适用于大容量储能系统的级联H桥和模块化多电平逆变器分析比较

曹炜，徐永海，李善颖，吴涛（.新能源电力系统国家重点实验室（华北电力大学），北京　006；.华北电力科学研究院有限责任公司，北京　00045）



适用于大容量储能系统的级联H桥和模块化多电平逆变器分析比较

曹炜1，徐永海1，李善颖2，吴涛2
（1.新能源电力系统国家重点实验室（华北电力大学），北京102206；2.华北电力科学研究院有限责任公司，北京100045）

摘要：大容量储能系统（energy storage system，ESS）一般需要通过功率转换系统（power co nversion system，PCS）并入电网中，目前大容量PCS较为先进拓扑主要有级联H桥结构和模块化多电平结构。对结合储能系统的级联H桥逆变器和模块化多电平逆变器进行了仿真和分析，将它们在可靠性、输出效率、经济性等多方面进行评估比较，分析结果表明2种拓扑各具特色的同时也不可避免的存在不足，对此提出了适用于大容量储能系统输出拓扑的建议。

关键词：储能系统；功率转换系统；级联H桥；模块化多电平

KEY W0RDS：energY storage sYstem；Power conversion sYstem；cascaded H-bridge；modu1ar mu1ti1eve1

SuPPorted bY Nationa1 863 High Techno1ogY Fund Program （2011AA05A113）.

随着经济社会不断发展，风能、太阳能等新能源发展迅速，在电网中所占比例也越来越大。在新能源电力系统中采用储能技术能够有效地实现可再生能源的友好接入和协调控制［1-2］。储能系统能够将电能转化为化学能、势能、电磁能等形态进行存储，并在需要时重新转换为电能予以释放。

储能电池一般通过功率转换系统并入电压等级较高的电网中［3］，传统的三相桥式逆变器所输出的电平数较低，容量受限，在大容量高电压的情况下采用开关器件的串并联来解决耐压问题，有时会造成动静态均压问题，而接入变压器又增大了成本和体积；中点箝位电路需要大量的二极管和电容，电路结构和控制策略非常复杂，易产生中点漂移等问题；而多电平逆变器能够将分散的电池构成大功率储能系统，提高工作频率，输出电压电流品质高。目前较为先进的大容量PCS拓扑主要有级联H桥结构（cascaded H-bridge converter，CHC）和模块化多电平结构（modu1ar mu1ti1eve1 converter，MMC）。针对这2种拓扑，已经有不少论文进行了相应的论述［4-8］，但是对于2种先进拓扑的主电路结构分析和相互间的异同权衡，目前国内外进行的研究较少［9-11］。文献［9］介绍了传统逆变结构、二极管钳位结构以及级联结构逆变器间的异同，但并没有介绍目前先进的MMC结构；文献［10］对储能电池分散接入、集中接入MMC以及分散接入CHC结构进行了对比分析，其结论表明分散接入MMC的方式下损耗最小，同时MMC结构的冗余设计较为灵活；文献［11］对CHC结构和MMC结构的器件数量以及输出效率进行了对比，但是并没有涉及其他方面。

本文在PSCAD/EMTDC中搭建了2种拓扑容量为20 MV·A的25电平仿真模型，并进行了仿真分析，在可靠性、输出效率和经济性等多方面对这2种拓扑进行了分析，给出了较为综合全面的评价，提出了适用于大容量多电平输出拓扑的建议。

1　2种功率转换系统拓扑及控制策略

1.1级联H桥结构

图1给出了级联H桥结构PCS与储能系统结合的拓扑。储能电池接入PCS主要通过3种形式：直接并联、通过非隔离式DC/DC变换器以及通过隔离式DC/ DC变换器接入。采用直接并联的方式结构简单，能耗较低，但并联电池组之间容易产生充放电电流不均衡和环流等问题；采用隔离式DC/DC变换器的方式能够实现电网和储能装置的隔离运行，但开关器件较多，控制电路和驱动电路较复杂，高频变压器的存在也限制了电池容量的大小。综合考虑，本文采用非隔离式DC/DC变换器接入PCS。图1中储能系统采用磷酸铁锂电池模型，分多组通过非隔离式DC/DC变换器与逆变器每个级联模块直流侧电容并联，每相经过连接电感Ls接入电网中，当电池充电与放电时变换器分别工作在Buck模式和Boost模式，适合波动性比较大的电源并网补偿。非隔离式DC/DC变换器实现变化的电压与级联模块电容电压动态匹配，使电池侧与电网侧功率平衡，共同维持直流侧电压的稳定。

图1　级联型PCS拓扑Fig. 1 Topology of the cascaded PCS

为了分析方便以及对输出功率进行更有效的控制，利用Park变换将静止坐标系下的时变系数微分方程转换为同步旋转坐标系下常系数微分方程，同时结合直流侧以及交流侧的电路方程能够得出级联PCS的数学模型：

式中：ω为dq旋转坐标系下旋转角频率；U1为电网电压的瞬时值；Udc为逆变器直流侧电容电压；k为逆变器的调制比；δ为逆变器和电网的相角差。

在同步旋转坐标系中，由于连接电抗导致有功和无功电流出现耦合，可采取电流前馈解耦控制实现有功功率和无功功率的解耦。参考电流控制指令经过前馈解耦环节得到逆变器每相输出参考电压，经过dq/abc反变换至静止坐标系下，作为调制波产生CPS-PWM信号，级联型PCS内环采用的是电流解耦控制，而外环采用的是电压控制，其主要目的是控制每个级联模块直流侧电压平衡［12］。图2示出的是级联结构PCS控制框图。

储能系统与电网交换的有功和无功功率可以表示为：

1.2模块化多电平结构

模块化多电平PCS与储能电池结合的拓扑如图3所示，O点表示零电位参考点。一个换流器有6个桥臂，每个桥臂由一个电抗器L0和N个子模块（SM）串联而成，储能系统以分布式的方式与SM并联。上下2个桥臂构成一个相单元，2个桥臂电抗器的连接点构成对应相的交流输出端。单个并联储能系统的SM结构如图3中所示，T1～T4代表IGBT，D1～D4代表反并联二极管，C0代表子模块的直流侧电容器；Uc为电容电压，uSM为子模块两端的电压。

MMC结构控制框图如图4所示。MMC型PCS具有多种调制方式，但是在大功率和高电平数的场合，为了减少电力电子器件的开关损耗，需要采用开关频率较低的调制方式，因此在仿真模型中选用最近电平逼近调制（nearest 1eve1 modu1ation，NLM）较为合适，这也是在MMC结构中应用较为广泛的一种调制方式。MMC型PCS采取的是电流前馈解耦控制，这和CHC型PCS所采用的控制策略是相同的，但是逆变器每相输出参考电压经过dq/abc反变换至静止坐标系下后采用的是NLM和子模块电容电压均衡控制，从而得到子模块触发信号。

图2　级联型PCS控制框图Fig. 2 Control block of the cascaded PCS

图3　模块化多电平PCS拓扑Fig. 3 Topology of the modular multilevel PCS

图4　模块化多电平型PCS控制框图Fig. 4 Control block of modular multilevel PCS

2　仿真分析

以电压等级10 kV，容量为20 MV·A的PCS为例，在PSCAD/EMTDC环境下搭建了CHC型和MMC型电池储能系统，系统仿真参数如表1所示。

图5给出了CHC结构和MMC结构四象限运行仿真特性波形，开始给定输出有功、无功功率10 MW，1.8 s时有功功率变为-10 MW，2.1 s时无功功率变为-10 Mvar，2.5 s时有功功率变为10 MW。在整个功率调节过程系统能够较好的跟随指令发出有功、无功功率，实现了电池储能系统能量的双向流动和四象限运行。

表1　CHC和MMC型PCS仿真参数Tab. 1 Simulation parameters of CHC PCS and MMC PCS

图5　2种拓扑运行四象限仿真结果Fig. 5 Simulation results of the two topologies in four quadrant operation

3　2种功率转换系统分析比较

2种功率转换系统均能够实现有功、无功功率的四象限运行，但两者拓扑结构不同，所采取的控制策略也有差异，两者在工程应用中的可靠性、输出效率以及经济性等方面有待进行深入探讨。

3.1可靠性比较

可靠性问题是进行大容量PCS主电路设计选用时首先考虑的问题，可靠性模型是为了预估系统可靠性建立的数学模型。影响系统可靠性的核心问题是主电路拓扑以及所选用器件的可靠性，PCS器件主要由IGBT、二极管以及电容器组成（为了简化计算，相应的控制电路以及附属设备暂不考虑）。PCS每个模块包括逆变侧的器件以及直流侧Buck-Boost电路所含有的器件，其可靠性由所含有的IGBT、二极管以及电容器共同决定［13］。

定义逆变侧IGBT、二极管和电容器的可靠性分别为R1、R2和R5，直流侧IGBT、二极管的可靠性分别为R3、R4，CHC结构每个模块逆变侧有4个IGBT及反并联二极管，直流侧有2个IGBT及反并联二极管，同时还有一个电容器，由此可以得到CHC结构每个模块的可靠度：

同样可以得到MMC结构每个模块的可靠度：

一般电力电子器件的寿命服从指数分布：

式中：λi为第i个电力电子器件的失效率。

眼镜、围巾、口罩等：如果在雨雪天出门锻炼，可以准备一个跑步眼镜，雨天避免雨水刺激看得清，雪天防止雪盲。脖子怕冷的话可以戴一个脖套式的围巾，不影响运动又能够保暖。如果对冷空气比较敏感，吸入过多会过敏或者导致上呼吸道问题等等，可以准备一个口罩，避免冷空气直接进入呼吸道。还有其他装备例如运动手环等可穿戴设备，就可以视个人情况而定了。

由此可以得到CHC或者MMC每个模块的可靠度［14］：

式中：n为每个模块所含有的电力电子器件个数；λi为第i个元器件的失效率；λU为单个模块的总失效率，等于所有元器件失效率之和。

CHC和MMC都是由多个模块构成，每个模块相互独立并且采用服从相同寿命分布的电力电子器件。在实际的装置中，需要设置一定的冗余模块，以保证一个或若干个模块发生故障的情况下储能系统仍然能够正常工作，因此整个装置的可靠性可以采用k/n（G）可靠性模型进行分析。k/n（G）可靠性模型指的是在组成系统的n个单元中，至少其中的k个单元正常工作，那么系统运行正常。若每相均含有n-k个冗余模块，运行中有模块发生故障时，故障模块会被冗余备用的模块代替。在分析过程中，每个模块的核心器件是IGBT，为了简化分析，单个模块的总失效率可以近似用IGBT的失效率进行分析，可取λCHC=0.049 2，λMMC=0.025 2。

采用k/n（G）模型可以得到PCS系统的可靠度：

式中：RU（t）为单个模块的可靠度；p为采用的链式个数，其中CHC为3，MMC为6。

系统的平均无故障时间θ可以表示为：

对于CHC结构，每相由12个模块组成；对于MMC结构，每相由24个模块组成，6个桥臂。以每相2个冗余模块为例，CHC结构和MMC结构的可靠度曲线如图6所示。CHC结构单相可靠度θ＇CHC=4.71 a，三相平均寿命θCHC=1.57 a，MMC结构单相可靠度θ＇MMC= 4.77 a，三相平均寿命θMMC=0.8a。

图6　2种拓扑k/n（G）模型可靠度曲线Fig. 6 Reliability curve of k/n（G）model of the two topologies

图7　2种拓扑平均无故障时间曲线Fig. 7 MTTF curve of the two topologies

3.2输出效率比较

器件的损耗对系统设计、器件参数以及散热器的选择相当重要。PCS的损耗主要包括静态损耗和开关损耗。静态损耗主要包括IGBT和反并联二极管的通态损耗，开关损耗主要考虑IGBT的开通关断过程中的损耗。在进行损耗计算之前，首先需要对IGBT进行选型。考虑工程实际以及2倍电流裕量，CHC结构PCS逆变侧采用Infineon公司的FZ3600R17HP4型号（1.7 kV/3.6 kA），直流侧Buck-Boost变换器采用FZ1600R17HP4型号（1.7 kV/1.4 kA）。MMC结构PCS逆变侧采用Infineon公司的FZ2400R17HP4型号（1.7 kV/2.4 kA），直流侧Buck-Boost变换器采用FZ400R17KE4型号（1.7 kV/400 A）。表2示出的是所选用器件的基本参数。

表2　所选用器件的参数Tab. 2 Parameters of the selected device

对于通态损耗，可以用饱和压降，内部电阻来进行计算。IGBT及二极管的通态损耗为：

式中：UCE.sat为IGBT的饱和压降；Ron为IGBT的内部电阻；Iavg为流过器件的平均电流；Irms为流过电流的有效值。

对于器件的开关损耗，在精确度要求不高的情况下，反并联二极管的开关损耗可以忽略不计，只考虑IGBT的开关损耗。在特定条件下，IGBT的开关损耗曲线可以从器件制造商的数据表中得到。实际情况中开关损耗还与结温以及电压有关，因此加入结温系数ρ（Tj），可以由数据表计算得到。器件的开关能量可以用二次函数进行拟合：

式中：Eon为每个脉冲对应的IGBT开通能量；Eoff为IGBT关断能量；a，b，c为拟合系数；ρ（Tj）为结温系数；Udc为直流侧电压；Udcref为特定条件下的直流电压。

器件的开关损耗为：

式中：Tc为基波周期；N为一个周期内的开通次数。

对于CHC结构，在计算时其逆变侧载波频率设为800 Hz，直流侧Buck-Boost电路开关频率设为200 Hz；对于MMC结构，文献［16］总结了采用NLM对应的等效开关频率，一般可以设为400 Hz甚至更少，直流侧电路开关频率设为200 Hz。

图8所示的是不同输出功率下2种拓扑输出效率。由图8可以看出，在不同输出功率情况下，MMC结构输出效率较CHC结构要高，虽然MMC结构有更多的模块和电力电子器件，但是相对来说，MMC具有更低的等效开关频率和更高的效率。

图8　2种拓扑效率比较Fig. 8 Comparison of efficiency between the two topologies

3.3经济性比较

经济性是工程应用中必须要考虑的问题，科学选择主电路拓扑是降低成本的重要内容。在目前以及可预见的将来，大容量功率开关器件仍将占据硬件成本的主要地位。因此对于CHC和MMC结构，最重要的就是对开关器件进行选型比较。

CHC每相模块数为12个，逆变侧所采用的IGBT 为144个，直流侧采用的IGBT为72个，MMC共有6个桥臂，每个桥臂模块数为24个，逆变侧共有288个IGBT，同时直流侧所需要的IGBT数量也为288个，虽然同样容量下MMC所用的IGBT规格小于CHC结构，但是MMC所需要的IGBT数量超过MMC 2倍，高压大电流等级下的IGBT价格较高，这样CHC的价格优势就显现出来了。由于MMC每增加一个电平，就需要在上下桥臂同时增加一个子模块输出单元，因此在高电平条件下，MMC所需要的模块数远高于CHC。此外，MMC所需要连接电抗以及电容值同样高于CHC，在这里不再赘述。

同时，由于MMC存在公共直流母线，正负母线发生短路故障的时候有可能烧坏IGBT反并联二极管，因此需要在模块中额外并联通流能力更强的晶闸管加以保护，但是CHC结构并不需要［17］。

由于功率开关器件、电容等器件在装置成本中占有很大比重，同时也是决定装置体积的主要因素，因此从经济性上来说，CHC结构要优于MMC结构。

3.4其他评价

对于MMC结构，CPS-PWM和NLM都是常用的调制方法。CHC结构所采用的CPS-PWM调制相对于NLM来说具有较小的低次谐波分量，THD更低。但是在高电平场合，电平数增多会导致载波之间的移相角很小，载波角物理实现所需要的精度较高，同时需要复杂的角度计算和存储，而NLM物理实现简单，占用的硬件资源较少。从输出效率上来说，在高电平场合采用NLM调制能够明显降低开关损耗，这在3.2节中已有体现。

两者的综合比较还要考虑到各自所具有的特点，CHC结构在对不平衡电流的补偿所采用的控制策略比MMC略复杂［17］；MMC结构有公共直流母线，易于拓展，因而具有较高的灵活性，可以加以利用构成新的拓扑结构［18］，同时在冗余设计上比CHC结构灵活［10］，但MMC结构同样也有显而易见的缺点，即内部存在环流［19-20］，这样容易使桥臂电流出现畸变，同时增加了对内部开关器件额定电流的要求，使得损耗增大。

4　结论

本文对适用于大容量储能系统的CHC和MMC结构PCS进行了仿真分析，在可靠性、输出效率及经济性等方面进行了比较和评价，得出以下结论：

1）2种拓扑均能够达到有功、无功调节的目的，在相同电平数下，CHC结构可靠性略高于MMC结构，在设计过程中，可以考虑选用可靠性高的开关器件或者增加冗余度的方法来增加可靠性。

2）从性能方面考虑，MMC的输出效率略高，高电平输出采用NLM调制能够明显降低损耗，物理实现简单，MMC结构具有较高的灵活性，容易加以利用构成新的拓扑，但MMC具有环流问题，CHC结构的输出效率略低于MMC，控制策略较MMC略复杂。

3）从经济性上来看，实现高电平输出所需要的模块数，以及所用IGBT的规格，都能够在一定程度上体现成本的高低，CHC结构具有较小的体积和较高的经济性。

总的来说，2种结构均适用于大容量储能系统中，在突出各自优点的同时也不可避免的存在弊端，高电平输出情况下CHC结构可靠性、经济性较好，但MMC结构输出效率高，NLM物理实现简单，易于拓展，侧重不同的要求可以选择不同的拓扑，在实际应用中应根据电网的具体要求和各自的优势进行综合考虑选择或者合理综合配置。随着电力电子器件成本的降低、围绕两者的改进拓扑的提出，以及新的控制策略的应用，两者的技术经济性能将进一步提高，将在大容量储能系统以及更多领域发挥越来越重要的作用。

参考文献

［1］骆妮，李建林.储能技术在电力系统中的研究进展［J］.电网与清洁能源，2012，28（2）：71-79. LUO Ni，LI Jian1in. Research Progress of energY storage techno1ogY in Power sYstem［J］. Power SYstem and C1ean EnergY，2012，28（2）：71- 79（in Chinese）.

［2］许守平，李相俊，惠东.大规模储能系统发展现状及示范应用综述［J］.电网与清洁能源，2013，29（8）：94-100，108. XU ShouPing，LI Xiangjun，HUI Dong. A surveY of the deve1oPment and demonstration aPP1ication of 1arge-sca1e energY storage［J］. Power SYstem and C1ean EnergY，2013，29（8）：94-100，108（in Chinese）.

［3］苗青，吴俊勇，艾洪客，等.组合级联式兆瓦级功率调节装置协调控制策略［J］.电力自动化设备，2014，34（7）：43-49. MIAO Qing，WU JunYong，AI Hongke，et a1. Coordinated contro1 of hYbrid cascaded megawatt Power regu1ation device［J］. E1ectric Power Automation EquiPment，2014，34（7）：49-49（in Chinese）.

［4］MAHARJAN L，INOUE S，AKAGI H. A transformer1ess energY storage sYstem based on a cascade mu1ti1eve1 PWM converter with star configuration［J］. IEEE Transactions on IndustrY APP1ications，2008，44（5）：1621-1630.

［5］薛畅，王建赜，纪延超，等.结合蓄电池储能系统的电流解耦控制［J］.电力系统保护与控制，2013，41（6）：43-48. XUE Chang，WANG Jianze，JI Yanchao，et a1. Current decouP1ing contro1 of STATCOM combined with batterY energY storage sYstem［J］. Power SYstem Protection and Contro1，2013，41（6）：43-48（in Chinese）.

［6］HILLERS A，BIELA J. OPtima1 design of the modu1ar mu1ti1eve1 converter for an energY storage sYstem based on sP1it batteries［C］// Power E1ectronics and APP1ications （EPE），15th EuroPean Conference，Li11e，France，2013：1-11.

［7］MAHARJAN L，INOUE S，AKAGI H，et a1. State-ofcharge（SOC）-ba1ancing contro1 of a batterY energY storage sYstem based on a cascade PWM converter［J］. IEEE Transactions on Power E1ectronics，2009，24（6）：1628-1636.

［8］VASILADIOTIS M，RUFER A. Ana1Ysis and contro1 of modu1ar mu1ti1eve1 converters with integrated batterY energY storage［J］. IEEE Transactions on Power E1ectronics，2015，30（1）：163-175.

［9］CHENG Ying，QIAN Chang，MARIESA L，et a1. A comParison of diode-c1amPed and cascaded mu1ti1eve1 converters for a STATCOM with energY storage［J］. IEEE Transactions on Industria1 E1ectronics，2006，53（5）：1512-1521.

［10］SOONG T，LEHN P W. Eva1uation of emerging modu1ar mu1ti1eve1 converters for bess aPP1ications［J］. IEEE Transactions on Power De1iverY，2014，29（5）：2086-2094.

［11］BARUSCHKA L，MERTENS A. ComParison of cascaded H-bridge and modu1ar mu1ti1eve1 converters for BESS aPP1ication［C］// EnergY Conversion Congress and ExPosition，Phoenix，A Z，US，2011：909-916.

［12］封磊，苟锐锋，张万荣，等. 10 kV链式星接STATCOM直流电容参数计算与均压策略［J］.电力电容器与无功补偿，2015，36（3）：24-31，36. FENG Lei，GOU Ruifeng，ZHANG Wanrong，et a1. Ca1-cu1ation of DC caPacitor Parameters and grading strategY for 10 kV cascaded star-connected STATCOM［J］. Power CaPacitor and Reactive Power ComPensation，2015，36 （3）：24-31，36（in Chinese）.

［13］王朝亮，赵成勇，许建中.模块化多电平换流器的子模块冗余配置计算方法［J］.电力系统自动化，2013，37（16）：103-107. WANG Chao1iang，ZHAO ChengYong，XU Jianzhong. A method for ca1cu1ating sub-modu1e redundancY configuration in modu1ar mu1ti1eve1 converters［J］. Automation ofE1ectric Power SYstem，2013，37（16）：103-107（in Chinese）.

［14］高明振，何刚，胡广振，等. 100 MV·A级静止同步补偿器的可靠性分析［J］.高电压技术，2013，38（7）：1784-1791. GAO Mingzhen，HE Gang，HU Guangzhen，et a1. Re1iabi1itY eva1uation of 100 MV·A STATCOM［J］. High Vo1tage Engineering，2013，39（7）：1784-1791（in Chinese）.

［15］鲁宗相，刘文华，王仲鸿.基于k/n（G）模型的STATCOM装置可靠性分析［J］.中国电机工程学报，2007，27（13）：12-17. LU Zongxiang，LIU Wenhua，WANG Zhonghong. Re1iabi1itY eva1uation of STATCOM based on the k-out-of-n：G mode1［J］. Proceeding of CSEE，2007，27（13）：12-17（in Chinese）.

［16］喻锋，王西田，林卫星，等.一种快速的模块化多电平换流器电压均衡控制策略［J］.中国电机工程学报，2015，35（4）：929-934. YU Feng，WANG Xitian，LIN Weixing，et a1. A fast vo1tage ba1ancing contro1 method for modu1ar mu1ti1eve1 converter［J］. Proceedings of the CSEE，2015，35（4）：929-934（in Chinese）.

［17］饶宏，陈俊，许树楷，等.输电系统用STATCOM多电平主回路方案选择［J］.电力系统自动化，2013，37（23）：83-87. RAO Hong，CHEN Jun，XU Shukai，et a1. Se1ection of mu1ti1eve1 main circuit schemes of STATCOM for transmission sYstem［J］. Automation of E1ectric Power SYstem， 2013，37（23）：83-87（in Chinese）.

［18］ZHAO Biao，SONG Qian，LIU Wenhua，et a1. Overview of dua1-active-bridge iso1ated bidirectiona1 DC-DC Converter for high-frequencY-1ink Power-convertion sYstem［J］. IEEE Transactions on Power E1ectronics，2014，29（8）：4091-4106.

［19］梁寰宇，苏建徽，秦喆，等.基于MMC模块化多电平STATCOM的环流抑制均压控制策略研究［J］.高压电器，2014，50（12）：60-65. LIANG HuanYu，SU Jianhui，QIN Zhe，et a1. Circu1ating current suPPression and caPacitance vo1tage ba1ancing strategY for modu1ar mu1ti1eve1 converter based STATCOM［J］. HighVo1tageAPParatus，2014，50（12）：60-65（in Chinese）.

［20］滕松，宋新立，李广凯，等.模块化多电平换流器型高压直流输电综述［J］.电网与清洁能源，2012，28（8）：43-50. TENG Song，SONG Xin1i，LI Guangkai，et a1. A surveY on HVDC transmission with modu1ar mu1ti1eve1 converters［J］. Power SYstem and C1ean EnergY，2012，28（8）：43-50（in Chinese）.

Analysis and Comparison of Cascaded H-Bridge and Modular Multi-Level Converters Suitable for Large-Capacity Energy Storage System

CAO Wei1，XU Yonghai1，LI ShanYing2，WU Tao2
（1. State KeY LaboratorY for A1ternate E1ectric Power SYstem with Renewab1e EnergY Sources（North China E1ectric Power UniversitY），Beijing 102206，China；2. North China E1ectric Power Research Institute，Beijing 100045，China）

ABSTRACT：Large-caPacitY energY storage sYstem（ESS）is norma11Y connected to the grid through the Power conversion sYstem（PCS）. Current1Y，cascaded H-bridge converter（CHC）and modu1ar mu1ti1eve1 converter（MMC）are two most advanced toPo1ogies for PCS. In this PaPer，CHC and MMC inverters connected with ESS are simu1ated and ana1Yzed，and comPared in asPects of re1iabi1itY，outPut efficiencY and cost. The resu1ts show that whi1e the two toPo1ogies have their own merits，theY a1so have their shortcomings. Suggestions for the toPo1ogY suitab1e for 1arge-caPacitY mu1ti1eve1 outPut are ProPosed in the PaPer.

文章编号：1674-3814（2016）04-0030-08中图分类号：TM46

文献标志码：A

基金项目：国家863高技术基金项目（2011AA05A113）。

收稿日期：2016-01-26。

作者简介：

曹炜（1992—），男，硕士研究生，研究方向为电能质量分析与控制，电力电子在电力系统中的应用；

徐永海（1966—），男，教授，博士生导师，研究方向为电能质量分析与控制，电力电子在电力系统中的应用，电力系统谐波等。

（编辑冯露）