并联型风电变流器机侧外管开路故障的容错控制

吕伟，王晗，张建文，陈根，蔡旭

（1.上海交通大学风力发电研究中心，上海 200240；2.上海交通大学电子信息与电气工程学院电气工程系，上海 200240；3.电力传输与功率变换控制教育部重点实验室，上海 200240）

目前，海上风电单机容量日趋增大，已逐渐接近10 MW功率等级。然而不同于陆上风电，海上自然条件恶劣，并且交通不便，一旦机组发生故障，短时间内无法维护，因此，这就要求海上风电机组有较高的可靠性[1]。相比于两电平拓扑，中点钳位型三电平拓扑具有电压应力低、谐波小等优势，更适合于海上大功率风电变流器。另一方面，为提高系统的可靠性、进一步提升系统的功率，海上风电变流器多采用并联的拓扑结构[2]，例如西门子、禾望电气、阳光电源等厂家采用并联拓扑作为主要方案。根据海上风电机组故障停运统计数据分析，故障率最高的为电气系统中IGBT功率器件。海上风电具有波动且随机的特性，导致IGBT热应力剧烈变化，从而发生开路故障[3-4]。而IGBT短路故障则可以利用快速熔断器的熔断特性，通过串联熔断器转化为开路故障[5]，因此本文仅对开路故障展开容错控制研究。

最简单的容错控制策略是将故障变流器切除，正常变流器继续运行，但这样系统必须降功率运行，严重时将导致系统停机。因此，采用容错控制，增加系统的可用度，提升系统可靠性是海上风电研究的热点之一。文献[6-7]在系统中设置冗余桥臂，当系统发生IGBT功率器件故障时，切除故障桥臂，投入冗余桥臂即可实现容错，但该种方法增加了系统的初期硬件成本。文献[8-9]采用虚拟桥臂重构控制，连接直流母线中点与故障桥臂，形成虚拟桥臂，进而容错运行，该种方法也存在增加硬件成本的问题。相对地，软件优化层面上的容错控制更受业界欢迎。文献[10-13]对多相电机的容错控制进行了研究，并以谐波畸变率、铜耗、转矩等为优化目标，提出了相应的容错控制策略，但不适用于传统的三相电机。文献[14]提出了一种软件层面上的重构控制策略，该种方法具有一定的通用性，不受拓扑类型限制，但电流指令重构的方式使得各相电流幅值差异较大，加剧了功率器件的热应力。

本文研究三电平变流器固有运行特征，利用其外管在单位功率因数整流时没有电流流过的特点，提出了一种基于无功环流注入的容错控制策略。当三电平变流器外管发生开路故障时，通过在并联系统中精确地注入无功环流，使得故障变流器运行在单位功率因数状态，系统得以容错运行。与文献[15]提出的d轴电流注入相比，本文提出的无功环流注入容错控制能有效降低发电机铜耗，并且整个系统的功率因数可以保持不变。最后通过仿真验证了所提出的容错控制策略的可行性。

1 系统描述

1.1 系统拓扑结构

以永磁直驱全功率变换风电机组为例，其系统结构示意图如图1所示，风电变流器采用三电平拓扑并联结构，共直流母线。

图1 机侧变流器并联三电平拓扑示意图Fig.1 Parallel three-level topology of machine side wind power converter

1.2 数学模型

2 外管开路故障机理分析

2.1 三电平拓扑电流路径分析

三电平拓扑有P，O，N三种开关状态，开关状态 P 表示 Sx1，Sx2开通，Sx3，Sx4关断（x=a，b，c，下同）；开关状态O表示Sx2，Sx3开通，Sx1，Sx4关断；开关状态N表示Sx3，Sx4开通，Sx1，Sx2关断。根据电流方向和开关状态的不同，三电平拓扑共有六种电流路径，如图2所示。

图2 三电平NPC拓扑的电流路径与开关状态Fig.2 Current paths and switching states of three-level NPC topology

三电平拓扑的电流路径与其工作模式密切相关，整流模式和逆变模式的电流路径并不相同。当变流器工作在单位功率因数逆变模式，正向电流路径如图2c、图2e所示，负向电流路径如图2b、图2d所示，当Sx1或Sx4发生开路故障时，图2b或图2e所示的电流路径将缺失。当变流器工作在单位功率因数整流模式，正向电流路径如图2a、图2c所示，负向电流路径如图2d、图2f所示，由于这些路径均不包含Sx1或Sx4，当Sx1或Sx4发生开路故障时，不影响其电流路径。表1列出了不同运行模式下三电平NPC变流器的电流路径。

表1 三电平NPC变流器的电流路径Tab.1 Current paths of three-level NPC converter

2.2 外管开路故障分析

由于发电机绕组的电感和电阻的作用，发电机端电压us与转子磁链感应电动势es之间存在一定的相位差，假设定子电流is与感应电动势es同相位，永磁发电机端电压us与电流is的相位关系如图3所示，根据电压电流方向，一个基波周期内，输出波形可以分为四个区域。其中，区域Ⅰ、区域Ⅲ的时间长度远小于区域Ⅱ、区域Ⅳ，区域Ⅰ、区域Ⅲ的时间间隔的长短与电流幅值、调制度密切相关。由2.1的分析可知，当Sx1或Sx4发生开路故障时，会影响区域Ⅲ或区域Ⅰ的电流路径，如图4所示。

图3 外管开路故障对电流路径的影响Fig.3 Influence of outer IGBT open-circuit fault on current path

图4 区域Ⅰ和区域Ⅲ外管开路故障前后电流流通路径Fig.4 Current paths before and after opencircuit faults in zoneⅠand zoneⅢ

具体地，区域Ⅲ在Sx1故障前电流流通路径如图4a深色部分所示，而故障后，电流经过二极管D1续流，如图4b深色部分所示。故障前变流器输出电压为0电平和正电平的PWM波，而故障后，由于电流路径的缺失，变流器输出电压始终为0电平，us将在区域Ⅲ产生畸变，进而影响到对应相电流。由于采用三相三线制，畸变的故障相电流也会影响另外两相。对于区域Ⅰ外管开路故障的分析同理可得。

3 无功环流注入容错控制

3.1 外管开路故障容错控制策略

Sx1，Sx4开路故障下会造成区域Ⅰ、区域Ⅲ内电流路径的缺失从而导致输出电流畸变。因此，只要避免故障变流器运行在区域Ⅰ、区域Ⅲ内，就可以实现外管开路故障的容错控制。

两台变流器的并联系统如图1所示，本文以机侧变流器1的外管开路故障为例，展开容错控制研究。变流器 1 Sx1，Sx4开路故障指的是a，b，c三相中任意一相，即所提控制策略对于变流器三相桥臂外管开路故障均适用。由于无功环流注入容错控制本质上是使故障变流器运行在单位功率因数整流状态，故该容错控制策略不适用于网侧变流器。对于内管开路故障，无功环流注入容错控制不再适用。内管开路同时阻断了外管的电流路径，常规的软件策略较难实现故障容错，一般采用冗余桥臂的方式。由于内管开路故障不是本文研究重点，这里不予讨论。

图5为功环流注入容错控制下的电压电流示意图。

图5 功环流注入容错控制下的电压电流示意图Fig.5 Diagram of voltage and current after fault tolerant control with reactive circulating current injection

并联型三电平变流器，电流is1=is2，其电压、电流示意图如图5a所示。

假设变流器1的Sx1发生开路故障，在并联变流器内部注入无功环流isd1=-isd2，则故障变流器1、正常变流器2的电流分别变为isf，ish，无功环流注入容错控制的电压电流示意图如图5b所示。通过在并联变流器内部注入无功环流，故障变流器1的运行区域Ⅰ、区域Ⅲ消除了，正常变流器2的运行区域Ⅰ、区域Ⅲ扩展了。

由图5b可知，为了消除故障变流器1的运行区域Ⅰ、区域Ⅲ，需要精确注入无功环流，过多或过少的无功环流都会使得运行区域Ⅰ、区域Ⅲ继续存在，这样就不能消除外管开路故障导致的电流畸变。

假设永磁发电机反电动势es、定子电流is相位角为零，其幅值分别为Es，Is，发电机端电压us的相位角为θ，幅值为Us，则

式中：Zs为永磁发电机的定子阻抗；Ls，Rs分别为发电机定子绕组的电感和电阻；ωs为转子电气角频率。

由式（3）可得θ为

则并联变流器内部注入的无功环流分别为

式中：上标“*”表示控制给定值。

3.2 无功环流注入容错控制功率约束条件

注入无功环流的大小需要考虑变流器的系统容量约束条件：

式中：isq1为变流器的q轴电流；irated为单个变流器的额定电流。

式（7）的含义为不降低系统有功出力的情况下，变流器所能承受的最大无功环流。

考虑外管开路故障后，当有功电流受到器件额定电流限制时，降低有功电流，优先满足容错运行时无功环流的需求。因此变流器故障前后输出最大有功功率之比为

式中：iqf为故障后的输出有功电流；iqh为故障前的输出有功电流。

式（8）的含义为：风速波动造成风电机组功率波动时，当机侧输出功率满足变流器电流幅值小于其额定电流值，无功环流注入容错控制无需降低故障前的变流器输出有功能力；当电流幅值超过功率器件额定电流值时，为满足变流器故障容错运行，必须降低其有功出力。即在低风速运行区，由于变流器桥臂电流未达到其电流极限值，能够满足最大功率跟踪和故障容错的要求；而当风速增大，桥臂电流达到电流极限值，此时为了满足容错运行，需降低系统有功出力。

3.3 无功环流注入容错与d轴电流注入容错损耗对比分析

根据文献[16]的研究，功率器件损耗主要包括开关损耗和导通损耗。开关损耗中IGBT主要包含开通损耗和关断损耗，二极管开通损耗相比反向恢复损耗可以忽略不计，因此只考虑反向恢复损耗。开关损耗一般用E-switch特性[17]进行估算，导通损耗则是对导通时间内的损耗进行积分。对于三电平变流器a相上桥臂与下桥臂损耗相等，b、c相损耗与a相相等，故仅对a相上桥臂损耗进行分析即可。根据文献[16]，中点钳位型三电平变流器有如下式所示的实用计算公式：

式中：Pswtich为开关损耗；fc为开关频率；Udc为直流母线电压；Im为相电流幅值；Ubase为测试基准电压；aT，bT，cT为IGBT损耗特性拟合系数；aD，bD，cD为二极管损耗特性拟合系数。

将IGBT开关损耗求和可得器件总开关损耗。

IGBT与二极管导通损耗计算过程可参考文献[16]，这里只给出总损耗：

式中：Usat，Rcon分别为器件的饱和压降与导通电阻。

根据式（9）和式（10），功率器件的总开关损耗与总导通损耗与功率因数角无关，功率因数角只影响损耗在变流器内部各器件之间的分布。

无功环流注入与d轴电流注入系统功率流动示意图如图1所示，d轴电流注入容错控制下，两变流器均发出无功，无功电流流经发电机绕组，改变了发电机的功率因数；无功环流注入容错控制下，故障变流器发出无功，健康变流器吸收无功，无功电流仅在变流器内部流动，不流进发电机绕组，因此，发电机绕组功率因数不改变，即发电机反电动势与绕组电流相位差可由变流器端电压控制，故障前后不改变。无功环流注入仅改变了健康变流器的功率因数角，使得其功率器件损耗分布与故障变流器不一致，但由前述分析所得结论，功率器件总损耗与功率因数角无关，因此d轴电流注入与无功环流注入容错控制策略下，忽略电容电感损耗、传导损耗等次要损耗的差异，两者变流器总功率损耗一致。

永磁同步发电机定子绕组的功率损耗为

由式（11）可得，无功环流注入容错控制并不会额外增加发电机定子绕组的功率损耗。

无功环流注入容错控制下永磁同步发电机定子绕组的功率损耗为

d轴电流注入容错控制[15]下，永磁电机绕组的功率损耗为

式（12）减去式（13）得：

由式（14）可得，与d轴电流注入容错控制相比，无功环流注入容错控制可以减少发电机定子绕组的铜损。而两种容错控制变流器功率器件损耗一致，忽略电感电容损耗、传导损耗等次要损耗的差异，无功环流注入容错控制相比d轴电流注入容错控制降低了总损耗，提升了发电效率。

4 仿真验证

为了验证提出的基于无功环流注入的三电平变流器外管开路故障容错控制策略，在Matlab/PLECS中搭建仿真系统，系统结构如图1所示，系统主要参数为：额定功率2 MW；额定频率14.4 Hz；额定转速18 r/min；额定线电压690 V；极对数40；定子相电阻 0.007 3 Ω；d/q轴电感 1.3/2.3 mH；磁链6 Wb。以变流器1外管Sa1开路故障为例进行仿真验证，并对比d轴电流注入容错控制与无功环流注入容错控制的性能。仿真工况为：永磁发电机转速18 r/min，发电功率1 MW。

图6分别给出了变流器1外管Sa1开路故障后d轴电流注入容错控制下故障变流器1的三相电流波形，故障桥臂a1的相电压、电流波形，变流器1、变流器2的d轴电流和发电机电磁转矩波形。

图6 Sa1开路故障后d轴电流注入容错控制下并联系统的相关波形Fig.6 Waveforms of parallel system after open-circuit fault Sa1 under d-axis current injection fault-tolerant control

由图6可知，0.4 s时变流器1外管Sa1发生开路故障，a1相输出电流发生畸变，导致变流器1的d轴电流、发电机的电磁转矩发生脉动。0.55 s时开始d轴电流注入容错控制，并联系统中注入d轴电流，消除了a1相电流由正到负过零点后的电流畸变，此时变流器1、变流器2的d轴电流均为-121 A。并联系统注入的总d轴电流为单个变流器的两倍。通过注入d轴电流，消除了外管Sa1开路故障导致的电流畸变和发电机电磁转矩脉动。

图7分别给出了变流器1外管Sa1开路故障后无功环流注入容错控制下故障变流器1的三相电流波形，故障桥臂a1的相电压、电流波形，变流器1、变流器2的d轴电流和发电机电磁转矩波形。

图7 Sa1开路故障后无功环流注入容错控制下并联系统的相关波形Fig.7 Waveforms of parallel system after open-circuit fault of Sa1 under proposed reactive circulating current injection fault-tolerant control

由图7可知，0.4 s时变流器1外管Sa1发生开路故障，a1相输出电流发生畸变，导致变流器1的d轴电流、发电机的电磁转矩发生脉动。0.55 s时开始无功环流注入容错控制，并联变流器内部注入无功环流，消除了a1相电流由正到负过零点后的电流畸变。此时变流器1、变流器2的d轴电流分别为-121 A和121 A。并联系统的总d轴电流为0。通过注入无功环流，消除了外管Sa1开路故障导致的电流畸变和发电机电磁转矩脉动。

由于三相系统对称性，无功环流注入之后，故障变流器1工作在单位功率因数整流状态，即变流器输出电压Ua1o与电流ia1，Ub1o与ib1，Uc1o与ic1均同相位，因此理论上三相桥臂所有外管故障均能容错运行，为验证理论正确性，进行了多个外管故障时的仿真验证。

由于注入的无功电流只在并联变流器内部流动，并不影响系统的总d轴电流大小，此时永磁同步发电机仍然处于零d轴电流控制，提出的容错控制策略不改变系统的功率因数，避免了d轴电流注入容错控制对系统功率因数的改变与发电机定子绕组额外铜损的增加。

基于无功环流注入的容错控制，相比故障前，虽然不可避免地增加了变流器的功率损耗，但是可以使并联系统继续容错运行，向电网输出功率，避免了风电机组停机导致的巨大经济损失。因此，无功环流注入容错控制实现风电机组故障后容错运行，提高了系统的可用度，提升了风电机组的经济效益。

5 结论

本文针对三电平变流器外管开路故障，提出了一种无功环流注入的故障容错控制策略。注入无功环流后，故障变流器将运行在单位功率因数状态，故障外管不再有电流流过，有效降低了输出电流谐波，并提升了系统的故障运行功率。所提出的容错控制策略较d轴电流注入的容错控制策略，降低了发电机绕组铜耗，且不改变整个系统的功率因数。

该控制策略为软件层面上的优化，无需增加硬件成本。仿真结果验证了提出的容错控制策略的可行性，有利于提升海上风电的可靠性、可用度。