李 輝,宋二兵,劉海濤,白鵬飛,黃樟堅(jiān),駱 林,黃智欣

(1. 重慶大學(xué) 輸配電裝備及系統(tǒng)安全與新技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,重慶 400044;2. 東方電氣集團(tuán)東方電機(jī)有限公司,四川 德陽(yáng) 618000)

0 引言

由于雙饋感應(yīng)電動(dòng)機(jī)(DFIM)具有變速恒頻及其功率能夠解耦的優(yōu)點(diǎn),基于雙饋電機(jī)的抽水蓄能機(jī)組不僅可以提高水泵水輪機(jī)的運(yùn)行效率、改善運(yùn)行條件、提高水泵工況下自主調(diào)頻能力,還可以通過(guò)有功、無(wú)功的快速調(diào)節(jié)提高系統(tǒng)的穩(wěn)定性[1]。雙饋抽水蓄能機(jī)組(DFPSU)多采用中點(diǎn)箝位式(NPC)三電平變流器[2],由于其功率器件數(shù)較多、開(kāi)關(guān)過(guò)程電流流通路徑復(fù)雜[3]且機(jī)組運(yùn)行工況轉(zhuǎn)換頻繁，使其承受交變電-熱應(yīng)力,故不同功率器件損耗和結(jié)溫會(huì)影響其運(yùn)行可靠性。因此,獲取三電平變流器電熱特性、分析其薄弱環(huán)節(jié)或損耗最大的功率器件,對(duì)于提高變流器可靠性、延長(zhǎng)其使用壽命以及保證電力系統(tǒng)安全穩(wěn)定運(yùn)行具有重要意義。

目前對(duì)于DFPSU中NPC三電平變流器功率器件的損耗和結(jié)溫分布研究較少,大多集中于研究中性點(diǎn)電壓控制以及如何減少器件損耗。文獻(xiàn)[4-5]在正弦脈寬調(diào)制(SPWM)中疊加共模分量來(lái)減小中點(diǎn)電壓;文獻(xiàn)[6-7]通過(guò)調(diào)節(jié)空間矢量脈寬調(diào)制(SVPWM)中小矢量對(duì)的作用時(shí)間來(lái)降低對(duì)中性點(diǎn)電壓的作用,這2種方法均能有效控制中性點(diǎn)電壓。文獻(xiàn)[8-9]分別通過(guò)向調(diào)制電壓中注入共模電壓和優(yōu)化SVPWM零矢量開(kāi)關(guān)順序的方法,達(dá)到降低器件開(kāi)關(guān)損耗的目的。針對(duì)NPC三電平變流器功率器件損耗和結(jié)溫分布的研究主要集中在風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)。文獻(xiàn)[10]針對(duì)中壓風(fēng)電系統(tǒng)研究了NPC三電平變流器功率器件損耗計(jì)算方法以及器件損耗與功率因數(shù)的關(guān)系。文獻(xiàn)[11]考慮電網(wǎng)電壓不平衡情況,分析了直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電系統(tǒng)中NPC三電平變流器損耗分布情況。由于機(jī)側(cè)變流器輸出頻率低,增大了功率器件的運(yùn)行周期,其損耗和結(jié)溫會(huì)更嚴(yán)重[12],同時(shí)變流器電熱性能受到機(jī)組運(yùn)行工況的影響,因此,針對(duì)DFPSU工況多變的特點(diǎn),有必要全面考慮發(fā)電、電動(dòng)、調(diào)相等多種運(yùn)行工況下機(jī)側(cè)NPC三電平變流器功率器件損耗和結(jié)溫的分布規(guī)律。

基于此,本文以機(jī)側(cè)變流器為例,詳細(xì)分析了不同運(yùn)行工況下NPC三電平變流器功率器件損耗和結(jié)溫分布。首先,基于DFPSU運(yùn)行特點(diǎn),以機(jī)側(cè)變流器單相橋臂功率模塊為例,研究了不同運(yùn)行工況下各個(gè)功率器件開(kāi)關(guān)動(dòng)作和電流通路,理論上分析了器件損耗分布不均現(xiàn)象;然后,基于功率器件導(dǎo)通損耗和開(kāi)關(guān)損耗計(jì)算模型,建立其熱阻等效電路和結(jié)溫計(jì)算模型,考慮DFPSU控制策略,并在PLECS平臺(tái)上建立了NPC三電平變流器功率器件電熱耦合仿真模型;最后,對(duì)機(jī)組在發(fā)電、電動(dòng)、調(diào)相運(yùn)行工況下的器件損耗和結(jié)溫分布進(jìn)行仿真。理論分析與仿真結(jié)果表明,不同運(yùn)行工況下器件損耗不同,變流器中間位置的主開(kāi)關(guān)、箝位二極管的損耗和平均結(jié)溫最大,且機(jī)組在同步轉(zhuǎn)速點(diǎn)附近器件結(jié)溫波動(dòng)最大。

1 NPC三電平變流器功率器件的開(kāi)關(guān)過(guò)程

為了更好地研究DFPSU中NPC三電平變流器損耗分布,對(duì)其開(kāi)關(guān)過(guò)程進(jìn)行分析,系統(tǒng)連接示意圖如圖1所示。

NPC三電平變流器每相包含4個(gè)主開(kāi)關(guān)、4個(gè)反并聯(lián)的續(xù)流二極管以及2個(gè)箝位二極管,其在穩(wěn)態(tài)工作時(shí)有3種工作模式,相應(yīng)的有P、O、N 3種開(kāi)關(guān)狀態(tài),如表1所示。由于變流器三相對(duì)稱(chēng)以及單相橋臂4個(gè)主開(kāi)關(guān)工作過(guò)程對(duì)稱(chēng),以主開(kāi)關(guān)VT1、VT2及其并聯(lián)的續(xù)流二極管VD1、VD2和箝位二極管VDT1為研究對(duì)象。本文定義負(fù)載電流流出方向?yàn)檎较?那么根據(jù)開(kāi)關(guān)模式以及負(fù)載電流的流向可得不同開(kāi)關(guān)狀態(tài)下NPC三電平變流器電流流通路徑分析如下。圖2為NPC三電平變流器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)。

當(dāng)機(jī)組運(yùn)行在發(fā)電次同步或者電動(dòng)超同步工況時(shí),負(fù)載電流iL>0。開(kāi)關(guān)狀態(tài)為P時(shí),主開(kāi)關(guān)VT1、VT2導(dǎo)通同時(shí)產(chǎn)生導(dǎo)通損耗;P→O開(kāi)關(guān)狀態(tài)變化過(guò)程中,主開(kāi)關(guān)VT1關(guān)斷,箝位二極管VDT1和主開(kāi)關(guān)VT2開(kāi)通,此時(shí)VT1產(chǎn)生關(guān)斷損耗;開(kāi)關(guān)狀態(tài)為O時(shí),主開(kāi)關(guān)VT2和箝位二極管VDT1導(dǎo)通同時(shí)產(chǎn)生導(dǎo)通損耗;O→N開(kāi)關(guān)狀態(tài)變化過(guò)程中,主開(kāi)關(guān)VT2和箝位二極管VDT1關(guān)斷,續(xù)流二極管VD3和VD4開(kāi)通,此時(shí)VT2和VDT1產(chǎn)生關(guān)斷損耗;開(kāi)關(guān)狀態(tài)為N時(shí),續(xù)流二極管VD3和VD4導(dǎo)通同時(shí)產(chǎn)生導(dǎo)通損耗;N→O開(kāi)關(guān)狀態(tài)變化過(guò)程中,續(xù)流二極管VD3和VD4關(guān)斷,主開(kāi)關(guān)VT2和箝位二極管VDT1開(kāi)通,此時(shí)VD3和VD4產(chǎn)生關(guān)斷損耗,VT2產(chǎn)生開(kāi)通損耗;O→P開(kāi)關(guān)狀態(tài)變化過(guò)程中,箝位二極管VDT1關(guān)斷,主開(kāi)關(guān)VT1導(dǎo)通,此時(shí)VDT1產(chǎn)生關(guān)斷損耗,VT1產(chǎn)生開(kāi)通損耗。

機(jī)組運(yùn)行在發(fā)電超同步或電動(dòng)次同步工況時(shí),負(fù)載電流iL<0,其分析方法和iL>0時(shí)類(lèi)似,不再贅述。

表1 NPC三電平逆變器主開(kāi)關(guān)工作模式Table 1 Operating condition of main switches in

由上述分析可知,一個(gè)周期內(nèi),功率器件運(yùn)行在P、O、N這3種開(kāi)關(guān)狀態(tài)下,由于電流方向和開(kāi)關(guān)狀態(tài)不同,功率器件非單一工作,造成三電平變流器功率器件損耗分布不均。對(duì)比2個(gè)主開(kāi)關(guān),VT1在P狀態(tài)時(shí)導(dǎo)通,VT2在P和O狀態(tài)時(shí)導(dǎo)通,且在P和N狀態(tài)之間轉(zhuǎn)換時(shí),O狀態(tài)下,VT2經(jīng)歷更多次的開(kāi)通和關(guān)斷,VT2會(huì)產(chǎn)生更多的開(kāi)關(guān)損耗,因此VT2產(chǎn)生的損耗大于VT1。對(duì)比3個(gè)二極管,其損耗包括導(dǎo)通損耗和開(kāi)關(guān)損耗,不同調(diào)制比下,二極管產(chǎn)生的損耗不同,低調(diào)制比下VDT1產(chǎn)生大量的導(dǎo)通損耗和關(guān)斷損耗,遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于VD1和VD2,高調(diào)制比下VDT1產(chǎn)生的導(dǎo)通損耗較小,但是一個(gè)周期內(nèi)的總損耗與VD1和VD2的損耗相差不多[13],因此在整個(gè)調(diào)制范圍內(nèi),VDT1產(chǎn)生的損耗要相對(duì)更大。綜上所述,NPC三電平變流器中產(chǎn)生損耗最大的功率器件是VT2和VDT1。

2 三電平變流器功率器件電熱耦合模型

2.1 導(dǎo)通損耗

通常情況下,導(dǎo)通損耗可表示為器件實(shí)際導(dǎo)通壓降和導(dǎo)通電流相乘再對(duì)時(shí)間的積分,具體如下:

(1)

圖1 雙饋抽水蓄能機(jī)組結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of DFPSU

圖2 NPC三電平變 流器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu) Fig.2 Topological structure diagram of NPC three-level converter

(2)

其中,uCE和uF分別為主開(kāi)關(guān)和快恢復(fù)二極管的實(shí)際導(dǎo)通壓降;Pcond-Tr和Pcond-D分別為主開(kāi)關(guān)和快恢復(fù)二極管的導(dǎo)通損耗;τ為一個(gè)開(kāi)關(guān)周期內(nèi)開(kāi)關(guān)管時(shí)間占空比;i為逆變器輸出電流;θ為逆變器輸出電流對(duì)應(yīng)的初始相位角。

對(duì)于帶快恢復(fù)二極管的功率模塊,其導(dǎo)通特性可以用如下的線性公式近似描述[14-16]。

uCE=[rce-25+Kr-Tr(Tj-Tr-25)]i+

[Uce-25+KV-Tr(Tj-Tr-25)]

(3)

uF=[rF-25+Kr-D(Tj-D-25)]i+

[UF-25+KV-D(Tj-D-25)]

(4)

其中,rce-25和rF-25分別為主開(kāi)關(guān)和快恢復(fù)二極管在25 ℃時(shí)的額定通態(tài)電阻;Uce-25和UF-25分別為主開(kāi)關(guān)和快恢復(fù)二極管在25 ℃時(shí)的額定導(dǎo)通壓降;Tj-Tr和Tj-D分別為主開(kāi)關(guān)和快恢復(fù)二極管結(jié)溫;Kr-Tr為溫度對(duì)主開(kāi)關(guān)通態(tài)電阻影響的溫度系數(shù);Kr-D為溫度對(duì)快恢復(fù)二極管通態(tài)電阻影響的溫度系數(shù);KV-Tr為溫度對(duì)主開(kāi)關(guān)導(dǎo)通壓降影響的溫度系數(shù);KV-D為溫度對(duì)快恢復(fù)二極管導(dǎo)通壓降影響的溫度系數(shù)。

2.2 開(kāi)關(guān)損耗

對(duì)于功率器件開(kāi)關(guān)損耗的計(jì)算,目前最為常見(jiàn)的是采用Eswitch-I特性進(jìn)行估算[10],并通過(guò)器件實(shí)際承受電壓與測(cè)試電壓比值的冪函數(shù)進(jìn)行修正,因此在一個(gè)開(kāi)關(guān)周期內(nèi),主開(kāi)關(guān)和快恢復(fù)二極管的開(kāi)關(guān)損耗可以分別表示為:

[1+Ksw-Tr(125-Tj-Tr)]

(5)

[1+Ksw-D(125-Tj-D)]

(6)

其中,fs為開(kāi)關(guān)頻率;Eon為主開(kāi)關(guān)在額定狀態(tài)下的單脈沖開(kāi)通損耗;Eoff為主開(kāi)關(guān)在額定狀態(tài)下的單脈沖關(guān)斷損耗;Err為快恢復(fù)二極管在額定狀態(tài)下的單脈沖關(guān)斷損耗;UCC為橋臂電壓;Irated和Urated分別為參考電流和參考電壓;KswTr-I為電流幅值對(duì)主開(kāi)關(guān)開(kāi)關(guān)損耗影響的電流系數(shù);KswTr-U為橋臂電壓對(duì)主開(kāi)關(guān)開(kāi)關(guān)損耗影響的電壓系數(shù);KswD-I為電流幅值對(duì)快恢復(fù)二極管開(kāi)關(guān)損耗影響的電流系數(shù);KswD-U為橋臂電壓對(duì)快恢復(fù)二極管開(kāi)關(guān)損耗影響的電壓系數(shù);Ksw-Tr為溫度對(duì)主開(kāi)關(guān)損耗影響的溫度系數(shù);Ksw-D為溫度對(duì)快恢復(fù)二極管開(kāi)關(guān)損耗影響的溫度系數(shù)。

2.3 結(jié)溫

功率器件的損耗由導(dǎo)通損耗、開(kāi)關(guān)損耗組成：

PX=Pcond-X+Psw-XX∈{Tr,D}

(7)

其中,Tr、D分別對(duì)應(yīng)IGBT、二極管器件。針對(duì)變流器功率模塊的層狀結(jié)構(gòu),基于芯片獨(dú)立發(fā)熱和傳熱的熱網(wǎng)絡(luò)模型如圖3所示[17-18]。圖中，Zth-jc為功率器件芯片到基板的熱阻抗；Zth-ch為基板到散熱器的熱阻抗；Zth-ha為散熱器熱阻抗；Ta為環(huán)境溫度；Tj為器件結(jié)溫；Tc和Th分別為基板和散熱器溫度。

圖3 熱網(wǎng)絡(luò)模型Fig.3 Model of thermal network

根據(jù)功率器件的損耗和熱阻抗等效模型,可以得到器件的結(jié)溫計(jì)算表達(dá)式為:

TjX=PX(Zth-jc+Zth-ch)+Th

(8)

3 DFPSU電熱聯(lián)合仿真模型

圖4 雙饋抽水蓄能機(jī)組仿真系統(tǒng)框圖Fig.4 Block diagram of DFPSU simulation system

為了研究DFPSU中三電平變流器損耗和結(jié)溫分布規(guī)律,結(jié)合功率器件電熱耦合模型,基于PLECS平臺(tái)搭建了基于三電平變流器的DFPSU電熱聯(lián)合仿真模型,如圖4所示。圖中,機(jī)側(cè)變流器采用磁鏈定向的方法實(shí)現(xiàn)轉(zhuǎn)速-無(wú)功解耦控制,網(wǎng)側(cè)變流器采用電網(wǎng)電壓定向的方法實(shí)現(xiàn)直流母線電壓的控制,機(jī)網(wǎng)側(cè)變流器采用SVPWM策略,不僅可提高直流電壓利用率,還能避免直流中點(diǎn)漂移問(wèn)題。本文采用的雙饋電機(jī)參數(shù)為:額定容量為2 MW,額定電壓為690 V,極對(duì)數(shù)為2,額定同步轉(zhuǎn)速為1 500 r/min,定子電阻為0.022 Ω,定子漏感為0.000 12 H,轉(zhuǎn)子電阻為0.001 8 Ω,轉(zhuǎn)子漏感為0.000 05 H,定轉(zhuǎn)子互感為0.002 9 H,電網(wǎng)頻率為50 Hz,電機(jī)轉(zhuǎn)子及負(fù)載慣量為75 N·m·s2。變流器參數(shù)如下:直流母線電壓為950 V,Ta為25 ℃,IGBT模塊型號(hào)為ABB/5SNA1600N170100,開(kāi)關(guān)頻率為5 000 Hz。IGBT模塊Foster熱網(wǎng)絡(luò)參數(shù)具體如下:IGBT芯片熱阻IGBT-R1—IGBT-R4分別為7.59、1.8、0.743、0.369 K/kW,IGBT芯片熱的時(shí)間參數(shù)IGBT-τ1— IGBT-τ4分別為202、20.3、2.01、0.52 ms,二極管芯片的熱阻Diode-R1—Diode-R4分別為12.6、2.89、1.3、1.26 K/kW,二極管芯片熱時(shí)間常數(shù)Diode-τ1—Diode-τ4分別為210、29.6、7.01、1.49 ms,IGBT殼-散熱器熱阻IGBT-Rth(c-h)為12 K/kW,二極管殼-散熱器熱阻Diode-Rth(c-h)為24 K/kW,散熱器-環(huán)境熱阻Rth(h-a)為10 K/kW。變流器熱網(wǎng)絡(luò)參數(shù)由廠家提供,散熱器熱網(wǎng)絡(luò)參數(shù)可參照文獻(xiàn)[19]所用的相同封裝模塊的水冷散熱器參數(shù)。

設(shè)定DFPSU發(fā)出有功為0.5 p.u.,定子吸收無(wú)功為0,轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為1.05 p.u.,可得此時(shí)機(jī)側(cè)變流器功率模塊電熱性能仿真結(jié)果如圖5所示。圖中,由上至下依次為轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速nr、直流側(cè)電壓Udc、機(jī)組輸出總有功功率P、機(jī)組輸出總無(wú)功功率Q、VT1結(jié)溫Tj-VT1、VT1導(dǎo)通損耗Pcond-Tr-VT1、VT1開(kāi)關(guān)損耗Psw-Tr-VT1的波形曲線。nr、Udc、P、Q均為標(biāo)幺值,后同。

圖5 仿真結(jié)果Fig.5 Simulative results

從圖5可以看出,穩(wěn)態(tài)運(yùn)行時(shí),機(jī)組轉(zhuǎn)速、有功和無(wú)功可分別達(dá)到設(shè)定目標(biāo)1.05 p.u.、0.5 p.u.和0,兩電容電壓為直流母線電壓的一半,直流母線電壓基本無(wú)波動(dòng),由于VT1只在半個(gè)周期處于導(dǎo)通和關(guān)斷狀態(tài),因此其開(kāi)關(guān)損耗和導(dǎo)通損耗只在半個(gè)周期內(nèi)存在,其結(jié)溫在80 ℃左右波動(dòng)。

4 機(jī)組不同運(yùn)行工況下機(jī)側(cè)變流器功率器件損耗及結(jié)溫分布分析

為了進(jìn)一步研究不同運(yùn)行工況下DFPSU中三電平變流器功率器件損耗和結(jié)溫分布,本節(jié)利用圖4建立的模型和控制策略,針對(duì)某個(gè)穩(wěn)定運(yùn)行點(diǎn)的仿真結(jié)果,獲取在發(fā)電、電動(dòng)及調(diào)相運(yùn)行工況下的器件損耗及結(jié)溫分布規(guī)律。

4.1 發(fā)電工況

基于第3節(jié)機(jī)組運(yùn)行條件,可得機(jī)側(cè)變流器功率器件VT1、VT2、VD1、VD2和VDT1損耗和結(jié)溫分布仿真結(jié)果如圖6所示。

圖6 發(fā)電工況下?lián)p耗和結(jié)溫分布Fig.6 Loss and thermal distribution in generating condition

由圖6可知,NPC三電平變流器穩(wěn)定工作時(shí),由于開(kāi)關(guān)狀態(tài)不斷轉(zhuǎn)換,會(huì)在器件上產(chǎn)生不同損耗,同時(shí)由于VD2在關(guān)斷時(shí)不承受反壓,關(guān)斷時(shí)沒(méi)有產(chǎn)生損耗;對(duì)比各功率器件損耗和結(jié)溫可以看出其損耗和結(jié)溫存在分布不均現(xiàn)象,這與上述開(kāi)關(guān)狀態(tài)及電流流通路徑有關(guān),其中VT2總損耗是最大的,達(dá)到500 W,導(dǎo)通和關(guān)斷損耗也是最大的,其次是VDT1,總損耗達(dá)到200 W,而VD2總損耗是最小的;結(jié)溫方面,VT2和VDT1的最大結(jié)溫和結(jié)溫波動(dòng)是較大的,VD1和VD2的最大結(jié)溫是較小的,只有80 ℃左右,結(jié)溫波動(dòng)幾乎為0,與理論分析一致。

圖7為轉(zhuǎn)速分別為0.93 p.u.、0.95 p.u.、0.97 p.u.、1.03 p.u.、1.05 p.u.、1.07 p.u.時(shí)機(jī)側(cè)變流器功率器件總損耗和結(jié)溫分布仿真結(jié)果。

圖7 NPC三電平變流器損耗和結(jié)溫與轉(zhuǎn)速的關(guān)系Fig.7 Relationship between loss and junction temperature ofNPC three-level converter and rotor speed

由圖7可知,轉(zhuǎn)速不同時(shí)功率器件的損耗和結(jié)溫不同,并且其變化規(guī)律存在差異。具體體現(xiàn)為:隨著轉(zhuǎn)速的增加,在次同步范圍和超同步范圍內(nèi),功率器件的總損耗變化較小,相比而言,VT1和VDT1在次同步時(shí)的損耗較大,VT2、VD1和VD2在超同步時(shí)的損耗較大;對(duì)比功率器件結(jié)溫分布可知,VT2和VDTI結(jié)溫最大值較大且波動(dòng)較大,在靠近同步轉(zhuǎn)速時(shí),結(jié)溫波動(dòng)最大,分別達(dá)到20 ℃和25 ℃。

保證DFPSU定子吸收無(wú)功和轉(zhuǎn)速不變,調(diào)節(jié)機(jī)組有功,可得發(fā)出有功分別為0.3 p.u.、0.4 p.u.、0.5 p.u.、0.6 p.u.、0.7 p.u.時(shí)機(jī)側(cè)變流器功率器件總損耗和結(jié)溫分布仿真結(jié)果如圖8所示(圖中P為標(biāo)幺值，后同)。

圖8 NPC三電平變流器損耗和結(jié)溫與電網(wǎng)功率的關(guān)系Fig.8 Relationship between loss and junction temperatureof NPC three-level converter and grid power

由圖8可知,發(fā)電工況下,隨著向電網(wǎng)輸送有功的增加,功率器件損耗增加,這主要是由流經(jīng)變流器的功率增加導(dǎo)致的,從而引起結(jié)溫最大值、波動(dòng)量增加。

4.2 電動(dòng)工況

設(shè)定DFPSU吸收有功為0.5 p.u.,定子吸收無(wú)功為0,轉(zhuǎn)速為1.05 p.u.,可得機(jī)側(cè)變流器功率器件損耗和結(jié)溫分布仿真結(jié)果如圖9所示。

圖9 電動(dòng)工況下?lián)p耗和結(jié)溫分布Fig.9 Loss and thermal distribution in motoring condition

由圖9可知,電動(dòng)工況下,功率器件的損耗和結(jié)溫同樣存在分布不均現(xiàn)象,其中VT2導(dǎo)通損耗最大,VT1開(kāi)關(guān)損耗最大,VT2和VDT1的總損耗較大;VT2和VDT1最大結(jié)溫及結(jié)溫波動(dòng)較大,而VD1、VD2的結(jié)溫波動(dòng)幾乎為0,與理論分析一致。

圖10為轉(zhuǎn)速分別為0.93 p.u.、0.95 p.u.、0.97 p.u.、1.03 p.u.、1.05 p.u.、1.07 p.u.時(shí)機(jī)側(cè)變流器功率器件總損耗和結(jié)溫分布仿真結(jié)果。

圖10 NPC三電平變流器損耗和結(jié)溫與轉(zhuǎn)速的關(guān)系Fig.10 Relationship between loss and junction temperatureof NPC three-level converter and rotor speed

由圖10可知,電動(dòng)工況下,隨著轉(zhuǎn)速的增加,在次同步范圍和超同步范圍內(nèi),功率器件的總損耗變化較小,相比而言,VT2、VD1和VD2在次同步時(shí)的損耗較大,VT1和VDT1在超同步時(shí)的損耗較大,這與發(fā)電工況時(shí)相反,主要是由于2種工況下功率流方向相反;在器件結(jié)溫分布方面,VT2和VDT1結(jié)溫最大值較大且結(jié)溫波動(dòng)較大,在靠近同步轉(zhuǎn)速時(shí),功率器件結(jié)溫的波動(dòng)量最大,這與發(fā)電工況下器件結(jié)溫隨轉(zhuǎn)速的變化情況相同。

保證DFPSU定子吸收無(wú)功和轉(zhuǎn)速不變,調(diào)節(jié)機(jī)組有功,可得吸收有功分別為0.3 p.u.、0.4 p.u.、0.5 p.u.、0.6 p.u.、0.7 p.u.時(shí)機(jī)側(cè)變流器功率器件總損耗和結(jié)溫分布仿真結(jié)果如圖11所示。

圖11 NPC三電平變流器損耗和結(jié)溫與電網(wǎng)功率的關(guān)系Fig.11 Relationship between loss and junction temperatureof NPC three-level converter and grid power

由圖11可知,功率器件損耗和結(jié)溫最大值以及結(jié)溫波動(dòng)隨著電網(wǎng)輸送有功的增加而增加,這與發(fā)電工況下相同,但是此時(shí)結(jié)溫最大值最大及波動(dòng)最大的功率器件是VDT1,而發(fā)電工況下為VT2。

4.3 調(diào)相工況

圖12 NPC三電平變流器損耗和結(jié)溫與轉(zhuǎn)速的關(guān)系Fig.12 Relationship between loss and junction temperatureof NPC three-level converter and rotor speed

圖13 NPC三電平變流器損耗和結(jié)溫與定子無(wú)功的關(guān)系Fig.13 Relationship between loss and junction temperatureof NPC three-level converter and stator reactive power

設(shè)DFPSU發(fā)出有功為0,轉(zhuǎn)子轉(zhuǎn)速為1.05 p.u.,得不同定子無(wú)功出力情況下機(jī)側(cè)變流器功率器件總損耗和結(jié)溫分布仿真結(jié)果如圖12、13所示(圖中Q為標(biāo)幺值)。圖12為DFPSU發(fā)出不同感性無(wú)功時(shí)機(jī)側(cè)變流器功率器件損耗和結(jié)溫分布。圖13為DFPSU吸收不同感性無(wú)功時(shí)機(jī)側(cè)變流器功率器件損耗和結(jié)溫分布。

由圖12可知,功率器件的損耗和結(jié)溫最大值以及波動(dòng)隨著無(wú)功出力的增加而增加,根據(jù)文獻(xiàn)[20]可得雙饋電機(jī)發(fā)出無(wú)功的增大會(huì)引起無(wú)功電流增加,進(jìn)而增加轉(zhuǎn)子電流。

由圖13可知,功率器件損耗和結(jié)溫最大值以及波動(dòng)隨著吸收無(wú)功的增加而降低,這主要是因?yàn)殡p饋電機(jī)吸收無(wú)功的增加會(huì)使無(wú)功電流增加,但是由于電流流向是負(fù)的,使得轉(zhuǎn)子電流減小,這與發(fā)出無(wú)功時(shí)情況相反。

5 結(jié)論

本文以DFPSU機(jī)側(cè)NPC三電平變流器功率模塊為例,建立了基于PLECS平臺(tái)的功率器件電熱耦合仿真模型,并對(duì)機(jī)組在發(fā)電、電動(dòng)和調(diào)相運(yùn)行工況下的器件損耗和結(jié)溫分布進(jìn)行仿真,所得結(jié)論如下。

a. 發(fā)電工況下,隨著轉(zhuǎn)速的增加,VT1和VDT1在次同步時(shí)的損耗較大,VT2、VD1和VD2在超同步時(shí)的損耗較大;功率器件損耗和結(jié)溫最大值以及波動(dòng)隨著雙饋電機(jī)輸出有功的增加而增加。

b. 電動(dòng)工況下,隨著轉(zhuǎn)速的增加,VT2、VD1和VD2在次同步時(shí)的損耗較大,VT1和VDT1在超同步時(shí)的損耗較大;功率器件損耗和結(jié)溫最大值以及波動(dòng)隨著電網(wǎng)輸出有功的增加而增加。

c. 調(diào)相工況下,功率器件的損耗和結(jié)溫最大值以及波動(dòng)隨著電機(jī)發(fā)出感性無(wú)功的增加而增加,隨著電機(jī)吸收感性無(wú)功的增加而降低。

d. 由于功率流向差異,以超同步速運(yùn)行時(shí),發(fā)電工況下功率器件VT2、VD1和VD2損耗更大;以次同速運(yùn)行時(shí),電動(dòng)工況下功率器件VT2、VD1和VD2損耗分布更大;在同步轉(zhuǎn)速點(diǎn)附近,無(wú)論是電動(dòng)和發(fā)電工況,器件損耗較小,但是結(jié)溫波動(dòng)最大,這為DFPSU安全穩(wěn)定運(yùn)行提供了理論支持。

e. 不同工況下NPC三電平變流器損耗和結(jié)溫存在分布不均現(xiàn)象,其中VT2和VDT1的總損耗和結(jié)溫以及結(jié)溫波動(dòng)較大,而VD2的損耗和結(jié)溫以及結(jié)溫波動(dòng)最小,這為降低DFPSU中三電平變流器損耗和結(jié)溫不平衡提供了理論參考。

參考文獻(xiàn)：

[ 1 ] 郭海峰. 交流勵(lì)磁可變速抽水蓄能機(jī)組技術(shù)及其應(yīng)用分析[J]. 水電站機(jī)電技術(shù),2011,34(2):1-4.

GUO Haifeng. Technology and application of adjustable speed pumped storage units with AC excitation[J]. Mechanical & Electrical Technique of Hydropower Station,2011,34(2):1-4.

[ 2 ] PANNATIER Y,KAWKABANI B,NICOLET C,et al. Investigation of control strategies for variable speed pump-turbine units by using a simplified model of the converters[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics,2010,57(9):3039-3049.

[ 3 ] 陳權(quán),王群京,姜衛(wèi)東,等. 二極管鉗位型三電平變換器開(kāi)關(guān)損耗分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào),2008,23(2):68-75.

CHEN Quan,WANG Qunjing,JIANG Weidong,et al. Analysis of switching losses in diode-clamped three-level converter[J]. Tran-sactions of China Electrotechnical Society,2008,23(2):68-75.

[ 4 ] 王新宇,何英杰,劉進(jìn)軍. 注入零序分量SPWM調(diào)制三電平逆變器直流側(cè)中點(diǎn)電壓平衡控制機(jī)理[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào),2011,26(5):70-77.

WANG Xinyu,HE Yingjie,LIU Jinjun. Neutral-point voltage ba-lancing principle of NPC inverter modulated by SPWM injected zero-sequence voltage[J]. Transactions of China Electrotechnical Society,2011,26(5):70-77.

[ 5 ] WANG C,LI Y. Analysis and calculation of zero-sequence voltage considering neutral-point potential balancing in three-level NPC converters[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics,2010,57(7):2262-2271.

[ 6 ] 張志,謝運(yùn)祥,樂(lè)江源,等. 消除中點(diǎn)電位低頻振蕩的三電平逆變器空間矢量脈寬調(diào)制方法[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào),2011,26(3):103-109.

ZHANG Zhi,XIE Yunxiang,LE Jiangyuan,et al. SVPWM method of removing the low-frequency oscillations of neutral point voltage for three-level NPC inverter[J]. Transactions of China Electrotechnical Society,2011,26(3):103-109.

[ 7 ] YE Z,XU Y,LI F,et al. Simplified PWM strategy for Neutral-Point-Clamped(NPC) three-level converter[J]. Journal of Power Electronics,2014,14(3):519-530.

[ 8 ] 姜衛(wèi)東,趙德勇,汪磊,等. 一種以降低逆變器開(kāi)關(guān)損耗為目標(biāo)并考慮中點(diǎn)電位平衡的適用于中點(diǎn)鉗位式三電平逆變器的調(diào)制方法[J]. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2016,36(5):1376-1386.

JIANG Weidong,ZHAO Deyong,WANG Lei,et al. A modulation method with reduced switching losses and considering the neutral point voltage balance suitable for the neutral point clamped three-level inverter[J]. Proceedings of the CSEE,2016,36(5):1376-1386.

[ 9 ] MA K,BLAABJERG F. Modulation methods for neutral-point-clamped wind power converter achieving loss and thermal redistribution under low-voltage ride-through[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics,2014,61(2):835-845.

[10] 黃偉煌,胡書(shū)舉,許洪華. 中點(diǎn)鉗位型中壓三電平風(fēng)電變流器的損耗分析[J]. 電力系統(tǒng)自動(dòng)化,2014,38(15):65-70.

HUANG Weihuang,HU Shuju,XU Honghua. Power loss analysis of NPC medium-voltage three-level converters for wind power generation system[J]. Automation of Electric Power Systems,2014,38(15):65-70.

[11] MA K,LISERRE M,BLAABJERG F. Operating and loading conditions of a three-level neutral-point-clamped wind power converter under various grid faults[J]. IEEE Transactions on Industry Applications,2014,50(1):520-530.

[12] MARTIN B,BALDUINO R,WILFRIED H. Investigation of doubly-fed induction generator drives modeling at synchronous operating point in wind turbines[C]∥European Conference on Power Electronics and Applications. Barcelona,Spain:IEEE,2009:1-10.

[13] BRüCKNER T,BERNET S,GüLDNER H. The active NPC converter and its loss-balancing control[J]. IEEE Transactions on Industrial Electronics,2005,52(3):855-868.

[14] 景巍,譚國(guó)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]. Tran-sactions of China Electrotechnical Society,2011,26(2):134-140.

[15] 李輝,白鵬飛,李洋,等. 抑制IGBT器件結(jié)溫的雙饋風(fēng)電變流器分段DSVPWM策略[J]. 電力自動(dòng)化設(shè)備,2017,37(2):37-43.

LI Hui,BAI Pengfei,LI Yang,et al. Segmented DSVPWM strategy to depress IGBT junction temperature of wind-power converter[J]. Electric Power Automation Equipment,2017,37(2):37-43.

[16] 李輝,劉盛權(quán),李洋,等. 考慮多熱源耦合的風(fēng)電變流器IGBT模塊結(jié)溫評(píng)估模型[J]. 電力自動(dòng)化設(shè)備,2016,36(2):51-56.

LI Hui,LIU Shengquan,LI Yang,et al. Junction temperature evaluation model for IGBT module of wind-power converter considering multi-thermal coupling[J]. Electric Power Automation Equipment,2016,36(2):51-56.

[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] ZHOU Z,KANNICHE M S,BUTCUP S G,et al. High-speed electro-thermal simulation model of inverter power modules for hybrid vehicles[J]. IET Electric Power Applications,2010,5(8):636-643.

[19] ABB. Application note:thermal design and temperature[R].[S.l.]:ABB,2007.

[20] 王松,李庚銀,周明. 雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)組無(wú)功調(diào)節(jié)機(jī)理及無(wú)功控制策略[J]. 中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2014,34(16):2714-2720.

WANG Song,LI Gengyin,ZHOU Ming. The reactive power adjusting mechanism & control strategy of doubly fed induction ge-nerator[J]. Proceedings of the CSEE,2014,34(16):2714-2720.