原熙博 李永東 Wang Fred

（1. 清華大學(xué)電機(jī)工程與應(yīng)用電子技術(shù)系 北京 100084 2 Center for Power Electronics Systems Virginia Polytechnic Institute and State University Blacksburg VA 24061-0179）

1 引言

中點(diǎn)鉗位型三電平 PWM變換器在中壓大容量傳動(dòng)領(lǐng)域有著廣泛的應(yīng)用。它降低了對(duì)器件耐壓的要求，還具有低諧波、低電壓應(yīng)力等優(yōu)點(diǎn)。中點(diǎn)鉗位型三電平變換器包括可以進(jìn)行能量回饋的二極管鉗位型結(jié)構(gòu)[1]，以及不可以能量回饋的Vienna變換器[2]。圖 1給出了一種在電動(dòng)機(jī)傳動(dòng)領(lǐng)域中，基于IGCT的，可實(shí)現(xiàn)能量回饋的三電平電壓型變換器結(jié)構(gòu)圖。從這種結(jié)構(gòu)提出以來，有很多的文獻(xiàn)討論這種變換器的運(yùn)行、設(shè)計(jì)、控制和應(yīng)用[3]。

圖1 基于IGCT的能量回饋鉗位型三電平變換器Fig.1 Fully regenerative IGCT three-level neutral-point-clamped converter

對(duì)于應(yīng)用在關(guān)鍵領(lǐng)域的大容量變換器，一個(gè)重要的研究方面是變換器的故障和保護(hù)問題。這對(duì)于三電平中點(diǎn)鉗位型變換器來說尤為重要，因?yàn)檫@種拓?fù)浔容^復(fù)雜，且電力電子器件的數(shù)量眾多，增加了故障的概率。但是，僅有少數(shù)文章探討多電平變換器的故障問題，文獻(xiàn)[4]針對(duì)二極管鉗位型五電平變換器，討論了在某些電力電子器件發(fā)生故障時(shí)，通過選擇冗余的開關(guān)狀態(tài)，實(shí)現(xiàn)故障冗余運(yùn)行的方法，其他文獻(xiàn)的研究主要集中在過電流故障[5-7]，以及故障時(shí)的不間斷運(yùn)行方面[8-11]。

本文針對(duì)中點(diǎn)鉗位型三電平變換器的一些故障和保護(hù)進(jìn)行研究，給出一種通過檢測(cè)接地阻抗電壓判斷接地故障的方法，并分析了在發(fā)生器件短路故障時(shí)，電容電壓翻倍現(xiàn)象產(chǎn)生的原因，并且給出相應(yīng)的保護(hù)方法。通過試驗(yàn)驗(yàn)證所提出的故障檢測(cè)和保護(hù)方法。

2 接地故障檢測(cè)

2.1 接地故障描述以及檢測(cè)方法

在大容量系統(tǒng)中，為了提高系統(tǒng)在接地故障時(shí)的不間斷運(yùn)行（冗余運(yùn)行）能力，三電平變換器進(jìn)線側(cè)通常通過變壓器和電網(wǎng)隔離，電機(jī)的中點(diǎn)也不接地[12]。系統(tǒng)的接地點(diǎn)是直流母線中點(diǎn)0通過阻抗接地，如圖1所示。

對(duì)于圖1所示的系統(tǒng)，在正常運(yùn)行時(shí)，PWM調(diào)制算法所產(chǎn)生的系統(tǒng)共模電壓將降落在直流母線中點(diǎn)和電機(jī)的中點(diǎn)之間。電機(jī)機(jī)殼接地，而電機(jī)的中點(diǎn)與機(jī)殼（大地）之間存在雜散電容，此時(shí)，直流母線中點(diǎn)對(duì)地電壓VOE是系統(tǒng)共模電壓在中點(diǎn)接地阻抗和雜散電容之間的分壓，由于雜散電容的數(shù)值一般較小，所以VOE是系統(tǒng)共模電壓中很小的一部分。當(dāng)有接地故障發(fā)生時(shí)，VOE的數(shù)值因?yàn)榻拥鼗芈返母淖兌淖儭＠?，?duì)于負(fù)載側(cè)的B相接地故障，B相的輸出端將直接與大地相連，VOE會(huì)變成-VBO，VOE的數(shù)值將和正常運(yùn)行的情況有很大的不同。因此，可以通過監(jiān)視中點(diǎn)電壓VOE來檢測(cè)接地故障的發(fā)生。

圖2a給出了在t=70ms時(shí)發(fā)生B相接地故障前后的仿真結(jié)果。仿真系統(tǒng)容量為1kW，直流母線電壓為320V，接地阻抗電路為30kΩ的電阻和一個(gè)阻容支路相并聯(lián)，如圖1所示，并聯(lián)支路電阻和電容值分別為20Ω和10nF。在接地故障發(fā)生前，接地阻抗上只能看到一小部分的共模電壓。當(dāng)故障發(fā)生后，接地阻抗上出現(xiàn)幅值為160V的B相PWM波形。為了便于故障的檢測(cè)，圖2b給出了取反并低通濾波后的VOE波形。圖2c給出了B相的調(diào)制波形，可以看出，當(dāng)接地故障發(fā)生后，B相的調(diào)制波形與濾波并取反后的接地阻抗波形是一致的。

圖2 B相接地故障時(shí)的仿真波形Fig.2 Simulation waveforms during a phase B ground fault

圖3 接地故障檢測(cè)流程圖Fig.3 Flow chart phase to ground fault detection

圖4a給出了接地故障檢測(cè)的仿真結(jié)果，可以看出，在t=70ms發(fā)生的接地故障可以被成功地檢測(cè)出來（0代表沒有故障發(fā)生，1代表有故障發(fā)生），其中，N=30，Nl=25。圖4b表明B相發(fā)生了接地故障（1代表A相，2代表B相，3代表C相）。

圖4c～圖4e給出了在20次的采樣中，一共有多少次中點(diǎn)電壓波形與各相調(diào)制波形相符合，閾值N3=15。只有B相始終有大于15次的符合標(biāo)記，表明B相發(fā)生了接地故障。

圖4 仿真波形Fig.4 Simulation waveforms

此外，如果是直流母線（正母線或負(fù)母線）發(fā)生了接地故障，直流母線中點(diǎn)電壓VOE為直流母線電壓的一半，通過檢測(cè)VOE的值，直流母線接地故障也可以被檢測(cè)出來。

2.2 中點(diǎn)接地阻抗設(shè)計(jì)

中點(diǎn)鉗位型三電平變換器的接地回路如圖5所示。

圖5 中點(diǎn)鉗位型變換器負(fù)載側(cè)接地阻抗回路Fig.5 Ground loop configuration of load side three-level converter

其中R1N，R2N和C2N構(gòu)成系統(tǒng)接地阻抗，CM代表了電機(jī)中點(diǎn)和大地之間的雜散電容；接地阻抗的設(shè)計(jì)應(yīng)當(dāng)遵循以下幾條原則。

（1）接地阻抗要足夠的大，以限制單相接地故障時(shí)的故障電流。

（2）接地阻抗應(yīng)小于變換器其他部分和大地之間的雜散阻抗，以起到接地的目的。

（3）當(dāng)沒有接地故障時(shí)，接地阻抗上分擔(dān)的共模電壓和故障發(fā)生時(shí)的電壓相比應(yīng)盡量的小，以便檢測(cè)故障的發(fā)生。

在設(shè)計(jì)中，電阻R1N用來負(fù)責(zé)直流和低頻的阻抗，而C2N負(fù)責(zé)高頻的阻抗，R2N用來抑制電容電流。

當(dāng)有接地故障發(fā)生時(shí)，通過接地阻抗流入變換器直流母線中點(diǎn)0的電流可以表示為

式中Imid——直流母線中點(diǎn)電流；

Z——接地阻抗。

當(dāng)有單相接地故障發(fā)生時(shí)，VOE可以是某一相對(duì)直流母線中點(diǎn)的電壓；當(dāng)有直流母線接地故障發(fā)生時(shí)，VOE為一半的直流母線電壓。如果假設(shè)電容C1可以濾掉電壓的高頻分量，那么低頻的電流值就由電阻R1N的值來決定，如式（2）所示。

上述兩種故障情況中，VOE的最大值為直流母線電壓值的一半。根據(jù)變換器的容量，可以允許的中點(diǎn)電流Imid也可以確定下來。因此R1N的最小值可以由式（3）給出。

在正常運(yùn)行情況下，中點(diǎn)接地阻抗上的電壓VOE將是共模電壓在雜散電容CM和接地阻抗之間的分壓。對(duì)于中點(diǎn)鉗位型變換器來說，共模電壓取決于 PWM 算法，可能的取值為±Vdc/2，±Vdc/3，±Vdc/6，0。對(duì)于開關(guān)頻率及以上的頻率，共模電壓的分布取決于C2N和CM的大小，C2N應(yīng)取得足夠的大（遠(yuǎn)大于CM）以便檢測(cè)算法正常工作。

3 器件短路故障及母線過電壓保護(hù)

電力電子器件的短路和開路故障是變換器中常見的故障。對(duì)于中點(diǎn)鉗位型三電平變換器而言，橋臂內(nèi)側(cè)器件或鉗位二極管的短路故障將導(dǎo)致直流母線電容電壓的翻倍，從而可能損壞電容和電力電子器件。例如圖1中，電源側(cè)A相上橋臂內(nèi)側(cè)器件短路，那么A相的電源將直接通過鉗位二極管和直流母線中點(diǎn)相連。這里認(rèn)為當(dāng)器件短路故障發(fā)生時(shí)，所有正常的器件都將關(guān)閉，負(fù)載也將被切掉。如圖6中粗體的路徑所示，線電壓Vba將會(huì)直接加到二極管 VDb1-VDb2-VDa5上，而Vca將直接加到VDc1-VDc2-VDa5上。經(jīng)過整流，線電壓Vba和Vca的峰值將會(huì)出現(xiàn)在直流母線電容C1上。正常運(yùn)行時(shí)，線電壓（例如Vba或Vca）的幅值將會(huì)由電容C1和C2共同分擔(dān)。當(dāng)有故障發(fā)生時(shí)，電容C1上電壓的幅值將會(huì)變?yōu)檎Ｇ闆r時(shí)的兩倍。當(dāng)鉗位二極管發(fā)生短路時(shí)，也會(huì)發(fā)生類似的情況。

圖6 A相橋臂內(nèi)側(cè)器件短路后的電流流通路徑Fig.6 Current flow path during phase A upper-leg inner device short

圖7給出了當(dāng)電源側(cè)A相上橋臂內(nèi)側(cè)器件短路時(shí)的仿真波形。系統(tǒng)的參數(shù)和第2節(jié)中仿真的參數(shù)一樣。在正常運(yùn)行的穩(wěn)態(tài)情況下，直流母線電容電壓VC1和VC2都維持在160V左右。當(dāng)t=110ms發(fā)生短路故障后，電容C1的電壓升為320V左右，為正常運(yùn)行時(shí)的兩倍。

圖7 器件短路前后的直流母線電容電壓Fig.7 DC-link capacitor voltage during device short

一般來說，直流母線電容電壓的翻倍現(xiàn)象既可以發(fā)生在圖1中的電源側(cè)也可以發(fā)生在負(fù)載側(cè)。在大容量的電機(jī)驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)中，電源側(cè)通常通過接觸器和電網(wǎng)相連。當(dāng)故障發(fā)生時(shí)，接觸器斷開通常需要幾個(gè)電網(wǎng)周期的時(shí)間（幾十毫秒的數(shù)量級(jí)），在這期間，電網(wǎng)電壓仍然存在，會(huì)導(dǎo)致電容電壓翻倍。對(duì)于負(fù)載側(cè)，如果是同步電機(jī)，機(jī)端電壓將會(huì)維持，而感應(yīng)電機(jī)電壓將會(huì)降落得很快。本文主要討論電源側(cè)的變換器。

圖7中的過電壓現(xiàn)象極易損壞電容和電力電子器件。必須采取相應(yīng)的保護(hù)措施。主要可以有下面兩種方法：①電壓鉗位的方法；②切斷充電回路的方法。切斷充電回路的方法是在充電回路中（直流母線中點(diǎn)和鉗位二極管之間）串聯(lián)一個(gè)額外的可控開關(guān)，系統(tǒng)正常運(yùn)行時(shí)，開關(guān)閉合，當(dāng)有故障發(fā)生時(shí)，開關(guān)打開，切斷故障發(fā)生后電容的充電回路，但是這種方法增加了系統(tǒng)正常運(yùn)行時(shí)的損耗。本文主要討論通過控制并聯(lián)在直流母線電容上的電阻進(jìn)行電壓鉗位的方法。圖 8a給出了這種方法的電路圖。

圖8 采用電阻對(duì)電容電壓鉗位方法原理圖Fig.8 Capacitor voltage clamping with resistors

在系統(tǒng)正常運(yùn)行的情況下，開關(guān) S1和 S2是斷開的，保護(hù)電路不起作用。當(dāng)檢測(cè)母線電容有過電壓時(shí)，開關(guān)閉合，相應(yīng)的電阻被并聯(lián)到電容兩端，從而對(duì)電容放電，對(duì)電壓進(jìn)行鉗位。電阻上釋放的能量取決于系統(tǒng)的參數(shù)，比如輸入電壓、輸入電感和鉗位電壓等。圖8b給出了等效的電容充、放電回路原理圖，電容電壓VC_p和輸入線電壓Vll_p的關(guān)系可以表示為

式中L——進(jìn)線電感；

R——放電電阻。

假設(shè)電容的電壓被理想地鉗位在250V，需要釋放的能量和輸入電感值的關(guān)系如圖9中虛線所示，圖9同時(shí)給出了鉗位在220V的情況作為對(duì)比。從圖9中看出，較高的鉗位電壓和較大的輸入電感導(dǎo)致較小的釋放功率。最高的鉗位電壓取決于電容和電力電子器件的耐壓。根據(jù)鉗位電壓Vclamp和釋放的功率Pclamp，功率電阻的值為

本文中，鉗位電壓選在250V，如圖9所示，對(duì)于 5mH的輸入電感，鉗位電阻功率損耗大約在800W 左右，所需要的電阻值為 78Ω。在實(shí)際系統(tǒng)中，過電壓現(xiàn)象每個(gè)周波只有一半的時(shí)間產(chǎn)生，從而形成電容電壓的脈動(dòng)。最終選擇60Ω的電阻保證一定的余量。圖10給出了采用電阻鉗位方法的仿真結(jié)果，故障發(fā)生后，C1電容上的電壓被鉗位在250V左右。

圖9 功率消耗和進(jìn)線電感之間的關(guān)系Fig.9 Relationship between the dissipation power and input inductance

圖10 采用電阻進(jìn)行電容電壓鉗位后，輸入電流和電容電壓波形Fig.10 Input current and capacitor voltage with resistor clamping

為了進(jìn)一步提高系統(tǒng)的性能，可以采用壓敏電阻，其電阻值可以隨電壓的變化而變化，電壓值越高，電阻值越小。圖11給出了采用NTE公司壓敏電阻1V115的仿真結(jié)果?？梢钥闯鲎罡叩闹绷髂妇€電壓和最大的輸入電流和采用普通電阻鉗位的情況相比都有所減小。當(dāng)選用電阻或壓敏電阻的時(shí)候，同時(shí)需要考慮電網(wǎng)側(cè)接觸器的動(dòng)作時(shí)間，因?yàn)檫@決定了故障狀態(tài)時(shí)間的長(zhǎng)短，從而決定電阻上總共需要消耗的能量和電阻的選擇。

圖11 采用壓敏電阻進(jìn)行電容電壓鉗位后，輸入電流和電容電壓波形Fig.11 Input current and capacitor voltage with varistor clamping

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

本文對(duì)提出的接地故障檢測(cè)方法進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證，系統(tǒng)功率為1kW，由變換器模塊、控制板、采樣板和輸入輸出濾波器等構(gòu)成，控制板基于 DSP TMS320F2812，變換器模塊采用 CM10YE13-12H IPM.

接地故障的檢測(cè)試驗(yàn)在負(fù)載側(cè)進(jìn)行，直流母線電壓 192V。接地阻抗的參數(shù)為R1N=25kΩ，C2N=10nF，R2N=20Ω。其他系統(tǒng)參數(shù)為Imid=10mA，CM=4nF。圖 12a給出了沒有故障發(fā)生時(shí)，負(fù)載側(cè)輸出的線電壓以及中點(diǎn)接地阻抗電壓VOE的波形，VOE的數(shù)值接近于零。圖12b給出了故障發(fā)生后的VOE波形，可見和故障發(fā)生前有著顯著的區(qū)別。圖12c給出了濾波后的-VOE和A相的調(diào)制波形。根據(jù)圖3中的流程，接地故障被成功地檢測(cè)出來，并且判斷發(fā)生在A相。N，N1，N2，N3的取值和仿真中一樣。

圖12 接地故障檢測(cè)的試驗(yàn)波形Fig.12 Experimental waveforms for ground fault detection

對(duì)于器件短路引起的電壓翻倍現(xiàn)象及保護(hù)方法，試驗(yàn)系統(tǒng)采用一個(gè)40V、60Hz的單相電源和變換器進(jìn)行驗(yàn)證，鉗位保護(hù)觸發(fā)電壓設(shè)定在45V。圖13a給出了沒有鉗位保護(hù)時(shí)，發(fā)生器件短路時(shí)所產(chǎn)生的過電壓，可以看出在故障發(fā)生前，電容C2的電壓在30V左右，當(dāng)發(fā)生器件短路故障時(shí)，電壓翻倍到60V左右。圖13b給出了采用電壓鉗位保護(hù)措施后，當(dāng)電容電壓超過45V時(shí)，觸發(fā)保護(hù)電路，電容電壓可以被鉗位在30V左右。

圖13 器件短路故障試驗(yàn)波形Fig.13 Experimental waveforms for device short fault

5 結(jié)論

本文針對(duì)中點(diǎn)鉗位型三電平變換器的故障和保護(hù)展開研究。當(dāng)有接地故障發(fā)生時(shí)，直流母線中點(diǎn)的電壓和正常運(yùn)行相比有顯著的變化，從而可以利用檢測(cè)直流母線中點(diǎn)電壓判斷接地故障；并且根據(jù)中點(diǎn)電壓波形和調(diào)制電壓的波形，確定接地故障所在的相。當(dāng)三電平變換器橋臂內(nèi)側(cè)器件發(fā)生短路時(shí)，會(huì)導(dǎo)致電容電壓的翻倍現(xiàn)象，可以采用電壓鉗位和切斷充電回路的方法進(jìn)行保護(hù)。本文針對(duì)電壓鉗位的方法進(jìn)行了研究，電感和鉗位電壓的選擇可以影響鉗位電阻的功率。本文通過仿真和試驗(yàn)驗(yàn)證了所提出的故障檢測(cè)和保護(hù)方法。

[1] Lyons J. Innovation IGCT main drives[C]. IEEE Industry Application Society Annual Conference,1999: 2655-2661.

[2] Kolar J W, Zach F C. A novel three-phase utility interface minimizing line current harmonics of high-power telecommunications rectifier modules [J].IEEE Transactions on Industrial Electronics, 1997, 44(4): 456-467.

[3] Nabae A, Takahashi I, Akagi A. A new neutral-point clamped PWM inverter[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 1981, 19(5): 518-523.

[4] Sinha G, Hochgraf C, Lassctcr R H, et al. Fault protection in a multilevel inverter implementation of a static condenser[C]. IEEE Industry Application Society Annual Conference, 1995, 3: 2557-2564.

[5] Hu Zhaoqing, Mao Chengxiong, Lu Jiming, et al.Fuse protection of IGCTs against rupture in threelevel commutated inverter[C]. International Conference on Power System Technology, 2002, 1: 611-615.

[6] Steimer P K, Steinke J K, Gruning H E. A reliable,interface-friendly medium voltage drive based on the robust IGCT and DTC technologies[C]. IEEE Industry Application Society Annual Conference, 1999, 3:1505-1512.

[7] Manoel Eustaquio dos Santos, Braz de J Cardoso Filho. Short circuit and overcurrent protection of IGCT-based three-level NPC inverters[C]. IEEE Power Electronics Specialist Conference, 2004: 2553-2558.

[8] Son Ho In, Kim Tae Jin , Kang Dae Wook, et al. Fault diagnosis and neutral point voltage control when the 3-level inverter faults occur[C]. IEEE Power Electronics Specialist Conference, 2004: 4558-4563.

[9] Chen Alian, Hu Lei, Chen Lifeng, et al. A multilevel converter topology with fault-tolerant ability[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2005, 20(2): 405-415.

[10] Li Shengming, Xu Longya. Strategies of fault tolerant operation for three-level PWM inverters[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2006, 21(4): 933-940.

[11] Edison R Da Silva, Wellington S Lima, et al.Detection and compensation of switch faults in a three level inverter [C]. IEEE Power Electronics Specialist Conference, 2006, 3: 1-7.

[12] Das J C, Richard, Osman H. Grounding of AC and DC low-voltage and medium-voltage drive systems[J].IEEE Transactions on Industry Application, 1998, 34(1): 205-216.