中點鉗位型三電平變換器兩種故障狀態的檢測和保護

原熙博 李永東 Wang Fred

（1. 清華大學電機工程與應用電子技術系 北京 100084 2 Center for Power Electronics Systems Virginia Polytechnic Institute and State University Blacksburg VA 24061-0179）

1 引言

中點鉗位型三電平 PWM變換器在中壓大容量傳動領域有著廣泛的應用。它降低了對器件耐壓的要求，還具有低諧波、低電壓應力等優點。中點鉗位型三電平變換器包括可以進行能量回饋的二極管鉗位型結構[1]，以及不可以能量回饋的Vienna變換器[2]。圖 1給出了一種在電動機傳動領域中，基于IGCT的，可實現能量回饋的三電平電壓型變換器結構圖。從這種結構提出以來，有很多的文獻討論這種變換器的運行、設計、控制和應用[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

對于應用在關鍵領域的大容量變換器，一個重要的研究方面是變換器的故障和保護問題。這對于三電平中點鉗位型變換器來說尤為重要，因為這種拓撲比較復雜，且電力電子器件的數量眾多，增加了故障的概率。但是，僅有少數文章探討多電平變換器的故障問題，文獻[4]針對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生故障時，通過選擇冗余的開關狀態，實現故障冗余運行的方法，其他文獻的研究主要集中在過電流故障[5-7]，以及故障時的不間斷運行方面[8-11]。

本文針對中點鉗位型三電平變換器的一些故障和保護進行研究，給出一種通過檢測接地阻抗電壓判斷接地故障的方法，并分析了在發生器件短路故障時，電容電壓翻倍現象產生的原因，并且給出相應的保護方法。通過試驗驗證所提出的故障檢測和保護方法。

2 接地故障檢測

2.1 接地故障描述以及檢測方法

在大容量系統中，為了提高系統在接地故障時的不間斷運行（冗余運行）能力，三電平變換器進線側通常通過變壓器和電網隔離，電機的中點也不接地[12]。系統的接地點是直流母線中點0通過阻抗接地，如圖1所示。

對于圖1所示的系統，在正常運行時，PWM調制算法所產生的系統共模電壓將降落在直流母線中點和電機的中點之間。電機機殼接地，而電機的中點與機殼（大地）之間存在雜散電容，此時，直流母線中點對地電壓VOE是系統共模電壓在中點接地阻抗和雜散電容之間的分壓，由于雜散電容的數值一般較小，所以VOE是系統共模電壓中很小的一部分。當有接地故障發生時，VOE的數值因為接地回路的改變而改變。例如，對于負載側的B相接地故障，B相的輸出端將直接與大地相連，VOE會變成-VBO，VOE的數值將和正常運行的情況有很大的不同。因此，可以通過監視中點電壓VOE來檢測接地故障的發生。

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

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

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

圖4a給出了接地故障檢測的仿真結果，可以看出，在t=70ms發生的接地故障可以被成功地檢測出來（0代表沒有故障發生，1代表有故障發生），其中，N=30，Nl=25。圖4b表明B相發生了接地故障（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，一共有多少次中點電壓波形與各相調制波形相符合，閾值N3=15。只有B相始終有大于15次的符合標記，表明B相發生了接地故障。

圖4 仿真波形Fig.4 Simulation waveforms

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

2.2 中點接地阻抗設計

中點鉗位型三電平變換器的接地回路如圖5所示。

圖5 中點鉗位型變換器負載側接地阻抗回路Fig.5 Ground loop configuration of load side three-level converter

其中R1N，R2N和C2N構成系統接地阻抗，CM代表了電機中點和大地之間的雜散電容；接地阻抗的設計應當遵循以下幾條原則。

（1）接地阻抗要足夠的大，以限制單相接地故障時的故障電流。

（2）接地阻抗應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）當沒有接地故障時，接地阻抗上分擔的共模電壓和故障發生時的電壓相比應盡量的小，以便檢測故障的發生。

在設計中，電阻R1N用來負責直流和低頻的阻抗，而C2N負責高頻的阻抗，R2N用來抑制電容電流。

當有接地故障發生時，通過接地阻抗流入變換器直流母線中點0的電流可以表示為

式中Imid——直流母線中點電流；

Z——接地阻抗。

當有單相接地故障發生時，VOE可以是某一相對直流母線中點的電壓；當有直流母線接地故障發生時，VOE為一半的直流母線電壓。如果假設電容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。根據變換器的容量，可以允許的中點電流Imid也可以確定下來。因此R1N的最小值可以由式（3）給出。

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

3 器件短路故障及母線過電壓保護

電力電子器件的短路和開路故障是變換器中常見的故障。對于中點鉗位型三電平變換器而言，橋臂內側器件或鉗位二極管的短路故障將導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A相上橋臂內側器件短路，那么A相的電源將直接通過鉗位二極管和直流母線中點相連。這里認為當器件短路故障發生時，所有正常的器件都將關閉，負載也將被切掉。如圖6中粗體的路徑所示，線電壓Vba將會直接加到二極管 VDb1-VDb2-VDa5上，而Vca將直接加到VDc1-VDc2-VDa5上。經過整流，線電壓Vba和Vca的峰值將會出現在直流母線電容C1上。正常運行時，線電壓（例如Vba或Vca）的幅值將會由電容C1和C2共同分擔。當有故障發生時，電容C1上電壓的幅值將會變為正常情況時的兩倍。當鉗位二極管發生短路時，也會發生類似的情況。

圖6 A相橋臂內側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給出了當電源側A相上橋臂內側器件短路時的仿真波形。系統的參數和第2節中仿真的參數一樣。在正常運行的穩態情況下，直流母線電容電壓VC1和VC2都維持在160V左右。當t=110ms發生短路故障后，電容C1的電壓升為320V左右，為正常運行時的兩倍。

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象既可以發生在圖1中的電源側也可以發生在負載側。在大容量的電機驅動系統中，電源側通常通過接觸器和電網相連。當故障發生時，接觸器斷開通常需要幾個電網周期的時間（幾十毫秒的數量級），在這期間，電網電壓仍然存在，會導致電容電壓翻倍。對于負載側，如果是同步電機，機端電壓將會維持，而感應電機電壓將會降落得很快。本文主要討論電源側的變換器。

圖7中的過電壓現象極易損壞電容和電力電子器件。必須采取相應的保護措施。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（直流母線中點和鉗位二極管之間）串聯一個額外的可控開關，系統正常運行時，開關閉合，當有故障發生時，開關打開，切斷故障發生后電容的充電回路，但是這種方法增加了系統正常運行時的損耗。本文主要討論通過控制并聯在直流母線電容上的電阻進行電壓鉗位的方法。圖 8a給出了這種方法的電路圖。

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

在系統正常運行的情況下，開關 S1和 S2是斷開的，保護電路不起作用。當檢測母線電容有過電壓時，開關閉合，相應的電阻被并聯到電容兩端，從而對電容放電，對電壓進行鉗位。電阻上釋放的能量取決于系統的參數，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的關系可以表示為

式中L——進線電感；

R——放電電阻。

假設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系如圖9中虛線所示，圖9同時給出了鉗位在220V的情況作為對比。從圖9中看出，較高的鉗位電壓和較大的輸入電感導致較小的釋放功率。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。在實際系統中，過電壓現象每個周波只有一半的時間產生，從而形成電容電壓的脈動。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果，故障發生后，C1電容上的電壓被鉗位在250V左右。

圖9 功率消耗和進線電感之間的關系Fig.9 Relationship between the dissipation power and input inductance

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

為了進一步提高系統的性能，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。當選用電阻或壓敏電阻的時候，同時需要考慮電網側接觸器的動作時間，因為這決定了故障狀態時間的長短，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 試驗驗證

本文對提出的接地故障檢測方法進行了試驗驗證，系統功率為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.

接地故障的檢測試驗在負載側進行，直流母線電壓 192V。接地阻抗的參數為R1N=25kΩ，C2N=10nF，R2N=20Ω。其他系統參數為Imid=10mA，CM=4nF。圖 12a給出了沒有故障發生時，負載側輸出的線電壓以及中點接地阻抗電壓VOE的波形，VOE的數值接近于零。圖12b給出了故障發生后的VOE波形，可見和故障發生前有著顯著的區別。圖12c給出了濾波后的-VOE和A相的調制波形。根據圖3中的流程，接地故障被成功地檢測出來，并且判斷發生在A相。N，N1，N2，N3的取值和仿真中一樣。

圖12 接地故障檢測的試驗波形Fig.12 Experimental waveforms for ground fault detection

對于器件短路引起的電壓翻倍現象及保護方法，試驗系統采用一個40V、60Hz的單相電源和變換器進行驗證，鉗位保護觸發電壓設定在45V。圖13a給出了沒有鉗位保護時，發生器件短路時所產生的過電壓，可以看出在故障發生前，電容C2的電壓在30V左右，當發生器件短路故障時，電壓翻倍到60V左右。圖13b給出了采用電壓鉗位保護措施后，當電容電壓超過45V時，觸發保護電路，電容電壓可以被鉗位在30V左右。

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

5 結論

本文針對中點鉗位型三電平變換器的故障和保護展開研究。當有接地故障發生時，直流母線中點的電壓和正常運行相比有顯著的變化，從而可以利用檢測直流母線中點電壓判斷接地故障；并且根據中點電壓波形和調制電壓的波形，確定接地故障所在的相。當三電平變換器橋臂內側器件發生短路時，會導致電容電壓的翻倍現象，可以采用電壓鉗位和切斷充電回路的方法進行保護。本文針對電壓鉗位的方法進行了研究，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驗證了所提出的故障檢測和保護方法。

[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.