基于VSR-VSI的電梯能量回饋系統(tǒng)建模與控制

石榮亮，鄧臣權(quán)，黃 冀，張曉斌，蘭才華，王國斌，張烈平

(1.廣西壯族自治區(qū)特種設(shè)備檢驗(yàn)研究院，南寧 530200；2.桂林理工大學(xué) 機(jī)械與控制工程學(xué)院，廣西 桂林 541006)

0 引 言

隨著“雙碳”國家發(fā)展戰(zhàn)略的不斷落實(shí)與推進(jìn), 加快降低碳排放步伐、 推動(dòng)能源結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)型與產(chǎn)業(yè)結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)型、 倡導(dǎo)節(jié)能減排與綠色環(huán)保的發(fā)展理念, 已滲透至電力的生產(chǎn)、 傳輸、 存儲(chǔ)與利用等方面[1]。隨著現(xiàn)代控制理論和電力電子技術(shù)的快速發(fā)展, 變頻調(diào)速已在現(xiàn)代交流調(diào)速中占據(jù)主導(dǎo)地位, 被廣泛應(yīng)用于新能源、 電力系統(tǒng)與電梯驅(qū)動(dòng)等領(lǐng)域。目前, 電梯驅(qū)動(dòng)用變頻器系統(tǒng)的整流環(huán)節(jié)通?；诓豢卣髂Ｊ将@得直流母線電壓, 該方式存在并網(wǎng)電流諧波畸變、 能量不可回饋與功率因數(shù)低等缺陷, 與“雙碳”國家發(fā)展理念相悖。

基于電壓源型整流器(voltage source rectifier,VSR)與電壓源型逆變器(voltage source inverter,VSI)整合而成的VSR-VSI雙PWM變換器系統(tǒng)具有并網(wǎng)電流波形正弦化、 能量可雙向流動(dòng)與功率因數(shù)可調(diào)等優(yōu)點(diǎn), 已逐步替代由不控整流器所組成的變換器系統(tǒng), 在電梯驅(qū)動(dòng)領(lǐng)域得到應(yīng)用[2]?；赩SR-VSI的雙PWM變換器應(yīng)用于電梯驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)時(shí), 其主要負(fù)責(zé)對(duì)電梯永磁同步電機(jī)(permanent magnet synchronous motor,PMSM)的變頻控制與網(wǎng)側(cè)可控整流系統(tǒng)的高功率因數(shù)運(yùn)行[3]。在電梯重載上行與輕載下行狀態(tài)下, 雙PWM變換器使PMSM輸出穩(wěn)定的機(jī)械能; 在電梯輕載上行與重載下行狀態(tài)下, 將PMSM再生制動(dòng)所產(chǎn)生的電能回饋至電網(wǎng)。因此,基于VSR-VSI的雙PWM變換器提升了PMSM驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)的控制靈活性和運(yùn)行經(jīng)濟(jì)性,故在PMSM能量回饋控制領(lǐng)域受到工業(yè)界與學(xué)術(shù)界諸多學(xué)者的關(guān)注。

文獻(xiàn)[4]在建立基于VSR-VSI的PMSM驅(qū)動(dòng)控制系統(tǒng)能量回饋控制模型的基礎(chǔ)上, 結(jié)合瞬時(shí)功率控制理論, 提出了一種基于飽和電流限制的能量回饋優(yōu)化控制策略, 可有效提高能量回饋系統(tǒng)的效率, 并減小PMSM制動(dòng)回饋時(shí)的并網(wǎng)功率沖擊。文獻(xiàn)[5]針對(duì)雙PWM變換器系統(tǒng)網(wǎng)側(cè)VSR模型預(yù)測(cè)控制開關(guān)頻率不固定的問題, 提出一種固定開關(guān)頻率的VSR模型預(yù)測(cè)控制策略, 以實(shí)現(xiàn)VSR的并網(wǎng)電流諧波與有功功率波動(dòng)均更小。文獻(xiàn)[6]將基于VSR-VSI驅(qū)動(dòng)控制的PMSM應(yīng)用于水力發(fā)電系統(tǒng)中, 給出了PMSM、 雙PWM變換器以及電網(wǎng)的數(shù)學(xué)模型, 并分析了雙PWM變換器的控制原理, 以實(shí)現(xiàn)變速恒頻水力并網(wǎng)高效發(fā)電。文獻(xiàn)[7]針對(duì)雙PWM變換器系統(tǒng)中的VSI子系統(tǒng)傳統(tǒng)矢量控制方案的不足, 設(shè)計(jì)了VSI子系統(tǒng)的轉(zhuǎn)速滑?？刂破髋c電流滑模控制器, 以提升系統(tǒng)的動(dòng)靜態(tài)性能與魯棒性。上述文獻(xiàn)對(duì)VSR-VSI系統(tǒng)的直流母線電壓穩(wěn)定控制、 單位功率因數(shù)運(yùn)行控制與動(dòng)穩(wěn)態(tài)性能優(yōu)化等均作了有價(jià)值的研究, 可為基于VSR-VSI的電梯能量回饋系統(tǒng)控制的研究提供借鑒, 但是鮮有涉及VSR子系統(tǒng)并網(wǎng)電流諧波抑制。

文獻(xiàn)[8]基于功率平衡理論對(duì)VSR-VSI系統(tǒng)直流母線電壓與網(wǎng)側(cè)并網(wǎng)電流的低頻諧波進(jìn)行建模, 并指出了在電網(wǎng)電壓不平衡狀態(tài)下直流母線電壓出現(xiàn)偶次低頻諧波而網(wǎng)側(cè)并網(wǎng)電流出現(xiàn)奇次低頻諧波, 但未涉及并網(wǎng)電流諧波抑制。文獻(xiàn)[9]在分析雙PWM變換器系統(tǒng)的諧波分量與調(diào)制波被載波共調(diào)制機(jī)理的基礎(chǔ)上, 給出了雙PWM變換器的ASDs諧波阻抗模型, 但也未給出相應(yīng)的諧波抑制方案。

鑒于此, 本文在上述文獻(xiàn)的基礎(chǔ)上, 闡述了基于VSR-VSI電梯PMSM驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)在dq坐標(biāo)系下的PI雙閉環(huán)控制結(jié)構(gòu)及參數(shù)設(shè)計(jì)方法, 并分析了系統(tǒng)直流母線電壓和并網(wǎng)電流存在諧波畸變的機(jī)理, 在此基礎(chǔ)上提出了基于PI+諧振(PI plus resonant, PIR)調(diào)節(jié)器的VSR子系統(tǒng)電流內(nèi)環(huán)控制策略以優(yōu)化其并網(wǎng)電流質(zhì)量, 并進(jìn)行仿真實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證上述理論分析的準(zhǔn)確性與有效性。

1 基于VSR-VSI的電梯PMSM控制策略

1.1 基于VSR-VSI的電梯PMSM驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)

基于VSR-VSI的電梯PMSM驅(qū)動(dòng)控制系統(tǒng)在實(shí)質(zhì)上是將前端三相不控整流電路替換成三相VSR, 通過共用直流母線的方式將VSR有源前端與VSI調(diào)速后端串聯(lián)構(gòu)成一個(gè)能量可雙向流動(dòng)的系統(tǒng)[9]。圖1給出了基于三相VSR-VSI的電梯PMSM驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)。其中,eabc為電網(wǎng)電壓;ix1與ix2(x=a、 b、 c)分別為VSR與VSI的相電流;L為VSR濾波電感;R為網(wǎng)側(cè)等效電阻;udc與idc分別為直流母線電壓與電流;C與ic分別為直流濾波電容與流過電容的電流;iL為VSR直流側(cè)負(fù)載電流。

圖1 基于VSR-VSI的電梯PMSM驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of elevator PMSM drive system based on VSR-VSI

1.2 VSR-VSI的PI雙閉環(huán)控制結(jié)構(gòu)

VSR在dq坐標(biāo)系下的數(shù)學(xué)模型與分析過程已有大量文獻(xiàn)進(jìn)行了分析與推導(dǎo), 具體可參考文獻(xiàn)[10-11]。圖2a直接給出了基于PI雙閉環(huán)的三相VSR控制結(jié)構(gòu)[12]。圖中,udcr為直流母線電壓的給定值;idr與iqr分別為電流內(nèi)環(huán)有功與無功電流的給定值;id1與iq1分別為并網(wǎng)電流的d、q軸分量;θ為電網(wǎng)相位。

圖2 VSR-VSI的PI雙閉環(huán)控制框Fig.2 PI double closed-loop control block diagram of VSR

1.3 VSR-VSI的參數(shù)設(shè)計(jì)

對(duì)比圖2a與圖2b可看出,VSR與VSI具有相同的PI雙閉環(huán)控制結(jié)構(gòu),使得VSR-VSI系統(tǒng)在運(yùn)行與控制上具有對(duì)等、可逆與互逆的特性, 故兩者的PI參數(shù)可采用相同的設(shè)計(jì)方法進(jìn)行整定。因此, 文中僅給出VSR的PI參數(shù)設(shè)計(jì)過程圖2a。

圖3給出了VSR電壓與電流PI雙閉環(huán)等效控制結(jié)構(gòu)[11]。其中,Wc(s)為電流內(nèi)環(huán)等效閉環(huán)傳函;

圖3 VSR的PI雙閉環(huán)等效控制結(jié)構(gòu)Fig.3 PI double closed-loop equivalent control structure of VSR

GPI(s)=Kc(1+1/(Tcs))與GPIU(s)=Ku(1+1/(Tus))分別為電流內(nèi)環(huán)與電壓外環(huán)的PI調(diào)節(jié)器;τu、Ts與0.5Ts分別為電壓檢測(cè)、 電流檢測(cè)與SVPWM輸出的延遲時(shí)間;KVSR為VSR等效增益;m≤1, 為PWM調(diào)制比。d軸電流的開環(huán)傳函Wco(s)為

(1)

依據(jù)阻尼系數(shù)最優(yōu)參數(shù)設(shè)計(jì)原則對(duì)式(1)進(jìn)行參數(shù)整定[16], 即可得到Kc=L/(3KVSRTs),Tc=L/R, 則有Wc(s)=1/(3Tss+1)。同理, 根據(jù)圖3能夠得到直流電壓外環(huán)的開環(huán)傳函Wuo(s)為

(2)

依據(jù)閉環(huán)系統(tǒng)峰值最小的參數(shù)整定原則對(duì)式(2)進(jìn)行參數(shù)設(shè)計(jì), 令Tueq=3Ts+τu, 且設(shè)置Tu=λTueq,λ∈[3,10]為中頻帶寬, 即得Ku=2C(1+λ)/(3λTueq)。

2 基于PIR的VSR電流改進(jìn)控制策略

2.1 VSR的諧波機(jī)理分析

交流調(diào)速系統(tǒng)特別是基于VSR-VSI的雙PWM變換器四象限運(yùn)行的交流調(diào)速系統(tǒng), 被認(rèn)為是目前電網(wǎng)中主要的諧波源之一[17]。對(duì)VSR-VSI系統(tǒng)進(jìn)行諧波建模并分析其諧波畸變的機(jī)理是完成諧波抑制的前提, 故文中重點(diǎn)分析電網(wǎng)電壓平衡與不平衡條件下系統(tǒng)直流母線電壓與并網(wǎng)電流產(chǎn)生諧波的機(jī)理并給出相應(yīng)的數(shù)學(xué)模型。電網(wǎng)電壓保持三相平衡且不包含諧波的條件下, 若三相VSR并網(wǎng)電流包含諧波, 即有

(3)

(4)

式中:E為電壓基波有效值;I與Ik分別為并網(wǎng)電流的基波與第k次諧波的有效值;φ與φk分別為電網(wǎng)基波電壓和第k次諧波電壓與電流的夾角。VSR的網(wǎng)側(cè)輸入有功功率Pin可表示為

(5)

可知,Pin由穩(wěn)態(tài)分量與諧波分量?jī)刹糠謽?gòu)成。此外, VSR輸出直流功率Pout可表示為

(6)

(7)

可看出, 直流母線電壓存在穩(wěn)態(tài)分量與諧波分量, 且網(wǎng)側(cè)諧波頻率決定其諧波分量的頻率, 故直流母線電壓在電網(wǎng)電壓平衡時(shí)是否存在諧波分量由網(wǎng)側(cè)諧波條件決定, 若電網(wǎng)電壓與并網(wǎng)電流均是理想正弦波, 則直流母線電壓將是恒定直流電壓而不包含諧波分量。同理, 利用對(duì)稱分量法將不平衡三相電網(wǎng)電壓分解為正序、 負(fù)序與零序分量, 而零序分量在三相三線制電網(wǎng)中不產(chǎn)生零序電流, 故不考慮[18]。即可分析電網(wǎng)電壓不平衡條件下直流母線電壓的平均值與波動(dòng)分量, 具體表達(dá)式為

(8)

式中:edP、eqP、eqN、eqN分別為電網(wǎng)電壓正序與負(fù)序分量在dq坐標(biāo)系下的d、q軸分量;idP、iqP、idN、iqN分別為并網(wǎng)電流正序與負(fù)序分量在dq坐標(biāo)系下的d、q軸分量?？芍? 在電網(wǎng)電壓不平衡且電網(wǎng)電壓、 并網(wǎng)電流僅包含基波分量時(shí), 直流母線電壓存在2倍頻諧波分量Udc2sin(2ωt+φ2),Udc2與φ2分別為2倍頻諧波的幅值與相位, 且其跟電網(wǎng)電壓與并網(wǎng)電流是否存在諧波分量無關(guān)。若將采樣得到包含2倍頻諧波分量的直流電壓引入圖2a所示的直流電壓閉環(huán)PI控制器中, 同時(shí)將PI簡(jiǎn)化為P控制器, 則有

(9)

為實(shí)現(xiàn)VSR單位功率并網(wǎng)運(yùn)行, 即保持并網(wǎng)電流與電網(wǎng)電壓同相位, 則引入電網(wǎng)鎖相環(huán)同步控制后, VSR并網(wǎng)a相電流的給定值變?yōu)?/p>

(10)

可知, VSR并網(wǎng)a相電流的給定值包含3次諧波分量, 而根據(jù)VSR電流內(nèi)環(huán)控制的目標(biāo)是實(shí)現(xiàn)對(duì)電流給定值的無靜差跟蹤, 故并網(wǎng)電流中也會(huì)包含3次諧波分量, 即直流母線電壓所包含的2倍頻諧波分量將導(dǎo)致VSR并網(wǎng)電流存在3次諧波分量。又根據(jù)式(8)可知, VSR并網(wǎng)電流存在3次諧波分量, 將導(dǎo)致直流母線電壓存在4倍頻諧波分量, 并依此反推迭代。

綜上, 通過不斷類推迭代可發(fā)現(xiàn): 當(dāng)電網(wǎng)電壓不平衡時(shí), VSR-VSI系統(tǒng)的直流母線電壓包含2、 4、 6等偶數(shù)次且幅值逐次衰減的諧波分量, 而并網(wǎng)電流將包含3、 5、 7等奇數(shù)次且幅值逐次衰減的諧波分量。

2.2 基于PIR的VSR電流控制策略

電梯作為便民特種設(shè)備通常安裝在用戶終端三相電網(wǎng)中, 此電網(wǎng)通常受終端用戶所接入各類馬達(dá)負(fù)載、 不控整流非線性負(fù)載與不平衡負(fù)載等影響, 其三相電壓波形并不是理想的正弦波, 且呈現(xiàn)不同程度的不平衡性[19]。依據(jù)2.1節(jié)的諧波產(chǎn)生機(jī)理的分析結(jié)果, 有必要對(duì)基于VSR-VSI的電梯能量回饋系統(tǒng)并網(wǎng)電流諧波進(jìn)行有效抑制, 以防止諧波電流惡化電網(wǎng)電能質(zhì)量進(jìn)而影響電梯的正常運(yùn)行。

雖然VSR并網(wǎng)電流按理論分析會(huì)存在奇數(shù)次諧波分量, 但由于3、 9、 12次等諧波屬于零序分量經(jīng)過dq變換后在dq坐標(biāo)系下并不存在, 而5、 11次等諧波屬于負(fù)序分量經(jīng)過dq變換后在dq坐標(biāo)系下分別變成6、 12次諧波分量, 而7、 13次等諧波屬于正序分量經(jīng)過dq變換后在dq坐標(biāo)系下也分別變成6、 12次諧波分量, 故可采用6、 12倍頻R調(diào)節(jié)器即可分別實(shí)現(xiàn)對(duì)5與7次、 11與13次諧波的抑制[20]。鑒于此, 本文提出基于PIR的VSR電流內(nèi)環(huán)改進(jìn)控制策略, 如圖4所示。

圖4 基于PIR的VSR電流內(nèi)環(huán)控制結(jié)構(gòu)Fig.4 PIR-based current closed-loop control structure of VSR

圖中GPIR(s)為PIR調(diào)節(jié)器, 其表達(dá)式為

(11)

式中:k6與k12、ωc6與ωc12分別為6、 12倍頻R調(diào)節(jié)器的增益系數(shù)、 截止角頻率;ω0=314 rad/s為電網(wǎng)額定角頻率。設(shè)置k6=8、k12=10、ωc6=2.3 rad/s、ωc12=3.6 rad/s, 具體參數(shù)設(shè)計(jì)方法參見文獻(xiàn)[20-21]。此時(shí),d軸電流的閉環(huán)傳函可表示為

(12)

將VSR的主要參數(shù):L=2 mH、C=400 μF、λ=8、KVSR=1、R=0.01 Ω、Ts=0.1 ms、Kc=6.67、Tc=0.2、Ku=0.75、Tu=0.003 2代入式(12), 可分別得到Wc1(s)與Wc2(s)所對(duì)應(yīng)的采用PI與PIR調(diào)節(jié)器的電流閉環(huán)傳函的Bode圖, 詳見圖5。對(duì)比仿真結(jié)果可看出,Wc2(s)的幅值增益在6、 12次諧波處均為0 dB, 表明所述PIR電流調(diào)節(jié)器可實(shí)現(xiàn)對(duì)特定次電流諧波的零穩(wěn)態(tài)誤差控制, 即若加入更多倍頻R調(diào)節(jié)器將能夠?qū)SR并網(wǎng)電流中所包含的選定特征次諧波進(jìn)行有效抑制。

圖5 VSR電流閉環(huán)系統(tǒng)的Bode圖Fig.5 Bode diagrams of VSR current closed loop system

3 仿真結(jié)果與分析

以一臺(tái)基于VSR-VSI雙PWM變換器驅(qū)動(dòng)的額定功率為10 kW的電梯PMSM作為仿真研究對(duì)象, PMSM的參數(shù)如下: 額定電壓為380 V、 額定速度為1.5 m/s、 額定頻率為24 Hz、Ls=13.3 mH、Rs=0.67 Ω、 額定負(fù)載為1 000 kg、 極對(duì)數(shù)為12、 額定電流為25.2 A、 額定轉(zhuǎn)矩670 N·m、 曳引比為1∶1、J=5 kg·m2; 仿真中設(shè)置udcr=700 V, 其他仿真參數(shù)與2.2節(jié)所給出的VSR主要參數(shù)相同。電梯主要結(jié)構(gòu)為轎廂、 PMSM與對(duì)重等組成, 一方面當(dāng)電梯重載上行或輕載下行(相當(dāng)于提升對(duì)重)時(shí), PMSM工作于電動(dòng)狀態(tài)以保證轎廂正常運(yùn)行, 此時(shí)VSR處于整流運(yùn)行狀態(tài); 另一方面當(dāng)電梯重載下行或輕載上行時(shí), PMSM工作于發(fā)電狀態(tài)以保證轎廂正常運(yùn)行, 此時(shí)VSR處于有源逆變運(yùn)行狀態(tài)。

為了模擬電梯實(shí)際運(yùn)行狀態(tài)以及更為嚴(yán)苛的工作過渡過程, 設(shè)置兩種仿真工況: ①保持VSR并網(wǎng)電流有效值為12 A(對(duì)應(yīng)運(yùn)行功率為7.92 kW)不變, 先模擬電梯重載上行的工作作態(tài)即PMSM處于電動(dòng)狀態(tài), VSR整流運(yùn)行并從電網(wǎng)吸收能量; 0.2 s時(shí)刻模擬電梯由重載上行切換至重載下行的工作狀態(tài)即PMSM由電動(dòng)狀態(tài)轉(zhuǎn)換為發(fā)電狀態(tài), VSR有源逆變運(yùn)行并向電網(wǎng)回饋能量; 0.3 s時(shí)刻模擬電梯由重載下行又切換回重載上行的工作狀態(tài)即PMSM由發(fā)電狀態(tài)轉(zhuǎn)換至電動(dòng)狀態(tài)。② 設(shè)置不平衡電網(wǎng)三相電壓有效值分別為ea=210 V、eb=220 V、ec=220 V, 電梯重載上行并從電網(wǎng)吸收能量, 并網(wǎng)電流有效值設(shè)置為12 A。

圖6給出了在仿真工況1下系統(tǒng)直流母線電壓與并網(wǎng)a相電流及所對(duì)應(yīng)電網(wǎng)a相電壓的仿真波形。可看出, 在電梯PMSM處于電動(dòng)、 發(fā)電的運(yùn)行狀態(tài)下, 一方面VSR均能夠保證系統(tǒng)直流母線電壓處于700 V恒定的狀態(tài), 且其并網(wǎng)a相電流始終能夠跟隨電網(wǎng)a相電壓, 即在PMSM電動(dòng)狀態(tài)下, 兩者保持同相, 而在PMSM處于發(fā)電狀態(tài)下, 兩者保持反相, 以維持單位功率因數(shù)整流、 逆變并網(wǎng)運(yùn)行; 另一方面, 在電梯PMSM從電動(dòng)切換至發(fā)電運(yùn)行狀態(tài)(對(duì)應(yīng)0.2 s時(shí)刻)的動(dòng)態(tài)過程中, VSR能夠從整流運(yùn)行自動(dòng)切換至有源逆變運(yùn)行, 而在電梯PMSM從發(fā)電切換至電動(dòng)運(yùn)行狀態(tài)(對(duì)應(yīng)0.3 s時(shí)刻)的動(dòng)態(tài)過程中, VSR能夠從有源逆變運(yùn)行自動(dòng)切換至整流運(yùn)行, 且在不同運(yùn)行狀態(tài)切換過程中系統(tǒng)直流母線電壓具有較小波動(dòng)與超調(diào), 其并網(wǎng)電流均可快速、 平滑過渡, 具備能量可按需實(shí)現(xiàn)雙向流動(dòng)的優(yōu)良運(yùn)行性能。

圖6 仿真工況1的仿真結(jié)果Fig.6 Simulation results of simulation Case 1

圖7a與圖7b分別對(duì)應(yīng)在仿真工況2下VSR采用PI與PIR電流內(nèi)環(huán)調(diào)節(jié)器時(shí)的并網(wǎng)電流仿真對(duì)比結(jié)果。在工況2下傳統(tǒng)PI電流調(diào)節(jié)器相較于所述PIR電流調(diào)節(jié)器具有更差的電流諧波抑制能力, 即前者并網(wǎng)電流的THD為7.15%大于后者的3.42%, 詳見圖7c與圖7d。值得指出的是, VSR采用PI或PIR電流內(nèi)環(huán)調(diào)節(jié)器時(shí)在電網(wǎng)電壓平衡的條件下, 兩者并網(wǎng)電流的波形質(zhì)量差別不大, 對(duì)應(yīng)的THD均約等于2.5%, 限于篇幅文中不再給出。

圖7 仿真工況2下采用PI與PIR電流調(diào)節(jié)器下的并網(wǎng)電流對(duì)比結(jié)果Fig.7 Comparison results of grid-tied current using PI and PIR regulators under simulation Case 2

4 結(jié) 論

基于VSR-VSI整合而成的雙PWM變換器應(yīng)用在電梯驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)中, 具有系統(tǒng)直流母線電壓可控、 能量可雙向流動(dòng)、 高功率因數(shù)運(yùn)行與并網(wǎng)電流可優(yōu)化調(diào)節(jié)等特征與優(yōu)點(diǎn)。本文將VSR-VSI系統(tǒng)作為研究對(duì)象, 首先闡述了VSR-VSI系統(tǒng)在dq坐標(biāo)系下的PI雙閉環(huán)控制結(jié)構(gòu)及其參數(shù)設(shè)計(jì)方法, 建立了VSR-VSI系統(tǒng)在電網(wǎng)電壓平衡與不平衡條件下的諧波模型, 并分析了其直流母線電壓與并網(wǎng)電流產(chǎn)生諧波畸變的機(jī)理, 在此基礎(chǔ)上提出了基于PIR調(diào)節(jié)器的VSR電流內(nèi)環(huán)改進(jìn)控制策略以抑制并網(wǎng)電流諧波, 最后利用仿真結(jié)果驗(yàn)證了上述理論分析的準(zhǔn)確性與有效性。