柯建兴，贾昊松，林哲侃，李达义

（1.上能电气股份有限公司深圳分公司，广东 深圳 518052；2.华中科技大学 电气与电子工程学院，湖北 武汉 430074）

0 引 言

三电平逆变器最早于1981年被提出[1]。因具有输出纹波小、效率高以及功率密度大等优点[2]，近年来在光伏发电[3]、风力发电[4]、不间断电源（Uninterruptible Power System，UPS）[5-6]以及变频器[7]等领域获得了广泛应用。三电平逆变器直流母线电容的工作状态对整机的工作效率、可靠性、安全性以及寿命等方面皆有着重大影响。在电力领域，考核三电平逆变器直流母线电容的技术指标通常包括电压、电流和温升。由于在直流母线电压稳定的情况下，电容器电压有相对稳定的降额[8]，通过人为设计可以保证其寿命，而电流和温升之间又存在着必然的关系，所以电流成为检验电容可靠性的重要指标。

理想状态下，通过参数设计可以令每个电容器都工作在额定值以下，以保证系统工作的安全性和可靠性。然而，实际中由于电路系统中存在的寄生电感等参数，电容器的工作点将偏离正常值，可能导致故障发生。为避免电容过电流对系统正常工作造成危害，本文详细分析了三电平逆变器直流母线电容的工作状态，得出电容纹波电流超标的原因，提出了降低纹波电流的方案，以期为相关的产品设计提供指导。

1 三电平逆变器母线电容的工作状态

其中，Vdc为直流母线电压，Va、Vb、Vc分别为逆变器经过LC滤波后的三相输出相电压，ia、ib、ic分别为三相输出相电流。

图1 理想I型三电平逆变器的电路结构图

由图1可得，直流母线电容纹波电流的有效值[9]为：

其中，IN为输出相电流峰值，M为调制比，φ为输出功率因数角。式（1）为理想情况下的电容电流表达式，其成立必须满足以下条件：①三相耦合度高，各相的工频纹波电流完全互相抵消；②高频纹波电流占比很小，可以忽略不计；③母线电容足够大，直流输入的纹波电流可以忽略不计。

上述理想情况适用于小功率逆变器。随着逆变器输出功率的增加，母线电容和逆变器中所使用的功率器件相应增大，逆变器体积随之增大，导致：①三相相间的空间距离增加，导致三相耦合度变低，各相的工频纹波电流无法简单地相互抵消；②母线电容的增大，导致各个电容的纹波电流承受度不一致，即靠近逆变功率模块

1.1 理想三电平逆变器的母线电容电流

理想I型三电平逆变器的电路结构，如图1所示。的纹波电流大，远离功率模块的纹波电流小；③电路的各相寄生参数包括寄生电感、寄生电容等，对系统的工作状态产生影响。这些变化导致母线电容电流不再符合理想情况，在特定的开关频率下，可能出现纹波电流超过母线电容所能承受的最大值，危害系统的正常工作。

1.2 含寄生参数的逆变器母线电容电流

对于大功率逆变器而言，由于寄生参数的存在，等效电路如图2所示。其中，Lsa1、Lsa2、Lsb1、Lsb2、Lsc1、Lsc2分别为逆变器开关器件的寄生电感，Ls1、Ls2分别为逆变器线路寄生电感，Ca1、Ca2、Cb1、Cb2、Cc1、Cc2分别为逆变器的直流母线电容。由于寄生电感的存在，母线电容电流中除了工频电流、IGBT开关产生的高频电流之外，还叠加了寄生电感和母线电容所形成的LC充放电回路的寄生电流。该寄生电流除了与充放电过程相关之外，还与开关管的开关过程紧密相关。当寄生电感和母线电容的谐振频率刚好等于IGBT的开关频率时，寄生电流纹波达到最大。

以1 MW逆变器为例，其额定交流输出电压为520 V，最大输出电流为1 222 A。设计采用母线电容共750 μF×30个，单边母线电容15个（每相各5个），每个电容耐受纹波电流能力为96 A。在输出功率因数测试中发现，母线电容纹波电流大幅超标，由B相测得纹波电流达到120 A，大幅超过电容耐受电流值。相关测试波形如图3所示。

图2 含寄生参数的I型三电平逆变器电路结构图

图3 1 MW逆变器母线电容电流波形

从图3可以看出：除了逆变器必然产生的纹波电流之外，还产生了多余的谐波电流，导致母线电容的纹波电流超标。这个电流既不是开关纹波电流，也不是工频电流，但与开关过程相关，且其振幅很大，波形呈现规律性。初步分析为系统产生了谐振。

1.3 含寄生参数的逆变器工作过程分析

以A相为例，由图2提取出A相等效电路，如图4所示。其中，Ta1、Ta2、Ta3、Ta4分别为逆变器A相IGBT开关管。

在输出功率因数为1的条件下，分析寄生电感Lsa1作用下的工作过程。

首先，分析输出电压正半周的工况。控制策略为：Ta2管常通，Ta1管斩波控制。当Ta1开通时，Ca1向L1输出能量；当Ta1关断时，Lsa1对Ca1充电，恢复Ca1的电压，等待下一个周期的到来。与两电平逆变器不同的是，三电平逆变器的直流母线分成了2部分，正半母线电容的纹波电流无法被负半母线的电容吸收。三相电容的纹波电流补偿只能在正半母线的3个电容之间进行。当Ta1关断时，由于Lsa1的存在，若Ca1充电电流为0，Ca1上的电压是大于1/2倍的输入电压。这时Ca1的能量开始通过Lsa1向其他两相的电容转移，直到Ta1再次开通。同样，当Ta1开通时，其他相电容的能量也会通过Lsa1向Ca1转移。另外，在Ta1关断时，如果Ca1电压偏低，Cb1或Cc1电压高，那么Cb1或Cc1会把能量向Ca1转移，形成无效的电流，导致电容纹波电流被放大。具体表现如图3中的方框2所示。

图4 A相等效电路

其次，在输出电压的负半周，Ca1电容会通过Lsa1向其他相电容进行能量交换，产生无用的电流。具体表现如图3中的方框1所示。

根据上述分析，要抑制直流母线电容通过寄生电感所产生的电容纹波电流，一个较好的解决方案是增大Lsa1的电感值，使得三相独立，充分解耦，互不干扰。

2 仿真研究

LC谐振电路基本公式为：

由式（2）可得，当开关频率f=3 kHz、C=3 750 μF时，可以计算得到谐振的寄生电感Ls为0.751 μH。即当寄生电感为0.751 μH时，直流母线电容的纹波电流达到最大；而当寄生电感小于或大于0.751 μH时，直流母线电容的纹波电流将减小。

为验证上述结论，建立Saber仿真模型，开关频率为f=3 kHz，母线电容采用集中布置。首先对理想情况进行仿真。理想情况下，三相输出电流的波形如图5所示。

输出负载上的交流电流有效值为1 220 A，基本接近实际工况输出电流的最大值；母线电压1 000 V，负载为纯电阻负载，输出功率因数为1，此时母线电容纹波电流如图6所示。

母线总纹波电流有效值为678 A，理论上平均每个电容纹波电流为45.2 A。可见，电容纹波电流满足电容电流耐受能力的要求。

理论上，改变每相电容之间耦合电感大小，电容电流波形会发生明显变化。设定每相电容之间的耦合电感值为5 μH，直流母线电容的纹波电流如图7所示。

图5 理想情况下三相输出电流仿真波形

图6 理想情况下的母线电容电流

图7 母线电容之间电感为5 μH时的母线电容电流

波形整体呈50 Hz波动，有效值为350 A，平均每个母线电容电流值为70 A，波形细节如图8所示。

图8 母线电容之间电感为5 μH时的电容电流波形细节

设定每相电容之间的耦合电感值为2 μH，母线电容的纹波电流如图9所示。

电容电流从350 A增加到412 A，平均每个电容电流为82.4 A，波形细节如图10所示。

设定每相电容之间的耦合电感值为0.7 μH，母线电容的纹波电流如图11所示。

电流有效值变为605 A，平均每个电容承受121 A电流，超出规格书规定的电容电流耐受能力范围，波形细节如图12所示。

图9 母线电容之间电感为2 μH时的母线电容电流

图10 母线电容之间电感为2 μH时的电容电流波形细节

图11 母线电容之间电感为0.7 μH时的电容电流

图12 母线电容之间电感为0.7 μH时的电容电流波形细节

设定每相电容之间的耦合电感值为0.1 μH，母线电容的纹波电流如图13所示。

此时的纹波电流有效值相对于电感值为1 μH时大幅减小到427 A，平均每个电容承受电流85.4 A，波形细节如图14所示。

根据以上仿真结果可得，相间耦合电感在某一个特定值时，电容间的电流会产生谐振，电容电流急剧增加。仿真结果说明，增大相间寄生电感，可以适当抑制谐振，减小电容纹波电流。

图13 母线电容之间电感为0.1 μH时的电容电流

图14 母线电容之间电感为0.1 μH时的电容电流波形细节

3 实验验证

根据上述理论分析与仿真结果，搭建实际的三电平逆变器样机，并在三相的每个正负桥臂上串联1个10 μH的电感，测试相关电容的纹波电流，结果如图15所示。

通过与仿真结果的对比可以发现，图15与图7的仿真结果一致。10 μH电感的加入使得三相电路间的耦合得到了分解。与图3对比，方框1中的波形更加规则，说明开关频率与谐振频率错开，在运行时电容纹波电流受到的干扰变小；方框2中，电流的耦合谐振现象基本不存在；整体的纹波电流有效值降低到64.6 A，满足了规格书规定的电容电流耐受能力范围。

4 结 论

大功率三电平逆变器母线电容纹波超标的原因，主要是系统电路中存在的寄生电感与母线电容产生了谐振。若其谐振点刚好在逆变器开关频率附近，将导致电容纹波电流被放大，超出母线电容所能承受的范围。本文提出一种解决电容纹波电流超标的方法，通过增加逆变器3个桥臂的电感改变系统回路的谐振点，解耦三相电路，从而达到抑制电容纹波电流的目的。通过仿真和实验证明，该方法可有效解决三电平逆变器中母线电容纹波电流过大的问题。

图15 增加10 μH电感后的电容电流波形