王曉寰， 張敏霞， 張純江， 劉海鑫(電力電子節(jié)能與傳動控制河北省重點實驗室， 燕山大學(xué)電氣工程學(xué)院， 河北 秦皇島 066004)

1 引言

由于環(huán)境和能源問題日益嚴(yán)重，可再生能源的開發(fā)與利用越來越受到人們的重視[1,2]。當(dāng)今分布式發(fā)電技術(shù)已成為新能源應(yīng)用領(lǐng)域重要的技術(shù)手段，將分布式電源與大電網(wǎng)相連實現(xiàn)并網(wǎng)發(fā)電是對大電網(wǎng)的有效補充。由于單機分布式微源容量和可靠性的限制，使得多機逆變器組網(wǎng)接入電網(wǎng)更具有實用價值[3]。同時為了保障敏感負(fù)荷的供電可靠性，要求分布式微源在電網(wǎng)故障或檢修情況下，仍可工作于獨立運行模式。為了減小分布式微源對電網(wǎng)的沖擊和提高敏感負(fù)載的供電質(zhì)量，必須實現(xiàn)運行模式的平滑切換[4]。

要實現(xiàn)多機分布式微源工作于獨立運行和并網(wǎng)運行兩種模式，需要解決多機分布式微源無互聯(lián)線組網(wǎng)、與電網(wǎng)電壓同步和運行模式平滑切換三個方面的技術(shù)問題。對于以上三個方面國內(nèi)外學(xué)者均進行了深入的研究。針對分布式微源的組網(wǎng)控制，各個分布式微源間無需互聯(lián)線的下垂控制成為首選的技術(shù)方案。文獻[5]提出了通過對控制參數(shù)選擇來獲得感性的逆變器等效輸出阻抗，從而改善線路阻抗特性的思想，但實際逆變器等效輸出阻抗較小，對線路阻抗的影響有限。文獻[6]中引入虛擬電感，通過逆變器總濾波電感值確定輸出阻抗，校正線路阻抗為感性，但這將導(dǎo)致逆變器輸出電壓諧波含量升高，影響負(fù)載的供電質(zhì)量。文獻[7]提出了分層控制思想，該控制方案將分布式單元分為三個控制層，即內(nèi)環(huán)控制層、恢復(fù)同步控制層和功率控制層，每層分別設(shè)計控制器，可實現(xiàn)分布式微源的獨立、并網(wǎng)雙模式運行。但各控制器參數(shù)需要精確配合，設(shè)計過程復(fù)雜。針對與電網(wǎng)電壓的同步控制，其難點是如何實現(xiàn)采用下垂控制分布式微源對電網(wǎng)電壓的跟蹤。文獻[8]提出了在下垂控制中引入相位超前控制，使逆變器輸出電壓始終略超前于電網(wǎng)電壓，從而在雙模式運行切換過程中避免能量倒灌，但不易實現(xiàn)精確控制。文獻[9]給出了一種基于分散式控制的頻率電壓恢復(fù)控制和預(yù)同步控制方法，此方法中眾多逆變器各自調(diào)節(jié)可能會造成調(diào)節(jié)過程中功率分配不均以及系統(tǒng)低頻振蕩等問題。文獻[10]提出基于分層控制和電壓頻率恢復(fù)控制的同步方法，從兩個控制層次實現(xiàn)逆變器控制的二次調(diào)頻，但系統(tǒng)中采用中央控制器實時掌握控制信號，增加了系統(tǒng)復(fù)雜度。文獻[11]提出的狀態(tài)跟隨控制方法同樣需要進行控制模式切換。

本文針對上述三個方面的問題提出了一體化的解決方案，即自適應(yīng)下垂控制策略。通過引入帶低通濾波器的虛擬阻抗控制，合理配置阻抗值實現(xiàn)不同容量分布式微源的無互聯(lián)線并聯(lián)，同時改善輸出電壓質(zhì)量；引入主動同步控制實現(xiàn)采用下垂控制的分布式單元端口電壓自主、快速、精確地跟蹤電網(wǎng)電壓，由獨立運行切換到并網(wǎng)運行的過程中敏感負(fù)載電壓平滑過渡；引入P-D/Q-I下垂控制實現(xiàn)電壓型下垂控制并網(wǎng)，抑制有功超調(diào)，消除無功交換，使得控制算法具有不同運行模式的自適應(yīng)性，達到平滑切換的目的。文中將詳細(xì)分析所提出的控制方案，并通過仿真與實驗驗證其可行性。

2 自適應(yīng)下垂控制

圖1為多機逆變器組網(wǎng)結(jié)構(gòu)圖。各個帶本地負(fù)載的分布式單元經(jīng)過線路阻抗后，在交流母線上并聯(lián)組網(wǎng)。交流母線上帶有公共負(fù)載，該交流母線通過隔離變壓器與大電網(wǎng)相連。

圖1 多機逆變器組網(wǎng)結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Multi-inverter network structure

自適應(yīng)下垂控制原理圖如圖2所示。由圖2可知，系統(tǒng)外環(huán)為改進下垂控制策略，通過測量負(fù)載電壓和后級電感電流計算得到逆變器輸出功率，經(jīng)下垂控制后合成電壓環(huán)的給定值。內(nèi)環(huán)采用負(fù)載電壓外環(huán)和電容電流內(nèi)環(huán)雙閉環(huán)控制，迅速跟蹤下垂控制獲得的給定值。為了克服低壓電網(wǎng)下系統(tǒng)線路阻抗呈阻性的問題引入了虛擬阻抗控制，通過三相鎖相環(huán)獲得電網(wǎng)電壓的幅值、頻率和相位信息，通過主動同步控制跟蹤電網(wǎng)電壓。獨立運行時各個分布式單元按各自容量分擔(dān)負(fù)載功率；并網(wǎng)運行時，公共耦合點電壓被電網(wǎng)鉗位，此時有功功率輸出近似為功率給定值，因此可以通過改變功率給定來控制逆變器以最大功率輸出。

圖2 自適應(yīng)下垂控制原理圖Fig.2 Adaptive droop control strategy

2.1 下垂控制原理

單個分布式微源接入電網(wǎng)示意圖如圖3所示。其中En為包括太陽能、風(fēng)能在內(nèi)的多種可再生一次能源經(jīng)過電力電子變換獲得的交流電源；Zo為各個分布式微源的等效輸出阻抗，其值的大小與輸出濾波器和控制器參數(shù)的選擇有關(guān)；ZL為分布式微源與大電網(wǎng)之間的線路阻抗，其性質(zhì)和大小分別由系統(tǒng)所處的電壓等級和分布式單元的地理位置決定；S為并網(wǎng)開關(guān)；Zg為電網(wǎng)阻抗。

圖3 單個分布式微源接入電網(wǎng)示意圖Fig.3 Diagram of single micro-source connected to grid

由圖3可計算得逆變器輸出的有功功率和無功功率為：

(1)

式中，E為逆變器輸出相電壓幅值；φ為逆變器輸出相電壓的相角；Vg為電網(wǎng)輸出相電壓幅值；θL為線路阻抗相角。

當(dāng)逆變器與電網(wǎng)間的線路阻抗近似成感性時，忽略其阻性成分，則有ZL=X，θL=90°。同時由于線路阻抗值較小，電壓相角差φ一般不大，可近似認(rèn)為sinφ≈φ，cosφ≈1，則式(1)可變形為：

(2)

由式(2)可知在純感性線路阻抗條件下逆變器輸出的有功功率和無功功率與逆變器端口電壓相角和幅值之間的關(guān)系。當(dāng)多機并聯(lián)運行中的某臺逆變器有功功率分量變大時，可以使其相角滯后，從而減小有功功率的輸出；當(dāng)逆變器輸出的無功功率分量變大時，通過降低端口輸出電壓幅值方式來減小無功功率的輸出，達到調(diào)節(jié)功率均衡輸出的目的。在實際應(yīng)用中，逆變器輸出端電壓的角頻率ω比相角差φ更容易檢測，通常以角頻率ω代替相角差φ進行逆變器的控制，因此可得線路阻抗呈感性情況下下垂控制表達式為：

(3)

式中，ω*和E*分別為額定功率下的逆變器輸出電壓的角頻率和幅值；P*為逆變器額定有功功率；kp和kq分別為有功下垂系數(shù)和無功下垂系數(shù)。下垂控制獲得的ω和E合成電壓給定值。

2.2 帶低通濾波器的虛擬阻抗控制

如式(3)所示的P-f/Q-V下垂控制因與同步發(fā)電控制特性的兼容性，且可實現(xiàn)有功功率的自動無差均分而更適用于分布式微源的無互聯(lián)線并聯(lián)控制。但由2.1節(jié)分析可知該控制表達式是在線路阻抗呈感性情況下獲得的，然而在配電網(wǎng)電壓等級下線路阻抗呈阻性，因此需要引入一定的控制算法。虛擬阻抗算法具有較高的可行性和有效性，其控制思想來源于電路理論的等效阻抗定義，針對逆變器的輸出阻抗在不同頻段阻抗特性要求有所不同的特點，采用相應(yīng)的控制策略，使得逆變器輸出阻抗呈現(xiàn)系統(tǒng)期望特性[12]。該算法的引入減小了線路阻感比對傳統(tǒng)下垂控制的影響，改善了分布式發(fā)電單元因自身差異引起的系統(tǒng)內(nèi)阻抗不同和因安裝位置引起的線路阻抗不同時系統(tǒng)功率的分配效果，同時又避免了引入均流電感導(dǎo)致的負(fù)面影響，其控制框圖如圖4所示。其中Gu(s)和Gi(s)分別為電壓控制器和電流控制器傳遞函數(shù)，Zvir(s)為虛擬阻抗，L1、L2、C為濾波器，R為無源阻尼，kPWM為PWM變換器等效增益。其中

(4)

式中，kup和kui分別為電壓控制器比例系數(shù)和積分系數(shù)。

Gi(s)=k

(5)

式中，k為電流控制器比例系數(shù)。

圖4 虛擬阻抗算法原理圖Fig.4 Virtual impedance control

由圖4可知，加入虛擬阻抗也就是使逆變器輸出電流以阻抗壓降的形式從其參考電壓中減去。當(dāng)采用傳統(tǒng)的虛擬阻抗控制算法時，勢必會將輸出電流中的諧波成分引入到參考電壓中，這將導(dǎo)致逆變器輸出電壓諧波含量升高，影響敏感負(fù)載的供電質(zhì)量。因此在這里引入低通濾波器，將輸出電流中的高次諧波成分濾除，同時不影響其在低頻段的阻抗校正特性，保證基波頻率處為感性。這樣就達到了在改變輸出阻抗特性的同時，不影響輸出電壓質(zhì)量的目的。加入低通濾波器后，使線路阻抗呈感性，Zvir(s)的表達式為：

(6)

式中，L為虛擬電感；ωf為低通濾波器截止角頻率。

根據(jù)圖4，當(dāng)加入如式(6)所示的虛擬阻抗后，逆變器的等效輸出阻抗為：

(7)

式中

B2=L1+L2+Lωf(kkPWMkup+kkPWMkuiRC)

B3=L1+L2+ωf(L1RC+L2RC+kkPWML2C)+

LωfkkPWM(C+RCkup)

B4=L1RC+L2RC+kkPWMCL2+L1L2Cωf+

LωfkkPWMRC2

圖5為未加入虛擬阻抗、加入無低通濾波器的虛擬阻抗和加入帶低通濾波器虛擬阻抗三種情況下的逆變器輸出阻抗伯德圖。由圖5可知，系統(tǒng)未加入虛擬阻抗時，逆變器輸出阻抗很小，不能起到改變線路阻抗性質(zhì)的作用；加入虛擬阻抗后，逆變器輸出阻抗呈感性，同時可根據(jù)需要自行設(shè)定阻抗值的大??；加入低通濾波器后，虛擬阻抗只在低頻段起作用，高頻段與逆變器自身輸出阻抗相同，這樣就改變了基頻處的阻抗特性，減少了給定電壓中的諧波含量。圖5中還可以看出，加入低通濾波器后開關(guān)頻率處輸出阻抗呈阻性且幅值降低，從而減小了逆變器參考電壓中的諧波含量，提高了逆變器輸出電壓質(zhì)量。

圖5 三種情況下逆變器輸出阻抗對比Fig.5 Comparison of inverter output impedance

低通濾波器的截止角頻率ωf越大，逆變器等效輸出阻抗越接近無低通濾波器時加入虛擬阻抗的情況，即在基頻處感性成分越大；但此時對給定電壓引入的諧波成分將增大，因此ωf的取值不宜過大。ωf的值同時不宜取得過小，當(dāng)ωf的值過小時將會影響系統(tǒng)的動態(tài)響應(yīng)速度，ωf的值至少要大于所設(shè)計雙環(huán)系統(tǒng)的剪切頻率。因此，ωf的取值要在輸出阻抗特性、輸出電壓質(zhì)量和系統(tǒng)動態(tài)響應(yīng)速度三者之間做考慮。

虛擬電感L的取值要大于本機所在線路的自身阻抗值，這樣才能達到改變阻抗性質(zhì)的目的。但是過大的虛擬電感值會使得電壓給定值降低，影響輸出電壓質(zhì)量。因此，虛擬電感值的選取要在改善線路阻抗特性和輸出電壓質(zhì)量之間折中選擇。同時，多機并聯(lián)運行的分布式單元加入虛擬阻抗還要考慮各個單機容量不同帶來的影響。這是因為在分布式發(fā)電多機組網(wǎng)運行時，各個單元的容量各不相同，因此需要按照各自容量來分擔(dān)負(fù)載功率。這里可以通過設(shè)置各個單元的下垂系數(shù)來調(diào)節(jié)它的功率輸出，即設(shè)置其有功下垂系數(shù)和無功下垂與其容量成反比。然而各個單元的功率輸出還與其線路阻抗存在關(guān)系。要想獲得更佳的功率分配效果，輸出阻抗的影響不容忽略。分布式發(fā)電單元m和n并聯(lián)運行時，由式(2)可知逆變器輸出的有功功率之比和無功功率之比為：

(8)

由于在穩(wěn)態(tài)情況下，線路阻抗上電壓降落較小，因有Em≈En，φm≈φn，因此可知逆變器輸出的有功功率和無功功率與線路阻抗成反比，可通過設(shè)定虛擬電感值來實現(xiàn)線路阻抗值的選擇。通過式(9)實現(xiàn)分布式發(fā)電單元更精確的負(fù)載分配：

(9)

式中，Xvirm和Xvirn分別為分布式單元m和n的虛擬電抗值；Sm和Sn分別為分布式單元m和n的視在功率。

2.3 主動同步控制

當(dāng)系統(tǒng)采用下垂控制時，由于輸出電壓的幅值和負(fù)載無功功率存在對應(yīng)關(guān)系，輸出電壓的角頻率和負(fù)載有功功率存在對應(yīng)關(guān)系，這就使得在負(fù)載功率固定的情況下，輸出電壓的幅值和頻率是固定的，增加了系統(tǒng)與大電網(wǎng)同步的難度[13]。

圖6 下垂控制電壓調(diào)節(jié)原理Fig.6 Regulation principle of droop control voltage

通過獲得補償量Δω和ΔE可實現(xiàn)采用下垂控制時分布式單元輸出電壓頻率與電壓幅值的跟蹤，然而要想達到獨立運行向并網(wǎng)運行的平滑切換，還必須消除并網(wǎng)時刻的相角差。然而采用下垂控制時，系統(tǒng)的可控參量只有通過有功功率下垂控制獲得的角頻率和通過無功功率下垂控制獲得的電壓幅值兩個量。由于通過對頻率的控制可以間接地控制相角，因此可以在頻率補償量Δω中包含相角的控制信息，從而獲得主動同步控制表達式：

(10)

式中，ωg和ωDG分別為電網(wǎng)角頻率和分布式單元端口角頻率；θg和θDG分別為電網(wǎng)相角和分布式單元端口相角；Eg和EDG分別為電網(wǎng)電壓幅值和分布式單元端口電壓幅值；Gω(s)為角頻率跟蹤控制器；Gθ(s)為相角跟蹤控制器；GE(s)為幅值跟蹤控制器。

為了使得分布式單元端口輸出電壓與電網(wǎng)電壓做到無差跟蹤，Gω(s)、Gθ(s)和GE(s)都采用比例積分控制器。在進行角頻率補償量的求取時可根據(jù)疊加原理分別進行角頻率控制器和相角控制器的設(shè)計。由于角頻率不同時才能進行相角同步，因此設(shè)計中應(yīng)使相角控制器的響應(yīng)速度快于角頻率控制器。

2.4 雙模式運行平滑切換控制

通過下垂控制實現(xiàn)電壓型并網(wǎng)，則可保證在獨立和并網(wǎng)運行兩種模式下都控制分布式單元為電壓源，這樣就實現(xiàn)了運行模式切換過程中，公共耦合點電壓的平滑切換。然而采用傳統(tǒng)的下垂控制進行并網(wǎng)運行時，在并網(wǎng)時刻會產(chǎn)生一定的電流沖擊，這對雙模式平滑切換是不利的；同時穩(wěn)態(tài)運行時還會產(chǎn)生無功交換，不滿足對接入配電網(wǎng)分布式單元的要求。因此要實現(xiàn)采用下垂控制多機逆變器在運行模式切換過程中電壓和電流無沖擊的平滑切換，且具有運行模式的自適應(yīng)性，需要對傳統(tǒng)的下垂控制進行改進[14]。

2.4.1 有功下垂控制的改進

逆變器輸出電流在并網(wǎng)時刻的沖擊是由其輸出有功功率在并網(wǎng)時刻存在超調(diào)導(dǎo)致的。因此為了降低系統(tǒng)在并網(wǎng)時刻的功率超調(diào)，需要增加系統(tǒng)的阻尼，為此在下垂控制方程中引入微分項，如式(11)所示：

(11)

建立系統(tǒng)的小信號模型來分析引入微分項對系統(tǒng)性能的影響。對式(11)進行拉普拉斯變換后得到小信號模型為：

Δω(s)=Δω*(s)-(kp+kds)ΔP(s)+kpΔP*(s)

(12)

對式(2)進行拉普拉斯變換得：

(13)

式中，Eo、Vgo分別為靜態(tài)工作點逆變器端口電壓、電網(wǎng)電壓；X為線路感抗值。

已知

(14)

由式(12)～式(14)，并考慮功率計算中由瞬時功率獲得平均功率時加入的低通濾波器，可以獲得改進有功控制的小信號模型，如圖7所示。其中ωn為獲取平均功率低通濾波器截止頻率。

圖7 改進有功控制小信號模型Fig.7 Small-signal model of improved droop control

由圖7可得ΔP(s)的表達式為：

(15)

由式(15)可得改進有功下垂控制的特征方程為：

s2+(ωn+ωnkdK)s+ωnkpK=0

(16)

根據(jù)式(16)繪制系統(tǒng)的根軌跡，如圖8所示。隨著kd的增加，系統(tǒng)特征根虛部逐漸減小，即系統(tǒng)阻尼增大，這必將導(dǎo)致系統(tǒng)振蕩減小。當(dāng)系統(tǒng)特征根移動到實軸上時，可達到無超調(diào)。由圖8中還可知，隨著kd增加系統(tǒng)的穩(wěn)定性降低。因此可以通過引進微分環(huán)節(jié)，增加系統(tǒng)的阻尼，從而消除并網(wǎng)時刻的功率超調(diào)，達到入網(wǎng)電流的平滑過渡。

圖8 ki=0.001時kd變化系統(tǒng)的根軌跡Fig.8 Root locus of improved droop control

2.4.2 無功下垂控制的改進

在現(xiàn)行規(guī)定下，不需要分布式電源參與電網(wǎng)無功功率的調(diào)節(jié)，因此必須使得分布式微源在并網(wǎng)運行時與電網(wǎng)間不存在無功交換。然而采用傳統(tǒng)下垂控制并網(wǎng)時，產(chǎn)生無功交換的原理如圖9所示[15]。當(dāng)分布式微源與電網(wǎng)間存在有功功率傳輸時，必將在線路阻抗上產(chǎn)生壓降。根據(jù)有功功率的流向，使得端口電壓高于或低于電網(wǎng)電壓，無功下垂系數(shù)較小，從而產(chǎn)生較大的無功交換。

圖9 傳統(tǒng)下垂控制并網(wǎng)無功交換產(chǎn)生原理Fig.9 Principle of reactive power exchange in grid-connected mode with conventional droop control

因此當(dāng)逆變器帶有無功本地負(fù)載時，并網(wǎng)運行時只輸出負(fù)載所需的無功功率即可。由于入網(wǎng)有功功率一定，端口電壓是固定的，因此可以通過下垂曲線的上下平移達到輸出固定無功功率的要求。根據(jù)上述分析提出并網(wǎng)運行時改進的無功控制策略，如式(17)所示：

(17)

式中，Qload為分布式單元按容量應(yīng)承擔(dān)的無功功率；ki為無功下垂積分系數(shù)。

3 仿真與實驗

3.1 仿真分析

利用Matlab/Simulink仿真軟件對文中提出的控制方法進行驗證。圖10為加入主動同步控制策略時多機組網(wǎng)系統(tǒng)的端口電壓、電網(wǎng)電壓和兩者之差的波形。由圖10可知，分布式單元開始為獨立運行，其輸出電壓與電網(wǎng)電壓的差值隨時間變化。在0.2s時刻接收到并網(wǎng)信號，開始加入主動同步控制策略，此時分布式單元端口電壓逐漸向電網(wǎng)電壓靠近，兩者差值逐漸減小，在0.7s時兩者差值已經(jīng)接近于0，達到了并網(wǎng)標(biāo)準(zhǔn)。從接收到并網(wǎng)信號時刻起，0.5s內(nèi)即可完成對電網(wǎng)電壓的跟蹤。

圖10 主動同步控制的仿真Fig.10 Simulation of active synchronization control

圖11為多機逆變器雙模式運行時的仿真結(jié)果。由圖11(a)可知，獨立運行時各分布式單元按照容量分配負(fù)載功率，即P1=4kW，P2=2kW；加入主動同步控制后0.8s閉合并網(wǎng)開關(guān)，并網(wǎng)時刻有功功率無超調(diào)，分布式單元輸出各自的額定功率，即P1=8kW，P2=4kW。由圖11(b)可知，獨立運行時無功功率均分效果較好，并網(wǎng)運行時與電網(wǎng)無無功交換，穩(wěn)定輸出為0。由圖11(c)可知，在并網(wǎng)過渡時刻，逆變器輸出電流無超調(diào)。由圖11(d)可知，入網(wǎng)電流和電網(wǎng)電壓同頻同相，系統(tǒng)實現(xiàn)了單位功率因數(shù)并網(wǎng)。

圖11 多機逆變器雙模式運行Fig.11 Simulation of multi-inverter in two-modes operation

3.2 實驗驗證

對所提出的控制策略進行了單機情況下的實驗驗證。實驗中線路阻抗按照低壓電網(wǎng)下的特性取Rline=2Ω、Lline=1mH。本次實驗在60V電壓等級下完成，負(fù)載為18Ω的三相阻性負(fù)載。

圖12為主動同步控制實驗波形。與仿真波形圖10相對應(yīng)，驗證了主動同步控制的可行性。圖13(a)為并網(wǎng)時刻逆變器輸出電壓和電流波形，可知系統(tǒng)運行穩(wěn)定，輸出電壓、電流無沖擊，實現(xiàn)平滑切換。圖13(b)為逆變器輸出功率波形，可知并網(wǎng)時刻逆變器輸出有功功率無超調(diào)，并網(wǎng)運行按照額定值輸出，且無無功交換，與仿真波形圖11(a)、圖11(b)相對應(yīng)。圖13(c)為入網(wǎng)電流與電網(wǎng)電壓波形，與仿真波形圖10相對應(yīng)，可知系統(tǒng)實現(xiàn)單位功率因數(shù)并網(wǎng)。

圖12 主動同步控制實驗波形Fig.12 Experimental waveforms of active synchronization control

圖13 自適應(yīng)下垂控制實驗波形Fig.13 Experimental waveforms of active droop control

實驗波形與仿真分析相一致，驗證了所提出的自適應(yīng)下垂控制的有效性，實現(xiàn)了兩種運行模式的自適應(yīng)調(diào)整，且模式切換過程中無電壓和電流沖擊，達到了平滑切換。

4 結(jié)論

本文根據(jù)多機逆變器雙模式運行的要求提出了自適應(yīng)下垂控制策略。首先改進了傳統(tǒng)的虛擬阻抗控制，引入低通濾波器改善線路阻抗特性的同時，降低對輸出電壓質(zhì)量的影響，實現(xiàn)了不同容量分布式微源的無互聯(lián)線并聯(lián)。主動同步控制的提出使得采用下垂控制的分布式單元快速跟蹤電網(wǎng)電壓，保證電壓的平滑過渡。最后對傳統(tǒng)下垂控制的改進能夠抑制并網(wǎng)時刻功率超調(diào)，實現(xiàn)逆變器輸出電流的平滑過渡，同時消除并網(wǎng)時刻的無功交換，實現(xiàn)了單位功率因數(shù)并網(wǎng)。仿真與實驗都證明了所提出控制策略的有效性。

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