CN109462251A - 一种新型微网故障的限流方法 - Google Patents

Abstract

本发明涉及一种新型微网故障的限流方法，包括以下步骤：步骤1：根据droop控制的分布式发电(Distributed Generator，DG)变换器的电压电流双环比例谐振(Proportional Resonance，PR)控制器模型，推导得到滤波电感电流的参考值、DG单元输出的电流及电压之间关系式；步骤2：设定滤波电容和电压电流双环PR控制器参数，使DG单元的输出电流跟踪滤波电感电流的参考值；步骤3：设定限流阈值，当DG单元输出电流中某相电流有效值大于限流阈值时，通过改变电压电流PR双环控制器中电流内环的滤波电感电流的参考值进行限流。与现有技术相比，本发明能将故障电流限制2倍电流额定值附近，且不受短路类型、故障电阻和故障时刻的影响等优点。

Description

一种新型微网故障的限流方法

技术领域

本发明涉及微电网继电保护技术领域，尤其是涉及一种新型微网故障的限流方法。

背景技术

随着分布式电源(Distributed Generator,DG)渗透率的提高，越来越多的DG以微网的形式接入，而微网的DG多以电力电子器件为主，其过流能力有限，因此，为了保护微网中相关电力电子器件不因短路电流而损坏和提高故障期间微网输出的电能质量，对微网限流能力进行研究具有重要意义。

对于微网限流策略，采用故障限流器(Fault Current Limiter,FCL)是一种常用的方法。虽然FCL具备良好的限流性能，但其设备复杂且价格昂贵，因此，很多文献从DG的控制***出发来研究限流方法。

在微网运行控制方法中，下垂(droop)控制能够输出稳定的电压、频率以及输出功率的平衡，它无需DG间通信协调，适用于并网和孤网两种运行模式，因而它成为研究的热点。然而，微网中发生短路故障时，若不采取限流方法，DG输出电流(i₀)将超出其额定电流值(i_E)的2倍，这将对电力电子器件造成严重损坏，影响微网正常运行，而目前droop控制方法中很少考虑限流环节。此外，尽管有人采用了改变电压电流双环控制中的电流内环的参考电流来进行限流，但仅关注了滤波电感电流(i_L)与其参考值之间关系，并未研究短路时和DG输出电压(u₀)对i₀影响，这将造成在发生不同类型的短路故障时，i₀仍会超过i_E的2倍。

因此，现有技术方法还没有解决下面两个问题，即：①如何使基于droop控制DG输出的故障电流减小；②如何使基于droop控制DG输出的故障电流不受故障类型、故障电阻等因素影响。

发明内容

本发明的目的就是为了解决故障电流大和故障电流随故障类型变化这两个问题而提供一种理论先进、不受影响的新型微网故障的限流方法。

本发明的目的可以通过以下技术方案来实现：

一种新型微网故障的限流方法，包括以下步骤：

步骤1：根据droop控制的分布式发电DG变换器的电压电流双环比例谐振PR控制器模型，推导得到滤波电感电流的参考值、DG输出的电流及电压之间关系式；

步骤2：设定滤波电容和电压电流双环PR控制器参数，使DG输出的电流跟踪滤波电感电流的参考值；

步骤3：设定限流阈值，当DG输出电流中某相电流有效值大于限流阈值时，通过改变电压电流PR双环控制器中电流内环的滤波电感电流的参考值进行限流。

优选地，所述步骤1中的滤波电感电流的参考值DG输出电流i₀及电压u₀之间关系式为：

其中，G_l0(s)、G_u0(s)分别为与i₀、u₀与i₀之间的传递函数；a₀、a₁、a₂、a₃，b₀、b₁、b₂和c₀、c₁、c₂、c₃、c₄均为中间参数，L_f为滤波电感，C_f为滤波电容，V_DC为分布式发电单元直流侧电压；k_pi、k_ri分别为电压电流PR双环控制器中电流PR内环的比例系数、谐振系数；ω_ci为电流PR内环的截止频率；ω₀为电网额定角频率，ω₀＝2πf₀＝100π≈314，f₀＝50Hz，s为拉普拉斯算子。

优选地，所述步骤2还包括附加限定条件，所述附加限定条件为：G_u0(s)在50Hz频带附近保持较小幅值，即趋近于0和G_l0(s)在尽量宽的频带内保持幅值为1、相角为0°。

优选地，所述限流阈值的最大值为额定电流i_E的2倍。

优选地，所述步骤3还包括以下分步骤：

步骤31：获取DG输出的各相电流i_a，i_b和i_c，得到其相应的有效值r_a、r_b、r_c；

步骤32：顺序判断有效值r_a、r_b、r_c是否大于其限流阈值，若大于，则调整对DG输出电流i₀限流。

与现有技术相比，本发明具有以下优点：

(1)本发明所提的限流方法能将DG输出电流i₀限制2倍电流额定值i_E附近，且不受短路类型、故障电阻和故障时刻等因素的影响；

(2)本发明所提的方法中电压电流双环控制器采用了PR控制器，相比于采用PI控制器，本发明DG输出的电流峰值要更小、响应速度更快；

(3)本发明的电压电流双环控制中，除了关注滤波电感电流i_L与其参考值之间关系，还从理论上推导出短路故障时和DG输出的电压u₀对电流i₀影响，为本发明所提的限流方法提供理论支撑。

附图说明

图1为本发明所述微网的结构及其控制***。

图2为本发明所述电压电流双环PR控制框图。

图3为本发明所述G_l0(s)、G_u0(s)的频域响应曲线，其中，图3(a)为G_l0(s)频率响应；图3(b)为G_u0(s)频率响应。

图4为本发明实施例所述微网正常运行时DG1的电压、电流及其THD，其中，图4(a)为DG1的三相电压波形及THD；图4(b)为DG1的三相电流波形及THD。

图5为本发明实施例所述微网DG1的单相接地故障波形，其中，图5(a)为A相接地故障；图5(b)为B相接地故障；图5(c)为C相接地故障。

图6为本发明实施例所述微网DG1的两相接地故障波形，其中，图6(a)为AB相接地故障；图6(b)为AC相接地故障；图6(c)为BC相接地故障。

图7为本发明实施例所述微网DG1相间短路故障波形。

图8为本发明实施例所述DG1双环控制器采用两种控制方法发生故障时三相各项电流波形，其中，图8(a)为A相单相接地故障；图8(b)为AB两相接地故障；图8(c)为BC两相间短路故障；图8(d)为ABC三相间短路故障。

图9为本发明实施例所述混合微网的结构框图。

图10为本发明实施例所述两种不同方案下发生三相故障后的直流侧电压和逆变器输出电流，其中，图10(a)为方案I下直流侧电压；图10(b)为方案I下逆变器输出电流；图10(c)为方案II下直流侧电压；图10(d)为方案II下逆变器输出电流。

图11为本发明实施例所述两种不同方案下发生两相接地故障时的直流侧电压和逆变器输出电流，其中，图11(a)为方案I下直流侧电压；图11(b)为方案I下逆变器输出电流；图11(c)为方案II下直流侧电压；图11(d)为方案II下逆变器输出电流。

图12为本发明实施例所述两种不同方案下发生单相接地故障时的直流侧电压和逆变器输出电流，其中，图12(a)为方案I下直流侧电压；图12(b)为方案I下逆变器输出电流；图12(c)为方案II下直流侧电压；图12(d)为方案II下逆变器输出电流。

图13为本发明方法的整体流程示意图。

具体实施方式

下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例是本发明的一部分实施例，而不是全部实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动的前提下所获得的所有其他实施例，都应属于本发明保护的范围。

实施例：

1、微网的结构及其电压电流双环控制器

(1)微网的结构

图1为本发明微网的结构及其控制***。图中，微网中有DG1、DG2共2个电压源型逆变器，它们均采用droop控制；L_f、R_f和C_f为滤波的电感、电阻和电容；L_c、R_c为耦合的电感、电阻；L_line、R_line为线路的电感、电阻；负荷1～3均为恒功率负荷；u₀、i₀为DG输出的电压、电流，其额定值为u_E、i_E；为输出电压的参考值；i_L为滤波电感电流；u_dc为直流侧电压。

(2)电压电流双环控制器

PI控制存在交流稳态误差且抗干扰能力差等问题，比例谐振(PR)控制能解决此问题，且可对交流直接控制，无需复杂和坐标变换。但标准PR控制也有一些问题：①只在基波频率这一点幅值增益非常大，在非基波频率处幅值增益非常小；②当电网频率有偏移时，其抑制谐波扰动的能力有限。由于准PR控制解决了标准PR控制存在的问题，因此，本发明电压电流双环控制器采用了准PR控制。

图2为图1的droop控制中DG变换器的电压电流双环控制框图。图中，s为拉普拉斯算子，为参考电感电流，i_c为滤波电容电流，G_u(s)、G_i(s)分别为电压外环、电流内环的准PR控制器。

G_u(s)、G_i(s)都采用准PR控制器，它们可表示为：

式中：k_pu、k_pi分别为电压、电流的比例系数；k_ru、k_ri为分别为电压、电流的谐振系数；ω_cu、ω_ci分别为电压、电流的截止频率；ω₀为额定角频率，ω₀＝2πf₀＝100π≈314，f₀＝50Hz。

2、本发明的droop控制微网限流方法

(1)本发明限流方法的理论推导

在图2中，以参考电感电流为输入、DG输出电流i₀为输出，并考虑DG输出电压u₀，可得关系式为：

由上式可推出：

式中：G_l0(s)、G_u0(s)分别为与i₀、u₀和与i₀之间的传递函数。它们可表示为：

其中，

由式(4)可知，i₀跟踪的能力与G_l0(s)和G_u0(s)相关，G_l0(s)只受G_i(s)和滤波电感L_f的影响，G_u0(s)除了受到G_i(s)和L_f的影响外，还与滤波电容C_f有关。因此，若能通过调节有关参数使G_u0(s)幅值为0且G_l0(s)幅值为1，则i₀就能完全跟踪这一控制目标(即)，从而使限流方法能够适应不同类型的短路故障，由此本发明提出了本发明的新型限流方法。

在本发明的限流方法中，在i₀保证跟踪条件下，i₀的任一相电流大于给定阈值时，可通过改变来对i₀限流；本发明的限流目标为：在不同类型的短路故障下，通过本发明的限流方法，使i₀最大相电流(即故障电流)以固定值I_S输出。

(2)本发明限流方法的参数影响及选取方法

利用控制变量法来研究各变量对G_u0(s)和G_l0(s)的影响，并给出各参数的选取原则。

本发明通过控制变量法分析了有关变量对G_u0(s)和G_l0(s)的影响，由于篇幅关系，具体分析过程略去。通过分析可得结论：①减小C_f可使G_u0(s)在全频段的幅值减小；②改变k_pi、L_f、k_ri和ω_ci对G_u0(s)幅值减小的影响不大；③适当改变kpi、Lf可使Gl0(s)在更宽频带上的幅值、相角分别稳定于1、0°。由此可得到为使i0能有效跟踪根据上面结论可得参数选择方法：①选取现今常用的小数值滤波电容；②按照上述原则并依据频率响应曲线选取控制***参数；③确定参数取值，见表1。

表1电流环PR控制器参数

图3为由表1参数画出的G_l0(s)和G_u0(s)频率响应曲线。由图可见，在表1参数下，G_l0(s)在频率1Hz～10kHz范围的幅值、相位分别能维持在1、0°附近，输出电流i₀在50Hz附近准确跟踪参考电流但G_u0(s)幅值随着频率增加略有提高，这会使i₀与之间存在微小偏差。

3、实验分析

为了验证本发明所提限流方法的有效性，按照图1在Matlab/Simulink软件平台上搭建基于下垂控制的微网仿真***。微网中2台DG1和DG2容量均为30kVA，输入直流电压为u_dc＝800V，输出交流电压/频率为220V/50Hz，开关频率为6kHz；滤波器参数为：L_f＝1.5mH、R_f＝0.15Ω、C_f＝1500μF，耦合参数为：L_c＝0.5mH、R_c＝0.05Ω，线路参数为：R_line＝0.2km×0.642Ω/km、L_line＝0.2km×0.083H/km；负荷1、2、3的有功/无功分别为20kW/5kVar、10kW/10kVar、20kW/5kVar。

本发明的droop控制中电压电流双环控制器通过dq坐标系下d、q轴分别控制，因此在发生故障时，本发明的限流方法具体实施方法为：给定d轴参考电流为I_{Ldref_fault}，给定q轴参考电流I_{Lqref_fault}为0。I_{Ldref_fault}与DG输出电流i₀之间的关系为：

式中：I_{Ldref_fault}、I_{Lqref_fault}为给定d轴、q轴的参考电流；i_0amax、i_0bmax、i_0cmax为坐标系abc下额定电流i_E的2倍，它们可通过稳定运行时潮流计算获得；中间矩阵为dq0-abc坐标系的变换矩阵。本发明选定I_{Ldref_fault}＝110A，I_{Lqref_fault}＝0A，则在理想状态下可获得幅值为110A、相角为0°的三相正弦电流。考虑到微网DG的小惯性，并减小故障发生时冲击电流，当相电流幅值超过85A时启动限流控制器。

(1)正常运行

图4为微网正常运行时DG1的三相电压、电流及其THD，表2为电压电流双环PR控制器参数取值。由图可见，DG1三相电压的基频幅值分别为310.8V、310.9V和311V，按照IEEEStd 936-1987可知，三相电压不对称度仅为0.06％，且各相THD值都小于0.65％，满足电压要求；DG1三相电流的基频幅值分别为56.74A、56.76A和56.78A，三相电流不对称度仅0.07％，且各相THD值均小于0.21％，满足电流要求。因此，在本发明所提的限流方法下微网能够正常运行。

表2电压电流双环PR控制器的参数

(2)不同故障类型

1)单相接地故障

图5为微网DG1的单相接地故障波形。图中，在距离DG1出口80m处发生不同的相(即A相、B相、C相)和不同接地电阻(即接地电阻0.1Ω、1.0Ω、20Ω)的单相接地故障，且故障时刻为0.15s。由图可见，在相同接地电阻下和不同的相故障时，各相电流的稳态幅值稳定于110A附近，但各相的波形畸变程度不同。当接地电阻小于1Ω，因其故障电流超过设定阈值，限流方法启动，使各相的稳态幅值稳定于110A附近。当接地电阻大于20Ω时，由于各相故障电流未超过设定阈值，限流方法不启动，各相电流的幅值按其固有故障趋势变化。因此，本发明所提的限流方法能够在单相接地故障时有效地限制短路电流，且不受接地电阻和故障相的影响。

2)两相接地故障

图6为微网DG1的两相接地故障波形。图中，在距离DG1出口80m处发生不同的两相(即AB、AC、BC两相接地)和接地电阻(即0.1Ω、1.0Ω、10Ω、100Ω)的两相接地故障，且故障时刻为0.15s。由图可见，随着接地电阻的增加，各相波形的畸变程度和三相不对称度先减小后趋于稳定。当发生不同相接地故障时，冲击电流的幅值不同，但基本不受接地电阻的影响。随着接地电阻的增加，稳态电流的幅值有所增加，三相电流的高次谐波含量较单相接地情况有所增加，产生了一定的误差，这与理论分析结果一致，但稳态电流的幅值都在110A附近，这说明本发明所采取的限流方法仍然有效。因此，本发明所提的限流方法不受接地电阻和故障相的影响。

3)相间短路故障

图7为微网DG1相间短路故障波形。图中，在距离DG1出口80m处发生不同相(即AB、AC、BC、ABC两相或三相间短路)的相间短路故障，且故障时刻为0.15s。由图可见，两相短路故障时谐波含量大于三相短路，且两相短路后DG1输出电流的波形畸变率也高于三相短路。但从短路后的最大瞬时值可知，本发明所提的限流方法能够有效地限制短路电流，且不受短路相的影响。

(3)双环控制器采用PR控制与采用常规PI控制比较

下面将微网droop控制中双环控制器采用本发明PR、传统PI两种控制的限流方法做仿真对比分析。

图8为DG1发生故障时双环控制器采用PR、PI两种不同控制时三相电流波形。图中，故障时刻为0.15s、故障距离为50m、接地电阻为1Ω。

由图8可见，不管是发生接地故障还是相间故障，本发明所提的限流方法在PR控制器和PI控制器下均能有效限制输出电流到110A附近，但短路故障后，PR控制器的输出电流峰值要小于PI控制器，这表明PR控制器的响应速度比PI控制器更快，这有利于限流方法更好地实施。

(4)其它不同故障条件

下面按照无任何限流方法(方案I)、采用本发明所提限流方法(方案II)两种方案进行仿真对比分析。

1)不同的接地电阻

假设DG1馈线上0.2s时发生不同接地电阻的C相接地故障。表3为两种方案下仿真结果。

表3 C相不同接地电阻时电流幅值

由表3可知，当接地电阻为10Ω时，电流幅值为65.3A，小于85A的启动电流，限流方法未启动，两种方案的电流幅值相同。而当接地电阻为0.5Ω和1Ω时，电流幅值大于85A，限流方法被启动，电流幅值被限为110.4A和110.2A。因此，本发明限流控制方法与接地电阻大小无关，电流超过阈值时，可使输出电流i₀限制在给定值附近输出。

2)不同时刻故障

若DG1馈线上0.30s、0.35s和0.40s时发生C相接地故障，接地电阻为0.8Ω、故障距离为150m。表4为两种方案下仿真结果。由表4可知，本发明所提的限流控制器与故障发生时刻无关。

表4 C相不同时刻故障时电流幅值

(5)本发明所提限流方法的应用

下面通过本发明所提限流方法在混合微网上应用情况，来验证本发明所提限流方法的应用性能。

图9为混合微网的结构框图。图中，直流母线汇集光伏(PV)、储能电池(BES)、电动汽车(EV)和直流负荷4部分组成；直流母线通过双向AC/DC变换器连接到交流母线；双向AC/DC变流器采用下垂控制，并采用本发明提出的限流方法；直流母线电压为600V，交流母线电压为380V。直流母线电压等级采用分层控制^[17]，其中：第I层，由光伏***的DC/DC变换器在微网过剩时维持直流母线电压稳定；第II、V层，直流母线电压由蓄电池储能***的双向DC/DC变换器控制；第III、IV层，通过双向AC/DC变换器与交流母线的功率交换，实现直流母线电压的稳定控制。

下面按照没有限流方法(即方案I)、采用本发明所提限流方法(即方案II)两个方案进行仿真对比分析。设置I_{Ldref_fault}＝50A，I_{Lqref_fault}＝0，限流控制器的启动阈值为28.3A，也即相电流幅值为40.0A。

图10为两种不同方案下发生三相故障后的直流侧电压和逆变器输出电流。图中，在距离逆变器出口200m处发生三相故障，***功率处于过剩状态，直流母线电压控制处于第I层。

由图可见，未采取限流方法时，故障发生后直流侧电压迅速跌落至500V左右，已经脱离直流母线电压第I层；而当采用限流方法后，直流侧的电压能稳定在648V附近，仍处于直流母线电压第I层；未采取限流方法时，逆变器稳定后的电流幅值约为500A，且波形畸变严重；而当采用限流方法后，逆变器稳定后的电流约49.77A，且波形畸变小。

图11为两种不同方案下发生两相接地故障时的直流侧电压和逆变器输出电流。图中，在距离逆变器出口200m处发生接地电阻为0.1Ω的AB两相接地故障，直流母线电压控制处于第I层。由图可见，限流方法有助于直流侧电压的稳定，能使直流侧电压在指定层运行；限流方法还能使逆变器输出的电流最大值稳定于给定值附近，且能有效减小输出电流的谐波，但限流方法引起0.02s短暂变化过程。

图12为两种不同方案下单相接地故障时相关波形。图中，当距离逆变器出口200m处发生接地电阻为0.01Ω的A相接地故障，直流母线电压控制仍处于第I层。由图可见，限流方法有助于直流侧电压的稳定，使逆变器出口的三相电流最大值稳定于给定值附近，且能有效减小输出电流的谐波。

因此，本发明所提的限流方法能够有效地应用到AC/DC混合微网中。

4、总结

通过研究DG输出电流、DG输出电压及滤波电感电流的参考值之间的关系，提出一种新型的故障限流方法，通过理论推导和仿真实验可得到下面结论：

1)本发明所提的限流方法中双环控制采用PR控制器时，当滤波电感不变时，通过设置适当的控制参数可使i₀有效跟踪但只有减小滤波电容才可降低u₀对i₀的影响。

2)本发明所提的限流方法能将故障电流限制2倍电流额定值附近，且不受短路类型、故障电阻和故障时刻等因素的影响。

3)相比于采用PI控制器，本发明所提的限流方法采用了PR控制器，其DG输出的电流峰值要更小、响应速度更快。

4)本发明所提的限流方法能在混合微网可靠实现，并能使其直流侧电压在故障时维持在给定范围内。

以上所述，仅为本发明的具体实施方式，但本发明的保护范围并不局限于此，任何熟悉本技术领域的技术人员在本发明揭露的技术范围内，可轻易想到各种等效的修改或替换，这些修改或替换都应涵盖在本发明的保护范围之内。因此，本发明的保护范围应以权利要求的保护范围为准。

Claims (5)

1.一种新型微网故障的限流方法，其特征在于，包括以下步骤：

步骤1：根据droop控制的分布式发电DG变换器的电压电流双环比例谐振PR控制器模型，推导得到滤波电感电流的参考值、DG输出的电流及电压之间关系式；

步骤2：设定滤波电容和电压电流双环PR控制器参数，使DG输出的电流跟踪滤波电感电流的参考值；

步骤3：设定限流阈值，当DG输出电流中某相电流有效值大于限流阈值时，通过改变电压电流PR双环控制器中电流内环的滤波电感电流的参考值进行限流。

2.根据权利要求1所述的一种新型微网故障的限流方法，其特征在于，所述步骤1中的滤波电感电流的参考值DG输出电流i₀及电压u₀之间关系式为：

其中，G_l0(s)、G_u0(s)分别为与i₀、u₀与i₀之间的传递函数；a₀、a₁、a₂、a₃，b₀、b₁、b₂和c₀、c₁、c₂、c₃、c₄均为中间参数，L_f为滤波电感，C_f为滤波电容，V_DC为分布式发电单元直流侧电压；k_pi、k_ri分别为电压电流PR双环控制器中电流PR内环的比例系数、谐振系数；ω_ci为电流PR内环的截止频率；ω₀为电网额定角频率，ω₀＝2πf₀＝100π≈314，f₀＝50Hz，s为拉普拉斯算子。

3.根据权利要求1所述的一种新型微网故障的限流方法，其特征在于，所述步骤2还包括附加限定条件，所述附加限定条件为：G_u0(s)在50Hz频带附近保持较小幅值，即趋近于0和G_l0(s)在尽量宽的频带内保持幅值为1、相角为0°。

4.根据权利要求1所述的一种新型微网故障的限流方法，其特征在于，所述限流阈值的最大值为额定电流i_E的2倍。

5.根据权利要求1所述的一种新型微网故障的限流方法，其特征在于，所述步骤3还包括以下分步骤：

步骤31：获取DG输出的各相电流i_a，i_b和i_c，得到其相应的有效值r_a、r_b、r_c；

步骤32：顺序判断有效值r_a、r_b、r_c是否大于其限流阈值，若大于，则调整对DG输出电流i₀限流。