CN114421769A - 基于沉浸与不变式理论的直流变换器鲁棒自适应抗扰控制方法 - Google Patents

基于沉浸与不变式理论的直流变换器鲁棒自适应抗扰控制方法 Download PDF

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Abstract

本发明涉及一种基于沉浸与不变式理论的直流变换器鲁棒自适应抗扰控制方法。该方法在原有线性自抗扰控制器的基础上，利用沉浸与不变式理论，通过在线测量输出电压，同时采用扩张状态观测器实时估计出来的总扰动和电压外环计算得出的控制变量来实现在线估计。该方法并非旨在给出准确的***参数，而是能够根据被控变量的变化趋势使得给定的***参数能够在线的往提高***动态响应的方向变化，提高整个***抵抗外界扰动的能力。本发明分别从变换器在健康和故障两大状况下入手，设计输入电压阶跃扰动、输出负载阶跃扰动和故障瞬间的扰动。实验结果表明，无论在健康还是故障状态下，所提方法均比传统的线性自抗扰控制器有较强的鲁棒能力。

Description

基于沉浸与不变式理论的直流变换器鲁棒自适应抗扰控制 方法
技术领域
本发明属于控制科学与控制工程领域，提出一种具有自适应能力的鲁棒抗扰控制器，并将其应用到直流变换器中。
背景技术
随着化石燃料的逐渐枯竭，风力发电***、光伏发电***、燃料电池发电***等清洁能源发电***受到了广泛的研究关注。在这些可再生能源***中，直流变换器在能量转换方面始终发挥着重要的作用。然而，直流变换器都是强非线性***，对其设计合适的控制器较为困难。除此之外，像光伏发电和风力发电等新能源***，其输出电压及功率受到外界天气的极大影响，导致直流变换器的输入端电压及电流会受到不可预知的扰动，这对变换器的稳定优化控制带来严峻挑战。在实际工作过程中，变换器的工作性能还会受到输出端载荷的剧烈扰动以及功率器件因老化而带来的参数不确定性扰动。此外，在更加恶劣的工作环境下，直流变换器还会因器件失效而带来整个***的宕机。因此，为了提高整个新能源***的工作性能，需要在考虑所有这些突发事件的基础上，设计一款具有高鲁棒能力的控制器。
控制理论在过去几十年的发展历程中，发展出一系列先进的非线性控制策略，主要包括滑模控制、鲁棒控制、自适应控制、最优控制、抗扰控制乃至于模糊逻辑控制和人工智能控制。尽管在学术研究及实验室环境下，这些控制理论均能获得远超传统控制器的性能，但在实际的工程实践中往往难以落地。就目前而言，自抗扰控制方法被广大的工程实践人员给予较大的希望。自抗扰控制最早由韩京清先生提出，是一种通过对传统比例积分控制器做深刻思考后，结合现代控制理论中状态空间及观测器的概念推广而来。韩京清先生所创立的自抗扰控制所表现出的控制性能很好，但在实际设计过程中涉及到许多参数的设计，调参过程的复杂性阻碍了其在工程实践中的应用。之后，在高志强老师的努力下，自抗扰控制器被成功改装成线性形式，控制器参数也降低到两个，这极大的推动了该理论的应用。
理论与实践结果表明，线性自抗扰控制的控制性能在很大程度上取决于其观测器性能的好坏。传统的线性自抗扰控制器采用具有固定增益和固定频率的线性扩张状态观测器，无法保证被控对象在大扰动及宽频率外界扰动下的工作性能。由此，文献S.Zhuo,A.Gaillard,L.Guo,L.Xu,D.Paire and F.Gao,"Active Disturbance Rejection VoltageControl of a Floating Interleaved DC–DC Boost Converter With Switch FaultConsideration,"in IEEE Transactions on Power Electronics,vol.34,no.12,pp.12396-12406,Dec.2019.中提出了一种扩张状态观测器的增益随***工作状态变化而自适应变化的方法。相比于传统的线性自抗扰控制器，该方法可以大幅提高变换器***的工作性能，但该方法的设计严重依赖被控对象的物理模型，针对不同的控制对象，需要构建不同的物理模型，因此不具有一般性。
发明内容
要解决的技术问题
为了克服传统的线性自抗扰控制器在直流变换器中控制的局限性，本发明提出一款不依赖被控对象实际物理模型的、更具有一般性的鲁棒自适应抗扰控制方法。该方法可以提高直流变换器在正常工作状态下抵抗内部参数摄动及外部扰动的能力，同时保证直流变换器在故障状态下仍然能够保持良好的工作状态。
技术方案
一种基于沉浸与不变式理论的直流变换器鲁棒自适应抗扰控制方法，其特征在于步骤如下：
步骤一：分别构建出直流变换器在健康状态和开关管故障状态下状态空间方程；
步骤二：针对直流变换器设计出基于电压外环和电流内环的级联控制结构；首先采用滑模控制理论设计电流内环，并利用理想滑动模态线性化的概念给出变换器电流内环闭环传递函数；
步骤三：针对步骤二中获得的电流内环闭环传递函数，利用传统的线性自抗扰控制理论设计扩张状态观测器来估计***内外总扰动；
步骤四：针对步骤三获得的***总扰动，根据预先选定的控制带宽设计比例控制器，完成整个传统自抗扰控制器的设计过程；
步骤五：在传统线性自抗扰控制器的基础上，基于沉浸与不变式理论对***增益参数实现在线实时估计，完成所提出的鲁棒自适应抗扰控制方法的设计过程。
本发明进一步的技术方案：步骤一中所述的状态空间方程：
当变换器工作在健康状态下时：
Figure BDA0003437599080000031
其中，L1,L2分别是两相电路的输入电感值；RL1,RL2分别是两路输入电感的寄生电阻；C1,C2分别是两路电路的输出电容值；iL1,iL2分别为流过两路电感的电流；vc1,vc2分别为两路输出电容两端的电压；L1＝L2＝L,C1＝C2＝C,vc1＝vc2＝vc,iL1＝iL2＝iL；dH为在健康状态下的占空比定义，R指代等效负载电阻；
当变换器工作在故障状态下时：
Figure BDA0003437599080000032
其中，dF表示变换器在故障重构后的占空比，vo＝vc1+vc2；
本发明进一步的技术方案：步骤二中所述内环闭环传递函数：
当变换器工作在健康状态下时：
Figure BDA0003437599080000033
其中，
Figure BDA0003437599080000041
Vin为输入电流，ILref为参考电流；
当变换器工作在故障状态下时：
Figure BDA0003437599080000042
其中，
Figure BDA0003437599080000043
本发明进一步的技术方案：步骤三中所述***内外总扰动设计如下：
Figure BDA0003437599080000044
其中，当变换器在健康状态下有b＝b1,
Figure BDA0003437599080000045
y＝vo；当变换器在故障状态下有b＝b2,
Figure BDA0003437599080000046
y＝vc；b代表着变换器的***参数，f代表变换器***的总扰动。
本发明进一步的技术方案：步骤四中所述比例控制器：
Figure BDA0003437599080000047
其中，kp为比例控制项增益，Vref是变换器参考电压。
有益效果
本发明提出的一种基于沉浸与不变式理论的直流变换器鲁棒自适应抗扰控制方法。该方法在原有线性自抗扰控制器的基础上，利用沉浸与不变式理论，通过在线测量输出电压，同时采用扩张状态观测器实时估计出来的总扰动和电压外环计算得出的控制变量来实现在线估计。该方法并非旨在给出准确的***参数，而是能够根据被控变量的变化趋势使得给定的***参数能够在线的往提高***动态响应的方向变化，提高整个***抵抗外界扰动的能力。该方法可以应用到各种各样的直流变换器中，以提高被控对象在内外扰动及未知潜在故障下的工作性能。
为了验证所提方法的优越性，针对一款典型的输入并联输出串联型升压变换器为研究对象，分别从变换器在健康和故障两大状况下入手，设计输入电压阶跃扰动、输出负载阶跃扰动和故障瞬间的扰动。实验结果表明，无论在健康还是故障状态下，所提方法均比传统的线性自抗扰控制器有较强的鲁棒能力，与现有技术相比如下：
(1)相比于传统的线性自抗扰控制方法，所提方法能够提高直流变换器在正常工作状态下抵抗内部参数摄动、外部输入电压扰动及外部负载扰动的能力；
(2)相比于传统的线性自抗扰控制方法，所提方法能够大幅提高直流变换器在故障重构状态下抵抗内外扰动的能力，也能提高变换器本身在故障发生瞬间的性能表现。
附图说明
附图仅用于示出具体实施例的目的，而并不认为是对本发明的限制，在整个附图中，相同的参考符号表示相同的部件。
图1输入并联输出串联直流升压变换器拓扑结构，(a)健康状态下的拓扑结构，(b)S1故障下故障重构拓扑结构，(c)S2故障下故障重构拓扑结构；
图2为所提控制方法在输入并联输出串联直流升压变换器中的整体控制框图；
图3为典型输入并联输出串联型直流升压变换器实验测试平台；
图4为变换器在健康状态下的输入电压阶跃扰动实验图：(a)传统自抗扰控制器，(b)所提自适应抗扰控制器；
图5为变换器在故障状态下的输入电压阶跃扰动实验图：(a)传统自抗扰控制器，(b)所提自适应抗扰控制器；
图6为变换器在健康状态下的负载电流阶跃扰动实验图：(a)传统自抗扰控制器，(b)所提自适应抗扰控制器；
图7为变换器在故障状态下的负载电流阶跃扰动实验图：(a)传统自抗扰控制器，(b)所提自适应抗扰控制器；
图8为变换器在故障瞬间下的抗扰能力验证实验图：(a)传统自抗扰控制器，(b)所提自适应抗扰控制器。
具体实施方式
为了使本发明的目的、技术方案及优点更加清楚明白，以下结合附图和实施例，对本发明进行进一步详细说明。应当理解，此处所描述的具体实施例仅用以解释本发明，并不用于限定本发明。此外，下面描述的本发明各个实施方式中所涉及到的技术特征只要彼此之间未构成冲突就可以相互组合。
本发明提出一种基于沉浸与不变式理论的鲁棒自适应抗扰控制方法，分为以下几个步骤。
步骤一：分别构建出直流变换器在健康状态和开关管故障状态下状态空间方程，为后续控制器的设计打下基础；
步骤二：针对直流变换器设计出基于电压外环和电流内环的级联控制结构。由于所提方法主要针对电压外环的控制，因此首先采用滑模控制理论设计电流内环，并利用理想滑动模态线性化的概念给出变换器电流内环闭环传递函数Gie(s)；
步骤三：针对步骤二中获得的电流内环闭环传递函数，利用传统的线性自抗扰控制理论设计扩张状态观测器来估计***内外总扰动f；
步骤四：针对步骤三获得的***总扰动，根据预先选定的控制带宽设计比例控制器，完成整个传统自抗扰控制器的设计过程；
步骤五：在传统线性自抗扰控制器的基础上，基于沉浸与不变式理论对***增益参数b实现在线实时估计，完成所提出的鲁棒自适应抗扰控制方法的设计过程。
为了使本领域技术人员更好地理解本发明，下面结合具体实施例对本发明进行详细说明。
参照附图1，附图2和附图3，本发明的实现步骤如下。
本发明提出一种基于沉浸与不变式理论的直流变换器鲁棒自适应抗扰控制方法，主要包括以下五个步骤。
步骤一：构建输入并联输出串联直流升压变换器在健康状态及故障状态下的状态空间模型。由图1可以看出，无论是开关管S1故障还是开关管S2故障，直流变换器在故障重构后的拓扑结构一致，因此变换器在故障状态下的状态空间模型可以统一表达。
当变换器工作在健康状态下时：
Figure BDA0003437599080000071
其中，L1,L2分别是两相电路的输入电感值；RL1,RL2分别是两路输入电感的寄生电阻；C1,C2分别是两路电路的输出电容值；iL1,iL2分别为流过两路电感的电流；vc1,vc2分别为两路输出电容两端的电压；d1,d2则为两相电路的占空比。在本发明中，两相电路的控制分别由单独的控制器实现，且在故障后的***控制是由健康相电路的控制来完成。为了方便，弱化对输出电容两端电压完全相等的要求，采用单个电压控制器实现对两相电路电压的调节。同时，为了便于后续分析与设计，假定两相电路完全一致，有L1＝L2＝L,C1＝C2＝C,RL1＝RL2＝r,vc1＝vc2＝vc,iL1＝iL2＝iL,d1＝d2＝d，则式(1)可以简化为：
Figure BDA0003437599080000072
其中，为了将变换器在健康及故障状态下的占空比区分开，将其在健康状态下的占空比定义为dH，R指代等效负载电阻。
当变换器工作在故障状态下时：
当故障发生后，由于容错控制策略的作用，原始的输入并联输出串联直流升压变换器被重构为传统直流升压变换器。在内环控制器的视角下，变换器的输入电感感值和输出电容容值在故障重构后出现一半的锐减，而输出电压则增大为原来的一倍。在此现象基础上，可得变换器在故障重构后的状态空间方程为：
Figure BDA0003437599080000081
其中，dF表示变换器在故障重构后的占空比，vo＝vc1+vc2；
步骤二：针对直流变换器采用的电流内环和电压外环级联控制结构，应用滑模变控制理论设计电流内环控制器。之后，利用理想滑动模态线性化方法得到直流变换器内环电流闭环传递函数。由于基于滑模理论的内环电流控制器不是本发明的保护点，所以在此省去详细过程，直接给出直流变换器在健康及故障状态下的内环电流闭环传递函数Gie(s)：
(1)当变换器工作在健康状态下时：
Figure BDA0003437599080000082
其中，
Figure BDA0003437599080000083
Vin为输入电流，ILref为参考电流；
(2)当变换器工作在故障状态下时：
Figure BDA0003437599080000084
其中，
Figure BDA0003437599080000085
Vin为输入电流，ILref为参考电流；
由此可得，故障前后有：a1＝2a2,b1＝2b2,c1＝2c2。据此可以选择合适的滑模控制器参数，以保证直流变换器在故障前后均能够良好工作。
步骤三：针对步骤二中获得的电流内环闭环传递函数，利用传统的线性自抗扰控制理论设计扩张状态观测器来估计***内外总扰动f，详细的设计过程如下。
根据步骤二中对变换器电流内环闭环传递函数的推导，可以得到一个针对外环控制器的统一的表达形式：
Figure BDA0003437599080000091
定义变换器在健康状态下的输出为y＝vc且故障重构下的输出为y＝vo，控制变量为u＝ILref。因此，可以得到如下表达式：
Figure BDA0003437599080000092
其中，当变换器在健康状态下有b＝b1,
Figure BDA0003437599080000093
y＝vo；当变换器在故障状态下有b＝b2,
Figure BDA0003437599080000094
y＝vc。b代表着变换器的***参数，f代表变换器***的总扰动。
为了方便控制器的设计，将式(7)转化为状态空间的形式。定义此状态空间的变量为x＝[x1 x2]T＝[y f]，如此式(7)可以重新写为：
Figure BDA0003437599080000095
其中，h是***总扰动的一阶导数，是一个未知但有界的变量。
为了构建起合适的线性自抗扰控制器，可以设计一款线性扩张状态观测器对***总扰动和状态变量进行实时观测：
Figure BDA0003437599080000096
其中，z1和z2分别是变量y和f的观测变量。
由式(9)可以得到线性扩张状态观测器的特征方程为：
p(s)＝s2+β1s+β2 (10)
为了使得观测器特征方程的两个特征根全部位于-ω0处(ω0为线性扩张状态观测器的带宽值)，可以令观测器参数β1,β2的取值分别为：
Figure BDA0003437599080000097
为了更加直观的为线性扩张状态观测器设计合适的带宽值，可以将式(9)改写成z域的形式：
Figure BDA0003437599080000098
其中，err(k)＝y(k)-z1(k),β1s＝Tsβ1,β2s＝Tsβ2。β1s和β2s的值会影响***闭环极点的分布，进而影响到***的稳定性。因此，这两个参数需要被仔细的设计以满足***稳定性和整个控制器的效果。根据式(12)，扩张状态观测器的传递函数可以得到为：
Figure BDA0003437599080000101
式(13)的特征方程为：
z2+(β1s-2)z+1-β1s+β2sTs＝0 (14)考虑到β1s＝2ω0Ts,
Figure BDA0003437599080000102
因此传递函数G(z)的特征根可以求解为：
z1,2＝1-ω0Ts (15)故而，线性扩张状态观测器的带宽可以求得为：
Figure BDA0003437599080000103
此时，通过分析z域中的单位圆效应来确定***的带宽值。至此为止，式(7)中的***未知扰动f可以被很好的估计出来，并通过前馈补偿的方法得到有效抑制。
步骤四：针对步骤三获得的***总扰动f的观测值z2，根据预先选定的控制带宽设计比例控制器，完成整个传统自抗扰控制器的设计过程，详细的设计过程如下。
根据式(7)和步骤三中获得的f的观测值z2可以定义变换器电压外环的控制器表达形式为：
Figure BDA0003437599080000104
其中，u0为***为了保证线性自抗扰控制器的闭环稳定性引入反馈控制机制。假定变换器电压外环的反馈控制器仅为一个比例环节，即：
u0＝kp(Vref-z1)≈kp(Vref-vo) (18)
其中，Vref是变换器参考电压。如此，在线性扩张状态观测器能够很好的对***总扰动进行动态跟踪的时候，式(7)可以简写为：
Figure BDA0003437599080000111
其中，kp为比例控制项增益，其数值可由实现定义好的***控制器带宽来决定。
由于变换器无论是在健康状态下还是在故障状态下，y＝vo均满足。因此，可以得出结论：在所设计的电压外环线性自抗扰控制器的作用下，变换器输出电压无论故障与否，总能够达到全局渐进稳定。
步骤五：在传统线性自抗扰控制器的基础上，基于沉浸与不变式理论对***增益参数b实现在线实时估计，完成所提出的鲁棒自适应抗扰控制方法的设计过程，详细设计过程如下。
令***参数b的估计值为bI+bp(y)，则估计值与真值之间的误差可以求解为：
ξ＝bI+bp(y)-b (20)
当参数b的估计值与其真值之间的误差ξ收敛到零时，估计值可以直接用于线性自抗扰控制器的设计过程之中。
对式(20)的等式两边分别进行求导，有：
Figure BDA0003437599080000112
如果取
Figure BDA0003437599080000113
则式(21)可以进一步简化为：
Figure BDA0003437599080000114
为了保证估计误差ξ能够在全局范围内达到渐进收敛，可对bp(y)做如下定义：
bp＝ρy (24)
其中，ρ为大于零的常数，代表着估计误差ξ收敛的速度。
将bp(y)的取值代入到式(22)中，可得观测器的动态方程为：
Figure BDA0003437599080000121
至此，本发明实现了传统线性自抗扰控制器中***参数b难以准确两侧、在线辨识复杂且缺乏通用性的难题，利用浸入与不变式理论，可在式(7)的基础上实现对参数b的实时在线估计，详细的设计框图如图2中所示。该估计方法不依赖***模型、且不依赖于大量数据，参数调节简单实用，具有广泛的通用性。
本发明的效果通过以下实验做进一步的说明。
(1)实验条件
本发明所提出的基于沉浸与不变式理论的直流变换器鲁棒自适应抗扰控制方法将应用在一款典型的输入并联输出串联型直流升压变换器，该变换器拓扑结构图如图1所示。实验中变换器的主要参数为：电感L1＝L2＝1000μH、电容C1＝C2＝470μF、输出电压Vin＝48V和开关频率25kHz。所提控制方法将在dSPACE 1007中运行，实验平台图如图2所示。
(2)实验内容
以典型的输入并联输出串联型直流升压变换器为测试对象，验证所提出的基于沉浸与不变式理论的直流变换器鲁棒自适应抗扰控制方法相比于传统线性自抗扰控制器的优势。主要包括五个实验内容：变换器在健康状态下的输入电压阶跃扰动、变换器在故障状态下的输入电压阶跃扰动、变换器在健康状态下的负载电流阶跃扰动、变换器在故障状态下的负载电流阶跃扰动和变换器在故障瞬间下的抗扰能力验证。
实验内容一：
在健康状态下，变换器的升压能力更高，本发明设计输入电压在6V和14V之间周期性阶跃跳动，每个电压持续500ms，周期为1s，此时的输出参考电压仍为48V，负载需求电流设置为1A。
变换器健康状态下，传统的线性自抗扰控制器所对应的实验结果如图4(a)中所示，从图中可以看出，传统的线性自抗扰控制器在输入电压稳定时能够保证输出电压维持在参考电压48V，当输入电压从6V阶跃跳变到14V时，输出电压出现上调，最高电压52.8V，恢复时间为66.5ms；当输入电压从14V阶跃跳变到6V时，输出电压出现下调，最低电压45.6V，恢复时间为45.6ms。
变换器健康状态下，所提控制器所对应的实验结果如图4(b)中所示，从中可以看出，在给定的输入电压阶跃扰动下，所提出的自适应抗扰控制器也能在输入电压稳定时能够保证输出电压维持在参考电压48V，且由于b的动态变化(从488以周期1s波动到872)，其电压波动幅度更小。当负载电流从2A跳变到1A时，输出电压出现上调现象，最高电压50V，恢复时间为31.1ms；当负载电流从1A跳变到2A时，输出电压出现下调，最低电压为46.8V，恢复时间为39.4ms。
实验内容二：
在变换器故障后，其升压能力下降，此时的输入电压阶跃扰动设置为10V和18V之间的周期性扰动，每个电压等级持续500ms，周期为1s。输出电压的参考值仍然设置为48V，负载需求电流为1A。
变换器故障状态下，传统的线性自抗扰控制器所对应的实验结果如图5(a)中所示，从图中可以看出，在给定的输入电压阶跃扰动下，传统的线性自抗扰控制器在输入电压稳定时能够保证输出电压维持在参考电压48V，当输入电压从10V阶跃跳变到18V时，输出电压出现上调，最高电压为51.6V，恢复时间为47.1ms；当输入电压从18V阶跃跳变到10V时，输出电压出现下调，最低电压为45.6V，恢复时间为62.2ms。
变换器故障状态下，所提控制器所对应的实验结果如图5(b)中所示，从中可以看出，在给定的输入电压阶跃扰动下，所提出的自适应抗扰控制器也能在输入电压稳定时保证输出电压维持在参考电压48V，且由于b的动态变化(从408以周期1s波动到632)，其电压波动幅度更小。当输入电压从10V跳变到18V时，输出电压出现上调现象，最高电压49.2V，恢复时间忽略不计；当输入电压从18V跳变到10V时，输出电压出现下调，最低电压47.6V，恢复时间也可忽略。
表1输入电压阶跃扰动实验结果分析
Figure BDA0003437599080000141
根据实验内容一和实验内容二的分析可知，无论是在故障还是在健康状态下，两种控制器均能够在保证变换器在输入电压阶跃扰动下，其输出电压维持在参考电压48V附近。具体的差异总结在表1中。与传统的控制器相比，所提方法表现出更强的抗扰能力，输出电压的压差更小，恢复时间更短。
实验内容三：
在负载电流阶跃扰动下，无论变换器是处在健康还是故障状态下，负载电流均设置为Io＝1A→2A→1A，此时的输入电压为12V，输出电压参考值为48V。
变换器健康状态下，传统的线性自抗扰控制器所对应的实验结果如图6(a)中所示，从图中可以看出，在给定的负载电流阶跃扰动下，传统的线性自抗扰控制器能够保证输出电压维持在参考电压48V附近，最高电压为54.4V，恢复时间为37.9ms；最低电压为42.4V，恢复时间为35.7ms，波动周期为1s。
变换器健康状态下，所提控制器所对应的实验结果如图6(b)中所示，从中可以看出，在给定的负载电流阶跃扰动下，所提出的自适应抗扰控制器维持输出母线电压在48V附近，且由于b的动态变化(从488到760以1s为周期进行波动)，其电压波动幅度更小，最高电压为50.8V，恢复时间为19.8ms；最低电压为45.2V，恢复时间为20.7ms。
实验内容四：
变换器故障状态下，传统的线性自抗扰控制器所对应的实验结果如图7(a)中所示，从图中可以看出，在给定的负载电流阶跃扰动下，传统的线性自抗扰控制器能够保证输出电压以48V为基准进行小幅度波动，其中，最高电压为56.8V，恢复时间约为81.9ms；最低电压为40.4V，恢复时间为41.6ms。
变换器故障状态下，所提控制器所对应的实验结果如图7(b)中所示，从中可以看出，在给定的负载电流阶跃扰动下，所提出的自适应抗扰控制器由于b的动态变化(从256到456以1s为周期进行波动)，其输出电压以更小的波动幅度维持在48V附近，最高电压50.1V，恢复时间为14.4ms；最低电压为46.1V，恢复时间为20.7ms。
表2负载电流阶跃扰动实验结果分析
Figure BDA0003437599080000151
根据实验内容三和实验内容四的分析可知，无论是在故障还是在健康状态下，两种控制器均能够在保证变换器在输出负载阶跃扰动下，其输出电压总能维持在参考电压48V附近进行波动。具体差异总结在表2中。与传统控制器相比，所提方法表现出更强的抗扰能力，输出电压的压差更小，恢复时间也更短，这体现出所提方法相比于传统的线性自抗扰控制器具有更强的鲁棒能力。
实验内容五：
当功率变换器中主开关器件发生开路故障时，由于重构作用，变换器总的等效输入电感和等效输出电容均会在数值上有一半的突降，针对线性自抗扰控制器而言的***参数b也会发生突变。这些变化对***控制的动态效果有着严峻的影响。这里以功率开关管S2发生开路故障为例，检验所提方法在提高故障瞬间的***响应能力。在故障发生瞬间，变换器输入电压为12V，参考电压为48V，负载需求电流设置为1A。
在变换器故障瞬间，传统的线性自抗扰控制器所对应的实验结果如图8(a)中所示，从图中可以看出，当变换器突然发生开路故障时，输出母线电压由48V迅速降到41.6V，且需要28.3ms的时间才能恢复到目标电压值。
相应的，在变换器故障瞬间，所提控制器所对应的实验结果如图8(b)中所示，从图中可以看出，当变换器突然发生开路故障时，输出母线电压由48V突降到42.4V，需要7.5ms的时间即可恢复到目标电压值。
上述也就验证了，针对故障瞬间这一外界扰动，所提控制器相比于传统的抗扰控制器拥有更强的鲁棒能力。
以上所述，仅为本发明的具体实施方式，但本发明的保护范围并不局限于此，任何熟悉本技术领域的技术人员在本发明公开的技术范围内，可轻易想到各种等效的修改或替换，这些修改或替换都应涵盖在本发明的保护范围之内。

Claims (5)

1.一种基于沉浸与不变式理论的直流变换器鲁棒自适应抗扰控制方法，其特征在于步骤如下：
步骤一：分别构建出直流变换器在健康状态和开关管故障状态下状态空间方程；
步骤二：针对直流变换器设计出基于电压外环和电流内环的级联控制结构；首先采用滑模控制理论设计电流内环，并利用理想滑动模态线性化的概念给出变换器电流内环闭环传递函数；
步骤三：针对步骤二中获得的电流内环闭环传递函数，利用传统的线性自抗扰控制理论设计扩张状态观测器来估计***内外总扰动；
步骤四：针对步骤三获得的***总扰动，根据预先选定的控制带宽设计比例控制器，完成整个传统自抗扰控制器的设计过程；
步骤五：在传统线性自抗扰控制器的基础上，基于沉浸与不变式理论对***增益参数实现在线实时估计，完成所提出的鲁棒自适应抗扰控制方法的设计过程。
2.根据权利要求1所述的基于沉浸与不变式理论的直流变换器鲁棒自适应抗扰控制方法，其特征在于：步骤一中所述的状态空间方程：
当变换器工作在健康状态下时：
Figure FDA0003437599070000011
其中，L1，L2分别是两相电路的输入电感值；RL1，RL2分别是两路输入电感的寄生电阻；C1，C2分别是两路电路的输出电容值；iL1，iL2分别为流过两路电感的电流；vc1，vc2分别为两路输出电容两端的电压；L1＝L2＝L，C1＝C2＝C，vc1＝vc2＝vc，iL1＝iL2＝iL；dH为在健康状态下的占空比定义，R指代等效负载电阻；
当变换器工作在故障状态下时：
Figure FDA0003437599070000021
其中，dF表示变换器在故障重构后的占空比，vo＝vc1+vc2。
3.根据权利要求2所述的基于沉浸与不变式理论的直流变换器鲁棒自适应抗扰控制方法，其特征在于：步骤二中所述内环闭环传递函数：
当变换器工作在健康状态下时：
Figure FDA0003437599070000022
其中，
Figure FDA0003437599070000023
Vin为输入电流，ILref为参考电流；当变换器工作在故障状态下时：
Figure FDA0003437599070000024
其中，
Figure FDA0003437599070000025
4.根据权利要求3所述的基于沉浸与不变式理论的直流变换器鲁棒自适应抗扰控制方法，其特征在于：步骤三中所述***内外总扰动设计如下：
Figure FDA0003437599070000026
其中，当变换器在健康状态下有b＝b1，
Figure FDA0003437599070000027
y＝vo；当变换器在故障状态下有b＝b2，
Figure FDA0003437599070000028
y＝vc；b代表着变换器的***参数，f代表变换器***的总扰动。
5.根据权利要求4所述的基于沉浸与不变式理论的直流变换器鲁棒自适应抗扰控制方法，其特征在于：步骤四中所述比例控制器：
Figure FDA0003437599070000029
其中，kp为比例控制项增益，Vref是变换器参考电压。
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