畢長飛

（遼寧地質(zhì)工程職業(yè)學院 機電系，遼寧 丹東 118000）

1 引言

隨著新能源技術的發(fā)展，風力發(fā)電技術也得到了較為快速度的發(fā)展[1]。在許多國家，生態(tài)清潔的風能已成為總能源需求的重要組成部分[2]。同時以直驅型風電機組為代表的單機容量持續(xù)增加，因此機組紅需要安裝一個更為高效和可靠的全功率風電變流器[3]。

由于功率半導體器件的熱應力和損耗對風電變流器的可靠性有很大影響，從而變流器中的器件熱應力需要合理的分布，從而可以提高變流器的可靠性。目前較為主流的變流器拓撲類型如下：中點鉗位型和主動型中點鉗位型三電平拓撲和兩電平背靠背兩拓撲等[4]。三電平拓撲變流器較之兩電平拓撲變流器，單個功率半導體器件的電壓等級可以明顯降低，而多電平變流器可以顯著降低開關損耗。此外，合理的脈沖調(diào)制PWM（PulseWidthModulation）策略，也能夠實現(xiàn)變流器中各個功率器件的熱損耗平衡，調(diào)高變流器整體效率，文獻[5]的研究表明變流器中器件熱分布很大程度上取決于使用的PWM調(diào)制方法。

直流母線電壓等級的選取對風電變流器熱負荷分布也有明顯的影響，較高的直流母線電壓往往會增加變流器的總損耗值，一般來說，變流器機網(wǎng)側額定電壓和對應調(diào)制比決定了直流電壓的取值。文獻[6-7]對最大轉矩電流比控制MTPA（Maximum Torque Per Ampere）策略進行了研究，MTPA控制能夠實現(xiàn)以最小的電流達到額定的發(fā)電機轉矩，這使得發(fā)電機和變流器的損耗均最小化。另一方面，在不施加過調(diào)制（避免波形失真）的前提下，通過設置一個最小直流母線電壓，能最大限度降低變流器的開關損耗，例如對于690V電網(wǎng)接入，最優(yōu)的直流母線電壓選擇在1021V至1200V之間。

上述變流器損耗和結溫分布研究都是基于變流器穩(wěn)定工作狀態(tài)進行的，沒有考慮風速變化的影響，因而有必要對風速動態(tài)情況下變流器的熱負荷情況進行分析。

選取的研究對象為額定功率為1.5MW的直驅風電機組，對應的全功率變流器拓撲為兩電平背靠背拓撲結構。通過變流器功率半導體器件散熱動態(tài)進行建模，對風速固定和風速變化情況下的變流器熱負荷進行仿真計算，研究結果為變流器設計提供了依據(jù)。

2 風電機組模型及參數(shù)

直驅型風電機組的示意圖，如圖1所示。從圖中可以看出，機組的主體構成為一臺永磁同步風力發(fā)電機PMSG（Permanent Magnet Synchronous Generator），然后PMSM前端為風機模塊，發(fā)電機輸出直接接入到兩電平風電變流器，變流器通過交直交變換后接入到電網(wǎng)。通常，變流器的輸出功率設定為1，而變流器網(wǎng)側控制的主體為鎖相環(huán)并網(wǎng)控制模塊、電流解耦控制模塊；變流器機側控制結構為功率和轉速控制。變流器的機網(wǎng)側配合控制將最終實現(xiàn)最大風能捕獲。

圖1 直驅風力發(fā)電機組模型Fig.1 Direct-driven Wind Turbine Model

2.1 風機空氣動力學模型

風力場直接作用在在整個風機槳葉平面上，對風機轉子的動態(tài)產(chǎn)生影響。因此，考慮采用風切變曲線對轉子葉片進行動態(tài)建模。

文獻[8]提出了風機的空氣動力學模型，稱為非定常葉素動量法BEMM（Unsteady Blade Element Momentum Method）。該方法的主要目標是分析確定作用于每一個葉片的力場，從而使得作用于發(fā)電機的機械轉矩是考慮了風速變化動態(tài)的。基于Matlab/Simulink仿真平臺可以找到1.5MW風機模型，其中有BEMM數(shù)學模型的參數(shù)設定，如表1所示。

表1 1.5MW風機參數(shù)列表Tab.1 The Parameters of 1.5MW Wind Turbine

2.2 永磁同步發(fā)電機參數(shù)

基于旋轉坐標變換，即dq軸解耦方法實現(xiàn)PMSM的數(shù)學建模，具體參數(shù)，如表2所示。

表2 永磁同步發(fā)電機參數(shù)列表Tab.2 The Parameters of the PMSG

2.3 風電變流器額定參數(shù)

1.5 MW風電機組采用全動率兩電平背靠背拓撲結構變流器，變流器的具體參數(shù)，如表3所示。從表中可看出額定輸出電壓為690V，對應可以選擇額定電壓1700V，額定電流1800A的IGBT模塊，具體型號為5SNA1800E170100。

表3 風電變流器參數(shù)列表Tab.3 The Parameters of the Wind Converter

2.4 功率器件的損耗和熱模型

在Matlab/Simulink仿真平臺中調(diào)用PLECS可以變流器功率器件熱傳導模型進行直接的仿真計算，如圖2（a）所示。圖中所示為單個功率器件的熱傳導路徑，其中從芯片結溫到模塊殼溫又包含四級 RC 網(wǎng)絡，如圖 2（b）所示。圖中 Rth1、Rth2、Rth3和 Rth4反映了熱傳導時的穩(wěn)態(tài)特性，而 τ1、τ2、τ3和 τ4反映了熱傳導時的動態(tài)特性，該網(wǎng)絡的具體參數(shù)通過查器件的數(shù)據(jù)手冊可以得到，如表4所示。環(huán)境溫度設定為50℃，這是考慮到變流器實際工作時的柜體內(nèi)空氣溫度，這個溫度值可能會隨著環(huán)境變化而升高或降低。

圖2 功率器件模型的熱耦合Fig.2 Thermal Model of the Power Electronics

表4 IGBT和二極管的熱阻參數(shù)Tab.4 The Thermal Impedance Parameters for IGBT and Diode

3 穩(wěn)定風速時功率器件熱效應分析

3.1 功率器件的損耗分布

基于Matlab/Simulink仿真平臺中調(diào)用PLECS模塊對風速恒定時工況仿真。并采用Excel軟件進行了仿真數(shù)據(jù)結果繪圖，如圖3（a）所示。在風速V為恒定8.5m/s，調(diào)制比m=0.7時，由前面描述的模型可以進行計算，計算結果為機網(wǎng)側每一相IGBT和二極管的功率損耗，類似的，如圖3（b）所示。在風速V為恒定12m/s，調(diào)制比m=1時，對應的計算結果。以8.5m/s和12m/s的風速作為算例是因為一起代表了典型的年平均風速，而一個為風機的額定風速。

圖3 對應穩(wěn)定風速下功率器件的損耗計算結果Fig.3 Conduction and Switching Losses at the Fixed Wind Speed

計算結果中有網(wǎng)側二極管和IGBT損耗，如圖3所示。以及機側二極管和IGBT損耗?？梢宰⒁獾?，由于發(fā)電機相電流和變流器端電壓的反相位關系，機側的二極管損耗明顯高于網(wǎng)側二極管，也高于機側的IGBT，如圖3（a）所示。機側二極管損耗占比為72%對應V=8.5m/s，m=0.7，網(wǎng)側IGBT的損耗占網(wǎng)側總損耗的74%。如圖3（b）所示，當風速為額定風速12m/s，m=1時，前述機側和網(wǎng)側二極管及IGBT損耗分布趨勢更加明顯，機側二極管的損耗占機側總損耗的78%，網(wǎng)側IGBT的損耗占比為90%。進一步計算可以得到，調(diào)制比大小與功率損耗分布具有相關性，具體而言，風速越低，由此對應的調(diào)制比越低，則IGBT和二極管的損耗分布越趨于平等。圖3中可以看出，網(wǎng)側總損耗大于機側，這是因為變流器的機側和網(wǎng)側設置的開關頻率分別為1.95kHz和3kHz，如表3所示。這對損耗分布產(chǎn)生了一定的影響。

3.2 功率器件的熱負荷計算

在風速V分別恒定等于8.5m/s和12m/s時，變流器機網(wǎng)側每一相橋臂中二極管和IGBT芯片的結溫變化可以進行仿真計算，并得到結果，如圖4所示。

圖4 對應穩(wěn)定風速下功率器件的芯片結溫計算結果Fig.4 IGBT and Diode Junction Temperature Variation at the Fixed Wind Speed

從圖4（a）中可看出，變流器處于額定工況下，對應風速12m/s時，其機側二極管芯片結溫高于IGBT芯片結溫，前者在80℃附近，后者在65℃左右。具體的原因為，根據(jù)前述計算結果，機側二極管功率損耗明顯高于IGBT，同時二極管模塊結溫到殼溫的熱阻也明顯高于IGBT，從而二極管的對應溫度的平均值較高，而且波動也較大。注意到二極管和IGBT的溫度波動峰峰值為20℃和10℃，根據(jù)文獻[9-10]，較高的功率器件結溫波動可能影響功率半導體器件的壽命。在圖4（b）中可看出，變流器處于額定工況下，對應風速12m/s時，其網(wǎng)側IGBT芯片結溫高于二極管芯片結溫，前者在80℃附近，后者在65℃左右。而且網(wǎng)側二極管芯片結溫的波動較機側明顯減小，約為5℃。具體的原因為，根據(jù)前述計算結果，網(wǎng)側二極管功率損耗明顯小于IGBT，從而IGBT的對應溫度的平均值較高，而且波動也較大。還可以從圖4中中看出，對應變流器額工況時，由于機網(wǎng)側功率器件損耗差異，變流器的機側功率器件平均結溫和網(wǎng)側功率器件平均結溫之間達到了15℃。對應變流器降低功率運行時，對應風速降低到8.5m/s時，將使得機網(wǎng)側功率器件的結溫差異縮小。具體的仿真結果為，機網(wǎng)側二極管結溫分別為65℃和57℃，同時機網(wǎng)側IGBT平均結溫均為60℃左右。

4 風速動態(tài)時功率器件熱效應分析

風電變流器在運行時的熱負荷已經(jīng)由熱負荷產(chǎn)生的后續(xù)影響也受到風速動態(tài)變化的影響?？紤]到風機系統(tǒng)是一個機械系統(tǒng)，對風機的控制實現(xiàn)高效率的風能捕獲是一個時間常數(shù)較大的閉環(huán)控制系統(tǒng)?；贛atlab/Simulink仿真平臺中調(diào)用PLECS模塊對風速動態(tài)時工況仿真。并采用Excel軟件進行了仿真數(shù)據(jù)結果繪圖。184s內(nèi)實測風速與參考轉速和實際轉速變化關系[13]，如圖5（a）所示。圖中顯示在風機巨大的轉動慣量下，風機轉速只能跟蹤風速動態(tài)的低頻分量，對高頻動態(tài)有天然的濾波效應。風速測量使用的是電子風速測量儀，測量的是作用于整個垂直剖面上的風速變化情況，具體測量現(xiàn)場圖，如圖6所示。

圖5 功率器件熱仿真結果Fig.5 Thermal Simulation Results of the Power Electronics

圖6 風速測量現(xiàn)場圖Fig.6 The Wind Speed Measurement Site Picture

在風速184s內(nèi)動態(tài)變化下，通過前述數(shù)學模型和仿真平臺，將風速動態(tài)代入模型計算得到的風電變流器機側和網(wǎng)側功率半導體器件的芯片結溫變化情況，如圖5（b）、圖5（c）所示。圖中可以明顯地看出來，IGBT和二極管的溫度低頻變化曲線遵循實際風機轉子的轉速變化，即風機轉子實際轉速決定了功率器件的結溫低頻變化。但是由于機械慣性較大，在風速波動下，功率器件的芯片結溫相對穩(wěn)定。將風速變化波形和變流器機側IGBT的芯片結溫變化波形進行傅里葉分解計算得到的頻譜對比圖，如圖7所示。從圖中可以看出，在頻譜的低頻帶（0～0.1）Hz，風速變化的頻譜和IGBT結溫變化的頻譜吻合，即具有相同的特征。

圖7 對應風速和機側IGBT結溫曲線的頻譜分析圖Fig.7 Spectrum for Wind Speed and IGBT Junction Temperature of the Machine-Side Converter

然而，IGBT結溫波動的頻譜還依賴于變流器設置的基波頻率和開關頻率，因而在高頻段的吻合程度較小，具有一定的差異。因此，一個合理的結論就是風速的高頻動態(tài)變化對功率半導體器件的熱應力只有輕微的影響，主要影響體現(xiàn)在低頻變化。

5 結論

由于風速變化對風電變流器熱應用將產(chǎn)生一定的影響，因此對此進行了相關的研究，首先對風機空氣動力學、PMSM、變流器進行了建模，同時進一步地基于傳熱學對功率器件進行了熱模型建模，然后將基于仿真平臺對算例進行風電穩(wěn)定和動態(tài)時的仿真計算，最后分析了計算結果?，F(xiàn)總結主要結論為：（1）在風速穩(wěn)定的情況下，變流器IGBT和二極管的損耗分布隨風速的增加而趨于不均勻，在散熱設計需要考慮。（2）由于風機空氣動力學行為慣性較強，在風速動態(tài)時變流器功率器件的熱應力相對穩(wěn)定，但低頻風速變化對損耗有影響。主要創(chuàng)新點在于從風速頻譜的角度分析了兆瓦級直驅風力發(fā)電機組的功率半導體器件熱穩(wěn)定性，重點總結出了風速對功率器件損耗占比的影響，特別是低頻段風速變化對損耗的影響，為風電機組整體生命周期判斷奠定了基礎。