线性自抗扰技术在LCL逆变器并网电流控制及有源阻尼中的应用

Application of Linear Active Disturbance Rejection Technique in Grid-Connected Current Control and Active Damping of LCL Type Inverter

杨林, 曾江, 黄仲龙

华南理工大学 电力学院,广东省 广州市 510640

YANG Lin, ZENG Jiang, HUANG Zhonglong

School of Electric Power, South China University of Technology, Guangzhou 510640, Guangdong Province, China

  • 杨林(1993),男,硕士研究生,主要研究方向为分布式发电及微网控制,E-mail:1083308857@qq.com;

  • 曾江(1972),男,博士,副教授,通信作者,主要研究方向为配网自动化、电能质量分析与控制,E-mail:3393990173@qq.com。

基金项目: 国家自然科学基金资助项目(51477055,51777078); Project Supported by National Natural Science Foundations of China;

文章编号: 1000-3673(2019)04-1378-09 中图分类号: TM721

摘要

有源阻尼是解决LCL滤波器谐振问题的有效措施,传统的电容电流反馈有源阻尼方法需要增加额外的电流传感器,并网电流反馈有源阻尼存在微分信号提取困难等问题。为此,提出基于线性自抗扰技术(linear active disturbance rejection control,LADRC)的LCL逆变器并网电流控制及有源阻尼策略。基于LCL滤波器数学模型,设计三阶LADRC并网电流控制器,分析LADRC的跟踪和抗扰能力;将扩张状态观测器(extend state observer,ESO)得到的并网电流微分及二阶微分观测信号作为有源阻尼反馈量,以实现基于并网电流微分反馈的谐振抑制目标,避免了传统直接求取电流微分带来的噪声等问题。仿真和实验结果证明了本文所提策略的有效性。

关键词 : LCL型并网逆变器; 有源阻尼; 线性自抗扰控制; 扩张状态观测器; 状态反馈;

DOI:10.13335/j.1000-3673.pst.2018.0975

ABSTRACT

Active damping is an effective way to eliminate resonance of LCL type inverter. However, active damping method based on traditional capacitive current feedback needs additional current sensors, while the method of grid current feedback has difficulties in extracting differential signals. Therefore, a grid current control and active damping strategy of LCL type inverter based on linear active disturbance rejection control (LADRC) were proposed in this paper. Firstly, a third-order LADRC grid current controller was designed, to help improvement of system anti-disturbance ability. Thanks to LADRC strategy, the differential and second-order differential signals of grid current, used in active damping feedback channels to realize the resonance suppression target, could be obtained from the extended state observer (ESO) easily, avoiding problems of direct differentiation. Simulation and experimental results demonstrated effectiveness of proposed strategy.

KEY WORDS : LCL-type grid-connected inverter; active damping; linear active disturbance rejection control; extended state observer; state feedback;

0 引言

并网逆变器的输出滤波器是影响并网电流电能质量的关键环节,相较L型滤波器而言,LCL型滤波器具有更强的高频衰减能力及更低电感量,应用前景广阔。但LCL滤波器是三阶系统,存在谐振问题,容易发生振荡,甚至导致系统失稳,须采取措施加以抑制[1-4]

LCL滤波器谐振抑制方法分为无源阻尼和有源阻尼[5]。无源阻尼方法是在滤波电感或者滤波电容上串联或者并联电阻,其中滤波电容串联电阻方法的损耗相对较小,工程上得到了广泛应用,然而,串联电阻会削弱LCL滤波器的高频衰减能力。滤波电容并联电阻的方法不影响LCL滤波器谐振频率以外频段的特性,是最理想的阻尼方法,但功率损耗过大,限制了它的应用。有源阻尼通过增加额外反馈通道来达到无源阻尼的谐振抑制效果,且不引入额外功率损耗,成为了近年的研究应用热点[6-9]。传统的基于电容电流比例反馈[10]、电容电压微分反馈[11]或者多状态变量组合反馈[12]等方法均须加装额外电流或者电压传感器,这不仅导致系统硬件成本增加,且降低了系统的可靠性。文献[13]提出基于并网电流反馈有源阻尼方法(grid current feedback active damping,GCFAD),通过并网电流微分组合反馈,得到和电容电流比例反馈类似的阻尼效果,但存在二阶微分信号提取困难,容易引入噪声等问题。文献[14]所提的GCFAD方法实现相对简单,但会对系统低频特性造成影响,且不可避免存在信号直接微分带来的问题。

自抗扰控制[15](active disturbance rejection control,ADRC)吸收了现代控制理论成果及PID“基于误差消除误差”的思想精髓,把作用于对象的不确定因素都归结为“未知扰动”,利用扩张状态观测器(extend state observer,ESO)对其进行估计并予以补偿,将控制对象校正为积分串联型,并通过灵活的状态误差反馈律,使系统获得优良的动稳态性能和抗扰能力。ADRC的“抗扰特性”使得它非常适用于非线性、强耦合的系统(如本文所述的LCL型逆变器)。传统非线性ADRC存在计算复杂、参数众多、调参困难等问题,文献[16]提出了线性自抗扰控制(linear active disturbance rejection control,LADRC)方法,该方法保留了自抗扰控制的优良性能,将诸参数设计归结为观测器带宽和控制器带宽的整定,算法简单,易于工程实现。LADRC已经在电厂、精密机械、加工机床、化工过程和现代武器系统等领域得到成功应用[17-18]

目前,ADRC在电力系统换流器控制领域也取得了一定研究进展,文献[19]将LADRC引入到并联型有源滤波器的电流内环控制上,并通过李雅普诺夫稳定性理论证明了系统是渐进稳定的;文献[20]设计了基于ADRC的PWM整流器电压外环控制器,通过构造新型光滑非线性状态误差反馈函数,使得控制器收敛速度优于传统ADRC,并解决了控制力抖振的问题;文献[21]分析了PWM整流器模型预测直接功率控制和LADRC直接功率控制策略,LADRC的动态响应和模型参数鲁棒性优于前者;文献[22]研究了基于LADRC的微网运行模式平滑切换控制;文献[23-25]研究了ADRC在静止无功发生器直流电压控制、解耦控制中的应用。上述研究大多基于一阶ADRC,对系统某个控制环节进行简单替换,没有从控制对象具体的模型、阶数出发进行控制器设计。

本文首先建立LCL滤波器在dq旋转坐标系下的数学模型,将对象dq轴间耦合等视为扰动,根据模型阶数,设计基于三阶LADRC的并网电流控制器,提高并网逆变器的抗扰能力;基于传统的并网电流微分反馈有源阻尼策略,将扩张状态观测器得到的并网电流微分及二阶微分观测信号作为有源阻尼反馈量,在不引入额外电流传感器的情况下,实现和电容电流反馈有源阻尼类似的谐振抑制目标,避免传统方法直接求取电流微分带来的噪声等问题。通过频域分析法和仿真实验证明了上述策略的有效性。

1 LCL逆变器建模

LCL并网逆变器拓扑结构如图1所示,图中:L1R1为逆变器侧滤波电感和寄生电阻;L2R2为网侧滤波电感和寄生电阻;C为滤波电容;UsabcI2abc分别表示三相电网电压和三相并网电流。

图1 LCL逆变器整体控制结构 Fig. 1 Overall control structure of LCL inverter

LCL并网逆变器在dq旋转坐标系下的数学模型为

式中:i1di1qi2di2q分别表示逆变器侧电流和网侧电流d、q轴分量;UdUqUsdUsq分别表示逆变器侧电压和电网电压d、q轴分量;UcdUcq分别表示LCL滤波电容电压d、q轴分量;ω为系统基波角频率。

对式(3)求三阶微分,并将式(1)(2)代入,可得:

式中:

\({{b}_{0}}=1/({{L}_{1}}{{L}_{2}}C)\)

可见,在dq坐标系下,LCL逆变器是一个多变量、强耦合系统,采用一般的控制方法难以满足系统的控制要求。

2 三阶LADRC结构设计

2.1 整体结构

从式(4)可以看出,控制对象数学模型阶数为三阶,考虑对dq轴分别设计三阶LADRC控制器。当将dq轴间的耦合量视为扰动时,dq轴具有相同的LADRC控制结构,后面仅以d轴为例进行分析。

线性自抗扰控制器包括跟踪微分器(TD)、线性扩张状态观测器(LESO)、线性状态误差反馈律(LSEF)等结构,如图2所示,其中,v为参考输入,b0为控制器增益;u为控制输出,y为系统输出;z1z2z3z4分别为LESO对系统状态变量的观测值。考虑到本控制对象参考输入特性,这里不予采用TD[19]

图2 自抗扰控制器的整体结构 Fig. 2 Control structure of ADRC

2.2 LESO设计

加入扩张状态,将式(4)中d轴微分方程写成如下状态空间形式。

式中:u=Ud为控制输出;状态变量x1x2x3分别为系统输出电流idid微分及id二阶微分;x4=fd作为扩张状态变量加入系统中,表征系统的总和扰动,h为系统总和扰动的微分。

根据式(5),可建立如下四阶线性扩张状态观测器:

选取合适的观测器增益β1β2β3β4,LESO能实现对式(5)中各状态变量的实时跟踪,即z1x1,z2x2,z3x3,z4x4

2.3 状态误差反馈律设计

取总控制输出为

\(u=\frac{-{{z}_{4}}+{{u}_{0}}}{{{b}_{0}}}\) (7)

当忽略z4对总和扰动fd的估计误差,系统可简化为一个积分串联型结构。

\({{y}^{(3)}}=({{f}_{\text{d}}}-{{z}_{4}})+{{u}_{0}}\approx {{u}_{0}}\) (8)

控制器无需引入积分环节也能保证稳态性能,避免了积分环节对系统动态性能产生影响,这里设计比例反馈控制器。

\({{u}_{0}}={{k}_{\text{p}}}(v-{{z}_{1}})-{{k}_{\text{d}1}}{{z}_{2}}-{{k}_{\text{d}2}}{{z}_{3}}\) (9)

式中:kpkd1kd2为控制器增益。

综上,式(6)(7)(9)构成系统的三阶线性自抗扰控制器。

根据文献[16]极点配置法,为实现系统对参考信号的快速无超调跟踪,可对扩张状态观测器和误差反馈律参数作如下配置:

\({{\beta }_{1}}\text{=}4{{\omega }_{\text{o}}},{{\beta }_{2}}\text{=}6{{\omega }_{\text{o}}}^{2},{{\beta }_{3}}\text{=4}{{\omega }_{\text{o}}}^{3},{{\beta }_{4}}\text{=}{{\omega }_{\text{o}}}^{4}\) (10)

\({{k}_{\text{p}}}\text{=}{{\omega }_{\text{c}}}^{3},{{k}_{\text{d}1}}\text{=3}\omega _{\text{c}}^{\text{2}},{{k}_{\text{d}2}}\text{=3}{{\omega }_{\text{c}}}\) (11)

式中:ωo为观测器带宽;ωc为控制器带宽。这样,LADRC控制参数配置问题可简化为ωoωc的设计,有效解决了控制器阶数提高带来的参数设计复杂度问题。

3 三阶LADRC系统频带特性分析

3.1 LADRC抗总和扰动原理分析

ADRC的突出优点主要体现在其抗扰能力,本节将对LADRC控制系统的抗扰原理和参考信号跟踪特性予以分析。

联立式(6)(7)(9)(10)(11)可得:

\(u=\frac{{{R}_{\text{G}}}(s)}{{{b}_{0}}N(s)}v-\frac{{{R}_{\text{H}}}(s)}{{{b}_{0}}N(s)}y\) (12)

上式中,

\({{R}_{\text{G}}}(s)=\omega _{\text{c}}^{\text{3}}{{(s+{{\omega }_{\text{o}}})}^{4}}\) (13)

\({{R}_{\text{H}}}(s)={{\omega }_{\text{o}}}({{h}_{3}}{{s}^{3}}+{{h}_{2}}{{s}^{2}}+{{h}_{1}}s+{{h}_{0}})\) (14)

根据式(5),可将控制对象记为

\(y=\frac{1}{{{s}^{3}}}({{f}_{\text{d}}}+{{b}_{0}}u)\) (15)

结合式(12)(15),可将系统结构化为图3,据此,可得系统闭环传递函数为

图3 LADRC系统简化结构图 Fig. 3 Simplified structure diagram of LADRC

由式(16)可知,LADRC系统输出由跟踪项和扰动项组成,其中跟踪项只和误差反馈律参数(简化为控制器带宽ωc)有关,当忽略扰动项影响时,通过调整ωc,系统可实现对输入快速无超调跟踪。扰动项主要由LESO动态观测误差引起的,是影响LADRC控制系统性能的主要因素。

3.2 LADRC抗电网电压扰动分析

对于并网逆变系统而言,扰动主要来自于网侧电压,基于电网电压前馈策略可以有效抑制扰动对并网电流控制的影响,但同样存在微分信号求取困难的问题。下面分析LADRC观测器带宽和控制器带宽对系统跟踪特性和抗电网电压扰动特性的影响。如图4所示,系统并网电流传递函数为

\({{i}_{2\text{d}}}=\frac{\omega _{\text{c}}^{\text{3}}{{(s+{{\omega }_{\text{o}}})}^{4}}}{{{N}_{\text{p}}}(s)}{{i}_{2\text{dref}}}-\frac{{{b}_{0}}{{R}_{\text{f}}}(s)}{{{N}_{\text{p}}}(s)}{{U}_{\text{sd}}}\) (17)

式中:i2dref为电流参考值。

式中:Np(s)中p0~p7为常系数。

图5为LADRC闭环系统频带特性,由图5(a)可知,随着控制器带宽ωc增加,LADRC跟踪参考信号带宽增加,但高频衰减能力减弱;由图5(b)可知,随着观测器带宽ωo增加,LADRC控制系统带

图4 LADRC逆变器系统结构图 Fig. 4 Structure diagram of LADRC based inverter

宽增加,且高频段特性不变,但ωo过大容易引入输出噪声;另外,观察LCL滤波器谐振频率点fres,可以看到,随着ωo增加,扩张状态观测器观测能力提高,对LCL谐振峰具有一定抑制作用。观察图5(c)(d),带宽ωcωo增加,系统抗电网电压扰动能力都有所增加,对来自网侧电压的谐振同样具有一定抑制作用。事实上,LADRC状态误差反馈律中,引入了输出的微分z2、二阶微分z3反馈,另外,总和扰动z4中也含有一定谐振频率的成分,因此LADRC本身具备一定的谐振抑制能力。

4 基于三阶LADRC的有源阻尼策略

4.1 传统LCL有源阻尼策略

传统的LCL滤波器有源阻尼谐振抑制策略中,基于电容电流比例反馈的有源阻尼策略效果最为理想,既能实现谐振抑制,又不影响其他频段的幅频特性。为节省传感器硬件成本,同时提高系统可靠性,可采用并网电流微分组合反馈策略来实现和前者等效的谐振阻尼抑制效果。假定并网逆变器处于单位功率因数运行状态,电网电压和并网电流比值表示为RL,那么可以得到电容电流和并网电流关系式(18):

\({{i}_{c\text{d}}}=({{L}_{2}}C{{s}^{2}}+{{R}_{L}}Cs){{i}_{\text{sd}}}\) (18)

由此可得GCFAD实现框图,如图6所示,图中虚线部分表示电容电流反馈有源阻尼,Hc为电容电流反馈系数;绿色部分表示GCFAD策略,Hi1Hi2为反馈系数。GCFAD策略需要求取并网电流二阶微分,工程上不容易实现。

4.2 基于三阶LADRC的有源阻尼策略

三阶LADRC电流控制模式下,并网电流的微分及二阶微分信号(x2x3)可由扩张状态观测器LESO得到(z2z3),将其引入到有源阻尼反馈通道,从而避免对并网电流直接求微分。

图7所示为基于并网电流反馈有源阻尼的三阶LADRC详细控制框图,其中绿色框内为观测状态z2z3的有源阻尼反馈系数H1H2,G(s)为LCL控制对象,ut为最终作用于对象的总控制量。

由上图可求得LADRC有源阻尼下并网电流闭

图5 LADRC闭环系统频带特性 Fig. 5 Frequency characteristics of LADRC

图6 传统有源阻尼结构图 Fig. 6 Structure of traditional active damping strategy

图7 基于LADRC状态反馈有源阻尼结构图 Fig. 7 Structure of LADRC with state feedback based active damping

环传递函数为

\({{i}_{\text{2d}}}=\frac{\omega _{\text{c}}^{3}({{(s+{{\omega }_{\text{o}}})}^{4}}-{{H}_{\text{v}}}(s))}{{{N}_{\text{pd}}}(s)}{{i}_{\text{2dref}}}-\frac{{{R}_{\text{f}}}(s)}{{{N}_{\text{pd}}}(s)}{{U}_{\text{sd}}}\) (19)

式中:Rf(s)同式(17)。

Npd(s)中pd0~pd7为常系数。

图8为常规LADRC、带有源阻尼LADRC_D、无阻尼PI和有源阻尼PI_D控制的闭环频率特性。可以看到,无阻尼PI控制下,谐振严重,加入基于电容电流反馈有源阻尼后(见曲线PI_D),谐振峰基本消除。常规LADRC控制下,谐振峰得到一定抑制;进一步的,LADRC加入有源阻尼后,谐振峰同样得到有效消除。由图8(b)可以看到,在中低频段,LADRC的电网电压扰动抑制能力要比PI强。

5 仿真与实验

为了验证本文所提控制策略的有效性,基于PSCAD/EMTDC电磁暂态仿真软件,搭建了LCL并网逆变系统仿真模型,对基于LADRC并网电流控制有源阻尼及基于PI的电容电流反馈有源阻尼策略进行对比分析,系统参数见表1。

图8 LADRC、LADRC_D、PI和PI_D的频率特性对比 Fig. 8 Frequency characteristics of LADRC, LADRC_D、PI and PI_D

表1 LCL逆变器参数 Tab. 1 Parameters of LCL inverter

5.1 仿真结果

图9为不同控制器带宽ωc和观测器带宽ωo对LADRC性能的影响。如图9(a)所示,ωo取设计值9600 rad/s,ωc依次取2500 rad/s,3000 rad/s,3500rad/s和3900 rad/s,可以看到,一定范围内,随着ωc增加,LADRC输出电流波形质量得到改善,谐振分量得到一定抑制,如图10(a)所示,电流总谐波畸变率由7.41%降到4.59%。同理,ωc取设计值3900 rad/s,ωo依次取7000 rad/s,8000 rad/s,9000 rad/s和9600 rad/s,随着ωo增加,LADRC输出电流谐振分量同样得到一定削弱,电流畸变率由7.12%下降到4.47%,如图9(b)和图10(b)所示。

图11为无阻尼及有源阻尼下,PI与LADRC

图9 ωcωo对LADRC输出波形的影响 Fig. 9 Waveform of LADRC with variation of ωc and ωo

图10 ωcωo对LADRC波形畸变率的影响 Fig. 10 THD of LADRC with variation of ωc and ωo

输出电流波形,图12为对应的总谐波畸变率。由图11(a),无阻尼PI控制下,谐振电流幅值最大达到了4.5 A,输出电流畸变严重,达到了8.12%;在0.1 s投入基于电容电流反馈有源阻尼后,谐振电流基本被消除,输出电流畸变率降低为2.12%,可见,传统电容电流比例反馈有源阻尼可以取得非常不错的谐振抑制效果。如图11(b)所示,传统LADRC控制下,谐振电流幅值为2.2 A,输出电流畸变率为4.45%,输出波形较同等条件下的PI控制有所改善,说明传统LADRC本身具备一定谐振抑制能力;同样,在0.1 s处投入基于GCFAD的LADRC有源阻尼算法,此时谐振电流得到有效消除,输出电流畸变率下降到2.31%,阻尼性能与基于电容电流反馈有源阻尼性能接近。

5.2 实验结果

为进一步验证本文所提LADRC控制策略的有效性,采用以DSP(TMS320F28335)为控制核心的三电平LCL并网逆变系统,如图13所示,实验参数与仿真参数一致。

图11 LADRC与PI谐振抑制效果对比 Fig. 11 Resonance suppression of LADRC and PI

图12 投入阻尼前后LADRC与PI输出谐波畸变率 Fig. 12 Total harmonic distortion(THD)of LADRC and PI

图13 三相LCL并网逆变器实物图 Fig. 13 Physical diagram of LCL grid connected inverter

图14所示为PI控制下电网电压、逆变器并网电流波形。从图14(a)可以看到,无阻尼PI控制下,并网电流谐振分量幅值达到了4.1 A;加入电容电流反馈有源阻尼后,谐振电流基本消除,如图14(b)所示;加入阻尼前后,PI控制输出电流畸变率由8.53%下降到3.14%,如图15所示,波形质量改善明显。

图14 PI控制谐振实验波形 Fig. 14 Resonance experiments of PI

图15 不同阻尼下LADRC与PI输出谐波畸变率 Fig. 15 Total harmonic distortion(THD)of LADRC and PI

图16为LADRC输出波形,表2为不同ωcωo下输出电流畸变率。对比图16(a)(b),常规LADRC,固定ωo=8000 rad/s,ωc由3000 rad/s增加至3900 rad/s,此时输出电流谐振分量有所减小,畸变率由6.97%下降到6.42%,验证了ωc对LADRC控制效果的影响;进一步的,在图16(b)对应参数基础上,ωc=3900 rad/s不变,将ωo增加至9600 rad/s,此时输出波形畸变率进一步减小,为5.51%,说明ωo增加同样可以增强LADRC扰动抑制能力。另外,对比图14(a)和图16(c),相较无阻尼PI控制而言,常规LADRC并网电流谐振分量有所改善,说明LADRC控制本身具有一定的LCL谐振抑制能力。

图16(d)为带并网电流反馈有源阻尼的LADRC输出波形,可以看到,此时并网电流谐振分量得到有效抑制,波形畸变率下降为3.03%,谐波畸变率见图15,可见,基于GCFAD的LADRC阻尼效果接近基于电容电流反馈有源阻尼效果。

图16 LADRC谐振实验 Fig. 16 Resonance experiments of LADRC

表2 不同ωcωo取值下LADRC输出电流畸变率 Tab. 2 Total harmonic distortion (THD) of LADRC with variation of ωc and ωo

6 结论

LCL型并网逆变器存在谐振问题,传统的基于电容电流比例反馈有源阻尼策略可有效抑制谐振峰,但需要额外增加电流传感器,增加了系统硬件成本,降低了系统可靠性;而基于并网电流微分反馈有源阻尼在不增加额外硬件的情况下同样可以取得较好的阻尼效果,但存在微分信号提取困难的问题。本文提出了基于三阶线性自抗扰技术LADRC的并网电流及有源阻尼控制策略,通过对LADRC及PI闭环控制系统的频率特性进行对比分析可知,常规的LADRC本身具备一定的谐振抑制能力。基于传统的并网电流微分反馈有源阻尼策略,将扩张状态观测器得到的并网电流一阶微分及二阶微分观测信号作为有源阻尼反馈量,避免对电流直接求微分,在不引入额外电流传感器的情况下,实现了和电容电流反馈有源阻尼接近的谐振抑制目标。本文所提三阶LADRC算法较传统的PI调节器算法复杂度有所提高,参数设计存在一定困难。

(实习编辑 邵泽亮)

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    图1