一種變壓器短路試驗(yàn)供電裝置網(wǎng)側(cè)電流平衡控制研究

王康 ，王國(guó)彬，曾靜嵐，劉冰，趙曉君，黃孟欣

（1.國(guó)網(wǎng)福建省電力有限公司電力科學(xué)研究院，福建福州350007；2.燕山大學(xué)電氣工程學(xué)院，河北 秦皇島 066000；3.北京國(guó)網(wǎng)普瑞特高壓輸電技術(shù)有限公司，北京 102200）

電力變壓器在電力系統(tǒng)中承擔(dān)著不可代替的作用，其在保障電力系統(tǒng)的安全可靠、長(zhǎng)期穩(wěn)定運(yùn)行方面對(duì)整個(gè)國(guó)家經(jīng)濟(jì)建設(shè)和發(fā)展、社會(huì)秩序的穩(wěn)定均具有重要意義。然而變壓器作為電力系統(tǒng)的一個(gè)重要設(shè)備，其本身的安全、經(jīng)濟(jì)、可靠運(yùn)行，取決于本身的制造質(zhì)量和運(yùn)行環(huán)境以及檢修質(zhì)量。由于雷擊、繼電保護(hù)誤動(dòng)或者拒動(dòng)等原因造成電網(wǎng)出現(xiàn)短時(shí)短路狀態(tài)，所產(chǎn)生的沖擊性短路電流可能使變壓器受到損害。發(fā)生短路故障時(shí)變壓器繞組將承受巨大且不均勻的軸向和徑向電動(dòng)力的作用。如果繞組內(nèi)部存在薄弱環(huán)節(jié)，必然會(huì)產(chǎn)生繞組扭曲、移位等變形現(xiàn)象，嚴(yán)重時(shí)導(dǎo)致突發(fā)性毀壞事故。近年來，全國(guó)大型電力變壓器事故統(tǒng)計(jì)表明，變壓器短路強(qiáng)度較低引起的事故已經(jīng)成為變壓器事故的首要原因，因此檢驗(yàn)電力變壓器的短路承受能力成為了亟待解決的重要問題。

當(dāng)對(duì)電力變壓器抗短路沖擊能力進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)，要求供電電源具有較大的容量（如幾千kW），以實(shí)現(xiàn)瞬間對(duì)變壓器提供較大的短路電流。變壓器短路試驗(yàn)供電電源通常有發(fā)電機(jī)組和專用電網(wǎng)線路兩種形式：1）由發(fā)電機(jī)組成的變壓器短路沖擊試驗(yàn)系統(tǒng)包含電動(dòng)機(jī)、發(fā)電機(jī)、沖擊變壓器等設(shè)備，整套系統(tǒng)由于含有旋轉(zhuǎn)電機(jī)以及需要配套的潤(rùn)滑、保護(hù)、盤車等輔助設(shè)備，整個(gè)系統(tǒng)的造價(jià)十分昂貴；2）利用專用電網(wǎng)線路進(jìn)行短路試驗(yàn)時(shí)，容易引起電網(wǎng)保護(hù)動(dòng)作，導(dǎo)致電網(wǎng)大面積停電。因此，對(duì)小型化、可移動(dòng)、大容量變壓器短路試驗(yàn)供電裝置的研究具有一定的研究?jī)r(jià)值。

此外，為了降低變壓器短路沖擊試驗(yàn)時(shí)對(duì)電網(wǎng)的容量需求，同時(shí)提高變壓器短路試驗(yàn)供電裝置的效率，提出了一種基于統(tǒng)一電能質(zhì)量調(diào)節(jié)器（unified power quality conditioner，UPQC）[1-3]的具有儲(chǔ)能系統(tǒng)的變壓器短路試驗(yàn)供電裝置，其電路拓?fù)淙鐖D1所示，主要由串、并聯(lián)變換器組成。該裝置根據(jù)變壓器短路試驗(yàn)所需容量，通過串聯(lián)變換器控制電網(wǎng)輸入電流的大小，以靈活分配電網(wǎng)與儲(chǔ)能系統(tǒng)之間的能量。具體的，串聯(lián)變換器控制電網(wǎng)輸入電流減小時(shí)，電池通過并聯(lián)變換器為變壓器短路試驗(yàn)提供能量，因此該供電裝置既可以實(shí)現(xiàn)電網(wǎng)或儲(chǔ)能系統(tǒng)對(duì)短路試驗(yàn)的單獨(dú)供電，還可以實(shí)現(xiàn)電網(wǎng)和儲(chǔ)能系統(tǒng)對(duì)短路試驗(yàn)的聯(lián)合供電，有利于降低短路試驗(yàn)對(duì)電網(wǎng)容量的要求。

圖1 具有儲(chǔ)能功能的變壓器突發(fā)短路試驗(yàn)裝置結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structural diagram of transformer with energy storage function sudden short circuit test device

為滿足短路試驗(yàn)大功率等級(jí)要求，本文所提出的供電裝置采用三相四線制[4-6]系統(tǒng)，其三相之間可以相互獨(dú)立運(yùn)行。當(dāng)對(duì)單個(gè)變換器進(jìn)行短路試驗(yàn)時(shí)，對(duì)供電裝置而言表現(xiàn)為系統(tǒng)三相回路處于不平衡負(fù)荷狀態(tài)[7-9]，此時(shí)電網(wǎng)側(cè)輸入三相電流會(huì)出現(xiàn)不對(duì)稱現(xiàn)象，導(dǎo)致網(wǎng)側(cè)輸入中線流過電流。三相四線制系統(tǒng)中，一般選擇網(wǎng)側(cè)中線作為整個(gè)供電裝置與控制回路的參考電位，而當(dāng)網(wǎng)側(cè)中線流過較大電流時(shí)，將引起中線電位不為零[10]（由線路阻抗導(dǎo)致），此時(shí)參考電位將發(fā)生不同程度偏移，不僅影響供電裝置的控制精度，還會(huì)使供電裝置的三相輸出電壓產(chǎn)生不平衡現(xiàn)象。在低壓配電系統(tǒng)中，為保證中線的安全性和可靠性，規(guī)定網(wǎng)側(cè)中線電流不得超過相線電流的25%[11]。

在三相四線制變壓器突發(fā)短路試驗(yàn)裝置系統(tǒng)中，配電變壓器三相短路容量不相同或在試驗(yàn)中某一相發(fā)生了短路斷路，將出現(xiàn)極為嚴(yán)重的負(fù)荷不平衡現(xiàn)象，導(dǎo)致直流母線電壓出現(xiàn)較大波動(dòng)。帶有較大波動(dòng)的直流母線電壓將造成變壓器突發(fā)短路，試驗(yàn)裝置網(wǎng)側(cè)三相輸入電流產(chǎn)生不平衡狀態(tài)，使得網(wǎng)側(cè)中線流過較大的電流，從而導(dǎo)致輸入中線電位偏移，影響系統(tǒng)的控制精度和效果，如供電裝置的輸出電壓不對(duì)稱，甚至含有直流分量。此外，由于變壓器突發(fā)短路試驗(yàn)裝置的容量較大，不平衡電流容易增加電網(wǎng)中性線的線路損耗、增加電力電壓器損耗，造成變壓器發(fā)熱嚴(yán)重[12]。

本文聚焦于對(duì)變壓器短路試驗(yàn)供電裝置網(wǎng)側(cè)電流的平衡控制方法研究，當(dāng)對(duì)單個(gè)變壓器進(jìn)行短路試驗(yàn)時(shí)，保證網(wǎng)側(cè)三相輸入電流為平衡狀態(tài)、減輕電網(wǎng)配電壓力的同時(shí)，提高供電裝置的控制效果，保證變壓器短路試驗(yàn)的有效實(shí)施。

為有效解決單相變壓器短路試驗(yàn)所導(dǎo)致的供電設(shè)備網(wǎng)側(cè)中線電位偏移問題，要求該裝置必須具備補(bǔ)償不平衡負(fù)荷的能力，并控制三相輸入電流在短路試驗(yàn)時(shí)保持平衡對(duì)稱狀態(tài)。基于UPQC的變壓器電路試驗(yàn)供電裝置，其電流平衡控制的一般方法是通過增加不對(duì)稱電流檢測(cè)電路實(shí)現(xiàn)對(duì)電流的平衡控制[13]，但該方法需要額外的硬件電路，且控制效果有限。本文針對(duì)變壓器突發(fā)短路試驗(yàn)裝置大概率出現(xiàn)帶不平衡負(fù)荷的現(xiàn)象，提出了一種基于基波功率平衡的輸入網(wǎng)側(cè)電流補(bǔ)償算法（grid current compensation algorithm，GCCA），用于計(jì)算網(wǎng)側(cè)輸入電流基波的基準(zhǔn)值，提高網(wǎng)側(cè)輸入電流的平衡度和正弦度，實(shí)現(xiàn)網(wǎng)側(cè)三相輸入電流的平衡控制。首先對(duì)變壓器突發(fā)短路試驗(yàn)裝置進(jìn)行數(shù)學(xué)建模，詳細(xì)分析了由不平衡負(fù)荷引起的直流母線電壓波動(dòng)機(jī)理，給出了基于GCCA的變壓器突發(fā)短路試驗(yàn)裝置控制策略。之后，以不平衡最為嚴(yán)重的單相負(fù)荷為例，對(duì)系統(tǒng)的運(yùn)行狀態(tài)進(jìn)行了量化分析。最后，通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了變壓器突發(fā)短路測(cè)試裝置帶不平衡負(fù)荷時(shí)，控制三相網(wǎng)側(cè)輸入電流能夠保持平衡狀態(tài)、網(wǎng)側(cè)中線電流在較小范圍內(nèi)波動(dòng)，從而證明了理論分析的正確性和所給控制策略的可行性、有效性。

1 直流母線電壓波動(dòng)機(jī)理分析

變壓器突發(fā)短路試驗(yàn)裝置主要由背靠背變換器接連構(gòu)成，其結(jié)構(gòu)如圖1所示，電氣符號(hào)參數(shù)如表1所示。

表1 變壓器短路試驗(yàn)供電裝置電氣符號(hào)Tab.1 Electrical symbols of power supply device for transformer short-circuit test

無論負(fù)荷是否平衡，串聯(lián)變換器都要保證輸入電流iSabc為三相平衡對(duì)稱狀態(tài)，從而使得輸入側(cè)中線電流iSN為零。當(dāng)變壓器突發(fā)短路試驗(yàn)裝置帶不平衡負(fù)荷時(shí)，由于iSabc處于平衡對(duì)稱狀態(tài)，因此需要并聯(lián)變換器為負(fù)荷提供不平衡電流，同時(shí)不平衡負(fù)荷電流iLN（即負(fù)荷側(cè)中線電流）流入正負(fù)直流母線電容Cdc±的中點(diǎn)，造成直流母線電壓udc產(chǎn)生較大的波動(dòng)。根據(jù)串聯(lián)變換器控制原理（詳見下文）可知，當(dāng)直流母線電壓波動(dòng)較大時(shí)將會(huì)影響網(wǎng)側(cè)輸入電流的平衡度，導(dǎo)致流過輸入側(cè)中線的電流不為零，有可能造成中線電位（即變壓器突發(fā)短路試驗(yàn)裝置系統(tǒng)的參考地）偏移。因此，有必要分析由不平衡負(fù)荷造成的直流母線電壓波動(dòng)機(jī)理。

為分析直流母線電壓波動(dòng)機(jī)理，將并聯(lián)變換器從系統(tǒng)中分離出來，其拓?fù)淙鐖D2所示，其中控制變量采樣點(diǎn)如虛線所示。

圖2 并聯(lián)變換器電路拓?fù)銯ig.2 The topology of the parallel converter circuit

圖2中，u1abc為橋臂電壓，uLabc為負(fù)荷電壓，i1abc為流過電感Lpar的電流，icabc為流過電容Cpar的電流，iparabc為變換器輸出電流，idc1±為正負(fù)直流母線電流，iLN為負(fù)荷側(cè)不平衡零序電流。

令 Lparabc=Lpar，Cparabc=Cpar，并聯(lián)變換器狀態(tài)空間平均模型如下：

式中：Rpar為電感Lpar的等效內(nèi)阻。

電容電流可表示為

輸入電流iSabc、負(fù)荷電流iLabc及并聯(lián)變換器輸出電流iparabc的關(guān)系為

負(fù)荷不平衡時(shí)，并聯(lián)變換器需要為其提供不平衡電流，有：

定義變換器開關(guān)函數(shù)S1i（i=a，b，c）為

則并聯(lián)變換器橋臂電壓可表示為

正負(fù)直流母線電流可表示為

整理式（1）～式（8），忽略電感內(nèi)阻Rpar可得：

由式（9）可以看出，等式左邊為并聯(lián)變換器輸出瞬時(shí)功率，即

將式（10）代入式（9）可得：

直流電容電流可表示為

令Cdc+=Cdc-=Cdc，將式（12）代入式（11）可得：

由式（12）可得：

式中：Udco+，Udco-分別為電容Cdc+和Cdc-的初始電壓。由式（14）可得：

由式（13）可得：

式中：Wo為存儲(chǔ)在電容Cdc上的初始能量。

由式（15）和式（16）可得總的直流母線電壓為

由式（17）可知，直流母線電壓udc將受并聯(lián)變換器輸出有功功率ppar、電感電流i1abc（即b1）、負(fù)荷電壓uLabc（即b2）及負(fù)荷側(cè)不平衡電流iLN的影響而產(chǎn)生波動(dòng)。

由式（15）和式（17）可得正負(fù)直流母線電壓為

由式（18）可知，正負(fù)直流母線電壓會(huì)受到電流iLN的影響而產(chǎn)生波動(dòng)。

式（17）和式（18）揭示了直流母線電壓波動(dòng)機(jī)理：由于并聯(lián)變換器對(duì)不平衡負(fù)荷電流iLN進(jìn)行補(bǔ)償，從而導(dǎo)致i1abc和ppar出現(xiàn)波動(dòng)，因此不平衡負(fù)荷是導(dǎo)致直流母線電壓波動(dòng)的主要原因。

2 變壓器突發(fā)短路試驗(yàn)裝置控制策略

2.1 串聯(lián)變換器控制策略

串聯(lián)變換器拓?fù)淙鐖D3所示，其中控制變量采樣點(diǎn)如虛線所示。圖3中，u2abc為串聯(lián)變換器橋臂電壓；ucnabc為變壓器端電壓；iserabc為變換器輸出電流，控制著輸入電流iSabc。因此，需要將iserabc控制為純凈的正弦電流。idc2±為正負(fù)直流母線電流，iso為串聯(lián)變換器輸出的不平衡零序電流。令Lserabc=Lser，串聯(lián)變換器狀態(tài)空間平均模型如下：

圖3 串聯(lián)變換器電路拓?fù)銯ig.3 The circuit topology of the series converter

式中：Rser為電感Lser的等效內(nèi)阻。

變壓器二次側(cè)電壓ucnabc與電網(wǎng)電壓uSabc及負(fù)荷電壓uLabc的關(guān)系為

式中：n為變壓器匝比。

式（20）中，變壓器突發(fā)短路試驗(yàn)裝置輸出電壓uLabc在并聯(lián)變換器的控制下保持穩(wěn)定，因此變換器壓差ucnabc隨電網(wǎng)電壓uSabc的變化而變化。

為減小直流母線電壓波動(dòng)對(duì)輸入電流的影響，本文提出GCCA用于計(jì)算輸入電流基準(zhǔn)，以改善輸入電流的平衡度，具體如下。

電網(wǎng)電壓uSabc、負(fù)荷電壓uLabc及負(fù)荷電流iLabc經(jīng)dq變換后得：

由于本裝置采用三相四線制供電回路，需要考慮電網(wǎng)電壓或負(fù)載電流含有最低次諧波為3次，根據(jù)文獻(xiàn)[14]可設(shè)置LPF的截止頻率為30 Hz。

忽略損耗，輸入基波有功功率與負(fù)荷基波有功功率相等，根據(jù)瞬時(shí)功率理論可得：

進(jìn)一步有：

所提出的GCCA為

根據(jù)數(shù)學(xué)模型和GCCA，給出了串聯(lián)變換器在A-B-C交流坐標(biāo)系下的控制策略，如圖4所示。

圖4 A-B-C坐標(biāo)系下串聯(lián)變換器控制框圖Fig.4 Control block diagram of series converter in A-B-C coordinate system

由式（25）可知，直流母線電壓的波動(dòng)會(huì)對(duì)輸入電流幅值基準(zhǔn)造成影響。

電網(wǎng)輸入電流基準(zhǔn)幅值經(jīng)過反dq變換器后，得到三相輸入基準(zhǔn)電流分別為

其中，ωt根據(jù)電網(wǎng)電壓鎖相獲得。

在串聯(lián)變換器的控制下，可以實(shí)現(xiàn)輸入中線電流iSN為零。同時(shí)，為了彌補(bǔ)PI調(diào)節(jié)器在交流坐標(biāo)系下存在靜差的問題，在電流環(huán)中加入了QR調(diào)節(jié)器。關(guān)于PI和QR調(diào)節(jié)器的設(shè)計(jì)方法，本文不在此詳細(xì)描述，具體可見文獻(xiàn)[15-16]。

2.2 并聯(lián)變換器控制策略

并聯(lián)變換器電路拓?fù)浜蛿?shù)學(xué)模型如圖2、式（1）和式（2）所示。其在A-B-C交流坐標(biāo)系下的控制策略如圖5所示，其中，KPWM為變換器的增益。

圖5 A-B-C坐標(biāo)系下并聯(lián)變換器控制框圖Fig.5 Control block diagram of parallel converter in A-B-C coordinate system

電壓參考值為

電流Δiabc對(duì)控制環(huán)路來說是一個(gè)擾動(dòng)量，本文采用電流前饋來消除擾動(dòng)的影響。根據(jù)試驗(yàn)裝置采樣點(diǎn)的位置，電流擾動(dòng)量Δiabc是由負(fù)荷電流和串聯(lián)變換器輸出電流得到的：

在并聯(lián)變換器的控制下，三相負(fù)荷電壓保持220 V穩(wěn)定不變，同時(shí)補(bǔ)償不平衡負(fù)荷所需的不平衡電流。

3 被測(cè)變壓器極端工況舉例分析

變壓器突發(fā)短路試驗(yàn)裝置可以對(duì)因三相不平衡負(fù)荷引起的不平衡負(fù)荷電流進(jìn)行補(bǔ)償，使輸入電流保持平衡狀態(tài)。以單相變壓器突發(fā)短路試驗(yàn)時(shí)，最為嚴(yán)重的不平衡情況單相負(fù)荷為例，假設(shè)系統(tǒng)只帶A相負(fù)荷。

為了更好地說明A相帶載時(shí)系統(tǒng)對(duì)不平衡負(fù)荷電流的補(bǔ)償，圖6給出了系統(tǒng)工作原理圖和相量示意圖。在串聯(lián)變換器的控制下，A相負(fù)荷有功基波電流在輸入平均分配給每一相，使輸入電流為三相對(duì)稱電流，從輸入看整個(gè)系統(tǒng)帶三相對(duì)稱負(fù)荷。

圖6 單相負(fù)荷時(shí)系統(tǒng)工作原理圖及相量圖Fig.6 System operation principle and phasor diagrams with a single-phase load

輸入電流iSabc為

式中：ILam為A相負(fù)荷基波有功電流幅值。

在串聯(lián)變換器的控制下，三相輸入電流均為1/3的A相負(fù)荷電流，相位互差120°；在并聯(lián)變換器的控制下，輸入的B相和C相電流被并聯(lián)變換器的B相和C相吸收，同時(shí)通過并聯(lián)變換器A相向負(fù)荷補(bǔ)足2/3的負(fù)荷電流，A相負(fù)荷電流由輸入和并聯(lián)變換器共同提供。

并聯(lián)變換器輸出電流為

負(fù)荷電流為

當(dāng)變壓器突發(fā)短路試驗(yàn)裝置帶不平衡負(fù)荷時(shí)，可得以下結(jié)論：1）各相輸入電流為負(fù)荷基波電流總和的1/3，實(shí)現(xiàn)了三相輸入電流的平衡控制；2）輸入中線電流為零，負(fù)荷側(cè)中線電流為不平衡負(fù)荷電流；3）并聯(lián)變換器吸收并轉(zhuǎn)化輸入電流，以保證負(fù)荷的不平衡特性。

輸入和負(fù)荷側(cè)中線電流為

4 實(shí)驗(yàn)分析

為驗(yàn)證理論分析的正確性，在220 V系統(tǒng)條件下搭建了小容量的試驗(yàn)平臺(tái)。本文使用雙DSP控制芯片TMS320F28335實(shí)現(xiàn)對(duì)試驗(yàn)裝置的控制，實(shí)驗(yàn)參數(shù)如下：電網(wǎng)電壓有效值為220 V/50 Hz；負(fù)荷電壓有效值為220 V/50 Hz；兩個(gè)變換器的開關(guān)頻率為10 kHz；正負(fù)直流母線電壓等級(jí)為±400 V；變壓器突發(fā)短路試驗(yàn)裝置帶A相負(fù)荷10 kW。

圖7a、圖7b分別為變壓器突發(fā)短路、試驗(yàn)裝置只有A相帶額定負(fù)荷、不平衡負(fù)荷度為100%時(shí)，電網(wǎng)電壓uSabc、負(fù)荷電壓uLabc實(shí)驗(yàn)結(jié)果圖。此時(shí)uLabc能夠保持良好的平衡度，不受不平衡負(fù)荷的影響。

圖7 100%不平衡負(fù)荷時(shí)電網(wǎng)電壓和負(fù)荷電壓Fig.7 Grid and load voltages with 100%unbalanced load

圖8a、圖8b分別為當(dāng)系統(tǒng)帶單相負(fù)荷時(shí)（即100%不平衡負(fù)荷），電網(wǎng)輸入電流iSabc、負(fù)荷電流iLabc實(shí)驗(yàn)結(jié)果圖。電網(wǎng)輸入電流iSabc在本文所提出的控制方法下依然保持平衡狀態(tài)，其有效值分別為15.9 A，16.3 A和16.6 A，其大小滿足A相負(fù)荷電流iLa的1/3，iLa的有效值為45 A。

圖8 100%不平衡負(fù)荷時(shí)電網(wǎng)輸入電流和負(fù)荷電流Fig.8 Grid and load currents with 100%unbalanced load

圖9、圖10分別為并聯(lián)變換器輸出電流iparabc、輸入中線電流iSN和負(fù)荷側(cè)中線電流iLN實(shí)驗(yàn)結(jié)果圖。圖9中，并聯(lián)變換器A相輸出的電流ipara與圖8a中的A相輸入電流iSa同相，說明并聯(lián)變換器A相提供2/3的負(fù)荷電流；而并聯(lián)變換器B相，C相電流方向與圖8a中輸入B相，C相電流反相，說明并聯(lián)變換器B相和C相吸收1/3負(fù)荷電流。圖10中，負(fù)荷側(cè)中線電流iLN為負(fù)荷A相電流iLa，有效值為45 A，而在串并聯(lián)變換器的控制下，輸入中線電流iSN卻很小，有效值為4.75 A。

圖9 并聯(lián)變換器輸出電流Fig.9 Output current of parallel converter

圖10 輸入與負(fù)荷側(cè)中線電流Fig.10 Neutral current of gird and load side

圖11為正負(fù)直流母線電壓udc±實(shí)驗(yàn)波形。

圖11 正負(fù)直流母線電壓Fig.11 Positive and negative DC bus voltage

圖11中，udc±產(chǎn)生了一定的波動(dòng)，這是由于在串聯(lián)變換器的控制下輸入中線電流很小，而負(fù)荷側(cè)中線電流會(huì)通過與正負(fù)母線連接的中線流入正負(fù)母線之間，較大的不平衡負(fù)荷電流引起母線電壓的波動(dòng)，但只要該波動(dòng)在允許的范圍內(nèi)是可以接受的。從圖11還看出，正負(fù)兩組直流母線的波動(dòng)頻率均為50 Hz，與負(fù)荷電流頻率一致，總體直流母線電壓的波動(dòng)頻率為2倍頻基波頻率。

以上實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了100%不平衡負(fù)荷時(shí)三相輸入電流的平衡控制效果，網(wǎng)側(cè)輸入中線電流在較小范圍內(nèi)波動(dòng)，從而證明了所給控制策略的可行性和正確性。

5 結(jié)論

針對(duì)不平衡負(fù)荷導(dǎo)致的輸入電流不平衡問題，本文建立了變壓器突發(fā)短路試驗(yàn)裝置的數(shù)學(xué)建模，詳細(xì)分析了因不平衡負(fù)荷所引起的直流母線電壓波動(dòng)機(jī)理，給出了基于GCCA的控制策略，可實(shí)現(xiàn)100%不平衡負(fù)荷工況下的輸入電流的平衡控制，從而使得輸入中線電流在很小的范圍內(nèi)波動(dòng)，大大減小了中性點(diǎn)偏移給系統(tǒng)帶來的危害。

在理論分析及實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上，得出了變壓器突發(fā)短路試驗(yàn)裝置帶不平衡負(fù)荷的3個(gè)結(jié)論：

1）各相輸入電流為負(fù)荷基波電流總和的1/3，實(shí)現(xiàn)了三相輸入電流的平衡控制；

2）輸入中線電流為零，負(fù)荷側(cè)中線電流為不平衡負(fù)荷電流；

3）并聯(lián)變換器吸收并轉(zhuǎn)化輸入電流，以保證負(fù)荷的不平衡特性。

以上結(jié)論具有一定的指導(dǎo)意義和應(yīng)用價(jià)值，同時(shí)實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了理論分析的正確性以及所提出控制策略的可行性和有效性。