王菁月，裴忠晨，劉 闖，林 琳，朱 帝，姜 宇，李 輝

（1. 東北電力大學 電氣工程學院，吉林 吉林132012；2. 浙江華云清潔能源有限公司，浙江 杭州310000）

0 引言

當前，全球正在進行新一輪能源體系深度重塑，以堅強智能電網(wǎng)為核心的能源互聯(lián)網(wǎng)，將成為支撐能源轉型的重要物質基礎。低壓直流配電網(wǎng)作為智能電網(wǎng)的重要支撐環(huán)節(jié)，能夠就地消納分布式新能源，具有最大傳輸功率高、線路損耗小、電能質量高等優(yōu)勢［1-2］。目前，低壓直流配電已應用于大型數(shù)據(jù)中心、商業(yè)樓宇、工業(yè)園區(qū)中，為電動汽車、5G 基站、直流家電等新型直流負荷提供可靠、高效、優(yōu)質電能［3-4］。

隨著間歇性分布式電源的大規(guī)模、高比例并網(wǎng)，其對低壓直流配電網(wǎng)的安全運行、電量消納、靈活柔性、智能互動等方面提出了更高的要求［5-6］。將低壓直流配電網(wǎng)劃分區(qū)域可實現(xiàn)更大范圍的能源資源優(yōu)化配置以及可再生能源的充分消納［7-8］。相鄰配電區(qū)域通過柔性直流互聯(lián)開關連接，實現(xiàn)區(qū)域間的能量調配與互濟，提高配電網(wǎng)的靈活調節(jié)能力［9-10］。柔性直流互聯(lián)開關主要由全控型電力電子器件構成，與傳統(tǒng)聯(lián)絡開關相比，其不受傳統(tǒng)機械式開關動作次數(shù)的限制，運行壽命更長［11-12］，不僅能在自身能力調節(jié)范圍內實時調節(jié)兩側配電區(qū)域間的功率流動，還可避免傳統(tǒng)聯(lián)絡開關因倒閘操作引起的供電中斷問題，保證配電網(wǎng)的安全穩(wěn)定運行。

柔性直流互聯(lián)開關通常工作在“互聯(lián)狀態(tài)”下，實時連續(xù)地調節(jié)兩側配電區(qū)域間的功率傳輸；若柔性直流互聯(lián)開關的某一側配電區(qū)域與大電網(wǎng)所連的換流裝置失去對直流電壓的控制能力，則互聯(lián)開關可以自動、無縫切換到“單端電壓支撐狀態(tài)”，為相鄰區(qū)域提供緊急功率支撐，而無需控制方案切換和運行模式檢測；若柔性直流互聯(lián)開關某一側配電區(qū)域的直流母線發(fā)生故障，則互聯(lián)開關可鎖定其控制信號進入“閉鎖狀態(tài)”，快速隔離直流故障以保證另一側配電區(qū)域的正常運行［13］。

目前，能夠實現(xiàn)配電區(qū)域間能量傳輸?shù)娜嵝灾绷骰ヂ?lián)開關的拓撲結構主要包括隔離與非隔離型2種。若柔性互聯(lián)開關所連配電區(qū)域的電壓等級相近且不需要電流隔離，則相較于高電壓增益的隔離型DC／DC 變換器［14-15］，非隔離型DC／DC 變換器具有成本低、結構緊湊等顯著應用優(yōu)勢。而傳統(tǒng)的非隔離型雙向Buck／Boost 變換器只包含Buck 和Boost 這2種工作模式，在兩端電壓相近時存在工作死區(qū)［16］；為了實現(xiàn)不同工作模式之間的平穩(wěn)過渡，文獻［17-19］提出了基于雙載波層疊調制的四開關Buck／Boost變換器，提出了Buck和Boost這2種工作模式之間的過渡模式，解決了輸入、輸出電壓相近時工作模式頻繁切換的問題，但其拓撲結構存在的死區(qū)問題降低了裝置的可靠性。

本文在文獻［18］的基礎上提出了一種基于反向耦合電感的雙降壓／升壓變換器作為新型柔性直流互聯(lián)開關。該開關不需要設置死區(qū)時間且輸出紋波電流小，具有可靠性高、損耗小和成本低等優(yōu)勢，既可以實現(xiàn)兩側配電區(qū)域功率雙向傳輸，也具備調節(jié)兩側直流電壓的功能。本文以柔性直流互聯(lián)開關為研究對象，深入分析了基于反向耦合電感的雙降壓／升壓變換器的工作原理和調制策略，對其所用耦合電感進行等效計算，并對耦合電感在各工作模式下的充放電情況以及互聯(lián)開關兩端電壓增益進行了具體研究。

1 新型柔性互聯(lián)開關工作原理及調制策略

直流配電網(wǎng)中可再生能源的間歇性出力和負荷的頻繁投切都會引起母線電壓在標準值附近波動，本文所提柔性互聯(lián)開關不僅能夠保證相連配電區(qū)域母線電壓穩(wěn)定，還能夠實現(xiàn)區(qū)域間低壓直流功率互聯(lián)與靈活轉供，為功率缺額區(qū)域提供緊急功率支撐，快速隔離故障區(qū)域，保證直流配電系統(tǒng)的經(jīng)濟穩(wěn)定運行。

1.1 拓撲結構

本文以電壓等級相近的2個區(qū)域互聯(lián)為例，基于新型柔性互聯(lián)開關構建高效、可靠的直流配用電系統(tǒng)如圖1 所示，2 個電壓等級均為380 V 的配電區(qū)域通過新型柔性互聯(lián)開關實時調節(jié)母線電壓和雙向傳輸功率，該柔性互聯(lián)開關基于反向耦合電感的雙降壓／升壓變換器改造而成。圖中，U1、U2為柔性互聯(lián)開關兩側配電區(qū)域的直流母線電壓；C1、C2為柔性互聯(lián)開關兩側的穩(wěn)壓電容；L1、L2為2路繞組的自感，L1與L2反向耦合；M為繞組的互感；vL1、vL2分別為電感L1、L2上的電壓；iL1、iL2分別為流經(jīng)電感L1、L2繞組的電流；D1—D4為二極管；Q1—Q4為開關管，Q1、Q4為主調制管，Q2、Q3分別與Q1、Q4互補導通。由于續(xù)流階段開關管的體二極管從不工作，Q1—Q4采用金屬-氧化物半導體場效應晶體管（MOSFET）。相比于IGBT關斷時的拖尾電流，MOSFET 具有開關損耗小、允許高頻化、成本低等優(yōu)勢。同時，當柔性互聯(lián)開關應用于大功率場合時，可以根據(jù)需要選擇MOSFET 多管并聯(lián)的封裝模塊。MOSFET 由于導通電阻具有正溫度系數(shù)，容易實現(xiàn)并聯(lián)，且并聯(lián)后對外可等效為多個電阻并聯(lián)，通態(tài)損耗更小。

圖1 基于新型柔性互聯(lián)開關的低壓直流區(qū)域互聯(lián)示意圖Fig.1 Schematic diagram of low voltage DC region interconnection based on new-type flexible interconnected switch

由于傳統(tǒng)橋臂的上、下2 個開關在一個周期內互補導通，需要在開關周期內設置死區(qū)時間以避免橋臂直通問題。本文所提新型柔性互聯(lián)開關的每個橋臂只包含1 個開關管，因此無需設置死區(qū)時間，提高了直流電壓利用率和工作可靠性。同時在新型柔性互聯(lián)開關中引入反向耦合電感，也有利于減小電感電流紋波，降低變換器的導通損耗和成本。本文所提拓撲結構與已有柔性互聯(lián)開關的具體比較見附錄A表A1。

1.2 工作原理

圖1 中iL1與iL2的流向始終相反，且流向不隨功率傳輸方向的改變而變化。由于L1與L2反向耦合，iL1從L1的有名端流入，而iL2從L2的有名端流出。

當新型柔性互聯(lián)開關的配電Ⅰ區(qū)向配電Ⅱ區(qū)傳輸功率時，L1作為主電感，L2作為輔助電感，iL2處于續(xù)流狀態(tài)且數(shù)值很小；當配電Ⅱ區(qū)向配電Ⅰ區(qū)傳輸功率時，L2作為主電感，L1作為輔助電感，iL1處于續(xù)流狀態(tài)且數(shù)值很小。

下面以配電Ⅰ區(qū)向配電Ⅱ區(qū)傳輸功率的情況為例，分析新型柔性互聯(lián)開關的3 種工作模式，分別為降壓模式、升壓模式、過渡模式。

（1）降壓模式（U1>U2）：Q3始終導通，Q1和Q2處于調制狀態(tài)。假定Ts為開關周期，Q1的調制比為d1，在（0，d1Ts）時間范圍內Q1導通（模態(tài)1），在（d1Ts，Ts）時間范圍內Q2導通（模態(tài)2），2種工作模態(tài)的變換過程見附錄A 圖A1。電力電子開關的動作頻率很高，開關管切換瞬間在微秒級，因此本文不考慮時間區(qū)間邊界點處的開關動作情況。

（2）升壓模式（U1

（3）過渡模式（U1與U2幅值相近）：為了解決柔性互聯(lián)開關在兩側電壓相近時工作模式頻繁切換的問題，在降壓模式和升壓模式之間增加一個過渡模式，此模式下Q1—Q4同時參與調制。在一個開關周期Ts內，Q1的調制比為d1，Q4的調制比為d2，在（0，d2Ts）時間范圍內Q1、Q4導通（模態(tài)1），在（d2Ts，d1Ts）時間范圍內Q1、Q3導通（模態(tài)2），在（d1Ts，Ts）時間范圍內Q2、Q3導通（模態(tài)3），3 種工作模態(tài)的變換過程見附錄A圖A3。

1.3 調制策略

新型柔性互聯(lián)開關通過雙載波層疊調制策略構造一個過渡調制區(qū)間Δd如圖2 所示（圖中SQ1、SQ4分別為Q1、Q4的調制信號，SˉQ2、SˉQ3分別為Q2、Q3調制信號的互補信號，即Q1和Q2的調制信號互補，Q3和Q4的調制信號互補），調制量d滿足0≤d≤2-Δd，升壓（降壓）調制區(qū)與新型柔性互聯(lián)開關的升壓（降壓）模式對應。當d∈[1-Δd，1]時，新型柔性互聯(lián)開關工作在過渡模式；當d∈[0，1-Δd)時，對應變換器的降壓模式；當d∈(1，2-Δd]時，對應變換器的升壓模式。

圖2 新型柔性互聯(lián)開關的載波交疊調制策略Fig.2 Carrier overlap modulation strategy of new-type flexible interconnected switch

分別將調制量d與載波1 和載波2 進行比較后得到Q4的調制比d2和Q1的調制比d1，且d1和d2在數(shù)值上均不大于1，由于d滿足0≤d≤2-Δd，則d與d1、d2的關系如下：

當由可再生能源間歇性出力等引起的母線電壓波動較小時，若Δd取值過小則柔性互聯(lián)開關會有頻繁切換工作模式的風險，若Δd取值過大則柔性互聯(lián)開關將長時間處于過渡模式，此時4 個開關管均參與調制，具有較大的開關損耗。因此，在保證電路正常穩(wěn)定工作的前提下，應盡可能減小調制區(qū)間Δd的取值。

2 新型柔性互聯(lián)開關在不同工作模式下的增益表達式

2.1 電感耦合方式選擇和等效電感計算

新型柔性互聯(lián)開關中電感的耦合方式包括正向耦合和反向耦合，電感繞組上的電壓vL1和vL2可表示為：

其中，新型柔性互聯(lián)開關的電感采用正向耦合方式時，L1的等效電感為Leqz=(1-α)L；采用反向耦合方式時，L1的等效電感為Leqf=(1+α)L。

由于耦合系數(shù)滿足0≤α≤1，則LeqzL，即采用正向耦合方式后的電感值減小，采用反向耦合方式后的電感值增大且相應的電流紋波減小，因此本文所提新型柔性互聯(lián)開關的電感采用反向耦合方式。

結合式（5），由于新型柔性互聯(lián)開關在不同工作模式下都滿足|vL1|=|vL2|，即L1與L2反向耦合后具有相同的等效電感Leq，如式（7）所示。

2.2 不同工作模式下電壓增益表達式推導

假設配電Ⅰ區(qū)（U1側）向配電Ⅱ區(qū)（U2側）傳輸功率，下面根據(jù)L1的充放電過程推導新型柔性互聯(lián)開關在不同工作模式下的兩側電壓增益。

（1）降壓模式（d∈[0，1-Δd)）。

降壓模式下的電流波形如圖3 所示。L1在（0，d1Ts）時間范圍內儲存的能量為ΔiL1+，在（d1Ts，Ts）時間范圍內釋放的能量為ΔiL1-，結合式（6）和式（7）可以得到：

由于L1在一個開關周期內滿足|ΔiL1+|=|ΔiL1-|，結合式（1）可以得到降壓模式下柔性互聯(lián)開關兩側電壓增益為：

（2）升壓模式（d∈(1，2-Δd]）。

圖3 降壓模式下的電流波形Fig.3 Current waveforms under Buck mode

圖4 升壓模式下的電流波形Fig.4 Current waveforms under Boost mode

升壓模式下的電流波形如圖4 所示。L1在（0，d2Ts）時間范圍內儲存的能量ΔiL1+和在（d2Ts，Ts）時間范圍內釋放的能量ΔiL1-在數(shù)值上相等，結合式（6）和式（7）可以得到：

（3）過渡模式（d∈[1-Δd，1]）。

過渡模式下的電流波形如圖5 所示。在過渡模式下每個時刻L1和L2的充放電狀態(tài)相反，iL1（iL2）具有3 種電流變化趨勢，下面結合L1的充放電過程推導新型柔性互聯(lián)開關在過渡模式下的兩端電壓增益。

以過渡模式下U1>U2的情況為例（其他情況可做類似分析），如圖5（a）所示，在一個開關周期內，在（0，t1）和（t2，t3）時間范圍內L1儲存的能量為ΔiL11+，在（t1，t2）時間范圍內儲存的能量為ΔiL12+，在（t3，Ts）時間范圍內釋放的能量為ΔiL1-，結合式（6）和式（7）可以得到：

圖5 過渡模式下的電流波形Fig.5 Current waveforms under transition mode

電感L1在一個開關周期內儲存的能量為ΔiL1+=ΔiL11++ΔiL12+，且滿足|ΔiL1+|=|ΔiL1-|，結合式（1）和式（2）可以得到過渡模式下柔性互聯(lián)開關兩端電壓增益為：

3 實驗驗證

為了驗證所提新型柔性互聯(lián)開關拓撲結構的有效性與正確性，搭建了一套小型實驗樣機，實物圖見附錄B 圖B1。通過進行穩(wěn)態(tài)實驗和負載突變實驗，驗證所提拓撲結構暫穩(wěn)態(tài)工作機理的正確性。

新型柔性互聯(lián)開關的輸入側（U1側）接入直流電源，調制區(qū)間Δd=0.2，則柔性互聯(lián)開關在d處于［0，0.8）和（1.0，1.8］范圍內時分別工作在降壓模式和升壓模式，在d處于［0.8，1.0］范圍內時工作在過渡模式。柔性互聯(lián)開關的主要實驗參數(shù)見附錄B 表B1。柔性互聯(lián)開關在降壓、升壓、過渡模式下的實驗波形分別見圖6—8（圖中iR為負載電流；下圖為上圖虛框中的局部放大圖），具體實驗結果見表1。

圖6 降壓模式（d=0.50）下的實驗波形Fig.6 Experimental waveforms under Buck mode（d=0.50）

圖7 升壓模式（d=1.30）下的實驗波形Fig.7 Experimental waveforms under Boost mode（d=1.30）

圖8 過渡模式下的實驗波形Fig.8 Experimental waveforms under transition mode

表1 實驗結果Table 1 Experimental results

結合圖6、7 和表1 可知，新型柔性互聯(lián)開關在降壓和升壓模式下U2的實驗值，與由式（14）所得U2的理論值基本吻合，實驗值低于理論值是因為線路電阻引起電壓降。U2側負載功率由200 W階躍為400 W，電感電流iL1和負載電流iR均上升，且iL1和iL2的實驗波形與圖3 和圖4 中的理論波形一致。圖8為柔性互聯(lián)開關工作在過渡模式下的實驗波形，U1側接入150 V 直流電源，U2側接入電阻負載。由圖8 和表1 可知，d分別取為0.85、0.90、0.95 時，U2的實驗值均與由式（14）所得U2的理論值基本吻合。U2側負載功率由200 W 階躍為400 W，電感電流iL1和負載電流iR均上升，且iL1和iL2的實驗波形與圖5 中的理論波形一致。

為了驗證新型柔性互聯(lián)開關的功率雙向傳輸功能，在U1側接入100 V 直流電壓源和電阻負載，U2側接入3 A直流電流源和電阻負載，如圖9所示。當d=0.5 時，柔性互聯(lián)開關工作在降壓模式。在0.05 s時U2側負載功率由250 W 突變?yōu)?0 W，使U2側負載的輸入電流瞬間反向，柔性互聯(lián)開關中的功率由U2側流向U1側，其功率反向實驗波形如圖10 所示。由圖10可知，原流經(jīng)輔助電感L2的電流iL2在負載突變瞬間上升，L2瞬間變成主電感傳輸主要功率，而原流經(jīng)主電感L1的電流iL1瞬間下降，使L1變成輔助電感，上述結果表明所提新型柔性互聯(lián)開關可以實現(xiàn)功率雙向流動。

圖9 柔性互聯(lián)開關功率反向實驗示意圖Fig.9 Schematic diagram of reverse power experiment for flexible interconnected switch

圖10 柔性互聯(lián)開關在功率反向時的實驗波形Fig.10 Experimental waveforms of flexible interconnected switch with reverse power

4 結論

本文所提新型柔性互聯(lián)開關，除了具備能量雙向流動和雙向升降／壓變換的基本功能外，其結構本身還具有如下優(yōu)勢：

（1）互聯(lián)開關每個橋臂上只有一個開關管，避免了橋臂直通造成的短路問題，無需設置死區(qū)時間，提高了電壓利用率，具有高工作可靠性；

（2）由于開關管采用MOSFET，易于在傳輸大功率時并聯(lián)使用，開關管具有低通態(tài)損耗；

（3）在柔性互聯(lián)開關中引入反向耦合電感，有利于減小電感電流紋波，改善無源器件用量，降低互聯(lián)開關導通損耗和成本，提升工作效率。

附錄見本刊網(wǎng)絡版（http：//www.epae.cn）。