李 輝，秦 星，劉盛權(quán)，楊 東，楊 超，胡姚剛，冉 立，唐顯虎

（1.重慶大學 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.重慶科凱前衛(wèi)風電設備有限責任公司，重慶 401121）

0 引言

風電變流器作為風能轉(zhuǎn)換系統(tǒng)中的樞紐，是影響風電機組及其入網(wǎng)穩(wěn)定性的重要環(huán)節(jié)，但現(xiàn)有文獻表明，風電變流器是風能轉(zhuǎn)換系統(tǒng)中的薄弱環(huán)節(jié)之一，因變流器失效導致系統(tǒng)故障占的比重很大，而且其中超過50%的故障是因IGBT模塊（6組IGBT及其反并聯(lián)二極管構(gòu)成）功率循環(huán)失效造成的[1-4]。此外，GB／T25388.1—2010《風力發(fā)電機組雙饋式變流器技術(shù)條件》對風電機組適應風況的能力提出了明確要求，其中一項重要指標是變流器在各典型風況下其平均失效時間MTTF（Mean Time To Failure）不小于2 a[5]。另外，風電變流器IGBT模塊結(jié)溫的大小、波動幅值及波動頻率與風速密切相關，因此，風速可能對IGBT模塊的失效產(chǎn)生影響[1-2，5]。 綜上所述，如何準確評估不同風況下風電變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力并分析風速對其的影響規(guī)律，以提高變流器可靠性顯得十分重要。

目前，已有文獻主要是基于器件結(jié)溫來衡量變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力。如文獻[6-7]利用評估手冊MIL-HDBK-217F，分析了變流器拓撲結(jié)構(gòu)對IGBT模塊功率循環(huán)能力的影響；文獻[8]利用電子設備評估模型，對混合電動汽車中逆變器IGBT模塊的功率循環(huán)能力進行了評估。但上述評估方法僅關注結(jié)溫平均值對IGBT模塊功率循環(huán)能力的影響，而沒有考慮結(jié)溫波動的影響。文獻[9-10]基于IGBT模塊功率循環(huán)失效模型，分析了風速及風機參數(shù)對永磁同步風電機組網(wǎng)側(cè)變流器功率循環(huán)能力的影響。但由于機側(cè)變流器長期處于低頻下運行，且運行頻率隨風速的變化而改變，使得機側(cè)IGBT模塊的結(jié)溫波動幅值更大，且波動頻率隨風速隨機變化，因此現(xiàn)有網(wǎng)側(cè)評估模型很難對機側(cè)變流器IGBT模塊的結(jié)溫波動信息進行準確提取。文獻[11]分析了機組控制方式對機側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力的影響，但分析模型假設各風速區(qū)間的風速為恒定值，并未考慮各區(qū)間內(nèi)風速的變化。因此，有必要研究湍流風速下機側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力的準確評估方法。

基于此，本文在分析結(jié)溫大小及波動對機側(cè)變流器IGBT模塊失效影響的基礎上，結(jié)合雙饋風電機組仿真模型，基于變流器實時運行參數(shù)，建立機側(cè)變流器IGBT模塊結(jié)溫計算模型，并分析湍流風速對IGBT結(jié)溫波動的影響；其次，考慮湍流風速導致器件結(jié)溫隨機波動的特點，提出基于雨流算法提取隨機結(jié)溫波動信息的機側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力評估模型。最后，以某1.5MW雙饋風電機組機側(cè)變流器IGBT模塊為例，對傳統(tǒng)功率循環(huán)能力評估模型和本文模型的有效性進行比較，并分析年平均風速及湍流強度對機側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力的影響。

1 機側(cè)變流器IGBT模塊失效模型

1.1 器件功率循環(huán)失效模型

功率循環(huán)是IGBT及二極管器件在工作中失效的主要誘因，這是由器件材料的熱膨脹系數(shù)不同導致的。當器件的溫度波動變化時，材料形成不同程度上的壓縮或拉伸從而產(chǎn)生剪應力，最終使器件因功率循環(huán)疲勞累積而失效[10-11]。LESIT項目利用不同器件制造商的IGBT模塊，通過功率循環(huán)試驗，得出器件發(fā)生失效主要與結(jié)溫及其波動幅值有關，見圖1[12]。

圖1 Nf與 Tm及ΔTj的關系Fig.1 Relationship among Nf，Tmand ΔTj

圖中，ΔTj、Tm分別為結(jié)溫波動幅值及平均值。從圖1可以看出，隨著ΔTj或Tm的增大，器件可進行的功率循環(huán)次數(shù)減少，而且ΔTj對器件壽命的影響比Tm更為顯著?；谄骷C理，總結(jié)出器件的Coffin-Manson 失效壽命模型[12]：

其中，Nf（Tm，ΔTj）表示在 Tm及 ΔTj下器件可進行的功率循環(huán)總次數(shù)；A、α為與器件相關的常數(shù)，文中分別取值640、-5；Q為激活能量常數(shù)，取值0.8eV；R為玻爾茲曼常量。

為了預測在工作條件下器件的平均失效時間，通常采用線性疲勞累計損傷模型，由此，器件的平均失效時間 tdevice可計算如下[12]：

其中，N（Tm，ΔTj）表示在時間段 T 內(nèi)，器件所經(jīng)歷的結(jié)溫波動幅值及平均值分別為ΔTj及Tm時的功率循環(huán)次數(shù)。

1.2 機側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間

為衡量器件結(jié)溫對機側(cè)變流器IGBT模塊失效的影響，本節(jié)基于器件功率循環(huán)失效模型，結(jié)合雙饋風電機組拓撲結(jié)構(gòu)（如圖2所示），建立機側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間計算模型。

圖2 雙饋風電機組拓撲結(jié)構(gòu)Fig.2 Topology of DFIG unit

由圖2可知，機側(cè)變流器IGBT模塊由6組IGBT及反并聯(lián)二極管組成。在由M個器件組成的系統(tǒng)中，系統(tǒng)的平均失效時間tsystem定義如下[12]：

則機側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間tsystem可計算如下：

其中，tdevice_I、tdevice_D分別為IGBT和二極管的平均失效時間，其可由式（2）計算。

2 湍流風速對機側(cè)變流器結(jié)溫波動的影響

2.1 機側(cè)變流器IGBT模塊結(jié)溫計算模型

為準確計算機側(cè)變流器運行過程中IGBT模塊的結(jié)溫，本節(jié)基于開關周期損耗計算方法及機側(cè)變流器功率模塊熱模型，結(jié)合機側(cè)變流器運行參數(shù)，建立機側(cè)變流器結(jié)溫計算模型。

對于雙極性正弦脈寬調(diào)制的三相變流器，IGBT與二極管基于開關周期的導通損耗PIc與PDc分別如式（5）、（6）所示[17-19]：

其中，uI、uD分別為 IGBT、二極管的飽和壓降；rI、rD分別為IGBT、二極管的導通電阻；i（t）為變流器輸出電流；δ（t）為占空比；“±”內(nèi)的“+”、“-”分別用于機側(cè)變流器逆變和整流工作模式；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分別如式（8）、（9）所示[17-19]：

其中，fs為開關頻率；Eon、Eoff分別為 IGBT 額定條件下的單位開通、關斷損耗；Udc為變流器直流側(cè)電壓；UN、IN分別為IGBT額定電壓和額定電流；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：

機側(cè)變流器功率模塊的總損耗Ptot為：

機側(cè)變流器功率模塊的熱模型如圖3所示，則IGBT的結(jié)溫TIj與二極管的結(jié)溫TDj分別計算如下：

圖3 機側(cè)變流器IGBT模塊的熱模型Fig.3 Thermal model of IGBT modules of generator-side converter

其中，ZIjc、ZDjc分別為IGBT、二極管的結(jié)-殼熱阻抗，ZIch、ZDch分別為IGBT、二極管的管殼至散熱器熱阻抗，Zh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(gòu)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；Δt為損耗持續(xù)作用的時間，且Δt=f／2，f為變流器運行頻率。

基于上述損耗計算方法及熱模型，機側(cè)變流器IGBT模塊結(jié)溫計算步驟如下：首先利用廠商提供數(shù)據(jù)，可得各項損耗特性參數(shù) uI、uD、rI、rD、Eon、Eoff、Erec、Un、In及熱網(wǎng)絡模型參數(shù) ZIjc、ZDjc、ZIch、ZDch、Zh；然后，結(jié)合雙饋風電機組仿真模型，在考慮機組控制特性的基礎上，獲取機側(cè)變流器運行參數(shù)fs、Udc、m、φ、i（t）及 ω，即可得到各時刻下的損耗 PI、PD、Ptot，進而通過構(gòu)建的熱模型，便可獲得IGBT或二極管結(jié)溫。

2.2 湍流風速對結(jié)溫波動的影響

為分析湍流風速對機側(cè)變流器IGBT模塊結(jié)溫的影響，本文基于MATLAB平臺，首先利用短期風速仿真模型[20]，構(gòu)造 2 組平均風速均為 11m／s、但湍流強度分別為0%及15%的風速，以模擬恒定風速及湍流風速；然后，基于2.1節(jié)中建立的結(jié)溫計算模型，以某1.5MW雙饋風電機組機側(cè)變流器IGBT為例，對比分析恒定及湍流風速下IGBT的結(jié)溫特性。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690V；直流側(cè)電壓為1150V；額定頻率為50Hz；額定轉(zhuǎn)速為 1800 r／min；定子電阻 Rs為 0.00706 p.u.；轉(zhuǎn)子電阻 Rr為 0.005 p.u.；定子漏感 Lsl為 0.171 p.u.；轉(zhuǎn)子漏感 Lrl為 0.156 p.u.；定、轉(zhuǎn)子互感Lm為2.9 p.u.；同步轉(zhuǎn)速點風速為9.325m／s；恒轉(zhuǎn)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；切出風速為 25 m ／s。

圖4為恒定和湍流風速下，機側(cè)變流器IGBT結(jié)溫。 圖4（a）為仿真風速；圖4（b）為恒定風速下機側(cè)變流器IGBT結(jié)溫，由圖可知其結(jié)溫的Tm、ΔTj及波動頻率均恒定，分別為 57.8℃、11.5℃及 6Hz；圖 4（c）為湍流風速下IGBT結(jié)溫，基于雨流算法對圖中的結(jié)溫數(shù)據(jù)進行統(tǒng)計可知，Tm的最大值為60.5℃、最小值為55.3℃，ΔTj的最大值為34.2℃、最小值為8.9℃，波動頻率的最大值為12Hz、最小值為0.3Hz，由此可見，Tm、ΔTj及波動頻率隨時間而隨機變化，尤其是ΔTj及波動頻率變化較為劇烈。此外，對比圖4（b）、（c）可知，湍流及恒定風速下結(jié)溫的Tm相差不大，但兩者結(jié)溫的ΔTj及波動頻率存在顯著差異，尤其是湍流風速下存在具有較大ΔTj的結(jié)溫，其可能對IGBT模塊的平均失效時間產(chǎn)生較大影響。

圖4 恒定／湍流風速下，機側(cè)變流器IGBT結(jié)溫Fig.4 Junction temperature of generator-side converter IGBT for constant and turbulent wind speeds

3 IGBT模塊功率循環(huán)能力評估模型

3.1 基于雨流算法的隨機結(jié)溫波動信息提取

針對湍流風速下器件結(jié)溫的Tm、ΔTj及波動頻率均隨機變化，導致傳統(tǒng)結(jié)溫提取方法[9-11]不能有效提取其結(jié)溫波動信息的問題，考慮雨流算法具有簡單、直觀、計算量小等特點，本文提出利用雨流算法對隨機結(jié)溫載荷進行提取，以準確統(tǒng)計一段時間內(nèi)器件結(jié)溫的 ΔTj、Tm及 N（Tm，ΔTj）。

雨流算法由Matsuiski和Endo等人提出，主要用于分析材料的應力-應變演化規(guī)律[21]。其用于提取器件結(jié)溫波動信息時的步驟如下。

a.把結(jié)溫-時間曲線旋轉(zhuǎn)90°，采用豎坐標軸表示時間，橫坐標軸表示結(jié)溫，如圖5所示。

圖5 基于雨流算法提取隨機結(jié)溫波動信息Fig.5 Random junction temperature fluctuation information extraction based on rain-flow algorithm

b.規(guī)定雨點以峰值（或谷值）為起點沿各層層頂向下流動，然后根據(jù)雨點的軌跡（圖中虛線所示）提取器件結(jié)溫波動信息：即雨滴從每個谷值外邊（或峰值內(nèi)邊）開始流動，在峰值（或谷值）處豎直落下并繼續(xù)流動，一直流到比起始點值更大的峰值（或更小的谷值）處停止；此外，若雨滴在流動過程中，遇到上層斜面流下的雨滴時也停止流動。當雨滴停止流動時，其軌跡就會形成一個閉合曲線，即一個完整的結(jié)溫波動循環(huán)。

c.根據(jù)結(jié)溫波動循環(huán)的起點值To和終點值Ts，結(jié)溫的 ΔTj、Tm可分別由式（15）、（16）計算，且對應的結(jié)溫波動次數(shù) N（Tm，ΔTj）加 1。

d.重復步驟b、c，直至結(jié)溫-時間歷程末點。

3.2 IGBT模塊功率循環(huán)能力評估模型

基于雨流算法提取隨機結(jié)溫波動信息，并結(jié)合風速的統(tǒng)計特性[22]，建立機側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力評估模型，其評估流程如圖6所示，其評估步驟如下。

a.將 0～30m／s的風速，以 1 m／s為間隔，劃分為30個風速區(qū)間，各風速區(qū)間的分布概率用fk表示，平均值用vk表示，湍流強度用Ik表示；根據(jù)年風速的統(tǒng)計特性[22]，將vk取為各風速區(qū)間的中間值（即0.5、1.5、…、29.5 m／s）；fk符合 Rayleigh 分布，其與年平均風速vave的關系如式（17）所示；Ik與年風速的湍流強度Iref的關系如式（18）所示。

圖6 機側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力評估流程圖Fig.6 Flowchart of MTTF assessment for IGBT modules of generator-side converter

b.基于MATLAB／Simulink仿真平臺，利用湍流風速仿真模型，得到各風速區(qū)間的時序風速，時序風速的持續(xù)時間為T（通常取600s），并基于風電機組仿真模型及機側(cè)變流器結(jié)溫計算模型，得出各風速區(qū)間下機側(cè)變流器IGBT模塊的結(jié)溫載荷，然后利用雨流算法提取 Tm、ΔTj及 N（Tm，ΔTj），再利用式（1）—（4）計算各風速區(qū)間下機側(cè)變流器的平均失效時間tk。

c.結(jié)合各風速區(qū)間的分布概率fk，基于Miner線性累加原則，利用式（19）便可預測各區(qū)間風速綜合作用下，機側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間ttot。

4 年平均風速及湍流強度對IGBT模塊功率循環(huán)能力的影響

4.1 年平均風速的影響

為研究年平均風速對機側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力的影響，結(jié)合《風力發(fā)電機組雙饋式變流器技術(shù)條件》[5]中定義的典型風況，選取不同年平均風速、相同湍流強度的4種風況（vave分別為6、7.5、8.5、10 m／s，Iref均為 0.12），基于本文建立的機側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力評估模型，以某1.5MW雙饋風電機組機側(cè)變流器IGBT模塊為例，對其在上述4種風況下運行時，IGBT模塊的平均失效時間進行計算，并將此計算結(jié)果與利用傳統(tǒng)模型[9-11]的評估結(jié)果進行比較。機側(cè)變流器參數(shù)為：Udc為1200 V；Ta為30℃；IGBT模塊型號為FF1000R17IED_B2。其損耗參數(shù)：UN、IN分別為 1700 V 和 800A；fs為 4000Hz；uI、uD分別為 3.1、1.2 V；rI、rD分別為 3.3×10-3、2.3×10-3Ω；Eon、Eoff、Erec分別為 260、350、120 mJ。 熱網(wǎng)絡參數(shù)如下：RI1—RI5分別為 0.8、3.7、13、2.5、16 K ／kW；RD1— RD5分別為 2.19、8.41、21.94、2.56、16K ／kW；R6為 5 K ／kW；CI1—CI5分別為 1、0.3514、3.8462、240、6.25 s·W／K；CD1—CD5分別為 0.365、1.55、2.27、234、7.13 s·W／K；C6為 166.7 s·W／K。

表1顯示了不同年平均風速、相同湍流強度下，本文模型及傳統(tǒng)模型的評估結(jié)果。由表1中本文模型的評估結(jié)果可知，隨著年平均風速從6 m／s增大到10 m／s，機側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間從1.56 a減小到0.93 a。同時，表中傳統(tǒng)模型評估結(jié)果也表明，IGBT模塊的平均失效時間隨著年平均風速的增大而減小，此變化規(guī)律與本文模型評估結(jié)果的變化規(guī)律相同，驗證了本文模型的有效性。另外，對比表中相同年平均風速下不同模型的評估結(jié)果可知，本文模型的評估結(jié)果小于傳統(tǒng)模型的評估結(jié)果，可見傳統(tǒng)評估模型的結(jié)果偏樂觀。這是由于本文模型同時考慮了風速平均分量和風速湍流分量，而傳統(tǒng)模型僅考慮各風速區(qū)間內(nèi)風速平均分量。此外，由表1還可知：各典型風況下機側(cè)變流器IGBT模塊平均失效時間均小于2 a，無法滿足《風力發(fā)電機組雙饋式變流器技術(shù)條件》[5]中的要求。

表1 不同年平均風速下不同模型的評估結(jié)果Table 1 Assessment result by different assessment models for different annual average wind speeds

4.2 湍流強度的影響

為分析風速湍流強度對機側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力的影響，結(jié)合變流器典型運行風況[5]，選取年平均風速均為6m／s，但湍流強度Iref分別為0.12、0.14、0.16的3種風況，基于本文建立的IGBT模塊功率循環(huán)能力評估模型，對機組在上述風況下運行時，其機側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間進行計算，計算結(jié)果如表2所示。

表2 湍流強度不同時機側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間Table 2 MTTF of generator-side converter IGBT module for different turbulence intensities

由表2可知，當湍流強度取最小值0.12時，機側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間最大，為1.56 a；而當湍流強度取最大值0.16時，機側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間最小，為1.29 a。由此可知，機側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間隨湍流強度的增大而減小。

5 結(jié)論

本文在分析結(jié)溫平均值及波動幅值對機側(cè)變流器IGBT模塊失效影響的基礎上，結(jié)合雙饋風電機組仿真模型，基于變流器實時運行參數(shù)，建立機側(cè)變流器IGBT模塊結(jié)溫計算模型，分析湍流風速對結(jié)溫波動的影響，進而提出基于雨流算法提取隨機結(jié)溫波動信息的機側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力評估模型，并以某1.5MW雙饋風電機組機側(cè)變流器IGBT模塊為例，分析年平均風速及湍流強度對其功率循環(huán)能力的影響。所得結(jié)論主要如下。

a.與恒定風速下機側(cè)變流器IGBT結(jié)溫相比，湍流風速作用下結(jié)溫的平均值、波動幅值及波動頻率不再保持恒定，而呈現(xiàn)隨機變化的特性；且相比于結(jié)溫的平均值，結(jié)溫波動頻率及波動幅值的大小受湍流風速的影響較大。

b.與僅考慮各風速區(qū)間風速恒定分量作用的傳統(tǒng)評估模型相比，本文提出的基于雨流算法提取隨機結(jié)溫波動信息的評估模型能同時考慮風速的恒定分量及湍流分量的作用，更能準確反映湍流風速對機側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力的影響。

c.隨著年平均風速及湍流強度的增大，機側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間減小，功率循環(huán)能力減弱。

本文實現(xiàn)了湍流風速作用下變流器IGBT模塊可靠性的定量分析；本文模型及結(jié)論為不同風況下風電場選擇合適的IGBT模塊，以提高其運行可靠性、降低運行及維護成本，提供了重要的理論依據(jù)。