大功率三电平中点箝位变流器损耗特性分析

卫 炜，葛琼璇，李耀华，赵 鲁，张 波

(1.中国科学院电力电子与电气驱动重点实验室(中国科学院电工研究所)，北京 100190；2.中国科学院大学，北京 100049)

0 引 言

在中高压变频调速领域，相对于两电平变流器，三电平中点箝位(Neutral Point Clamped, NPC)变流器因其输出功率大、输出电压谐波含量小、电路结构简单、便于背靠背运行等优点，在轨道交通牵引、冶金轧钢、风力发电、直流电网等相关领域得到了广泛的应用[1-3]。随着容量的不断提升，功率器件损耗特性也大幅度增加，系统损耗及散热已成为大功率变流器装置稳定可靠运行的关键问题之一，其损耗及效率特性分析也是目前研究的热点和难点。

相对于变流器装置而言，IGCT器件模型特别是具有较高计算精度的物理模型以及相关参数的提取方法将是整个系统仿真分析计算的理论基础[4-5]。变流器电路杂散参数会较大地影响IGCT器件导通和关断过程的损耗特性，从而进一步影响整个变流器系统效率，因此需要考虑母排的不同结构及连接方式，优化杂散参数的设计原则[6-9]。为了降低IGCT器件导通及关断过程电压和电流的尖峰值，通常接入附加的缓冲电路，缓冲电路中相关参数的优化及设计方法将是器件安全稳定运行的保障[10-11]。文献[12-13]针对三电平IGBT变频器损耗分析及计算方法展开研究，分析了功率损耗的组成及影响因素，文献[14-16]针对不同的空间矢量调制策略及冗余小矢量作用时间的分配方法展开研究，从而优化变流器的损耗特性及系统效率。

针对大功率NPC变流器损耗及效率特性，相关文献通常基于理想的电压、电流正弦波形计算IGCT器件损耗，然而在高压、大电流运行条件下，器件运行的开关频率通常较低，脉波数相对较少，谐波含量相对较大，器件瞬时电压电流的提取会存在一定的偏差，从而导致器件损耗计算与实际存在差异。本文以基于IGCT器件的大功率三电平NPC变流器为研究对象，针对系统每一部分的损耗特性展开分析，基于串入电感构建变流器负载功率自循环老化平台，并通过仿真及实验验证不同负载工况下系统损耗计算及效率分析的准确性，为后续变流器不同拓扑结构、调制策略的效率优化分析及散热系统设计打下理论基础。

1 三电平变流器结构及实验原理

1.1 三电平变流器拓扑结构

本文研究的高速磁浮用大功率三电平变流器的结构如图1所示，主要包括三绕组输入变压器、整流器、中间直流滤波电容、吸收电路、逆变器。其中，整流和逆变单元均为基于IGCT器件的三电平结构，三相独立的RLCD电路是为保证IGCT和二极管安全工作而设置的缓冲电路。IGCT5/IGCT6驱动信号保持为0时，变流器为本文研究的NPC拓扑结构。

图1 大功率三电平变流器拓扑结构图

大功率三电平变流器的实物图如图2所示，采用三电平有源中点箝位(Active Neutral Point Clamped, ANPC)拓扑结构，可以同时满足NPC、ANPC功能实验，为后续ANPC的研究提供统一实验平台。模块化结构设计使整个变流器系统的结构紧凑，具有功率密度高、体积小、维护方便等优点。大功率三电平变流器的IGCT器件的额定电压为4.5 kV，额定可关断电流峰值4 kA，电流最大上升率为1000 A/μs，最大允许工作结温是125℃。反并联二极管额定电压4.5 kV，电流最大上升率为600 A/μs，最大允许工作结温是140℃。

图2 大功率三电平变流器样机

1.2 负载功率自循环老化原理

图3为负载功率自循环老化原理框图，网侧输入电压uan经过RLC陷波器滤除高频次谐波含量，再经过三相输入滤波电感L1后得到整流器输入侧电压uan_rec，配合整流器实现直流母线电压闭环控制。

图3 负载功率自循环老化试验原理框图

整流器采用电压外环PI控制、电流内环PR控制策略，网侧电压uan采用谐振锁相环观测器，从而实现整流器单位功率因数运行。逆变器输出端通过自老化电感L2连接到网侧电压uan，以输出电流ias_inv即功率为控制参考目标，基于网侧电压uan及输出电流ias_inv的大小来控制逆变器输出电压uan_inv的幅值与相位，相关的矢量图如图4所示，大功率三电平变流器系统控制原理框图如图5所示。

图4 电压、电流矢量图

图5 大功率三电平变流器系统控制原理框图

整流器输入端电压uan_rec矢量计算表达式为

(1)

整流器输入端电压uan_rec的幅值为

(2)

式中，uan_rec_sm为整流器输入端电压幅值，uan_sm为网侧电压幅值，ias_rec_sm为整流器输入电流幅值，ω为角频率，L1为整流器输入滤波电感，电感值为0.46 mH。

逆变器输出端电压uan_inv矢量计算表达式为

(3)

逆变器输入端电压uan_inv的幅值为

(4)

式中，uan_inv_sm为逆变器输出端电压幅值，ias_inv_sm为逆变器输出电流幅值，L2为自老化电感，电感值为1.2 mH。

2 变流器损耗分析

为了分析大功率三电平变流器损耗，需要对变流器中各处损耗源进行分析，建立相对精确的计算模型。变流器系统损耗主要包含IGCT器件通态损耗、关断过程损耗和导通过程损耗，反并联二极管的通态损耗和反向恢复损耗，RLCD缓冲电路中的电阻损耗等。

2.1 IGCT通态损耗

由于IGCT器件通态压降随温度、电流大小变化而变化，为了更精确地计算通态损耗，在实际计算时需要考虑电流及温度参数变化的影响，功率器件的数据手册中通态损耗模型表达式为

(5)

式中，25℃温度下对应的系数值分别为AT25=622.7×10-3、BT25=163.4×10-6、CT25=141.1×10-3、DT25=0。125℃温度下对应的系数值分别为AT125=-16×10-3、BT125=226.6×10-6、CT125=218.4×10-3、DT125=0。

在实际计算过程中，考虑温度对IGCT器件通态特性的影响，本文将基于25℃、125℃两组温度系数进行线性插值计算，温度Tj时器件通态压降为

(6)

IGCT通态损耗瞬时值由通态压降和流经的瞬时电流确定：

EsT(t)=VT(t)×IT(t)

(7)

2.2 IGCT开关损耗

IGCT在导通和关断过程中都会产生相应损耗，通常基于导通和关断过程电压和电流的乘积再积分方法计算，但在实际工程中实现较为困难。本文通过测试不同电压、电流、温度状态下的导通和关断过程损耗值，最终推导出导通、关断过程单次损耗瞬时值表达式，如式(8)所示，开通及关断损耗各自对应系数如表1所示。

(8)

表1 IGCT器件开关损耗模型拟合系数

2.3 二极管通态损耗

二极管通态损耗由其通态压降和流经的瞬时电流确定，通态压降值与流过的瞬时电流相关，其表达式与IGCT通态压降表达式(5)相类似，只是相应参数不相同。

二极管通态损耗瞬时值由通态压降和流经的瞬时电流确定：

EonD(t)=VD(t)×ID(t)

(9)

2.4 二极管反向恢复损耗

由于二极管导通损耗相对较小，通常可以忽略。反向恢复损耗是二极管固有特性，发生于正向导通状态切换为被动反向阻断的瞬间，先产生反向电流，最后恢复为反向阻断状态，二极管反向恢复损耗Err的线性拟合模型主要依据的是器件手册中的相关参数，器件手册给出了Err与关断电流峰值IFM以及反向电流变化率dIF/dt之间的特性曲线图。本文以二次多项式拟合模型求解二极管反向恢复损耗，如下式(10)所示，相关拟合系数如表2所示。

表2 二极管反向恢复损耗拟合模型系数

(10)

2.5 缓冲电路中缓冲电阻损耗

本文研究的三电平变流器采用三相独立RLCD式结构，缓冲电阻在变流器工作过程中将消耗缓冲电路中的大部分能量，但是其流经电流的瞬时波形难以用解析式表达，因此本文将根据仿真平台的电阻电流瞬时波形，基于周期时间积分的缓冲电阻平均功率为

(11)

3 仿真分析

为了分析大功率三电平变流器不同负载工况下损耗及效率特性，结合1.2小节所述的自循环老化试验原理和变流器样机，本文搭建基于PSIM的变流器系统仿真模型如图6所示，主电路参数如表3所示。

图6 大功率三电平变流器系统仿真模型

表3 大功率三电平变流器系统主电路参数

3.1 输出电流1650 A系统仿真波形

图7为输出电流1650 A时大功率三电平变流器系统PSIM仿真结果，0～0.25 s为直流母线电压预充电状态，0.25 s启动整流器直流母线电压闭环控制，0.6 s启动电感自老化负载电流闭环控制。

其中，图7(a)为直流母线电压波形，图7(b)为整流器输入三相电流波形，图7(c)为逆变器输出三相电流波形，图7(d)为整流器输入端电压、输入电流、网侧相电压波形，图7(e)为逆变器输出端电压、输出电流、网侧相电压波形。从仿真波形中可以看出，整流器闭环控制实现单位功率因数及直流母线电压稳定运行，逆变器输出端电压滞后于整流器输入端电压。

图7 大功率三电平变流器系统仿真

3.2 二极管及IGCT器件损耗分析

在系统仿真中提取整流器及逆变器每个IGCT器件驱动信号波形及对应的电流波形，基于每个器件驱动信号导通与关断切换点获取器件IGCT及二极管瞬时电流值，最后通过IGCT及二极管的损耗计算模型求解对应的器件导通或关断损耗值，基于电流有效值计算器件通态损耗。

变流器单相桥臂的上下两部分结构对称，对应部位功率器件在一个周期内的功率损耗虽存在细微差别，但大体上也具有对称性。本文中所有器件的损耗仿真和计算结果都是分别独立进行，但篇幅所限，接下来的仿真波形将只包括上半桥臂的IGCT1及Diode1、IGCT2及Diode2和Diode5。

图8(a)为整流器A相器件IGCT1驱动信号波形；图8(b)为整流器A相器件IGCT1及Diode1对应的电流波形，电流大于零代表的是IGCT1电流，电流小于零代表的是二极管Diode1电流；图8(c)为整流器A相IGCT2驱动信号波形；图8(d)为整流器A相IGCT2及Diode2对应的电流波形；图8(e)为整流器A相Diode5电流波形。由于系统采用NPC电路拓扑结构，Diode5不需要驱动信号。

图8 整流器A相器件驱动信号及电流波形

图9为整流器A相桥臂IGCT及二极管Diode损耗分布图。其中，图9(a)为通态损耗分布柱形图，图9(b)为关断损耗分布柱形图，图9(c)为导通损耗分布柱形图，图9(d)为整体损耗分布柱形图。

图9 整流器A相IGCT及Diode损耗分布图

图10(a)为逆变器A相器件IGCT1驱动信号波形；图10(b)为逆变器A相器件IGCT1及Diode1对应的电流波形；图10(c)为逆变器A相IGCT2驱动信号波形；图10(d)为逆变器A相IGCT2/Diode2、对应的电流波形；图10(e)为逆变器A相Diode5、电流波形。

图10 逆变器A相器件驱动信号及电流波形

图11为逆变器A相功率器件损耗分布图，A相上IGCT及二极管的总损耗为97.78 kW。

图11 逆变器A相IGCT及Diode损耗分布图

3.3 缓冲电阻损耗

在输出电流有效值为1650 A的工况下，针对RLCD缓冲电路电阻损耗展开数值计算。图12为RLCD缓冲电路电阻电流瞬时波形。基于电流瞬时波形计算平均消耗功率，如图13所示。图13(a)为整流侧每相桥臂RLC吸收电路中电阻平均损耗功率柱形分布图，图13(b)为逆变侧电阻平均损耗功率分布图，三相缓冲电路电阻总损耗为24.3477 kW。

图12 缓冲电路电阻电流波形

图13 缓冲电路中电阻平均损耗功率柱形分布图

3.4 系统总损耗

图14为自老化电感输出电流有效值1650 A条件下大功率三电平变流器损耗分布图，系统总损耗仿真计算值为101.8093 kW。

图14 大功率三电平变流器系统损耗分布图(1650 A)

4 实验验证

为了更好地验证大功率三电平变流器系统损耗及效率特性分析仿真模型的正确性，基于上面电感自老化原理搭建实验平台，参数与仿真模型一致，针对不同的负载电流及输出功率展开相应实验。

下面给出在负载输出电流有效值为1650 A下A相整流输入端电压uan_rec、电流ias_rec和逆变输出端电压uan_inv、电流ias_inv实验波形，针对电压及电流的有效值、相位、谐波含量展开数值分析，提取对应的输入功率、输出功率及效率特性。

4.1 输出电流1650 A实验

图15为A相整流输入端电压uan_rec、电流ias_rec，逆变输出端电压uan_inv、电流ias_inv实验波形。其中，图15(b)所示逆变器电流波形ias_inv由于罗氏线圈测量与实际电流相反，所以需进行反相处理。负载电流频率为50 Hz，整流器和逆变器的相电压PWM波形均为8脉波，对应开关频率为400 Hz。将实验波形保存数据格式导入Matlab软件中进行数值分析，得出对应的基波峰值、基波有效值、谐波含量THD、相位角、功率因数等特性值，如表4所示。

图15 输出电流1650 A实验波形

表4 输出电流1650 A实验波形

则整流器输入有功功率为

Prec=3UIcosφ
=3*1.7063 kV*1.6507 kA*cos(175.09°)
=-8.4187 MW

(12)

逆变器输出有功功率为

Pinv=3UIcosφ
=3*1.8994 kV*1.6427 kA*cos(155.69°)
=-8.5299 MW

(13)

变流器的运行效率为

(14)

变流器损耗功率为111.19 kW，整流器输入电流ias_rec谐波含量THD=14.8%，逆变器输出电流ias_inv谐波含量THD=7.59%。

4.2 仿真实验对比分析

在不同的自老化电感电流有效值工况下，对比分析仿真与实验结果分别如图16、图17所示，变流器系统总损耗实验与仿真偏差在5%左右，从而说明变流器控制策略的有效性、损耗分析及仿真计算的精确性，从而为大功率IGCT变流器的损耗及效率优化分析提供良好的理论基础及仿真条件。当变流器负载功率在8～10 MW左右，系统效率可以达到98.7%左右。

图16 不同输出电流下变流器总损耗

图17 不同输出电流下变流器效率

5 结 语

本文针对高速磁浮牵引用三电平大功率变流器损耗特性展开研究，分析了变流器系统各部分损耗计算原理，基于PSIM软件建立负载功率自循环老化仿真平台，通过分析不同负载工况下电压、电流瞬时值计算器件通态及开关损耗，变流器有功功率输出达到8～10 MW，仿真模型与实验测试的偏差小于5%，损耗的精确计算为大功率变流器系统效率优化及散热设计提供理论基础。