并聯(lián)型風(fēng)電變流器機(jī)側(cè)外管開路故障的容錯(cuò)控制

呂偉，王晗，張建文，陳根，蔡旭

（1.上海交通大學(xué)風(fēng)力發(fā)電研究中心，上海 200240；2.上海交通大學(xué)電子信息與電氣工程學(xué)院電氣工程系，上海 200240；3.電力傳輸與功率變換控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200240）

目前，海上風(fēng)電單機(jī)容量日趨增大，已逐漸接近10 MW功率等級(jí)。然而不同于陸上風(fēng)電，海上自然條件惡劣，并且交通不便，一旦機(jī)組發(fā)生故障，短時(shí)間內(nèi)無法維護(hù)，因此，這就要求海上風(fēng)電機(jī)組有較高的可靠性[1]。相比于兩電平拓?fù)?，中點(diǎn)鉗位型三電平拓?fù)渚哂须妷簯?yīng)力低、諧波小等優(yōu)勢(shì)，更適合于海上大功率風(fēng)電變流器。另一方面，為提高系統(tǒng)的可靠性、進(jìn)一步提升系統(tǒng)的功率，海上風(fēng)電變流器多采用并聯(lián)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)[2]，例如西門子、禾望電氣、陽光電源等廠家采用并聯(lián)拓?fù)渥鳛橹饕桨?。根?jù)海上風(fēng)電機(jī)組故障停運(yùn)統(tǒng)計(jì)數(shù)據(jù)分析，故障率最高的為電氣系統(tǒng)中IGBT功率器件。海上風(fēng)電具有波動(dòng)且隨機(jī)的特性，導(dǎo)致IGBT熱應(yīng)力劇烈變化，從而發(fā)生開路故障[3-4]。而IGBT短路故障則可以利用快速熔斷器的熔斷特性，通過串聯(lián)熔斷器轉(zhuǎn)化為開路故障[5]，因此本文僅對(duì)開路故障展開容錯(cuò)控制研究。

最簡單的容錯(cuò)控制策略是將故障變流器切除，正常變流器繼續(xù)運(yùn)行，但這樣系統(tǒng)必須降功率運(yùn)行，嚴(yán)重時(shí)將導(dǎo)致系統(tǒng)停機(jī)。因此，采用容錯(cuò)控制，增加系統(tǒng)的可用度，提升系統(tǒng)可靠性是海上風(fēng)電研究的熱點(diǎn)之一。文獻(xiàn)[6-7]在系統(tǒng)中設(shè)置冗余橋臂，當(dāng)系統(tǒng)發(fā)生IGBT功率器件故障時(shí)，切除故障橋臂，投入冗余橋臂即可實(shí)現(xiàn)容錯(cuò)，但該種方法增加了系統(tǒng)的初期硬件成本。文獻(xiàn)[8-9]采用虛擬橋臂重構(gòu)控制，連接直流母線中點(diǎn)與故障橋臂，形成虛擬橋臂，進(jìn)而容錯(cuò)運(yùn)行，該種方法也存在增加硬件成本的問題。相對(duì)地，軟件優(yōu)化層面上的容錯(cuò)控制更受業(yè)界歡迎。文獻(xiàn)[10-13]對(duì)多相電機(jī)的容錯(cuò)控制進(jìn)行了研究，并以諧波畸變率、銅耗、轉(zhuǎn)矩等為優(yōu)化目標(biāo)，提出了相應(yīng)的容錯(cuò)控制策略，但不適用于傳統(tǒng)的三相電機(jī)。文獻(xiàn)[14]提出了一種軟件層面上的重構(gòu)控制策略，該種方法具有一定的通用性，不受拓?fù)漕愋拖拗?，但電流指令重?gòu)的方式使得各相電流幅值差異較大，加劇了功率器件的熱應(yīng)力。

本文研究三電平變流器固有運(yùn)行特征，利用其外管在單位功率因數(shù)整流時(shí)沒有電流流過的特點(diǎn)，提出了一種基于無功環(huán)流注入的容錯(cuò)控制策略。當(dāng)三電平變流器外管發(fā)生開路故障時(shí)，通過在并聯(lián)系統(tǒng)中精確地注入無功環(huán)流，使得故障變流器運(yùn)行在單位功率因數(shù)狀態(tài)，系統(tǒng)得以容錯(cuò)運(yùn)行。與文獻(xiàn)[15]提出的d軸電流注入相比，本文提出的無功環(huán)流注入容錯(cuò)控制能有效降低發(fā)電機(jī)銅耗，并且整個(gè)系統(tǒng)的功率因數(shù)可以保持不變。最后通過仿真驗(yàn)證了所提出的容錯(cuò)控制策略的可行性。

1 系統(tǒng)描述

1.1 系統(tǒng)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

以永磁直驅(qū)全功率變換風(fēng)電機(jī)組為例，其系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示，風(fēng)電變流器采用三電平拓?fù)洳⒙?lián)結(jié)構(gòu)，共直流母線。

圖1 機(jī)側(cè)變流器并聯(lián)三電平拓?fù)涫疽鈭DFig.1 Parallel three-level topology of machine side wind power converter

1.2 數(shù)學(xué)模型

2 外管開路故障機(jī)理分析

2.1 三電平拓?fù)潆娏髀窂椒治?/h3>

三電平拓?fù)溆蠵，O，N三種開關(guān)狀態(tài)，開關(guān)狀態(tài) P 表示 Sx1，Sx2開通，Sx3，Sx4關(guān)斷（x=a，b，c，下同）；開關(guān)狀態(tài)O表示Sx2，Sx3開通，Sx1，Sx4關(guān)斷；開關(guān)狀態(tài)N表示Sx3，Sx4開通，Sx1，Sx2關(guān)斷。根據(jù)電流方向和開關(guān)狀態(tài)的不同，三電平拓?fù)涔灿辛N電流路徑，如圖2所示。

圖2 三電平NPC拓?fù)涞碾娏髀窂脚c開關(guān)狀態(tài)Fig.2 Current paths and switching states of three-level NPC topology

三電平拓?fù)涞碾娏髀窂脚c其工作模式密切相關(guān)，整流模式和逆變模式的電流路徑并不相同。當(dāng)變流器工作在單位功率因數(shù)逆變模式，正向電流路徑如圖2c、圖2e所示，負(fù)向電流路徑如圖2b、圖2d所示，當(dāng)Sx1或Sx4發(fā)生開路故障時(shí)，圖2b或圖2e所示的電流路徑將缺失。當(dāng)變流器工作在單位功率因數(shù)整流模式，正向電流路徑如圖2a、圖2c所示，負(fù)向電流路徑如圖2d、圖2f所示，由于這些路徑均不包含Sx1或Sx4，當(dāng)Sx1或Sx4發(fā)生開路故障時(shí)，不影響其電流路徑。表1列出了不同運(yùn)行模式下三電平NPC變流器的電流路徑。

表1 三電平NPC變流器的電流路徑Tab.1 Current paths of three-level NPC converter

2.2 外管開路故障分析

由于發(fā)電機(jī)繞組的電感和電阻的作用，發(fā)電機(jī)端電壓us與轉(zhuǎn)子磁鏈感應(yīng)電動(dòng)勢(shì)es之間存在一定的相位差，假設(shè)定子電流is與感應(yīng)電動(dòng)勢(shì)es同相位，永磁發(fā)電機(jī)端電壓us與電流is的相位關(guān)系如圖3所示，根據(jù)電壓電流方向，一個(gè)基波周期內(nèi)，輸出波形可以分為四個(gè)區(qū)域。其中，區(qū)域Ⅰ、區(qū)域Ⅲ的時(shí)間長度遠(yuǎn)小于區(qū)域Ⅱ、區(qū)域Ⅳ，區(qū)域Ⅰ、區(qū)域Ⅲ的時(shí)間間隔的長短與電流幅值、調(diào)制度密切相關(guān)。由2.1的分析可知，當(dāng)Sx1或Sx4發(fā)生開路故障時(shí)，會(huì)影響區(qū)域Ⅲ或區(qū)域Ⅰ的電流路徑，如圖4所示。

圖3 外管開路故障對(duì)電流路徑的影響Fig.3 Influence of outer IGBT open-circuit fault on current path

圖4 區(qū)域Ⅰ和區(qū)域Ⅲ外管開路故障前后電流流通路徑Fig.4 Current paths before and after opencircuit faults in zoneⅠand zoneⅢ

具體地，區(qū)域Ⅲ在Sx1故障前電流流通路徑如圖4a深色部分所示，而故障后，電流經(jīng)過二極管D1續(xù)流，如圖4b深色部分所示。故障前變流器輸出電壓為0電平和正電平的PWM波，而故障后，由于電流路徑的缺失，變流器輸出電壓始終為0電平，us將在區(qū)域Ⅲ產(chǎn)生畸變，進(jìn)而影響到對(duì)應(yīng)相電流。由于采用三相三線制，畸變的故障相電流也會(huì)影響另外兩相。對(duì)于區(qū)域Ⅰ外管開路故障的分析同理可得。

3 無功環(huán)流注入容錯(cuò)控制

3.1 外管開路故障容錯(cuò)控制策略

Sx1，Sx4開路故障下會(huì)造成區(qū)域Ⅰ、區(qū)域Ⅲ內(nèi)電流路徑的缺失從而導(dǎo)致輸出電流畸變。因此，只要避免故障變流器運(yùn)行在區(qū)域Ⅰ、區(qū)域Ⅲ內(nèi)，就可以實(shí)現(xiàn)外管開路故障的容錯(cuò)控制。

兩臺(tái)變流器的并聯(lián)系統(tǒng)如圖1所示，本文以機(jī)側(cè)變流器1的外管開路故障為例，展開容錯(cuò)控制研究。變流器 1 Sx1，Sx4開路故障指的是a，b，c三相中任意一相，即所提控制策略對(duì)于變流器三相橋臂外管開路故障均適用。由于無功環(huán)流注入容錯(cuò)控制本質(zhì)上是使故障變流器運(yùn)行在單位功率因數(shù)整流狀態(tài)，故該容錯(cuò)控制策略不適用于網(wǎng)側(cè)變流器。對(duì)于內(nèi)管開路故障，無功環(huán)流注入容錯(cuò)控制不再適用。內(nèi)管開路同時(shí)阻斷了外管的電流路徑，常規(guī)的軟件策略較難實(shí)現(xiàn)故障容錯(cuò)，一般采用冗余橋臂的方式。由于內(nèi)管開路故障不是本文研究重點(diǎn)，這里不予討論。

圖5為功環(huán)流注入容錯(cuò)控制下的電壓電流示意圖。

圖5 功環(huán)流注入容錯(cuò)控制下的電壓電流示意圖Fig.5 Diagram of voltage and current after fault tolerant control with reactive circulating current injection

并聯(lián)型三電平變流器，電流is1=is2，其電壓、電流示意圖如圖5a所示。

假設(shè)變流器1的Sx1發(fā)生開路故障，在并聯(lián)變流器內(nèi)部注入無功環(huán)流isd1=-isd2，則故障變流器1、正常變流器2的電流分別變?yōu)閕sf，ish，無功環(huán)流注入容錯(cuò)控制的電壓電流示意圖如圖5b所示。通過在并聯(lián)變流器內(nèi)部注入無功環(huán)流，故障變流器1的運(yùn)行區(qū)域Ⅰ、區(qū)域Ⅲ消除了，正常變流器2的運(yùn)行區(qū)域Ⅰ、區(qū)域Ⅲ擴(kuò)展了。

由圖5b可知，為了消除故障變流器1的運(yùn)行區(qū)域Ⅰ、區(qū)域Ⅲ，需要精確注入無功環(huán)流，過多或過少的無功環(huán)流都會(huì)使得運(yùn)行區(qū)域Ⅰ、區(qū)域Ⅲ繼續(xù)存在，這樣就不能消除外管開路故障導(dǎo)致的電流畸變。

假設(shè)永磁發(fā)電機(jī)反電動(dòng)勢(shì)es、定子電流is相位角為零，其幅值分別為Es，Is，發(fā)電機(jī)端電壓us的相位角為θ，幅值為Us，則

式中：Zs為永磁發(fā)電機(jī)的定子阻抗；Ls，Rs分別為發(fā)電機(jī)定子繞組的電感和電阻；ωs為轉(zhuǎn)子電氣角頻率。

由式（3）可得θ為

則并聯(lián)變流器內(nèi)部注入的無功環(huán)流分別為

式中：上標(biāo)“*”表示控制給定值。

3.2 無功環(huán)流注入容錯(cuò)控制功率約束條件

注入無功環(huán)流的大小需要考慮變流器的系統(tǒng)容量約束條件：

式中：isq1為變流器的q軸電流；irated為單個(gè)變流器的額定電流。

式（7）的含義為不降低系統(tǒng)有功出力的情況下，變流器所能承受的最大無功環(huán)流。

考慮外管開路故障后，當(dāng)有功電流受到器件額定電流限制時(shí)，降低有功電流，優(yōu)先滿足容錯(cuò)運(yùn)行時(shí)無功環(huán)流的需求。因此變流器故障前后輸出最大有功功率之比為

式中：iqf為故障后的輸出有功電流；iqh為故障前的輸出有功電流。

式（8）的含義為：風(fēng)速波動(dòng)造成風(fēng)電機(jī)組功率波動(dòng)時(shí)，當(dāng)機(jī)側(cè)輸出功率滿足變流器電流幅值小于其額定電流值，無功環(huán)流注入容錯(cuò)控制無需降低故障前的變流器輸出有功能力；當(dāng)電流幅值超過功率器件額定電流值時(shí)，為滿足變流器故障容錯(cuò)運(yùn)行，必須降低其有功出力。即在低風(fēng)速運(yùn)行區(qū)，由于變流器橋臂電流未達(dá)到其電流極限值，能夠滿足最大功率跟蹤和故障容錯(cuò)的要求；而當(dāng)風(fēng)速增大，橋臂電流達(dá)到電流極限值，此時(shí)為了滿足容錯(cuò)運(yùn)行，需降低系統(tǒng)有功出力。

3.3 無功環(huán)流注入容錯(cuò)與d軸電流注入容錯(cuò)損耗對(duì)比分析

根據(jù)文獻(xiàn)[16]的研究，功率器件損耗主要包括開關(guān)損耗和導(dǎo)通損耗。開關(guān)損耗中IGBT主要包含開通損耗和關(guān)斷損耗，二極管開通損耗相比反向恢復(fù)損耗可以忽略不計(jì)，因此只考慮反向恢復(fù)損耗。開關(guān)損耗一般用E-switch特性[17]進(jìn)行估算，導(dǎo)通損耗則是對(duì)導(dǎo)通時(shí)間內(nèi)的損耗進(jìn)行積分。對(duì)于三電平變流器a相上橋臂與下橋臂損耗相等，b、c相損耗與a相相等，故僅對(duì)a相上橋臂損耗進(jìn)行分析即可。根據(jù)文獻(xiàn)[16]，中點(diǎn)鉗位型三電平變流器有如下式所示的實(shí)用計(jì)算公式：

式中：Pswtich為開關(guān)損耗；fc為開關(guān)頻率；Udc為直流母線電壓；Im為相電流幅值；Ubase為測試基準(zhǔn)電壓；aT，bT，cT為IGBT損耗特性擬合系數(shù)；aD，bD，cD為二極管損耗特性擬合系數(shù)。

將IGBT開關(guān)損耗求和可得器件總開關(guān)損耗。

IGBT與二極管導(dǎo)通損耗計(jì)算過程可參考文獻(xiàn)[16]，這里只給出總損耗：

式中：Usat，Rcon分別為器件的飽和壓降與導(dǎo)通電阻。

根據(jù)式（9）和式（10），功率器件的總開關(guān)損耗與總導(dǎo)通損耗與功率因數(shù)角無關(guān)，功率因數(shù)角只影響損耗在變流器內(nèi)部各器件之間的分布。

無功環(huán)流注入與d軸電流注入系統(tǒng)功率流動(dòng)示意圖如圖1所示，d軸電流注入容錯(cuò)控制下，兩變流器均發(fā)出無功，無功電流流經(jīng)發(fā)電機(jī)繞組，改變了發(fā)電機(jī)的功率因數(shù)；無功環(huán)流注入容錯(cuò)控制下，故障變流器發(fā)出無功，健康變流器吸收無功，無功電流僅在變流器內(nèi)部流動(dòng)，不流進(jìn)發(fā)電機(jī)繞組，因此，發(fā)電機(jī)繞組功率因數(shù)不改變，即發(fā)電機(jī)反電動(dòng)勢(shì)與繞組電流相位差可由變流器端電壓控制，故障前后不改變。無功環(huán)流注入僅改變了健康變流器的功率因數(shù)角，使得其功率器件損耗分布與故障變流器不一致，但由前述分析所得結(jié)論，功率器件總損耗與功率因數(shù)角無關(guān)，因此d軸電流注入與無功環(huán)流注入容錯(cuò)控制策略下，忽略電容電感損耗、傳導(dǎo)損耗等次要損耗的差異，兩者變流器總功率損耗一致。

永磁同步發(fā)電機(jī)定子繞組的功率損耗為

由式（11）可得，無功環(huán)流注入容錯(cuò)控制并不會(huì)額外增加發(fā)電機(jī)定子繞組的功率損耗。

無功環(huán)流注入容錯(cuò)控制下永磁同步發(fā)電機(jī)定子繞組的功率損耗為

d軸電流注入容錯(cuò)控制[15]下，永磁電機(jī)繞組的功率損耗為

式（12）減去式（13）得：

由式（14）可得，與d軸電流注入容錯(cuò)控制相比，無功環(huán)流注入容錯(cuò)控制可以減少發(fā)電機(jī)定子繞組的銅損。而兩種容錯(cuò)控制變流器功率器件損耗一致，忽略電感電容損耗、傳導(dǎo)損耗等次要損耗的差異，無功環(huán)流注入容錯(cuò)控制相比d軸電流注入容錯(cuò)控制降低了總損耗，提升了發(fā)電效率。

4 仿真驗(yàn)證

為了驗(yàn)證提出的基于無功環(huán)流注入的三電平變流器外管開路故障容錯(cuò)控制策略，在Matlab/PLECS中搭建仿真系統(tǒng)，系統(tǒng)結(jié)構(gòu)如圖1所示，系統(tǒng)主要參數(shù)為：額定功率2 MW；額定頻率14.4 Hz；額定轉(zhuǎn)速18 r/min；額定線電壓690 V；極對(duì)數(shù)40；定子相電阻 0.007 3 Ω；d/q軸電感 1.3/2.3 mH；磁鏈6 Wb。以變流器1外管Sa1開路故障為例進(jìn)行仿真驗(yàn)證，并對(duì)比d軸電流注入容錯(cuò)控制與無功環(huán)流注入容錯(cuò)控制的性能。仿真工況為：永磁發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速18 r/min，發(fā)電功率1 MW。

圖6分別給出了變流器1外管Sa1開路故障后d軸電流注入容錯(cuò)控制下故障變流器1的三相電流波形，故障橋臂a1的相電壓、電流波形，變流器1、變流器2的d軸電流和發(fā)電機(jī)電磁轉(zhuǎn)矩波形。

圖6 Sa1開路故障后d軸電流注入容錯(cuò)控制下并聯(lián)系統(tǒng)的相關(guān)波形Fig.6 Waveforms of parallel system after open-circuit fault Sa1 under d-axis current injection fault-tolerant control

由圖6可知，0.4 s時(shí)變流器1外管Sa1發(fā)生開路故障，a1相輸出電流發(fā)生畸變，導(dǎo)致變流器1的d軸電流、發(fā)電機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩發(fā)生脈動(dòng)。0.55 s時(shí)開始d軸電流注入容錯(cuò)控制，并聯(lián)系統(tǒng)中注入d軸電流，消除了a1相電流由正到負(fù)過零點(diǎn)后的電流畸變，此時(shí)變流器1、變流器2的d軸電流均為-121 A。并聯(lián)系統(tǒng)注入的總d軸電流為單個(gè)變流器的兩倍。通過注入d軸電流，消除了外管Sa1開路故障導(dǎo)致的電流畸變和發(fā)電機(jī)電磁轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)。

圖7分別給出了變流器1外管Sa1開路故障后無功環(huán)流注入容錯(cuò)控制下故障變流器1的三相電流波形，故障橋臂a1的相電壓、電流波形，變流器1、變流器2的d軸電流和發(fā)電機(jī)電磁轉(zhuǎn)矩波形。

圖7 Sa1開路故障后無功環(huán)流注入容錯(cuò)控制下并聯(lián)系統(tǒng)的相關(guān)波形Fig.7 Waveforms of parallel system after open-circuit fault of Sa1 under proposed reactive circulating current injection fault-tolerant control

由圖7可知，0.4 s時(shí)變流器1外管Sa1發(fā)生開路故障，a1相輸出電流發(fā)生畸變，導(dǎo)致變流器1的d軸電流、發(fā)電機(jī)的電磁轉(zhuǎn)矩發(fā)生脈動(dòng)。0.55 s時(shí)開始無功環(huán)流注入容錯(cuò)控制，并聯(lián)變流器內(nèi)部注入無功環(huán)流，消除了a1相電流由正到負(fù)過零點(diǎn)后的電流畸變。此時(shí)變流器1、變流器2的d軸電流分別為-121 A和121 A。并聯(lián)系統(tǒng)的總d軸電流為0。通過注入無功環(huán)流，消除了外管Sa1開路故障導(dǎo)致的電流畸變和發(fā)電機(jī)電磁轉(zhuǎn)矩脈動(dòng)。

由于三相系統(tǒng)對(duì)稱性，無功環(huán)流注入之后，故障變流器1工作在單位功率因數(shù)整流狀態(tài)，即變流器輸出電壓Ua1o與電流ia1，Ub1o與ib1，Uc1o與ic1均同相位，因此理論上三相橋臂所有外管故障均能容錯(cuò)運(yùn)行，為驗(yàn)證理論正確性，進(jìn)行了多個(gè)外管故障時(shí)的仿真驗(yàn)證。

由于注入的無功電流只在并聯(lián)變流器內(nèi)部流動(dòng)，并不影響系統(tǒng)的總d軸電流大小，此時(shí)永磁同步發(fā)電機(jī)仍然處于零d軸電流控制，提出的容錯(cuò)控制策略不改變系統(tǒng)的功率因數(shù)，避免了d軸電流注入容錯(cuò)控制對(duì)系統(tǒng)功率因數(shù)的改變與發(fā)電機(jī)定子繞組額外銅損的增加。

基于無功環(huán)流注入的容錯(cuò)控制，相比故障前，雖然不可避免地增加了變流器的功率損耗，但是可以使并聯(lián)系統(tǒng)繼續(xù)容錯(cuò)運(yùn)行，向電網(wǎng)輸出功率，避免了風(fēng)電機(jī)組停機(jī)導(dǎo)致的巨大經(jīng)濟(jì)損失。因此，無功環(huán)流注入容錯(cuò)控制實(shí)現(xiàn)風(fēng)電機(jī)組故障后容錯(cuò)運(yùn)行，提高了系統(tǒng)的可用度，提升了風(fēng)電機(jī)組的經(jīng)濟(jì)效益。

5 結(jié)論

本文針對(duì)三電平變流器外管開路故障，提出了一種無功環(huán)流注入的故障容錯(cuò)控制策略。注入無功環(huán)流后，故障變流器將運(yùn)行在單位功率因數(shù)狀態(tài)，故障外管不再有電流流過，有效降低了輸出電流諧波，并提升了系統(tǒng)的故障運(yùn)行功率。所提出的容錯(cuò)控制策略較d軸電流注入的容錯(cuò)控制策略，降低了發(fā)電機(jī)繞組銅耗，且不改變整個(gè)系統(tǒng)的功率因數(shù)。

該控制策略為軟件層面上的優(yōu)化，無需增加硬件成本。仿真結(jié)果驗(yàn)證了提出的容錯(cuò)控制策略的可行性，有利于提升海上風(fēng)電的可靠性、可用度。