新型光伏并网逆变器电压型控制方法

第 35 卷 第 21 期 中 国 电 机 工 程 学 报 Vol.35 No.21 Nov. 5, 2015 5560 2015 年 11 月 5 日 Proceedings of the CSEE 2015 Chin.Soc.for Elec.Eng. DOI 10.13334/j.0258-8013.pcsee.2015.21.020 文章编号 0258-8013 2015 21-5560-09 中图分类号 TM 727 新型光伏并网逆变器电压型控制方法刘鸿鹏 1，朱航 1，吴辉 1，王卫 1，王春祥 2，徐殿国 11．哈尔滨工业大学电气工程及自动化学院，黑龙江 哈尔滨市 150001 ；2．上海新时达电气股份有限公司，上海市 嘉定区 201802 A Novel Voltage-controlled Method for the Grid-connected Photovoltaic Inverter LIU Hongpeng 1, ZHU Hang 1, WU Hui 1, WANG Wei 1, WANG Chunxiang 2, XU Dianguo 11. School of Electrical Engineering and Automation, Harbin Institute of Technology, Harbin 150001, Heilongjiang Province, China; 2. Shanghai STEP Electric Corporation, Jiading District, Shanghai 201802, China ABSTRACT Droop control is used in PV inverter system, which can achieve seamless switching between grid-connected mode and islanded mode. According to the characteristic impedance of low-voltage electrical wires, a novel voltage-controlled method for grid-connected PV inverter is proposed in this paper. By adding a power loop and a DC-link voltage loop to droop control, the power of inverter cannot be influenced by grid fluctuation, the power control ability of PV inverter is strengthened, PV inverter can output maximum active power into grid and the dc-bus voltage is stable. The validity of the proposed method is verified by experimental results. KEY WORDS grid-connected photovoltaic PV inverter; voltage-controlled method; droop control; reactive power; active power; maximum power point tracking MPPT 摘要 将下垂控制应用于逆变器电压型并网控制系统中， 可以实现逆变器在孤岛和并网两种运行模式间无缝切换。 针对低压电力线的阻抗特点， 提出新型光伏逆变器电压型并网控制策略。 在阻性下垂控制的基础上增加功率环和直流母线电压环， 解决电压控制型逆变器并网功率易受电网波动影响等问题， 增强了光伏逆变器对功率的控制能力， 满足始终以最大有功功率并网和维持直流母线电压稳定的要求。 实验结果验证了所提控制方法的有效性。关键词 光伏并网逆变器；电压型控制；下垂控制；无功功率；有功功率；最大功率跟踪基金项目 国家自然科学基金项目 51207032； 台达环境与教育基金会电力电子科教发展计划 DREK2013003 ；中央高校基本科研业务费专项资金项目 HIT. NSRIF. 2013019 。Project Supported by National Natural Science Foundation of China 51207032; Grants from the Power Electronics Science and Education Development Program of Delta Environmental The Fundamental Research Funds for the Central Universities HIT. NSRIF. 2013019. 0 引言光伏并网逆变器普遍采用电流型控制 [1-2] ， 可直接调节电流的相位和幅值通过锁相环跟踪电网电压以保证逆变器输出电流始终与电网相位一致 [3-5] ，通过调节电流幅值大小以保证逆变器向电网馈送最大功率。传统微网在并网模式中，逆变器采取电流型控制；在孤岛模式中，至少要有 1 台逆变器变为电压型控制。这种控制方式的转变必然导致切换过程的暂态冲击与震荡 [6-7] 。 如果主逆变器在并网和孤岛时都采用电压型控制，即在全运行过程中控制方式不变，那么就可以有效减小模式切换对微网系统的影响。文献 [8] 提出了一种电压控制型逆变器并网控制方案，通过并网电压间接控制并网电流，利用谐波检测和重复控制改善并网电流波形质量。但该方法采用锁相环检测电网相位，对其控制精度要求较高，锁相误差将导致极大的环流，此外，该方案并未给出并网功率的调节方法。 文献 [9]提出了一种调整逆变器输出电压相位的光伏电压控制型并网方法，根据 MPPT 来微调并网电压相位，不但能弥补锁相环检测误差，而且能控制光伏逆变器向电网输送最大功率，但该文献没有给出如何分别调节有功功率和无功功率的方法，不能进行有效的功率控制。有学者提出有功和无功能够解耦控制的电压控制型光伏并网系统，通过调节光伏阵列电压实现最大功率跟踪， 光伏阵列电压给定值与实际值经过 PI调节作为有功功率给定，控制逆变器输出最大有功功率，同时无功功率输出给定值，实现了功率的解耦。但该方法所采用光伏逆变器为比较简单的单级第 21 期 刘鸿鹏等新型光伏并网逆变器电压型控制方法 5561 结构，无法适用于更为常用的两级结构等其它逆变器。此外，该方法必须保证逆变器与电网直接连线阻抗为感性才能成立。下垂控制通常用于多个逆变器的对等并联，属于电压型控制方法 [10-11]。该控制方法通过微调逆变器输出频率和电压来分别实现有功和无功的控制 [12-15] 。有学者提出将下垂控制应用于逆变器的电压型并网控制系统，达到逆变器在孤岛和并网两种运行模式间无缝切换的目的。文献 [16] 提出自适应调节下垂系数的下垂控制来克服电网的扰动，保持逆变器输出功率恒定，但该方法功率控制依然不够精确，且下垂系数的大小影响系统的动态特性和稳定性 [17] ，确定后不宜进行改变；文献 [18] 提出在下垂控制中增加额定点调节环，电网电压和频率发生变化时维持逆变器输出功率不变，但未论述传输线路阻抗对并网功率的影响，且该方法基于简化逆变器模型，并未研究适用于具体分布式电源变换器拓扑的控制策略。本文首先通过电压型逆变器并网等效电路得出低压电力传输下的逆变器输出功率方程，推导出功率解耦控制方法。然后，针对采用下垂控制的并网逆变器，分析了电网频率波动对无功功率的影响，电网电压波动对有功功率的影响，以及光伏最大功率波动对系统功率平衡的影响。最后，提出新型光伏逆变器电压型并网控制策略，通过动态平移下垂曲线的方式适应外界的波动，实现并网逆变器的恒功率输出，同时维持逆变器前后级功率平衡，有效控制直流母线电压，保证系统稳定。1 并网功率分析图 1 为逆变器电压型并网等效电路，逆变器和电网均可等效为电压源， U ∠ 0 为逆变器输出端电压， Z ∠ θ 为并网阻抗， E ∠ - δ 为电网电压。逆变器输出功率即流入 A 点的功率为0j 0 U ES P Q UZδθ∠ - ∠ - ∠ ∠ 1 计算式 1 中的有功功率与无功功率可得U ∠ 0 ～ ～ E ∠ - δZ ∠ θA B 图 1 逆变器电压型并网等效电路Fig. 1 Equivalent circuit of voltage-controlled grid-connected inverter 2cos cos U UEP Z Zθ θ δ - 2 2sin sin U UEQ Z Zθ θ δ - 3 传统下垂控制忽略了线路阻抗中的阻性成分，认为传输线路以感性为主。然而，实际电力传输线的阻抗情况较为复杂，其中低压电力传输线以阻性为主 [19-20] 。本文所研究的用户侧小型微网通常并在低压配电网上，线路以阻性为主，即 θ ≈ 0。同时 δ很小， sinδ ≈ δ ， cosδ ≈ 1，可得 U U EPZ- 4 UEQZ δ - 5 因此得到了与传统下垂控制相反的功率解耦控制方法并网有功功率通过逆变器输出电压幅值调节，并网无功功率通过逆变器相位来调节。可见电压控制型逆变器并网时的输出功率方程与逆变器并联类似。电压型并网逆变器可看做两个交流电压源并联。进而得到下垂方程0 p 0 U U k P P - - 6 0 q 0 f f k Q Q - 7 式中 U 为逆变器输出电压幅值参考值； f 为逆变器输出频率参考值； U0 为逆变器额定输出电压幅值； f0 为逆变器额定输出频率； kp 为逆变器输出有功功率的下垂系数； kq为逆变器输出无功功率的下垂系数； P 为逆变器输出有功功率； Q 为逆变器输出无功功率； P0 为逆变器输出额定有功功率； Q0为逆变器输出额定无功功率。基于阻性线路阻抗，所对应的下垂曲线如图 2所示。由于电网可以被看为一个无穷大电源，所以理想情况下并网逆变器的频率和电压与电网强制保持一致。逆变器 f 和 U 完全由电网情况决定，通过式 6和式 7可知， P 和 Q 也被相应确定下来。a Q-f 下垂控制Q0 Qff 0f f0 kqQ - Q0b P-U 下垂控制P0 PUU0U U0 - kpP - P0图 2 阻性下垂曲线Fig. 2 The resistive droop curves 5562 中 国 电 机 工 程 学 报 第 35 卷通过合理设计下垂方程参数，就可使逆变器输出所需的功率。但在实际情况中，电网并非始终保持额定值，而是存在微小的波动。2 并网下垂控制分析2.1 无功功率控制令式 7中 f0 50 Hz， Q0 0，则电网频率为额定值时逆变器无功功率为 0，向电网输送的全部是有功功率。随着电网频率的微小变化， f 也将跟随电网变化不再为 50 Hz ，式 7控制的并网逆变器输出无功功率会产生偏移。由式 5和式 7可得如图 3 所示的 Q-f 控制环，其中， kq、 U、 E 和 Z 均为比例常数，可算出逆变器输出的无功功率为q0qgrid 0q2 22 2UEkQ s Q sZs UEkUE f s f sZs UEkπ ππ - π 8 2sπ δkqQ0Q UEZ-f- -f0 fgridQ图 3 Q-f 控制环Fig. 3 The Q-f control loop 由于 Q0、 f0 和电网频率 fgrid 也为常数，将其拉普拉斯变换带入 8可得q grid 00q q2 2 2 2UEk f fQ UEQ sZs UEk s Zs UEk sπ -π π π 9 由拉普拉斯终值定理，无功功率的最终稳定值为grid 000qlim lim t sf fQ t sQ s Qk→∞ →- 10 式 10仅与式 7相对应，表明逆变器稳态运行时频率被电网频率拉入一致。因此逆变器并网的无功功率与下垂方程参数和电网频率有关，与线路阻抗无关。 若电网为额定值， 即 fgrid f0 50 Hz， 则逆变器输出 Q0， 等于所期望的输出值。 当下垂方程不变时，无功功率与电网频率呈线性关系，若电网频率发生波动，无功功率将随之发生偏移。要想克服电网频率波动的影响，保持输出无功功率稳定，必须改变下垂控制方程。如图 4 所示，电网频率等于 f0 时，逆变器输出Q1 Qff1Q0 0f0Δfabc图 4 无功功率波动下垂曲线Fig. 4 Q-f droop curves with reactive power fluctuation 无功功率为所设计的期望值 Q0 0，此时逆变器稳定运行于 a 点；当电网频率波动为 f1 时，逆变器频率也被电网拉为一致，由下垂特性，逆变器输出无功功率变为 Q1， 此时逆变器运行于 b 点； 为控制逆变器输出无功功率仍然为期望值 Q0 0，可平移下垂曲线，使逆变器工作于 c 点，从而维持逆变器输出功率恒定。2.2 有功功率控制逆变器与电网整个并联系统稳定时的频率必然是处处一致的，被电网频率强制拉入同步。但并联系统的电压幅值不可能是处处一致的，因为传输线路阻抗上存在压降。逆变器输出端电压不会与电网强制相等，而是与电网电压、阻抗大小等多种因素有关。由式 4，逆变器输出端电压为2 42E E PZU 11 式 11与式 6所示的下垂方程存在唯一的稳态运行点。电网电压 E 的波动是不可控的，并网线路阻抗 Z 的大小与传输线长度等因素有关， 也是未知的， 这两种因素都会引起逆变器输出端电压 U 的变化。令式 6中 U0 220 V，由于 U 不一定为 220 V ，逆变器输出有功功率会发生偏移。由式 4和式 6可近似得到如图 5 所示的简化P-U 控制环， kp、 E 和 Z 均为比例常数，可算出逆变器输出的有功功率约为p 00p p k E E U EP PZ k E Z k E- 12 EZkpP0P U - - -U0 EP图 5 P-U 控制环Fig. 5 The P-U control loop 第 21 期 刘鸿鹏等新型光伏并网逆变器电压型控制方法 5563 图 3 所示的无功控制环中含有积分环节，所以排除了阻抗对于功率的影响。然而图 5 的控制环中没有积分环节，推出的式 12所示有功功率与下垂控制参数、 电网电压和线路阻抗均有关。 通过式 12可知，由于阻抗压降的作用，即使电网为额定值，U0 E 220 V，输出的有功功率也不等于所期望的P0， 而电网电压 E 在额定点附近的波动会进一步导致有功功率的偏移。若希望有功功率能稳定控制在期望值，则必须改变下垂控制方程。根据式 11绘制逆变器输出特性曲线，与有功下垂曲线存在唯一的交点，如图 6 所示。电网电压为 U0 时，按照式 6 ，希望逆变器输出有功功率为P0，但由于阻抗的作用，实际输出功率为 P1，逆变器稳定于 a 点。当电网电压波动为 U1 时，逆变器有功功率再次发生偏移， 变为 P2， 稳定工作在 b 点。为控制逆变器稳定输出 P0， 可平移下垂曲线， 使稳定工作点变为 c。P2 PUU10 U0ΔU abcP1 P0图 6 有功功率波动下垂曲线Fig. 6 Q-f droop curves with active power fluctuation 2.3 最大功率跟踪光伏并网时应将尽量多的有功功率馈入到电网中，前级 Boost 变换器采用最大功率跟踪控制。图 7 所示为光伏逆变器的能量流动图，直流母线电容的储能和缓冲作用有限，为维持系统稳定，前后级输出功率应保持一致。假设并网逆变器无功率损耗，后级逆变器下垂控制的 P0应始终等于 Boost 变换器输出的光伏阵列最大功率 PPV，而 Q0 始终为 0。图 8 为光伏最大功PVDCDCDCAC电网CZCDCL图 7 光伏逆变器能量流动示意图Fig. 7 The schematic diagram of power flow for grid-connected PV inverter P2 PUΔU abP1图 8 光伏最大功率波动下垂曲线Fig. 8 Droop curve under maximum power fluctuation 率波动下垂曲线。 开始时刻 P0 PPV P1， 光伏逆变器输出功率也为 P1， 系统稳定运行于 a 点； 某一时刻 PPV 变为 P2，则 Boost 变换器输出功率为 P2，而后级逆变器输出功率仍然为 P1， 造成前后级输出功率的不平衡，引起系统的不稳定，触发直流母线电压的过压 /欠压保护； 此时应改变逆变器的功率给定使 P0 P2，利用上节中有功功率的控制方法，即平移 P-U 下垂曲线， 使系统运行于 b 点， 再次达到功率平衡。3 新型电压型并网控制基于上述分析，为利用动态平移下垂曲线的方法克服电网波动引起的功率偏移， 可实时改变式 6和式 7中 U0 和 f0。将闭环反馈控制方法引入到下垂控制中，增加功率环， U0 的平移量为ip0 p1 PV kU k P PsΔ - 13 式中 kp1 和 kip 分别为 PI 调节器比例、积分系数。同理可得到 f0 的平移量为iq0 p2 0kf k QsΔ - 14 式中 kp2 和 kiq 分别为 PI 调节器比例、积分系数。将下垂曲线平移量分别叠加到并网下垂方程中，得到ip0 p1 PV p PViq0 p2 q 0 0kU U k P P k P Pskf f k Q k Qs - - - - -15 化简得ip0 pp PViq0 pq kU U k P Pskf f k Qs - 16 所以基于式 16的改进下垂功率控制环如图 9 5564 中 国 电 机 工 程 学 报 第 35 卷ipppkk sPPV EZU--U0 EPa P-U 控制环2sπ δQ UEZ-f -f0 fgridQiqpqkksb Q-f 控制环图 9 改进下垂功率控制环Fig. 9 The modified droop power loop 所示。由图 9a可得有功功率为pp ipPVpp ip0pp ip k Es k EP s P sZ k E s EkEs U s E sZ k E s Ek - 17 由终值定理，有功功率最后的稳态值为PV0lim lim t sP t sP s P→∞ → 18 因此，通过改进的下垂控制，逆变器输出的有功功率最终能够稳定在给定值 PPV，而与电网电压和线路阻抗无关。同理，由图 9b可得无功功率0 grid2pq iq2 2 2UEsQ s f s f sZs UEk s UEkπ - - π π19 最终稳态值为0lim lim 0t sQ t sQ s→∞ → 20 改进的下垂控制将逆变器无功功率稳定值控制为给定值 0，进一步去除了电网频率的影响。两级式光伏逆变器存在维持直流母线电压稳定的问题。孤岛运行时逆变器输出功率由负载决定，直流母线电压通过 Boost 变换器的电压环控制稳定。 但并网运行时， Boost 变换器用来实现 MPPT控制，所以稳定直流母线电压需要通过后级逆变器来完成。考虑到式 16仅有功率环，不具有控制直流母线电压的功能，本文提出将直流母线电压环加入下垂控制中，以满足两级式光伏逆变器的控制要求，式 16进一步改为ip0 pp DCref DCiq0 pq kU U k U Uskf f k Qs - - 21 式中 UDC 为直流母线电压； UDCref 为直流母线电压给定值。如图 7，光伏逆变器前后级输出功率的不一致会导致直流母线电压的变化。若 P 小于 PPVmax，则多余能量储存在直流母线电容中， 引起 UDC 持续上升；反之若 P 大于 PPVmax ，则不足能量从直流母线电容中取出，引起 UDC 持续下降。逆变器输出无功功率被控制为零，有功功率的大小则可在直流母线电压上体现出来，所以式 21能起到控制逆变器输出最大有功功率的作用，同时维持直流母线电压稳定。虽然式 16也能起到控制前后级输出功率相等的作用，但由于实际微小控制误差随着时间的积累，难以保证直流母线电压始终与给定相等。综上所述，图 10 为所提出的光伏逆变器并网控制框图。前级升压电路采用 MPPT 控制， UPV 和I PV 分别为光伏输出电压和电流， 经过最大功率点跟踪算法产生指令电压 UPVref ，减去光伏板输出电压后，经过光伏电压控制 PI后，产生升压电路的开关管驱动信号。后级逆变器采用下垂控制，通过逆变器输出电压 uAC 和电流 iAC 计算出有功功率 P 和无功功率 Q，据下垂方程 21不断微调频率 f 和幅值 U，将重新生成的正弦信号 uref 作为电压环的给定，与 uAC 和电感电流 iL 进行电压电流双环控制，产生最终调制波，进行 PWM 调制，产生逆变桥开关管的驱动信号。MPPTPI调节电网逆变桥升压变换器CPVI PV-UPVUPVrefPWM调制CDCZLSPWM调制CiACuACiL电压电流双环控制参考正弦信号产生uref下垂控制UfUDC功率计算QPPV图 10 新型光伏逆变器电压型并网控制策略Fig. 10 Novel voltage-controlled strategy of grid-connected PV inverter 4 实验结果4.1 光伏功率波动为了验证所提方法的有效性，采用两级式光伏并网逆变器拓扑结构，设计了一台额定功率 1 kW的实验样机。电网电压 220 V AC ，工频 50 Hz，开关频率为 16.6 kHz。图 11 为光伏逆变器功率波动实验波形。正弦波 uinv 为逆变器输出电压， 正弦波 iinv 为逆变器输出电流，正弦波 iload 为负载电流，正弦波 ugrid 为电网电压，正弦波 igrid 为并网电流。 02.4 s 时光伏功率为 700 W，此时逆变器以最大功率输出为 700 W，第 21 期 刘鸿鹏等新型光伏并网逆变器电压型控制方法 5565 t/s u/V- 5000 05002 4 6 i/A- 1010 0 ugrid uinviinvigrid i load图 11 光伏功率波动实验波形Fig. 11 The experimental results for PV maximum power fluctuation 负载吸收 280 W，多余能量馈给电网； 2.44.9 s 时光伏功率变为 500 W，此时逆变器输出功率随之减小为 500 W 并维持稳定，负载功率仍然为 280 W，馈入电网的功率减小； 4.96 s 光伏功率再次变为700 W，逆变器输出功率随之增大为 700 W 并保持稳定，并网功率亦随之增大，负载功率不变。实验波形验证了所提出的改进下垂控制策略能够有效地进行功率控制，使逆变器始终跟随给定功率输出，充分利用可再生能源。4.2 电网电压波动图 12 为电网电压波动时采用传统下垂控制的实验波形， Pinv 为逆变器输出功率。图 12a为并网全过程波形， 02.9 s 时电网电压为 220 V， 2.94.9 s时电网电压为 225 V ， 4.96 s 时电网电压恢复为220 V。 图 12b为电网电压升高时的暂态波形， 0.2 s时电网电压升高，逆变器输出电流和并网电流均减u/V- 1.50 0.05002 4 6 i/A- 1010 0 ugrid uinvi invi grid iloadt/s a 全过程运行实验波形- 5000Pinv/kW1.5ugrid/V- 1.50.0 0.05000.1 0.3 0.4 i grid/A- 1010 0 i invt/s b 电网电压升高时暂态波形- 5000Pinv/kW1.5u/V500i/A- 1010 0 uinvi load- 50000.2ugrid/V- 1.50.00.05000.1 0.3 0.4i grid/A- 1010 0 iinvt /s c 电网电压降低时暂态波形- 5000Pinv/kW1.5u/V500i/A- 1010 0 uinviload- 50000.2 图 12 电网电压波动时传统下垂控制实验波形Fig. 12 The Experiment results of grid voltage fluctuation using traditional droop control method 小，逆变器的输出功率从 700 W 降低为 560 W。图12c为电网电压降低时的暂态波形， 0.2 s 时电网电压降低，逆变器输出电流和并网电流均增大，逆变器的输出功率从 560W 升高为 700 W。实验波形验证了电网电压波动会对逆变器并网有功功率产生影响，当电网电压升高时逆变器输出有功功率减小，当电网电压降低时逆变器输出有功功率增大。图 13 为电网电压波动时采用新型下垂控制的实验波形。 图 13a为并网全过程波形， 逆变器给定功率为 700 W， 02.95 s 时电网电压为 220 V， 2.95 4.85 s 时电网电压为 230 V， 4.856 s 时电网电压恢复为 220 V。图 13a中 2.95 s 处，电网电压升高的u/V- 1.500.05002 4 6i/A- 1010 0 ugrid uinviinvigrid i loadt /s a 全过程运行实验波形- 5000Pinv/kW1.5ugrid/V- 1.50.00.05000.1 0.3 0.5i grid/A- 1010 0 i invt /s b 电网电压升高时暂态波形- 5000Pinv/kW1.5u/V500i/A- 1010 0 uinviload- 50000.2 0.4 5566 中 国 电 机 工 程 学 报 第 35 卷ugrid/V- 1.50.0 0.05000.1 0.3 0.5 i grid/A- 1010 0 iinvt/s c 电网电压降低时暂态波形- 5000Pinv/kW1.5u/V500i/A- 1010 0 uinvi load- 50000.2 0.4 图 13 电网电压波动时新型下垂控制实验波形Fig. 13 The Experiment results of grid voltage fluctuation using novel droop control method 瞬间，逆变器输出功率由 700W 降低为 520 W，但经过短暂的调整又恢复为 700 W。暂态放大波形如图 13b 所示， 在 0.05 s 处电压升高。 图 13a中 4.85 s处， 电网电压降低的瞬间， 逆变器输出功率从 700 W升高为 880 W，随后马上调整恢复为 700 W。暂态放大波形如图 13c所示， 在 0.05 s 处电压降低。 实验结果验证所提出的控制策略能够克服电网电压扰动引起的功率偏差，使逆变器始终按照给定有功功率输出。4.3 电网频率波动图 14 为电网频率波动时传统下垂控制实验波ugrid/V0.0 5000.2 i grid/A- 1010 0 i invt/s a 电网频率升高时实验波形- 5000u/V500i/A- 1010 0 uinviload- 50000.1ugrid/V0.0 5000.2 i grid/A- 1010 0 iinvt/s b 电网频率降低时实验波形- 5000u/V500i/A- 1010 0 uinviload- 50000.1图 14 电网频率波动时传统下垂控制实验波形Fig. 14 The experiment results of grid frequency fluctuation using traditional droop control method 形。图 14a为电网频率从 50 Hz 波动为 50.1 Hz 的实验波形，图中电流波形开始与电压波形同频同相，随之电流逐渐滞后于电压波形一个相位，表明逆变器输出无功功率由零逐渐增大。图 14b为电网频率由 50.1 Hz 变为 50 Hz 的实验波形，电流波形从滞后于电压波形逐渐变为与电压同频同相，表明逆变器输出无功功率又减小为零。实验波形验证了电网频率的微小波动会引起逆变器输出的无功功率产生偏移，频率增加时无功功率增加，频率减小时无功功率减小。图 15 为电网频率波动时新型下垂控制实验波形。图 15a为电网频率从 50 Hz 波动为 50.1 Hz 的实验波形，图中显示的为无功功率随频率增大后重新调整的过程，电流波形受频率影响滞后于电压，但控制器随之发挥作用逐渐调整无功功率，电流波形逐渐再次与电压同频同相。图 15b电网频率由 50.1 Hz 变为 50 Hz 的实验波形，图中显示的为无功功率随频率减小后重新调整的过程，电流波形受频率影响超前于电压，但控制器随后逐渐将电流恢复与电压同频同相。实验波形表明，所提出的控制策略能够有效克服电网频率波动的影响，保证逆变器输出的无功功率始终稳定在给定值 0，使逆变器以单位功率因数并网，符合光伏逆变器并网的要求。ugrid/V0.05000.2i grid/A- 1010 0 i invt /s a 电网频率升高时实验波形- 5000u/V500i/A- 1010 0 uinviload- 50000.1 ugrid/V0.05000.2i grid/A- 1010 0 iinvt /s b 电网频率降低时实验波形- 5000u/V500i/A- 1010 0 uinvi load- 50000.1 图 15 电网频率波动时新型下垂控制实验波形Fig. 15 The experiment results of grid frequency fluctuation using novel droop control method 第 21 期 刘鸿鹏等新型光伏并网逆变器电压型控制方法 5567 5 结论本文分析了采用传统下垂控制时电网频率对逆变器无功的影响、电网电压和阻抗对逆变器有功的影响以及光伏功率对于逆变器稳定的影响，提出了能够动态平移下垂曲线的改进光伏逆变器并网运行控制策略，增强了逆变器对电网的适应性和调节功率的能力，同时稳定直流母线电压。参考文献[1] Sun J ． Impedance-based stability criterion for grid-connected inverters[J] ． IEEE Transactions on Power Electronics， 2011， 2611 3075-3078．[2] Wei Du ， Qirong Jiang ， Micah J ． Erickson ， et al ．Voltage-source control of PV inverter in a CERTS microgrid[J] ． IEEE Transactions on Power Delivery ，2014， 294 1726-1734．[3] 杭丽君，李宾，黄龙，等．一种可再生能源并网逆变器的多谐振 PR 电流控制技术 [J] 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