一種多能源接入儲能移動方艙的電壓控制方法

葉海涵，陳 武，郝文波，王長寶，侯 凱，江小兵，胡秦然

（1.東南大學 電氣工程學院（先進電能變換技術與裝備研究所），南京 210096；2.國網黑龍江省電力有限公司電力科學研究院，哈爾濱 150030；3.南瑞集團有限公司（國網電力科學研究院有限公司），南京 211000）

0 引言

移動電源車作為車載式移動電站，具備靈活部署和臨時供電的能力，可有效減小供電中斷或長時間停電對經濟社會的影響，在重大活動保障供電、配電網不停電檢修、搶險救災、野外生存等場合有廣泛應用。其中，儲能移動方艙作為標準化、模塊化、高強度的應急電源車具有良好的海拔、溫度、復雜道路機動適應性，有助于拓寬應急電源車的應用場景。

現有移動電源車的輸出為三相四線制交流電壓，一般不具備直流接口和即插即用功能，較難響應通信、計算機等新型負荷日益增長的供電需求。而且，現有移動電源車產品僅局限于單車運行，與應急現場可能存在的光伏、外部儲能、柴油發電機以及不同功率等級與剩余容量的其他移動電源車相互獨立，能量來源和運行方式單一，不具備多能源接入、多車并聯與協調運行能力，無法構建完善、可靠的臨時供電網絡，也不便于后續移動電源車系列產品的多層次開發與擴展。因此，對移動電源車進行交直流供電、多源接入與協調運行、即插即用、高可靠性與高品質供電的研究具有重要意義。

針對應急現場可能涉及的多源接入[1-2]、電流均衡[3-4]、電壓與頻率恢復[5-6]問題，許多專家學者已經進行了深入研究。文獻[7]采用電阻型下垂控制蓄電池以持續性按比例分擔負荷功率，采用電容型下垂控制超級電容以輸出暫態高頻功率，但未涉及直流母線電壓校正。文獻[8]提出兼顧功率精確分配和直流母線電壓無偏差的自適應下垂控制策略。文獻[9]將母線電流作為補償量進行二次調壓，在功率均分的基礎上恢復母線電壓，減小線路損耗。文獻[10-11]詳細介紹了在包含光伏、儲能、柴油發電機的微網中VSG（虛擬同步發電機）的設計方法。文獻[12]在下垂控制的逆變器中引入SOC（荷電狀態）功率指令，可根據當前SOC 線性調節輸出功率。文獻[13]在VSG 有功指令的頻率控制模塊和SOC 控制模塊中加入自適應權重系數，用于在調節交流頻率時防止儲能過充過放，但頻率調節速度緩慢。另外，上述文獻僅涉及移動電源車多源接入與協調控制的直流側或交流側，整體拓撲過于簡單，難以滿足應急現場的高可靠用電要求，也缺乏一種簡單、通用的系統參數設計方法。

本文首先分析適用于多源接入的基本拓撲，論證直流母線分立、交流母線互聯的整體拓撲的合理性，并以電感電流或電容電壓波動范圍限制為統一參數設計依據，補足多變換器系統主電路參數設計的空缺。然后依次提出直流母線和交流母線控制方案：直流母線采用分段下垂方法，在系統額定運行時取消下垂控制的穩態靜差，在儲能電池臨近極限時調動外部能源防止內部儲能過沖過放；交流母線控制方案可實現頻率實時校正、新能源及方艙內部儲能電池優先供電、儲能電池SOC 均衡，有助于防止重要負荷供電中斷、避免應急保障系統電路重組；柴油發電機僅作為熱備用，可減少燃料運輸負擔。最后，通過仿真對所提方案的有效性進行驗證。

1 拓撲結構

1.1 整體系統基本拓撲

圖1 整體系統的基本拓撲

整體系統的基本拓撲如圖1 所示。整體系統由光伏模塊、直流負荷模塊、外部儲能模塊、兩臺相同的儲能移動方艙、交流負荷和柴油發電機組成，每臺儲能移動方艙包含200 kW/100 kWh鈦酸鋰電池、200 kW/200 kWh 磷酸鐵鋰電池、兩臺交錯并聯DC/DC、雙向升壓模塊和PCS（儲能變流器）模塊。

每臺儲能移動方艙提供兩個直流接口和兩個交流接口，直流接口電壓為800 V，分別連接光伏模塊、直流負荷模塊和外部儲能模塊；交流接口線電壓有效值為380 V，PCS 模塊1 上方的交流接口連接交流負荷，PCS 模塊1 下方交流接口與PCS 模塊2 上方的交流接口相連，PCS 模塊2下方交流接口連接柴油發電機。其中，光伏額定功率Ppvn=150 kW，恒功率直流負荷的額定功率Pdcln=300 kW，外部儲能額定功率Pessn=150 kW，儲能移動方艙額定功率Pvsgn=300 kW，恒功率交流負荷額定功率Pacln=300 kW，柴油發電機額定功率Pgenn=100 kW。另外，本文不考慮儲能電池模塊內部拓撲、控制與均衡措施，將其等效為單一儲能電池與交錯并聯DC/DC 級聯。

考慮到儲能移動方艙的搶險救災、應急保障需求，圖1 中的交流負荷為重要負荷，因此將兩臺儲能移動方艙的交流母線并聯以提高交流供電可靠性，確保單個方艙閉鎖時交流供電不中斷。此時若再將直流母線并聯，雖可增大儲能移動方艙的等效功率，但方艙間出現環流，降低整體系統運行效率，因此采用圖1 所示直流母線相互獨立、交流母線并聯的整體拓撲。另外，考慮到交流負荷可能出現隨機性增減，且對供電質量較為敏感，因此所提系統必須能在負荷突變時穩定運行，且需要盡可能地提高交流供電質量。考慮到應急現場可能存在光伏、外部儲能、柴油發電機等其他類型的電源，因此所提系統必須具備多能源接入與協調運行的能力。考慮到柴油發電機高能耗、高污染、震動、噪音、紅外特征明顯，且燃油運輸困難，因此所提方案盡可能采用現場新能源及方艙內部儲能電池供電，柴油發電機僅作為熱備用，以提高重要負荷供電可靠性，減少燃料運輸負擔。考慮到光伏存在波動性、隨機性，外部儲能與直流負荷可能在任意時刻接入與退出，因此所提系統必須能在電源投退時實現整體系統協調穩定運行。考慮到重要負荷可能隨機接入某個儲能移動方艙的交直流母線，而各儲能移動方艙的剩余容量與負荷水平可能不盡相同，為防止重要負荷供電中斷還需實現方艙間的SOC 均衡。

1.2 光伏模塊

光伏模塊的拓撲和控制算法如圖2 所示。其中，Ppvref為光伏參考功率，Ipv為光伏電流，Upvref和Upv為光伏板的參考電壓與測量電壓，Cpv1和Cpv2為低壓側和高壓側濾波電容，Lpv和ULPV為濾波電感及其電壓，Udc為直流母線電壓。

圖2 光伏模塊拓撲和控制算法

光伏模塊的變換器采用定電壓控制的boost變換器。當Upv降低時，占空比減小，由伏秒平衡可知Lpv的壓降增大，從而Upv上升直至穩定于Upvref。MPPT 算法借鑒文獻[14]。

Cpv2的設計借鑒文獻[15]。設計Lpv使輸出功率波動不超過10%，具體過程見附錄A，可表示為：

式中：Udcn為直流母線電壓額定值；fpv為光伏變換器開關頻率；ΔPpvn=10%Ppvn為光伏輸出有功偏差范圍；ΔUdcn為直流母線電壓偏差范圍。

GB/T 35727—2017《中低壓直流配電電壓導則》中規定：1 500 V 以下電壓等級的直流供電電壓偏差范圍為標稱電壓的-20%～5%，因此ΔUdcn=5%Udcn。

圖1 中直流負荷模塊、外部儲能模塊設計方法與光伏模塊類似，詳見附錄A。

1.3 雙向DC/DC 變換

儲能移動方艙中交錯并聯DC/DC[16]的拓撲和控制算法如圖3 所示。其中，Ubatt為儲能移動方艙中儲能電池電壓，Lbi為并聯支路電感，Ib1和Ib2分別為上下并聯支路電感電流，Cbi為高壓側濾波電容。

圖3 雙向DC/DC 拓撲和控制算法

借鑒福建某公司500 kW 應急電源車的技術方案，穩定運行時內部儲能電池存在約±14%的電壓波動。為穩定直流母線電壓、實現內部儲能電池與直流接口的隔離，在儲能電池和直流母線間加入雙向DC/DC。為提高儲能電池模塊的故障冗余能力與供電可靠性，本文推薦圖3 所示交錯并聯型雙向DC/DC。將圖3 所示結構視為2 個圖4 所示雙向DC/DC 并聯，電壓外環輸出乘以0.5后得到各自支路的給定電流，通過Ib1和Ib2電流環得到各自支路的開關信號。

圖4 PCS 模塊拓撲和控制算法

其中，Lbi和Cbi的設計可借鑒附錄A 的式（A5）。由于并聯支路中Lbi流經的電流相等，各自傳輸一半額定功率，因此Lbi僅需式（A5）中電感值的一半。

1.4 PCS 模塊

儲能移動方艙中PCS 模塊的拓撲和控制算法見圖4。其中，Lpcs，Cpcs，Rpcs分別為LCL 濾波器電感、電容、電阻，uiac和iiac分別為輸出電壓和電流（下標“i”表示第i 個PCS，i=1，2，下同）。

圖4 中VSG 算法的具體模型為：

式中：Pvsgrefi和Qvsgrefi分別為有功和無功功率參考值；Dpvsg和Dqvsg分別為有功下垂系數和無功下垂系數；ωacref，ωacn和ωac分別為輸出電壓的電角速度參考值、額定值和測量值；Uacref和Uac分別為輸出電壓的幅值參考值和測量值；Pvsgi和Qvsgi分別為輸出有功和無功功率測量值；Jvsg和Kvsg分別為有功慣性系數和無功慣性系數；Evsg為VSG 的內電勢幅值。

GB/T 15945—2008《電能質量電力系統頻率偏差》中規定：系統容量較小時頻率偏差限值為±0.5 Hz，GB/T 12325—2008《電能質量 供電電壓偏差》中規定：20 kV 及以下電壓等級三相供電電壓偏差為標稱電壓的±7%，因此：

式中：Svsgn為PCS 的額定容量；Δωac為輸出電壓的電角速度偏差范圍；ΔUac為輸出電壓的幅值偏差范圍。

借鑒文獻[17]設計Jvsg和Kvsg。根據有功環相角裕度不小于45°，則：

式中：fcpp為有功環截止頻率；Xvsg=ωacrefLpcs；Jvsgmax為Jvsg的最大值。

根據PCS 交流側電壓相量關系，PCS 出口側相電壓幅值Uom為：

根據兩電平逆變器的直流電壓增益，常用調制比0.85，因此：

由式（6）求解Lpcs可得：

結合式（4）和式（7），Jvsg的數值解見圖5。

圖5 Jvsg的數值解

可見，fcpp∈（0.801 Hz，1.132 Hz）。本文取fcpp=0.96 Hz，代入式（4）可得Jvsg=31.57。

同理Kvsg表達式為：

式中：fcqq為無功環截止頻率。

由于式（8）中根號內計算結果小于0，所以無功環環路增益全頻段內均低于0 dB。為抑制倍頻波動，取無功環截止頻率為10 Hz，則：

最后，根據文獻[15]中PWM 整流器的濾波電路設計結論，若僅采用式（7）所示單電感濾波，則Lpcs上電流波動峰值接近40%，交流母線處重要負荷的供電質量難以保障。借鑒文獻[18]設計LCL 濾波器參數，將Cpcs上消耗的無功限制為Pvsgn的1%，即：

1.5 參數匯總

綜上，儲能移動方艙系統的主要參數匯總于表1。另外，各模塊的開關頻率均為5 kHz。

柴油發電機模塊可適用上述VSG 模型，也可直接使用同步發電機模型，其設計依據及所需鎖相環、準同步措施等詳見附錄A。

表1 圖1 系統的主要參數

2 協調控制方法

根據圖1 所示基本拓撲和表1 所示主要參數，設計整體系統的協調控制方法，以實現如下控制目標：

目標1，穩態運行及光伏退出、負荷突變等暫態過程中直流母線電壓滿足GB/T 35727—2017《中低壓直流配電電壓導則》，交流母線電壓滿足GB/T 15945—2008《電能質量 電力系統頻率偏差》和GB/T 12325—2008《電能質量 供電電壓偏差》，且盡可能提高交流供電質量；

目標2，促進或實現儲能移動方艙間的SOC均衡；

目標3，盡可能采用現場新能源及方艙內部儲能電池供電，柴油發電機僅作為熱備用，待方艙內部電池組能量不足時再由柴油發電機自動補足差額功率。

2.1 直流母線協調控制方法

根據圖1 所示拓撲，直流母線與光伏、直流負荷、外部儲能和儲能移動方艙中的雙向DC/DC相連。為實現控制目標1 和2，直流母線協調控制方法如圖6 所示。

圖6 直流母線協調控制方法

結合圖6，當Ubatt∈（0.93 p.u.，1.07 p.u.）時，認為儲能電池工作正常，控制雙向DC/DC 使Udc=1 p.u.，取消下垂控制的穩態靜差。此時，光伏處于MPPT 模式，外部儲能的輸出功率為0，優先采用光伏供電。

當Ubatt≤0.93 p.u.時，認為儲能電池電壓過低，控制雙向DC/DC 使Udc開始線性下降，外部儲能發出功率線性上升，光伏依舊處于MPPT 模式，因此通過增大輸入功率、減小阻性負荷功率來抑制儲能電池電壓進一步下降。當Ubatt=0.86 p.u.時，認為儲能電池臨近停機，此時控制外部儲能和光伏處于最大功率輸出，儲能方艙用外部電源最大限度維持供電。

Ubatt≥1.07 p.u.時，認為儲能電池電壓過高，控制雙向DC/DC 使Udc線性上升，外部儲能吸收的功率線性上升，光伏退出MPPT 模式且輸出功率線性下降，因此通過減小輸入功率、增大輸出功率來抑制儲能電池電壓進一步上升。當Ubatt=1.14 p.u.時，認為儲能電池電量飽和，此時控制光伏停機、外部儲能吸收額定功率，儲能方艙用外部電源最大限度吸收電能以防止儲能電池過度充電。

圖6 中左側分段下垂控制曲線的具體實施算法如圖7 所示。

圖7 雙向DC/DC 電壓給定

當Ubatt∈（1.07 p.u.，1.14 p.u.]時，支路1 將Ubatt相對于1.07ubatt的增量成比例地轉化為Udc的增量，支路2 輸出為0，Udcref與Ubatt成正比。當Ubatt∈[0.86 p.u.，0.93 p.u.）時，支路1 輸出為0，支路2將Ubatt相對于0.93Ubatt的增量成比例地轉化為Udc的增量，Udcref與Ubatt成正比。當Ubatt∈[0.93 p.u.，1.07 p.u.]時，支路1 和支路2 輸出均為0，Udcref為額定值。將上述Udcref輸送至圖3 中的Udcref，用雙向DC/DC 控制Udci以實現圖6 所示分段下垂控制曲線。

結合圖2 和圖6，光伏的有功功率參考值為：

結合圖4 和圖6，外部儲能電流參考值為：

2.2 交流母線二次調節方法

根據圖1，交流母線與兩臺PCS 和柴油發電機相連。為實現控制目標1，2 和3，本部分推導交流母線二次調節方法。

化簡文獻[19]中帶調速器的轉矩方程，設計SOC 均衡函數，并與式（2）中的有功環連列，可得：

式中：Pgenref和Pgen為柴油發電機的有功功率參考值和測量值；Jgen為柴油發電機的轉動慣量；fi（SOC1，SOC2）為第i 個儲能移動方艙的SOC 均衡函數，其中SOC1，SOC2為電池荷電狀態值。

式（13）可化簡為：

式中：Pacl為交流負荷功率測量值。

根據式（13）和（14），求解輸出功率可得：

動力電池SOC 可用范圍一般為[15%，95%]，設計SOC 均衡算法為：

根據控制目標1 和3，穩態運行時ωac=ωacn，Pgen=0。結合式（16），式（15）第二式可化簡為：

根據式（15）、式（16）、式（17）可得交流母線二次調節方法為：

式（18）中Pvsg1，Pvsg2，SOC1，SOC2可由方艙自身傳感器測量得到，其余參數為固定值。因儲能移動方艙之間可實現通信（2 ms 延時），因此式（18）所需信息均可快速獲得，且不涉及附加傳感器及通信建設，還避免了算法切換、環路更改、控制參數在線調整等問題。

將式（18）前三式代入式（2）、后兩式代入柴油發電機的調速器，即可實現控制目標1，2 和3。對于控制目標1，PCS 和柴油發電機自帶下垂特征，負荷突變時可自動參與交流母線電壓調節，維持系統穩定。根據式（15）和式（18）的第三式，即使在負荷突變的暫態過程中交流母線頻率依舊穩定于ωacn。對于控制目標2，根據式（2）和式（18）的前兩式，若某方艙儲能電池的SOC 過高，則該方艙的輸出功率線性增大，另一方艙的輸出功率線性減小，通過更改方艙間的功率分配來促進SOC 均衡。考慮到實際儲能移動方艙的儲能電池容量較大、慣性較大，所提SOC 均衡函數可能難以實現儲能移動方艙間的SOC 實時相等。對于控制目標3，根據式（16）、式（17）和式（15）的第二式，穩定運行時Pgen=0，穩態時交流負荷所需功率均由儲能移動方艙承擔，柴油發電機僅作為熱備用。

3 方案驗證

采用圖1 所示拓撲、圖7 和式（18）所示協調控制方法，對所提系統在穩態、交流負荷突變和光伏切除工況下的運行性能進行仿真驗證。

設置儲能移動方艙1 中儲能電池SOC 初始值為70%、儲能移動方艙2 中儲能電池SOC 初始值為80%，以驗證式（16）所示SOC 均衡函數效果。結合圖1 所示結構可知，儲能移動方艙1與儲能移動方艙2 相比，不但初始SOC 較低，而且直流母線額外接有300 kW 負荷。因此，儲能移動方艙1 運行工況更加惡劣。

1.35 s 并聯開關合閘，柴油發電機并入交流母線。3 s 時發生負荷突增100%以驗證所提交流母線二次調節方法的有效性，或切除光伏2 以驗證圖7 所示直流母線協調控制方法的有效性。

3.1 穩態運行仿真結果

穩態運行仿真結果如圖8 所示。

圖8 穩態運行仿真結果

圖8 中，1.35 s 并聯開關合閘，柴油發電機并入交流母線，因準同期并列條件較為寬泛而使系統出現暫態調節過程。根據圖8（a）和（b），儲能移動方艙1 和儲能移動方艙2 的直流母線輸出電壓均穩定在800 V，滿足GB/T 35727—2017 要求。因儲能移動方艙1 的運行工況更加惡劣，Udc1存在±15 V 的波動，Udc2更加平穩。根據圖8（c）和（d），光伏1、直流負荷、光伏2 額定運行，外部儲能不工作，與圖6 中Udc=1 p.u.的設定工況相符。結合圖8（e）和（f），交流母線頻率為額定值，電能均由儲能方艙提供，柴油發電機僅作為熱備用而不參與供電。其中，PCS1 輸出功率112.4 kW，PCS2輸出功率187.4 kW，與式（15）所得結果115 kW 和190 kW 吻合。因此，仿真結果與預期目標相符。

3.2 交流負載功率突變仿真結果

圖9 交流負載功率突變仿真結果

交流負載功率突變仿真結果如圖9 所示。3 s時交流負荷突增100%。由圖9（a）—（d）可知，交流負荷突增后，直流母線1 和直流母線2 電壓無波動，光伏、直流負荷、外部儲能輸出功率穩定，對比圖8（a）—（d）可知交流負荷突變不影響直流母線運行情況。圖9（e）顯示交流母線頻率出現瞬間下跌，但在0.05 s 內恢復至額定值，調節速度和精度不受PCS 大慣性影響。根據圖9（f），穩態時負荷功率均由儲能移動方艙承擔，柴油發電機僅作為熱備用，功率分配滿足式（15）。結合圖9（e）和圖8（f）可知，即使PCS 處于暫態調節過程中，交流母線同樣可以實現額定頻率供電，這充分展示了交流母線二次調節方法的有效性。

3.3 光伏切除仿真結果

光伏切除仿真結果如圖10 所示。

圖10 光伏切除仿真結果

3 s 時切除光伏2。根據圖10（a）和（c）可知，切除直流母線2 處光伏時，直流母線1 處電壓穩定，光伏1 和直流負荷輸出波形無波動。根據圖10（e）和（f）可知，僅PCS2 功率出現極小幅波動，交流母線頻率和功率波形與圖8（e）和（f）吻合，因此直流母線處模塊切除不影響交流母線動態，重要負荷的電能質量可得到保障。由圖10（b）可知，光伏切除瞬間直流母線電壓尖峰不超過7%，且能在0.1 s 內恢復至額定值。圖10（d）顯示，外部儲能輸出功率隨Udc2的下降而上升，與圖6 所示調節規律相符。

4 結論

本文提出了一種多能源接入儲能移動方艙的拓撲與電壓控制方案，得到如下結論：

（1）直流母線分立、交流母線并聯的方式適用于應急現場多能源匯集，且可屏蔽新能源在線投退對重要負荷供電質量的影響。

（2）設計了交直流母線電壓校正、SOC 均衡措施，自動實現儲能移動方艙優先供電，柴油發電機僅作為熱備用。在外部能源切除工況下的直流電壓變化不超過7%，重要負荷突變工況下頻率可在0.1 s 內恢復至額定值。

附錄A

1 濾波參數設計

設計Lpv使輸出功率波動不超過10%，具體過程如圖A1 所示。其中，ULpv為電感Lpv的電壓，Dpv為光伏模塊占空比，Tpv為光伏模塊開關時間。

圖A1 電感參數設計

假設Cpv1僅吸收Ipv的高頻波動，對Ipv的低頻分量無影響。因此，忽略Cpv1和Ipv的高頻波動，用Ipv的平均值代替瞬時值，一個開關周期內ULpv和Ipv的波形如圖A1 所示。

穩定運行時Upv=Upvn，Udc=Udcn。要求輸出功率波動不超過10%，即ΔIpv不超過10%。以圖A1中虛線階段為例，可得：

根據boost 占空比關系可得：

將式（A2）代入式（A1）可得：

2 直流負荷模塊

圖1 中直流負荷的具體拓撲和控制算法如圖A2 所示。其中，Rdcl為直流負荷的負載電阻，Udclref和Udcl為直流負荷的電壓參考值和測量值，Cdcl為濾波電容，Ldcl為濾波電感。

圖A2 直流負荷模塊

直流負荷模塊采用定電壓控制的buck 變換器和負荷電阻實現，通過維持Rdcl端電壓不變以模擬恒功率直流負荷。

與式（A1）方法類似，設計Ldcl使負載功率波動不超過10%，可得：

式中：fdcl為光伏變換器開關頻率；ΔPdcln=10%Pdcln為直流負荷有功偏差范圍；ΔUdclref=5%Udclref為直流負荷電阻端電壓偏差范圍。

3 外部儲能模塊

圖1 中外部儲能的具體拓撲和控制算法如圖A3 所示。其中，Uess為外部儲能電壓，Iessref和Iess為外部儲能的電流參考值和測量值，Cess為輸出濾波電容，Less為濾波電感。

圖A3 外部儲能模塊

外部儲能的雙向變換器采用定電流控制的非隔離型雙向buck/boost 變換器，輸出PWM 信號送至下開關管，取反后送至上開關管。當Iess減小時，占空比增大，由伏秒平衡可知Less的壓降減小，Iess上升直至穩定于Iessref。

Less的設計借鑒文獻[15]。與式（A1）方法類似，設計Cess使Udc波動不超過5%，可得：

式中：Uessn為外部儲能電壓參考值；fess為外部儲能的開關頻率；ΔPessn=10%Pessn為外部儲能的有功偏差范圍。

4 柴油發電機模塊

根據GB/T 2820.5—2009/ISO 8528—5:2005《往復式內燃機驅動的交流發電機組 第5 部分：發電機組》，柴油發電機主要由發電機、勵磁器和調速器構成，具備頻率-有功下垂特性。因此，借鑒文獻[19]中調速器和勵磁器結構，并采用100 kW 凸極同步發電機模擬圖1 中的柴油發電機。

GB/T 2820.5—2009/ISO 8528—5:2005《往復式內燃機驅動的交流發電機組 第5 部分：發電機組》表明，G3 等級發電機組在穩定運行條件下突加100%有功時，頻率降應不大于7%。因此，調差系數kδ或有功下垂系數Dpgen應設置為：

5 其他

因PCS、柴油發電機均為電壓源，不同的電壓源無法直接并聯，因此還需在PCS 和柴油發電機中加入準同期算法。根據GB/T 15945—2008《電能質量 電力系統頻率偏差》和GB/T 12325—2008《電能質量 供電電壓偏差》，穩態運行時交流電壓頻率差應不大于0.5 Hz、幅值差應不大于7%，因此將幅值差7%、頻率差0.5 Hz、相位差5°作為并聯開關合閘條件。

因準同期算法中需要頻率和相位信息，為此還需設計鎖相環。本文采用同步鎖相環，具體設計方法借鑒文獻[20]。