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增强型开关电感准Z源逆变器
李正明 , 张国松 , 方聪聪     
江苏大学 电气信息工程学院, 镇江 212013
摘要: 开关电感准Z源逆变器及其改进型号在升压比方面不能满足新能源领域的严苛需求,限制了Z源逆变器在光伏逆变及其微电网中的运用。通过对传统开关电感准Z源逆变器拓扑结构的改变,提出了一种具有高电压增益的增强型开关电感准Z源逆变器,在原来的一组开关电感的基础上仅再增加一组开关电感,既避免了硬件结构过于复杂,也避免了直通占空比的取值范围过小,同时使得升压比提高5~40倍;确保了输入电流连续;并且X型LC网络的电容电压应力和电感电流脉动得到了有效降低。本文首先对增强型拓扑结构进行了详细的理论分析,然后进行了仿真实验,最后利用实物装置验证了增强型拓扑的可行性和优越性。
关键词: 开关电感准Z源逆变器     电容电压应力     电感电流脉动     升压因子     调制因子    
Enhanced switched-inductor quasi-Z-source inverter
LI Zhengming , ZHANG Guosong , FANG Congcong     
College of Electrical and Information Engineering, Jiangsu University, Zhenjiang 212013, China
Received: 2015-09-08; Accepted: 2015-10-16; Published online: 2015-12-17
Foundation item: National Natural Science Foundation of China (51477070); A Project Funded by the Priority Academic Program Development of Jiangsu Higher Education Institutions (20116);College Students Scientific Research Project of Jiangsu University (Y12A160)
Corresponding author. Tel.:13705286653,E-mail:lzming@ujs.edu.cn
Abstract: Switched-inductor quasi-Z-source inverter and its improved version in terms of boost ratio cannot meet the stringent demands of new energy field, limiting the utilization of Z-source inverter in photovoltaic inverter and micro-grid. This paper proposes an enhanced switched-inductor quasi-Z-source inverter topology with a high voltage gain by changing the traditional switched-inductor quasi-Z-source inverter. On the basis of one switched-inductor cell, a new switched-inductor cell is added in the new topology, which avoids that the hardware structure is too complex and shoot-through duty ratio range is too narrow, and allows the boost ratio to increase 5-40 times; the continuous input current can be ensured. Moreover, both the capacitor voltage stress and inductor current ripple are effectively reduced in LC network X-shape structure. In this paper, the enhanced topology is theoretically analyzed in detail. On this basis, some simulations and experiments are carried out to validate the feasibility and superiority of the proposed topology.
Key words: switched-inductor quasi-Z-source inverter     capacitor voltage stress     inductor current ripple     boost factor     modulation factor    

在光伏发电系统中,由于受光照强度、光照时间和环境温度等一系列因素的影响,使得电池电压在大范围内变化;电池电压输入等级低,给逆变带来一定的困难。因此,需要输入电压可在大范围内变化且具有高升压能力的新型逆变器。Z源逆变器[1]自提出以来,凭借其独特的网络结构优势,受到了中外学者的关注,从而推动了Z源逆变器的飞速发展。虽然传统Z源逆变器与普通逆变器[2-6]相比有着诸多优势,然而其也有相应的缺点:升压比不显著,LC网络电容应力大,输入电流断续等,限制了Z源逆变器在实际中的应用。汤雨等[7]通过互换逆变桥和功率二极管的位置来达到抑制启动冲击的目的,然而升压能力也是Z源逆变器的一个重要内容。Gajanayake和Tang[8-10]等为了提高升压能力,用级联的方式提高直流侧的升压能力,虽然使得升压能力得到提高,但升压能力有限。Zhu等[11]首次利用开关电感技术,大幅提高了升压能力,但是缺点也很明显:LC网络电流断续,电容两端承压高,电路启动瞬间电流大。Nguyen等[12]提出了开关电感Ⅰ型准Z源逆变器,很好地解决了Zhu等[11]所提拓扑存在的问题,升压比方面有一定程度的提高,但依然不够。邓凯等[13]将开关电感Ⅰ型准Z源逆变器中的二极管用一个自举电容来代替,提出了开关电感Ⅱ型准Z源逆变器,该型逆变器升压能力相比于Ⅰ型拓扑结构较高,但是升压能力依然达不到实际需求。

为了满足以上要求,本文提出了一种增强型开关电感准Z源逆变器。该增强型拓扑结构在邓凯等[13]研究的基础上将电感L1用开关电感支路代替,并在此基础上增加了2个电感和3个二极管。本文给出了增强型开关电感准Z源逆变器的通用型式(N组开关电感)。在实际应用中,虽然增加开关电感的组数必然会提高直流链升压比,但过多增加开关电感组数会导致调制因子过大(M>0.9),直通占空比(Dsh<0.1)的取值范围过窄,导致逆变器交流输出电压幅值降低;而且过多的开关电感组数会导致硬件电路变得过于复杂,硬件成本增高等问题,限制了增强型开关电感准Z源逆变器的应用。本文提出的增强型拓扑结构的升压能力可满足大多数的升压要求。故本文以2重开关电感数为拓扑,详细介绍其相关性能(以下简称增强型拓扑)。

1 增强型拓扑工作原理

本文提出的增强型拓扑结构如图 1所示,该拓扑结构由5个电感和3个电容组成。图 1中:D1-D2-D3-D4-D5-D6-L1-L2-L3组成第1组电感单元,D7-D8-L4-L5-C3组成第2组电感单元;Uin为电池输入直流电压;UPN为直流链电压。

图 1 增强型拓扑结构示意图 Fig. 1 Schematic diagram of enhanced topology structure

与开关电感Ⅱ型准Z源逆变器拓扑相比,增强型拓扑增加了一组开关电感单元,并在此基础上新增加了3个二极管和1个电感(D4、D5、D6L3),从而使得拓扑的升压能力得到进一步提高。当3桥臂工作在直通状态时,逆变桥等效为一根短接导线,该状态称为直通状态;反之,逆变桥等效为电流源,并称该状态为非直通状态。具体工作过程如下:

1) 直通状态。直通状态下,拓扑等效电路如图 2所示。为了简化分析,所有元器件均为理想器件,且C1=C2=C3=C,L1=L2=L3=L4=L5=L。直通状态下,支路1中二极管D1、D3、D4由于承受正向电压导通,D2、D5承受反向电压断开,从而使得电感L1、L2、L3并联,电容C2和电源共同为这3个并联电感充电。同理,支路2中二极管D7、D8导通,从而使得电感L4、L5并联,电容C1和电源共同为这2个并联电感充电。

图 2 直通状态下的等效电路 Fig. 2 An equivalent circuit in shoot-through state

由基尔霍夫电压定律,图 2所示拓扑的电路方程为

(1)

式中:UC1、UC2UC3分别为电容C1、C2C3的电压;UL1、UL2、UL3、UL4UL5分别为L1、L2、L3、L4L5两端电压。

2) 非直通状态。非直通状态下,其等效电路如图 3所示。在非直通状态下,支路1中的二极管D1、D3、D4反向断开,D2、D5正向导通,从而使得电感L1、L2、L3串联。同理,支路2中二极管D7、D8反向关断,从而使得电感L4、L5串联。电感L1L2L3L4L5及电容C3向电容C1C2及负载充电。

图 3 非直通状态下的等效电路 Fig. 3 An equivalent circuit in non shoot-through state

图 3得出此状态下的电路方程为

(2)

由式(1)可知,电感L1两端电压为

(3)

由式(2)可知,电感L1两端电压为

(4)

由伏秒平衡原理可知,稳态时单周期内电感两端的平均电压为0,由式(3)、式(4)可得

(5)

式中:T为开关管一个开关周期。

化简式(5)后得到

(6)

同理,在直通状态下,L4两端电压为:UL4=UL5=UC3;非直通状态下,L4两端电压为:UL4=(UC2-UC3)/2,根据伏秒平衡原理得到

(7)

化简式(7)可得

(8)

在一个开关周期内,由于电容电压不能突变,可以假定电容为一个电压源,则由式(1)可知

(9)

将式(8)和式(9)代入式(6),得到

(10)

化简式(10)得到

(11)

同理,可以推出UC2UPN,即

(12)

由式(12)可知,升压因子B

(13)

B≥1时,实现升压能力,即

(14)

求出不等式(14)的解可知,当直通占空比Dsh<0.186时,升压因子B>1,从而实现升压。图 4给出了增强型拓扑和Ⅰ型、Ⅱ型拓扑相应的关系曲线。

图 4 增强型拓扑与传统结构的升压能力对比 Fig. 4 Comparison of boost ability between enhancedtopology and traditional topology

式(12)是以第1组电感单元的2组开关电感所组成结构的相关表达式,以此为例,可以求出第一组电感单元的开关电感数为N组时,相关电容电压、直流链电压等参数的通用型式,也即增强型拓扑的通用型式,即

(15)

式中:n为第1组电感单元的开关电感组数中电感的个数。

由式(15)可以发现,随着开关电感组数N的增加,直通占空比随之减小,调制因子随之变大,使得输出交流电压幅值降低,这就需要在直流链升压比和输出交流电压幅值之间做出取舍,以达到最佳的系统平衡点。

2 元器件电压电流应力分析

本文采用基于SVPWM的控制策略,文献[14]指出,相比于文献[15-16]所提的两种控制策略,最大恒定升压SVPWM控制的直通时间最长,升压能力最高;直通时间恒定,有利于直流链电压的稳定,降低控制难度;开关频率降低,有利于减小电感电流纹波。因此,下文如不特别说明,均采用最大恒定升压控制策略。假定逆变系统的电源电压和直流链电压均相同。由文献[14]可知,直通占空比Dsh和调制因子M的关系表示为

(16)

式中:T0为逆变桥直通时间。

将式(16)代入式(12)中,得到增强型拓扑的升压因子B、调制因子M以及电压增益G的关系式为

(17)

由式(16)和式(17)可以导出增强型拓扑的直通占空比Dsh与电压增益G之间的关系,即

(18)

式中:

(19)

由于直通占空比Dsh∈[0, 1],故舍去。从而DshG的关系为

(20)

设定UC11UC12UC13分别为增强型拓扑、Ⅱ型拓扑和Ⅰ型拓扑中的电容C1的电压应力。将式(20)代入式(12),得到

(21)

式中:

同样的,由文献[12-13]可知,UC12UC13分别为

(22)

式中:

(23)

与上述方法类似,可求出增强型拓扑、Ⅱ型拓扑和Ⅰ型拓扑3种拓扑结构电容C2的电压应力为

(24)

由式(21)、式(22)、式(24)可以得到3种拓扑结构在同等条件下的电容电压应力的比较,如图 5所示。图中:UCi为电容电压,i=1,2,3。

图 5 3种拓扑UCi/Uin与电压增益G的关系 Fig. 5 Relationships between UCi/Uin and voltagegain G of three kinds of topologies

图 5可知,增强型拓扑电容C1与Ⅱ型拓扑电容C1的电压应力相同,Ⅰ型拓扑电容C1的电压应力最高。增强型拓扑电容C2的电压应力低于Ⅰ型和Ⅱ型拓扑电容C2的电压应力,尤其是电压增益G在区间[8, 10]里,电容电压应力明显低于其他两种拓扑的电容电压应力,此时Ⅱ型和Ⅰ型拓扑电容电压应力相同。

图 2及式(12)可知,电感两端的电压为

(25)

式中:iL1为电感L1上的电流值。

电感两端电流在一个单位周期内的脉动可表示为

(26)

将式(12)中UC2Uin的关系代入式(26)中,得到增强型拓扑的电感L1上电流脉动 ΔI11

(27)

将式(27)中直通占空比用电压增益M1来表示,可得到M1与电流脉动的关系为

(28)

同理,由文献[14, 16]可知,Ⅱ型和Ⅰ型拓扑的电流脉动分别为 ΔI12 和 ΔI13 ,由电压增益G表示为

(29)

由式(28)、式(29)可知,不同拓扑的电流脉动 ΔI1i 可以表示为

(30)

式中:ri为电流脉动系数,i=1,2,3。

从而本文提到的3种拓扑的电流脉动系数ri分别为

(31)

由式(30)、式(31)可以得到3种拓扑结构在同等条件下的电感电流脉动的比较,如图 6所示。

图 6 3种拓扑电流脉动系数ri与电压增益G的关系 Fig. 6 Relationships between current ripple factor ri andvoltage gain G of three kinds of topologies

图 6可知,增强型拓扑的电感电流脉动小于Ⅰ型、Ⅱ型拓扑的电感电流脉动,在电压增益区间[8, 10]里,增强型拓扑电流脉动系数明显小于其他两种拓扑的电流脉动系数。

由文献[17-18]可知,在逆变电路中,直流链电压UPN决定了逆变桥中的6个开关管所承受的电压等级。即使控制策略和电压增益G相同,不同拓扑的逆变器直流链电压UPN也不一定相同。用电压增益以及调制因子来表示输入电压与直流链电压的关系,即

(32)

式中:UPN1UPN2UPN3分别为增强型拓扑、Ⅱ型拓扑和Ⅰ型拓扑的逆变器侧的直流链电压。

由式(32)可以得到3种拓扑结构在相同的控制策略及输入输出条件下的逆变器侧直流链电压的比较,如图 7所示。

图 7 3种拓扑UPNi/Uin与电压增益G的关系 Fig. 7 Relationships between UPNi/Uin and voltage gain G of three kinds of topologies

图 7可知,在电压增益G∈(2,10)的区间里,相较于其他两种拓扑结构,增强型拓扑的逆变器侧直流链电压最低,从而降低了器件的电压应力,有利于选择电压应力较小的开关器件。

3 仿真结果分析

在对增强型开关电感准Z源逆变器进行详细理论分析的基础上,为了验证相关理论分析的正确性,本文在MATLAB/Simulink仿真软件里搭建了增强型拓扑的仿真模型。仿真所用参数设置如表 1所示。

表 1 仿真参数 Table 1 Parameters of simulation system
参数 数值
准Z源网络电感L1,L2,L3,L4,L5/mH 1
准Z源网络电容C1,C2,C3/μF 1 000
直流电压源Uin/V 48
输出滤波电感Lf/mH 1
输出滤波电容Cf/μF 20
载波频率f/kHz 10

图 8分别为增强型、Ⅱ型和Ⅰ型拓扑的输出电压波形。图 8所示的逆变器侧直流链电压分别为UPN1=550 V,UPN2=240 V,UPN3=120 V。由此可以看出,本文提出的增强型拓扑较其他两种拓扑的升压能力更强;且增强型拓扑在逆变桥都不导通的工况下,X型网络中的电感、电容就不存在启动充电回路,从而防止电路启动瞬间烧毁电路。由 图 8可知,增强型拓扑直流链电压由低到高渐渐达到稳定;而其他两种拓扑则是由高到低渐渐达到稳定,从而验证了该两种拓扑启动时存在启动冲击的问题。

图 8 3种拓扑的逆变器侧直流链电压的仿真波形 Fig. 8 Simulation waveforms of inverter DC link voltagesunder three kinds of topologies

图 9图 10为3种不同结构的拓扑在输入电压为48 V、输出相电压为120 V、采用最大恒定升压控制策略的状态下,在相同的电压增益G下的电容C1C2两端电压以及电感L1两端电流的波形。

图 9 电容电压仿真对比波形 Fig. 9 Comparison of capacitor voltage simulation waveforms
图 10 电感电流仿真对比波形 Fig. 10 Comparison of inductor current simulation waveforms

图 9为3种拓扑电容C1C2电压应力的仿真结果。可以看出,增强型拓扑结构的电容C1的电压应力虽与Ⅱ型拓扑电容C1的电压应力持平,但是低于Ⅰ型拓扑;在电容C2电压应力方面,增强型拓扑低于Ⅰ型和Ⅱ型拓扑,Ⅰ型和Ⅱ型拓扑的电容C2的电压应力基本持平。

图 10为3种拓扑电感L1的电流脉动仿真波形。图中:IL1i(i=1,2,3)分别为增强型拓扑、Ⅱ型拓扑、Ⅰ型拓扑的电感电流。从图 10中可以看出,IL11值相比于其他电流脉动最小;IL12次之;IL13最高。从而增强型拓扑的电流质量最好。

4 实验验证

在理论和仿真的基础上,对增强型拓扑进行实验验证,其中实验参数和仿真参数一致(见表 1)。

图 11为最大恒定控制策略下增强型拓扑的实 验结果。其中,输出相电压为120 V。图中:左侧箭头为各个物理量的参考零点。从图 11(b)中可以看出,UPN=480 V,UC1=200 V,UC2=320 V。由实验数值可知,实验结果和理论分析以及仿真有一些差距,但是基本一致。这主要是由于实际电路中存在器件的导通压降、线路的阻抗以及电磁干扰等因素影响。从而验证了本文的理论和仿真分析。

图 11 增强型拓扑的相关实验波形 Fig. 11 Related experimental waveforms of enhanced topology

图 12图 13为最大恒定控制策略下3种拓扑在相同的电压增益下增强型拓扑的实验结果。从图 12中可以看出,增强型拓扑、Ⅱ型拓扑、Ⅰ型拓扑的直流链电压分别为UPN1=200 V,UPN2=250 V,UPN3=270 V,从而增强型拓扑在直流链电压方面明显低于后两种拓扑。图 13为3种拓扑的电容电压及电感电流脉动的实验波形。3种拓扑的相关参数见表 2所示。

图 12 逆变器侧直流链电压的实验波形对比 Fig. 12 Comparison of experimental waveforms of inverter DC link voltages
图 13 电容电压及电感电流脉动的实验波形对比 Fig. 13 Comparison of experimental waveforms of capacitorvoltages and inductor current rippers
表 2 系统实验结果 Table 2 Experimental results of system
拓扑 UC1X/V UC2X/V 电感电流/A
增强型拓扑 UC11=100 UC21=120 3
Ⅱ型拓扑 UC12=110 UC22=200 4
Ⅰ型拓扑 UC13=160 UC23=200 5

通过图 13中3种拓扑结构的实验波形可以发现,本文提出的增强型拓扑的电容C1C2的电压应力以及电感电流的脉动均为最低,从而验证了理论和仿真的分析。

5 结 论

本文在邓凯等[13]研究的基础上,对X型网络中的第1组电感单元进行了局部的改进优化,提出了一种新型的Z源逆变器拓扑。在对新型Z源逆变器拓扑的工作原理进行深入分析的基础上,对其电容、电感的电压电流应力以及直流链电压等级做了理论仿真分析,并以实验结果论证了理论仿真的正确性;在此基础上与其他开关电感准Z源逆变器拓扑进行了分析对比,从而增强型拓扑的优点总结如下:

1) 在同等直通占空比下,相较于其他Z源拓扑,增强型拓扑的升压比最高,并且远高于其他拓扑,为其在低压输入场合的广泛应用奠定了基础,具有很高的工程应用价值[19]

2) Z源网络的电容电压应力较小,使得电容在硬件选择上可以有更多的选择,这就给硬件设计带来了方便,电压等级降低,电容的体积、价格相应降低;电流脉动系数较小,提高直流链电能质量,减小控制回路的控制难度,简化控制算法。

3) 在相同的输出电压情况下,增强型拓扑可以获得更高的调制因子,从而使得电路中元器件的电压应力得到有效降低,进而使得硬件器件的选型得到简化。虽然增强型拓扑在升压比方面做了改进,但不可一味地追求升压比,要综合考虑实际运用场合,并且随着开关电感组数的增加,如何平衡直通占空比和调制因子之间的限制关系以及如何简化硬件电路,有待于进一步深入研究。

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http://dx.doi.org/10.13700/j.bh.1001-5965.2015.0579
北京航空航天大学主办。
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李正明, 张国松, 方聪聪
LI Zhengming, ZHANG Guosong, FANG Congcong
增强型开关电感准Z源逆变器
Enhanced switched-inductor quasi-Z-source inverter
北京航空航天大学学报, 2016, 42(9): 1803-1811
Journal of Beijing University of Aeronautics and Astronsutics, 2016, 42(9): 1803-1811
http://dx.doi.org/10.13700/j.bh.1001-5965.2015.0579

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收稿日期: 2015-09-08
录用日期: 2015-10-16
网络出版时间: 2015-12-17

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