一种同相供电系统潮流控制器动态可靠性评估方法与流程

本发明涉及同相供电系统潮流控制器可靠性评估领域，尤其是涉及一种同相供电系统潮流控制器动态可靠性评估方法。
背景技术：
：电气化铁路普遍采用工频单相交流制，造成了以负序为主的电能质量问题和过分相问题。当前基于对称补偿理论和高压大容量pfc的同相供电技术是解决上述问题的较理想方法。作为同相供电装置的核心组件，pfc可靠运行备受关注。因此，pfc的可靠性评估与优化设计也是同相供电技术研究和工程应用的关键。基于大功率变流技术的pfc，其故障很大程度上归因于变流器中电力电子元件的失效。目前，主要采用电力电子设备可靠性手册来评估大功率电力电子元件的可靠性，此种评估方法仅分析了功率元件在额定运行状态下的故障率分布，难以反映在负荷波动过程下功率元件内部材料疲劳特性及其对可靠性的影响。技术实现要素：本发明所要解决的技术问题是提供一种同相供电系统潮流控制器动态可靠性评估方法，该方法有效量化了实际牵引负荷随机性和冲击性对pfc运行可靠性的影响程度；建立的动态可靠性模型可以描述pfc级联模块的级数变化对功率模块失效率和装置整体可靠性的影响，更加符合pfc实际运行工况；通过对pfc实际级联级数对可靠性指标的灵敏度分析，优化了功率模块级联级数，为pfc冗余设计提供了必要依据。为解决上述技术问题，本发明采用的技术方案是：一种同相供电系统潮流控制器动态可靠性评估方法，包括以下步骤：步骤1：读入牵引变电站的实测牵引负荷和pfc元件的相关参数，所述pfc元件包括绝缘栅双极型晶体管igbt、反向并联二极管fwd、直流支撑电容c、串联电抗器l和控制底板db；步骤2：结合pfc的调制方式和步骤1中相关参数，构建igbt功率模块损耗模型以及热网络模型，将所建模型带入负荷过程，计算得到igbt功率模块中igbt与fwd的结温；采用统计计数法得到结温计算结果，提取热循环以及每个热循环的平均结温幅值和结温幅值波动；步骤3：采用基于失效机理的物理模型及线性疲劳损伤累计模型，计算得到igbt功率模块中igbt和fwd的失效率；步骤4：采用相关可靠性手册(例如美国军用标准mil-hdbk-217f和中国军用标准gjb/z299c-2006)中给出的可靠性参数，计算pfc中直流支撑电容c、串联电抗器l以及控制底板db的失效率；步骤5：采用计及元件失效率变化的动态可靠性评估方法分析pfc的可靠性。进一步的，在步骤1中，pfc元件的相关参数包括：igbt与fwd导通曲线的门限电压和门限电阻；额定电压电流下的开关损耗、开关损耗的参考参数、开关损耗随电压电流变化的指数系数和热阻值；直流支撑电容c、串联电抗器l和控制底板db的结构系数、质量系数、环境系数。进一步的，所述步骤2具体为：igbt与fwd的导通损耗模型表示为：式中：m为调制比；为功率因数角；vce0、vf0、rce、rf分别为igbt与fwd导通曲线的门限电压与电阻；为功率模块输出电流的幅度；公式中“±”由igbt模块工作状态决定，分别对应逆变模式“+”和整流模式“-”；igbt与fwd的开关损耗模型表示为：式中：eon+off表示igbt额定电压、额定电流下的开通与关断损耗之和；err为fwd在额定电压、额定电流下的反向恢复损耗；fsw为开关频率；iout为功率模块输出电流的有效值；vdc为pfc直流侧的直流电压；iref、uref、tref为开关损耗的参考参数；kit、kvt、kid、kvd分别为igbt和fwd的开关损耗随电流、电压变化的指数系数；ksw、kr分别为igbt和fwd开关损耗的温度系数；单个igbt与fwd在一个输出周期内的总损耗模型分别为：ptot(t)＝pc(t)+ps(t)(5)ptot(d)＝pc(d)+ps(d)(6)则pfc电网侧的igbt功率模块的总损耗模型为：ptotal＝4×(ptot(t)+ptot(d))(7)igbt和fwd的结温计算为：tj(t)＝ptot(t)×(rth(j-c).t+rth(c-s).t)+ptotal×rth(s-a)+ta(8)tj(d)＝ptot(d)×(rth(j-c).d+rth(c-s).d)+ptotal×rth(s-a)+ta(9)式中：ta分别代表环境温度、散热器温度、外壳温度和元件结温；rth(s-a)表示散热器-环境之间的热阻，rth(j-c).t/d、rth(c-s).t/d分别表示igbt/fwd的截止层-壳体、壳体-散热器之间的热阻。进一步的，在步骤3中，失效机理的物理模型包括：coffin-manson模型、norris-landzberg模型、bayerer模型和线性疲劳损伤累计模型。进一步的，在步骤5中，动态可靠性评估方法采用的公式为式中：n表示pfc中有n个部件；k表示n个部件中至少有k个部件正常工作时，pfc正常工作；λi表示n个部件中i个部件正常工作的失效率，“i个部件正常工作”状态是由“i+1个部件正常工作”状态转化而来的。进一步的，还包括步骤6：对可靠性指标进行分析，权衡潮流控制器设计的可靠性与经济性，确定最佳的冗余模块数目。进一步的，所述可靠性指标包括增加单位冗余可靠度增量、平均失效前时间mttf以及可靠寿命。与现有技术相比，本发明的有益效果是：1、本发明有效量化了实际牵引负荷随机性和冲击性对pfc运行可靠性的影响程度；基于实际牵引负荷，采用物理失效模型评估igbt功率模块的失效率，使评估结果更为准确，更加具有普遍适用性。2、发明建立的动态可靠性模型可以描述pfc级联模块的级数变化对功率模块失效率和装置整体可靠性的影响，更加符合pfc实际运行工况。3、本发明通过对增加单位冗余可靠度增量、mttf以及可靠寿命指标的灵敏度分析，优化了功率模块级联级数，为pfc冗余设计提供了必要依据。附图说明图1是pfc的功率模块拓扑结构图。图2是本发明方法的动态可靠性评估方法实施流程图。图3是牵引变电所的实测牵引负荷数据。图4是igbt功率模块的简化热网络模型。图5是pfc的拓扑结构图。图6是pfc的动态以及静态可靠度曲线。图7是级联级数从13级逐级递增到20的pfc可靠度曲线。图8是每增加一个冗余模块可靠度增量曲线。具体实施方式下面结合附图和具体实施方式对本发明作进一步详细的说明。评估pfc可靠性的核心问题就是igbt功率模块失效率的计算以及pfc可靠性模型的构建。igbt功率模块失效的主要原因是牵引负荷随机波动引起的热循环冲击造成的封装失效，应从其失效机理入手，计及牵引负荷特性，计算igbt功率模块的失效率；基于pfc采用的变流器拓扑结构和运行模式，本发明对功率模块的冗余性进行分析，优化了潮流控制器级联模块数，为同相供电系统的工程设计和运行维护提供了必要依据。如图2所示，本发明详述如下：步骤一：读入牵引变电站的实测牵引负荷和pfc元件的相关参数，具体负荷过程如图3所示。pfc元件包括igbt、反向并联二极管fwd、直流支撑电容c、串联电抗器l和控制底板db；例如，igbt与fwd导通曲线的门限电压和门限电阻，额定电压电流下的开关损耗、开关损耗的参考参数、开关损耗随电压电流变化的指数系数和热阻值等；直流支撑电容c、串联电抗器l和控制底板db的结构系数、质量系数、环境系数等。步骤二：结合pfc的调制方式(例如spwm调制方式)和上述相关参数，构建igbt功率模块损耗模型以及热网络模型：igbt与fwd的导通损耗模型表示为：式中：m为调制比；为功率因数角；vce0、vf0、rce、rf分别为igbt与fwd导通曲线的门限电压与电阻；为功率模块输出电流的幅度；公式中“±”由igbt模块工作状态决定，分别对应逆变模式(“+”)和整流模式(“-”)。igbt与fwd的开关损耗模型表示为：式中：eon+off表示igbt额定电压、额定电流下的开通与关断损耗之和；err为fwd在额定电压、额定电流下的反向恢复损耗；fsw为开关频率；iout为功率模块输出电流的有效值；vdc为pfc直流侧的直流电压；iref、uref、tref为开关损耗的参考参数；kit、kvt、kid、kvd分别为igbt和fwd的开关损耗随电流、电压变化的指数系数；ksw、kr分别为igbt和fwd开关损耗的温度系数，取值由元件的参考手册提供。单个igbt与fwd在一个输出周期内的总损耗模型分别为：ptot(t)＝pc(t)+ps(t)(5)ptot(d)＝pc(d)+ps(d)(6)因此，pfc电网侧的igbt功率模块的总损耗模型为：ptotal＝4×(ptot(t)+ptot(d))(7)pfc牵引侧igbt功率模块的总损耗模型在此不在赘述。建立igbt功率模块的简化热网络模型如图4所示。igbt和fwd的结温计算如下：tj(t)＝ptot(t)×(rth(j-c).t+rth(c-s).t)+ptotal×rth(s-a)+ta(8)tj(d)＝ptot(d)×(rth(j-c).d+rth(c-s).d)+ptotal×rth(s-a)+ta(9)式中：ta分别代表环境温度、散热器温度、外壳温度和元件结温；rth(s-a)表示散热器-环境之间的热阻，rth(j-c).t/d、rth(c-s).t/d分别表示igbt/fwd的截止层-壳体、壳体-散热器之间的热阻，取值由元件的参考手册提供。根据损耗模型和热网络模型带入负荷过程，计算得到igbt功率模块中igbt与fwd的结温，通过统计计数法(例如雨流算法)，处理结温计算结果，提取热循环以及每个热循环的平均结温幅值和结温幅值波动。步骤三：采用基于失效机理的物理模型(例如coffin-manson模型(式10))及线性疲劳损伤累计模型(式11)，计算得到igbt功率模块中igbt和fwd的失效率。式中：nf为在tm和δtj下的循环失效周期数；a，n是调整参数，一般取a＝302500，n＝5.039；ea为激活能量常数，取值为9.891×10-20j；k为波尔兹曼常数，为1.38×10-23j/k。式中：t表示负载功率循环下的单位时间，ni表示t内，对应tm和δtj功率循环的个数。步骤四：采用相关可靠性手册(例如美国军用标准mil-hdbk-217f和中国军用标准gjb/z299c-2006)中给出的可靠性参数，计算pfc中直流支撑电容c、串联电抗器l以及控制底板db的失效率。步骤五：以容量为5mva的工程样机为例，采用单个功率模块的容量为450kva，按1.1倍的额定容量进行设计，则最少需要13级级联结构，如图5所示。为了提高pfc的整体可靠性，实际装置还增加了冗余级联级数。以增加2个冗余模块为例，计算正常工作模块数目不同时的直流支撑电容承受的直流电压以及相应的各元件失效率，通过动态可靠性评估模型(式12)评估pfc的可靠性，并采用一般(态)模型(式13)计算了其静态可靠性曲线，计算结果对比分析如图6所示。式中：λi表示n个元件中i个元件正常工作的失效率，“i个元件正常工作”状态是由“i+1个元件正常工作”状态转化而来的。式中：λ为不考虑工作模块数目不同对元件失效率的影响的元件故障率。并基于两种模型计算pfc的mttf，如表1所示。表1采用动态模型以及静态模型的pfc的mttf静态模型动态模型mttf/年2.73671.8317可见，动态模型考虑了功率模块退出运行对pfc可靠性的影响，相对于静态模型，其可靠度下降趋势更为明显，说明采用动态可靠性模型描述pfc实际运行工况更为合理。步骤六：理论上当igbt功率模块级联的数目越多，各元件失效率将会不断降低，相应pfc整体可靠度则可以提高，分析级联模块数对pfc的影响，计算结果如图7所示。但当级联级数增多到一定程度，系统可靠度提高效果将不显著，如图8所示。同时，对比了不同级联级数下pfc运行1年后的可靠度、pfc可靠度为0.9时的可靠寿命以及mttf，如表2所示。表2不同级联级数n时pfc的可靠度与可靠寿命指标n1年后pfc可靠度可靠度为0.9时可靠寿命/年mttf/年130.19330.06400.6048140.50810.32121.2130150.77310.67601.8317160.89101.10782.4823170.97531.59053.1655180.98362.11813.8759190.99152.68314.6133200.99373.27935.3756分析表明，虽然冗余模块数对pfc可靠性的影响显著，但随着n的不断增大，冗余功率模块对pfc可靠性的贡献逐渐降低。此外，随着冗余模块数目的增加，相应的投资也增大。权衡潮流控制器设计的可靠性与经济型，确定此牵引变电所采用15级联装置。本发明中，igbt、fwd等功率元件采用基于失效机理的物理模型，例如coffin-manson模型、norris-landzberg模型、bayerer模型、线性疲劳损伤累计模型等。可靠性评估方法可采用可靠性框图法、go法、故障树分析法、k/n(g)法等。当前第1页12