阅读说明：本技术 一种基于扩展有功理论的三矢量预测优化的增强控制方法 (Enhanced control method for three-vector prediction optimization based on extended active power theory ) 是由 冉晓洪 徐波 冷仕鹏 刘开培 于 2019-09-23 设计创作，主要内容包括：本发明提出一种基于扩展有功理论的三矢量预测优化的增强控制方法。本发明采集网侧三相电压、网侧三相电流以及直流侧电容电压,得到两相静止坐标系下的电压与电流；根据网侧两相静止坐标系的电压与电流,基于扩展瞬时有功功率理论建立其新型有功功率与无功功率的数学模型,分别求导并进行离散化；分析不平衡电网条件下AC/DC变换器的平均功率与二倍频分量的构成；建立新型有功与无功功率偏差平方和最小成本函数模型；确定第一作用非零电压矢量、第二作用非零电压矢量以及零电压矢量；进一步计算第一作用非零电压矢量、第二作用非零电压矢量以及零电压矢量的最优作用时间。本发明优点在于无需额外功率补偿计算,功率脉动小且网侧电流谐波含量小。(The invention provides an enhancement control method of three-vector prediction optimization based on an extended active power theory. The method comprises the steps of collecting network side three-phase voltage, network side three-phase current and direct current side capacitor voltage to obtain voltage and current under a two-phase static coordinate system; establishing a novel mathematical model of active power and reactive power of the grid-side two-phase static coordinate system based on an extended instantaneous active power theory according to the voltage and the current of the grid-side two-phase static coordinate system, and respectively deriving and discretizing; analyzing the composition of the average power and the frequency doubling component of the AC/DC converter under the unbalanced power grid condition; establishing a novel active and reactive power deviation square sum minimum cost function model; determining a first acting non-zero voltage vector, a second acting non-zero voltage vector and a zero voltage vector; further, the optimal acting time of the first acting non-zero voltage vector, the second acting non-zero voltage vector and the zero voltage vector is calculated. The method has the advantages of no need of extra power compensation calculation, small power pulsation and small harmonic content of the current on the network side.)

一种基于扩展有功理论的三矢量预测优化的增强控制方法

技术领域

本发明属于柔性直流输电系统换流器的运行与控制技术领域，尤其涉及一种基于扩展有功理论的三矢量预测优化的增强控制方法。

技术背景

交流微电网与直流微电网已经逐渐成为我国配电网的主要组成部分，分别由分布式电源、能量变换装置、储能装置以及交流/直流负荷组成，其中连接交流微电网与直流微电网的AC/DC变换器成为整个微电网的重要支撑，在复杂电网运行条件下其稳定运行能力将会对微电网的安全可靠运行具有重要影响。因此，研究复杂电网运行条件特别是不平衡电网条件下AC/DC变换器的稳定控制具有重要的现实意义。

目前，由于模型预测控制技术的快速发展已经成为电力电子变换器的重要控制方法之一，在AC/DC变换器中有广泛的应用，主要包括：正常运行条件下变换器的单矢量/多矢量模型预测控制，不平衡电网条件下带功率补偿的单矢量、多矢量模型预测控制方法，但是该类控制方法在每个控制周期内需要计算额外功率补偿量，计算量较大。因此，学者们提出了基于扩展瞬时功率理论的不平衡电网条件下单矢量、多矢量模型预测控制方法，该类控制方法无需序分量分解、无需额外的功率补偿计算，由单矢量模型预测控制方法向多矢量模型预测控制技术发展，控制精度也越来越高。为了进一步丰富模型预测技术的多样性以及控制精度，本发明定义了一种扩展瞬时有功功率的计算方法，并将该方法引入到不平衡电网条件下AC/DC变换器的控制器的设计中，提出一种基于扩展有功理论的三矢量预测优化的增强控制方法。所提出的控制方法无需序分量分解、无需锁相环以及额外的功率补偿计算等，具有控制精度高与控制性能好的特点。

发明内容

本发明系统的技术方案为一种基于扩展有功理论的三矢量预测优化增强控制方法，其特征在于，包括：三相交流电网、三相滤波电感、三相电压传感器、三相电流传感器、直流电压传感器、主控制器、三相AC/DC变换器、直流侧电容、直流侧负载；

所述三相交流电网与所述三相电压传感器通过导线连接；所述三相电网与所述三相电流传感器通过导线连接；所述直流侧电容与所述直流电压传感器通过导线连接；所述主控制器分别与所述的三相电压传感器、三相电流传感器、直流电压传感器通过导线依次连接；所述主控制器与所述三相AC/DC变换器通过导线连接；所述的三相交流电网、三相滤波电感、三相AC/DC变换器、直流侧电容、直流侧负载通过导线依次串联连接。

本发明提供了一种基于扩展有功理论的三矢量预测优化的增强控制方法，主要包括下述步骤：

步骤1：采集网侧三相电压、网侧三相电流以及直流侧电容电压，利用Clarke变换分别将网侧三相电压、网侧三相电流的abc坐标系转换到αβ坐标系下，从而得到两相静止坐标系下的电压与电流；

步骤2：根据网侧两相静止坐标系的电压与电流，基于扩展瞬时有功功率理论建立其新型有功功率与无功功率的数学模型，分别求导并进行离散化；

步骤3：基于新型有功功率与无功功率的数学模型，分析不平衡电网条件下AC/DC变换器的平均功率与二倍频分量的构成；

步骤4：基于不平衡电网条件下变换器的功率分析，以消除有功功率二倍频波动及保证网侧电流正弦为控制目标，建立新型有功功率偏差与无功功率偏差平方和最小成本函数模型；

步骤5：利用所定义的新型有功功率偏差与无功功率偏差平方和最小成本函数模型，确定第一作用非零电压矢量、第二作用非零电压矢量以及零电压矢量；

步骤6：分别对所定义的新型有功功率偏差与无功功率偏差平方和最小成本函数模型求偏导，得到第一作用非零电压矢量、第二作用非零电压矢量以及零电压矢量的最优作用时间大小；

步骤7：利用空间矢量调制方法，发出开关信号抑制不平衡电网电压条件下AC/DC变换器的新型有功功率的二倍频分量并减小网侧电流谐波含量；

作为优选，步骤1中所述网侧三相电压为：

通过所述三相电压传感器采集所述网侧三相电压；

A相电网电压为e_a,B相电网电压为e_b,C相电网电压为e_c；

通过所述三相电流传感器采集所述网侧三相电流；

步骤1中所述网侧三相电流为：

A相电网电流为i_a,B相电网电流为i_b,C相电网电流为i_c；

步骤1中所述直流侧电容电压为：

通过所述直流电压传感器采集所述直流侧电容电压；

所述直流侧电容电压为u_dc；

将所述的网侧三相电压、网侧三相电流以及直流侧电容电压传输至所述主控制器；

利用Clarke变换分别将网侧三相电压的abc坐标系转换到αβ坐标系下为：

其中，e_α为网侧三相电压对应到α轴上的电网电压值，e_β为网侧三相电压对应到β轴上的电网电压值；

利用Clarke变换分别将网侧三相电流的abc坐标系转换到αβ坐标系下为：

其中，i_α是网侧三相电流对应到α轴上的电网电流值，i_β是网侧三相电流对应到β轴上的电网电流值；

网侧三相电压矢量e可表示为：

e＝e_α+je_β

网侧三相电流矢量i可表示为：

i＝i_α+ji_β

此外，网侧三相电压矢量的幅值与相角分别为：

其中，E是网侧三相电压矢量的幅值，θ₁是网侧三相电压矢量的相角；

作为优选，步骤2中所述基于扩展瞬时有功功率理论建立其新型有功功率与无功功率的数学模型，其表达式为：

其中，i^*为网侧三相电流矢量i的共轭，e'表示网侧三相电压矢量e延时1/4个电网周期后得到的电压矢量，P^new表示基于扩展瞬时有功功率理论的新型有功功率，Q表示基于扩展瞬时有功功率理论的无功功率，Im表示对矢量取虚部；e_α为三相电网电压对应到α轴上的电网电压值，e_β为三相电网电压对应到β轴上的电网电压值，i_α是三相电网电流对应到α轴上的电网电流值，i_β是三相电网电流对应到β轴上的电网电流值；e'_α为延时后α轴上的电网电压值，e'_β为延时后β轴上的电网电压值；

步骤2中所述新型有功功率与无功功率求导分别为：

其中，e为网侧三相电压矢量，e^*为网侧三相电压矢量e的共轭，e'表示网侧三相电压矢量e延时1/4个电网周期后得到的电压矢量，v为变换器输出电压矢量，v^*为变换器输出电压矢量v的共轭，R是网侧滤波器的寄生电阻值，L是网侧滤波器的电感值，ω是电网角频率；

将新型有功功率与无功功率的导数离散化为：

其中，k_pi表示电压矢量为v_i(i＝0,1,2,…,7)时新型有功功率变化量大小，k_qi表示电压矢量为v_i(i＝0,1,2,…,7)时无功功率变化量大小，e^*k为网侧三相电压矢量e^k的共轭在kT_s时刻的大小，e'^k表示网侧三相电压矢量e^k延时1/4个电网周期后得到的电压矢量在kT_s时刻的大小，e^k为网侧三相电压矢量在kT_s时刻的大小，v_i ^*k为变换器输出电压矢量v_i ^k的共轭在kT_s时刻的大小，P^new,k表示基于扩展有功功率理论的新型有功功率在kT_s时刻的大小，Q^k表示基于扩展有功功率理论的无功功率在kT_s时刻的大小，R是网侧滤波器的寄生电阻值，L是网侧滤波器的电感值，ω是电网角频率；

作为优选，步骤3中分析不平衡电网条件下AC/DC变换器的平均功率与二倍频分量的构成具体为：

不平衡电网电压条件下新型有功功率与无功功率可以表达为：

新型瞬时有功功率的平均功率与二倍频分量为：

其中，e_dq ⁺为正序旋转坐标系下电网电压的正序分量，i_dq ⁺为正序旋转坐标系下电网电流的正序分量，e_dq ^-为负序旋转坐标系下电网电压的负序分量，i_dq ^-为负序旋转坐标系下电网电流的负序分量，

为新型有功功率的直流分量，为新型有功功率的二倍频分量的余弦项系数，

为新型有功功率的二倍频分量的正弦项系数；

则瞬时无功功率的平均功率与二倍频分量为：

其中，e_dq ⁺为正序旋转坐标系下电网电压的正序分量，i_dq ⁺为正序旋转坐标系下电网电流的正序分量，e_dq ^-为负序旋转坐标系下电网电压的负序分量，i_dq ^-为负序旋转坐标系下电网电流的负序分量，Q₀为无功功率的直流分量，Q_c2为无功功率的二倍频分量余弦项的系数，Q_s2为无功功率的二倍频分量正弦项的系数；

通过对比可知，

与

也即是说，在不平衡电网条件下，消除新型有功功率2倍频波动同时也会无功功率的2倍频波动；

作为优选，步骤4中为了消除有功功率脉动并获得单位功率因数，保证电网电流正弦，其方程可描述为：

其中，e_α为三相电网电压对应到α轴上的电网电压值，e_β为三相电网电压对应到β轴上的电网电压值，e'_α为延时后α轴上的电网电压值，e'_β为延时后β轴上的电网电压值；i_α是三相电网电流对应到α轴上的电网电流值，i_β是三相电网电流对应到β轴上的电网电流值，i'_α为延时后α轴上的电网电压值，i'_β为延时后β轴上的电网电压值；为新型有功功率的参考值；

解得其对应的参考电流的大小为：

其中，e_α为三相电网电压对应到α轴上的电网电压值，e_β为三相电网电压对应到β轴上的电网电压值，e'_α为延时后α轴上的电网电压值，e'_β为延时后β轴上的电网电压值，

为新型有功功率的参考值，

为三相电网电流对应到α轴上电网电流的参考值，

为三相电网电流对应到β轴上电网电流的参考值；

根据计算可得电流参考值，基于扩展瞬时有功功率理论消除有功功率脉动并获得单位功率因数，并保证电网电流正弦，则其功率补偿大小为：

其中，

为新型有功功率的参考值，Q^ref为无功功率的参考值，P^comp为新型有功功率的补偿量大小，Q^comp为无功功率的补偿量大小；通过对比可知，在不平衡电网条件下基于扩展瞬时有功功率理论，以消除有功功率脉动、获得单位功率因数并保证电网电流正弦为控制目标，无需额外的功率补偿。

步骤4中所述建立新型有功功率偏差与无功功率偏差平方和最小成本函数模型具体为：

在每个控制周期内，两个相邻的非零电压矢量与一个零电压矢量被用来合成期望矢量，利用新型有功与无功功率的斜率大小，在每个控制周期结束后期新型有功功率与无功功率大小可以表示为：

其中，P^new(k+1)为新型有功功率在(k+1)T_s的大小，P^new(k)为新型有功功率在kT_s时刻的大小，k_p1为第一作用非零电压矢量对新型有功功率的变化量，k_p2为第二作用非零电压矢量对新型有功功率的变化量，k_p0为零矢量对新型有功功率的变化量；Q(k+1)为无功功率在(k+1)T_s时刻的大小，Q(k)为无功功率在kT_s时刻的大小，k_q1为第一作用非零电压矢量对无功功率的变化量，k_q2为第二作用非零电压矢量对无功功率的变化量，k_q0为零矢量对无功功率的变化量；t₁为第一作用非零电压矢量的作用时间大小，t₂为第二作用非零电压矢量的作用时间大小，t₀为零矢量的作用时间大小；

在每个控制周期结束后，新型有功功率与无功功率误差量分别为

其中，ΔP^new为新型有功功率的误差量大小，ΔQ为无功功率的误差量大小，

为新型有功功率的参考值，Q^ref为无功功率的参考值；

因此，步骤4中建立新型有功功率偏差与无功功率偏差平方和成本函数为：

J(t₁,t₂)＝(ΔP^new)²+(ΔQ)²

作为优选，步骤5中确定第一作用非零电压矢量、第二作用非零电压矢量以及零矢量具体为：

首先，通过所定义的成本函数，遍历六个非零电压矢量确定成本函数的最小值记为J_r，并记录下对应的电压矢量V_r，即为第一作用非零电压矢量；

确定第二作用非零电压矢量时，考虑到V_t必定是与V_r相邻的两个非零电压矢量V_r-1和V_r+1，则分别计算V_r-1,V_r+1成本函数值J_r-1和J_r+1，如果非零电压矢量V_r-1对应的成本函数值J_r-1大于非零电压矢量V_r+1对应的成本函数值J_r+1，则V_t＝V_r+1,否则，V_t＝V_r-1；

其中，零矢量的选择是根据开关最小为基本原则，当确定的第二作用非零电压矢量为V₂，V₄与V₆时候，则最开始t₀/4与最后t₀/4的电压矢量为V₀，在t₀/4+t₁/2+t₂/2+t₀/2时刻零电压矢量为V₇；当确定的第二作用非零电压矢量为V₁，V₃与V₅时，则最开始t₀/4与最后t₀/4的电压矢量为V₀，在t₀/4+t₁/2+t₂/2+t₀/2时刻零电压矢量为V₀；

步骤5中所述确定的电压矢量共有8个电压矢量，其中六个非零电压矢量为：

V₁＝(1,0,0),V₂＝(1,1,0),V₃＝(0,1,0),V₄＝(0,1,1),V₅＝(0,0,1),V₆＝(1,0,1)；

步骤5中所述的两个零电压矢量为：

V₀＝(0,0,0),V₇＝(1,1,1)；

作为优选，步骤6中所述第一作用非零电压矢量、第二作用非零电压矢量以及零电压矢量的最优作用时间大小为：

其中，

且有

Θ＝k_q0k_p2-k_q1k_p2-k_q2k_p0+k_q1k_p0-k_q0k_p1+k_q2k_p1

其中，k_p1为第一作用非零电压矢量对新型有功功率的变化量，k_p2为第二作用非零电压矢量第二作用非零电压矢量，k_p0为零矢量对新型有功功率的变化量；k_q1为第一作用非零电压矢量对无功功率的变化量，k_q2为第二作用非零电压矢量对无功功率的变化量，k_q0为零矢量对无功功率的变化量；t₁为第一作用非零电压矢量的作用时间大小，t₂为第二作用非零电压矢量的作用时间大小，t₀为零矢量的作用时间大小；为新型有功功率的参考值，Q^ref为无功功率的参考值，T_s表示控制周期；P^new(k)为新型有功功率kT_s时刻的大小，Q(k)为无功功率kT_s时刻的大小；

假如t₁+t₂>T_s，则其修正公式为：

因此，零电压矢量的作用时间为：

t₀＝T_s-t₁-t₂

步骤7中所述，确定第一作用非零电压矢量、第二作用非零电压矢量、零电压矢量的作用时间后，利用空间矢量调制方法，发出开关信号抑制不平衡电网电压条件下AC/DC变换器的新型有功功率的二倍频分量并减小网侧电流谐波含量；

本发明优点在于，该控制方法无需额外的功率补偿计算，在静止坐标系下实现不平衡控制，功率脉动小且网侧电流谐波含量小，精度高。

附图说明

图1：为基于扩展有功理论的三矢量预测优化增强控制的流程图；

图2：为基于扩展有功理论的增强控制的有功功率与无功功率结果；

图3：为基于扩展有功理论的增强控制的三相电压与三相电流结果；

图4：为基于扩展有功理论的A相电压与A相电流的仿真结果；

图5：为相电流频谱图。

具体实施方式

下面将结合本发明实施例中的附图，对本发明实施例中的技术方案进行清楚、完整地描述，显然，所描述的实施例仅仅是本发明一部分实施例，而不是全部的实施例。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动前提下所获得的所有其他实施例，都属于本发明保护的范围。

通过实施案例并结合图1至图5，对本发明的技术方案作进一步具体的说明。在本发明实施例中，为了验证所提基于扩展有功理论三矢量预测优化增强控制算法有效性，搭建三相两电平的AC/DC变换器的模型进行仿真验证。

在本发明实施例中搭建了AC/DC变换器系统，其特征在于，包括：三相交流电网、三相滤波电感、三相电压传感器、三相电流传感器、直流电压传感器、主控制器、三相AC/DC变换器、直流侧电容、直流侧负载；

所述三相交流电网与所述三相电压传感器通过导线连接；所述三相电网与所述三相电流传感器通过导线连接；所述直流侧电容与所述直流电压传感器通过导线连接；所述主控制器分别与所述的三相电压传感器、三相电流传感器、直流电压传感器通过导线依次连接；所述主控制器与所述三相AC/DC变换器通过导线连接；所述的三相交流电网、三相滤波电感、三相AC/DC变换器、直流侧电容、直流侧负载通过导线依次串联连接。

所述三相交流电网选型为TSGC-9kVA；所述三相滤波电感选型为GT-LOR-0012；所述三相电压传感器选型为ZMPT107；所述三相电流传感器选型为ZMCT101B；所述直流电压传感器选型为HCPL7840；所述主控制器选型为TMS320F28069；所述三相AC/DC变换器由六个IGBT组成，IGBT选型为2MBI200U4H-170-50；所述直流侧电容选型为2200μF的电解电容；所述直流侧负载选型为31欧姆的电阻。

本发明所提的基于扩展有功理论的三矢量预测优化增强控制方法的流程图如图1所示。电网电压的不平衡度设置为10％，采样频率为12.8kHz，新型有功功率的参考值为3000W，无功功率的参考值为0Var，直流侧电容为2200μF，负载电阻31Ω，电网正序电压幅值V⁺设置为122.45V，负序电压幅值V^-设置为12.245V。此外，直流电压设定为300V，并假设该直流电压是通过对端的换流器进行控制。

下面结合图1至图5介绍本发明的具体实施方式为：

步骤1：采集网侧三相电压、网侧三相电流以及直流侧电容电压，利用Clarke变换分别将网侧三相电压、网侧三相电流的abc坐标系转换到αβ坐标系下，从而得到两相静止坐标系下的电压与电流；其中，正序电压幅值V⁺为122.45V，负序电压幅值V^—为12.245V；

步骤1中所述网侧三相电压为：

通过所述三相电压传感器采集所述网侧三相电压；

A相电网电压为e_a,B相电网电压为e_b,C相电网电压为e_c；

通过所述三相电流传感器采集所述网侧三相电流；

步骤1中所述网侧三相电流为：

A相电网电流为i_a,B相电网电流为i_b,C相电网电流为i_c；

步骤1中所述直流侧电容电压为：

通过所述直流电压传感器采集所述直流侧电容电压；

所述直流侧电容电压为u_dc；

将所述的网侧三相电压、网侧三相电流以及直流侧电容电压传输至所述主控制器；

利用Clarke变换分别将网侧三相电压的abc坐标系转换到αβ坐标系下为：

其中，e_α为网侧三相电压对应到α轴上的电网电压值，e_β为网侧三相电压对应到β轴上的电网电压值；

利用Clarke变换分别将网侧三相电流的abc坐标系转换到αβ坐标系下为：

其中，i_α是网侧三相电流对应到α轴上的电网电流值，i_β是网侧三相电流对应到β轴上的电网电流值；

网侧三相电压矢量e可表示为：

e＝e_α+je_β

网侧三相电流矢量i可表示为：

i＝i_α+ji_β

此外，网侧三相电压矢量的幅值与相角分别为：

其中，E是网侧三相电压矢量的幅值，θ₁是网侧三相电压矢量的相角；

步骤2中所述基于扩展瞬时有功功率理论建立其新型有功功率与无功功率的数学模型，其表达式为：

其中，i^*为网侧三相电流矢量i的共轭，e'表示网侧三相电压矢量e延时1/4个电网周期后得到的电压矢量，P^new表示基于扩展瞬时有功功率理论的新型有功功率，Q表示基于扩展瞬时有功功率理论的无功功率，Im表示对矢量取虚部；e_α为三相电网电压对应到α轴上的电网电压值，e_β为三相电网电压对应到β轴上的电网电压值，i_α是三相电网电流对应到α轴上的电网电流值，i_β是三相电网电流对应到β轴上的电网电流值；e'_α为延时后α轴上的电网电压值，e'_β为延时后β轴上的电网电压值；

步骤2中所述新型有功功率与无功功率求导分别为：

其中，e为网侧三相电压矢量，e^*为网侧三相电压矢量e的共轭，e'表示网侧三相电压矢量e延时1/4个电网周期后得到的电压矢量，v为变换器输出电压矢量，v^*为变换器输出电压矢量v的共轭，R是网侧滤波器的寄生电阻值，L是网侧滤波器的电感值，ω是电网角频率；且本发明中R为0.3Ω，L为10mH，ω为314rad/s；

将新型有功功率与无功功率的导数离散化为：

其中，k_pi表示电压矢量为v_i(i＝0,1,2,…,7)时新型有功功率变化量大小，k_qi表示电压矢量为v_i(i＝0,1,2,…,7)时无功功率变化量大小，e^*k为网侧三相电压矢量e^k的共轭在kT_s时刻的大小，e'^k表示网侧三相电压矢量e^k延时1/4个电网周期后得到的电压矢量在kT_s时刻的大小，e^k为网侧三相电压矢量在kT_s时刻的大小，v_i ^*k为变换器输出电压矢量v_i ^k的共轭在kT_s时刻的大小，P^new,k表示基于扩展有功功率理论的新型有功功率在kT_s时刻的大小，Q^k表示基于扩展有功功率理论的无功功率在kT_s时刻的大小，R是网侧滤波器的寄生电阻值，L是网侧滤波器的电感值，ω是电网角频率；且本发明中R为0.3Ω，L为10mH，ω为314rad/s；

步骤3：基于新型有功功率与无功功率的数学模型，分析不平衡电网条件下AC/DC变换器的平均功率与二倍频分量的构成；

步骤3中分析不平衡电网条件下AC/DC变换器的平均功率与二倍频分量的构成具体为：

不平衡电网电压条件下新型有功功率与无功功率可以表达为：

新型瞬时有功功率的平均功率与二倍频分量为：

其中，e_dq ⁺为正序旋转坐标系下电网电压的正序分量，i_dq ⁺为正序旋转坐标系下电网电流的正序分量，e_dq ^-为负序旋转坐标系下电网电压的负序分量，i_dq ^-为负序旋转坐标系下电网电流的负序分量，

为新型有功功率的直流分量，

为新型有功功率的二倍频分量的余弦项系数，

为新型有功功率的二倍频分量的正弦项系数；

则瞬时无功功率的平均功率与二倍频分量为：

其中，e_dq ⁺为正序旋转坐标系下电网电压的正序分量，i_dq ⁺为正序旋转坐标系下电网电流的正序分量，e_dq ^-为负序旋转坐标系下电网电压的负序分量，i_dq ^-为负序旋转坐标系下电网电流的负序分量，Q₀为无功功率的直流分量，Q_c2为无功功率的二倍频分量余弦项的系数，Q_s2为无功功率的二倍频分量正弦项的系数；

通过对比可知，

与也即是说，在不平衡电网条件下，消除新型有功功率2倍频波动同时也会无功功率的2倍频波动；

步骤4：基于不平衡电网条件下变换器的功率分析，以消除有功功率二倍频波动及保证网侧电流正弦为控制目标，建立新型有功功率偏差与无功功率偏差平方和最小成本函数模型；

步骤4中为了消除有功功率脉动并获得单位功率因数，保证电网电流正弦，其方程可描述为：

其中，e_α为三相电网电压对应到α轴上的电网电压值，e_β为三相电网电压对应到β轴上的电网电压值，e'_α为延时后α轴上的电网电压值，e'_β为延时后β轴上的电网电压值；i_α是三相电网电流对应到α轴上的电网电流值，i_β是三相电网电流对应到β轴上的电网电流值，i'_α为延时后α轴上的电网电压值，i'_β为延时后β轴上的电网电压值；

为新型有功功率的参考值；

解得其对应的参考电流的大小为：

其中，e_α为三相电网电压对应到α轴上的电网电压值，e_β为三相电网电压对应到β轴上的电网电压值，e'_α为延时后α轴上的电网电压值，e'_β为延时后β轴上的电网电压值，

为新型有功功率的参考值，为三相电网电流对应到α轴上电网电流的参考值，

为三相电网电流对应到β轴上电网电流的参考值；

根据计算可得电流参考值，基于扩展瞬时有功功率理论消除有功功率脉动并获得单位功率因数，并保证电网电流正弦，则其功率补偿大小为：

其中，

为新型有功功率的参考值，Q^ref为无功功率的参考值，P^comp为新型有功功率的补偿量大小，Q^comp为无功功率的补偿量大小；通过对比可知，在不平衡电网条件下基于扩展瞬时有功功率理论，以消除有功功率脉动、获得单位功率因数并保证电网电流正弦为控制目标，无需额外的功率补偿。

步骤4中所述建立新型有功功率偏差与无功功率偏差平方和最小成本函数模型具体为：

在每个控制周期内，两个相邻的非零电压矢量与一个零电压矢量被用来合成期望矢量，利用新型有功与无功功率的斜率大小，在每个控制周期结束后期新型有功功率与无功功率大小可以表示为：

其中，P^new(k+1)为新型有功功率在(k+1)T_s的大小，P^new(k)为新型有功功率在kT_s时刻的大小，k_p1为第一作用非零电压矢量对新型有功功率的变化量，k_p2为第二作用非零电压矢量对新型有功功率的变化量，k_p0为零矢量对新型有功功率的变化量；Q(k+1)为无功功率在(k+1)T_s时刻的大小，Q(k)为无功功率在kT_s时刻的大小，k_q1为第一作用非零电压矢量对无功功率的变化量，k_q2为第二作用非零电压矢量对无功功率的变化量，k_q0为零矢量对无功功率的变化量；t₁为第一作用非零电压矢量的作用时间大小，t₂为第二作用非零电压矢量的作用时间大小，t₀为零矢量的作用时间大小；

在每个控制周期结束后，新型有功功率与无功功率误差量分别为

其中，ΔP^new为新型有功功率的误差量大小，ΔQ为无功功率的误差量大小，

为新型有功功率的参考值，Q^ref为无功功率的参考值；

因此，步骤4中建立新型有功功率偏差与无功功率偏差平方和成本函数为：

J(t₁,t₂)＝(ΔP^new)²+(ΔQ)²

步骤5：利用所定义的新型有功功率偏差与无功功率偏差平方和最小成本函数模型，确定第一作用非零电压矢量、第二作用非零电压矢量以及零电压矢量；

步骤5中确定第一作用非零电压矢量、第二作用非零电压矢量以及零矢量具体为：

首先，通过所定义的成本函数，遍历六个非零电压矢量确定成本函数的最小值记为J_r，并记录下对应的电压矢量V_r，即为第一作用非零电压矢量；

确定第二作用非零电压矢量时，考虑到V_t必定是与V_r相邻的两个非零电压矢量V_r-1和V_r+1，则分别计算V_r-1,V_r+1成本函数值J_r-1和J_r+1，如果非零电压矢量V_r-1对应的成本函数值J_r-1大于非零电压矢量V_r+1对应的成本函数值J_r+1，则V_t＝V_r+1,否则，V_t＝V_r-1；

其中，零矢量的选择是根据开关最小为基本原则，当确定的第二作用非零电压矢量为V₂，V₄与V₆时候，则最开始t₀/4与最后t₀/4的电压矢量为V₀，在t₀/4+t₁/2+t₂/2+t₀/2时刻零电压矢量为V₇；当确定的第二作用非零电压矢量为V₁，V₃与V₅时，则最开始t₀/4与最后t₀/4的电压矢量为V₀，在t₀/4+t₁/2+t₂/2+t₀/2时刻零电压矢量为V₀；

步骤5中所述确定的电压矢量共有8个电压矢量，其中六个非零电压矢量为：

V₁＝(1,0,0),V₂＝(1,1,0),V₃＝(0,1,0),V₄＝(0,1,1),V₅＝(0,0,1),V₆＝(1,0,1)；

步骤5中所述的两个零电压矢量为：

V₀＝(0,0,0),V₇＝(1,1,1)；

步骤6：分别对所定义的新型有功功率偏差与无功功率偏差平方和最小成本函数模型求偏导，得到第一作用非零电压矢量、第二作用非零电压矢量以及零电压矢量的最优作用时间大小；

步骤6中所述第一作用非零电压矢量、第二作用非零电压矢量以及零电压矢量的最优作用时间大小为：

其中，

且有

Θ＝k_q0k_p2-k_q1k_p2-k_q2k_p0+k_q1k_p0-k_q0k_p1+k_q2k_p1

其中，k_p1为第一作用非零电压矢量对新型有功功率的变化量，k_p2为第二作用非零电压矢量第二作用非零电压矢量，k_p0为零矢量对新型有功功率的变化量；k_q1为第一作用非零电压矢量对无功功率的变化量，k_q2为第二作用非零电压矢量对无功功率的变化量，k_q0为零矢量对无功功率的变化量；t₁为第一作用非零电压矢量的作用时间大小，t₂为第二作用非零电压矢量的作用时间大小，t₀为零矢量的作用时间大小；为新型有功功率的参考值，Q^ref为无功功率的参考值，T_s表示控制周期；P^new(k)为新型有功功率kT_s时刻的大小，Q(k)为无功功率kT_s时刻的大小；

假如t₁+t₂>T_s，则其修正公式为：

因此，零电压矢量的作用时间为：

t₀＝T_s-t₁-t₂

步骤7：利用空间矢量调制方法，发出开关信号抑制不平衡电网电压条件下AC/DC变换器的新型有功功率的二倍频分量并减小网侧电流谐波含量；

步骤7中所述，确定第一作用非零电压矢量、第二作用非零电压矢量、零电压矢量的作用时间后，利用空间矢量调制方法，发出开关信号抑制不平衡电网电压条件下AC/DC变换器的新型有功功率的二倍频分量并减小网侧电流谐波含量；

基于扩展有功理论的三矢量预测优化增强控制方法的仿真结果如图2至图5所示。其中，图2示出了不平衡电网条件下新型有功功率、传统有功功率以及无功功率的结果，图3示出了不平衡电网条件下三相电网电压与电流的仿真结果，图4为A相网侧电压与A相网侧电流的相位图，图5为不平衡电网条件下相电流的频谱图。如图2与图3所示，基于扩展有功理论的三矢量预测优化增强控制策略，其新型有功功率与无功功率能够被控制恒定且有效跟踪其参考值，而且功率脉动小，网侧电流正弦，且控制精度高，不过此时传统有功功率出现了较大功率脉动。根据图4可知，网侧电压与网侧电流同相位，故所提出的控制方法能够实现AC/DC变换器单位功率运行。在不平衡电网电压条件下，由于负序分量的作用，网侧电流谐波含量较高，但通过本发明提出的增强控制策略不仅能使得网侧电流正弦，而且谐波含量非常低，仅为0.54％，如图5所示。

应当理解的是，本说明书未详细阐述的部分均属于现有技术。

应当理解的是，上述针对较佳实施例的描述较为详细，并不能因此而认为是对本发明专利保护范围的限制，本领域的普通技术人员在本发明的启示下，在不脱离本发明权利要求所保护的范围情况下，还可以做出替换或变形，均落入本发明的保护范围之内，本发明的请求保护范围应以所附权利要求为准。