Разработка и испытания ячейки на базе Press-Pack IGBT для многоуровневого преобразователя MMC VSC HVDC ±500 кВ, 3 ГВт

Введение

В настоящее время системы VSC HVDC развиваются в сторону увеличения напряжения DC и большей емкости, как, например, рассматриваемый здесь проект единого преобразователя ±500 кВ, 3 ГВт, что в свою очередь приводит к возникновению новых, ранее незнакомых вызовов при проектировании ячейки преобразователя подобной конфигурации.

В статье описан процесс разработки и тестирования ячейки на базе Press-Pack IGBT (PP IGBT), являющейся основой многоуровневого преобразователя MMC, рассчитанного на указанный диапазон мощности. Вначале рассмотрим внутреннюю конструкцию и особенности PP IGBT и диодов прижимной конструкции, которые делают возможным их эффективное применение в подобных приложениях, затем изучим топологию и схему ячейки MMC, выполненной на указанных приборах. Кроме того, проанализируем результаты CFD моделирования процессов охлаждения ячейки с помощью методов вычислительной гидродинамики, на основании которых также проведем электротермическое моделирование, необходимое для расчета потерь и рабочей температуры PP IGBT и диода. Дополнительно приведем тесты как отдельных элементов, так и ячейки целиком: испытания RBSOA, выключения при коротком замыкании, термоциклирование и тест короткого замыкания при выходе из строя для элементов, а также тест двойной коммутации и частотный тест всей ячейки. В заключение, подведя итоги результатов моделирования и испытаний, мы сделаем выводы о возможностях применения технологии PP IGBT для построения преобразователей мощностью несколько гигаватт.

Область применения

В последнее время в системах передачи электроэнергии в сетях высокого напряжения начали применять высоковольтные источники напряжения, построенные по принципу AC/DC/AC-преобразования, в которых используются ключи на основе IGBT-транзисторов — VSC (voltage source converter) HVDC. Сегодня это решение предпочтительно для новых проектов, особенно если требуется подключить возобновляемые источники генерации, — например, ферм ветрогенераторов к слабым сетям передачи электроэнергии или при необходимости передачи мощности по подземному или подводному кабелю. Рассматриваемая технология также является одной из основ для построения низкоуглеродной (зеленой) экономики, чьей основой должны стать многочисленные удаленные друг от друга источники возобновляемой электроэнергии, требующие объединения в единую систему. Все это становится возможным благодаря преимуществам VSC HVDC: гибкое подключение к слабым сетям передачи, быстрое и независимое регулирование активной и реактивной составляющей мощности, подключение к изолированным энергопотребителям (на островах или изолированным географически), а также способность самостоятельно восстанавливать работу сети после аварийного отключения (black start capability) [1].

Модульные многоуровневые преобразователи (MMC) сейчас являются доминирующей технологией для VSC HVDC, и этот успех во многом связан с универсальностью модульной конструкции ячейки. Так, ячейка преобразователя служит краеугольным камнем, чьи параметры, заложенные в конструкцию при ее проектировании, определяют все основные характеристики модульного многоуровневого преобразователя. В качестве топологии ячейки MMC применяются полумост, полный мост и двойной полумост с дополнительным ключом — clamp-double-конфигурация [2]. Но, безусловно, конфигурация «полумост» считается наиболее распространенной, хотя в последнее время полный мост также набирает популярность. Базовая топология MMC-преобразователя VSC HVDC с ячейкой «полумост» изображена на рис. 1.

Рис. 1. Топология MMC-преобразователя с полумостовой ячейкой [3].

С момента реализации проекта  Trans Bay Cable в Сан-Франциско рынок MMC VSC HVDC начал свой бурный рост по всему миру. На территории Европы можно упомянуть проект TenneT, реализуемый Нидерландами, Германией и соседними странами [4]. Современные тренды в области MMC VSC HVDC — это увеличение напряжения и емкости, передача мощности на бóльшие расстояния, одновременное применение нескольких точек подключения, а также поддержка аварийных режимов отключения с помощью HVDC-разъединителей. Таким образом, пример разработки ±500 кВ 3 ГВт HVDC-системы вполне соответствует текущему уровню развития данной отрасли.

Определенно, при реализации обозначенной задачи мы столкнемся с существенными вызовами в процессе как разработки, так и тестирования ячейки указанного преобразователя. Поскольку ячейка используется в качестве «фундамента» структуры преобразователя мощностью порядка нескольких гигаватт, она должна обладать беспрецедентным уровнем надежности во всех режимах работы, обеспечивать полностью предсказуемое поведение при выходе из строя и иметь при этом высочайший уровень удельной мощности.

Благодаря совокупности своих уникальных характеристик технология Press-Pack IGBT (PP IGBT), пожалуй, является лучшим выбором для построения ячейки данного преобразователя. В статье рассмотрен процесс разработки, анализа характеристик и испытания ячейки MMC VSC HVDC на базе PP IGBT, ориентированный на применение в системе ±500 кВ 3 ГВт.

Выбор силовых компонентов и топологии ячейки

Как PP IGBT, так и силовые сборки на их основе обладают уникальными характеристиками, поэтому рассмотрим подробно внутреннюю структуру PP IGBT, топологию и алгоритмы шунтирования ячейки.

Выбор силовых компонентов

Для большинства существующих сегодня на рынке решений MMC характерно применение пластиковых изолированных IGBT-модулей (PMI) в качестве элементов коммутации с выбором в пользу полумостовой топологии ячейки. Тем не менее системы HVDC требуют высочайшего уровня надежности, и PMI-модули демонстрируют здесь ряд своих недостатков:

• обрыв цепи при выходе из строя;
• незащищенный корпус, не обеспечивающий защиты от разрыва и выбросов;
• ограниченный ресурс за счет применения внутри паяных и сварных соединений;
• малые значения максимально допустимых di/dt за счет «слабых» встроенных диодов, что критично для аварийных режимов работы HVDC-систем.

В то же время ячейка на базе Press-Pack IGBT и диодов прижимной конструкции будет лишена перечисленных недостатков благодаря гарантированному короткому замыканию при отказе (SCFM), защищенному герметичному корпусу, повышенному ресурсу за счет отсутствия паяных и сварных соединений и очень высоких допустимых значений di/dt в широком температурном диапазоне. Дополнительными преимуществами применения PP IGBT будут высокая удельная мощность и ток коммутации при низких потерях проводимости, что обеспечивается равномерным двухсторонним охлаждением. Таким образом, PP IGBT становятся закономерным выбором при построении силовых электронных устройств большой мощности, требующих высочайшей надежности, таких как HVDC-системы передачи электроэнергии, особо критичные к отсутствию сбоев или аварийных отключений [1]. В настоящей работе были выбраны 4,5-кВ/3-кА PP-IGBT T2960BB45E и 4,5-кВ/4-кА диод E4000FD45E в качестве силовых элементов ячейки (подробнее в [5]).

Выдающиеся характеристики PP IGBT обусловлены их уникальной внутренней структурой. Конструкция PP IGBT-модуля показана на рис. 2; подробнее о развитии данной концепции построения силовых модулей можно прочитать в источниках [6, 7]. Каждый кристалл упакован в собственную ячейку-держатель (рис. 2а) и проходит 100%-ное тестирование до установки в модуль. Ячейка состоит из пластикового корпуса, в котором силовой кристалл располагается между молибденовыми пластинами, а данный «пирог» устанавливается на дополнительную серебряную пластину. Контакт с затвором обеспечивается подпружиненным электродом с позолоченными наконечниками, который нижней частью устанавливается на специальную плату, подающую управляющий сигнал ко всем кристаллам. Кристаллы имеют специальный слой металлизации, который обеспечивает полностью прижимной контакт как для коллектора, так и для эмиттера. Когда модуль PP IGBT собран, каждая ячейка-держатель прижата между двумя медными электродами в полностью герметичном корпусе (рис. 2б [8]).

Рис. 2.
а) Конструкция ячейки-держателя PP IGBT;
б) внутренняя конструкция

Сравнение вариантов топологии ячейки MMC

В первую очередь отметим, что для PP IGBT-ячейки многоуровневого преобразователя не требуется наличие дополнительного шунтирующего тиристора, коммутирующего ток сквозного короткого замыкания между AC-шинами. Для ячейки на базе PMI (рис. 3а) шунтирующий тиристор Th₁ подключается между AC-шинами для уменьшения тока, протекающего через диод D₂ и возникающего при межполюсном коротком замыкании DC-шин преобразователя [9], что необходимо, поскольку диод, встроенный в PMI-модуль, не способен сам выдержать столь высокие значения тока. В то же время для ячейки на основе PP IGBT (рис. 3б) внешний диод D₂ имеет достаточную мощность, чтобы пропустить аварийный ток при сквозном коротком замыкании DC.

Рис. 3. Электрическая схема:
а) типовой ячейки преобразователя на основе PMI-модуля;
б) предлагаемая конфигурация ячейки на базе press-pack-компонентов [10, 11]

Кроме того, алгоритм шунтирования ячейки на базе PP IGBT может быть более гибким. Как показано на рис. 3а, в ячейке на базе PMI используется контактор, подключенный между шинами AC, при необходимости действующий как шунт. С другой стороны, теоретически в ячейке PP IGBT элементы press-pack сами способны работать в качестве шунта, поскольку они выходят из строя в стабильное короткое замыкание (SCFM). Более того, возможно подключение защитного тиристора Th₂ параллельно конденсатору [10]. В этом случае появляется возможность очень быстрого шунтирования конденсатора, поскольку данный тиристор также выйдет из строя в стабильное короткое замыкание. И, по аналогии с ячейкой PMI, можно подключить механический контактор между шинами AC для более надежного шунтирования, что в совокупности с тиристором прижимной конструкции даст более высокий уровень защиты, если сравнивать с решением из единственного прижимного тиристора в режиме SCFM.

Разработка структуры и моделирование

Рассмотрим более подробно процессы разработки структуры ячейки, гидродинамическое моделирование (CFD), электрический и тепловой анализ силовых компонентов в наиболее тяжелых режимах работы, а также в аварийных ситуациях.

Разработка структуры и анализ CFD-моделирования

Применяемый в данной работе PP IGBT не имеет встроенного диода, поэтому для коммутации обратного тока требуется использовать внешний диод прижимной конструкции. Соединение диода и IGBT происходит посредством общего охладителя и шин (рис. 4а), конфигурация двухуровневого полумоста в этом случае формируется за счет четырех прижимных корпусов, установленных в единый «столб». В качестве накопителя энергии ячейки используется DC-конденсатор, подсоединенный DC-шинами. Присоединение ячейки к другим ячейкам многоуровневого преобразователя реализовано AC-шинами соответствующей конструкции. Вся управляющая электроника ячейки обычно располагается в ее передней части и состоит из драйверов управления, источника питания, контроллера и т. д.

Рис. 4.
а) Механическая конструкция стека из press-pack-компонентов;
б) результаты CFD-моделирования охладителей с силовыми компонентами

Как показано на рис. 4а, силовые press-pack-элементы расположены «пирогом» и каждый из них контактирует с охладителем с двух сторон, следовательно, данные охладители должны обеспечивать эффективный отвод тепла с обеих сторон. Кроме того, для равномерного распределения протекающего тока между кристаллами IGBT внутри IGBT-модуля охладитель должен поддерживать очень равномерное распространение тепла по своим поверхностям. Результаты вычислительной гидродинамической симуляции (CFD) работы охладителя показаны на рис. 4б, где можно увидеть, что каналы охлаждения имеют правильную конфигурацию с обеих сторон охладителя. Каналы спроектированы таким образом, что охлаждающая жидкость сначала попадает в центр охладителя и протекает далее к его границам. В такой конфигурации каналы с холодной и горячей жидкостью будут находиться рядом друг с другом и равномерно обмениваться теплом при протекании охлаждающей жидкости через охладитель. В результате такая конструкция обеспечит минимальный градиент температуры по охлаждающей поверхности.

Моделирование электрических и тепловых процессов в инверторном режиме работы

Значения потерь и рабочей температуры компонентов многоуровневого преобразователя MMC возможно оценить аналитическими методами, требующими решения сложных и громоздких уравнений [12, 13]. Смысл применения аналитических методов заключается в необходимости удостовериться в том, что значение напряжения на конденсаторе ячейки будет всегда находиться в нужном диапазоне [14]. В то же время для инженерных задач более удобным инструментом становится моделирование, поскольку с его помощью можно получить более наглядные и удобные к применению результаты. Здесь мы подробнее рассмотрим результаты электротермического моделирования потерь и температуры элементов разрабатываемой ячейки при функционировании преобразователя в инверторном режиме.

Прежде всего была разработана модель одной фазы MMC-преобразователя в программе PLECS, показанная на рис. 5. Одна сторона MMC-преобразователя подключена к однофазному идеальному источнику переменного тока AC, а вторая сторона — к двум идеальным источникам постоянного тока DC, что соответствует типовой схеме передачи энергии в HVDC. В этом включении источник переменного тока AC обменивается энергией с источниками DC посредством MMC-преобразователя. Каждое плечо преобразователя содержит 12 верхних и 12 нижних ячеек полумостовой конфигурации. Для каждой ячейки значение емкости конденсатора звена постоянного тока DC составляет 18 мФ, а среднее значение напряжения DC — 2100 В. Таким образом, напряжение двух источников DC составляет 12 600 В DC, а амплитуда AC 12 600×0,85, где 0,85 — коэффициент модуляции. При этом регулировкой угла фазы источника AC, который будет отставать от угла фазы MMC-преобразователя, мы переведем его в инверторный режим, где нижний IGBT T2 будет эксплуатироваться в наиболее тяжелом режиме [14]. Кроме того, регулировкой фазы AC-источника установим значение постоянной составляющей тока одной фазы MMC-преобразователя в 1047 А. Поскольку через каждую фазу протекает 1/3 тока DC, итоговая мощность всего преобразователя составит ±500 кВ/3000 МВт MMC HVDC для рассматриваемого варианта ячейки.

Рис. 5. Модель одной фазы MMC-преобразователя в программе PLECS

Применив метод ближайшего уровня модуляции (NLM) при частоте коммутации порядка 230 Гц [14], получим значение напряжения на конденсаторе в диапазоне 2100В ±10% (рис. 6а). При этом пиковое значение фазного тока составит 3372 А для положительного и 1748 А для отрицательного, при значении RMS 2058 А (рис. 6б). Кроме того, измеренное значение реальной мощности ячейки составит 21,148 МВт, в то время как реактивная мощность составит 9,01 МВт, или 35,8% переданной реальной мощности.

Рис. 6.
а) Напряжение на конденсаторе ячейки в нижнем плече;
б) ток в плече

Для полноты картины в модель были включены значения потерь в силовых компонентах, а также их тепловые характеристики наряду с тепловыми параметрами охладителей. Значения потерь и температуры силовых элементов ячейки приведены в таблице 1.

Общие потери в четырех элементах ячейки составят 8584 Вт — это примерно 0,82% передаваемой реальной мощности. Приведенные осциллограммы для нижнего IGBT T₂ в инверторном режиме (рис. 7) показывают наиболее тяжелый режим работы [14]. Средняя рабочая температура T₂ составляет +86 °С, а пиковая +99 °С, что находится гораздо ниже допустимых максимальных значений.

Рис. 7. Параметры ключа T2 в инверторном режиме

Электрическое и тепловое моделирование режима межполюсного короткого замыкания

Для многоуровневых MMC HVDC-систем межполюсное короткое замыкание DC считается наиболее серьезной из всех возможных аварийных ситуаций. Для большинства эксплуатируемых MMC HVDC-систем применяется ячейка с топологией «полумост двухуровневой конфигурации» и для выхода из межполюсного короткого замыкания требуется отключение всех IGBT-ключей и активация AC-разъединителя. Данный процесс занимает от сотни до нескольких сотен миллисекунд, необходимых для полного механического разъединения контакта и для успешного «выживания» ячеек преобразователя в данной ситуации — от них требуется выдерживать большой ток короткого замыкания на протяжении нескольких сотен миллисекунд.

На рис. 8а демонстрируется пример формы тока короткого замыкания с пиковым значением 32 кА, который может протекать через ячейку MMC HVDC. При возникновении межполюсного короткого замыкания ток продолжает расти, пока разряжается емкость конденсатора. Когда контроллер ячейки обнаруживает такую аварийную ситуацию, он отправляет команду на отключение всех IGBT. После отключения IGBT-ключей прекращается разряд конденсатора. Между тем трехфазный ток AC будет протекать через трехфазный диодный мост, при этом он будет накладываться на ток существующего короткого замыкания. Эта стадия аварийной ситуации будет продолжаться порядка 100 мс, пока полностью не отключится механический AC-разъединитель на стороне трансформатора. На заключительном этапе ток короткого замыкания будет протекать в реакторы, установленные в каждом плече, через диоды D₂ и дополнительный шунтирующий тиристор, если он установлен (рис. 3б). Следует обратить внимание, что рассматриваемая форма и значения тока короткого замыкания существенно выше присутствующих в реальной системе ±500 кВ/3 ГВт MMC HVDC, что говорит о наличии существенного запаса для безопасности.

Рис. 8.
а) Виртуальный ток межполюсного КЗ;
б) температура диода D2 при начальной темпераутре +60 °C

В данной работе, как было показано выше, весь ток короткого замыкания протекает через диод D₂, поэтому было проведено моделирование электрических и тепловых характеристик диода E4000FD45E в программе PLECS и построена его эквивалентная тепловая схема. При моделировании учитывалось, что данный диод работает и в инверторном режиме при нормальной эксплуатации, поэтому его начальная температура была принята за +60 °С. Результаты моделирования температуры диода приведены на рис. 8б, пиковое значение температуры диода достигает примерно +252 °С, что допустимо в режиме кратко­временной ударной нагрузки.

Испытания

Испытания силовых компонентов ячейки

Были проведены расширенные испытания PP IGBT, в том числе стандартные динамические, RBSOA и тест выключения при коротком замыкании, а также расширенные тесты на термо­циклирование и проверку стабильности короткого замыкания при выходе из строя.

Динамический тест

Динамический тест является важной частью стандартных тестов для PP IGBT и используется для измерения динамических характеристик, таких как энергия переключения, задержки включения и выключения, время включения и выключения, заряд затвора при включении и выключении. Схема испытания приведена на рис. 9, использован метод тестирования двумя импульсами.

Рис. 9. Тестовая схема динамических испытаний

Типовая осциллограмма переключения 4,5 кВ/3 кА PP IGBT в динамическом тесте приведена на рис. 10, при следующих параметрах: температура T_j = +125 °C, напряжение в звене постоянного тока 2800 В, ток коллектора 3000 А, di/dt = 5000 А/мкС и паразитная индуктивность L_s~230 нГн. В этом случае были получены следующие характеристики PP IGBT 4,5 кВ/3 кА: энергия при включении E_on = 11,4 Дж, энергия при закрывании E_off = 17,5 Дж, заряд затвора при открывании Q_g(on) = 21 мКл и заряд затвора при закрывании Q_g(off) = 18 мКл [5].

Рис. 10. Осциллограммы, полученные при динамическом тесте

Тест RBSOA

Данный тест входит в число стандартных испытаний PP IGBT и позволяет определить максимально допустимые границы области переключения PP IGBT. Тестовая схема совпадает с той, что использовалась для динамических тестов (рис. 9), сам тест выполнен в соответствии с IEC 60747-9 [15]. В данном случае подается одиночный импульс при 4,5 кВ/3 кА на PP IGBT до момента, когда ток коллектора I_c достигнет значения 6 кА, затем подается команда на выключение IGBT. Результаты теста приведены на рис. 11, температура T_j = +125 °C, напряжение в звене постоянного тока DC составляет 3100 В. Имеет смысл особо отметить способность PP IGBT безопасно коммутировать ток 6 кА при 3100 В, что говорит о большей устойчивости данной технологии к перегрузкам, которые могут возникнуть в MMC HVDC-системе. Так, если применяемые IGBT способны работать только при более низком значении напряжения в звене постоянного тока, например 2800 В, должны быть пересмотрены остальные компоненты проектируемой ячейки, поскольку в аварийных режимах происходит резкое увеличение напряжения в звене постоянного тока (как, например, при КЗ фазы преобразователя на землю). Другими словами, при снижении номинального значения напряжения в звене постоянного тока ячейки необходимо «принести в жертву» иные параметры, в частности увеличить емкость конденсатора ячейки MMC.

Рис. 11. Осциллограммы теста RBSOA

Тест на выключение при коротком замыкании

Данный тест является стандартным для IGBT, известен как тест на выключение при КЗ [16] и предназначен для того, чтобы удостовериться в способности IGBT прервать большой ток КЗ, который может возникнуть при пробое конденсатора в звене постоянного тока. Тестовая схема приведена на рис. 12, из нее видно, что PP IGBT подключен непосредственно к конденсатору звена постоянного тока.

Рис. 12. Схема испытания для теста на выключение при КЗ

Вначале на затвор IGBT подано отрицательное напряжение (например, –15 В), после чего напряжение V_ge затвор-эмиттер переключают до +15 В с помощью драйвера управления, затем происходит разряд конденсатора, начинающийся с момента включения IGBT. Как показано на рис. 13, происходит падение напряжения коллектор-эмиттер при одновременном росте тока I_c. Но, поскольку скорость нарастания тока di/dt достаточно высока, очень скоро величина тока коллектора достигает такого значения, при котором происходит насыщение. В результате напряжение V_ce снова быстро увеличивается до величины напряжения в звене постоянного тока. По истечении 25 мкс PP IGBT успешно выключается путем переключения напряжения на затворе до –15 В. В данном тесте величина напряжения звена постоянного тока составляет 2800 В, а начальная температура IGBT T_j = +125 °С.

Рис. 13. Осциллограммы теста на выключение при КЗ

Итоговое значение энергии в процессе КЗ в данном тесте составляет 735 Дж, а усредненное значение мощности составляет примерно 30 МВт, что говорит о существенном запасе надежности PP IGBT.

Термоциклирование под нагрузкой

Этот тест не входит в ряд стандартных испытаний и является расширенным тестом, позволяющим оценить устойчивость PP IGBT к термоциклированию и к циклической коммутации большой мощности. Испытания проводились для PP IGBT 4500 В, 2400 А T2400GB45E [5] при 30 000 циклов для трех IGBT в составе силовой сборки (рис. 14а).

Рис. 14.
а) Сборка из трех компонентов для проведения теста термоциклирования;
б) фотография кристалла после проведенного теста на термоциклирование

Период теста термоциклирования был выбран равным 2 мин: 1 мин — во включенном состоянии, 1 мин — в выключенном, при этом средний ток нагрузки составлял 1750 А (рис. 15). На протяжении всего теста температура корпуса самого горячего устройства находилась в диапазоне +79…+103 °С, а температура кристалла была в среднем около +90 °С. Максимальное усилие прижатия находилось в диапазоне 62–70,9 кН. Данные изменения прижимного усилия обусловлены температурными расширениями элементов конструкции.

Рис. 15. Осциллограммы теста на термоциклирование

Статические характеристики PP IGBT измерены до и после проведения теста термоциклирования, в результате получены данные, сведенные в таблицу 2. Дополнительно произведено вскрытие корпуса PP IGBT после выполнения данного испытания, показавшее минимальные изменения кристаллов (рис. 14б). Подобные испытания на циклическую тепловую и энергетическую нагрузку позволяют удостовериться в высокой надежности PP IGBT, обеспечивающей гораздо больший ресурс в эксплуатации и продолжительный срок службы.

Тест стабильности короткого замыкания при выходе из строя (SCFM)

Press-pack IGBT являются идеальным выбором для приложений, которые требуют последовательного соединения нескольких ключей, как, например HVDC-системы, в которых могут применяться сотни последовательно соединенных компонентов для организации одного высоковольтного ключа. Для обеспечения непрерывной эксплуатации подобного оборудования между циклами планового сервисного обслуживания необходимо, чтобы отказ отдельного компонента происходил предсказуемым образом в стабильное короткое замыкание. Для описания процессов, происходящих в PP IGBT в результате их выхода из строя, был проведен длительный тест на протяжении 8000 ч [8], о чем расскажем немного подробнее.

Данный тест входит в число расширенных испытаний и проводился для 4500-В 1600-А PP IGBT T1600GB45G [5] со встроенным обратным диодом. Для испытания были подготовлены две пары IGBT: два образца с предварительно поврежденным кристаллом IGBT и два с поврежденными кристаллами диодов. Для проведения испытаний приборы были смонтированы в силовую сборку (рис. 16а). Каждое устройство зажималось между двумя медными охладителями, дополнительно был установлен датчик усилия прижатия (виден в левой части сборки на рисунке). Далее банк конденсаторов емкостью 4 мФ заряжался до напряжения 4 кВ, после чего происходил контролируемый разряд конденсатора через цепь, состоящую из испытуемых приборов, индуктивность = 250 нГн. Общая энергия, разряженная через четыре образца, составила 16 кДж, а пиковый ток — 357,8 кА.

Рис. 16.
а) Тестовая сборка;
б) схема теста [8]

После этого сборка была установлена в специальное приспособление, как показано на рис. 16б. В качестве примера на рис. 17 показаны напряжение и ток для модуля TD₃ для периода времени 8000 ч с постоянными измерениями. Протекавший ток составлял 1200 А, при этом постоянно измерялось и записывалось падение напряжения на каждом IGBT-модуле.

Рис. 17. Типовая осциллограмма теста [8]

На рис. 18 представлены результаты записи измеренных параметров на протяжении всех 8000 ч испытаний. Ряд скачко­образных изменений падения напряжения наблюдался в те моменты, когда отключался ток через образцы для проведения точных измерений их статических характеристик. Худшая картина наблюдается у модуля TD₂, у которого изменение прямого падения напряжения составило порядка 400 мВ. Тем не менее за все время проведения данного теста ни один из образцов не показал изменения параметров более чем на ±4%.

Рис. 18. Результаты записи параметров теста на протяжении 8000 ч [8]

Результаты эксперимента подтвердили устойчивый переход PP IGBT в устойчивое короткое замыкание при выходе из строя, поскольку было получено стабильное состояние всех модулей, при этом не обнаружено существенных отклонений прямого падения напряжения на протяжении всех 8000 ч испытаний. Таким образом, предсказуемое и стабильное короткое замыкание при выходе из строя PP IGBT позволяет проектировать оборудование с резервированием N+1, сохраняя его работоспособность с возможностью замены вышедших из строя ключей при следующем запланированном сервисном обслуживании.

Испытания ячейки MMC в сборе

В данном разделе мы познакомимся подробнее с результатами тестов коммутации и частотного теста проектируемой ячейки.

Тест коммутации с двойным импульсом

В ходе теста производится включение и выключение IGBT, при этом снимаются осциллограммы непосредственно с IGBT и диода. Полученные осциллограммы могут быть проанализированы на предмет уточнения параметров драйвера управления, они позволяют убедиться в том, что напряжение закрывания на IGBT V_ce и характеристика восстановления обратного диода обеспечивают нахождение в безопасной области работы SOA и нежелательные осцилляции отсутствуют.

Рис. 19. Осциллограмма при закрывании

Тестовая схема практически совпадает со схемой на рис. 9, испытания проводятся методом двойного импульса. Осциллограмма выключения при токе I_c = 5500 А показана на рис. 19. Напряжение в звене постоянного тока составило 2800 В, а пиковое напряжение на коллекторе V_ce — 3864 В, что позволяет определить величину перенапряжения, которая равна 1064 В. Кроме того, скорость изменения тока di/dt I_c составила 5725 А/мкс, а рассчитанное значение паразитной индуктивности — порядка 185 нГн (формула 1 [17]). Резюмируя, можно сказать, что тест на закрывание продемонстрировал невысокое значение перенапряжения, что говорит о малой паразитной индуктивности конструкции, малом уровне потерь и невысоком стрессе для компонентов при коммутации.

В формуле (1) V_{ce,overvoltage} является разницей напряжения на IGBT и номинального напряжения звена постоянного тока, L_stray соответствует паразитной индуктивности в цепи коммутации, di/dt показывает скорость изменения тока при выключении.

На рис. 20 изображены осциллограммы включения при токе I_c порядка 5000 А. Пиковое значение тока восстановления обратного диода составляет около 1600 А, а пиковое значение мощности восстановления — 1,44 МВт, что находится в пределах области безопасной работы SOA [5]. При этом кривая тока I_d показывает очень плавную характеристику восстановления, что исключает нежелательные осцилляции.

Рис. 20. Осциллограмма при открывании

Динамический тест

Это тест иногда называют тестом температурной стабильности, или «фазным» тестом. Его цель — подтверждение работоспособности силовых полупроводниковых компонентов как в номинальном режиме, так и при перегрузке, при этом важно убедиться в отсутствии перегрева и/или сокращения ресурса при эксплуатации.

Более того, частотный тест позволяет оценить не только способности коммутации силовых компонентов в составе силовой сборки в течение продолжительного времени, но и возможности системы охлаждения, одновременно измерив реальные потери мощности.

Поэтому данный тест является наиболее значимым для проектируемой ячейки MMC. Выбор схемы испытаний, методика и описание оборудования доступны в [18], здесь мы приводим только схему на рис. 21.

Рис. 21. Схема испытаний при динамическом тесте

Силовая сборка ячейки проходит испытания при увеличивающемся каждый раз токе с фиксированным периодом времени на каждый шаг 10 мин. На рис. 22 приведены осциллограммы при токе I_c = 3350 А. В данном случае напряжение звена постоянного тока составляло 3000 В, а частота коммутации 300 Гц. Как видно на рис. 22, система охлаждения ячейки достаточно эффективно справляется с отводом мощности потерь в силовых компонентах, а сама ячейка способна стабильно работать длительное время в данном режиме эксплуатации. Дополнительно подтверждена работоспособность каждого силового элемента для указанного режима работы в течение длительного периода.

Рис. 22. Осциллограммы результатов динамического теста

Общий уровень потерь в проектируемой ячейке может быть определен путем измерения и записи уровня расхода охлаждающей жидкости и температур на входе и выходе системы охлаждения. Наконец, в случае измерения температуры на обоих электродах силовых компонентов, мы можем получить значения температуры кристаллов, зная эквивалентную тепловую схему [1].

Заключение

Воплощение в жизнь проектов больших преобразователей MMC для систем VSC HVDC уровня ±500 кВ/3000 МВт несет новые вызовы при проектировании ячейки преобразователя, такие как высокая емкость, высокая удельная мощность, надежность и предсказуемость поведения при выходе из строя. Конструкция силовой сборки на базе PP IGBT и диодов прижимной конструкции будет лучшим выбором, отвечающим данным вызовам, за счет высокой надежности, большого удельного тока, повышенного ресурса в процессе эксплуатации, а также устойчивого короткого замыкания при выходе из строя (SCFM) силовых компонентов прижимной конструкции. В данной работе спроектирована ячейка MMC-преобразователя полумостовой конфигурации, пригодная для использования в преобразователях мощностью несколько гигаватт. Моделирование электрических и тепловых процессов в PP IGBT показало, что они способны комфортно работать в данном приложении как в номинальных режимах, так и в аварийных ситуациях, а диоды прижимной конструкции справляются с межполюсным коротким замыканием с существенным запасом. Испытания на уровне компонентов подтвердили характеристики PP IGBT по RBSOA, в режиме короткого замыкания, при термоциклировании, а также гарантированное короткое замыкание при выходе из строя. Тесты ячейки преобразователя продемонстрировали возможность стабильной работы PP IGBT в условиях тяжелой нагрузки, причем полученные результаты позволяют оценить уровень реальной индуктивности разработанной конструкции ячейки. Таким образом, результаты моделирования и живые эксперименты подтверждают, что технология PP IGBT и силовые сборки на основе данных компонентов являются идеальными кандидатами для построения современных многоуровневых преобразователей большой мощности.