NPC型三电平逆变器容错控制模式下的母线电容电压波动分析及其抑制

张 兵 王 政 储 凯 程 明

(东南大学电气工程学院 南京 210096)



NPC型三电平逆变器容错控制模式下的母线电容电压波动分析及其抑制

张 兵 王 政 储 凯 程 明

(东南大学电气工程学院 南京 210096)

在给出故障重构和容错控制策略的基础上，重点建立NPC型三电平逆变系统的数学模型，并给出同步旋转坐标系下的等效电路，分析故障前和两类故障容错控制后母线电容电压的波动机理，并给出统一的母线电容电压波动的抑制策略。通过实验对理论推导的母线电容电压波动规律及两类容错控制模式下母线电容电压波动抑制策略进行验证。结果表明，故障和容错控制模式下控制母线电容电压波动的关键在于通过注入零序电压来控制等效并联导纳相等。

三电平逆变器 母线电容电压波动 容错控制 电压波动抑制

0 引言

1981年A.Nabae等[1]提出中点钳位型(NPC)三电平逆变器的拓扑结构，并采用传统谐波消去法脉宽调制策略对其进行控制。随后涌现了很多关于NPC型三电平逆变器的研究和应用[2-8]。其中在调制策略方面，文献[2]提出一种考虑直流母线电压畸变和输出电流畸变的消除低次谐波的脉宽调制策略，并将此策略用于变速电动机驱动和变压恒频电源中。该文还提出了开关函数概念，建立了母线电容电压波动与开关状态及负载电流之间的联系。文献[3]提出一种用于NPC型三电平逆变器的低开关频率正弦载波调制策略(SPWM)，该策略不仅使器件开关频率固定，而且还降低了系统的开关损耗。文献[4]分析了NPC型三电平逆变器空间矢量调制(SVPWM)产生输出电压奇数次谐波的原因，提出一种可消除输出电压奇数次谐波和稳定母线电容电压的SVPWM策略。文献[5]对多种载波比较调制策略进行了比较，将其归类为连续调制和不连续调制两类，指出为实现NPC型三电平逆变器的优化运行，在不同调制比和频率下应选取不同的调制策略。在NPC型三电平逆变器母线电容电压波动抑制方面也出现了一些解决方案，包括采用“预估-校验-修正”的零序电压注入法[9]、瞬时电流检测的平衡控制方法[10]及优化选取冗余小矢量的控制方法[11]。

逆变器可靠性研究也受到广泛关注。在高压直流输电系统中，作为电能变换接口的逆变单元发生故障可能导致整个直流输电系统的崩溃[12-14]。在电机驱动系统中，逆变器的故障可能导致电机驱动系统的停机。这些故障往往会带来不可挽回的经济损失，甚至人员伤亡。为保证NPC型三电平逆变器在发生故障后能够继续运行，一些学者从两个角度对容错控制进行研究：①重构故障后的电压合成矢量，保证空间电压矢量轨迹不变[15]；②重构故障后电流矢量，保证空间电流矢量轨迹不变[16]。

然而目前对于容错控制模式下母线电容电压的波动机理与控制的研究仍较少。为深入分析容错控制模式下系统的运行机理、故障对直流母线电容电压的影响，本文重点对容错控制模式下NPC型三电平逆变器系统进行建模，在此基础上分析采用故障容错策略后母线电容电压的波动，并给出相应的抑制策略。

1 NPC型三电平逆变器的拓扑结构及工作原理

三相NPC型三电平逆变器的拓扑结构如图1所示。直流母线电容C1、C2将产生P、O、N三种电位。每相桥臂由4个带有反并联续流二极管的IGBT串联构成，每相桥臂通过钳位二极管与母线中点O相连。

图1 NPC型三电平逆变器拓扑结构Fig.1 Configuration of 3l NPC inverter

在此拓扑中，每个桥臂有3种有效开关状态(见表1)，开通的两个IGBT与其反向并联二极管构成电流的双向通路，确定了电流的流通路径，从而决定了输出电位的状态。每个桥臂的3种有效开关状态对应3种输出电位状态P、O、N。控制这3种开关状态的占空比就可调制出需要的输出电压。

表1 有效的开关状态Tab.1 Effective switching states

注：S1x～S4x(x=a，b，c)表示拓扑结构中各桥臂自上至下的4个功率器件；“1”表示相应IGBT开通，“0”表示相应IGBT关断。

2 NPC型三电平逆变器的故障类型及其容错控制策略

NPC型三电平逆变器的故障可分为由于器件开路或短路导致的桥臂故障(A类)和负载缺相故障(B类)两大类。

开路的器件如果位于当前输出电流的路径上，将导致当前输出电平的改变。与开路故障不同，短路故障并不会改变输出电平状态，但会导致某些电平的输出被禁止(因为它会导致电容或母线被短路)。开路或短路故障还会给运行器件带来更高的电压应力，并可能引发多重故障和母线故障。一种简单有效的重构策略是隔离故障桥臂并将输出连接至母线电容中点，如图2所示。为保证系统持续运行，本文采用基于比例谐振(PR)的负载电流控制策略，维持健全相电流幅值相位不变，三相电流因为KCL约束而依旧对称。

图2 故障重构后的拓扑结构(A类)Fig.2 Topology after fault reconstruction(type A)

Y型负载单相绕组开路导致的缺相故障会导致圆形旋转磁场变为脉振磁场，电机会因此而停机。可通过旁路开路绕组并重构健全相参考电流量来维持系统的持续运行。重构后的拓扑如图3所示。以c相绕组开路为例，按空间电流矢量αβ分量不变的原则选取参考电流结果为

图3 故障重构后的拓扑结构(B类)Fig.3 Topology after fault reconstruction (type B)

本文提出一种具有故障重构能力的NPC型逆变器的结构如图4所示。其中Fa、Fb、Fc为快速熔断器，CD1-6为双向晶闸管构成的连接开关。对于A类故障，当发生开路故障，可及时将故障桥臂输出钳位至零电平，并触发相应桥臂的下连接开关CD4/CD5/CD6。当发生短路故障，采取与开路故障相同的操作后，在保证不短路母线电容的前提下输出一个非零电平，快速熔断器因短路而熔断。在这两种情况下，重构后的故障桥臂都被连接至母线电容中点。针对B类故障，可触发相应绕组的上连接开关CD1/CD2/CD3来旁路开路绕组。

图4 具有故障重构能力的NPC型逆变器的结构Fig.4 Configuration of NPC inverter with fault reconstruction ability

3 容错控制模式下NPC型三电平逆变器的建模

对于NPC型三电平逆变器的正半波参考电压，调制策略通常采用P、O状态来进行调制，即S3x、S4x保持不变，在S1x、S2x间高频切换。负半波参考电压则用N、O状态来调制，即S1x、S2x保持不变，在S3x、S4x间高频切换。其平均开关周期模型建立如下

(1)

(2)

(3)

式中，ma、mb、mc为调制比；ia、ib、ic为三相线电流；A1、B1、C1分别表示a、b、c相P状态的占空比；A2、B2、C2分别表示a、b、c相N状态的占空比；VC1、VC2分别表示母线上、下电容电压；vao、vbo、vco分别为三相输出相对于母线中点的电压。根据式(1)、式(2)获得开关周期平均等效电路，如图5所示。

图5 NPC型三电平逆变器的开关周期平均等效电路Fig.5 The average equivalent circuit of 3l NPC inverter

采用同步旋转变换后，系统方程为

(4)

式中，p为微分算子；D1、Q1分别为正半波占空比A1、B1、C1经Park变换后对应的d轴、q轴正半波的占空比；D2、Q2分别为负半波占空比A2、B2、C2经Park变换后对应的d轴、q轴负半波的占空比；id、iq、i0分别为ia、ib、ic经Park变换后对应的d轴、q轴、零轴电流。

(5)

(6)

根据式(4)可知直流侧等效电路及同步旋转坐标系下的交流侧等效电路如图6所示。

图6 同步旋转坐标系下的等效电路Fig.6 The equivalent circuit in synchronous rotating coordinate system

由此可知，母线电容电压受等效并联阻抗1/(P11+P12)、 1/(P21+P22)和等效注入电流源P12Vdc、P21Vdc、XV1、XV2共同控制。一方面，调制策略通过正、负半波的占空比，将负载阻抗“折算”为等效阻抗并联到母线电容上。由于同一时刻式(6)中k11+k12、k22+k21这两个阻抗比例系数不同，导致等效并联阻抗不同及母线电容电压波动。另一方面，电流源XVC1、XVC2共同注入母线中点的总电流为XVdc。由于P12=P21， 电流源P12Vdc、P21Vdc注入母线中点总电流为零。

3.1 故障前的电容电压波动

图7 叠加不同零序电压的母线电容等效并联导纳Fig.7 Equivalent parallel admittance of bus capacitor with different zero-sequence voltages

图8 叠加不同零序电压的等效注入电流源Fig.8 Equivalent current source with different zero-sequence voltages

(7)

根据VC1+VC2=Vdc、VC1-VC2=ΔV，令b=P22-P11、a=P11+P12+P21+P22，可推导得到上、下母线电容电压差值的表达式

(8)

图9 母线电容电压Fig.9 DC link capacitor voltage

3.2 桥臂故障(A类)容错控制模式下的电容电压波动

图10 单桥臂器件故障重构后的开关周期平均等效电路Fig.10 The average equivalent circuit after reconstruct-tion under device failure fault in single leg

类似3.1节母线电容电压分析，可得到容错控制模式下母线电容等效并联阻抗数值如图11所示。此时，等效并联阻抗以工频波动。类似式(8)，可得到图12所示容错控制模式下母线电容电压波动。由图可知计算结果和仿真结果一致，说明理论分析可靠。

3.3 单相绕组开路故障(B类)容错控制模式下的电容电压波动

图11 单桥臂器件故障容错控制模式下母线电容等效并联导纳与等效注入电流源波形Fig.11 Equivalent parallel admittance and equivalent current source under fault tolerant control mode (device failure fault in single leg)

图12 单桥臂器件容错控制模式下母线电容电压波动Fig.12 Fluctuation of the bus capacitor voltage after the fault tolerant control under single leg device failure fault

图13 单相绕组开路故障重构后的平均等效电路Fig.13 The average equivalent circuit after reconstruct-tion under single phase open fault

类似3.1节母线电容电压分析，可得到容错控制模式下母线电容等效并联阻抗数值如图14所示。此时，等效并联阻抗以工频波动。类似式(8)，可得到图15所示容错控制模式下母线电容电压波动。由图可知计算结果和仿真结果一致，说明理论分析可靠。

图14 单相绕组开路故障容错控制模式下母线电容等效并联导纳与等效注入电流源波形Fig.14 Equivalent parallel admittance and current source under fault tolerant control mode(single phase open fault)

图15 单相绕组开路容错控制模式下母线电容电压波动Fig.15 Fluctuation of the bus capacitor voltage under fault tolerant control mode (single phase open fault)

4 容错控制模式下的母线电容电压波动抑制

4.1A类容错控制模式下母线电容电压波动抑制

应当注意的是，故障容错后c相输出电位(相对于母线电容中点)为0，a、b相相对于c相的线电压为正弦，所以a、b相输出电位(相对于母线电容中点)必须为正弦。因此如果要求线电压不畸变，系统就失去了零序电压这一用来控制母线电容电压波动的自由度。与此同时，母线电容的等效并联导纳和等效注入电流源都被惟一地确定了。换句话说，母线电容电压波动与线电压畸变间存在隐含的约束关系。

在实际中，由于温度、调理电路直流偏置电压误差等原因，常使得电流测量系统中存在不确定的低频零漂，这些零漂将给健全相的参考电压带来直流分量或低频分量，这些分量将会影响母线电容电压的波动方式。基于前述分析，本文提出通过主动控制零序输出电压抑制零漂带来的母线电容电压波动。在电流测量系统存在误差的情况下，施加抑制策略前后的母线电容电压仿真波形如图16所示。可看出，在不增加辅助器件条件下，这种方法可有效减少母线电容电压波动。零序电压的选择需要权衡母线电容电压波动减少和负载电流畸变之间的矛盾关系。

图16 零漂的影响及施加平衡策略前后的仿真波形Fig.16 Simulated result of DC link capacitor voltage fluctuation before and after the balancing strategy

4.2B类容错控制模式下母线电容电压波动抑制

在故障前和A类容错控制模式下，零序电压是影响母线电容电压波动的重要因素，也是被用来抑制母线电容电压波动的重要手段。零序电压通过影响母线电容的等效并联导纳来调整母线电容的充放电，从而影响母线电容电压的波动。这一原理同样适用于B类容错控制模式下的母线电容电压波动抑制。

4.3 与冗余桥臂容错方案的对比

表2 与冗余桥臂方案比较Tab.2 Comparison with redundant-leg fault tolerant strategy

因此相对于冗余桥臂容错方案，本文所提方案在A类容错模式下，由于减少一个桥臂工作，总损耗有所下降。而本文中在B类容错模式下采用自身桥臂作为冗余桥臂，降低了系统成本。但B类容错控制策略的不足是同等输出容量条件下功率器件耐压等级的增加、系统运行效率的降低和对负载星形联结方式的依赖性。

5 实验验证

为了验证上述母线电容电压的波动模型及容错控制模式下母线电容电压波动的分析与抑制，本文搭建的实验平台参数如表3所示。

表3 NPC型三电平逆变器实验验证平台参数Tab.3 Experimental parameters of the platform

图17为系统正常运行时的实验波形。图17a为逆变器输出三相对称正弦的线电压和相电流，其中线电压包含5个电平。图17b为相应的直流母线电容电压波形。实验波形和前文分析及仿真结果吻合，母线电容电压中存在三倍频波动。

图17 故障前的实验波形Fig.17 Experimental results under normal operation

图18为功率器件开路故障采用容错控制后的实验波形(c相VT2器件开路)。如图18所示，三相负载电流波形保持对称正弦，逆变器仍正常工作。前面理论分析一致，此时直流母线电容电压按基波频率波动。在电流测量系统含有误差的情况下，误差对母线电容电压波动的影响如图19所示。200 ms(虚线)前母线上、下电容电压出现不平衡现象。通过在200 ms处主动叠加零序电压分量，通过200～900 ms的充放电，上、下母线电容电压到达新的平衡。

图18 单桥臂器件故障容错后实验波形(A类)Fig.18 Experimental results of fault tolerant control under single leg failure fault condition(type A)

图19 电流测量系统误差对直流母线电容电压波动影响及抑制实验波形(A类)Fig.19 Experimental results for impact of inaccurate current acquisition and its mitigation (type A)

图20为以c相绕组开路为例，B类容错控制模式下的线电流波形和母线电容电压波形。如图20a所示，通过采用旁路故障绕组的容错方式，负载电流波形保持正弦，矢量夹角收缩至60°，空间电流矢量轨迹为圆形，αβ分量不变，可维持逆变系统继续正常工作。如图20b所示，同样和前面理论分析一致，此时直流母线电容电压按基波频率波动。从图21中可看出，在B类容错控制模式下，通过监测母线电容电压波动情况，向参考电压中叠加零序分量可有效抑制这种波动。

图20 单相绕组开路故障容错后实验波形(B类)Fig.20 Experimental results of fault tolerant control under single phase open fault condition (type B)

图21 母线电容电压波动的抑制实验波形(B类)Fig.21 Experimental results for DC link capacitor voltage fluctuation mitigation (type B)

6 结论

首先分析了两类故障对NPC型三电平逆变系统所产生的不同影响，并给出了相应的容错控制策略和一种具有故障重构功能的拓扑结构。针对故障前及故障容错控制模式下的母线电容电压波动问题，重点建立了相应的数学模型，并得出了相应的开关周期平均等效电路和同步旋转坐标系下的等效电路模型。在此模型的基础上，提出了统一的基于电流反馈的容错控制策略和叠加零序电压的波动抑制策略。在保证逆变器器件故障后系统持续运行的同时，有效减少了母线上、下电容电压偏差，避免了器件过压损坏导致的事故扩大，进一步提高了系统的可靠性。本文通过仿真和实验对上述理论分析和控制方法进行了验证。结果表明，故障和容错控制模式下控制母线电容电压波动的关键在于通过注入零序电压来控制等效并联导纳相等。

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Analysis of Fluctuation in DC Link Capacitor Voltage of NPC Three-level Inverter and Its Mitigation under Fault Tolerant Control Mode

ZhangBingWangZhengChuKaiChengMing

(School of Electrical Engineering Southeast University Nanjing 210096 China)

Based on the fault reconstruction and tolerant control strategy，the model of the NPC three-level inverter is built. Then the equivalent circuit under the synchronous rotating coordinate system is proposed.The mechanism of the fluctuation of the DC link capacitor voltage under both normal mode and two types of fault tolerant control modes are analyzed. A universal mitigation strategy dealing with the DC link capacitor voltage fluctuation is proposed afterwards. Finally，the experiments are carried out to verify the validity of the theoretical analysis of the DC link capacitor voltage fluctuation and its mitigation strategies under the fault tolerant control mode. The results show that the key to control the fluctuation of the DC link capacitor voltage under fault tolerant mode is to balance the equivalent parallel admittances by injecting the zero-sequence voltage.

Three-level inverter，fluctuation in DC link capacitor voltage，fault tolerant control，fluctuation mitigation

国家重点基础研究发展(973)计划(2013CB035603)，国家自然科学基金(51137001)和江苏省青蓝工程资助项目。

2014-11-24 改稿日期2015-01-05

TM315

张 兵 男，1990年生，硕士研究生，研究方向为多电平功率变换技术、电力电子系统建模与电力电子系统控制。(通信作者)

王 政 男，1979年生，副教授，博士生导师，研究方向为电机及其控制系统、电力电子及电力传动、新能源与分布式发电。