考慮功耗的同相補償變流器可靠性優化分析

0 引言

近年來，在眉山同相供電方案基礎上發展而來的組合式同相供電使牽引供電和負序補償在結構上互相獨立，功能上相互結合，能夠將同相補償裝置的容量降到最低，實現同相補償裝置一次性投資最小的目標。作為同相補償裝置的核心組件，同相補償變流器的性能優劣對組合式同相供電系統的可靠運行具有重要影響。

本文以5 MW同相補償變流器為例，建立其整流側和逆變側IGBT模塊結溫仿真模型，利用Bayerer可靠性評估模型和線性損傷累積理論，評估在不同運行方式下同相補償變流器的可靠性，并通過計算不同運行方式下組合式同相供電系統的功率損耗，探討系統功率損耗和同相補償變流器可靠性之間的關系。

1 同相補償變流器的損耗和結溫計算

牽引變電所設備主要由牽引變壓器TT和同相補償裝置CPD組成，其中同相補償裝置CPD由高壓匹配變壓器HMT、同相補償變流器ADA及牽引匹配變壓器TMT組成[1]。

1.1 同相補償變流器的結構

圖1為5 MW同相補償變流器的結構示意圖。整流側輸入電壓為10 kV，采用15級級聯結構；逆變側輸出電壓為680 V，采用多繞組升壓結構。

圖1 同相補償變流器結構

1.2 損耗計算

對于SPWM調制的單相兩電平變流器而言，IGBT和二極管在一個基頻周期內的通態損耗Pcd,IGBT和Pcd,D表示為[2]

式中，Vce0、Vf0分別為IGBT與二極管的正向導通壓降；rce、rf分別為IGBT與二極管的通態電阻；Im為流過IGBT的電流；M為調制度；cosa為功率因數。

IGBT和二極管在一個基頻周期內開關損耗Psw,IGBT與Psw,D表示為

式中，Eon與Eoff分別表示IGBT在額定情況下的開通和關斷能量損耗；Erce為二極管在額定情況下的反向恢復損耗；fsw為器件的開關頻率；Vnom、Inom為IGBT和二極管的額定電壓與額定電流；Vdc為直流母線電壓；Ksw為相應的溫度修正系數。

1.3 結溫計算

采用Foster網絡建立功率器件的熱模型，結合芯片制造商提供的功率器件規格書，IGBT/Diode的結-散熱器熱網絡采用四階Foster模型，散熱器-環境熱網絡也采用四階Foster模型，則IGBT和二極管的結溫計算式如下[3]：

式中，Ta為環境溫度；Rjs表示芯片到散熱器的熱阻；Rsa表示散熱器到環境的熱阻。

2 可靠性評估模型

相關研究機構通過對大量不同芯片制造商的IGBT模塊進行加速老化實驗，揭示了功率循環失效周期數Nf與結溫變化的均值Tm及結溫波動的幅值DTj之間的關系，如圖2所示。

圖2 功率循環失效周期數Nf與器件溫度關系

從圖2可以看出，相對于結溫變化的均值Tm，結溫變化波動的幅值DTj對IGBT模塊壽命的影響更明顯。文獻[4]采用了Bayerer解析壽命模型：

式中，ton為加熱時間；I為每個鋁鍵合線流過電流的有效值；U為功率模塊電壓；D為鋁鍵合線的直徑；Tjmax為一個波動周期內結溫的最大值；Tjmin為一個波動周期內結溫的最小值；k=9.3×1014，b1= -4.416，b2=1 285，b3= -0.463，b4= -0.716，b5= -0.761，b6= -0.5。

為了預測實際牽引負荷下功率器件的可靠性，文獻[4]利用線性疲勞累計損傷模型（Miner模型），給出了變流器失效率計算式：

式中，Nf,n為第n次情況下結溫所對應的額定循環失效周期數，Nn為實際情況下的結溫循環次數。

3 1∶X出力方式下系統的損耗和故障率

圖3所示為我國某重載鐵路牽引變電所兩供電臂合二為一后的同相供電負荷曲線。對實測數據進行統計分析可知，實測負荷電流95%概率大值I95%=1 018 A，最大值Imax=1 348 A，則95%概率大值對應的負荷功率為28 MV·A，最大負荷功率為37.07 MV·A。假定該牽引變電所系統短路容量Sd=800 MV·A，則95%概率大值和最大負序功率允許值分別為se95%=10.4 MV·A，semax=20.8 MV·A。

圖3 重載鐵路某牽引變電所同相供電饋線電流

若采用單三相組合式同相供電方案，牽引變壓器和同相補償裝置容量的計算過程如下[5]：

（1）按95%概率大值設計

（2）按最大值設計

通過對比2種設計條件下牽引變壓器和同相補償裝置的計算容量，選擇兩者中的最大值作為計算容量，則牽引變壓器的安裝容量為20 MV·A，同相補償裝置的安裝容量為2×5 MV·A，高壓匹配變壓器容量選擇為10 MV·A，牽引匹配變壓器容量選擇為 2×5 MV·A。

1∶X出力方式是指在不超過同相補償變流器額定功率和系統負序功率允許值的情況下，牽引變壓器TT與同相補償裝置CPD的功率分配比例。以1∶2出力方式為例，當牽引負荷為15 MV·A時，牽引變壓器TT分擔的負荷為5 MV·A，同相補償裝置CPD分擔的負荷為10 MV·A。圖4—圖6給出該出力方式下同相補償變流器逆變側IGBT的功率損耗、結溫波動、溫度循環次數及故障率分布圖。變壓器的損耗計算參見參考文獻[6]，計算結果見表1、表 2。

圖4 1∶2出力方式下逆變側IGBT的功率損耗

圖5 1∶2出力方式下逆變側IGBT的結溫

圖6 1∶2出力方式下逆變側IGBT的溫度循環次數及故障率分布

表1 1∶2出力方式下故障率計算結果 Fit

表2 1∶2出力方式下系統的損耗 kW

由表1、表2可知，1∶2出力方式下同相補償變流器單個模塊的故障率為340 Fit，系統的損耗為283 kW。相較于1∶1出力方式（全時補償）下單個變流模塊2 292 Fit的故障率，1∶2出力方式下單個變流模塊的故障率大幅下降，但是系統的損耗增加43 kW（主要原因是TMT的損耗增加較大）。由圖5可知，1∶2出力方式下故障率大幅下降主要是因為同相補償變流器的負荷過程變得較平穩，IGBT的大幅值結溫波動次數減少。

圖7—圖9為1∶5出力方式下同相補償交流器逆變側IGBT的功率損耗、結溫波動、溫度循環次數及故障率分布圖，其故障率及損耗計算結果見表3、表4。

圖7 1∶5出力方式下逆變側IGBT的功率損耗

圖8 1∶5出力方式下逆變側IGBT的結溫

圖9 1∶5出力方式下逆變側IGBT的溫度循環次數及故障率分布

表3 1∶5出力方式下故障率計算結果 Fit

表4 1∶5出力方式下系統的損耗 kW

由表3、表4可知，1∶5出力方式下同相補償變流器單個模塊的故障率為120 Fit，系統的損耗為299 kW。相較于1∶2出力方式（全時補償）下單個變流模塊340 Fit的故障率，1∶5出力方式下單個變流模塊的故障率也有所下降，但故障率下降的幅度有所減小，系統的損耗增加16 kW。由此表明，隨著同相補償裝置所分擔負荷的增加，同相補償變流器的故障率和系統損耗趨于穩定。

表5為不同出力方式下組合式同相供電系統的損耗和單個變流模塊的故障率統計。

表5 不同出力方式下系統損耗和單個變流模塊故障率

由表5可知：

（1）不同出力方式下牽引變壓器TT、高壓匹配變壓器HMT、牽引匹配變壓器TMT及同相補償變流器ADA的損耗均發生變化，其中TMT和ADA損耗的變化幅度較大。

（2）不同出力方式下，隨著同相補償裝置分擔負荷的增加，單個變流模塊的故障率呈下降趨勢，系統的損耗呈增加趨勢。

（3）當牽引變壓器與同相補償裝置的出力方式為1∶2時，單個變流模塊的故障率顯著下降，但系統的損耗增加較大。

4 結語

綜上分析，當同相補償變流器運行在不同出力方式下，隨著同相補償裝置出力的增加，負荷過程更加平穩，同相補償變流器的故障率呈現下降趨勢，但由于高壓匹配變壓器和牽引匹配變壓器負荷的增加，整個組合式同相供電的系統損耗呈現上升趨勢。因此，根據牽引變電所負荷特性，合理選擇同相補償裝置的運行方式能夠降低同相補償變流器的故障率，延長變流器的使用壽命。

參考文獻：

[1]李群湛.論新一代牽引供電系統及其關鍵技術[J].西南交通大學學報，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]楊珍貴，周雒維，杜雄，等.基于器件的結溫變化評估風機中參數差異對網側變流器可靠性的影響[J].中國電機工程學報，2013，33（30）：41-49.

[4]杜雄，李高顯，李騰飛，等.風電變流器IGBT模塊的多時間尺度壽命評估[J].中國電機工程學報，2015，35（23）：6152-6161.

[5]尚國旭.新建高速鐵路同相供電方案研究[D].西南交通大學，2015.

[6]郭積晶.同相供電系統的損耗測量與分析[D].西南交通大學，2013.