非隔离型柔性互联设备多端变流器低频共模抑制策略

张国驹; 杨鹏; 李倩; 崔晓晗; 裴玮

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2506674

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (12) :5112-5119 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2506674

电工技术

非隔离型柔性互联设备多端变流器低频共模抑制策略

张国驹 ¹ ,
杨鹏 ² ,
李倩 ² ,
崔晓晗 ¹^,^* ,
裴玮 ¹

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Low-frequency Common-mode Suppression Strategy for Non-isolated Multi-port Converters in Flexibly Interconnected Devices

ZHANG Guo-ju ¹ ,
YANG Peng ² ,
LI Qian ² ,
CUI Xiao-han ¹^,^* ,
PEI Wei ¹

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摘要

针对非隔离型柔性互联设备共模地线环流问题,研究适用多端变流器设备的低频环流抑制策略。通过建立非隔离型柔性互联设备多端变流器低频地线环流数学模型,并进行电路简化分析,深入剖析影响低频环流的决定因素和作用机理。在此基础上,提出一种基于多模比例谐振控制器的低频环流抑制策略,同时改进调制算法,注入修正电压信号,设计实现多端变流器低频环流闭环抑制。最后,通过MATLAB/Simulink仿真,验证所提策略的有效性和快速动态响应能力,为高比例新能源接入背景下配电网的柔性互联提供技术支撑。

Abstract

To address the issue of common-mode ground circulating current in non-isolated flexible interconnected devices, a low-frequency circulating current suppression strategy designed for multi-terminal converters was investigated. A mathematical model of low-frequency ground circulating currents for these multi-terminal converters was developed, while simplified circuit analysis was performed to clarify the key factors and mechanisms governing low-frequency circulation. Building on this analysis, a suppression strategy utilizing a multi-mode proportional resonant controller was introduced, coupled with an improved modulation algorithm which injected corrected voltage signals to accomplish closed-loop suppression for low-frequency circulating currents in multi-terminal converters. Lastly, MATLAB/Simulink simulations were conducted to verify the efficacy and rapid dynamic response of the presented strategy, thereby offering technical support for the flexible interconnection of distribution networks featuring high penetration of renewable energy.

Graphical abstract

关键词

柔性互联设备 / 智能软开关(SOP) / 隔离变压器 / 低频环流 / 比例谐振(PR)控制器

Key words

flexible interconnection device / soft open point(SOP) / isolation transformer / low-frequency circulating current / proportional resonant (PR) controller

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张国驹, 杨鹏, 李倩, 崔晓晗, 裴玮. 非隔离型柔性互联设备多端变流器低频共模抑制策略[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(12): 5112-5119 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2506674

ZHANG Guo-ju, YANG Peng, LI Qian, CUI Xiao-han, PEI Wei. Low-frequency Common-mode Suppression Strategy for Non-isolated Multi-port Converters in Flexibly Interconnected Devices[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(12): 5112-5119 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2506674

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随着能源结构优化推进和绿色低碳转型,分布式新能源在电力系统中接入占比大幅增加^[1-2]。传统配电网具备“闭环设计、开环运行”特征,无功支撑能力缺失,馈线负载率不均衡,面对配电网结构复杂化发展及间歇性、波动性强的新能源接入,电压限制和闭环馈线不平衡潮流等问题突出,严重影响配电系统安全性和稳定性^[3-5]。

为提供安全、高效的新能源接入并网和消纳方案,基于智能软开关(soft open point, SOP)的柔性互联设备迅速发展^[6-9]。两端互联设备通过直流母线多站点互联,构成多区域馈线协调互联的多端柔性互联设备^[10-13],实现多台区间功率互济、电压支撑、故障隔离和动态调节,从而在多个端口之间,实现功率控制与分配,为配电系统稳定运行和优化控制提供支撑。

目前柔性互联设备大都采用带隔离变压器的三相三桥臂变流器,隔离变压器能够实现台区间电气隔离和共模回路阻断,确保配电网安全可靠运行,但存在体积大、机动性能差等缺点,限制系统效率和功率密度的提升^[14]。而取消隔离变压器后的非隔离型柔性互联设备,地线会构成电流通路,形成闭合“零序电流”回路,产生共模地线环流^[15]。对柔性互联设备而言,共模地线环流会带来功率分配不均、功率损耗增加、设备过热等问题,对系统稳定性、可靠性甚至人身安全构成严重威胁。

共模地线环流主要分为低频^[16]和高频^[17]两类,其中低频环流覆盖基波及其主要谐波频带,一般由变流器参数偏差或控制信号不一致等因素造成^[18];高频环流主要覆盖调制开关频率及其倍频附近谐波,一般由逆变器间调制载波不同步导致。近年来,高频地线环流抑制得到广泛研究,现有技术主要采用空间矢量合成方法或载波调制方法。然而低频环流带来的电流应力和导通损耗增加问题不容忽视,影响系统稳定性,有必要研究变流器低频环流抑制策略。

现有的低频环流抑制方法主要分为硬件辅助电路及软件控制策略两种。传统基于共模扼流圈^[19]和LCR滤波器^[20]等元件的共模滤波器,可以在宽频段范围内抑制共模干扰。为实现共模环流主动抑制,文献[21]提出一种主动式共模电压(common-mode voltage,CMV)抑制滤波器,通过注入相位相反的共模电压降低共模干扰影响,具备更优的环流抑制效果。然而基于硬件辅助电路的共模干扰抑制策略,必然会提升系统复杂度、功率密度和实际成本。

为实现共模抑制灵活性和高效性,软件控制环流抑制策略得到广泛研究。文献[22]提出一种基于载波调制的模块化模型预测方案,能够同时实现变流器低频环流抑制和功率控制。文献[23]提出基于边沿对齐调制技术抑制背靠背型变流器环流,但该方法需要严格对齐脉冲信号,且移相脉冲引入的不对称性会导致系统谐波增加,降低电流质量。文献[24]提出一种三维空间矢量调制(three-dimensional space vector pulse width modulation,3D-SVPWM)技术,通过灵活调整零电压矢量时长,降低低频环流影响,但3D-SVPWM通常涉及三维扇区划分、合成矢量选择等复杂步骤,其实施过程过于烦琐。此外,上述方法均针对单机或双机并联运行变流器,面对多端柔性互联设备的复杂条件和工况,无法实现低频环流高效抑制。文献[25]提出一种面向并联变流器系统的新型零序电压注入方法,采用最优化控制前馈补偿,将共模电压幅值控制减半,但对系统参数的敏感性较高。文献[26]提出一种零序电流预测控制策略,采用基于最佳合成矢量的直接模型预测方法,最小化跟踪环流,但电压矢量选择的计算复杂度较高。显然,现有研究对多端变流器低频地线环流的形成机理尚缺乏系统的理论阐释,导致抑制策略缺乏严谨的理论支撑与量化依据。

基于现有研究方案的分析,面向非隔离型多端柔性互联设备,在系统理论层面深入研究低频环流产生机理,建立环流等效量化模型,提出基于多模比例谐振控制器及电压修正信号前馈注入的改进型低频环流抑制策略,并基于MATLAB/Simulink搭建仿真模型,验证所提策略的有效性。所提策略旨在解决非隔离型变流器低频地线环流理论支撑与量化依据薄弱的问题,对提升高比例新能源接入下配电网的运行稳定性与设备可靠性具有重要理论价值和实践意义。

1 低频地线环流模型及机理

以沿海城市配电网示范区为例,该区域分布式光伏渗透率高,存在明显潮汐式功率流动特性,导致部分台区午间电压越限、馈线负载严重不均衡。而采用非隔离型多端口柔性互联设备,不仅能够实现配电台区间功率互济与电压支撑,同时显著降低了设备的体积、重量和制造成本,但也引入了显著的地线环流问题。

为深入剖析多端口柔性互联设备低频环流的具体产生机理、量化其影响因素,并寻求有效的环流抑制策略,从而提高系统运行的安全性与高效性,有必要研究多端柔性互联设备低频环流数学模型。

1.1 多端柔性互联设备的变流器拓扑结构

柔性互联设备采用SOP代替线路中的联络开关,从而实现配电网潮流的双向互济、馈线负载平衡和电压水平改善等。多端柔性互联设备中,多个电力网络或设备,如风电场、光伏电站、储能系统、负载等,通过SOP实现动态互联,形成功率灵活调配系统。

图1展示了多端口柔性互联配电系统,其中SOP由n台隔离型三相三桥臂背靠背电压源型变流器组成,交流侧多端配电台区由馈线互联,多端直流侧采用直流母线汇集结构,储能、风电、光伏等模块基于DC/DC变压器接入直流母线,实现多端配电网潮流优化和功率互济。

理论上各端口结构参数一致,然而取消隔离变压器后,各端口变流器与台区配电网直连,构成多点接地配电结构。

在理想情况下,非隔离型柔性互联设备变流器等容量并联,各变流器均分台区负荷,变流器间不存在环流,输出电压均相等。但在实际运行条件下,低频地线环流由多种因素共同组成。由于两侧共模电压存在差异,受电网不平衡和阻抗差异影响,存在基频环流分量。此外,变流器调制过程中引入的谐波分量,通过低阻抗共模路径,形成谐波环流。同时,交直流侧功率交互作用,直流母线电压波动,产生共模激励。

图2展示了非隔离型多端柔性互联变流器并联系统整体电路结构,编号为#1~#n的n台变流器通过直流母线多点并联,交流端口与台区电网直接相连。

1.2 低频环流数学模型

考虑到多端柔性互联系统低频环流不仅取决于当前变流器参数,环流控制多端口相互耦合。为揭示电网运行状态及变流器控制策略对共模分量的影响机理,需对多端口网络进行电路简化分析,研究低频环流等效模型。图3展示了n端变流器并联环流等效电路。

忽略等效电阻,基于基尔霍夫电压、电流定律,任意端口变流器的微分方程为

(1)

$\left\{\begin{array}{l}{L}_{\mathrm{g}}\frac{\mathrm{d}{i}_{\mathrm{g}xy}}{\mathrm{d}t}={u}_{\mathrm{g}xy}-{u}_{\mathrm{f}xy}\\ L\frac{\mathrm{d}{i}_{xy}}{\mathrm{d}t}={u}_{\mathrm{f}xy}-{u}_{\mathrm{c}xy}\end{array}\right.$

式(1)中:i_xy为变流器输出电流,其中,下标x=A, B, C表示变流器三相,y=1,2,…,n对应端口变流器;i_g_xy为电网电流;u_g_xy为电网电压;u_f_xy为滤波电容电压;u_cxy为桥臂输出电压。

传统的三相三桥臂变流器通常采用2D-SVPWM调制,其实现过程可等效为,以O点为参考点,三相桥臂输出电压表示为输出电压正负序分量叠加直流母线中点O对地电压,此外为提高直流电压利用率,调制过程中通常注入三次谐波分量。因此桥臂输出电压可表示为

(2)

$\left\{\begin{array}{l}{u}_{\mathrm{c}\mathrm{A}y}=u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{c}\mathrm{A}y+-}+u{}^{\mathrm{*}3}{}_{\mathrm{c}\mathrm{m}y}+{u}_{\mathrm{d}\mathrm{c}O}\\ {u}_{\mathrm{c}\mathrm{B}y}=u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{c}\mathrm{B}y+-}+u{}^{\mathrm{*}3}{}_{\mathrm{c}\mathrm{m}y}+{u}_{\mathrm{d}\mathrm{c}O}\\ {u}_{\mathrm{c}\mathrm{C}y}=u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{c}\mathrm{C}y+-}+u{}^{\mathrm{*}3}{}_{\mathrm{c}\mathrm{m}y}+{u}_{\mathrm{d}\mathrm{c}O}\end{array}\right.$

式(2)中:u^*_c_xy_+-和u^*³_cm_y可以分别表示为

(3)

$\left\{\begin{array}{l}u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{c}\mathrm{A}y+-}=\frac{1}{3}(2u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{c}\mathrm{A}y}-u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{c}\mathrm{B}y}-u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{c}\mathrm{C}y})\\ u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{c}\mathrm{B}y+-}=\frac{1}{3}(2u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{c}\mathrm{B}y}-u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{c}\mathrm{A}y}-u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{c}\mathrm{C}y})\\ u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{c}\mathrm{C}y+-}=\frac{1}{3}(2u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{c}\mathrm{C}y}-u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{c}\mathrm{A}y}-u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{c}\mathrm{B}y})\\ u{}^{\mathrm{*}3}{}_{\mathrm{c}\mathrm{m}y}=0.5\mathrm{m}\mathrm{i}\mathrm{d}(u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{c}\mathrm{A}y+-},u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{c}\mathrm{B}y+-},u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{c}\mathrm{C}y+-})\end{array}\right.$

三次谐波分量即变流器网侧电流零序分量,为所述地线环流,由于环流不经过滤波电容,因此变流器输出侧及网侧电流零序分量相等,可表示为

(4)i_zy=$\frac{1}{3}\sum _{x=\mathrm{A},\mathrm{B},\mathrm{C}}$i_g_xy=$\frac{1}{3}\sum _{x=\mathrm{A},\mathrm{B},\mathrm{C}}$i_xy

结合式(1)、式(3)、式(4),计算环流i_zy,计算公式为

(5)(L+L_g)$\frac{\mathrm{d}{i}_{zy}}{\mathrm{d}t}$=$\sum _{x=\mathrm{A},\mathrm{B},\mathrm{C}}$u_g_xy-$\sum _{x=\mathrm{A},\mathrm{B},\mathrm{C}}$u_c_xy

式(5)中:i_zy为y端口并联等效环流。

图4为n台变流器并联环流等效电路模型,根据戴维南定理,将式(5)等效为电压源和阻抗串联的简化形式。

基于简化模型列写环流时域模型为

(6)$\frac{n}{n-1}$(L+L_g)$\frac{\mathrm{d}{i}_{zj}}{\mathrm{d}t}$=($\sum _{x=\mathrm{A},\mathrm{B},\mathrm{C}}\sum _{y=j}$u_g_xy-$\sum _{x=\mathrm{A},\mathrm{B},\mathrm{C}}\stackrel{n}{\sum _{y=1;y\ne j}}\frac{{u}_{\mathrm{g}xy}}{n-1}$)-[$\sum _{x=\mathrm{A},\mathrm{B},\mathrm{C}}\sum _{y=j}$(u^*_c_xy_+-+u^*³_cm_y)-$\sum _{x=\mathrm{A},\mathrm{B},\mathrm{C}}\stackrel{n}{\sum _{y=1;y\ne j}}\frac{u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{c}xy+-}+u{}^{\mathrm{*}3}{}_{\mathrm{c}my}}{n-1}$]

环流时域模型由两部分组成,第一项为变流器j电网电压与其余n-1台变流器电网电压平均值之差,即u_g=u_gj-u_ga;第二项为变流器j输出电压正负序分量及三次谐波与其余n-1台变流器输出电压正负序分量及三次谐波平均值之差,即u_c=u_c_j-u_ca。为便于分析,对式(6)进行简化,则有

(7)$\frac{n}{n-1}$(L+L_g)$\frac{\mathrm{d}{i}_{zj}}{\mathrm{d}t}$=u_g-u_c =(u_g_j-u_ga)-(u_c_j-u_ca)

得到复频域环流模型为

(8)

$\left\{\begin{array}{l}{G}_{iz}=\frac{{i}_{zj}}{{v}_{zj}}=\frac{n}{n-1}(L+{L}_{\mathrm{g}})\\ {v}_{zj}={u}_{\mathrm{g}}-{u}_{\mathrm{c}}=({u}_{\mathrm{g}j}-{u}_{\mathrm{g}\mathrm{a}})-({u}_{\mathrm{c}j}-{u}_{\mathrm{c}\mathrm{a}})\end{array}\right.$

式(8)中:v_zj为y端口并联等效电压。

由于非隔离型变流器直接接地,导致共模路径阻抗L和L_g一般较小,因此较小的两项差值,即会产生极大低频地线环流i_zy。此外,通常被忽略的采样误差、死区效应等非理想因素,也会被显著放大,转化为可观环流分量,影响电能质量。

2 环流抑制策略

基于1节分析,变流器的电网电压、输出电压正负序分量及三次谐波的差异会对低频地线环流造成较大影响。同样以沿海城市配电网示范区为例,针对多端柔性互联变流器低频地线环流问题,研究基于多模比例谐振控制器的环流抑制策略,并产生修正电压Δu。同时对调制算法进行改进,将修正电压Δu引入常规SPWM调制算法中,实现多端变流器低频环流协同抑制。

2.1 环流控制器

基于多端柔性互联设备环流时域模型,任意变流器环流特性不仅取决于自身参数及控制策略,同时受其余变流器共同影响。然而环流抑制模块仅针对当前变流器,其余变流器环流共同构成扰动量,影响复杂系统环流抑制效果。此外,不同于高频环流,频率高于奈奎斯特频率,只能通过硬件电路抑制。在实际运行过程中,共模电压的低频谐波主要由调制过程中注入的三次谐波带来,无法通过硬件电路抑制,为减小多机共模电压差异,抑制低频环流,需要设计环流控制器。因此,提出一种基于电流矢量控制的多模比例谐振控制器。

理想比例谐振控制器的传递函数表示为

(9)G_PR(s)=k_p+$\frac{2{k}_{\mathrm{r}}s}{{s}^{2}+{\omega }_{0}^{2}}$

式(9)中:在传递函数中,s为拉普拉斯变换中的复变量;k_p为比例系数;k_r为谐振增益;ω₀为谐振频率。

但在实际电力电子系统中,理想比例谐振控制器存在频率偏移敏感、离散化困难问题。为提高系统稳定性,引入截止频率ω_c,实现高精度正弦参考信号跟踪和特定频率扰动抑制,即准比例谐振控制器,其传递函数表示为

(10)G_ZPR(s)=k_p+$\frac{2{k}_{\mathrm{r}}{\omega }_{\mathrm{c}}s}{{s}^{2}+2{\omega }_{\mathrm{c}}s+{\omega }_{0}^{2}}$

基于1节分析,三次谐波并非引起低频地线环流的唯一原因。因此,基于准比例谐振控制器结构,通过级联低次谐波补偿器,搭建多模比例谐振控制,以此大幅降低环流对控制效果的影响。多模比例谐振控制传递函数为

(11)G_mPR(s)=k_p+$\stackrel{n}{\sum _{m=1}}\frac{2{k}_{\mathrm{r},m}{\omega }_{\mathrm{c}}s}{{s}^{2}+2{\omega }_{\mathrm{c}}s+(m{\omega }_{0}{)}^{2}}$

式(11)中:k_r,_m为谐振阶次m下的谐振增益;m为谐波阶次。

由于多模比例谐振控制器的参数受变流器数量影响,导控环流抑制设计困难。因此提出如图5所示环流抑制策略。基于多模比例谐振控制器,该控制系统能够在电网频率及其整数倍处提供极大的增益,从而抑制地线环流。

由于各台区多模比例谐振控制器相同,利用总环流之和为零,将各控制环路合并,得到简化后的环流抑制控制模型,如图6所示。

2.2 调制算法改进

为达到低频环流抑制效果,环流控制器中产生的修正电压Δu需注入调制信号中。而基于式(2)可知,传统3D-SVPWM算法只关注三相桥臂电压的差值,实际桥臂电压中不包含期望的修正电压。因此基于环流控制模型,对调制算法进行改进,引入修正电压Δu,具体的调制信号为

(12)

$\left\{\begin{array}{l}{m}_{\mathrm{A}y}=\frac{u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{A}y}+{u}_{\mathrm{c}\mathrm{m}y}^{3}+\mathrm{\Delta }u}{{u}_{\mathrm{d}\mathrm{c}}}\\ {m}_{\mathrm{B}y}=\frac{u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{B}y}+{u}_{\mathrm{c}\mathrm{m}y}^{3}+\mathrm{\Delta }u}{{u}_{\mathrm{d}\mathrm{c}}}\\ {m}_{\mathrm{C}y}=\frac{u{}^{\mathrm{*}}{}_{\mathrm{C}y}+{u}_{\mathrm{c}\mathrm{m}y}^{3}+\mathrm{\Delta }u}{{u}_{\mathrm{d}\mathrm{c}}}\end{array}\right.$

式(12)中:u^*_xy为变流器双闭环控制产生的桥臂电压参考信号;u³_cmy为三次谐波分量,能够提高电压利用率,可表示为

(13)${u}_{\mathrm{c}\mathrm{m}y}^{3}$=0.5mid(u^*_A_y,u^*_B_y,u^*_C_y)

图7展示了改进后的调制算法控制框图,调制过程基于传统双闭环调制,引入修正电压信号,改进调制策略,PWM信号可以利用常规脉宽调制比较方法产生。

3 仿真验证

以沿海城市配电网示范区为例,若采用非隔离型多端口柔性互联设备,为验证所提低频环流抑制策略的有效性和快速动态响应,基于MATLAB/Simulink 仿真软件,搭建非隔离型柔性互联变流器仿真模型,具体参数如表1所示。

为模拟沿海城市配电网示范区的实际工况,采用四端口变流器作为仿真模型,并保证各端口变流器结构参数相同。同时为模拟实际工况中常见的环流诱因,设置变流器三相负载不均衡,模拟产生系统低频环流,并设置仿真时间为0.5 s。将从有效性和快速性两个方面分别验证所提环流抑制策略。

3.1 有效性仿真验证

未施加环流抑制策略时,采用常规隔离变流器控制思路,变流器环流现象显著。以端口1和端口3为例,变流器环流仿真波形如图8所示。可见各端口环流幅值较高,均在50 A以上,且呈现明显差异,显著增加开关器件电流应力和通态损耗,降低系统效率。此外环流波动与注入的三次谐波分量高度相关,受三次谐波注入影响较大。

引入所提环流抑制策略后, 同样以端口1、3为例,环流抑制仿真波形如图9所示。对比图8可见,原本的低频环流有效抑制至5 A以下,且各端口环流幅值趋于均衡,环流波动不再受注入三次谐波的高度影响,所提策略对低频环流具有良好抑制能力,验证所提环流抑制策略的有效性。此外, 残留的少量环流主要为高频环流分量,其幅值远低于低频环流。

3.2 快速动态响应仿真验证

为验证所提环流抑制策略的动态响应特性,在仿真0.2 s处设置调制切换策略,前0.2 s采用常规隔离变流器控制思路,后0.2 s采用所提环流抑制策略。

以端口1为例,图10展示了端口1变流器在切换策略下的仿真波形图。可见,控制策略切换为所提环流抑制策略后,环流在0.2 ms内被快速抑制,且控制切换过程未对直流母线电压造成较大扰动,验证所提控制策略具有良好的动态响应性能。

4 结论

针对多端柔性互联设备变流器低频环流问题,提出基于多模比例谐振控制器的低频环流抑制策略,以提高系统稳定性。通过理论分析和仿真验证,得到以下结论。

(1)所提策略面向非隔离型柔性互联设备,可大幅提升功率密度,降低设备体积与成本,适用于城市台区互联、老旧小区改造等供电场景。

(2)所提策略创造性的对多端变流器低频环流构建数学模型,使得抑制策略具备严谨的理论支撑与量化依据,提高方法的科学性和普适性。

(3)所提基于多模比例谐振控制器的低频环流抑制策略,利用修正信号和改进调制算法,使变流器调制具备共模电压控制能力。在分布式新能源高比例接入下,有效解决了非隔离柔性互联设备带来的环流问题,保障系统高效可靠协同运行。

(4)文中模拟的沿海城市配电网示范区实际运行工况,展现出良好的环流抑制特性和快速动态响应特性,验证所提策略具备良好的科学性及应用性能,因而具备较强的工程转化潜力,推动相关设备产业化发展。

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