王菁月，裴忠晨，劉 闖，林 琳，朱 帝，姜 宇，李 輝

（1. 東北電力大學(xué) 電氣工程學(xué)院，吉林 吉林132012；2. 浙江華云清潔能源有限公司，浙江 杭州310000）

0 引言

當(dāng)前，全球正在進(jìn)行新一輪能源體系深度重塑，以堅強智能電網(wǎng)為核心的能源互聯(lián)網(wǎng)，將成為支撐能源轉(zhuǎn)型的重要物質(zhì)基礎(chǔ)。低壓直流配電網(wǎng)作為智能電網(wǎng)的重要支撐環(huán)節(jié)，能夠就地消納分布式新能源，具有最大傳輸功率高、線路損耗小、電能質(zhì)量高等優(yōu)勢［1-2］。目前，低壓直流配電已應(yīng)用于大型數(shù)據(jù)中心、商業(yè)樓宇、工業(yè)園區(qū)中，為電動汽車、5G 基站、直流家電等新型直流負(fù)荷提供可靠、高效、優(yōu)質(zhì)電能［3-4］。

隨著間歇性分布式電源的大規(guī)模、高比例并網(wǎng)，其對低壓直流配電網(wǎng)的安全運行、電量消納、靈活柔性、智能互動等方面提出了更高的要求［5-6］。將低壓直流配電網(wǎng)劃分區(qū)域可實現(xiàn)更大范圍的能源資源優(yōu)化配置以及可再生能源的充分消納［7-8］。相鄰配電區(qū)域通過柔性直流互聯(lián)開關(guān)連接，實現(xiàn)區(qū)域間的能量調(diào)配與互濟(jì)，提高配電網(wǎng)的靈活調(diào)節(jié)能力［9-10］。柔性直流互聯(lián)開關(guān)主要由全控型電力電子器件構(gòu)成，與傳統(tǒng)聯(lián)絡(luò)開關(guān)相比，其不受傳統(tǒng)機(jī)械式開關(guān)動作次數(shù)的限制，運行壽命更長［11-12］，不僅能在自身能力調(diào)節(jié)范圍內(nèi)實時調(diào)節(jié)兩側(cè)配電區(qū)域間的功率流動，還可避免傳統(tǒng)聯(lián)絡(luò)開關(guān)因倒閘操作引起的供電中斷問題，保證配電網(wǎng)的安全穩(wěn)定運行。

柔性直流互聯(lián)開關(guān)通常工作在“互聯(lián)狀態(tài)”下，實時連續(xù)地調(diào)節(jié)兩側(cè)配電區(qū)域間的功率傳輸；若柔性直流互聯(lián)開關(guān)的某一側(cè)配電區(qū)域與大電網(wǎng)所連的換流裝置失去對直流電壓的控制能力，則互聯(lián)開關(guān)可以自動、無縫切換到“單端電壓支撐狀態(tài)”，為相鄰區(qū)域提供緊急功率支撐，而無需控制方案切換和運行模式檢測；若柔性直流互聯(lián)開關(guān)某一側(cè)配電區(qū)域的直流母線發(fā)生故障，則互聯(lián)開關(guān)可鎖定其控制信號進(jìn)入“閉鎖狀態(tài)”，快速隔離直流故障以保證另一側(cè)配電區(qū)域的正常運行［13］。

目前，能夠?qū)崿F(xiàn)配電區(qū)域間能量傳輸?shù)娜嵝灾绷骰ヂ?lián)開關(guān)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)主要包括隔離與非隔離型2種。若柔性互聯(lián)開關(guān)所連配電區(qū)域的電壓等級相近且不需要電流隔離，則相較于高電壓增益的隔離型DC／DC 變換器［14-15］，非隔離型DC／DC 變換器具有成本低、結(jié)構(gòu)緊湊等顯著應(yīng)用優(yōu)勢。而傳統(tǒng)的非隔離型雙向Buck／Boost 變換器只包含Buck 和Boost 這2種工作模式，在兩端電壓相近時存在工作死區(qū)［16］；為了實現(xiàn)不同工作模式之間的平穩(wěn)過渡，文獻(xiàn)［17-19］提出了基于雙載波層疊調(diào)制的四開關(guān)Buck／Boost變換器，提出了Buck和Boost這2種工作模式之間的過渡模式，解決了輸入、輸出電壓相近時工作模式頻繁切換的問題，但其拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)存在的死區(qū)問題降低了裝置的可靠性。

本文在文獻(xiàn)［18］的基礎(chǔ)上提出了一種基于反向耦合電感的雙降壓／升壓變換器作為新型柔性直流互聯(lián)開關(guān)。該開關(guān)不需要設(shè)置死區(qū)時間且輸出紋波電流小，具有可靠性高、損耗小和成本低等優(yōu)勢，既可以實現(xiàn)兩側(cè)配電區(qū)域功率雙向傳輸，也具備調(diào)節(jié)兩側(cè)直流電壓的功能。本文以柔性直流互聯(lián)開關(guān)為研究對象，深入分析了基于反向耦合電感的雙降壓／升壓變換器的工作原理和調(diào)制策略，對其所用耦合電感進(jìn)行等效計算，并對耦合電感在各工作模式下的充放電情況以及互聯(lián)開關(guān)兩端電壓增益進(jìn)行了具體研究。

1 新型柔性互聯(lián)開關(guān)工作原理及調(diào)制策略

直流配電網(wǎng)中可再生能源的間歇性出力和負(fù)荷的頻繁投切都會引起母線電壓在標(biāo)準(zhǔn)值附近波動，本文所提柔性互聯(lián)開關(guān)不僅能夠保證相連配電區(qū)域母線電壓穩(wěn)定，還能夠?qū)崿F(xiàn)區(qū)域間低壓直流功率互聯(lián)與靈活轉(zhuǎn)供，為功率缺額區(qū)域提供緊急功率支撐，快速隔離故障區(qū)域，保證直流配電系統(tǒng)的經(jīng)濟(jì)穩(wěn)定運行。

1.1 拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)

本文以電壓等級相近的2個區(qū)域互聯(lián)為例，基于新型柔性互聯(lián)開關(guān)構(gòu)建高效、可靠的直流配用電系統(tǒng)如圖1 所示，2 個電壓等級均為380 V 的配電區(qū)域通過新型柔性互聯(lián)開關(guān)實時調(diào)節(jié)母線電壓和雙向傳輸功率，該柔性互聯(lián)開關(guān)基于反向耦合電感的雙降壓／升壓變換器改造而成。圖中，U1、U2為柔性互聯(lián)開關(guān)兩側(cè)配電區(qū)域的直流母線電壓；C1、C2為柔性互聯(lián)開關(guān)兩側(cè)的穩(wěn)壓電容；L1、L2為2路繞組的自感，L1與L2反向耦合；M為繞組的互感；vL1、vL2分別為電感L1、L2上的電壓；iL1、iL2分別為流經(jīng)電感L1、L2繞組的電流；D1—D4為二極管；Q1—Q4為開關(guān)管，Q1、Q4為主調(diào)制管，Q2、Q3分別與Q1、Q4互補導(dǎo)通。由于續(xù)流階段開關(guān)管的體二極管從不工作，Q1—Q4采用金屬-氧化物半導(dǎo)體場效應(yīng)晶體管（MOSFET）。相比于IGBT關(guān)斷時的拖尾電流，MOSFET 具有開關(guān)損耗小、允許高頻化、成本低等優(yōu)勢。同時，當(dāng)柔性互聯(lián)開關(guān)應(yīng)用于大功率場合時，可以根據(jù)需要選擇MOSFET 多管并聯(lián)的封裝模塊。MOSFET 由于導(dǎo)通電阻具有正溫度系數(shù)，容易實現(xiàn)并聯(lián)，且并聯(lián)后對外可等效為多個電阻并聯(lián)，通態(tài)損耗更小。

圖1 基于新型柔性互聯(lián)開關(guān)的低壓直流區(qū)域互聯(lián)示意圖Fig.1 Schematic diagram of low voltage DC region interconnection based on new-type flexible interconnected switch

由于傳統(tǒng)橋臂的上、下2 個開關(guān)在一個周期內(nèi)互補導(dǎo)通，需要在開關(guān)周期內(nèi)設(shè)置死區(qū)時間以避免橋臂直通問題。本文所提新型柔性互聯(lián)開關(guān)的每個橋臂只包含1 個開關(guān)管，因此無需設(shè)置死區(qū)時間，提高了直流電壓利用率和工作可靠性。同時在新型柔性互聯(lián)開關(guān)中引入反向耦合電感，也有利于減小電感電流紋波，降低變換器的導(dǎo)通損耗和成本。本文所提拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)與已有柔性互聯(lián)開關(guān)的具體比較見附錄A表A1。

1.2 工作原理

圖1 中iL1與iL2的流向始終相反，且流向不隨功率傳輸方向的改變而變化。由于L1與L2反向耦合，iL1從L1的有名端流入，而iL2從L2的有名端流出。

當(dāng)新型柔性互聯(lián)開關(guān)的配電Ⅰ區(qū)向配電Ⅱ區(qū)傳輸功率時，L1作為主電感，L2作為輔助電感，iL2處于續(xù)流狀態(tài)且數(shù)值很??；當(dāng)配電Ⅱ區(qū)向配電Ⅰ區(qū)傳輸功率時，L2作為主電感，L1作為輔助電感，iL1處于續(xù)流狀態(tài)且數(shù)值很小。

下面以配電Ⅰ區(qū)向配電Ⅱ區(qū)傳輸功率的情況為例，分析新型柔性互聯(lián)開關(guān)的3 種工作模式，分別為降壓模式、升壓模式、過渡模式。

（1）降壓模式（U1>U2）：Q3始終導(dǎo)通，Q1和Q2處于調(diào)制狀態(tài)。假定Ts為開關(guān)周期，Q1的調(diào)制比為d1，在（0，d1Ts）時間范圍內(nèi)Q1導(dǎo)通（模態(tài)1），在（d1Ts，Ts）時間范圍內(nèi)Q2導(dǎo)通（模態(tài)2），2種工作模態(tài)的變換過程見附錄A 圖A1。電力電子開關(guān)的動作頻率很高，開關(guān)管切換瞬間在微秒級，因此本文不考慮時間區(qū)間邊界點處的開關(guān)動作情況。

（2）升壓模式（U1

（3）過渡模式（U1與U2幅值相近）：為了解決柔性互聯(lián)開關(guān)在兩側(cè)電壓相近時工作模式頻繁切換的問題，在降壓模式和升壓模式之間增加一個過渡模式，此模式下Q1—Q4同時參與調(diào)制。在一個開關(guān)周期Ts內(nèi)，Q1的調(diào)制比為d1，Q4的調(diào)制比為d2，在（0，d2Ts）時間范圍內(nèi)Q1、Q4導(dǎo)通（模態(tài)1），在（d2Ts，d1Ts）時間范圍內(nèi)Q1、Q3導(dǎo)通（模態(tài)2），在（d1Ts，Ts）時間范圍內(nèi)Q2、Q3導(dǎo)通（模態(tài)3），3 種工作模態(tài)的變換過程見附錄A圖A3。

1.3 調(diào)制策略

新型柔性互聯(lián)開關(guān)通過雙載波層疊調(diào)制策略構(gòu)造一個過渡調(diào)制區(qū)間Δd如圖2 所示（圖中SQ1、SQ4分別為Q1、Q4的調(diào)制信號，SˉQ2、SˉQ3分別為Q2、Q3調(diào)制信號的互補信號，即Q1和Q2的調(diào)制信號互補，Q3和Q4的調(diào)制信號互補），調(diào)制量d滿足0≤d≤2-Δd，升壓（降壓）調(diào)制區(qū)與新型柔性互聯(lián)開關(guān)的升壓（降壓）模式對應(yīng)。當(dāng)d∈[1-Δd，1]時，新型柔性互聯(lián)開關(guān)工作在過渡模式；當(dāng)d∈[0，1-Δd)時，對應(yīng)變換器的降壓模式；當(dāng)d∈(1，2-Δd]時，對應(yīng)變換器的升壓模式。

圖2 新型柔性互聯(lián)開關(guān)的載波交疊調(diào)制策略Fig.2 Carrier overlap modulation strategy of new-type flexible interconnected switch

分別將調(diào)制量d與載波1 和載波2 進(jìn)行比較后得到Q4的調(diào)制比d2和Q1的調(diào)制比d1，且d1和d2在數(shù)值上均不大于1，由于d滿足0≤d≤2-Δd，則d與d1、d2的關(guān)系如下：

當(dāng)由可再生能源間歇性出力等引起的母線電壓波動較小時，若Δd取值過小則柔性互聯(lián)開關(guān)會有頻繁切換工作模式的風(fēng)險，若Δd取值過大則柔性互聯(lián)開關(guān)將長時間處于過渡模式，此時4 個開關(guān)管均參與調(diào)制，具有較大的開關(guān)損耗。因此，在保證電路正常穩(wěn)定工作的前提下，應(yīng)盡可能減小調(diào)制區(qū)間Δd的取值。

2 新型柔性互聯(lián)開關(guān)在不同工作模式下的增益表達(dá)式

2.1 電感耦合方式選擇和等效電感計算

新型柔性互聯(lián)開關(guān)中電感的耦合方式包括正向耦合和反向耦合，電感繞組上的電壓vL1和vL2可表示為：

其中，新型柔性互聯(lián)開關(guān)的電感采用正向耦合方式時，L1的等效電感為Leqz=(1-α)L；采用反向耦合方式時，L1的等效電感為Leqf=(1+α)L。

由于耦合系數(shù)滿足0≤α≤1，則LeqzL，即采用正向耦合方式后的電感值減小，采用反向耦合方式后的電感值增大且相應(yīng)的電流紋波減小，因此本文所提新型柔性互聯(lián)開關(guān)的電感采用反向耦合方式。

結(jié)合式（5），由于新型柔性互聯(lián)開關(guān)在不同工作模式下都滿足|vL1|=|vL2|，即L1與L2反向耦合后具有相同的等效電感Leq，如式（7）所示。

2.2 不同工作模式下電壓增益表達(dá)式推導(dǎo)

假設(shè)配電Ⅰ區(qū)（U1側(cè)）向配電Ⅱ區(qū)（U2側(cè)）傳輸功率，下面根據(jù)L1的充放電過程推導(dǎo)新型柔性互聯(lián)開關(guān)在不同工作模式下的兩側(cè)電壓增益。

（1）降壓模式（d∈[0，1-Δd)）。

降壓模式下的電流波形如圖3 所示。L1在（0，d1Ts）時間范圍內(nèi)儲存的能量為ΔiL1+，在（d1Ts，Ts）時間范圍內(nèi)釋放的能量為ΔiL1-，結(jié)合式（6）和式（7）可以得到：

由于L1在一個開關(guān)周期內(nèi)滿足|ΔiL1+|=|ΔiL1-|，結(jié)合式（1）可以得到降壓模式下柔性互聯(lián)開關(guān)兩側(cè)電壓增益為：

（2）升壓模式（d∈(1，2-Δd]）。

圖3 降壓模式下的電流波形Fig.3 Current waveforms under Buck mode

圖4 升壓模式下的電流波形Fig.4 Current waveforms under Boost mode

升壓模式下的電流波形如圖4 所示。L1在（0，d2Ts）時間范圍內(nèi)儲存的能量ΔiL1+和在（d2Ts，Ts）時間范圍內(nèi)釋放的能量ΔiL1-在數(shù)值上相等，結(jié)合式（6）和式（7）可以得到：

（3）過渡模式（d∈[1-Δd，1]）。

過渡模式下的電流波形如圖5 所示。在過渡模式下每個時刻L1和L2的充放電狀態(tài)相反，iL1（iL2）具有3 種電流變化趨勢，下面結(jié)合L1的充放電過程推導(dǎo)新型柔性互聯(lián)開關(guān)在過渡模式下的兩端電壓增益。

以過渡模式下U1>U2的情況為例（其他情況可做類似分析），如圖5（a）所示，在一個開關(guān)周期內(nèi)，在（0，t1）和（t2，t3）時間范圍內(nèi)L1儲存的能量為ΔiL11+，在（t1，t2）時間范圍內(nèi)儲存的能量為ΔiL12+，在（t3，Ts）時間范圍內(nèi)釋放的能量為ΔiL1-，結(jié)合式（6）和式（7）可以得到：

圖5 過渡模式下的電流波形Fig.5 Current waveforms under transition mode

電感L1在一個開關(guān)周期內(nèi)儲存的能量為ΔiL1+=ΔiL11++ΔiL12+，且滿足|ΔiL1+|=|ΔiL1-|，結(jié)合式（1）和式（2）可以得到過渡模式下柔性互聯(lián)開關(guān)兩端電壓增益為：

3 實驗驗證

為了驗證所提新型柔性互聯(lián)開關(guān)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)的有效性與正確性，搭建了一套小型實驗樣機(jī)，實物圖見附錄B 圖B1。通過進(jìn)行穩(wěn)態(tài)實驗和負(fù)載突變實驗，驗證所提拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)暫穩(wěn)態(tài)工作機(jī)理的正確性。

新型柔性互聯(lián)開關(guān)的輸入側(cè)（U1側(cè)）接入直流電源，調(diào)制區(qū)間Δd=0.2，則柔性互聯(lián)開關(guān)在d處于［0，0.8）和（1.0，1.8］范圍內(nèi)時分別工作在降壓模式和升壓模式，在d處于［0.8，1.0］范圍內(nèi)時工作在過渡模式。柔性互聯(lián)開關(guān)的主要實驗參數(shù)見附錄B 表B1。柔性互聯(lián)開關(guān)在降壓、升壓、過渡模式下的實驗波形分別見圖6—8（圖中iR為負(fù)載電流；下圖為上圖虛框中的局部放大圖），具體實驗結(jié)果見表1。

圖6 降壓模式（d=0.50）下的實驗波形Fig.6 Experimental waveforms under Buck mode（d=0.50）

圖7 升壓模式（d=1.30）下的實驗波形Fig.7 Experimental waveforms under Boost mode（d=1.30）

圖8 過渡模式下的實驗波形Fig.8 Experimental waveforms under transition mode

表1 實驗結(jié)果Table 1 Experimental results

結(jié)合圖6、7 和表1 可知，新型柔性互聯(lián)開關(guān)在降壓和升壓模式下U2的實驗值，與由式（14）所得U2的理論值基本吻合，實驗值低于理論值是因為線路電阻引起電壓降。U2側(cè)負(fù)載功率由200 W階躍為400 W，電感電流iL1和負(fù)載電流iR均上升，且iL1和iL2的實驗波形與圖3 和圖4 中的理論波形一致。圖8為柔性互聯(lián)開關(guān)工作在過渡模式下的實驗波形，U1側(cè)接入150 V 直流電源，U2側(cè)接入電阻負(fù)載。由圖8 和表1 可知，d分別取為0.85、0.90、0.95 時，U2的實驗值均與由式（14）所得U2的理論值基本吻合。U2側(cè)負(fù)載功率由200 W 階躍為400 W，電感電流iL1和負(fù)載電流iR均上升，且iL1和iL2的實驗波形與圖5 中的理論波形一致。

為了驗證新型柔性互聯(lián)開關(guān)的功率雙向傳輸功能，在U1側(cè)接入100 V 直流電壓源和電阻負(fù)載，U2側(cè)接入3 A直流電流源和電阻負(fù)載，如圖9所示。當(dāng)d=0.5 時，柔性互聯(lián)開關(guān)工作在降壓模式。在0.05 s時U2側(cè)負(fù)載功率由250 W 突變?yōu)?0 W，使U2側(cè)負(fù)載的輸入電流瞬間反向，柔性互聯(lián)開關(guān)中的功率由U2側(cè)流向U1側(cè)，其功率反向?qū)嶒灢ㄐ稳鐖D10 所示。由圖10可知，原流經(jīng)輔助電感L2的電流iL2在負(fù)載突變瞬間上升，L2瞬間變成主電感傳輸主要功率，而原流經(jīng)主電感L1的電流iL1瞬間下降，使L1變成輔助電感，上述結(jié)果表明所提新型柔性互聯(lián)開關(guān)可以實現(xiàn)功率雙向流動。

圖9 柔性互聯(lián)開關(guān)功率反向?qū)嶒炇疽鈭DFig.9 Schematic diagram of reverse power experiment for flexible interconnected switch

圖10 柔性互聯(lián)開關(guān)在功率反向時的實驗波形Fig.10 Experimental waveforms of flexible interconnected switch with reverse power

4 結(jié)論

本文所提新型柔性互聯(lián)開關(guān)，除了具備能量雙向流動和雙向升降／壓變換的基本功能外，其結(jié)構(gòu)本身還具有如下優(yōu)勢：

（1）互聯(lián)開關(guān)每個橋臂上只有一個開關(guān)管，避免了橋臂直通造成的短路問題，無需設(shè)置死區(qū)時間，提高了電壓利用率，具有高工作可靠性；

（2）由于開關(guān)管采用MOSFET，易于在傳輸大功率時并聯(lián)使用，開關(guān)管具有低通態(tài)損耗；

（3）在柔性互聯(lián)開關(guān)中引入反向耦合電感，有利于減小電感電流紋波，改善無源器件用量，降低互聯(lián)開關(guān)導(dǎo)通損耗和成本，提升工作效率。

附錄見本刊網(wǎng)絡(luò)版（http：//www.epae.cn）。