大功率直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組變流器的功率器件熱負(fù)荷分析

畢長飛

（遼寧地質(zhì)工程職業(yè)學(xué)院 機(jī)電系，遼寧 丹東 118000）

1 引言

隨著新能源技術(shù)的發(fā)展，風(fēng)力發(fā)電技術(shù)也得到了較為快速度的發(fā)展[1]。在許多國家，生態(tài)清潔的風(fēng)能已成為總能源需求的重要組成部分[2]。同時以直驅(qū)型風(fēng)電機(jī)組為代表的單機(jī)容量持續(xù)增加，因此機(jī)組紅需要安裝一個更為高效和可靠的全功率風(fēng)電變流器[3]。

由于功率半導(dǎo)體器件的熱應(yīng)力和損耗對風(fēng)電變流器的可靠性有很大影響，從而變流器中的器件熱應(yīng)力需要合理的分布，從而可以提高變流器的可靠性。目前較為主流的變流器拓?fù)漕愋腿缦拢褐悬c鉗位型和主動型中點鉗位型三電平拓?fù)浜蛢呻娖奖晨勘硟赏負(fù)涞萚4]。三電平拓?fù)渥兞髌鬏^之兩電平拓?fù)渥兞髌鳎瑔蝹€功率半導(dǎo)體器件的電壓等級可以明顯降低，而多電平變流器可以顯著降低開關(guān)損耗。此外，合理的脈沖調(diào)制PWM（PulseWidthModulation）策略，也能夠?qū)崿F(xiàn)變流器中各個功率器件的熱損耗平衡，調(diào)高變流器整體效率，文獻(xiàn)[5]的研究表明變流器中器件熱分布很大程度上取決于使用的PWM調(diào)制方法。

直流母線電壓等級的選取對風(fēng)電變流器熱負(fù)荷分布也有明顯的影響，較高的直流母線電壓往往會增加變流器的總損耗值，一般來說，變流器機(jī)網(wǎng)側(cè)額定電壓和對應(yīng)調(diào)制比決定了直流電壓的取值。文獻(xiàn)[6-7]對最大轉(zhuǎn)矩電流比控制MTPA（Maximum Torque Per Ampere）策略進(jìn)行了研究，MTPA控制能夠?qū)崿F(xiàn)以最小的電流達(dá)到額定的發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)矩，這使得發(fā)電機(jī)和變流器的損耗均最小化。另一方面，在不施加過調(diào)制（避免波形失真）的前提下，通過設(shè)置一個最小直流母線電壓，能最大限度降低變流器的開關(guān)損耗，例如對于690V電網(wǎng)接入，最優(yōu)的直流母線電壓選擇在1021V至1200V之間。

上述變流器損耗和結(jié)溫分布研究都是基于變流器穩(wěn)定工作狀態(tài)進(jìn)行的，沒有考慮風(fēng)速變化的影響，因而有必要對風(fēng)速動態(tài)情況下變流器的熱負(fù)荷情況進(jìn)行分析。

選取的研究對象為額定功率為1.5MW的直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組，對應(yīng)的全功率變流器拓?fù)錇閮呻娖奖晨勘惩負(fù)浣Y(jié)構(gòu)。通過變流器功率半導(dǎo)體器件散熱動態(tài)進(jìn)行建模，對風(fēng)速固定和風(fēng)速變化情況下的變流器熱負(fù)荷進(jìn)行仿真計算，研究結(jié)果為變流器設(shè)計提供了依據(jù)。

2 風(fēng)電機(jī)組模型及參數(shù)

直驅(qū)型風(fēng)電機(jī)組的示意圖，如圖1所示。從圖中可以看出，機(jī)組的主體構(gòu)成為一臺永磁同步風(fēng)力發(fā)電機(jī)PMSG（Permanent Magnet Synchronous Generator），然后PMSM前端為風(fēng)機(jī)模塊，發(fā)電機(jī)輸出直接接入到兩電平風(fēng)電變流器，變流器通過交直交變換后接入到電網(wǎng)。通常，變流器的輸出功率設(shè)定為1，而變流器網(wǎng)側(cè)控制的主體為鎖相環(huán)并網(wǎng)控制模塊、電流解耦控制模塊；變流器機(jī)側(cè)控制結(jié)構(gòu)為功率和轉(zhuǎn)速控制。變流器的機(jī)網(wǎng)側(cè)配合控制將最終實現(xiàn)最大風(fēng)能捕獲。

圖1 直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組模型Fig.1 Direct-driven Wind Turbine Model

2.1 風(fēng)機(jī)空氣動力學(xué)模型

風(fēng)力場直接作用在在整個風(fēng)機(jī)槳葉平面上，對風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子的動態(tài)產(chǎn)生影響。因此，考慮采用風(fēng)切變曲線對轉(zhuǎn)子葉片進(jìn)行動態(tài)建模。

文獻(xiàn)[8]提出了風(fēng)機(jī)的空氣動力學(xué)模型，稱為非定常葉素動量法BEMM（Unsteady Blade Element Momentum Method）。該方法的主要目標(biāo)是分析確定作用于每一個葉片的力場，從而使得作用于發(fā)電機(jī)的機(jī)械轉(zhuǎn)矩是考慮了風(fēng)速變化動態(tài)的?；贛atlab/Simulink仿真平臺可以找到1.5MW風(fēng)機(jī)模型，其中有BEMM數(shù)學(xué)模型的參數(shù)設(shè)定，如表1所示。

表1 1.5MW風(fēng)機(jī)參數(shù)列表Tab.1 The Parameters of 1.5MW Wind Turbine

2.2 永磁同步發(fā)電機(jī)參數(shù)

基于旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)變換，即dq軸解耦方法實現(xiàn)PMSM的數(shù)學(xué)建模，具體參數(shù)，如表2所示。

表2 永磁同步發(fā)電機(jī)參數(shù)列表Tab.2 The Parameters of the PMSG

2.3 風(fēng)電變流器額定參數(shù)

1.5 MW風(fēng)電機(jī)組采用全動率兩電平背靠背拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)變流器，變流器的具體參數(shù)，如表3所示。從表中可看出額定輸出電壓為690V，對應(yīng)可以選擇額定電壓1700V，額定電流1800A的IGBT模塊，具體型號為5SNA1800E170100。

表3 風(fēng)電變流器參數(shù)列表Tab.3 The Parameters of the Wind Converter

2.4 功率器件的損耗和熱模型

在Matlab/Simulink仿真平臺中調(diào)用PLECS可以變流器功率器件熱傳導(dǎo)模型進(jìn)行直接的仿真計算，如圖2（a）所示。圖中所示為單個功率器件的熱傳導(dǎo)路徑，其中從芯片結(jié)溫到模塊殼溫又包含四級 RC 網(wǎng)絡(luò)，如圖 2（b）所示。圖中 Rth1、Rth2、Rth3和 Rth4反映了熱傳導(dǎo)時的穩(wěn)態(tài)特性，而 τ1、τ2、τ3和 τ4反映了熱傳導(dǎo)時的動態(tài)特性，該網(wǎng)絡(luò)的具體參數(shù)通過查器件的數(shù)據(jù)手冊可以得到，如表4所示。環(huán)境溫度設(shè)定為50℃，這是考慮到變流器實際工作時的柜體內(nèi)空氣溫度，這個溫度值可能會隨著環(huán)境變化而升高或降低。

圖2 功率器件模型的熱耦合Fig.2 Thermal Model of the Power Electronics

表4 IGBT和二極管的熱阻參數(shù)Tab.4 The Thermal Impedance Parameters for IGBT and Diode

3 穩(wěn)定風(fēng)速時功率器件熱效應(yīng)分析

3.1 功率器件的損耗分布

基于Matlab/Simulink仿真平臺中調(diào)用PLECS模塊對風(fēng)速恒定時工況仿真。并采用Excel軟件進(jìn)行了仿真數(shù)據(jù)結(jié)果繪圖，如圖3（a）所示。在風(fēng)速V為恒定8.5m/s，調(diào)制比m=0.7時，由前面描述的模型可以進(jìn)行計算，計算結(jié)果為機(jī)網(wǎng)側(cè)每一相IGBT和二極管的功率損耗，類似的，如圖3（b）所示。在風(fēng)速V為恒定12m/s，調(diào)制比m=1時，對應(yīng)的計算結(jié)果。以8.5m/s和12m/s的風(fēng)速作為算例是因為一起代表了典型的年平均風(fēng)速，而一個為風(fēng)機(jī)的額定風(fēng)速。

圖3 對應(yīng)穩(wěn)定風(fēng)速下功率器件的損耗計算結(jié)果Fig.3 Conduction and Switching Losses at the Fixed Wind Speed

計算結(jié)果中有網(wǎng)側(cè)二極管和IGBT損耗，如圖3所示。以及機(jī)側(cè)二極管和IGBT損耗?？梢宰⒁獾剑捎诎l(fā)電機(jī)相電流和變流器端電壓的反相位關(guān)系，機(jī)側(cè)的二極管損耗明顯高于網(wǎng)側(cè)二極管，也高于機(jī)側(cè)的IGBT，如圖3（a）所示。機(jī)側(cè)二極管損耗占比為72%對應(yīng)V=8.5m/s，m=0.7，網(wǎng)側(cè)IGBT的損耗占網(wǎng)側(cè)總損耗的74%。如圖3（b）所示，當(dāng)風(fēng)速為額定風(fēng)速12m/s，m=1時，前述機(jī)側(cè)和網(wǎng)側(cè)二極管及IGBT損耗分布趨勢更加明顯，機(jī)側(cè)二極管的損耗占機(jī)側(cè)總損耗的78%，網(wǎng)側(cè)IGBT的損耗占比為90%。進(jìn)一步計算可以得到，調(diào)制比大小與功率損耗分布具有相關(guān)性，具體而言，風(fēng)速越低，由此對應(yīng)的調(diào)制比越低，則IGBT和二極管的損耗分布越趨于平等。圖3中可以看出，網(wǎng)側(cè)總損耗大于機(jī)側(cè)，這是因為變流器的機(jī)側(cè)和網(wǎng)側(cè)設(shè)置的開關(guān)頻率分別為1.95kHz和3kHz，如表3所示。這對損耗分布產(chǎn)生了一定的影響。

3.2 功率器件的熱負(fù)荷計算

在風(fēng)速V分別恒定等于8.5m/s和12m/s時，變流器機(jī)網(wǎng)側(cè)每一相橋臂中二極管和IGBT芯片的結(jié)溫變化可以進(jìn)行仿真計算，并得到結(jié)果，如圖4所示。

圖4 對應(yīng)穩(wěn)定風(fēng)速下功率器件的芯片結(jié)溫計算結(jié)果Fig.4 IGBT and Diode Junction Temperature Variation at the Fixed Wind Speed

從圖4（a）中可看出，變流器處于額定工況下，對應(yīng)風(fēng)速12m/s時，其機(jī)側(cè)二極管芯片結(jié)溫高于IGBT芯片結(jié)溫，前者在80℃附近，后者在65℃左右。具體的原因為，根據(jù)前述計算結(jié)果，機(jī)側(cè)二極管功率損耗明顯高于IGBT，同時二極管模塊結(jié)溫到殼溫的熱阻也明顯高于IGBT，從而二極管的對應(yīng)溫度的平均值較高，而且波動也較大。注意到二極管和IGBT的溫度波動峰峰值為20℃和10℃，根據(jù)文獻(xiàn)[9-10]，較高的功率器件結(jié)溫波動可能影響功率半導(dǎo)體器件的壽命。在圖4（b）中可看出，變流器處于額定工況下，對應(yīng)風(fēng)速12m/s時，其網(wǎng)側(cè)IGBT芯片結(jié)溫高于二極管芯片結(jié)溫，前者在80℃附近，后者在65℃左右。而且網(wǎng)側(cè)二極管芯片結(jié)溫的波動較機(jī)側(cè)明顯減小，約為5℃。具體的原因為，根據(jù)前述計算結(jié)果，網(wǎng)側(cè)二極管功率損耗明顯小于IGBT，從而IGBT的對應(yīng)溫度的平均值較高，而且波動也較大。還可以從圖4中中看出，對應(yīng)變流器額工況時，由于機(jī)網(wǎng)側(cè)功率器件損耗差異，變流器的機(jī)側(cè)功率器件平均結(jié)溫和網(wǎng)側(cè)功率器件平均結(jié)溫之間達(dá)到了15℃。對應(yīng)變流器降低功率運(yùn)行時，對應(yīng)風(fēng)速降低到8.5m/s時，將使得機(jī)網(wǎng)側(cè)功率器件的結(jié)溫差異縮小。具體的仿真結(jié)果為，機(jī)網(wǎng)側(cè)二極管結(jié)溫分別為65℃和57℃，同時機(jī)網(wǎng)側(cè)IGBT平均結(jié)溫均為60℃左右。

4 風(fēng)速動態(tài)時功率器件熱效應(yīng)分析

風(fēng)電變流器在運(yùn)行時的熱負(fù)荷已經(jīng)由熱負(fù)荷產(chǎn)生的后續(xù)影響也受到風(fēng)速動態(tài)變化的影響?？紤]到風(fēng)機(jī)系統(tǒng)是一個機(jī)械系統(tǒng)，對風(fēng)機(jī)的控制實現(xiàn)高效率的風(fēng)能捕獲是一個時間常數(shù)較大的閉環(huán)控制系統(tǒng)。基于Matlab/Simulink仿真平臺中調(diào)用PLECS模塊對風(fēng)速動態(tài)時工況仿真。并采用Excel軟件進(jìn)行了仿真數(shù)據(jù)結(jié)果繪圖。184s內(nèi)實測風(fēng)速與參考轉(zhuǎn)速和實際轉(zhuǎn)速變化關(guān)系[13]，如圖5（a）所示。圖中顯示在風(fēng)機(jī)巨大的轉(zhuǎn)動慣量下，風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速只能跟蹤風(fēng)速動態(tài)的低頻分量，對高頻動態(tài)有天然的濾波效應(yīng)。風(fēng)速測量使用的是電子風(fēng)速測量儀，測量的是作用于整個垂直剖面上的風(fēng)速變化情況，具體測量現(xiàn)場圖，如圖6所示。

圖5 功率器件熱仿真結(jié)果Fig.5 Thermal Simulation Results of the Power Electronics

圖6 風(fēng)速測量現(xiàn)場圖Fig.6 The Wind Speed Measurement Site Picture

在風(fēng)速184s內(nèi)動態(tài)變化下，通過前述數(shù)學(xué)模型和仿真平臺，將風(fēng)速動態(tài)代入模型計算得到的風(fēng)電變流器機(jī)側(cè)和網(wǎng)側(cè)功率半導(dǎo)體器件的芯片結(jié)溫變化情況，如圖5（b）、圖5（c）所示。圖中可以明顯地看出來，IGBT和二極管的溫度低頻變化曲線遵循實際風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速變化，即風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)子實際轉(zhuǎn)速決定了功率器件的結(jié)溫低頻變化。但是由于機(jī)械慣性較大，在風(fēng)速波動下，功率器件的芯片結(jié)溫相對穩(wěn)定。將風(fēng)速變化波形和變流器機(jī)側(cè)IGBT的芯片結(jié)溫變化波形進(jìn)行傅里葉分解計算得到的頻譜對比圖，如圖7所示。從圖中可以看出，在頻譜的低頻帶（0～0.1）Hz，風(fēng)速變化的頻譜和IGBT結(jié)溫變化的頻譜吻合，即具有相同的特征。

圖7 對應(yīng)風(fēng)速和機(jī)側(cè)IGBT結(jié)溫曲線的頻譜分析圖Fig.7 Spectrum for Wind Speed and IGBT Junction Temperature of the Machine-Side Converter

然而，IGBT結(jié)溫波動的頻譜還依賴于變流器設(shè)置的基波頻率和開關(guān)頻率，因而在高頻段的吻合程度較小，具有一定的差異。因此，一個合理的結(jié)論就是風(fēng)速的高頻動態(tài)變化對功率半導(dǎo)體器件的熱應(yīng)力只有輕微的影響，主要影響體現(xiàn)在低頻變化。

5 結(jié)論

由于風(fēng)速變化對風(fēng)電變流器熱應(yīng)用將產(chǎn)生一定的影響，因此對此進(jìn)行了相關(guān)的研究，首先對風(fēng)機(jī)空氣動力學(xué)、PMSM、變流器進(jìn)行了建模，同時進(jìn)一步地基于傳熱學(xué)對功率器件進(jìn)行了熱模型建模，然后將基于仿真平臺對算例進(jìn)行風(fēng)電穩(wěn)定和動態(tài)時的仿真計算，最后分析了計算結(jié)果?，F(xiàn)總結(jié)主要結(jié)論為：（1）在風(fēng)速穩(wěn)定的情況下，變流器IGBT和二極管的損耗分布隨風(fēng)速的增加而趨于不均勻，在散熱設(shè)計需要考慮。（2）由于風(fēng)機(jī)空氣動力學(xué)行為慣性較強(qiáng)，在風(fēng)速動態(tài)時變流器功率器件的熱應(yīng)力相對穩(wěn)定，但低頻風(fēng)速變化對損耗有影響。主要創(chuàng)新點在于從風(fēng)速頻譜的角度分析了兆瓦級直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的功率半導(dǎo)體器件熱穩(wěn)定性，重點總結(jié)出了風(fēng)速對功率器件損耗占比的影響，特別是低頻段風(fēng)速變化對損耗的影響，為風(fēng)電機(jī)組整體生命周期判斷奠定了基礎(chǔ)。