电网不平衡时的并网逆变器控制策略

电网不平衡时的并网逆变器控制策略

0电流无静差分离器技术随着能源系统中可能源能源的比例增加，关于连接电网的网络等效变量的研究越来越深入。并网逆变器在运行中必须确保设备本身的安全性,能向电网提供稳定的功率。但在实际系统中,电网电压不平衡的情况普遍存在,若设计控制系统时对此未作考虑,不平衡电压将导致直流母线二倍频波动,交流侧电流的低次谐波幅值及相应损耗增大,从而影响直流母线电容的使用寿命和电能质量,严重时甚至可能烧毁设备。文献在两相静止坐标系中采用比例谐振控制器实现了电流的无静差跟踪,但比例谐振控制器的分析和设计比较复杂。文献中提出了双dq控制算法,但算法需要对电网电压、反馈电流进行正负序分离,而现行的分离方法主要利用滤波器或T/4延时算法,给控制系统带来了不容忽视的延时和误差。文献通过直流侧电压直接控制三相电流空间矢量的幅值和相位实现了整流器的不平衡控制,但是由于采用了近似线性化处理,控制精度受到了影响。文献在正序同步坐标系下采用比例—积分(PI)调节器实现对电流正负序分量的控制,直流电压谐波和交流电流畸变得到了一定程度地抑制,但PI控制器无法实现对2次负序电流的无静差控制,无法完全消除直流侧电压的2次谐波。本文分析了并网逆变器的数学模型和功率交换模型,为了实现对功率模型的有效控制,提出一种基于电压瞬时值的正、负分离方法,并对分离信号滤波,实现了延时小、精度高的特性。以抑制有功功率为控制目标,在正序和负序同步旋转坐标下实现并网电流的控制,达到消除直流侧电压的2次谐波和电网电流谐波的效果。1在不对称的情况下，网络补偿模型1.1电压定向的数值计算图1为三相电压型并网逆变器主电路拓扑结构。图中:ea,eb,ec为电网相电压;ia,ib,ic为交流侧相电流;va,vb,vc为逆变器输出相电压;udc为直流侧电压。电网电压不平衡时,电压包括正序分量、负序分量和零序分量,对于三相无中线系统,可以不考虑零序分量,此时在旋转坐标系中,除了逆时针旋转的正序分量外,还包括顺时针旋转的负序分量。设E,V,I分别为电网电压、逆变器输出电压和交流侧相电流的合成向量,可表示为:并网逆变器模型方程可表示为:当电网不平衡时,结合式(1)和式(2),在dq坐标系下正、负序矢量方程可表示为:图2为电网电压定向图。图中:d+和q+分别为正序旋转坐标系dq轴;d-和q-分别为负序旋转坐标系dq轴;θ+为正序电压的初始角;θ-为负序电压的初始角。在三相电网不平衡时,网侧视在复功率S为:同时,S可由有功功率和无功功率表示为:求解式(4)和式(5),得:式中:p0和q0分别为有功功率和无功功率的平均值;p1和p2分别为有功功率的2次余弦和正弦谐波峰值;q1和q2分别为无功功率的2次余弦和正弦谐波峰值;δ为正、负序电压矢量间的相角差,一般可认为δ=2ωt+ξ,由于电网电压不平衡情况很多,因此正、负序的初始角取值不相等且不固定,其中ξ为正、负序初始角的差值。按照电网电压定向的原则,如图2所示,同步旋转坐标系的d+轴与电网电压正序矢量重合,同步旋转坐标系的d-轴与电网电压负序矢量重合,此时:结合式(8),式(7)可化简为:通过以上分析可知,当电网电压不平衡时,若只考虑基波分量,则会出现2次谐波功率。以抑制有功功率的波动为控制目标,有功功率功率波动为0,选取式(9)中的以下4个方程作为约束方程。式中:*表示相应量的给定值。由式(10)解得:此时无功功率波动的峰值为:2正负序列分离方法2.1dq坐标系下电压正、负序量的解当电网电压不平衡时,电网电压瞬时值在αβ坐标系下可表示为:式(13)两边微分可得:联立式(13)和式(14)可解得正、负序分量为:因此,电压正、负序相角的正余弦值为:在dq坐标系下电压正、负序量可由式(17)和式(18)求得:2.2采样误差的滤波由以上分析可知,通过采样获取当前的电网电压瞬时值以及其对应的微分值,便可以分离出电压正负序量,并获得正负序相角的正余弦值。当前的电网电压瞬时值可由式(19)获取,采样三相电压即可。微分值的获取可以通过2次采样差值求得,但这种差值运算很容易受到采样误差的影响,为了消除这种影响,本文使用了以下算法进行滤波。以负序电压为例介绍。理论上,由于负序电压的矢量轨迹为圆形,所以第n-1次分离出的负序电压与第n次分离出的负序电压存在以下关系:式中:Δθ为每次采样周期下电压矢量的前进角,可表示为Δθ=-ωΔT,其中ΔT为采样周期。利用第n次电压与第n-1次电压之间的关系,可采用下式进行迭代修正:式中:eα-′(n)和eβ-′(n)为经过修正后的当前负序电压值;eα-′(n-1)和eβ-′(n-1)为经过修正后的上一次负序电压值;kf为遗忘因子,其值越大,遗忘速度越慢。正序电压的处理与负序电压类似。图3给出了电网电压正、负序分离的结果,滤波前的电网电压的信号噪声较大,使得信号具有较大的随机性。采用以上算法后,可以滤波得到较为光滑的正负序分量。3管理系统的设计3.1平均无功功率平均有功功率给定值与直流侧电压有关,当外环采用PI调节器时,调节器输出与直流侧输出电流相对应,因此,平均有功功率给定值可以表示为:式中:KvP和KvI分别为电压调节器比例、积分增益。为了获得单位功率因数并网,一般令:由有功功率、无功功率给定值,经式(11)可计算出正序电流给定值。3.2u2009dq下的电流调节器分离电流内环调节器采用PI调节器,根据电流前馈解耦的控制规律,三相逆变器正、负序电流内环前馈解耦控制算法为:式中:KiP和KiI分别为电流调节器比例、积分增益。综上所述,得到控制系统结构如图4所示。系统首先采集三相电网电压和输出并网电流,通过正负序分离和坐标变换得到dq下的直流量。有功功率参考值通过式(22)获得;最后,通过4个电流内环PI调节器(式(24)和式(25))输出逆变器的参考输出电压,并经合成、限幅、调制后输出。4电流环控制策略的并网实验为了验证所提出策略的有效性,本文分别对传统双闭环控制策略和所提出的策略在电网电压不平衡时进行了实验对比研究。在实验室搭建了电压型并网逆变器实验样机,如附录A图A1所示。主控芯片是DSP56F8345,信号由安捷伦DSO-X3014A示波器和恒河WT3000的功率分析仪获得。采用3个调压器获得不对称三相电网电压。当C相电压跌落40%时,对比了采用传统的PI调节器控制的dq轴系下电压外环、电流内环的双闭环控制策略和本文所提出的控制策略的并网实验。系统的主要参数如下:母线电压为600V;开关频率为6kHz;交流侧滤波电感为5mH;直流侧电容为1600μF;A相电压为300cos(ωt)V;B相电压为300cos(ωt-120°)V;C相电压为180cos(ωt+120°)V。图5分别为所提出控制策略在三相电压对称时和C相电压跌落40%时的并网实验结果。可以看出,输出电流与电网电压同频同相,且三相电流正弦度较好,验证了该策略在电网对称情况下和电网不平衡情况下都是可行的。图6和图7分别为2种控制策略下并网电流及A相电流频谱。可见:传统控制策略下的电流畸变较大,3次、5次和7次谐波明显,对电网污染很大;所提出控制策略下的电流接近正弦,并且谐波较少。由图6(b)可以看出,所提出控制策略下C相电流幅值比AB两相大,这使得三相有功功率分配较为平均,减小了有功功率的波动,但该策略加剧了输入三相电流的不平衡,因此适用于电网容量大且有功功率恒定的场合。图8是2种控制策略下的有功功率和无功功率对比。可以看出,传统控制策略下有功功率波动较大;所提控制策略的有功功率波动很小,与控制目标相符,但无功功率波动比前者大。由于实验时电网电压存在谐波以及控制误差,在抑制有功功率二次波动为目标的控制策略下,如图8(b)所示,有功功率仍存在较小的波动。5电网电压正负序分离本文首先对电网电压不对称条件下并网型逆变器的数学模型和功率模型进行了描述,提出了瞬时正负序分离方法,并进行了实验验证。在此分离方法基础上进行了电网不平衡下的并网实验,实验结果表明所提控制策略下系统输出的有功功率稳定,也有效抑制了交流侧电流谐波,改善了系统稳态性能。本文分析以及公式推导只考虑了电网电压的基波分量,此方法也可以推广到更高频次的正负序分离,如何使本文方法更具普适性,这将是后续理论与实验研究中重点加以解决的问题。式中:ω为电网电压角频率;E+dq和E-dq分别为正、负序电网电压复矢量;V+