基于自適應(yīng)虛擬同步發(fā)電機(jī)系統(tǒng)的微網(wǎng)逆變器控制策略研究

徐大可，盛德剛，劉亮，洪祥

（南京大全電氣研究院有限公司，江蘇南京 211106）

隨著我國(guó)節(jié)能減排政策和電力行業(yè)發(fā)展趨勢(shì)的綜合影響，分布式可再生能源并網(wǎng)發(fā)電贏得了大發(fā)展機(jī)遇。其中，分布式可再生能源并網(wǎng)的控制策略也得到了廣泛研究，其中以電壓源型換流器（voltage source converter，VSC）相關(guān)的矢量控制方法研究最為廣泛，為多端柔性直流輸電系統(tǒng)的遠(yuǎn)距離傳輸提供解決方案[1-2]。然而，用矢量控制的VSC 方法策略缺乏旋轉(zhuǎn)慣性，系統(tǒng)易產(chǎn)生諧波，不能為交流系統(tǒng)提供穩(wěn)定的電壓和頻率，增加電網(wǎng)運(yùn)行不穩(wěn)定的風(fēng)險(xiǎn)。為此，學(xué)者們給出了虛擬同步發(fā)電機(jī)（virtual synchronous generator，VSG）的控制理念，通過(guò)模擬同步發(fā)電機(jī)的慣量和阻尼特征來(lái)提高系統(tǒng)抗風(fēng)險(xiǎn)能力，從而保證系統(tǒng)電壓和頻率的穩(wěn)定性。

目前，學(xué)者們對(duì)VSG 穩(wěn)定性方面的研究主要在以下方面：一方面是對(duì)單臺(tái)VSG 控制直流系統(tǒng)的穩(wěn)定性進(jìn)行研究。通常的研究方法是將直流系統(tǒng)設(shè)定為恒功率源或恒壓源，此類(lèi)系統(tǒng)相對(duì)來(lái)說(shuō)比較簡(jiǎn)單。文獻(xiàn)[2]通過(guò)利用傳統(tǒng)無(wú)慣性的下垂控制方法和VSG 控制的組合形式，提出了VSG控制方法的下垂控制模式。文獻(xiàn)[3]通過(guò)探討一種新的解耦算法，以實(shí)現(xiàn)VSG 來(lái)控制有功和無(wú)功獨(dú)立輸出的目的。文獻(xiàn)[4]通過(guò)對(duì)解耦算法的參數(shù)特性進(jìn)行分析，提出了以保證系統(tǒng)運(yùn)行穩(wěn)定性為主要指標(biāo)的設(shè)計(jì)方案。另一方面是對(duì)含VSG的多端直流系統(tǒng)進(jìn)行研究?？紤]到系統(tǒng)的復(fù)雜程度，通常結(jié)合系統(tǒng)穩(wěn)定性分析方法進(jìn)行討論。文獻(xiàn)[5]通過(guò)對(duì)傳統(tǒng)的VSG 控制策略難以快速響應(yīng)直流系統(tǒng)注入功率的變化情況進(jìn)行詳細(xì)分析，并由此提出限幅約束條件下的的VSG 控制直流系統(tǒng)母線(xiàn)電壓的下垂控制模式。為了保證復(fù)雜系統(tǒng)的運(yùn)行穩(wěn)定性，已有的文獻(xiàn)著重采用了模式分析和頻域分析等方法。文獻(xiàn)[6]結(jié)合模式分析法對(duì)交流系統(tǒng)運(yùn)行的穩(wěn)控參數(shù)進(jìn)行了深入探討，以此提出促進(jìn)交流系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行的參數(shù)控制優(yōu)化方案。文獻(xiàn)[7]利用頻域分析法分析了VSG 系統(tǒng)的控制方式和同步電機(jī)之間的諧振作用，并提出了一種一階系統(tǒng)控制方案。文獻(xiàn)[8]提出了一種新的阻尼控制方法，并結(jié)合實(shí)驗(yàn)結(jié)果論證了該方法可有效地提高系統(tǒng)低頻振蕩的穩(wěn)定性。文獻(xiàn)[9]基于物理原理設(shè)計(jì)出含VSG 系統(tǒng)的下垂控制模式，并根據(jù)模式分析法對(duì)交流系統(tǒng)穩(wěn)定性影響進(jìn)行了深入探討。

綜上所述，對(duì)于VSG 的多端柔性直流系統(tǒng)的穩(wěn)定性研究方面存在著以下問(wèn)題：當(dāng)VSG 利用直流系統(tǒng)電壓下垂控制后，多端直流系統(tǒng)中將出現(xiàn)新的振蕩模式，將直流系統(tǒng)等效為恒定功率源進(jìn)行分析是具有一定局限性的。下垂控制的主要原理為通過(guò)模擬同步發(fā)電機(jī)的有功和頻率、無(wú)功和電壓之間的下垂關(guān)系，使其控制下的微源在未有高頻通信的基礎(chǔ)上能完成負(fù)荷分配的方式，但下垂控制方法根本上并不能解決分布式電源的慣性問(wèn)題，即該組成系統(tǒng)仍是“弱慣性”系統(tǒng)［10-11］。

基于此，將根據(jù)荷電狀態(tài)調(diào)整下垂系數(shù)的方法拓展到VSG 控制之中，通過(guò)引入自適應(yīng)下垂特性的概念，使用平移下垂特性的方法對(duì)VSG 控制做了進(jìn)一步改進(jìn)，改進(jìn)后的VSG 控制減少了對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響，更有利于實(shí)現(xiàn)有功功率的合理分配與荷電狀態(tài)的快速調(diào)整，通過(guò)Matlab/Simu?link 工具進(jìn)行建模仿真，結(jié)果驗(yàn)證所提自適應(yīng)VSG控制策略的合理性。

1 虛擬同步發(fā)電機(jī)系統(tǒng)傳統(tǒng)的下垂控制思想

虛擬同步發(fā)電機(jī)系統(tǒng)傳統(tǒng)的下垂控制思想可大致分為3 種形式：1）利用電流變量參與控制的V—I下垂策略；2）利用功率變量參與控制的V—P下垂策略；3）利用V2—P下垂策略。其中，本文重點(diǎn)探討V2—P控制策略進(jìn)行含VSC 換流站模型的研究。VSC 換流系統(tǒng)的功率平衡簡(jiǎn)易模型如圖1所示。

圖1 VSC內(nèi)部功率平衡簡(jiǎn)易模型Fig.1 Simple model of VSC internal power balance

圖1 中，Vdc表示換直流系統(tǒng)的母線(xiàn)電壓；Pin，Pout分別表示直流系統(tǒng)輸入功率和換流站輸出功率；Pcap表示直流電容存儲(chǔ)/釋放的功率；R，X 分別表示換流系統(tǒng)交流母線(xiàn)到公共連接點(diǎn)（point of common coupling，PCC）間的線(xiàn)路等效電阻和電抗。

建立VSC換流系統(tǒng)內(nèi)的功率平衡方程為

式中：C為換流系統(tǒng)的電容值；Svsc為換流站的額定容量。ΔP*diff為換流系統(tǒng)輸入輸出功率差的標(biāo)幺值。

結(jié)合文獻(xiàn)[12]所述，V2—P下垂控制原理可如下表述：當(dāng)換流站的輸入功率Pin和輸出功率Pout因擾動(dòng)而失去平衡狀態(tài)時(shí)，其功率偏差可由直流電容進(jìn)行補(bǔ)償，見(jiàn)式（1）。在此過(guò)程中換流站的直流電壓也將所有變化。因此，V2—P下垂控制策略選擇直流電壓的平方差作為換流站的輸入控制信號(hào)，通過(guò)計(jì)算附加輸出功率結(jié)果來(lái)調(diào)節(jié)換流站的功率輸出，保證直流系統(tǒng)電壓在許可范圍內(nèi)運(yùn)行。其所需計(jì)算的附加輸出功率見(jiàn)下式：

式中：k為下垂系數(shù)；Vdc.ref為直流系統(tǒng)參考電壓值；ΔP為換流站所需調(diào)整的參考功率。

結(jié)合文獻(xiàn)[13-14]闡述的d-q雙環(huán)解耦控制的原理上，本文增設(shè)下垂控制模塊，以此來(lái)建立完整的V2—P下垂控制模塊。鑒于電壓源換流器的多端柔性直流輸電系統(tǒng)（voltage source converter based multi-terminal direct current，VSC-MTDC）內(nèi)各換流站的直流母線(xiàn)電壓數(shù)值上接近，可近似認(rèn)為VSC-MTDC 中各換流站間的功率分配可由下垂系數(shù)k控制，其控制原理圖如圖2所示。

圖2 V2-P 下垂控制器Fig.2 V2-P droop controller

圖2 中，Pref，Qref分別表示換流站輸出的參考功率；P，Q分別為換流站實(shí)際輸出功率；idref，iqref分別表示d軸和q軸的參考電流；md，mq分別表示d軸和q軸的調(diào)制信號(hào)；ma，mb和mc分別表示三相調(diào)制解調(diào)信號(hào)。

2 基于虛擬調(diào)速器的虛擬同步發(fā)電機(jī)控制策略

換流站和同步發(fā)電機(jī)存在類(lèi)似的功率平衡關(guān)系，如圖3所示。其中，將公共連接點(diǎn)作為系統(tǒng)的平衡參考點(diǎn)，設(shè)PCC 處母線(xiàn)電壓為U∠0°，VSC交流側(cè)母線(xiàn)和同步發(fā)電機(jī)側(cè)電壓均設(shè)定為E∠δ，原動(dòng)機(jī)的機(jī)械功率設(shè)定為Pm，其相應(yīng)的轉(zhuǎn)子動(dòng)能設(shè)為Ek，同步發(fā)電機(jī)輸出的額定功率設(shè)為Pe。同步發(fā)電機(jī)的功率平衡方程可利用轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)方程來(lái)闡述：

圖3 換流系統(tǒng)和同步發(fā)電機(jī)的功率平衡對(duì)比Fig.3 Comparison of power balance between commutation system and synchronous generator

式中：H為發(fā)電機(jī)組的慣性時(shí)間常數(shù)；ω為發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子的角速度。

式中：Hvsc為發(fā)電機(jī)的虛擬慣性時(shí)間常數(shù)；ω*為換流站交流側(cè)實(shí)測(cè)角頻率。

當(dāng)交流系統(tǒng)的角頻率產(chǎn)生變化時(shí)，控制器將產(chǎn)生ΔP*vsc用來(lái)調(diào)整換流站的輸出功率和補(bǔ)償阻尼角頻率的變化。

為求解出虛擬調(diào)速器的附加功率變化量ΔP*mtdc，需建立系統(tǒng)角頻率和直流母線(xiàn)電壓的耦合關(guān)系，對(duì)式（1）和式（3）的左側(cè)部分建立等式并計(jì)算積分[15]，則有：

式中：N為換流站內(nèi)直流系統(tǒng)的電容數(shù)目；ω0為系統(tǒng)的額定角頻率；ΔVdc為直流母線(xiàn)電壓的修正量。

對(duì)式（6）進(jìn)行標(biāo)幺化處理后，將其代入式（2）可得：

式中：V*dc為直流系統(tǒng)電壓的實(shí)測(cè)值；k為放大系數(shù)；m為VSC和直流電容的容量比。

m的數(shù)值為直流電容時(shí)間常數(shù)的倒數(shù)，即

式（7）則為本文設(shè)計(jì)的虛擬調(diào)速器控制模塊，其控制原理如圖4所示。

圖4 虛擬調(diào)速器原理圖Fig.4 Virtual governor schematic

結(jié)合式（7）和圖4可知，虛擬調(diào)速器可以根據(jù)交流電網(wǎng)的頻率變化自動(dòng)對(duì)換流站的輸出功率進(jìn)行調(diào)整，從而達(dá)到抑制系統(tǒng)頻率偏移和波動(dòng)的效果。

綜上分析，虛擬轉(zhuǎn)子運(yùn)動(dòng)方程為

式中：P*out0為換流站輸出功率的初始值；D為虛擬阻尼系數(shù)。

設(shè)計(jì)的虛擬同步機(jī)控制器如圖5所示。

圖5 虛擬同步電機(jī)控制模塊Fig.5 Virtual synchronous motor control module

由式（9）和圖5可知，換流站的功率輸出是由直流母線(xiàn)電壓和交流系統(tǒng)頻率共同決定的，因而AVSG 控制策略可兼顧VSC-MTDC 控制系統(tǒng)直流電壓和電網(wǎng)頻率的穩(wěn)定性指標(biāo)。當(dāng)交流系統(tǒng)發(fā)生擾動(dòng)或故障時(shí)，AVSG 控制策略將對(duì)VSC-MT?DC 系統(tǒng)內(nèi)各換流站的功率分配進(jìn)行自動(dòng)調(diào)整，并模擬出同步發(fā)電機(jī)的輸出功率，補(bǔ)償電網(wǎng)波動(dòng)的頻率差并抑制系統(tǒng)振蕩阻尼，無(wú)需建立站間通信方式，確保直流母線(xiàn)電壓在合理范圍內(nèi)變化，不會(huì)出現(xiàn)VSC-MTDC系統(tǒng)電壓越限的情況。

3 AVSG改進(jìn)控制策略

鑒于以上探討的VSC-MTDC 模型中換流站之間的功率分配方法是按照下垂系數(shù)k進(jìn)行比例控制的，結(jié)合文獻(xiàn)[15]所述的分段式下垂特性原理對(duì)本文的下垂控制系數(shù)進(jìn)行如下改進(jìn)。

將AVSG 策略中的下垂特性曲線(xiàn)分成含角頻率上、下限閾值[16]的水平段和含區(qū)間的斜線(xiàn)段兩部分，設(shè)定其斜率為k1，其值由最大頻差和發(fā)電機(jī)輸出功率綜合決定，并隨發(fā)電機(jī)出力進(jìn)行相應(yīng)動(dòng)態(tài)調(diào)整，如圖6所示。

圖6 自適應(yīng)分段式下垂控制特性曲線(xiàn)Fig.6 Adaptive segmented droop control characteristic curve

當(dāng)同步發(fā)電機(jī)的輸出功率無(wú)法支撐微網(wǎng)系統(tǒng)的有功負(fù)載時(shí)，VSG 控制系統(tǒng)會(huì)直接調(diào)到下垂特性的水平直線(xiàn)段控制區(qū)間，控制直流電容放電來(lái)補(bǔ)充功率差額，其設(shè)計(jì)原理控制流程如圖7所示。

圖7 自適應(yīng)下垂控制系數(shù)的AVSG模塊Fig.7 AVSG module with adaptive droop control coefficient

將風(fēng)電場(chǎng)的輸出功率和系統(tǒng)角頻率偏差的最大比值設(shè)定為下垂控制曲線(xiàn)的對(duì)應(yīng)斜率，利用VSG 系統(tǒng)的輸出角頻率的下限閾值ωmin設(shè)為下垂控制特性曲線(xiàn)的水平直線(xiàn)段，結(jié)合直流系統(tǒng)的端電壓來(lái)反映直流電容器組的荷電狀態(tài)，并分別設(shè)為直流電容器組的絕對(duì)和相對(duì)工作狀態(tài)的電壓界限閾值。

利用自適應(yīng)下垂系數(shù)的AVSG 系統(tǒng)控制策略，根據(jù)直流電容器的荷電工作狀態(tài)，本文選取以按照下垂系數(shù)承擔(dān)負(fù)載為目標(biāo)進(jìn)行優(yōu)化工作，其控制模式見(jiàn)表1。

表1 控制模式Tab.1 Control mode

3.2 自適應(yīng)調(diào)整下垂特性曲線(xiàn)

本文建立的自適應(yīng)動(dòng)態(tài)調(diào)整下垂特性的控制原理如圖8 所示。當(dāng)系統(tǒng)處于模式1 狀態(tài)下工作時(shí)，可采用分段式下垂特性曲線(xiàn)進(jìn)行協(xié)調(diào)控制。當(dāng)系統(tǒng)從模式1 跳轉(zhuǎn)到其他模式時(shí)，本文保持原有下垂控制曲線(xiàn)的斜率值，并對(duì)整個(gè)下垂控制特性曲線(xiàn)進(jìn)行平移。

圖8 自適應(yīng)下垂系數(shù)調(diào)整方式Fig.8 Adaptive droop coefficient adjustment method

如圖8 所示，在系統(tǒng)進(jìn)入控制模式2 時(shí)，將下垂特性曲線(xiàn)水平向右進(jìn)行平移，從而增加VSG 的有功輸出；當(dāng)系統(tǒng)處于模式3狀態(tài)工作時(shí)，將下垂特性曲線(xiàn)水平向左進(jìn)行平移，達(dá)到減小VSG 有功輸出的目的，由差額功率的單元提供負(fù)荷供電。采用下垂控制特性曲線(xiàn)水平移動(dòng)的方法能夠重新調(diào)整系統(tǒng)運(yùn)行點(diǎn)并合理分配有功，且能緊跟風(fēng)電出力變化快速做出功率調(diào)整，從而有效避免下垂系數(shù)幅度調(diào)整過(guò)大帶來(lái)的不利影響。

4 算例分析

為驗(yàn)證本文所提的基于自適應(yīng)下垂控制系數(shù)的AVSG 模型的合理性，結(jié)合Matlab/Simulink仿真系統(tǒng)進(jìn)行建模分析，模型主要包括：2個(gè)風(fēng)電場(chǎng)、2 個(gè)風(fēng)電換流站和2 個(gè)常規(guī)換流站。AVSG 系統(tǒng)的模型參數(shù)為：換流站額定容量450 MV·A，直流系統(tǒng)母線(xiàn)電壓220 kV，交流系統(tǒng)電壓110 kV，直流系統(tǒng)電容0.75 mF，線(xiàn)路電阻值0.01 Ω/km，線(xiàn)路電抗值0.5 Ω/km。 風(fēng)電系統(tǒng)采用恒壓定頻控制方式，其系統(tǒng)模型的設(shè)計(jì)原則見(jiàn)文獻(xiàn)[17]。對(duì)于AVSG 系統(tǒng)模型的控制方式選擇自適應(yīng)下垂系數(shù)控制方式。其中，分布式電源1有功輸出為295 MW，分布式電源2有功輸出為300 MW。風(fēng)電場(chǎng)內(nèi)配置的風(fēng)電機(jī)組數(shù)目為20 臺(tái)，單臺(tái)容量設(shè)置為5 MV·A。

本文設(shè)計(jì)的自適應(yīng)AVSG 控制系統(tǒng)主要設(shè)置四機(jī)系統(tǒng)和所供組成獨(dú)立電網(wǎng)，負(fù)荷為300 MW，系統(tǒng)頻率設(shè)置為50 Hz，分布式電源1 通過(guò)母線(xiàn)7并網(wǎng)，分布式電源2 通過(guò)母線(xiàn)12并網(wǎng)。模型如圖9所示。

圖9 雙風(fēng)電場(chǎng)多端送電系統(tǒng)Fig.9 Multi-terminal power transmission system of double wind farm

采用自適應(yīng)AVSG 控制策略進(jìn)行含VSC換流站模型的研究，并與傳統(tǒng)下垂控制方法進(jìn)行對(duì)比，其優(yōu)化控制響應(yīng)的效果如圖10所示。

圖10 不同控制策略下直流系統(tǒng)電壓變化Fig.10 Voltage change of DC system under different control strategies

從圖10 可看出，根據(jù)本文不同的控制策略，為了對(duì)系統(tǒng)負(fù)荷變化進(jìn)行很好地功率平衡，均可采取直流系統(tǒng)的電壓變化來(lái)進(jìn)行相應(yīng)調(diào)節(jié)，從而保證系統(tǒng)電壓調(diào)整到新的平衡態(tài)。若單獨(dú)采用傳統(tǒng)下垂控制的方法，考慮該方法的弱慣性特點(diǎn)，當(dāng)系統(tǒng)負(fù)荷突然增加時(shí)，直流系統(tǒng)的電壓會(huì)迅速降低。利用本文的基于自適應(yīng)下垂控制系數(shù)的AVSG 控制方法后，直流系統(tǒng)的母線(xiàn)電壓會(huì)逐漸緩慢降至新的平衡態(tài)，說(shuō)明該方法增加了系統(tǒng)慣性。

4.1 基于自適應(yīng)下垂控系數(shù)的AVSG控制效果

當(dāng)風(fēng)電機(jī)組無(wú)法保證系統(tǒng)的功率平衡時(shí)，應(yīng)通過(guò)直流系統(tǒng)提供所需的功率缺額，設(shè)定系統(tǒng)負(fù)荷在46～50 kW 間隨機(jī)變化。其相應(yīng)的仿真結(jié)果如圖11～圖13所示。

圖11 短時(shí)間內(nèi)系統(tǒng)負(fù)荷變化Fig.11 System load change in a short time

圖12 直流系統(tǒng)電壓響應(yīng)變化Fig.12 DC system voltage response change

圖13 直流系統(tǒng)輸出功率響應(yīng)變化Fig.13 DC system output power response change

從圖11～圖13 可看出，利用AVSG 控制方法時(shí)，隨著系統(tǒng)負(fù)荷的變化，雖可保證系統(tǒng)運(yùn)行穩(wěn)定，但系統(tǒng)電壓依然出現(xiàn)較大的波動(dòng)；而采用基于自適應(yīng)下垂控制系數(shù)的AVSG 控制方法后，可明顯看出，在系統(tǒng)負(fù)荷較大波動(dòng)的情況下，直流系統(tǒng)電壓的質(zhì)量也會(huì)得到明顯改善；且從圖13可發(fā)現(xiàn)，采用基于自適應(yīng)下垂控制系數(shù)的AVSG 控制方法后，直流系統(tǒng)的輸出功率響應(yīng)更迅速，所提供的功率幅值更大，因此可以減小系統(tǒng)的功率偏差和直流系統(tǒng)的電壓波動(dòng)。因此所提出的自適應(yīng)下垂控制系數(shù)的AVSG 控制方法可增加系統(tǒng)慣性，提高系統(tǒng)抑制電壓波動(dòng)的能力，從而改善了直流系統(tǒng)的電壓質(zhì)量。

4.2 基于自適應(yīng)下垂控制系統(tǒng)對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響

以下充分探討系統(tǒng)受到擾動(dòng)后恢復(fù)穩(wěn)定運(yùn)行的情況，以此來(lái)驗(yàn)證本文所提出的自適應(yīng)AVSG 控制策略的合理性。在系統(tǒng)進(jìn)行擾動(dòng)試驗(yàn)前，將G1～G4 的電力系統(tǒng)穩(wěn)定器（power system stabilizer，PSS）退出，投入自適應(yīng)AVSG 控系統(tǒng)模塊。設(shè)定線(xiàn)路L1-78在t=2.0 s 處發(fā)生三相瞬時(shí)故障，持續(xù)周期為5個(gè)周波時(shí)長(zhǎng)，系統(tǒng)故障后恢復(fù)結(jié)果如圖14～圖16所示。

圖14 發(fā)生故障時(shí)直流系統(tǒng)電壓變化Fig.14 DC system voltage change in the event of a fault

圖16 發(fā)生故障時(shí)線(xiàn)路功率響應(yīng)變化Fig.16 Line power response change in the event of a fault

由圖14 可知，采用自適應(yīng)AVSG 控制時(shí)，系統(tǒng)能夠在故障發(fā)生后迅速地恢復(fù)到初始穩(wěn)定運(yùn)行狀態(tài)上來(lái)，且直流系統(tǒng)的母線(xiàn)電壓恢復(fù)到初始狀態(tài)值。而由于交流系統(tǒng)抗擾動(dòng)能力差的特點(diǎn)，使得傳輸線(xiàn)路L2-78上出現(xiàn)連續(xù)功率振蕩的情況，如圖15，直至6 s 后才漸趨穩(wěn)定，但系統(tǒng)未能完全穩(wěn)定。而采用自適應(yīng)AVSG 控制策略時(shí)，直流系統(tǒng)的母線(xiàn)電壓會(huì)隨著轉(zhuǎn)子角頻率偏差自行追蹤調(diào)整。且在故障時(shí)間內(nèi)，同步電機(jī)的轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速會(huì)陡增，直流系統(tǒng)電壓也會(huì)急劇增大，利用自適應(yīng)AVSG 控制模塊可迅速降低有功輸出，并結(jié)合直流系統(tǒng)電壓限幅的作用，直流系統(tǒng)最高電壓不超過(guò)1.05 標(biāo)幺值，使其保持在允許范圍內(nèi)。并且分布式電源2 模塊有功輸出提高，直流系統(tǒng)電壓會(huì)快速回落。在故障清除后，分布式電源1 的直流電壓會(huì)繼續(xù)追蹤系統(tǒng)角頻率進(jìn)行自適應(yīng)調(diào)整。因此在整個(gè)故障持續(xù)過(guò)程中，傳輸功率振蕩和發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速振蕩均能被有效抑制，并在6 s 后系統(tǒng)恢復(fù)穩(wěn)定。

圖15 發(fā)生故障時(shí)轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速響應(yīng)變化Fig.15 Rotor speed response change in the event of a fault

5 結(jié)論

鑒于直流微網(wǎng)系統(tǒng)慣性低、且直流系統(tǒng)母線(xiàn)電壓抗干擾能力弱的問(wèn)題，本文提出了一種模擬同步發(fā)電機(jī)特性的控制策略，并結(jié)合荷電狀態(tài)對(duì)下垂控制系數(shù)進(jìn)行調(diào)整，得到了基于自適應(yīng)AVSG 控制方法，根據(jù)下垂控制特性曲線(xiàn)的平移操作來(lái)調(diào)整虛擬同步電機(jī)有功分配方式。通過(guò)仿真結(jié)果得出，基于自適應(yīng)下垂控制特性的AVSG控制策略能有效避免下垂控制系數(shù)變化過(guò)程中可能出現(xiàn)的系統(tǒng)失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn)，有效地分配系統(tǒng)有功并調(diào)整直流系統(tǒng)的荷電狀態(tài)，從而確保風(fēng)儲(chǔ)發(fā)電單元持續(xù)支撐含可再生微網(wǎng)系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行。