T型三电平光伏逆变器适应低电压穿越的调制策略探讨

严　成，徐德鸿

（浙江大学电气工程学院，杭州310027）

T型三电平光伏逆变器适应低电压穿越的调制策略探讨

严成，徐德鸿

（浙江大学电气工程学院，杭州310027）

针对T型三电平逆变器在低电压穿越时存在的损耗分布不均，从而影响逆变器的可靠运行的问题，首先在T型三电平逆变器的损耗模型和热传递模型基础上，分析并比较了三电平逆变器在正常运行与低电压穿越时损耗分布和热应力，提出了一种适应低电压穿越的调制策略，通过合理分配冗余矢量，转移中间管的损耗，从而避免中间管过温而导致失效；然后，针对低电压故障和电压恢复过程中的存在三电平逆变器中点电压不均问题，改进了调制方式，通过在三电平逆变器低电压穿越的全过程，既实现了逆变器的损耗均匀分布，又减小中点电压的不平衡。最后，在250 kW的T型三电平光伏逆变器上进行了低电压穿越的实验验证。

光伏；逆变器；损耗分布；低电压穿越

Project Supported by National Natural Science Foundation of China（51277163，51337009）；National High Technology Research and Development Program of China 863 Program（SS20 12AA053602，SS2012AA053603）

引言

近年来，为了应对气候变化，减小温室气体的排放，我国新能源的开发利用如火如荼。截止到2014年，全球光伏装机容量达180 GW［1］，我国累计装机容量28 GW，我国光伏发展速度据世界前列［2］。光伏逆变技术也随之发展，由于三电平逆变器比两电平逆变器具有更高效率和更高电能质量，近年了受到更多关注［3］。

随着光伏发电的装机容量的不断增加，电力系统要求光伏逆变器应具有低电压穿越能力，即当电网发生故障时，对电网具有一定的支撑能力。光伏逆变器必须能够在外部电网故障的一定时间内，保持并网状态，并且向电网发出一定的无功电流，来支撑电网恢复［4］。国内外已制定了关于光伏逆变器低电压穿越的标准。目前，对两电平光伏逆变器的低电压穿越的控制已有较多研究［5-7］，而对于三电平光伏逆变器在低电压中的分析和控制还不多见。在低电压穿越中，由于三电平光伏逆变器需要输出较大的无功电流，容易引起三电平器件间的损耗分布极度不均，危害三电平逆变器的安全运行，另外中点电压的平衡可能会失去控制。已有相关的工作分析了中点二极管钳位NPC三电平在风力发电中的损耗分析以及热分布［8］，比较了可用的几种典型序列之间损耗差异。另外，对于三电平逆变器的中点电压控制已有较多的研究，有在正弦波调制SPWM中叠加共模分量的方法［9-10］，也有在SVM的基础上调节小矢量的方法［11-12］，但大部分都是对于稳态的分析，未针对低电压穿越等动态过程的研究。

本文针对T型三电平光伏逆变器，首先建立T型三电平的损耗模型和热模型，分析了逆变器在低电压穿越过程中可能遇到的电流应力以及热应力，提出改进调制方式，利用冗余矢量，分析了不同冗余矢量比重下的损耗，找到最优的比例，有效平均器件的损耗分布。在此基础上，完善了调制方式，使之能够在低电压全范围内能够最大程度的减小中点电流，从而解决中点电压不平衡问题。最后，所提出的调制方案在250 kW的T型三电平光伏逆变器上进行了低电压穿越的实验验证。

1　损耗与热分布

图1　T型三电平逆变器拓扑Fig.1 T-type three-level inverter topology

本文所研究的T型三电平光伏逆变器的拓扑如图1所示。图中，每相桥臂由4个IGBT器件构成，考虑三相对称，损耗分析和热分析均以A相为例。其中T1、T2分别为上管和下管，T3、T4为中间管，T1管与T3管互补动作，T2管与T4管互补动作，D1，D2，D3，D4分别为T1、T2、T3、T4的反并二极管，T型三电平逆变桥的输出连接LCL滤波器，再通过变压器升压并网。

三电平空间矢量及A相连续调制波形如图2所示。三电平逆变器的每相桥臂可以输出三种电平，分别为正电平（p），零电平（o）和负电平（n），三相共有27个开关状态，如图2（a）所示。以所在三角形的顶点来选择合成矢量，并计算矢量作用时间，即可确定一种调制方式。最常用的空间矢量调制SVM采用连续对称的调制序列，以图2（a）中Vref所在的第I大扇区第3小扇区为例，合成的矢量顺序为poo→pon→pnn→onn→pnn→pon→poo。按照以上原理可以计算得到SVM的等效调制波形，A相调制波形如图2（b）所示。

图2　三电平空间矢量及A相连续调制波Fig.2 Three-level space-vector diagram and continuous modulation waveform of phase A

根据所采用的调制方式，可以得到一个开关周期中三相桥臂开关的状态及的持续时间，结合当前工作条件的电压电流，参考IGBT器件的datasheet所提供的导通压降和开关损耗的曲线，可以计算T型三电平逆变器中各功率器件的损耗［13-14］。IGBT器件的损耗由通态损耗和开关损耗构成，其中开关损耗由开通损耗、关断损耗和二极管反向恢复损耗构成。考虑到三相对称性，仅分析A相损耗就能反映逆变器的损耗分布的特性。

在损耗计算模型的基础上，再利用器件的热阻可以计算每个IGBT器件各自的结温。以4阶局部网络热路模型［15-16］为依据，建立IGBT及其反并二极管的热模型，如图3所示。图中P为对应器件的功耗，Tj为结温，Tc为壳温，TH为散热器的温度，ZthJC为器件结温到壳温的4阶RC热网络，ZthCH为器件壳温到散热器温度的热阻，每个器件的参数可以从datasheet读取。

T型三电平逆变器参数如表1所示。一相桥臂4个IGBT及其反并二极管的热网络模型参数如表2所示。

图3　4阶局部网络热路模型Fig.3 Four-layers foster RC network

表1　T型三电平主要参数Tab.1 Parameters of T-type three-level inverter

表2　热网络模型参数Tab.2 Parameters of thermal model

逆变器在低电压发生前，工作在正常模式，按最大功率跟踪输出有功功率，一旦低电压发生后，光伏输入工作在开路电压，并且根据低电压穿越的要求。逆变器需要输出的无功电流iq与并网电压关系为

式中：vLvrt为低电压时光伏电站并网电压标幺值；Inom为逆变器额定电流。

根据不同跌落深度下的输入输出电压及并网电流，即可计算T型三电平逆变器各功率器件的损耗，其损耗分布如图4所示。图4（a）为电网正常并工作在额定功率时的平均损耗，可以看到，正常工作下，T1、T2上损耗最大；图4（b）为电网电压跌落到0时的平均损耗分布。由图可以看到，发生低电压后，损耗集中在T3、T4及其反并二极管D3、D4中，并且主要损耗为导通损耗，开关损耗占很小一部分。

图4　T型三电平器件损耗分布Fig.4 Loss distribution in three-level inverter

在损耗分析的基础上建立热模型。由于热网络模型的时间常数，远远大于开关周期，以开关周期平均功耗为瞬时功耗。将瞬时损耗输入到热网络模型，可以得到结温相对于散热器的温升。另外，假设在电压跌落期间，散热器的温度保持不变。不同电压跌落深度下的器件结温温升的情况如图5所示。由图5可见，电网电压高于90%额定值时，电网正常，逆变器按正常满载工作；而当低于90%额定电网电压时，逆变器按最低需要发出无功电流，低于20%以下，发出105%的无功电流。考虑电路的对称性，上管T1和下管T2的温升相等，中间管T3和T4温升相等，反并二极管同理。从图5还看出，电网电压跌落深度越深，中间管T3器件的温升越高，当电网电压跌落到0，结温到散热器的温升超过110°，可能会引起器件失效。所以，在低电压穿越仍采用电网正常时的调制方式是不合适的。

图5　不同跌落深度器件的最高结温Fig.5 Maximum junction temperature under different voltage dips

2　改进调制方式

2.1低电压穿越期间的调制方式

基于上述分析，光伏逆变器在发生深度低电压穿越时，特别是零电压穿越，容易发生器件过温而失效的现象，所以针对电压跌落较深的情况分析，此时电网电压很低，而逆变器的母线电压很高，约为光伏阵列的开路电压。逆变器工作在三电平矢量图中内六边形，即每个大扇区的1区域。改进前的序列，以I大扇区1区域为例，如图3（a）所示，采用对称连续的空间矢量，每相桥臂在每个开关周期内只开和关动作一次。各矢量作用时间分别为

式中：Ts为开关周期；M为调制比；δ在1小扇区矢量的角度；T1为poo/onn矢量的作用时间；T2为oon矢量的作用时间；T3为ooo矢量的作用时间。

图6　改进前和改进后的调制序列Fig.6 Vector sequence for normal modulation and improved modulation

当跌落深度越深，调制比M越低，此时矢量ooo的作用时间T3占主要部分，引起中间管通过的电流时间过长。观察I大扇区的1区域可以合成的矢量，零矢量有3个（ooo，ppp和nnn），ooo矢量可以用ppp和nnn冗余矢量来代替，ppp矢量作用时，电流经过三相桥臂的上管，nnn矢量作用时，电流经过三相桥臂的下管，考虑对称性，使得损耗分布均匀，ppp与nnn矢量作用时间相同，加入ppp 和nnn矢量后，并且合理安排矢量顺序，保证每次开关时刻只有一相开关动作，并且输出相电压变化量为Vdc/2，调制序列如图6（b）所示。

表3　矢量作用比较Tab.3 Used vectors and operating time of two modulations

并且考虑到每对冗余小矢量对中点电流的作用相反，例如poo的中点电流为-ia，而其冗余矢量onn中点电流为ia，在图6（b）的序列中，控制每对冗余小矢量（poo和onn，ppo和oon）的作用时间一样，可以保证了每个开关周期内中点电流平均值和为0，如表3所示，V1，V2，V3为合成所需矢量所选择的3个矢量，保证中点电压无低频波形，有利于中点电压平衡。改进后的调制方式的不利的因素是每相桥臂多动作2次，增加了开关损耗，而从前面的损耗分布，T型三电平电路在低电压时，温升最高的T3、T4管中的开关损耗占较小部分。其他扇区的矢量顺序类似安排。

加入了ppp和nnn矢量后的调制方式，设改变调制方式后ooo占零矢量的比例为k，而ppp和nnn的比例分别为（1-k）/2，计算k从0到1变化下的器件温升，如图7所示，零电压穿越的情况下，随着ooo矢量比重的减小，中间管T3和D3的温升显著下降，而上下管的温升稍微有所上升。观察图5的结果，选择ooo的比例为20%，保证低电压情况下，所有器件的结温温升控制在60°左右。

图7　ooo矢量变化的温升Fig.7 Temperature rising with different operation time of vector ooo

采用20%ooo矢量的调制方式，正负调制波如图8所示。在每个开关周期内，每相桥臂均有两次动作，dap为A相正电平的占空比，dan为A相负电平的占空比。该调制方式既能转移中间管的损耗，又能保证中点电压的平衡。

图8　采用20%ooo矢量的调制波Fig.8 Modulation waveforms with 20%vector ooo

2.2低电压恢复时的中点平衡调制方式

在三电平光伏逆变器的低电压穿越中，中点电压平衡一直是个需要特别关注的因素。上述调制波主要针对发生低电压穿越时，逆变器工作在内部小扇区的情况，既保证了逆变器损耗分布均匀，又保证了低电压穿越期间的中点电压平衡。而当电网电压跌落结束，逆变器的并网电压恢复到正常状态，并且随着输出有功功率恢复，PV电压下降，此时逆变器恢复工作在三电平外部大扇区。考虑到在低电压恢复的过程中，电网电压的突然回升，有可能导致并网电流有较大的畸变，此时难以根据实时的并网电流来控制母线中点电压。所以需要通过改善调制方式，保证逆变器由内部小扇区切换到外部大扇区的动态过程中，中点电压无波动。

以1扇区3区域为例，常规的调制序列为poo→pon→pnn→onn→pnn→pon→poo，其中长矢量pnn不影响中点电流，短矢量poo，onn矢量的作用时间相等，对中点电流的影响可以相互抵消，但是中矢量pon带来的中点电流不可控，并且此时的并网输出电流不定，不利于中点电流控制，所以需要改变矢量控制。

设pon作用时间为T3，观察pon可以用各一半时间的ppn和pnn矢量合成，从而使得在一个开关周期内，该调制序列的中点电流和为0，即

分析矢量状态，式（1）对A相和C相的电平无影响，只改变了B相占空比，减小了T3时间的零电平，而正电平和负电平各增加T3/2，叠加到原来的连续空间矢量的调制波上（图2（b）），其他扇区的情况类似，三相对称。在一个工频周期内，按各相正负电平所需时间重新计算调制波，可以得到每相调制波，A相正负调制波如图9所示，在1/3工频周期的时间内，开、关动作各增加一次。在低电压恢复期间，逆变器工作在外大扇区时，按此调制波进行发波，可以保证中点电流和总为0，无关并网电流波形。

图9　低电压恢复时的调制波Fig.9 Modulation waveforms in grid voltage recovering period

2.3总体的调制方式

综上，T型三电平光伏逆变器在低电压的调制策略如图10所示。由图可见，正常工作时，采用普通的对称连续SVM，在低电压跌落期间，特别是深度跌落，发出较大无功电流时，工作在内小扇区切换为采用冗余零矢量的调制方式，低电压结束，工作在外大扇区中，采用中点平衡的调制方式，保证在有功恢复的动态过程中母线中点电压的平衡。最后，当逆变器工作在稳定的情况下，调制方式切换为正常的连续SVM。

图10　总体调制方式Fig.10 Modulation scheme during LVRT

3　实验

本文所采用低电压穿越中的调制策略在250 kW T型三电平光伏逆变器上进行了实验验证，逆变器主要参数如表1所示。

各种调制方式的驱动信号如图11所示。图11（a）为电网正常，T型三电平逆变器稳态工作时所采用的对称连续的SVM驱动信号波形，分别为上管T1和下管T2的驱动信号波形，其中中间管T3驱动与T1驱动互补，T4驱动与T2驱动互补。由图可以看到，上管和下管分别只在半个周期内动作，另外半个周期内无开关动作。图11（b）为发生零电压穿越时，采用正常SVM的上管和下管的驱动信号，此时逆变器T1和T2驱动都是窄脉冲，导通的时间很短，所以一个开关周期内的大部分时间，并网电流通过中间管T3和T4，因此中间管会承受较大的电流应力。图11（c）为发生零电压穿越时，改进的冗余零矢量的调制方式的驱动信号，其中ooo矢量占20%，可以看到，T1管和T2管在整个工频周期内的每个开关周期均有导通，相比于图11（b）增加了开关损耗，但是同时增加了T1和T2的导通时间，从而减小了T3和T4的导通损耗。图11（d）是当低电压穿越结束，逆变器工作在外大扇区时的驱动波形，相比于图11（a）的正常SVM，一个工频周期内，有1/3周期，上管和下管同时有开关动作。

图11　各种调制方式的驱动信号Fig.11 Driving signals of different modulation schemes

图12　低电压穿越的调制方式切换Fig.12 Modulation transition during LVRT

低电压穿越时调制方式的切换如图12所示。图12（a）为T型三电平光伏逆变器零电压穿越的总体波形，图中波形依次为电网电压，调制方式切换标志位，A相输出电平Vao，和并网电流ia，其中A相输出电平Vao和切换标志位表征所采用的调制方式。在t1时刻，电网电压跌落到零，三电平逆变器进入到低电压穿越，在t2时刻，低电压穿越完全结束，逆变器有功恢复到低电压穿越前。图12（b）为t1时刻的放大波形，发生低电压穿越后，在控制器检测到低电压前，调制方式还是原来SVM，此时电网电压已经跌落，逆变器工作在内部小扇区之内，Vao在一个开关周期大部分时间保持零电平，与图11（b）一致。一旦逆变器检测到低电压状态后，调制方式立刻切换为20%ooo矢量的冗余零矢量SVM，此时Vao在一个开关周期内既有输出正电平，也有输出负电平，减小了输出零电平的时间，从而减小了中间管由于长时间通过大电流而引起的高损耗和高温升。图12（c）为低电压穿越结束，逆变器有功功率恢复到跌落前的最大功率跟踪，此时逆变器已经工作在稳态，因此调制方式切换到正常方式。由此可以看到，调制方式的切换较为平滑，并无电流过冲。

图13为零电压穿越恢复时未采用中点平衡的SVM调制方式的实验波形，分别为正负母线电压和并网电流ia、ib的波形。低电压期间，为了保证逆变器的安全可靠运行，采用了提出的冗余零矢量调制方式，但是低电压结束后，立刻切换为稳态时正常的SVM，在电网电压恢复后的过程中，由于电网电压突变引起的并网电流畸变较为严重，常规SVM对中点的电流的影响增大，容易发生母线不均衡而引起过压保护，有可能危害逆变器的可靠运行，所以逆变器在低电压结束后的暂态过程中不能立刻切换为原来稳态的SVM。

图13　改进前的母线均压问题Fig.13 DC voltage unbalance with normal SVM

图14为零电压穿越中和低电压恢复器件采用所提出调制策略的实验波形。零穿越低电压发生后，母线电压上升到开路电压，逆变器在一个周期内立刻发出105%的无功电流，在低电压期间和有功恢复的全过程中，正负母线半压始终比较一致，不存在不均压的现象，中点电压平稳，保证了低电压穿越器件电压应力在安全范围之内。所以采用改进的调制策略能够保证T型三电平光伏逆变器在低电压穿越中安全可靠的运行。

图14　改进后低电压穿越的母线均压与无功电流Fig.14 DC voltages and reactive currents with proposed modulation scheme

4　结语

基于损耗模型和热模型，发现T型三电平逆变器采用常规调制方式，在低电压期间中间管的热应力较大，影响到逆变器的安全可靠运行。本文介绍的改进的调制方式能够使得在低电压期间在功率器件上的损耗分布更为均匀，中间管的最高温升显著减小。同时，改进的调制方式，能够确保低电压穿越过程中中点电流在每个开关周期内均为零，实现中点电压平衡，从而保证了低电压期间功率器件耐压的裕量。

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Modulation Scheme for Low Voltage Ride Through of T-type Three-level PV Inverter

YAN Cheng，XU Dehong
（College of Electrical Engineering，Zhejiang University，Hangzhou 310027，China）

Unbalance loss distribution may occur during low voltage ride through（LVRT）of three-level inverter. Based on the loss model and thermal model，the loss distribution of inverter was analyzed. An advanced modulation method was proposed. The loss of devices was redistributed by rearrange redundant vectors in space vector modulation （SVM）. Then，the dynamic neutral voltage balance was considered by eliminating average neutral current every frequency cycle. Both proper loss distribution and the NP voltage balance are obtained. At last，experiment in 500 kW T-type three-level inverter is implemented to verify this method.

photovoltaic；inverter；loss distribution；low voltage ride through

严成

2015-06-18

国家自然科学基金项目（51277163，51337009）；国家高技术研究发展计划资助项目（SS2012AA053602，SS2012 AA053603）

严成（1987-），男，博士研究生，研究方向：大功率光伏并网逆变器，E-mail∶yan cheng@zju.edu.cn。

徐德鸿（1961-），男，通信作者，博士，教授，研究方向：电力电子技术、新能源发电功率变换系统及控制、高功率密度电源，E-mail∶xdh@zju.edu.cn。