蘭 征，刁偉業(yè)，曾進輝，何 東，涂春鳴，姜 飛

（1. 湖南工業(yè)大學電氣與信息工程學院，湖南省株洲市 412007；2. 國家電能變換與控制工程技術研究中心（湖南大學），湖南省長沙市 410082；3. 長沙理工大學電氣與信息工程學院，湖南省長沙市 410076）

0 引言

孤島微電網可以就地利用分布式電源（distributed generator，DG）保障海島或偏遠山區(qū)的電力供應，同時能實現(xiàn)一定范圍內的零碳能源網，可有效推動“雙碳”目標的落實，并已步入快速發(fā)展階段［1-3］。 含異構微源的孤島微電網（islanded microgrid with heterogeneous distributed generators，HDG-MG）中接入了物理結構不一，控制方法各異的異構微源，呈現(xiàn)出不一樣的暫態(tài)特性［4］。在HDG-MG 中，燃氣輪機和柴油機等屬于同步發(fā)電機（synchronous generator，SG）型微源，而風機、光伏和儲能等屬于逆變器接口型微源（inverterinterfaced distributed generator，IIDG）［5］，為了使IIDG 具備阻尼特性、慣量和組網能力，IIDG 常采用虛擬同步發(fā)電機（virtual synchronous generator，VSG）控制，該類型的IIDG 一般直接稱為VSG［6］。

在HDM-MG 中，VSG 和SG 等異構微源組成了機械轉子設備和電力電子裝置并存的復雜系統(tǒng)。VSG 主電路由電力電子器件組成，相比于機械轉子設備，其過壓、過載能力差，并網時產生的沖擊電流容易對主電路造成損害［7］。由于HDM-MG 中各微源在結構和控制方法等方面存在差異，HDM-MG 的暫態(tài)特性和外特性與常規(guī)電力系統(tǒng)區(qū)別較大，使得VSG并網過程中更易產生暫態(tài)沖擊、頻率波動等問題，且源網耦合影響容易導致VSG 同步失敗甚至整個微電網系統(tǒng)失穩(wěn)［8］。因此，HDG-MG 對VSG 并網友好性提出了更高的要求，需要更精準的預同步控制。

VSG 預同步控制過程中，一般利用鎖相環(huán)（phase-locked loop，PLL）獲取相位信息，然后通過比例-積分（PI）控制直接調節(jié)相位差為零來實現(xiàn)同步［9-11］。該方法存在兩方面的缺點:一方面，PLL 的非線性增加了控制系統(tǒng)的復雜程度，使逆變器輸出阻抗低頻段呈現(xiàn)負電阻特性，加上HDG-MG 弱電網環(huán)境的波動較大，易導致VSG 失穩(wěn)［12-13］；另一方面，相角差PI 控制會產生周期性跳變，若PI 控制器輸出直接加入VSG 頻率環(huán)，會導致電壓相位無法同步或VSG 頻率反復波動使系統(tǒng)失穩(wěn)等問題［14］。HDG-MG 是小容量系統(tǒng)，其對VSG 預同步過程中的電壓和頻率波動敏感，支撐能力不足，源網間的耦合會極大影響VSG的并網性能和HDG-MG的穩(wěn)定性。

為消除相角差跳變對預同步環(huán)節(jié)的影響，解決思路主要有兩個方向:1）改造相角控制器本身；2）改進相角控制器輸入變量。文獻［14-15］通過改進相角同步控制器結構，使控制器輸出量連續(xù)，消除了相角差跳變對頻率的影響。但這種改進方法額外增加了軟硬件成本，而且仍然采用PLL 獲取相位信息，無法解決PLL 帶來的影響。因此，國內外學者將目光轉移到改造相角控制器輸入變量方面。文獻［16］構造了新的相角輸入變量，并利用其平滑特性解決相位跳變的問題，但新控制變量的構造過程煩瑣，且所提控制結構使VSG 不再具備頻率調節(jié)能力。文獻［17］通過無PLL 的預同步控制減小了VSG 并網時的沖擊電流，實現(xiàn)了VSG 空載并網，但該方法不適用于VSG 帶負載并網的情況。文獻［18-19］提出了基于虛擬功率的預同步方法，把相角差轉化為虛擬功率，保證相角控制器輸出信號的連續(xù)性。然而，該方法無法利用虛擬功率實現(xiàn)幅值同步，需額外設計幅值同步控制器，并且相角同步需在幅值同步完成后進行，增加了同步時間。

針對含異構微源孤島微電網中VSG 并網的問題，本文提出一種基于虛擬電流的VSG 預同步控制策略。利用虛擬電流q軸分量的微分項構造新變量，實現(xiàn)不使用PLL 完成VSG 帶負載與孤島微電網同步并網，避免了PLL 和相角差跳變對VSG 預同步精準性和穩(wěn)定性的影響。為提高系統(tǒng)的動態(tài)性能，建立了預同步控制環(huán)節(jié)的小信號模型，分析不同參數(shù)對預同步過程的影響，并設計合理的預同步控制器參數(shù)。通過MATLAB 仿真和基于StarSim 硬件在環(huán)半實物仿真實驗平臺證明了理論分析的正確性和所提策略的有效性。

1 基于相差控制的VSG 預同步控制策略及相角差跳變問題分析

1.1 基于相差控制的VSG 預同步控制策略

基于相差控制的VSG 預同步控制策略如附錄A 圖A1 所示。當VSG 需要并網時，中央控制器發(fā)出預同步指令，PLL 將檢測到的VSG 和HDG-MG的電壓相位傳輸?shù)较嘟强刂破髦?，將相位作差后通過PI 控制器形成頻率補償量加入VSG 有功環(huán)。同樣的，幅值差經幅值控制器形成幅值補償量加入VSG 無功環(huán)。當VSG 的頻率、相位和幅值滿足并網標準后，控制器發(fā)出并網指令，隔離開關S 閉合，完成同步。

一方面，基于相差控制的VSG 預同步控制策略需要PLL 獲取相位信息，影響了弱電網系統(tǒng)的穩(wěn)定性和控制器的動態(tài)性能，國內外已有較多文獻對此進行了詳細分析［20-23］，本文不再贅述。另一方面，該策略在實際應用中會產生相角差跳變的問題，導致同步時間增加，甚至系統(tǒng)失穩(wěn)，下節(jié)將對相角差跳變產生機理進行詳細分析。

1.2 相角差跳變問題分析

電壓相角的變化范圍是0～2π，且每個周期內均存在從2π 到0 的跳變。由于兩個系統(tǒng)的電壓相角不可能完全相等，跳變也將發(fā)生在不同時刻，導致HDG-MG 與VSG 的相角差出現(xiàn)周期性跳變。相角差跳變機理如附錄A 圖A2 所示，假設HDG-MG 與VSG 頻率已經實現(xiàn)同步，HDG-MG 電壓相角θg超前VSG 輸出電壓的相角θVSG，相角差為θe=θgθVSG。t1時刻，θg達到最大值2π 并將在下一刻跳變?yōu)?。然而，由于θVSG的滯后，θVSG還沒有達到峰值，θg卻減少了2π，所以t1～t2內的相角差則變?yōu)棣萫-2π。

忽略積分器作用，單位周期內VSG 相角的調節(jié)量Δθ為:

式中:Kp為比例系數(shù)；A1、A2分別為相角正、負調節(jié)量。當A1＞A2時，相角調節(jié)量Δθ＞0，相角差不斷減小，原則上可以實現(xiàn)相角同步。但A2的存在使相角反向調節(jié)，延長了同步時間。當A1≤A2時，Δθ≤0，系統(tǒng)不能完成相角同步或者使VSG 滯后一個周期再與微電網同步，不僅容易導致VSG 頻率不穩(wěn)定，還增加了同步失敗的風險。

比例系數(shù)Kp的大小決定了跳變的程度，較大的比例系數(shù)會加劇頻率的波動甚至導致系統(tǒng)失穩(wěn)。同時，也無法通過將比例系數(shù)Kp設為0 來消除相角差跳變的影響［24］。在附錄A 圖A1 的預同步環(huán)節(jié)中相位調節(jié)系統(tǒng)的閉環(huán)傳遞函數(shù)G1（s）及其特征方程為:

式中:ωn為額定角速度；ξ為阻尼系數(shù)；Ki為積分系數(shù)。當Kp=0 時，ξ=0，相角控制器為純積分控制，式（3）存在一對純虛根±jKi，系統(tǒng)為等值振蕩系統(tǒng)，系統(tǒng)不能穩(wěn)定。

因此，VSG 預同步需要改變相角調節(jié)器輸入量或者改進控制器結構，減輕或避免相角差跳變帶來的影響，以滿足預同步環(huán)節(jié)快速、平滑和精準的要求。

2 基于虛擬電流的VSG 預同步控制原理及策略

改進控制器結構和改變控制器輸入變量都可以消除相角差跳變的影響。然而，前者仍然需要PLL獲取相位，無法避免PLL 對系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響。相比之下，后者不需要PLL 的參與，降低了控制器設計的軟硬件成本，且更加簡單易實現(xiàn)。本章將基于改變控制器輸入變量的方式實現(xiàn)VSG 與HDG-MG的預同步。

2.1 基于虛擬電流的VSG 預同步控制原理

VSG 與HDG-MG 等效電路如附錄A 圖A3 所示，VSG 的輸出電壓幅值為Uo，相角為θo；HDGMG 電壓幅值為Ug，相角為θg。為實現(xiàn)VSG 的預同步，在兩者間引入一個虛擬阻抗Zv，Iv和θv分別為通過Zv的虛擬電流的幅值和相位。

虛擬電流計算公式為:

當虛擬阻抗角θv=0°時，I?v=0 在單位周期內有唯一解，此時θe=0°，兩個系統(tǒng)電壓的幅值和相位均相等，滿足VSG 并網的條件。然而，當虛擬阻抗角θv≠0°時，虛擬電流I?v=0 在單位周期內卻有多個解，此時雖然可以滿足虛擬電流為零的控制目標，但實際上這些解并不能保證幅值差或相位差已達到同步標準。因此，本文將虛擬阻抗設置為純阻性，阻抗角θv=0?，則虛擬電流I?v與電壓偏差U?e同相位，虛擬電流的表達式如下:

式中:Ue為虛擬阻抗兩端電壓的幅值差；Rv為虛擬電阻。

預同步過程中各相量的關系如附錄A 圖A5 所示，ivd、ivq分別為虛擬電流在d、q軸上的分量。當VSG 的電壓超前HDG-MG 電壓時，虛擬電流在q軸上的分量ivq＞0，反之ivq＜0。而當兩個電壓向量完全相等時，滿足ivd=0，ivq=0，此時兩者相位差和幅值差為0，實現(xiàn)了VSG 與HDG-MG 同步。由此可見，虛擬電流在q軸上的分量可以表征VSG電壓與HDG-MG 電壓的相位關系。同理，虛擬電流在d軸上的分量可以表征兩者之間的幅值關系。因此將變換到dq坐標系中，控制ivd=0、ivq=0 以實現(xiàn)預同步。

坐標變換表達式如下:

式中:TPark為Park 變換矩陣；θref為坐標旋轉的額定角速度；iva、ivb、ivc為虛擬電流在abc 坐標系下的分量。

由式（8）可知，ivd、ivq均為振幅為Iv的三角函數(shù)。令d軸與a 軸重合可得:

ivq的函數(shù)圖像如圖1（a）所示，可以看出，在θe=π時，同樣可以實現(xiàn)ivq=0 的控制目標，不滿足相角控制器精準性的要求。因此，為保證對相位的精準控制，對相位調節(jié)器的輸入變量ivq做進一步的改進。

圖1 ivq和Y 的函數(shù)圖像Fig.1 Function images of ivq and Y

對ivq求導并重新構造新的相位控制器變量Y，改進過程如式（10）、式（11）所示。新變量Y是周期為2π 的余弦函數(shù)，如圖1（b）所示，且僅在相角差θe=0 或2π 時有Y=0，保證了相角調節(jié)的準確性。

式中:i′vq為ivq的導數(shù)；isq,ref為isq的參考值。

與此同時，單位周期內Y僅有一個拐點，在0～π、π～2π 上保持單調和連續(xù)。當相角差為θe1時，Y運行在a點，如果此時發(fā)生相位差跳變，相位差減少2π 到θe2，Y將跳變到b點。Y的函數(shù)性質使其在a、b兩點的函數(shù)值和變化趨勢保持相同，因此Y不會受到相位差跳變的影響，滿足了相位調節(jié)的平滑性和連續(xù)性要求。

2.2 基于虛擬電流的VSG 預同步控制策略

基于虛擬電流的VSG 預同步控制策略如圖2所示。當接收到預同步指令時，電壓監(jiān)測裝置將VSG 與HDG-MG 的電壓信息傳輸?shù)筋A同步控制器，兩者作差后通過虛擬阻抗Rv，將虛擬電流進行坐標變換得到ivd、ivq。在幅值同步環(huán)中，ivd與參考值ivd，ref比較后，經過積分環(huán)節(jié)形成幅值補償量ΔU，與無功環(huán)節(jié)中產生的電壓U相加得到VSG 電動勢電壓的幅值E，其中Kdi為幅值調節(jié)器的積分系數(shù)。類似地，將ivq的微分項isq與參考值ivq，ref作差后經過相位調節(jié)器得到頻率補償量Δω，與VSG 有功環(huán)節(jié)中產生的角速度ω相加得到VSG 電動勢電壓的角速度ωVSG，其中Jv、Dv為相位控制器的虛擬慣量系數(shù)和調節(jié)系數(shù)。需要指出的是，在預同步控制環(huán)中加入限幅器，可以防止幅值補償量ΔU和頻率補償量Δω的變化幅值超出允許范圍，避免影響系統(tǒng)的穩(wěn)定性。

圖2 基于虛擬電流的VSG 預同步控制策略Fig.2 Pre-synchronization control strategy of VSG based on virtual current

根據國家標準GB/T 12325—2008《電能質量供電電壓偏差》［25］的相關規(guī)定，并網時應保證三相電壓的允許偏差為額定電壓的±7%內。在實際同步過程中，VSG 和HDG-MG 輸出電壓的幅值差距不大，因此預同步的重點是相位調節(jié)［17］。預同步環(huán)節(jié)開始后，閉合S1、S2，當幅值差和相角差滿足并網標準后將隔離開關閉合。最后，在預同步完成后，斷開S1、S2，并將預同步控制器中的積分環(huán)節(jié)置零。

2.3 預同步控制器參數(shù)整定與分析

1）預同步控制器參數(shù)整定

為提高預同步控制器的動態(tài)性能，本節(jié)將分析不同控制器參數(shù)對預同步過程的影響，并設計合理的控制參數(shù)。相位預同步環(huán)節(jié)的小信號模型如附錄A 圖A6 所示，VSG 的主要參數(shù)見附錄B 表B1。

基于虛擬電流的VSG 預同步策略的開環(huán)和閉環(huán)傳遞函數(shù)分別為:

式中:Kq=cos Δθ/Rv。

從控制系統(tǒng)的穩(wěn)定性和動態(tài)響應兩個角度對參數(shù)Jv、Dv和Rv的取值范圍進行約束。

式（12）中令s=jω，可得:

控制系統(tǒng)的幅值裕度A（ω）為:

令A（ω）=1，可進一步求得截止頻率ωc和相角裕度γ，當γ在30°～60°范圍內時系統(tǒng)性能較好［26］。

式（13）的超調量σ如下:

式中:ζ為阻尼比。超調量σ介于1.5%～25.4%之間時，系統(tǒng)動態(tài)性能較優(yōu)［27］。

經上述分析，得到Rv、Jv和Dv的關系曲面和各自取值范圍如圖3 所示，圖中黃色填充部分為控制器運行區(qū)域。

圖3 Rv、Jv和Dv的取值范圍示意圖Fig.3 Schematic diagram of value ranges of Rv, Jv and Dv

Rv的取值范圍原則上較寬，當取值較小時會縮短同步時間，但會使虛擬電流過大，導致VSG 輸出電壓和電流的沖擊較大，經綜合考慮，虛擬阻抗取值為1。

誤差帶在2%時的調節(jié)時間ts如下:

顯然，調節(jié)時間ts與Jv成正比，與Dv成反比。為獲得較短的調節(jié)時間，選取Jv=0.03，結合圖3 中Dv的取值范圍為0.2～0.3，以步長為0.01，畫出其閉環(huán)極點分布圖如附錄A 圖A7（a）所示。

隨著Dv增大，預同步控制器的閉環(huán)極點遠離虛軸，穩(wěn)定裕度增大，振蕩減小，調節(jié)時間減小。Dv變化下閉環(huán)極點分布均勻，說明Dv對控制器有持續(xù)影響。

選取Dv=0.3，計算Jv的取值范圍為0.03～0.07，以步長為0.005 畫出Jv變化時閉環(huán)極點分布如附錄A 圖A7（b）所示。當Jv增大時，預同步控制器的閉環(huán)極點越來越靠近虛軸，且極點分布越來越密集，Jv參數(shù)的增大對控制器的影響越來越小。極點越遠離虛軸，振蕩越小，調節(jié)時間越短，穩(wěn)定性越強。

將上述設計參數(shù)代入式（13），可得預同步控制器的階躍響應曲線如附錄A 圖A8 所示。由圖A8可知，在Dv一定時，預同步控制環(huán)階躍響應的超調量隨著Jv的增大而增大，同時上升時間與調節(jié)時間也隨著Jv的增大而增大。當Jv一定時，預同步控制環(huán)階躍響應的超調量隨著Dv的增大而減小，但上升時間卻隨著Dv的增大而增大，調節(jié)時間相應減小。因此，在參數(shù)整定時對于Jv的選取需綜合考慮系統(tǒng)的各項性能指標，對于Dv的選取需綜合考慮超調量、上升時間以及調節(jié)時間的變化。綜上，本文設計Dv=0.25、Jv=0.05 作為預同步控制環(huán)節(jié)的值。

2）預同步控制器參數(shù)對VSG 穩(wěn)定性的影響

由于單機預同步控制時輸出相位和功率的調節(jié)是解耦的［28］，本文獨立設計了VSG 控制環(huán)節(jié)參數(shù)［3］和預同步環(huán)節(jié)控制參數(shù)，為驗證預同步參數(shù)Dv、Jv對VSG 運行穩(wěn)定性的影響，建立了考慮預同步控制器的VSG 有功環(huán)小信號模型，如附錄A 圖A9 所示，其閉環(huán)傳遞函數(shù)為:

其中:

式中:En為額定線電壓；Z為線路阻抗；J為VSG 轉動慣量；Dp為VSG 的阻尼系數(shù)。

選取Jv=0.03，按照Dv的取值范圍為0.2～1，以步長為0.05 畫出Dv變化時VSG 有功環(huán)閉環(huán)極點分布圖（見附錄A 圖10（a））；選取Dv=0.3，Jv的取值范圍為0.03～1，以步長為0.005 畫出Jv的變化時VSG有功環(huán)閉環(huán)極點分布圖（見附錄A 圖10（b））。由附錄A 圖A10 可知，Dv、Jv的變化對VSG 穩(wěn)定性存在影響，但其對Ф2（s）主導極點影響不大。換而言之，Dv、Jv的變化對VSG 的穩(wěn)定性影響程度較小。實際上，預同步環(huán)節(jié)只在VSG 準備并網前投入，同步時間較短，預同步控制環(huán)節(jié)中的Dv、Jv僅會在較小的時間尺度內對VSG的運行產生影響。其次，預同步控制器通過頻率調節(jié)量Δω間接影響VSG 運行，原則上只要VSG 控制環(huán)節(jié)中的慣性參數(shù)J、阻尼系數(shù)Dp設計合理，預同步控制器參數(shù)對VSG 穩(wěn)定性的影響可以忽略不計。

3 仿真與實驗分析

3.1 仿真結果與分析

為驗證基于虛擬電流的VSG 預同步控制策略的正確性和有效性，在MATLAB/Simulink 平臺下搭建本文所提策略仿真模型和基于相差控制的VSG 預同步控制策略模型，仿真模型的主要參數(shù)見附錄B 表B2。

3.1.1 基于相差控制的VSG 預同步控制策略仿真分析

基于相差控制的VSG 預同步控制過程如附錄A 圖A11 所示，VSG 帶10 kW 負載獨立運行，在1 s時開始預同步。預同步前HDG-MG 的電壓相位超前VSG 電壓相位35.5°。在1 s 時預同步開始，HDG-MG 的電壓相位與VSG 電壓相位緩慢靠近，相位差緩慢減小，在1.62 s 左右相角差達到同步標準。頻率補償量隨著同步過程的進行緩慢減小。但由于相角差跳變的影響，使得預同步過程的頻率補償量呈現(xiàn)鋸齒狀，導致系統(tǒng)的頻率不穩(wěn)定，影響了VSG 的頻率穩(wěn)定性，在2 s 時斷路器合閘并網，系統(tǒng)頻率被鉗位在50 Hz；輸出功率在預同步過程中無明顯波動，并網后根據下垂特性輸出額定功率。

3.1.2 基于虛擬電流的VSG 預同步控制策略仿真分析

基于虛擬電流的VSG 預同步控制過程如圖4所示。預同步前HDG-MG 的電壓相位超前VSG 電壓相位35.5°。在1 s 時預同步開始，兩者相位差快速減小，在1.22 s 時相角差達到同步標準。頻率補償量連續(xù)變化，不存在跳變現(xiàn)象。此外，當相角差達到同步閾值時，由于預同步控制器存在慣性作用，頻率補償量緩慢減小，經振蕩調節(jié)后，最終減小為0。此動態(tài)調節(jié)過程中的相角差均處在同步閾值以內，相位差很小，可視作預同步完成。

頻率調節(jié)過程平滑，提高了系統(tǒng)的暫態(tài)性能，同時實現(xiàn)了頻率與微電網同步，在斷路器合閘瞬間頻率有輕微波動，隨即恢復正常。如圖4（e）所示，在2 s 時斷路器合閘，系統(tǒng)增大輸出功率到額定功率，變化過程平滑。

圖4 基于虛擬電流的VSG 預同步仿真結果Fig.4 Simulation results of VSG pre-synchronization based on virtual current

3.2 實驗結果及分析

基于StarSim 硬件在環(huán)半實物實驗平臺，搭建VSG 并入HDG-MG 的模型，實驗平臺照片如附錄A圖A12 所示。分別對基于相差控制的VSG 預同步控制策略和基于虛擬電流的VSG 預同步控制策略進行對比、驗證。主要實驗參數(shù)如附錄B 表B3 所示。

3.2.1 基于相差控制的VSG 預同步控制策略實驗分析

基于相差控制的VSG 預同步控制策略實驗波形如附錄A 圖A13 所示。預同步開始后，HDG-MG電壓Ug和VSG 輸出電壓Uo緩慢靠近，頻率補償量呈現(xiàn)鋸齒狀，0.7 s 后實現(xiàn)預同步。

3.2.2 基于虛擬電流的VSG 預同步控制策略實驗分析

基于虛擬電流的VSG 預同步控制策略實驗波形如圖5 所示。預同步開始后，Ug和Uo迅速靠近，50 ms 后實現(xiàn)預同步。因此，相較于基于相差控制的傳統(tǒng)預同步控制策略，本文所提預同步控制策略暫態(tài)響應速度更快，預同步過程更短。

圖5 基于虛擬電流的VSG 預同步實驗結果Fig.5 Experimental results of VSG pre-synchronization based on virtual current

4 結語

為實現(xiàn)含異構微源孤島微電網中VSG友好并網，改善預同步過程中VSG 的頻率穩(wěn)定性和預同步控制器的動態(tài)性能，本文提出了一種基于虛擬電流的VSG預同步控制策略。通過仿真與實驗得到以下結論:

1）通過控制虛擬電流，實現(xiàn)了帶負載的VSG 與HDG-MG 電壓幅值和相位的同步，且不需要PLL獲取相位，避免了其對孤島微電網系統(tǒng)穩(wěn)定性的影響。

2）利用虛擬電流q軸分量的微分項改進相角控制變量，解決了基于相差控制的VSG 預同步策略中由相角差跳變引起的頻率波動問題，使系統(tǒng)頻率變化平穩(wěn)，改善了預同步過程中VSG 的頻率穩(wěn)定性。

3）建立了預同步控制環(huán)節(jié)的小信號模型，分析了不同參數(shù)對預同步過程的影響，并通過設計合理的相角控制器參數(shù)，提高了控制器的動態(tài)性能。

本文僅對VSG 并網接入含單臺SG 的HDG-MG的工況進行了驗證，而HDG-MG 網內工況多樣，存在多臺SG 與VSG 運行的情況，其并網過程也更復雜。下一步，將在本文研究的基礎上，針對HDG-MG 內復雜多樣工況下的VSG 預同步問題進行深入研究。

附錄見本刊網絡版（http：//www.aeps-info.com/aeps/ch/index.aspx），掃英文摘要后二維碼可以閱讀網絡全文。