永磁直驱风电变流器功率器件损耗分析

景巍，谭国俊，马小平

（中国矿业大学信息与电气工程学院，徐州 221008）

永磁直驱风电变流器功率器件损耗分析

景巍，谭国俊，马小平

（中国矿业大学信息与电气工程学院，徐州 221008）

永磁直驱风力发电系统在低电压等级下多采用两电平变流器并联运行，而在中压等级下采用三电平变流器较为合适。在分析绝缘栅双极型晶体管（IGBT）模块损耗的基础上，根据两电平和三电平变流器的工作机理，建立了一套考虑结温效应的变流器损耗计算公式。对永磁直驱风力发电系统中并联两电平和三电平变流器的损耗进行了对比分析，分析结果表明，相对于并联两电平结构，三电平变流器的总损耗可减少27%。实验验证了三电平变流器功率器件开关状态的正确性，损耗分析为MW级风力发电系统中三电平变流器散热设计奠定了基础。

永磁直驱；风力发电系统；两电平；三电平；损耗

近年来，随着传统能源问题的日益严峻，以及国家对开发可再生能源的激励政策，风力发电及其相关技术得到了迅速发展，MW级风力发电系统已成为市场主流。相对于目前广泛应用的双馈风力发电系统，采用全功率变流器的永磁直驱技术可省去价格昂贵且难以维护的齿轮箱，同时可较为容易地实现低电压穿越要求，因此逐渐受到风电制造厂商的青睐[1，2]。

目前我国风力发电系统基本均采用690 V额定电压的两电平变流器，对于单机容量超过750 kW的系统采用变流器并联运行，随着单机容量不断提升，变流器的数量也随之增多[3]。为了减小机舱的体积和重量，通常将变流器和升压变压器安装在塔底，连接发电机和变频器的电缆较多，成本和损耗较大。在单机大容量的发展趋势下，欧美一些风力发电研究机构和企业已陆续开发出中压三电平风电变流器，通过提升电压等级来减小系统电流应力，可使机组的性价比提高2.5%，甚至更高[4]。

对于三电平变流器在永磁直驱风力发电系统中的应用，国内外研发机构已在主电路设计和功能实现方面做了大量的研究工作[5～7]。本文以一台容量3 MW的永磁风力发电机为原型，从功率器件损耗方面对两电平和三电平变流器进行了比较分析，得出了一些有用结论。

1 永磁直驱系统结构

永磁直驱风力发电系统结构如图1所示，机侧变流器主要有二极管整流加Boost升压和脉宽调制PWM（pulse width modulation）整流两种结构，后者控制灵活且可实现功率双向流通[8]。网侧变流器需要具备和电网功率交换的能力，一般采用PWM结构。本文所研究的风力发电系统采用back-to-back结构的双PWM变流器。

图1 永磁直驱系统结构Fig.1Structure of permanent magnet direct-drive system

图2（a）为两电平变流器拓扑，由4个单元并联组成，每个单元的功率为750 kW；图2（b）为中点钳位式NPC（neutral point clamped）三电平变流器拓扑，单台功率3 MW。两电平和三电平变流器的主要电气参数见表1。

图2 变流器拓扑Fig.2Converter’s Topologies

表1 两电平和三电平变流器电气参数Tab.1Electrical parameters of two-level and three-level converters

表1中，两电平拓扑中IGBT模块采用英飞凌FZ1200R17KE3；三电平拓扑中IGBT模块和快速恢复二极管分别采用英飞凌FZ1500R33HE3和DD1200S33K2C。

2 变流器损耗

2.1 IGBT模块损耗计算

IGBT模块是变流器的基本单元，功率器件的损耗由导通损耗和开关损耗组成，即

式中，X表示IGBT或者快速恢复二极管。

由于存在初始饱和压降和导通电阻，功率器件在导通过程中会产生导通损耗，同时初始饱和压降和导通电阻的大小随温度近似线性变化，因此功率器件的初始饱和压降、导通电阻和导通损耗可分别表示为

式中：U0，X_25℃和RX_25℃分别为功率器件在25℃下的初始饱和压降和导通电阻；KU0，X和KR，X分别为初始饱和压降和导通电阻的温度修正系数；TUj，X为功率器件的结温；I为功率器件的瞬时电流值。

功率器件IGBT在开通和关断过程中会产生开关损耗，快速恢复二极管开通过程中的损耗非常小，可忽略不计，而在关断的时会产生反向恢复损耗。在器件承受不同电压时，能量损耗可通过器件实际承受电压和测试电压比值的幂函数进行修正，同时其近似随功率器件的结温线性变化。因此，开关能量损耗可表示为

式中：Asw，X、Bsw，X和Csw，X为测试条件下开关能量损耗随电流变化的二次拟合曲线系数；Dsw，X为测试电压Ubase的修正系数；Ksw，X为开能量损耗的温度修正系数；Uce为器件实际承受电压。

在一个开关周期内，功率器件的平均损耗为

式中，fsw为开关频率。

2.2 变流器损耗计算

变流器的调制方法有正弦波脉宽调制SPWM（sinusoidal PWM）和空间矢量脉宽调制SVPWM（space vector PWM）两种，相比于SPWM，SVPWM具有更高的直流母线利用率和较优的谐波输出特性，在实际工程应用中较多。文献[9]深入分析了SPWM和SVPWM的区别，认为SVPWM在本质上可以等价于正弦波注入零序分量的脉宽调制方法，在稳态情况下此零序分量可近似采用三次谐波表示。为了方便分析功率器件的开关状态，本文在计算变流器损耗时采用此方法。

变流器的调制电压和负载电流的相位关系如图3所示，其表达式分别为

式中：m为调制度；θ为负载阻抗角；Im为负载电流的峰值。

图3 调制电压和负载电流的相位关系Fig.3Phase relationship between modulation voltage and load current

两电平变流器负载电流在正半周期内通过T1和D2管换流，在负半周期通过T2和D1管换流。在一个调制周期内，T1管的导通损耗和开关损耗分别为

式中：τ（α）为一个开关周期内T1管导通时间占空比；k为一个调制周期内T1管的开关次数；f0为调制频率。

当开关频率远大于调制频率时，可认为τ（α）= D（α），离散的开关损耗表达式也可以转化为连续的积分形式。因此，T1管的导通损耗和开关损耗可重新表示为

由于两电平模块单元上下桥臂功率器件对称，因此4个模块单元的总损耗为

NPC三电平变流器由于钳位二极管的作用，使得每相桥臂可以输出+Udc/2，0，-Udc/2三种电位，对应于P、O、N三种状态。相对于两电平结构，三电平的电流通路有本质变化，其功率损耗也相差甚远。

当变流器工作在0～θ区域，桥臂输出状态在P和O之间切换，电流在P状态通过D1和D2流进，在O状态通过T3和D6流进。在此工作过程中，D1和D2会产生导通损耗，同时D1在关断时承受反压，因此会产生反向恢复损耗，而D2在关断的同时T2开通，其并没有承受反压，无反向恢复损耗。

变流器工作在另外3个区域时，功率器件损耗分析方法和上面类似，不再赘述。需要指出的是，当变频器工作在π～（π+θ）区域，D5在关断时其两端电位相等，并未承受反向电压，无反向恢复损耗。

上桥臂5个功率器件的导通损耗和开关损耗分别为同样，NPC三电平拓扑上下桥臂功率器件对称，因此变流器的总损耗为

表2为3 MW风力发电系统采用并联两电平和三电平变流器的损耗情况，其中机侧和网侧变流器都工作在单位功率因素下，调制度为1。由于并联两电平变流器的功率器件要多于三电平结构，同时为了满足并网电流谐波指标，其功率器件开关频率也较高，因此，并联两电平结构的功率损耗较大，为61.3 kW，而三电平结构下功率器件的损耗为44.5 kW，相对于并联两电平结构减少了27.4%。

表2 两电平和三电平变流器损耗Tab.2Powerlossesoftwo-levelandthree-levelconverters

4 实验分析

实验采用back-to-back双三电平结构，两端分别经变压器后连接在6 kV的电网上，实现能量双向流动。其中机侧变流器负责调节母线电压，网侧变流器负责调节有功和无功功率。图4为三电平变流器局部图。

图4 三电平变流器局部图Fig.4Part map of three-level converter

图5是机侧和网侧变流器功率器件电流的实验结果，通道1和通道2分别为T1/D1和T2/D2的电流，上半周是流过IGBT的电流，下半周是流过二极管的电流，通道3和通道4分别为变流器的相电流和相电压。从图5（a）看出，机侧变流器中T1管在电压正半周期频繁开关切换，而T2则一直处于导通状态，D1和D2不参与工作。而在网侧变流器中，在电压正半周期D1和D2频繁开关动作，在负半周期T2则不断的开关切换，T1不参与工作，如图5（b）所示，功率器件流过电流的实验结果和理论分析一致。值得注意的是，图中IGBT在开通过程中的尖峰电流是由二极管的反向恢复电流引起的；而二极管在关断时出现的反向尖峰电流则是其自身反向恢复电流。

图5 三电平变流器功率器件电流Fig.5Currents of three-level converter power device

4 结语

本文对3 MW永磁直驱风力发电系统中并联两电平和三电平变流器功率器件损耗进行了比较分析，在分析IGBT模块损耗的基础上，根据两电平和三电平变流器的工作机理，建立了一套实用的损耗计算公式，计算结果表明，相对于并联两电平系统，三电平变流器的总损耗可减少27%。实验验证了三电平变流器功率器件开关状态的正确性，损耗分析为MW级风力发电系统中三电平变流器散热设计奠定了基础。

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[2]杨晓萍，郭鑫（Yang Xiaoping，Guo Xin）.直驱式永磁风力发电机组并网控制（Control strategy of direct-drive permanent magnet synchronous generators wind turbine connected to grid）[J].电力系统及其自动化学报（Proceedings of the CSU-EPSA），2011，23（6）：121-126.

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Analysis of Converter Losses for Permanent Magnet Direct-Drive Wind Power

JING Wei，TAN Guo-jun，MA Xiao-ping
（School of Information and Electrical Engineering，China University of Mining and Technology，Xuzhou 221008，China）

Paralleled two-level converters are widely used in permanent magnet direct-drive wind power generation systems under low voltage level，while three-level converters are more suitable for medium-voltage systems.Based on the analysis of single IGBT module losses，the loss calculation method which took the junction temperature effect into consideration was derived according to the operating principle of the two-level or three-level converters.Losses were compared between paralleled two-level and three-level converters in permanent magnet direct-drive wind power generation systems.Calculation results show that，the losses of three-level converters can reduce 27 percent compared to that of paralleled two-level converters.Experiments verified the validity of the device switching states for three-level converters and the loss analysis laid the foundations for the heat dissipation system design of the three-level converter.

permanent magnet direct-drive；wind power generation system；two-level；three-level；power loss

TM46；TM614

A

1003-8930（2013）03-0094-04

景巍（1982—），男，博士，研究方向为风电变流器控制。Email：jingwei_cumt@163.com

2010-11-15；

2012-03-26

江苏省重大科技成果转化资金项目（BA2008029）

谭国俊（1962—），男，教授，博士生导师，研究方向为电力电子与电力传动。Email：gjtan@cumt.edu.cn

马小平（1961—），男，教授，博士生导师，研究方向为控制理论及应用。Email：xpma@cumt.edu.cn