级联型变换器的正负序最大最小值谐波零序电压注入方法

1.本发明属于电气工程领域的电力电子技术，具体涉及一种级联型变换器的正负序最大最小值谐波零序电压注入方法。


背景技术：

2.为实现“双碳”目标，亟需着力构建以新能源为主体的新型电力系统，大幅提升风光等可再生能源发电的装机容量和发电量占比。截至 2021年底，我国光伏并网装机容量累计为306gw，这预示着未来光伏发电的装机容量依然会大幅度持续攀升，具有广阔的发展前景和市场潜力。
3.大基地大容量光伏开发模式能够迅速扩大清洁能源的规模，有效提升发电质量和经济效益，是推动提前实现碳达峰的有效途径。然而，由于半导体开关器件的限制，进一步提高传统的集中式或组串式光伏并网逆变器的电压和功率具有很大的挑战性。解决这些问题的方法之一是采用基于级联h桥(cascadedh-bridge,chb)拓扑的三相隔离型多电平光伏并网逆变器。模块化的结构可使用低压开关器件把系统扩展到较高的电压和功率等级，仅用单台变换器就有可能把整个光伏电站连接至中压电网，由于前级dc/dc变换器的高频变压器已经提供了电气隔离，因此笨重的工频变压器将不再需要。此外，多电平的输出电压允许h桥(h-bridge,hb)以较低的开关频率工作，不仅有助于提高转换效率，而且使用较小的滤波电感即可获得高质量的并网电流。因此，这种模块化的级联型光伏逆变器可实现高效超大功率的中压直挂式并网接入，具有广阔的发展前景和市场潜力。
4.随着大量的光伏电站接入电力系统，国内外均要求中型和大型光伏并网逆变器具有低电压穿越(low voltage ride through,lvrt)能力，即电网故障期间，逆变器需在规定的动态响应时间内向电网注入与跌落深度不少于一定比例的无功电流，用以支撑电网电压。然而，不同于传统的三相逆变器，chb光伏逆变器的拓扑结构相对特殊，lvrt期间变换器存在特有的有功功率回流问题，且以三相电网电压不对称故障为前提。具体表现为，变换器的某一相从电网吸收有功功率(其余两相向电网发出有功功率)，导致系统在故障期间无平衡运行点，h 桥直流母线电压持续升高，逆变器最终因过压故障而停机脱网。因此，有必要在电网跌落期间对三相chb光伏逆变器的有功功率回流进行抑制，这是实现 lvrt的必要条件。
5.文献ping-heng wu,yuh-tyng chen,and po-tai cheng,“the delta-connectedcascaded h-bridge converter application in distributed energy resources and faultride through capability analysis,”ieee transactions on industry applications,vol. 53,no.5,pp.4665-4672,may.2017.(ping-heng wu,yuh-tyng chen,and po-taicheng，三角形连接级联h桥变换器在分布式能源中的应用及故障穿越能力分析，ieee工业应用杂志，2017年5月第53卷5期，第4665页到4672页)”提出一种零序电流前馈控制策略，其目的是为了实现电网故障条件下三角形连接的三相chb并网逆变器的功率均衡。
6.文献“王书征，李先允，许峰.不对称电网故障下级联型光伏并网逆变器的低电压穿越控制.电力系统保护与控制，2019：84-91.”总结了不同故障条件下三相电压的幅值和相位规律，提出一种基于旁路限制输出功率的lvrt控制策略。
7.2019年6月申请的发明专利文献《一种光伏并网系统的低电压穿越控制方法和装置》(cn201910549717.4)提出一种有功电流注入策略，根据电网故障类型和电压跌落深度向电网注入合适的正序有功电流使三相chb光伏并网逆变器每一相均向电网传输有功功率。然而，在清晨、傍晚、阴雨天等低光照强度条件下，实际输出功率远低于额定功率，即系统实际输出的正序有功电流可能小于需求值，依然存在有功回流问题。2020年12月申请的发明专利文献《光伏固态变压器在低电压穿越条件下的功率回流控制方法》(cn202011472558.1)提出一种基于零序电压补偿的级联光伏固态变压器的lvrt控制策略，通过补偿合适的零序电压以抵消负序电压对三相变换器有功功率在相间的分配，进而抑制有功功率回流。然而，当电网电压严重跌落时，补偿零序电压后调制电压的幅值明显增大，这可能引起逆变器过调制并且削弱零序电压的补偿效果，导致系统依然存在有功回流的风险。然而，该文献并未对这一问题进行深入分析。
8.综上所述，现有的抑制三相隔离型共直流母线级联h桥模块化多电平光伏并网逆变器在电网相间短路故障条件下的有功功率回流的控制方法仍存在以下问题：
9.(1)在清晨、傍晚、阴雨天等低光照强度条件下，光伏阵列实际输出功率远低于额定功率，逆变器无法提供抑制有功功率回流所必须的正序有功电流。
10.(2)采用现有的零序电压补偿策略后，调制电压幅值将远大于电网电压的额定幅值，这将导致逆变器在较大运行范围内过调制，削弱零序电压的补偿效果，使系统依然存在有功功率回流的风险，甚至导致系统不能正常运行，无法实现 lvrt。


技术实现要素：

11.本发明要解决的技术问题就是克服上述各种方案的局限性，提出一种级联型变换器的正负序最大最小值谐波零序电压注入方法，其核心是对补偿基频零序电压后的三相调制电压再补偿谐波零序电压以降低三相调制电压的幅值。为确保所补偿的零序电压不含有谐波分量，可将不对称电网电压中的正序和负序分量分离，分别计算出对称的正序电压和对称的负序电压的最大最小值零序电压。相比于现有的零序电压补偿策略，能够降低三相调制电压的峰值，减小过调制风险，进而扩大有功回流抑制的有效区域。
12.为了实现以上目的，本发明所采用的技术方案为：
13.一种级联型变换器的正负序最大最小值谐波零序电压注入方法，所述级联型变换器是三相隔离型共直流母线级联h桥模块化多电平光伏并网逆变器，由 a相、b相和c相组成；a相、b相和c相均包含n个模块，且a相、b相和 c相中所有模块的结构完全相同，n为大于1的正整数；a相、b相和c中的每个模块均由一个能量单向传输的两电平全桥llc变换器和一个h桥变换器组成，能量单向传输的两电平全桥llc变换器的输出端口与h桥变换器的直流输入端口并联；此外，每个h桥变换器的直流输入端口均并联一个h桥变换器直流母线电容；a相、b相和c相各自包含的所有h桥变换器的交流输出端口串联，它们的一端连接在一起形成一个公共点，另一端均分别通过滤波电感连接到三相星型连接的电网；a相、b相和c相中所有模块的直流输入端口并联形成公共直流母线，公共直流母线上并联一个光伏阵列；
14.所述注入方法包括三相电网电压的状态判断与正负零序分解、并网电流控制、正负序最大最小值谐波零序电压注入策略以及h桥变换器直流母线电容电压控制，具体步骤如下：
15.步骤1，三相电网电压的状态判断与正负零序分解
16.步骤1.1，对三相电网电压进行采样，得到三相电网电压的采样值u
ga
,u
gb
,u
gc
；
17.步骤1.2，使用双2阶广义积分器锁频环对步骤1.1得到的三相电网电压的采样值u
ga
,u
gb
,u
gc
进行锁相，得到电网电压的相位角ωt，并通过同步旋转坐标变换将三相电网电压的采样值u
ga
,u
gb
,u
gc
转换成同步旋转坐标系下的电网电压正序有功分量u
dp
、电网电压正序无功分量u
qp
、电网电压负序有功分量u
dn
和电网电压负序无功分量u
qn
，其计算式分别为：
[0018][0019][0020]
步骤1.3，根据步骤1.2计算得到的电网电压正序有功分量u
dp
，当电网发生两相相间短路故障时，跌落后两个故障相的线电压幅值与跌落前两个故障相的线电压幅值之比d可计算为：
[0021]
d＝2u
dp
/u
gn-1
[0022]
式中，u
gn
表示电网相电压幅值的额定值；
[0023]
步骤1.4，当电网发生两相相间短路故障时，将三相电网电压的采样值 u
ga
,u
gb
,u
gc
分解为电网电压的正序分量u
gap
,u
gbp
,u
gcp
、电网电压的负序分量 u
gan
,u
gbn
,u
gcn
，其表达式分别为：
[0024][0025][0026]
[0027]
式中，u
g0
为电网电压的零序分量，u
g0
＝0；β为负序电压的初始相位角，当a相和b相发生相间短路故障时，β＝2π/3，当a相和c相发生相间短路故障时，β＝-2π/3；当b相和c相发生相间短路故障时，β＝0；
[0028]
步骤2，并网电流控制
[0029]
步骤2.1，对电网电流进行采样，得到电网电流的采样值i
ga
,i
gb
,i
gc
；
[0030]
步骤2.2，通过同步旋转坐标变换将电网电流的采样值i
ga
,i
gb
,i
gc
转换成旋转坐标系下的电网电流正序有功分量i
dp
、电网电流正序无功分量i
qp
、电网电流负序有功分量i
dn
和电网电流负序无功分量i
qn
,其计算式分别为：
[0031][0032][0033]
步骤2.3，计算正序无功电流的指令值其计算式为：
[0034][0035]
式中，i
gn
表示三相电网电流幅值的额定值，k1表示无功电流比例系数， min{0.4i
gn
,k1×
(0.9-d)i
gn
}表示0.4i
gn
与k1×
(0.9-d)i
gn
的最小值；
[0036]
步骤2.4，对公共直流母线电压和光伏阵列输出电流进行采样，得到公共直流母线电压的采样值u
pvt
和光伏阵列输出电流的采样值i
pvt
，并计算得到光伏阵列实际输出的功率p
t
，其计算式为：
[0037]
p
t
＝u
pvtipvt
[0038]
步骤2.5，计算正序有功电流的指令值其计算式为：
[0039][0040]
式中，表示与的最小值，表示的平方根；
[0041]
步骤2.6，分别通过正序有功电流调节器和正序无功电流调节器，将电网电流正序有功分量i
dp
和电网电流正序无功分量i
qp
分别控制为正序有功电流的指令值与正序无功电流的指令值得到正序有功电流调节器的输出值δu
dp
和正序无功电流调节器的输出值δu
qp
，其计算式分别为：
[0042][0043]
其中，k
ippd
为正序有功电流调节器的比例系数，k
iipd
为正序有功电流调节器的积分系数，k
ippq
为正序无功电流调节器的比例系数，k
iipq
为正序无功电流调节器的积分系数，s为拉普拉斯算子；
[0044]
步骤2.7，设定负序有功电流指令值和负序无功电流指令值分别通过负序有功电流调节器和负序无功电流调节器将电网电流负序有功分量i
dn
和电网电流负序无功分量i
qn
控制为负序有功电流指令值和负序无功电流指令值得到负序有功电流调节器的输出值δu
dn
和负序无功电流调节器的输出值δu
qn
，其计算式分别为：
[0045][0046]
其中，k
ipnd
为负序有功电流调节器的比例系数，k
iind
为负序有功电流调节器的积分系数,k
ipnq
为负序无功电流调节器的比例系数，k
iinq
为负序无功电流调节器的积分系数；
[0047]
步骤2.8，将步骤2.6计算得到的正序有功电流调节器的输出值δu
dp
和正序无功电流调节器的输出值δu
qp
、步骤2.7计算得到的负序有功电流调节器的输出值δu
dn
和负序无功电流调节器的输出值δu
qn
经过同步旋转坐标系逆变换得到两相静止坐标系下的正序电压分量u
αp
,u
βp
和负序电压分量u
αn
,u
βn
，计算式分别为：
[0048][0049][0050]
步骤2.9，基于步骤2.8得到的两相静止坐标系下的正序电压分量u
αp
,u
βp
以及负序电压分量u
αn
,u
βn
，得到三相坐标系下的交流电压控制值u
ca
,u
cb
,u
cc
，其计算式为：
[0051][0052]
步骤3，正负序最大最小值谐波零序电压注入策略
[0053]
步骤3.1，根据步骤1.4计算得到的电网电压的正序分量u
gap
,u
gbp
,u
gcp
、电网电压的负序分量u
gan
,u
gbn
,u
gcn
，计算得到正序电压的最大最小值谐波零序电压分量u
0p
和负序电压的最大最小值谐波零序电压分量u
0n
，其计算式为：
[0054][0055][0056]
式中，max{u
gap
,u
gbp
,u
gcp
}和min{u
gap
,u
gbp
,u
gcp
}分别表示u
gap
,u
gbp
,u
gcp
的最大值和最小值，max{u
gan
,u
gbn
,u
gcn
}和min{u
gan
,u
gbn
,u
gcn
}分别表示u
gan
,u
gbn
,u
gcn
的最大值和最小值；
[0057]
步骤3.2，根据步骤2.9得到的三相坐标系下的交流电压控制值u
ca
,u
cb
,u
cc
，步骤3.1计算得到的正序电压的最大最小值谐波零序电压分量u
0p
和负序电压的最大最小值谐波零序电压分量u
0n
，计算出三相隔离型共直流母线级联h桥模块化多电平光伏并网逆变器的调制电压其计算式为：
[0058][0059]
式中，arctan(i
qp
/i
dp
)表示i
qp
/i
dp
的反正切值；
[0060]
步骤3.3，分别对a相、b相和c相中的所有h桥变换器的直流母线电容电压进行采样，得到以下数据：a相的第i个模块的h桥变换器的直流母线电容电压采样值u
hai
，b相的第i个模块的h桥变换器的直流母线电容电压采样值 u
hbi
，c相的第i个模块的h桥变换器的直流母线电容电压采样值u
hci
， i＝1,2,...,n；
[0061]
步骤3.4，计算出a相、b相和c相中所有h桥变换器的调制波；具体的，记a相的第i个模块的h桥变换器的调制波为m
ai
，b相的第i个模块的h桥变换器的调制波为m
bi
，c相的第i个模块的h桥变换器的调制波为m
ci
，i＝1,2,...,n，则计算式分别如下：
[0062][0063]
步骤4，h桥变换器直流母线电容电压控制
[0064]
使用三个相同的llc电压控制器分别将步骤3.3得到的a相的第i个模块的h桥变换器的直流母线电容电压采样值u
hai
、b相的第i个模块的h桥变换器的直流母线电容电压采样值u
hbi
、c相的第i个模块的h桥变换器的直流母线电容电压采样值u
hci
都控制为u
pvt
/n
t
，得到a相的第i个能量单向传输的两电平全桥llc变换器的开关频率f
dai
、b相的第i个能量单向传输的两电平全桥 llc变换器的开关频率f
dbi
和c相的第i个能量单向传输的两电平全桥llc变换器的开关频率f
dci
，其计算式分别如下：
[0065][0066]
式中，n
t
是能量单向传输的两电平全桥llc变换器的高频变压器的原边与副边绕组的匝比，k
dp
为llc电压控制器的比例系数，k
di
为llc电压控制器的积分系数。
[0067]
本发明相对现有技术的有益效果是：相比于现有的有功电流注入策略和零序电压补偿策略，采用本发明所提出的级联型变换器的正负序最大最小值谐波零序电压注入方法时有功回流抑制的失效区域最小，进而能够扩大三相隔离型共直流母线级联h桥模块化多电平光伏并网逆变器在电网相间短路故障条件下有功回流抑制的有效区域。
附图说明
[0068]
图1是当n＝4时本发明实施的三相隔离型共直流母线级联h桥模块化多电平光伏并网逆变器的电路图。
[0069]
图2是本发明实施的三相隔离型共直流母线级联h桥模块化多电平光伏并网逆变器的a相的第一个模块的电路图。
[0070]
图3是本发明实施的级联型变换器的正负序最大最小值谐波零序电压注入方法的流程图。
[0071]
图4是本发明实施的b相和c相发生相间短路故障、电网相电压幅值的额定值u
gn
＝1000v、跌落后两个故障相的线电压幅值与跌落前两个故障相的线电压幅值之比d＝0.1时，三相电网电压采样值u
ga
，u
gb
，u
gc
的波形示意图。
[0072]
图5是本发明实施的正序电压的最大最小值谐波零序电压分量u
0p
和负序电压的最大最小值谐波零序电压分量u
0n
计算方法的框图。
[0073]
图6是本发明实施例中采用现有的零序电压补偿策略、电网相电压幅值的额定值u
gn
＝1000v、d＝0.1且归一化功率为0.02时，a相、b相与c相调制电压的波形示意图。
[0074]
图7是本发明实施例中采用所提出的级联型变换器的正负序最大最小值谐波零序电压注入方法、电网相电压幅值的额定值u
gn
＝1000v、d＝0.1且归一化功率为0.02时，a相、b相与c相调制电压的波形示意图。
[0075]
图8是本发明实施的在b相和c相发生相间短路条件下，采用现有的零序电压补偿策略与本发明所提出方法时a相调制电压归一化幅值的波形图。
[0076]
图9是本发明实施的在b相和c相发生相间短路条件下，当逆变器的调制度为0.85时采用现有的有功电流注入策略、零序电压补偿策略与本发明所提出方法时有功功率回流抑制失效区域的示意图。
[0077]
图10是当n＝2时本发明实施的采用载波移相正弦波脉冲宽度调制策略a相的输出波形示意图。
具体实施方式
[0078]
为了使本发明的目的、技术方案及优点更加清楚明白，下面结合附图及实施例，对本发明做进一步清楚、完整地描述。
[0079]
图1是当n＝4时本发明实施的三相隔离型共直流母线级联h桥模块化多电平光伏并网逆变器的电路图。由图1可见，本发明涉及的级联型变换器是三相隔离型共直流母线级联h桥模块化多电平光伏并网逆变器，由a相、b相和c 相组成。a相、b相和c相均包含4个模块，且a相、b相和c相中4个模块的结构完全相同。a相、b相和c中的每个模块均由一个能量单向传输的两电平全桥llc变换器和一个h桥变换器组成，能量单向传输的两电平全桥llc 变换器的输出端口与h桥变换器的直流输入端口并联；此外，每个h桥变换器的直流输入端口均并联一个h桥变换器直流母线电容；a相、b相和c相各自包含的所有h桥变换器的交流输出端口串联，它们的一端连接在一起形成一个公共点p2，另一端均分别通过滤波电感lf连接到三相星型连接的电网；a相、 b相和c相中所有模块的直流输入端口并联形成公共直流母线，公共直流母线上并联一个光伏阵列。
[0080]
在图1中，u
ga
,u
gb
,u
gc
表示三相电网电压的采样值，i
ga
,i
gb
,i
gc
表示三相电网电流的采样值，也是三相隔离型共直流母线级联h桥模块化多电平光伏并网逆变器的输出电流，lf表示滤波电感。c
hxi
表示x相第i个模块的h桥变换器直流母线电容，u
hxi
表示x相第i个模块的h桥变换器的直流母线电容电压采样值，x＝a,b,c，i＝1,2,3,4。u
pvt
表示公共直流母线电压的采样值，i
pvt
光伏阵列输出电流的采样值。
[0081]
图2是本发明实施的三相隔离型共直流母线级联h桥模块化多电平光伏并网逆变器的a相的第一个模块的电路图，主开关管q
a11
、q
a12
、q
a13
和q
a14
(包括反并联二极管和寄生电容)构成能量单向传输的两电平全桥llc变换器的原边逆变器桥，c
da1
表示能量单向传输的两电平全桥llc变换器的输入端电容，l
ra1
、c
ra1
以及l
ma1
分别代表谐振电感，谐振电容以及励磁电感。t
ra1
代表高频隔离变压器，其原边绕组的匝数是副边绕组匝数的n
t
倍。d
ra11
～d
ra14
表示输出整流二极管，h变换器由全控型开关器件t
a11
～t
a14
(包括反并联二极管)组成， c
ha1
表示h桥变换器直流母线电容。
[0082]
图3是本发明实施的级联型变换器的正负序最大最小值谐波零序电压注入方法的流程图，由图3可见，本发明注入方法包括三相电网电压的状态判断与正负零序分解、并网电流控制、正负序最大最小值谐波零序电压注入策略以及h 桥变换器直流母线电容电压控制。
[0083]
具体步骤如下：
[0084]
步骤1，三相电网电压的状态判断与正负零序分解
[0085]
步骤1.1，对三相电网电压进行采样，得到三相电网电压的采样值u
ga
,u
gb
,u
gc
。
[0086]
步骤1.2，使用双2阶广义积分器锁频环对步骤1.1得到的三相电网电压的采样值u
ga
,u
gb
,u
gc
进行锁相，得到电网电压的相位角ωt，并通过同步旋转坐标变换将三相电网电压的采样值u
ga
,u
gb
,u
gc
转换成同步旋转坐标系下的电网电压正序有功分量u
dp
、电网电压正序无功分量u
qp
、电网电压负序有功分量u
dn
和电网电压负序无功分量u
qn
，其计算式分别为：
[0087][0088][0089]
步骤1.3，根据步骤1.2计算得到的电网电压正序有功分量u
dp
，当电网发生两相相间短路故障时，跌落后两个故障相的线电压幅值与跌落前两个故障相的线电压幅值之比d可计算为：
[0090]
d＝2u
dp
/u
gn-1
[0091]
式中，u
gn
表示电网相电压幅值的额定值。
[0092]
在本实施例中，u
dp
、u
qp
、u
dn
、u
qn
的表达式可总结为表1所示。
[0093]
表1 两相相间短路故障条件下关键变量的转换结果
[0094][0095]
步骤1.4，当电网发生两相相间短路故障时，将三相电网电压的采样值 u
ga
,u
gb
,u
gc
分解为电网电压的正序分量u
gap
,u
gbp
,u
gcp
、电网电压的负序分量 u
gan
,u
gbn
,u
gcn
，其表达式分别为：
[0096][0097][0098]
[0099]
式中，u
g0
为电网电压的零序分量，u
g0
＝0；β为负序电压的初始相位角，当a相和b相发生相间短路故障时，β＝2π/3，当a相和c相发生相间短路故障时，β＝-2π/3；当b相和c相发生相间短路故障时，β＝0。
[0100]
图4是本发明实施的b相和c相发生相间短路故障、电网相电压幅值的额定值u
gn
＝1000v、跌落后两个故障相的线电压幅值与跌落前两个故障相的线电压幅值之比d＝0.1时，三相电网电压采样值u
ga
,u
gb
,u
gc
的波形示意图。
[0101]
步骤2，并网电流控制
[0102]
步骤2.1，对电网电流进行采样，得到电网电流的采样值i
ga
,i
gb
,i
gc
。
[0103]
步骤2.2，通过同步旋转坐标变换将电网电流的采样值i
ga
,i
gb
,i
gc
转换成旋转坐标系下的电网电流正序有功分量i
dp
、电网电流正序无功分量i
qp
、电网电流负序有功分量i
dn
和电网电流负序无功分量i
qn
,其计算式分别为：
[0104][0105][0106]
步骤2.3，计算正序无功电流的指令值其计算式为：
[0107][0108]
式中，i
gn
表示三相电网电流幅值的额定值，k1表示无功电流比例系数， min{0.4i
gn
,k1×
(0.9-d)i
gn
}表示0.4i
gn
与k1×
(0.9-d)i
gn
的最小值。
[0109]
在本实施例中，k1＝2。
[0110]
步骤2.4，对公共直流母线电压和光伏阵列输出电流进行采样，得到公共直流母线电压的采样值u
pvt
和光伏阵列输出电流的采样值i
pvt
，并计算得到光伏阵列实际输出的功率p
t
，其计算式为：
[0111]
p
t
＝u
pvtipvt
[0112]
步骤2.5，计算正序有功电流的指令值其计算式为：
[0113][0114]
式中，表示与的最小值，表示的平方根。
[0115]
正序有功电流的指令值的推导如下：
[0116]
根据功率守恒关系，三相隔离型共直流母线级联h桥模块化多电平光伏并网逆变器向电网传输的有功功率为：
[0117][0118]
因此，正序有功电流的指令值可以计算为：
[0119][0120]
然而，考虑到光伏并网逆变器一般要求输出电流最大值不超过额定电流的 1.1倍，因此按照最大电流为1.1in可以计算出系统在电网相间短路故障条件下逆变器能够输出的最大正序有功电流指令值。综上所述，正序有功电流的指令值最终可表达为：
[0121][0122]
步骤2.6，分别通过正序有功电流调节器和正序无功电流调节器，将电网电流正序有功分量i
dp
和电网电流正序无功分量i
qp
分别控制为正序有功电流的指令值与正序无功电流的指令值得到正序有功电流调节器的输出值δu
dp
和正序无功电流调节器的输出值δu
qp
，其计算式分别为：
[0123][0124]
其中，k
ippd
为正序有功电流调节器的比例系数，k
iipd
为正序有功电流调节器的积分系数，k
ippq
为正序无功电流调节器的比例系数，k
iipq
为正序无功电流调节器的积分系数，s为拉普拉斯算子。
[0125]
在本实施例中，k
ippd
＝k
ippq
＝2，k
iipd
＝k
iipq
＝250。
[0126]
步骤2.7，设定负序有功电流指令值和负序无功电流指令值分别通过负序有功电流调节器和负序无功电流调节器将电网电流负序有功分量i
dn
和电网电流负序无功分量i
qn
控制为负序有功电流指令值和负序无功电流指令值得到负序有功电流调节器的输出值δu
dn
和负序无功电流调节器的输出值δu
qn
，其计算式分别为：
[0127][0128]
其中，k
ipnd
为负序有功电流调节器的比例系数，k
iind
为负序有功电流调节器的积分系数,k
ipnq
为负序无功电流调节器的比例系数，k
iinq
为负序无功电流调节器的积分系数。
[0129]
在本实施例中，k
ipnd
＝k
ipnq
＝2，k
iind
＝k
iinq
＝250。
[0130]
步骤2.8，将步骤2.6计算得到的正序有功电流调节器的输出值δu
dp
和正序无功电流调节器的输出值δu
qp
、步骤2.7计算得到的负序有功电流调节器的输出值δu
dn
和负序无功电流调节器的输出值δu
qn
经过同步旋转坐标系逆变换得到两相静止坐标系下的正序电压分量u
αp
,u
βp
和负序电压分量u
αn
,u
βn
，计算式分别为：
[0131][0132][0133]
步骤2.9，基于步骤2.8得到的两相静止坐标系下的正序电压分量u
αp
,u
βp
以及负序电压分量u
αn
,u
βn
，得到三相坐标系下的交流电压控制值u
ca
,u
cb
,u
cc
，其计算式为：
[0134][0135]
步骤3，正负序最大最小值谐波零序电压注入策略
[0136]
步骤3.1，根据步骤1.4计算得到的电网电压的正序分量u
gap
,u
gbp
,u
gcp
、电网电压的负序分量u
gan
,u
gbn
,u
gcn
，计算得到正序电压的最大最小值谐波零序电压分量u
0p
和负序电压的最大最小值谐波零序电压分量u
0n
，其计算式为：
[0137][0138][0139]
式中，max{u
gap
,u
gbp
,u
gcp
}和min{u
gap
,u
gbp
,u
gcp
}分别表示u
gap
,u
gbp
,u
gcp
的最大值和最小值，max{u
gan
,u
gbn
,u
gcn
}和min{u
gan
,u
gbn
,u
gcn
}分别表示u
gan
,u
gbn
,u
gcn
的最大值和最小值。
[0140]
图5是本发明实施的正序电压的最大最小值谐波零序电压分量u
0p
和负序电压的最大最小值谐波零序电压分量u
0n
计算方法的框图。
[0141]
步骤3.2，根据步骤2.9得到的三相坐标系下的交流电压控制值u
ca
,u
cb
,u
cc
，步骤3.1计算得到的正序电压的最大最小值谐波零序电压分量u
0p
和负序电压的最大最小值谐波零序电压分量u
0n
，计算出三相隔离型共直流母线级联h桥模块化多电平光伏并网逆变器的调制电压其计算式为：
[0142][0143]
式中，arctan(i
qp
/i
dp
)表示i
qp
/i
dp
的反正切值。
[0144]
图6是本发明实施例中采用现有的零序电压补偿策略、电网相电压幅值的额定值u
gn
＝1000v、d＝0.1且归一化功率为0.02时，a相、b相与c相调制电压的波形示意图。图7是本
发明实施例中采用级联型变换器的正负序最大最小值谐波零序电压注入方法、电网相电压幅值的额定值u
gn
＝1000v、d＝0.1且归一化功率为0.02时，a相、b相与c相调制电压的波形示意图。图中，归一化功率表示光伏阵列实际输出的功率与逆变器额定功率的比值。从图6可以看出，为抑制有功功率回流，补偿零序电压后a相调制电压幅值的最大值将达到 1445v，与图5相比其幅值增大为原来的1.445倍。从图7可以看出，采用本发明所提出的级联型变换器的正负序最大最小值谐波零序电压注入方法后，a相调制电压幅值从1445v降低为1229v。可见，采用所提出的控制方法，能够有效地降低调制电压的幅值，降低过调制风险。
[0145]
图8是本发明实施的在b相和c相发生相间短路条件下，采用现有的零序电压补偿策略与本发明所提出方法时a相调制电压归一化幅值的波形图。图9 是本发明实施的在b相和c相发生相间短路条件下，当逆变器的调制度为0.85 时采用现有的有功电流注入策略、零序电压补偿策略与本发明所提出方法时有功功率回流抑制失效区域的示意图。图中，a相调制电压归一化幅值表示a相调制电压的幅值与电网相电压幅值的额定值的比值。从图8可以看出，采用本发明所提出的级联型变换器的正负序最大最小值谐波零序电压注入方法后，a 相调制电压归一化幅值在一定范围内明显减小，这意味着a相调制电压的幅值降低。在图9中，曲线w与坐标轴“归一化功率”和d围成的区域表示现有的有功电流注入策略的有功回流抑制失效区域，曲线ci与坐标轴“归一化功率”和d 围成的区域表示采用现有的零序电压补偿策略时的过调制区域，也就是采用现有的零序电压补偿策略时有功回流抑制的失效区域，曲线c
ii
与坐标轴“归一化功率”和d围成的区域表示采用本发明提出方法时的过调制区域，也就是采用本发明提出方法时有功回流抑制的失效区域。可见，本发明提出的方法相比于现有的有功电流注入策略和零序电压补偿策略能够减小三相隔离型共直流母线级联h桥模块化多电平光伏并网逆变器在电网相间短路故障条件下有功回流抑制的失效区域。
[0146]
步骤3.3，分别对a相、b相和c相中的所有h桥变换器的直流母线电容电压进行采样，得到以下数据：a相的第i个模块的h桥变换器的直流母线电容电压采样值u
hai
，b相的第i个模块的h桥变换器的直流母线电容电压采样值 u
hbi
，c相的第i个模块的h桥变换器的直流母线电容电压采样值u
hci
， i＝1,2,
…
,n。
[0147]
计算出所有h桥变换器的调制波后，采用载波移相正弦波脉冲宽度调制策略可以得到所有h桥变换器的开关驱动信号。所述的载波移相正弦波脉冲宽度调制策略指的是级联h桥变换器普遍运用的载波移相正弦波脉冲宽度调制策略，这是级联h桥变换器中使用较多且较为成熟的技术。很多文献对载波移相正弦波脉冲宽度调制都有详细地描述，如周京华和陈亚爱2013年在机械工业出版社出版的专著《高性能级联型多电平变换器原理及应用》中的第84-88页。图 10是当n＝2时本发明实施的采用载波移相正弦波脉冲宽度调制策略a相的输出波形示意图，图中m
a1
与m
a2
分别表示a相第一个和第二个h桥变换器的调制波，v
c1
与v
c2
分别表示a相第一个和第二个h桥变换器的载波，v
ho1
与v
ho2
分别表示a 相第一个和第二个h桥变换器的交流输出电压，v
hat
表示a相变换器输出的总电压。从图中可以看出，v
c2
的相位角相比于v
c1
滞后π/2，即载波之间存在相移。 v
ho1
与v
ho2
均为三电平的波形，而v
hat
为五电平的阶梯波。根据载波移相正弦波脉冲宽度调制策略，对于含有n个h桥模块的变换器，每个模块的载波之间相位差均为π/n。图10是以两个h桥模块为例介绍载波移相正弦波脉冲宽度调制，因此载波之间的相位差为π/2。
[0148]
步骤3.4，计算出a相、b相和c相中所有h桥变换器的调制波；具体的，记a相的第i个模块的h桥变换器的调制波为m
ai
，b相的第i个模块的h桥变换器的调制波为m
bi
，c相的第i个模块的h桥变换器的调制波为m
ci
，i＝1,2,
…
,n，则计算式分别如下：
[0149][0150]
步骤4，h桥变换器直流母线电容电压控制
[0151]
使用三个相同的llc电压控制器分别将步骤3.3得到的a相的第i个模块的h桥变换器的直流母线电容电压采样值u
hai
、b相的第i个模块的h桥变换器的直流母线电容电压采样值u
hbi
、c相的第i个模块的h桥变换器的直流母线电容电压采样值u
hci
都控制为u
pvt
/n
t
，得到a相的第i个能量单向传输的两电平全桥llc变换器的开关频率f
dai
、b相的第i个能量单向传输的两电平全桥 llc变换器的开关频率f
dbi
和c相的第i个能量单向传输的两电平全桥llc变换器的开关频率f
dci
，其计算式分别如下：
[0152][0153]
式中，n
t
是能量单向传输的两电平全桥llc变换器的高频变压器的原边与副边绕组的匝比，k
dp
为llc电压控制器的比例系数，k
di
为llc电压控制器的积分系数。
[0154]
本实施例中，k
dp
＝20，k
di
＝2000。
[0155]
基于上述计算得到a相的第i个能量单向传输的两电平全桥llc变换器的开关频率f
dai
、b相的第i个能量单向传输的两电平全桥llc变换器的开关频率 f
dbi
和c相的第i个能量单向传输的两电平全桥llc变换器的开关频率f
dci
，采用两电平全桥llc变换器的变频调制策略即可获得所有能量单向传输的两电平全桥llc变换器的开关驱动信号。所述的两电平全桥llc变换器的变频调制策略指的是两电平全桥llc变换器普遍运用的变频调制策略，很有文献对两电平全桥llc变换器的变频调制策略已有详细地描述，如南京航空航天大学的学生钱娟2013年所著的题为《数字控制全桥llc谐振变换器的研究》的硕士学位论文。