張 軍，杜 雄，孫鵬菊，周雒維

（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400030）

氣溫波動對風電變流器中功率器件壽命消耗的影響

張 軍，杜 雄，孫鵬菊，周雒維

（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400030）

風電變流器中功率器件承受的熱載荷具有多時間尺度特性，具體可以劃分為基頻熱載荷和低頻熱載荷，不同時間尺度的熱載荷將導(dǎo)致不同的器件壽命消耗，因而需要分別進行評估。氣溫的隨機波動會對熱載荷產(chǎn)生影響，因此在進行器件壽命評估時應(yīng)考慮氣溫因素。然而現(xiàn)有的壽命評估方法受限于結(jié)溫計算方法，僅考慮風速的變化而忽略了氣溫波動對壽命消耗的影響。因此，基于結(jié)溫數(shù)值計算方法，利用Bayer壽命模型，以Lauswersoog和Valkenburg兩個風電場2015年的氣溫和風速數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，評估了計及氣溫下功率器件的可靠性，分析了氣溫波動對壽命消耗的影響。結(jié)果表明，長期的氣溫波動會增加器件的壽命消耗，并且氣溫波動主要影響低頻壽命消耗，而對基頻壽命消耗基本沒影響。

多時間尺度；熱載荷；氣溫；壽命評估

隨著風力發(fā)電的快速發(fā)展，其對電網(wǎng)的影響也日益增加，因而對風力發(fā)電系統(tǒng)的可靠性要求也越來越高［1］。然而相關(guān)研究表明，功率變流器是風力發(fā)電系統(tǒng)的核心部件，亦是最易失效的部件［2］。變流器系統(tǒng)可靠性與各個組件密切相關(guān)，其故障在很大程度上是歸因于其應(yīng)用的功率器件絕緣柵雙極晶體管IGBT（insulated gate bipolar transistor）的失效［3］。因此需要快速準確及時地評估變流器中功率器件的壽命消耗，進而提高變流器的可靠性，降低不定期故障造成的維修費用。

結(jié)溫波動是引起IGBT模塊失效的主要原因之一，具體可劃分為基頻結(jié)溫波動和低頻結(jié)溫波動［4］。低頻結(jié)溫波動是由于風速波動產(chǎn)生的，而基頻結(jié)溫波動和變流器的輸出頻率相關(guān)，兩種時間尺度的熱載荷導(dǎo)致的壽命消耗不同，因而需要分別進行壽命評估。此外，由于IGBT模塊各層材料的熱膨脹系數(shù)不匹配，將承受不同的熱應(yīng)力，而IGBT模塊的熱疲勞失效是由于長期熱應(yīng)力的累積導(dǎo)致的，因此需要考慮長時間氣溫和風速任務(wù)剖面的影響。文獻［5］計入短時間風況，利用電熱仿真評估了風電變流器中IGBT模塊的壽命；文獻［6-7］考慮長時間風況，評估了基頻結(jié)溫波動導(dǎo)致的壽命消耗，卻忽略了風速波動導(dǎo)致的低頻壽命消耗；文獻［8-10］雖然計及了低頻結(jié)溫波動導(dǎo)致的壽命消耗，卻沒有考慮基頻熱載荷的影響；文獻［11-13］利用有限個風速以及插值的方法，評估了兩種熱載荷在長時間風速下導(dǎo)致的壽命消耗，然而文獻［5-13］只考慮了風速的變化，忽略了氣溫波動對壽命消耗的影響；考慮氣溫任務(wù)剖面將會增加結(jié)溫的計算量［13］，文獻［14-15］通過計及有限個氣溫的方法來降低計算量，但是壽命評估的結(jié)果精度將會降低［15］。此外，氣溫究竟如何影響功率器件的壽命消耗目前還沒有定論。

現(xiàn)有的壽命評估方法受限于結(jié)溫計算方法，難以快速準確地處理長期任務(wù)剖面下大量的結(jié)溫計算數(shù)據(jù)，常規(guī)的結(jié)溫計算方法為降低計算時間和計算量，或采用查表，或采用插值的方法計算結(jié)溫，環(huán)境任務(wù)剖面并沒有被完整地計入進來。而結(jié)溫數(shù)值計算方法［16］利用Matlab-M函數(shù)替代電熱仿真的熱網(wǎng)絡(luò)，可以考慮更大的仿真步長，因而計算速度更快，適用于長時間任務(wù)工況下的壽命評估。

本文基于結(jié)溫數(shù)值計算方法，利用Bayer壽命模型，以1.2 MW直驅(qū)風機為例，考慮一整年Lauswersoog和Valkenburg的風速和氣溫數(shù)據(jù)，評估了計及時序氣溫下功率器件的壽命；通過比較考慮氣溫波動和不考慮氣溫波動下器件的壽命消耗，分析了氣溫波動對功率器件壽命消耗的影響。

1 風電變流器中計及氣溫影響的功率器件壽命評估方法

1.1 風機模型電氣參數(shù)計算

本文以1.2 MW直驅(qū)風機為例，采用背靠背結(jié)構(gòu)，機側(cè)和網(wǎng)側(cè)各包含一個變流器，變流器每個橋臂均由兩個型號為FF1000R17IE4的英飛凌IGBT模塊組成，具體拓撲結(jié)構(gòu)如圖1所示，風機的具體參數(shù)如表1所示。對于圖1中的變流器系統(tǒng)，當風速v大于切入風速vcut_in并且小于額定風速vrated時，采用最大功率跟蹤；當風速大于vrated小于切除風速vcut_out時，變流器系統(tǒng)采用恒定功率控制。因此系統(tǒng)輸出功率P與實際風速v有關(guān)，計算公式為

式中：kP與風機機組參數(shù)設(shè)置有關(guān)［17］；Pr為風機系統(tǒng)的額定功率。

而其他參數(shù)如變流器的輸出頻率、端電壓幅值和線電流可參照文獻［17］進行計算。

圖1 1.2 MW風機拓撲結(jié)構(gòu)Fig.1 Topology of 1.2 MW wind turbine generation system

1.2 結(jié)溫數(shù)值計算

對于IGBT模塊來說，其內(nèi)部一般包含IGBT芯片以及反并聯(lián)二極管Diode芯片，因此需要對兩個芯片的結(jié)溫分別進行計算。Cauer網(wǎng)絡(luò)和Foster網(wǎng)絡(luò)是兩種常見的計算結(jié)溫熱網(wǎng)絡(luò)。Foster網(wǎng)絡(luò)易于從數(shù)據(jù)手冊獲得［18］，并且不需要功率器件內(nèi)部的結(jié)構(gòu)參數(shù)［16］，因此本文采用Foster網(wǎng)絡(luò)，其中芯片結(jié)到殼熱阻用4階Foster網(wǎng)絡(luò)表示，而殼到散熱器以及散熱器到環(huán)境用1階Foster網(wǎng)絡(luò)表示，具體熱網(wǎng)絡(luò)如圖2所示。圖2中，Ta為環(huán)境溫度，Tc為殼溫，為IGBT/Diode的開關(guān)周期結(jié)溫，Rtjc,i/Rdjc,i表示 IGBT/Diode結(jié)到殼熱阻，Ctjc,i/Cdjc,i表示 IGBT/ Diode結(jié)到殼熱容，Rtch/Rdch表示IGBT/Diode殼到散熱器熱阻，Ctch/Cdch表示IGBT/Diode殼到散熱器熱容，Rha/Cha表示散熱器熱阻熱容（其中機側(cè)采用水冷散熱器Rha=0.018 6 K/W，Cha=2 419 J/K，網(wǎng)側(cè)采用風冷散熱器，Rha=0.047 K/W，Cha=4 787 J/K），表示IGBT/Diode的開關(guān)平均損耗。

表1 1.2 MW直驅(qū)風機參數(shù)Tab.1 Parameters of 1.2 MW wind turbine power converter system

由于功率器件的熱網(wǎng)絡(luò)相當于一個低通濾波器，且器件開關(guān)周期遠小于它的時間常數(shù)，因此可用平均損耗近似代替每個開關(guān)周期的瞬間損耗［16］。以IGBT芯片損耗為例，每個開關(guān)周期的平均損耗包含導(dǎo)通損耗、 開通損耗和關(guān)斷損耗。導(dǎo)通損耗的計算方程式［19］為

圖2 IGBT模塊熱網(wǎng)絡(luò)Fig.2 Thermal network of IGBT module

式中：D(k)為開關(guān)周期k的占空比；a0、a1、b0、b1為系數(shù)，可以通過擬合數(shù)據(jù)手冊曲線獲得。計算導(dǎo)通損耗時利用了上一個開關(guān)周期的結(jié)溫，因此計及了電熱交互的影響。至于開通和關(guān)斷損耗的計算可參考文獻［19］。Diode的開關(guān)周期平均功耗的計算方法與類似。

以第k個開關(guān)周期結(jié)溫計算為例，介紹一種快速有效的結(jié)溫數(shù)值計算方法，具體計算過程可參考文獻［16］。

式中：Rtjc,i為第i個RC并聯(lián)單元的熱阻；τtjc,i為第i個RC單元的時間常數(shù)；Tsw為開關(guān)周期；為上一個開關(guān)周期的溫差，其他RC并聯(lián)單元可以類似計算?；l周期的結(jié)溫是以開關(guān)周期的結(jié)溫為基礎(chǔ)，利用迭代算法獲得，具體計算過程不再介紹。

1.3 壽命計算

除了結(jié)溫計算，壽命計算也是壽命評估流程的一個重要部分。一些功率器件廠商基于加速老化實驗，利用不同功率器件的加速老化實驗數(shù)據(jù)，給出反映熱循環(huán)和器件壽命之間關(guān)系的解析壽命模型。由于Bayerer模型能夠較好地反映熱循環(huán)實驗參數(shù)對壽命的影響，因此本文采用Bayerer模型。Bayerer模型主要考慮結(jié)溫波動ΔTj（一個循環(huán)周期內(nèi)最大結(jié)溫 Tjmax和最小結(jié)溫 Tjmin之間溫差）、最小結(jié)溫Tmin、加熱時間ton、每個鋁鍵合線通過電流的有效值I、功率模塊阻塞電壓U及鋁鍵合線的直徑D，其表達式［20］為

式中：k=9.3×1014，β1=-4.416，β2=1 285，β3=-0.463，β4=-0.716，β5=-0.761，β6=-0.5［13］。

線性累積損傷模型常用來預(yù)測功率器件在變工況下的壽命消耗，其表達式［5］為

式中：Nf,j為第j次熱循環(huán)所對應(yīng)的循環(huán)失效周期數(shù)；Nj為所對應(yīng)的熱循環(huán)次數(shù)。對于熱循環(huán)來說，其包括低頻熱循環(huán)和基頻熱循環(huán)，兩種熱循環(huán)導(dǎo)致的壽命消耗不一樣，因而需要分別進行計算。而對于IGBT芯片來說，其壽命消耗應(yīng)等于基頻壽命消耗和低頻壽命消耗之和，其表達式為

當器件損傷累積到一定程度，即CLIGBT等于1時，表明IGBT將失效。因此IGBT預(yù)期的壽命ELIGBT可以通過 1/CLIGBT計算，Diode壽命 ELDiode也可以采用類似方法計算。

基于解析壽命模型和線性累積損傷模型的IGBT可靠性評估模型是確定性壽命評估模型，一般用于計算IGBT的壽命消耗［22］，而對于一個功率模塊系統(tǒng)，由于其包含IGBT芯片和Diode芯片，系統(tǒng)的壽命一般取決于模塊內(nèi)部最薄弱環(huán)節(jié)的壽命。功率器件模塊的壽命計算表達式［21］為

1.4 壽命評估流程

圖3為IGBT壽命評估具體流程。首先基于一整年的風速數(shù)據(jù)，代入風機模型，計算出變流器輸出頻率fg、端電壓幅值Ug和線電流I；進而利用計算出的電氣參數(shù)獲得功率器件的開關(guān)周期損耗/。再結(jié)合結(jié)溫數(shù)值計算方法，得到IGBT和Diode的一年基頻結(jié)溫任務(wù)剖面?；l結(jié)溫波動而消耗的器件壽命CLF可直接利用式（5）和式（6）計算得，而對于低頻結(jié)溫波動導(dǎo)致的壽命損耗CLL，需要先將基頻結(jié)溫任務(wù)剖面轉(zhuǎn)換成低頻任務(wù)剖面，然后使用雨流算法提取出低頻熱循環(huán)，再利用式（5）和式（6）計算得到低頻的壽命消耗。在風電變流器每個運行狀態(tài)下，IGBT在一個基頻周期內(nèi)具有一個穩(wěn)態(tài)的平均結(jié)溫、最大結(jié)溫和最小結(jié)溫。對所有平均結(jié)溫進行極點提取，找出最大極點和最小極點。當平均結(jié)溫為最大極點時，取結(jié)溫的最大值Tjmax，當平均結(jié)溫為最小極點時，取結(jié)溫的最小值Tjmin，就可以獲取器件的低頻結(jié)溫任務(wù)剖面，最后經(jīng)過雨流算法處理就可以直接得到式（5）每個熱循環(huán)下所有電熱參量值，進而計算出CLL。

圖 3 IGBT壽命評估流程Fig.3 Flow chart for lifetime calculation of IGBT module in WTPCS

2 IGBT模塊壽命消耗評估結(jié)果

基于本文提出的風電變流器中計及氣溫影響的功率器件壽命評估方法，以2015年Lauswersoog和Valkenburg的風速和氣溫數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，分別評估了機側(cè)和網(wǎng)側(cè)IGBT模塊因低頻結(jié)溫波動和基頻結(jié)溫波動導(dǎo)致的壽命消耗，評估結(jié)果如表2所示。由表2可知，2個風電場的機側(cè)模塊壽命分別為4.3 a和7.2 a，相對于網(wǎng)側(cè)模塊壽命14.8 a和19.2 a來說，其更加容易損壞，因此在實際應(yīng)用過程中應(yīng)給予更多的關(guān)注。

表2 IGBT模塊年壽命消耗結(jié)果Tab.2 Consumed annual lifetimes of IGBT module

3 氣溫波動對壽命消耗的影響

實際風場中的氣溫是會隨機波動的，而結(jié)溫的計算與氣溫相關(guān)，因而氣溫的波動會影響結(jié)溫的波動。又由于結(jié)溫波動會影響器件的熱載荷，因此在進行器件可靠性評估時，應(yīng)將氣溫工況完整計入進來。為了分析氣溫波動對壽命消耗的影響，本節(jié)比較了考慮氣溫波動和不考慮氣溫波動下兩種時間尺度的壽命消耗：一是在計算器件結(jié)溫時計入時序氣溫Ta；二是在計算器件結(jié)溫時計入年平均氣溫Tam。兩種條件下的壽命評估結(jié)果如表3所示，圖4和圖5分別為氣溫波動對兩種時間尺度壽命消耗的影響。

表3 計及Ta和Tam的壽命評估結(jié)果Tab.3 Consumed lifetimes of IGBT module considering with Taand Tam

圖4 計及Ta和Tam的機側(cè)和網(wǎng)側(cè)基頻壽命消耗Fig.4 Effect of ambient temperature fluctuation on the consumed lifetimes of IGBT modules due to fundamental frequency thermal cycling

圖5 計及Ta和Tam的機側(cè)和網(wǎng)側(cè)低頻壽命消耗Fig.5 Effect of ambient temperature fluctuation on the consumed lifetimes of IGBT modules due to low frequency thermal cycling

由表3可知，計入年平均氣溫情況下，Lauswer-soog和Valkenburg兩個風電場機側(cè)模塊壽命分別為4.4 a和7.9 a，而計入時序氣溫情況下，機側(cè)模塊壽命分別為4.3 a和7.2 a，氣溫波動加劇了功率器件的壽命消耗，網(wǎng)側(cè)結(jié)果類似。因此，在壽命評估中需要考慮氣溫變化對器件壽命消耗的影響。

通過圖4和圖5可知，氣溫波動會使得低頻壽命消耗增加，而對基頻壽命消耗基本沒有影響。這主要是因為氣溫循環(huán)周期較長而與低頻熱循環(huán)周期相近，使得結(jié)溫在長時間內(nèi)也有較大的變化，導(dǎo)致實際氣溫下的器件溫度變化比平均氣溫要大；而基頻周期的結(jié)溫波動和變流器輸出頻率有關(guān)，變流器的輸出頻率取決于風速。在一個基頻周期內(nèi)，氣溫基本不發(fā)生變化，因而基頻熱載荷基本不受氣溫影響。

4 結(jié)語

基于結(jié)溫數(shù)值計算方法，本文提出了一種風電變流器中計及氣溫影響的功率器件壽命評估方法。利用該方法分析了氣溫波動對 Lauswersoog和Valkenburg兩個風電場的功率器件壽命消耗的影響，結(jié)果表明氣溫波動會增加器件的壽命消耗，也即，氣溫波動會增加低頻壽命消耗，而對基頻壽命消耗基本沒影響。因此在進行壽命評估時，應(yīng)將氣溫工況完整計入。

［1］錢照明,張軍明,盛況.電力電子器件及其應(yīng)用的現(xiàn)狀和發(fā)展［J］.中國電機工程學報,2014,34（29）:5149-5161.Qian Zhaoming,Zhang Junming,Sheng Kuang.Status and development of power semiconductor devices and its applications［J］.Proceedings of the CSEE,2014,34（29）:5149-5161（in Chinese）.

［2］Blaabjerg F,Liserre M,Ma K.Power electronics converters for wind turbine systems［J］.IEEE Transactions on Industry Applications,2012,48（2）:708-719.

［3］Yang S,Bryant A,Mawby P,et al.An industry-based survey of reliability in power electronic converters［J］.IEEE Transactions on Industry Applications,2011,47（3）:1441-1451.

［4］杜雄,李高顯,李騰飛,等.風電變流器IGBT模塊的多時間尺度壽命評估［J］.中國電機工程學報,2015,35（23）:6152-6161.Du Xiong,Li Gaoxian,Li Tengfei,et al.Multi-time scale lifetime evaluation of IGBT modules in the wind power converter［J］.Proceedings of the CSEE,2015,35（23）:6152-6161（in Chinese）.

［5］Huang Hui,Mawby P A.A lifetime estimation technique for voltagesourceinverters［J］.IEEETransactionsonPowerElectronics,2013,28（8）:4113-4119.

［6］Fuchs F,Mertens A.Steady state lifetime estimation of the power semiconductors in the rotor side converter of a 2 MW DFIG wind turbine via power cycling capability analysis［C］.Proceedings of the 14th European Conference on Power Electronics and Applications（EPE）,Birmingham,2011:1-8.

［7］Wei Lixiang,Kerkman R J,Lukaszewski R,et al.Analysis of IGBT power cycling capabilities used in doubly fed induction generator wind power system［J］.IEEE Transactions on Industry Applications,2011,47（4）:1794-1801.

［8］Givaki K,Parker M,Jamieson P.Estimation of the power electronic converter lifetime in fully rated converter wind turbine for onshore and offshore wind farms［C］.7th IET International Conference on Power Electronics,Machines and Drives（PEMD）,Manchester,2014:1-6.

［9］Baygildina E,Smirnova L,Peltoniemi P,et al.Power semiconductor lifetime estimation considering dynamics of wind turbine［C］.IEEE Symposium on Power Electronics and MachinesforWindandWaterApplications（PEMWA）,Milwaukee,2014:1-6.

［10］Liu Hui,Ma Ke,Loh P C,et al.Lifetime estimation of MMC for offshore wind power HVDC application［C］.IEEE International Electronics and Application Conference and Exposition（PEAC）,Shanghai,2014:35-40.

［11］Weiss D,Eckel H G.Fundamental frequency and mission profile wearout of IGBT in DFIG converters for windpower［C］.15th European Conference on Power Electronics and Applications（EPE）,Lille,2013:1-6.

［12］Ma Ke,Liserre M,Blaabjerg F,et al.Thermal loading and lifetime estimation for power device considering mission profiles in wind power converter［J］.IEEE Transactions onPower Electronics,2015,30（2）:590-602.

［13］D'Arco S,Undeland T M,Bohll?nder M,et al.A simplified algorithm for predicting power cycling lifetime in direct drive wind power systems［C］.9th International Multi-Conference on Systems,Signals and Devices（SSD）, Chemnitz,2012:1-6.

［14］Sintamarean N C,Wang H,Blaabjerg F,et al.A design tool to study the impact of mission-profile on the reliability of SiC-based PV-inverter devices［J］.Microelectronics Reliability,2014,54（9）:1655-1660.

［15］Sintamarean N C,Blaabjerg F,Wang H,et al.Reliability oriented design tool for the new generation of grid connected PV-inverters［J］.IEEE Transactions on Power Electronics, 2015,30（5）:2635-2644.

［16］Li Gaoxian,Du Xiong,Sun Pengju,et al.Numerical IGBT junction temperature calculation method for lifetime estimation of power semiconductors in the wind power converters［C］.IEEE International Electronics and Application Conference and Exposition（PEAC）.Shanghai,2014:49-55.

［17］Xie Kaigui,Jiang Zefu,Li Wenyuan.Effect of wind speed on wind turbine power converter reliability［J］.IEEE Transactions on Energy Conversion,2012,27（1）:96-104.

［18］Infineon IGBT Module datasheet,FF1000R17IE4［EB/ OL］.2013［2015-1-15］.http://www.infineon.com.

［19］Lei T,Barnes M,Smith A C.Thermal cycling evaluation for DFIG wind turbine power converter based on joint modelling［C］.IEEE Energy Conversion Congress and Exposition（ECCE）,2013:3845-3851.

［20］Bayerer R,Herrmann T,Licht T,et al.Model for power cycling lifetime of IGBT modules-various factors influencing lifetime［C］.International Conference on Integrated Power Systems（CIPS）.Nuremberg,2008:1-6.

［21］Burgos R,Chen Gang,Wang F,et al.Reliability-oriented design of three-phase power converters for aircraft applications［J］.IEEE Transactions on Aerospace Electronic Systems,2012,48（2）:1249-1263.

［22］Wang Huai,Ma Ke,Blaabjerg F.Design for reliability of power electronic systems［C］.IECON 2012-38th Annual Conference on IEEE Industrial Electronics Society.IEEE, 2012:33-44.

Effect of Ambient Temperature Fluctuation on Consumed Lifetime of Power Devices in Wind Turbine Power Converter System

ZHANG Jun,DU Xiong,SUN Pengju,ZHOU Luowei
（State Key Laboratory of Power Transmission Equipment and System Security and New Technology, Chongqing University,Chongqing 400044,China）

Power devices in the wind turbine power converter system suffer from two-scale thermal loadings,the fundamental frequency thermal cycling and low frequency thermal cycling,and these thermal loadings introduce different consumed lifetimes.Furthermore,the fluctuation of ambient temperature influences the thermal loadings.Therefore, accurate lifetime estimation should consider the ambient temperature.However,previous studies limited by the calculation of junction temperature only consider the mission profile of wind speed but not ambient temperature.This paper adopts the Bayerer lifetime model to evaluate the effect of ambient temperature on the consumed lifetime of power semiconductors based on a numerical junction temperature calculation method considering the actual ambient temperature and wind speed of Lauswersoog and Valkenburg in 2015.Studies show that long-term fluctuation of ambient temperature increases the consumed lifetime of device,and the fluctuation of ambient temperature mainly influences the consumed lifetime due to low frequency thermal cycling,but have little effect on the consumed lifetime due to fundamental frequency thermal cycling.

two-scale;thermal loadings;ambient temperature;lifetime estimation

張軍

張軍（1992-），男，博士研究生，研究方向：新能源發(fā)電變流器裝置可靠性評估及熱管理，E-mail：junzhang@cqu.edu.cn。

杜雄（1979-），男，通信作者，博士，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向：電力電子拓撲與控制、電能質(zhì)量監(jiān)測與治理、新能源發(fā)電，E-mail：duxiong@cqu.edu.cn。

孫鵬菊（1982-），女，博士，副教授，研究方向：電力電子變換器數(shù)字控制技術(shù)，E-mail：spengju@cqu.edu.cn。

周雒維（1954-），男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向：電力電子技術(shù)、電路理論及應(yīng)用、電能質(zhì)量分析與控制，E-mail：zluowei@cqu.edu.cn。

10.13234/j.issn.2095-2805.2016.6.80

O472.4

A

2016-08-17

國家自然科學基金資助項目(51577020)

Project Supported by the National Natural Science Foundation of China(51577020)