基于新型矢量選擇表的電壓型三電平中性點鉗位整流器直接功率控制策略

李 寧王 躍王兆安

（1. 西安交通大學電氣工程學院 西安 710049 2. 西安理工大學自動化與信息工程學院 西安 710048）

基于新型矢量選擇表的電壓型三電平中性點鉗位整流器直接功率控制策略

李 寧1,2王 躍1王兆安1

（1. 西安交通大學電氣工程學院 西安 710049 2. 西安理工大學自動化與信息工程學院 西安 710048）

在電壓型三電平中性點鉗位（NPC）整流器的控制策略中，直接功率控制（DPC）策略具有算法簡單和動態性能好的優點。分析了電壓型三電平NPC整流器DPC策略的基本原理，推導了系統瞬時功率與交、直流側參數的關系，并研究了系統直流電壓利用率對瞬時功率的影響，提出一類新穎的三電平NPC整流器DPC策略。該策略將系統直流電壓利用率分成若干區域，在每個區域中選擇不同的矢量選擇表對系統瞬時功率進行控制。此外，通過合理選擇DPC策略矢量表對應的開關狀態，解決了三電平NPC整流器直流電容電壓不平衡問題。最后，針對某些直流電壓利用率區間內系統瞬時無功功率存在非正常波動問題，分析其產生原因，并通過添加過渡扇區及與之對應的矢量選擇表格，對系統瞬時無功功率的非正常波動進行修正。仿真和實驗驗證了理論分析的正確性。

電壓型三電平中性點鉗位整流器 直接功率控制策略 直流電壓利用率 直流電容電壓不平衡 瞬時無功功率 非正常波動

0 引言

電壓型三電平中性點鉗位（Neutral Point Clamped, NPC）整流器是目前最常用的多電平整流器[1]，相比傳統的兩電平整流器，三電平整流器具有輸出功率大、輸出波形THD小、器件電壓應力和系統EMI低等多方面的優點，因而被廣泛地應用于各種中、高壓大功率場合[2,3]。

20世紀90年代以來，針對三電平NPC整流器的研究有很多，其中，高性能控制策略是一個研究熱點。目前，在三電平NPC整流器中，最常用的控制策略是電壓定向控制（Voltage Oriented Control, VOC）策略。1983年，H. Akagi教授提出了著名的瞬時無功功率理論[4-6]，為新型電力電子變流器控制策略的產生提供了重要理論基礎；20世紀 80年代中期，日本的 I. Takahashi教授和德國魯爾大學的M. Depenbrock教授分別提出圓形直接轉矩控制方案[7]和六邊形直接轉矩控制方案[8]；1991年，T. Ohnishi教授結合瞬時功率理論和直接轉矩控制提出直接功率控制（Direct Power Control, DPC）策略[9,10]，該策略將瞬時有功功率和無功功率用于PWM 整流器閉環控制系統中，實現了對系統功率的精確控制。自此以后，DPC策略被不斷地發展，并應用于各種電力電子變流器與各種環境中。

與VOC策略相比，DPC策略直接選擇合適的矢量實現對瞬時功率的控制，因而具有算法簡單和動態響應更好等優點[11-14]。然而，由于三電平NPC整流器的特殊性及矢量復雜性，DPC策略的應用遠不如VOC策略廣泛。在可見的三電平NPC整流器DPC策略研究文獻中，主要的研究內容是瞬時功率求解、功率內環和電壓外環三部分。在DPC策略瞬時功率求解中，主要研究點為瞬時功率的計算或估算方法；在功率內環模塊中，傳統DPC策略的主要研究點是根據控制需要改進DPC矢量選擇表格，同時也有學者根據DPC策略開關頻率不固定的特點，提出各種穩定開關頻率的DPC方案；在電壓外環的研究中，主要研究內容為外環控制器的設計，除了傳統的比例積分（Proportional Integral, PI）控制器以外，目前應用的還有滑模變控制器和模糊控制器等[15-18]。但是，鮮有文章研究直流電壓利用率這一重要指標對DPC策略矢量選擇的影響。本文在三電平NPC數學模型的基礎上，全面分析了三電平NPC整流器 DPC策略中直流電壓利用率對矢量選擇表的影響，針對不同的系統直流電壓利用率區間，應用不同的矢量選擇表對系統瞬時功率進行控制。在三電平NPC整流器中，直流電容電壓波動也是一個亟待解決的問題，本文通過合理選擇矢量選擇表中各矢量對應的開關狀態解決了三電平 NPC整流器存在的直流電容電壓不平衡問題。針對在某些直流電壓利用率區間內，應用現有矢量選擇表會引起瞬時無功功率波動這一實際問題，本文分析了瞬時無功功率異常波動的原因，并通過添加過渡扇區及與之相關的矢量選擇表格實現了瞬時無功功率的精確控制。最后，通過仿真和實驗對本文的理論分析進行了驗證。

1 三電平NPC整流器DPC系統數學模型

圖1 三電平NPC整流器主電路拓撲等效電路Fig.1 Equivalent circuit of three-level NPC rectifier

圖1為三電平NPC整流器等效電路。圖中，每相橋臂的電路結構可以簡化為一個與直流側電容相通的單刀三擲開關。本節中將以該等效電路為基礎，在三相電路平衡的情況下，推導三電平NPC整流器DPC策略的數學模型。圖1中，ua、ub和uc為電網相電壓，N為其參考點；Rs、Ls分別為線路等效電阻和網側電感；ia、ib和 ic為三相電流；Sx(x=a,b,c)為開關函數，Sx=Sxy(y=p,o,n)時x相輸出y電平；C1、C2為直流電容（C1=C2=C），uC1和 uC2為兩電容的電壓；ip和in分別為流入p點和n點的電流；iC1和iC2為流過直流電容的電流；LL和 RL分別為負載側等效電感和電阻；iL為負載電流。

將圖1中各量變換到兩相同步旋轉坐標系中，可得整流器的數學模型為

式中，ud、uq及id、iq分別表示三相電壓ux和ix(x=a,b,c)在同步旋轉坐標系中的對應值；Sdy和 Sqy分別為開關函數Sxy(x=a,b,c；y=p,n)在d、q軸上的對應值。

根據瞬時無功功率理論，三相電路瞬時功率為

式中，ud和uq分別為電網電壓的d軸和q軸分量。當d軸始終與參考電壓矢量重合時，uq=0，此時瞬時功率的表達式為

由式（1）可知，在dq軸上，系統電壓和電流滿足

式中，ω為同步旋轉坐標系的角速度；θ 為旋轉坐標系轉過的角度，θ =ωt。將式（4）的左右兩邊同乘以ud，并結合式（3）得

定義參考電壓矢量在z（z=d,q）軸上的投影urz為

實際應用中一般忽略Rs項的影響，考慮到du=（U為相電壓有效值），有

實際中為了簡化分析難度，往往忽略式（7）中的耦合項[9,10,17]，則有

由式（8）可知，參考電壓矢量在d軸的投影決定了系統瞬時有功功率增量，其在q軸的投影決定了系統瞬時無功功率增量，據此可以選擇開關矢量對瞬時功率進行控制。

2 基于直流電壓利用率的新型三電平DPC矢量選擇表

圖2為三電平NPC整流器DPC系統控制框圖。圖中，內環方案尤其是開關狀態選擇表是DPC系統的重要組成部分。本節著重分析各矢量對系統瞬時功率的影響。

2.1三電平NPC整流器各矢量對瞬時功率的影響

圖3a為NPC型三電平整流器空間電壓矢量分布，圖中共有 6個幅值為的大矢量（Udc為三電平NPC整流器直流總電壓，矢量長度求解時采用等功率變換矩陣），6個幅值為的中矢量，6個幅值為的個小矢量及一個零矢量。為了分析各矢量對瞬時功率的影響，將整個空間矢量圖分為12個扇區（θ1～θ12），具體如圖3b所示，文中將編號為奇數的扇區稱為奇數扇區，編號為偶數的扇區稱為偶數扇區。

圖3　三電平NPC整流器電壓矢量及DPC策略扇區劃分Fig.3 Vectors and sector division of DPC system in three-level NPC rectifier

為了準確地分析功率與各參考電壓矢量的關系，引入直流電壓利用率η 表征交流側線電壓峰值和直流總電壓Udc的比例關系

式中，η 的取值決定了參考電壓矢量的運行區域，具體如圖4所示。在DPC策略的矢量選擇中，做如下設定：為了減小系統的損耗，降低du/dt，優先選擇參考電壓矢量所在大扇區（相鄰大矢量圍成三角形）中距參考矢量最近的合適矢量。如當參考電壓矢量落在第1、2扇區時，先考慮由V0、VL1和VL2構成三角形中合適矢量。

圖4　三電平整流器各矢量與直流電壓利用率η 的關系Fig.4 Relations between η and voltage vectors in three-level NPC rectifier

在三電平NPC整流器DPC中，定義參考電壓矢量Vref與相電壓Ux(x=a,b,c)的關系為

圖5　三電平NPC整流器各矢量在dq軸上的投影Fig.5 The projection of each vector in dq axes of three-level NPC rectifier

根據式（11），可以得到第一扇區中各矢量在dq軸上的投影長度范圍，由式（8）可得各矢量對瞬時功率的影響，見表 1。其中，“+”表示選擇該矢量可以使瞬時功率增加，“-”表示選擇該矢量可以使瞬時功率減小，“※”表示選擇該矢量對瞬時功率無影響，“*”表示選擇該矢量對瞬時功率的影響不確定，“?”表示不存在。

表1　參考電壓處于第一扇區時不同η 值情況下，各矢量對瞬時功率的影響Tab.1 Influence of each vector on instantaneous power with different η in sector 1

（續）

表2　參考電壓處于第一扇區時，各矢量對瞬時功率的影響Tab.2 Influence of each vector on instantaneous power in sector 1

表3　三電平NPC整流器DPC策略矢量選擇表Tab.3 Vector selection table of DPC strategy used in three-level NPC rectifier

表 3中，Sp、Sq表示給定功率與實際瞬時功率比較后得到的開關信號；Sp、Sq的計算式為

式中，Hz為瞬時功率滯環寬度。

表3為目前較為準確的三電平DPC矢量表[15]，經過本文的分析發現，表3只適用于的情況。

2.2考慮直流電壓利用率的三電平DPC系統矢量選擇表

(3)彈性地基中的應力及位移的作用主要發生在正交各向異性板底部的有限區域內，在水平向大于板邊長1.5倍，深度大于4倍板厚的區域，沖擊荷載引起的應力及位移較小。

通過2.1節的分析發現三電平NPC整流器DPC策略的傳統矢量選擇表只適用于的情況。當η 在其他情況下，應用上述表格在某些情況下會出現一定的失控現象，故實際中需要對以上的表格進行調整。由圖 4可知，η 的實際范圍為對η 的范圍討論如下。

（2）當η∈(0,1/2)時，電壓合矢量位于6個小矢量構成正六邊形的內切圓中，系統直流電壓利用率過低，本文不予考慮此種情況。

表4　三電平NPC整流器DPC策略矢量選擇表Tab.4 Vector selection table of DPC strategy used in three-level NPC rectifier

仍然以VM1為例，求解選擇VM1對瞬時有功功率不變的情況，有

將η 值的表達式與中矢量的長度代入式（13），解得

根據式（14），可以得到在第一扇區中，VM1對瞬時功率的影響如下

2.3三電平NPC整流器DPC策略中直流電容電壓的平衡控制

三電平NPC整流器存在兩個直流電容，這兩個電容的電壓均衡問題也就成為三電平 NPC整流器控制的一個關鍵問題[19]。在三電平 NPC整流器的DPC策略中，矢量選擇表給出的是滿足功率變化需要的矢量，而不是直接的開關狀態。在圖3b中，小矢量和中矢量會對直流電容電壓的均衡產生影響。而每個小矢量對應兩個開關狀態，故可以通過合理選擇小矢量的開關狀態來平衡中性點電壓。

由圖1可以得到中性點電流io的表達式為

據此，可以定義

根據式（17）、表3和表4，當選擇表3和表4中的小矢量時，根據中性點電流方向合理選擇小矢量對應的開關狀態，就可以實現直流電容電壓的平衡控制，小矢量開關狀態選擇見表5。

表5　電容電壓平衡的三電平DPC策略開關狀態選擇表Tab.5 Switching states selection table of three-level DPC system based on DC capacitor voltage balance

3 三電平NPC整流器瞬時無功功率的波動抑制

在實際應用本文提出的三電平DPC策略時，系統瞬時無功功率在某些時間內存在較大波動。圖 6為采用表 3作為矢量選擇表（η =0.8）時系統瞬時有功功率波動Δp和無功功率波動Δq，與負載電流的關系，系統設定的最大瞬時功率波動為 1%。仿真發現在相電流交點處系統瞬時無功功率存在異常波動，該波動將極大影響系統的整體性能。為了抑制該波動，本文提出了三種解決方案，并對其進行對比研究。

圖6　三電平DPC系統單個工頻周期仿真（η =0.8）Fig.6 Simulation results of three-level DPC strategy in single fundamental period (η =0.8)

3.1含過渡扇區的三電平DPC策略矢量選擇表（DPC-TA）

本文提出的三電平 DPC策略矢量選擇表共有12個扇區，在扇區之間切換時，可能存在矢量誤選現象。如在1、2扇區間切換時，若合矢量位于第1扇區而誤選第2扇區對應的矢量，會導致瞬時功率得不到及時調節。當DPC策略瞬時功率滯環寬度較小、系統開關頻率較高時，誤選對系統的影響很小，可以忽略。但當系統瞬時功率滯環寬度較大、開關頻率較低時，誤選矢量的作用時間變長，對系統產生影響較大。見表3所列，如果電壓合矢量在第一扇區內，經過比較得到Sp=0、Sq=0（有功、無功都需減小），理論上應該選擇矢量VL1，但是由于處于扇區邊界，系統錯誤地認為電壓合矢量位于第二扇區，此時系統會選擇VM1對功率進行控制，此矢量的實際結果為Sp=0、Sq=1（有功減小，無功增加），使系統的無功進一步增大。

一種簡單的解決方案是引入過渡扇區、輸出過渡矢量來減小系統瞬時功率非正常波動。常用的過渡矢量選擇方法是在過渡扇區中添加相鄰兩個扇區的公共矢量[20]。在三電平NPC整流器DPC策略中，存在如下兩種扇區過渡情況：

（1）從偶數扇區過渡到奇數扇區。此時兩個扇區的公共矢量為小矢量和大矢量。選擇兩個扇區的公共小矢量作為過渡矢量，除了可以減小系統的非正常瞬時波動外，還可以為下一個扇區的開關矢量選擇做準備（公共小矢量距離下一個扇區的可選矢量距離較近，可避免出現多相跳變的情況）。

（2）從奇數扇區過渡到偶數扇區，此時公共矢量為中矢量，選擇中矢量作為過渡矢量。

根據以上分析，可以得到一種簡單的含過渡扇區的三電平DPC策略矢量選擇表（簡稱DPC-TA），表 6中給出了時DPC-TA表的具體矢量。其中表示從奇數扇區轉向偶數扇區的過渡扇區表示從偶數扇區轉向奇數扇區的過渡扇區，文中設定過渡扇區對應圓心角（如圖4所示）為1°，即當圓心角的范圍為29.5°～30.5°時輸出扇區中的對應矢量。

表6　三電平DPC策略矢量選擇表（DPC-TA）Tab.6 Vector selection table of DPC strategy (DPC-TA)

3.2改進的含過渡扇區的三電平DPC策略矢量選擇表（DPC-TB）

3.1節中過渡矢量的選擇沒有考慮其對瞬時功率的影響。仍以表3為研究對象，考慮從奇數扇區向偶數扇區過渡時矢量誤選情況（以第1扇區過渡到第 2扇區為例）。由 3.1節知，如果 Sp=0、Sq=0時出現矢量誤選擇，將使無功功率波動變大；如果Sp=0、Sq=1時出現扇區的誤選擇，對瞬時功率的影響不變。繼續分析其他扇區間過渡的情況，可以得到表7所列的矢量誤選對系統瞬時功率影響。表7中，θ2i?1→θ2i（i=1,…,6）表示奇數扇區向偶數扇區過渡的情況，θ2i→θ2i+1（i=1,…,6）表示偶數扇區向奇數扇區過渡的情況；Δp、Δq表示在扇區過渡時，合矢量在上一個扇區而誤選下一個扇區內矢量時對瞬時功率的影響，“＞0”表示瞬時功率增加，“＜0”表示瞬時功率減小；E表示矢量誤選與瞬時功率理論期望變化之際的關系，“√”表示矢量誤選的結果與期望相符，“×”表示誤選的結果與期望不符。

表7　三電平DPC策略矢量誤選對瞬時功率的影響Tab.7 Influence on instantaneous power with improper vector selection

表8　三電平DPC策略矢量選擇表（DPC-TB）Tab.8 Vector selection table of DPC strategy (DPC-TB)

基于表 7，只有少數情況下矢量誤選將引起瞬時功率的非正常變化，因而只需要對這些引起系統瞬時功率非正常變化的矢量誤選進行修正。據此本文提出一種改進的帶過渡扇區三電平 DPC系統矢量選擇表（簡稱DPC-TB），表8給出了3/2)時 DPC-TB表的具體矢量。其中， θi′和 θi′（i=1,…,6）分別表示從奇數扇區轉向偶數扇區和從偶數扇區轉向奇數扇區的過渡扇區，設定過渡扇區對應圓心角為1°。

3.3考慮瞬時功率耦合項的三電平DPC策略矢量選擇表（DPC-TC）

3.1節和3.2節著重分析了扇區過渡時矢量誤選對系統瞬時功率的影響。實際中，還有一個很重要、會影響瞬時功率波動的量——瞬時功率的耦合項。一般認為，DPC策略的理論基礎為式（8），該式中為了分析方便忽略了瞬時功率的耦合項，若系統額定無功功率為0，式（7）可以簡化為

實際中，Ls為交流側電感，其感抗值因存在理論下限而不可能無限小[2]，因而耦合項ωLsp對系統瞬時無功功率的影響不可能忽略不計。

以圖6為例，圖6是在三相參考電壓滿足式（18）時得到的，考慮瞬時無功功率第一個波動較大的區域（θ ≈30°）。圖7為瞬時無功功率波動較大區域矢量在dq軸的投影情況，此時參考電壓矢量處于第10和第11兩個扇區（見表3）的相鄰陰影區域。由圖6可知，系統瞬時無功大于給定值，瞬時有功在給定值附近波動，所以Sq=0，Sp=1或0。由表3可知，在Sp=1、Sq=0時，輸出矢量為VS6；在Sp=0、Sq=0時，輸出矢量為VL6。由圖7可知，VS6和VL6在q軸上的投影為負，根據式（8），系統瞬時無功功率將逐漸減小，但由圖6可知瞬時無功功率的波動先變大后變小，與理論分析（式（8））不符。若考慮含有耦合項的式（18），圖6的情況就很容易解釋了。在式（18）中，q軸上存在耦合項ωLsp（始終為正），當3Uurq＞ωLsp時，3Uurq+ωLsp始終為正，無功功率持續增加，直至3Uurq＜?ωLsp后瞬時無功功率才逐漸變小。

圖7　瞬時無功功率波動較大區域矢量在dq軸上的投影（θ ≈30°）Fig.7 The projection of each vector in dq axes with large reactive power fluctuation (θ≈30°)

由圖7和式（18）可知由偶數扇區向奇數扇區過渡時，由于耦合項的存在，表3中矢量對無功功率的控制效果都很差。一個工頻周期內出現6次偶數扇區向奇數扇區的過渡，因而無功功率有6次大的波動。借鑒3.1節和3.2節中加入過渡扇區的方法及 2.2節中矢量的選擇方法，本文提出一種考慮瞬時功率耦合項的三電平DPC策略矢量選擇表（簡稱DPC-TC），表9中給出了η∈(1/3,3/2)時的DPCTC。其中和分別表示從奇數扇區轉向偶數扇區和從偶數扇區轉向奇數扇區的過渡扇區對應圓心角仍為1°，對應圓心角需求解得到。

表9　三電平DPC策略矢量選擇表（DPC-TC）Tab.9 Vector selection table of DPC strategy (DPC-TC)

考慮? 極限情況，即小矢量可對無功功率有效調節

式中，? 為過渡區域的寬度，其最小值為

4 仿真和實驗

為了驗證本文所提方法的正確性，搭建了三電平 NPC整流器仿真和實驗平臺，功率器件選擇BSM50GB60DLC型 IGBT，鉗位二極管選擇MEE75—12DA型二極管。系統主電路如圖1所示，控制框圖如圖3所示，仿真實驗平臺的關鍵參數見表10。

表10　三電平NPC整流器DPC系統仿真實驗平臺參數Tab.10 Key parameters of simulation and experiment platform of three-level DPC system

圖8為理想情況下采用不同矢量選擇表三電平DPC策略的仿真結果。初始時刻給定有功功率為1 250W，無功功率為0var，在0.1s末有功功率跳變為2 500W。三電平NPC整流器瞬時功率p和q、直流電容電壓 uC1和 uC2、輸出電壓脈沖 Uab和 Uc及網側電壓ua和電流ia的波形在圖8中給出。表11和表 12為仿真結果中各項重要指標對比。由圖 8可知，當η∈(1/3,3/2)時，應用表3中各矢量時系統的瞬時有功功率的控制效果較好；系統瞬時無功功率在絕大多數情況下控制效果較好，少數時間內存在波動。而當η∈(1/2,1/3)，應用表3中各矢量時系統的瞬時功率存在很大的誤差，而采用表 4作為矢量選擇表后，系統的瞬時功率控制效果很好。進一步觀察發現，圖8f中各相開關狀態增加，因而應用表4為矢量選擇表時會增加系統開關損耗。

圖8　三電平NPC整流器DPC策略仿真結果Fig.8 Simulation results of DPC system in three-level NPC rectifier

表11　三電平DPC策略仿真結果對比（p=1 250W，q=0var）Tab.11 Comparisons of simulation results of three-level DPC system (p=1 250W, q=0var)

表12　三電平DPC策略仿真結果對比（p=2 500W，q=0var）Tab.12 Comparisons of simulation results of three-level DPC system (p=2 500W, q=0var)

圖9　三電平整流器DPC策略實驗結果(η =0.8, 表3)Fig.9 Experiment results of DPC system in three-level NPC rectifier (η =0.8, Tab.3)

圖10　三電平整流器DPC策略實驗結果（η =0.55, 表3）Fig.10 Experiment results of DPC system in three-level NPC rectifier (η =0.55, Tab.3)

圖9～圖11為采用不同矢量選擇表時三電平DPC策略的實驗結果，設定系統輸出有功功率為2 500W，無功功率為0var。圖中給出了三電平NPC整流器瞬時有功功率變化量Δp和瞬時無功功率變化量Δq、直流總電壓Udc和電容電壓uC1、變流器輸出線電壓脈沖 Ubc和 Ua及網側線電壓 ubc和電流 ia的波形，表13為實驗結果對比。實際系統受采樣準確度、器件散熱工藝和驅動電路功率等多方面因素的影響，其器件平均開關頻率較低，因而實驗結果與仿真結果在定量比較方面有一定差異。由圖 9～圖11及表13可知，仿真結果和實驗結果從性質上完全相符。通過理論分析、仿真和實驗表明表 3適于應用在η∈(1/3,3/2)范圍，當直流電壓利用率較低（η∈(1/2,1/3)）時，采用本文提出的表4作為矢量選擇表則可以避免系統瞬時功率的異常波動。

圖11　三電平整流器DPC策略實驗結果（η =0.55, 表4）Fig.11 Experiment results of DPC system in three-level NPC rectifier (η =0.55, Tab.4)

表13　三電平DPC策略實驗結果對比（p=2 500W，q=0var）Tab.13 Comparisons of experiment results of three-level DPC system (p=2 500W, q=0var)

圖 12為η =0.8時分別應用本文提出的三種抑制瞬時功率波動的矢量選擇表時三電平 DPC系統的仿真結果，表14給出了三種情況時系統的仿真結果對比。通過圖12和表14，并對比之前的仿真結果（η =0.8，表3），應用表6會增大系統瞬時功率波動，也增加輸出相電壓和線電壓脈沖的THD，最終導致負載電流THD增大，因而傳統的過渡扇區添加方法（表 6）無法減小瞬時無功功率異常波動。應用表8時，系統瞬時有功功率波動基本不變，輸出相電壓和線電壓脈沖的THD增加，系統瞬時無功功率波動略有減小，由此可證明系統瞬時無功功率的異常波動并非主要由扇區過渡過程中矢量的誤選造成。應用表9時，系統瞬時有功功率波動基本不變，輸出相電壓和線電壓脈沖的THD增加，系統瞬時無功功率波動得到很好的抑制，負載電流 THD大幅減小，由此可證明三電平系統瞬時無功功率異常波動的主要原因是忽略了瞬時功率耦合項。

表14　三電平DPC策略瞬時無功控制仿真結果對比（p=2 500W，q=0var）Tab.14 Comparisons of simulation results of three-level DPC system (p=2 500W, q=0var)

圖13～圖15分別為采用DPC-TA、DPC-TB和DPC-TC三種矢量選擇表時三電平DPC策略的實驗結果，設定系統有功功率為 2 500W，無功功率為

圖13　三電平整流器DPC策略實驗結果（η =0.8，表6）Fig.13 Simulation results of DPC system in three-level NPC rectifier (η =0.8, Tab. 6)

圖14　三電平NPC整流器DPC策略實驗結果（η =0.8，表8）Fig.14 Simulation results of DPC system in three-level NPC rectifier (η =0.8, Tab. 8)

圖15　三電平NPC整流器DPC策略實驗結果（η =0.8，表9）Fig.15 Simulation results of DPC system in three-level NPC rectifier (η=0.8, Tab. 9)

表15　三電平DPC策略瞬時無功控制實驗結果對比（p=2 500W，q=0var）Tab.15 Comparisons of instantaneous power control experiment results of three-level DPC system (p=2 500W, q=0var)

5 結論

本文分析了三電平 DPC策略的工作原理及系統瞬時功率與直流電壓利用率的關系，在此基礎上提出一類新穎的三電平DPC策略。該策略對系統直流電壓利用率進行分區，在不同的區域采用不同的矢量選擇表控制系統瞬時功率。DPC策略不僅實現簡單，降低了系統硬件和軟件成本，而且消除了直流電容電壓不平衡的NPC拓撲固有問題，同時通過過渡扇區及其對應矢量表的插入解決了瞬時無功功率異常波動影響DPC策略控制效果的關鍵問題，大大增加了 NPC拓撲的應用前景與市場競爭力。當然，本文提出的DPC策略也存在一定的不足之處，如系統開關頻率不固定，這為硬件電路的設計增大了難度。

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Direct Power Control Strategy Based on Novel Switching Table Applied in Three-Level Neutral Point Clamped Voltage Source Rectifier

Li Ning1,2Wang Yue1Wang Zhaoan1
（1. School of Electrical Engineering Xi’an JiaoTong University Xi’an 710049 China 2. School of Automation and Information Engineering Xi’an University of Technology Xi’an 710048 China）

Direct power control (DPC) strategy has the characteristics of simple algorithm and good dynamic performance in the control of three-level neutral point clamped (NPC) voltage source rectifier. This paper analyzes the basic principle of DPC strategy and deduces the relationship between system instantaneous power and parameters of AC and DC sides. Furthermore, the influence of system DC voltage utilization ratio on instantaneous power is analyzed. Then, a novel DPC strategy is proposed. The new strategy divides the system DC voltage utilization ratio into several regions, and uses different switching tables to control the instantaneous power in each region. Moreover, the novel strategy solves the DC capacitor voltage imbalance problem of three-level NPC rectifier based on the reasonable selection of switching states. Finally, this paper analyzes the reason that the system instantaneous reactive power has abnormal fluctuations in some regions of DC voltage utilization ratio,and solves it by adding transition sector and its corresponding switching table. Simulation and experimental results verify the correctness of the analysis.

Three-level neutral point clamped rectifier, direct power control strategy, DC voltage utilization ratio, DC capacitor voltage imbalance, instantaneous reactive power, abnormal reactive power fluctuation

TM464

李 寧 男，1983年生，博士，講師，主要從事電力電子裝置控制策略的研究。

E-mail: ningli@stu.xjtu.edu.cn

王 躍 男，1972年生，博士，教授，主要從事電力電子與電力傳動方面的教學與研究工作。

E-mail: yuewang@mail.xjtu.edu.cn（通信作者）

國家高技術研究發展計劃（863計劃）（2012AA050206），國家自然科學基金（51277150、51307140、51507140），新世紀優秀人才支持計劃，陜西省教育廳專項科研基金（15JK1508）和西安理工大學博士啟動金（105-211421）資助項目。

2014-03-26 改稿日期 2014-10-23