計(jì)及 RoCoF 的同步逆變器預(yù)同步控制及參數(shù)設(shè)計(jì)

顏湘武， 馬宏斌， 王晨光， 張世崢

（華北電力大學(xué) 河北省分布式儲(chǔ)能與微網(wǎng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 河北 保定 071003）

0 引言

逆變器作為分布式電源接入電網(wǎng)的端口，承擔(dān)著交直流電能轉(zhuǎn)換及離/并網(wǎng)切換的重要工作。與傳統(tǒng)的同步發(fā)電機(jī)相比， 由電力電子器件構(gòu)成的逆變器無法持續(xù)為電網(wǎng)提供慣量和阻尼， 這對(duì)電網(wǎng)的安全性和穩(wěn)定性帶來巨大挑戰(zhàn)[1]～[3]。為進(jìn)一步提升分布式電源的發(fā)電滲透率， 借鑒同步發(fā)電機(jī)運(yùn)行原理而產(chǎn)生的虛擬同步發(fā)電機(jī)技術(shù)（Virtual Synchronous Generator，VSG） 得到大量應(yīng)用[4]，[5]。 采用VSG 控制的逆變器稱為同步逆變器，同步逆變器不僅具有控制靈活、響應(yīng)迅速的優(yōu)點(diǎn)，還能在并網(wǎng)運(yùn)行時(shí)體現(xiàn)出良好的機(jī)械慣量和阻尼特性，為光伏、風(fēng)機(jī)友好的接入電網(wǎng)提供了重要途徑。

同步逆變器在數(shù)學(xué)模型、 工作外特性上實(shí)現(xiàn)了與傳統(tǒng)同步發(fā)電機(jī)的等效， 但兩者的工作方式及物理結(jié)構(gòu)仍存在較大差別。 同步逆變器在并網(wǎng)操作前的精確預(yù)同步控制環(huán)節(jié)必不可少， 需要快速有效地實(shí)現(xiàn)逆變器輸出側(cè)電壓與電網(wǎng)側(cè)電壓幅值、頻率、相位的匹配[6]。 同步逆變器的預(yù)同步操作按照相位匹配原則區(qū)分，主要分為3 類。第一類是采用過零相位檢測器[7]，在理論上能夠快速有效的實(shí)現(xiàn)相位的一致性控制， 滿足逆變器預(yù)同步控制要求。但在實(shí)際應(yīng)用過程中，由于電網(wǎng)電壓的相位檢測元件存在響應(yīng)速度慢、過零畸變等問題，不能滿足實(shí)際工程中快速有效預(yù)同步控制要求。第二類是鎖相環(huán)檢測[8]，通過鎖相環(huán)分別檢測輸出側(cè)電壓與電網(wǎng)側(cè)電壓的相位， 然后經(jīng)過比例-積分（PI）調(diào)節(jié)器實(shí)現(xiàn)相位的無差調(diào)節(jié)。 此預(yù)同步控制環(huán)節(jié)與VSG 控制相互獨(dú)立， 不存在耦合問題，已獲得大量實(shí)際工程應(yīng)用[9]。 但控制結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，且鎖相環(huán)的引入增加了系統(tǒng)的運(yùn)行成本。第三類是構(gòu)建虛擬功率反饋控制環(huán)路[10]～[13]，此控制無鎖相環(huán)結(jié)構(gòu)，控制簡單、響應(yīng)迅速。

采用虛擬功率預(yù)同步控制進(jìn)行并網(wǎng)開關(guān)兩側(cè)電壓相位調(diào)節(jié)時(shí)， 控制結(jié)構(gòu)與參數(shù)的差異會(huì)造成系統(tǒng)預(yù)同步并網(wǎng)動(dòng)態(tài)特性及調(diào)節(jié)時(shí)間的不同。 預(yù)同步過程易產(chǎn)生過大的頻率偏差及頻率變化率（Rate of Change of Frequency，RoCoF）， 這對(duì)帶本地負(fù)載的預(yù)同步并網(wǎng)逆變器具有重大影響。 過大的頻率偏差及RoCoF 會(huì)引起低頻減載或者常規(guī)斷路器跳閘。 文獻(xiàn)[10]提出了虛擬功率匹配方案，將計(jì)算所得的虛擬功率疊加至VSG 原動(dòng)機(jī)功率上，此時(shí)預(yù)同步控制環(huán)節(jié)采用與VSG 一樣的慣量和阻尼，造成預(yù)同步時(shí)間過長，并且不利于預(yù)同步控制參數(shù)設(shè)計(jì)。 文獻(xiàn)[12]提出了3 種方式獨(dú)立控制的虛擬功率預(yù)同步環(huán)節(jié)， 避免了預(yù)同步操作與VSG 控制環(huán)路之間的相互影響，并通過仿真及實(shí)驗(yàn)環(huán)節(jié)證明3 種獨(dú)立控制預(yù)同步方案的可行性。但上述研究未涉及預(yù)同步控制環(huán)節(jié)中頻率偏差Δf 與RoCoF 相關(guān)參數(shù)的分析與設(shè)計(jì)。

本文在獨(dú)立一階虛擬慣性環(huán)節(jié)的基礎(chǔ)上[12]，以頻率偏差Δf，RoCoF 與預(yù)同步控制調(diào)節(jié)時(shí)間為設(shè)計(jì)指標(biāo)進(jìn)行預(yù)同步控制參數(shù)設(shè)計(jì)。首先，以基于虛擬功率的預(yù)同步控制環(huán)節(jié)為對(duì)象， 建立小信號(hào)模型，得出系統(tǒng)傳遞函數(shù)，分析主要控制參數(shù)對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響； 其次， 借鑒IEEE Standard 154號(hào)電網(wǎng)同步過程標(biāo)準(zhǔn)， 提出獨(dú)立預(yù)同步控制環(huán)節(jié)中參數(shù)的設(shè)計(jì)方法；最后，利用Matlab 軟件搭建仿真平臺(tái)， 驗(yàn)證預(yù)同步控制過程與設(shè)計(jì)參數(shù)的正確性、有效性。

1 基于虛擬功率的預(yù)同步控制

以單臺(tái)同步逆變器并網(wǎng)工作為例， 其等效模型如圖1 所示。圖中：E 為空載電壓；δv為相位或功角；Z 為輸出阻抗；U0∠φ 為逆變器輸出側(cè)等效電壓；Ug∠0°為電網(wǎng)電壓。

圖1 單臺(tái)并網(wǎng)VSG 電路等效模型Fig.1 The circuit equivalent model of single grid-connected VSG

假設(shè)VSG 輸出側(cè)與電網(wǎng)之間存在虛擬阻抗角為αv的虛擬阻抗Zv（Rv+jωLv），則流經(jīng)Zv的有功、無功功率為[12]

由式（1），（2）可得：當(dāng)虛擬阻抗為純電感時(shí)（αv=90°），虛擬有功功率與相位差φ 為標(biāo)準(zhǔn)正弦關(guān)系，構(gòu)建Psyn反饋環(huán)節(jié)可實(shí)現(xiàn)相位同步；當(dāng)虛擬阻抗呈現(xiàn)阻感特性時(shí)，即αv≠90°，相位差φ 調(diào)節(jié)過程中可能會(huì)出現(xiàn)多解或者無解的情況，此時(shí)Psyn雖為零，但相位差φ 并非為零，故理論上αv應(yīng)設(shè)置為90°[13]； 當(dāng)Psyn=0 時(shí)，VSG 輸出側(cè)電壓與電網(wǎng)電壓幅值、頻率、相位完全一致，故可間接應(yīng)用Psyn的大小判斷預(yù)同步工作過程。

基于虛擬功率Psyn的預(yù)同步控制環(huán)節(jié)見圖2。圖中：Pset，Qset為功率參考給定值；Pe，Qe為VSG 輸出電磁功率；UN，Ug分別為VSG 輸出側(cè)額定電壓幅值與電網(wǎng)側(cè)額定電壓幅值；Dp，Dq分別為有功下垂系數(shù)和無功下垂系數(shù)；J 為虛擬慣量；Kq為無功調(diào)節(jié)系數(shù)；Jv，Dvp分別為虛擬慣性系數(shù)和虛擬下垂系數(shù)；Kv為電壓調(diào)節(jié)系數(shù)；ωs，ω 分別為額定角頻率和VSG 輸出側(cè)角頻率。

圖2 VSG 功率環(huán)控制框圖Fig.2 Diagram of VSG power loop control block

功率環(huán)一實(shí)現(xiàn)基本的VSG 控制功能，功率環(huán)二實(shí)現(xiàn)精準(zhǔn)的預(yù)同步控制。 構(gòu)建積分控制器（1/s）實(shí)現(xiàn)并網(wǎng)開關(guān)兩側(cè)電壓幅值的調(diào)節(jié)， 通過對(duì)Psyn的反饋調(diào)節(jié)實(shí)現(xiàn)VSG 輸出側(cè)電壓與電網(wǎng)側(cè)電壓相位的匹配。

2 預(yù)同步控制過程及小信號(hào)模型分析

2.1 相位預(yù)同步調(diào)節(jié)過程

在考慮初始相位差較小的情況下 （Δφ≤3δv，Δφ 為逆變器輸出側(cè)等效電壓與電網(wǎng)電壓的相位差），虛擬功率通過直接反饋的方式進(jìn)行快速預(yù)同步過程。 在相位差較大時(shí)（3δv≤Δφ≤π），采用Psyn直接反饋的方式預(yù)同步過程時(shí)間長， 增加限幅環(huán)節(jié)可實(shí)現(xiàn)階躍功率給定下的相位預(yù)同步調(diào)節(jié)。 圖3 為相位差較大時(shí)相位預(yù)同步調(diào)節(jié)示意圖。圖中：Δωset為角頻率偏差設(shè)定值；Pvset為限幅環(huán)節(jié)階躍功率給定值，常取Pvset=DvpωsΔωset；Tφ1，Tφ2分別為開環(huán)相位動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)和穩(wěn)態(tài)調(diào)節(jié)時(shí)間；Ts為閉環(huán)相位動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)時(shí)間。

圖3 相位預(yù)同步調(diào)節(jié)示意圖Fig.3 Schematic diagram of phase pre-synchronization regulation

2.2 單機(jī)預(yù)同步小信號(hào)模型

忽略內(nèi)環(huán)控制延時(shí)， 單機(jī)預(yù)同步小信號(hào)模型如圖4 所示。

圖4 單機(jī)預(yù)同步小信號(hào)模型Fig.4 The small signal model of single VSG in the pre-synchronization process

由式（3）可知，預(yù)同步控制系統(tǒng)為典型的I 型系統(tǒng)， 在采用階躍功率給定的方式進(jìn)行相位調(diào)節(jié)時(shí)，可實(shí)現(xiàn)輸入信號(hào)的無差跟蹤。在預(yù)同步過程中VSG 輸出頻率保持恒定，頻率擾動(dòng)信號(hào)輸入為0。

由式（4）可得單機(jī)預(yù)同步控制系統(tǒng)特征根變化軌跡，如圖5 所示。 由圖5 可知：當(dāng)保持Dvp不變時(shí)，隨著Jv不斷增加，系統(tǒng)的特征根s1，s2越靠近虛軸，系統(tǒng)的調(diào)節(jié)時(shí)間將增長，穩(wěn)定性越差；當(dāng)保持Jv恒定時(shí)，隨著Dvp的增加，系統(tǒng)特征根s1，s2將逐漸變?yōu)閷?shí)數(shù)，系統(tǒng)振蕩逐漸減少，調(diào)節(jié)時(shí)間增加，穩(wěn)定性提高。

圖5 單機(jī)預(yù)同步系統(tǒng)特征根變化軌跡圖Fig.5 Trajectory of characteristic root change of single VSG pre-synchronization system

3 預(yù)同步控制標(biāo)準(zhǔn)及參數(shù)設(shè)計(jì)

3.1 預(yù)同步控制標(biāo)準(zhǔn)

本文以IEEE Standard 154 號(hào)電網(wǎng)同步過程標(biāo)準(zhǔn)[14]為例進(jìn)行相關(guān)設(shè)計(jì)，不同容量逆變器標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)規(guī)定如表1 所示。

表1 電網(wǎng)同步過程標(biāo)準(zhǔn)Table 1 Criteria for standard grid synchronization process

RoCoF 為電力系統(tǒng)頻率對(duì)時(shí)間的導(dǎo)數(shù)（df/dt）。如果電力系統(tǒng)在工作過程中RoCoF 超過一定閾值，就會(huì)引起發(fā)電機(jī)跳閘或不必要的甩負(fù)荷[15]，降低了系統(tǒng)的電能質(zhì)量，破壞系統(tǒng)的安全穩(wěn)定。為此不同國家針對(duì)分布式發(fā)電單元并網(wǎng)的RoCoF均設(shè)定了最大限值，英國的典型設(shè)定值為1 Hz/s、愛爾蘭為0.5 Hz/s、 比利時(shí)為1 Hz/s、 丹麥為3.5 Hz/s[16]。 本文設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)采用的閾值為1 Hz/s。

3.2 預(yù)同步控制參數(shù)設(shè)計(jì)

本文以頻率偏差Δf、RoCoF、預(yù)同步控制調(diào)節(jié)時(shí)間為性能指標(biāo)， 對(duì)預(yù)同步控制單元中的虛擬慣性系數(shù)Jv、虛擬下垂系數(shù)Dvp進(jìn)行設(shè)計(jì)。 由圖4 可得系統(tǒng)開環(huán)相位調(diào)節(jié)過程中， 虛擬有功功率輸入與系統(tǒng)角頻率輸出的傳遞函數(shù)模型滿足典型一階慣性傳遞函數(shù)特征[17]，[18]，即：

由式（14）及圖5（b）可知，當(dāng)系統(tǒng)的限幅階躍功率Pvset恒定時(shí)， 系統(tǒng)中虛擬下垂系數(shù)Dvp越小，則預(yù)同步過程中產(chǎn)生的頻率偏差Δf 越大，在積分控制器1/s 的作用下， 系統(tǒng)的預(yù)同步調(diào)節(jié)時(shí)間越短，會(huì)導(dǎo)致相位預(yù)同步調(diào)節(jié)的時(shí)間Tφ2降低。 故系統(tǒng)中虛擬下垂系數(shù)Dvp的選取不能過小， 應(yīng)綜合考慮頻率偏差與預(yù)同步控制調(diào)節(jié)時(shí)間。

由系統(tǒng)的小信號(hào)模型分析可得系統(tǒng)的閉環(huán)相位調(diào)節(jié)過程中， 系統(tǒng)頻率輸入與功率輸出的傳遞函數(shù)模型為

零點(diǎn)的存在使得閉環(huán)控制系統(tǒng)的響應(yīng)速度加快，調(diào)節(jié)時(shí)間減少，但系統(tǒng)的超調(diào)量也會(huì)增加。 為直觀說明虛擬慣性系數(shù)Jv、虛擬下垂系數(shù)Dvp對(duì)相位閉環(huán)調(diào)節(jié)過程的影響， 本文采用時(shí)域動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行分析。

參數(shù)選取滿足Kp=Jvωs的條件， 通過調(diào)節(jié)Jv，Dvp改變系統(tǒng)阻尼比ξ， 阻尼比ξ 與Jv呈反比，與Dvp呈正比。

圖6 為不同控制參數(shù)下閉環(huán)相位調(diào)節(jié)階躍響應(yīng)曲線。

圖6 不同控制參數(shù)下閉環(huán)相位調(diào)節(jié)階躍響應(yīng)曲線Fig.6 Step response curve of closed-loop phase adjustment under different control parameters

由圖6 可知：隨著Jv的減小，阻尼比ζ 不斷增加，調(diào)節(jié)時(shí)間逐步減小，系統(tǒng)超調(diào)量逐步降低；Dvp的變化與Jv的變化相反，Dvp越小， 超調(diào)量越大，調(diào)節(jié)時(shí)間越長，這與圖5 理論分析的結(jié)果保持一致。

由式（21）可知，預(yù)同步過程調(diào)節(jié)時(shí)間分別與角頻率偏差設(shè)定值Δωset、虛擬慣性系數(shù)Jv、虛擬下垂系數(shù)Dvp相關(guān)。 隨著Δωset的增加，頻率偏差Δf越大，Dvp越小，開環(huán)相位預(yù)同步調(diào)節(jié)時(shí)間Tφ逐步降低， 但過大的頻率偏差會(huì)影響系統(tǒng)的帶載能力，不滿足頻率偏差Δf 標(biāo)準(zhǔn)。 隨著Jv減少，Dvp的逐步增加，阻尼比ξ 變大，閉環(huán)相位預(yù)同步調(diào)節(jié)時(shí)間Ts逐步降低，與圖6 的結(jié)果保持一致。 圖7 為不同控制參數(shù)下的預(yù)同步控制調(diào)節(jié)時(shí)間曲線。

圖7 不同控制參數(shù)下的預(yù)同步時(shí)間Fig.7 Pre-synchronization time under different control parameters

由圖7 可知：當(dāng)Jv越小，Δωset較大（Dvp較小）時(shí)，預(yù)同步控制調(diào)節(jié)時(shí)間最少。

為確保相位預(yù)同步過程調(diào)節(jié)時(shí)間最少，同時(shí)使設(shè)計(jì)參數(shù)滿足頻率偏差Δf、頻率變化率RoCoF的性能指標(biāo)，Jv，Dvp的選取應(yīng)綜合考慮，具體參數(shù)設(shè)計(jì)流程如圖8 所示。

圖8 預(yù)同步控制參數(shù)設(shè)計(jì)流程圖Fig.8 Flow chart of pre-synchronization control parameter design

4 仿真驗(yàn)證

為驗(yàn)證基于虛擬功率的預(yù)同步過程及參數(shù)設(shè)計(jì)的合理性、有效性，在Matlab 軟件中搭建了如圖9 所示仿真模型。 其由同步逆變器（VSG1，VSG2）、本地負(fù)載、電網(wǎng)、轉(zhuǎn)換開關(guān)構(gòu)成，兩臺(tái)同步逆變器容量均為10 kV·A，直流側(cè)為恒定電壓源。同步逆變器的詳細(xì)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)與主電路參數(shù)見文獻(xiàn)[12]，主要系統(tǒng)仿真參數(shù)如表2 所示。 虛擬慣性系數(shù)Jv及虛擬下垂系數(shù)Dvp根據(jù)具體的仿真運(yùn)行工況而設(shè)置。

圖9 仿真系統(tǒng)示意圖Fig.9 The structure diagram of simulation platform

表2 仿真系統(tǒng)參數(shù)Table 2 Simulation system parameters

4.1 仿真算例1

為驗(yàn)證基于虛擬功率的預(yù)同步并網(wǎng)方式的可行性，并突出獨(dú)立預(yù)同步控制環(huán)節(jié)的優(yōu)點(diǎn)，構(gòu)建2臺(tái)同步逆變器帶載并聯(lián)控制模型。 初始狀態(tài)為轉(zhuǎn)換開關(guān)Sw2斷開、Sw3閉合，Sw1經(jīng)預(yù)同步控制單元使能后閉合。VSG1 單獨(dú)帶6+j4 kV·A 本地負(fù)載運(yùn)行，0.8 s，VSG2 預(yù)同步控制單元使能，1.25 s 閉合開關(guān)Sw1，VSG2 投入運(yùn)行同時(shí)退出預(yù)同步控制單元，2.3 s，給定2+j1 kV·A 的負(fù)荷功率階躍。 預(yù)同步仿真控制參數(shù)Jv=0.2 kg·m2，Dvp=15 W/Hz。 仿真結(jié)果如圖10 所示。

圖10 VSG 預(yù)同步并聯(lián)過程Fig.10 Grid-side converter control strategy

由圖10（a）可以看出，同步逆變器VSG1 在單獨(dú)運(yùn)行時(shí)與同步發(fā)電機(jī)一樣， 為本地負(fù)載提供電能，經(jīng)過1.25 s 后，VSG2 投入運(yùn)行，2 臺(tái)同步逆變器同時(shí)為本地負(fù)載供電， 并聯(lián)動(dòng)態(tài)切換過程中無明顯的功率環(huán)流波動(dòng)。 當(dāng)2.3 s 發(fā)生負(fù)荷階躍時(shí)，兩臺(tái)并聯(lián)同步逆變器按照容量比例增發(fā)功率，滿足負(fù)載功率需求。 0.8 s 開始預(yù)同步單元使能，0.25 s 后完成轉(zhuǎn)換開關(guān)兩側(cè)電壓U1，U2幅值、頻率、相位的預(yù)同步調(diào)節(jié)過程。 綜合對(duì)比圖10（c）與（d），可用Psyn的大小來判斷預(yù)同步工作進(jìn)程。 當(dāng)預(yù)同步單元使能，開始工作時(shí)，虛擬功率Psyn快速減少。 當(dāng)Psyn=0 時(shí)，預(yù)同步控制完成。 采用預(yù)同步控制結(jié)構(gòu)[10]，將虛擬功率Psyn疊加至VSG 原動(dòng)機(jī)上，與本文的獨(dú)立預(yù)同步控制環(huán)節(jié)相比，其虛擬功率Psyn波動(dòng)性更大、預(yù)同步調(diào)節(jié)時(shí)間更長。

4.2 仿真算例2

為驗(yàn)證前文預(yù)同步控制參數(shù)的合理性， 搭建單臺(tái)同步逆變器空載并網(wǎng)仿真模型。 初始狀態(tài)為轉(zhuǎn)換開關(guān)Sw1，Sw3斷開，Sw2經(jīng)預(yù)同步控制單元使能后閉合。 0.2 s VSG1 預(yù)同步控制單元使能，3 s 閉合開關(guān)Sw2，VSG1 并網(wǎng)運(yùn)行， 退出預(yù)同步控制單元。根據(jù)表2 對(duì)預(yù)同步控制單元的參數(shù)進(jìn)行設(shè)計(jì)，計(jì)算可得Jvmin=1.01 kg·m2，Dvpmin=3.38 W/Hz。 圖11為預(yù)同步過程中VSG 輸出頻率波形圖。圖中：RoCoF1為Tφ1時(shí)段最大頻率變化率；RoCoF2為Ts時(shí)段最大頻率變化率。 預(yù)同步仿真控制參數(shù)：Jv=0.8，1.2，1.5 kg·m2，Dvp=6，15，18 W/Hz，預(yù)同步控制系統(tǒng)滿足二階欠阻尼運(yùn)行狀態(tài)，即（0<ξ<1）。

圖11 預(yù)同步過程中VSG 輸出頻率Fig.11 The output frequency of VSG during pre-synchronization

由圖11（a），（b）可知，當(dāng)系統(tǒng)預(yù)同步控制參數(shù)滿足式（13），（14）的設(shè)計(jì)要求時(shí)，實(shí)際預(yù)同步過程RoCoF≤1 Hz/s，Δf≤0.3 Hz。在預(yù)同步相位調(diào)節(jié)過程中，當(dāng)Tφ2>0 s 時(shí)，虛擬慣性系數(shù)Jv按Tφ1時(shí)段內(nèi)的RoCoF1設(shè)計(jì)，則Ts時(shí)段內(nèi)RoCoF2同樣滿足控制標(biāo)準(zhǔn)要求。由圖11（a）可知，隨著Jv的逐步增加，系統(tǒng)的RoCoF 逐步降低，兩者呈現(xiàn)反比例關(guān)系，預(yù)同步調(diào)節(jié)時(shí)間與閉環(huán)相位調(diào)節(jié)Ts時(shí)段內(nèi)的超調(diào)量及調(diào)節(jié)時(shí)間也逐步增加。由圖11（b）可知，伴隨著虛擬下垂系數(shù)Dvp的降低，頻率偏差Δf 逐步增加，系統(tǒng)預(yù)同步調(diào)節(jié)時(shí)間逐步降低，振蕩次數(shù)逐步增加。 當(dāng)Dvp取值過小，以Dvp=6 W/Hz 為例，頻率偏差Δf 滿足標(biāo)準(zhǔn)要求時(shí)，預(yù)同步開環(huán)相位穩(wěn)態(tài)調(diào)節(jié)時(shí)間Tφ2減少為0 s， 相位預(yù)同步過程直接由開環(huán)相位調(diào)節(jié)時(shí)間Tφ1進(jìn)入閉環(huán)相位調(diào)節(jié)Ts時(shí)間，此時(shí)會(huì)造成RoCoF2取值過大，不滿足設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)要求。 故虛擬慣性系數(shù)Jv、虛擬下垂系數(shù)Dvp的取值應(yīng)綜合考慮頻率偏差Δf，RoCoF 與預(yù)同步控制系統(tǒng)調(diào)節(jié)時(shí)間。 上述結(jié)論與圖5～7 的理論分析結(jié)果一致，驗(yàn)證了參數(shù)設(shè)計(jì)的合理性。 圖11（c）為采用文獻(xiàn)[10]預(yù)同步控制方法的輸出頻率變化波形，當(dāng)預(yù)同步控制過程參數(shù)不能獨(dú)立設(shè)計(jì)時(shí)，VSG控制環(huán)路參數(shù)無法同時(shí)兼顧預(yù)同步控制系統(tǒng)中預(yù)同步控制時(shí)間與頻率偏差Δf 和RoCoF 的性能指標(biāo)要求。

圖12 為并網(wǎng)瞬間電壓、電流波形。

圖12 并網(wǎng)瞬間電壓電流波形Fig.12 Simulation result of voltage and current waveform of grid connection

由圖12 可知， 在并網(wǎng)開關(guān)Sw2動(dòng)作瞬間，開關(guān)兩側(cè)的電壓U1，Ug的幅值、頻率、相角均完成預(yù)同步調(diào)節(jié)。 預(yù)同步控制調(diào)節(jié)精度高， 并網(wǎng)過程平滑、無波動(dòng)，不存在較大的沖擊電流。

5 結(jié)論

本文針對(duì)基于虛擬功率的同步逆變器預(yù)同步控制及參數(shù)設(shè)計(jì)問題， 根據(jù)Δf，RoCoF 及預(yù)同步控制調(diào)節(jié)時(shí)間的相關(guān)性能指標(biāo)設(shè)計(jì)了預(yù)同步控制參數(shù)。 本文介紹了基于虛擬功率的預(yù)同步控制方法及虛擬功率Psyn實(shí)現(xiàn)相位預(yù)同步的工作原理。建立了預(yù)同步控制環(huán)的小信號(hào)模型， 得出了開環(huán)相位調(diào)節(jié)及閉環(huán)相位調(diào)節(jié)的傳遞函數(shù)關(guān)系， 分析了主要控制參數(shù)對(duì)預(yù)同步控制系統(tǒng)調(diào)節(jié)時(shí)間及穩(wěn)定性的影響。 以IEEE Standard 154 號(hào)電網(wǎng)同步過程標(biāo)準(zhǔn)為例，完成了預(yù)同步控制參數(shù)的設(shè)計(jì)。通過建立仿真模型， 驗(yàn)證了預(yù)同步控制及參數(shù)設(shè)計(jì)方法的有效性。