低電壓穿越技術(shù)

-.z.低電壓穿越時對10兆瓦的風(fēng)力渦輪機多級電網(wǎng)側(cè)變流器的熱分析柯瑪，會員，IEEE，佛雷格布拉布葉格，研究員，IEEE，馬可李斯銳，研究員，IEEE摘要由于單個風(fēng)力渦輪機的功率等級不斷上升甚至到達(dá)7MW，風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)要求更可靠和能夠承受極端的電網(wǎng)干擾。此外，風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)應(yīng)在電網(wǎng)中更加靈活和能夠通過在電網(wǎng)故障期間注入有助于電網(wǎng)恢復(fù)的無功電流，這已經(jīng)成為一種需要。因此，全功率變換器解決方案正變得越來越流行來滿足不斷增長在風(fēng)力發(fā)電應(yīng)用中的挑戰(zhàn)。然而，全功率轉(zhuǎn)換器中的功率器件的加載，特別是在電網(wǎng)故障期間，可能會妥協(xié)可靠性能和進(jìn)一步增加了系統(tǒng)的本錢。在本文中，三個具有好前景的用于新一代的10兆瓦的風(fēng)力渦輪機的電網(wǎng)側(cè)的多級變換器的拓?fù)錁?gòu)造被提出，和根本上作為案例學(xué)習(xí)而設(shè)計。運行狀態(tài)，和可靠性相關(guān)性能一樣，研究的目的在不同的低電壓穿越〔LVRT〕條件下。發(fā)現(xiàn)所有提出的轉(zhuǎn)換器拓?fù)錁?gòu)造都將一些低電壓穿越操作時高負(fù)載的功率器件〔特別是二極管〕中遭受交界處的溫度較高。此外，本三電平和五電平H橋拓?fù)浔戎娜娖街行渣c鉗位拓?fù)錁?gòu)造在減少不對稱性和設(shè)備應(yīng)力等級方面表現(xiàn)出更大的潛力。關(guān)鍵詞：低電壓穿越〔LVRT〕，多層次變換器，熱分析，風(fēng)力發(fā)電。一、引言歐盟致力于到2021年其能源的20%從可再生能源中獲得[1]。作為最有前景的候選對象，并入電網(wǎng)的風(fēng)能生產(chǎn)在全世界蓬勃開展。同時，單個風(fēng)力發(fā)電機組的容量不斷增加從而降低了生產(chǎn)每千瓦時的價格，作為尖端成就，7兆瓦海上風(fēng)機已經(jīng)出現(xiàn)在市場上[2]-[4]。因此，由于與以前相比在電網(wǎng)故障或斷開后會對電網(wǎng)的更為重要的影響，風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)要求更加可靠，能承受一些極端的電網(wǎng)擾動。傳動系統(tǒng)運營商已經(jīng)公布更嚴(yán)格的低電壓穿越〔LVRT〕電網(wǎng)的標(biāo)準(zhǔn)，如圖1所示的[5]對于不同的國家，在圖中定義了各種電壓驟降和允許的擾動時間的邊界。此外，風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)還提供無功電流〔高達(dá)轉(zhuǎn)換器額定電流容量的100%〕來有助于電網(wǎng)恢復(fù)，當(dāng)?shù)碗妷捍┰匠霈F(xiàn)，如圖2所示，所需要的與電網(wǎng)電壓相關(guān)的無功電流由德國的電網(wǎng)標(biāo)準(zhǔn)指示[6]。圖1.不同國家低電壓穿越下的風(fēng)力發(fā)電機的電網(wǎng)參數(shù)圖2.低電壓穿越時無功電流要求與電網(wǎng)電壓的關(guān)系更嚴(yán)格的電網(wǎng)標(biāo)準(zhǔn)以及高可靠性要求推動風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)的解決方案從帶有局部額定功率變換器的雙饋感應(yīng)發(fā)電機向帶有全功率變流器的永磁同步發(fā)電機開展。有關(guān)如何控制風(fēng)電變換器滿足在低電壓穿越時電網(wǎng)要求的大量的工作已經(jīng)完成了[7]，[8]。然而，在這種條件下的功率損失和熱性能，特別是當(dāng)使用MW級全功率變流器，是另一個重要的而且有趣的進(jìn)一步的調(diào)查所需要的話題。在電網(wǎng)干擾下的功率器件的極限載荷可能導(dǎo)致消除相關(guān)變換器功率，無效本錢的功率半導(dǎo)體器件，復(fù)雜的散熱系統(tǒng)，以及降低了的變換器的可靠性。在本文中，三個有前景的用于10兆瓦的風(fēng)力渦輪機的電網(wǎng)側(cè)多電平變換器被提出和初步設(shè)計。評價標(biāo)準(zhǔn)主要針對利用功率開關(guān)器件和不同低電壓穿越條件下功率開關(guān)器件的熱性能。對于轉(zhuǎn)換器輸出的研究，以及在不同電網(wǎng)電壓驟降/風(fēng)速下的功率損失和熱分布，被介紹和比擬。二、有前景的拓?fù)錁?gòu)造和根本設(shè)計帶有全面的功率轉(zhuǎn)換器的變速風(fēng)力渦輪機的概念和主要局部，如圖3所示。如前所述，單個風(fēng)力發(fā)電渦輪機的容量保持增加甚至到達(dá)7兆瓦，以及中壓〔1kV–10kV〕設(shè)備將有趣和被需要來減少在這樣的高功率等級中的布線和開關(guān)器件的額定電流。對傳統(tǒng)的二級電壓源轉(zhuǎn)換器來說用現(xiàn)有的開關(guān)器件到達(dá)可承受的性能越來越難[9]。隨著更多的輸出電壓電平的能力，更高的電壓振幅，和更大的輸出功率，多電平變換器的拓?fù)錁?gòu)造是當(dāng)今全功率/中壓風(fēng)電轉(zhuǎn)換應(yīng)用中最有前景的候選對象。[9]–[13]。圖3.帶有全功率轉(zhuǎn)換器的風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)由于圖3中的電網(wǎng)側(cè)轉(zhuǎn)換器直接連接電網(wǎng)和起著關(guān)鍵的作用來符合在電網(wǎng)故障期間的嚴(yán)格標(biāo)準(zhǔn)，主要討論會集中在發(fā)電系統(tǒng)這局部。關(guān)于發(fā)電機側(cè)交流/直流轉(zhuǎn)換器的更詳細(xì)的信息包括在[11]和[12]中，將不在本文討論。在各種多電平拓?fù)錁?gòu)造中，其中三個是感興趣的，他們將在下面被介紹。作為市場上一個最商業(yè)化的多電平變換器研究，三電平中性點二極管箝位拓?fù)洹?L-NPC〕如圖4所示。直流總線的中點電位波動是一個主要的缺點，但是這個問題被廣泛的研究以及被認(rèn)為性能提高了[10]。然而，發(fā)現(xiàn)在一個交換臂上的功率設(shè)備的內(nèi)外的功率損失分布是不平等的，當(dāng)實際上被設(shè)計時這個問題可能會導(dǎo)致本錢無效功率器件的使用[10]，[13]。圖4.三電平中性點二極管箝位拓?fù)洹?L-NPC〕三電平H橋拓?fù)洹?L-HB〕可能是另一個在風(fēng)力發(fā)電應(yīng)用中的選擇，如圖5所示。3L-NPC解決方案中的鉗位二極管被消除[13]，只有一半的沒有中點的直流母線電壓是需要的，直流鏈路電容器的本錢可以降低。不過，額外的長度，功率損失，和在電纜的電感以及本錢將是一個主要的缺點。此外，零序電流路徑在這種構(gòu)造中被介紹，在這種構(gòu)造中特殊成分或控制方法被需要來限制零序列電流[14]。圖5.三電平H橋轉(zhuǎn)換器拓?fù)洹?L-HB〕圖6.五電平H橋轉(zhuǎn)換器拓?fù)洹?L-HB〕表一：案例研究的不同變流器拓?fù)錁?gòu)造參數(shù)構(gòu)造3L-NPC3L-HB5L-HB額定有功功率10MW等效頻率800Hz調(diào)制法PD-PWM單極PWMPOD-PWM直流總線電壓5.6kV2.8kV5.6kV原邊電壓1.9kVrms1.9kVrms3.8kVrms額定相電流1.75kArms1.75kArms972Arms濾波器電容1.13mH(0.2p.u)1.13mH(0.2p.u)2.89mH(0.2p.u)另一個很有前景的利用3L-NPC拓?fù)涞拈_關(guān)手臂的轉(zhuǎn)換器配置〔5L-HB〕，和3L-HB拓?fù)錁?gòu)造的H橋構(gòu)造的拓?fù)錁?gòu)造，如圖6。作為3L-HB拓?fù)鋵﹂_放式繞組變壓器具有一樣的特殊要求。一樣額定電壓的開關(guān)裝置，該轉(zhuǎn)換器可以到達(dá)五級電壓輸出和相比與3L-NPC和3L-HB雙倍的電壓幅值。這些功能在開關(guān)器件以及電纜中減少額定電流[15]。然而，這5L-HB拓?fù)錁?gòu)造中引入了更多的功率設(shè)備/電纜以及零序電流路徑，所有這些可能會增加的轉(zhuǎn)換器系統(tǒng)的本錢。一個案例研究中的每個轉(zhuǎn)換器拓?fù)錁?gòu)造的根本設(shè)計為：所有的功率開關(guān)器件具有換相電壓2.8kV為了利用市場上現(xiàn)有的主導(dǎo)的4.5kV大功率IGCT/IGBT，然后直流母線和每個配置的最大輸出電壓可以確定。用于每一個轉(zhuǎn)換器拓?fù)涞淖畛Ｓ玫拇钶d的PWM方法被應(yīng)用，為了在功率器件中得到一個可承受的開關(guān)損耗等效開關(guān)頻率通常被設(shè)計是800Hz。輸出濾波電感的設(shè)計限制最大電流紋波為額定電流的振幅的25%，濾波電容不考慮。功率控制方法可以在[13]發(fā)現(xiàn)，在不同的電壓驟降下通過逆變器傳遞的有功和無功電流參考是根據(jù)如圖2中德國電網(wǎng)參數(shù)來選擇的[6]。設(shè)計參數(shù)總結(jié)在表一，為了簡化分析，電網(wǎng)被認(rèn)為是三個理想的交流電壓源，變壓器假設(shè)為理想的。在低電壓穿越時的直流母線電壓假設(shè)由一個直流母線斬波器控制在額定值的110%，它是從發(fā)電機吸收有功功率的一個典型的工業(yè)解決方案。在正常的電網(wǎng)操作下每個拓?fù)涞脑敿?xì)的功率損耗和效率性能可以在[11]發(fā)現(xiàn)。三、平衡低電壓穿越控制下的運行狀態(tài)在每個轉(zhuǎn)換器拓?fù)錁?gòu)造參數(shù)都解決之后，隨著輸出電壓信息的運行狀態(tài)，各種低電壓穿越條件下的負(fù)荷電流和輸出功率可被推導(dǎo)和模擬。為了便于在低電壓穿越時轉(zhuǎn)換器的操作特性的調(diào)查和演示，首先考慮三相平衡的電網(wǎng)故障。圖7總結(jié)了在各種平衡電網(wǎng)電壓跌落下三個階段中由網(wǎng)側(cè)變流器傳遞的有功/無功功率。由于在低電壓穿越時注入的無功電流的由圖2中電網(wǎng)參數(shù)定義，由轉(zhuǎn)換器傳遞的無功功率Q僅由電網(wǎng)電壓決定。不過，當(dāng)電網(wǎng)電壓高于0.5p.u.時還有一些靈活方法調(diào)整有功電流。為了減少直流母線上制動斬波應(yīng)力和保持直流母線電壓[7]，[8]，由變換器傳遞的在電網(wǎng)電壓高于0.5p.u時的有功功率P應(yīng)該是指風(fēng)力渦輪機產(chǎn)生的功率。最壞的情況假設(shè)為發(fā)電系統(tǒng)將提供盡可能多的有功功率和風(fēng)力機的槳距角控制沒有足夠的時間來激活[7]，[8]。風(fēng)速12米/秒的情況〔10兆瓦發(fā)電〕，10米/秒〔6.3兆瓦發(fā)電〕，8米/秒〔3.2兆瓦發(fā)電〕分別在圖7中表示[16]，[17]。圖7.在平衡低電壓穿越下由轉(zhuǎn)換器傳遞的有功/無功功率圖8.在平衡低電壓穿越下電流載荷的幅值和相角〔基于圖2中德國電網(wǎng)參數(shù)，5L-HB轉(zhuǎn)換器為電流幅值的一半〕三相平衡的低電壓穿越下電流的幅值和相位角度〔在負(fù)載電流和電網(wǎng)電壓之間〕顯示在圖8中，不同風(fēng)速情況12米/秒，10米/秒，和8米/秒分別表示出?？梢钥闯霎?dāng)電網(wǎng)電壓低于0.5p.u.時，電流的幅值和相位角保持不變，因為100%額定電流注入；然而，當(dāng)網(wǎng)格電壓高于0.5p.u.，電流的幅值和相位角隨著電網(wǎng)電壓和風(fēng)速的變化極大地改變。圖9.低電壓穿越出現(xiàn)時的模擬輸出的〔正常運行：VW=10米/秒，PG=6.3MW/低電壓穿越：Vg=0.05p.u.，ireactive=100%Irated)，輸出電壓脈沖〔Vc〕，柵極電壓〔Vg〕，相電流〔Iph〕。(a)3L-NPC;(b)3L-HB;(c)5L-HB。模擬進(jìn)展基于中的PLECS工具箱[21]，仿真參數(shù)是一致的在表一。每個轉(zhuǎn)換器的正常運行狀態(tài)首先假定在風(fēng)速10米/秒，這是典型的IECI風(fēng)級標(biāo)準(zhǔn)定義的年平均風(fēng)速度[4]。作為一個極端的例子，該轉(zhuǎn)換器進(jìn)展在定義中的正常運行狀態(tài)的0.05p.u.平衡電網(wǎng)電壓驟降150ms。每個轉(zhuǎn)換器的拓?fù)錁?gòu)造的輸出電壓脈沖〔Vc〕，電網(wǎng)電壓〔Vg〕，相電流〔Iph〕的研究如表9所示。很顯然，在0.05p.u.電網(wǎng)電壓的低電壓穿越下的電流幅值在相比與正常運行10米/秒的風(fēng)速的所有三變頻器電網(wǎng)電壓的增加拓?fù)錁?gòu)造中顯著地增加。圖10.圖9的放大，輸出脈沖電壓〔Vc〕，電網(wǎng)電壓〔VG〕，相電流〔Iph〕。(a)3L-NPC;(b)3L-HB;(c)5L-HB。當(dāng)在顯示區(qū)域圖9中放大，在低電壓穿越前后的詳細(xì)的輸出波形如圖10所示。相比于風(fēng)速為10米/秒正常運行，當(dāng)經(jīng)受電網(wǎng)電壓為0.05p.u.的低電壓穿越時轉(zhuǎn)換器的輸出對電流的幅度，相位角，電壓脈沖寬度上有顯著的變化?？梢钥闯鲐?fù)載電流滯后于電壓90度因為100%的無功電流的注入，和輸出電壓脈沖寬度在很大程度上由于較低的調(diào)制指數(shù)而降低。值得注意的是低電壓穿越運行狀態(tài)出現(xiàn)時5L-HB拓?fù)錁?gòu)造中輸出電壓等級從五級降低到三級。圖11.圖10中的功率器件的電流分布(a)3L-NPC;(b)3L-HB;(c)5L-HB。圖10中的功率開關(guān)器件的電流分布如圖11所示。在平衡的低電壓穿越中所有的三個轉(zhuǎn)換器拓?fù)渲械碾娏髫?fù)荷從晶體管移向二極管〔包括續(xù)流二極管和鉗位二極管〕，相比與正常的操作條件，增加的電流幅值將增大功率器件的應(yīng)力。四、平衡低電壓穿越下的功率損失分布功率半導(dǎo)體開關(guān)器件在功率損耗，效率，可靠性，和風(fēng)力渦輪機轉(zhuǎn)換器的本錢中起到至關(guān)重要的作用。在風(fēng)電應(yīng)用報告中占主導(dǎo)地位的選擇是位于IGBT模塊，以及IGBT和IGCT的壓裝，這在表二有比擬[9]。表二：風(fēng)力發(fā)電應(yīng)用中的主功率開關(guān)器件IGBT模型IGBT壓裝IGCT壓裝功率密度中等高高可靠性中等高高本錢中等高高故障種類開路短路短路維護(hù)方便+--散熱絕緣+--減振器要求--+熱電阻中等小小開關(guān)損耗低低高傳導(dǎo)損耗高高低門驅(qū)動器小小大主要制造商Infineon,MitsubishiABB,Semikron,FujiWestcode,ABBABB平均電壓范圍3.3kV/4.5kV/6.5kV2.5kV/4.5kV4.5kV/6.5kV最大電流范圍1.5kA/1.2kA/750A2.2kA/2.4kA2.1kA/1.3kAIGBT模塊封裝技術(shù)具有較長的應(yīng)用程序和沒有安裝問題記錄；然而，由于芯片的焊接和粘接導(dǎo)線連接，模塊包裝設(shè)備可能會有更大的熱電阻，低功率密度，和較高的故障率[18]。該壓裝包裝技術(shù)通過直接按包接觸提高芯片的連接，從而導(dǎo)致增加可靠性〔有待科學(xué)證明，但從工業(yè)經(jīng)歷中得知〕，更高的功率密度〔容易堆積序列連接〕，和更好的相比模塊的包裝設(shè)備較高的本錢缺點的冷卻性能。壓裝IGCT在90年代引入到中壓轉(zhuǎn)換器而且已經(jīng)成為大功率電動驅(qū)動器工藝的形態(tài)〔例如，石油和天然氣應(yīng)用〕但是尚未在風(fēng)力發(fā)電行業(yè)被廣泛采用也因為本錢問題[18]–[20]。在本文中，ABB的壓裝IGCT5SHY35L4512〔整流電壓2.8kV/最大電流3.3kArms〕和二極管5SDF16L4503〔2.8kV/2.6kArms〕選為3L-NPC和3L-HB拓?fù)錁?gòu)造中的功率開關(guān)器件，IGCT5SHY35L4510〔2.8kV/2.7kArms〕，和二極管5SDF10H4503〔2.8kV/1.8kArms〕選為5L-HB拓?fù)錁?gòu)造的功率開關(guān)器件。使用的功率損耗模型在[21][22]有一樣的想法，這是一個普遍承受的功率半導(dǎo)體器件的功率損耗評估方法，和功率損耗基于PLECS工具箱在Simulink進(jìn)展了仿真。因為制造商的數(shù)據(jù)不提供在不同溫度下的功率損失數(shù)據(jù)，在本文中的功率器件的損耗被認(rèn)為是計算溫度獨立。值得注意的是，低電壓穿越運行過程中，直流母線功率轉(zhuǎn)換器可能因為轉(zhuǎn)換器輸入和輸出的有功功率的短期不匹配而增長[7]，[8]。通常情況下，增加的直流母線電壓對于觸發(fā)制動斬波器的數(shù)百毫秒應(yīng)該是有限的〔例如，最大值額定的110%〕。據(jù)在[22]的功率損失模型，直流母線電壓對功率開關(guān)器件中的開關(guān)損耗和傳導(dǎo)損耗具有重要的的影響。作為一個結(jié)果，增加的直流母線電壓在低電壓穿越時的功率損失分析中應(yīng)考慮。此外，增加的直流母線電壓會明顯降低功率開關(guān)器件的壽命，由于[18]中的輻射失效機制；然而，這個問題將不會在本文中討論。風(fēng)速8米/秒，10米/秒，12米/秒的正常運行以及0.05p.u.電網(wǎng)電壓下的平衡低電壓穿越狀態(tài)下的功率開關(guān)器件的損耗分布在圖12中相互比擬，其中10%的高直流母線電壓〔3.1kV、6.2kV〕應(yīng)用于低電壓穿越條件。它可以認(rèn)為，低電壓穿越操作可能會對二極管〔D1，D2，DNPC〕和內(nèi)側(cè)開關(guān)〔T23L-NPC和5L-HB〕比最強應(yīng)力的正常運行條件〔風(fēng)速12米/秒，10兆瓦的額定輸出功率〕造成更大的損失。損失的模擬結(jié)果與圖11中的電流分布一致，其中二極管和內(nèi)側(cè)開關(guān)重載由于增加了的電流的幅值和移動了的在負(fù)載電流和電網(wǎng)電壓之間的相位角。圖12.正常和平衡的LVRT下的轉(zhuǎn)換器功率損失分布。(a)3L-NPC;(b)3L-HB;(c)5L-HB。圖13.功率器件的熱模型五、平衡低電壓穿越下的熱分布功率器件的熱性能與變換器的可靠性，功率器件的額定電流和冷卻系統(tǒng)的本錢密切相關(guān)。因此，它對于大規(guī)模風(fēng)電變換器來說是一個的重要指標(biāo)。在為了進(jìn)展熱性能評估，首先要取得適當(dāng)?shù)臒崮Ｐ?。一個單一的開關(guān)和箝位二極管的熱模型如圖13[23]，[24]，在其中從結(jié)到外殼Z(j?c)的熱阻抗被建模為一個四層增強型RC網(wǎng)絡(luò)，如圖14所示。每個熱參數(shù)可以從制造商的數(shù)據(jù)表中發(fā)現(xiàn)，它們總結(jié)在表3中，其中的熱電阻Rth將會決定的交界處的穩(wěn)態(tài)平均值溫度，和熱容量〔時間常數(shù)τ〕將決定的交界處溫度的動態(tài)變化或波動。環(huán)境溫度為50°C和變頻器運行中被認(rèn)為的常數(shù)。不過，它可能會改變?nèi)Q于生產(chǎn)現(xiàn)場，和分析的主要結(jié)果仍然是有效的。值得注意的是由于在市場上可以找到可用的產(chǎn)品的限制分開包裝的IGCT和二極管被選擇。然而，在實際的轉(zhuǎn)換器設(shè)計中，IGCT/IGBT和續(xù)流二極管通常集成和封裝在一起，二極管芯片的尺寸通常是IGCT/IGBT的一半左右，因此，該從結(jié)到散熱器的二極管的熱阻與其數(shù)據(jù)表不一致但是設(shè)置為IGCT的兩倍。通常情況下，環(huán)境案件中外部電源裝置的熱容量相比與在一個適當(dāng)?shù)脑O(shè)計冷卻系統(tǒng)中從結(jié)到外殼的內(nèi)置電源設(shè)備更大。更大的熱容量具有較長的時間常數(shù)從幾百毫秒到數(shù)百秒[25]，主要決定獲得穩(wěn)態(tài)溫度的時間，對在轉(zhuǎn)換器的輸出根本周期〔數(shù)十毫秒〕中的動態(tài)的交界處的溫度波動沒有明顯的影響。因此，它對忽略在Z(c?h)和Z(h?a)相對較大的熱電容來實現(xiàn)更快的熱模擬進(jìn)展了有效的簡化。在兆瓦功率變換器系統(tǒng)中，常用別離的散熱器，電力設(shè)備之間的良好的熱去耦可以實現(xiàn)，所以散熱片和環(huán)境之間的熱電阻被認(rèn)為很小?；谝郧暗墓β蕮p失模擬結(jié)果和熱模型中，每個轉(zhuǎn)換器解決方案中的功率器件的結(jié)溫度進(jìn)展了仿真，結(jié)果在下面的報告中。圖12.正常和平衡的LVRT下轉(zhuǎn)換器損失分布。(a)3L-NPC;(b)3L-HB;(c)5L-HB。圖13.功率器件的熱模型圖14.圖13中從結(jié)到外表的ZT(j?c)orZD(j?c)阻抗的熱模型。表三：IGCT/二極管的熱阻抗參數(shù)A.3L-NPC在風(fēng)速10米/秒正常操作下3L-NPC轉(zhuǎn)換器的模擬的結(jié)溫和三相0.05p.u.電網(wǎng)電壓平衡低電壓穿越如圖15所示?？梢钥闯鰞煞N操作模式下的熱分布相當(dāng)不平等。低電壓穿越操作在除了外部開關(guān)T1外的所有的開關(guān)裝置上具有較高的結(jié)溫，位于二極管箝位Dnpc的最大溫度相對于風(fēng)速10米/秒正常運行增加約20K。根據(jù)重要的科夫馬松壽命模型[24]，[25]，結(jié)溫平均值Tm和波動幅度ΔTj是兩個最重要的功率半導(dǎo)體器件可靠性的信息，在與電網(wǎng)電壓相關(guān)的3L-NPC轉(zhuǎn)換器中的每個開關(guān)裝置的模擬Tm和ΔTj分別顯示在圖16〔a〕和〔b〕。當(dāng)電網(wǎng)電壓時低于0.5p.u.時結(jié)溫的變化保持相對平穩(wěn)，當(dāng)電網(wǎng)電壓時高于0.5p.u.時結(jié)溫的變化急劇。當(dāng)電網(wǎng)電壓約在0.7標(biāo)幺值時在Dnpc和T1中有溫升，這是由于電流相位角的變化和在T1和Dnpc損失中急速增加的切換損耗。B.3L-HB在風(fēng)速10米/秒正常操作下的3L-HB轉(zhuǎn)換器中的模擬結(jié)溫和0.05p.u.電網(wǎng)電壓條件下的低電壓穿越狀態(tài)在圖17比擬。它可以看出結(jié)溫均勻分布在正常運行下的所有的開關(guān)裝置和特別是在低電壓穿越下的二極管中顯著增加。續(xù)流二極管D1／D2中的最高溫度相對于風(fēng)速10米/秒正常運行狀態(tài)增加約35K。在與電網(wǎng)電壓相關(guān)的3L-HB轉(zhuǎn)換器中的模擬溫度Tm和ΔTj如圖18所示。它可以看出，低電壓穿越下3L-HB拓?fù)錁?gòu)造的熱分布比圖16中3L-NPC更平衡，當(dāng)電網(wǎng)電壓高于0.5p.u.時結(jié)溫平均值和振幅持續(xù)減少。圖15.在正常操作下結(jié)溫和在3L-NPC轉(zhuǎn)換器中的低電壓穿越〔正常運行：Vw=10米/秒，Pg=6.3毫瓦/低電壓穿越：Vg的=0.05p.u.〕。圖16.3L-NPC轉(zhuǎn)換器中均衡的低電壓穿越的結(jié)溫分布〔Vw=10米/秒〕?！瞐〕結(jié)溫平均值Tm與電網(wǎng)電壓。〔b〕結(jié)溫波動ΔTj與電網(wǎng)電壓。圖17.在3L-HB轉(zhuǎn)換器中正常操作下和低電壓穿越的結(jié)溫〔仿真結(jié)果，正常運行：Vw=10米/秒，PG=6.3MW/低電壓穿越：Vg=0.05p.u.，Ireactive=100%Irated〕。圖18.在3L-HB轉(zhuǎn)換器中的均衡的低電壓穿越的結(jié)溫分布〔Vw=10米/秒〕。〔a〕結(jié)溫平均值TM與電網(wǎng)電壓標(biāo)幺值〔b〕結(jié)溫波動ΔTj與電網(wǎng)電壓標(biāo)幺值C.5L-HB風(fēng)速10米/秒的正常運行的5L-HB變換器的結(jié)溫和0.05p.u.電網(wǎng)電壓的低電壓穿越狀態(tài)在圖19比擬，與電網(wǎng)電壓相關(guān)的5L-HB轉(zhuǎn)換器中的模擬Tm和ΔTj如圖20所示可以看出在低電壓穿越下的5L-HB拓?fù)涞臒嵝阅苴厔菖c3L-NPC拓?fù)浞浅Ｏ嗨频?，但結(jié)溫保持在一個較低的水平。這是因為比擬于3L-NPC拓?fù)涞陌腩~定電流。D.拓?fù)錁?gòu)造的比擬在每個轉(zhuǎn)換器拓?fù)錁?gòu)造中最強調(diào)的功率器件的結(jié)溫比擬顯示在圖21，結(jié)溫的波動范圍表示出?？梢钥闯?L-NPC轉(zhuǎn)換器在三個轉(zhuǎn)換器的拓?fù)錁?gòu)造中最有競爭力的開關(guān)器件Dnpc，當(dāng)電網(wǎng)電壓接近0標(biāo)幺值〔由于大的傳導(dǎo)損失〕和0.7標(biāo)幺值〔由于大的開關(guān)損耗〕時最極端的情況出現(xiàn)。3L-HB拓?fù)湎鄬τ?L-NPC拓?fù)錁?gòu)造有一個更好的熱性能，特別是當(dāng)電網(wǎng)電壓高于0.5p.u.。5L-HB在三種拓?fù)錁?gòu)造中顯示出最正確的溫度性能和有與3L-NPC轉(zhuǎn)換器相似的結(jié)溫變化趨勢。這也意味著它有可能處理更高功率或降低冷卻系統(tǒng)和電力半導(dǎo)體的本錢。圖19.5L-HB轉(zhuǎn)換器中正常操作和低電壓穿越的結(jié)溫〔仿真結(jié)果，正常運行：Vw=10米/秒，PG=6.3MW/低電壓穿越：Vg的=0.05p.u.，ireactive=100%Irated〕。圖20.5L-HB轉(zhuǎn)換器中均衡的低電壓穿越的結(jié)溫分布〔Vw=10米/秒〕?！瞐〕結(jié)溫平均值TM與電網(wǎng)電壓標(biāo)幺值；〔b〕結(jié)溫波動ΔTj與電網(wǎng)電壓標(biāo)幺值圖21.在平衡低電壓穿越下轉(zhuǎn)換器之間的結(jié)溫比擬〔10米/秒，最有力的裝置〕。圖22.風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)并網(wǎng)的典型配置。表四:不同的電網(wǎng)故障時對總線1和總線2的電壓暫降類型/值不平衡的LVRT現(xiàn)實中的不平衡電網(wǎng)故障〔例如，單相接地或兩相連接〕更容易發(fā)生。在這些情況下，電網(wǎng)側(cè)轉(zhuǎn)換器的LVRT操作相比于平衡故障條件〔三相接地〕更加復(fù)雜的。低電壓穿越過程中的不平衡電網(wǎng)故障類型和位置，變壓器繞組的連接及轉(zhuǎn)換器的功率控制策略嚴(yán)重改變功率器件開關(guān)的裝載。因此，不平衡電網(wǎng)故障的操作條件必須嚴(yán)格指定。一個典型的并網(wǎng)風(fēng)力發(fā)電機的配置圖22所示，其中Dy變壓器用來接口總線2上的功率轉(zhuǎn)換器的輸出〔例如，3.3kV〕和總線1上的風(fēng)電場配電線路〔例如，20kV〕。電網(wǎng)集成系統(tǒng)中的短路故障會引起在總線1和總線2上的電壓驟降。圖23.A–D型跌落的相量圖定義圖24.總線1和總線2上的跌落值。A.電壓驟降的傳播定義電壓降值DN代表N線上的標(biāo)幺值的最低相電壓幅值，三種典型的電網(wǎng)故障：具有一樣的跌落值的單相接地〔1相〕，兩相連接〔2相〕和三相接地〔3相〕假設(shè)分別發(fā)生，在總線1〔D1=0.5，無相位跳〕。由于變壓器繞組的Dy連接,從總線1傳播的電壓驟降在總線2上看起來不同[26]。如表4，總線1上電壓跌落的類型和跌落值及總線2上的相應(yīng)的電壓特性包含在圖中。電壓驟降類型A–D被定義為圖23中相量圖，分別在[26],[28]中?？梢钥闯?，總線1上的三相平衡的電網(wǎng)故障〔3相〕傳播總線2上的一樣的跌落類型和跌落值。當(dāng)在總線上具有一樣的跌落值的電網(wǎng)不平衡故障〔1相和3相〕引起總線2上的不同跌落類型和跌落值，這是由電網(wǎng)側(cè)轉(zhuǎn)換器檢測，導(dǎo)致幫助電網(wǎng)從故障中恢復(fù)的無功電流的不同數(shù)值?？偩€1上與總線2上相應(yīng)的跌落值相關(guān)的電壓暫降值的整個范圍如圖24所示，其中平衡〔3相〕和非平衡〔1相和2相〕電網(wǎng)故障分別指出。很明顯，總線1上的平衡電網(wǎng)故障將傳遞總線2上一樣的跌落值。雖然當(dāng)在總線2上傳播時發(fā)生在總線1上的單相不平衡電網(wǎng)故障具有較高的跌落值，在總線2上傳播時總線1上兩相不平衡電網(wǎng)故障有較低的跌落值。為了分析簡單，只有總線1上的單相接地故障在本文中被選為不平衡的LVRT的一個例子。通過風(fēng)電變換器注入電網(wǎng)的無功電流是按照參照圖2中的要求的總線2上最低的相電壓幅值來設(shè)置的。要求轉(zhuǎn)換器產(chǎn)生的有功/無功電流只有正序分量，負(fù)序電流控制為零。對于不同相序電流的控制方法可以在[27]中發(fā)現(xiàn)，以及在各種低電壓穿越下的轉(zhuǎn)換器的運行仍然是對于未來電網(wǎng)標(biāo)準(zhǔn)的持續(xù)討論話題。圖25.在單相電網(wǎng)故障中由變換器傳遞的有功功率〔根據(jù)圖2中的德國電網(wǎng)數(shù)據(jù)〕。圖26.單相電網(wǎng)故障期間負(fù)載電流的正序振幅和相位角〔根據(jù)圖2，5L-HB中德國電網(wǎng)數(shù)據(jù)有一半的電流幅值〕。圖27.不平衡電網(wǎng)故障時的輸出波形?！部偩€2上C型故障D2=0.577p.u.，Vw=10米/秒〕。圖28.功率變換器的三相相位角〔電網(wǎng)電壓的負(fù)載電流〕〔總線2上C型故障〕。圖29.正常和不平衡的LVRT下的轉(zhuǎn)換器功率損失分布?！部偩€2上C型故障D2=0.577p.u.，Vw=10米/秒〕。〔a〕3L-NPC；(b)3L-HB;(c)5L-HB。B.單相不平衡電網(wǎng)故障中的運行狀態(tài)在單相不平衡電網(wǎng)電壓驟降中由網(wǎng)側(cè)變換器傳遞的有功/無功功率如圖25所示，其中水平軸代表總線2上電壓跌落值。值得注意的是，總線1上的單相電壓跌落〔B型〕擴散到總線2上兩相電壓驟降對〔C型〕，根據(jù)Dy變壓器特性跌落值D2不得低于0.577。風(fēng)速12米/秒〔10MW發(fā)電功率〕，10米/秒〔6.3MW發(fā)電功率〕和8米/秒〔3.2MW發(fā)電功率〕的情況分別表示出。電流的幅值，以及在單相電網(wǎng)不平衡故障中的相位角如圖26所示，其中相位角表示在負(fù)載電流和C型電網(wǎng)故障定義圖的一相電網(wǎng)電壓〔圖23〕之間的角度?？梢钥闯?，電流幅值和相位角隨著電網(wǎng)電壓和風(fēng)速的變化急劇改變。作為一個例子，圖27顯示了電網(wǎng)電壓，負(fù)載電流以及總線1上經(jīng)受單相電網(wǎng)不平衡故障的風(fēng)力發(fā)電轉(zhuǎn)換器的瞬時有功/無功功率。根據(jù)圖2中的電網(wǎng)數(shù)據(jù)風(fēng)速在10米/秒〔6.3兆瓦〕，跌落值D1在0p.u.〔0.577p.u.當(dāng)傳播到總線2〕，正序有功電流在0.533p.u.，反響電流在0.864p.u.?？梢钥闯?，總線2上的電網(wǎng)電壓圖23中定義的C型故障是一致的，并在轉(zhuǎn)換器中的電流是三相對稱的，這意味著只有正序電流產(chǎn)生。由于負(fù)序電壓的存在，在轉(zhuǎn)換器傳遞的有功/無功功率中有一個100Hz的波動[25][28]這被認(rèn)為是由直流母線斬波器吸收的。通過定義在圖23中的C型電網(wǎng)電壓跌落相量圖，當(dāng)單相電網(wǎng)故障出現(xiàn)在總線1時，總線2上的B相電壓和C相電壓有一個相移，從而各相電壓之間的角度不再是120°。另一方面，要求只有正序電流應(yīng)該由風(fēng)電變流器傳遞；因此，每相電流之間的夾角是仍然保持在120°，如圖27所示。圖28顯示了在單相電網(wǎng)單相不平衡電壓故障出現(xiàn)時的與電壓跌落相關(guān)的三相風(fēng)電轉(zhuǎn)換器的相角度〔在相電壓和電流之間〕。12米/秒和8米/秒的風(fēng)速條件分別表示出。如前所述，相位角以及電壓/電流的幅值與功率開關(guān)器件的載荷密切相關(guān)。通過圖27、28可以看出轉(zhuǎn)換器三相的電壓幅值和相位角相互之間相當(dāng)不同；因此，該裝置功率損失和熱分布對于在不平衡低電壓穿越下的轉(zhuǎn)換器的每個相也應(yīng)不同。C.損失分析單相不平衡電網(wǎng)故障下的功率損失分析正常運行下功率開關(guān)器件的損耗分布〔風(fēng)速12米/秒〕和在非平衡低電壓穿越下轉(zhuǎn)換器的三相損失分布圖29相比擬。10%高的直流母線電壓適用于低電壓穿越條件?？梢钥闯?，低電壓穿越運行相比于最正常的運行狀態(tài)仍然對二極管和內(nèi)側(cè)開關(guān)有顯著功率損失，三相中的損失分布對于每種拓?fù)錁?gòu)造是不對稱的。D.在單相不平衡電網(wǎng)故障下的熱分布轉(zhuǎn)換器三相的模擬的結(jié)溫如圖30所示，其中轉(zhuǎn)換器經(jīng)歷不平衡的低電壓穿越〔總線2上C型故障D2=0.577p.u.，Vw=10米/秒〕?？梢钥闯鰧τ?L-NPC拓?fù)錁?gòu)造熱分布不僅在設(shè)備也在三相是不均勻的。B相有一個加強的Dnpc和T1，而A、C相有加強的T2，D1和D2。發(fā)現(xiàn)在B相中的Dnpc在給定條件下是最強調(diào)的轉(zhuǎn)換器裝置。3L-HB拓?fù)涞臒岱植荚谠O(shè)備和三相中更平等，C相中D1/D2是最強調(diào)轉(zhuǎn)換器設(shè)備。5L-HB轉(zhuǎn)換器的熱分布趨勢與3L-NPC拓?fù)錁?gòu)造相似，但在設(shè)備和三相中這種不平均的有明顯改善。每個拓?fù)錁?gòu)造三相中最強調(diào)的功率裝置結(jié)溫比擬如圖31所示，其結(jié)溫的波動范圍顯示出。再次，3L-HB和5L-HB拓?fù)錁?gòu)造不平衡低電壓穿越條件下具有優(yōu)勢〔總線2上C型故障，Vw=10米/秒〕。圖30.不平衡低電壓穿越下轉(zhuǎn)換器三相的熱分布?！部偩€2上C型故障D2=0.577p.u.，Vw=10米/秒〕。(a)3L-NPC；(b)3L-HB；(c)5L-HB。圖31.在非平衡低電壓穿越下轉(zhuǎn)換器之間的結(jié)溫比擬〔三相中最強調(diào)的裝置，總線2上C型故障，Vw=10米/秒〕。七.結(jié)論在低電壓穿越時全功率風(fēng)電變換器的無功電流注入要求會對一些功率開關(guān)設(shè)備〔特別是二極管〕施加比額定正常操作條件下更加大的應(yīng)力。在平衡低電壓穿越下電網(wǎng)側(cè)變流器的裝置負(fù)荷在不同的電網(wǎng)電壓驟降下變化急劇。當(dāng)電網(wǎng)電壓低于0.5p.u.，需要100%的額定無功電流，電流的幅值和相位保持固定，在電力變設(shè)備中只有導(dǎo)通損耗變化。而當(dāng)電網(wǎng)電壓高于0.5p.u.，功率器件的開關(guān)損耗和導(dǎo)通損耗都發(fā)生了巨大的變化由于電網(wǎng)數(shù)據(jù)允許對有功電流有一定的空間和靈活性，這是和風(fēng)速相關(guān)以及在低電壓穿越時風(fēng)力機的俯仰角、轉(zhuǎn)速控制策略。當(dāng)發(fā)生單相不平衡電網(wǎng)故障時，發(fā)現(xiàn)轉(zhuǎn)換器三相之間的設(shè)備加載對于所有感興趣的拓?fù)錁?gòu)造是不對稱的。此外，還發(fā)現(xiàn)三級和五級H橋拓?fù)湎啾扔诟鞣N低電壓穿越條件下的著名的三電平中性點鉗位拓?fù)錁?gòu)造表現(xiàn)出更有潛力地減少和更均勻地分布在電源開關(guān)設(shè)備的應(yīng)力。參考文獻(xiàn)【1】歐盟氣候行動，歐盟氣候與能源包，2007年3月?！?】F.布拉布葉格，Z.陳，和S.B.克萊爾，"電力電子的效率接口的分布式發(fā)電系統(tǒng)，IEEE反式〞。功率電子。，卷19，5號，1184–1194頁，2004年9月?！?】Z.陳，J.M.格雷羅，F(xiàn).布拉布葉格，〞風(fēng)力渦輪機的電力電子工藝的回憶，IEEE反式〞。電力電子。卷24，8號，1859–1875頁，2021年8月?！?】維斯塔斯風(fēng)力發(fā)電，風(fēng)力渦輪機的概述，2021年4月。[在線]?？捎茫?vestas./【5】M.安麗婷，O.格克蘇，R.特奧多雷斯庫，P.羅德里格茲B.延森，比克，和L.赫勒，"近年來風(fēng)電的電網(wǎng)標(biāo)準(zhǔn)概述，〞優(yōu)化過程，2021年，1152–1160頁?！?】高壓、超高壓電網(wǎng)代碼，E.ON-Netz，杜塞爾多夫，德國，2006年4月?！?】S.M.沐英，R.河高橋，T.村田，J.田村，"變速風(fēng)力發(fā)電機組的控制策略來滿足風(fēng)電場電網(wǎng)標(biāo)準(zhǔn)要求，〞IEEE跨。電力系統(tǒng)。，25卷，1號，331–340頁，2021年2月?！?】S.阿拉樸子，S.布斯克茨，J.布瑞的那，J.A.馬丁內(nèi)茲貝拉斯科，C.A.席爾瓦，J.卜妮提，J.羅德里格茲，"基于在電壓驟降下的電網(wǎng)連接的轉(zhuǎn)換器的對稱成分的控制策略，〞IEEE跨。工業(yè)電子。，卷56，6號，2162–2173頁，2021年6月。【9】F.布拉布葉格，M.里瑟瑞，和K.馬，"風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)電力電子變換器，IEEE反式〞。工業(yè)應(yīng)用。，卷48，2號，708–719頁，2021年3/4月?！?0】S.庫羅，M.馬林諾夫斯基，K.格帕克嗎，J.伯歐，L.G.弗蘭羅，B.*.，J.羅德里格茲，M.A.佩雷斯，J.I.列昂，"最近的多電平變流器的進(jìn)步和工業(yè)應(yīng)用，IEEE反式〞。電力電子。卷57，8號，2553–2580頁，2021年8月?！?1】K.馬，F(xiàn).布拉布葉格，D.*，"在10MW風(fēng)力渦輪機中多級轉(zhuǎn)換器的電