一種雙向交直流變換器模型預測電流控制方法與流程

本發明屬于智能電網技術領域，具體涉及一種雙向交直流變換器模型預測電流控制方法。

背景技術：

近年來，光伏發電、燃料電池、蓄電池等多種分布式直流電源的接入，使得雙向交直流電能轉換成為繼續解決的重要問題。直流分布式電源一般通過建立直流微網，與大電網相連，形成分布式發電系統。電網與直流母線間通過雙向交直流變換器和能量管理系統，實現能量在電網與分布式發電系統間的雙向流動。

目前，多數關于雙向交直流變換器的控制策略是采用脈寬調制，外部電壓環控制直流側電壓恒定，內部電流環控制交流側電流波形。在不平衡電網電壓下，雙向交直流變換器的傳統控制方法是將電網電壓和電流，采用鎖相環技術進行正負序分離，對于正序和負序分量分別進行控制，計算量較大，控制復雜。

技術實現要素：

本發明要解決的是現有雙向交直流變換器的采用脈寬調制的控制策略計算量較大，控制復雜的技術問題，從而提供一種雙向交直流變換器模型預測電流控制方法。

為解決上述技術問題，本發明所采用的技術方案如下：

一種雙向交直流變換器模型預測電流控制方法，步驟如下，

步驟S1，定義雙向交直流變換器的開關狀態S_i；

其中，i為交流電網的相，且i∈(a,b,c)；

S2，獲取αβ兩相靜止坐標下雙向交直流變換器的輸出電壓矢量U_j與開關狀態S_i的表達式。

具體步驟為，S2.1，在abc三相靜止坐標系下，獲取雙向交直流變換器的輸出電壓與開關狀態S_i的計算公式，具體如下：

其中，U_dc為直流母線電壓，u_an為雙向交直流變換器的a相輸出電壓；u_bn為雙向交直流變換器的b相輸出電壓；u_cn為雙向交直流變換器的c相輸出電壓；S_a為a相的開關狀態值；S_b為b相的開關狀態值；S_c為c相的開關狀態值。

S2.2，對步驟S2.1中的公式2進行Clark變換，得到αβ兩相靜止坐標下雙向交直流變換器輸出電壓U_j與開關狀態S_i的表達式，具體如下：

其中，u_α為輸出電壓的α分量；u_β為輸出電壓的β分量；U_dc為直流母線電壓，S_a為a相的開關狀態值；S_b為b相的開關狀態值；S_c為c相的開關狀態值。

S3，構造雙向交直流變換器與輸出電壓矢量U_j有關的功率預測模型；

具體步驟為，S3.1，根據基爾霍夫定律，得到并網逆變器在三相靜止坐標系下的狀態方程；

其中，u_an為雙向交直流變換器的a相輸出電壓；u_bn為雙向交直流變換器的b相輸出電壓；u_cn為雙向交直流變換器的c相輸出電壓；i_a為雙向交直流變換器的a相輸出電流；i_b為雙向交直流變換器的b相輸出電流；i_c為雙向交直流變換器的c相輸出電流；e_a為電網a相電壓；e_b為電網b相電壓；e_c為電網c相電壓；L為電感；R為電阻；

S3.2，對步驟S3.1中的公式4進行Clark變換，得到αβ兩相靜止坐標下的狀態方程；具體如下：

其中，L為電感；R為電阻；e_α為電網電壓的α分量；e_β為電網電壓的β分量；i_α為雙向交直流變換器的輸出電流的α分量；i_β為雙向交直流變換器的輸出電流的β分量；u_α為輸出電壓的α分量；u_β為輸出電壓的β分量；

S3.3，對步驟S3.2中的公式5進行離散化并整理，得到雙向交直流變換器在t_k+1時刻預測電流：

式中，i_α(k+1)為t_k+1時刻輸出電流預測值的α分量；i_β(k+1)為t_k+1時刻輸出電流預測值的β分量；i_α(k)為t_k時刻輸出電流的α分量；i_β(k)為t_k時刻輸出電流的β分量；e_α(k)為t_k時刻電網電壓的α分量；e_β(k)為t_k時刻電網電壓的β分量；u_α(k)為t_k時刻輸出電壓的α分量；u_β(k)為t_k時刻輸出電壓的β分量；L為電感；R為電阻；T_s為采樣頻率；

S3.4，根據步驟S3.3中的公式6，得到t_k+2時刻雙向交直流變換器在t_k+2時刻預測電流；

式中，i_α(k+1)為t_k+1時刻輸出電流預測值的α分量；i_β(k+1)為t_k+1時刻輸出電流預測值的β分量；i_α(k+2)為t_k+2時刻輸出電流的α分量；i_β(k+2)為t_k+2時刻輸出電流的β分量；e_α為電網電壓的α分量；e_β為電網電壓的β分量；u_α(k+1)為t_k+1時刻輸出電壓的α分量；u_β(k+1)為t_k+1時刻輸出電壓的β分量；L為電感；R為電阻；T_s為采樣頻率；

S3.5，根據瞬時功率理論，得到電網側的有功功率p和無功功率q的計算公式，具體為：

式中：e_α為電網電壓的α分量；e_β為電網電壓的β分量；i_α為輸出電流的α分量；i_β為輸出電流的β分量；p為有功功率，q為無功功率；

S3.6，對于三相平衡電網，當采樣頻率T_s較高時，有：

S3.7，將步驟S3.6中的公式9代入步驟S3.5的公式8中，得到t_k+1時刻雙向交直流變換器的功率預測模型：

式中，P(k+1)為t_k+1時刻有功功率預測值；Q(k+1)為t_k+1時刻無功功率預測值；P(k)為t_k時刻有功功率預測值；Q(k)為t_k時刻無功功率預測值；i_α(k)為t_k時刻輸出電流預測值的α分量；i_β(k)為t_k時刻輸出電流預測值的β分量；e_α為電網電壓的α分量；e_β為電網電壓的β分量；u_α(k)為t_k時刻輸出電壓的α分量；u_β(k)為t_k時刻輸出電壓的β分量；L為電感；T_s為采樣頻率；

S3.8，根據步驟S3.7中的公式10得到t_k+2時刻并網逆變器與輸出電壓U_j有關的功率預測模型；具體為：

其中，P(k+1)為t_k+1時刻有功功率預測值；Q(k+1)為t_k+1時刻無功功率預測值；P(k+2)為t_k+2時刻有功功率預測值；Q(k+2)為t_k+2時刻無功功率預測值；i_α(k+1)為t_k+1時刻輸出電流預測值的α分量；i_β(k+1)為t_k+1時刻輸出電流預測值的β分量；e_α為電網電壓的α分量；e_β為電網電壓的β分量；u_α(k+1)為t_k+1時刻輸出電壓的α分量；u_β(k+1)為t_k+1時刻輸出電壓的β分量；L為電感；T_s為采樣頻率；

S4，計算αβ靜止坐標下的輸出電流參考值i_αref和i_βref；

具體步驟為，S4.1，在不平衡電網下，分別計算電網電壓e、輸出電流i的正序分量和負序分量；

式中：ω為dq坐標系旋轉角速度，為電網電壓在αβ坐標系的正序分量；為電網電壓在αβ坐標系的負序分量；為電網電壓在dq坐標系的正序分量；為電網電壓在dq坐標系的負序分量；為輸出電流在αβ坐標系的正序分量；為輸出電流在αβ坐標系的負序分量；為輸出電流在dq坐標系的正序分量；為輸出電流在dq坐標系的負序分量；e_d⁺為電網電壓在dq坐標系的d軸正序分量數值；e_q⁺為電網電壓在dq坐標系的q軸正序分量數值；e_d^-為電網電壓在dq坐標系的d軸負序分量數值；e_q^-為電網電壓在dq坐標系的q軸負序分量數值；i_d⁺為輸出電流在dq坐標系的d軸正序分量數值；i_q⁺為輸出電流在dq坐標系的q軸正序分量數值；i_d^-為輸出電流在dq坐標系的d軸負序分量數值；i_q^-為輸出電流在dq坐標系的q軸負序分量數值；

S4.2，獲得dq坐標下的有功功率和無功功率與正負序分量之間的關系式；

具體步驟為：S4.2.1，根據瞬時功率理論，電網側功率表示如下：

S＝ei^*＝p+jq (14)；

式中：

其中，p為有功功率，q為無功功率；p₀為有功功率的基準值；p_c2為有功功率的余弦脈動分量；p_s2為有功功率的正弦脈動分量；q₀為無功功率的基準值；q_c2為無功功率的余弦脈動分量；q_s2為無功功率的正弦脈動分量；

S4.2.2，將步驟S4.1中公式12和公式13代入步驟S4.2.1中的公式15，計算整理，得到dq坐標下的有功功率和無功功率與正負序分量之間的關系式：

式中：p₀為有功功率的基準值；p_c2為有功功率的余弦脈動分量；p_s2為有功功率的正弦脈動分量；q₀為無功功率的基準值；q_c2為無功功率的余弦脈動分量；q_s2為無功功率的正弦脈動分量；e_d⁺為電網電壓在dq坐標系的d軸正序分量數值；e_q⁺為電網電壓在dq坐標系的q軸正序分量數值；e_d^-為電網電壓在dq坐標系的d軸負序分量數值；e_q^-為電網電壓在dq坐標系的q軸負序分量數值；i_d⁺為輸出電流在dq坐標系的d軸正序分量數值；i_q⁺為輸出電流在dq坐標系的q軸正序分量數值；i_d^-為輸出電流在dq坐標系的d軸負序分量數值；i_q^-為輸出電流在dq坐標系的q軸負序分量數值；

S4.3，得到在αβ靜止坐標系下，有功功率p、無功功率q與電網電壓、輸出電流及電網電壓的90°延遲信號、輸出電流的的90°延遲信號的關系式。

具體步驟如下：S4.3.1，在αβ靜止坐標系下，計算90°延遲信號與正負序分量之間的關系：

假設αβ靜止坐標系下的變量為x，則其90°延遲信號表示為x′，延遲信號與正負序分量之間的關系為：

x′＝x_αβ^+′+x_αβ^-′＝-jx_αβ⁺+jx_αβ^- (17)；

則x、x′與正負序分量的關系表示為：

S4.3.2，對步驟S4.3.1中的公式18求逆可得：

整理后，得到dq旋轉坐標系和αβ靜止坐標系的正負序分量之間的關系為：

S4.3.3，結合步驟S4.3.2中的公式19和公式20，得到dq坐標系下正負序分量與αβ坐標下變量及延遲信號之間的表達式：

S4.3.4，將步驟S4.3.3中的公式21代入步驟S4.2中的公式16，得到dq坐標下的有功功率和無功功率與正負序分量之間的關系式：

其中：

式中：i_α為輸出電流的α分量；i_β為輸出電流的β分量；i_α′為輸出電流α分量的90°延遲信號；i_β′為輸出電流β分量的90°延遲信號；e_α為電網電壓的α分量；e_β為電網電壓的β分量；e_α′為電網電壓α分量的90°延遲信號；e_β′為電網電壓β分量的90°延遲信號。

S4.4，為消除雙向交直流變換器功率的二次脈動，分為有功功率的二次脈動和無功功率的二次脈動；

為消除有功功率的二次脈動，實現雙向交直流變換器有功功率的穩定輸出，令：

根據步驟S4.3中的公式22和公式23求解公式24，得到輸出電流參考值與有功功率、電網電壓的α分量、β分量及延遲信號之間的表達式：

式中，i_αref為輸出電流參考值的α分量；i_βref為輸出電流參考值的β分量；e_α為電網電壓的α分量；e_β為電網電壓的β分量；e_α′為電網電壓α分量的90°延遲信號；e_β′為電網電壓β分量的90°延遲信號；p_ref為有功功率給定值；

為消除無功功率的二次脈動，實現雙向交直流變換器無功功率的穩定輸出，令：

根據步驟S4.3中的公式22和公式23求解公式26，輸出電流參考值與無功功率、電網電壓的α分量、β分量及延遲信號之間的表達式：

式中，i_αref為輸出電流參考值的α分量；i_βref為輸出電流參考值的β分量；e_x為電網電壓的α分量；e_β為電網電壓的β分量；e_α′為電網電壓α分量的90°延遲信號；e_β′為電網電壓β分量的90°延遲信號；q_ref為有功功率給定值；

S5，構造價值函數g；

其中，i_αref為輸出電流參考值的α分量；i_βref為輸出電流參考值的β分量；λ為權重系數；i_α(k+2)為t_k+2時刻輸出電流的α分量；i_β(k+2)為t_k+2時刻輸出電流的β分量；P(k+2)為t_k+2時刻有功功率預測值；Q(k+2)為t_k+2時刻無功功率預測值；

S6，初始化，給定價值函數g的比較變量m，并給比較變量m和開關狀態S_i賦初值；

S7，采集電網電壓e_a、e_b、e_c，進行Clark變換得到電網電壓的α分量e_α和β分量e_β，并對電網電壓的α分量e_α、電網電壓的β分量e_β分別進行90°延遲，得到電網電壓α分量的90°延遲信號和電網電壓β分量的90°延遲信號；采集雙向交直流變換器的輸出電流i_a、i_b、i_c并進行Clark變換得到雙向交直流變換器輸出電流的α分量i_α和β分量i_β，并對輸出電流的α分量i_α和β分量i_β分別進行90°延遲，得到輸出電流α分量的90°延遲信號和輸出電流β分量的90°延遲信號；

S8，結合步驟S2和S7計算當前開關狀態下的雙向交直流變換器的輸出電壓U_j；

S9，結合步驟S3和步驟S8計算雙向交直流變換器的第一次輸出電流預測值和第一次功率預測值；

S10，結合步驟S3、步驟S8和步驟S9計算雙向交直流變換器的第二次輸出電流預測值和第二次功率預測值；

S11，結合步驟S4和步驟S7計算αβ靜止坐標下的輸出電流參考值i_αref和i_βref；

S12，結合步驟S5、步驟S9和步驟S10計算價值函數g；

S13，比較價值函數g與比較變量m的大小，并將最小值賦值給比較變量m；

S14，判斷循環次數是否達到設定值，當循環次數小于設定值時，改變開關狀態值，重復步驟S7-S13；當循環次數等于設定值時，輸出最小價值函數g所對應的輸出電壓矢量U_j；輸出電壓矢量U_j所對應的開關狀態應用于下一時刻，實現直接功率控制。

本發明將模型預測控制方法應用于不平衡電網下的雙向交直流變換器，在傳統模型預測電流控制基礎上，利用αβ靜止坐標系下的電壓、電流以及它們的90°延遲信號表達電流參考值，用以消除有功功率脈動或無功功率脈動，減小電流畸變。采用兩步預測，超前計算出最優電壓矢量，對算法延時進行有效補償，減小延時對系統性能產生的影響。加入延時補償后，當采樣頻率較高時，本發明控制策略能夠顯著減小功率波動。

附圖說明

圖1為本發明雙向交直流變換器故障容錯結構示意圖。

圖2為本發明模型預測控制結構示意圖。

具體實施方式

如圖1-2所示，一種雙向交直流變換器模型預測電流控制方法，步驟如下，

步驟S1，定義雙向交直流變換器的開關狀態S_i；

其中，i為交流電網的相，且i∈(a,b,c)；

S2，獲取αβ兩相靜止坐標下雙向交直流變換器的輸出電壓矢量U_j與開關狀態S_i的表達式。

具體步驟為，S2.1，在abc三相靜止坐標系下，獲取雙向交直流變換器的輸出電壓與開關狀態S_i的計算公式，具體如下：

其中，U_dc為直流母線電壓，u_an為雙向交直流變換器的a相輸出電壓；u_bn為雙向交直流變換器的b相輸出電壓；u_cn為雙向交直流變換器的c相輸出電壓；S_a為a相的開關狀態值；S_b為b相的開關狀態值；S_c為c相的開關狀態值。

S2.2，對步驟S2.1中的公式2進行Clark變換，得到αβ兩相靜止坐標下雙向交直流變換器輸出電壓U_j與開關狀態S_i的表達式，具體如下：

其中，u_α為輸出電壓的α分量；u_β為輸出電壓的β分量；U_dc為直流母線電壓，S_a為a相的開關狀態值；S_b為b相的開關狀態值；S_c為c相的開關狀態值。

S3，構造雙向交直流變換器與輸出電壓矢量U_j有關的功率預測模型；

具體步驟為，S3.1，根據基爾霍夫定律，得到并網逆變器在三相靜止坐標系下的狀態方程；

其中，u_an為雙向交直流變換器的a相輸出電壓；u_bn為雙向交直流變換器的b相輸出電壓；u_cn為雙向交直流變換器的c相輸出電壓；i_a為雙向交直流變換器的a相輸出電流；i_b為雙向交直流變換器的b相輸出電流；i_c為雙向交直流變換器的c相輸出電流；e_a為電網a相電壓；e_b為電網b相電壓；e_c為電網c相電壓；L為電感；R為電阻；

S3.2，對步驟S3.1中的公式4進行Clark變換，得到αβ兩相靜止坐標下的狀態方程；具體如下：

其中，L為電感；R為電阻；e_α為電網電壓的α分量；e_β為電網電壓的β分量；i_α為雙向交直流變換器的輸出電流的α分量；i_β為雙向交直流變換器的輸出電流的β分量；u_α為輸出電壓的α分量；u_β為輸出電壓的β分量；

S3.3，對步驟S3.2中的公式5進行離散化并整理，得到雙向交直流變換器在t_k+1時刻預測電流：

式中，i_α(k+1)為t_k+1時刻輸出電流預測值的α分量；i_β(k+1)為t_k+1時刻輸出電流預測值的β分量；i_α(k)為t_k時刻輸出電流的α分量；i_β(k)為t_k時刻輸出電流的β分量；e_α(k)為t_k時刻電網電壓的α分量；e_β(k)為t_k時刻電網電壓的β分量；u_α(k)為t_k時刻輸出電壓的α分量；u_β(k)為t_k時刻輸出電壓的β分量；L為電感；R為電阻；T_s為采樣頻率；

S3.4，根據步驟S3.3中的公式6，得到t_k+2時刻雙向交直流變換器在t_k+2時刻預測電流；

式中，i_α(k+1)為t_k+1時刻輸出電流預測值的α分量；i_β(k+1)為t_k+1時刻輸出電流預測值的β分量；i_α(k+2)為t_k+2時刻輸出電流的α分量；i_β(k+2)為t_k+2時刻輸出電流的β分量；e_α為電網電壓的α分量；e_β為電網電壓的β分量；u_α(k+1)為t_k+1時刻輸出電壓的α分量；u_β(k+1)為t_k+1時刻輸出電壓的β分量；L為電感；R為電阻；T_s為采樣頻率；

S3.5，根據瞬時功率理論，得到電網側的有功功率p和無功功率q的計算公式，具體為：

式中：e_α為電網電壓的α分量；e_β為電網電壓的β分量；i_α為輸出電流的α分量；i_β為輸出電流的β分量；p為有功功率，q為無功功率；

S3.6，對于三相平衡電網，當采樣頻率T_s較高時，有：

S3.7，將步驟S3.6中的公式9代入步驟S3.5的公式8中，得到t_k+1時刻雙向交直流變換器的功率預測模型：

式中，P(k+1)為t_k+1時刻有功功率預測值；Q(k+1)為t_k+1時刻無功功率預測值；P(k)為t_k時刻有功功率預測值；Q(k)為t_k時刻無功功率預測值；i_α(k)為t_k時刻輸出電流預測值的α分量；i_β(k)為t_k時刻輸出電流預測值的β分量；e_α為電網電壓的α分量；e_β為電網電壓的β分量；u_α(k)為t_k時刻輸出電壓的α分量；u_β(k)為t_k時刻輸出電壓的β分量；L為電感；T_s為采樣頻率；

S3.8，根據步驟S3.7中的公式10得到t_k+2時刻并網逆變器與輸出電壓U_j有關的功率預測模型；具體為：

其中，P(k+1)為t_k+1時刻有功功率預測值；Q(k+1)為t_k+1時刻無功功率預測值；P(k+2)為t_k+2時刻有功功率預測值；Q(k+2)為t_k+2時刻無功功率預測值；i_α(k+1)為t_k+1時刻輸出電流預測值的α分量；i_β(k+1)為t_k+1時刻輸出電流預測值的β分量；e_α為電網電壓的α分量；e_β為電網電壓的β分量；u_α(k+1)為t_k+1時刻輸出電壓的α分量；u_β(k+1)為t_k+1時刻輸出電壓的β分量；L為電感；T_s為采樣頻率；

S4，計算αβ靜止坐標下的輸出電流參考值i_αref和i_βref；

具體步驟為，S4.1，在不平衡電網下，分別計算電網電壓e、輸出電流i的正序分量和負序分量；

式中：ω為dq坐標系旋轉角速度，為電網電壓在αβ坐標系的正序分量；為電網電壓在αβ坐標系的負序分量；為電網電壓在dq坐標系的正序分量；為電網電壓在dq坐標系的負序分量；為輸出電流在αβ坐標系的正序分量；為輸出電流在αβ坐標系的負序分量；為輸出電流在dq坐標系的正序分量；為輸出電流在dq坐標系的負序分量；e_d⁺為電網電壓在dq坐標系的d軸正序分量數值；e_q⁺為電網電壓在dq坐標系的q軸正序分量數值；e_d^-為電網電壓在dq坐標系的d軸負序分量數值；e_q^-為電網電壓在dq坐標系的q軸負序分量數值；i_d⁺為輸出電流在dq坐標系的d軸正序分量數值；i_q⁺為輸出電流在dq坐標系的q軸正序分量數值；i_d^-為輸出電流在dq坐標系的d軸負序分量數值；i_q^-為輸出電流在dq坐標系的q軸負序分量數值；

S4.2，獲得dq坐標下的有功功率和無功功率與正負序分量之間的關系式；

具體步驟為：S4.2.1，根據瞬時功率理論，電網側功率表示如下：

S＝ei^*＝p+jq (14)；

式中：

其中，p為有功功率，q為無功功率；p₀為有功功率的基準值；p_c2為有功功率的余弦脈動分量；p_s2為有功功率的正弦脈動分量；q₀為無功功率的基準值；q_c2為無功功率的余弦脈動分量；q_s2為無功功率的正弦脈動分量；

S4.2.2，將步驟S4.1中公式12和公式13代入步驟S4.2.1中的公式15，計算整理，得到dq坐標下的有功功率和無功功率與正負序分量之間的關系式：

式中：p₀為有功功率的基準值；p_c2為有功功率的余弦脈動分量；p_s2為有功功率的正弦脈動分量；q₀為無功功率的基準值；q_c2為無功功率的余弦脈動分量；q_s2為無功功率的正弦脈動分量；e_d⁺為電網電壓在dq坐標系的d軸正序分量數值；e_q⁺為電網電壓在dq坐標系的q軸正序分量數值；e_d^-為電網電壓在dq坐標系的d軸負序分量數值；e_q^-為電網電壓在dq坐標系的q軸負序分量數值；i_d⁺為輸出電流在dq坐標系的d軸正序分量數值；i_q⁺為輸出電流在dq坐標系的q軸正序分量數值；i_d^-為輸出電流在dq坐標系的d軸負序分量數值；i_q^-為輸出電流在dq坐標系的q軸負序分量數值；

S4.3，得到在αβ靜止坐標系下，有功功率p、無功功率q與電網電壓、輸出電流、電網電壓的90°延遲信號、輸出電流的90°延遲信號的關系表達式。

具體步驟如下：S4.3.1，在αβ靜止坐標系下，計算90°延遲信號與正負序分量之間的關系：

假設αβ靜止坐標系下的變量為x，則其90°延遲信號表示為x′，延遲信號與正負序分量之間的關系為：

x′＝x_αβ^+′+x_αβ^-′＝-jx_αβ⁺+jx_αβ^- (17)；

則x、x′與正負序分量的關系表示為：

S4.3.2，對步驟S4.3.1中的公式18求逆可得：

整理后，得到dq旋轉坐標系和αβ靜止坐標系的正負序分量之間的關系為：

S4.3.3，結合步驟S4.3.2中的公式19和公式20，得到dq坐標系下正負序分量與αβ坐標下變量及延遲信號之間的表達式：

S4.3.4，將步驟S4.3.3中的公式21代入步驟S4.2中的公式16，得到dq坐標下的有功功率和無功功率與正負序分量之間的關系式：

其中：

式中：i_α為輸出電流的α分量；i_β為輸出電流的β分量；i_α′為輸出電流α分量的90°延遲信號；i_β′為輸出電流β分量的90°延遲信號；e_α為電網電壓的α分量；e_β為電網電壓的β分量；e_α′為電網電壓α分量的90°延遲信號；e_β′為電網電壓β分量的90°延遲信號。

S4.4，為消除雙向交直流變換器功率的二次脈動，分為有功功率的二次脈動和無功功率的二次脈動；

為消除有功功率的二次脈動，實現雙向交直流變換器有功功率的穩定輸出，令：

根據步驟S4.3中的公式22和公式23求解公式24，得到輸出電流參考值與有功功率、電網電壓的α分量、β分量及延遲信號之間的表達式：

式中，i_αref為輸出電流參考值的α分量；i_βref為輸出電流參考值的β分量；e_x為電網電壓的α分量；e_β為電網電壓的β分量；e_α′為電網電壓α分量的90°延遲信號；e_β′為電網電壓β分量的90°延遲信號；p_ref為有功功率給定值；

為消除無功功率的二次脈動，實現雙向交直流變換器無功功率的穩定輸出，令：

根據步驟S4.3中的公式22和公式23求解公式26，輸出電流參考值與無功功率、電網電壓的α分量、β分量及延遲信號之間的表達式：

式中，i_αref為輸出電流參考值的α分量；i_βref為輸出電流參考值的β分量；e_x為電網電壓的α分量；e_β為電網電壓的β分量；e_α′為電網電壓α分量的90°延遲信號；e_β′為電網電壓β分量的90°延遲信號；q_ref為有功功率給定值；

S5，構造價值函數g；

其中，i_αref為輸出電流參考值的α分量；i_βref為輸出電流參考值的β分量；λ為權重系數；i_α(k+2)為t_k+2時刻輸出電流的α分量；i_β(k+2)為t_k+2時刻輸出電流的β分量；P(k+2)為t_k+2時刻有功功率預測值；Q(k+2)為t_k+2時刻無功功率預測值；

S6，初始化，給定價值函數g的比較變量m，并給比較變量m和開關狀態S_i賦初值；

S7，采集電網電壓e_a、e_b、e_c，進行Clark變換得到電網電壓的α分量e_α和β分量e_β，并對電網電壓的α分量e_α、電網電壓的β分量e_β分別進行90°延遲，得到電網電壓α分量的90°延遲信號和電網電壓β分量的90°延遲信號；采集雙向交直流變換器的輸出電流i_a、i_b、i_c并進行Clark變換得到雙向交直流變換器輸出電流的α分量i_α和β分量i_β,并對輸出電流的α分量i_α和β分量i_β分別進行90°延遲，得到輸出電流α分量的90°延遲信號和輸出電流β分量的90°延遲信號；

S8，結合步驟S2和S7計算當前開關狀態下的雙向交直流變換器的輸出電壓U_j；

S9，結合步驟S3和步驟S8計算雙向交直流變換器的第一次輸出電流預測值和第一次功率預測值；

S10，結合步驟S3、步驟S8和步驟S9計算雙向交直流變換器的第二次輸出電流預測值和第二次功率預測值；

S11，結合步驟S4和步驟S7計算αβ靜止坐標下的輸出電流參考值i_αref和i_βref；

S12，結合步驟S5、步驟S9和步驟S10計算價值函數g；

S13，比較價值函數g與比較變量m的大小，并將最小值賦值給比較變量m；

S14，判斷循環次數是否達到設定值，當循環次數小于設定值時，改變開關狀態值，重復步驟S7-S13；當循環次數等于設定值時，輸出最小價值函數g所對應的輸出電壓矢量U_j；輸出電壓矢量U_j所對應的開關狀態應用于下一時刻，實現直接功率控制。

本發明利用αβ靜止坐標系下的電壓、電流以及其90°延遲信號，無需傳統的正負序分離控制，設計了改進的模型預測電流控制策略，消除有功功率或無功功率脈動，降低電流畸變。

并且為改善控制系統性能，使用兩步預測法對延時進行補償。t_k時刻采樣并應用當前時刻開關狀態，t_k+1時刻預測值作為所有開關狀態預測的開始，對t_k+2時刻的功率進行預測，選出使價值函數最小的開關狀態，待t_k+1時刻更新。雖然增加了t_k+2時刻的功率預測，但每次采樣后能夠立即更新開關狀態。兩者對比，延時補償后具有更好的實時控制性能。