三相非隔离型Heric光伏逆变器漏电流抑制研究

张纯江　贲　冰　李　建　郭小强

(燕山大学电力电子节能与传动控制河北省重点实验室　秦皇岛　066004)



三相非隔离型Heric光伏逆变器漏电流抑制研究

张纯江贲冰李建郭小强

(燕山大学电力电子节能与传动控制河北省重点实验室秦皇岛066004)

近年来，非隔离型光伏逆变器以其重量轻、体积小、效率高的特点得到了学术界与工业界的广泛关注。其中漏电流是亟待解决的关键问题之一。在单相Heric电路基础上，提出三相Heric拓扑解决漏电流问题。分析了电路工作原理，建立了系统共模模型，探讨了不同调制策略对系统共模电压的影响，并提出基于布尔逻辑运算的调制策略解决共模波动问题，实现了系统共模电压恒定，从而使漏电流得到有效抑制。利用Matlab对提出方案进行了仿真研究，并在实验样机上进行了验证，实验结果证明了提出方案的有效性。

非隔离型光伏逆变器三相Heric拓扑共模电压漏电流

0　引言

并网逆变器在光伏系统中得到广泛应用[1-4]。传统光伏并网逆变器中带有工频或高频变压器，用于电压调整和电气隔离。然而，工频变压器存在体积大、成本高等缺点[5]。高频变压器虽然减小了体积和重量，但电路结构比较复杂，同时影响系统整机效率。因此，无变压器非隔离型光伏系统成为当前的研究热点[6-9]。由于缺少变压器电气隔离，系统共模电压作用在光伏电池与大地间形成的寄生电容上，产生漏电流[10]。漏电流会带来电磁干扰、并网电流畸变及功率损耗增加等问题，还会危及设备与人员安全[11]。德国VDE-0126-1-1标准要求光伏逆变器必须满足漏电流幅值小于300 mA，有效值小于30 mA。

针对非隔离型光伏逆变器漏电流问题，国内外学术界和工业界开展了广泛研究。典型的单相拓扑包括H5[12]、Heric[13]、H6[14]等，此类电路在单相全桥拓扑基础上增加开关[15,16]，以满足系统输出三电平波形，同时实现共模电压恒定，从而达到抑制漏电流的目的。文献[17]提出新型单相软开关拓扑用于非隔离型光伏系统，进一步提高了系统效率。针对三相光伏系统，文献[18]提出改进的调制方法，对三相两电平光伏逆变器漏电流抑制问题进行了研究，由于共模电压无法恒定，因此系统漏电流较高。为了实现共模电压恒定，文献[19]提出新空间矢量调制方法解决漏电流问题，但该方法直流电压利用较低。文献[20]研究了三相中点钳位型拓扑漏电流抑制问题，实现共模电压恒定的同时，解决了三相两电平拓扑直流电压利用率较低的问题，但该空间矢量调制方案需要扇区判断、矢量作用时间计算和矢量序列分布等运算[21]，实现较为复杂。适用于非隔离三相光伏系统漏电流抑制的新型拓扑和调制策略有待进一步研究。

本文在单相Heric拓扑基础上，推导出三相Heric拓扑解决三相系统漏电流问题。分析了三相Heric拓扑工作原理，建立了系统共模模型，并提出基于布尔逻辑运算的调制策略解决共模波动问题，保证系统漏电流得到有效抑制。最后通过实验验证了提出方案的有效性。

1　三相Heric拓扑工作原理

图1为单相Heric拓扑原理，在传统单相全桥电路基础上，交流侧输出端增加两个开关，通过适当控制实现漏电流有效抑制。将上述思想延伸到三相系统，可以推导出三相Heric拓扑，如图2所示。

图1　单相Heric拓扑Fig.1　Single-phase Heric topology

图2　三相Heric拓扑Fig.2　Three-phase Heric topology

图2中CPV为光伏板与大地之间的寄生电容，主要取决于光伏板构造及其所处环境因素，一般取值为50～150 nF/kW。和传统三相桥式拓扑不同，三相Heric拓扑中存在Sa3与Sa4、Sb3与Sb4、Sc3与Sc4三个可控双向通路，分别将A相输出端、B相输出端和C相输出端通过开关与直流母线中点M相连，通过适当控制可以获得三电平输出波形。

图2中，定义三相Heric拓扑各相工作状态为2、1、0状态，各相输出电压UxN如式(1)所示，其中x=a，b，c。

(1)

三相Heric拓扑简化模型如图3所示。

图3　三相Heric拓扑简化模型Fig.3　Simplified diagram of three-phase Heric topology

其中三相系统共模电压定义为

(2)

将图3进一步简化可得图4共模模型。其中电网电压为低频分量，电网畸变时主要以低次谐波为主，对高频漏电流的影响很小，为了便于分析，忽略电网电压的影响。

图4　三相Heric拓扑共模模型Fig.4　Model of three-phase Heric topology

由于寄生电容的存在，系统中构成共模回路，且等效电感与寄生电容发生谐振，谐振频率为

(3)

假设寄生电容两端电压UON与共模电压UCM传递函数为

UON=G(s)UCM

(4)

式中

(5)

以L=5 mH，CPV=300 nF为例，G(s)伯德图如图5所示，可知G(s)截止频率约为10.1 kHz。从图中可看出，G(s)可近似为低通滤波器。若共模电压UCM中含有高频含量，经过谐振电路作用，寄生电容两端电压UON中将包含10 kHz及以下分量。若共模电压UCM保持恒定，则G(s)=1，寄生电容两端电压UON等于UCM， 保持恒定。

图5　G(s)伯德图Fig.5　Bode diagram of G(s)

由式(1)、式(2)可知，系统共模电压UCM主要与开关状态相关，而开关状态主要取决于系统调制策略。下面分析不同调制策略对于系统共模电压的影响。首先对三相Heric拓扑正向载波层叠调制策略进行分析。以A相为例，正向载波层叠调制如图6所示。

图6　正向层叠载波调制Fig.6　In-phase disposition (IPD) carrier modulation

在A相调制波ma正半周期，下载波始终小于ma，Sa2始终关断；调制波上载波与ma比较，上载波小于ma时Sa1导通，Sa3、Sa4关断；上载波大于调制波ma时Sa1关断，Sa3、Sa4导通。A相调制波ma负半周期，上载波始终大于ma，Sa1始终关断；调制波下载波与ma比较，当下载波大于调制波ma时Sa2导通，Sa3、Sa4关断；下载波小于ma时Sa2关断，Sa3、Sa4导通。当载波频率较高时，在一个载波周期较短时间内调制波近似保持不变。此时各相输出电压及共模电压波形如图7所示。可以看出，正向层叠载波调制策略下，系统共模电压在Ud/3～5Ud/6之间呈高频变化，峰峰值为2Ud/3。

图7　IPD开关周期内相电压及对应的共模电压Fig.7　Phase voltage and common mode voltages with IPD

三相Heric拓扑反向层叠载波调制策略如图8所示，对应各相输出电压及共模电压波形如图9所示。可以看出，反向层叠载波调制策略下，系统共模电压在Ud/3～2Ud/3之间呈高频变化，峰峰值为Ud/3，波动范围减小。

图8　反向层叠载波调制Fig.8　Opposite-phase disposition (OPD) carrier modulation

图9　OPD开关周期内相电压及对应的共模电压Fig.9　Phase voltage and common mode voltages with OPD

由上述分析可知，三相Heric拓扑采用传统载波层叠调制时共模电压高频变化，引起寄生电容两端电压高频变化，因此无法有效抑制漏电流。根据上文分析可知，漏电流有效抑制的前提是系统共模电压恒定。下面探讨如何采用适当的调制策略实现系统恒定共模电压。

根据图2和式(1)可知，三相Heric拓扑有27种状态，对应的输出电压及共模电压见表1。

表1　三相Heric拓扑系统共模电压Tab.1　Common mode voltage of three-phase Heric topology

根据表1可知，通过合理选择工作状态可以保证系统共模电压恒定，对应的工作状态见表2第11列，对应的开关状态见表2第2～10列，其中开关状态定义见式(1)，例如工作状态“210”对应A相状态“2”：Sa1开通“1”，Sa2、Sa3和Sa4关断“0”。B相状态“1”：Sb3和Sb4开通“1”，Sb1和Sb2关断“0”。C相状态“0”：Sc2开通“1”，Sc1、Sc3和Sc4关断“0”。由表2可以看出，开关状态具有一定逻辑关系，如第2行和第3行均为“1”状态，而第4～9行分别为“2”状态、“1”状态、“0”状态在三相间均匀分布，具有较规则的逻辑关系。因此，本文从逻辑分析角度入手实现表2中的开关状态，提出基于布尔逻辑运算的载波调制方案，布尔逻辑运算如式(6)所示，载波调制方案如图10所示。由图10b和图10c可知，系统输出等效开关频率增加1倍，功率器件开关频率增加1倍，系统共模电压维持恒定。

表2　开关逻辑状态Tab.2　Switching logic states

(6)

图10　提出的调制方案Fig.10　Proposed modulation scheme

根据图10和式(6)，并结合表2对提出方案进行分析。图10中三相调制波和载波进行比较后生成基本逻辑信号X、Y、Z，共计8种逻辑状态，如表2第1列所示。基本逻辑信号X、Y、Z经过式(6)布尔逻辑运算后产生12路开关逻辑。

下面以表2第2行为例进行分析。当X=0，Y=0，Z=0时，经过式(6)布尔逻辑运算后得到12路开关逻辑，如式(7)所示，对应表2第2行。

(7)

同理，当X=0，Y=1，Z=1时，经过式(6)布尔逻辑运算后得到12路开关逻辑，如式(8)和表2最后1行所示。

(8)

2　仿真和实验结果

为了验证本文提出方案的可行性和有效性，利用Matlab/Simulink对提出方案进行仿真研究。系统参数为：直流母线电压700 V，直流母线电容470 μF，开关频率10 kHz，输出滤波电感5 mH，寄生电容300 nF，电网电压380 V/50 Hz，并网功率5 kW，仿真结果如图11～图13所示。

图11　仿真结果Fig.11　Simulation results

图11为电网电压无谐波情况下的仿真结果。其中图11a为三相Heric拓扑正向载波层叠调制情况下的仿真结果，寄生电容两端电压高频波动，漏电流幅值高达2 A。图11b为反向载波层叠调制情况下的仿真结果，寄生电容两端电压波动范围减小，但存在高频波动，导致系统漏电流不满足VDE标准要求。图11c为提出调制策略情况下的仿真结果，寄生电容两端电压基本恒定，漏电流幅值低于300 mA，满足VDE-0126-1-1标准要求。

为了进一步验证电网谐波对系统漏电流的影响，按照IEEE Std 519-1992标准规定允许的最大电压谐波畸变率进行了设置，其中总谐波畸变率THD为5%，五次谐波为4%，七次谐波为3%，仿真结果如图12所示。

图12　电网畸变情况下的仿真结果Fig.12　Simulation results under distorted grid voltage

图12为电网电压畸变情况下的仿真结果，对比图11可以看出，系统高频漏电流受电网畸变影响很小。

为了进一步验证提出方案的有效性，搭建了三相Heric拓扑系统硬件平台，控制电路由DSP(TI公司TMS320F28335)与FPGA(Xilinx公司Spartan3系列XC3S400)组成，其中图10数字逻辑函数由FPGA实现。系统主电路参数为：直流母线电压250 V，直流侧电容470 μF，功率器件采用Infineon公司IKW40T120 IGBT，开关频率10 kHz，交流侧滤波电感5 mH，寄生电容300 nF。

图13为不同调制策略情况下三相Heric拓扑输出线电压波形和输出电流实验波形。由图可以看出三种调制策略输出线电压均为五电平，虽然线电压波形略有不同，但经过输出滤波器后，三相输出电压均为正弦波。

图13　输出电压和电流实验结果Fig.13　Experimental results of output voltage and current

图14为不同调制策略情况下系统寄生电容电压与漏电流实验波形。由图14a可以看出，正向载波层叠调制时寄生电容两端电压高频波动幅度较大，漏电流有效值为1.16 A。图14b中反向载波层叠调制时寄生电容两端电压高频波动，幅值有所减小，此时漏电流有效值为407 mA。如图14c所示，本文提出的调制策略下寄生电容两端电压基本恒定，漏电流有效值小于30 mA，满足VDE-0126-1-1标准，验证了方案的有效性。

图14　寄生电容两端电压和漏电流实验结果Fig.14　Experimental results of UON and leakage current

3　结论

本文在单相Heric拓扑基础上，推导出三相Heric拓扑解决三相非隔离型光伏系统漏电流问题，通过理论分析和实验研究得出以下结论：

1)与传统三相两电平桥式拓扑特性不同，三相Heric拓扑具有单相Heric拓扑特点，输出相电压为三电平，而线电压为五电平。

2)三相Heric拓扑采用传统调制方法时系统共模电压无法恒定，造成寄生电容电压高频波动，导致漏电流较大。

3)三相Heric拓扑采用本文提出的基于布尔逻辑运算调制策略时系统寄生电容电压恒定，漏电流有效值小于30mA，满足VDE-0126-1-1标准。此外，本文提出的方案结构简单、易于实现，具有一定的应用前景。

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Leakage Current Suppression for Three-Phase Transformerless Heric Photovoltaic Inverter

Zhang ChunjiangBen BingLi JianGuo Xiaoqiang

(Key Lab of Power Electronics for Energy Conservation and Motor Drive of Hebei Province Yanshan UniversityQinhuangdao066004China)

In recent years，the transformerless photovoltaic inverter has attracted more and more attentions in academic and industry for its light weight，small size，and high efficiency.But its leakage current is one of the most important issues.A new three-phase HERIC topology is proposed based on the single-phase one in this paper to solve the problem.The operation principle and the common mode model is presented.The effect of the modulation strategies on the common mode voltage (CMV) is discussed.A new modulation scheme based on Boolean logic operation is proposed to solve the problems of common mode voltage fluctuation.Consequently，the leakage current is significantly reduced.The simulation of the proposed solution is carried out in Matlab，and the experimental tests are implemented on a down-scaled hardware prototype.The results verify the effectiveness of the proposed solution.

Transformerless PV inverter，three-phase Heric topology，common mode voltage，leakage current

2015-05-29改稿日期2015-09-29

TM46

张纯江男，1961年生，教授，博士生导师，研究方向为可再生能源分布式发电及控制、逆变电源及并联并网技术、微电网功率流控制及储能等。

E-mail：zhangcj@ysu.edu.cn

郭小强男，1979年生，博士，副教授，IEEE Senior Member，研究方向为多电平变换器、光伏发电和微电网技术。

E-mail：gxq@ysu.edu.cn(通信作者)

国家自然科学基金(51477148)、中国博士后科学基金(2015T80230)和河北省自然科学基金 (E2015203283)资助项目。