模式.文獻[10]介紹了改進的基于電壓控制型VSG的控制策略, 但未給出具體的設計過程.文獻[11]介紹了VSG本體算法及VSG控制器的設計方法, 但對多臺微網逆變器組網運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, 本文在詳細闡述VSG原理與設計方法的基礎上, 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的原理與設計

VSG通過模擬同步發(fā)電機的機電暫態(tài)特性實現微網逆變電源大慣性、大輸出感抗的特點, 通過模擬同步發(fā)電機調速器和勵磁調節(jié)器實現微網系統(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)電機特性來介紹VSG控制原理及其控制器的設計方法.

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對功率的控制; 流經L2的電流io和濾波電容C的端電壓uc經檢測后送入功率計算環(huán)節(jié)，求得VSG的輸出功率Pe, 而由調速器得到VSG輸入機械功率指令Pm以及由勵磁調節(jié)器獲得勵磁感應電動勢指令E0; 再由VSG本體算法根據Pe、Pm、E0及電感電流iL求出電壓指令uref; 最后, 經過脈沖寬度調制(PWM)控制與驅動電路, 對逆變器功率開關器件的通斷進行控制, 進而控制濾波電容C的端電壓uc, 使VSG能夠模擬同步發(fā)電機基本的運行與控制特性.

1.2 VSG的本體算法

VSG通過引入同步發(fā)電機的轉子運動方程和定子電氣方程來模擬其機電暫態(tài)特性.同步發(fā)電機在不同應用場合有二階、三階等多種數學模型, 這里選擇其二階模型構建VSG的本體算法, 既能體現同步發(fā)電機的運行特性, 又避免了同步發(fā)電機繁瑣的電磁耦合關系, 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, 極對數為1, 不考慮渦流、磁滯損耗等因素, 可得同步發(fā)電機的二階數學模型[12].同步發(fā)電機轉子運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)電機轉子輸入機械功率;Pe為定子電磁功率;D、J分別為阻尼系數和轉動慣量;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系數較大則使同步發(fā)電機的轉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.根據同步發(fā)電機的數學模型, 可得VSG本體算法結構框圖如圖2所示.

圖2 VSG本體算法結構框圖Fig.2 Block diagram of VSG ontology algorithm

圖2中Pm、Pe、D、J、ω、E0、U、I、Ra、Xt等參數與同步發(fā)電機對應參數的物理意義相同, 這些參數設計可參照同功率等級的同步發(fā)電機選取, 實際應用中D、J等參數可靈活配置, 不受同步發(fā)電機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控制器的設計

1.3.1 VSG調速器的設計

電力系統(tǒng)中, 同步發(fā)電機需借助調速器來調節(jié)有功負荷變動所引起的頻率波動.調速器根據同步發(fā)電機運轉時實際角速度和基準角速度偏差量的大小, 對汽輪機汽門或者水輪機導水葉的開度進行調節(jié), 以改變原動機輸出機械功率的大小, 從而滿足有功負荷的變動需求, 保持系統(tǒng)頻率的穩(wěn)定.同步發(fā)電機有功-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)電機頻率調節(jié)系數.同理, VSG的調速器也是通過調節(jié)VSG所輸入機械功率的大小, 使得VSG有功出力與負荷達到功率平衡, 從而維持微網系統(tǒng)的頻率穩(wěn)定.

VSG調速器結構框圖如圖3所示.圖3(a)中Pm為VSG輸入機械功率,Kω的物理意義與同步發(fā)電機的相同.由圖3(a)可看出, VSG與同步發(fā)電機有同樣的有功-頻率特性.

(a) VSG調速器結構

(b) 帶有模式切換和預并列控制的調速器結構圖3 VSG調速器的結構框圖Fig.3 Block diagram of VSG speed governor

1.3.2 VSG勵磁調節(jié)器的設計

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

根據同步發(fā)電機勵磁調節(jié)器的控制原理, 可設計VSG的勵磁調節(jié)器, 其結構框圖如圖4所示.

(a) VSG勵磁調節(jié)器結構

(b) 帶有模式切換和預并列控制的VSG勵磁調節(jié)器結構圖4 VSG勵磁調節(jié)器的結構框圖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定子勵磁感應電動勢,KU為VSG電壓調節(jié)系數.由圖4(a)表明, VSG勵磁調節(jié)器對其輸出電壓的調節(jié)與同步發(fā)電機有相似的調節(jié)原理, 所以兩者有相同電壓調節(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并網工作時, 逆變器采用恒功率(PQ)控制, 而在孤島運行方式下則由PQ控制切換為恒壓(VF)控制.同時, 當VSG在孤島模式并聯運行時, 應根據各VSG容量大小按比例分擔負荷, 即進行功率均分控制[15-16].

2.1 VSG的有功功率均分控制

由VSG的本體算法和調速器結構框圖, 可得VSG頻率閉環(huán)控制的結構如圖5所示.

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

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

(4)

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

(5)

當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為微網并聯母線電壓;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VSG頻率閉環(huán)控制的分析, 可得VSG有功功率閉環(huán)調節(jié)的結構如圖6所示.

圖6 VSG有功功率閉環(huán)調節(jié)的結構圖Fig.6 Block diagram of VSG active power closed loop control

由圖6可求出

(7)

根據式(7), VSG穩(wěn)態(tài)時有功功率輸出應為

Pe=Pref+Kω(ω0-ωcom)

(8)

由式(8)可知, 為實現有功功率的均分控制, 各 VSG 的頻率調節(jié)系數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

根據同步發(fā)電機定子結構, 可得圖7(a)所示VSG定子等效電路, 對應的相量圖如圖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的勵磁調節(jié)器結構可得

(11)

式(11)可改寫為

(12)

為實現孤島模式下VSG的無功功率均分控制, 須保證VSG能進行無功功率的調度, 可設計VSG的電壓調節(jié)特性方程如下

U=U0-n(Q-Qref)

(13)

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

(14)

按式(14)設定Uref, 可使VSG輸出的無功功率根據Qref進行調度, 而式(13)則表明, 為保證VSG能根據其無功容量按比例來分擔無功負荷, 各VSG 的n值與其無功容量Qk間需滿足式(15).

n1Q1=n2Q2=…=nkQk

(15)

當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)調節(jié)結構圖如圖8所示.

圖8 VSG無功功率的閉環(huán)調節(jié)結構圖Fig.8 Block diagram of VSG reactive power closed loop control

根據圖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, 為使各并聯VSG能按其容量大小分擔無功負荷, 除了要按式(15)設定各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, 構建了由兩臺單相逆變器組成的VSG仿真模型, 進行Matlab仿真驗證.仿真參數設置如下: 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D取0, 轉動慣量J取為0.6 kg·m2, 頻率調節(jié)系數取為Kω1=104和Kω2=0.5×104、無功-電壓調節(jié)系數取為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.仿真結果如圖9所示.

圖9首先設定VSG運行于孤島模式, 初始瞬間VSG1單獨給本地負載供電, 初始有功負荷設定為4 500 W、初始感性無功負荷設定為1 500 Var; 0.5 s時刻VSG2作啟動前同步控制, 當其與VSG1輸出電壓在幅值、頻率和相位上達到同步要求時投入運行, 與VSG1一起給本地負載供電; 2.0 s時刻本地負載變化, 有功負荷突增1 500 W、感性無功負荷突增1 500 Var; 3.0 s時刻啟動并網前的預并列控制, 達到并網要求時, 兩臺VSG由孤島模式切換到并網模式運行.

(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作了預啟動控制, 所以0.7 s左右VSG2也投入運行, 因系統(tǒng)有功功率達到平衡, 兩VSG按其給定值向負載提供有功功率; 2.0 s時刻有功負荷增大1 500 W, 由于兩VSG的Kω值按式(9)設定, 所以VSG1有功出力增加1 000 W, 而VSG2有功出力增加500 W, 滿足有功出力根據容量按比例分配的要求.由于3.0 s時刻啟動了預并列控制, 3.3 s左右達到并網條件, 兩VSG由孤島模式切換到并網模式繼續(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1 500 Var的無功負荷, VSG2投入運行后, 因兩VSG無功-電壓調節(jié)系數設定為n2=2n1, 所以在實現并網之前, 逆變器1輸出的無功功率在負載突變前后均為逆變器2的兩倍, 滿足式(15)要求, 表明微網系統(tǒng)能實現其無功功率均分控制.并網后, 由前文圖4(b)可知, 因引入電壓調整量ΔUQ, 兩VSG的無功出力最終穩(wěn)定在其無功功率的調度指令值.

圖9(c)中的兩個電壓分別為兩并聯VSG在PCC點處電壓及電網電壓.由圖9(c)可見：未進行預并列控制時(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時刻開始實施預并列控制, 兩個電壓逐漸達到同步, 其電壓波形也重合在一起.這說明VSG能很好地實現逆變器運行模式的切換.

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, 且隨著有功負荷增大，功率偏差也相應增大; 由圖9(e)可看出，兩逆變器的無功輸出同樣存在偏差, 無法準確地實現功率均分控制.比較上述仿真結果可知, 基于VSG的控制因具有大輸出感抗、大轉動慣量的優(yōu)點, 并模擬了同步發(fā)電機的控制特性, 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、電壓和電流信號的采集與處理、系統(tǒng)保護等.系統(tǒng)參數設置如下: 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, 逆變器輸出端經變壓器實現并網; 兩VSG的頻率調節(jié)系數Kω和無功-電壓調節(jié)系數n取值相同.試驗結果如圖10所示.

(a)

(b)

(c)

(d)

圖10(a)是VSG模式切換以及并網運行后功率調度的試驗波形, 所選負荷為2 000 W/0 Var.兩臺VSG先孤島模式運行, 再實施預并列控制, 達到并網同步要求后轉入并網模式運行, 并網后在1 000 W的給定功率下運行一段時間，再將功率給定值增加500 W繼續(xù)運行.由圖10(a)可看出, VSG能夠實施工作模式切換, 且并網后可對其進行功率調度.但切換到并網模式后, 輸出有功功率與有功功率的給定值相差約200 W, 原因是電網頻率略大于額定值50 Hz, VSG按其有功功率-頻率特性進行調節(jié), 所以輸出有功功率減少了.

圖10(b)為并網后進入穩(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, 滿足國家對并網電流總諧波畸變率(THD)值的要求.

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

圖10(d)是兩VSG孤島模式下并聯運行時, 負荷在某一瞬間由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輸出電流能隨負載增加而快速增大并重新進入穩(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)響應特性及良好均流控制特性.

4 結 語

針對基于下垂控制的微網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的微網逆變器控制策略.該控制技術通過本體算法模擬了同步發(fā)電機大轉動慣量、大輸出感抗的工作特點, 并參照同步發(fā)電機的控制特性設計了VSG的調速器與勵磁調節(jié)器, 從而提高了微網逆變器的控制性能.本文參照同步發(fā)電機的工作原理給出了VSG的具體設計方法, 對VSG有功功率和無功功率的控制技術進行了詳細的理論分析, 并提出了孤島模式下實現功率均分的計算公式, 構建了基于VSG控制的微網逆變系統(tǒng)仿真模型, 依照仿真模型搭建了試驗平臺.仿真和試驗的結果證明, 基于VSG的微網逆變器控制策略提高了微網控制的穩(wěn)定性與靈活性, 能滿足微網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. 分布式電源在農村電力網中的優(yōu)化配置方法[J]. 農業(yè)工程學報, 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. 微電網并網逆變器下垂控制策略的改進[J]. 農業(yè)工程學報, 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)電機技術[J]. 電源學報, 2012, 7(3): 1-6.

[11] 丁明, 楊向真, 蘇建徽. 基于虛擬同步發(fā)電機思想的微電網逆變電源控制策略[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)電機特性的逆變器并聯技術研究[D].南京: 南京航空航天大學自動化學院, 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

安徽省自然科學基金資助項目(160805ME120)；安徽省高校自然科學基金重點資助項目(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.E-mail: XDY@tlu.edu.cn

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