大功率三電平中點箝位變流器損耗特性分析

衛(wèi) 煒，葛瓊璇，李耀華，趙 魯，張 波

(1.中國科學院電力電子與電氣驅動重點實驗室(中國科學院電工研究所)，北京 100190；2.中國科學院大學，北京 100049)

0 引 言

在中高壓變頻調速領域，相對于兩電平變流器，三電平中點箝位(Neutral Point Clamped, NPC)變流器因其輸出功率大、輸出電壓諧波含量小、電路結構簡單、便于背靠背運行等優(yōu)點，在軌道交通牽引、冶金軋鋼、風力發(fā)電、直流電網等相關領域得到了廣泛的應用[1-3]。隨著容量的不斷提升，功率器件損耗特性也大幅度增加，系統(tǒng)損耗及散熱已成為大功率變流器裝置穩(wěn)定可靠運行的關鍵問題之一，其損耗及效率特性分析也是目前研究的熱點和難點。

相對于變流器裝置而言，IGCT器件模型特別是具有較高計算精度的物理模型以及相關參數(shù)的提取方法將是整個系統(tǒng)仿真分析計算的理論基礎[4-5]。變流器電路雜散參數(shù)會較大地影響IGCT器件導通和關斷過程的損耗特性，從而進一步影響整個變流器系統(tǒng)效率，因此需要考慮母排的不同結構及連接方式，優(yōu)化雜散參數(shù)的設計原則[6-9]。為了降低IGCT器件導通及關斷過程電壓和電流的尖峰值，通常接入附加的緩沖電路，緩沖電路中相關參數(shù)的優(yōu)化及設計方法將是器件安全穩(wěn)定運行的保障[10-11]。文獻[12-13]針對三電平IGBT變頻器損耗分析及計算方法展開研究，分析了功率損耗的組成及影響因素，文獻[14-16]針對不同的空間矢量調制策略及冗余小矢量作用時間的分配方法展開研究，從而優(yōu)化變流器的損耗特性及系統(tǒng)效率。

針對大功率NPC變流器損耗及效率特性，相關文獻通?；诶硐氲碾妷?、電流正弦波形計算IGCT器件損耗，然而在高壓、大電流運行條件下，器件運行的開關頻率通常較低，脈波數(shù)相對較少，諧波含量相對較大，器件瞬時電壓電流的提取會存在一定的偏差，從而導致器件損耗計算與實際存在差異。本文以基于IGCT器件的大功率三電平NPC變流器為研究對象，針對系統(tǒng)每一部分的損耗特性展開分析，基于串入電感構建變流器負載功率自循環(huán)老化平臺，并通過仿真及實驗驗證不同負載工況下系統(tǒng)損耗計算及效率分析的準確性，為后續(xù)變流器不同拓撲結構、調制策略的效率優(yōu)化分析及散熱系統(tǒng)設計打下理論基礎。

1 三電平變流器結構及實驗原理

1.1 三電平變流器拓撲結構

本文研究的高速磁浮用大功率三電平變流器的結構如圖1所示，主要包括三繞組輸入變壓器、整流器、中間直流濾波電容、吸收電路、逆變器。其中，整流和逆變單元均為基于IGCT器件的三電平結構，三相獨立的RLCD電路是為保證IGCT和二極管安全工作而設置的緩沖電路。IGCT5/IGCT6驅動信號保持為0時，變流器為本文研究的NPC拓撲結構。

圖1 大功率三電平變流器拓撲結構圖

大功率三電平變流器的實物圖如圖2所示，采用三電平有源中點箝位(Active Neutral Point Clamped, ANPC)拓撲結構，可以同時滿足NPC、ANPC功能實驗，為后續(xù)ANPC的研究提供統(tǒng)一實驗平臺。模塊化結構設計使整個變流器系統(tǒng)的結構緊湊，具有功率密度高、體積小、維護方便等優(yōu)點。大功率三電平變流器的IGCT器件的額定電壓為4.5 kV，額定可關斷電流峰值4 kA，電流最大上升率為1000 A/μs，最大允許工作結溫是125℃。反并聯(lián)二極管額定電壓4.5 kV，電流最大上升率為600 A/μs，最大允許工作結溫是140℃。

圖2 大功率三電平變流器樣機

1.2 負載功率自循環(huán)老化原理

圖3為負載功率自循環(huán)老化原理框圖，網側輸入電壓uan經過RLC陷波器濾除高頻次諧波含量，再經過三相輸入濾波電感L1后得到整流器輸入側電壓uan_rec，配合整流器實現(xiàn)直流母線電壓閉環(huán)控制。

圖3 負載功率自循環(huán)老化試驗原理框圖

整流器采用電壓外環(huán)PI控制、電流內環(huán)PR控制策略，網側電壓uan采用諧振鎖相環(huán)觀測器，從而實現(xiàn)整流器單位功率因數(shù)運行。逆變器輸出端通過自老化電感L2連接到網側電壓uan，以輸出電流ias_inv即功率為控制參考目標，基于網側電壓uan及輸出電流ias_inv的大小來控制逆變器輸出電壓uan_inv的幅值與相位，相關的矢量圖如圖4所示，大功率三電平變流器系統(tǒng)控制原理框圖如圖5所示。

圖4 電壓、電流矢量圖

圖5 大功率三電平變流器系統(tǒng)控制原理框圖

整流器輸入端電壓uan_rec矢量計算表達式為

(1)

整流器輸入端電壓uan_rec的幅值為

(2)

式中，uan_rec_sm為整流器輸入端電壓幅值，uan_sm為網側電壓幅值，ias_rec_sm為整流器輸入電流幅值，ω為角頻率，L1為整流器輸入濾波電感，電感值為0.46 mH。

逆變器輸出端電壓uan_inv矢量計算表達式為

(3)

逆變器輸入端電壓uan_inv的幅值為

(4)

式中，uan_inv_sm為逆變器輸出端電壓幅值，ias_inv_sm為逆變器輸出電流幅值，L2為自老化電感，電感值為1.2 mH。

2 變流器損耗分析

為了分析大功率三電平變流器損耗，需要對變流器中各處損耗源進行分析，建立相對精確的計算模型。變流器系統(tǒng)損耗主要包含IGCT器件通態(tài)損耗、關斷過程損耗和導通過程損耗，反并聯(lián)二極管的通態(tài)損耗和反向恢復損耗，RLCD緩沖電路中的電阻損耗等。

2.1 IGCT通態(tài)損耗

由于IGCT器件通態(tài)壓降隨溫度、電流大小變化而變化，為了更精確地計算通態(tài)損耗，在實際計算時需要考慮電流及溫度參數(shù)變化的影響，功率器件的數(shù)據(jù)手冊中通態(tài)損耗模型表達式為

(5)

式中，25℃溫度下對應的系數(shù)值分別為AT25=622.7×10-3、BT25=163.4×10-6、CT25=141.1×10-3、DT25=0。125℃溫度下對應的系數(shù)值分別為AT125=-16×10-3、BT125=226.6×10-6、CT125=218.4×10-3、DT125=0。

在實際計算過程中，考慮溫度對IGCT器件通態(tài)特性的影響，本文將基于25℃、125℃兩組溫度系數(shù)進行線性插值計算，溫度Tj時器件通態(tài)壓降為

(6)

IGCT通態(tài)損耗瞬時值由通態(tài)壓降和流經的瞬時電流確定：

EsT(t)=VT(t)×IT(t)

(7)

2.2 IGCT開關損耗

IGCT在導通和關斷過程中都會產生相應損耗，通常基于導通和關斷過程電壓和電流的乘積再積分方法計算，但在實際工程中實現(xiàn)較為困難。本文通過測試不同電壓、電流、溫度狀態(tài)下的導通和關斷過程損耗值，最終推導出導通、關斷過程單次損耗瞬時值表達式，如式(8)所示，開通及關斷損耗各自對應系數(shù)如表1所示。

(8)

表1 IGCT器件開關損耗模型擬合系數(shù)

2.3 二極管通態(tài)損耗

二極管通態(tài)損耗由其通態(tài)壓降和流經的瞬時電流確定，通態(tài)壓降值與流過的瞬時電流相關，其表達式與IGCT通態(tài)壓降表達式(5)相類似，只是相應參數(shù)不相同。

二極管通態(tài)損耗瞬時值由通態(tài)壓降和流經的瞬時電流確定：

EonD(t)=VD(t)×ID(t)

(9)

2.4 二極管反向恢復損耗

由于二極管導通損耗相對較小，通?？梢院雎浴７聪蚧謴蛽p耗是二極管固有特性，發(fā)生于正向導通狀態(tài)切換為被動反向阻斷的瞬間，先產生反向電流，最后恢復為反向阻斷狀態(tài)，二極管反向恢復損耗Err的線性擬合模型主要依據(jù)的是器件手冊中的相關參數(shù)，器件手冊給出了Err與關斷電流峰值IFM以及反向電流變化率dIF/dt之間的特性曲線圖。本文以二次多項式擬合模型求解二極管反向恢復損耗，如下式(10)所示，相關擬合系數(shù)如表2所示。

表2 二極管反向恢復損耗擬合模型系數(shù)

(10)

2.5 緩沖電路中緩沖電阻損耗

本文研究的三電平變流器采用三相獨立RLCD式結構，緩沖電阻在變流器工作過程中將消耗緩沖電路中的大部分能量，但是其流經電流的瞬時波形難以用解析式表達，因此本文將根據(jù)仿真平臺的電阻電流瞬時波形，基于周期時間積分的緩沖電阻平均功率為

(11)

3 仿真分析

為了分析大功率三電平變流器不同負載工況下?lián)p耗及效率特性，結合1.2小節(jié)所述的自循環(huán)老化試驗原理和變流器樣機，本文搭建基于PSIM的變流器系統(tǒng)仿真模型如圖6所示，主電路參數(shù)如表3所示。

圖6 大功率三電平變流器系統(tǒng)仿真模型

表3 大功率三電平變流器系統(tǒng)主電路參數(shù)

3.1 輸出電流1650 A系統(tǒng)仿真波形

圖7為輸出電流1650 A時大功率三電平變流器系統(tǒng)PSIM仿真結果，0～0.25 s為直流母線電壓預充電狀態(tài)，0.25 s啟動整流器直流母線電壓閉環(huán)控制，0.6 s啟動電感自老化負載電流閉環(huán)控制。

其中，圖7(a)為直流母線電壓波形，圖7(b)為整流器輸入三相電流波形，圖7(c)為逆變器輸出三相電流波形，圖7(d)為整流器輸入端電壓、輸入電流、網側相電壓波形，圖7(e)為逆變器輸出端電壓、輸出電流、網側相電壓波形。從仿真波形中可以看出，整流器閉環(huán)控制實現(xiàn)單位功率因數(shù)及直流母線電壓穩(wěn)定運行，逆變器輸出端電壓滯后于整流器輸入端電壓。

圖7 大功率三電平變流器系統(tǒng)仿真

3.2 二極管及IGCT器件損耗分析

在系統(tǒng)仿真中提取整流器及逆變器每個IGCT器件驅動信號波形及對應的電流波形，基于每個器件驅動信號導通與關斷切換點獲取器件IGCT及二極管瞬時電流值，最后通過IGCT及二極管的損耗計算模型求解對應的器件導通或關斷損耗值，基于電流有效值計算器件通態(tài)損耗。

變流器單相橋臂的上下兩部分結構對稱，對應部位功率器件在一個周期內的功率損耗雖存在細微差別，但大體上也具有對稱性。本文中所有器件的損耗仿真和計算結果都是分別獨立進行，但篇幅所限，接下來的仿真波形將只包括上半橋臂的IGCT1及Diode1、IGCT2及Diode2和Diode5。

圖8(a)為整流器A相器件IGCT1驅動信號波形；圖8(b)為整流器A相器件IGCT1及Diode1對應的電流波形，電流大于零代表的是IGCT1電流，電流小于零代表的是二極管Diode1電流；圖8(c)為整流器A相IGCT2驅動信號波形；圖8(d)為整流器A相IGCT2及Diode2對應的電流波形；圖8(e)為整流器A相Diode5電流波形。由于系統(tǒng)采用NPC電路拓撲結構，Diode5不需要驅動信號。

圖8 整流器A相器件驅動信號及電流波形

圖9為整流器A相橋臂IGCT及二極管Diode損耗分布圖。其中，圖9(a)為通態(tài)損耗分布柱形圖，圖9(b)為關斷損耗分布柱形圖，圖9(c)為導通損耗分布柱形圖，圖9(d)為整體損耗分布柱形圖。

圖9 整流器A相IGCT及Diode損耗分布圖

圖10(a)為逆變器A相器件IGCT1驅動信號波形；圖10(b)為逆變器A相器件IGCT1及Diode1對應的電流波形；圖10(c)為逆變器A相IGCT2驅動信號波形；圖10(d)為逆變器A相IGCT2/Diode2、對應的電流波形；圖10(e)為逆變器A相Diode5、電流波形。

圖10 逆變器A相器件驅動信號及電流波形

圖11為逆變器A相功率器件損耗分布圖，A相上IGCT及二極管的總損耗為97.78 kW。

圖11 逆變器A相IGCT及Diode損耗分布圖

3.3 緩沖電阻損耗

在輸出電流有效值為1650 A的工況下，針對RLCD緩沖電路電阻損耗展開數(shù)值計算。圖12為RLCD緩沖電路電阻電流瞬時波形?；陔娏魉矔r波形計算平均消耗功率，如圖13所示。圖13(a)為整流側每相橋臂RLC吸收電路中電阻平均損耗功率柱形分布圖，圖13(b)為逆變側電阻平均損耗功率分布圖，三相緩沖電路電阻總損耗為24.3477 kW。

圖12 緩沖電路電阻電流波形

圖13 緩沖電路中電阻平均損耗功率柱形分布圖

3.4 系統(tǒng)總損耗

圖14為自老化電感輸出電流有效值1650 A條件下大功率三電平變流器損耗分布圖，系統(tǒng)總損耗仿真計算值為101.8093 kW。

圖14 大功率三電平變流器系統(tǒng)損耗分布圖(1650 A)

4 實驗驗證

為了更好地驗證大功率三電平變流器系統(tǒng)損耗及效率特性分析仿真模型的正確性，基于上面電感自老化原理搭建實驗平臺，參數(shù)與仿真模型一致，針對不同的負載電流及輸出功率展開相應實驗。

下面給出在負載輸出電流有效值為1650 A下A相整流輸入端電壓uan_rec、電流ias_rec和逆變輸出端電壓uan_inv、電流ias_inv實驗波形，針對電壓及電流的有效值、相位、諧波含量展開數(shù)值分析，提取對應的輸入功率、輸出功率及效率特性。

4.1 輸出電流1650 A實驗

圖15為A相整流輸入端電壓uan_rec、電流ias_rec，逆變輸出端電壓uan_inv、電流ias_inv實驗波形。其中，圖15(b)所示逆變器電流波形ias_inv由于羅氏線圈測量與實際電流相反，所以需進行反相處理。負載電流頻率為50 Hz，整流器和逆變器的相電壓PWM波形均為8脈波，對應開關頻率為400 Hz。將實驗波形保存數(shù)據(jù)格式導入Matlab軟件中進行數(shù)值分析，得出對應的基波峰值、基波有效值、諧波含量THD、相位角、功率因數(shù)等特性值，如表4所示。

圖15 輸出電流1650 A實驗波形

表4 輸出電流1650 A實驗波形

則整流器輸入有功功率為

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

(12)

逆變器輸出有功功率為

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

(13)

變流器的運行效率為

(14)

變流器損耗功率為111.19 kW，整流器輸入電流ias_rec諧波含量THD=14.8%，逆變器輸出電流ias_inv諧波含量THD=7.59%。

4.2 仿真實驗對比分析

在不同的自老化電感電流有效值工況下，對比分析仿真與實驗結果分別如圖16、圖17所示，變流器系統(tǒng)總損耗實驗與仿真偏差在5%左右，從而說明變流器控制策略的有效性、損耗分析及仿真計算的精確性，從而為大功率IGCT變流器的損耗及效率優(yōu)化分析提供良好的理論基礎及仿真條件。當變流器負載功率在8～10 MW左右，系統(tǒng)效率可以達到98.7%左右。

圖16 不同輸出電流下變流器總損耗

圖17 不同輸出電流下變流器效率

5 結 語

本文針對高速磁浮牽引用三電平大功率變流器損耗特性展開研究，分析了變流器系統(tǒng)各部分損耗計算原理，基于PSIM軟件建立負載功率自循環(huán)老化仿真平臺，通過分析不同負載工況下電壓、電流瞬時值計算器件通態(tài)及開關損耗，變流器有功功率輸出達到8～10 MW，仿真模型與實驗測試的偏差小于5%，損耗的精確計算為大功率變流器系統(tǒng)效率優(yōu)化及散熱設計提供理論基礎。