李 輝 劉盛權(quán) 冉 立 李 洋 胡姚剛 楊 東

（輸配電裝備及系統(tǒng)安全與新技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（重慶大學(xué)） 重慶 400044）

大功率并網(wǎng)風(fēng)電機(jī)組變流器狀態(tài)監(jiān)測技術(shù)綜述

李 輝 劉盛權(quán) 冉 立 李 洋 胡姚剛 楊 東

（輸配電裝備及系統(tǒng)安全與新技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（重慶大學(xué)） 重慶 400044）

風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)在未來能源系統(tǒng)中占有重要地位，其安全可靠運(yùn)行對于風(fēng)電健康發(fā)展至關(guān)重要。現(xiàn)有的大功率并網(wǎng)風(fēng)電機(jī)組中，幾乎全部采用電力電子變流器，且其應(yīng)用將覆蓋更多的領(lǐng)域。由于風(fēng)電機(jī)組復(fù)雜的運(yùn)行環(huán)境和特殊的運(yùn)行工況，其變流器的可靠性問題正成為業(yè)界關(guān)注的焦點(diǎn)。本文綜述了風(fēng)力發(fā)電應(yīng)用中功率器件的老化失效機(jī)理，闡明了低頻運(yùn)行工況及風(fēng)速隨機(jī)波動(dòng)對風(fēng)電機(jī)組機(jī)側(cè)變流器功率循環(huán)能力的影響，對比討論了提高風(fēng)電變流器可靠性和可用率的狀態(tài)監(jiān)測方法，并分析了其可能的發(fā)展趨勢。

風(fēng)力發(fā)電 變流器 可靠性 老化失效 狀態(tài)監(jiān)測

0 引言

近年來，隨著陸上風(fēng)電機(jī)組的迅猛發(fā)展及海上風(fēng)電的大量裝機(jī)，風(fēng)電將逐步成為繼火電、水電之后的第三大常規(guī)能源。大功率并網(wǎng)風(fēng)電機(jī)組（簡稱“風(fēng)電機(jī)組”）變流器是風(fēng)力發(fā)電中能量轉(zhuǎn)換的重要環(huán)節(jié)，然而風(fēng)電機(jī)組長時(shí)間、頻繁和大范圍的隨機(jī)出力變化，導(dǎo)致其電能轉(zhuǎn)換單元持續(xù)承受劇烈的熱應(yīng)力沖擊，是風(fēng)電機(jī)組故障率最高的部件之一[1-4]，其高運(yùn)維成本問題日益凸顯，已引起 Vestas、Siemens等國際風(fēng)電知名企業(yè)的廣泛關(guān)注。特別是5MW、6MW 等大功率風(fēng)電機(jī)組相繼運(yùn)行，其變流器運(yùn)行可靠性問題可能更為突出。發(fā)展變流器狀態(tài)監(jiān)測技術(shù)，對于制定和優(yōu)化變流器檢修計(jì)劃、降低風(fēng)電機(jī)組變流器故障率、提高風(fēng)電機(jī)組的運(yùn)行可靠性都具有十分重要的學(xué)術(shù)意義和工程價(jià)值[1]。

為了提高電力電子功率模塊的設(shè)計(jì)可靠性，現(xiàn)有研究主要從改變模塊設(shè)計(jì)以及老化測試等方面采取了相關(guān)措施，如改變模塊的封裝結(jié)構(gòu)、振動(dòng)沖擊和功率循環(huán)等[5]。雖然以狀態(tài)監(jiān)測為基礎(chǔ)的故障診斷與狀態(tài)檢修技術(shù)已經(jīng)廣泛應(yīng)用于各類電氣設(shè)備（如旋轉(zhuǎn)電機(jī)、電力變壓器等），但是國內(nèi)外關(guān)于風(fēng)電變流器狀態(tài)監(jiān)測技術(shù)研究才剛剛起步[1,4,5]。如國外學(xué)者從器件失效機(jī)理及運(yùn)行可靠性出發(fā)，提出了多種不同的變流器狀態(tài)監(jiān)測方法。文獻(xiàn)[6-8]建立了基于集總參數(shù)法的變流器功率模塊結(jié)溫計(jì)算模型。文獻(xiàn)[9,10]對比分析了IGBT模塊的多種失效模式和失效機(jī)理，并研究了功率器件集射極飽和壓降與集電極電流、器件結(jié)溫之間的關(guān)系，利用電參數(shù)的溫敏特性實(shí)現(xiàn)對變流器功率模塊的狀態(tài)監(jiān)測。文獻(xiàn)[11-13] 中M. Musallam等利用材料力學(xué)中的疲勞累積損傷理論和相關(guān)統(tǒng)計(jì)學(xué)知識(shí)對器件老化進(jìn)程及剩余壽命進(jìn)行了研究。文獻(xiàn)[14]研究了近海大功率風(fēng)能轉(zhuǎn)換系統(tǒng)中具有潛在價(jià)值的連接永磁直驅(qū)同步發(fā)電機(jī)的兩電平變流器，指出機(jī)側(cè)變流器在低頻運(yùn)行時(shí)其疲勞壽命將會(huì)大大降低。此外，文獻(xiàn)[15,16]還表明由電力電子器件失效導(dǎo)致的陸上風(fēng)機(jī)平均停運(yùn)時(shí)間相對較短，每次故障大約1天時(shí)間，而海上風(fēng)機(jī)由于風(fēng)場選址的特殊性，其變流器的運(yùn)行維護(hù)依賴于當(dāng)?shù)丨h(huán)境狀況，即使是微小的變流器失效問題，其導(dǎo)致的停機(jī)時(shí)間影響也將不可忽略。雖然上述文獻(xiàn)都從不同的角度提及了風(fēng)電變流器的可靠性評估方法以及運(yùn)維現(xiàn)狀，但是考慮到風(fēng)電機(jī)組不同運(yùn)行工況對變流器可靠性影響的機(jī)理分析及其狀態(tài)監(jiān)測方法比較還不夠深入，并且目前風(fēng)電變流器狀態(tài)監(jiān)測方法綜述類文章較少。因此，為了全面掌握大功率風(fēng)電機(jī)組變流器狀態(tài)監(jiān)測發(fā)展現(xiàn)狀，有必要對大功率并網(wǎng)風(fēng)電機(jī)組變流器的失效機(jī)理、影響規(guī)律及狀態(tài)監(jiān)測方法進(jìn)行綜述。

在當(dāng)前風(fēng)力發(fā)電迅猛發(fā)展的大背景下，針對風(fēng)力發(fā)電面臨的變流器可靠性困境，本文全面綜述了變流器功率器件失效形式及機(jī)理，并且針對風(fēng)電運(yùn)行特點(diǎn)，重點(diǎn)分析全功率和部分功率風(fēng)電變流器特殊運(yùn)行工況對其運(yùn)行可靠性的影響；同時(shí)基于不同狀態(tài)特征量的對比分析，進(jìn)一步探討風(fēng)電變流器狀態(tài)監(jiān)測方法及其發(fā)展趨勢。

1 變流器功率器件的老化失效機(jī)理

1.1老化失效形式及機(jī)理

在風(fēng)電機(jī)組的背靠背變流器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)中，不論是陸上風(fēng)機(jī)或者海上風(fēng)機(jī)，雙饋風(fēng)電機(jī)組還是永磁直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組，由于其機(jī)側(cè)變流器都可能長期運(yùn)行于較低的頻率，此時(shí)器件結(jié)溫波動(dòng)較為顯著，嚴(yán)重影響著其功率模塊的功率循環(huán)能力，給風(fēng)電機(jī)組的可靠運(yùn)行帶來了不可忽視的安全隱患。

圖1為目前廣泛應(yīng)用于風(fēng)力發(fā)電變流器的塑封型功率模塊剖面圖，從圖中可以看到其由多種不同熱膨脹系數(shù)（Coefficient of Thermal Expansion，CTE）的材料組成。在熱循環(huán)過程中，由于熱膨脹系數(shù)CTE的不匹配必將導(dǎo)致其疲勞應(yīng)力增加，從而引起其焊層破裂和焊料層空洞，進(jìn)而影響到各材料層之間的電氣連接，使得沿?zé)醾鲗?dǎo)路徑的熱阻增加。在整個(gè)壽命周期，功率半導(dǎo)體器件的結(jié)溫水平呈遞增趨勢，最終導(dǎo)致器件老化失效。

圖1　風(fēng)電變流器模塊的功率器件結(jié)構(gòu)及材料屬性Fig.1 Power device structure and material characteristics of wind power converter module

變流器IGBT模塊的失效機(jī)理主要包括鋁鍵合線脫落、焊層疲勞、鍵合線根部斷裂和鋁金屬化的重構(gòu)。其中，金屬化的重構(gòu)現(xiàn)象可由功率模塊功率循環(huán)后觀察到，由于鋁與硅芯片熱膨脹系數(shù)的差異，經(jīng)過反復(fù)的溫度循環(huán)沖擊，它們之間的熱機(jī)械應(yīng)力會(huì)使得鋁金屬化而形成顆粒狀的粗糙接觸面，減小了金屬有效接觸面積，從而導(dǎo)致其電阻增大[17]。鋁鍵合線脫落會(huì)削弱功率模塊的導(dǎo)電性能，焊層疲勞會(huì)引起導(dǎo)熱性能的下降[10, 13, 18]。另外，鋁鍵根部斷裂現(xiàn)象通常也可在經(jīng)過長時(shí)間功率循環(huán)測試的IGBT模塊中觀察到。導(dǎo)致該失效的主要原因是在焊接過程中，由于超聲波振動(dòng)導(dǎo)致鋁鍵合引線根部產(chǎn)生裂縫[4]，且與鋁鍵合引線脫落相比，其斷裂過程更慢。采用新一代的壓接式封裝技術(shù)可避免或者減少使用鋁鍵合線和焊層，有研究表明，IGBT模塊的壓接式封裝結(jié)構(gòu)至少可以減小一個(gè)數(shù)量級的疲勞壽命損傷，其封裝結(jié)構(gòu)如圖2所示[19]。在當(dāng)前，這種封裝技術(shù)可以顯著提高風(fēng)力發(fā)電變流器的可靠性，盡管成本較高，但正在風(fēng)電機(jī)組中得到推廣應(yīng)用。

圖2　壓接式IGBT封裝結(jié)構(gòu)[19]Fig.2 Pressing package structure of IGBT[19]

此外，該技術(shù)也可以把金屬基板直接壓在半導(dǎo)體芯片上，這種結(jié)構(gòu)無需連接傳統(tǒng)的散熱器，并可以同時(shí)傳導(dǎo)熱能和電能。與塑封 IGBT相比，采用壓接式 IGBT模塊不僅可以通過兩側(cè)散熱提高功率密度，而且去除了鍵合引線及焊層連接的結(jié)構(gòu)方式，因此消除了鍵合引線脫落、斷裂或焊料層疲勞的失效模式，器件的可靠性顯著提高。然而，這種新的封裝形式也帶來了和其結(jié)構(gòu)相關(guān)的新的失效形式。壓接式 IGBT的每個(gè)柵極通過裝有彈簧的引線連接，彈簧在功率循環(huán)的過程中受到反復(fù)的壓縮/膨脹而產(chǎn)生疲勞，引起彈簧應(yīng)力損傷，經(jīng)過一定的循環(huán)次數(shù)，最終也會(huì)老化失效，影響風(fēng)力發(fā)電變流器的運(yùn)行可靠性。

除熱應(yīng)力外，當(dāng)器件在超過額定電壓或電流工作時(shí)，有可能產(chǎn)生過電應(yīng)力而造成器件損壞[10]。在過電應(yīng)力作用下，器件局部將會(huì)過熱，在該熱點(diǎn)溫度達(dá)到材料熔點(diǎn)時(shí)，材料開始熔化并導(dǎo)致開路或短路故障，從而損毀器件。過電應(yīng)力可分為過電壓應(yīng)力和過電流應(yīng)力，過電壓包括柵極過電壓、集電極-發(fā)射極過電壓及雜散電感過電壓等，過電流包含擎住效應(yīng)及短路現(xiàn)象等。

1.2疲勞壽命評估方法分析

針對風(fēng)電變流器可靠性低、維護(hù)成本高的嚴(yán)峻現(xiàn)實(shí)，如何評估其功率模塊的剩余壽命是進(jìn)行狀態(tài)檢修和運(yùn)行維護(hù)的關(guān)鍵[20]。目前已有一些研究提出了用以描述功率模塊老化進(jìn)程的壽命模型，如LESIT項(xiàng)目利用不同制造商的IGBT模塊，通過功率循環(huán)實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)器件的失效主要與結(jié)溫平均值Tm及其波動(dòng)幅值ΔTj有關(guān)，如圖 3所示[21]。圖中線段為其擬合曲線，隨著ΔTj或Tm的增大，器件可進(jìn)行的功率循環(huán)次數(shù)較少，而且ΔTj對器件壽命的影響比Tm更為顯著。

圖3　失效壽命周期數(shù)Nf與Tm及ΔTj的關(guān)系Fig.3 Relationship between the number of failure cycles Nfand the Tmand ΔTj

基于器件失效機(jī)理，電力電子功率器件典型的Coffin-Manson失效壽命模型[19]為

式中，Nf(Tm,ΔTj)表示在 Tm及 ΔTj下器件可進(jìn)行的功率循環(huán)總次數(shù)；A、α為與器件相關(guān)的常數(shù)；Q為激活能量常數(shù)；R為玻耳茲曼常數(shù)。

目前功率器件疲勞壽命評估方法通常采用Miner線性疲勞損傷理論，其熱循環(huán)的相對總損傷為

式中，Ri為在應(yīng)力水平i下循環(huán)了Ni次所產(chǎn)生的疲勞損傷；Nfi為在應(yīng)力水平i下器件直到疲勞失效所經(jīng)歷的總循環(huán)次數(shù)。當(dāng)D =1時(shí)，表明此時(shí)損傷已達(dá)到極限，器件完全失效。雖然該公式形式簡單，應(yīng)用較為廣泛，然而，該Miner理論并沒有考慮不同載荷水平作用順序?qū)ζ淦趬勖挠绊?，也沒有考慮環(huán)境溫度、開關(guān)頻率和焊層疲勞老化對壽命的影響，因此其疲勞壽命評估的準(zhǔn)確性還有待深入研究。實(shí)際上，功率器件老化失效更接近于非線性疲勞損傷進(jìn)程，宜采用非線性疲勞累積法得到其疲勞損傷進(jìn)程和不同壽命時(shí)期關(guān)系譜圖[12]，如圖4所示。

圖4中S1、S2、S3分別代表不同應(yīng)力水平下的疲勞損傷進(jìn)程曲線。

2 風(fēng)電特殊運(yùn)行工況對變流器可靠性影響

2.1機(jī)側(cè)變流器低頻運(yùn)行對可靠性的影響

由于風(fēng)電機(jī)組長時(shí)間、頻繁和大范圍的隨機(jī)出力等特殊運(yùn)行工況，變流器在風(fēng)電并網(wǎng)運(yùn)行中的可靠性變得較為脆弱。圖5所示為部分功率及全功率風(fēng)電機(jī)組的結(jié)構(gòu)示意圖。

圖4　線性和非線性疲勞損傷對比Fig.4 Comparison of damage accumulation for the linear and nonlinear rule

圖5　風(fēng)電機(jī)組變流器典型連接結(jié)構(gòu)示意圖Fig.5 Schematic of typical structure of power converter for wind turbine system

為了分析不同運(yùn)行工況對風(fēng)電機(jī)組變流器功率模塊運(yùn)行可靠性的影響，近年來已有較多文獻(xiàn)從功率模塊電熱耦合模型，結(jié)溫估算以及不同變流器功率模塊結(jié)溫隨風(fēng)電機(jī)組不同運(yùn)行點(diǎn)變化規(guī)律等方面開展研究[8,14,17,22]。圖6給出了雙饋風(fēng)電機(jī)組的機(jī)側(cè)和網(wǎng)側(cè)變流器在同步轉(zhuǎn)速點(diǎn)附近的結(jié)溫仿真曲線[22]。

圖6　同步轉(zhuǎn)速點(diǎn)雙饋風(fēng)電變流器功率模塊結(jié)溫仿真曲線Fig.6 Curves of simulated junction temperatures of power modules for DFIG converter in a synchronous speed point

由圖 6可得，在同步轉(zhuǎn)速點(diǎn)，網(wǎng)側(cè)變流器中IGBT及二極管的結(jié)溫幾乎無波動(dòng)，而機(jī)側(cè)IGBT和二極管的結(jié)溫波動(dòng)明顯，其波動(dòng)幅值約為10～20℃，這將導(dǎo)致機(jī)側(cè)變流器失效率高于網(wǎng)側(cè)變流器。究其原因，雖然機(jī)側(cè)變流器和網(wǎng)側(cè)變流器在同一時(shí)刻轉(zhuǎn)換的電功率是相同的，但是當(dāng)機(jī)組運(yùn)行在同步轉(zhuǎn)速點(diǎn)時(shí)，機(jī)側(cè)變流器運(yùn)行在一個(gè)較低的頻率，變流器處理的實(shí)際功率幾乎為零。根據(jù)定、轉(zhuǎn)子電流磁動(dòng)勢平衡，轉(zhuǎn)子電流并不為零，因此功率損耗也不為零，且功率模塊的熱容對于平滑結(jié)溫波動(dòng)幾乎沒有貢獻(xiàn)，導(dǎo)致機(jī)側(cè)變流器進(jìn)入深度熱循環(huán)。因此機(jī)側(cè)變流器的結(jié)溫波動(dòng)要比網(wǎng)側(cè)更為劇烈，其可靠性也隨之明顯降低。

為了進(jìn)一步驗(yàn)證說明低頻運(yùn)行時(shí)變流器承受的熱應(yīng)力差異，圖7給出了賽米控公司關(guān)于某型（SKIIP 2013 GB172）功率模塊不同工作頻率下的結(jié)溫測試曲線。

圖7　賽米控功率模塊結(jié)溫測試曲線Fig.7 Test results of junction temperature of IGBT modules for Semikron company

從圖7可知，當(dāng)變流器運(yùn)行頻率較低時(shí)，其功率器件結(jié)溫波動(dòng)明顯大于工頻運(yùn)行情況，這和圖 6的仿真趨勢是一致的。

對于直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組變流器而言，由于風(fēng)力機(jī)葉尖速比有一定限制，其發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)動(dòng)角速度較小，使得全功率變流器的機(jī)側(cè)變流器也運(yùn)行在較低的頻率下[23]。同時(shí)，從半導(dǎo)體器件的角度來看，其機(jī)側(cè)功率模塊的續(xù)流二極管承受了更大的負(fù)載電流，加之低頻運(yùn)行特性，使得續(xù)流二極管將產(chǎn)生更高的結(jié)溫。圖8所示為永磁直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組機(jī)側(cè)、網(wǎng)側(cè)變流器功率模塊的結(jié)溫變化曲線[23]。

此外，文獻(xiàn)[24]的研究表明，全功率變流器功率器件在整個(gè)變流器壽命周期內(nèi)可能需要承受 5× 109次波動(dòng)幅值為 20℃的結(jié)溫?zé)嵫h(huán)，然而，包括風(fēng)速隨機(jī)波動(dòng)在內(nèi)的諸多因素可能進(jìn)一步影響其功率循環(huán)能力。因此，不論是永磁直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組還是雙饋風(fēng)電機(jī)組的機(jī)側(cè)變流器，由于長期處于較低輸出頻率下運(yùn)行，其功率器件結(jié)溫變化顯著。特別是雙饋風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行在同步轉(zhuǎn)速點(diǎn)時(shí)，其機(jī)側(cè)變流器輸出頻率幾乎為零，機(jī)側(cè)變流器結(jié)溫波動(dòng)更為劇烈。

2.2風(fēng)速隨機(jī)波動(dòng)對變流器運(yùn)行可靠性的影響

除了風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行點(diǎn)對風(fēng)電變流器結(jié)溫變化影響外，風(fēng)速隨機(jī)波動(dòng)也會(huì)影響風(fēng)電變流器的運(yùn)行可靠性。圖9為恒定風(fēng)速和湍流強(qiáng)度為15%時(shí)11m/s風(fēng)速下的雙饋風(fēng)電機(jī)組機(jī)側(cè)變流器 IGBT結(jié)溫分布仿真情況。

從圖 9b可知，11m/s恒定風(fēng)速下機(jī)側(cè)變流器IGBT結(jié)溫的 Tm、ΔTj及波動(dòng)頻率均恒定，分別為57.8℃、11.5℃及6Hz。基于雨流算法對圖9c所示的結(jié)溫?cái)?shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)可知，同樣大小風(fēng)速，而湍流強(qiáng)度為15%時(shí)其IGBT結(jié)溫Tm最大值為60.5℃，最小值為55.3℃；ΔTj最大值為34.2℃，最小值為8.9℃；波動(dòng)頻率最大值為12Hz，最小值為0.3Hz。由此可見，Tm、ΔTj及波動(dòng)頻率隨風(fēng)速隨機(jī)波動(dòng)而變化，尤其是ΔTj及波動(dòng)頻率變化較為劇烈，因此相比恒定風(fēng)速的理想情況，在湍流風(fēng)速下風(fēng)電變流器功率模塊具有較大結(jié)溫波動(dòng)，將影響其IGBT模塊的功率循環(huán)能力。表1列出了年平均風(fēng)速為6m/s，湍流強(qiáng)度分別為12%、14%及16%的三種風(fēng)況下雙饋風(fēng)電機(jī)組機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時(shí)間（Mean Time To Failure，MTTF）計(jì)算結(jié)果?？梢悦黠@看出，湍流強(qiáng)度會(huì)對機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊的MTTF產(chǎn)生影響，且MTTF會(huì)隨湍流強(qiáng)度的增大而減小。

圖9　恒定/湍流風(fēng)速及機(jī)側(cè)變流器IGBT結(jié)溫Fig.9 Constant/turbulence wind speed and IGBT junction temperature curves of generator-side power converter

表1　年風(fēng)速的湍流強(qiáng)度不同時(shí)IGBT模塊的MTTFTab.1 MTTF of IGBT module for generator-side power converter at different turbulence intensity

綜合上述風(fēng)電機(jī)組特殊工況對變流器運(yùn)行可靠性影響的分析可知，由于機(jī)側(cè)變流器長期處于低輸出頻率工況運(yùn)行，其結(jié)溫波動(dòng)要比網(wǎng)側(cè)更為劇烈，且風(fēng)電變流器功率模塊的平均失效時(shí)間還會(huì)隨風(fēng)速波動(dòng)增加而降低。因此，風(fēng)電變流器的運(yùn)行可靠性面臨著嚴(yán)峻的挑戰(zhàn)，特別是針對近海風(fēng)電機(jī)組難以維護(hù)的實(shí)際問題，有必要提出風(fēng)電變流器狀態(tài)監(jiān)測方法的研究，提高其運(yùn)行可靠性，這對于風(fēng)力發(fā)電技術(shù)以及產(chǎn)業(yè)的健康發(fā)展至關(guān)重要。

3 風(fēng)電變流器狀態(tài)監(jiān)測方法分析

3.1變流器狀態(tài)監(jiān)測概述

狀態(tài)監(jiān)測是在不干擾系統(tǒng)正常運(yùn)行的前提下，提取反映系統(tǒng)健康狀況信息的一個(gè)過程[17]。狀態(tài)監(jiān)測技術(shù)已經(jīng)在電機(jī)驅(qū)動(dòng)、發(fā)電以及電能傳輸?shù)认到y(tǒng)或部件的健康狀況監(jiān)測領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用。然而對于電力電子器件，特別是半導(dǎo)體功率器件，早期人們認(rèn)為器件只有失效和運(yùn)行兩種狀態(tài)，這種大多數(shù)工程師所認(rèn)可的布爾式觀點(diǎn)阻礙了人們對電力電子器件完全失效前其老化機(jī)制的深層次理解，因此反映其健康程度的狀態(tài)監(jiān)測技術(shù)一直停滯不前。目前很多工程師和設(shè)計(jì)師常常優(yōu)先選擇壓接封裝技術(shù)以及含故障容錯(cuò)與內(nèi)置冗余等的可靠性改進(jìn)方法，而把狀態(tài)監(jiān)測作為一個(gè)備選項(xiàng)而忽略，這種做法不能實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)的監(jiān)控運(yùn)行，也不具備早期檢測和故障預(yù)警的能力。而實(shí)際上，風(fēng)電變流器狀態(tài)監(jiān)測可通過對變流器裝置的運(yùn)行狀態(tài)進(jìn)行監(jiān)測，進(jìn)而判斷器件及裝置的健康水平，并對變流器功率模塊所呈現(xiàn)的器件健康狀況進(jìn)行評估，為風(fēng)機(jī)變流器的運(yùn)行維護(hù)和狀態(tài)檢修提供依據(jù)，是監(jiān)測和預(yù)防風(fēng)電機(jī)組災(zāi)難性故障的重要手段之一。

工程實(shí)用的狀態(tài)監(jiān)測技術(shù)主要通過獲取表征當(dāng)前系統(tǒng)健康狀態(tài)的特征信號，進(jìn)而評估系統(tǒng)剩余壽命，以便在正常運(yùn)行管理中提供有效的信息決策和優(yōu)化檢修。電力電子器件老化通常伴隨著功率損耗的增加以及熱量的累積，如果此時(shí)仍然保持之前的運(yùn)行狀態(tài)且老化進(jìn)程未得到很好的抑制，那么其熱疲勞應(yīng)力將逐步增大。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明[17]，功率器件的內(nèi)部熱阻增加20%可作為功率模塊基本失效的依據(jù)之一。此外，還可從開關(guān)邊沿、導(dǎo)通電壓等電氣特征量的改變來監(jiān)測其隨老化程度的動(dòng)態(tài)改變。其中，導(dǎo)通電壓表征了器件各層材料及層與層之間接口的物理特性；由于器件老化，內(nèi)部熱阻增加后，其結(jié)溫的增加會(huì)導(dǎo)致關(guān)斷下降沿的變緩及功率損耗的增加。下面對變流器狀態(tài)監(jiān)測特征量以及狀態(tài)監(jiān)測流程進(jìn)行分析。

3.2變流器狀態(tài)監(jiān)測特征量

針對變流器較為微弱的特征量，現(xiàn)有文獻(xiàn)陸續(xù)提出了一些器件級的監(jiān)測方法[25-28]。然而，在一些高開關(guān)頻率工況及復(fù)雜噪聲環(huán)境下，采用變流器功率模塊內(nèi)部的傳感器仍然很難監(jiān)測到這些微弱的特征量信號，因此，利用與器件級監(jiān)測相同的傳感器來保護(hù)、控制和進(jìn)行常規(guī)監(jiān)測為主的部件級狀態(tài)監(jiān)測方法也在不斷發(fā)展中[29-31]。

根據(jù)功率模塊中熱傳導(dǎo)特性的退化會(huì)導(dǎo)致其結(jié)溫發(fā)生相應(yīng)變化的特點(diǎn)，圖10所示為IGBT模塊在不同基板溫度時(shí)的關(guān)斷瞬態(tài)特性[32]，從圖中可以看出，電壓下降到同一水平時(shí)，較高基板溫度的IGBT下降沿需要更長的時(shí)間，如45℃基板的IGBT相比于30℃基板的IGBT推遲了54ns。在整個(gè)關(guān)斷期間，不同基板溫度將導(dǎo)致下降沿推遲時(shí)間約為 1μs，因此，開關(guān)沿時(shí)間的延遲可反映在變流器功率模塊的交流輸出電壓中，并可通過控制信號來捕獲其特征參量。

圖10　開關(guān)沿與不同基板溫度關(guān)系[32]Fig.10 Dependence of switching edge on base plate temperature[32]

除電信號特征量之外，在運(yùn)行過程中變流器功率模塊溫度監(jiān)測值也可作為提取器件狀態(tài)的重要特征量。雖然目前直接在線測量功率器件的結(jié)溫仍然是不可行的，但是由于結(jié)溫影響功率模塊內(nèi)部損耗，因此其表征運(yùn)行狀態(tài)的溫度信號可從外部數(shù)據(jù)間接獲得[30]。此外，溫度監(jiān)測量不僅依賴風(fēng)機(jī)當(dāng)前的運(yùn)行工況，還和其歷史運(yùn)行數(shù)據(jù)有關(guān)，而模塊熱阻的變化可以表征功率模塊的老化程度，圖11給出了風(fēng)電變流器功率模塊內(nèi)部熱阻監(jiān)測模型的算法流程。

圖11　功率模塊內(nèi)部熱阻監(jiān)測流程Fig.11 Flow chart of monitoring internal thermal resistances for power module

圖 11中散熱器模型利用功率模塊外部的溫度測量值（如殼溫Tc和環(huán)境溫度Ta）來計(jì)算其功率損耗 Ptot隨溫度變化情況，通過電氣運(yùn)行點(diǎn)參數(shù)，如電壓、電流及功率因數(shù)等計(jì)算動(dòng)態(tài)功率損耗[33,34]，并通過電熱耦合模型計(jì)算出功率模塊的結(jié)溫Tj。根據(jù)功率模塊熱模型，結(jié)合額定熱阻 Rth0，可計(jì)算其內(nèi)部熱阻的增加量ΔRth為

圖12所示為某功率模塊在不同運(yùn)行點(diǎn)（不同輸出電流和殼溫）下ΔRth的計(jì)算結(jié)果[30]，結(jié)果表明提取功率模塊內(nèi)部熱阻的變化是有可能的。因此，功率模塊的內(nèi)部熱阻增加量ΔRth可用來作為變流器狀態(tài)監(jiān)測的特征量。

圖12　內(nèi)部熱阻增量的在線監(jiān)測[30]Fig.12 On-line detection of increase of internal thermal resistance[30]

3.3風(fēng)電變流器狀態(tài)監(jiān)測方法

目前風(fēng)電變流器IGBT模塊狀態(tài)監(jiān)測通常采用數(shù)據(jù)驅(qū)動(dòng)和基于物理模型的方法。其中，數(shù)據(jù)驅(qū)動(dòng)包含基于器件端部特性和基于傳感器信號的狀態(tài)監(jiān)測方法。

基于器件端部特性狀態(tài)監(jiān)測技術(shù)的原理是由于IGBT的端部特性與其失效程度緊密相關(guān)，隨著功率循環(huán)次數(shù)的增加，因熱膨脹系數(shù)不匹配產(chǎn)生的熱應(yīng)力將會(huì)導(dǎo)致引線、焊層疲勞老化，其表現(xiàn)在端部特性的變化即是 IGBT的通態(tài)壓降逐漸增大。文獻(xiàn)[35]在電熱加載實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上，研究了IGBT功率循環(huán)前后其柵極閥電壓、跨導(dǎo)及通態(tài)壓降隨溫度變化的特性，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：柵極閥電壓、跨導(dǎo)和導(dǎo)通壓降這三個(gè)電參數(shù)可作為 IGBT模塊的狀態(tài)監(jiān)測特征參量。然而，由于功率器件端部信號變化微弱以及易受到其他可能因素（如溫度變化）的影響，加之其不易于實(shí)現(xiàn)在線測量，因此，僅僅依賴于器件端部特性的 IGBT模塊狀態(tài)監(jiān)測方法在實(shí)際應(yīng)用中仍然存在一定的困難。

此外，針對引線脫落失效問題，文獻(xiàn)[36]采用傳感器信號的監(jiān)測方法，如圖13所示，在發(fā)射極引線處引出S端用來接入電阻Rc等輔助測量電路進(jìn)行狀態(tài)監(jiān)測。

圖13　引線脫落的功率模塊等效測量電路Fig.13 Equivalent measurement circuit of bond wire lift-off for power module

從圖13中可以看出，當(dāng)引線脫落后，S端和E端間的電阻值會(huì)發(fā)生變化。因此可以利用該特性對IGBT引線脫落失效進(jìn)行監(jiān)測。然而，盡管功率模塊內(nèi)部直接增加傳感器可以方便地獲取更多的數(shù)據(jù)，但是由于風(fēng)電變流器不斷變化的運(yùn)行工況和溫度的大時(shí)間慣性，使得基于傳感器信號的狀態(tài)監(jiān)測方法受到限制。

基于此，考慮所捕獲的特征量信號強(qiáng)度和部件老化程度之間的重要關(guān)聯(lián)，有必要基于模型預(yù)測方法，通過一種刻度進(jìn)程方式來表征模塊失效前的剩余壽命，從而實(shí)現(xiàn)風(fēng)電機(jī)組變流器更為準(zhǔn)確的狀態(tài)監(jiān)測。例如將變流器狀態(tài)監(jiān)測和風(fēng)機(jī)/風(fēng)電場級SCADA系統(tǒng)有機(jī)結(jié)合起來，為風(fēng)電變流器IGBT模塊狀態(tài)監(jiān)測提供了一種新思路。此外，將依賴狀態(tài)監(jiān)測特征量的模型方法和對特征數(shù)據(jù)趨勢進(jìn)行評估的數(shù)據(jù)驅(qū)動(dòng)方法結(jié)合起來，可以進(jìn)一步提高功率模塊的健康狀況評估有效性，如圖14所示為結(jié)合風(fēng)場SCADA系統(tǒng)的風(fēng)電變流器狀態(tài)監(jiān)測方法。

圖14　基于SCADA的風(fēng)電變流器狀態(tài)監(jiān)測方法Fig.14 Configuration of condition monitoring method of wind power converter based on SCADA

從圖14中可知，通過風(fēng)電機(jī)組以及風(fēng)電場狀態(tài)特征信號的實(shí)時(shí)測量，并將其輸入壽命模型中，同時(shí)結(jié)合風(fēng)電機(jī)組變流器運(yùn)行可靠性的趨勢分析，從而可更有效地為運(yùn)行維護(hù)人員提供計(jì)劃檢修決策信息，同時(shí)也可為風(fēng)電機(jī)組變流器熱管理提供理論依據(jù)。

4 結(jié)論

風(fēng)力發(fā)電在未來能源結(jié)構(gòu)中占有重要地位，其變流器狀態(tài)監(jiān)測技術(shù)對于提高風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行可靠性，降低運(yùn)行成本具有重要作用。針對目前風(fēng)電機(jī)組變流器運(yùn)行可靠性低的問題，本文從功率器件老化失效機(jī)制、疲勞壽命評估方法、風(fēng)電機(jī)組特殊運(yùn)行工況對變流器運(yùn)行可靠性影響以及變流器狀態(tài)監(jiān)測方法等角度分析了風(fēng)電變流器狀態(tài)監(jiān)測技術(shù)發(fā)展。分析表明：

1）風(fēng)電機(jī)組變流器運(yùn)行可靠性受一次能源波動(dòng)影響大，可靠性低。功率模塊結(jié)溫均值、波動(dòng)幅值以及不同材料熱膨脹系數(shù)的不匹配是導(dǎo)致功率器件老化與失效的重要原因，建議采取基于非線性疲勞累積理論對其疲勞壽命進(jìn)行評估。

2）無論是永磁直驅(qū)風(fēng)電機(jī)組還是雙饋風(fēng)電機(jī)組，因長期處于低輸出頻率下運(yùn)行，其機(jī)側(cè)變流器的結(jié)溫波動(dòng)要比網(wǎng)側(cè)更為劇烈，且風(fēng)電變流器功率模塊的平均失效時(shí)間還會(huì)隨風(fēng)速波動(dòng)增加而降低。

3）風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行工況對其變流器運(yùn)行可靠性有重要影響，相比于數(shù)據(jù)驅(qū)動(dòng)方法，基于失效機(jī)理分析并結(jié)合壽命模型和趨勢預(yù)測方法將是風(fēng)電變流器狀態(tài)監(jiān)測技術(shù)的發(fā)展趨勢，且有必要考慮其狀態(tài)特征量隨運(yùn)行工況和老化程度變化的影響。

[1] 黃玲玲, 曹家麟, 符楊. 海上風(fēng)電場電氣系統(tǒng)現(xiàn)狀分析[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2014, 42(10): 147-154. Huang Lingling, Cao Jialin, Fu Yang. Review of electrical systems for offshore wind farms[J]. Power System Protection and Control, 2014, 42(10): 147-154.

[2] Besnard F, Fischer K, Tjernberg L B. A model for the optimization of the maintenance support organization for offshore wind farms[J]. IEEE Transactions on Sustainable Energy, 2013, 4(2): 443-450.

[3] Spinato F, Tavner P J, Van Bussel G J W, et al. Reliability of wind turbine subassemblies[J]. IET Renewable Power Generation, 2010, 3(4): 387-401.

[4] Wilkinson M. Reliability data field study in the reliawind project[R]. Wind Turbine Reliability Workshop Albuquerque, NM USA, 2009.

[5] Berg H, Wolfgang E. Advanced IGBT modules for railway traction applications: reliability testing[J]. Microelectronics Reliability, 1998, 38(6): 1319-1323.

[6] 魏克新, 杜明星. 基于集總參數(shù)法的 IGBT模塊溫度預(yù)測模型[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2011, 26(12): 79-84. Wei Kexin, Du Mingxing. Temperature prediction model of IGBT modules based on lumped parameters method[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2011, 26(12): 79-84.

[7] Polikarpova M, Roytta P, Alexandrova J, et al. Thermal design and analysis of a direct-water cooled direct drive permanent magnet synchronous generator for high-power wind turbine application[C]//International Conference on Electrical Machines (ICEM), Marseille, 2012: 1488-1495.

[8] Senturk O S, Helle L, Munk-Nielsen S, et al. Converter structure-based power loss and static thermal modeling of the press-pack IGBT three-level ANPC VSC applied to multi-MW wind turbines[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 2011, 47(6): 2505-2515.

[9] 楊旭. 基于飽和壓降測量的 IGBT功率模塊狀態(tài)評估方法研究[D]. 重慶: 重慶大學(xué), 2012.

[10] Oh H, Han B, McCluskey P, et al. Physics-of-failure: condition monitoring and prognostics of insulatedgate bipolar transistor modules: a review[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2015, 30(5): 2413-2426.

[11] Musallam M, Johnson C M, Yin Chunyan, et al. Real-time life consumption power modules prognosis using on-line rainflow algorithm in metro applications[C]// IEEE Energy Conversion Congress and Exposition, Atlanta, GA, 2010: 970-977.

[12] Huang H and Mawby P A. A lifetime estimation technique for voltage source inverters[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2013, 25(8): 4113-4119.

[13] Smet V, Forest F, Huselstein J J, et al. Ageing and failure modes of IGBT modules in high temperature power cycling[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 2011, 58(1): 191-200.

[14] Pittini R, D'Arco S, Hernes M, et al. Thermal stress analysis of IGBT modules in VSCs for PMSG in large offshore wind energy conversion systems[C]// Proceedings of the 14th European Conference on Power Electronics and Applications (EPE 2011), Birmingham, 2011: 1-10.

[15] McMillan D, Ault G W. Specification of reliability benchmarks for offshore wind farms[C]//Proceedings of ESREL Conference, Valencia, Spain, 2008: 2601-2606.

[16] Malcolm Sharples B P. Regulatory issues on safety and structural assurance of offshore wind farms on the OCS [C]//Offshore Technology Conference, Texas, USA, 2011: 2-5.

[17] Yang S, Xiang D, Bryant A, et al. Condition monitoring for device reliability in power electronic converters: a review[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2010, 25(11): 2734-2752.

[18] 鄭利兵, 韓立, 劉鈞, 等. 基于三維熱電耦合有限元模型的IGBT失效形式溫度特性研究[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2011, 26(7): 242-246. Zheng Libin, Han li, Liu Jun, et al. Investigation of the temperature character of igbt failure mode based on 3D thermal-electro coupling FEM[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2011, 26(7): 242-246.

[19] Semikron. Technical explanations of IGBT modules[M]. 2007.

[20] Sujod M Z, Erlick I, Engelhardt S. Improving the reactive power capability of the DFIG-based wind turbine during operation around the synchronous speed[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2013, 28(3): 736-745.

[21] Held M, Jacob P, Nicoletti G, et al. Fast power cycling test of IGBT modules in traction application[C]//International Conference on Power Electronics and Drive Systems, Itzehoe, Germany, 1999, 1: 425-430.

[22] Bruns M, Rabelo B, Hofmann W. Investigation of doubly fed induction generator drives behavior at synchronous operating point in wind turbines[C]//In Proceedings of 13th European Conference on Power Electronics and Applications (EPE), Barcelona, Spain, 2009: 1-10.

[23] Zhou D, Blaabjerg F, Lau M, et al. Thermal analysis of multi-MW two level wind power converter[C]// IECON 2012—38th Annual Conference on IEEE Industrial Electronics Society, Montreal, QC, 2012: 5858-5864.

[24] Jones R, Waite P. Optimised power converter for multi-MW direct drive permanent magnet wind turbines[C]//Proceedings of the 2011—14th European Conference on Power Electronics and Applications (EPE 2011), Keele, UK, 2011: 1-10.

[25] Morroni J, Dolgov A, Shiazi M, et al. Online health monitoring in digitally controlled power converters[C]// Proceedings of IEEE Power Electronics Specialists Conference, Orlando, USA, 2007: 112-118.

[26] Rodriguez M, Claudio A, Theilliol D. A new fault detection technique for IGBT based on gate voltage monitoring[C]//Proceedings of IEEE Power Electronics Specialists Conference, Orlando, USA, 2007: 1001-1005.

[27] Farokhzad B. Method for early failure recognition in power semiconductor modules: US, 6145107[P]. 2000-11-07.

[28] Bryant A, Yang S, Mawby P A, et al. Investigation into IGBT dV/dt during turn-off and its temperature dependence[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2011, 26(10): 3019-3031.

[29] Musallam M, Johnson C M, Yin C, et al. Real-time comparison of power module failure modes under in-service conditions[C]//Proceedings of 13th European Conference on Power Electronics and Applications(EPE), Barcelona, Spain, 2009: 1-10.

[30] Xiang D, Ran L, Tavner P J, et al. Monitoring solder fatigue in a power module using case-above-ambient temperature rise[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 2011, 47(6): 2578-2591.

[31] Hameed Z, Hong Y S, Cho Y M, et al. Condition monitoring and fault detection of wind turbines and related algorithms: a review[J]. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2009, 13(1): 1-39.

[32] Xiang D, Ran L, Tavner P J, et al. Condition monitoring power module solder fatigue using inverter harmonic identification[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2012, 27(1): 235-247.

[33] 劉建濤, 王治華, 王珂. 不同結(jié)構(gòu)電壓源換流器損耗對比分析[J]. 電力系統(tǒng)保護(hù)與控制, 2013, 41(6): 105-110. Liu Jiantao, Wang Zhihua, Wang Ke. Comparative analysis of losses of voltage source converters with different structures[J]. Power System Protection and Control, 2013, 41(6): 105-110.

[34] 景巍, 譚國俊, 葉宗彬. 大功率三電平變頻器損耗計(jì)算及散熱分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2011, 26(2): 134-140. Jing Wei, Tan Guojun, Ye Zongbin. Losses calculation and heat dissipation analysis of high-power three-level converters[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2011, 26(2): 134-140.

[35] Patil N, Das D, Goebel K, et al. Identification of failure precursor parameters for insulated gate bipolar transistors(IGBTs)[C]//International Conference on Prognostics and Health Management, Denver, USA, 2008: 1-5.

[36] Yang L, Agyakwa P A, Johnson C M. A time-domain physics-of-failure model for the lifetime prediction of wire bond interconnects[J]. Microelectronics Reliability, 2011, 51(9): 1882-1886.

Overview of Condition Monitoring Technologies of Power Converter for High Power Grid-Connected Wind Turbine Generator System

Li Hui Liu Shengquan Ran Li Li Yang Hu Yaogang Yang Dong
（State Key Laboratory of Power Transmission Equipment & System Safety and New Technology Chongqing University Chongqing 400044 China）

As a significant part of the future energy landscape, reliability of wind turbine is vital. Power electronic converters are widely used in high power wind turbines. The reliability of the wind power converters is becoming an issue deserved more attention, due to the complex environment and special operation of wind turbines. This paper presents a review of the aging-to-failure mechanisms of power electronic converters in the context of wind turbine application, as well as states the impacts of incessant thermal cycling associated with low frequency operation on the generator side and the random wind turbulence. Condition monitoring methods of wind power converters are analyzed for improving the reliability and availability of wind turbines. The development trends are also discussed.

Wind power, converter, reliability, aging to failure, condition monitoring

TM614；TM46

李 輝 男，1973年生，博士，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)轱L(fēng)力發(fā)電技術(shù)、新型電機(jī)及其系統(tǒng)分析。

E-mail: cqulh@163.com（通信作者）

劉盛權(quán) 男，1989年生，碩士研究生，研究方向?yàn)轱L(fēng)電機(jī)組變流器可靠性評估技術(shù)。

E-mail: 840611955@qq.com

國家自然科學(xué)基金（51377184），國際科技合作專項(xiàng)（2013DFG61520）和中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)基金（CDJZR12150074）資助項(xiàng)目。

2014-06-06 改稿日期 2014-10-27