柴发机组与逆变器并联运行暂稳态功率均分控制方法

刘陈瑞扬， 付立军， 胡祺， 马凡， 王光宇

(海军工程大学 舰船综合电力技术国防科技重点实验室，湖北 武汉 430033)

0 引 言

随着可再生能源发电技术、储能技术、微网技术等的不断发展，风光柴储多能源发电微网系统在偏远地区或孤立海岛地区应用越来越广泛[1-2]。除了传统大电网中的同步电机型电源，逆变型分布式电源也是多能源微网的重要组成部分[3]。其中传统的柴发机组具备独立供电、机动性强等特点[4]，可保证系统的供电可靠性和运行稳定性[5]。而风电、光伏等可再生能源通过逆变器接入微网与柴发机组并联，能够利用地区资源实现多能互补、节能减排与经济运行，提高能源利用率[6]。但由于异构电源间固有的控制和物理结构以及馈线阻抗等差异，使得异构电源动态特性差异大[7-8]，并联供电系统安全稳定运行面临挑战。

分布式电源的接口逆变器按控制方式，可主要分为下垂电压型和锁相环电流型[9]，下垂电压型又包括传统下垂控制和虚拟同步发电机控制两种。当柴发机组与两类不同的逆变器并联运行时，若负载突变，各自暂态响应也有所不同。传统下垂控制型电压源逆变器由于缺乏惯性和阻尼，在负载突变时响应速度快，承担起主要阶跃负荷[10]，可能引发严重的暂态功率振荡[11]。为了防止逆变器过载引发的系统失稳，文献[12-13]通过添加虚拟阻抗的方法对逆变器进行限流，缓解了暂态有功超调量和同步发电机的转速偏差，提高了系统暂态稳定性。也可在逆变器中引入惯性和阻尼，即虚拟同步发电机技术[14-15]，使逆变器与柴发机组有相似的机械特性，改善微网稳定性。在此基础上，文献[16-17]计及调速和励磁系统影响，提出了逆变器模拟柴发机组动态特性的控制方法，实现了良好的暂态功率均分效果，但是控制结构复杂、均分效果对模型参数选取敏感，针对多台发电机和逆变器组成的微网系统，工程适用性有待进一步研究。

而实际上，光伏、风机等可再生能源常采用锁相环电流型逆变器[18-19](current source inverter,CSI)并网运行，该控制技术较为成熟。在柴发机组与逆变器并联供电的独立微电网中，逆变器也同通常采用基于锁相同步的电流源控制方式，运行过程中，柴发机组负责维持系统电压和频率恒定，CSI根据上层电站监控或能量管理指令以功率源模式运行[20]，在负载突变时逆变器难以对功率快速响应，不平衡功率主要由柴发机组响应[16]，给系统频率和电压稳定带来风险。针对该问题，文献[21]通过检测系统频率的变化，高频时限制逆变器输出功率，低频且发电机过载时切除负载，从而稳定系统频率，但此策略属于紧急控制，同时会影响部分负载的正常运行。文献[22]对逆变器电流指令的线性调节来调整其输出功率，进而分配和发电机各自所承担的负载功率，但缺乏对负载扰动情况下的研究讨论，因此线性调节电流指令具有局限性。文献[23]考虑了负载扰动情况，通过滤波器提取负载电流暂态变化量，进而调整逆变器的电流指令值，但该方案仍依赖于上层能量管理给出的指令。文献[24]则改进电流指令值的控制方式，使其能够响应负载扰动时的频率变化，进而动态调节有功电流指令值，但该方案仅实现了有功功率的暂稳态均分，缺少对无功功率和线路阻抗影响等的讨论。

综上所述，采用基于锁相同步的电流源控制方式是逆变电源较常采用的控制方案。电流源型逆变电源与柴发机组并联组网系统中，目前多从上层监控和能量管理去调整逆变器与发电机的功率分配，该调节相对较慢，负荷突变扰动下使得系统暂态功率主要由柴发机组承担，给系统频率和电压稳定带来挑战，有必要对逆变器的控制方法进行改进，提升异构电源并联供电系统暂稳态功率均分性能。本文以柴发机组和电流源模式逆变器并联运行为研究对象，基于对传统并联同步机系统动态的认识，改进逆变器电流指令控制，使电流源逆变器输出功率根据系统电压频率动态调节，改善了负载突变扰动下异构电源间暂稳态功率均分效果，从而提高系统稳定性。

本文首先给出同步发电机和逆变器的系统结构，分析大功率负载突变时存在的问题。在此基础上借鉴传统同步机间功率均分过程，对逆变器恒电流控制进行改进，引入有功频率下垂和无功电压下垂外环控制，并对暂稳态功率均分性能进行分析。最后通过仿真对比验证本文所提出控制方法的有效性。

1 并联供电结构与运行性能

1.1 系统结构

柴发机组和逆变器典型并联供电系统结构如图1所示，同步发电机输出和逆变器经LC滤波后输出通过线路阻抗向母线上负载供电。该系统常用的控制策略为柴发机组维持母线电压频率的恒定，逆变器以电流源模式运行注入功率。

图1 柴发机组与逆变器并联供电系统

同步发电机具体控制框图如图2所示，其中调速系统主要由转速调节器、油门执行器和柴油发动机组成，其中：Psg为发电机有功功率；kp_sg为发电机有功下垂系数；Tm为机械转矩；wref和wsg分别为参考转速和发电机实际转速。转速调节器通过转差信号调节油门开度指令，油门执行器在给定油量信号下驱动控制油门动作，而实际油门开度有一定范围，且执行器动作发生到油门开度变化需要经过一段时延，因此引入限幅和时延环节模拟实际动态过程。

图2 同步发电机控制框图

柴发机组励磁系统则采用PI控制，其中：Usg为发电机输出端电压；Uref为参考电压；Qsg为发电机无功功率；kq_sg为发电机无功下垂系数。励磁系统由发电机端电压与指令电压的偏差得到相应的励磁电压Vf。

逆变器为三相两电平逆变结构，输出经LC滤波和线路阻抗后，向母线上负载供电。逆变器控制框图如图3所示，其中：Uinv为逆变器输出电压；Lf为滤波电感；I为电感电流；θpll为输出电压相角；Idref和Iqref为电流指令值的dq轴分量；Ed和Eq为电流环输出的电压参考信号dq轴分量。控制结构中主要包含锁相控制和电流内环控制。当逆变器与柴发机组并联运行时，与柴发机组的同步通过逆变器的锁相控制实现，逆变器采用电流源控制模式，根据上层电站监控或能量管理的指令输出特定电流。

图3 逆变器控制框图

1.2 大功率负载突变下系统运行性能

基于图1所示的系统结构，逆变器根据上层电站监控或能量管理的指令输出特定电流，由于上层电站监控或能量管理的调节相对较慢，大功率负载突变扰动下，以电流源模式运行的逆变器不具备功率快速响应能力，使得柴发机组与逆变器并联供电系统难以快速实现异构电源间暂稳态功率均分，大功率负载突变带来的系统功率缺额或过剩主要由柴发机组的调速控制和励磁控制响应，会对独立电力系统的电压和频率稳定性产生严重影响，即有：

(1)

因能量守恒定律，式(1)在任何时刻均成立，逆变器由于采用恒电流控制，其输出有功和无功功率保持不变，即ΔPinv=0,ΔQinv=0。当负载出现扰动时，其变化的功率全部由柴发机组承担，即

(2)

为验证上述分析的有效性，在PSCAD中建立柴发机组与逆变器并联的仿真模型，仿真验证大功率负载突变扰动下系统运行性能。首先仿真验证大功率负载突增下的运行性能，初始时柴发机组和逆变器并联带阻感负载1，30 s时投入阻感负载2，系统大功率负载突增，结果如图4所示；其次仿真验证大功率负载突卸时运行性能，初始时并联带阻感负载1，30 s时卸除负载1，系统大功率负载突卸，结果如图5所示。

图4 负载突增系统运行性能

图5 负载突卸系统运行性能

由图4可知，暂态时突增的功率全部由发电机组承担，导致柴发机组存在过载风险，逆变器由于采用恒电流控制保持功率不变，不对系统有功和无功过剩响应，暂态时系统频率和母线电压幅值下降，达到系统频率和电压下限风险；由图5可知，逆变器未对系统功率缺额响应，有功和无功出力难以及时调节，导致发电机组存在逆功率情况，并且系统频率失稳以及系统过压，从而引发系统解列风险。因此需要对传统的恒电流控制方法进行改进。实际中系统频率不会达到60 Hz，发电机具有超速保护装置，当频率过高时超速保护装置会使柴油机立即停车或降速。

2 暂稳态功率均分改进思路

在交流电力系统中，有功功率的扰动会引起系统频率的动态，无功功率的扰动会引起系统电压的动态。因此传统同步发电机间并联组网系统中，通过有功频率下垂和无功电压下垂来实现多机间暂稳态功率均分，其具体控制方案如图6所示。当多机间有功出力不均时，有功出力大的机组基于有功频率下垂控制通过调速器减小柴油发动机输出机械转矩Tm，有功出力小的机组基于有功频率下垂控制通过调速器增大柴油发动机输出机械转矩；当多机间无功出力不均时，无功出力大的机组基于无功电压下垂控制通过励磁控制降低发电机励磁电压Vf，无功出力小的机组则增大发电机励磁电压。从而实现多机间有功和无功暂稳态功率均分。

图6 同步机并联功率均分控制

针对独立微网系统中多逆变器并联组网，同样借鉴了有功频率下垂和无功电压下垂来自动实现多逆变器间暂稳态功率均分，具体控制方案如图7所示。当多逆变器间有功出力不均时，有功出力大的逆变器基于有功频率下垂控制通过积分器减小功角θ，有功出力小的逆变器则增大功角；当多逆变器间无功出力不均时，无功出力大的逆变器基于无功电压下垂控制通过电压控制减小电压内环直轴电压指令Ed，无功出力小的机组则增大电压内环直轴电压指令。从而实现多逆变器间有功和无功暂稳态功率均分。

图7 逆变器并联功率均分控制

因此，通过将有功频率下垂和无功电压下垂外环控制引入电流源逆变器，逆变器可对系统有功和无功缺额或过剩做出响应。以负载突增为例，当逆变器检测到系统因大功率有功负载突增而带来的频率降低时，有功调频控制增大逆变器有功出力，使得逆变器和柴发机组共同承担系统暂稳态有功功率缺额，改善系统频率动态；当系统中无功负载大功率突增时，柴发机组端电压上升，无功出力增大，此时无功电压下垂控制通过励磁控制器增大发电机励磁电压，逆变器的调压控制同样会增大其无功出力，使得逆变器和柴发机组共同承担系统暂稳态无功功率缺额，改善系统电压动态。从而实现柴发机组与逆变器暂稳态功率均分。

针对基于锁相同步的电流源逆变器，输出电压定向在锁相环dq坐标系的直轴，交轴电压设为0，由图8可知直轴电流指令与有功功率相关，交轴电流指令与无功功率相关。设计如图9所示的有功调频无功调压控制方案，通过锁相环检测电网频率动态，由电网频率指令值、实际值和有功下垂环节调节的频率偏差驱动有功电流控制环节以调整d轴参考电流；通过检测电压幅值动态，电压幅值指令值、实际值和无功下垂环节调节的电压偏差驱动无功电流控制环节以调整q轴参考电流。通过设计合适的下垂系数和有功无功电流控制环节的参数，可实现柴发机组和逆变器之间暂稳态功率均分。

图8 逆变器电压电流矢量图

图9 逆变器有功调频无功调压控制方法

3 均分性能分析及改进控制

3.1 稳态有功均分性能分析

稳态时柴发机组和逆变器的有功调频下垂控制存在以下关系式：

(3)

式中：ωinv为逆变器频率；ωref_sg和ωref_inv为相应的频率指令值；kp_inv为逆变器有功频率下垂系数；Pinv为逆变器的有功功率。交流系统处于稳态时，柴发机组与逆变器的频率一致，均为系统频率。若要求稳态时两电源按额定容量比输出有功功率，则只需设置相同的参考频率和相应的有功下垂系数，即满足下式：

(4)

式中：Ssg和Sinv分别为发电机和逆变器额定容量。由式(4)可知，稳态时的功率分配与线路阻抗无关，与有功频率下垂系数有关。

3.2 稳态无功均分性能分析

稳态时柴发机组和逆变器的无功调压下垂控制存在以下关系式：

(5)

式中：Uref_sg和Uref_inv为发电机和逆变器的电压幅值指令值；kq_inv为逆变器无功电压下垂系数；Qinv为逆变器的无功功率。同样地，通过设置相同的电压幅值参考值和相应的无功下垂系数，若柴发机组和逆变器对应的传输线路长度参数也一致，稳态时两个电源的端电压幅值也相同，即Usg=Uinv，则稳态时无功功率可按容量均分。但是端电压的幅值受线路阻抗的影响，实际中线路阻抗参数通常不一致，端电压幅值存在偏差，从而影响无功功率均分精确度。

图10为两机并联运行结构图，逆变器和发电机输出端电压幅值分别为Uinv和Usg，与公共耦合点(point of common coupling,PCC)端电压相角差分别为δ1和δ2。连接输出端和PCC的等效阻抗分别为Rinv+jXinv和Rsg+jXsg，负载阻抗为RL+jXL。实际中负载阻抗远大于等效阻抗，相角差几乎为0。以逆变器为例，其等效阻抗上产生的压降有如下近似：

图10 两机并联运行结构图

(6)

式中:Uref为参考电压幅值；Upcc为PCC点端电压幅值；ΔU1为逆变器等效阻抗上压降幅值。当线路呈感性，即忽略阻性成分时，结合式(5)和式(6)得

(7)

整理式(7)可得稳态时两电源按额定容量比输出无功功率的条件是

(8)

因此，当传输线路等效阻抗不一致时，需要满足式(8)，两电源的输出电压才能保持一致，柴发机组和逆变器才能按容量均分无功功率。而实际并联运行的等效阻抗通常不能满足上式，线路参数也不易获取，故难以实现无功精确分配。且随着线路阻抗差异的变大，无功均分效果越差，如图11所示。

图11 无功之比变化趋势

有功功率之所以能够实现均分且不受线路影响是因为存在系统频率这一公共变量，针对并联运行无功均分问题，可通过控制同一公共变量实现无功功率均分。即由原先采集各电源输出端电压改为采集并网点电压，系统稳态时，无功调压下垂控制存在以下关系式：

(9)

整理式(9)有

(10)

只需设置相同电压幅值参考值和和相应的无功下垂系数，则可使稳态时两电源无功功率按容量均分。采用该方案时无功功率均分不受线路阻抗差异影响，并且控制简单，只需将端电压反馈修改为并网点电压即可。

3.3 暂态有功均分性能分析

为了实现柴发机组和逆变器的暂态功率均分，二者需要有相似的暂态响应特性，鉴于电磁时间尺度暂态响应较快，该时间尺度内的暂态功率是否均分对系统影响不大，因此本文重点对机电时间尺度的暂态响应特性及功率均分性能进行分析。

图12 暂态过程等效电路

负载Z2投入时，因为发电机是电压源，若电流指令不调，则突增的负荷全部由发电机来承担，因此发电机输出有功和无功功率会瞬间增大，导致系统频率下降，机端电压下降。有功功率的变化会引起系统频率动态调节过程，该过程可分为惯性响应和一次调频两个阶段如图13所示。首先是惯性响应阶段，负载突增使得电磁转矩发生突增，机械转矩短时间内保持不变，电磁转矩与机械转矩间的不匹配导致发电机转子减速，此时转速变化率大，但变化量小；接下来是一次调频阶段，调速系统开始响应转速的变化，负载突增引起的转速下降输入至调速系统，进而提高输出机械转矩，使机械转矩与电磁转矩再次达到平衡。一次调频为有差调节，其稳定时的转速与发电机有功出力相关。

图13 柴发机组有功扰动下频率暂态响应过程

为了使柴发机组和逆变器实现暂稳态功率均分，即当负载发生突变时，逆变器也应具有和发电机类似的对系统频率动态响应的过程。柴发机组转速动态会反映在系统频率动态上，而逆变器可通过自身的锁相环获得系统频率。由于逆变器本身并没有发电机转子运动的特性，因此可将逆变器模拟出该惯性响应过程，即应具备检测出频率的变化率的能力。

假设突变的有功功率为ΔPload，发电机和逆变器突变的有功功率分别为ΔPsg和ΔPinv，发电机的转动惯量为Jsg，Δωsg为转速差，则有功负荷突变时，惯性响应阶段有

(11)

若逆变器具有微分控制环节，有

(12)

其中Dinv为逆变器虚拟转动惯量。联立上两式，可得系统频率变化率

(13)

由式(13)可知，引入逆变器的微分控制环节有利于改善系统的频率变化率，即通过提高转动惯量降低频率变化率，而惯性响应阶段频率变化率大，当在逆变器有功控制环节中引入微分项skd1，即使逆变器和发电机共同参与惯性响应阶段，可对转速进行调节。这实际上增加了系统总转动惯量J，从而降低了频率的变化率，并且降低了稳态时频率偏差。

在逆变器有功调频控制环节中，微分环节的作用是快速检测出系统频率的变化以调节有功电流指令，使逆变器具备惯性响应能力；而PI环节和延时环节则是近似模拟柴发机组一次调频阶段的调速器动态响应过程。因此，设计如下图所示的逆变器有功调频控制方案。

图14 逆变器有功调频控制

逆变器有功电流指令的具体表达式为下式。

(14)

式中：idref为逆变器d轴电流指令，kp为有功调频下垂系数，ω为锁相环检测出的电网频率，kp1、ki1和kd1分别为有功调频PID控制器比例系数、积分系数和微分系数，T1为有功电流指令控制延时环节的时间常数。

图15 文献[24]中逆变器有功调频控制

3.4 暂态无功均分性能分析

对于发电机的无功动态响应，假定在负载突增时逆变器的电流指令值尚未变化，当无功负荷增加时，发电机的端电压会立刻降低，引起发电机励磁系统的强行励磁装置动作，使励磁电压增大以增加暂态电势E′，使得机端电压幅值趋向于稳定在无功电压下垂曲线所决定的稳态关系上。虽然系统扰动瞬间暂态电势E′不发生突变，但是暂态过程中E′并非保持常数。这里为简化分析忽略发电机饱和效应和阻尼绕组影响，对于发电机励磁绕组有如下电压平衡关系式：

(15)

其中：rf和if为励磁电阻和励磁电流；ψf为励磁磁链。

等式(15)两边乘上xad/rf即可得到

(16)

在任何时刻均有

(17)

其中xd和id分别为直轴电抗和直轴电流，因此式(16)可改写为

(18)

式(18)即为发电机暂态电动势变化方程，该式表明暂态电动势受控于励磁电压，而暂态无功与暂态电动势正相关，即暂态无功与励磁电压正相关，并且暂态过程从励磁电压至暂态电动势需通过一阶惯性环节。无功负荷突变下柴发机组无功暂态响应过程如图16所示。

图16 柴发机组无功扰动下电压暂态响应过程

为了使逆变器获得与同步发电机类似的无功电压暂态特性，即需要模拟出暂态电动势的变化过程，该过程包含一阶惯性环节，因此设计如图17所示的逆变器无功调压控制方案，采用PI控制器和延时环节等效发电机无功调压的动态响应过程。其中为实现稳态无功均分，图7中逆变器输出电压Uinv已改为下图中的并网点电压Upcc。

图17 逆变器无功调压控制

逆变器无功电流指令的具体表达式为

(19)

式中：iqref为逆变器q轴电流指令;kq为无功调频压下垂系数;kp2和ki2分别为无功调压PI控制器比例系数和积分系数;T2为无功电流指令控制延时环节的时间常数。

3.5 暂稳态功率均分改进控制

综上，设计如图18所示的柴发机组与逆变器并联运行暂稳态功率均分控制方法。与原有控制方案相比，逆变器新引入的有功调频下垂控制和无功调压下垂控制可分别对dq轴电流指令进行调节。通过新引入的电流指令外环控制，逆变器获得和柴发机组相似的有功调频与无功调压能力，大功率负载扰动下，逆变器和柴发机组共同对系统电压频率动态做出响应，调整各自有功无功出力，通过控制器参数的合理设计，可实现逆变器和柴发机组具备相似的有功调频无功调压暂态稳态响应过程，从而实现了逆变器和柴发机组暂稳态功率均分。

4 算例验证

基于上述分析，为了验证所提控制方法的有效性，在PSCAD/EMTDC中搭建了如图18所示的仿真模型，其中线路阻抗2为线路阻抗1的2倍，阻感负载2的阻感值和负载1相同，忽略线路电阻。并联系统主要参数见表1。

表1 并联系统主要参数

图18 柴发机组与逆变器并联暂稳态功率均分控制

因系统各点频率均相同，有功均分性能不受线路阻抗影响，仅分析采用不同反馈电压时无功均分效果。逆变器采用改进控制方法，30 s前系统处于稳态，BK1为合闸状态，30 s时BK2合闸，45 s时BK2分闸。

当采集各电源输出端电压至无功电流环时，即对应式(5)。仿真中设置逆变器线路阻抗与发电机线路阻抗不同，因此稳态时无功均分精确度受到影响，结果如图19(a)所示；当采集并网点电压至无功电流环时，即对应式(9)。线路阻抗的差异并不会影响到并网点电压幅值，因此稳态时各电源将按容量比输出无功功率。由于已采用所提出改进控制方法，图19(b)中采用反馈并网点电压的方案实现了良好的无功功率均分效果，并且控制简单。

图19 不同反馈电压无功均分效果对比

下面对比改进控制方案与原有恒电流指令方案和文献[24]中改进方案。由于该文献中仅分析了有功功率均分的控制结构，因此仅对有功功率和系统频率进行比较。在大功率负载突变时系统运行情况，如图20所示。30 s前系统处于稳态，BK1处于合闸状态，BK2为分闸状态，即柴发机组和逆变器并联带阻感负载1，30 s时BK2合闸，负载2投入，系统有功和无功功率突增一倍；45 s时BK1和BK2分闸，负载全部切除，系统进行大功率负载突卸。

图20 恒流控制与改进控制对比

从图20(a)中可以看出，在恒电流控制下，逆变器输出功率维持恒定，暂稳态不平衡功率全部由柴发机组提供。大功率负载突增时，逆变器不对突增的功率做出响应，导致柴发机组存在过载风险，系统频率和母线电压达到下限风险；大功率负载突卸时，柴发机组存在逆功率问题，系统频率失稳以及过压，并且在仿真结果中得到验证。

图20(b)中应用图15中的控制结构，实现了良好的有功功率均分效果，在频率变化率小的阶段中暂态效果较好，但是由于缺乏微分环节，因此在频率变化率大的阶段，有功功率突变明显，超调量较大，暂态过程的均分效果较差。

图20(c)中应用的改进控制方法，dq轴电流指令能够根据系统频率和电压的变化进行动态调整，进而调节逆变器与柴发机组间的功率分配。在大功率负载突增时，系统频率和电压下降，柴发机组通过增大机械转矩和励磁电压提高有功和无功功率；逆变器检测系统频率和电压变化，通过改进电流外环控制增大dq轴电流指令提高输出有功和无功功率，并且改进的电流控制能够使逆变器的暂稳态响应过程能够和柴发机组一致，逆变器有功调频控制中的微分环节用于检测频率变化率，在柴发机组转速变化率大变化量小的惯性响应阶段，快速检测系统扰动调节有功电流指令，因此相比图20(b)进一步改善了暂态性能。大功率负载突卸时同理。仿真结果中均分效果得到改善，且系统频率偏移量减小，避免了频率失稳，同时提高了电压稳定性。

5 结 论

针对传统控制方式下柴发机组和电流源模式逆变器并联供电系统暂稳态功率均分性能较差问题，首先阐述了传统控制的局限性，借鉴了传统同步机并联组网系统的控制思想，提出了一种新的控制方法，并对柴发机组和逆变器暂稳态功率均分性能进行了分析，得出了以下结论：

1)逆变器基于锁相环检测系统频率变化，通过有功下垂控制环节输出有功电流；逆变器检测并网点电压幅值变化，通过无功电压下垂控制环节输出无功电流，可实现与柴发机组间暂稳态功率均分。

2)对于稳态功率均分性能，柴发机组和逆变器有功功率均分条件易满足，其与线路阻抗无关，与有功频率下垂系数有关；无功功率均分受线路阻抗参数影响，但通过控制并网点电压可使稳态无功功率实现均分效果。

3)对于暂态功率均分性能，逆变器采用PID有功调频下垂控制调节输出有功电流，可实现与柴发机组暂态有功功率均分，其中PI环节和延时环节等效一次调频阶段柴发机组调速器动态响应，微分环节等效惯性响应阶段转子动态响应；逆变器采用PI无功调压下垂控制调节输出无功电流，可实现与柴发机组暂态无功功率均分，其中PI环节和延时环节等效柴发机组无功调压动态响应过程。

逆变器采用上述控制方法，通过合理设计控制器参数，可使逆变器和柴发机组具有相似的有功调频和无功调压暂稳态响应过程，从而实现柴发机组和逆变器暂稳态功率均分，增强了独立微网系统电压和频率稳定性。