5L-ANPC 逆變器中器件過電壓分析及抑制

黃楊濤，鄧金溢，陳 敏，徐德鴻

（浙江大學(xué)電力電子技術(shù)研究所，杭州 310027）

在我國政府的大力支持下，我國新能源產(chǎn)業(yè)發(fā)展方興未艾[1]。傳統(tǒng)的光伏并網(wǎng)系統(tǒng)中，一般采用兩電平光伏逆變器實現(xiàn)光伏電池并網(wǎng)。為了提高系統(tǒng)容量和效率，電池端電壓逐漸提升，而兩電平電路中單個功率器件耐壓受到限制，因此可以降低器件耐受電壓的三電平電路在光伏逆變器中被應(yīng)用。而相較于三電平逆變器，五電平逆變器能夠改善輸出電能質(zhì)量，降低器件應(yīng)力，提高了系統(tǒng)效率。因此，五電平逆變器近年來得到關(guān)注[2-5]。五電平中點有源箝位5L-ANPC（five-level active neutral-point-clamped）變換器相較于其他五電平逆變器箝位原件數(shù)量少、只需控制一個母線中點平衡，易于控制，在眾多五電平拓撲中脫穎而出，率先運用在高壓大功率變頻器[6-7]。前人針對5L-ANPC 調(diào)制技術(shù)、飛跨電容電壓控制、中點電壓控制等問題開展了許多研究工作[8-12]。但對于5L-ANPC 中開關(guān)器件的電壓應(yīng)力問題關(guān)注較少，然而開關(guān)器件電壓應(yīng)力問題對于逆變器安全、可靠運行至關(guān)重要。文獻[13]分析了基于空間矢量脈寬調(diào)制SVM-PWM（space vector modulation-pulse width modulation）控制的逆變器的運行狀態(tài)，包括125 種矢量組合，提出采用安全開關(guān)狀態(tài)切換過程來限制開關(guān)器件應(yīng)力；文獻[14-15]采用載波層疊脈寬調(diào)制PD-PWM（phase disposition-pulse width mod-ulation），分析了各個開關(guān)狀態(tài)組合下5L-ANPC 的電壓應(yīng)力情況，提出了一種保證安全電壓應(yīng)力的狀態(tài)機切換模式，但需要嚴格控制功率管切換過程的多個過渡狀態(tài)。

本文分析了5L-ANPC 逆變器的3 類造成電壓應(yīng)力過高問題：第1 類是由換流回路較長引起，第2類是由前級串聯(lián)的半橋電路輸出電壓切換階段的死區(qū)引發(fā)，第3 類是關(guān)機過程造成。在分析電壓應(yīng)力過高的機理基礎(chǔ)上，探討器件電壓應(yīng)力抑制方法。最后，在60 kW 的實驗樣機上進行了驗證。

1 5L-ANPC 工作原理

5L-ANPC 逆變器電路由兩個串聯(lián)的半橋電路和飛跨電容三電平逆變電路組合構(gòu)成，如圖1 所示。輸入電容Cdc1和Cdc2較大，近似認為輸入電壓Vdc被均分。串聯(lián)的半橋電路包含開關(guān)S1、Sˉ1、S2、Sˉ2，一般工作在較低的開關(guān)頻率，如輸出基波頻率。以中點O 點為參考，兩個半橋電路的中點A、B 提供2種電位。當開關(guān)S1和S2導(dǎo)通時，VAO為Vdc/2，VBO為0；當開關(guān)和導(dǎo)通時，VAO為0，VBO為-Vdc/2；開關(guān)S1、、S2、，承受電壓應(yīng)力為Vdc/2。A、B 點提供3種電平：Vdc/2、0、-Vdc/2，與后級飛跨電容三電平逆變電路相連。飛跨電容三電平逆變電路由開關(guān)S3S4與飛跨電容Cfc構(gòu)成。飛跨電容三電平逆變電路能夠輸出3 種電平：-Vdc/4、0、Vdc/4，與前級組合得到5 種電平輸出。開關(guān)S3、、S4、承受電壓應(yīng)力為Vdc/4，因此一般采用較低耐壓的器件，如圖1 中，Sx與（x=1，2，3，4）表示互補導(dǎo)通的開關(guān)對。電路正常工作時共存在8 種開關(guān)狀態(tài)，每種開關(guān)狀態(tài)的組合與對應(yīng)輸出電壓如表1 所示。

圖1 5L-ANPC 逆變器電路Fig.1 Circuit of 5L-ANPC inverter

表1 開關(guān)狀態(tài)Tab.1 Switching states

圖2 給出了載波移相脈寬調(diào)制PS-PWM（phase-shifted pulse width modulation）方案的波形，其中Vref為調(diào)制信號，Cr1、Cr2為相移180°的載波信號，Vref與Cr1比較的輸出狀態(tài)用于控制開關(guān)S3、Vref與Cr2比較的輸出狀態(tài)用于控制開關(guān)S4、Sˉ4。當調(diào)制信號Vref＞0 時，S1、S2開通，互補開關(guān)器件Sˉ1、Sˉ2關(guān)斷；當調(diào)制信號Vref＜0 時，S1、S2關(guān)斷，互補開關(guān)器件Sˉ1、Sˉ2開通，它們以工頻切換。各開關(guān)的狀態(tài)（S1、S2、S3、S4）、逆變器輸出電壓Vout以及輸出電流io見圖2，可見，高壓器件S1、S2按照工頻動作，低壓器件S3、S4按照開關(guān)頻率動作。

圖2 載波移相脈寬調(diào)制波形Fig.2 Carrier phase-shifted pulse width modulation waveforms

5L-ANPC 逆變器中存在低壓器件S3和電壓應(yīng)力問題，重點分析電壓應(yīng)力問題產(chǎn)生的機理，并探討抑制方法。

2 開關(guān)器件電壓應(yīng)力分析及抑制

2.1 開關(guān)S3 與 換流回路及電壓應(yīng)力抑制

在5L-ANPC 逆變器中，開關(guān)S3與的換流回路較長，存在較大寄生電感，在關(guān)斷時可能造成較大電壓應(yīng)力。如圖3 給出一種開關(guān)狀態(tài)（S3關(guān)斷換流）的等效電路，換流回路包含S1、S2、S3、Sˉ3以及直流側(cè)電容Cdc1與飛跨電容Cfc，此外還存在多個由線路引線造成的寄生電感，當S3關(guān)斷時將在S3兩端產(chǎn)生較高電壓應(yīng)力。因此，在A、B 兩點之間引入吸收電容Cw來縮短換流回路長度，并電容后S3關(guān)斷換流回路如圖4 所示。為了取得更好效果，Cw應(yīng)盡可能靠近S3、引腳。由于在穩(wěn)態(tài)時A、B 兩點之間電壓VAB維持為Vdc/2 不變，因此引入電容Cw并不會引起額外功率損耗。

圖3 S3 關(guān)斷換流回路Fig.3 Commutation loop of S3

圖4 并電容后S3 關(guān)斷換流回路Fig.4 Commutation loop of S3 with capacitor Cw

2.2 高壓器件切換過電壓分析及抑制

當調(diào)制信號Vref過0 時，高壓器件動作，VAO、VBO電壓發(fā)生切換，見圖2。當高壓器件動作時，為防止器件的直通，從S1、S2導(dǎo)通轉(zhuǎn)移到導(dǎo)通之間及從導(dǎo)通轉(zhuǎn)移到S1、S2導(dǎo)通之間均設(shè)計了一定的死區(qū)時間。而在該死區(qū)時間中，VAO和VBO電壓沒有同步切換，VAB電壓達到Vdc，S3發(fā)生過電壓。

如圖5 所示為電壓極性切換時刻附近的波形，其主要過程可以分為3 個階段，對應(yīng)的等效電路如圖6 所示。

圖5 電壓極性反轉(zhuǎn)階段Fig.5 Reference voltage polarity reversal process

階段1（t1-t2）：S1、S2導(dǎo)通階段。開關(guān)S1、S2導(dǎo)通，VAB=Vdc/2。開關(guān)Sˉ3、Sˉ4處于導(dǎo)通狀態(tài)，等效電路如圖6（a）所示。以直流分裂母線中點O 為參考點，則A點的電位VA=Vdc/2，VA′=Vdc/4，此時的電壓應(yīng)力為Vce3=VA-VA′=Vdc/4，因此是安全的。

階段2（t2-t3）：死區(qū)階段。當調(diào)制信號Vref極性反轉(zhuǎn)為負時，開關(guān)器件S1、S2關(guān)斷，還沒有開通，等效電路如圖6（b）所示。仍保持導(dǎo)通，如果輸出電流為正，那么輸出電流將經(jīng)過的反并聯(lián)二極管，此時VA′迅速下降為-Vdc/2，而與A點相鄰的3 個開關(guān)器件S1、、S3均未導(dǎo)通，A 點電位變得不確定，在最壞情況A 點電位接近于關(guān)斷前的電位VA=Vdc/2、VAB=Vdc，此時S3的電壓應(yīng)力達到Vce3=VA-VA′=3Vdc/4，遠高于S3的額定應(yīng)力Vdc/4，因此造成開關(guān)S3過電壓，損壞逆變器。

圖6 極性反轉(zhuǎn)時刻附近各階段等效電路Fig.6 Equivalent circuit at each stage near the polarity reversal process

階段3（t3-t4）：導(dǎo)通階段。導(dǎo)通，VAB=Vdc/2。S3、S4開通的情況如圖6（c）所示。該階段器件應(yīng)力均在額定值，因此是安全的。

類似地，當調(diào)制信號Vref極性從負反轉(zhuǎn)為正時，在切換過程中存在死區(qū)時間，VAB電壓突增到Vdc，開關(guān)Sˉ3將出現(xiàn)電壓應(yīng)力過高的情況。

文獻[14-15]通過在電壓極性反轉(zhuǎn)階段額外增加5 個開關(guān)階段，逐個動作開關(guān)器件保證S3的電壓應(yīng)力安全。而本文思路是：在電壓極性反轉(zhuǎn)的死區(qū)時間里，將有電壓應(yīng)力風險的開關(guān)S3或處于導(dǎo)通狀態(tài)，以避免過電壓發(fā)生。仍以圖2 的電壓極性反轉(zhuǎn)階段為例，通過延時動作高壓器件保證應(yīng)力安全，對應(yīng)階段的波形如圖7 所示，其中極性反轉(zhuǎn)關(guān)鍵階段的開關(guān)狀態(tài)如圖8 所示。

圖7 電壓極性反轉(zhuǎn)階段（抑制應(yīng)力）Fig.7 Reference voltage polarity reversal process（suppressing voltage stress）

圖8 極性反轉(zhuǎn)關(guān)鍵階段（抑制應(yīng)力）Fig.8 Key stages in polarity reversal process（suppressing voltage stress）

階段1（t1-t2）：S1、S2導(dǎo)通階段。如圖8（a）所示，S1、S2、導(dǎo)通，S3電壓應(yīng)力為Vdc/4。

階段2（t2-t3）：低壓開關(guān)全閉鎖階段。如圖8（b）所示，高壓開關(guān)S1、S2繼續(xù)導(dǎo)通，關(guān)斷，這樣低壓開關(guān)全閉鎖。

階段3（t3-t4）：預(yù)開通階段。如圖8（c）所示，開通S3、S4，由于從此階段開始，在整個換向階段中S3保持導(dǎo)通，S3電壓應(yīng)力恒定為0，沒有應(yīng)力風險。另外，的電壓應(yīng)力也不會超過Vdc/4。

階段4（t4-t5）：死區(qū)時間。如圖8（d）所示，關(guān)斷S1、S2，此時電流流經(jīng)中點，可知電壓應(yīng)力也不會超過其額定值。

階段5（t5-t6）：導(dǎo)通階段。如圖8（e）所示，導(dǎo)通，VBO=-Vdc/2，完成電壓切換。

在高壓器件死區(qū)以前，將有應(yīng)力風險的S3開通，其端電壓被箝位為0，抑制過電壓。類似地，當調(diào)制信號Vref由從負反轉(zhuǎn)為正時，在串聯(lián)的半橋電路開關(guān)動作死區(qū)之前，將導(dǎo)通，可以防止S3或的過壓。

2.3 關(guān)機過電壓及抑制

在傳統(tǒng)的逆變器關(guān)機方案中，所有器件驅(qū)動同時封鎖，A、B 點電壓動態(tài)變化可能導(dǎo)致低壓器件過電壓。以圖6（a）狀態(tài)關(guān)機為例，此時若關(guān)機封鎖所有開關(guān)管驅(qū)動，則與進入類似死區(qū)狀態(tài)的圖6（b）的開關(guān)狀態(tài)，此時過電壓。因此，全封鎖驅(qū)動的關(guān)機方式存在電壓應(yīng)力問題。

本文采用高壓管導(dǎo)通關(guān)機方案：保持一對高壓器件即S1、S2或者持續(xù)導(dǎo)通，低壓器件保持驅(qū)動封鎖。此時，VAB=Vdc/2 被半母線電容電壓箝位，由基爾霍夫定律可知Vce3+=VAB-VCFC=Vdc/4，S3與不會過電壓。電網(wǎng)脫離前，逆變器隨著電網(wǎng)電壓極性變換切換對應(yīng)的高壓器件，若電網(wǎng)電壓在正半周，則開通S1、S2；若電網(wǎng)電壓處于負半周則開通

如圖9 所示，以單相電路在電網(wǎng)電壓正半周關(guān)機為例說明高壓管導(dǎo)通關(guān)機方案。圖9（a）中電網(wǎng)電壓處于正半周，電感電流流入逆變器，由于直流母線電容電壓Vdc/2 高于交流電壓峰值，電感電壓方向與電流方向相反，電感電流逐漸減小至0，在此期間，S3電壓為0，電壓為Vdc/4；圖9（b）所示為電感電流流出逆變器情況，此時電感電壓為電網(wǎng)電壓，電壓方向與電流方向相反，電流逐漸減小至0,在此期間，S3電壓為Vdc/4，電壓為0。關(guān)機過程中S3與電壓應(yīng)力安全且電感電流逐漸下降為0。負半周情況與此類似。

圖9 高壓管導(dǎo)通關(guān)機方案Fig.9 Shut-down scheme with high-voltage switch turning on

3 實驗驗證

為驗證本文研究的5L-ANPC 逆變器電壓應(yīng)力問題及相應(yīng)的抑制方案，研制了一臺60 kW 的三相三線制5L-ANPC 逆變器實驗樣機，其具體電路參數(shù)如表2 所示。

表2 電路參數(shù)Tab.2 Circuit parameters

3.1 縮短換流回路

在A、B 兩點之間引入吸收電容Cw來縮短換流回路長度，并聯(lián)電容Cw抑制S3電壓應(yīng)力的實驗數(shù)據(jù)如圖10 所示?？梢?，在直流電壓600 V 下，并聯(lián)Cw（2 μF）后，S3電壓應(yīng)力在額定電流下從303 V 下降至245 V，降低了58 V，應(yīng)力抑制效果顯著。

圖10 電壓應(yīng)力曲線Fig.10 Voltage stress curve

3.2 高壓器件切換過電壓抑制方案驗證

如圖11 所示為在直流電壓600 V、交流電壓110 V 條件下，傳統(tǒng)PS-PWM 的5L-ANPC 逆變器相電壓、相電流和S3、的電壓應(yīng)力波形。圖11（b）和（c）為參考信號Vref極性反轉(zhuǎn)時刻的具體波形，低壓器件S3、電壓應(yīng)力最高突增到492 V，達到額定工作電壓應(yīng)力的3 倍左右，并持續(xù)1.9 μs，接近死區(qū)時長2.0 μs。采用本文提出的安全換向方案的波形如圖12 所示，在具體的換向時刻可以看到，換向時電壓應(yīng)力突增的情況消失，逆變器正常運行。

圖11 傳統(tǒng)PS-PWM 的調(diào)制電壓、電流波形Fig.11 Modulation voltage and current waveforms under the traditional PS-PWM

圖12 優(yōu)化后電壓、電流波形Fig.12 Voltage and current waveforms after optimization

3.3 關(guān)機過電壓抑制方案驗證

圖13 是采用傳統(tǒng)驅(qū)動全封鎖關(guān)機方式的波形，進入關(guān)機階段后所有開關(guān)器件驅(qū)動同時封鎖。從實驗波形中可以看出，低壓器件S3、的電壓應(yīng)力突增，具有較高電壓應(yīng)力，電壓應(yīng)力為408 V，接近于額定電壓應(yīng)力的2.7 倍。

圖13 傳統(tǒng)驅(qū)動全封鎖關(guān)機波形Fig.13 Waveforms under the traditional shutdown scheme that turns off all drivers

圖14 為采用關(guān)機過電壓抑制方案的波形，可以看出，電壓應(yīng)力最高點為正常運行階段的226 V，關(guān)機后S3、的電壓應(yīng)力安全，并且電感電流迅速衰減為0，正常關(guān)機。

圖14 高壓管長導(dǎo)通并網(wǎng)關(guān)機波形Fig.14 Waveforms in shutdown process with highvoltage switches turning on（grid-connected）

4 結(jié)語

本文分析了5L-ANPC 逆變器的低壓器件和電壓應(yīng)力問題和抑制方法。通過增加電容Cw縮短S3、的換流回路，有效抑制了關(guān)斷應(yīng)力。針對高壓器件動作死區(qū)造成低壓器件電壓應(yīng)力問題，通過在開關(guān)死區(qū)之前將S3或預(yù)導(dǎo)通，可以防止S3或的過壓。針對關(guān)機過程中出現(xiàn)的電壓應(yīng)力問題，通過導(dǎo)通與電源電壓極性對應(yīng)的高壓管以防止S3或的過壓。以上S3或電壓應(yīng)力抑制方法在60 kW的三相5L-ANPC 逆變器實驗樣機得到驗證。