劉 飛 ，解紹鋒 ，侯東光 ，周 婷 ，張曉芳

（1.西南交通大學 電氣工程學院，四川 成都 610031；2.溫州市鐵路與軌道交通投資集團有限公司運營分公司，浙江 溫州 325000）

0 引言

隨著我國高速、重載鐵路運營里程的不斷增長，電氣化鐵路過分相以及負序、諧波等電能質量問題日益突出，無分相的同相供電系統(tǒng)是解決這些問題的理想方案。近年來，在眉山同相供電方案基礎上發(fā)展起來的組合式同相供電使牽引供電和負序補償在結構上相互獨立、在功能上相互組合，其實現方法是在單相變壓器的基礎上應用以負序補償為中心的補償方案，同相補償裝置的容量結合實際情況設定［1-3］。組合式同相供電分為單相組合式同相供電和單三相組合式同相供電2種方案，2種方案的供電示意圖詳見文獻［1］。

作為同相補償裝置的核心組件，同相補償變流器的性能優(yōu)劣對組合式同相供電系統(tǒng)的可靠運行有著重要影響。同相補償變流器是電能轉換系統(tǒng)中薄弱環(huán)節(jié)之一，為了降低系統(tǒng)維護維修成本，迫切需要對同相補償變流器進行可靠性分析，進一步提出相應的維護維修策略，確保同相補償變流器高可靠性地穩(wěn)定運行?，F有文獻主要是利用電子設備可靠性評估手冊MIL-HDBK-217F和GJB/Z299C評估同相補償變流器在一種工作狀態(tài)下的可靠性，而這些手冊評估過程中僅關注恒定負荷下的結溫對器件可靠性的影響，忽略了結溫波動的影響。功率變流器中器件失效與器件承受的電熱應力有很大關系，功率變流器中超過50%的故障是由IGBT模塊的疲勞失效引起的［4］。牽引負荷的劇烈波動使功率器件的損耗產生波動，進而引起器件的結溫也產生波動，而功率器件失效的速度主要由器件結溫的均值及波動幅值決定［5］。

本文首先給出了功率器件的可靠性評估模型及可靠性評估流程圖，然后以同相補償變流器采用背靠背式15級級聯結構為例，建立整流側和逆變側IGBT模塊結溫仿真模型，并分析牽引負荷波動對同相補償變流器損耗和結溫的影響；接著，根據結溫波動數據，利用雨流算法提取相應的溫度循環(huán)次數；最后，利用Bayerer模型和線性疲勞累積理論評估在不同負荷特征參數和不同運行方式下同相補償變流器的可靠性。

1 可靠性評估模型及流程圖

1.1 可靠性評估模型

由于IGBT模塊各層材料的熱膨脹系數存在差異，當模塊的溫度產生變化時，會在不同材料上產生不同的熱膨脹力，導致模塊材料產生疲勞老化。IGBT模塊疲勞老化的主要形式是焊料層脫落和鋁鍵合線（綁定線）斷裂［6］。

LESIT研究機構通過對不同芯片制造商的IGBT模塊進行大量的加速老化實驗，揭示了功率循環(huán)失效周期數Nf與結溫變化的均值Tm及結溫波動的幅值ΔTj之間的關系，如圖1所示［6］。

從圖1中可以看出，相對于結溫變化的均值Tm，結溫變化波動的幅值ΔTj對IGBT模塊壽命的影響更加明顯。文獻［7］采用了Bayerer解析壽命模型：

圖1 功率循環(huán)失效周期數與結溫關系Fig.1 Relationship between number of power cycles to failure and junction temperature

其中，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、Tjmin分別為一個波動周期內結溫的最大值和最小值；k=9.3×1014，β1=-4.416，β2=1285，β3=-0.463，β4=-0.716，β5=-0.761，β6=-0.5。

為了預測實際牽引負荷下功率器件的可靠性，文獻［8-9］利用線性疲勞累計損傷模型（Miner模型），給出了如式（2）所示的變流器失效率計算公式：

其中，Nf，n為第n次情況下結溫所對應的額定循環(huán)失效周期數；Nn為實際情況下的結溫循環(huán)次數。

1.2 損耗計算和結溫計算

損耗和結溫計算原理詳見文獻［10-11］。本文用Foster網絡建立功率器件的熱模型，整流側功率器件選用西門康型號為SKIIP1513GB172-3DL-V3的IGBT模組，逆變側選用西門康型號為SKIIP2403GB172-4DL-V3的IGBT模組。表1和表2為IGBT模塊具體的熱阻抗參數（模塊的熱阻可等效為四階模型）。表中，R（js）為芯片結到散熱器的熱阻；T（js）為芯片結到散熱器熱阻的時間常數；下標IGBT和D分別對應IGBT和二極管的參數；Rsa為散熱器到環(huán)境的熱阻；Tsa為散熱器到環(huán)境熱阻的時間常數。

表1 西門康SKIIP1513GB172-3DL-V3模塊熱網絡的相關參數Table1 Parameters of heat network of SKIIP1513GB172-3DL-V3 module

表2 西門康SKIIP2403GB172-4DL-V3模塊熱網絡的相關參數Table 2 Parameters of heat network of SKIIP2403GB172-4DL-V3 module

1.3 可靠性評估流程圖

結合上述分析，同相補償變流器的可靠性評估流程如圖2所示。首先由變流器的電熱參數、實際的牽引負荷計算IGBT模塊的損耗和結溫；然后將器件失效率的計算分為基頻尺度失效率的計算和低頻尺度失效率的計算?；l尺度指同相補償變流器的輸出頻率，為50 Hz；低頻尺度指因為牽引負荷隨機波動而產生的結溫波動，波動幅度大，波動周期遠大于基頻周期。在計算基頻尺度失效率時，可直接利用Bayerer模型和Miner模型計算得到，Tm為一個基頻周期內結溫最大值和最小值的平均值，ΔTj為一個基頻周期內結溫最大值與最小值的差值；在計算低頻尺度失效率時，需要首先對基頻周期結溫取平均值，然后得到低頻尺度結溫波動，之后用雨流算法提取結溫波動的均值Tm、幅值ΔTj及對應的循環(huán)次數Nn，再用Miner模型得到低頻結溫波動對應的失效率。根據低頻尺度結溫波動和基頻尺度結溫波動對IGBT模塊可靠性影響程度的不同，可以分別計算評估這2種不同時間尺度的結溫波動對IGBT模塊失效率的影響［12-14］。功率器件失效率的具體計算方法詳見參考文獻［13］。

圖2 同相補償變流器可靠性評估流程圖Fig.2 Flowchart of reliability evaluation for co-phase compensation converter

鐵路行車嚴格按照事先制定好的列車運行圖運行，牽引負荷具有周期性，則實測牽引負荷的周期為1 d。由此，可以得出IGBT器件每天（24 h）的失效率λ0，然后將器件每天的失效率轉換為故障率λ（單位Fit），轉換公式如下：

2 同相補償變流器的可靠性評估

2.1 同相補償變流器結構

圖3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。同相補償變流器的具體參數如表3所示。

圖3 同相補償變流器結構圖Fig.3 Structure of co-phase compensation converter

表3 5 MW同相補償變流器的具體參數Table 3 Specific parameters of 5 MW co-phase compensation converter

2.2 額定工況下IGBT模塊的損耗和結溫分析

首先分析同相補償變流器IGBT模塊在額定情況下的功率損失和結溫，如表4所示，其中環(huán)境溫度設為40℃。表中，Tj-IGBT、Tj-D分別為達到散熱平衡后IGBT和二極管的結溫；Pcd，IGBT、Pcd，D分 別為 IGBT和二極管的通態(tài)損耗；Psw，IGBT、Psw，D分別為 IGBT和二極管的開關損耗；PIGBT、PD分別為IGBT和二極管的通態(tài)損耗和開關損耗之和；Ptot為IGBT模塊的總損耗。

表4 額定工況下IGBT模塊的功率損失和結溫Table 4 Power loss and junction temperature of IGBT module under rated condition

由表4可知，整流側和逆變側IGBT和二極管的通態(tài)損耗 Pcd，IGBT與 Pcd，D相差不大，兩者損耗的區(qū)別主要體現在開關損耗Psw，IGBT與Psw，D上，這主要是由于逆變側IGBT模塊的開關頻率（1500 Hz）大于整流側的開關頻率（400 Hz）。雖然逆變側IGBT模塊總損耗要比整流側總損耗高35%，但由于逆變側IGBT模塊的熱阻小于整流側的熱阻，達到散熱平衡后，逆變側的結溫只比整流側高出約7%。逆變側IGBT模塊的瞬時功率損耗和結溫仿真波形分別如圖4和圖5所示。

圖4 額定工況下逆變側IGBT的瞬時功率損耗Fig.4 Instantaneous power loss of inverter-side IGBT under rated condition

圖5 額定工況下逆變側IGBT的瞬時結溫Fig.5 Instantaneous junction temperature of inverter-side IGBT under rated condition

由變流器的換流特性可知，在輸出電流的前半周期，某一橋臂上IGBT的功耗隨輸出電流作近似正弦規(guī)律變化，導致結溫在前半周期不斷上升；在輸出電流的后半周期，該IGBT沒有電流流過，功率損耗為零，導致結溫在后半周期不斷下降。當結溫穩(wěn)定不變后，IGBT結溫波動的幅值ΔTj約為1℃。圖6為額定電流持續(xù)作用在變流器上的結溫變化圖，從圖中可以看出，進入發(fā)熱和散熱相互平衡狀態(tài)后，逆變側IGBT的結溫穩(wěn)定在88.5℃。

2.3 實例分析

本文以高速鐵路和重載鐵路這2種牽引負荷為例，結合同相補償裝置的運行方式（全時補償、需時補償），分析不同特征參數的牽引負荷對同相補償變流器可靠性的影響。全時補償指同相補償裝置持續(xù)運行，分擔牽引負荷的一半但不超過變流器的額定容量；需時補償指只有當負序超過國標允許值時，同相補償裝置才投入運行，補償負荷功率與負序允許功率差值的1/2［15］。針對重載鐵路負荷，為了使同相補償變流器的負荷過程更加平穩(wěn)，提出一種新的同相補償裝置運行方式，此種運行方式能夠有效提高同相補償變流器的可靠性，具體分析說明詳見2.3.3節(jié)。

圖6 額定工況下逆變側IGBT的結溫變化Fig.6 Junction temperature variation of inverter-side IGBT under rated condition

2.3.1 高速鐵路牽引負荷對同相補償變流器可靠性的影響

圖7為我國高速鐵路某牽引變電所全天負荷過程圖，對實測數據進行統(tǒng)計分析可知，實測負荷電流95%概率大值I95%=910 A，最大值Imax=2124 A。假定該牽引變電所系統(tǒng)短路容量Sd=1400 MV·A，則95% 概率大值負序功率允許值 Sε95%=18.2 MV·A，最大負序功率允許值Smax=36.4 MV·A。對該牽引變電所進行組合式同相供電改造，采用單三相組合式同相供電方案，則牽引變壓器的容量ST=40 MV·A，同相補償變流器的容量SC=10 MV·A，具體設計方法詳見文獻［15］。下面以逆變側IGBT為例進行分析。圖8為全時補償、需時補償下逆變側IGBT的結溫波動圖。圖9為IGBT的溫度循環(huán)次數及故障率分布圖。由Bayerer模型可以計算出圖9（a）所示的結溫均值Tm及幅值ΔTj對應的額定功率循環(huán)次數 Nf，n，然后由式（2）Miner模型計算失效率，接著由轉換公式（3）將失效率轉換為故障率，見圖9（b）。高速鐵路需時補償及重載鐵路全時、需時補償下低頻溫度循環(huán)次數及故障率分布圖不再給出。

圖7 高速鐵路某牽引變電所全天負荷過程圖Fig.7 Load process diagram of a traction substation in high-speed railway

圖8 全時補償和需時補償下逆變側IGBT的結溫Fig.8 Junction temperature of inverter-side IGBT under full time compensation and required time compensation

圖9 全時補償下逆變側IGBT的溫度循環(huán)次數及故障率分布圖Fig.9 Number of temperature cycles of inverter-side IGBT and failure rate distribution under full time compensation

由圖9可以看出，溫度循環(huán)次數較多的小幅值結溫波動所引起的故障率較小，IGBT模塊因低頻結溫波動而引起的故障率主要分布在大幅值結溫波動的區(qū)域，其溫度循環(huán)次數相對較少，因此IGBT模塊的故障率與溫度循環(huán)次數是不對等的。低頻結溫波動分布廣泛，這主要與牽引負荷的隨機波動相關，且IGBT模塊的故障率主要是由大幅值的結溫波動引起的，因此降低這種大幅值的結溫波動，可以降低變流器的故障率。

全時補償和需時補償下的故障率計算結果分別如表5和表6所示。由表5可知，低頻結溫波動引起的故障率遠大于基頻結溫波動引起的故障率，這主要是由于低頻結溫波動的幅值遠大于基頻結溫波動的幅值。與結溫波動的均值相比，結溫波動的幅值對IGBT的故障率影響更大。

對比表5和表6可知，當同相補償變流器應用在高速鐵路時，全時補償下變流器的故障率遠大于需時補償下變流器的故障率，結合圖8可知，這主要是由于全時補償下IGBT大幅值結溫波動次數要比需時補償下IGBT大幅值結溫波動次數多。高速鐵路負荷波動劇烈（尖峰多），如果同相補償裝置運行在全時補償下，則同相補償變流器的可靠性問題應得到足夠的重視；而同相補償變流器運行在需時補償下能夠有效降低其故障率。

表5 全時補償下故障率計算結果Table 5 Calculation results of failure rate under full time compensation Fit

表6 需時補償下故障率計算結果Table 6 Calculation results of failure rate under required time compensation Fit

2.3.2 重載鐵路牽引負荷對同相補償變流器可靠性的影響

圖10為我國重載鐵路某牽引變電所全天負荷過程圖，對實測數據進行統(tǒng)計分析可知，實測負荷電流95%概率大值I95%=1018 A，最大值Imax=1348 A。假定該牽引變電所系統(tǒng)短路容量Sd=800 MV·A，則95% 概率大值負序功率允許值 Sε95%=10.4 MV·A，最大負序功率允許值Smax=20.8 MV·A。對該牽引變電所進行組合式同相供電改造，采用單三相組合式同相供電方案，則牽引變壓器的容量ST=20 MV·A，同相補償變流器的容量SC=10 MV·A，具體設計方法詳見文獻［15］。

圖10 重載鐵路某牽引變電所全天負荷過程圖Fig.10 Load process diagram of a traction substation in heavy-haul railway

全時補償和需時補償下逆變側IGBT的結溫如圖11所示，故障率計算結果分別如表7和表8所示。

圖11 全時補償和需時補償下逆變側IGBT的結溫Fig.11 Junction temperature of inverter-side IGBT under full time compensation and required time compensation

表7 全時補償下故障率計算結果Table 7 Calculation results of failure rate under full time compensation Fit

表8 需時補償下故障率計算結果Table 8 Calculation results of failure rate under required time compensation Fit

對比表7和表8可知，當同相補償變流器應用在重載鐵路時，全時補償下變流器的故障率高于需時補償下變流器的故障率；對比表7、8與表5、6可知，重載鐵路全時補償和需時補償下變流器故障率的差異遠小于高速鐵路全時補償和需時補償下變流器故障率的差異，主要原因是兩者牽引負荷波動程度不同。

2.3.3 一種新的同相補償裝置運行方式

由2.3.2節(jié)可知：本文的重載鐵路全天負荷過程相對高速鐵路比較平穩(wěn)，且此重載線路列車發(fā)車比較緊密，牽引變電所無空載運行時刻；需時補償下逆變側IGBT的結溫波動仍然比較明顯；高速鐵路需時補償下的故障率遠低于全時補償，而重載鐵路負荷需時補償下故障率下降不夠顯著。基于上述分析，為了提高同相補償變流器的可靠性，提出同相補償裝置的第3種運行方式，具體如圖12所示。圖中，ST為牽引變壓器分擔的功率；SC為同相補償裝置分擔的功率；Sal為電力系統(tǒng)允許的負序功率值；SCN為同相補償裝置的額定功率。

圖12 同相補償裝置的第3種運行方式Fig.12 Third operating mode of co-phase compensation device

在第3種運行方式下，當牽引負荷小于電力系統(tǒng)負序功率允許值且不超過同相補償裝置額定容量時，牽引變壓器不投入，處于熱備用，同相補償裝置承擔全部功率，否則同相補償裝置按額定功率輸出，牽引變壓器分擔剩余功率；當牽引負荷大于負序功率允許值且同相補償裝置分擔的功率小于其額定容量時，牽引變壓器分擔牽引負荷和負序功率允許差值的一半，同相補償裝置分擔牽引負荷和負序功率允許和值的一半，否則同相補償裝置按額定功率輸出，牽引變壓器分擔剩余功率。圖13、圖14分別為該方式下逆變側IGBT的功率損耗和結溫波動圖。

圖13 第3種運行方式下逆變側IGBT的功率損耗Fig.13 Power loss of inverter-side IGBT under third operating mode

圖14 第3種運行方式下逆變側IGBT的結溫Fig.14 Junction temperature of inverter-side IGBT under third operating mode

表9為第3種運行方式下故障率計算結果。

重載負荷下，針對單個模塊，全時補償、需時補償和第3種運行方式的故障率分別為573 Fit、460 Fit和21.4 Fit，可見第3種運行方式下的故障率最小。當牽引負荷較小時同相補償變流器承擔全部的負荷，當牽引負荷較大時變流器按額定功率輸出，第3種運行方式能夠使同相補償變流器的負荷過程更加平穩(wěn)，減少IGBT模塊大幅值結溫波動的次數，能夠有效提高同相補償變流器的可靠性。

表9 第3種運行方式下故障率計算結果Table 9 Calculation results of failure rate under third operation mode Fit

3 結論

本文主要基于器件結溫的可靠性分析方法，研究結溫均值和結溫波動幅度對變流器可靠性的影響。以5 MW同相補償變流器為例，利用可靠性評估模型評估在不同負荷特征參數和不同運行方式下同相補償變流器的可靠性，主要結論如下：

a.低頻結溫波動的故障率遠大于基頻結溫波動的故障率；

b.高速鐵路負荷短時波動劇烈，同相補償變流器運行在全時補償下的故障率遠大于需時補償，因此同相補償裝置運行在全時補償下的可靠性問題應得到足夠的重視；

c.對于本文分析的高速、重載負荷，全時補償下的故障率均大于需時補償，但高速鐵路全時補償下的故障率遠大于需時補償，造成兩者結果差異的主要原因是負荷波動程度的不同；

d.針對本文的重載鐵路負荷，提出一種新的同相補償裝置運行方式，此種運行方式能夠有效提高同相補償變流器的可靠性；

e.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變流器的故障率，延長同相補償變流器的使用壽命。

本文的模型和結論能夠評估實測牽引負荷下器件產生的故障率，為進一步研究同相補償變流器的維修維護策略提供了相應的理論依據。

參考文獻：

［1］李群湛.論新一代牽引供電系統(tǒng)及其關鍵技術［J］.西南交通大學學報，2014，49（4）：559-568.LI Qunzhan.On new generation traction power supply system and its key technologies for electrification railway［J］.Journal of Southwest Jiaotong University，2014，49（4）：559-568.

［2］張剛毅，李群湛.電氣化鐵道異相供電方式向同相供電方式的轉換［J］.電力自動化設備，2012，32（11）：142-145.ZHANG Gangyi，LIQunzhan.Transferfrom out-phasepower supply to in-phase power supply［J］.Electric Power Automation Equipment，2012，32（11）：142-145.

［3］XU H，XIE S F，ZHAO W L.An effective optimization of reliability of co-phase power supply device［C］∥PIERS Proceedings.Guangzhou，China：［s.n.］，2014：146-150.

［4］YANG S，BRYANT A，MAWBY P，et al.An industry-based survey of reliability in power electronic converters［J］.IEEE Transactions on Industry Applications，2009，47（3）：3151-3157.

［5］BAYERER R，HERRMANN T，LICHT T，et al.Model for power cycling lifetime ofIGBT Modules-variousfactorsinfluencing lifetime［C］∥International Conference on Integrated Power Systems.Nuremberg，Germany：VDE，2011：1-6.

［6］賽米控國際公司.功率半導體應用手冊［EB/OL］.2版.［2016-09-01］.https：∥www.semikron.com /zh/service-support/applicationmanual.html.

［7］周雒維，吳軍科，杜雄，等.功率變流器的可靠性研究現狀及展望［J］.電源學報，2013（1）：1-15.ZHOU Luowei，WU Junke，DU Xiong，et al.Status and outlook of power converter’s reliability research［J］.IEEE Journal of Power Supply，2013（1）：1-15.

［8］D’ARCO S，UNDELAND TM，BOHLLA¨NDER M，etal.A simplified algorithm forpredicting powercycling lifetime in direct drive wind power systems［C］∥International Multi-Conference on Systems，Signals and Devices.Chemnitz，Germany：IEEE，2012：1-6.

［9］XIE K，JIANG Z，LI W.Effect of wind speed on wind turbine power converter reliability［J］.IEEE Transactions on Energy Conversion，2012，27（1）：96-104.

［10］李輝，季海婷，秦星，等.考慮運行功率變化影響的風電變流器可靠性評估［J］.電力自動化設備，2015，35（5）：1-8.LI Hui，JI Haiting，QIN Xing，et al.Reliability evaluation considering operational active power variation of wind power converter［J］.Electric Power Automation Equipment，2015，35（5）：1-8.

［11］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.YANG Zhengui，ZHOU Luowei，DU Xiong，etal.Effectsof different parameters on reliability of grid-side converters based on varied junction temperature of devices in wind turbines［J］.Proceedings of the CSEE，2013，33（30）：41-49.

［12］李輝，秦星，劉盛權，等.雙饋風電變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力評估［J］.電力自動化設備，2015，35（1）：6-12.LI Hui，QIN Xing，LIU Shengquan，et al.Assessment of power cycling capability for converter IGBT module of DFIG system［J］.Electric Power Automation Equipment，2015，35（1）：6-12.

［13］楊珍貴，周雒維，杜雄，等.風速記錄差異對評估風電變流器可靠性的影響［J］.電網技術，2013，37（9）：2566-2572.YANG Zhengui，ZHOU Luowei，DU Xiong，etal.Effectof different records of wind speed on reliability evaluation of wind power converter［J］.Power System Technology，2013，37（9）：2566-2572.

［14］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.DU Xiong，LI Gaoxian，LI Tengfei，et al.Multi-time scale lifetime evaluation of IGBT modules in the wind power converter［J］.Proceedings of the CSEE，2015，35（23）：6152-6161.

［15］尚國旭.新建高速鐵路同相供電方案研究［D］.成都：西南交通大學，2015.SHANG Guoxu.Research on the scheme of co-phase power supply system in newly built high speed railway［D］.Chengdu：Southwest Jiaotong University，2015.