适用于多机集群的外部集中扰动式阻抗测量孤岛检测法

贾　科　郇凯翔　魏宏升　毕天姝　何国庆（.新能源电力系统国家重点实验室（华北电力大学） 北京　006.国家电网公司　北京　009）



适用于多机集群的外部集中扰动式阻抗测量孤岛检测法

贾科1郇凯翔1魏宏升1毕天姝1何国庆2
（1.新能源电力系统国家重点实验室（华北电力大学） 北京102206
2.国家电网公司北京100192）

现有逆变器并网类新能源电源孤岛检测多采用主动法，但由于多个机组并网时扰动信号相互影响，存在检测盲区，同时可能影响系统电能质量。基于此，提出了一种可同时适用于单机和多机集群的有源孤岛检测方法，采用外部集中扰动方式，避免了多机扰动信号相互干扰，且可普适于逆变器并网类电源、同步发电机等多种类型电源，同时提出了逆变器并网类电源在外来扰动下的测量阻抗模型。利用宽频脉冲注入及高频电抗计算放大了孤岛前后特征量差异，提高了检测灵敏度。另外，通过间歇性过零点短时注入控制，提高了阻抗测算准确度，并降低了主动法对系统的扰动，保证了良好的电能质量，同时降低了对注入装置直流电压等级的要求，保证了实用性和经济性。

孤岛检测主动注入法多机集群逆变器阻抗模型高频电抗计算

0　引言

能源高效利用的需求与电力电子技术的发展促使大量的光伏和风电等新能源分布式电源并网，对就近负荷供电［1，2］。然而分布式电源（Distributed Generator，DG）入网后，由于主网故障及开关误动作等造成DG与就近负荷的非计划性孤岛运行［3，4］，可能危及电网线路维护人员和用户的生命安全；影响孤岛系统内设备正常运行及重合闸动作。所以分布式并网发电系统须具备孤岛检测能力［5-7］。

孤岛检测方法根据是否依赖通信分为远程法与本地法两种。其中本地法根据工作原理又可分为主动式与被动式。被动检测法分析孤岛后由于DG出力与就近负荷不匹配造成保护安装处的电气量变化，有过/欠电压、过/欠频率检测法、相位跳变检测法和电压谐波检测法等［8-10］。这类方法实现简单，但在分布式电源出力与就近负荷近似匹配时存在检测盲区。主动检测法通常利用逆变器向系统注入扰动，测量系统孤岛前后响应变化，有阻抗测量法、频率偏移法、Sandia频率偏移法和滑模频率偏移法等［11-14］。主动检测法可减小或消除检测盲区，但可能会影响系统电能质量甚至造成故障范围扩大。

目前经逆变器入网分布式电源孤岛检测的主要研究方向是主动式检测法，以减小或消除检测盲区［15，16］。然而，随着系统向多逆变器、多电源类型并网发展，主动法扰动信号可能被放大，破坏系统稳定和电能质量，也可能相互抵消导致孤岛检测失败，存在多机间扰动相互干扰现象，其孤岛检测有效性面临新的挑战［17-20］。因此需要研究适用于多类型电源、多台并网逆变器集群系统的孤岛检测技术。

相比于单机机端扰动的方法，外部集中扰动法更适用于多电源分布式系统。基于外部扰动，分析孤岛前后系统等效阻抗变化可以简单直接地检测孤岛。这类方法通常假设分布式电源为同步机，外部扰动下系统等效阻抗很容易获得［21］。但是考虑实际运行中大多DG以逆变器并网，这种等效方法存在理论上的缺陷，难以满足实际应用要求。因此，研究扰动下逆变器的响应模型成为外部扰动孤岛检测法的必要环节。

此外，近年来研究和实际案例表明，孤岛问题并非局限于光伏发电系统，经逆变器入网风电系统也会出现孤岛运行现象。2012年中国电力科学研究院在线路短路试验中发现，风电（包含永磁与双馈风力发电机组）在系统侧故障跳闸后存在孤岛运行现象，最长持续时间达18.8 s。目前，国内外对风电孤岛运行并未提出相关要求，风力发电机组均未考虑孤岛问题，对于风力发电机组孤岛检测的研究相对欠缺［22，23］。

本文提出了一种可适用于单机及多机集群的有源孤岛检测方法，采用外部集中扰动方式，避免了多机扰动信号相互干扰而失效，同时提出了逆变器类电源（以永磁直驱风力发电机为例）在外部扰动下的动态阻抗模型，采用宽频暂态量注入和高频电抗计算，放大了孤岛前后特征量差异，提高了检测灵敏度。同时，通过间歇性动态过零点短脉冲注入控制，提高了阻抗测算准确度，并降低了主动法对系统电能质量的影响。

1　适用于多机场景的孤岛检测法

1.1测量阻抗法基本原理

单机等效分布式发电并网系统结构如图1所示，由分布式电源、本地负荷和电网构成。正常运行时，电源、负荷与主网相连。故障或系统发生较大扰动时，断路器动作，分布式电源与主网脱离，与就近负荷形成孤岛。

图1　分布式电源并网系统结构Fig.1　General structure for grid-connected DG system

传统的基于单机逆变器机端扰动的阻抗测量法孤岛检测，依据公共耦合点（Point of Common Coupling，PCC）注入处孤岛前后系统阻抗变化判别孤岛运行状态。在含有分布式电源的系统中，由于容量差别很大，主电网的等效阻抗通常比负荷的等效阻抗小得多，使孤岛状态前后在PCC点测得的系统阻抗发生显著变化，便于准确识别。然而这类方法无法避免多机时存在的相互影响问题［24-26］，也因其依赖于逆变器扰动控制从而受限于电源类型。

外部集中扰动式测量阻抗法等效电路如图2所示。不同于传统的逆变器机端扰动方式，而采用在PCC处施加独立的集中扰动注入。

其注入点测量阻抗特征及检测基本原理如下:

系统中，通常电网（Grid）的阻抗远小于分布式电源（DG）和负荷（load）的阻抗。

图2　外部集中扰动下系统测量阻抗等效电路Fig.2　Schematic ofequivalent system impedance under external centralized disturbances

孤岛前，PCC处的测量阻抗为

孤岛后，PCC处的测量阻抗为

式（3）和式（4）表明，孤岛后的测量阻抗明显大于孤岛前，基于此阻抗特征差异可进行阻抗测量法孤岛检测。该方法中系统只存在一个扰动源，避免了多扰动信号相互影响问题，可适用于含多逆变器分布式电源系统。采用了独立注入装置，同时适用于同步发电机等直接并网电源。

1.2外部集中扰动下并网逆变器的测量阻抗模型

永磁直驱风力发电机（PMSG）是一类典型的电压源型逆变器类电源，本文以PMSG为代表，进行了在外部扰动信号情况下，逆变器类电源测量阻抗外特性模型的研究。

图3为GE通用PMSG经逆变器并网的模型。图中，永磁直驱风力发电机出口电压先经不可控整流，通过Boost直流升压电路形成较高电压的直流电压源，再经过三相可控桥式PWM逆变器变换为三相交流接入电网［27］。

图3　永磁直驱风力发电机经逆变器并网模型Fig.3　Model of PMSG connected to grid through inverter

外部集中扰动发生装置由PCC处向系统注入扰动信号，经各支路分流，进入到电网侧、各负荷和并网PMSG风力发电机。对单台并网PMSG，扰动信号经逆变器出口的Choke电路，再经逆变器各导通桥臂，进入风力发电机内部。图3中uAB为逆变器出口处（尚未经过Choke部分）A、B相间电压；iA、iB分别为出口A、B相电流，以出逆变器方向为正方向；iInj为PCC处注入扰动信号分流后到达风力发电机出口的扰动信号电流，其方向为从A相进逆变器从B相出，如图中箭头所示。

模型分析前提为，外部注入信号较小，与原系统电流相比，叠加在系统大电流之上，不影响原电流的正负；所关心频段范围内电力电子器件视为理想器件，即通态视为短路，断态视为开路。鉴于孤岛与正常运行时三相对称，这里仅取A、B相间分析。

根据电压源型逆变器所采用的调制法PWM电压控制规律，逆变器输出电压uAB为与正弦调制波形等效的三电平PWM波，输出电流iA、iB基本为正弦波（含一定量谐波的缘故），相位差120°，如图4所示。

图4　逆变器输出A、B相电流和相间电压波形Fig.4　Curves of currents of phase A，B and voltage of A to B that inverter outputs

就其中的某一相而言，A相的相电压PWM波形对应于A相IGBT全控开关器件的通断控制，而iA决定了A相中二极管的续流导通，故而，由逆变器电压和电流的规律可分析出逆变器内各桥臂和元件的通断规律，进而可分析出外部注入信号进入逆变器内的通道。具体分析如下:根据电容C上直流电压Ud的电位钳制作用和同一相上下桥臂互补导电控制原则，可以得出，A相中某IGBT全控器件的开关控制完全对应了其所在桥臂的通断，从而A相PWM电压波可完全对应A相中桥臂的通断。在此基础上，再根据A相电流与续流二极管通断关系，可分析得出逆变器A相所有元器件（VT1、VD1、VT4、VD4）的通断规律，A相电流为正时从VT1或VD4通，A相电流为负时从VT4或VD1通。

根据上面的分析，可以推出uAB的高电平+Ud对应桥臂1、6的导通，此时VT1和VT6都是控制导通状态，利用iA和iB的方向组合，确定此时该桥臂中实际通路是IGBT还是二极管；uAB的低电平-Ud对应桥臂3、4的导通，零电平对应桥臂1、3或桥臂4、6的导通，具体分析与高电平+Ud时同理。电平状态的切换频率等于逆变器开关频率。

根据以上分析，可得逆变器内所有桥臂和元件的通断组合情况及其时序转换。扰动信号进入逆变器共有16种信号通道（一周波内未必全部出现，取决于iA、iB和uAB的相对相位关系），按照iA、iB一个周期内的正负组合关系，将其分为4种情况:iA正iB负，iA正iB正，iA负iB正，iA负iB负，每种情况下包含4种通道。此处仅取第一种情况下（iA正iB负）的4种通道，如图5所示，其余12种参见附录。

图5　外部扰动信号进入逆变器内的信号通道分析（iA正iB负时）Fig.5　Channel analysis of external disturbance entering inverter（when iAis positive and iBnegative）

图5中涵盖了4种典型的扰动信号通道，扰动信号流向均为从A相进B相出。扰动信号电流叠加在原系统大电流之上，其流向可能与系统电流一致或相反，不影响系统电流通道和方向。

就所关心的阻抗特性而言，可进一步归结为两类通道，即经开关器件直接短路的通道和经开关器件进入直流部分的通道。取16种通道中的两种代表这两类通道，如图6、图7所示。

图6　经开关元件直接短路的通道类型Fig.6　Channel type of short circuit via switching elements

图7　经开关元件流经直流部分的通道类型Fig.7　Channel type of passing through DC part via switching elements

关于图7所示的第二类信号通道，扰动信号经逆变器进入直流部分，需进一步分析其经逆变器进入风力发电机内部后的通道，如图3虚线以左部分。根据Boost电路的开关控制，可分为如下两种情况:

1）在图3 Boost电路中IGBT导通情况下，二极管呈截止状态，信号将直接通过直流电容Cdc流出逆变器，不再进一步流入 Boost电路、整流器和同步发电机。

2）在图3 Boost电路中IGBT关断情况下，二极管呈导通状态，左侧直流部分为电容Cdc充电，极小的扰动信号将叠加在极大的原系统直流充电电流之上（合电流仍与原系统直流充电电流同向），流入Boost及其左侧电源部分。

而根据不可控整流电路的原理，整流器的6个桥臂在每时每刻有且仅有2个桥臂导通（除同相上下二个桥臂外），与上文叠加原理和方向分析同理，注入信号可由整流桥臂流入同步发电机。再由同步发电机的等效模型和三相电路对称性，可得此时信号通道及等效阻抗，如图8所示。图中小箭头为扰动信号流向，大箭头为扰动信号与原系统直流充电电流的合电流方向。

图8　Boost电路中IGBT关断时的信号通道等效阻抗Fig.8　Equivalent impedance schematic of signalchannel when IGBT of Boost circuit is off

图8中，Ldc为同步发电机单相等效电感，Cdc为直流稳压电容，其电容值极大，Ldc为Boost中续流电感，其电感值较大，根据XL=ωLdc，XC=1/（ωCdc），将有XL远大于XC，高频下，ω的放大作用将更使XL远大于XC，千赫兹级时超过103～104倍，可忽略直流电容Cdc的左侧支路。即进入到Boost、整流器、同步发电机等扰动信号值极小，可以忽略。

综上所述，整个PMSG风力发电机在对外部扰动信号的响应上，呈现的是逆变器部分的响应特性，就测量阻抗法而言，其在外部扰动信号下，对外呈现两种阻抗特性:短路阻抗特性和电容阻抗特性，如图9所示。

图9　外部扰动下PMSG（或逆变器）时变等效阻抗特性Fig.9　Characteristics of PMSG（or inverter）’s varying equivalent impedance under external disturbance

逆变器外部测量阻抗特性模型为:0和XC两种阻抗状态高频切换的动态时变阻抗特性，且每种阻抗状态持续时间为变化值。在高频情形下，可使XC= 1/（ωC）测量阻抗值趋于0（稳压电容C亦为大电容），高频下两种阻抗状态趋同，从而成功地将逆变器的动态时变阻抗特性转换为阻抗特性，此为后文宽频域高频电抗计算的基础。

该模型不受风力发电机运行条件（如风速与出力）和不同风力发电机控制策略（只要采用PWM基本原理即可）的局限，故可以适用于多台、多类型逆变器类电源集群，如多逆变器光伏系统、永磁直驱风力发电机多机集群及多种逆变器类电源混合多机集群。

1.3注入控制与宽频域高频电抗算法

如1.1节所述，本方法采用外部集中扰动方式，扰动注入源用并网单相全桥逆变电路原理来实现，扰动发生装置原理结构如图10所示。

图10　独立扰动发生装置原理结构Fig.10　Schematic of independent disturbance generating device

直流恒压电容C连接单相全桥逆变电路，经过一个较大的耦合电感（电感取值与注入电流大小有关）与PCC处A、B相相连。通过控制IGBT的开、关，可产生阶跃电压波形，经耦合电感L后形成脉冲三角电流波，如图11所示。该信号脉宽可控，可以实现间歇性注入，较特定频率持续注入方式而言可降低对系统扰动。

图11　扰动发生装置生成电压、电流扰动波形Fig.11　Curve of voltage and current disturbance generated by disturbance generating device

在注入策略上，本文提出了过零点注入方法。监测PCC处系统电压的过零点，在每个或相邻几个过零点处向系统注入上述电流iInj和并测量电压uPCC，计算测量阻抗。因注入时段在系统电压过零点处，使得采集到的PCC电压中原系统电压成分最小化，而有效成分（扰动响应电压成分）最大化，可提高信噪比及测量准确度，同时减小所需的扰动注入量级。

此外，并网扰动注入装置需保证其直流电压VAIE大于PCC处系统电压，否则注入装置中反并联二极管可能在系统电压下导通，这对直流电容及绝缘提出很高的要求。而本文所提注入装置，采用图10中所示的并网控制开关（采用IGBT器件）。在正常情况下控制其处于断开状态，注入装置与电网隔离；在检测到PCC处电压过零点时闭合并网开关，向系统注入扰动电流；扰动电流注入结束后，断开并网开关，恢复隔离状态。这样使得注入装置仅在注入时段内与电网连接，故而注入装置直流电压只需高于该段内的PCC电压值即可。而该段内的电压值均在过零点附近，极大降低了对装置直流电压和绝缘的要求，保证了实用性与经济性。

同时，本文采用高频电抗X作为判断孤岛的特征量，利用ΔX=ωΔL中高频ω放大孤岛前后的特征量差异。高频下容抗被弱化，使得X=ωL-1/（ωC）→X=ωL=2πLf，从而实现良好的频域电抗线性关系，满足孤岛检测准确度。

2　仿真结果

本文采用Matlab仿真软件，搭建如图1所示系统验证提出孤岛检测方法，其中PMSG风力发电机采用了系统经典的type4 wind turbine模型［28］。

PMSG风力发电机容量2 MW，RLC负荷容量2 MW（使得被动检测法在风力发电机与负荷相同时无法检测），系统侧电源为理想电压源，输电线路电压等级110 kV，配网系统电压等级35 kV，线路均采用π模型（参数参考实际现场），系统侧变压器容量为50 MV·A，风力发电机变压器容量为2.5 MV·A。

在此仿真系统下，同时进行了传统的基于逆变器扰动的主动式孤岛检测法和本文所提孤岛检测方法的对比仿真验证。前者取主动法中常用的基于无功功率扰动的三相主动移频法控制策略，如图12所示［26］。

图12　基于无功功率扰动的三相主动移频法控制策略Fig.12　Control strategy of three-phase active frequency drift method based on reactive power disturbance

2.1单机情景仿真分析

图13为采用间歇性过零点短时注入PCC处电压和注入电流波形。注入电流峰值为22.5 A，远小于系统运行电流，PCC处测量电压和注入电流波形如图13所示，注入电流对系统电压带来的扰动量较小且扰动时间短。

图13　注入电流和对应的PCC处电压（注入点所在一周波波形）Fig.13　Waveform of current disturbance injected and corresponding voltage at PCC（the cycle in which disturbance is injected）

通过滤波、稳态波形削减及FFT算法处理，对电压中的原系统量成分进行滤除，其频域测量阻抗计算结果如图14所示。将阻抗Z进行了实/虚部R、X分解。图中显示测算值与理论值保持了较小的计算误差，尤其在高频段，测量电抗X的准确度比R高，且X-f曲线高频段呈现出良好的线性，与前文理论部分分析一致。

图14　稳态和孤岛情况下频域测量阻抗计算结果Fig.14　Impedance estimation result in frequency domain in steady state and islanding state

由图14中孤岛后频域测量阻抗可见，即便在孤岛后的系统基频电气量动态变化情景下，本方法的测量阻抗计算值依然有着很高的准确度。选用较高频段的测量阻抗，形成孤岛前后时域的测量阻抗特征曲线如图15所示。

图15　时域在线测量阻抗特征曲线（5 s处孤岛）Fig.15　On-line impedance characteristic quantity curve in time domain（islanding set at 5 s）

图15中，孤岛发生在5 s时。阻抗计算采用了前面提出的宽频域高频电抗特征量算法，计算结果为归算到4 kHz的高频X归算值。

从图15中的理论值、测算值对比可以看出，采用过零点注入法测算系统高频电抗，具有较高的测量准确度，适用于孤岛检测。且高频电抗特征量计算显著放大了孤岛前后的特征量差异，提高了孤岛检测灵敏度。

2.2多机测量及信噪分析、电能质量分析

在多机场景下，本文首先采用前文所述参数和图12所示控制策略，进行了基于逆变器无功扰动的三相主动移频法的有效性仿真验证，仿真结果如图16所示。

图16　两台机场景下基于逆变器无功扰动的三相主动移频法的仿真结果Fig.16　Result of three-phase active frequency drift method based on reactive power disturbance under 2-inverter circumstances

图16中两台机采用不同的控制参数，以体现多机集群中不同机的差异性。可以看出，孤岛发生后（0.2 s），在逆变器输出功率与负荷接近的仿真情形下，因无功相互抵消削减，孤岛后电压频率在50 Hz附近波动，并没有持续偏离50 Hz、超出孤岛保护动作的频率阈值（如图中点划线所示），出现检测死区。

图17a为两台机采用不同的控制策略（不同的Kp和Ki参数）、不同的输出功率场景下，应用本文方法的孤岛检测仿真结果。与单机情况下具有类似的测量精度。

加入1%白噪声下测量阻抗计算结果如图17b所示。可以看出，与不加白噪声的原始测算结果（图15c）对比，由于过零点注入时系统自身波形（包含噪声）被最小化，本文方法的测算值仍然与理论值保持了较高的吻合性。

主动式方法通常会影响系统电能质量。一周波内，在有、无注入时谐波含量对比如图18所示。为方便谐波对比，图中已剔除50 Hz基波成分。

图17　两台机与白噪声情况下时域在线测量阻抗特征曲线Fig.17　On-line impedance characteristic quantity curve in time domain in the case of 2 PMSGs and the case of white noise

图18扰动注入前后系统谐波含量分析

Fig.18Harmonic analysis of the system before and after injection

系统无注入正常运行时，电压中谐波主要集中在低频段和电力电子器件开关频率3 kHz附近。注入后，较低频段（500 Hz附近）和高频段（大于3.5 kHz）谐波含量略微增大，然而对系统总体谐波畸变率THD影响并不大。

3　结论

传统针对单台逆变器的检测算法在多机、多逆变器、多电源类型场景下，其有效性面临挑战，同时现有集中扰动法研究中也缺乏在外部扰动下的逆变器的响应特性模型。本文基于此问题提出的外部集中扰动式测量阻抗法，避免了多机扰动信号相互干扰而失效，且可适用于多种逆变器类型和无逆变器的同步发电机，同时提出了以永磁直驱风力发电机为代表的逆变器类电源在外来扰动下的测量阻抗响应特性模型。该模型不受风力发电机运行条件和不同控制策略的局限，可以适用于多台、多类型逆变器类电源集群。

以过零点注入和宽频域高频电抗计算提高了检测准确度和放大了孤岛前后特征差异。另外，所提的间歇性动态过零点短时注入控制，极大降低了对系统的注入扰动量，保证了测量阻抗法作为一类主动法的良好的电能质量。

附录

附图1　外部扰动信号进入逆变器内的信号通道分析（iA正iB正时）App.Fig.1　Channel analysis of external disturbance entering inverter（when iAis positive and iBpositive）

附图2　外部扰动信号进入逆变器内的信号通道分析（iA负iB正时）App.Fig.2　Channel analysis of external disturbance entering inverter（when iAis negative and iBpositive）

附图3　外部扰动信号进入逆变器内的信号通道分析（iA负iB负时）App.Fig.3　Channel analysis of external disturbance entering inverter（when iAis negative and iBnegative）

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贾科男，1986年生，博士，副教授，研究方向为电力系统保护与控制。

E-mail:ke.jia@ncepu.edu.cn（通信作者）

郇凯翔男，1991年生，硕士研究生，研究方向为电力系统保护与控制。

E-mail:sdlwhkx@163.com

An Islanding Detection Method Based on Impedance Estimation Using External Centralized Disturbances for Multi-Distributed Generation System

Jia Ke1Huan Kaixiang1Wei Hongsheng1Bi Tianshu1He Guoqing2
（1.State Key Laboratory of Alternate Electrical Power System With Renewable Energy Sources North China Electric Power UniversityBeijing102206China
2.State Grid Corporation of ChinaBeijing100192China）

Active detection methods are mostly employed in existing islanding detections for renewable power generations which are connected to the grid through inverters.But，due to the mutual interferences of their disturbance signals，there might be a non-detection zone when multiple generations or inverters are connected to the grid.And also，this would bring bad influences on the power quality of the system.In view of the issues above，an active islanding detection method suitable for both single distributed generator（DG）and multiple-DGs cluster is put forward in this paper，which can avoid the mutual interferences of multi-supply disturbance signals.In addition，it is universally applicable for different types of DGs，including the grid-connected inverter and the synchronous generator，etc.Meanwhile，the measured impedance model for the grid-connected inverter is proposed under circumstances of the external disturbance signals.The characteristic quantity distinction before and after islanding is amplified by using the wideband spike pulse injection and the high-frequency reactance calculation，which improves the detection sensitivity.Moreover，by means of the intermittent zero-crossing-point （ZCP）injection control proposed in the paper，the method improves the accuracy of the impedance estimation，reduces the disturbances to the power system caused by the active detection method，and ensures favorable power quality.Meanwhile，the control lowers the requirement for the DC voltage level of the injection device，which ensures the practicability and economy.

Islanding detection，active injection method，multi-DGs duster，impedance model，highfrequency reactance calculation

TM77

国家重点基础研究发展（973）计划（2012CB215206）、国家自然科学基金（51407067）、中央高校基本科研业务专项资金（2014MS07，2016ZZDS01）和青海省光伏发电并网技术重点研究室（2014-Z-Y34A）资助项目。

2015-07-05改稿日期 2015-09-10