0 引言

近年來，在眉山同相供電方案基礎(chǔ)上發(fā)展而來的組合式同相供電使?fàn)恳╇姾拓?fù)序補(bǔ)償在結(jié)構(gòu)上互相獨(dú)立，功能上相互結(jié)合，能夠?qū)⑼嘌a(bǔ)償裝置的容量降到最低，實(shí)現(xiàn)同相補(bǔ)償裝置一次性投資最小的目標(biāo)。作為同相補(bǔ)償裝置的核心組件，同相補(bǔ)償變流器的性能優(yōu)劣對(duì)組合式同相供電系統(tǒng)的可靠運(yùn)行具有重要影響。

本文以5 MW同相補(bǔ)償變流器為例，建立其整流側(cè)和逆變側(cè)IGBT模塊結(jié)溫仿真模型，利用Bayerer可靠性評(píng)估模型和線性損傷累積理論，評(píng)估在不同運(yùn)行方式下同相補(bǔ)償變流器的可靠性，并通過計(jì)算不同運(yùn)行方式下組合式同相供電系統(tǒng)的功率損耗，探討系統(tǒng)功率損耗和同相補(bǔ)償變流器可靠性之間的關(guān)系。

1 同相補(bǔ)償變流器的損耗和結(jié)溫計(jì)算

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

1.1 同相補(bǔ)償變流器的結(jié)構(gòu)

圖1為5 MW同相補(bǔ)償變流器的結(jié)構(gòu)示意圖。整流側(cè)輸入電壓為10 kV，采用15級(jí)級(jí)聯(lián)結(jié)構(gòu)；逆變側(cè)輸出電壓為680 V，采用多繞組升壓結(jié)構(gòu)。

圖1 同相補(bǔ)償變流器結(jié)構(gòu)

1.2 損耗計(jì)算

對(duì)于SPWM調(diào)制的單相兩電平變流器而言，IGBT和二極管在一個(gè)基頻周期內(nèi)的通態(tài)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?qū)▔航担籸ce、rf分別為IGBT與二極管的通態(tài)電阻；Im為流過IGBT的電流；M為調(diào)制度；cosa為功率因數(shù)。

IGBT和二極管在一個(gè)基頻周期內(nèi)開關(guān)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(guān)斷能量損耗；Erce為二極管在額定情況下的反向恢復(fù)損耗；fsw為器件的開關(guān)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(yīng)的溫度修正系數(shù)。

1.3 結(jié)溫計(jì)算

采用Foster網(wǎng)絡(luò)建立功率器件的熱模型，結(jié)合芯片制造商提供的功率器件規(guī)格書，IGBT/Diode的結(jié)-散熱器熱網(wǎng)絡(luò)采用四階Foster模型，散熱器-環(huán)境熱網(wǎng)絡(luò)也采用四階Foster模型，則IGBT和二極管的結(jié)溫計(jì)算式如下[3]：

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

2 可靠性評(píng)估模型

相關(guān)研究機(jī)構(gòu)通過對(duì)大量不同芯片制造商的IGBT模塊進(jìn)行加速老化實(shí)驗(yàn)，揭示了功率循環(huán)失效周期數(shù)Nf與結(jié)溫變化的均值Tm及結(jié)溫波動(dòng)的幅值DTj之間的關(guān)系，如圖2所示。

圖2 功率循環(huán)失效周期數(shù)Nf與器件溫度關(guān)系

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

式中，ton為加熱時(shí)間；I為每個(gè)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(gè)波動(dòng)周期內(nèi)結(jié)溫的最大值；Tjmin為一個(gè)波動(dòng)周期內(nèi)結(jié)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(yù)測實(shí)際牽引負(fù)荷下功率器件的可靠性，文獻(xiàn)[4]利用線性疲勞累計(jì)損傷模型（Miner模型），給出了變流器失效率計(jì)算式：

式中，Nf,n為第n次情況下結(jié)溫所對(duì)應(yīng)的額定循環(huán)失效周期數(shù)，Nn為實(shí)際情況下的結(jié)溫循環(huán)次數(shù)。

3 1∶X出力方式下系統(tǒng)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(fù)荷曲線。對(duì)實(shí)測數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析可知，實(shí)測負(fù)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(duì)應(yīng)的負(fù)荷功率為28 MV·A，最大負(fù)荷功率為37.07 MV·A。假定該牽引變電所系統(tǒng)短路容量Sd=800 MV·A，則95%概率大值和最大負(fù)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(bǔ)償裝置容量的計(jì)算過程如下[5]：

（1）按95%概率大值設(shè)計(jì)

（2）按最大值設(shè)計(jì)

通過對(duì)比2種設(shè)計(jì)條件下牽引變壓器和同相補(bǔ)償裝置的計(jì)算容量，選擇兩者中的最大值作為計(jì)算容量，則牽引變壓器的安裝容量為20 MV·A，同相補(bǔ)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(bǔ)償變流器額定功率和系統(tǒng)負(fù)序功率允許值的情況下，牽引變壓器TT與同相補(bǔ)償裝置CPD的功率分配比例。以1∶2出力方式為例，當(dāng)牽引負(fù)荷為15 MV·A時(shí)，牽引變壓器TT分擔(dān)的負(fù)荷為5 MV·A，同相補(bǔ)償裝置CPD分擔(dān)的負(fù)荷為10 MV·A。圖4—圖6給出該出力方式下同相補(bǔ)償變流器逆變側(cè)IGBT的功率損耗、結(jié)溫波動(dòng)、溫度循環(huán)次數(shù)及故障率分布圖。變壓器的損耗計(jì)算參見參考文獻(xiàn)[6]，計(jì)算結(jié)果見表1、表 2。

圖4 1∶2出力方式下逆變側(cè)IGBT的功率損耗

圖5 1∶2出力方式下逆變側(cè)IGBT的結(jié)溫

圖6 1∶2出力方式下逆變側(cè)IGBT的溫度循環(huán)次數(shù)及故障率分布

表1 1∶2出力方式下故障率計(jì)算結(jié)果 Fit

表2 1∶2出力方式下系統(tǒng)的損耗 kW

由表1、表2可知，1∶2出力方式下同相補(bǔ)償變流器單個(gè)模塊的故障率為340 Fit，系統(tǒng)的損耗為283 kW。相較于1∶1出力方式（全時(shí)補(bǔ)償）下單個(gè)變流模塊2 292 Fit的故障率，1∶2出力方式下單個(gè)變流模塊的故障率大幅下降，但是系統(tǒng)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?yàn)橥嘌a(bǔ)償變流器的負(fù)荷過程變得較平穩(wěn)，IGBT的大幅值結(jié)溫波動(dòng)次數(shù)減少。

圖7—圖9為1∶5出力方式下同相補(bǔ)償交流器逆變側(cè)IGBT的功率損耗、結(jié)溫波動(dòng)、溫度循環(huán)次數(shù)及故障率分布圖，其故障率及損耗計(jì)算結(jié)果見表3、表4。

圖7 1∶5出力方式下逆變側(cè)IGBT的功率損耗

圖8 1∶5出力方式下逆變側(cè)IGBT的結(jié)溫

圖9 1∶5出力方式下逆變側(cè)IGBT的溫度循環(huán)次數(shù)及故障率分布

表3 1∶5出力方式下故障率計(jì)算結(jié)果 Fit

表4 1∶5出力方式下系統(tǒng)的損耗 kW

由表3、表4可知，1∶5出力方式下同相補(bǔ)償變流器單個(gè)模塊的故障率為120 Fit，系統(tǒng)的損耗為299 kW。相較于1∶2出力方式（全時(shí)補(bǔ)償）下單個(gè)變流模塊340 Fit的故障率，1∶5出力方式下單個(gè)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(tǒng)的損耗增加16 kW。由此表明，隨著同相補(bǔ)償裝置所分擔(dān)負(fù)荷的增加，同相補(bǔ)償變流器的故障率和系統(tǒng)損耗趨于穩(wěn)定。

表5為不同出力方式下組合式同相供電系統(tǒng)的損耗和單個(gè)變流模塊的故障率統(tǒng)計(jì)。

表5 不同出力方式下系統(tǒng)損耗和單個(gè)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(bǔ)償變流器ADA的損耗均發(fā)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(bǔ)償裝置分擔(dān)負(fù)荷的增加，單個(gè)變流模塊的故障率呈下降趨勢，系統(tǒng)的損耗呈增加趨勢。

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

4 結(jié)語

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

參考文獻(xiàn)：

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[3]楊珍貴，周雒維，杜雄，等.基于器件的結(jié)溫變化評(píng)估風(fēng)機(jī)中參數(shù)差異對(duì)網(wǎng)側(cè)變流器可靠性的影響[J].中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，2013，33（30）：41-49.

[4]杜雄，李高顯，李騰飛，等.風(fēng)電變流器IGBT模塊的多時(shí)間尺度壽命評(píng)估[J].中國電機(jī)工程學(xué)報(bào)，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(xué)，2015.

[6]郭積晶.同相供電系統(tǒng)的損耗測量與分析[D].西南交通大學(xué)，2013.