模块化NPC逆变器中点电位平衡及环流抑制的协同控制策略

胡德旺，张国琴，蔡久青，吴 钫

模块化NPC逆变器中点电位平衡及环流抑制的协同控制策略

胡德旺1，张国琴2，蔡久青1，吴 钫1

（ 1. 武汉第二船舶设计研究所，武汉 430205；2.武汉纺织大学电子与电气工程学院，武汉 430200）

本文研究了一种模块化三相三线制中点箝位型（Neutral Point Clamped—NPC）三电平逆变器中点电位控制与环流抑制的协同控制技术。首先介绍了模块化逆变器系统的整体结构与可切换的控制模态；然后针对NPC并联系统中特有的中点电位问题与模块间不均流的问题，提出一种和零序环流协同控制的准比例谐振的中点电压平衡算法。所提的优化控制方法可使NPC逆变器保证输出波形质量的同时具有更宽的稳定运行范围。仿真结果验证了理论分析的正确性。

模块化三电平逆变器 控制模式切换 协同控制策略 准比例谐振控制

0 引言

三相三线制中点箝位型（Neutral Point Clamped—NPC）三电平逆变器具有易模块化、器件应力低、容量大及输出电压谐波含量低等优点，在大功率电源领域广泛应用[1]。一方面，NPC逆变器本身具有中点电位波动以及并联模块之间的环流、谐振点偏移等问题[2-3]；另一方面，大功率电源会经历故障穿越的限流阶段，需要对应的限流控制策略[4-5]。模块化NPC逆变器并联系统的稳定运行往往面临更为严峻的挑战，必须进行合理且优化的控制策略设计，使其具有更宽的稳定运行范围。

本文首先阐述了模块化NPC逆变器的工作原理，然后介绍了正常运行和负载侧发生三相对称短路故障时的综合控制策略与可切换的控制模式，为进一步保证模块化NPC逆变器稳定运行，针对中点电位以及零序环流这两类具体问题，提出了一种和零序环流协调控制的准比例谐振的中点电压平衡算法。最终仿真结果验证了理论分析的正确性。

1 模块化NPC逆变器分析

图1(a)为三相三线制并联型模块化NPC整体架构，控制器通过采集各模块的电压电流等信号，生成PWM信号驱动各个模块的开关管，实现电能的变换。对其中每个NPC模块主电路进行分析，如图1（b）所示，C、C为直流侧支撑电容，L为逆变器侧电感，L为输出侧电感，C为滤波电容。同时定义逆变器并联系统中的零序环流为输出侧电流三相平均值。

图1 并联型NPC逆变器拓扑结构

每个模块的每相桥臂的结构相同，都由4个IGBT 开关管及其反并联二极管，以及 2 个钳位二极管组成，根据开关序列的不同，每相桥臂都有三种工作状态：“P”，“O”和“N”，以A相为例，“P”状态时，T和T导通，T和T关断，产生V/2的正电平；“O”状态时，T和T导通，T和T关断，产生零电平；“N”状态时，T和T导通，T和T关断，产生-V/2的负电平。于是输出电压根据每相的开关管工作状态不同，最终可以产生V/2，0，-V/2三种电压，三电平逆变器比两电平逆变器的输出电平多了零电平（“O”工况），使得在相同的开关状态下，其交流侧输出线电压波形的电平数也相应增加，故输出波形更为接近正弦波。此外，输出电平数的增多，使得逆变输出电压的变化率 d/d减小，从而减小了逆变器的 EMI 干扰，适合应用于大功率电源的场合。

2 模块化NPC逆变器整体控制模式分析

本文所研究的模块化三相三线制NPC型三电平逆变器的主控制采用成熟的电压外环和电流内环的双闭环控制策略。同时，由于如今各个应用领域对于逆变器在电压稳定度、波形畸变以及可靠性上有十分严格的要求。尤其是在可靠性方面，大功率逆变器电源要求具有一定的短路故障穿越能力，即要保证逆变器在发生短路冲击工况下不能损坏器件和设备，并且在冲击结束后可以自动恢复正常工作状态。因此，很有必要在逆变器中加入限流保护功能，这样当发生短路冲击的状况时逆变器才能可靠稳定工作，除了传统的硬件限流保护，软件控制方面的限流控制设计也是常用手段[5]。

本文所研究的模块化三相三线制NPC型三电平逆变器在正常工作时要求稳定输出具有恒定幅值频率的三相电压，在负载侧发生短路故障时需要具有一定的穿越能力，以恒流的形式支撑一段时间，因此模块化NPC逆变器整体的控制策略是可切换的双模式，整体控制模式如图2所示。开机后处于正常运行的控制模式，通过电压外环与电流内环的传统控制方案保证模块化系统的稳定运行；此时，当负载侧发生三相对称短路时，通过故障识别算法的判断，模块化系统便能快速平滑地切换到限流控制模式，此时，电压外环应处于输出限幅的饱和状态，相当于电压外环在模式切换后被切除，而电流环的控制参考值经由限幅环节之后被钳位至一个几近恒定的值，然后通过电流环的作用，使模块化系统输出恒定幅值频率的电流。同时需要指出的是，本文所研究的短路故障主要是三相对称短路，由于此种短路故障具有对称性，在故障发生后逆变器与负载是平衡的且任意两相之间都相差120度，因此可以基本保持原有的控制框架，仅仅针对不同工况进行控制模式的切换。

图2 模块化NPC逆变器整体控制模式框图

3 控制策略优化设计

3.1 与零序环流抑制协同的中点电压平衡控制

图2的控制框图主要考虑模块化NPC逆变器输出交流电的电压和电流质量，未考虑直流母线电源侧的电容中点电位不平衡和模块间环流的问题，而这两种问题也容易造成器件损坏甚至整机系统无法稳定运行。中点电位的脉动和偏移与流经直流侧中点的电流有关，而NPC三电平逆变器并联系统中零序环流的形成不仅与各个模块开关状态的差异有关，同时各个模块间中点电位的差异也是零序环流的激励源，因此中点电位不平衡与零序环流的问题存在耦合[6-7]。

一般来说，针对SPWM调制的模块化NPC逆变器系统存在固有的中点不平衡问题，采用统一中点平衡控制法，通过注入计算出的零序分量使中点电位达到平衡。以两台并联模块为例，假设为了控制中点平衡需要注入的零序分量为V，为了抑制零序环流所需要注入的零序分量为V，每台逆变器都会加入同样的中点平衡控制和零序环流控制，可以得到两台逆变器模块总零序分量为：

根据公式（2），可以建立传统零序环流和中点电位的PI控制框图如图3所示。

然而V和V这两个控制量存在交叠部分，需要两部分的控制自由度不冲突才能实现控制策略的优化设计。注入零序电流控制在抑制环流的同时，可以抑制两台逆变器中点的电位差。中点电位平衡控制主要是消除本台逆变器上下电容的电压不平衡。考虑到在实际变流器系统中，直流母线电容中点电位本身具有一定的自平衡能力，当本台逆变器上下电容的电压偏差不超过一定范围也不会影响本台变流器的稳定运行，并且即使本台逆变器的上下电容有电压偏差，只要两台逆变器的中点电位不存在电压差，对零序环流的影响就可以忽略，因此可以对V进行判别，引入权重因子，可以将式（2）改写为：

其中，是中点电位变化量和控制中点平衡需要注入的零序分量为V的函数，即：

其中，ΔVNP是电容中点电压的变化量。为保证系统稳定运行，零序环流的抑制策略应当持续作用，而直流侧的电容中点电位偏移在不超过一定范围时可以不对电容中点电位进行控制，这样就在一定范围内避免了两个控制自由度的冲突。而当其超过一定阈值时才开始对直流侧电容进行中点电位平衡控制。计算得到零序电压分量V，将其注入到逆变器三相调制波当中，对逆变器零序电压分量的占空比进行调节；通过合理略微减弱对中点电位的控制效果，同时实现中点平衡和零序环流协同控制（以下简称协同控制策略），控制框图如图4所示。

图4 电容中点电压与零序环流协同控制框图

由于NPC拓扑的固有问题，加之NPC并联系统中零序环流激励源与各模块中点电位差异、各模块共模电压差异都有关，因此中点电位与零序环流中都存在以三倍频分量为主的低频分量[3,7-8]。常规的 PI 调节器无法实现对交流分量的无误差跟踪，存在稳态误差。因此，图4中采用QPR 调节器代替传统的PI调节器，对中点电压以及零序环流中的三倍频分量实现更好地跟踪，其表达式为：

其中，K，r3为比例系数和3次谐振系数；ω，ω分别为谐振环节的截止角频率和谐振角频率。采用QPR控制器在不同K下的幅频特性曲线如图5所示。可以看出，QPR控制器对特定频率的增益较大，能较好地抑制该频率分量。需要指出的是，p主要决定非谐振频率处的增益，p越大，系统带宽越大，同时p影响系统的稳定裕度；K主要决定在谐振频率处的相对增益大，K越大相对增益越大，对谐振频率的抑制便越明显；而ω只影响谐振频率处的谐振带宽。根据相关的稳定裕度要求以及技术规范可以设计出QPR控制器的参数为：=5.5，K=20，ω=15rad/s，ω=942rad/s。

图5 不同Kr下QPR控制器波特图

3.2 控制回路稳定性分析

由于中点电位与零序环流的调节最终是通过直接注入SPWM调制波实现，为了保证增添的中点电位与零序环流的协同控制环节不影响整个控制回路的稳定性，根据图2和图4，考虑到上节中所分析的注入量主要是零序环流的调节量，于是将注入的零序环流控制当成整体控制环节的扰动量，变换得到新的控制框图如图6，其中u是零序环流的激励源，为零序环流的环路传递函数，G(s)、G(s)分别为零序环流控制器传递函数、电流控制器传递函数以及滤波器传递函数，K为逆变器传递函数。

图6 注入零序量后的系统控制框图

进一步列写扰动量到输出电流的闭环传递函数如式(6)所示。

代入相应参数可以绘出其闭环传递函数的零极点图如图7所示。

图7 注入零序量后输出电流闭环传递函数的零极点分布

可以看出，该系统的极点均在复平面的左半平面，说明采用优化的协同控制策略后，控制系统依旧稳定。

4 仿真验证

为验证中点电压平衡与零序环流抑制协同控制策略的有效性，在MATLAB/Simulink中搭建了两模块的NPC三电平逆变器并联系统。比较了传统PI控制器（图3）下与基于QPR的协同控制（图4）下的正常负载以及短路时中点电压的情况，如图8-图11所示。同时通过动态投入协同控制策略，验证了该策略对环流的动态抑制情况，如图12-图13所示。

图8 正常运行时传统PI控制下中点电位波动情况

从上述仿真结果可以看出，当模块化NPC三电平逆变器处于正常运行时，传统PI控制与协同控制策略有类似效果，中点电位波动均处于较小的水平，但采用传统PI控制器时，中点电位的偏置量略大；当模块化NPC三电平逆变器处于负载短路运行时，协同控制策略下中点电位的波动只有PI控制下的50%，为10 V左右，控制效果优于传统PI控制器，中点电位会被限制到一个更合理的范围，不易触发对应的保护，保证了模块化系统的稳定运行；同时，相较于传统PI控制器，该协同控制策略也能将环流抑制到一个较低的水平，进一步保证了输出电流波形质量与整机的稳定运行。

图9 正常运行时协同控制下中点电位波动情况

图10 负载短路时传统PI控制下中点电位波动情况

图11 负载短路时协同控制下中点电位波动情况

5 结论

本文首先对三相三线制并联型NPC逆变器系统进行了工作原理的阐述，同时介绍了模块化NPC并联系统的多模式控制策略，然后为了进一步确保并联系统的稳定性，针对中点电位与零序环流两个具体问题，对上下母线电容电压偏移与零序环流之间的关系进行了分析，在此基础上提出一种基于QPR控制的中点电位与零序环流协同的闭环控制算法。最终仿真结果验证了理论分析与所提策略的正确性与有效性。

图12 传统PI控制下环流动态抑制效果

图13 协同控制下环流动态抑制效果

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Collaborative control strategy for neutral point potential balance and circulation suppression in NPC inverters

Hu Dewang1, Zhang Guoqin2, Cai Jiuqing1, Wufang1

（1. Wuhan Second Ship Design And Research Institute,Wuhan 430205, China；2. School of Electronic and Electrical Engineering, Wuhan Textile University, Wuhan 430200, China）

TM464

A

1003-4862（2023）11-0007-05

2023-05-11

胡德旺（1996-），男，硕士。研究方向：电机电子与电气传动。E-mail: hudewang@hust.edu.cn

张国琴(1977-)，女，讲师。研究方向：电力电子变换技术、电能质量分析等。E-mail: guoqinzhang@wtu.edu.cn