雙饋風(fēng)電機組變流器IGBT結(jié)溫計算與穩(wěn)態(tài)分析

李輝, 秦星,, 薛宏濤, 朱祚恒, 劉盛權(quán),3, 李洋, 林波, 楊波

(1.重慶大學(xué)輸配電裝備及系統(tǒng)安全與新技術(shù)國家重點實驗室,重慶400044;2.國網(wǎng)四川省供電公司達州供電公司,四川達州635000;3.國網(wǎng)江西省電力公司贛州供電分公司,江西贛州341000)

雙饋風(fēng)電機組變流器IGBT結(jié)溫計算與穩(wěn)態(tài)分析

李輝1, 秦星1,2, 薛宏濤2, 朱祚恒2, 劉盛權(quán)1,3, 李洋1, 林波2, 楊波2

(1.重慶大學(xué)輸配電裝備及系統(tǒng)安全與新技術(shù)國家重點實驗室,重慶400044;2.國網(wǎng)四川省供電公司達州供電公司,四川達州635000;3.國網(wǎng)江西省電力公司贛州供電分公司,江西贛州341000)

針對雙饋風(fēng)電機組機側(cè)變流器長期處于低頻下運行導(dǎo)致故障率高的機理問題,提出其功率器件絕緣柵型雙極性晶體管(IGBT)結(jié)溫準(zhǔn)確計算方法及其變化規(guī)律的研究。首先基于不同損耗分析方法,結(jié)合IGBT熱網(wǎng)絡(luò),建立了IGBT結(jié)溫計算模型,并對一個實際IGBT在不同結(jié)溫計算方法下的穩(wěn)態(tài)結(jié)溫進行比較。其次,結(jié)合雙饋風(fēng)電機組運行特性,分別建立其全范圍工況下機側(cè)變流器IGBT的結(jié)溫計算模型。最后,分析了雙饋風(fēng)電機組在不同風(fēng)速下機側(cè)變流器IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫變化規(guī)律及其影響因素。結(jié)果表明,基于開關(guān)周期損耗的結(jié)溫計算方法更適合較低頻率運行下IGBT結(jié)溫的準(zhǔn)確計算;雙饋風(fēng)電用機側(cè)變流器IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫波動幅值隨變流器輸出頻率的降低而增大。

雙饋風(fēng)電機組;機側(cè)變流器;開關(guān)周期;IGBT損耗;結(jié)溫

0 引 言

雙饋風(fēng)電機組是目前風(fēng)力發(fā)電中的主流機型之一,其變流器作為風(fēng)電機組電能回饋至電網(wǎng)的關(guān)鍵控制通道,是影響風(fēng)電機組及入網(wǎng)安全穩(wěn)定運行的重要環(huán)節(jié)。但雙饋風(fēng)電機組機側(cè)變流器不同于常規(guī)電力傳動用變流器,由于其長期處于較低輸出頻率下運行,使得IGBT結(jié)溫波動較為顯著,往往導(dǎo)致其焊接線脫落和焊錫層老化等失效問題頻發(fā)［1-2］。因此,準(zhǔn)確地計算雙饋風(fēng)電機組機側(cè)變流器IGBT的結(jié)溫,并分析其在機組不同運行工況下的變化規(guī)律和影響因素,對合理評估IGBT結(jié)溫并提高雙饋風(fēng)電用變流器的可靠性,從而實現(xiàn)風(fēng)電機組高效可靠的并網(wǎng)運行具有重要的現(xiàn)實意義。

目前,國內(nèi)外學(xué)者圍繞變流器IGBT結(jié)溫預(yù)測方法已開展了一些研究,如文獻［3-4］通過有限元分析方法對IGBT的熱傳遞過程進行了建模。文獻［5-6］基于器件物理結(jié)構(gòu),建立了IGBT電熱藕合模型。然而上述文獻方法大都從IGBT器件的設(shè)計角度出發(fā),不僅需要詳細(xì)的器件結(jié)構(gòu)參數(shù),且不易在線計算及分析其結(jié)溫變化規(guī)律。對IGBT結(jié)溫的計算方法,根據(jù)其損耗計算的時間尺度,分為兩種。一種是基于輸出周期(變流器輸出頻率的倒數(shù))平均損耗的結(jié)溫計算方法,如文獻［7-12］根據(jù)沖量相等原則,通過變流器輸出電壓、電流的幅值和結(jié)溫的函數(shù)關(guān)系建立了IGBT的電熱藕合模型;第二種如文獻［13-14］中根據(jù)變流器脈寬調(diào)制(PWM)時IGBT的開關(guān)特性,基于流過IGBT的瞬時電壓、電流,結(jié)合IGBT等效熱網(wǎng)絡(luò),建立基于開關(guān)周期(IGBT開關(guān)頻率的倒數(shù))損耗的結(jié)溫計算模型。雖然基于輸出周期平均損耗的結(jié)溫計算方法較后者具有所需參數(shù)較易獲取、計算較為簡潔的優(yōu)勢,并獲得了廣泛的運用。但此種方法對雙饋風(fēng)電機組機側(cè)變流器輸出頻率較低時,其IGBT結(jié)溫波動可能劇烈情況下的計算準(zhǔn)確性還值得商榷。此外,雙饋風(fēng)電機組不同穩(wěn)態(tài)運行工況下,機側(cè)變流器IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫波動的變化規(guī)律及影響因素還有待進一步分析和完善。因此,為了準(zhǔn)確評估不同運行工況下其IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫波動水平,提高雙饋風(fēng)電機組機側(cè)變流器運行可靠性,有必要開展適合雙饋風(fēng)電用變流器IGBT結(jié)溫準(zhǔn)確計算方法及其變化規(guī)律的研究。

本文通過仿真驗證分析表明基于開關(guān)周期損耗分析方法的IGBT結(jié)溫計算方法更適合變流器低頻運行時IGBT結(jié)溫的準(zhǔn)確計算,并研究各工況下雙饋風(fēng)電機組機側(cè)變流器IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫計算模型。首先研究了分別基于輸出周期及開關(guān)周期的IGBT損耗計算方法,結(jié)合IGBT熱網(wǎng)絡(luò),建立了基于不同損耗分析方法的IGBT結(jié)溫計算模型,并對一個實際IGBT在不同結(jié)溫計算方法下的穩(wěn)態(tài)結(jié)溫進行比較分析。其次,在分析雙饋風(fēng)電機組運行特性的基礎(chǔ)上,利用兩種IGBT結(jié)溫計算方法,分別建立其全范圍工況下機側(cè)變流器IGBT的結(jié)溫計算模型。最后,以1.5 MW雙饋風(fēng)電機組為例,分析了其在不同風(fēng)速運行下機側(cè)變流器IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫變化規(guī)律及其影響因素。

1 基于開關(guān)/輸出周期的IGBT損耗計算

1.1 基于IGBT開關(guān)周期的IGBT損耗計算

本節(jié)以IGBT開關(guān)周期為時間單位,建立IGBT損耗計算模型［13-14］。

IGBT損耗可分為導(dǎo)通損耗Pcon及開關(guān)損耗Psw,其總損耗PT計算方法如下

而考慮IGBT工作模式及結(jié)溫影響因素的導(dǎo)通損耗Pcon可表示為:

式中δ(t)為IGBT在其一個開關(guān)周期內(nèi)的導(dǎo)通占空比,其在逆變或整流模式下的表達式如式(3)所示; v及r分別為初始飽和壓降與導(dǎo)通電阻,其與結(jié)溫的關(guān)系可分別用式(4)、式(5)表示;i(t)為流過IGBT的瞬時電流。

式中:“±”內(nèi)的“+”或“-”分別用于逆變或整流模式;φ為交流電壓和電流基波分量之間的相位角; m為調(diào)制度。

式中:v25,r25為IGBT在25℃下的初始飽和壓降和導(dǎo)通電阻;KV,Kr為初始飽和壓降和導(dǎo)通電阻的溫度系數(shù);Tj為IGBT的結(jié)溫。

IGBT的開關(guān)損耗Psw可 表示為

式中:fsw為開關(guān)頻率;Esw(i(t))為IGBT開、關(guān)一次的能量損耗,可表示為

式中:Eon、Eoff分別為IGBT額定條件下的開、關(guān)損耗;Udc為變流器直流側(cè)電壓;UN、IN分別為IGBT額定電壓和電流;Ksw為開關(guān)能量損耗的溫度修正系數(shù)。

1.2 基于變流器輸出周期的IGBT損耗計算

本節(jié)建立變流器輸出周期內(nèi)IGBT平均損耗計算模型［7-12］。在變流器一個輸出周期內(nèi),IGBT平均導(dǎo)通損耗Pcon可表示為:

式中:Im(t)為變流器輸出電流的幅值;“±”中的“+”或“-”分別用于逆變或整流模式。

2 基于開關(guān)/輸出周期損耗的IGBT結(jié)溫計算

2.1 IGBT熱網(wǎng)絡(luò)模型

基于集總參數(shù)法,采用熱阻抗等效電路的形式,建立IGBT的Foster熱網(wǎng)絡(luò)模型如圖1所示。圖中P為PT或PT;Zjc為IGBT的結(jié)-殼熱阻抗;Zch為 IGBT的管殼至散熱器熱阻抗;Zh為IGBT的散熱器熱阻抗;上述熱阻抗分別由各自的等效熱阻R1～R6及熱容C1～C6并聯(lián)構(gòu)成,且其具體參數(shù)可根據(jù)廠商提供數(shù)據(jù)獲取。Ta為環(huán)境溫度。

圖1 IGBT的熱網(wǎng)絡(luò)模型Fig.1 Thermal network model of IGBT

2.2 基于開關(guān)/輸出周期損耗的IGBT結(jié)溫計算

由IGBT熱網(wǎng)絡(luò)可得其結(jié)溫表達式［6］

式中:Δt為損耗持續(xù)作用的時間且Δt=1/2f;f為變流器輸出頻率。

基于IGBT開關(guān)周期損耗計算方法及其熱網(wǎng)絡(luò),可建立基于開關(guān)周期損耗的IGBT結(jié)溫計算流程圖如圖2所示。

圖2 基于開關(guān)周期損耗的IGBT結(jié)溫計算流程Fig.2 Flow chart of IGBT junction tem perature calculation based on a sw itching cycle loss analysis

從圖中可以看出,首先利用廠商提供數(shù)據(jù),可得各項損耗特性參數(shù)v25、r25、KV、Kr、Eon、Eoff、Ksw及Zjc、Zch、Zh、UN、IN;其次,考慮各時刻下結(jié)溫的影響,進一步根據(jù)式(4)、式(5)、式(7)計算參數(shù)vTj、rTj、Esw(i(t));進而,將變流器實時運行參數(shù)m、φ、i(t)及fsw、Udc分別代入式(2)及式(6),便可分別計算其導(dǎo)通損耗及開關(guān)損耗,并由式(1)得到IGBT開關(guān)周期總損耗,最后,通過構(gòu)建的熱網(wǎng)絡(luò)模型,便可獲得基于開關(guān)周期損耗分析的IGBT結(jié)溫。

基于輸出周期損耗分析的IGBT結(jié)溫計算流程與圖2類似,不同之處首先在于其利用的變流器實時運行參數(shù)由i(t)改為Im(t);其次,分別根據(jù)式(8)及式(9)對IGBT導(dǎo)通及開關(guān)損耗進行計算。

2.3 不同結(jié)溫計算方法的實例比較和分析

為了比較分析基于開關(guān)周期及輸出周期損耗的結(jié)溫計算方法在變流器不同頻率下的準(zhǔn)確性,本節(jié)以型號為FF1000R17IED-B2的IGBT搭建一個單相逆變器(如圖3所示)的仿真模型,其中,單相逆變電路主要參數(shù)如下:m為0.6;Udc為900 V;R為0.9Ω;L為1 mH;IGBT損耗參數(shù):UN、IN分別為1 700 V和800 A;fsw為4 kHz;v25、r25分別為3.1 V、3.3×10-3Ω;Kr、KV、Ksw分別為-0.000 7、0.013、-0.002 06;Eon、Eoff分別為260mJ和350mJ;熱網(wǎng)絡(luò)參數(shù): R1、R2、R3、R4、R5、R6分別為0.8 K/kW、3.7 K/kW、13 K/kW、2.5K/kW、16K/kW、60 K/kW,C1、C2、C3、C4、C5、C6分別為1 s·kW/K、0.351 4 s·kW/K、3.846 2 s·kW/K、240 s·kW/K、6.25 s·kW/K、166.7 s·kW/K;Ta為30℃。研究該變流器在不同輸出頻率下IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫變化規(guī)律,并將兩種結(jié)溫計算方法下穩(wěn)態(tài)結(jié)溫的結(jié)果進行比較。

圖3 單相逆變器仿真模型Fig.3 Simulation model of single-phase inverter

圖4 為該變流器輸出頻率為50 Hz、5 Hz和1 Hz時IGBT的穩(wěn)態(tài)結(jié)溫大小及其波動變化情況。圖中,虛線代表基于輸出周期損耗的結(jié)溫計算結(jié)果(輸出周期方法),實線代表基于開關(guān)周期損耗的結(jié)溫計算結(jié)果(開關(guān)周期方法)。

從圖4(a)可以看出,當(dāng)變流器輸出頻率為50 Hz時,不同結(jié)溫計算方法所得結(jié)溫變化趨勢相同,即穩(wěn)態(tài)結(jié)溫波動變化的頻率和變流器輸出頻率相同,這也證實了IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫變化是輸出電流頻率決定的本質(zhì)規(guī)律。從穩(wěn)態(tài)結(jié)溫波動幅值大小來看,輸出周期結(jié)溫計算方法的結(jié)溫波動幅值在7.5℃左右,開關(guān)周期結(jié)溫計算方法的計算結(jié)果8.7℃,兩者差別較小。此外,從不同頻率計算結(jié)果比較可以看出,如圖4(a)～(c)所示,當(dāng)變流器輸出頻率降低時,雖然不同計算方法得到的IGBT結(jié)溫波動頻率是一致的,都和變流器輸出頻率相同;但不同計算方法得到的結(jié)溫波動幅值及結(jié)溫平均值則差異很大,當(dāng)輸出頻率分別為5 Hz、1 Hz時,輸出周期結(jié)溫計算方法得到的結(jié)溫波動幅值分別為18.6℃及23℃,結(jié)溫平均值分別為42.3℃及43.5℃,而開關(guān)周期結(jié)溫計算方法在不同頻率下結(jié)溫波動幅值分別為23.8℃及36℃,結(jié)溫平均值分別為44.3℃及50℃。因此,可以看出,隨著變流器輸出頻率的降低,兩種結(jié)溫計算方法的結(jié)果差異逐漸增大。

圖4 不同輸出頻率下2種計算方法的IGBT結(jié)溫Fig.4 IGBT junction tem peratures by using 2calculation methods at different output frequencies

為了進一步分析造成兩種結(jié)溫計算方法的結(jié)果在低頻時存在較大差異的原因,并選擇適合低頻時IGBT結(jié)溫準(zhǔn)確計算的方法,圖5列出了變流器輸出頻率為1 Hz時不同計算方法的IGBT損耗變化情況。

從圖5中可看出,基于開關(guān)周期的損耗分析方法能有效反映IGBT在變流器一個輸出周期的導(dǎo)通時間段內(nèi),其實際損耗功率隨電流波動的變化趨勢。而基于輸出周期的損耗計算方法,僅能從平均值的意義上表征一個輸出周期內(nèi)損耗的大小,而并不能有效反映實際損耗功率的變化趨勢。因此,基于開關(guān)周期損耗分析的結(jié)溫計算結(jié)果更符合實際結(jié)溫的變化趨勢,開關(guān)周期結(jié)溫計算方法更適合低頻時IGBT結(jié)溫的準(zhǔn)確計算。

圖5 輸出頻率1 Hz時兩種計算方法下IGBT總損耗Fig.5 IGBT total loss by using two calculation methods at 1Hz of the output frequency

3 雙饋風(fēng)電機組機側(cè)變流器IGBT結(jié)溫計算與分析

3.1 雙饋風(fēng)電機組運行特性

為了分析雙饋風(fēng)電機組機側(cè)變流器IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫隨機組不同運行狀況的變化趨勢和影響因素,本節(jié)對實際運行的雙饋風(fēng)電機在不同運行區(qū)域下的輸出功率進行分析?？紤]變速恒頻運行以及載荷約束特點,雙饋風(fēng)電機組運行區(qū)域通常可分為最大風(fēng)能捕獲區(qū)、恒轉(zhuǎn)速區(qū)和恒功率區(qū)［15］,如圖6所示。其中,圖6(a)為風(fēng)力機輸出機械功率與風(fēng)速的關(guān)系曲線,PWN為風(fēng)力機的額定輸出功率;圖6(b)為發(fā)電機輸出功率與轉(zhuǎn)速的關(guān)系曲線,其中,PJN為發(fā)電機額定輸出功率,ωmin、ωmax及ω1分別為發(fā)電機最低、最高及同步轉(zhuǎn)速。在最大風(fēng)能捕獲區(qū)(A～C段)時,通過風(fēng)電機組最大功率跟蹤策略,可使發(fā)電機轉(zhuǎn)速及輸出功率均隨著風(fēng)速的增大而增加,實現(xiàn)風(fēng)機的最優(yōu)效率運行;在恒轉(zhuǎn)速區(qū)(C～D段),通過變流器轉(zhuǎn)矩和變槳控制,可使發(fā)電機保持最高轉(zhuǎn)速運行,而輸出功率則隨著風(fēng)速的增大而增大;在恒功率區(qū)(D～E段),通過變槳控制可使發(fā)電機保持最高轉(zhuǎn)速和額定功率運行狀態(tài)。因此,通過風(fēng)電機組不同區(qū)域時的控制策略,可使雙饋風(fēng)電機組運行在最大風(fēng)能捕獲區(qū)、恒轉(zhuǎn)速區(qū)和恒功率區(qū),從而使得機側(cè)變流器可能工作于逆變模式(A～B段)和整流模式(B～E段),且IGBT損耗和結(jié)溫可能會隨不同工作區(qū)域發(fā)生改變。

圖6 雙饋風(fēng)電機組運行特性Fig.6 Operational characteristics of doubly fed w ind turbine generator system

3.2 機側(cè)變流器IGBT結(jié)溫計算模型

根據(jù)雙饋風(fēng)電機組運行特性,建立雙饋風(fēng)電機組仿真模型,通過仿真獲取變流器的運行參數(shù),并基于開關(guān)周期損耗分析的IGBT結(jié)溫計算方法,建立機側(cè)變流器IGBT結(jié)溫計算流程圖,如圖7所示。首先,基于仿真獲取的某風(fēng)速下機側(cè)變流器的運行參數(shù),即轉(zhuǎn)子d、q電流idr、iqr、轉(zhuǎn)子d、q電壓udr、uqr及直流側(cè)電壓(Udc)可計算φ及m;其次,根據(jù)雙饋發(fā)電機轉(zhuǎn)速nr是否超過同步轉(zhuǎn)速判斷變流器工作于逆變或整流模式;最后,結(jié)合IGBT開關(guān)頻率fsw及變流器輸出電流,利用基于開關(guān)周期損耗的結(jié)溫計算模型即可實時計算雙饋風(fēng)電機組機側(cè)變流器IGBT結(jié)溫。此外,基于輸出周期損耗的機側(cè)變流器IGBT結(jié)溫計算流程與圖7類似,不同之處在于其需根據(jù)變流器輸出電流的幅值Im(t),并利用基于輸出周期損耗分析的結(jié)溫計算模型進行分析。

圖7 基于開關(guān)周期的機側(cè)變流器IGBT結(jié)溫計算流程Fig.7 Flow chart of IGBT junction tem perature calculationfor generator-side power converter IGBT based on sw itching cycle

4 算例分析

為了研究雙饋風(fēng)電機組全運行工況下機側(cè)變流器IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫隨風(fēng)速的變化規(guī)律及其影響因素,本節(jié)應(yīng)用機側(cè)變流器IGBT結(jié)溫計算模型,對某1.5MW雙饋風(fēng)電機組在風(fēng)速范圍為6～25 m/s的各風(fēng)速點下穩(wěn)定運行時機側(cè)變流器IGBT結(jié)溫為例進行分析,并將兩種結(jié)溫計算方法的結(jié)果進行比較。其中,雙饋風(fēng)電機組主要參數(shù)為;額定電壓690 V;直流側(cè)電壓1 150 V;額定頻率50 Hz;額定轉(zhuǎn)速為1 800 r/min;定子電阻Rs為0.007 06 pu;轉(zhuǎn)子電阻Rr為0.005 pu;定子漏感Lsl為0.171 pu;轉(zhuǎn)子漏感Lrl為0.156 pu;定、轉(zhuǎn)子互感Lm為2.9 pu;同步轉(zhuǎn)速點風(fēng)速為9.325m/s;恒轉(zhuǎn)速區(qū)起始點風(fēng)速為11.3m/s;恒功率區(qū)起始點風(fēng)速為12.3 m/s;轉(zhuǎn)子側(cè)變流器IGBT為FF1000R17IED-B2。

圖8顯示了全工況下機側(cè)變流器IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫波動幅值、變流器輸出頻率及IGBT總損耗隨風(fēng)速變化特性。

由圖8(a)可知,大部分風(fēng)速下機側(cè)變流器IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫波動幅值為18℃左右,但在機組以同步轉(zhuǎn)速運行的風(fēng)速附近區(qū)域,穩(wěn)態(tài)結(jié)溫波動幅值受風(fēng)速變化的影響極為明顯,最大幅值達到64℃左右,且在此區(qū)域采用輸出周期結(jié)溫計算方法的結(jié)果明顯與采用開關(guān)周期的結(jié)溫計算方法的結(jié)果差異較大,和前述單相逆變器的結(jié)果類似,進一步證明了在對機側(cè)變流器輸出頻率較低結(jié)溫波動較大時,采用開關(guān)周期結(jié)溫計算方法的必要性。此外,由圖8 (a)、(b)可以看出,在A～B段(或B～C):IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫波動幅值隨變流器輸出頻率的降低(或升高)而急劇增大(或減小),與2.3節(jié)中IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫波動幅值隨變流器輸出頻率的降低而增大的趨勢相同。另外,從圖(a)～(c)可以看出,雖然在B～C段IGBT總損耗隨風(fēng)速的升高而增大,但由于變流器輸出頻率呈增加趨勢,導(dǎo)致IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫波動幅值隨風(fēng)速的增大迅速減小。因此,從圖8可以看出,相比于IGBT總損耗,雙饋風(fēng)電機組機側(cè)變流器IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫波動幅值主要受變流器輸出頻率的影響,且與輸出頻率的變化趨勢相反,特別是機組在同步轉(zhuǎn)速附近,變流器處于較低輸出頻率運行時,其IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫波動幅值明顯增加。

圖8 IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫、頻率和損耗隨風(fēng)速變化特性Fig.8 Performances on steady state junction temperature,frequency and loss of IGBT w ith w ind speed variation

為了進一步驗證機側(cè)變流器IGBT結(jié)溫波動幅值主要受變流器輸出頻率的影響,基于開關(guān)周期結(jié)溫計算模型,選取同步轉(zhuǎn)速附近點進行分析。當(dāng)風(fēng)速分別為9.2m/s及9.32m/s時,變流器輸出頻率分別為0.7 Hz及0.03 Hz,機側(cè)變流器IGBT損耗及結(jié)溫如圖9所示。

圖9 同步轉(zhuǎn)速附近點不同頻率時IGBT損耗及穩(wěn)態(tài)結(jié)溫Fig.9 IGBT loss and steady-state junction tem perature in synchronous speed area w ith different frequencies

由圖9可以看出,兩運行工況點下IGBT損耗幾乎相等,但由于輸出頻率的差異導(dǎo)致穩(wěn)態(tài)結(jié)溫波動幅值分別為31℃及62℃,差別較大。因此,同樣分析可知,在機組同步轉(zhuǎn)速區(qū)域運行時,即變流器輸出頻率較低時,微小的輸出頻率變化對IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫波動幅值有著明顯的影響。此外,由圖9也可以看出,由于IGBT僅在半個輸出周期內(nèi)存在損耗,因此IGBT結(jié)溫在半個輸出周期內(nèi)上升,而在另半個輸出周期內(nèi)下降,其結(jié)溫波動頻率與變流器輸出頻率相等。

5 結(jié) 論

本文在比較分析基于輸出周期及開關(guān)周期損耗的IGBT結(jié)溫計算方法的基礎(chǔ)上,結(jié)合雙饋風(fēng)電機組運行特性,建立了其機側(cè)變流器IGBT的結(jié)溫計算模型,分析了機組在全工況下各風(fēng)速點運行時機側(cè)變流器IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫變化規(guī)律及其影響因素。所得結(jié)論主要有:

1)與基于輸出周期平均損耗的結(jié)溫計算方法相比,基于開關(guān)周期損耗分析的結(jié)溫計算模型能同時考慮一個輸出周期內(nèi)IGBT損耗能量及波形對結(jié)溫波動幅值的影響,更適合于變流器在輸出頻率較低時IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫波動幅值的準(zhǔn)確計算。

2)通過對單相變流器和雙饋風(fēng)電機組的機側(cè)變流器穩(wěn)態(tài)結(jié)溫的分析表明,隨著變流器輸出頻率的降低,IGBT結(jié)溫波動幅值顯著增大,而結(jié)溫波動頻率與輸出頻率相同。

3)通過對機組在各風(fēng)速點穩(wěn)定運行時機側(cè)變流器IGBT結(jié)溫計算表明:相比IGBT損耗,機側(cè)變流器輸出頻率對IGBT結(jié)溫波動幅值的影響起主導(dǎo)作用,且IGBT穩(wěn)態(tài)結(jié)溫波動幅值隨變流器輸出頻率的降低而增大,尤其是機組在同步轉(zhuǎn)速區(qū)域下運行時其變化趨勢更為明顯。

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(編輯:賈志超)

Calculation and analysis of IGBT steady junction tem perature of power converter for doubly fed w ind turbine generator system

LIHui1, QIN Xing1,2, XUE Hong-tao2, ZHU Zuo-heng2, Liu Sheng-quan1,3, LIYang1, LIN Bo2, YANG Bo2
(1.State Key Laboratory of Equipment and System Safety of Power Transmission and Distribution&New Technology, Chongqing University,Chongqing 400044,China 2.State Grid Dazhou electric power supply company,Dazhou 635000,China;3.State Grid Jiangxi Electric Power Corporation Ganzhou Power Supply Company,Ganzhou 341000,China)

Aiming at the high fault ratemechanism problem caused by low frequency operation on long period for generator-side power converter of doubly fed wind generator system,a calculationmethod of insulated gate bipolar transistor(IGBT)junction temperature and effects analysiswere investigated.Firstly, combined with the thermal network model,two calculationmodels of the IGBT junction temperature were proposed based on different loss analysismethods and the comparison of different junct ion temperaturecalculation was performed by using a practical IGBT converter.Secondly,according to the operational characteristics of doubly fed wind generator system,the calculation model of IGBT junction temperature was presented for overall operational conditions.Finally,the effects of the IGBT steady state junction temperature for generator-side power converter were analyzed for differentwind speed.Results show that compared with the junction temperature calculation method based on the output cycle average loss,the method based on IGBT switching cycle loss ismore suitable to accurately calculate IGBT junction temperature when the power converterworks in a low output frequency,and the amplitudes of IGBT steady state junction temperature of generator-side power converter increaseswith the decrease in operational frequency.

doubly fed wind turbine generator system;generator-side power converter;switching cycle; IGBT loss;junction temperature

10.15938/j.emc.2015.08.010

TM 46;TM 85

A

1007-449X(2015)08-0062-08

2013-09-28

國家國際科技合作專項資助(2013DFG61520);中央高校基本科研業(yè)務(wù)費專項基金項目(CDJZR12150074);國家自然科學(xué)基金項目(51377184);重慶市集成示范計劃項目(CSTC2013JCSF70003)

李 輝(1973—),男,博士,教授,博士生導(dǎo)師,研究方向為風(fēng)力發(fā)電技術(shù)、新能源電力電子系統(tǒng)可靠性;秦 星(1988—),男,碩士,研究方向為風(fēng)電機組變流器控制及其可靠性;薛宏濤(1981—),男,本科,工程師,研究方向為新能源入網(wǎng)及可靠性;朱祚恒(1983—),男,本科,工程師,研究方向為新能源入網(wǎng)及可靠性;劉盛權(quán)(1989—),男,碩士研究生,研究方向為風(fēng)電變流器熱分析與管理;李 洋(1991—),男,碩士研究生,研究方向為風(fēng)電機組運行及控制;林 波(1970—),男,本科,工程師,研究方向為新能源入網(wǎng)及可靠性;楊 波(1973—),男,本科,工程師,研究方向為新能源入網(wǎng)及可靠性。

李 輝