双馈风电变流器IGBT模块损耗及结温的计算分析及变化规律研究

2017-04-25王臻卓郝春玲

电子器件 2017年2期

王臻卓,王慧,郝春玲

(1.河南工业职业技术学院教务处,河南南阳 473000;2.河南工业职业技术学院机电自动化学院,河南南阳 473000;3.渤海船舶职业学院机电工程系,辽宁葫芦岛 125100)

王臻卓1,王慧2*,郝春玲3

针对双馈风电机组变流器由于IGBT模块失效造成高故障率的问题,提出了在不同工况下其 IGBT模块结温的准确计算方法及其变化规律分析。首先,建立了机侧及网侧变流器IGBT模块基于开关周期的损耗及结温计算模型;其次,在全工况运行下对机侧及网侧变流器IGBT模块损耗和稳态结温的变化规律进行了分析。结果表明,随着风速的不断增加,机侧及网侧变流器IGBT模块的损耗总体呈增大趋势,二者变化趋势局部不同;机侧变流器IGBT模块结温变化要比网侧的更为剧烈。

双馈风电变流器;IGBT;模块损耗;计算分析;变化规律

近年来,风力发电飞速发展,风机容量也随之不断上升,对电网的影响也越来越大。双馈风电机组是当今风力发电中的主力机型之一,其变流器是影响风电机组自身及入网安全稳定运行的重要环节[1-4]。但由于双馈风电变流器的特殊性,使变流装置在风电并网运行中故障率变高,可靠性变得极其脆弱。有文献显示,变流器故障中超过 50% 的故障是因 IGBT 模块失效造成的[5]。目前,专家学者们对于常规变流器IGBT模块的损耗与结温特性已经有了一些研究,建立了IGBT 的热传递过程及电热耦合的模型,总结出了以其损耗计算的时间尺度为依据的两种IGBT 结温的计算方法[6-8]。但针对双馈风电机组往往处于输出频率较低时工作,其 IGBT 结温波动剧烈[9];加之,不同工况下机侧变流器还处于整流、逆变工作模式切换运行,往往导致其变流器IGBT损耗及结温的计算和分析较为困难。基于以上,为准确计算双馈风电机组变流器在不同工况下其 IGBT稳态结温波动水平,提高机侧变流器运行可靠性,开展适合双馈风电的变流器IGBT 损耗及结温的计算方法及其变化规律的研究是很有必要的。

1 双馈风电机组输出功率特性分析

按照双馈风电机组的运行及载荷约束特点,其输出功率通常按照风速的不同分为4个区域,包括启动区、最大风能捕获区、恒转速区及恒功率区[10],如图1所示。

图1 双馈风机输出功率曲线

(1)启动区(M-N段):在此阶段中,主要是控制双馈风电机组的并网。当风速低于切入风速时,风电机组脱离电网;当风速高于切入风速时,风电机组接入电网。

(2)最大风能捕获区(N-X段):在此区间,通常实行最大功率追踪控制,机组转速及输出功率根据风速的变化而变化,实现最大风能捕获。

(3)恒转速区(X-Y段):在此区域中,风速不断增大,通过调节桨叶节距将双馈发电机组的转速限制在最大允许转速上,输出功率在达到额定值之前一直增大。

(4)恒功率区(Y-Z段):风速在额定风速至切出风速之间,通过调整桨距角保证机组进行恒转速或额定功率状态下运行。

综上所述,双馈风电机组在不同的区域以不同的控制策略进行稳定的运行。在4个区域中,机侧变流器可能工作于逆变模式和整流模式,网侧变流器的工作模式与此相反。

2 双馈风电变流器IGBT模块结温计算模型

针对双馈风电机组在不同工况下的不同控制策略对变频器IGBT模块结温的影响,为更为准确的计算,采用基于开关周期结温计算方法[11]。

对于三相变流器,IGBT与二极管基于开关周期的通态损耗Pcond_Tr与Pcond_D分别表示如下[13-14]:

(1)

(2)

式中:相关符号如表1所示。

表1 相关符号说明

以上公式中:ic为风电变流器输出电流,δ(t)为占空比,具体计算公式如下所示:

(3)

式中:φ为相位角,ω为角频率,m代表不同的调试方式[12-13]。

IGBT与二极管基于开关周期的开关损耗Psw_Tr_on、Psw_Tr_off与Prr_D分别表示如下[13-14]:

(4)

(5)

(6)

式中:fsw为载波频率;Vdc为直流端电压;Vdc_ref为参考电压。

那么,单个IGBT与二极管的总损耗PI及PD分别为:

PI=Pcond_Tr+Psw_Tr_on+Psw_Tr_off

(7)

PD=Pcond_D+Prr_D

(8)

综上所述,机侧或网侧变流器功率模块的总损耗PT:

PT=6(PI+PD)

(9)

机侧或网侧变流器功率模块的热模型如图2所示。

(10)

(11)

由以上基于开关周期的IGBT模块结温计算模型,并参考双馈风电机组仿真模型,可得双馈风电机组机侧及网侧变流器IGBT模块的结温计算流程,如图3所示。

图2 变流器IGBT模块热模型

图3 IGBT模块结温计算流程图

基于图3,可实时计算双馈风电机组机侧及网侧变流器IGBT模块的损耗及结温。

3 机侧及网侧变流器IGBT模块损耗及稳态结温分析

以1.5 MW双馈风电机组为例[14],结合双馈风电变流器IGBT模块结温计算模型,对其全工况下损耗及结温的变化规律进行分析。

3.1 机侧及网侧变流器IGBT模块损耗分析

随着风速的不断增加,采用不同的控制策略对双馈风电机组的运行进行控制,其机侧和网侧变流器中IGBT模块的损耗也随着风速变化,如图4所示。

图4 各风速下双馈风电变流器IGBT模块损耗分布

如图4(a)所示,随着风速的不断增加,机侧变流器IGBT模块的总损耗也随之增大,在Y点(即风电机组进入恒功率运行模式时),模块的总损耗达到最大值。这也与前文对于双馈风电变流器IGBT模块结温计算模型相符合,即在IGBT模块型号、开关频率一定的条件下,其通态损耗及开关损耗只与通过模块的电流有关,且与电流的大小成正比。

而对于网侧变流器IGBT模块来讲,其损耗特性如图4(b)所示。在MN段(即风电机组的启动运行区),此时机组的运行状态为亚同步状态,随着风速的逐渐增大,网侧变流器IGBT模块的总损耗逐渐减小;当风电机组即将进入最大风能捕获区域时,其变流器IGBT模块的总损耗达到最小值。值得注意的是,在N点时,即风速达到切入风速,网侧变流器IGBT模块的总损耗并不为零。虽然此时网侧变流器输出电流的基波分量为零,但仍然会存在较小的开关纹波电流产生的损耗。当风电机组处于超同步运行状态时(即NZ段),随着风速的不断增加,网侧变流器IGBT模块的的总损耗随之增大;当风速达到额定风速时,模块的总损耗达到最大值。与机侧变流器相同,网侧变流器IGBT模块的总损耗也与其输出电流的大小成正比,所以模块总损耗随着电流先逐渐减小,紧接着又逐渐增大,可以看出,网侧变流器IGBT模块的输出电流在N点达到最小值,在Y点达到最大值。

图5 各风速下器件结温平均值及波动幅值

3.2 机侧及网侧变流器IGBT模块结温分析

由变流器IGBT热模型可知,模块的结温有两部分构成,一部分为IGBT结温,另一部分为FWD结温。在风电机组全工况运行下,二者的结温随风速的不同而变化,其变化状况如图5所示。

如图5所示,随着风速的不断增大,机侧及网侧IGBT模块结温的变化非常明显。

机侧IGBT模块结温的变化如图5(a)所示,从图5可以看出,IGBT及FWD的结温平均值及波动幅值均随着风速的不断增强,呈先逐渐增大,达到最大值后逐渐减小,后又逐渐增大趋于稳定的变化趋势。结温最大值位于N点(即风速达到切入风速),IGBT结温值达80 ℃而FWD结温值达90 ℃;同时,在此区域内,IGBT及FWD结温的波动幅值也达到了最大值,其中IGBT结温的波动幅值达61 ℃,FWD的达79 ℃。其次,机组在恒功率运行阶段(YZ段),结温的平均值及波动幅值也相对较大,此时IGBT结温的平均值达69 ℃,FWD的达72 ℃,IGBT结温波动幅值为17 ℃,FWD的达28 ℃。

与机侧IGBT模块相比,变流器IGBT模块结温平均值及波动幅值的变化有所不同。如图5(b)所示,当风速达到额定风速,双馈风电机组进入恒功率运行状态后(即YZ段),网侧变流器IGBT模块结温的平均值及波动幅值均达到最大值,此时IGBT的结温平均值达65 ℃,FWD的达79 ℃;IGBT的结温波动幅值达4.5 ℃,FWD的达2.3 ℃。在N点时,IGBT及FWD的结温平均值及波动幅值均为最小值,结温平均值接近50 ℃,波动幅值接近0 ℃。

值得注意的是,纵观机侧及网侧变流器IGBT模块的结温波动幅值变化可以发现,后者的结温波动幅值远远小于前者;在N点附件区域,机侧变流器的结温变化幅度位于最大值,而网侧变流器刚好相反,波动处于最小值。

4 结论

经过上述双馈风电变流器IGBT模块结温计算模型的建立及机侧、网侧变流器IGBT模块的结温变化分析,可以得出以下结论:

(1)在IGBT模块型号、开关频率一定的条件下,其通态损耗及开关损耗只与通过模块的电流有关,且与电流的大小成正比。当风电机组处于启动运行区域时,随着风速的不断增加,机侧变流器IGBT模块的总损耗逐渐上升,而网侧变流器IGBT模块的总损耗先减小后增大。

(2)当风速处于切入风速与额定风速之间时,机侧变流器IGBT模块稳态结温的波动比较剧烈。在全工况运行下,网侧变流器IGBT模块稳态结温的波动幅值要远远小于机侧的。

[1] Tavner P J,Xiang J,Spinato F. Reliability Analysis for Wind Turbines[J]. Wind Energy,2013,10(1):1-18.

[2] 彭晓珊,舒泽芳,陈敏,等. 基于CAN总线的并联式多逆变器风电并网控制系统[J]. 电子器件,2015,38(6):1435-1439.

[3] 周雒维,吴军科,杜雄,等. 功率变流器的可靠性研究现状及展望[J]. 电源学报,2013,1(1):1-15.

[4] Yang Shaoyong,Xiang Dawei,Bryant Angus,et al. Condition Monitoring for Device Reliability in Power Electronic Converters:A Review[J]. IEEE Transactions on Power Electronics,2010,55(1):1-8.

[5] 杨珍贵,周雒维,杜雄,等. 基于器件的结温变化评估风机中参数差异对网侧变流器可靠性的影响[J]. 中国电机工程学报,2013,33(30):41-49.

[6] Arco D S,Undeland T M,Bohllander M,et al. A Simplified Algorithm for Predicting Power Cycling Lifetime in Direct Drive Wind Power Systems[C]//Proceedings of the IEEE 9th International Multi-Conference on Systems,Signals and Devices(SSD).Chemnitz:IEEE,2012:1-6.

[7] Cristian Busca. Modeling Lifetime of High Power IGBTs in Wind Power Applications—An Overview[C]//International Symposium on Industrial Electronics(ISIE),2011:1408-1413.

[8] Xie Kaigui,Jiang Zefu,Li Wenyuan. Effect of Wind Speed on Wind Turbine Power Converter Reliability[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion,2012,33(7):126-135.

[9] Wei Lixiang,Kerkman R J,Lukaszewski R A,et al. Analysis of IGBT Power Cycling Capabilities Used in Doubly Fed Induction Generator Wind Power System[J]. IEEE Transactions on Industry Applications,2011,2012,49(2):262-269.

[10] 孟彦京,李林涛,张晓娟,等. 变速恒频风力发电用双PWM变换器的协调控制[J]. 电子器件,2013,36(5):712-716.

[11] Wei Lixiang,Allen B. Analysis of PWM Frequency Control to Improve the Lifetime of PWM Inverter[J]. IEEE Trans on Industry Applications,2011,47(2):922-929.

[12] 毛鹏,谢少军,许泽刚. IGBT模块的开关暂态模型及损耗分析[J]. 中国电机工程学报,2010,30(15):40-47.

[13] Kostandyan E E,Ma K. Reliability Estimation with Uncertainties Consideration for High Power IGBTs in 2.3 MW Wind Turbine Converter System[J]. Microelectronics Reliability,2012,52(9):2403-2408.

[14] Wei Lixiang,Kerkman Russel J,Lukaszewski Richard A,et al. Analysis of IGBT Power Cycling Capabilities Used in Doubly Fed Induction Generator Wind Power System[J]. IEEE Transactions on Industry Applications,2011,55(8):79-86.

Doubly Fed Wind Power Converter Module IGBT Loss and Junction Temperature Calculation and Variation Research

WANGZhenzhuo1,WANGHui2*,HAOChunling3

(1.Teaching Affairs Office of Henan Polytechnic Institute,Nanyang He’nan 473000,China;2.Mechanical and electrical automation of Henan Polytechnic Institute,Nanyang He’nan 473000,China;3.Bohai Shipbuilding Vocational College,Liaoning,Huludao Liaoning 125000,China)

Aiming at the problem of the high failure rate caused by the IGBT module of the converter of double fed wind turbine generator,a calculation model under different working conditions of IGBT junction temperature and effect analyses were investigated. Firstly,a calculation model based on the switching period of machine side and grid side converter IGBT module was presented.Secondly,the effects of the IGBT steady state junction temperature were analyzed under conditions of different wind speed. Results showed that,with increasing wind speed,the overall loss of machine side and grid side converter IGBT module showed increasing trend,the change trend of the two parts was different in the local area. The temperature change of the IGBT module of the machine side converter is more severe than that of the net side.

doubly fed wind converter;IGBT;module loss;calculation analysis;variation law