•分布式电源及并网技术•
全功率风电变流器并联运行控制策略
及损耗研究#
李金喜1，陈继永2
(1.江苏工程职业技术学院航空工程学院，江苏南通221006;2.江苏工程职业技术学院机电工程学院，江苏南通221006)
摘要：研究了并联环流的产生机制和特点，提出了变化零矢量的SVM环流控制 方法，结合并联系统的控制和运行特点，在深入研究功率器件、电容器和电抗器损耗之 后，提出了实用的损耗计算公式，在MATLAB中搭建仿真模型分别在稳态运行、负载和 转速动态变化以及有环流的情况下进行了仿真验证与分析，在3MW系统试验平台上 进行了试验，达到预期效果。
关键词：全功率风电变流器；多单元并联；环流，■矢量控制，■功率损耗
n981_)
、工 °
中图分类号：TM 614文献标志码：A文章编号：2095-8188(2016)11-0034-06
DOI： 10. 16628/j. cnki. 2095-8188. 2016. 11.006
Research of Control Strategy and Power Loss on
Full-Power Wind Power Converter Paralleled
LI Jinxi , CHEN Jiyong2(1. Aviation Engineering School, Jiangsu College of Engineering and Technology, Nantong 221006, China ；
2. School of Mechatronic Engineering, Jiangsu College of Engineering
and Technology, Nantong 221006, China)
Abstract ： This paper proposed a method of changing the zero vectors in SVM to control the circulation. Then,
a full-power wind power converter parallel operation system loss model was built combined with parallel operation of the control strategies and operational characteristics. A practical and more accurate loss formula was established. The system simulation platform created by the software of MATLAB was used to verification and analysis in the circumstances of steady-state operation, the dynamic change of load and speed, and the case of circulation. Moreover, experiments were conducted in the 3 MW full-power wind power converter system test platform. The results show that the parallel control achieves the desired effect.
Key words： full-power wind power converter； multi-unit parallel； circulation； vector control； power loss
〇引言
变流器技术是风力发电的核心技术之一， 随着风力发电单机容量的不断增大，如何在低 电压下实现大功率变流器已经成为一个亟待解 决的问题，采用变流器多单元并联技术是一种
陈继永（1981—），男，讲师，研究方向为电源管理。
较优的选择方案。但容量的不断提升使变流器 的损耗也随之急剧增加，这将直接影响到系统 的可靠性和使用寿命[1]，因此准确地计算损耗 对于优化散热设计，保障系统稳定、可靠地运行 至关重要。
本文正是在这样的背景下以3 MW鼠笼发
*基金项目：南通市航空工程公共技术服务平台科技计划项目（CP22014001)—
34 —
•分布式电源及并网技术•
电机全功率风电变流器并联系统为对象，对其 并联运行的控制策略和损耗计算方法进行 研究。
1全功率风电变流器并联运行的控
制策略
1.1机侧变流器的控制策略
机侧变流器的控制目标是为网侧变流器提 供直流输入，根据不同的风速调节发电机的转 速，控制发电机的电磁转矩，达到最大效率利用 风能。
鼠笼异步电机是高阶、非线性、强耦合的多变 量系统，通过坐标变换建立其在转子磁链定向_ 坐标系下的状态方程，可知：
Te =n L因此，通过转子磁链定向，将定子电流分解 为励磁分量ism和转矩分量ist。转子磁链A 仅由定子电流励磁分量^m产生，而电磁转矩尺 正比于转子磁链和定子电流转矩分量的乘积
实现了定子电流两个分量的解耦。故机侧 变流器采用基于转子磁链定向的矢量控制来实 现高性能的调速，机侧变流器控制框图如图1 所示。
图1
机侧变流器控制框图
1.2网侧变流器的控制策略
网侧变流器的控制目标为:保持直流侧电压 恒定，冋时实现网侧功率因数控制，从而向电网提供稳定的功率[2]。
通过坐标变换将网侧变流器的数学模型转换
电器与能效管理技术(2016NO. 11)
到以电网基波频率同步旋转的两相旋转坐标 系下：
[〜卜_[化+只
-H
+ [，⑵
luJ
1 c〇L
Lp +
L〇J
与电网电动势矢量E同轴的^轴方向电流
分量^为有功电流分量，而比E超前90°相角的 ^轴方向的电流分量~则为无功电流分量，因此， 通过电网电压定向实现了有功功率和无功功率的 解耦。采用电压外环和电流内环的双闭环控制结 构。电压外环的作用主要是控制直流侧电压稳 定，而电流内环的作用主要是按电压外环输出的 电流指令进行电流控制，调节功率因数。1.3环流的产生机制与特性
以A相为例讨论环流的产生机制。首先考 虑两个并联变流器开关状态一致且每条支路阻抗 相等的情况。两个三相并联变流器环流示意图如 图2所示。
由图2可看出，A相和B相之间存在以下4条通路：
LOOP1 ： A-A2 -Qn -P-N-Q61 -B, -B-O-A L00P2 ： A-A2 -Qn -P-N-Q62-B2-B-0-A L00P3 rA-A^Q^-P-N-Q^-B!-B-O-A L00P4 ： A-A2 -Q12 -P-N-Q62 -B2 -B-O-A
如果并联支路间的阻抗不相等，那么即使环 路里没有电压源也会存在电压差，从而产生环流，
因此，由图2可知A相还可能存在一条环流 通路：
L00P5 ： A-A1 -Qn -P-Q12 -A2 -A
另外，当两个并联变流器并不同步，即开关状态
—35 —
电器与能效管理技术(2016N〇. 11)
•分布式电源及并网技术•
不—致时，对于A相，假设导通(Q41关断），Q12关 断(Q42导通)时，我们会发现还存在一条环流通路：
L00P6 ： A--Qn -P-N-Q42 - A2 - A
对于L00P1和L00P4来说，电流流过同一个 变流器，并没有在并联两个单元之间流动，因此不 能认为是环流。而对于L00P2和L00P3来说，电 流虽然在两个变流器之间流通，但环流通路中含有 交流相电压，而一般意义下的环流是指不流入电 网，只在并联的变流器之间流通的电流[3]，因此这 也不是本文要讨论的环流。对于L00P5来说，这 样的闭环不含有电压源，是固有环流。L00P6唯 一的电压源只有直流侧电压，这就是通常意义下所 指的环流。
列出并联变流器之间环流的微分方程如下⑷：
式中：&，心—零序环法时上、下桥臂开关 函数。
可以看出，当采用不同的并联控制策略或不 同的PWM策略时，会造成并联变流器的占空比 函数即开关状态的不同，从而产生环流。另外，各 并联变流器输出滤波器阻抗的大小会影响环流的 幅值。
1.4环流的控制策略
由式(4)可以看出，并联变流器的占空比函 数会显著影响环流的幅值。采用SVM调制策略， 零矢量作用时办轴电流的控制不会受到影响，但 各逆变器模块之间会形成环流回路。因此，在一 个特定的开关周期内零矢量总的作用时间一定的 情况下，零矢量(〇〇〇)和（m)的作用时间分配会 对零序环流产生很大的影响，但不会影响控制目 标。因此，引进零矢量分配系数I令零矢量 (111)的作用时间占空比为^。，则同一个开关周 期内零矢量（m)的作用时间占空比为（4 - M。），可得环流方程为：
~df + Rlial + SalUdc L^A
+~ Rlia2-Sa2Udc=0
R^+S^-L^-R^--Sb2Udc=0_
-Sc2Udc=0~+ Scl Udc _ ^2
(3)
当三相电网对称且不存在环流时，可知每个 变流器单元的三相电流之和为零，设零序环流分 量乙=k k + Li，可得环流方程如下：
(A +^)^+(^ +R2)i〇 =^0(^ -k2)Udc (5)对〖。采用闭环控制，其给定设为〇,输出为k通 过调节变量&的大小控制环流。基于变化零矢量 svm环流控制的网侧变流器的控制框图如图3 所示。
(A ⑷ +心0 Uo眞（4)
2
全功率风电变流器并联运行的损
耗研究
功率器件模块主要由IGBT和快恢复二极管两
部分组成，产生损耗主要包括通态损耗和开关损耗[5_8]。
在一个调制波周期内，每相桥臂中单个IGBT 模块只有半个周期流过电流，所以单个IGBT的 通态损耗为
2.1环功率器件的损耗
—36 —
•分布式电源及并网技术•Pss
2ttJ
Uce((〇t)ic((〇t)r((〇t)d(〇t (6)
根据IGBT的导通特性，可得f/ce = f/CE0 +«ce • /c; 式中：Uce—
集射集电压；UCE0—集射集间击穿电压；Rce—
集射极电阻。
根据变流器的调制方式可得以《0 =
1+Msm2(^+^,其中M为调制系数，0为载波相 位角。
代入式(6)即为IGBT和二极管的通态损耗：
r SP S - '=UCE〇h[^卜4++誓)
rP DS '
Mcos^j + r ,2 (丄 McosO'j
=Uwl\\h
(7)根据开关特性曲线，将开关损耗的离散模型 转化为连续的积分形式得到：
P,
:fsw;kIP
(8)
2.2电容器的损耗
变流器工作时会在直流侧产生较大的纹波电 流[9 ]，这部分纹波电流流过中间直流滤波电容会
产生相应的损耗，计算得到SVM调制方式下的纹 波电流有效值为
7--lv2M{£+c〇s2€-^)}(9)
在电容器的内部介质、极板、引线等导体中都会 产生一定的有功功率损耗，通常考虑电容的内阻夂
以及介质损耗角正切tan50，则电容器损耗为
Pc = I2c,^s(Rs +
(1〇)
2.3电感损耗
电感损耗主要由铁心损耗和绕组损耗两部分 组成。铁心损耗由磁滞损耗、涡流损耗和剩余损 耗构成。一般在正常的工作磁通密度范围内，铁 心损耗可以由下式估算[1°]:
P,e = nfBiv
(ii)
绕组损耗来自于线圈中电流的热效应，包括 导线铜损和导线铁损。一般为了方便起见，不单 独计算导线铜损和铁损[11]，而是直接计算绕组 损耗：
PCu =仏
(12)
电器与能效管理技术（2016N〇. 11)
2.4并联运行对损耗计算的影响
多组变流器单元并联时每台变流器单元的电 流随着并联单元数的增加而减小，相应的调制度 和功率因数角也随之发生变化，另外，并联系统不 可避免地存在一定程度的环流，环流对损耗分析 的影响也至关重要。
假设有《组变流器系统并联，那么每个变流 器系统的输出相电流峰值/pi = //«，根据并联变 流器的数学模型可得调制度和功率因数角为
cos〇^
____________^_________\"Pi JE\\ + (coLl,)1M
^\"Pi = V3[£2p + (coLI^r
Uic ' uic(13)
式中：E'一风力发电机相电压；
U'Pi
一输出相电压峰值；
I-一输出相电流峰值。
考虑n•个功率相等的三相变流器并联环流的 定义，第个变流器的&相环流^为
= X
i = 1
ckJjl = —---n
e {a,b,c\\ ;i,j = 1,2,…，n
(14)
为了评价多个变流器单元并联系统中环流含 量的大小，提出一种环流百分比（Circulating
Current Percentage,CCP)的概念，定义如下：
Rcc? = ^
^mkj
x 100% (15)
因此，当n•个变流器单元并联时，其环流百分比为
穴 (71 - 1 ) Cty
CCP„
(n - 1) + iavg
(16)
3仿真验证与分析
用Simulink软件建立3 MW鼠笼异步电机全
功率风力发电系统的仿真平台，系统仿真模型的 建立主要包括多单元并联主回路模型、机侧控制 器模型和网侧控制器模型。仿真模型的系统参数 如表1所7K。
感应电机发电运行，稳定状态时的仿真波形如 图4所示。包括机侧变流器电流、电机电流、转速、
电器与能效管理技术(2016N〇. 11)
表1仿真验证系统参数
电机
电机额定
定子
定子直流侧网侧容 M，VA电压/V电阻
电感
电容
电感
/ mCl
/mH/mF/mH3 450 297
690
0.848 7
1.224
69. 12
0.25
电磁转矩的波形，转速给定为1 194 r/min;转速 由1 194 r/min变化为1 094 r/min时的动态仿真 波形如图5所示。负载转矩给定为
-10 000 N • m;没有环流控制时的仿真波形如 图6所示，分别为a相两个并联单元的分电流、a 相环流、第1个并联单元零序环流的仿真波形;作 为对比，有环流控制的波形如图7所示Q
由图4可以看出，机侧变流器电流三相对称、 正弦度良好，电机电流为机侧变流器电流的4倍， 且相位一致9电机转速稳定在1 194 r/min，能准 确跟踪给定a电磁转矩有微小波动，但也基本恒 定，与负载转矩一致。
一
38 —
•分布式电源及并网技术•
0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0
t/s
(b)电网电流
0
•?
&/跋 --24_
0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 1.4 1.6 1.8 2.0
t/S
(c)电磁转矩
图5转矩动态变化仿真波形
从图5可以看出，负载转矩变化时，电机转速 稍有波动，但也基本保持恒定，能够稳定在
1 194 r/min，输入电网电流和电磁转矩都能准确 跟踪负载转矩，超调较小，直流侧电压保持不变， 能够稳定在1 1〇〇 V。
•分布式电源及并网技术•
从图6和图7的比较可以看出，没有环流控 制器时环流很大，根据式（15)可得，这时的环流 百分比为20.6%，加入环流控制后的环流百分比 为4.6%，控制效果明显。
图7
有环流控制仿真波形
4 3MW系统试验平台损耗的计算
3 MW系统试验平台采用四组背靠背三相变 流器单元共直流母线方式并联，每个并联单元的额
定功率为750 kW，此时流过功率管的额定电流约 为700 A，按2倍余量考虑，采用富士2BS2400
U4170DFW型号IPM模块，电容器选择型号为 C3B3L337J10H731的电容，每相采用9只薄膜电容
并联，电机侧选择型号为OCL-0800-UIDH-2680的 电抗器，额定电流为800 A，电感为0. 04 mH，电网 侧选择型号为 OCL-0930-UIDH-2680 和 ACL-0900-
EISH-2680的电抗器串联，其额定电流均为900 A， 电感分别为〇. 17 mH和0.08 mH。
系统总损耗由功率模块的损耗、电容器的损 耗以及电抗器的损耗构成，根据上文所述，以 3 MW全负荷4路并联运行为例，计算可得系统总 损耗如表2所示。
表2
全负荷四路并联运行的系统总损耗
功率模块电容器电抗器系统总损耗/kw
损耗/W
损耗/kW
损耗/kW
59.86
105.65
17. 12
77.08
编写MATLAB程序，可以计算得到不同并联 单元数下全部功率范围内的系统损耗，如图8 所示。
电器与能效管理技术(2016NO. 11)
图8不同并联单元数下全部功率范围内的系统损耗
从表2计算结果可以看出，对于4路并联运行 的全功率风电变流器系统来说，功率模块的损耗占 到最大的比例，全负荷运行时约占系统总发出功率
的2%，电抗器损耗紧随其后，全负荷运行时约占 系统总发出功率的0.6%，而电容器的损耗相对较 小，全负荷运行时仅0.036%。从图8中可以看出，
随着风电系统发出的功率增长，系统总损耗不断增 加，并且发出相同功率的情况下多组变流器单元并 联运行比单台变流器单独运行时损耗较小。
5
结语
本文介绍了全功率风电变流器机侧和网侧的
控制策略，在研究并联环流的产生机制和特点的
基础上提出了变化零矢量的SVM环流控制方法。 在给出功率器件、电容器和电抗器损耗之后结合 并联系统的控制和运行特点，提出了实用的损耗 计算公式，同时仿真验证了控制的有效性。最后 编程计算得到了 3 MW系统试验平台的损耗值。
【参考文献】
[1 ]
胡建辉，李锦庚，郜继斌，等.变频器中的IGBT模 块损耗计算及散热系统设计[J].电工技术学报，
2009,24(3) ：159-163.
[2]张玉垒，张宇翔，郭敏.一种采用多绕组中频变压器的
三相多电平变流器[J].工矿自动化，2014,40 ( 6):
59-63.
[3 ]
GHING T P,YI H L. Modeling and coordinate control of circulating currents in parallel three-phase boost rectifiers [ J ]. IEEE Trans on Industrial Electronics. 2007,54(2) ：825-838.
[4 ]
ITKONEN T,LUUKK0 J,POLLANEN R. Analysis of current characteristics of parallel three-phase voltage
source inverters[C] #EPE 13th European Conference on,2009：l-10.
(下转第44页）
—39 —电器与能效管理技术(2016N〇. 11)
•分布式电源及并网技术•
进行统计，4种方式调节完成时间如图6所示e 每种调节随机选择7次完成功率调节时间数据进 彳了统计，每种调节完成时间有一^定差别©图6中 恒压、恒功率因数都是采用转化无功功率调节方 式进行调节，完成时间没有超过10 S，恒压调节平 均时间最短;有功功率调节时间完成时间比较长， 基本都在10 S以上，与目前逆变器自身调节功率 的方式与串口数据上送延时时间有关6
1
81 6114 12i 0118 16142
系统的模型构建、调节算法及以太网组播数据实时转换与串口转发的设计方案。最后通过实验室的试验数据与实际工程应用中得到的数据，验证了采用以太网组播与串口广播的群控方式的可靠性、稳定性，提局了光伏电站功率调节系统的效率，解决了光伏电站群控系统调节时间长的问题，降低了对电网稳定性的影响，具有一定工程实用价值。
【参考文献】
[1 ]
田会峰，韩斌.基于多协议的分布式光伏电站智能 控制系统设计[J].测控技术，2013,32(2):70-73.
[2] 张轶，鲁国起，张焰，等.光伏电站并网对电网可靠
性的影响[J].华东电力，2010,38(5) :701-706.
[3] 韩郁，方廷，张岚.多逆变器光伏并网发电系统的群控
策略和实现方法[〗]，可再生能源，2009,27(6):74-80.
[4] 王敏，宗炫君9袁越，等.含光伏电站的发电系统可靠
性分析[J].中国电机工程学报，2013,33(34) :44-49.
[5 ]
林焱3矣丹岳，孔祥雨，等.一种光伏电站群控组合 优化方法[J ].电测与仪表，2014，51 (2) : 32-35.
[6] 万书鹏，雷宝龙.翟明玉.调度与变电站一体化系
统链路状态监测与TCP通信方案[J ].电力系统自 动化，2014,38(1) :92-96.
[7] 刘磊，刘江，赵娜，等.基于UDP的无人机系统地面
网络通信体系结构设计[
2013,21(12) ：3393-3395.
计算机测量与控制，
1 2 3 4 5 6 7
次序
图6
功率调节完成时间曲线
相比较采用单播控制系统的1〇〇 MWp光伏 电站，逐个调节每个逆变器的方式，完成全部的功
率调节需12 min,而采用以太网组播与串口广
〜
播的方式，相当于?f行处理每个逆变器，在功率调 节系统通信处理时间、调节完成时间已经有很大 的提局，基本能约10 s完成，大大提局了系统 效率。
[8] 钟■峰，杨茹.基于IP组播的安全通信技术研究
[J].黑龙江工程学院学报，2012,26(1) :71-73.
[9] 李善玺，马强，陈文波.高带宽组播网络端到端时
延测量及分析[J].计算机工程与科学，2014,36(9) : 1479-1483.
[10] 沈晔，冯径，印敏，等,应用层组播优化方法[J].计
算机应用，2013 ,33(12) :3389-3393.
收稿日期：2016-04-11
4
结语
本文对比单播控制系统与单对多的控制系统
设计方案，提出了光伏电站的功率群控系统采用以 太网组播与串口广播的控制方式;论述了组播调节
(上接第3 98 76*页）
[5 ]卢胜利，鞠文耀，贾中璐.双级式储能变流器波形
控制策略研究[JL工矿自动化，2013，39 (10): 6367.
块损耗计算及散热系统设计[J].电工技术学报，
2009,24(3) ： 159-163.[7] 王昌南，何凤有，田明.大功率三电平防爆变频器散热
分析及计算[J].工矿自动化，2013，39(1) :88-91.
[8] 景巍，谭国俊，叶宗彬.永磁直驱风力发电系统中
两电平与三电平变流器比较[J].电力系统自动 化，2011，35(6):92-97.
[9 ]
KOLAR J W,ROUND S D. Analytical calculation of the
RMS current stress on the DC-link capacitor of voltage- PWM converter systems [ J ]. IEEE Proceedings Electric Power Applications.2010,153(4) ：535-543.
[6] 胡建辉，李锦庚，部继斌，等.变频器中的IGBT模 [10] UHJ, WILSON T G, WONG R C. A method for
inductor core loss estimation in power factor correction applications etc [ C ] # Conference Record of APEC. 2012:439-445.
[11]
TOSHIHISA. A practical iron loss calcilation for AC filter inductors used in PWM inverters [ J ]. IEEE Transactions on Industrial Electronics. 2009,56 ( 7 )： 149-152.
收稿日期：2016-04-27
—44 —
因篇幅问题不能全部显示，请点此查看更多更全内容