基于自適應(yīng)負(fù)序電壓正反饋的孤島檢測(cè)方法

王 雪 ，雷勝華 ，胡文平 ，趙 瑩

（1.華北電力大學(xué) 新能源電力系統(tǒng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，河北 保定 071003；2.國(guó)網(wǎng)河北省電力公司電力科學(xué)研究院，河北 石家莊 050021）

0 引言

光伏發(fā)電（PV）裝機(jī)容量在各區(qū)域電網(wǎng)中所占比重越來越大，其并網(wǎng)運(yùn)行將給電力系統(tǒng)帶來巨大挑戰(zhàn)。當(dāng)電網(wǎng)側(cè)由于故障或檢修跳閘時(shí)，并入大電網(wǎng)的光伏電站與本地負(fù)載形成不受大電網(wǎng)控制的供電回路，即孤島，這會(huì)給電力設(shè)備以及檢修工作人員帶來潛在的威脅。最新頒布的GB／T 19964—2012［1］和 Q／GDW 618—2011［2］標(biāo)準(zhǔn)規(guī)定，并網(wǎng)光伏電站必須具備孤島檢測(cè)能力。

近年來，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)光伏逆變器的孤島檢測(cè)方法進(jìn)行了大量的研究，逆變器的孤島檢測(cè)方法根據(jù)其檢測(cè)原理可以大致分為2類：被動(dòng)檢測(cè)法和主動(dòng)檢測(cè)法。常見的被動(dòng)檢測(cè)法通過檢測(cè)并網(wǎng)點(diǎn)電壓［3-4］、頻率［5］、電壓諧波畸變率［6］等電氣量，并判斷該電氣量是否在正常運(yùn)行范圍內(nèi)，從而判斷逆變器是否處于孤島運(yùn)行狀態(tài)。被動(dòng)檢測(cè)法雖然不會(huì)對(duì)并網(wǎng)點(diǎn)的電能質(zhì)量造成影響，但存在孤島檢測(cè)盲區(qū)。主動(dòng)檢測(cè)法通過在逆變器的控制回路中加入擾動(dòng)信號(hào)或正反饋環(huán)節(jié)，一旦逆變器處于孤島運(yùn)行狀態(tài)，逆變器并網(wǎng)點(diǎn)的電氣量會(huì)加速偏離正常運(yùn)行范圍，進(jìn)而檢測(cè)出逆變器處于孤島運(yùn)行狀態(tài)，但是以破壞并網(wǎng)點(diǎn)的電能質(zhì)量為代價(jià)［7-13］。隨著微電網(wǎng)的建設(shè)與發(fā)展，希望光伏逆變器在檢測(cè)出孤島運(yùn)行狀態(tài)后能盡可能地為本地負(fù)載提供電壓和頻率支撐，進(jìn)而提高供電可靠性。為了避免逆變器在孤島和并網(wǎng)2種運(yùn)行狀態(tài)的變換過程中產(chǎn)生較大的沖擊電流，要求孤島檢測(cè)過程中盡量減小對(duì)并網(wǎng)點(diǎn)電能質(zhì)量的影響，實(shí)現(xiàn)非破壞性檢測(cè)。目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)無盲區(qū)非破壞性孤島檢測(cè)方法進(jìn)行了一些研究。其中，負(fù)序電流注入法［14-15］在正常運(yùn)行時(shí)會(huì)持續(xù)向大電網(wǎng)注入負(fù)序擾動(dòng)；負(fù)序電壓正反饋法［16-18］、負(fù)序功率正反饋法［19］本質(zhì)相同，當(dāng)大電網(wǎng)存在較小負(fù)序分量時(shí)這2種方法也會(huì)向大電網(wǎng)持續(xù)注入負(fù)序擾動(dòng)，且相關(guān)文獻(xiàn)沒有對(duì)正反饋系數(shù)的選取進(jìn)行理論分析；周期性無功電流擾動(dòng)法［20-21］會(huì)導(dǎo)致逆變器輸出功率波動(dòng)，降低能源利用率；基于負(fù)序電壓分配因子的孤島檢測(cè)方法［22］需要額外的負(fù)序電源和電抗設(shè)備投入，增加了逆變器并網(wǎng)系統(tǒng)的投資成本；非特征諧波正反饋的孤島檢測(cè)方法［23］中非特征諧波的提取原理較復(fù)雜，且利用根軌跡法得到的正反饋系數(shù)不具有普遍適應(yīng)性。

本文從理論上推導(dǎo)出負(fù)序電壓正反饋孤島檢測(cè)方法的正反饋系數(shù)應(yīng)該滿足的邊界條件，并提出了自適應(yīng)反饋系數(shù)的方案，通過理論分析與仿真驗(yàn)證得出：對(duì)于具有不同實(shí)時(shí)輸出功率的逆變器，改進(jìn)方法均具有足夠的孤島檢測(cè)能力，且在并網(wǎng)運(yùn)行時(shí)能夠盡量減小逆變器注入大電網(wǎng)的負(fù)序擾動(dòng)。

1 自適應(yīng)負(fù)序電壓正反饋

逆變器并網(wǎng)系統(tǒng)示意圖如圖1（a）所示，其等效電路如圖1（b）所示。并網(wǎng)運(yùn)行時(shí)，逆變器處于電流控制模式，IPV為并網(wǎng)逆變器等效電流源，RPV、LPV分別為逆變器出口濾波電感的等效電阻和電感，并聯(lián)RLC支路為等效本地負(fù)載［24-25］，配電網(wǎng)等效成一個(gè)電壓源Es，Rs、Ls分別為逆變器出口升壓變壓器和配電網(wǎng)的總等效電阻和電感，斷路器K閉合、斷開分別表示并網(wǎng)運(yùn)行和孤島運(yùn)行。

負(fù)序電壓正反饋法的基本原理是將提取得到的并網(wǎng)點(diǎn)負(fù)序電壓unpcc乘以一個(gè)反饋系數(shù)kf，作為擾動(dòng)量加入到逆變器控制回路的電流參考值中。孤島發(fā)生后，逆變器輸出的負(fù)序電流全部注入本地負(fù)載，并網(wǎng)點(diǎn)負(fù)序電壓unpcc在正反饋的作用下持續(xù)增大并超過4%，即可判斷孤島發(fā)生。逆變器出口濾波電感的阻抗ZPV遠(yuǎn)小于本地負(fù)載阻抗Zload，忽略ZPV的影響，孤島狀態(tài)下負(fù)序電壓正反饋控制原理圖如圖2所示。

圖1 逆變器并網(wǎng)系統(tǒng)等效電路圖Fig.1 Equivalent circuit diagram of grid-connected inverter system

圖2 孤島運(yùn)行時(shí)負(fù)序電壓正反饋控制原理圖Fig.2 Schematic diagram of positive feedback control of negative-sequence voltage during islanding operation

圖2中，kT 表示第 k個(gè)時(shí)刻；i*dq（kT）為電流給定值；idq（kT）為逆變器輸出電流值；upcc（kT）為并網(wǎng)點(diǎn)電壓；unpcc（kT）為并網(wǎng)點(diǎn)負(fù)序電壓；F（U）為負(fù)序電壓提取環(huán)節(jié)的傳遞函數(shù)；kf為負(fù)序電壓正反饋的系數(shù)；C（s）為電流環(huán)的等效傳遞函數(shù)；Zload（s）為本地負(fù)載的復(fù)頻域阻抗。則有：

負(fù)序電壓正反饋系統(tǒng)的特征方程為：

在控制系統(tǒng)中，C（s）是一個(gè)時(shí)間常數(shù)為毫秒級(jí)的欠阻尼二階系統(tǒng)，其穩(wěn)態(tài)誤差為0；F（U）一般不作為單獨(dú)環(huán)節(jié)進(jìn)行考慮，可以忽略其計(jì)算延時(shí)，認(rèn)為C（s）≈1、F（U）≈1。 則孤島發(fā)生后，要使系統(tǒng)失去穩(wěn)定，并網(wǎng)點(diǎn)負(fù)序電壓不斷增大并最終超過4%，必須滿足即：

孤島發(fā)生時(shí)滿足 Zload（s）=upcc（z） ／idq（z），將其代入式（3）可得：

其中，upcc（z）近似等于并網(wǎng)點(diǎn)處額定電壓；idq（z）由逆變器實(shí)時(shí)輸出功率決定。所以反饋系數(shù)的大小取決于逆變器的實(shí)時(shí)輸出功率。

圖3 逆變器并網(wǎng)系統(tǒng)負(fù)序網(wǎng)絡(luò)Fig.3 Negative-sequence network of grid-connected inverter system

逆變器并網(wǎng)系統(tǒng)的負(fù)序網(wǎng)絡(luò)見圖3，斷路器K斷開、閉合表示2種運(yùn)行狀態(tài)。2種運(yùn)行狀態(tài)下負(fù)序網(wǎng)絡(luò)的區(qū)別是：并網(wǎng)運(yùn)行時(shí)，逆變器輸出負(fù)序電流注入一個(gè)等效阻抗Zs∥Zload；而孤島發(fā)生后，逆變器輸出負(fù)序電流全部注入本地負(fù)載。將式（3）的 Zload（s）用 Zs（s）∥ Zload（s）替代，可以求出并網(wǎng)運(yùn)行時(shí)保證并網(wǎng)點(diǎn)負(fù)序電壓不會(huì)發(fā)生累積的正反饋系數(shù)的上限為：

由于 Zs（s）? Zload（s），則有：

聯(lián)立式（4）和式（5）可得負(fù)序電壓正反饋系數(shù)的取值范圍為：

只要正反饋系數(shù)滿足式（7），就可以保證孤島發(fā)生后能準(zhǔn)確檢測(cè)出孤島運(yùn)行狀態(tài)，且并網(wǎng)運(yùn)行時(shí)并網(wǎng)點(diǎn)負(fù)序電壓不會(huì)發(fā)生累積而導(dǎo)致孤島誤判。

為了保證孤島發(fā)生后并網(wǎng)點(diǎn)負(fù)序電壓在2 s內(nèi)超過規(guī)定的閾值，提高逆變器的孤島檢測(cè)能力，在臨界正反饋系數(shù)的基礎(chǔ)上乘以一個(gè)大于1的可靠系數(shù)krel。

根據(jù)式（8）建立一個(gè)自適應(yīng)系數(shù)的負(fù)序電壓正反饋系統(tǒng)，使逆變器的孤島檢測(cè)能力隨著逆變器實(shí)時(shí)輸出功率變化而自適應(yīng)地改變，其控制原理如圖4所示。同時(shí)，為了避免三相負(fù)載不對(duì)稱或并網(wǎng)側(cè)發(fā)生不對(duì)稱故障時(shí)注入負(fù)序電流擾動(dòng)過大，krel取值不宜過大。

圖4 基于自適應(yīng)負(fù)序電壓正反饋孤島檢測(cè)原理圖Fig.4 Schematic diagram of islanding detection based on adaptive positive feedback of negative-sequence voltage

2 多機(jī)并聯(lián)運(yùn)行時(shí)的分析

一般在大型光伏電站中，往往采用多臺(tái)逆變器并聯(lián)運(yùn)行、通過公共并網(wǎng)點(diǎn)接入大電網(wǎng)的運(yùn)行方式，其等效電路如圖5所示。

圖5 多臺(tái)逆變器并聯(lián)運(yùn)行時(shí)的等效電路圖Fig.5 Equivalent circuit diagram of multiple inverters operating in parallel

每臺(tái)逆變器的負(fù)序擾動(dòng)分量均從公共并網(wǎng)點(diǎn)獲取，假設(shè)并聯(lián)運(yùn)行的n臺(tái)逆變器具有相同的傳遞函數(shù) C（s），則：

式（9）兩邊同時(shí)乘以 F（U），化簡(jiǎn)得：

由式（10）得到n臺(tái)逆變器并聯(lián)運(yùn)行的邊界條件為：

其中，式（11）等號(hào)右側(cè)多項(xiàng)式恰好為各臺(tái)逆變器根據(jù)自身實(shí)時(shí)輸出功率確定的正反饋系數(shù)。此時(shí)，多臺(tái)逆變器并聯(lián)運(yùn)行系統(tǒng)的等效自適應(yīng)負(fù)序電壓正反饋系數(shù)可取為各臺(tái)逆變器的自適應(yīng)負(fù)序正反饋系數(shù)之和，與各臺(tái)逆變器實(shí)時(shí)輸出功率之和有關(guān)。

由于輻照強(qiáng)度、溫度等環(huán)境因素的變化，可能導(dǎo)致逆變器的實(shí)時(shí)輸出功率也發(fā)生變化，每臺(tái)逆變器采用自適應(yīng)負(fù)序電壓正反饋系數(shù)后，各臺(tái)逆變器的負(fù)序電壓正反饋系數(shù)可以隨著其實(shí)時(shí)輸出功率作相應(yīng)變化，此時(shí)各臺(tái)逆變器輸出的負(fù)序電流之和為：

若直接根據(jù)各臺(tái)逆變器的額定容量來確定正反饋系數(shù)，各臺(tái)逆變器輸出負(fù)序電流之和由所有逆變器額定容量之和決定。當(dāng)外界環(huán)境變化導(dǎo)致逆變器總的實(shí)時(shí)輸出功率減小時(shí)，各臺(tái)逆變器輸出的負(fù)序電流仍保持不變，大于滿足孤島檢測(cè)條件下的最小負(fù)序擾動(dòng)電流。

3 算法實(shí)現(xiàn)

3.1 控制原理及參數(shù)選擇

基于自適應(yīng)負(fù)序電壓正反饋孤島檢測(cè)方法的控制原理如圖6所示，分布式電源（DG）采用帶前饋解耦的電流雙環(huán)控制策略，通過鎖相環(huán)（PLL）實(shí)時(shí)跟蹤并網(wǎng)點(diǎn)電壓upcc的頻率 f和相位θ，對(duì)逆變器輸出電流iPV進(jìn)行Park變換，得到逆變器輸出電流的有功分量iP和無功分量iQ，將提取得到的并網(wǎng)點(diǎn)電壓upcc的負(fù)序分量變換成與幅值對(duì)應(yīng)成比例的有功分量和無功分量有功分量的給定值與分別作差、作和后經(jīng)過PI環(huán)節(jié)、前饋環(huán)節(jié)解耦環(huán)節(jié)ωLPViQ得到d軸電壓的控制分量ud。無功分量的給定值（逆變器功率因數(shù)一般取1）與分別作差、作和后經(jīng)過PI環(huán)節(jié)、前饋環(huán)節(jié)解耦環(huán)節(jié)ωLPViP得到q軸電壓的控制分量uq。其中，“變換”環(huán)節(jié)中的自適應(yīng)系數(shù)根據(jù)圖4所示原理實(shí)現(xiàn)。

圖6 負(fù)序電壓正反饋檢測(cè)方法的控制回路Fig.6 Control loop of islanding detection based on positive feedback of negative-sequence voltage

孤島發(fā)生后，逆變器輸出的負(fù)序電流全部注入本地負(fù)載Zload，由式（12）可得并網(wǎng)點(diǎn)的負(fù)序電壓為：

不計(jì) C（s）和 F（U）對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響，孤島發(fā)生后并網(wǎng)點(diǎn)負(fù)序電壓的變化軌跡只取決于可靠系數(shù)krel和初始負(fù)序電壓而與逆變器實(shí)時(shí)輸出功率無關(guān)。分別搭建不同實(shí)時(shí)輸出功率的逆變器并網(wǎng)系統(tǒng)，大電網(wǎng)所含負(fù)序電壓與正序電壓的比值為0.5%，其反饋系數(shù)根據(jù)式（8）確定，繪制孤島檢測(cè)時(shí)間t隨krel的變化曲線，見圖7。圖7中所有點(diǎn)描述的情況中，當(dāng)逆變器實(shí)時(shí)輸出功率為9 kW、krel=2.5時(shí)，反饋系數(shù)最大kf=0.1550，小于反饋系數(shù)上限kfmax=10，因此，并網(wǎng)運(yùn)行時(shí)不會(huì)導(dǎo)致并網(wǎng)點(diǎn)負(fù)序電壓發(fā)生累積。由圖7可知，當(dāng)krel≥1.5時(shí)，不同實(shí)時(shí)輸出功率的逆變器的孤島檢測(cè)時(shí)間之差在2個(gè)周期內(nèi)，孤島檢測(cè)時(shí)間受 C（s）、F（U）、鎖相環(huán)等環(huán)節(jié)的影響較小，且對(duì)每一個(gè)確定的krel，實(shí)時(shí)輸出功率較大的逆變器孤島檢測(cè)時(shí)間總是略小于實(shí)時(shí)輸出功率小的；當(dāng)krel≥2.3時(shí)，孤島檢測(cè)時(shí)間幾乎不受C（s）、F（U）、鎖相環(huán)等環(huán)節(jié)的影響，隨著逆變器實(shí)時(shí)輸出功率的增加，孤島檢測(cè)時(shí)間之差在10 ms內(nèi)。本文取krel=1.5，在保證逆變器實(shí)時(shí)輸出功率增大而孤島檢測(cè)速度變化不大的前提下，盡量減少注入大電網(wǎng)的負(fù)序擾動(dòng)。

圖7 孤島檢測(cè)時(shí)間t隨krel的變化曲線Fig.7 Curve of islanding detection time vs.krel

3.2 負(fù)序電壓的提取

并網(wǎng)點(diǎn)電壓 upcc=［uA，uB，uC］T包含正序分量和負(fù)序分量，根據(jù)對(duì)稱分量法可得負(fù)序分量為：

αβ靜止坐標(biāo)系下的電壓可以表示為：

聯(lián)立式（14）、（15）可以求得 αβ 靜止坐標(biāo)系下的負(fù)序分量為：

其中，q表示移相90°，本文采用基于二階廣義積分器的帶通濾波器（SOGI-BPF）的方法實(shí)現(xiàn)，其傳遞函數(shù)為：

獲得αβ靜止坐標(biāo)系下的負(fù)序分量后可以通過鎖相環(huán)環(huán)節(jié)獲取負(fù)序分量的幅值?；诙A廣義積分器的帶通濾波器和負(fù)序電壓提取的原理如圖8所示。

圖8 負(fù)序電壓提取原理Fig.8 Schematic diagram of negative-sequence voltage extraction

4 仿真驗(yàn)證

本文基于MATLAB／Simulink搭建了并網(wǎng)逆變器的孤島檢測(cè)仿真平臺(tái)。其中，配電網(wǎng)的參數(shù)為380 V／50 Hz（含少量負(fù)序分量、5次諧波電壓、7次諧波電壓），升壓變壓器與大電網(wǎng)等效阻抗（歸算到低壓側(cè)）為0.1+j0.0019 Ω。逆變器直流側(cè)母線電壓為800 V，逆變器出口濾波電感為12 mH。選取孤島發(fā)生后成功檢測(cè)到孤島運(yùn)行狀態(tài)的時(shí)間（即孤島檢測(cè)時(shí)間）為孤島檢測(cè)能力的指標(biāo)，孤島檢測(cè)時(shí)間越短表明孤島檢測(cè)能力越強(qiáng)，反之越弱。分別設(shè)定不同容量的逆變器及與逆變器容量匹配的負(fù)載，采用改進(jìn)前后的正反饋系數(shù)分別對(duì)其孤島檢測(cè)能力進(jìn)行仿真驗(yàn)證。為了說明改進(jìn)前的正反饋系數(shù)應(yīng)該隨著容量增大而增大，本文取文獻(xiàn)［16］中的正反饋系數(shù) kf=0.0964固定不變作參照，逆變器容量及與之匹配的負(fù)載的參數(shù)如表1所示，孤島檢測(cè)時(shí)間隨逆變器功率的變化曲線如圖9所示。

表1 逆變器和負(fù)載參數(shù)Table 1 Parameters of inverter and loads

圖9 孤島檢測(cè)時(shí)間隨逆變器功率變化曲線Fig.9 Curve of islanding detection time vs.inverter power

由圖9可知，正反饋系數(shù)kf=0.096 4確定后隨著逆變器容量增加，其孤島檢測(cè)能力逐漸減弱，當(dāng)逆變器容量為13 kW時(shí)，雖然能夠使并網(wǎng)點(diǎn)負(fù)序電壓超過閾值，但孤島檢測(cè)時(shí)間已經(jīng)超過規(guī)定時(shí)間2 s。而采用自適應(yīng)正反饋系數(shù)方法時(shí)，隨著逆變器容量變化，孤島檢測(cè)時(shí)間基本不變，其孤島檢測(cè)能力始終保持不變。因此，負(fù)序電壓正反饋系數(shù)應(yīng)根據(jù)逆變器實(shí)時(shí)輸出功率確定，而自適應(yīng)系數(shù)環(huán)節(jié)可以有效地跟蹤逆變器實(shí)時(shí)輸出功率對(duì)反饋系數(shù)作調(diào)整。

為簡(jiǎn)化多機(jī)并聯(lián)運(yùn)行情況，假設(shè)只有2臺(tái)容量相等的逆變器并聯(lián)運(yùn)行，每臺(tái)逆變器容量為14.52 kW，并聯(lián)RLC負(fù)載的額定功率為29.4 kW（Rload=5 Ω，Lload=6.35 mH，Cload=1600 μF），諧振頻率為 50 Hz，仿真時(shí)長(zhǎng)0.3 s，在t=0.1 s時(shí)孤島發(fā)生，孤島發(fā)生后并網(wǎng)點(diǎn)電壓、頻率、負(fù)序電壓變化情況如圖10所示（圖中 unpcc為標(biāo)幺值）。 其中，圖10（a）—10（c）分別是設(shè)定kf=0.096 4（略小于臨界值）時(shí)孤島檢測(cè)的仿真圖，圖10（d）—10（f）分別是采用自適應(yīng)負(fù)序電壓正反饋島檢測(cè)的仿真圖。由圖10（a）—10（c）可知，并網(wǎng)運(yùn)行時(shí)并網(wǎng)點(diǎn)存在一定負(fù)序電壓分量，孤島發(fā)生后，由于負(fù)序電壓的反饋系數(shù)設(shè)定過小，并網(wǎng)點(diǎn)負(fù)序電壓一直在一個(gè)較小值附近波動(dòng)而無法累積。由圖10（d）—10（f）可知，當(dāng)反饋系數(shù)改為自適應(yīng)系數(shù)后（此時(shí)2臺(tái)逆變器的實(shí)時(shí)負(fù)序電壓正反饋系數(shù)均為0.1500），孤島發(fā)生時(shí)并網(wǎng)點(diǎn)負(fù)序電壓能持續(xù)增大并超過4%，且孤島檢測(cè)成功時(shí)，并網(wǎng)點(diǎn)電壓和頻率均在正常運(yùn)行范圍內(nèi)，實(shí)現(xiàn)了非破壞性無盲區(qū)孤島檢測(cè)。

當(dāng)這2臺(tái)逆變器的實(shí)時(shí)輸出功率在t=0.2 s時(shí)變?yōu)?0%額定容量，各臺(tái)逆變器正反饋系數(shù)分別采用kf=0.1500和自適應(yīng)系數(shù)（輸出功率減小后2臺(tái)逆變器的實(shí)時(shí)負(fù)序電壓正反饋系數(shù)均為0.0300）時(shí)，逆變器輸出的總負(fù)序電流如圖11所示。由圖11可知，在t=0.2 s之前，采用2種方案時(shí)逆變器注入大電網(wǎng)的負(fù)序擾動(dòng)相同；逆變器實(shí)時(shí)輸出功率減小后，采用自適應(yīng)反饋系數(shù)的逆變器注入大電網(wǎng)的負(fù)序擾動(dòng)較小。在大型光伏電站中，并聯(lián)運(yùn)行的逆變器臺(tái)數(shù)較多，采用自適應(yīng)反饋系數(shù)后，能有效減小光伏電站實(shí)時(shí)輸出功率減小時(shí)光伏電站注入大電網(wǎng)的負(fù)序擾動(dòng)。

此外，電力系統(tǒng)中含大型電動(dòng)機(jī)的負(fù)荷在啟動(dòng)過程中會(huì)產(chǎn)生電壓跌落的暫態(tài)過程。該過程會(huì)給并網(wǎng)逆變器的孤島檢測(cè)能力帶來巨大挑戰(zhàn)。當(dāng)并網(wǎng)點(diǎn)的電壓幅值降到額定值的15%時(shí)，要求逆變器具有持續(xù)并網(wǎng)工作625 ms的低電壓穿越能力。電壓跌落后，根據(jù)式（8）可以求得此時(shí)2臺(tái)逆變器并網(wǎng)系統(tǒng)的等效正反饋系數(shù)為2，仍小于并網(wǎng)系統(tǒng)等效正反饋系數(shù)的上限kfmax=10。圖12為并網(wǎng)點(diǎn)電壓幅值降到額定值的15%時(shí)，基于自適應(yīng)負(fù)序電壓正反饋的孤島檢測(cè)仿真結(jié)果（圖中unpcc為標(biāo)幺值）。在t=0.1 s時(shí)電壓跌落，負(fù)序電壓經(jīng)過約2個(gè)周期變化后迅速減小至0.04 p.u.以下，判斷為偽孤島，孤島保護(hù)不會(huì)誤動(dòng)。

圖11 并網(wǎng)運(yùn)行時(shí)逆變器注入大電網(wǎng)的負(fù)序電流Fig.11 Negative-sequence current injected from grid-connected inverter into grid

圖12 電壓跌落仿真結(jié)果Fig.12 Simulative waveforms of voltage drop

5 結(jié)論

本文推導(dǎo)出負(fù)序電壓正反饋孤島檢測(cè)方法成功檢測(cè)的邊界條件，在負(fù)序電壓正反饋孤島檢測(cè)方法的基礎(chǔ)上加入了自適應(yīng)正反饋系數(shù)環(huán)節(jié)。無論是單臺(tái)逆變器并網(wǎng)運(yùn)行，還是多臺(tái)逆變器并聯(lián)并網(wǎng)運(yùn)行，加入自適應(yīng)正反饋系數(shù)后均能有效減小逆變器正常并網(wǎng)運(yùn)行時(shí)注入大電網(wǎng)的負(fù)序擾動(dòng)，孤島發(fā)生后能在規(guī)定時(shí)間2 s內(nèi)實(shí)現(xiàn)孤島檢測(cè)。仿真驗(yàn)證的過程中，成功檢測(cè)到逆變器處于孤島運(yùn)行狀態(tài)時(shí)，并網(wǎng)點(diǎn)電壓幅值與頻率均處于正常運(yùn)行范圍內(nèi)，實(shí)現(xiàn)了無盲區(qū)非破壞性檢測(cè)，能夠降低逆變器模式變化過程中的沖擊電流，完成無縫變換。

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