郭小强;朱铁影
【摘 要】A novel three-phase three-level non-isolated PV inverter is proposed in this paper based on the neutral-point-clamped (NPC) inverter. The characteristics of working states and leakage current were studied. Different from the NPC inverter, the topology of proposed inverter is so brief and it only consists of twelve switches and two DC capacitors without extra devices, such as six clamped diodes for the NPC. In order to suppress the leakage current, the relationship between the switch states and the common-mode voltage was analyzed and a novel Single-Carrier modulation was proposed based on the traditional modulation for two-level inverters. Finally, in order to verify the effectiveness of the proposed circuit and modulation strategy, the simulations and the experiments connected to the grid, inductance experiments were conducted. The results of the simulations and experiments confirm that the proposed topology is feasibility and the modulation is effective.%在二极管中点钳位型逆变器(NPC)的基础上,提出一种新型非隔离型三相三电平光伏并网逆变器,并对其工作特性和漏电流
特性进行研究.与NPC逆变器相比,新型逆变器的拓扑仅由十二个开关管和两个直流侧母线电容组成,比NPC逆变器少用了六个功率二极管,拓扑结构得到了简化.为抑制其漏电流,在分析共模电压和开关状态关系的基础上,改进了传统两电平载波调制方案,提出一种新型单载波调制方案.分别通过并网仿真、并网实验和感性实验,验证了所提出拓扑的可行性与新型单载波调制策略的有效性.
【期刊名称】《电工技术学报》
【年(卷),期】2018(033)001
【总页数】12页(P26-37)
【关键词】光伏逆变器;三电平逆变器;非隔离型;共模电压;漏电流
【作 者】郭小强;朱铁影
【作者单位】燕山大学电气工程学院河北省电力电子节能与传动控制重点实验室 秦皇岛 066004;燕山大学电气工程学院河北省电力电子节能与传动控制重点实验室 秦皇岛 066004
【正文语种】中 文
【中图分类】TM464
在光伏并网系统中，光伏逆变器将光伏板产生的直流电转换成交流电，并入电网或者供给负载。根据光伏逆变器中是否含有变压器，可以分为隔离型光伏逆变器和非隔离型光伏逆变器。隔离型光伏逆变器由于变压器的存在，使得整个逆变系统体积大、安装难度大、成本高、系统效率低。非隔离型光伏逆变器克服了隔离型光伏并网逆变器的上述缺点，但变压器的移除使得非隔离型光伏逆变器的光伏板和电网存在直接的电气连接，产生漏电流问题[1-7]。漏电流的存在增加了光伏系统的损耗，增大了并网电流的谐波含量，产生了严重的电磁干扰，影响其他设备的正常运行，甚至可能威胁人身安全[8,9]。因此，解决非隔离型光伏逆变器的漏电流问题成为了一个研究的热点[10-15]。
在高电压、大功率的场合，非隔离型三相三电平光伏逆变器具有开关应力小，损耗低，输出电压更接近正弦波，谐波含量小等特点。随着电压等级和功率等级的提高，非隔离型三相三电平光伏逆变器在学术界和工业界得到了研究和应用。目前，三相三电平逆变器典型的拓扑结构主要有中点钳位型（Neutral-Point-Clamped, NPC）三电平逆变器、飞跨电容型（Fly C
apacitor, FC）三电平逆变器、级联型三电平逆变器等拓扑结构。NPC逆变器是提出较早、技术较成熟的三电平逆变器，克服了两电平逆变器在高电压大功率场合的诸多缺点。但是为实现三电平的输出，NPC三电平逆变器使用了较多的功率二极管[16]；FC三电平逆变器使用电容替换了NPC逆变器的六个钳位二极管，简化了三相三电平逆变器，但是FC逆变器的飞跨电容的电压均衡问题制约着这类逆变器的推广[17]；级联型三电平逆变器既无NPC逆变器的钳位二极管，又无FC逆变器的飞跨电容，拓扑结构得到简化，但是级联型三电平逆变器需要多路光伏板[18]。近年来，有学者相继提出了ANPC逆变器[19]和SI-NPC逆变器[20]。ANPC逆变器解决了NPC型逆变器的开关损耗不均衡分布问题，但增加了开关管数量，增大了逆变器的损耗；SI-NPC逆变器解决了NPC逆变器桥臂直通问题，但是每相使用两个电感，增大了逆变器的体积和损耗。综上分析，上述非隔离型三相三电平光伏逆变器为实现三电平输出，除开关管和直流侧母线电容外，都需要额外的辅助器件，如功率二极管、电容、电感等。辅助器件的使用会增加逆变器的硬件成本，增大逆变器的体积和损耗，降低系统的功率密度。因此，拓扑结构更简洁、体积更小的新型非隔离型三电平逆变器有待研究。
依据NPC逆变器，提出了一种结构简单的新型非隔离型三相三电平光伏并网逆变器，该逆变器的拓扑结构由十二个开关管和两个直流侧电容组成，不需要额外的辅助器件。为抑制该逆
变器的漏电流，在分析其工作状态和共模模型的基础上总结出共模电压和开关状态的关系，基于传统的两电平载波调制方案，设计了一种新型的单载波调制策略。最后通过并网仿真和带载实验验证了该逆变器的可行性和新型单载波调制策略的有效性。
图1为本文提出的新型非隔离型三相三电平光伏并网逆变器拓扑，其中CPV为光伏板寄生电容。新型逆变器是在NPC逆变器的基础上，将NPC逆变器的两个钳位二极管和一个桥臂开关管用一个开关管替换，并连接至直流侧电容的中点，得到如图1a、图1b所示的两种结构。新型逆变器拓扑只需十二个开关管和两个直流侧电容组成，不需要额外的功率二极管、电容、电感等辅助器件。因此，相较于上述隔离型三相三电平逆变器，新型逆变器的拓扑结构较为简单。由于新型逆变器采用可控型开关管实现了中点钳位，故将新型逆变器命名为开关管中点钳位型（Neutral-Point-Switch-Clamped，NPSC）逆变器。由于图1所示的两种NPSC逆变器的工作原理相似，因此，只分析图1a所示的NPSC1逆变器。
为便于分析NPSC1逆变器的工作状态，定义UXN和SX分别表示逆变器的相电压以及对应相电压UXN时的开关状态（X=A,B,C）。由于NPSC1逆变器的三相工作原理基本一致，仅对A相的工作状态进行了分析。图2为NPSC1逆变器的A相开关管的驱动信号示意图。图2中，ug
a、IA分别为A相的电网电压和电网电流，Sa1~Sa4为A相开关管的驱动信号，UAN为A相输出电压，Udc为直流侧输入电压。在电网电流的正半周期，Sa1与Sa2、Sa4互补导通，Sa3关断；在电网电流的负半周期，Sa3与Sa4互补导通，Sa1关断，Sa2导通。
图3描述了NPSC1逆变器在图2所示的驱动信号下的三种工作状态：
1）工作状态2：如图3a所示，开关管Sa1导通，其余开关管关断，将此开关状态定义为SA=2，A相输出电压UAN=Udc，电网电流经Sa1流入电网。
朱铁2）工作状态1：如图3b所示，开关管Sa2、Sa4导通，其余开关管关断，定义此开关状态为SA=1，A相输出电压UAN=Udc/2。在电网电流的正半周期，电流从O点流向电网；在电网电流的负半周期，电流从电网流向O点。
3）工作状态0：如图3c所示开关管Sa2、Sa3导通，其余开关管关断，此开关状态对应的SA=0，此时，A相输出电压UAN=0，电流从电网流向N点。
总结上述分析，NPSC1逆变器的每相存在上述三种工作状态，三相共有27种，这一点与NPC逆变器一致。结合B、C两相的工作状态，进一步分析可得输出的相电压UXN、开关状
态SX存在以下对应关系
式中，X=A,B,C，表示A、B、C三相；Sy1~Sy4为三相开关管的开关状态（y=a,b,c）。进一步分析式（1），可得输出的相电压UXN和开关状态SX的关系为
式中，SX依据逆变器各相的工作状态，可取值为2、1、0。以A相为例，当SA=2时，UAN=Udc；当SA=1时，UAN= Udc /2；当SA=0时，UAN=0。与上述A相工作状态分析一致。
文献[21-25]指出，在非隔离型逆变器中，高频变化的共模电压是产生漏电流的主要原因，保持共模电压恒定是抑制漏电流的有效途径。为抑制NPSC1逆变器的漏电流，需分析影响NPSC1逆变器的漏电流的主要因素，因此，非常有必要对NPSC1逆变器的共模模型进行分析研究。
图4a为NPSC1逆变器在不考虑输出端和地之间的寄生电容、线路电感等杂散参数影响下的共模模型。依据戴维南定理进一步简化，可得NPSC1逆变器的简化共模模型如图4b所示。图4中，UAN、UBN、UCN为三相输出相电压，La= Lb= Lc=L为三相滤波电感，ug为电网电压，UCM为逆变器的共模电压。
由图4可知，NPSC1逆变器的漏电流ilek表达式为
式中，UCPV为寄生电容电压；CPV为寄生电容。依据式（3），NPSC1逆变器的漏电流的大小与下列因素有关：①寄生电容CPV。寄生电容的大小受外界环境影响较大，一般取值为50~150 nF/kW[26]。②寄生电容电压UCPV的幅值和变化率。依据图4b可得寄生电容电压UCPV主要受电网电压和共模电压UCM的影响，其中UCM为
综合式（2）、式（4），可得到NPSC1逆变器的共模电压UCM与开关状态SX的关系为
因此，NPSC1逆变器的共模电压取决于开关状态SX(X=A,B,C)。当NPSC1逆变器的三相的工作状态之和，即SA、SB、SC之和为恒定值时，则系统的共模电压保持恒定，此状态下，寄生电容电压受低频（工频）电网的影响。在低频电网的影响下，逆变器的漏电流很小[27, 28]，满足VDE-0126-1-1标准。
综合以上分析，为抑制漏电流，NPSC1逆变器需工作在三相开关状态SX之和恒定的工作状态，而逆变器的开关状态取决于调制策略。当NPSC1逆变器的共模电压恒定时，其漏电流的大小受电网电压的影响。
载波调制是三电平逆变器典型的调制策略之一，主要包括载波正向层叠（In-Phase Disposition, IPD）、载波反向层叠（Opposite-Phase Disposition, OPD）、载波相移（Phase-Shift, PS）。本节主要分析了NPSC1逆变器在IPD和OPD两种方案下的共模特性，得出在上述调制方案下NPSC1逆变器的漏电流不能得到抑制。为抑制NPSC1逆变器的漏电流，设计了一种新型的单载波调制策略。
图5a为IPD调剂原理图，其中ma、mb、mc为三相调制波。如图5a所示，在正半周期，开关管Sa1与Sa2、Sa4互补导通，当A相调制波ma大于上载波时，Sa1导通，Sa2、Sa4关断；当ma小于上载波时，Sa1关断，Sa2、Sa4导通。在调制波ma正半周期时，A相调制波始终大于下载波，开关管Sa3保持关断。
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