考虑功耗的同相补偿变流器可靠性优化分析

0 引言

近年来，在眉山同相供电方案基础上发展而来的组合式同相供电使牵引供电和负序补偿在结构上互相独立，功能上相互结合，能够将同相补偿装置的容量降到最低，实现同相补偿装置一次性投资最小的目标。作为同相补偿装置的核心组件，同相补偿变流器的性能优劣对组合式同相供电系统的可靠运行具有重要影响。

本文以5 MW同相补偿变流器为例，建立其整流侧和逆变侧IGBT模块结温仿真模型，利用Bayerer可靠性评估模型和线性损伤累积理论，评估在不同运行方式下同相补偿变流器的可靠性，并通过计算不同运行方式下组合式同相供电系统的功率损耗，探讨系统功率损耗和同相补偿变流器可靠性之间的关系。

1 同相补偿变流器的损耗和结温计算

牵引变电所设备主要由牵引变压器TT和同相补偿装置CPD组成，其中同相补偿装置CPD由高压匹配变压器HMT、同相补偿变流器ADA及牵引匹配变压器TMT组成[1]。

1.1 同相补偿变流器的结构

图1为5 MW同相补偿变流器的结构示意图。整流侧输入电压为10 kV，采用15级级联结构；逆变侧输出电压为680 V，采用多绕组升压结构。

图1 同相补偿变流器结构

1.2 损耗计算

对于SPWM调制的单相两电平变流器而言，IGBT和二极管在一个基频周期内的通态损耗Pcd,IGBT和Pcd,D表示为[2]

式中，Vce0、Vf0分别为IGBT与二极管的正向导通压降；rce、rf分别为IGBT与二极管的通态电阻；Im为流过IGBT的电流；M为调制度；cosa为功率因数。

IGBT和二极管在一个基频周期内开关损耗Psw,IGBT与Psw,D表示为

式中，Eon与Eoff分别表示IGBT在额定情况下的开通和关断能量损耗；Erce为二极管在额定情况下的反向恢复损耗；fsw为器件的开关频率；Vnom、Inom为IGBT和二极管的额定电压与额定电流；Vdc为直流母线电压；Ksw为相应的温度修正系数。

1.3 结温计算

采用Foster网络建立功率器件的热模型，结合芯片制造商提供的功率器件规格书，IGBT/Diode的结-散热器热网络采用四阶Foster模型，散热器-环境热网络也采用四阶Foster模型，则IGBT和二极管的结温计算式如下[3]：

式中，Ta为环境温度；Rjs表示芯片到散热器的热阻；Rsa表示散热器到环境的热阻。

2 可靠性评估模型

相关研究机构通过对大量不同芯片制造商的IGBT模块进行加速老化实验，揭示了功率循环失效周期数Nf与结温变化的均值Tm及结温波动的幅值DTj之间的关系，如图2所示。

图2 功率循环失效周期数Nf与器件温度关系

从图2可以看出，相对于结温变化的均值Tm，结温变化波动的幅值DTj对IGBT模块寿命的影响更明显。文献[4]采用了Bayerer解析寿命模型：

式中，ton为加热时间；I为每个铝键合线流过电流的有效值；U为功率模块电压；D为铝键合线的直径；Tjmax为一个波动周期内结温的最大值；Tjmin为一个波动周期内结温的最小值；k=9.3×1014，b1= -4.416，b2=1 285，b3= -0.463，b4= -0.716，b5= -0.761，b6= -0.5。

为了预测实际牵引负荷下功率器件的可靠性，文献[4]利用线性疲劳累计损伤模型（Miner模型），给出了变流器失效率计算式：

式中，Nf,n为第n次情况下结温所对应的额定循环失效周期数，Nn为实际情况下的结温循环次数。

3 1∶X出力方式下系统的损耗和故障率

图3所示为我国某重载铁路牵引变电所两供电臂合二为一后的同相供电负荷曲线。对实测数据进行统计分析可知，实测负荷电流95%概率大值I95%=1 018 A，最大值Imax=1 348 A，则95%概率大值对应的负荷功率为28 MV·A，最大负荷功率为37.07 MV·A。假定该牵引变电所系统短路容量Sd=800 MV·A，则95%概率大值和最大负序功率允许值分别为se95%=10.4 MV·A，semax=20.8 MV·A。

图3 重载铁路某牵引变电所同相供电馈线电流

若采用单三相组合式同相供电方案，牵引变压器和同相补偿装置容量的计算过程如下[5]：

（1）按95%概率大值设计

（2）按最大值设计

通过对比2种设计条件下牵引变压器和同相补偿装置的计算容量，选择两者中的最大值作为计算容量，则牵引变压器的安装容量为20 MV·A，同相补偿装置的安装容量为2×5 MV·A，高压匹配变压器容量选择为10 MV·A，牵引匹配变压器容量选择为 2×5 MV·A。

1∶X出力方式是指在不超过同相补偿变流器额定功率和系统负序功率允许值的情况下，牵引变压器TT与同相补偿装置CPD的功率分配比例。以1∶2出力方式为例，当牵引负荷为15 MV·A时，牵引变压器TT分担的负荷为5 MV·A，同相补偿装置CPD分担的负荷为10 MV·A。图4—图6给出该出力方式下同相补偿变流器逆变侧IGBT的功率损耗、结温波动、温度循环次数及故障率分布图。变压器的损耗计算参见参考文献[6]，计算结果见表1、表 2。

图4 1∶2出力方式下逆变侧IGBT的功率损耗

图5 1∶2出力方式下逆变侧IGBT的结温

图6 1∶2出力方式下逆变侧IGBT的温度循环次数及故障率分布

表1 1∶2出力方式下故障率计算结果 Fit

表2 1∶2出力方式下系统的损耗 kW

由表1、表2可知，1∶2出力方式下同相补偿变流器单个模块的故障率为340 Fit，系统的损耗为283 kW。相较于1∶1出力方式（全时补偿）下单个变流模块2 292 Fit的故障率，1∶2出力方式下单个变流模块的故障率大幅下降，但是系统的损耗增加43 kW（主要原因是TMT的损耗增加较大）。由图5可知，1∶2出力方式下故障率大幅下降主要是因为同相补偿变流器的负荷过程变得较平稳，IGBT的大幅值结温波动次数减少。

图7—图9为1∶5出力方式下同相补偿交流器逆变侧IGBT的功率损耗、结温波动、温度循环次数及故障率分布图，其故障率及损耗计算结果见表3、表4。

图7 1∶5出力方式下逆变侧IGBT的功率损耗

图8 1∶5出力方式下逆变侧IGBT的结温

图9 1∶5出力方式下逆变侧IGBT的温度循环次数及故障率分布

表3 1∶5出力方式下故障率计算结果 Fit

表4 1∶5出力方式下系统的损耗 kW

由表3、表4可知，1∶5出力方式下同相补偿变流器单个模块的故障率为120 Fit，系统的损耗为299 kW。相较于1∶2出力方式（全时补偿）下单个变流模块340 Fit的故障率，1∶5出力方式下单个变流模块的故障率也有所下降，但故障率下降的幅度有所减小，系统的损耗增加16 kW。由此表明，随着同相补偿装置所分担负荷的增加，同相补偿变流器的故障率和系统损耗趋于稳定。

表5为不同出力方式下组合式同相供电系统的损耗和单个变流模块的故障率统计。

表5 不同出力方式下系统损耗和单个变流模块故障率

由表5可知：

（1）不同出力方式下牵引变压器TT、高压匹配变压器HMT、牵引匹配变压器TMT及同相补偿变流器ADA的损耗均发生变化，其中TMT和ADA损耗的变化幅度较大。

（2）不同出力方式下，随着同相补偿装置分担负荷的增加，单个变流模块的故障率呈下降趋势，系统的损耗呈增加趋势。

（3）当牵引变压器与同相补偿装置的出力方式为1∶2时，单个变流模块的故障率显著下降，但系统的损耗增加较大。

4 结语

综上分析，当同相补偿变流器运行在不同出力方式下，随着同相补偿装置出力的增加，负荷过程更加平稳，同相补偿变流器的故障率呈现下降趋势，但由于高压匹配变压器和牵引匹配变压器负荷的增加，整个组合式同相供电的系统损耗呈现上升趋势。因此，根据牵引变电所负荷特性，合理选择同相补偿装置的运行方式能够降低同相补偿变流器的故障率，延长变流器的使用寿命。

参考文献：

[1]李群湛.论新一代牵引供电系统及其关键技术[J].西南交通大学学报，2014，49（4）：559-568.

[2]Xie K,Jiang Z,Li W.Effect of Wind Speed on Wind Turbine Power Converter Reliability[J].Energy Conversion IEEE Transactions on,2012,27(1):96-104.

[3]杨珍贵，周雒维，杜雄，等.基于器件的结温变化评估风机中参数差异对网侧变流器可靠性的影响[J].中国电机工程学报，2013，33（30）：41-49.

[4]杜雄，李高显，李腾飞，等.风电变流器IGBT模块的多时间尺度寿命评估[J].中国电机工程学报，2015，35（23）：6152-6161.

[5]尚国旭.新建高速铁路同相供电方案研究[D].西南交通大学，2015.

[6]郭积晶.同相供电系统的损耗测量与分析[D].西南交通大学，2013.