風電變流器IGBT模塊損耗及結溫的計算與分析

秦星， 薛宏濤， 朱祚恒， 李輝， 林波， 楊波

(1.國網(wǎng)四川省供電公司達州供電公司，四川 達州 635000；2.重慶大學 輸配電裝備及系統(tǒng)安全與新技術國家重點實驗室，重慶 400044)

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風電變流器IGBT模塊損耗及結溫的計算與分析

秦星1， 薛宏濤1， 朱祚恒1， 李輝2， 林波1， 楊波1

(1.國網(wǎng)四川省供電公司達州供電公司，四川 達州 635000；2.重慶大學 輸配電裝備及系統(tǒng)安全與新技術國家重點實驗室，重慶 400044)

針對雙饋風電變流器IGBT模塊在交變熱應力的長期作用下導致故障頻發(fā)的問題，提出其損耗與結溫的準確計算模型及不同工況下兩者變化規(guī)律的研究。首先，建立了機側及網(wǎng)側變流器在整流或逆變模式下IGBT模塊損耗及結溫的計算模型；其次，對機組在不同運行工況下，其損耗和穩(wěn)態(tài)結溫進行分析。結果表明，隨風速的增大，機側與網(wǎng)側變流器IGBT模塊的損耗變化規(guī)律不同；機側變流器IGBT模塊的結溫波動劇烈，尤其是在同步風速附近區(qū)域。

雙饋風電機組；變流器；IGBT模塊；損耗；結溫

0 引 言

雙饋風電變流器是影響大功率風電機組及入網(wǎng)安全穩(wěn)定運行的重要環(huán)節(jié)[1-2]。由于風能固有的間歇式特征，風電機組長時間、頻繁和大范圍的隨機出力變化，導致其電能轉換單元持續(xù)承受劇烈的熱應力沖擊，使變流裝置在風電并網(wǎng)運行中的可靠性變得極其脆弱，其在風電機組部件中的故障率非常高[3-4]，而變流器中超過50%的故障是由于IGBT模塊失效造成的[5]。

IGBT模塊老化失效的根源，主要是IGBT模塊內(nèi)部溫度的波動及不同材料熱膨脹系數(shù)的不匹配，產(chǎn)生交變熱應力，導致變流器老化和失效。雖然國內(nèi)外學者對常規(guī)電力傳動用變流器IGBT模塊的損耗與結溫特性進行了研究[6-10]，但近期Vestas和Siemens等風電國際知名企業(yè)逐漸意識到，不同于常規(guī)電力傳動用變流器，雙饋風電機組機側變流器長期處于較低的輸出頻率下運行，使得IGBT結溫波動較為顯著，其故障率遠高于網(wǎng)側變流器[11]。加之，雙饋風電機組不同運行工況下，機側變流器還處于整流、逆變工作模式切換運行，往往導致其變流器IGBT損耗及結溫的計算和分析較為困難?；诖?，結合雙饋發(fā)電機輸出功率特性，基于開關周期結溫計算方法，建立機側及網(wǎng)側變流器在整流或逆變模式下IGBT模塊損耗及結溫的計算模型，并對全運行工況下IGBT模塊損耗與穩(wěn)態(tài)結溫的變化規(guī)律及影響因素進行了分析。

1 雙饋發(fā)電機輸出功率特性

考慮變速恒頻運行以及載荷約束特點，根據(jù)風速的不同，雙饋風電機組運行區(qū)域通?？煞譃樽畲箫L能捕獲區(qū)、恒轉速區(qū)和恒功率區(qū)[12]，雙饋風機輸出功率如圖1所示。

圖1 雙饋風機輸出功率曲線

圖中，Pn為機組額定輸出功率，vcut_in為切入運行風速；vsyn為機組處于同步點運行時對應的風速；vconst_nr為機組切入恒轉速運行區(qū)域對應的風速；vrated為額定風速；vcut_out為切出風速。在最大風能捕獲區(qū)(A-C段)時，通過風電機組最大功率跟蹤策略，可使發(fā)電機轉速及輸出功率均隨著風速的增大而增加，實現(xiàn)風機的最大風能捕獲；在恒轉速區(qū)(C-D段)，通過變流器和變槳控制，可使發(fā)電機保持恒定轉速運行，而輸出功率則隨著風速的增大而增大；在恒功率區(qū)(D-E段)，通過變槳控制可使發(fā)電機保持恒轉速和額定功率運行狀態(tài)。因此，通過風電機組不同區(qū)域時的控制策略，可使雙饋風電機組運行在最大風能捕獲區(qū)、恒轉速區(qū)和恒轉速恒功率區(qū)，在上述區(qū)域中機側變流器可能工作于逆變模式(A-B段)和整流模式(B-E段)，網(wǎng)側變流器的工作模式與此相反。

2 雙饋風電變流器IGBT模塊結溫計算模型

考慮機組和變流器的控制策略、變流器工作模式及低頻運行特性對變流器IGBT模塊結溫的影響，本節(jié)基于開關周期結溫計算方法，結合雙饋風電機組仿真模型，利用IGBT模塊特性參數(shù)及變流器運行參數(shù)，建立機側變流器結溫計算模型。

對于三相變流器，IGBT與二極管基于開關周期的導通損耗PIC與PDC分別表示如下[13]：

(1)

(2)

式中vI、vD分別為IGBT與二極管的飽和壓降；rI、rD分別為IGBT與二極管的導通電阻；i(t)為變流器輸出電流；δ(t)為占空比，其計算如下：

(3)

式中“±”內(nèi)的“+”或“-”分別用于機側變流器逆變或整流模式；m為調(diào)制度；ω為角頻率；φ為交流電壓和電流基波分量之間的相位角。

IGBT與二極管基于開關周期的開關損耗PIs與PDs分別表示如下[14]：

(4)

(5)

式中fs為開關頻率；Eon、Eaff分別為IGBT額定條件下的單位開、關損耗；Vdc變流器直流側電壓，Vn、In分別為IGBT額定電壓和電流；Erec為二極管額定條件下的單位恢復損耗。

單個IGBT與二極管的總損耗PI及PD分別表示如下：

PI=PIc+PIs

(6)

PD=PDc+PDs

(7)

機側或網(wǎng)側變流器功率模塊的總損耗Ptot為：

Ptot=6(PI+PD)

(8)

機側或網(wǎng)側變流器功率模塊的熱模型如圖2所示，則IGBT的結溫TIj與二極管的結溫TDj分別計算如下：

TIj=PI·(ZIjc+ZIch)+Ptot·Zh+Ta=

(9)

TDj=PD·(ZDjc+ZDch)+Ptot·Zh+Ta=

(10)

式中ZIjc(ZDjc)為IGBT(二極管)的結-殼熱阻抗；ZIch(ZDch)為IGBT(二極管)的管殼至散熱器熱阻抗； 為變流器功率模塊散熱器的熱阻抗；上述熱阻抗分別由各自的等效熱阻及熱容構成，其具體參數(shù)可根據(jù)廠商提供數(shù)據(jù)獲?。籘a為環(huán)境溫度(本文設為50 ℃)。

圖2 機側變流器IGBT模塊熱模型

基于上述IGBT模塊開關周期結溫計算模型，結合雙饋風電機組仿真模型，可建立雙饋風電機組機側及網(wǎng)側變流器IGBT模塊的結溫計算模型，其計算流程如圖3所示。

圖3 基于開關周期損耗分析的雙饋風電變流器IGBT模塊結溫計算流程圖

由圖3可知，變流器IGBT模塊結溫計算步驟如下：首先，基于雙饋風電機組仿真模型，獲取某風速下機側及網(wǎng)側變流器的運行參數(shù)，即d、q軸電流、電壓及直流側電壓，進而計算電流與電壓的相位角φ及變流器的調(diào)制度m；其次，根據(jù)雙饋電機轉速nr是否超過同步轉速判斷變流器工作于逆變或整流模式；最后，結合IGBT模塊開關頻率fsu及變流器輸出電流，利用開關周期結溫計算模型，即可實時計算雙饋風電機組機側及網(wǎng)側變流器IGBT模塊的損耗及結溫。

3 機側及網(wǎng)側變流器IGBT模塊損耗及穩(wěn)態(tài)結溫分析

3.1 機側及網(wǎng)側變流器IGBT模塊損耗分析

基于雙饋風電變流器IGBT模塊結溫計算模型，仍以某1.5 MW雙饋風電機組為例(參數(shù)見附錄A)，對其全工況下?lián)p耗的變化規(guī)律進行研究。

雙饋風電機組在不同風速下運行時，機側和網(wǎng)側變流器中IGBT模塊的損耗分布如圖4所示。

圖4 各風速下雙饋風電變流器IGBT模塊損耗分布

由圖4(a)可知，全運行工況下，機側變流器IGBT模塊的總損耗隨風速的增大而逐漸上升，在D點達到最大值。其原因是：根據(jù)公式(1)～(5)可知，對某確定型號的IGBT模塊，在模塊的開關頻率一定的情況下，其導通及開關損耗僅與流過IGBT模塊的電流大小成正比；又由于機側變流器輸出電流隨著風速的增大而逐漸上升，且在D點達到最大值。

由圖4(b)可知，在AB段，即機組在亞同步狀態(tài)下運行時，網(wǎng)側變流器IGBT模塊損耗隨著風速的增大而減?。辉贐點，即機組在同步狀態(tài)下運行時，網(wǎng)側變流器IGBT模塊損耗最?。辉贐E段，即機組在超同步狀態(tài)下運行時，網(wǎng)側變流器IGBT模塊損耗隨著風速的增大而增大，在額定風速點達到最大值。其原因與機側變流器類似，也是由于IGBI模塊的總損耗與網(wǎng)側變流器的輸出電流成正比，隨著風速的逐漸增大，網(wǎng)側變流器的輸出電流先逐漸減小然后又逐漸增大，且分別在B點及D點達到最小及最大值。此外，由圖4(b)還可知，B點下機側變流器IGBT模塊的損耗并不為零，其原因是：雖然此時機側變流器輸出電流的基波分量為零，但開關紋波電流依然存在，因此存在較小的由開關紋波電流產(chǎn)生的損耗。

3.2 機側及網(wǎng)側變流器IGBT模塊穩(wěn)態(tài)結溫分析

基于雙饋風電變流器IGBT模塊結溫計算模型，仍以某1.5 MW雙饋風電機組為例(參數(shù)見附錄A)，對其全工況下穩(wěn)態(tài)結溫的變化規(guī)律進行研究。

為了進一步對全運行工況下IGBT模塊穩(wěn)態(tài)結溫的變化趨勢進行分析，將各風速下，機側及網(wǎng)側變流器IGBT模塊穩(wěn)態(tài)結溫的平均值及波動幅值，如圖5所示。

圖5 各風速下器件結溫平均值及波動幅值

由圖5(a)可知，穩(wěn)態(tài)結溫受風速大小變化的影響極為明顯，首先，在B點附件區(qū)域，機側變流器IGBT模塊結溫的平均值及波動幅值最大，此時IGBT及FWD結溫的平均值在80 ℃～90 ℃左右，結溫波動幅值在60 ℃～80 ℃左右；其次，在DE段，結溫的平均值及波動幅值也較大，此時IGBT及FWD結溫的平均值在67 ℃～73℃左右，結溫波動幅值在18 ℃～28 ℃左右；最后，在其余工況下IGBT及FWD結溫的平均值在53 ℃～59 ℃之間，結溫波動幅值在15 ℃以下。

由圖5(b)可知，在BE段，機側變流器IGBT模塊結溫的平均值及波動幅值最大，此時IGBT及FWD結溫平均值在60 ℃～65 ℃左右，結溫波動幅值在2.5 ℃～4.3 ℃左右；此外，在B點附近區(qū)域，結溫平均值達到最小值，接近于環(huán)境溫度50 ℃，結溫波動幅值接近于0 ℃。

另外，將圖5(a)與(b)對比分析可知，網(wǎng)側變流器IGBT模塊的結溫波動幅值遠小于機側變流器結溫波動幅值；且在B點附件區(qū)域，網(wǎng)側及機側變流器IGBT模塊結溫特性存在明顯差異，機側結溫的波動幅值達到全工況下的最大值，而網(wǎng)側結溫的波動幅值卻為全工況下的最小值。

4 結束語

本文所得結論主要有：

(1) 機側變流器IGBT模塊的損耗隨風速的增大而逐漸上升；而網(wǎng)側變流器IGBT模塊的損耗隨風速先減小后增大；且各工況下，雙饋風電變流器IGBT與FWD損耗大小極不平衡。

(2) 機側變流器IGBT模塊穩(wěn)態(tài)結溫的波動幅值遠大于網(wǎng)側變流器IGBT模塊穩(wěn)態(tài)結溫的波動幅值，且在同步風速附近區(qū)域，機側變流器IGBT模塊穩(wěn)態(tài)結溫的波動尤其劇烈。

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附錄A：

雙饋風力發(fā)電機組的主要參數(shù)如下：額定功率為1.5 MW；額定電壓為690 V；直流側電壓1 150 V；額定頻率為50 Hz；額定轉速為1 800 r/m；定子電阻Rs為0.007 06 pu；轉子電阻Rr為0.005 pu；定子漏感Lsl為0.171 pu；轉子漏感Lrl為0.156 pu；定、轉子互感Lm為2.9 pu；同步轉速點風速為9.325 m/s；恒轉速區(qū)起始點風速為11.3 m/s；恒功率區(qū)起始點風速為12.3 m/s；切出風速25 m/s；

變流器參數(shù)：Vdc為1 200 V；Ta為30 ℃；IGBT模塊型號為FF1000R17IED_B2，其損耗參數(shù)：VN、IN分別為1 700 V和800 A；fsw為4 000 Hz；vI、vD分別為3.1 V、1.2 V；rI、rD分別為3.3×10-3Ω、2.3×10-3Ω；Eon、Eoff、Eref分別為260 mJ、350 mJ及120 mJ；熱網(wǎng)絡參數(shù)：RI1～RI5分別為0.8 K/kW、3.7 K/kW、13 K/kW、2.5 K/kW、16 K/kW；RD1～RD5分別為2.19 K/kW、8.41 K/kW、21.94 K/kW、2.56 K/kW、16 K/kW；R6為5 K/kW；I1～CI5分別為1 soW/K、0.351 4 soW/K、3.846 2 soW/K、240 soW/K、6.25 soW/K；CD1～CD5分別為0.365 soW/K、1.55 soW/K、2.27 soW/K、234 soW/K、7.13 soW/K；C6為166.7 soW/K。

Computation & Analysis of the Loss and Junction Temperature of the IGBT Module in the Wind Power Converter

Qin Xing1, Xue Hongtao1, Zhu Zuoheng1, Li Hui2, Lin Bo1, Yang Bo1

(1.State Grid Sichuan Power Supply Corp. Dazhou Power Supply Co., Dazhou Sichuan 635000, China;2. State Key Laboratory of Power Transmission and Distribution Equipment & System Security and New Technology, Chongqing University, Chongqing 400044, China)

With respect to frequent faults attributable to long-term alternating thermal stress in the IGBT module of the doubly-fed wind power converter, this paper presents a model for accurate calculation of its loss and junction temperature and discusses their varying patterns in different working conditions. Firstly, calculation models are established for the loss and junction temperature of the IGBT model in the generator-side and grid-side converters in the rectification or conversion mode. Then, it analyzes the loss and steady-state junction temperature of the unit under different operational conditions. The results show that with the increase of wind speed, loss variation patters of the IGBT modules at the generator side and grid side differ from each other. The variation amplitude of junction temperature of the IGBT module in the generator-side converter is much larger, particularly in the area near synchronous wind speed.

doubly-fed induction generator wind turbine; power converter; IGBT module; loss, junction temperature

國家自然科學基金項目(51377184)；國家國際科技合作專項資助(2013DFG61520)；中央高?；究蒲袠I(yè)務費專項基金項目(CDJZR12150074)；重慶市集成示范計劃項目(CSTC2013JCSF70003)

10.3969/j.issn.1000-3886.2016.04.023

TM614

A

1000-3886(2016)04-0071-04

秦星(1988-)，男，四川達州人，助理工程師，碩士，主要研究方向為風電機組變流器控制。 李輝(1973-)，男，重慶人，重慶大學教授，博士生導師，研究方向為風力發(fā)電技術，新型電機及系統(tǒng)分析。

定稿日期: 2015-12-15