劉國偉，郭小易，歐國平，俞鵬飛

（1.深圳供電局有限公司，廣東 深圳 518048；2.華南理工大學，廣東 廣州 510640）

0 引言

隨著用戶對用電安全和電能質量要求的提高，低壓直流供電技術在民用建筑、市政用電和精密制造等用電場景逐步地試點應用[1-5]。其中，AC/DC變換器是聯(lián)系交流配電系統(tǒng)與直流用電系統(tǒng)的重要紐帶，實現(xiàn)交直流配用電的功率交換，其壽命對末端連續(xù)可靠用電起主導作用。

AC/DC變換器的核心組件是功率半導體和直流支撐電容器，它們的壽命受濕度、電應力和熱應力等因素共同作用，以熱應力的影響最大[6-7]。針對AC/DC變換器的壽命及可靠性評價已成為國內外學者的關注點：文獻[8]分析比較了兩種電平變換器、NPC變換器和飛跨電容式變換器的功率損耗，并簡要地討論了幾種變換器的可靠性和諧波；文獻[9]基于故障物理和蒙特卡洛模擬法比較了在光伏能量轉換系統(tǒng)中常用的3種多電平變換器的IGBT模塊的壽命；文獻[10]提出了一種估計變換器預期壽命的模型，通過使用現(xiàn)場數據和供應商提供的數據作了驗證；文獻[11]建立了電力電子設備的可靠性模型，分析了電力電子設備對直流配電網可靠性的影響。

用于低壓直流供電的高頻隔離AC/DC變換器模塊能實時地控制電壓的幅值和相位，具有靈活調節(jié)電流及功率的優(yōu)點，但其組成元件數量多、布局緊湊、散熱困難，其壽命及可靠性評估研究亟待開展。這不僅有助于模塊化冗余配置變換器，還有助于制定合理的功率路由策略，開展全生命周期的資產管理。然而，國內外的低壓直流配用電系統(tǒng)集成和示范項目還很少，低壓AC/DC變換器運行時間短，數據收集手段單一，導致可靠性基礎數據匱乏，給壽命量化評估帶來不小的難度[12-17]。

針對低壓直流并網的應用場景，以元件物理失效方法為基礎，提出高頻隔離AC/DC變換器壽命評估方法，進一步地分析了不同元件電熱應力、變換器的薄弱環(huán)節(jié)及冗余配置的可靠性影響。

1 高頻隔離AC/DC變換器

高頻隔離AC/DC變換器的拓撲結構如圖1所示。經過VIENNA電路將交流整流為直流，然后逆變?yōu)楦哳l交流；經過高頻變壓器隔離后，最后整流為直流。

圖1 高頻隔離AC/DC變換器拓撲

VIENNA整流器三相一共有8種不同的開關狀態(tài)[18]。以A相為例，當相電流方向為正且開關處于關閉狀態(tài)時，二極管D11和D1將輸入連接到DC的正母線。類似地，當輸入電流方向為負時，二極管D12和D1將輸入連接到DC的負母線。當開關T接通時，二極管D13導通，從而將相位輸入連接到直流母線中性點O。電流方向為負且開關處于導通時，D14導通。VIENNA整流器的操作取決于開關的狀態(tài)，以及相輸入電流的方向[19-20]，其工作原理如式（1）-（2）所示：

式（1）-（2）中：swi——i相的開關函數；

ii——i相的相電流；

Uio——相電壓；

Uco1、Uco2——電容C1和C2的電壓。

后級高頻隔離DC/DC變換器采用移相控制，通過改變兩個電平電壓間的移相角實現(xiàn)對傳輸功率的控制[21-22]。U1和U2是漏感兩側的等效交流方波電壓，兩者之間的相位差是φ。線路上傳輸的有功功率表達式為（3），由此可以計算傳輸功率。

2 壽命評估框架

并網AC/DC變換器壽命評估采用基于失效物理理論的壽命評估方法，包括變換器電氣模型、電熱比擬模型、壽命解析模型和累積疲勞損傷模型，具體的壽命評估框架如圖2所示。

圖2 變換器各個元件的壽命評估流程

根據已知的變換器任務剖面，基于電力電子數學模型解析變換器各個元件的電氣量；從元件數據手冊取得相關參數，計算各個元件的功率損耗值；利用電熱比擬理論，用熱等效網絡估算IGBT、二極管的結溫和電容熱點溫度，從而得到IGBT、二極管和電容器的全年溫度數據序列；對IGBT和二極管，用雨流計數法[23]計算熱循環(huán)次數，并依據壽命模型和累積損傷模型評估壽命；針對電容器，熱點溫度序列可直接用于壽命模型和累積損傷模型的壽命計算；取壽命最小的器件作為變換器薄弱環(huán)節(jié)，并將其壽命作為變換器壽命。

3 元件壽命評估方法

3.1 IGBT和二極管結溫

式（6）中：a，b和c——參數，從廠家數據手冊特定的結溫下，E-Ic靜態(tài)特性曲線中擬合而獲??；

Unom——測試條件下的阻斷電壓；

fs——IGBT開關頻率。

IGBT模塊總的平均功率損耗為：

相似地，二極管的總損耗Ploss，D是導通損耗Pcon，D和恢復損耗Prec，D之和。

鑒于參數獲取難度，選取Foster熱網絡[24]電熱比擬解析IGBT模塊在電熱應力下的溫度傳遞。Foster模型的熱等效網絡如圖3所示，其中包括結-殼網絡（4個一階Foster模型串聯(lián)）、導熱脂和散熱器網絡?？紤]到元件損耗和結溫的相互作用和影響，采用迭代法使求解的各個元件的有功損耗和結溫更加精確。

圖3 Foster熱網絡模型

此外，加載在IGBT和二極管上的熱循環(huán)主要有3類：1）高頻熱循環(huán)；2）基頻熱循環(huán)；3）低頻熱循環(huán)。IGBT高頻開關周期比熱網絡時間常數小得多，即Foster網絡相當于低通濾波器，因此忽略高頻熱循環(huán)。低頻熱循環(huán)周期可以通過雨流計數算法獲得，而基頻熱循環(huán)可用電熱比擬理論解析并推導得到[6]。

3.2 IGBT和二極管壽命模型

比較IGBT和二極管的壽命解析模型，LESIT壽命模型綜合地考量了結溫波動差值ΔTj和平均結溫Tjm，具有一定的普遍性和實用性，本文用其計算失效的熱循環(huán)次數Nf[25]。Nf的計算如下：

式（8）中：a，b——常數；

Kb——玻爾茲曼常數（8.62×10-5eV/K）；

Ea——激活能。

基于Miner法則[26]，元件所承受的熱循環(huán)損傷具有線性可疊加性。因此，全年所有熱循環(huán)累積損耗的壽命CL為：

式（9）中；Nf，j——與第j個熱循環(huán)對應的失效熱循環(huán)次數；

Nj——第j個熱循環(huán)的數量；

CL——包含了基頻和低頻熱循環(huán)消耗的壽命。

假設變換器1年的任務剖面和環(huán)境溫度差異不大，每個器件1年消耗的壽命相同，則IGBT的預期壽命LT和二極管的預期壽命LD為：

3.3 電容熱點溫度計算

鋁電解電容等效串聯(lián)電阻（ESR）隨諧波電流頻率的增加而降低，當頻率高于1 kHz后ESR隨頻率變化不再明顯。高頻隔離AC/DC變換器開關頻率遠大于1 kHz，大部分諧波分量處于恒定ESR（ESRconst）范圍，僅有少量的基帶諧波分量頻率nf0處于1 kHz以下。本文中VIENNA整流器中的直流側基帶諧波電流可通過幾何墻模型[27]求解得到，則電容電流各次基帶諧波分量（m=0）可由式（11）得到。

進一步地，再通過如圖4所示的電容熱等值網絡獲得電容熱點溫度。

圖4 電容熱等值網絡

3.4 電容壽命模型

電容器壽命模型[28]如式（13）所示。

式（13）中：V——實際承受的電壓；

V0——測試電壓；

L（Th）——電容在特定熱點溫度Th下的預測壽命；

L0——測試條件下的壽命；

Th——電容實際熱點溫度，單位為℃；

T0——電容測試條件下的熱點溫度；

α——電壓應力指數。

采用累積損傷理論量化電容器在變化工況下的壽命，即認為電容器在電熱應力下發(fā)生老化，并且該疲勞損傷隨使用時間不斷增加。在很小的時間區(qū)間Δt內（Δt為溫度采樣周期），認為電容器電熱應力不變。根據Miner原則，電容器全年的累計疲勞損傷D為所有采樣點對應沖擊產生的疲勞損傷總和：

式（14）中：Ns——全年環(huán)境溫度的總采樣點數；

L[Th（t）]——在采樣時刻t時式（13）的計算值。

因此，電容器的壽命LC為全年累積疲勞損傷的倒數。

4 算例分析

4.1 系統(tǒng)概況

深圳市中美中心示范工程R3模塊區(qū)域低壓直流配用電系統(tǒng)，是民用建筑直流關鍵技術的示范工程，包括直流辦公和直流家居等典型的應用場景。該系統(tǒng)通過高頻隔離AC/DC變換器與交流配電網作功率交換。AC/DC變換器相關參數如表1所示。圖5a、5b分別給出了功率任務剖面和深圳市環(huán)境溫度曲線。

圖5 傳輸功率任務剖面和環(huán)境溫度

表1 系統(tǒng)及AC/DC變換器參數

高頻隔離AC/DC變換器中VIENNA整流器采用F3L50R06W1E3_B11 IGBT模塊。后級DC/DC變換器中采用2個FS75R12KS4模塊并聯(lián)和1個FP150R12KT4P_B11模塊。電容器組C1、C2和C3由電容器380LQ221M450K022串并聯(lián)構成。壽命評估流程中所需的各個元件電氣參數和熱參數可從相應的元件數據手冊中獲取。

4.2 AC/DC變換器壽命評估

在該工況下的高頻隔離AC/DC變換器，二極管D1結溫，以及電容C1、C2和C3的熱點溫度如圖6所示。當變換器流過圖5中的最大傳輸功率時，變換器中各個元件的功率損耗及其組成如圖7所示。

圖6 元器件溫度

比較VIENNA整流器中T1和D1的功率損耗，T1的功率損耗最大。如果某元件功率損耗越大，則該元件的結溫就越高。圖8a和圖8b分別表示變換器各個元件的結溫波動幅值和均值的箱線圖。箱線圖的矩形框中黑線表示中位數，下邊界和上邊界分別為下四分位數和上四分位數，上下兩端虛線延伸至最大和最小值點。相比于D1、D11和D13，T1在低頻熱循環(huán)的作用下承受更高的結溫波動ΔTj和平均結溫Tjm，但T1承受的熱循環(huán)中并不包含基頻熱循環(huán)。由于基頻熱循環(huán)的數量遠多于低頻熱循環(huán)的數量，因此，雖然由低頻熱循環(huán)引起的壽命損耗CLL，T1大于D1，但D1基頻熱循環(huán)引起的壽命損耗CLF較高，進而總壽命損耗D1大于T1，如表2所示。

圖8 結溫波動幅值和均值

表2 元件年壽命損耗

對于后級高頻隔離DC/DC變換器，當變換器通過圖5所示的最大傳輸功率時，DC/DC變換器工作在電流斷續(xù)模式，電流不留過D3，因此圖7的D3有功損耗為0。由于工作在較高的工作頻率下，T2具有較大的開關損耗，其有功損耗遠大于其他元件，并承受著較高的低頻熱循環(huán)。高頻隔離DC/DC變換器中，各個功率半導體器件的疲勞損傷與VIENNA整流器中T1同樣只由低頻熱循環(huán)引起，所以盡管T2承受著較大的低頻熱應力，但總疲勞損耗依舊小于D1。

圖7 元件功率損耗

高頻隔離AC/DC變換器中各個元件的壽命如表3所示。VIENNA整流器中D1和C1的壽命分別為6.3年和15.8年，后級DC/DC變換器中T2和C3的壽命分別為163.0年和10.9年。高頻隔離AC/DC變換器中薄弱環(huán)節(jié)為VIENNA整流器中的二極管D1。

表3 VIENNA變換器各個元件的壽命

表4 DC/DC變換器各個元件壽命

4.3 模塊冗余配置的影響

冗余配置AC/DC模塊將有助于降低AC/DC變換器中各個元件所承受的電流應力，進一步地改善AC/DC變換器的壽命。如每極分別增加1個高頻隔離AC/DC冗余模塊時，VIENNA變換器D1和電容C1、C3的溫度曲線如圖9-10所示。冗余模塊配置使D1的有功損耗減少和結溫降低。對比圖6、10中電容熱點溫度由于流過的電容電流的減少，也得到一定程度的下降。各個元件熱應力的降低，可改善元件壽命。增加一個冗余AC/DC模塊后，D1的壽命由6.3年延長至18.7年，提高了2.97倍。電容C1的壽命由15.8年延長至18.8年，C3的壽命由10.9年延長至14.8年，分別增大了1.19倍和1.36倍。此時，高頻隔離AC/DC變換器薄弱環(huán)節(jié)為后級DC/DC變換器輸出側的直流支撐電容。AC/DC變換器整體壽命相比于無冗余配置提高了2.35倍，大幅度地提高了系統(tǒng)的可用性。

圖9 D1年結溫曲線

圖10 含冗余AC/DC模塊時電容熱點溫度

5 結束語

本文基于物理失效的方法量化地評估了低壓直流高頻隔離AC/DC變換器壽命，解析變換器可靠性機理，探明其薄弱環(huán)節(jié)，分析冗余配置對變換器壽命的影響，得到了以下結論：

1）在給定的工況下，高頻隔離AC/DC變換器的壽命為6.3年，薄弱環(huán)節(jié)為VIENNA整流器中二極管D1，其壽命損耗主要由基頻熱循環(huán)導致；

2）通過配置冗余AC/DC模塊來改善變換器壽命，增加一個AC/DC模塊后，高頻隔離AC/DC變換器的整體壽命可提高2.35倍，此時其薄弱環(huán)節(jié)為后級DC/DC變換器輸出側直流支撐電容。