黃 河 馬 凡 付立軍 張向明 荊從凱

十二相整流發(fā)電機(jī)并聯(lián)供電系統(tǒng)直流中點(diǎn)環(huán)流特性及其抑制方法

黃 河 馬 凡 付立軍 張向明 荊從凱

（艦船綜合電力技術(shù)國(guó)防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（海軍工程大學(xué)） 武漢 430033）

十二相整流發(fā)電機(jī)是船舶中壓直流綜合電力系統(tǒng)的主要發(fā)電設(shè)備。將全船整流發(fā)電機(jī)輸出的正負(fù)極、直流中點(diǎn)分別并聯(lián)組網(wǎng)，向全船中壓用電設(shè)備提供三線(xiàn)制直流電能，可減輕中壓用電設(shè)備的絕緣和直流均壓控制壓力，但也增加了系統(tǒng)直流中點(diǎn)環(huán)流的風(fēng)險(xiǎn)。針對(duì)此問(wèn)題，該文建立了等效電路模型，揭示了多臺(tái)整流發(fā)電機(jī)并聯(lián)時(shí)直流中點(diǎn)環(huán)流產(chǎn)生的機(jī)理與頻率特征，提出了可有效抑制直流中點(diǎn)環(huán)流的接地電阻設(shè)計(jì)原則，時(shí)域仿真和物理試驗(yàn)驗(yàn)證了該理論分析結(jié)果的正確性。

中壓直流綜合電力系統(tǒng) 十二相整流發(fā)電機(jī) 直流中點(diǎn) 高阻接地 環(huán)流抑制

0 引言

為滿(mǎn)足多種實(shí)際工況需求，艦船中壓直流綜合電力系統(tǒng)通常采用多臺(tái)十二相整流發(fā)電機(jī)并聯(lián)組網(wǎng)方案[1]。利用十二相整流發(fā)電機(jī)不受系統(tǒng)頻率限制的特點(diǎn)，通過(guò)發(fā)電機(jī)勵(lì)磁控制和原動(dòng)機(jī)調(diào)速控制共同調(diào)節(jié)發(fā)電機(jī)組輸出有功功率，系統(tǒng)地解決功率等級(jí)及調(diào)速特性差異極大的發(fā)電機(jī)組并聯(lián)組網(wǎng)控制與功率均分難題[2-3]。

環(huán)流相關(guān)機(jī)理分析及抑制方法研究常見(jiàn)于多組整流器、逆變器等裝置并聯(lián)系統(tǒng)[4-8]，以解決功率不均、開(kāi)關(guān)損耗過(guò)大等影響系統(tǒng)安全運(yùn)行的問(wèn)題。多臺(tái)十二相整流發(fā)電機(jī)組直流側(cè)并聯(lián)輸出時(shí)，由于整流橋二極管的單向?qū)ㄌ匦?，使得這些發(fā)電機(jī)組正負(fù)極之間不會(huì)出現(xiàn)環(huán)流[9]。但為了降低絕緣水平、有效減免三電平推進(jìn)變頻器等中壓用電設(shè)備直流側(cè)均壓控制環(huán)節(jié)[10-12]，中壓直流綜合電力系統(tǒng)將所有十二相整流發(fā)電機(jī)的直流中點(diǎn)引出且并聯(lián)組網(wǎng)。因不同發(fā)電機(jī)內(nèi)部參數(shù)和連接線(xiàn)纜參數(shù)的差異性，不同機(jī)組直流側(cè)輸出存在一定電勢(shì)差，若機(jī)組直流中點(diǎn)直接連接，存在直流中點(diǎn)環(huán)流的風(fēng)險(xiǎn)。目前國(guó)內(nèi)外暫無(wú)相關(guān)文獻(xiàn)對(duì)該問(wèn)題進(jìn)行報(bào)道或研究。

為此，本文首先介紹了雙機(jī)并聯(lián)發(fā)電系統(tǒng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)及其運(yùn)行原理，闡明機(jī)組并聯(lián)時(shí)直流側(cè)中點(diǎn)接地及連接方式的特點(diǎn)；分析了直流中點(diǎn)環(huán)流的產(chǎn)生機(jī)理及主要諧波特征，提出了機(jī)組直流中點(diǎn)并聯(lián)引出點(diǎn)前串聯(lián)接入等值電阻的環(huán)流抑制方法，并通過(guò)時(shí)域仿真和物理試驗(yàn)驗(yàn)證了理論分析的正確性。

1 中壓整流發(fā)電機(jī)并聯(lián)供電系統(tǒng)

1.1 系統(tǒng)結(jié)構(gòu)拓?fù)?/h3>

十二相整流發(fā)電機(jī)并聯(lián)供電系統(tǒng)原理圖如圖1所示，主要包括容量不同的兩臺(tái)整流發(fā)電機(jī)及其原動(dòng)機(jī)、勵(lì)磁控制系統(tǒng)。其中，整流發(fā)電機(jī)主要由十二相同步發(fā)電機(jī)、二十四脈波不控整流器及勵(lì)磁控制系統(tǒng)組成。

圖1 十二相整流發(fā)電機(jī)并聯(lián)供電系統(tǒng)原理圖

系統(tǒng)基本工作原理[3,9]：調(diào)速器采樣原動(dòng)機(jī)轉(zhuǎn)速，并閉環(huán)控制原動(dòng)機(jī)拖動(dòng)十二相整流發(fā)電機(jī)至工作轉(zhuǎn)速，同步發(fā)電機(jī)發(fā)出的交流電經(jīng)二十四脈波不控整流器轉(zhuǎn)換為直流電后并聯(lián)接入電網(wǎng)。不同發(fā)電機(jī)的勵(lì)磁控制系統(tǒng)通過(guò)分別調(diào)節(jié)各自勵(lì)磁機(jī)勵(lì)磁電流，實(shí)現(xiàn)機(jī)組調(diào)壓、穩(wěn)定并聯(lián)及輸出功率均分。

1.2 中壓主網(wǎng)直流中點(diǎn)接地及并聯(lián)連接方式

如圖1所示，直流中點(diǎn)引出的中壓直流綜合電力系統(tǒng)中性點(diǎn)采用交流側(cè)不接地、直流側(cè)高值電阻接地方式[13-14]。直流中點(diǎn)經(jīng)電阻直接接地，可以降低設(shè)備及其連接電纜的絕緣使用要求，有效減少間歇性弧光過(guò)電壓及故障電流等危害，且便于接地故障電流的檢測(cè)[15-16]。

容量不同的兩臺(tái)發(fā)電機(jī)組構(gòu)成的電站單元通常布置于同一艙室，如圖2所示。單臺(tái)發(fā)電機(jī)直流側(cè)通過(guò)獨(dú)立電阻就近接地，通過(guò)電纜直接將兩臺(tái)發(fā)電機(jī)的直流中點(diǎn)O1、O2短接構(gòu)建出中點(diǎn)公共端O，作為負(fù)載中性點(diǎn)輸入。如忽略機(jī)組直流中點(diǎn)短接電纜阻抗影響，此時(shí)系統(tǒng)的接地電阻可等效為一套電阻'，且'=/2。若臺(tái)機(jī)組并聯(lián)，則系統(tǒng)接地電阻等效為'=/。

圖2 雙機(jī)并聯(lián)供電系統(tǒng)直流中點(diǎn)接地拓?fù)?/p>

2 直流中點(diǎn)環(huán)流的機(jī)理與特性分析

2.1 直流中點(diǎn)環(huán)流產(chǎn)生機(jī)理分析

中點(diǎn)引出的中壓直流電力系統(tǒng)中多臺(tái)整流發(fā)電機(jī)組并聯(lián)時(shí)，由于不同發(fā)電機(jī)內(nèi)部參數(shù)與連接線(xiàn)纜參數(shù)存在差異，且不同機(jī)組整流橋的初始相位不完全一致，因此整流橋直流輸出存在壓差。以雙機(jī)并聯(lián)系統(tǒng)為例，如圖3所示，O1、O2分別為1號(hào)、2號(hào)發(fā)電機(jī)直流側(cè)中點(diǎn)輸出端，o1、o2為兩臺(tái)發(fā)電機(jī)直流中點(diǎn)到公共端的連接線(xiàn)纜等效阻抗，o1、o2為各整流發(fā)電機(jī)直流中點(diǎn)對(duì)地電壓，o為直流中點(diǎn)公共端對(duì)地電壓，若o1＜o(jì)2時(shí)，1號(hào)、2號(hào)發(fā)電機(jī)直流中點(diǎn)O1、O2之間形成環(huán)流o2o1，電流流向?yàn)镺2→O1；若o1＞o2時(shí)，1號(hào)、2號(hào)發(fā)電機(jī)直流中點(diǎn)O1、O2之間形成環(huán)流o1o2，電流流向?yàn)镺1→O2。

圖3 雙機(jī)并聯(lián)供電系統(tǒng)直流中點(diǎn)環(huán)流示意圖

圖4為1號(hào)、2號(hào)整流發(fā)電機(jī)組并聯(lián)帶載運(yùn)行時(shí)直流中點(diǎn)環(huán)流回路示意。其中，P1、N1分別為1號(hào)發(fā)電機(jī)組直流側(cè)正極和負(fù)極的輸出端，p1、n1分別為1號(hào)發(fā)電機(jī)組直流側(cè)正、負(fù)極輸出連接線(xiàn)纜的等效阻抗，p1、n1分別為1號(hào)發(fā)電機(jī)組正、負(fù)極輸出電流；P2、N2分別為2號(hào)發(fā)電機(jī)組直流側(cè)正極和負(fù)極的輸出端，p2、n2分別為2號(hào)發(fā)電機(jī)組直流側(cè)正、負(fù)極輸出端連接線(xiàn)纜的等效阻抗，p2、n2分別為2號(hào)發(fā)電機(jī)組正、負(fù)極輸出電流。

圖4 雙機(jī)并聯(lián)帶載時(shí)直流中點(diǎn)環(huán)流回路示意圖

若1號(hào)發(fā)電機(jī)組直流中點(diǎn)O1的對(duì)地電壓o1大于2號(hào)發(fā)電機(jī)組直流中點(diǎn)O2的對(duì)地電壓o2時(shí)，則1號(hào)發(fā)電機(jī)組的負(fù)極N1、2號(hào)發(fā)電機(jī)組的正極P2、兩機(jī)組的直流中點(diǎn)O1、O2以及各點(diǎn)之間連接線(xiàn)纜形成環(huán)流回路o1o2（P2→負(fù)載→N1→O1→O2→P2），且滿(mǎn)足o1o2=n1-p1=p2-n2；若1號(hào)發(fā)電機(jī)組直流中點(diǎn)O1對(duì)地電壓o1小于2號(hào)發(fā)電機(jī)組直流中點(diǎn)對(duì)地電壓o2時(shí)，則1號(hào)發(fā)電機(jī)組的正極P1、2號(hào)發(fā)電機(jī)組的負(fù)極N2、兩機(jī)組的直流中點(diǎn)O1、O2以及各點(diǎn)連接線(xiàn)纜之間形成環(huán)流回路o2o1（P1→負(fù)載→ N2→O2→O1→P1），且滿(mǎn)足o2o1=p1-n1=n2-p2。

2.2 雙機(jī)并聯(lián)系統(tǒng)環(huán)流特性分析

十二相整流發(fā)電機(jī)可等效為四個(gè)三相理想電壓源供電的二十四脈波不控整流器[13-14]。以?xún)刹纱ㄏ炔⒑蟠┙Y(jié)構(gòu)的十二相整流發(fā)電機(jī)組為例，由于系統(tǒng)直流中點(diǎn)通過(guò)接地電阻流入大地的電流值較小，基本忽略不計(jì)。因此，可將并聯(lián)帶載運(yùn)行系統(tǒng)電路進(jìn)行簡(jiǎn)化等效，如圖5所示，dt11～dt14為1號(hào)整流發(fā)電機(jī)組四組整流橋直流側(cè)的輸出電壓；dt21～dt24為2號(hào)整流發(fā)電機(jī)組四組整流橋直流側(cè)輸出電壓；L、L分別為負(fù)載支路的等效電感和電阻。

圖5 雙機(jī)并聯(lián)帶載等效電路

若發(fā)電機(jī)組交流側(cè)第1套等效電源的初始相位為0i（為機(jī)組編號(hào)，且=1, 2），則其他三套等效電源初始相位依次為0i+π/6、0i+π/12和0i+π/4，且1號(hào)、2號(hào)機(jī)組交流側(cè)初始相位差為。設(shè)0i=0，則1號(hào)機(jī)組的交流側(cè)等效電源A相繞組相電壓表達(dá)式為：a11=m1sin(1)、a12=m1sin(1π6)、a13=m1sin(1π12)、a14=m1sin(1π4)，2號(hào)機(jī)組交流側(cè)第1套等效電源A相繞組相電壓表達(dá)式為：a21=m2sin（2+），B相、C相繞組電壓與A相電壓相位依次相差2π3、4π3。其中，m1、m2為電壓幅值。若1號(hào)、2號(hào)機(jī)組交流側(cè)頻率分別用1、2表示，則滿(mǎn)足12π1，22π2，1≤2。

單個(gè)三相橋式不控整流器輸出6脈波直流，以1號(hào)發(fā)電機(jī)組為例，三相橋式不控整流器輸出直流電壓波形如圖6所示，整流器11在1個(gè)脈波周期π(31)內(nèi)其直流輸出電壓的時(shí)域表達(dá)式[17]為

同理，整流器12在1個(gè)脈波周期π(31)內(nèi)直流輸出電壓的時(shí)域表達(dá)式為

由于整流器11、12并聯(lián)時(shí)直流側(cè)輸出電壓值取決于單個(gè)整流器電壓的最大值，則單個(gè)脈波周期π(61)的直流側(cè)電壓時(shí)域表達(dá)式為

同理，可得一個(gè)時(shí)域周期內(nèi)on1、po2和on2的時(shí)域表達(dá)式為

由式（3）～式（6）可知1.5m1≤po1(po2)≤1.732m1，1.5m2≤on1(on2)≤1.732m2，整流橋輸出電壓呈現(xiàn)脈動(dòng)性。設(shè)2=1，=|π(6)-|，為1號(hào)、2號(hào)發(fā)電機(jī)直流側(cè)輸出單極電壓在時(shí)域上的初始相位差。若π(6)-＞0時(shí)，同一時(shí)域坐標(biāo)系下的兩型發(fā)電機(jī)組直流側(cè)輸出端口單極等效電壓波形如圖7所示。若π(6)-＜0，則圖7所示po2(on2)波形沿時(shí)間軸左移2角度。顯然，兩臺(tái)發(fā)電機(jī)的極間電壓變化不完全一致，即存在差異性。

圖7 兩型發(fā)電機(jī)組單極輸出等效電壓波形

對(duì)po1、po2進(jìn)行傅里葉級(jí)數(shù)展開(kāi)，其表達(dá)式為

令(2π)，則兩型電機(jī)的交流側(cè)頻率11(2π)，22(2π)。顯然po1、po2的主要諧波頻次為121、122的整數(shù)倍頻。同理可知on1、on2的主要諧波頻次也為121、122的整數(shù)倍頻。因此，在系統(tǒng)直流中點(diǎn)環(huán)流回路中，其電源po2+on1（或po1+on2）的主要諧波頻次為121及122的整數(shù)倍頻，最低階次為min(121、122)。系統(tǒng)正常運(yùn)行時(shí)，其直流中點(diǎn)回路環(huán)流的諧波頻率特征應(yīng)與電壓相同。

3 抑制直流中點(diǎn)環(huán)流的接地電阻設(shè)計(jì)原則

雙機(jī)并聯(lián)供電帶載系統(tǒng)中，由于勵(lì)磁控制系統(tǒng)對(duì)發(fā)電機(jī)端口電壓的精準(zhǔn)調(diào)節(jié)，加載在負(fù)載兩端的電壓值基本保持不變，當(dāng)負(fù)載阻抗特性確定時(shí)，系統(tǒng)功率輸出不受機(jī)組間直流中點(diǎn)環(huán)流影響。當(dāng)負(fù)載功率一定時(shí)，系統(tǒng)直流中點(diǎn)環(huán)流值大小的主要影響因素為發(fā)電機(jī)組自身及其中性點(diǎn)連接線(xiàn)纜的分布阻感參數(shù)，因此，可通過(guò)增大機(jī)組直流中點(diǎn)之間的連接線(xiàn)路阻抗以抑制環(huán)流。

對(duì)于中性點(diǎn)引出的雙機(jī)并聯(lián)供電系統(tǒng)，設(shè)其系統(tǒng)等效接地電阻為2，根據(jù)圖2b拓?fù)?，可在每臺(tái)發(fā)電機(jī)組直流中點(diǎn)串接電阻1，如圖8所示，機(jī)組直流中點(diǎn)經(jīng)串接電阻再等效并聯(lián)接地。對(duì)地分布電容相同的情況下，當(dāng)系統(tǒng)接地電阻越大時(shí)，系統(tǒng)阻尼越小，系統(tǒng)短路故障的失穩(wěn)可能性越大[13]。因此，1應(yīng)選擇適中數(shù)值。

圖8 直流中點(diǎn)增加串接電阻示意

4 仿真與物理試驗(yàn)驗(yàn)證

4.1 系統(tǒng)參數(shù)

為更好地驗(yàn)證中壓直流綜合電力系統(tǒng)機(jī)組并聯(lián)時(shí)直流中點(diǎn)環(huán)流頻率特征分析及其抑制方法的有效性，根據(jù)圖5系統(tǒng)結(jié)構(gòu)，基于Matlab/Simulink軟件環(huán)境建立系統(tǒng)等效仿真模型，構(gòu)建了物理試驗(yàn)系統(tǒng)，系統(tǒng)接地拓?fù)渫瑘D2b，系統(tǒng)接地電阻阻值400Ω。其中，線(xiàn)路分布參數(shù)值p1=n1=10.5μH、p1=n1=3.05mΩ，p2=n2=17.2μH、p2=n2=8.75mΩ，o=21.96μH、o=87.3mΩ。系統(tǒng)直流側(cè)額定電壓為5kV，額定容量4MW，以系統(tǒng)直流側(cè)額定電壓、直流額定電流和額定容量為基準(zhǔn)值進(jìn)行標(biāo)幺化，各設(shè)備主要參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 系統(tǒng)設(shè)備主要參數(shù)

Tab.1 Major parameters of system

4.2 試驗(yàn)驗(yàn)證

圖9、圖10分別為雙機(jī)并網(wǎng)帶載穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí)1號(hào)、2號(hào)發(fā)電機(jī)組直流中點(diǎn)環(huán)流電流波形，環(huán)流峰值約為50A。顯然，無(wú)論是仿真還是物理試驗(yàn)波形，兩臺(tái)機(jī)組中性點(diǎn)電流波形幅值相仿、相位相反。

圖9 1號(hào)發(fā)電機(jī)組直流中點(diǎn)電流波形

對(duì)1號(hào)、2號(hào)發(fā)電機(jī)組直流中點(diǎn)環(huán)流進(jìn)行頻譜分析，如圖11所示，其結(jié)果顯示，環(huán)流的主要成分為12（=50Hz）的整數(shù)倍頻高次諧波，即頻率特征的理論分析與仿真及物理試驗(yàn)結(jié)果一致，且各頻次諧波含量幅值較為接近。

圖11 雙機(jī)并聯(lián)時(shí)系統(tǒng)中性點(diǎn)電流諧波含量

根據(jù)圖8所示結(jié)構(gòu)拓?fù)洌瑢膳_(tái)發(fā)電機(jī)直流中點(diǎn)輸出連接線(xiàn)路上各增加等值電阻200Ω，接地電阻降至200Ω。如圖12、圖13所示，此時(shí)系統(tǒng)直流中點(diǎn)環(huán)流峰值降至約0.15A。

圖12 增加等值電阻后1號(hào)機(jī)組直流中點(diǎn)電流波形

圖13 增加等值電阻后2號(hào)機(jī)組直流中點(diǎn)電流波形

對(duì)比仿真結(jié)果與物理試驗(yàn)，其波形結(jié)果略有差異，主要原因?yàn)榉抡婺Ｐ椭泻雎粤藱C(jī)組功率均分控制時(shí)的電壓動(dòng)態(tài)調(diào)節(jié)過(guò)程，以及發(fā)電機(jī)交流側(cè)及電纜連接等部位的寄生電阻、電感分布參數(shù)等影響。

5 結(jié)論

本文根據(jù)中性點(diǎn)引出的中壓直流綜合電力系統(tǒng)雙機(jī)并網(wǎng)系統(tǒng)結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，分析中性點(diǎn)環(huán)流現(xiàn)象產(chǎn)生機(jī)理及主要諧波電流頻率特征，并根據(jù)影響環(huán)流值的因素，提出了系統(tǒng)直流中點(diǎn)經(jīng)等值電阻連接后再引出的接地電阻設(shè)計(jì)原則，經(jīng)過(guò)模型仿真及物理試驗(yàn)驗(yàn)證，該設(shè)計(jì)原則可有效降低環(huán)流值，利于系統(tǒng)安全運(yùn)行及接地故障檢測(cè)診斷。文中方法和結(jié)論可適用于其他形式的多脈波不控整流電源供電系統(tǒng)的環(huán)流諧波分析和抑制研究。

[1] 葉志浩, 方明, 馬凡, 等. 艦船綜合電力系統(tǒng)發(fā)電機(jī)組投切條件分析[J]. 艦船科學(xué)技術(shù), 2012, 34(10): 49-52.

Ye Zhihao, Fang Ming, Ma Fan, et al. The principle of generator units switching on/off in naval vessel integrated power system[J]. Ship Science and Technology, 2012, 34(10): 49-52.

[2] 馬偉明. 艦船綜合電力系統(tǒng)中的機(jī)電能量轉(zhuǎn)換技術(shù)[J]. 電氣工程學(xué)報(bào), 2015, 10(4): 3-10.

Ma Weiming. Electromechanical power conversion technologies in vessel integrated power system [J]. Journal of Electrical Engineering, 2015, 10(4): 3-10.

[3] 付立軍, 劉魯鋒, 王剛, 等. 我國(guó)艦船中壓直流綜合電力系統(tǒng)研究進(jìn)展[J]. 中國(guó)艦船研究, 2016, 11(1): 72-79.

Fu Lijun, Liu Lufeng, Wang Gang, et al. The research progress of medium voltage DC integrated power system in China[J]. Chinese Journal of Ship Research, 2016, 11(1): 72-79.

[4] Liao Yihung, Chen Hungchi. Simplified PWM with switching constraint method to prevent circulating currents for paralleled bidirectional AC/DC converters in grid-tied system using graphic analysis[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronic, 2015, 62(7): 4573-4586.

[5] 曹文遠(yuǎn), 韓民曉, 謝文強(qiáng), 等. 交直流配電網(wǎng)逆變器并聯(lián)控制技術(shù)研究現(xiàn)狀分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2019, 34(20): 4226-4239.

Cao Wenyuan, Han Minxiao, Xie Wenqiang, et al. Analysis on research status of parallel inverters control technologies for AC/DC distribution network [J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2019, 34(20): 4226-4239.

[6] 曹文遠(yuǎn), 韓民曉, 謝文強(qiáng), 等. 交直流配電網(wǎng)逆變器并聯(lián)控制技術(shù)研究現(xiàn)狀分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2019, 34(20): 4226-4239.

Cao Wenyuan, Han Minxiao, Xie Wenqiang, et al. Analysis on research status of parallel inverters control technologies for AC/DC distribution network [J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2019, 34(20): 4226-4239.

[7] 錢(qián)強(qiáng), 魏琦, 謝少軍, 等. 單相并網(wǎng)逆變器多頻阻抗模型及其在諧振環(huán)流分析中的應(yīng)用[J]. 電力系統(tǒng)自動(dòng)化, 2020, 43(15): 159-165.

Qian Qiang, Wei Qi, Xie Shaojun, et al. Multi-frequency impedance model of single-phase grid-connected inverter and its application analysis of resonant circulating current[J]. Automation of Electric Power Systems, 2020, 43(15):159-165.

[8] 薛花, 潘曉哲, 王育飛, 等. 基于端口受控耗散哈密頓系統(tǒng)模型的模塊化多電平變換器無(wú)源反步環(huán)流抑制方法[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2020, 35(12): 2195-2206.

Xue Hua, Pan Zhexiao, Wang Yufei, et al. MMC passivity-based and backstepping circulating current suppressing method based on port-controlled Hamiltonian with dissipation model[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2020, 35(12): 2195-2206.

[9] 紀(jì)鋒, 付立軍, 葉志浩, 等. 艦船綜合電力系統(tǒng)中壓直流發(fā)電機(jī)組并聯(lián)運(yùn)行試驗(yàn)研究[J]. 海軍工程大學(xué)學(xué)報(bào), 2017, 29(2): 11-16.

Ji Feng, Fu Lijun, Ye Zhihao, et al．Experimental research of MVDC parallel operation generator sets for vessel integrated power systems[J]. Journal of Naval University of Engineering, 2017, 29(2): 11-16.

[10] 姜衛(wèi)東, 李勁松, 王金平, 等. 一種N相中點(diǎn)鉗位型三電平逆變器的PWM策略[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2019, 34(10): 2195-2206.

Jiang Weidong, Li Jinsong, Wang Jinping, et al. A PWM strategy for neutral point clamped N-phase 3-level inverter[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2019, 34(10): 2195-2206.

[11] 胡亮燈, 肖飛, 樓徐杰, 等. 基于層疊載波調(diào)制的三電平H橋變頻器輸出電壓異常跳變分析研究[J]. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào), 2019, 39(1): 266-276.

Hu Liangdeng, Xiao Fei, Lou Xujie, et al. Research on output voltage abnormal voltage pulses of three-level H-bridge inverter base on cascaded carrier modulation[J]. Proceedings of the CSEE, 2019, 39(1): 266-276.

[12] 高瞻, 李耀華, 葛瓊璇, 等. 一種三電平中點(diǎn)鉗位變流器改進(jìn)型載波反相層疊脈寬調(diào)制策略[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2021, 36(4): 831-842.

Gao Zhan, Li Yaohua, Ge Qiongxuan, et al．Improved phase opposition disposition pulse width modulation strategy for three-level neutral point clamped converter[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2021, 36(4): 831-842.

[13] 張青云. 中壓直流綜合電力系統(tǒng)接地故障檢測(cè)與定位方法研究[D]. 武漢: 海軍工程大學(xué), 2015.

[14] 李春, 馬凡, 付立軍, 等. 十二脈波不控整流器直流單極接地短路的動(dòng)態(tài)數(shù)學(xué)模型[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2020, 35(7): 1529-1537.

Li Chun, Ma Fan, Fu Lijun, et al. Dynamic mathematical model of twelve-pulse diode rectifier with pole-to-ground DC fault[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2020, 35(7): 1529-1537.

[15] 李春. 艦船中壓直流綜合電力系統(tǒng)直流主網(wǎng)接地短路特性動(dòng)態(tài)建模[D]. 武漢: 海軍工程大學(xué), 2019.

[16] 張青云, 馬凡, 江漢紅, 等. 經(jīng)接地電阻接地的直流電力系統(tǒng)接地故障保護(hù)方法[J]. 船電技術(shù), 2015, 35(8): 1-5.

Zhang Qingyun, Ma Fan, Jiang Hanhong, et al. A method of grounding fault protection in DC power system with grounding resistance[J]. Marine Electric, 2015, 35(8): 1-5.

[17] 秦萌濤, 宋文武, 黃琛, 等. 艦用12脈波整流器直流側(cè)諧波分析[J]. 艦船科學(xué)技術(shù), 2015, 37(2): 101-106.

Qin Mengtao, Song Wenwu, Huang Chen, et al. Harmonic analysis of 12-phase rectifier for ship at the DC side[J]. Ship Science and Technology, 2015, 37(2): 101-106.

DC Neutral Point Circulating Current Characteristics and Suppression Method of Twelve-Phase Rectifier Generator Parallel Power Supply System

Huang He Ma Fan Fu Lijun Zhang Xiangming Jin Congkai

（National Key Laboratory of Science and Technology on Vessel Integrated Power System Naval University of Engineering Wuhan 430033 China）

Twelve-phase rectifier generator is the main power generation equipment of marine medium voltage DC integrated power system. By paralleling the positive poles, negative poles and DC neutral points of the rectifier generators, three-wire DC power is provided to the medium voltage electrical equipment in the whole ship, which can reduce the insulation and DC voltage sharing control pressure of medium voltage electrical equipment, but the risk of DC neutral point circulating current in the system is increased. In order to solve the problem, this paper established an equivalent circuit model, revealed the mechanism and frequency characteristics of DC neutral point circulating current of multiple rectifier generators in parallel, a design principle of grounding resistance was proposed, which can effectively restrain DC neutral point circulating current. Time-domain simulation and physical experiment demonstrate the correctness of mechanical analysis results.

Medium voltage DC integrated power system, twelve-phase rectifier generator, DC neutral point, high resistance grounding, circulation suppression

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.210312

TM732

黃 河 男，1989年生，博士，研究方向?yàn)殡娏ο到y(tǒng)安全運(yùn)行。E-mail：huanghe_5212@163.com

馬 凡 男，1984年生，研究員，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)榕灤C合電力系統(tǒng)的建模與仿真、保護(hù)與穩(wěn)定性。E-mail：mafan0803@163.com（通信作者）

2021-03-11

2021-06-24

國(guó)家自然科學(xué)基金（51877211）和國(guó)家安全重大基礎(chǔ)研究（國(guó)防973，613294）資助項(xiàng)目。

（編輯 赫蕾）