模块化中压大功率逆变电源单载波调制损耗建模方法与流程

本发明涉及模块化中压大功率逆变电源控制领域，特别是一种模块化中压大功率逆变电源单载波调制损耗建模方法。

背景技术：

模块化中压大功率逆变电源因其高度模块化的结构特点，可通过调节桥臂中的功率单元数来适应不同的电压等级，随着功放电压等级和功率等级的升高，功率单元数也随之增加，此时，功放自身的损耗问题将变得不可忽视，因此，功率损耗是衡量模块化大功率逆变电源运行效率的一项重要性能指标。在工程中，对功率器件的损耗进行预先计算和方案评估，是igbt选型和功放系统散热设计过程中的重要环节。但当模块化中压大功率逆变电源采用不同的调制策略时，其功率损耗计算方法存在较大差异，最近电平逼近调制策略下的损耗模型和采用载波调制的损耗模型有所区别，模块化电源系统尤其在采用载波调制策略时，损耗建模方法较为复杂。

技术实现要素：

本发明所要解决的技术问题是，针对现有技术不足，提供一种模块化中压大功率逆变电源单载波调制损耗建模方法，

为解决上述技术问题，本发明所采用的技术方案是：一种模块化中压大功率逆变电源单载波调制损耗建模方法，包括以下步骤：

1)建立单个功率开关器件在不同开关状态和导通情况下的开关器件损耗计算模型；

2)分析在单载波调制策略下，模块化中压大功率逆变电源的每个功率单元的开关器件在每个调制周期内的导通状态和开关状态变化情况；

3)根据功率开关器件损耗计算模型和每个功率单元开关器件的导通情况，建立每个桥臂在一个载波周期内的导通损耗计算模型，并建立每个桥臂在一个调制周期内的导通损耗计算模型；根据开关器件损耗计算模型和每个半桥型功率单元的开关状态变化情况，建立每个桥臂在一个载波周期内的开关损耗计算模型，并建立每个桥臂在一个调制周期内的开关损耗计算模型；

4)基于所述导通损耗计算模型和开关损耗计算模型，建立模块化中压大功率逆变电源在单载波调制下一个调制周期内的损耗计算模型。

步骤1)的具体实现过程包括：

建立功率开关器件和与该功率开关器件并联的二极管在导通状态下，瞬时导通电压与导通电流关系的数学模型如下：

其中，ρi为拟合系数，是常数；vce是功率开关器件的瞬时导通电压，ic是功率开关器件的瞬时导通电流，vf是二极管的瞬时导通电压，if是二极管的瞬时导通电流；i＝1～4；

利用所述数学模型建立功率开关器件和与该功率开关器件并联的二极管的瞬时导通损耗与导通电流关系的数学模型：

其中，pcont和pcond分别为功率开关器件和与该功率开关器件并联的二极管的瞬时导通损耗；

分别建立功率开关器件和与该功率开关器件并联的二极管在不同开关状态时的瞬时开关能量，当功率开关器件从关断状态变化为开通状态时，功率开关器件存在瞬时开通能量，当功率开关器件从开通状态变化为关断状态时，功率开关器件存在瞬时关断能量，当二极管从开通状态变化为关断状态时，二极管存在瞬时反恢复能量，建立所述瞬时开通能量、瞬时关断能量、瞬时反恢复能量与导通电流关系的数学模型：

其中，λj为常数；eon、eoff和erec分别为功率开关器件瞬时开通能量、igbt瞬时关断能量和二极管瞬时反恢复能量，ic和if分别为功率开关器件和二极管的导通电流；j＝1～9。

在模块化中压大功率逆变电源第m个桥臂中，桥臂电流im的瞬时值即为ic，且ic＝if；m＝1～4。

步骤2)中：

在单载波调制策略下，在每个载波周期内，每个功率单元的开关器件的导通状态分为以下两种情况：

当桥臂电流im(k)为充电方向，即im(k)>0，投入的功率单元，二极管为导通状态，功率开关器件为关断状态，切除的功率单元，二极管为关断状态，功率开关器件为导通状态，设每个桥臂包含n个功率单元，投入功率单元数为non(k)，则此时，导通的二极管数为non(k)，导通的功率开关器件数为[n-non(k)]；

当桥臂电流im(k)为放电方向，即im(k)≤0，投入的功率单元，功率开关器件为导通状态，切除的功率单元，二极管为导通状态，则导通的功率开关器件数为non(k)，导通的二极管数为[n-non(k)]；

每个功率单元的开关器件的开关状态分为以下两种情况：

im(k)>0：当功率单元投入时，二极管由关断变为导通，功率开关器件由导通变为关断，当功率单元切除时，功率开关器件由关断变为导通，二极管由导通变为关断；

im(k)≤0：当功率单元投入时，二极管由导通变为关断，功率开关器件由关断变为导通，当功率单元切除时，功率开关器件由导通变为关断，二极管由关断变为导通。

步骤3)中，第m个桥臂在一个调制周期内的导通损耗pconm计算模型表示如下：

其中，tc为载波周期；0～tp区段，桥臂电流im(k)>0，tp～tr区段，im(k)≤0；当im(k)>0时，

当im(k)≤0时，和pcond_neg(k)分别表示电流为放电方向时，第m个桥臂中所有igbt和二极管的导通损耗。

步骤3)中，第m个桥臂在一个调制周期内的开关损耗计算模型为：

其中，ponm，precm，poffm，pswm分别表示第m个桥臂在一个调制周期内的igbt开通损耗、二极管反恢复损耗、igbt关断损耗和总开关损耗；当桥臂电流im(k)>0时，eon_pos(k)，eoff_pos(k)和erec_pos(k)分别表示电流为充电方向时，第m个桥臂中所有igbt和二极管的开关损耗；当im(k)≤0时，eon_neg(k)，eoff_neg(k)和erec_neg(k)分别表示电流为放电方向时，第m个桥臂中所有igbt和二极管的开关损耗。

模块化中压大功率逆变电源在单载波调制下一个调制周期内的损耗计算模型为：

其中，pcon_inv和psw_inv分别表示模块化中压大功率逆变电源在一个调制周期内的导通损耗和开关损耗，pconm和pswm分别表示第m个桥臂在一个调制周期内的导通损耗和开关损耗。

本发明提出的一种模块化中压大功率逆变电源单载波调制损耗建模方法，根据模块化中压大功率逆变电源在采用单载波调制策略时，每个载波周期内，根据每个功率单元开关器件的导通情况和开关状态变化情况，首先建立每个功率单元在桥臂电流充放电工况下的导通损耗模型和开关损耗模型；其次，结合桥臂所有级联功率单元的整体变化趋势，建立每个载波周期内桥臂损耗模型，并求取在每个调制周期内的桥臂损耗模型；最后，结合四个桥臂的损耗模型，得到模块化中压大功率逆变电源在单载波调制下的导通损耗模型和开关损耗模型。

与现有技术相比，本发明所具有的有益效果为：

1)在模块化中压大功率逆变电源单载波调制损耗建模方法下计算得到的损耗值与实际损耗值基本一致，该损耗模型具有较高的计算精确度，用于中压大功率电源在实际工程设计中的损耗测算和评估，无需电源的实际试验测算，降低生产成本；

2)针对每个功率单元，将损耗模型的计算区段设置为载波周期，相比传统的损耗建模方法，在保证损耗模型精确度的前提下降低了损耗计算复杂度，提高了电源损耗的计算实时性。

附图说明

图1是用于本发明模块化中压大功率逆变电源系统结构图；

图2是本发明一实施例导通损耗类型判断与桥臂电流的关系示意图；

图3是本发明一实施例开关损耗类型判断与桥臂电流的关系示意图；

图4是本发明一实施例模块化中压大功率逆变电源在同一运行工况下的实际损耗和损耗模型计算值的仿真结果对比图。

具体实施方式

图1所示为用于本发明的模块化中压大功率逆变电源系统结构图。图中，模块化中压大功率逆变电源由两相桥臂并联构成每相桥臂由上、下两个桥臂通过滤波电抗器l和桥臂电阻r串联组成，输入侧为直流电压，输出侧为交流电压；每个桥臂由n个半桥型功率单元级联构成，每个功率单元由串联的功率器件t1(d1)、t2(d2)和电容器c并联构成，每组功率器件分别由一个igbt(t1、t2)和一个反并联二极管(d1、d2)构成，每个功率单元的开关信号设置为si(i＝1～n)，当t1导通时，si＝1，当t2导通时，si＝0；设电容电压为udci，则功率单元的输出电压uci与开关信号之间的关系为

图中，桥臂电压和桥臂电流分别为um和im。模块化中压大功率逆变电源由4个桥臂组成，共包括4n个半桥型功率单元。

图2所示为本发明实施例导通损耗类型判断与桥臂电流的关系示意图。设ωt＝k时刻的桥臂电压和桥臂电流的瞬时值分别为um(k)和im(k)，投入单元数为non(k)，图中，带(k)的变量表示第k个载波周期的变量瞬时值。图2(a)和(b)表示桥臂电流为充电方向时(im(k)>0)功率单元的开关状态和导通损耗类型。图2(a)中，投入的功率单元(si(k)＝1)的二极管d1为导通状态，产生二极管的导通损耗pcond；图2(b)中，切除的功率单元(si(k)＝0)的igbt器件t2为导通状态，产生igbt导通损耗pcont。当im(k)>0时，导通的二极管数为non(k)，导通的igbt数为[n-non(k)]。图2(c)和(d)表示桥臂电流为放电方向时(im(k)≤0)功率单元的开关状态和导通损耗类型。图2(c)中，投入的功率单元(si(k)＝1)的igbt器件t1为导通状态，产生igbt导通损耗pcont；图2(d)中，切除的功率单元(si(k)＝0)的二极管d2为导通状态，产生二极管的导通损耗pcond，则导通的igbt数为non(k)，导通的二极管数为[n-non(k)]。

图3为本发明实施例开关损耗类型判断与桥臂电流的关系示意图。设每个功率单元在本控制周期的开关状态和相邻控制周期的开关状态变化量表示为δsi(k)＝si(k)-si(k-1)。图3(a)和(b)表示桥臂电流为充电方向时(im(k)>0)，根据功率单元的开关状态变化量δsi(k)判断开关损耗类型：图3(a)中，当δsi(k)＝-1时，功率单元由投入变为旁路状态，igbtt2由关断变为导通状态，二极管d1由导通变为关断状态，产生二极管反恢复损耗erec和igbt开通损耗eon；图3(b)中，当δsi(k)＝1时，功率单元由旁路变为投入状态，igbtt2由导通变为关断状态，二极管d1由关断变为开通状态，产生igbt关断损耗eoff。图3(c)和(d)表示桥臂电流为放电方向时(im(k)≤0)，根据功率单元的开关状态变化量δsi(k)判断开关损耗类型：图3(c)中，当δsi(k)＝-1时，功率单元由投入变为旁路状态，igbtt1由导通变为关断状态，二极管d2由关断变为导通状态，产生igbt关断损耗eoff；图3(d)中，当δsi(k)＝1时，功率单元由旁路变为投入状态，igbtt1由关断变为导通状态，二极管d2由导通变为关断状态，产生igbt开通损耗eon和二极管反恢复损耗erec。

图4为本发明实施例模块化中压大功率逆变电源在同一运行工况下的实际损耗和损耗模型计算值的仿真结果对比图。以s＝200kw作为模块化中压大功率逆变电源运行容量参考基准，即s＝200kw时，标幺值为1(p.u.＝1)。图4中，横坐标为不同的运行容量等级，用标幺值(p.u.)表示，纵坐标为功率损耗，本发明所述功率损耗用所建立的损耗模型计算得到，实际功率损耗ploss可通过计算公式ploss＝pin-po获得，pin为电源输入功率，po为电源输出功率。由图可以发现，损耗模型计算得到的功率损耗值与实际损耗值在不同运行容量(p.u.＝0.09～1)下的损耗差值(实际损耗值-损耗模型计算值，kw)分别为0.1，0.12，0.09，0.33，0.09，0.07，0.28，0.64，差值最大值为0.64，最小值为0.09，说明二者差距很小，且变化趋势一致，验证了本发明所提出的模块化中压大功率逆变电源单载波调制损耗建模方法的正确性。