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基于并网电流谐波反馈的有源阻尼策略徐佳1，杨树德1，张新闻2(1.扬州大学电气与能源动力工程学院，江苏扬州225127；2.北方民族大学电气信息工程学院，宁夏银川750021)摘要：以并网点电压谐波为反馈量的有源阻尼控制（voltage-harmonic-based active damping，VHBAD）可提高变流器对弱电网的适应能力，但会削弱系统对背景谐波电压扰动的抑制能力，影响并网电流质量。首先，建立了弱电网下并网变流器的数学模型，分析了电网等值电感对系统稳定性的影响；进而提出一种基于并网电流谐波反馈的有源阻尼策略（current-harmonic-based active damping，CHBAD），该策略将有源阻尼支路的作用点由参考信号移至调节器输出端，可在提高变流器弱电网适应能力的同时兼顾到并网电流质量。最后，通过 Plecs 仿真软件搭建仿真模型，时域仿真结果与理论分析一致，验证了该策略的有效性。关键词：弱电网；并网变流器；背景谐波电压；有源阻尼；稳定性DOI：10.11930/j.issn.1004-9649.2023030040 引言推动构建有更强新能源消纳能力的新型电力系统是实现“双碳”战略目标的重要途径1-2，作为新能源发电与电网的重要接口，并网变流器在电力系统中的应用更加广泛。然而，由于实际中电网阻抗的不确定性，近年来由并网变流器与弱电网交互作用所引发的失稳振荡现象频发，涉及风电、光伏发电并网、直流输电和高速铁路牵引供电等多个领域3-8，已经成为影响新能源消纳能力和威胁电网安全稳定运行的主要因素之一。针对如何提高变流器弱电网适应能力方面，国内外学者进行了卓有成效的研究，大致分为2 类。1）提高变流器自身的适应能力，主要通过改变控制策略或优化控制参数来实现。文献 9-10分别在电网电压前馈通道中引入权重因子和带通滤波器来提高变流器对弱电网的适应能力，但一定程度上削弱了系统对电网背景谐波电压扰动的抑制能力；文献 11 提出一种准比例谐振与电网电压前馈组合控制的策略，实现了电流无静差控制，但动态响应效果较差，通常需和其他控制方法组合使用以提高系统性能；文献 12 提出基于相位补偿的多谐振控制算法，既有效抑制了高次谐波，又提升了系统相位裕度，但多个控制器参数设计复杂，受限于实际工程应用。2）基于自适应阻抗测量技术，通过实时测量的电网阻抗值对系统参数进行调整。文献 13 通过仿真和实验验证了所提阻抗重塑技术的有效性，但是若电网阻抗发生突变，系统可能无法进行及时准确地调整；文献 14 提出一种自适应改进前馈控制策略，可以根据电网环境变化实时调整控制参数，但只对开环增益进行调整，未优化有源阻尼参数；文献 15 在内环中加入相位裕度补偿环节，保障了变流器的稳定运行，但是该策略的有效性依赖于阻抗测量技术的精准度，并且该测量技术的使用会恶化并网电流质量，其实际应用价值不高。上述方法虽然可提高变流器对弱电网的适应能力，但需要对现有的变流器控制系统进行改造，不适用于已运行的工程。因此文献 16 提出了有源阻尼器的概念，其原理是将公共连接点（pointofcommoncoupling，PCC）电压中的谐波除以虚拟阻尼电阻后引入至变流器输出电流参考值上17，从而等效为在 PCC 点并联电阻以提高系统阻尼特性，抑制并网变流器系统在较大电网阻抗下可能引发的失稳振荡现象。很多学者对该方收稿日期收稿日期：20230301；修回日期修回日期：20230625。基金项目基金项目：江苏省研究生科研与实践创新计划项目（SJCX22_1740）；国家自然科学基金资助项目（51867001）。第第 56 56 卷卷 第第 8 8 期期中国电力中国电力Vol.56,No.8Vol.56,No.82023 2023 年年 8 8 月月ELECTRIC POWERAug.2023Aug.2023126法进行了持续的研究，文献 18 通过在 PCC 点并联 RC 支路的方式对电网阻抗进行调节，从而抑制变流器的谐振，但该策略无法适用于多变流器系统并联；对此，文献 19 提出一种多并网变流器系统交互谐振的抑制方法，通过控制并网电压谐波，从而在谐振频率处构建虚拟导纳，抑制系统谐振。该方法虽然能够起到抑制效果，但会导致系统稳定性不佳。需要指出的是，PCC 点电压中通常含有大量的背景谐波，此时以 PCC 点电压为反馈量的有源阻尼控制会削弱系统对背景谐波电压扰动的抑制能力。为了进一步提高并网电流质量，本文首先建立典型的并网变流器数学模型，采用根轨迹和小增益定理分析电网阻抗对系统适应能力的影响；其次，提出一种基于并网电流谐波反馈的有源阻尼控制（current-harmonic-basedactivedamping，CHBAD）策略，将有源阻尼支路的作用点由参考信号移至电流调节器输出端，从而提高了弱电网下并网变流器系统的适应能力，又减小了有源阻尼控制对系统背景谐波电压抑制能力的不利影响，提升了并网电流质量。最后，通过 Plecs 仿真验证了文中理论分析的正确性以及所提控制策略的有效性。1 弱电网下并网变流器的数学模型图 1 为弱电网下典型的并网变流器系统结构。图中：Uin、uinv分别为并网变流器直流侧输入电压和交流侧输出电压；upcc、ug分别为并网变流器 PCC 点电压和电网电压；Lc、Rc分别为并网ic变流器侧电感及其寄生电阻；Lg为电网等值电感，考虑电网阻抗为纯感性20。ic、分别为并网变流器输出电流及其参考值；支路 fpcc为电压前馈通道；GCR(s)为电流调节器；E 为误差信号；uM为并网变流器理想输出电压。由图 1 可知并网变流器 PCC 点电压与电网电压和输出电流有关，其表达式为upcc(s)=Lgsic(s)+ug(s)（1）因此，可得弱电网下并网变流器的控制原理如图 2 所示。图中：GPWM(s)为正弦脉宽调制产生的系统总延时；Gp(s)为系统等效被控对象；Gg(s)为电网阻抗；GLPF(s)为用于滤除电压采样高频信号而设置的二阶低通滤波器。+GPWM(s)Gp(s)ic(s)uinv(s)uM(s)E(s)GCR(s)GLPF(s)Gg(s)ug(s)+upcc(s)ic(s)*图 2 弱电网下并网变流器的控制原理Fig.2 Control principle of grid-current converter toweak gridGPWM(s)采用滞后一拍装载模式时取 1.5 个采样周期延时，其表达式为GPWM(s)=e1.5Tss10.75Tss1+0.75Tss（2）式中：Ts为采样周期。Gp(s)表达式为Gp(s)=1(Lg+Lc)s+Rc（3）Gg(s)表达式为Gg(s)=Lgs（4）GLPF(s)表达式为GLPF(s)=112fs2+1Qffs+1（5）式中：f为低通滤波器的截止角频率；Qf为其品质因数。由于弱电网通常含有大量的电网电压背景谐波，为了提高并网变流器对谐波的抑制能力即并网电流质量，这里采用对周期性扰动信号具有较强抑制能力的比例重复控制器作为电流调节器GCR(s)21，该控制器结构如图 3 所示。+正弦脉宽调制fpccLgugupccicuinvuM并网电流参考Uin*ERcLcicGCR(s)二阶低通滤波器图 1 并网变流器系统结构Fig.1 Structure of grid-connected converter system第第 8 8 期期徐佳等：基于并网电流谐波反馈的有源阻尼策略127E(z)kpC(z)+Q(z)zNz(Nk)kr s(z)图 3 比例重复控制器结构Fig.3 Structure of proportional-repetition controller图 3 中：kp、kr和 Q(z)分别为比例系数、增益系数和衰减系数，kp用于提高系统快速性，kr决定了重复控制器的误差衰减速度，Q(z)用于提高系统稳定性，通常取略小于 1 的常数；k 为超前校正步长，用于抵消系统在中低频段内产生的相移；N 为系统在一个工况内的采样点数；s(z)为对系统高频信号进行衰减的二阶低通滤波器，其表达式如式（5）所示。由图 3 可得控制模块用 z 域表示的传递函数表达式为GCR(z)=kp+krs(z)z(Nk)1Q(z)zN（6）由图 2 可得弱电网下并网变流器系统的输出电流为ic(s)=GCR(s)GPWM(s)Gp(s)D(s)+GCR(s)GPWM(s)Gp(s)ic(s)Gp(s)1GLPF(s)GPWM(s)D(s)+GCR(s)GPWM(s)Gp(s)ug(s)（7）D(s)=1GPWM(s)Gp(s)GLPF(s)Gg(s)（8）E(s)进一步推导可得并网变流器系统的误差传递函数为E(s)=D(s)ic(s)GLPF(s)GPWM(s)Gp(s)Gp(s)ug(s)D(s)+GCR(s)GPWM(s)Gp(s)（9）2 电网等值电感对系统稳定性的影响为了具体分析电网等值电感对并网变流器系统适应能力的影响，选用双线性变换法22得到各个传递函数离散化的表达式，将离散化后的传递函数代入式（9）后得到系统用 z 域表示的误差传递函数，其表达式为E(z)D(z)i*c(z)GLPF(z)GPWM(z)Gp(z)Gp(z)ug(z)=1Q(z)zND(z)+kpGPWM(z)Gp(z)11zNR(z)（10）R(z)=Q(z)krs(z)zkGp(z)GPWM(z)D(z)+kpGp(z)GPWM(z)（11）由式（10）可得离散化后系统的并网电流误差传递函数框如图 4 所示。ug(z)D(z)1Q(z)zN+E(z)B1(z)B2(z)B3(z)B4(z)B5(z)ic(z)*kpGp(z)GPWM(z)GLPF(z)GPWM(z)Gp(z)Gg(z)Gp(z)1GLPF(z)GPWM(z)R(z)zN图 4 系统误差传递函数框图Fig.4 Block diagram of system error transfer function若要求系统稳定，则图 4 中 5 个部分 B1(z)B5(z)均需要稳定。由前文式（2）（5）可知，B1(z)和 B2(z)不会因为电网阻抗变化而在单位圆外产生极点，因此 B1(z)和 B2(z)始终稳定。B4(z)的稳定性受到 Q(z)影响，而 Q(z)通常取为略小于1 的常数，因此 B4(z)也稳定。综上，并网变流器系统稳定性由 B3(z)和 B5(z)决定。B3(z)为低阶负反馈环节，可采用特征根法分析其稳定性。B5(z)为高阶正反馈环节，采用特征根法分析其稳定性非常困难，此处采用小增益定理23进行研究。小增益定理指出，B5(z)稳定的条件为在 0fs/2 频率范围内满足|R(z)|1（12）以典型并网变流器系统的主电路为例，进一步分析电网等值电感对并网变流器系统适应能力的影响，参数如表 1 所示。表 1 并网变流器主电路参数Table 1 Main circuit parameters of grid-connectedconverter电路参数数值电网电压Ug/V220采样频率fs/Hz9600额定电流Io/A100滤波电感Lc/mH0.25直流侧电容C/F2820滤波电感寄生电阻Rc/0.01综合考虑到系统的稳态误差和快速性，二阶低通滤波器 GLPF(s)截止频率取 2kHz，品质因数取 0.707。比例重复控制器中二阶低通滤波器中国电力中国电力第第 56 56 卷卷128s(z)参数的选取和 GLPF(s)相同。根据表 1 中的主电路参数和文献 24 中的调节器参数设计方法，选取 kp=2、kr=1.3、Q(z)=0.97、k=4、N=192。实际应用中，通常使用短路比（shortcircuitratio，SCR）对电网的强弱程度进行区分，定义2SCR3 为弱电网，SCR2 为极弱电网25-26。其表达式为SCR=U2g1LgPo（13）1式中：Ug为电网电压；为电网角频率；Po为并网 变 流 器 额 定 容 量。依 据 文 中 所 给 参 数 可 得B3(z)的特征方程为a1z4+a2z3+a3z2+a4z+a5=0a1=31 492Lg+6.979 5a2=55 659Lg9.964 6a3=23 666Lg+9.369 3a4=6 323.2Lg3.679 8a5=6 824.1Lg+1（14）以电网等值电感 Lg为变量，依据式（14）得到当 Lg从 0 增加到 0.7mH 时 B3(z)的闭环根轨迹以及 R(z)的奈奎斯特曲线，分别如图 5 和图 6所示。1.00.500.51.01.00.500.51.0虚轴实轴Lg=0.7 mH图 5 B3(z)的闭环根轨迹图Fig.5 Closed-loop root locus of B3(z)从图 5 可知，随着 Lg增加，B3(z)两对共轭极点一直处于单位圆内，因此 B3(z)始终处于稳定状态。从图 6 可知，随着 Lg增加，R(z)的奈奎斯特曲线逐渐向单位圆边缘靠近，当 Lg增加到 0.33mH时到临界值，此时系统失稳的振荡频率在 720Hz附近，系统开始变得不稳定。Lg大于 0.33mH 时曲线位于单位圆外，系统进入不稳定状态。综上，电网等值电感增加会降低并网变流器系统的稳定性，使其对弱电网的适应能力变弱，此时能适应的 SCR=21，无法满足弱电网下并网变流器需适应 2SCR3 的要求。3 基于并网电流谐波反馈的有源阻尼策略由上一章分析可知，未引入阻尼控制时并网变流器对弱电网的适应能力较弱，为了解决该问题，文献 27 提出了基于并网电压谐波反馈的有源阻尼控制（voltage-harmonic-basedactivedamping，VHBAD）策略，其控制框图如图 7 所示。可见，该策略主要思路是将并网电压的谐波分量除以虚拟电阻值 Rv后引入至变流器给定电流中，从而模拟出一个并联至并网点的虚拟阻尼电阻。该方法虽然可以提高并网变流器对弱电网的适应能力，但会将电网背景谐波电压扰动引入至给定电流中，而通过提高控制系统性能的方法无法抑制作1.00.500.51.01.51.00.500.51.01.52.0f=720 Hz虚轴实轴Lg=0.70 mH；Lg=0.33 mH；Lg=0 mH图 6 R(z)的奈奎斯特曲线图Fig.6 Nyquist curve of R(z)+GPWM(s)upcc(s)uM(s)E(s)GLPF(s)+1/Rv+GBPF(s)GCR(s)ic(s)*Gp(s)ic(s)uinv(s)Gg(s)ug(s)图 7 基于并网电压谐波反馈的有源阻尼控制原理Fig.7 Control principle of VHBAD第第 8 8 期期徐佳等：基于并网电流谐波反馈的有源阻尼策略129用于给定电流上的扰动，因此当电网电压中含有背景谐波时，该方法会导致并网电流中产生额外的谐波电流，使得并网电流质量降低。为此，本文提出一种 CHBAD 策略，通过将反馈量由并网电压转换为并网电流，即利用并网电流构造有源阻尼控制，并将有源阻尼支路的作用点由参考信号移至调节器输出端，其控制原理图如图 8 所示。+GPWM(s)Gp(s)ic(s)upcc(s)uinv(s)uM(s)GLPF(s)Gg(s)ug(s)+GBPF(s)RVE(s)GCR(s)ic(s)*图 8 基于并网电流谐波反馈的有源阻尼控制原理Fig.8 Control principle of CHBAD图 8 中：GBPF(s)为带通滤波器，其表达式为GBPF(s)=bQbss2+bQbs+2b（15）式中：b、Qb分别为带通滤波器的中心角频率及其品质因数。CHBAD 策略主要思路为：通过带通滤波器提取输出电流中的基波分量，将并网电流减去该基波分量后得到谐波分量，再将该谐波分量乘以合适的虚拟电阻值后引入至调节器输出端，与将并网电压谐波作为反馈量构造有源阻尼控制并引入至给定电流中相比，既提高了系统在弱电网下的适应能力，又减小了有源阻尼控制对系统背景谐波电压抑制能力的不利影响。根据图 8 可推导出 CHBAD 的系统误差传递函数，其表达式为E(z)D(z)ic(z)+Gp(z)1GLPF(z)GPWM(z)ug(z)=1Q(z)zND(z)+kpGp(z)GPWM(z)11zNR(z)（16）D(z)=1GPWM(z)GLPF(z)Gp(z)Gg(z)+RV1GBPF(z)GPWM(z)Gp(z)（17）R(z)=Q(z)krGp(z)GPWM(z)s(z)zkD(z)+kpGp(z)GPWM(z)（18）由式（16）可得改进后系统误差传递函数控制框图如图 9 所示。ug(z)+E(z)B1(z)B3(z)B4(z)B5(z)B2(z)ic(z)*D(z)D(z)+kpGp(z)GPWM(z)1Gp(z)1GLPF(z)GPWM(z)1Q(z)zNR(z)zN图 9 改进后系统误差传递函数控制框图Fig.9 Block diagram of improved system errortransfer function由第 2 章分析可知，B1(z)、B2(z)和 B4(z)始终稳定，系统稳定性仍然由 B3(z)和 B5(z)决定。为了进一步对比分析改进后系统的控制效果，系统控制参数保持与第 2 节一致。取 b=100rad/s、RV=10。需要指出的是，带通滤波器的品质因数 Qb对有源阻尼控制效果有影响，为了直观反映 Qb对控制效果的影响，图 10 给出了不同品质因数 Qb下并网变流器系统能适应的最大电网阻抗 Lg，可见，随着 Qb增大，系统所能适应的最大 Lg先增大后减小，其最大值对应的品质因数为 0.126，因此取 Qb=0.126。图 11 和图 12 分别为 Lg增加至10mH 时的 B3(z)闭环根轨迹图和 R(z)的奈奎斯特曲线。0.050.100.150.200.250.3034567系统能适应的最大电网阻抗 Lg/mH品质因数 Qb(0.126,6.6)图 10 品质因数与变流器弱电网适应能力之间的关系Fig.10 Relationship between quality factor andadaptability of converter to weak grid从图 11 可知，B3(z)的两对共轭极点始终位于单位圆内，即 B3(z)始终处于稳定状态。从图 12可知，随着 Lg增加，R(z)的奈奎斯特曲线逐渐向单位圆边缘靠近，当 Lg增加到 6.6mH 时到临界值，此时系统开始变得不稳定。可见采用基于并中国电力中国电力第第 56 56 卷卷130网电流谐波反馈的有源阻尼控制策略后，变流器所能适应的最大 Lg由 0.33mH 增大至 6.6mH，对应的 SCR=1.06，并网变流器对弱电网的适应能力明显提高，具备了适应极弱电网的能力。为了进一步分析基于并网电流谐波反馈的有源阻尼控制策略对背景谐波电压扰动的抑制能力，在控制参数相同条件下分别给出了 3 种策略E(z)/ug(z)的幅频特性曲线，如图 13 所示。其中，策略 1：未引入有源阻尼控制；策略 2：基于并网电压谐波反馈的有源阻尼控制；策略 3：基于并网电流谐波反馈的有源阻尼控制。可见，与策略2 控制相比，策略 3 控制下的幅频特性在主要谐波下的幅值会减小，比如在 550Hz 频率下的幅值分别为33.4dB 和35.3dB，在 750Hz 频率下的幅值分别为30.7dB 和32.5dB，这说明改进后的系统对电网背景谐波电压扰动的抑制能力有所提升，相同条件下可获得较好的并网电流质量；而且与策略 1 控制相比，策略 3 控制下的幅频特性在主要谐波下的幅值基本不变，说明其不会削弱系统对背景谐波电压扰动的抑制能力。1001 0006040200204060策略 3策略 2策略 1VHBAD；未引入有源阻尼控制；CHBAD频率/Hz幅值/dB500400300200图 13 3 种控制策略下 E(z)/ug(z)的幅频特性曲线Fig.13 Amplitude-frequency curves of E(z)/ug(z)underthree control strategies4 仿真结果为了验证前 3 章理论分析的正确性以及所提控制策略的有效性，在 Plecs 软件上搭建并网变流器系统仿真模型，重复控制算法利用仿真软件中基于 C 语言编写的 DLL 模块实现，相关电路和控制参数参见表 1。对于文中采用的单相全桥并网变流器，主要有两电平的双极性和三电平的单极性以及单极性倍频调制方式，考虑到单极性倍频调制方式可将等效开关频率提升至实际开关频率的两倍，因此为了减小并网电流中的开关纹波，仿真中采用单极性倍频调制方式。通过对电网电压进行傅立叶分析，近似得到实际电网电压的各次谐波分量如表 2 所示，将其引入仿真模型中，其余参数与第 2 章中给出的一致。图 14 为并网变流器在未引入有源阻尼控制策略时不同 SCR 的输出电流仿真图。从图 14a）可知，SCR=23 时并网变流器的输出电流正常，电流总畸变率（THD）为 3.05%。从图 14b）可知，当 SCR 下降到 20 时，并网变流器的输出电流出现大幅振荡，系统变得不稳定，电流 THD 达到28.1%，并且从图 14c）可知，此时输出电流的振荡频率在 700Hz 附近，该仿真结果和第 2 章中理论分析结果吻合。Lg=10.0 mH1.00.500.51.0虚轴1.00.500.51.0实轴图 11 基于并网电流谐波反馈的有源阻尼控制时 B3(z)的闭环根轨迹图Fig.11 Closed-loop root locus of B3(z)with CHBAD1.00.500.51.01.51.00.500.51.00.961.001.0400.20.4虚轴实轴Lg=10.0 mH；Lg=6.6 mH；Lg=1.0 mH图 12 基于并网电流谐波反馈的有源阻尼控制时 R(z)的奈奎斯特曲线图Fig.12 Nyquist curve of R(z)with CHBAD第第 8 8 期期徐佳等：基于并网电流谐波反馈的有源阻尼策略131根据第 3 章给出的参数进行仿真，图 15 为采用基于并网电流谐波反馈的有源阻尼控制策略后不同 SCR 下的仿真结果。可以看出，改进后的并网变流器在 SCR 为 3 和 1.5 时输出电流均稳定，电流 THD 分别为 0.8%和 0.73%，并网变流器对弱电网的适应能力显著提高，具备了适应极弱电网的能力。该仿真结果与第 3 章中理论分析结果吻合。为了进一步体现 CHBAD 所具有的高背景谐波电压扰动抑制能力，图 16 分别给出了当 SCR=5时采用 VHBAD 和 CHBAD 策略的输出电流波形。从图 16 可知，弱电网条件相同时 2 种控制策略输出电流均稳定，而采用 VHBAD 时输出电流表 2 电网电压各次谐波分量Table 2 Harmonic components of grid voltage频率/Hz幅值/dB相位/1501.25142.92505.29228.43502.79130.24500.871865501.627.56501.65151.97500.36241.78500.676.369500.4193.210500.3982.620010001002001.101.081.061.041.021.00时间/s1.101.081.061.041.021.00时间/s输出电流/Aa)SCR=23 时输出电流b)SCR=20 时输出电流c)SCR=20 时振动频率幅值3002001000100200300输出电流/A100 200 300 400 500 600 700 800 900 1 000051015202530频率/HzFundamental(50 Hz)=141 A幅值基波百分比/%图 14 未引入有源阻尼控制策略时不同 SCR 下的输出电流Fig.14 Output current under different SCRs withoutactive damping control strategy2001000100200输出电流/A2001000100200输出电流/A1.101.081.061.041.021.00时间/s1.101.081.061.041.021.00时间/sa)SCR=3b)SCR=1.5图 15 采用基于并网电流谐波反馈的有源阻尼控制后不同SCR 下的输出电流Fig.15 Output current under different SCRswith CHBAD1.001.021.041.061.081.10时间/s1.001.021.041.061.081.10时间/s2001000100200输出电流/A2001000100200输出电流/Ab)采用 CHBADa)采用 VHBAD图 16 SCR=5 时采用 2 种不同控制策略的输出电流Fig.16 Output current with two different controlstrategies at SCR=5中国电力中国电力第第 56 56 卷卷132THD 为 1.54%，采用 CHBAD 时输出电流 THD 为1.08%，即相同条件下改进后控制系统的谐波抑制能力更强，并网电流质量更高。该仿真结果与第3 章中理论分析结果吻合。5 结论本文针对传统的以并网电压谐波为反馈量的有源阻尼控制会削弱系统对背景谐波电压扰动的抑制能力问题进行了研究，为了提高并网电流质量，提出了一种基于并网电流谐波反馈的有源阻尼策略，通过将有源阻尼支路的作用点由参考信号移至调节器输出端，从而在提高并网变流器对弱电网适应能力的同时，减小了有源阻尼控制对系统背景谐波电压抑制能力的不利影响。最后，通过 Plecs 仿真验证了文中理论分析的正确性以及所提控制策略的有效性。基于上述研究可得出以下结论。1）电网等值电感会影响并网变流器系统对弱电网的适应能力，电网等值电感增加会导致系统稳定性降低。2）与未引入有源阻尼控制相比，引入以并网电压谐波为反馈量的有源阻尼控制虽然可以提高弱电网下并网变流器的适应能力，但会削弱系统对背景谐波电压扰动的抑制能力，可能影响到并网电流质量。3）基于并网电流谐波反馈的有源阻尼控制不仅可提高变流器对弱电网的适应能力，而且减小了有源阻尼控制对系统背景谐波电压抑制能力的不利影响，从而提高并网电流质量。参考文献：谭显东,刘俊,徐志成,等.“双碳”目标下“十四五”电力供需形势 J.中国电力,2021,54(5):16.TAN Xiandong,LIU Jun,XU Zhicheng,et al.Power supply anddemandbalanceduringthe14thfive-yearplanperiodunderthegoalof carbon emission peak and carbon neutralityJ.Electric Power,2021,54(5):16.1辛保安,单葆国,李琼慧,等.“双碳”目标下“能源三要素”再思考 J.中国电机工程学报,2022,42(9):31173126.XINBaoan,SHANBaoguo,LIQionghui,et al.Rethinkingofthe2“three elements of energy”toward 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