大功率三電平逆變器直流母線電容的紋波電流問題研究

柯建興，賈昊松，林哲侃，李達義

（1.上能電氣股份有限公司深圳分公司，廣東 深圳 518052；2.華中科技大學 電氣與電子工程學院，湖北 武漢 430074）

0 引 言

三電平逆變器最早于1981年被提出[1]。因具有輸出紋波小、效率高以及功率密度大等優點[2]，近年來在光伏發電[3]、風力發電[4]、不間斷電源（Uninterruptible Power System，UPS）[5-6]以及變頻器[7]等領域獲得了廣泛應用。三電平逆變器直流母線電容的工作狀態對整機的工作效率、可靠性、安全性以及壽命等方面皆有著重大影響。在電力領域，考核三電平逆變器直流母線電容的技術指標通常包括電壓、電流和溫升。由于在直流母線電壓穩定的情況下，電容器電壓有相對穩定的降額[8]，通過人為設計可以保證其壽命，而電流和溫升之間又存在著必然的關系，所以電流成為檢驗電容可靠性的重要指標。

理想狀態下，通過參數設計可以令每個電容器都工作在額定值以下，以保證系統工作的安全性和可靠性。然而，實際中由于電路系統中存在的寄生電感等參數，電容器的工作點將偏離正常值，可能導致故障發生。為避免電容過電流對系統正常工作造成危害，本文詳細分析了三電平逆變器直流母線電容的工作狀態，得出電容紋波電流超標的原因，提出了降低紋波電流的方案，以期為相關的產品設計提供指導。

1 三電平逆變器母線電容的工作狀態

其中，Vdc為直流母線電壓，Va、Vb、Vc分別為逆變器經過LC濾波后的三相輸出相電壓，ia、ib、ic分別為三相輸出相電流。

圖1 理想I型三電平逆變器的電路結構圖

由圖1可得，直流母線電容紋波電流的有效值[9]為：

其中，IN為輸出相電流峰值，M為調制比，φ為輸出功率因數角。式（1）為理想情況下的電容電流表達式，其成立必須滿足以下條件：①三相耦合度高，各相的工頻紋波電流完全互相抵消；②高頻紋波電流占比很小，可以忽略不計；③母線電容足夠大，直流輸入的紋波電流可以忽略不計。

上述理想情況適用于小功率逆變器。隨著逆變器輸出功率的增加，母線電容和逆變器中所使用的功率器件相應增大，逆變器體積隨之增大，導致：①三相相間的空間距離增加，導致三相耦合度變低，各相的工頻紋波電流無法簡單地相互抵消；②母線電容的增大，導致各個電容的紋波電流承受度不一致，即靠近逆變功率模塊

1.1 理想三電平逆變器的母線電容電流

理想I型三電平逆變器的電路結構，如圖1所示。的紋波電流大，遠離功率模塊的紋波電流小；③電路的各相寄生參數包括寄生電感、寄生電容等，對系統的工作狀態產生影響。這些變化導致母線電容電流不再符合理想情況，在特定的開關頻率下，可能出現紋波電流超過母線電容所能承受的最大值，危害系統的正常工作。

1.2 含寄生參數的逆變器母線電容電流

對于大功率逆變器而言，由于寄生參數的存在，等效電路如圖2所示。其中，Lsa1、Lsa2、Lsb1、Lsb2、Lsc1、Lsc2分別為逆變器開關器件的寄生電感，Ls1、Ls2分別為逆變器線路寄生電感，Ca1、Ca2、Cb1、Cb2、Cc1、Cc2分別為逆變器的直流母線電容。由于寄生電感的存在，母線電容電流中除了工頻電流、IGBT開關產生的高頻電流之外，還疊加了寄生電感和母線電容所形成的LC充放電回路的寄生電流。該寄生電流除了與充放電過程相關之外，還與開關管的開關過程緊密相關。當寄生電感和母線電容的諧振頻率剛好等于IGBT的開關頻率時，寄生電流紋波達到最大。

以1 MW逆變器為例，其額定交流輸出電壓為520 V，最大輸出電流為1 222 A。設計采用母線電容共750 μF×30個，單邊母線電容15個（每相各5個），每個電容耐受紋波電流能力為96 A。在輸出功率因數測試中發現，母線電容紋波電流大幅超標，由B相測得紋波電流達到120 A，大幅超過電容耐受電流值。相關測試波形如圖3所示。

圖2 含寄生參數的I型三電平逆變器電路結構圖

圖3 1 MW逆變器母線電容電流波形

從圖3可以看出：除了逆變器必然產生的紋波電流之外，還產生了多余的諧波電流，導致母線電容的紋波電流超標。這個電流既不是開關紋波電流，也不是工頻電流，但與開關過程相關，且其振幅很大，波形呈現規律性。初步分析為系統產生了諧振。

1.3 含寄生參數的逆變器工作過程分析

以A相為例，由圖2提取出A相等效電路，如圖4所示。其中，Ta1、Ta2、Ta3、Ta4分別為逆變器A相IGBT開關管。

在輸出功率因數為1的條件下，分析寄生電感Lsa1作用下的工作過程。

首先，分析輸出電壓正半周的工況。控制策略為：Ta2管常通，Ta1管斬波控制。當Ta1開通時，Ca1向L1輸出能量；當Ta1關斷時，Lsa1對Ca1充電，恢復Ca1的電壓，等待下一個周期的到來。與兩電平逆變器不同的是，三電平逆變器的直流母線分成了2部分，正半母線電容的紋波電流無法被負半母線的電容吸收。三相電容的紋波電流補償只能在正半母線的3個電容之間進行。當Ta1關斷時，由于Lsa1的存在，若Ca1充電電流為0，Ca1上的電壓是大于1/2倍的輸入電壓。這時Ca1的能量開始通過Lsa1向其他兩相的電容轉移，直到Ta1再次開通。同樣，當Ta1開通時，其他相電容的能量也會通過Lsa1向Ca1轉移。另外，在Ta1關斷時，如果Ca1電壓偏低，Cb1或Cc1電壓高，那么Cb1或Cc1會把能量向Ca1轉移，形成無效的電流，導致電容紋波電流被放大。具體表現如圖3中的方框2所示。

圖4 A相等效電路

其次，在輸出電壓的負半周，Ca1電容會通過Lsa1向其他相電容進行能量交換，產生無用的電流。具體表現如圖3中的方框1所示。

根據上述分析，要抑制直流母線電容通過寄生電感所產生的電容紋波電流，一個較好的解決方案是增大Lsa1的電感值，使得三相獨立，充分解耦，互不干擾。

2 仿真研究

LC諧振電路基本公式為：

由式（2）可得，當開關頻率f=3 kHz、C=3 750 μF時，可以計算得到諧振的寄生電感Ls為0.751 μH。即當寄生電感為0.751 μH時，直流母線電容的紋波電流達到最大；而當寄生電感小于或大于0.751 μH時，直流母線電容的紋波電流將減小。

為驗證上述結論，建立Saber仿真模型，開關頻率為f=3 kHz，母線電容采用集中布置。首先對理想情況進行仿真。理想情況下，三相輸出電流的波形如圖5所示。

輸出負載上的交流電流有效值為1 220 A，基本接近實際工況輸出電流的最大值；母線電壓1 000 V，負載為純電阻負載，輸出功率因數為1，此時母線電容紋波電流如圖6所示。

母線總紋波電流有效值為678 A，理論上平均每個電容紋波電流為45.2 A。可見，電容紋波電流滿足電容電流耐受能力的要求。

理論上，改變每相電容之間耦合電感大小，電容電流波形會發生明顯變化。設定每相電容之間的耦合電感值為5 μH，直流母線電容的紋波電流如圖7所示。

圖5 理想情況下三相輸出電流仿真波形

圖6 理想情況下的母線電容電流

圖7 母線電容之間電感為5 μH時的母線電容電流

波形整體呈50 Hz波動，有效值為350 A，平均每個母線電容電流值為70 A，波形細節如圖8所示。

圖8 母線電容之間電感為5 μH時的電容電流波形細節

設定每相電容之間的耦合電感值為2 μH，母線電容的紋波電流如圖9所示。

電容電流從350 A增加到412 A，平均每個電容電流為82.4 A，波形細節如圖10所示。

設定每相電容之間的耦合電感值為0.7 μH，母線電容的紋波電流如圖11所示。

電流有效值變為605 A，平均每個電容承受121 A電流，超出規格書規定的電容電流耐受能力范圍，波形細節如圖12所示。

圖9 母線電容之間電感為2 μH時的母線電容電流

圖10 母線電容之間電感為2 μH時的電容電流波形細節

圖11 母線電容之間電感為0.7 μH時的電容電流

圖12 母線電容之間電感為0.7 μH時的電容電流波形細節

設定每相電容之間的耦合電感值為0.1 μH，母線電容的紋波電流如圖13所示。

此時的紋波電流有效值相對于電感值為1 μH時大幅減小到427 A，平均每個電容承受電流85.4 A，波形細節如圖14所示。

根據以上仿真結果可得，相間耦合電感在某一個特定值時，電容間的電流會產生諧振，電容電流急劇增加。仿真結果說明，增大相間寄生電感，可以適當抑制諧振，減小電容紋波電流。

圖13 母線電容之間電感為0.1 μH時的電容電流

圖14 母線電容之間電感為0.1 μH時的電容電流波形細節

3 實驗驗證

根據上述理論分析與仿真結果，搭建實際的三電平逆變器樣機，并在三相的每個正負橋臂上串聯1個10 μH的電感，測試相關電容的紋波電流，結果如圖15所示。

通過與仿真結果的對比可以發現，圖15與圖7的仿真結果一致。10 μH電感的加入使得三相電路間的耦合得到了分解。與圖3對比，方框1中的波形更加規則，說明開關頻率與諧振頻率錯開，在運行時電容紋波電流受到的干擾變小；方框2中，電流的耦合諧振現象基本不存在；整體的紋波電流有效值降低到64.6 A，滿足了規格書規定的電容電流耐受能力范圍。

4 結 論

大功率三電平逆變器母線電容紋波超標的原因，主要是系統電路中存在的寄生電感與母線電容產生了諧振。若其諧振點剛好在逆變器開關頻率附近，將導致電容紋波電流被放大，超出母線電容所能承受的范圍。本文提出一種解決電容紋波電流超標的方法，通過增加逆變器3個橋臂的電感改變系統回路的諧振點，解耦三相電路，從而達到抑制電容紋波電流的目的。通過仿真和實驗證明，該方法可有效解決三電平逆變器中母線電容紋波電流過大的問題。

圖15 增加10 μH電感后的電容電流波形