蘇大威,徐偉,張琦兵,陳穎杰
(1.國(guó)網(wǎng)江蘇省電力有限公司,江蘇南京 210024;2.南瑞集團(tuán)有限公司(國(guó)網(wǎng)電力科學(xué)研究院有限公司),江蘇南京 211106)
隨著煤、石油等化石資源的大幅度減少,風(fēng)、光等可再生能源的發(fā)電及并網(wǎng)問(wèn)題已成為研究熱點(diǎn)[1-4]。幾乎所有的可再生能源都是通過(guò)并網(wǎng)逆變器接入電網(wǎng)[5,6],大量并網(wǎng)逆變器的接入使系統(tǒng)更易發(fā)生諧波振蕩,引起電網(wǎng)電壓和并網(wǎng)電流畸變[7]。
并網(wǎng)逆變器阻抗的準(zhǔn)確獲取是進(jìn)行諧波穩(wěn)定性分析的關(guān)鍵前提之一[8],文獻(xiàn)[9]將工況變化轉(zhuǎn)化為擾動(dòng)函數(shù),建立起并網(wǎng)逆變器的大信號(hào)阻抗模型。文獻(xiàn)[10]基于阻抗測(cè)量方法對(duì)多逆變器系統(tǒng)穩(wěn)定性進(jìn)行了校驗(yàn)。為提高并網(wǎng)逆變器接入下的系統(tǒng)穩(wěn)定性,文獻(xiàn)[11]提出一種加入權(quán)重系數(shù)的電網(wǎng)電壓比例前饋控制策略,該策略可以提高系統(tǒng)在弱電網(wǎng)下的相位裕度,改善并網(wǎng)電流的質(zhì)量。文獻(xiàn)[12]提出—種適用于單相并網(wǎng)逆變器的具有頻率自適應(yīng)能力的改進(jìn)型比例諧振控制方案,在電網(wǎng)電壓諧波失真時(shí),通過(guò)諧波補(bǔ)償器與PR 控制器并聯(lián)的方式,降低入網(wǎng)電流諧波畸變率。
為了應(yīng)對(duì)滲透率逐漸增大的風(fēng)光等隨機(jī)性電源的接入,系統(tǒng)通常采用儲(chǔ)能系統(tǒng)對(duì)其出力波動(dòng)進(jìn)行平抑。文獻(xiàn)[13]給出儲(chǔ)能逆變器并網(wǎng)工作的穩(wěn)定判據(jù):電網(wǎng)阻抗與逆變器輸出阻抗之比需符合奈奎斯特判據(jù)。文獻(xiàn)[14]利用阻抗分析法研究新能源分布式發(fā)電系統(tǒng)并網(wǎng)電流的諧波振蕩。文獻(xiàn)[15]通過(guò)建立諾頓等效電路和戴維南等效電路,分別分析了電流型控制和電壓型控制的儲(chǔ)能結(jié)構(gòu)下逆變器并網(wǎng)的阻抗特性,但是沒(méi)有討論控制環(huán)路PI 控制器的影響。
在風(fēng)機(jī)并網(wǎng)系統(tǒng)中,文獻(xiàn)[16]計(jì)及網(wǎng)側(cè)線(xiàn)路阻抗與變壓器的影響,建立雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)阻抗模型,對(duì)變壓器與風(fēng)力發(fā)電機(jī)耦合系統(tǒng)交互穩(wěn)定性開(kāi)展研究。文獻(xiàn)[17]探討了海上風(fēng)電機(jī)組網(wǎng)側(cè)變流器控制對(duì)風(fēng)電場(chǎng)內(nèi)部諧波諧振的影響。文獻(xiàn)[18]建立了多機(jī)模型,但是沒(méi)有研究各類(lèi)風(fēng)電機(jī)組的控制參數(shù)等因素變化對(duì)整個(gè)系統(tǒng)次同步諧振的影響。目前的研究大多是基于風(fēng)機(jī)并網(wǎng)系統(tǒng),沒(méi)有涉及風(fēng)儲(chǔ)系統(tǒng)接入下對(duì)系統(tǒng)振蕩特性的影響。
本文針對(duì)儲(chǔ)能逆變器并網(wǎng)易引發(fā)諧振問(wèn)題,在上述的研究基礎(chǔ)上,根據(jù)儲(chǔ)能并網(wǎng)系統(tǒng)的等效電路,利用奈奎斯特判據(jù)分析了風(fēng)儲(chǔ)并網(wǎng)系統(tǒng)的穩(wěn)定性,研究?jī)?chǔ)能和風(fēng)電機(jī)組不同參數(shù)對(duì)系統(tǒng)諧波穩(wěn)定性的影響。針對(duì)儲(chǔ)能逆變器并入弱電網(wǎng)后易出現(xiàn)諧波振蕩的問(wèn)題,研究諧波振蕩抑制策略,改善系統(tǒng)穩(wěn)定性。
本文采用的儲(chǔ)能逆變器并網(wǎng)系統(tǒng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1 所示。其中,Iref為電流參考信號(hào),G 為電流控制環(huán)路調(diào)節(jié)器(G=KP+Ki,KP,Ki分別為儲(chǔ)能逆變器電流環(huán)比例增益和積分增益),Udc為電池儲(chǔ)能系統(tǒng)直流電壓,L1為逆變器側(cè)電感,I1為逆變器側(cè)電感電流,L2為網(wǎng)側(cè)電感,Zg為外部網(wǎng)絡(luò)阻抗,U為逆變器交流測(cè)輸出電壓,C為濾波電容,R為阻尼電阻,Ic為電容電流,Upcc為公共連接點(diǎn)(Point of Common Coupling,PCC)電壓,Uc為電容支路電壓,Ug為電網(wǎng)電壓;Ig為網(wǎng)側(cè)輸出電流。
圖1 儲(chǔ)能系統(tǒng)逆變器并網(wǎng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.1 Grid-connected topology of energy storage system through inverter
圖2 為儲(chǔ)能系統(tǒng)的控制框圖。其中,上、下方虛線(xiàn)框Zg,Zout分別表示電網(wǎng)側(cè)輸出阻抗和逆變器側(cè)輸出阻抗,s表示復(fù)數(shù)頻率,KPWM表示橋路放大增益,為簡(jiǎn)化分析,KPWM取1。
圖2 儲(chǔ)能逆變器并網(wǎng)系統(tǒng)控制框圖Fig.2 Grid-connected control block diagram of energy storage inverter
根據(jù)圖2,可得輸出電流Ig的表達(dá)式如式(1)所示:
基于阻抗分析法,采用諾頓等效電路來(lái)表示逆變器并網(wǎng)系統(tǒng)的逆變器側(cè)子系統(tǒng),即由電流源Is與輸出阻抗Zout組成的并聯(lián)支路,如圖3 所示。
圖3 逆變器并網(wǎng)諾頓等效電路Fig.3 Norton equivalent circuit for inverter connected to grid
圖3 中,電網(wǎng)側(cè)子系統(tǒng)等效為電網(wǎng)等效阻抗Zg和理想電壓源Ug串聯(lián)。基于圖3 所示的等效電路,可推導(dǎo)并網(wǎng)電流Ig表達(dá)式如式(2)所示:
假設(shè)逆變器和電網(wǎng)均可獨(dú)立穩(wěn)定運(yùn)行,此時(shí)電網(wǎng)電流Ig的穩(wěn)定性由1/[1+Zg(s)/Zout(s)]決定,該表達(dá)式同樣可看作一個(gè)前向通道為1、負(fù)反饋通道為Zg(s)/Zout(s) 系統(tǒng)的閉環(huán)傳遞函數(shù)。此時(shí),若Zg(s)/Zout(s)滿(mǎn)足奈奎斯特穩(wěn)定判據(jù),則逆變器在該電網(wǎng)條下能夠穩(wěn)定工作,且可根據(jù)Zg(s)/Zout(s)的奈奎斯特曲線(xiàn)來(lái)表示系統(tǒng)的穩(wěn)定裕度。
由式(1)和式(2)可得諾頓等效電路的輸出阻抗如式(3)所示:
在電網(wǎng)阻抗較大,逆變器的并網(wǎng)穩(wěn)定性受到較大的影響,易引發(fā)諧波,甚至發(fā)生并網(wǎng)電流發(fā)散造成系統(tǒng)不穩(wěn)定[19]。為提高系統(tǒng)穩(wěn)定性,采用基于入網(wǎng)電流反饋的有源阻尼控制,控制框圖如圖4 所示。通過(guò)采樣入網(wǎng)電流Ig,經(jīng)高通濾波器附加移相環(huán)節(jié)疊加到電流環(huán)輸出。其中,k為反饋系數(shù),ωh為濾波器的截止角頻率;Igd為加入阻尼控制后的并網(wǎng)電流。
圖4 基于入網(wǎng)電流反饋的有源阻尼控制Fig.4 Active damping control based on network current feedback
設(shè)定H(s)的前饋表達(dá)式如式(4):
圖4 的控制框圖可推導(dǎo)出加入阻尼控制后的入網(wǎng)電流Igd表達(dá)式如式(5)所示:
由式(2)和式(5)求得此時(shí)逆變器的等效輸出阻抗如式(6)所示:
將儲(chǔ)能系統(tǒng)并聯(lián)在風(fēng)電場(chǎng)的匯流母線(xiàn)處,分析風(fēng)儲(chǔ)并網(wǎng)系統(tǒng)的穩(wěn)定性,風(fēng)電場(chǎng)等值成單臺(tái)風(fēng)機(jī)。風(fēng)機(jī)和儲(chǔ)能系統(tǒng)經(jīng)PCC 接入電網(wǎng),其諾頓等效電路如圖5 所示。其中,Zout1,Zout2分別為儲(chǔ)能系統(tǒng)和風(fēng)機(jī)的諾頓等效阻抗大小,Is1,Is2分別為儲(chǔ)能系統(tǒng)和風(fēng)機(jī)的諾頓等效電流源大小,Igt為風(fēng)儲(chǔ)系統(tǒng)總的并網(wǎng)電流。
圖5 風(fēng)儲(chǔ)系統(tǒng)并網(wǎng)諾頓等效電路Fig.5 Norden equivalent circuit for wind storage system
雙饋風(fēng)機(jī)阻抗模型采用文獻(xiàn)[20]中考慮轉(zhuǎn)子側(cè)換流器的阻抗模型,風(fēng)機(jī)的輸入阻抗如式(7)所示:
式中:ωs,ωr分別為定、轉(zhuǎn)子角速度;Ls,Lr分別為定、轉(zhuǎn)子漏感;Kpr,Kir分別為轉(zhuǎn)子側(cè)內(nèi)環(huán)電流控制比例和積分增益;Kdr為轉(zhuǎn)子電流環(huán)的交叉相增益。
由基爾霍夫定律,可得并網(wǎng)點(diǎn)電壓Upcc表達(dá)式如式(8)所示:
式中:Ism為第m個(gè)諾頓等效電流源大小;Zoutm為第m個(gè)諾頓等效阻抗大小。
基于圖5 的等效電路,求得第m個(gè)諾頓等效電路的并網(wǎng)電流Igm為:
根據(jù)疊加定理可得總并網(wǎng)電流表達(dá)式為:
采用級(jí)聯(lián)系統(tǒng)穩(wěn)定性分析方法,基于奈奎斯特判據(jù),分析風(fēng)儲(chǔ)系統(tǒng)的并網(wǎng)穩(wěn)定性。
2.2.1 風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)內(nèi)環(huán)電流環(huán)控制比例增益的影響
在風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)內(nèi)環(huán)電流控制比例增益Kpr參數(shù)設(shè)計(jì)方面,基于文獻(xiàn)[21]取Kpr為0.26,0.32 和0.4,文獻(xiàn)[22]取Kpr為0.3 和1.42,本文取Kpr為0.3,1 和3。取Kp=10,Ki=1,Kir=8,Kpr在不同值下Zg(s)/Zeq(s)的奈奎斯特曲線(xiàn)如圖6 所示。由圖6 可知,當(dāng)Kpr分別為0.3,1 和3 時(shí),奈奎斯特圖均不會(huì)環(huán)繞(-1,0),表明系統(tǒng)穩(wěn)定。Kpr分別為0.3,1 和3時(shí),對(duì)應(yīng)的相位裕度分別為49°,34°和29°,說(shuō)明當(dāng)風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)內(nèi)環(huán)電流環(huán)控制比例增益Kpr從0.3 增大至3 時(shí),系統(tǒng)穩(wěn)定性降低。
圖6 不同Kpr下的奈奎斯特圖Fig.6 Nyquist diagrams under different Kpr
2.2.2 風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)內(nèi)環(huán)電流環(huán)控制積分增益的影響
在風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)內(nèi)環(huán)電流控制積分增益Kir參數(shù)設(shè)計(jì)方面,基于文獻(xiàn)[23]取Kir為8 和30,本文取Kir為8,20 和40。取Kp=10,Ki=1,Kpr=0.3,Kir在不同值下Zg(s)/Zeq(s)的奈奎斯特曲線(xiàn)如圖7 所示。由圖7 可知,當(dāng)Kir分別為8,20 和40 時(shí),奈奎斯特圖均不會(huì)環(huán)繞(-1,0),表明系統(tǒng)穩(wěn)定。Kir分別為8,20 和40 時(shí),奈奎斯特變化較小,對(duì)應(yīng)的相位裕度分別為49°,47°和46°,說(shuō)明當(dāng)風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)內(nèi)環(huán)電流環(huán)控制積分增益Kir從8 增大至40 時(shí),對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定性影響較小。
圖7 不同Kir下的奈奎斯特圖Fig.7 Nyquist diagrams under different Kir
2.2.3 儲(chǔ)能逆變器電流環(huán)比例增益的影響
在儲(chǔ)能逆變器電流環(huán)比例增益Kp參數(shù)設(shè)計(jì)方面,基于文獻(xiàn)[15]取Kp=10,文獻(xiàn)[24]取Kp=0.01,本文取Kp為1,5 和10。在風(fēng)儲(chǔ)并網(wǎng)系統(tǒng)中,風(fēng)機(jī)參數(shù)取較優(yōu)值(Kpr=0.3),固定Ki=1 時(shí),研究不同Kp對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響,相應(yīng)的Zg(s)/Zout(s)奈奎斯特圖如圖8 所示。由圖8 可知,當(dāng)保持Ki=1 不變,Kp分別為1,5 和10 時(shí),奈奎斯特圖均不會(huì)環(huán)繞(-1,0),系統(tǒng)穩(wěn)定。Kp分別為1,5 和10 時(shí),系統(tǒng)相位裕度分別為37°,44°和49°,說(shuō)明系統(tǒng)相位裕度會(huì)隨著電流環(huán)比例增益Kp的增大而增大,即Kp的增大有利于系統(tǒng)穩(wěn)定性的提高。
圖8 不同Kp下的奈奎斯特圖Fig.8 Nyquist diagrams under different Kp
2.2.4 儲(chǔ)能逆變器電流環(huán)積分增益的影響
在儲(chǔ)能逆變器電流環(huán)比例增益Ki參數(shù)設(shè)計(jì)方面,基于文獻(xiàn)[15]取Ki=10,文獻(xiàn)[25]取Ki=0.01,本文取Ki為1,5 和10。在風(fēng)儲(chǔ)并網(wǎng)系統(tǒng)中,風(fēng)機(jī)參數(shù)取較優(yōu)值(Kpr=0.3),固定Kp=10 時(shí),研究不同Ki對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響。Ki取不同值時(shí),Zg(s)/Zout(s)的奈奎斯特曲線(xiàn)如圖9 所示。由圖9 可知,當(dāng)Ki分別為1,5 和10 時(shí),奈奎斯特圖均不會(huì)環(huán)繞(-1,0),表明系統(tǒng)穩(wěn)定。Ki分別為1,5 和10 時(shí),奈奎斯特圖無(wú)明顯變化,對(duì)應(yīng)的相位裕度均為49°,說(shuō)明當(dāng)儲(chǔ)能逆變器電流環(huán)積分增益Ki從1 增大至10 時(shí),對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定性影響不大。
圖9 不同Ki下的奈奎斯特圖Fig.9 Nyquist diagrams under different Ki
為提高風(fēng)儲(chǔ)系統(tǒng)并網(wǎng)的穩(wěn)定性,在儲(chǔ)能系統(tǒng)側(cè)采用1.3 節(jié)所提的基于入網(wǎng)電流反饋的有源阻尼控制方法。當(dāng)風(fēng)機(jī)參數(shù)設(shè)置的較差時(shí)(Kpr=3),系統(tǒng)相位裕度較小,研究此時(shí)阻尼控制對(duì)改善系統(tǒng)穩(wěn)定性的效果。反饋系數(shù)k分別取1,5 和10 時(shí)的奈奎斯特圖如圖10 所示。由圖10 可知,加入基于入網(wǎng)電流反饋的阻尼控制后,系統(tǒng)相位裕度增大,穩(wěn)定性得到改善;反饋系數(shù)分別為1,5 和10 時(shí)的相位裕度分別為45°,51°和54°,說(shuō)明系統(tǒng)相位裕度會(huì)隨著反饋系數(shù)的增大而增大,即反饋系數(shù)k的增大有利于系統(tǒng)穩(wěn)定性的提高。
圖10 不同k下的奈奎斯特圖Fig.10 Nyquist diagrams under different k
圖11 給出了當(dāng)Kp=10,Ki=1,k=10,ωh變化時(shí)的奈奎斯特曲線(xiàn)。由圖11 可知,ωh分別為1 000 rad/s,2 000 rad/s 和5 000 rad/s 時(shí)的相位裕度分別為54°,52°和51°,說(shuō)明系統(tǒng)相位裕度會(huì)由于ωh增大而減小,即ωh的增大不利于系統(tǒng)穩(wěn)定性的提高。
圖11 不同ωh 下的奈奎斯特圖Fig.11 Nyquist diagrams under different ωh
加入阻尼控制且參數(shù)設(shè)置較好時(shí)(k=10,ωh=1 000 rad/s),阻尼控制加入前后系統(tǒng)的幅頻特性如圖12 所示,由圖12 可知,無(wú)阻尼控制時(shí)系統(tǒng)的相角裕度為20°,加入阻尼控制后,風(fēng)儲(chǔ)系統(tǒng)等效輸出阻抗和電網(wǎng)阻抗交截點(diǎn)向更高頻率段移動(dòng),對(duì)應(yīng)的相角裕度增大至59°,所提的有源阻尼控制方法提高了系統(tǒng)的穩(wěn)定性。
圖12 有無(wú)阻尼控制下阻抗特性伯德圖Fig.12 Bode diagram of impedance characteristics with or without damping control
為了對(duì)2.2 節(jié)分析結(jié)果進(jìn)行仿真驗(yàn)證,在Matlab/Simulink 中搭建風(fēng)儲(chǔ)并網(wǎng)系統(tǒng)模型,風(fēng)機(jī)由5 臺(tái)1.5 MW 的雙饋風(fēng)機(jī)等值成單臺(tái)容量為7.5 MW的風(fēng)電機(jī)組參,儲(chǔ)能容量設(shè)置為風(fēng)電機(jī)組的20%。
圖13 給出了Kpr取不同值時(shí)風(fēng)儲(chǔ)系統(tǒng)并網(wǎng)電流Ig的波形。由圖13 可知,并網(wǎng)電流的總諧波失真(Total Harmonic Distortion,THD)在Kpr取為0.3,1和3 時(shí)分別為3.88%,8.27%和12.14%,并網(wǎng)電流波形在Kpr從0.3 增大至3 時(shí)畸變率升高。說(shuō)明在Kpr取值增大時(shí),并網(wǎng)電流諧波穩(wěn)定性降低,與2.2.1 節(jié)阻抗分析法得到的結(jié)論一致。
圖13 不同Kpr下電流仿真波形Fig.13 Current simulation waveforms under different Kpr
圖14 給出了Kir取不同值時(shí)風(fēng)儲(chǔ)系統(tǒng)并網(wǎng)電流Ig的波形。由圖14 可知,并網(wǎng)電流的THD 在Kir取為8,20 和40 時(shí)分別為3.88%、4.13%和4.25%,并網(wǎng)電流波形在Kir從8 增大至40 時(shí)變化不大。說(shuō)明在Kir取值變化時(shí),對(duì)并網(wǎng)電流影響很小,與2.2.2節(jié)阻抗分析法得到的結(jié)論一致。
圖14 不同Kir下電流仿真波形Fig.14 Current simulation waveforms under different Kir
設(shè)置Ki=1,圖15 給出了Kp取不同值時(shí)風(fēng)儲(chǔ)系統(tǒng)并網(wǎng)電流Ig的波形。由圖15 可知,并網(wǎng)電流THD 在Kp取為1,5 和10 時(shí)分別為7.58%,4.61%和3.88%,并網(wǎng)電流在Kp=1 時(shí)畸變最大,在Kp=10時(shí)畸變最小。說(shuō)明在Kp取值變大時(shí),并網(wǎng)電流諧波穩(wěn)定性更好,與2.2.3 節(jié)阻抗分析法得到的結(jié)論一致。
圖15 不同Kp下電流仿真波形Fig.15 Current simulation waveforms under different Kp
設(shè)置Kp=10,圖16 給出了Ki取不同值時(shí)風(fēng)儲(chǔ)系統(tǒng)并網(wǎng)電流Ig的波形。
圖16 不同Ki下電流仿真波形Fig.16 Current simulation waveforms under different Ki
由圖16 可知,并網(wǎng)電流的THD 在Ki取為1,5和10 時(shí)均為3.88%,并網(wǎng)電流波形在Ki從1 增大至10 時(shí)無(wú)明顯變化。說(shuō)明在Ki取值變化時(shí),對(duì)并網(wǎng)電流影響很小,與2.2.4 節(jié)阻抗分析法得到的結(jié)論一致。
分別采用無(wú)阻尼控制、有阻尼控制且控制參數(shù)設(shè)置較差(k=1,ωh=5 000 rad/s)、有阻尼控制且控制參數(shù)設(shè)置較好(k=10,ωh=1 000 rad/s)3 種情況進(jìn)行仿真對(duì)比,3 種情況下的入網(wǎng)電流仿真波形如圖17 所示。由圖17 可知,當(dāng)有阻尼控制且控制參數(shù)設(shè)置較差時(shí),電流波形的THD 由無(wú)阻尼控制的12.14%下降到10.56%,抑制效果不明顯;當(dāng)有阻尼控制且控制參數(shù)設(shè)置較好時(shí),電流波形的THD降至2.96%,電流波形得到較大的改善,說(shuō)明阻尼控制參數(shù)對(duì)系統(tǒng)運(yùn)行結(jié)果影響較大,加入阻尼控制并適當(dāng)調(diào)整其控制參數(shù)可以較好的改善系統(tǒng)運(yùn)行狀態(tài)。
圖17 加入阻尼控制前后的電流仿真波形Fig.17 Current simulation waveforms before and after damping control
本文針對(duì)儲(chǔ)能系統(tǒng)并網(wǎng)可能導(dǎo)致網(wǎng)絡(luò)運(yùn)行不穩(wěn)定的問(wèn)題,分析了風(fēng)儲(chǔ)并網(wǎng)系統(tǒng)在不同運(yùn)行條件下的穩(wěn)定性并提出相應(yīng)的抑制策略。得到如下結(jié)論:
1)在風(fēng)儲(chǔ)并網(wǎng)系統(tǒng)中,風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)內(nèi)環(huán)電流環(huán)控制比例增益取較小值,儲(chǔ)能逆變器電流環(huán)比例增益取較大值時(shí),系統(tǒng)穩(wěn)定性更高;風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子側(cè)內(nèi)環(huán)電流環(huán)控制積分增益和儲(chǔ)能逆變器電流環(huán)積分增益對(duì)系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響較小。
2)為了提高儲(chǔ)能并網(wǎng)系統(tǒng)在弱電網(wǎng)條件下的諧波穩(wěn)定性,提出一種基于入網(wǎng)電流反饋的有源阻尼控制方法,并對(duì)其反饋系數(shù)和截止角頻率對(duì)運(yùn)行結(jié)果的影響進(jìn)行分析。結(jié)果表明,反饋系數(shù)采用較大取值,截止角頻率采用較小取值時(shí),更利于系統(tǒng)穩(wěn)定。