單相交流逆變系統(tǒng)直流側(cè)電容電壓脈動分析

涂方明， 韓 堅，黃青梅， 許 金

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單相交流逆變系統(tǒng)直流側(cè)電容電壓脈動分析

涂方明1， 韓 堅2，黃青梅3， 許 金4

（1. 海軍駐武漢四三八廠軍事代表室 ， 武漢 430033；2. 海軍工程大學(xué) ， 武漢 430033；3. 海南三亞92730部隊裝備部, 海南三亞 572016；4. 海軍工程大學(xué)艦船綜合電力技術(shù)國防科技重點實驗室 , 武漢 430033）

對于單相交流逆變系統(tǒng)，其直流側(cè)電容電壓存在固有的2倍于逆變器輸出頻率的脈動，本文基于基本電路原理對系統(tǒng)暫態(tài)過程中電氣量的變化規(guī)律進行了分析，總結(jié)了系統(tǒng)直流側(cè)電容電壓脈動的機理，并建立了仿真模型，對系統(tǒng)直流側(cè)電壓脈動的相關(guān)典型工況進行了分析。

單相 交流逆變系統(tǒng) 直流電壓 脈動

0 引言

在大功率變頻調(diào)速領(lǐng)域，由于電力電子器件容量限制，宜采用每相負(fù)載由獨立逆變供電系統(tǒng)供電的結(jié)構(gòu)。特別是在大功率電磁發(fā)射領(lǐng)域，由于每相發(fā)射負(fù)載的功率均達到數(shù)十兆瓦至百兆瓦，故每相負(fù)載均需獨立供電[1-7]，當(dāng)發(fā)射裝置的儲能系統(tǒng)為發(fā)電機飛輪儲能時，每相發(fā)射負(fù)載的結(jié)構(gòu)組成如圖1所示。

圖1所示系統(tǒng)為典型的單相交流逆變系統(tǒng)結(jié)構(gòu)，由三相發(fā)電機或電網(wǎng)、三相不控整流器、單相H橋逆變器及單相阻感負(fù)載組成。

實驗表明該單相交流逆變系統(tǒng)的直流側(cè)電容電壓存在一個2倍于交流側(cè)輸出頻率的脈動電壓。本文從電路原理和器件端口伏安特性的角度，通過對逆變器開關(guān)狀態(tài)下，相關(guān)電氣量變化規(guī)律的分析，從理論上證明了系統(tǒng)直流側(cè)2倍交流輸出頻率脈動電壓的產(chǎn)生的機理。

1 系統(tǒng)直流側(cè)電容電壓脈動機理分析

圖1所示的是一個電容濾波三相不控整流橋帶單相橋式逆變器負(fù)載，為了簡化分析，圖中的單相逆變器采用方波控制，其中全控型開關(guān)器件T1、T4同時通、斷；T2、T3同時通、斷。T1（T4）與T2（T3）的驅(qū)動信號互補，即T1、T4有驅(qū)動信號時，T2、T3無驅(qū)動信號，反之亦然。

如圖2所示，在0≤<0/2期間，T1、T4有門極驅(qū)動信號，T2、T3截止，u=u；在0/2≤<0期間，T2、T3有門極驅(qū)動信號，T1、T4截止，u=-u。

由于逆變器帶阻感性負(fù)載，交流側(cè)電流i滯后交流電壓u，在=0時刻，i=i0<0，這時T1、T4導(dǎo)通，這時可以將圖1所示的交直交變換器等效成圖3所示的帶阻感性負(fù)載的電容濾波發(fā)電機整流電路。

1) 在<≤1期間，根據(jù)圖3所示的等效電路，電路中的電壓、電流滿足式 (1)～(4)，這四個表達式確定了圖3所示等效電路中四個物理量i、i、u、i的數(shù)學(xué)關(guān)系。在該期間，i<0，i>0，由式 (4)，可知i>0；由式(2)可知du/>0，故在該期間u單調(diào)遞增；因i<0，u>0，由式(1)，可知di/>0，即|i|單調(diào)減小；根據(jù)三相不控整流橋直流側(cè)電壓和直流側(cè)輸出電流的關(guān)系，可知當(dāng)直流側(cè)電壓u單調(diào)遞增時，整流橋直流側(cè)輸出電流平均值i將單調(diào)減小；由于i和 |i| 均單調(diào)減小，故i將單調(diào)減小。

在該期間，逆變器交流側(cè)負(fù)載輸出功率，發(fā)電機整流系統(tǒng)輸出功率，直流側(cè)電容輸入功率。逆變器交流側(cè)電感釋放存儲的磁場能量，一部分消耗于交流側(cè)電阻，另一部分轉(zhuǎn)化為電場能量儲存在直流側(cè)電容中；發(fā)電機整流系統(tǒng)輸出的能量也轉(zhuǎn)化為直流側(cè)電容中的電場能量，故在該期間直流側(cè)電容充電。

當(dāng)=1時，交流側(cè)電流i由i0增大至i1=0，這時逆變器交流側(cè)電感將儲存的磁場能量全部釋放出來。直流側(cè)電壓平均值u由u0增大至u1；直流側(cè)輸出電流平均值i由i0減小至i1；電容電流i由i0減小至i1。

2) 在1<≤2期間，交直交變換器中各電壓、電流的數(shù)學(xué)關(guān)系依然滿足式(1) ～(4)。在該期間，i逐漸增大，且i>0；由于這時i較小，i<i，由式(4)可知，在該期間i>0；由式(2)可知du/>0，故在該期間u繼續(xù)單調(diào)遞增；根據(jù)三相不控整流橋直流側(cè)電壓平均值和直流側(cè)輸出電流關(guān)系，直流側(cè)電壓平均值u的增大將導(dǎo)致直流側(cè)輸出電流平均值i減小。

在該期間，逆變器交流側(cè)負(fù)載輸入功率，直流側(cè)電容輸入功率，發(fā)電機整流系統(tǒng)輸出功率。發(fā)電機整流系統(tǒng)輸出的能量一部分輸出至逆變器交流側(cè)，另一部分在直流側(cè)電容中轉(zhuǎn)化成電場能量儲存起來，故在該期間直流側(cè)電容繼續(xù)充電。

在1<≤2期間，i減小，i增大，由式(4)可知在該期間，i逐漸減小，當(dāng)=2時，i減小至i2=0，du/=0，直流側(cè)電壓平均值達到最大值u2= umax，這時，整流橋直流側(cè)輸出電流平均值達到最小值i2=imin，且i2=i2，發(fā)電機整流系統(tǒng)輸出的功率等于逆變器交流側(cè)負(fù)載輸入的功率。

3) 在2<≤3期間，由式(1)可知，i在i2的基礎(chǔ)上將繼續(xù)增大，由式(2)～(4)，在該期間，直流側(cè)電壓平均值u將減小，i<0，整流橋直流側(cè)輸出電流的平均值i將增大，i=i+|i|；由式(1)，因u減小，i增大，di/將減小。

在該期間，直流側(cè)電容輸出功率，發(fā)電機整流系統(tǒng)輸出功率，逆變器交流側(cè)負(fù)載輸入功率，逆變器交流側(cè)負(fù)載輸入的功率等于發(fā)電機整流系統(tǒng)和直流側(cè)電容輸出功率之和；發(fā)電機整流系統(tǒng)輸出的能量和直流側(cè)電容輸出的能量都供給逆變器交流側(cè)負(fù)載。

當(dāng)=3時，di/=0，逆變器交流側(cè)電流達到最大值i3= imax，這時直流側(cè)電壓平均值u由umax減小至u3，u3=imaxR，整流橋直流側(cè)輸出電流平均值i由imin增大至i3，imax=i3+|i3|。

4) 在3<≤0/2期間，di/<0，逆變器交流側(cè)電流i減小，由于這時直流側(cè)電壓平均值u繼續(xù)減小，整流橋直流側(cè)輸出電流平均值i將在i3的基礎(chǔ)上繼續(xù)增大，由式(4)可知，|i|將減小，|du/|減小，直流側(cè)電壓平均值u的下降變緩。

在該期間，逆變器交流側(cè)電感釋放存儲的磁場能量，直流側(cè)電容和發(fā)電機整流系統(tǒng)輸出功率，從而逆變器交流側(cè)電感、直流側(cè)電容和發(fā)電機整流系統(tǒng)輸出的功率都消耗于逆變器交流側(cè)電阻上。

當(dāng)=0/2時，直流側(cè)電壓平均值u減小至u4，u4= u0；電容電流增大至i4；逆變器交流側(cè)電流減小至i4，i4=-i0；直流側(cè)輸出電流平均值i增大至i4，i4= i0。

5) 在0/2<≤0期間，根據(jù)上述a～d的分析，u、i、i和i的變化曲線如圖4。

根據(jù)上述分析，三相不控整流橋帶單相橋式逆變器負(fù)載時，其直流側(cè)電壓平均值u和直流側(cè)輸出電流平均值i根據(jù)逆變器的開關(guān)狀態(tài)發(fā)生周期性的脈動，脈動周期為0/2，即脈動頻率等于逆變器輸出頻率的2倍，如圖4所示。

根據(jù)對圖4中各個時間段電壓、電流變化規(guī)律的分析，在<≤1期間，逆變器交流側(cè)負(fù)載的輸出功率轉(zhuǎn)變成電場能量存儲于直流側(cè)電容中；在2<≤0/2期間，直流側(cè)電容釋放存儲的電場能量，向逆變器交流側(cè)負(fù)載輸出功率，可見直流側(cè)電容與逆變器交流側(cè)負(fù)載發(fā)生了能量交換。

在0<≤1期間，逆變器交流側(cè)負(fù)載輸出功率，在1<≤2期間，逆變器交流側(cè)電流較小，即逆變器交流側(cè)負(fù)載輸入的功率較小，在這兩個期間，直流側(cè)電容輸入功率，電容將輸入的能量以電場能量的形式存儲。在2<≤0/2期間，電容將存儲的能量釋放出來，釋放功率的大小滿足其伏安特性，逆變器交流側(cè)輸出的電流等于發(fā)電機整流系統(tǒng)和直流側(cè)電容輸出電流之和，從而逆變器交流側(cè)瞬時輸出功率要大于發(fā)電機整流系統(tǒng)的瞬時輸出功率。可見，直流側(cè)電容作為一個儲能元件，在0<≤0/2期間的開始階段(<≤2)儲存能量，在隨后的階段(2<≤0/2)將存儲的能量釋放出來，使得逆變器交流側(cè)負(fù)載的瞬時輸入功率大于發(fā)電機整流系統(tǒng)的瞬時輸出功率。

在逆變器的運行過程中，直流側(cè)電容周期性地充放電，充放電的頻率等于逆變器輸出頻率的2倍。經(jīng)歷一個充放電周期后，直流側(cè)電容存儲的能量不變，故根據(jù)能量守恒，逆變器交流側(cè)負(fù)載的輸入能量等于發(fā)電機整流系統(tǒng)的輸出能量，直流側(cè)電容的作用是被動地利用其伏安特性對輸入逆變器直流側(cè)的瞬時功率進行調(diào)制，使其能夠?qū)崟r地與逆變器交流側(cè)負(fù)載的輸入功率相等。

2 仿真計算

通常對于直流側(cè)電壓平均值發(fā)生脈動的解釋是直流側(cè)電容與逆變器交流側(cè)電感進行無功交換造成的，即若沒有無功交換，則直流側(cè)電壓平均值就不會發(fā)生脈動。

但根據(jù)功率平衡的原理，只要逆變器交流側(cè)輸出的瞬時功率存在脈動，那么直流側(cè)電容電壓就會脈動，使得逆變器直流側(cè)輸入的瞬時功率實時地與其交流側(cè)輸出的瞬時功率相等。基于MATLAB數(shù)值計算軟件的Simulink仿真模塊建立與圖1對應(yīng)的帶單相逆變器負(fù)載的發(fā)電機不控整流系統(tǒng)仿真模型，當(dāng)逆變器負(fù)載為電阻負(fù)載時，這時逆變器交流側(cè)負(fù)載輸入的無功功率為0，整流橋直流側(cè)電壓和直流側(cè)輸出電流的仿真波形如圖5所示。從圖中可以看出，即使當(dāng)逆變器交流側(cè)負(fù)載為純電阻時，三相不控整流橋的直流側(cè)電壓和直流側(cè)電流依然會存在2倍于逆變器輸出頻率的脈動。

3 結(jié)論

本文針對交直交單相交流逆變系統(tǒng)直流側(cè)電壓脈動的機理進行了分析，基于基本電路原理和器件端口伏安特性，對逆變器一定開關(guān)狀態(tài)下，不同時刻的電壓、電流變化規(guī)律進行了分析，提出了單相逆變系統(tǒng)直流側(cè)電容電壓存在2倍于交流輸出頻率的脈動，并從功率守恒的角度對電容電壓的脈動規(guī)律進行了解釋，并指出無論系統(tǒng)交流側(cè)負(fù)載特性如何，只要逆變器交流側(cè)輸出的瞬時功率存在脈動，那么直流側(cè)電容電壓就會脈動，使得逆變器直流側(cè)輸入的瞬時功率實時地與其交流側(cè)輸出的瞬時功率相等。

[1] Bushway R R．Electromagnetic aircraft launch system development considerations[J]．IEEE Transactions on Magnetics，2001，37(1)：146-152．

[2] Fair H D．The science and technology of electric launch[J]．IEEE Transactions on Magnetics，2001，37(1)：312-316．

[3] Doyle M R，Samuel D J，Conway T．Electromagnetic aircraft launch system-EMALS[J]．IEEE Transactions on Magnetics，1995，31(2)：528-533．

[4] Patterson D，Antonello M，Charles W，et al．Design and simulation of a permanent-magnet electromagnetic aircraft launcher[J]．IEEE Transactions on Industry Applications，2005，41(2)：769-773．

[5] Stumberger G，Zarko D，Aydemir M，et al．Design and comparison of linear synchronous motor and induction motor for electromagnetic aircraft launch system[J]．IEEE Transactions on Magnetics，2003，39(5)：2513-2518．

[6] Laithwaite E R．Adapting a linear induction motor for the acceleration of large masses to high velocities[J]．IEEE Proceedings of Electric Power Application, 2002，142(4)：1567-1572．

[7] Stickler J J．Comparison of theories for high-speed linear induction Motors[J]．IEEE Transactions on Vehicular Technology，1980，29(1)：32-37．

[8] Boldea I，Nasar S A．Linear electric actuators and generations[M]．New York：Cambridge University Press，1997：112-233．

[9] Nasar S A，Boldea I．Linear electric motors：theory，design，and practical applications[M]．Englewood Cliffs，N．J：Prentice-Hall，1987：143-213．

[10] 王兆安,楊君,劉進軍. 諧波抑制和無功功率補償.北京:機械工業(yè)出版社, 1998.

[11] 黃俊，王兆安. 電力電子變流技術(shù)[M]. 北京:機械工業(yè)出版社，1995.

[12] 陳伯時，陳敏遜. 交流調(diào)速系統(tǒng)[M].北京:機械工業(yè)出版社，2000.

Analysis of DC Capacitor Voltage Pulsation in Single-phase Inverter System

Tu Fangming1, Han Jian2, Huang Qingmei3, Xu Jin4

（1. Naval Representatives Office of 438 Factory, Wuhan 430060, China; 2. Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China; 3. Armament Department of 92730 units of Hainan, Sanya 572016, Hainan, China; 4. National Key Laboratory of Science and Technology on Vessel Integrated Power System，Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China）

For single-phase inverter system，in its DC capacitor voltage, there is a inherent pulsating voltage which is twice of output frequency of the inverter. Based on the basic circuit theory, this paper analyzes the variation of the electrical quantities of system in the transient process, summarizes the mechanism of the system DC capacitor voltage pulsating, establishes the simulation model, and analyzes the related typical conditions of system DC capacitor voltage pulsating.

single-phase, AC inverter system, DC capacitor voltage, pulsation

TM359.4

A

1003-4862（2015）03-0073-04

2014-12-09

涂方明（1979-），男，本科。研究方向：船舶電氣。