適用于多機集群的外部集中擾動式阻抗測量孤島檢測法

賈　科　郇凱翔　魏宏升　畢天姝　何國慶（.新能源電力系統國家重點實驗室（華北電力大學） 北京　006.國家電網公司　北京　009）

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適用于多機集群的外部集中擾動式阻抗測量孤島檢測法

賈科1郇凱翔1魏宏升1畢天姝1何國慶2
（1.新能源電力系統國家重點實驗室（華北電力大學） 北京102206
2.國家電網公司北京100192）

現有逆變器并網類新能源電源孤島檢測多采用主動法，但由于多個機組并網時擾動信號相互影響，存在檢測盲區，同時可能影響系統電能質量。基于此，提出了一種可同時適用于單機和多機集群的有源孤島檢測方法，采用外部集中擾動方式，避免了多機擾動信號相互干擾，且可普適于逆變器并網類電源、同步發電機等多種類型電源，同時提出了逆變器并網類電源在外來擾動下的測量阻抗模型。利用寬頻脈沖注入及高頻電抗計算放大了孤島前后特征量差異，提高了檢測靈敏度。另外，通過間歇性過零點短時注入控制，提高了阻抗測算準確度，并降低了主動法對系統的擾動，保證了良好的電能質量，同時降低了對注入裝置直流電壓等級的要求，保證了實用性和經濟性。

孤島檢測主動注入法多機集群逆變器阻抗模型高頻電抗計算

0　引言

能源高效利用的需求與電力電子技術的發展促使大量的光伏和風電等新能源分布式電源并網，對就近負荷供電［1，2］。然而分布式電源（Distributed Generator，DG）入網后，由于主網故障及開關誤動作等造成DG與就近負荷的非計劃性孤島運行［3，4］，可能危及電網線路維護人員和用戶的生命安全；影響孤島系統內設備正常運行及重合閘動作。所以分布式并網發電系統須具備孤島檢測能力［5-7］。

孤島檢測方法根據是否依賴通信分為遠程法與本地法兩種。其中本地法根據工作原理又可分為主動式與被動式。被動檢測法分析孤島后由于DG出力與就近負荷不匹配造成保護安裝處的電氣量變化，有過/欠電壓、過/欠頻率檢測法、相位跳變檢測法和電壓諧波檢測法等［8-10］。這類方法實現簡單，但在分布式電源出力與就近負荷近似匹配時存在檢測盲區。主動檢測法通常利用逆變器向系統注入擾動，測量系統孤島前后響應變化，有阻抗測量法、頻率偏移法、Sandia頻率偏移法和滑模頻率偏移法等［11-14］。主動檢測法可減小或消除檢測盲區，但可能會影響系統電能質量甚至造成故障范圍擴大。

目前經逆變器入網分布式電源孤島檢測的主要研究方向是主動式檢測法，以減小或消除檢測盲區［15，16］。然而，隨著系統向多逆變器、多電源類型并網發展，主動法擾動信號可能被放大，破壞系統穩定和電能質量，也可能相互抵消導致孤島檢測失敗，存在多機間擾動相互干擾現象，其孤島檢測有效性面臨新的挑戰［17-20］。因此需要研究適用于多類型電源、多臺并網逆變器集群系統的孤島檢測技術。

相比于單機機端擾動的方法，外部集中擾動法更適用于多電源分布式系統。基于外部擾動，分析孤島前后系統等效阻抗變化可以簡單直接地檢測孤島。這類方法通常假設分布式電源為同步機，外部擾動下系統等效阻抗很容易獲得［21］。但是考慮實際運行中大多DG以逆變器并網，這種等效方法存在理論上的缺陷，難以滿足實際應用要求。因此，研究擾動下逆變器的響應模型成為外部擾動孤島檢測法的必要環節。

此外，近年來研究和實際案例表明，孤島問題并非局限于光伏發電系統，經逆變器入網風電系統也會出現孤島運行現象。2012年中國電力科學研究院在線路短路試驗中發現，風電（包含永磁與雙饋風力發電機組）在系統側故障跳閘后存在孤島運行現象，最長持續時間達18.8 s。目前，國內外對風電孤島運行并未提出相關要求，風力發電機組均未考慮孤島問題，對于風力發電機組孤島檢測的研究相對欠缺［22，23］。

本文提出了一種可適用于單機及多機集群的有源孤島檢測方法，采用外部集中擾動方式，避免了多機擾動信號相互干擾而失效，同時提出了逆變器類電源（以永磁直驅風力發電機為例）在外部擾動下的動態阻抗模型，采用寬頻暫態量注入和高頻電抗計算，放大了孤島前后特征量差異，提高了檢測靈敏度。同時，通過間歇性動態過零點短脈沖注入控制，提高了阻抗測算準確度，并降低了主動法對系統電能質量的影響。

1　適用于多機場景的孤島檢測法

1.1測量阻抗法基本原理

單機等效分布式發電并網系統結構如圖1所示，由分布式電源、本地負荷和電網構成。正常運行時，電源、負荷與主網相連。故障或系統發生較大擾動時，斷路器動作，分布式電源與主網脫離，與就近負荷形成孤島。

圖1　分布式電源并網系統結構Fig.1　General structure for grid-connected DG system

傳統的基于單機逆變器機端擾動的阻抗測量法孤島檢測，依據公共耦合點（Point of Common Coupling，PCC）注入處孤島前后系統阻抗變化判別孤島運行狀態。在含有分布式電源的系統中，由于容量差別很大，主電網的等效阻抗通常比負荷的等效阻抗小得多，使孤島狀態前后在PCC點測得的系統阻抗發生顯著變化，便于準確識別。然而這類方法無法避免多機時存在的相互影響問題［24-26］，也因其依賴于逆變器擾動控制從而受限于電源類型。

外部集中擾動式測量阻抗法等效電路如圖2所示。不同于傳統的逆變器機端擾動方式，而采用在PCC處施加獨立的集中擾動注入。

其注入點測量阻抗特征及檢測基本原理如下:

系統中，通常電網（Grid）的阻抗遠小于分布式電源（DG）和負荷（load）的阻抗。

圖2　外部集中擾動下系統測量阻抗等效電路Fig.2　Schematic ofequivalent system impedance under external centralized disturbances

孤島前，PCC處的測量阻抗為

孤島后，PCC處的測量阻抗為

式（3）和式（4）表明，孤島后的測量阻抗明顯大于孤島前，基于此阻抗特征差異可進行阻抗測量法孤島檢測。該方法中系統只存在一個擾動源，避免了多擾動信號相互影響問題，可適用于含多逆變器分布式電源系統。采用了獨立注入裝置，同時適用于同步發電機等直接并網電源。

1.2外部集中擾動下并網逆變器的測量阻抗模型

永磁直驅風力發電機（PMSG）是一類典型的電壓源型逆變器類電源，本文以PMSG為代表，進行了在外部擾動信號情況下，逆變器類電源測量阻抗外特性模型的研究。

圖3為GE通用PMSG經逆變器并網的模型。圖中，永磁直驅風力發電機出口電壓先經不可控整流，通過Boost直流升壓電路形成較高電壓的直流電壓源，再經過三相可控橋式PWM逆變器變換為三相交流接入電網［27］。

圖3　永磁直驅風力發電機經逆變器并網模型Fig.3　Model of PMSG connected to grid through inverter

外部集中擾動發生裝置由PCC處向系統注入擾動信號，經各支路分流，進入到電網側、各負荷和并網PMSG風力發電機。對單臺并網PMSG，擾動信號經逆變器出口的Choke電路，再經逆變器各導通橋臂，進入風力發電機內部。圖3中uAB為逆變器出口處（尚未經過Choke部分）A、B相間電壓；iA、iB分別為出口A、B相電流，以出逆變器方向為正方向；iInj為PCC處注入擾動信號分流后到達風力發電機出口的擾動信號電流，其方向為從A相進逆變器從B相出，如圖中箭頭所示。

模型分析前提為，外部注入信號較小，與原系統電流相比，疊加在系統大電流之上，不影響原電流的正負；所關心頻段范圍內電力電子器件視為理想器件，即通態視為短路，斷態視為開路。鑒于孤島與正常運行時三相對稱，這里僅取A、B相間分析。

根據電壓源型逆變器所采用的調制法PWM電壓控制規律，逆變器輸出電壓uAB為與正弦調制波形等效的三電平PWM波，輸出電流iA、iB基本為正弦波（含一定量諧波的緣故），相位差120°，如圖4所示。

圖4　逆變器輸出A、B相電流和相間電壓波形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相的相電壓PWM波形對應于A相IGBT全控開關器件的通斷控制，而iA決定了A相中二極管的續流導通，故而，由逆變器電壓和電流的規律可分析出逆變器內各橋臂和元件的通斷規律，進而可分析出外部注入信號進入逆變器內的通道。具體分析如下:根據電容C上直流電壓Ud的電位鉗制作用和同一相上下橋臂互補導電控制原則，可以得出，A相中某IGBT全控器件的開關控制完全對應了其所在橋臂的通斷，從而A相PWM電壓波可完全對應A相中橋臂的通斷。在此基礎上，再根據A相電流與續流二極管通斷關系，可分析得出逆變器A相所有元器件（VT1、VD1、VT4、VD4）的通斷規律，A相電流為正時從VT1或VD4通，A相電流為負時從VT4或VD1通。

根據上面的分析，可以推出uAB的高電平+Ud對應橋臂1、6的導通，此時VT1和VT6都是控制導通狀態，利用iA和iB的方向組合，確定此時該橋臂中實際通路是IGBT還是二極管；uAB的低電平-Ud對應橋臂3、4的導通，零電平對應橋臂1、3或橋臂4、6的導通，具體分析與高電平+Ud時同理。電平狀態的切換頻率等于逆變器開關頻率。

根據以上分析，可得逆變器內所有橋臂和元件的通斷組合情況及其時序轉換。擾動信號進入逆變器共有16種信號通道（一周波內未必全部出現，取決于iA、iB和uAB的相對相位關系），按照iA、iB一個周期內的正負組合關系，將其分為4種情況:iA正iB負，iA正iB正，iA負iB正，iA負iB負，每種情況下包含4種通道。此處僅取第一種情況下（iA正iB負）的4種通道，如圖5所示，其余12種參見附錄。

圖5　外部擾動信號進入逆變器內的信號通道分析（iA正iB負時）Fig.5　Channel analysis of external disturbance entering inverter（when iAis positive and iBnegative）

圖5中涵蓋了4種典型的擾動信號通道，擾動信號流向均為從A相進B相出。擾動信號電流疊加在原系統大電流之上，其流向可能與系統電流一致或相反，不影響系統電流通道和方向。

就所關心的阻抗特性而言，可進一步歸結為兩類通道，即經開關器件直接短路的通道和經開關器件進入直流部分的通道。取16種通道中的兩種代表這兩類通道，如圖6、圖7所示。

圖6　經開關元件直接短路的通道類型Fig.6　Channel type of short circuit via switching elements

圖7　經開關元件流經直流部分的通道類型Fig.7　Channel type of passing through DC part via switching elements

關于圖7所示的第二類信號通道，擾動信號經逆變器進入直流部分，需進一步分析其經逆變器進入風力發電機內部后的通道，如圖3虛線以左部分。根據Boost電路的開關控制，可分為如下兩種情況:

1）在圖3 Boost電路中IGBT導通情況下，二極管呈截止狀態，信號將直接通過直流電容Cdc流出逆變器，不再進一步流入 Boost電路、整流器和同步發電機。

2）在圖3 Boost電路中IGBT關斷情況下，二極管呈導通狀態，左側直流部分為電容Cdc充電，極小的擾動信號將疊加在極大的原系統直流充電電流之上（合電流仍與原系統直流充電電流同向），流入Boost及其左側電源部分。

而根據不可控整流電路的原理，整流器的6個橋臂在每時每刻有且僅有2個橋臂導通（除同相上下二個橋臂外），與上文疊加原理和方向分析同理，注入信號可由整流橋臂流入同步發電機。再由同步發電機的等效模型和三相電路對稱性，可得此時信號通道及等效阻抗，如圖8所示。圖中小箭頭為擾動信號流向，大箭頭為擾動信號與原系統直流充電電流的合電流方向。

圖8　Boost電路中IGBT關斷時的信號通道等效阻抗Fig.8　Equivalent impedance schematic of signalchannel when IGBT of Boost circuit is off

圖8中，Ldc為同步發電機單相等效電感，Cdc為直流穩壓電容，其電容值極大，Ldc為Boost中續流電感，其電感值較大，根據XL=ωLdc，XC=1/（ωCdc），將有XL遠大于XC，高頻下，ω的放大作用將更使XL遠大于XC，千赫茲級時超過103～104倍，可忽略直流電容Cdc的左側支路。即進入到Boost、整流器、同步發電機等擾動信號值極小，可以忽略。

綜上所述，整個PMSG風力發電機在對外部擾動信號的響應上，呈現的是逆變器部分的響應特性，就測量阻抗法而言，其在外部擾動信號下，對外呈現兩種阻抗特性:短路阻抗特性和電容阻抗特性，如圖9所示。

圖9　外部擾動下PMSG（或逆變器）時變等效阻抗特性Fig.9　Characteristics of PMSG（or inverter）’s varying equivalent impedance under external disturbance

逆變器外部測量阻抗特性模型為:0和XC兩種阻抗狀態高頻切換的動態時變阻抗特性，且每種阻抗狀態持續時間為變化值。在高頻情形下，可使XC= 1/（ωC）測量阻抗值趨于0（穩壓電容C亦為大電容），高頻下兩種阻抗狀態趨同，從而成功地將逆變器的動態時變阻抗特性轉換為阻抗特性，此為后文寬頻域高頻電抗計算的基礎。

該模型不受風力發電機運行條件（如風速與出力）和不同風力發電機控制策略（只要采用PWM基本原理即可）的局限，故可以適用于多臺、多類型逆變器類電源集群，如多逆變器光伏系統、永磁直驅風力發電機多機集群及多種逆變器類電源混合多機集群。

1.3注入控制與寬頻域高頻電抗算法

如1.1節所述，本方法采用外部集中擾動方式，擾動注入源用并網單相全橋逆變電路原理來實現，擾動發生裝置原理結構如圖10所示。

圖10　獨立擾動發生裝置原理結構Fig.10　Schematic of independent disturbance generating device

直流恒壓電容C連接單相全橋逆變電路，經過一個較大的耦合電感（電感取值與注入電流大小有關）與PCC處A、B相相連。通過控制IGBT的開、關，可產生階躍電壓波形，經耦合電感L后形成脈沖三角電流波，如圖11所示。該信號脈寬可控，可以實現間歇性注入，較特定頻率持續注入方式而言可降低對系統擾動。

圖11　擾動發生裝置生成電壓、電流擾動波形Fig.11　Curve of voltage and current disturbance generated by disturbance generating device

在注入策略上，本文提出了過零點注入方法。監測PCC處系統電壓的過零點，在每個或相鄰幾個過零點處向系統注入上述電流iInj和并測量電壓uPCC，計算測量阻抗。因注入時段在系統電壓過零點處，使得采集到的PCC電壓中原系統電壓成分最小化，而有效成分（擾動響應電壓成分）最大化，可提高信噪比及測量準確度，同時減小所需的擾動注入量級。

此外，并網擾動注入裝置需保證其直流電壓VAIE大于PCC處系統電壓，否則注入裝置中反并聯二極管可能在系統電壓下導通，這對直流電容及絕緣提出很高的要求。而本文所提注入裝置，采用圖10中所示的并網控制開關（采用IGBT器件）。在正常情況下控制其處于斷開狀態，注入裝置與電網隔離；在檢測到PCC處電壓過零點時閉合并網開關，向系統注入擾動電流；擾動電流注入結束后，斷開并網開關，恢復隔離狀態。這樣使得注入裝置僅在注入時段內與電網連接，故而注入裝置直流電壓只需高于該段內的PCC電壓值即可。而該段內的電壓值均在過零點附近，極大降低了對裝置直流電壓和絕緣的要求，保證了實用性與經濟性。

同時，本文采用高頻電抗X作為判斷孤島的特征量，利用ΔX=ωΔL中高頻ω放大孤島前后的特征量差異。高頻下容抗被弱化，使得X=ωL-1/（ωC）→X=ωL=2πLf，從而實現良好的頻域電抗線性關系，滿足孤島檢測準確度。

2　仿真結果

本文采用Matlab仿真軟件，搭建如圖1所示系統驗證提出孤島檢測方法，其中PMSG風力發電機采用了系統經典的type4 wind turbine模型［28］。

PMSG風力發電機容量2 MW，RLC負荷容量2 MW（使得被動檢測法在風力發電機與負荷相同時無法檢測），系統側電源為理想電壓源，輸電線路電壓等級110 kV，配網系統電壓等級35 kV，線路均采用π模型（參數參考實際現場），系統側變壓器容量為50 MV·A，風力發電機變壓器容量為2.5 MV·A。

在此仿真系統下，同時進行了傳統的基于逆變器擾動的主動式孤島檢測法和本文所提孤島檢測方法的對比仿真驗證。前者取主動法中常用的基于無功功率擾動的三相主動移頻法控制策略，如圖12所示［26］。

圖12　基于無功功率擾動的三相主動移頻法控制策略Fig.12　Control strategy of three-phase active frequency drift method based on reactive power disturbance

2.1單機情景仿真分析

圖13為采用間歇性過零點短時注入PCC處電壓和注入電流波形。注入電流峰值為22.5 A，遠小于系統運行電流，PCC處測量電壓和注入電流波形如圖13所示，注入電流對系統電壓帶來的擾動量較小且擾動時間短。

圖13　注入電流和對應的PCC處電壓（注入點所在一周波波形）Fig.13　Waveform of current disturbance injected and corresponding voltage at PCC（the cycle in which disturbance is injected）

通過濾波、穩態波形削減及FFT算法處理，對電壓中的原系統量成分進行濾除，其頻域測量阻抗計算結果如圖14所示。將阻抗Z進行了實/虛部R、X分解。圖中顯示測算值與理論值保持了較小的計算誤差，尤其在高頻段，測量電抗X的準確度比R高，且X-f曲線高頻段呈現出良好的線性，與前文理論部分分析一致。

圖14　穩態和孤島情況下頻域測量阻抗計算結果Fig.14　Impedance estimation result in frequency domain in steady state and islanding state

由圖14中孤島后頻域測量阻抗可見，即便在孤島后的系統基頻電氣量動態變化情景下，本方法的測量阻抗計算值依然有著很高的準確度。選用較高頻段的測量阻抗，形成孤島前后時域的測量阻抗特征曲線如圖15所示。

圖15　時域在線測量阻抗特征曲線（5 s處孤島）Fig.15　On-line impedance characteristic quantity curve in time domain（islanding set at 5 s）

圖15中，孤島發生在5 s時。阻抗計算采用了前面提出的寬頻域高頻電抗特征量算法，計算結果為歸算到4 kHz的高頻X歸算值。

從圖15中的理論值、測算值對比可以看出，采用過零點注入法測算系統高頻電抗，具有較高的測量準確度，適用于孤島檢測。且高頻電抗特征量計算顯著放大了孤島前后的特征量差異，提高了孤島檢測靈敏度。

2.2多機測量及信噪分析、電能質量分析

在多機場景下，本文首先采用前文所述參數和圖12所示控制策略，進行了基于逆變器無功擾動的三相主動移頻法的有效性仿真驗證，仿真結果如圖16所示。

圖16　兩臺機場景下基于逆變器無功擾動的三相主動移頻法的仿真結果Fig.16　Result of three-phase active frequency drift method based on reactive power disturbance under 2-inverter circumstances

圖16中兩臺機采用不同的控制參數，以體現多機集群中不同機的差異性。可以看出，孤島發生后（0.2 s），在逆變器輸出功率與負荷接近的仿真情形下，因無功相互抵消削減，孤島后電壓頻率在50 Hz附近波動，并沒有持續偏離50 Hz、超出孤島保護動作的頻率閾值（如圖中點劃線所示），出現檢測死區。

圖17a為兩臺機采用不同的控制策略（不同的Kp和Ki參數）、不同的輸出功率場景下，應用本文方法的孤島檢測仿真結果。與單機情況下具有類似的測量精度。

加入1%白噪聲下測量阻抗計算結果如圖17b所示。可以看出，與不加白噪聲的原始測算結果（圖15c）對比，由于過零點注入時系統自身波形（包含噪聲）被最小化，本文方法的測算值仍然與理論值保持了較高的吻合性。

主動式方法通常會影響系統電能質量。一周波內，在有、無注入時諧波含量對比如圖18所示。為方便諧波對比，圖中已剔除50 Hz基波成分。

圖17　兩臺機與白噪聲情況下時域在線測量阻抗特征曲線Fig.17　On-line impedance characteristic quantity curve in time domain in the case of 2 PMSGs and the case of white noise

圖18擾動注入前后系統諧波含量分析

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

系統無注入正常運行時，電壓中諧波主要集中在低頻段和電力電子器件開關頻率3 kHz附近。注入后，較低頻段（500 Hz附近）和高頻段（大于3.5 kHz）諧波含量略微增大，然而對系統總體諧波畸變率THD影響并不大。

3　結論

傳統針對單臺逆變器的檢測算法在多機、多逆變器、多電源類型場景下，其有效性面臨挑戰，同時現有集中擾動法研究中也缺乏在外部擾動下的逆變器的響應特性模型。本文基于此問題提出的外部集中擾動式測量阻抗法，避免了多機擾動信號相互干擾而失效，且可適用于多種逆變器類型和無逆變器的同步發電機，同時提出了以永磁直驅風力發電機為代表的逆變器類電源在外來擾動下的測量阻抗響應特性模型。該模型不受風力發電機運行條件和不同控制策略的局限，可以適用于多臺、多類型逆變器類電源集群。

以過零點注入和寬頻域高頻電抗計算提高了檢測準確度和放大了孤島前后特征差異。另外，所提的間歇性動態過零點短時注入控制，極大降低了對系統的注入擾動量，保證了測量阻抗法作為一類主動法的良好的電能質量。

附錄

附圖1　外部擾動信號進入逆變器內的信號通道分析（iA正iB正時）App.Fig.1　Channel analysis of external disturbance entering inverter（when iAis positive and iBpositive）

附圖2　外部擾動信號進入逆變器內的信號通道分析（iA負iB正時）App.Fig.2　Channel analysis of external disturbance entering inverter（when iAis negative and iBpositive）

附圖3　外部擾動信號進入逆變器內的信號通道分析（iA負iB負時）App.Fig.3　Channel analysis of external disturbance entering inverter（when iAis negative and iBnegative）

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賈科男，1986年生，博士，副教授，研究方向為電力系統保護與控制。

E-mail:ke.jia@ncepu.edu.cn（通信作者）

郇凱翔男，1991年生，碩士研究生，研究方向為電力系統保護與控制。

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

國家重點基礎研究發展（973）計劃（2012CB215206）、國家自然科學基金（51407067）、中央高校基本科研業務專項資金（2014MS07，2016ZZDS01）和青海省光伏發電并網技術重點研究室（2014-Z-Y34A）資助項目。

2015-07-05改稿日期 2015-09-10