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模塊化多電平換流器閥損快速評估算法.pdf

摘要
申請專利號:

CN201510365972.5

申請日:

2015.06.29

公開號:

CN104993715A

公開日:

2015.10.21

當前法律狀態:

授權

有效性:

有權

法律詳情: 授權|||實質審查的生效IPC(主分類):H02M 7/00申請日:20150629|||公開
IPC分類號: H02M7/00; H02J3/36; G06F17/50; G06F19/00(2011.01)I; G06F9/455 主分類號: H02M7/00
申請人: 中國電力工程顧問集團中南電力設計院有限公司
發明人: 周國梁; 許斌; 謝國恩; 謝竹君; 向往; 文勁宇; 梁言橋; 彭開軍; 王光平; 謝朝; 楊金根; 張巧玲; 張先偉; 劉曉瑞; 鄒榮盛; 馬亮; 王麗杰; 李倩
地址: 430071湖北省武漢市武昌區中南二路12號
優先權:
專利代理機構: 武漢開元知識產權代理有限公司42104 代理人: 陳家安; 陳懿
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法律狀態
申請(專利)號:

CN201510365972.5

授權公告號:

||||||

法律狀態公告日:

2017.11.10|||2015.11.18|||2015.10.21

法律狀態類型:

授權|||實質審查的生效|||公開

摘要

本發明公開了一種模塊化多電平換流器閥損快速評估算法,步驟如下:一、根據系統參數和控制方法,建立MMC的快速仿真模型;二、將仿真結果中的子模塊電容電壓、開關器件觸發脈沖和橋臂電流保存為可讀取數據文件;三、根據MMC子模塊中開關器件的特性參數建立開關器件損耗計算和PN結溫度估計的數學模型;四、將數據文件導入損耗計算程序,計算每個數據步長下的單個IGBT和二極管的閥損耗;五、根據IGBT和二極管的閥損耗功率與結溫的關系,通過迭代計算進而疊加得到MMC的閥損耗功率。本發明解決了MMC子模塊電壓、電流以及換流閥工作溫度無法通過解析方式精確計算的關鍵問題,可以廣泛應用于柔性直流輸電技術領域。

權利要求書

權利要求書
1.  一種模塊化多電平換流器閥損快速評估算法,其特征在于:包括以下步驟:
步驟一、根據系統參數和控制方法,在電磁暫態仿真軟件中建立MMC的快速仿真模型;
步驟二、該快速仿真模型將仿真結果中的子模塊電容電壓、開關器件觸發脈沖和橋臂電流保存為可讀取數據文件;
步驟三、根據MMC子模塊中開關器件的特性參數,所述MMC子模塊中開關器件即為IGBT及其反并聯二極管,建立開關器件損耗計算和PN結溫度估計的數學模型;
步驟四、將仿真結果的數據文件導入損耗計算程序,計算出每個數據步長下的單個IGBT和單個二極管的閥損耗;
步驟五、根據IGBT和二極管的閥損耗功率與結溫的關系,通過迭代計算,得到單個IGBT和單個二極管修正的閥損耗功率,進而疊加得到MMC的閥損耗功率。

2.  根據權利要求1所述的模塊化多電平換流器閥損快速評估算法,其特征在于:所述步驟一中,MMC快速仿真模型的子模塊電容電壓動態簡化公式表示為:
UCi(t)=UCi(t-Δt)+Δt2·SCi(t)C(Iarm(t)+Iarm(t-Δt))]]>
其中:△t是積分步長,i為子模塊序號,UCi(t)是子模塊電容電壓,UCi(t-△t)是前一積分步長的電壓值,SCi(t)是開關函數,取值0或1分別表示子模塊切除或投入,Iarm代表每一相的上橋臂或下橋臂電流,C為電容值。

3.  根據權利要求2所述的模塊化多電平換流器閥損快速評估算 法,其特征在于:所述步驟一中,MMC快速仿真模型的橋臂為等效受控電壓源結構,其控制電壓值瞬時值Uup(t)為:
Uup(t)=Σi=1NUSMi(t)=Σi=1N(Uconi(t)+SCi(t)·UCi(t))]]>
其中,USMi(t)為第i個子模塊的瞬時端口電壓,Uconi(t)為開關管的導通壓降,N為單個橋臂上串聯子模塊的數量,UCi(t)是子模塊電容電壓,SCi(t)是開關函數,取值0或1分別表示子模塊切除或投入。

4.  根據權利要求1至3中任一項所述的模塊化多電平換流器閥損快速評估算法,其特征在于:所述步驟三中的損耗計算數學模型如下:
PTcon(t)=Uce(t)·IT(t)=(RT(TjT(t))·IT(t)+Uce0(TjT(t)))·IT(t)
PDcon(t)=UD(t)·ID(t)=(RD(TjD(t))×ID(t)+UD0(TjD(t)))·ID(t)
PToff(t)=Uce2(t)Roff_T,PDoff=UD2(t)Roff_D]]>
PTsw(t)=1T0·Σj=1N0Eon(j)+Eoff(j)]]>
PDsw(t)=1T0Σj=1N0Erec(j)]]>
式中,IT(t)、ID(t)分別代表流經IGBT和二極管的瞬時電流,由仿真結果經處理得到;PTcon(t)、PTsw(t)和PToff(t)分別為IGBT導通損耗、開關損耗和關斷損耗;PDcon(t)、PDsw(t)和PDoff(t)分別為二極管導通損耗、開關損耗和關斷損耗;Uce0(t)、UD(t)分別為t時刻IGBT和二極管的導通壓降;TjT(t)、TjD(t)分別為t時刻IGBT和二極管的結溫,其初值選取為器件底板溫度Tcase;RT是IGBT導通電阻,Uce0是IGBT擎住電壓;Roff_T,Roff_D分別為IGBT和二極管的截止電阻, T0為采樣間隔,N0為采樣間隔時間內器件開關次數;Eon(j)、Eoff(j)和Erec(j)分別為IGBT單次開能量、IGBT單次關能量和二極管單次關斷能量,j為采樣間隔內開關次數的序號。

5.  根據權利要求4所述的模塊化多電平換流器閥損快速評估算法,其特征在于:所述步驟三中,所述的IGBT單次開能量Eon(j)、單次關能量Eoff(j)和二極管單次關斷能量Erec(j)分別為:
Eon(t)=(a1+b1·ion_T(t)+c1·ion_T2(t))USM(t)UceN·ρToff]]>
Eoff(t)=(a2+b2·ioff_T(t)+c2·ioff_T2(t))USM(t)UceN·ρTon]]>
Erec(t)=(a3+b3·ioff_D(t)+c3·ioff_D2(t))USM(t)UDN·ρDrec]]>
式中,a1、a2、a3、b1、b2、b3、c1、c2、c3是根據器件表開關能量曲線經二次擬合得到的系數,UceN、UDN為IGBT和二極管的額定電壓,ion_T(t)、ioff_T(t)為IGBT開關電流瞬時值,ioff_D(t)為二極管關斷電流瞬時值,USM(t)為子模塊瞬時電壓,ρTon、ρToff、ρDrec為結溫修正系數。

6.  根據權利要求5所述的模塊化多電平換流器閥損快速評估算法,其特征在于:所述步驟三中,所述的結溫修正系數ρTon、ρToff、ρDrec計算方法為:
ρTon=1Eon1×[Eon1-Eon2100(TjT-25)+Eon2]]]>
ρToff=1Eoff1×[Eoff1-Eoff2100(TjT-25)+Eoff2]]]>
ρDrec=1Erec1×[Erec1-Erec2100(TjD-25)+Erec2]]]>
式中,Eon1、Eon2分別為IGBT在125°和25°時的單次開通能量;Eoff1、Eoff2分別為IGBT在125°和25°時的單次關斷能量;Erec1、Erec2分別為二極管在125°和25°時的單次關斷能量,TjT、TjD分別為IGBT和二極管的結溫。

7.  根據權利要求6所述的模塊化多電平換流器閥損快速評估算法,其特征在于:所述步驟五中,IGBT和二極管結溫通過下式求得:
TjT(t+Δt)=PT(TjT(t))·(Zth(JC_T)+Zth(CS))+TS
TjD(t+Δt)=PD(TjD(t))·(Zth(JC_D)+Zth(CS))+TS
式中,PT、PD分別為IGBT和二極管總的閥損,Zth(JC_T)、Zth(JC_D)為IGBT和底板、二極管和底板間的溫阻;Zth(CS)為底板和散熱器間的溫阻,TS為散熱器溫度。

說明書

說明書模塊化多電平換流器閥損快速評估算法
技術領域
本發明涉及電力系統柔性輸配電技術領域,特別是涉及一種模塊化多電平換流器閥損快速評估算法。
背景技術
目前,模塊化多電平換流器(MMC,Modular Multilevel Converter)在高壓柔性直流輸電領域占據主導地位。相比于采用PWM(pulse width modulation,脈沖寬度調制)調制的兩電平或三電平換流器,MMC避免了IGBT(Insulated Gate Bipolar Transistor,絕緣柵雙極晶體管)直接串聯引起的一致觸發等問題,適用于各種高壓直流輸電場合。MMC隨著子模塊串聯數即電平數的增加,能夠顯著提升電壓等級和功率容量,而且交流側電壓正弦度更高、損耗更低。損耗不僅是直流系統的一個重要評價指標,對于換流閥散熱器設計和器件選型也起著關鍵的作用。因此需要尋找一種快捷且有效的方法來完成MMC系統閥損耗的評估。
對于采用PWM調制的兩電平換流器,穩態運行下的直流電壓波動很小,其開關動作時機和橋臂電流都可以用解析的方法準確表達。而MMC采用子模塊串聯構成橋臂的結構,在階梯波調制(通常為最近電平調制NLC)下,子模塊電容電壓會出現較大范圍的波動,需要設計額外的子模塊均壓控制方法。均壓控制會帶來額外的開關動作,而且這些動作時機難以用解析方法表達。故業界一般選用基于電磁暫態仿真的方法精確計算MMC閥損耗。IEC正在制定IEC 62751-1 “高壓直流輸電系統的電壓源型換流器閥損耗計算”標準。即推薦采用MMC電磁暫態仿真結果進行準確的閥損耗計算。現有技術一般采用詳細電磁暫態仿真結果計算MMC的閥損。但MMC包含的子模塊數量眾多,采用詳細電磁暫態仿真結果計算MMC的閥損耗存在著仿真速度慢從而導致閥損評估結果慢的缺陷。
發明內容
本發明的目的是為了克服上述背景技術的不足,提供一種模塊化多電平換流器閥損快速評估算法,解決了MMC子模塊電壓、電流以及換流閥工作溫度無法通過解析方式精確計算的關鍵問題,相較于原有的純解析計算方法,具有更高的準確性和更強的適應性。
本發明提供的一種模塊化多電平換流器閥損快速評估算法,包括以下步驟:步驟一、根據系統參數和控制方法,在電磁暫態仿真軟件中建立MMC的快速仿真模型;步驟二、該快速仿真模型將仿真結果中的子模塊電容電壓、開關器件觸發脈沖和橋臂電流保存為可讀取數據文件;步驟三、根據MMC子模塊中開關器件的特性參數,所述MMC子模塊中開關器件即為IGBT及其反并聯二極管,建立開關器件損耗計算和PN結溫度估計的數學模型;步驟四、將仿真結果的數據文件導入損耗計算程序,計算出每個數據步長下的單個IGBT和單個二極管的閥損耗;步驟五、根據IGBT和二極管的閥損耗功率與結溫的關系,通過迭代計算,得到單個IGBT和單個二極管修正的閥損耗功率,進而疊加得到MMC的閥損耗功率。
在上述技術方案中,所述步驟一中,MMC快速仿真模型的子模塊電容電壓動態簡化公式表示為:
UCi(t)=UCi(t-Δt)+Δt2·SCi(t)C(Iarm(t)+Iarm(t-Δt)),]]>其 中:△t是積分步長,i為子模塊序號,UCi(t)是子模塊電容電壓,UCi(t-△t)是前一積分步長的電壓值,SCi(t)是開關函數,取值0或1分別表示子模塊切除或投入,Iarm代表每一相的上橋臂或下橋臂電流,C為電容值。
在上述技術方案中,所述步驟一中,MMC快速仿真模型的橋臂為等效受控電壓源結構,其控制電壓值瞬時值Uup(t)為:
Uup(t)=Σi=1NUSMi(t)=Σi=1N(Uconi(t)+SCi(t)·UCi(t)),]]>
其中,USMi(t)為第i個子模塊的瞬時端口電壓,Uconi(t)為開關管的導通壓降,N為單個橋臂上串聯子模塊的數量,UCi(t)是子模塊電容電壓,SCi(t)是開關函數,取值0或1分別表示子模塊切除或投入。
在上述技術方案中,所述步驟三中的損耗計算數學模型如下:
PTcon(t)=Uce(t)·IT(t)=(RT(TjT(t))·IT(t)+Uce0(TjT(t)))·IT(t)
PDcon(t)=UD(t)·ID(t)=(RD(TjD(t))×ID(t)+UD0(TjD(t)))·ID(t)
PToff(t)=Uce2(t)Roff_T,PDoff=UD2(t)Roff_D,]]>
PTsw(t)=1T0·Σj=1N0Eon(j)+Eoff(j)]]>
PDsw(t)=1T0Σj=1N0Erec(j)]]>
式中,IT(t)、ID(t)分別代表流經IGBT和二極管的瞬時電流,由仿真結果經處理得到;PTcon(t)、PTsw(t)和PToff(t)分別為IGBT導通損耗、開關損耗和關斷損耗;PDcon(t)、PDsw(t)和PDoff(t)分別為二極管導通損耗、開關損耗和關斷損耗;Uce0(t)、UD(t)分別為t時刻IGBT和二極管的導通壓降;TjT(t)、TjD(t)分別為t時刻IGBT和二極管的結溫, 其初值選取為器件底板溫度Tcase;RT是IGBT導通電阻,Uce0是IGBT擎住電壓;Roff_T,Roff_D分別為IGBT和二極管的截止電阻,T0為采樣間隔,N0為采樣間隔時間內器件開關次數;Eon(j)、Eoff(j)和Erec(j)分別為IGBT單次開能量、IGBT單次關能量和二極管單次關斷能量,j為采樣間隔內開關次數的序號。
在上述技術方案中,所述步驟三中,所述的IGBT單次開能量Eon(j)、單次關能量Eoff(j)和二極管單次關斷能量Erec(j)分別為:
Eon(t)=(a1+b1·ion_T(t)+c1·ion_T2(t))USM(t)UceN·ρToff]]>
Eoff(t)=(a2+b2·ioff_T(t)+c2·ioff_T2(t))USM(t)UceN·ρTon,]]>
Erec(t)=(a3+b3·ioff_D(t)+c3·ioff_D2(t))USM(t)UDN·ρDrec]]>
式中,a1、a2、a3、b1、b2、b3、c1、c2、c3是根據器件表開關能量曲線經二次擬合得到的系數,UceN、UDN為IGBT和二極管的額定電壓,ion_T(t)、ioff_T(t)為IGBT開關電流瞬時值,ioff_D(t)為二極管關斷電流瞬時值,USM(t)為子模塊瞬時電壓,ρTon、ρToff、ρDrec為結溫修正系數。
在上述技術方案中,所述步驟三中,所述的結溫修正系數ρTon、ρToff、ρDrec計算方法為:
ρTon=1Eon1×[Eon1-Eon2100(TjT-25)+Eon2]]]>
ρToff=1Eoff1×[Eoff1-Eoff2100(TjT-25)+Eoff2],]]>
ρDrec=1Erec1×[Erec1-Erec2100(TjD-25)+Erec2]]]>
式中,Eon1、Eon2分別為IGBT在125°和25°時的單次開通能量;Eoff1、 Eoff2分別為IGBT在125°和25°時的單次關斷能量;Erec1、Erec2分別為二極管在125°和25°時的單次關斷能量,TjT、TjD分別為IGBT和二極管的結溫。
在上述技術方案中,所述步驟五中,IGBT和二極管結溫通過下式求得:
TjT(t+Δt)=PT(TjT(t))·(Zth(JC_T)+Zth(CS))+TS
TjD(t+Δt)=PD(TjD(t))·(Zth(JC_D)+Zth(CS))+TS,
式中,PT、PD分別為IGBT和二極管總的閥損,Zth(JC_T)、Zth(JC_D)為IGBT和底板、二極管和底板間的溫阻;Zth(CS)為底板和散熱器間的溫阻,TS為散熱器溫度。
本發明模塊化多電平換流器閥損快速評估算法,具有以下有益效果:本發明搭建的適用于全面評估MMC閥損耗的快速仿真模型,能夠保留損耗計算所需的子模塊電壓電流以及觸發脈沖,在與原模型基本等效的條件下,簡化原有模型以達到提高仿真速度的目的,使得本發明具有較強的實用性。
MMC閥損耗按如下計算方案獲得:
一、建立能大幅提高仿真速度、適用于損耗計算的快速模型。快速模型編寫自定義模塊,采用梯形積分法簡化電容充放電過程,以橋臂受控電壓源替代串聯子模塊結構以提高仿真速度。仿真獲得換流站每相的橋臂電流Iarm、子模塊電壓USM以及觸發脈沖S。
二、將PSCAD(全稱Power Systems Computer Aided Design,是世界上廣泛使用的電磁暫態仿真軟件)得到的仿真數據輸出到MATLAB(矩陣工廠或矩陣實驗室,是美國MathWorks公司出品的商業數學軟件)中進行處理,得到流經各器件的電流以及開關時刻對應的電流瞬時值,結合仿真數據共同作為閥損耗計算的輸入。
三、根據子模塊中IGBT及其反并聯二極管的器件參數表,建立IGBT、二極管的損耗模型,利用插值法獲得對應溫度下的參數值。
四、根據實際器件工作環境,建立器件-底板-散熱器的熱電路。
五、根據損耗功率與器件溫度的關系迭代計算,得到各站閥損耗、器件溫度及損耗率。
本發明采用錄入仿真數據計算閥損耗的方式,主要有以下技術優勢:
1、本發明與仿真實例貼合度高,誤差較解析算法要小得多;
2、本發明無需修改計算方法,自適應各種控制策略、調制方式和拓撲結構下的閥損耗計算;
3、本發明得出了每個子模塊上器件的閥損耗及工作溫度,方便器件選型及損耗分布評估。
附圖說明
圖1為本發明模塊化多電平換流器閥損快速評估算法的流程示意圖;
圖2為雙極雙端MMC-MTDC仿真電路圖;
圖3為采用實際開關器件布置如圖1的電路結構圖;
圖4為本發明模塊化多電平換流器閥損快速評估算法的步驟一中采用受控電壓源等效的快速模型示意圖;
圖5為本發明中的快速模型與現有技術的詳細模型仿真結果對比圖;
圖6為本發明模塊化多電平換流器閥損快速評估算法的步驟二中子模塊結構示意圖;
圖7為本發明模塊化多電平換流器閥損快速評估算法的步驟二中子模塊橋臂電流及觸發脈沖波形示意圖;
圖8為本發明模塊化多電平換流器閥損快速評估算法的步驟二中子模塊上臂電流及標記的開關時間點示意圖;
圖9為本發明模塊化多電平換流器閥損快速評估算法的步驟三中UCE-IC伏安特性曲線擬合示意圖;
圖10為本發明模塊化多電平換流器閥損快速評估算法的步驟三中開關能量曲線擬合示意圖;
圖11為本發明模塊化多電平換流器閥損快速評估算法的步驟五中開關器件結溫、開關器件底板和散熱器間的熱路圖;
圖12為本發明送端正極換流站實施例中不同工況下損耗分布示意圖;
圖13為本發明送端正極換流站實施例中不同工況下結溫變化曲線示意圖。
具體實施方式
下面結合附圖及實施例對本發明作進一步的詳細描述,但該實施例不應理解為對本發明的限制。
參見圖1,本發明模塊化多電平換流器閥損快速評估算法,包括以下步驟:
步驟一、根據系統參數和控制方法,在電磁暫態仿真軟件中建立MMC的快速仿真模型:
所述步驟一中,MMC快速仿真模型的子模塊電容電壓動態簡化公式表示為:
UCi(t)=UCi(t-Δt)+Δt2·SCi(t)C(Iarm(t)+Iarm(t-Δt))]]>
其中:△t是積分步長,i為子模塊序號,UCi(t)是子模塊電容電壓,UCi(t-△t)是前一積分步長的電壓值,SCi(t)是開關函數,取值0或 1分別表示子模塊切除或投入,Iarm代表每一相的上橋臂或下橋臂電流,C為電容值;
另外,MMC快速仿真模型的橋臂為等效受控電壓源結構,其控制電壓值瞬時值Uup(t)為:
Uup(t)=Σi=1NUSMi(t)=Σi=1N(Uconi(t)+SCi(t)·UCi(t))]]>
其中,USMi(t)為第i個子模塊的瞬時端口電壓,Uconi(t)為開關管的導通壓降,N為單個橋臂上串聯子模塊的數量,UCi(t)是子模塊電容電壓,SCi(t)是開關函數,取值0或1分別表示子模塊切除或投入;
步驟二、該快速仿真模型將仿真結果中的子模塊電容電壓、開關器件觸發脈沖和橋臂電流保存為可讀取數據文件;
步驟三、根據MMC子模塊中開關器件的特性參數,所述MMC子模塊中開關器件即為IGBT及其反并聯二極管,建立開關器件損耗計算和PN結溫度估計的數學模型:
所述損耗計算數學模型如下:
PTcon(t)=Uce(t)·IT(t)=(RT(TjT(t))·IT(t)+Uce0(TjT(t)))·IT(t)
PDcon(t)=UD(t)·ID(t)=(RD(TjD(t))×ID(t)+UD0(TjD(t)))·ID(t)
PToff(t)=Uce2(t)Roff_T,PDoff=UD2(t)Roff_D]]>
PTsw(t)=1T0·Σj=1N0Eon(j)+Eoff(j)]]>
PDsw(t)=1T0Σj=1N0Erec(j)]]>
式中,IT(t)、ID(t)分別代表流經IGBT和二極管的瞬時電流,由仿真結果經處理得到;PTcon(t)、PTsw(t)和PToff(t)分別為IGBT導通損 耗、開關損耗和關斷損耗;PDcon(t)、PDsw(t)和PDoff(t)分別為二極管導通損耗、開關損耗和關斷損耗;Uce0(t)、UD(t)分別為t時刻IGBT和二極管的導通壓降;TjT(t)、TjD(t)分別為t時刻IGBT和二極管的結溫,其初值選取為器件底板溫度Tcase;RT是IGBT導通電阻,Uce0是IGBT擎住電壓;Roff_T,Roff_D分別為IGBT和二極管的截止電阻,T0為采樣間隔,N0為采樣間隔時間內器件開關次數;Eon(j)、Eoff(j)和Erec(j)分別為IGBT單次開能量、IGBT單次關能量和二極管單次關斷能量,j為采樣間隔內開關次數的序號;
上式中,所述的IGBT單次開能量Eon(j)、單次關能量Eoff(j)和二極管單次關斷能量Erec(j)分別為:
Eon(t)=(a1+b1·ion_T(t)+c1·ion_T2(t))USM(t)UceN·ρToff]]>
Eoff(t)=(a2+b2·ioff_T(t)+c2·ioff_T2(t))USM(t)UceN·ρTon]]>
Erec(t)=(a3+b3·ioff_D(t)+c3·ioff_D2(t))USM(t)UDN·ρDrec]]>
式中,a1、a2、a3、b1、b2、b3、c1、c2、c3是根據器件表開關能量曲線經二次擬合得到的系數,UceN、UDN為IGBT和二極管的額定電壓,ion_T(t)、ioff_T(t)為IGBT開關電流瞬時值,ioff_D(t)為二極管關斷電流瞬時值,USM(t)為子模塊瞬時電壓,ρTon、ρToff、ρDrec為結溫修正系數;
進一步地,所述的結溫修正系數ρTon、ρToff、ρDrec計算方法為:
ρTon=1Eon1×[Eon1-Eon2100(TjT-25)+Eon2]]]>
ρToff=1Eoff1×[Eoff1-Eoff2100(TjT-25)+Eoff2]]]>
ρDrec=1Erec1×[Erec1-Erec2100(TjD-25)+Erec2]]]>
式中,Eon1、Eon2分別為IGBT在125°和25°時的單次開通能量;Eoff1、Eoff2分別為IGBT在125°和25°時的單次關斷能量;Erec1、Erec2分別為二極管在125°和25°時的單次關斷能量,TjT、TjD分別為IGBT和二極管的結溫;
步驟四、將仿真結果的數據文件導入損耗計算程序,計算出每個數據步長下的單個IGBT和單個二極管的閥損耗;
步驟五、根據IGBT和二極管的閥損耗功率與結溫的關系,通過迭代計算,得到單個IGBT和單個二極管修正的閥損耗功率,進而疊加得到MMC的閥損耗功率:
IGBT和二極管結溫通過下式求得:
TjT(t+Δt)=PT(TjT(t))·(Zth(JC_T)+Zth(CS))+TS
TjD(t+Δt)=PD(TjD(t))·(Zth(JC_D)+Zth(CS))+TS
式中,PT、PD分別為IGBT和二極管總的閥損,Zth(JC_T)、Zth(JC_D)為IGBT和底板、二極管和底板間的溫阻;Zth(CS)為底板和散熱器間的溫阻,TS為散熱器溫度。
實施例
以下結合附圖及實施例,對本發明進行進一步詳細說明。
本發明提出了適用于MMC-MTDC(Modular Multilevel Converter based multi-terminal high voltage direct current,MMC-MTDC,基于模 塊化多電平變流器的多端直流輸電系統)系統快速閥損計算方法,步驟如下:
步驟1:根據實際MMC-MTDC系統的拓撲結構,在PSCAD/EMTDC(Power Systems Computer Aided Design/Electromagnetic Transients including DC)平臺上搭建與之等效的快速仿真模型。選取雙端雙極性MMC-MTDC系統計算其閥損耗分布,系統拓撲結構如圖2所示。
雙端雙極系統共四個MMC,每個MMC采用三相六橋臂結構(如圖3所示)。對于含實際開關器件的詳細模型中各橋臂,將其中的串聯子模塊部分用受控電壓源代替,為保留子模塊電容電壓及電流開關動態,搭建自定義模塊模擬調制過程如圖4。
首先計算電容電壓動態,采用梯形積分法等效電容動態過程:
UCi(t)=UCi(t-Δt)+Δt2·SCi(t)C(Iarm(t)+Iarm(t-Δt)),(i=1,2,...N)---(1)]]>
其中,Δt是積分步長,UCi(t)是子模塊電容電壓,UCi(t-Δt)是前一積分步長的電壓值,N為橋臂子模塊個數。SCi(t)是開關函數,取值0或1表示子模塊切除或投入,ISMi(t)表示流入子模塊的電流,Iarm(t)代表每相上橋臂或下橋臂電流。
由子模塊電流計算開關管壓降Uconi(t):
Uconi(t)=Rconi·ISMi(t)+U0i,(i=1,2,…N)      (2)
式中,Rconi為開關管導通電阻,Uoi是開關管的擎住電壓。
根據電流方向和投入切除狀態,Uconi(t)共有四種狀態:
Uconi(t)=Rconi_D1&CenterDot;ISMi(t)+U0i_D1,ISM>0andSCi(t)=1Rconi_T1&CenterDot;ISMi(t)-U0i_T1,ISM<0andSCi(t)=1Rconi_T2&CenterDot;ISMi(t)+U0i_T2,ISM>0andSCi(t)=0Rconi_D2&CenterDot;ISMi(t)-U0i_D2,ISM>0andSCi(t)=1,(i=1,2,...N)---(3)]]>
式中,U0i是開關管的擎住電壓,Rconi代表開關管的導通電阻,其下標T1、T2分別代表位于子模塊上、下臂的IGBT;D1、D2分別代表位于子模塊上、下臂的二極管。據此求解子模塊交流側輸出電壓USM:
USMi(t)=Uconi(t)+SCi(t)·UCi(t),(i=1,2,…N)      (4)
將橋臂上串聯子模塊的輸出電壓疊加得到橋臂電壓,以每相上(下)橋臂電壓Uup(t)為例:
Uup(t)=Σi=1NUSMi(t)=Σi=1N(Uconi(t)+SCi(t)&CenterDot;UCi(t))---(5)]]>
編寫自定義模塊實現上述過程,將該電壓值作為橋臂受控電壓源的指令值,即可構造一個等效數字橋臂,進而得到MMC的快速計算模型,與詳細模型對比如圖5。仿真完成后,以數據流的形式保存自定義模塊輸出子模塊電壓、橋臂電流及觸發脈沖的實時數據。
步驟2:將PSCAD得到的仿真數據流輸出到MATLAB中處理。
時域仿真結果通過.out文件保存在對應算例的.emt文件夾中。仿真結果得到雙端雙極系統4個換流站每相的橋臂電流Iarm(t)、子模塊電壓USM(t)以及觸發脈沖SCi(t)。子模塊結構如圖6,其觸發脈沖表示為:
S1(t)=1,t=ton0,t=toff---(6)]]>
S1與S2分別為子模塊中IGBT和二極管的觸發脈沖,在開通時呈 現互補的狀態,橋臂電流Iarm(t)流過IGBT和二極管,計其正負分別為結合觸發狀態和橋臂電流正負計算各元件電流,如圖7所示:
iT1(t)=iarm-(t)&CenterDot;S1(t)iD1(t)=iarm+(t)&CenterDot;S1(t)iT2(t)=iarm+(t)&CenterDot;S2(t)iD2(t)=iarm-(t)&CenterDot;S2(t)---(7)]]>
式中iT1(t)、iD1(t)、iT2(t)、iD2(t)分別為留過子模塊上、下臂的IGBT和二極管對應瞬時電流。由仿真結果得到開關動作發生的時間及對應時刻的電流瞬時值(以IGBT為例,設IGBT開通及關斷時刻為ton_T、toff_T,對應的電流瞬時值為ion_T(t)、ioff_T(t)(如圖8所示):
ion_T(t)=iT1(ton_T),toff&RightArrow;tonioff_T(t)=iT1(toff_T),ton&RightArrow;toff---(8)]]>
步驟3:設置器件初始溫度計算各部分損耗:
1)計算IGBT和二極管的導通損耗PTcon(t)、PDcon(t):
PTcon(t)=Uce(t)·IT(t)=(RT(TjT)·IT(t)+Uce0(TjT))·IT(t)    (9)
PDcon(t)=UD(t)·ID(t)=(RD(TjD)×ID(t)+UD0(TjD))·ID(t)    (10)
式中,結溫TjT、TjD初值選取為器件底板溫度Tcase。RT是IGBT導通電阻,Uce0是IGBT擎住電壓,參數值由廠家提供的器件特性曲線(圖9)擬合得到,都與器件PN結溫度有關。由插值法得到對應結溫下的參數值:
Uce0(TjT)=(Uce01-Uce02)(TjT-25)100+Uce02RT(TjT)=(RT1-RT2)(TjT-25)100+RT2UD0(TjD)=(UD01-UD02)(TjD-25)100+UD02RD(TjD)=(RD1-RD2)(TjD-25)100+RD2---(11)]]>
式中Uce0、UD0分別為IGBT、二極管擎住電壓,RT、RD分別為IGBT、二極管導通電阻,角標1、2代表125°和25°時的器件參數值,由器件參數表給出。
2)計算截止損耗:IGBT和二極管在關斷狀態下由于漏電流引起的損耗,由子模塊電壓和截止電阻按如下式求取:
PToff(t)=Uce2(t)Roff_TPDoff(t)=UD2(t)Roff_D---(12)]]>
式中,Roff_T,Roff_D分別為IGBT和二極管的截止電阻,其取值在器件手冊中給定,典型值為4×104~2×105歐姆。
3)計算開關損耗:計算器件單次開關能量,根據步驟2中得到的開關時刻電流值ion_T、ioff_T、ioff_D及子模塊電壓USM得到:
Eon=(a1+b1&CenterDot;ion_T+c1&CenterDot;ion_T2)USMUceN&CenterDot;ρToffEoff=(a2+b2&CenterDot;ioff_T+c2&CenterDot;ioff_T2)USMUceN&CenterDot;ρTonErec=(a3+b3&CenterDot;ioff_D+c3&CenterDot;ioff_D2)USMUDN&CenterDot;ρDrec---(13)]]>
式中,a、b、c是根據器件表開關能量曲線經二次擬合得到的系數(如圖10),UceN、UDN為IGBT和二極管的額定電壓,ρTon、ρToff、ρDrec為結溫修正系數,利用125°和25°時的器件參數值(角標為1、2)插值計算:
ρT(TjT)=1Esw1×&lsqb;Esw1-Esw2100(TjT-25)+Esw2&rsqb;ρD(TjD)=1Erec1×&lsqb;Erec1-Erec2100(TjD-25)+Erec2&rsqb;---(14)]]>
步驟4:疊加單位時間內的開關能量計算開關損耗功率:
PTsw(t)=1T0&CenterDot;Σj=1N0Eon(j)+Eoff(j)PDsw(t)=1ToΣj=1N0Erec(j)---(15)]]>
式中N0為單位時間內開關次數。
計算IGBT、二極管器件總損耗:
PT=PTsw+PTcon+PToff
                                                (16)
PD=PDsw+PDcon+PDoff
式中PTcon(t)、PTsw(t)和PToff(t)分別為IGBT導通損耗、開關損耗和關斷損耗;PDcon(t)、PDsw(t)和PDoff(t)為二極管導通損耗、開關損耗和關斷損耗;
步驟5:修正器件溫度值:
根據計算出的器件損耗,結合圖11所示的等效熱電路結構,修正各器件工作溫度:
TjT(t+Δt)=PT(TjT(t))·(Zth(JC_T)+Zth(CS))+TS
                                                (17)
TjD(t+Δt)=PD(TjD(t))·(Zth(JC_D)+Zth(CS))+TS
式中Zth(JC_T)、Zth(JC_D)為IGBT和底板、二極管和底板間的溫阻;Zth(CS)為底板和散熱器間的溫阻,TS為散熱器溫度。將修正溫度TjT(t+Δt)、TjD(t+Δt)替代原始溫度TjT(t)、TjD(t),重復步驟3和步驟4,直到兩者相等,完成迭代過程確定PT(t)、PD(t)終值。
計算雙端雙極MMC-MTDC各換流站損耗及損耗率:
計算每個子模塊的損耗功率PSM(t):
PSM(t)=Σj=1,2PTjcon(t)+PTjsw(t)+PDjcon(t)+PDjrec(t)+PTjoff(t)+PDjoff(t)---(18)]]>
式中j=1,2代表半橋型子模塊的上下臂。
每相橋臂上子模塊個數為N,整個換流器閥損耗功率PMMC_loss(t)為:
Pup_loss(t)=Σi=1NPSMi(t)---(19)]]>
PMMC_loss(t)=Σk=A,B,C(Pup_loss,k(t)+Pdn_loss,k(t))---(20)]]>
式中Pup_loss,k、Pdn_loss,k為每相上、下橋臂總損耗,k取A、B、C三相。由此計算換流站損耗率η:
η=PMMC_loss(t)/PMMC(t)              (21)
式中PMMC(t)為換流站輸入有功功率。
為驗證此方法的實效性,基于雙極雙端MMC-MTDC系統運行數據,在MATLAB中編寫代碼實現上述步驟,計算流程如圖1所示。表1中給出了系統運行參數,表2列出了換流閥器件參數及開關能量擬合參數。
表1 換流站系統參數
系統參數送端彭厝換流站受端湖邊換流站交流系統額定電壓220kV220kV交流系統標稱頻率50Hz50Hz換流變壓器230±8*1.25%/167kV230±8*1.25%/167kV直流額定電壓±320kV±320kV額定直流功率500MW×2500MW×2橋臂額定直流電流594A594A橋臂額定交流電流985A985A單個橋臂子模塊數200200子模塊電容值10mF10mF橋臂電抗器60mH90mH直流電抗器50mH100mH調制比工作范圍0.7-0.950.7-0.95
表2 IGBT模塊主要參數
IGBT型號5SNA 1200E330100關斷電阻(Ohm)1000000IGBT開通電阻(Ohm)0.0019二極管開通電阻(Ohm)0.0011IGBT導通壓降(kV)0.00159二極管導通壓降(kV)0.00138IGBT-BASE溫阻(K/W)0.0085Diode-BASE溫阻(K/W)0.017IGBT模塊額定電壓(kV)3.3IGBT單次開關能量(125度)(mJ)3840IGBT單次開關能量(25度)(mJ)2760Diode單次開關能量(125度)(mJ)1530Diode單次開關能量(25度)(mJ)840
換流站損耗計算結果:以送端換流站向受端換流站傳輸功率為正方向,
工況為:額定電壓下雙端傳輸功率均為P=1.0pu,Q=0.2pu。
1)送端正極換流站A相17號子模塊:

2)送端正極A相上橋臂:

3)換流站整體損耗分布及損耗率:

更進一步的,研究各種工況下閥損耗的分布情況:
1)雙端傳輸功率P=+500MW,Q=+200MVar
2)雙端傳輸功率P=+250MW,Q=+200MVar
3)雙端傳輸功率P=+25MW,Q=+200MVar
4)雙端傳輸功率P=-250MW,Q=+200MVar
5)雙端傳輸功率P=-500MW,Q=+200MVar
工況的改變會引起通態損耗的大幅變化,也會引起各個器件溫度不同程度的波動。以送端正極換流站為例,其分布如圖12所示。以 送端正極換流站A相17號子模塊為例,其在上述工況下的溫度變化折線見圖13,其中無功功率傳輸值均為+200MVar。
本實施方法可以得到每個器件的損耗分布和工作溫度、單個MMC換流器損耗以及系統整體閥損耗和對應的損耗率,有助于換流站設計階段的器件選型。得益于快速模型的建立,利用電磁暫態仿真結果的閥損耗計算方法更適用于工程應用,且具有較高的精確性。
顯然,本領域的技術人員可以對本發明進行各種改動和變型而不脫離本發明的精神和范圍。這樣,倘若本發明的這些修改和變型屬于本發明權利要求及其等同技術的范圍之內,則本發明也意圖包含這些改動和變型在內。
本說明書中未作詳細描述的內容屬于本領域專業技術人員公知的現有技術。

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