一種混合模塊型直流變壓器冗余設計及控制策略

張 航 李子欣,2 高范強,2 趙 聰 徐 飛,2

一種混合模塊型直流變壓器冗余設計及控制策略

張 航1李子欣1,2高范強1,2趙 聰1徐 飛1,2

（1. 中國科學院電工研究所中國科學院電力電子與電氣驅動重點實驗室 北京 100190 2. 中國科學院大學 北京 100049）

針對移相-諧振雙有源橋（PS-SRDAB）混合型直流變壓器（DCT），該文提出一種熱備用冗余設計及其控制策略。為提高該類DCT內部諧振雙有源橋（SRDAB）單元運行可靠性，將所備用的移相雙有源橋（PSDAB）與其并聯連接。在正常運行時，SRDAB與備用PSDAB單元同時工作，并通過控制高壓側電容電壓實現兩類模塊內部傳輸能量配比。若SRDAB出現如過電流、過電壓、過溫等故障，對其進行閉鎖后熱備用PSDAB將承擔模塊全部功率。該文分析采用冗余設計時混合模塊化直流變壓器（HMDCT）的工作原理及運行特性，建立系統動態小信號模型，同時研究在采用傳統電壓閉環控制策略時的運行穩定性。利用所搭建的實驗原理樣機驗證了所提出的冗余設計及控制策略的有效性。

直流變壓器 冗余設計 熱備用 混合移相-諧振雙有源橋

0 引言

與傳統交流配電變壓器類似，直流變壓器（Direct Current Transformer, DCT）、集成電力電子變換器及高頻變壓器，能夠實現不同等級直流電壓變換及電氣隔離，同時整合多類型直流分布式能源與直流負荷[1-3]。

由于應用場合不同，導致直流變壓器很難實現均一化設計，促使其電路拓撲呈現多元化發展。多模塊輸入串聯輸出并聯（Input Series Output Parallel, ISOP）型直流變壓器，因功能單元配置相對靈活、擴展能力強及控制相對簡單，受到研究人員廣泛關注。雙有源橋（Dual Active Bridge, DAB）變換器作為該類DCT的基本功率單元，具備高效率、高功率密度及能量雙向流動等優點[4-5]。移相DAB（Phase- Shifted Dual Active Bridge, PSDAB）和諧振DAB（Series Resonant Dual Active Bridge, SRDAB）為兩種常見的形式，在正常工作時，可實現零電壓軟開關（Zero Voltage Switching, ZVS）或零電流軟開關（Zero Current Switching, ZCS）運行。與PSDAB不同，SRDAB可通過同步開環方式在較寬的負載范圍內實現ZCS或ZVS。但是，輸出電壓不可控制，將隨負載功率發生改變。雖然可施加移相閉環策略實現恒壓控制，但是這種控制方式下變換器開關頻率要高于諧振頻率，對控制系統精度提出較高要求。對于PSDAB，通過施加單移相、擴展移相、雙重移相或三重移相閉環控制策略可實現電壓及功率靈活控制。另外，文獻[6]指出，當DAB運行在單位電壓傳輸增益比時，通過單移相控制方式即可實現系統高效率運行。然而，PSDAB內部變換器半導體器件在關斷時電流非零，仍存在關斷損耗。基于PSDAB和SRDAB的運行特性，文獻[7-8]提出一種混合移相-諧振雙有源橋（Phase-Shifted Series Resonant Dual Active Bridge, PS-SRDAB）型直流變壓器，通過PSDAB實現低壓直流母線管理，同時利用SRDAB提高系統運行效率。研究表明混合模塊化直流變壓器（Hybrid Modular Direct Current Transformer, HMDCT）電能傳輸效率高于96%。

對于SRDAB，在開環控制模式下系統可控性相對較差，當內部出現故障時系統容錯能力遠低于其他閉環DC-DC變換器[9]。目前，多集中在內部開關器件發生故障時SRDAB保護策略研究。文獻[10-11]提出一種并聯功率器件或橋臂冗余設計，當開關器件發生故障時，備用支路投入使用。文獻[12-13]提出采用串聯熔斷器或開關來隔離故障。為了減少額外的硬件保護電路，文獻[14]提出了保護開關和兩個分流電容器連接在輸出側，以避免高壓側的單管短路故障。但是，保護瞬態過程中將會產生高電流沖擊和嚴重的電壓跌落。文獻[15]提出了一種新穎的雙向DC-DC變換器，當故障發生在低壓側時，變換器內部以一種混合移相及諧振模式進行工作，以限制高頻變壓器中故障電流。

此外，通過設計冗余功率模塊亦可解決器件故障問題。該類冗余設計方式還可以處理其他故障情況，例如，直流端口過電壓、內部器件過電流、內部過溫等。通常，冗余設計方式包括冷備用和熱備用兩種方式。與冷備用方式相比，熱備用方式可降低故障處理過程中產生的沖擊電壓和電流，同時系統恢復時間相對較短。在文獻[16-17]中，通過將SRDAB并聯有源前端（Active Front End, AFE），以實現內部出現故障時對該模塊進行旁路，同時備用模塊通過AFE接替故障模塊運行。

對于文獻[7-8]所提出的HMDCT，在高壓側SRDAB與PSDAB進行串聯，當SRDAB內部發生故障導致其開關器件進行閉鎖時，串聯在高壓側母線電容電壓將會上升，嚴重時會引起系統停機運行。為解決該問題，本文提出一種SRDAB并聯PSDAB冗余設計方式及控制策略。在系統正常運行時，SRDAB與PSDAB同時投入工作，通過控制模塊高壓側電容電壓可實現備用PSDAB與SRDAB傳輸功率配比。當SRDAB發生故障時，通過閉鎖內部變換器將其從系統中移除，此時備用PSDAB模塊將承擔全部功率。另外，本文在分析系統工作原理及運行特性的基礎上，建立了采用冗余設計時的系統動態小信號模型，以便于控制器參數設計。最后，通過所搭建的實驗原理樣機驗證了所提出的冗余設計模式及控制策略的有效性。

1 HMDCT的工作原理及運行特性分析

當采用本文所提出的熱備用冗余設計策略時， PSDABs和混合模塊化DAB（Hybrid Modular Dual Active Bridge, HyMDAB）采用ISOP進行連接，HMDCT及HyMDAB電路拓撲如圖1所示，r1_pr為DAB模塊流入高頻變壓器的電流。每個HyMDAB均由SRDAB及所并聯的備用PSDAB構成。對于各PSDAB模塊，內部集成高、低壓側H橋變換器及高頻變壓器。PSDAB及SRDAB典型內部波形示意圖如圖2所示。在移相閉環控制方式下，各變換器輸出存在相位差異50%的占空比方波電壓1、2，該電壓差異1-2作用于高頻變壓器漏感從而產生電流ri_ps，如圖2a所示，s為PSDAB開關頻率，D為PSDAB移相比。對于SRDAB模塊，內部除集成高、低壓側H橋變換器及高頻變壓器外，諧振電容串聯在高頻變壓器繞組兩端，與變壓器漏感形成串聯諧振單元。在同步方波控制模式下，各變換器輸出同頻同相50%占空比方波電壓1、2，由于線路存在損耗電阻，則高、低壓側方波電壓差1-2作用于串聯諧振單元，從而產生同頻同相高頻正弦電流ri_sr，如圖2b所示，r為SRDAB開關頻率。

圖1 HMDCT及HyMDAB電路拓撲

圖2 PSDAB及SRDAB典型內部波形示意圖

假設在所提出的HMDCT中有個PSDAB和個HyMDAB，同時為便于分析，假設各類模型內部電路元器件參數均一致。對于各PSDAB，根據文獻[18-19]可計算得到在單開關周期內有

式中，IN_ps、o_psi分別為高、低壓側平均電流；TF1為高頻變壓器電壓比；D為各PSDAB中高、低壓側方波電壓移相比；s為PSDAB內部變換器開關頻率；ri為高頻變壓器漏感；o為低壓直流側輸出電壓；Ii_ps為PSDAB模塊高壓側電容電壓。上述分析同樣適合備用PSDAB，因此不再進行贅述。

對于SRDAB，文獻[20]建立了單開關周期內等效平均值模型，如圖3所示。同時利用復頻域分析方法，推導得到了等效模型中各支路電感和支路電阻分別表示為

式中，r_pr、loss分別為SRDAB內部高頻變壓器漏感及模塊內部損耗電阻。圖3中，計算可得SRDAB內部高頻電流平均值IN_sr為

式中，Ii_sr為SRDAB模塊高壓側電容電壓；TF2為混合模塊化雙有源橋中SRDAB模塊高頻變壓器電壓比；IN_sr為開關周期內流入SRDAB模塊等效平均電流。此時，若低壓直流側電壓被控制在恒定值，顯然通過控制高壓側電容電壓IN_pr即可實現SRDAB所傳輸功率控制。

圖3 單開關周期內SRDAB等效平均值模型

因此根據式（1）～式（3），在考慮高、低壓側模塊電容的基礎上，此時得到單開關周期內HMDCT等效平均電路模型如圖4所示，IN_ps、IN_pr、IN_sr及o_ps、o_pr、o_sr分別為PSDAB模塊、SRDAB模塊及備用PSDAB模塊等效高、低壓側電容，其表達式分別為

式中，IN_psi、IN_pri、IN_sri和o_psi、o_pri、o_sri分別為PSDAB模塊、SRDAB模塊及備用PSDAB模塊高低壓側各模塊電容。

圖4 HMDCT等效平均電路模型

Fig.4 The equivalent average model of the HMDCT

根據圖4所示的等效平均模型，當系統達到穩態運行時，各模塊高低壓側電容電壓趨于恒定，此時有

式中，IN1為直流變壓器高壓側等效平均電流；IN2為開關周期內HyMDAB中PSDAB模塊高壓側電流；h為開關周期內HyMDAB中SRDAB模塊高壓側電流；o_ps、o_sr、o_pr分別為開關周期內流出PSDAB模塊、SRDAB模塊及備用PSDAB模塊等效平均電流；IN_ps、IN_pr為開關周期內流入PSDAB模塊及備用PSDAB模塊等效平均電流；TF2為備用PSDAB模塊高頻變壓器電壓比；IN為直流變壓器高壓側端口電壓；Ii_pr為備用PSDAB模塊高壓側電容電壓。

因此，聯合式（1）～式（6），推導可得HMDCT低壓直流側輸出電流o及傳輸功率o分別為

此外，結合表1中所列HMDCT主要仿真參數，包含2臺PSDAB模塊和1臺HyMDAB模塊，可繪制HMDCT功率傳輸曲面，如圖5所示，圖中，2為備用PSDAB模塊內部高、低壓側方波電壓移 相比。

表1 HMDCT主要仿真參數

圖5 HMDCT功率傳輸曲面

2 HMDCT動態小信號模型

基于如圖4所示的HMDCT動態平均值模型，本節主要闡述所建立的動態小信號模型。根據基爾霍夫定律，有

式中，eq1=eq2=…=eqi=eq；eq1=eq2=…=eqi=eq；電容o_eq為低壓直流側電容o_ps、o_pr和o_sr之和；電壓I_ps、I_sr、I_pr為PSDAB模塊、SRDAB模塊及備用PSDAB模塊各高壓側電容電壓之和，可表示為

通過在穩態工作點附近對各變量施加小信號擾動，則存在

此外，根據基爾霍夫電壓定律，有

將式（15）代入式（13），可得

式中，1、2、3、1、2、1、2、1、2、1、2、1、2、1、2、1、2均為中間變量系數。通過對式（13）～式（17）進行拉普拉斯變換，在復頻域中有

式中，各間接支路阻抗eqi（=1, 2,…, 10）為

其中，各中間變量系數為

為驗證所建立的HMDCT動態小信號模型的有效性，在Matlab/Simulink中搭建了140kW、DC 2.25kV/DC 750V三單元HMDCT仿真模型，包含兩臺PSDAB及一臺HyMDAB，仿真參數見表1。在小信號擾動下，開關模型和所建立的動態小信號模型輸出電壓uo及輸入電壓uI_pr響應比對結果如圖6、圖7所示。