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(xué)，廣東 廣州 510640）

0 引言

隨著用戶對用電安全和電能質(zhì)量要求的提高，低壓直流供電技術(shù)在民用建筑、市政用電和精密制造等用電場景逐步地試點(diǎn)應(yīng)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(shí)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(dǎo)作用。

AC/DC變換器的核心組件是功率半導(dǎo)體和直流支撐電容器，它們的壽命受濕度、電應(yīng)力和熱應(yīng)力等因素共同作用，以熱應(yīng)力的影響最大[6-7]。針對AC/DC變換器的壽命及可靠性評價(jià)已成為國內(nèi)外學(xué)者的關(guān)注點(diǎn)：文獻(xiàn)[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(xiàn)[9]基于故障物理和蒙特卡洛模擬法比較了在光伏能量轉(zhuǎn)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(xiàn)[10]提出了一種估計(jì)變換器預(yù)期壽命的模型，通過使用現(xiàn)場數(shù)據(jù)和供應(yīng)商提供的數(shù)據(jù)作了驗(yàn)證；文獻(xiàn)[11]建立了電力電子設(shè)備的可靠性模型，分析了電力電子設(shè)備對直流配電網(wǎng)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(shí)時(shí)地控制電壓的幅值和相位，具有靈活調(diào)節(jié)電流及功率的優(yōu)點(diǎn)，但其組成元件數(shù)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(chǎn)管理。然而，國內(nèi)外的低壓直流配用電系統(tǒng)集成和示范項(xiàng)目還很少，低壓AC/DC變換器運(yùn)行時(shí)間短，數(shù)據(jù)收集手段單一，導(dǎo)致可靠性基礎(chǔ)數(shù)據(jù)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(wǎng)的應(yīng)用場景，以元件物理失效方法為基礎(chǔ)，提出高頻隔離AC/DC變換器壽命評估方法，進(jìn)一步地分析了不同元件電熱應(yīng)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?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1所示。經(jīng)過VIENNA電路將交流整流為直流，然后逆變?yōu)楦哳l交流；經(jīng)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?fù)?/p>

VIENNA整流器三相一共有8種不同的開關(guān)狀態(tài)[18]。以A相為例，當(dāng)相電流方向?yàn)檎议_關(guān)處于關(guān)閉狀態(tài)時(shí)，二極管D11和D1將輸入連接到DC的正母線。類似地，當(dāng)輸入電流方向?yàn)樨?fù)時(shí)，二極管D12和D1將輸入連接到DC的負(fù)母線。當(dāng)開關(guān)T接通時(shí)，二極管D13導(dǎo)通，從而將相位輸入連接到直流母線中性點(diǎn)O。電流方向?yàn)樨?fù)且開關(guān)處于導(dǎo)通時(shí)，D14導(dǎo)通。VIENNA整流器的操作取決于開關(guān)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(guān)函數(shù)；

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(gè)電平電壓間的移相角實(shí)現(xiàn)對傳輸功率的控制[21-22]。U1和U2是漏感兩側(cè)的等效交流方波電壓，兩者之間的相位差是φ。線路上傳輸?shù)挠泄β时磉_(dá)式為（3），由此可以計(jì)算傳輸功率。

2 壽命評估框架

并網(wǎng)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(gè)元件的壽命評估流程

根據(jù)已知的變換器任務(wù)剖面，基于電力電子數(shù)學(xué)模型解析變換器各個(gè)元件的電氣量；從元件數(shù)據(jù)手冊取得相關(guān)參數(shù)，計(jì)算各個(gè)元件的功率損耗值；利用電熱比擬理論，用熱等效網(wǎng)絡(luò)估算IGBT、二極管的結(jié)溫和電容熱點(diǎn)溫度，從而得到IGBT、二極管和電容器的全年溫度數(shù)據(jù)序列；對IGBT和二極管，用雨流計(jì)數(shù)法[23]計(jì)算熱循環(huán)次數(shù)，并依據(jù)壽命模型和累積損傷模型評估壽命；針對電容器，熱點(diǎn)溫度序列可直接用于壽命模型和累積損傷模型的壽命計(jì)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(jié)溫

式（6）中：a，b和c——參數(shù)，從廠家數(shù)據(jù)手冊特定的結(jié)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(guān)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(dǎo)通損耗Pcon，D和恢復(fù)損耗Prec，D之和。

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

圖3 Foster熱網(wǎng)絡(luò)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(guān)周期比熱網(wǎng)絡(luò)時(shí)間常數(shù)小得多，即Foster網(wǎng)絡(luò)相當(dāng)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(jì)數(shù)算法獲得，而基頻熱循環(huán)可用電熱比擬理論解析并推導(dǎo)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(jié)溫波動差值ΔTj和平均結(jié)溫Tjm，具有一定的普遍性和實(shí)用性，本文用其計(jì)算失效的熱循環(huán)次數(shù)Nf[25]。Nf的計(jì)算如下：

式（8）中：a，b——常數(shù)；

Kb——玻爾茲曼常數(shù)（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(gè)熱循環(huán)對應(yīng)的失效熱循環(huán)次數(shù)；

Nj——第j個(gè)熱循環(huán)的數(shù)量；

CL——包含了基頻和低頻熱循環(huán)消耗的壽命。

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

3.3 電容熱點(diǎn)溫度計(jì)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(dāng)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(guān)頻率遠(yuǎn)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(cè)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(jìn)一步地，再通過如圖4所示的電容熱等值網(wǎng)絡(luò)獲得電容熱點(diǎn)溫度。

圖4 電容熱等值網(wǎng)絡(luò)

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(shí)際承受的電壓；

V0——測試電壓；

L（Th）——電容在特定熱點(diǎn)溫度Th下的預(yù)測壽命；

L0——測試條件下的壽命；

Th——電容實(shí)際熱點(diǎn)溫度，單位為℃；

T0——電容測試條件下的熱點(diǎn)溫度；

α——電壓應(yīng)力指數(shù)。

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

式（14）中：Ns——全年環(huán)境溫度的總采樣點(diǎn)數(shù)；

L[Th（t）]——在采樣時(shí)刻t時(shí)式（13）的計(jì)算值。

因此，電容器的壽命LC為全年累積疲勞損傷的倒數(shù)。

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(guān)鍵技術(shù)的示范工程，包括直流辦公和直流家居等典型的應(yīng)用場景。該系統(tǒng)通過高頻隔離AC/DC變換器與交流配電網(wǎng)作功率交換。AC/DC變換器相關(guān)參數(shù)如表1所示。圖5a、5b分別給出了功率任務(wù)剖面和深圳市環(huán)境溫度曲線。

圖5 傳輸功率任務(wù)剖面和環(huán)境溫度

表1 系統(tǒng)及AC/DC變換器參數(shù)

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(gè)FS75R12KS4模塊并聯(lián)和1個(gè)FP150R12KT4P_B11模塊。電容器組C1、C2和C3由電容器380LQ221M450K022串并聯(lián)構(gòu)成。壽命評估流程中所需的各個(gè)元件電氣參數(shù)和熱參數(shù)可從相應(yīng)的元件數(shù)據(jù)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(jié)溫，以及電容C1、C2和C3的熱點(diǎn)溫度如圖6所示。當(dāng)變換器流過圖5中的最大傳輸功率時(shí)，變換器中各個(gè)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(jié)溫就越高。圖8a和圖8b分別表示變換器各個(gè)元件的結(jié)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(shù)，下邊界和上邊界分別為下四分位數(shù)和上四分位數(shù)，上下兩端虛線延伸至最大和最小值點(diǎn)。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(jié)溫波動ΔTj和平均結(jié)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(shù)量遠(yuǎn)多于低頻熱循環(huán)的數(shù)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(jìn)而總壽命損耗D1大于T1，如表2所示。

圖8 結(jié)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(dāng)變換器通過圖5所示的最大傳輸功率時(shí)，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(guān)損耗，其有功損耗遠(yuǎn)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(gè)功率半導(dǎo)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(yīng)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(gè)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(gè)元件的壽命

表4 DC/DC變換器各個(gè)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(gè)元件所承受的電流應(yīng)力，進(jìn)一步地改善AC/DC變換器的壽命。如每極分別增加1個(gè)高頻隔離AC/DC冗余模塊時(shí)，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(jié)溫降低。對比圖6、10中電容熱點(diǎn)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(gè)元件熱應(yīng)力的降低，可改善元件壽命。增加一個(gè)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(shí)，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(cè)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(jié)溫曲線

圖10 含冗余AC/DC模塊時(shí)電容熱點(diǎn)溫度

5 結(jié)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(jī)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(jié)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(dǎo)致；

2）通過配置冗余AC/DC模塊來改善變換器壽命，增加一個(gè)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(shí)其薄弱環(huán)節(jié)為后級DC/DC變換器輸出側(cè)直流支撐電容。