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(dá)州供電公司，四川 達(dá)州 635000；2.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(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400044)

?

風(fēng)電變流器IGBT模塊損耗及結(jié)溫的計(jì)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(dá)州供電公司，四川 達(dá)州 635000；2.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(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400044)

針對(duì)雙饋風(fēng)電變流器IGBT模塊在交變熱應(yīng)力的長期作用下導(dǎo)致故障頻發(fā)的問題，提出其損耗與結(jié)溫的準(zhǔn)確計(jì)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(jī)側(cè)及網(wǎng)側(cè)變流器在整流或逆變模式下IGBT模塊損耗及結(jié)溫的計(jì)算模型；其次，對(duì)機(jī)組在不同運(yùn)行工況下，其損耗和穩(wěn)態(tài)結(jié)溫進(jìn)行分析。結(jié)果表明，隨風(fēng)速的增大，機(jī)側(cè)與網(wǎng)側(cè)變流器IGBT模塊的損耗變化規(guī)律不同；機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊的結(jié)溫波動(dòng)劇烈，尤其是在同步風(fēng)速附近區(qū)域。

雙饋風(fēng)電機(jī)組；變流器；IGBT模塊；損耗；結(jié)溫

0 引 言

雙饋風(fēng)電變流器是影響大功率風(fēng)電機(jī)組及入網(wǎng)安全穩(wěn)定運(yùn)行的重要環(huán)節(jié)[1-2]。由于風(fēng)能固有的間歇式特征，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，使變流裝置在風(fēng)電并網(wǎng)運(yùn)行中的可靠性變得極其脆弱，其在風(fēng)電機(jī)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(dòng)及不同材料熱膨脹系數(shù)的不匹配，產(chǎn)生交變熱應(yīng)力，導(dǎo)致變流器老化和失效。雖然國內(nèi)外學(xué)者對(duì)常規(guī)電力傳動(dòng)用變流器IGBT模塊的損耗與結(jié)溫特性進(jìn)行了研究[6-10]，但近期Vestas和Siemens等風(fēng)電國際知名企業(yè)逐漸意識(shí)到，不同于常規(guī)電力傳動(dòng)用變流器，雙饋風(fēng)電機(jī)組機(jī)側(cè)變流器長期處于較低的輸出頻率下運(yùn)行，使得IGBT結(jié)溫波動(dòng)較為顯著，其故障率遠(yuǎn)高于網(wǎng)側(cè)變流器[11]。加之，雙饋風(fēng)電機(jī)組不同運(yùn)行工況下，機(jī)側(cè)變流器還處于整流、逆變工作模式切換運(yùn)行，往往導(dǎo)致其變流器IGBT損耗及結(jié)溫的計(jì)算和分析較為困難?；诖耍Y(jié)合雙饋發(fā)電機(jī)輸出功率特性，基于開關(guān)周期結(jié)溫計(jì)算方法，建立機(jī)側(cè)及網(wǎng)側(cè)變流器在整流或逆變模式下IGBT模塊損耗及結(jié)溫的計(jì)算模型，并對(duì)全運(yùn)行工況下IGBT模塊損耗與穩(wěn)態(tài)結(jié)溫的變化規(guī)律及影響因素進(jìn)行了分析。

1 雙饋發(fā)電機(jī)輸出功率特性

考慮變速恒頻運(yùn)行以及載荷約束特點(diǎn)，根據(jù)風(fēng)速的不同，雙饋風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行區(qū)域通?？煞譃樽畲箫L(fēng)能捕獲區(qū)、恒轉(zhuǎn)速區(qū)和恒功率區(qū)[12]，雙饋風(fēng)機(jī)輸出功率如圖1所示。

圖1 雙饋風(fēng)機(jī)輸出功率曲線

圖中，Pn為機(jī)組額定輸出功率，vcut_in為切入運(yùn)行風(fēng)速；vsyn為機(jī)組處于同步點(diǎn)運(yùn)行時(shí)對(duì)應(yīng)的風(fēng)速；vconst_nr為機(jī)組切入恒轉(zhuǎn)速運(yùn)行區(qū)域?qū)?yīng)的風(fēng)速；vrated為額定風(fēng)速；vcut_out為切出風(fēng)速。在最大風(fēng)能捕獲區(qū)(A-C段)時(shí)，通過風(fēng)電機(jī)組最大功率跟蹤策略，可使發(fā)電機(jī)轉(zhuǎn)速及輸出功率均隨著風(fēng)速的增大而增加，實(shí)現(xiàn)風(fēng)機(jī)的最大風(fēng)能捕獲；在恒轉(zhuǎn)速區(qū)(C-D段)，通過變流器和變槳控制，可使發(fā)電機(jī)保持恒定轉(zhuǎn)速運(yùn)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(jī)保持恒轉(zhuǎn)速和額定功率運(yùn)行狀態(tài)。因此，通過風(fēng)電機(jī)組不同區(qū)域時(shí)的控制策略，可使雙饋風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行在最大風(fēng)能捕獲區(qū)、恒轉(zhuǎn)速區(qū)和恒轉(zhuǎn)速恒功率區(qū)，在上述區(qū)域中機(jī)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)，網(wǎng)側(cè)變流器的工作模式與此相反。

2 雙饋風(fēng)電變流器IGBT模塊結(jié)溫計(jì)算模型

考慮機(jī)組和變流器的控制策略、變流器工作模式及低頻運(yùn)行特性對(duì)變流器IGBT模塊結(jié)溫的影響，本節(jié)基于開關(guān)周期結(jié)溫計(jì)算方法，結(jié)合雙饋風(fēng)電機(jī)組仿真模型，利用IGBT模塊特性參數(shù)及變流器運(yùn)行參數(shù)，建立機(jī)側(cè)變流器結(jié)溫計(jì)算模型。

對(duì)于三相變流器，IGBT與二極管基于開關(guān)周期的導(dǎo)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(dǎo)通電阻；i(t)為變流器輸出電流；δ(t)為占空比，其計(jì)算如下：

(3)

式中“±”內(nèi)的“+”或“-”分別用于機(jī)側(cè)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(guān)周期的開關(guān)損耗PIs與PDs分別表示如下[14]：

(4)

(5)

式中fs為開關(guān)頻率；Eon、Eaff分別為IGBT額定條件下的單位開、關(guān)損耗；Vdc變流器直流側(cè)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(fù)損耗。

單個(gè)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(jī)側(cè)或網(wǎng)側(cè)變流器功率模塊的總損耗Ptot為：

Ptot=6(PI+PD)

(8)

機(jī)側(cè)或網(wǎng)側(cè)變流器功率模塊的熱模型如圖2所示，則IGBT的結(jié)溫TIj與二極管的結(jié)溫TDj分別計(jì)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(jié)-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(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(本文設(shè)為50 ℃)。

圖2 機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊熱模型

基于上述IGBT模塊開關(guān)周期結(jié)溫計(jì)算模型，結(jié)合雙饋風(fēng)電機(jī)組仿真模型，可建立雙饋風(fēng)電機(jī)組機(jī)側(cè)及網(wǎng)側(cè)變流器IGBT模塊的結(jié)溫計(jì)算模型，其計(jì)算流程如圖3所示。

圖3 基于開關(guān)周期損耗分析的雙饋風(fēng)電變流器IGBT模塊結(jié)溫計(jì)算流程圖

由圖3可知，變流器IGBT模塊結(jié)溫計(jì)算步驟如下：首先，基于雙饋風(fēng)電機(jī)組仿真模型，獲取某風(fēng)速下機(jī)側(cè)及網(wǎng)側(cè)變流器的運(yùn)行參數(shù)，即d、q軸電流、電壓及直流側(cè)電壓，進(jìn)而計(jì)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(jī)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模塊開關(guān)頻率fsu及變流器輸出電流，利用開關(guān)周期結(jié)溫計(jì)算模型，即可實(shí)時(shí)計(jì)算雙饋風(fēng)電機(jī)組機(jī)側(cè)及網(wǎng)側(cè)變流器IGBT模塊的損耗及結(jié)溫。

3 機(jī)側(cè)及網(wǎng)側(cè)變流器IGBT模塊損耗及穩(wěn)態(tài)結(jié)溫分析

3.1 機(jī)側(cè)及網(wǎng)側(cè)變流器IGBT模塊損耗分析

基于雙饋風(fēng)電變流器IGBT模塊結(jié)溫計(jì)算模型，仍以某1.5 MW雙饋風(fēng)電機(jī)組為例(參數(shù)見附錄A)，對(duì)其全工況下?lián)p耗的變化規(guī)律進(jìn)行研究。

雙饋風(fēng)電機(jī)組在不同風(fēng)速下運(yùn)行時(shí)，機(jī)側(cè)和網(wǎng)側(cè)變流器中IGBT模塊的損耗分布如圖4所示。

圖4 各風(fēng)速下雙饋風(fēng)電變流器IGBT模塊損耗分布

由圖4(a)可知，全運(yùn)行工況下，機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊的總損耗隨風(fēng)速的增大而逐漸上升，在D點(diǎn)達(dá)到最大值。其原因是：根據(jù)公式(1)～(5)可知，對(duì)某確定型號(hào)的IGBT模塊，在模塊的開關(guān)頻率一定的情況下，其導(dǎo)通及開關(guān)損耗僅與流過IGBT模塊的電流大小成正比；又由于機(jī)側(cè)變流器輸出電流隨著風(fēng)速的增大而逐漸上升，且在D點(diǎn)達(dá)到最大值。

由圖4(b)可知，在AB段，即機(jī)組在亞同步狀態(tài)下運(yùn)行時(shí)，網(wǎng)側(cè)變流器IGBT模塊損耗隨著風(fēng)速的增大而減??；在B點(diǎn)，即機(jī)組在同步狀態(tài)下運(yùn)行時(shí)，網(wǎng)側(cè)變流器IGBT模塊損耗最小；在BE段，即機(jī)組在超同步狀態(tài)下運(yùn)行時(shí)，網(wǎng)側(cè)變流器IGBT模塊損耗隨著風(fēng)速的增大而增大，在額定風(fēng)速點(diǎn)達(dá)到最大值。其原因與機(jī)側(cè)變流器類似，也是由于IGBI模塊的總損耗與網(wǎng)側(cè)變流器的輸出電流成正比，隨著風(fēng)速的逐漸增大，網(wǎng)側(cè)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(diǎn)及D點(diǎn)達(dá)到最小及最大值。此外，由圖4(b)還可知，B點(diǎn)下機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊的損耗并不為零，其原因是：雖然此時(shí)機(jī)側(cè)變流器輸出電流的基波分量為零，但開關(guān)紋波電流依然存在，因此存在較小的由開關(guān)紋波電流產(chǎn)生的損耗。

3.2 機(jī)側(cè)及網(wǎng)側(cè)變流器IGBT模塊穩(wěn)態(tài)結(jié)溫分析

基于雙饋風(fēng)電變流器IGBT模塊結(jié)溫計(jì)算模型，仍以某1.5 MW雙饋風(fēng)電機(jī)組為例(參數(shù)見附錄A)，對(duì)其全工況下穩(wěn)態(tài)結(jié)溫的變化規(guī)律進(jìn)行研究。

為了進(jìn)一步對(duì)全運(yùn)行工況下IGBT模塊穩(wěn)態(tài)結(jié)溫的變化趨勢進(jìn)行分析，將各風(fēng)速下，機(jī)側(cè)及網(wǎng)側(cè)變流器IGBT模塊穩(wěn)態(tài)結(jié)溫的平均值及波動(dòng)幅值，如圖5所示。

圖5 各風(fēng)速下器件結(jié)溫平均值及波動(dòng)幅值

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

由圖5(b)可知，在BE段，機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊結(jié)溫的平均值及波動(dòng)幅值最大，此時(shí)IGBT及FWD結(jié)溫平均值在60 ℃～65 ℃左右，結(jié)溫波動(dòng)幅值在2.5 ℃～4.3 ℃左右；此外，在B點(diǎn)附近區(qū)域，結(jié)溫平均值達(dá)到最小值，接近于環(huán)境溫度50 ℃，結(jié)溫波動(dòng)幅值接近于0 ℃。

另外，將圖5(a)與(b)對(duì)比分析可知，網(wǎng)側(cè)變流器IGBT模塊的結(jié)溫波動(dòng)幅值遠(yuǎn)小于機(jī)側(cè)變流器結(jié)溫波動(dòng)幅值；且在B點(diǎn)附件區(qū)域，網(wǎng)側(cè)及機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊結(jié)溫特性存在明顯差異，機(jī)側(cè)結(jié)溫的波動(dòng)幅值達(dá)到全工況下的最大值，而網(wǎng)側(cè)結(jié)溫的波動(dòng)幅值卻為全工況下的最小值。

4 結(jié)束語

本文所得結(jié)論主要有：

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

(2) 機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊穩(wěn)態(tài)結(jié)溫的波動(dòng)幅值遠(yuǎn)大于網(wǎng)側(cè)變流器IGBT模塊穩(wěn)態(tài)結(jié)溫的波動(dòng)幅值，且在同步風(fēng)速附近區(qū)域，機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊穩(wěn)態(tài)結(jié)溫的波動(dòng)尤其劇烈。

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附錄A：

雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)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(cè)電壓1 150 V；額定頻率為50 Hz；額定轉(zhuǎn)速為1 800 r/m；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(diǎn)風(fēng)速為9.325 m/s；恒轉(zhuǎn)速區(qū)起始點(diǎn)風(fēng)速為11.3 m/s；恒功率區(qū)起始點(diǎn)風(fēng)速為12.3 m/s；切出風(fēng)速25 m/s；

變流器參數(shù)：Vdc為1 200 V；Ta為30 ℃；IGBT模塊型號(hào)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(luò)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(xué)基金項(xiàng)目(51377184)；國家國際科技合作專項(xiàng)資助(2013DFG61520)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)基金項(xiàng)目(CDJZR12150074)；重慶市集成示范計(jì)劃項(xiàng)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(dá)州人，助理工程師，碩士，主要研究方向?yàn)轱L(fēng)電機(jī)組變流器控制。 李輝(1973-)，男，重慶人，重慶大學(xué)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)及系統(tǒng)分析。

定稿日期: 2015-12-15