双馈风电机组变流器IGBT结温计算与稳态分析

李辉, 秦星,, 薛宏涛, 朱祚恒, 刘盛权,3, 李洋, 林波, 杨波

(1.重庆大学输配电装备及系统安全与新技术国家重点实验室,重庆400044;2.国网四川省供电公司达州供电公司,四川达州635000;3.国网江西省电力公司赣州供电分公司,江西赣州341000)

双馈风电机组变流器IGBT结温计算与稳态分析

李辉1, 秦星1,2, 薛宏涛2, 朱祚恒2, 刘盛权1,3, 李洋1, 林波2, 杨波2

(1.重庆大学输配电装备及系统安全与新技术国家重点实验室,重庆400044;2.国网四川省供电公司达州供电公司,四川达州635000;3.国网江西省电力公司赣州供电分公司,江西赣州341000)

针对双馈风电机组机侧变流器长期处于低频下运行导致故障率高的机理问题,提出其功率器件绝缘栅型双极性晶体管(IGBT)结温准确计算方法及其变化规律的研究。首先基于不同损耗分析方法,结合IGBT热网络,建立了IGBT结温计算模型,并对一个实际IGBT在不同结温计算方法下的稳态结温进行比较。其次,结合双馈风电机组运行特性,分别建立其全范围工况下机侧变流器IGBT的结温计算模型。最后,分析了双馈风电机组在不同风速下机侧变流器IGBT稳态结温变化规律及其影响因素。结果表明,基于开关周期损耗的结温计算方法更适合较低频率运行下IGBT结温的准确计算;双馈风电用机侧变流器IGBT稳态结温波动幅值随变流器输出频率的降低而增大。

双馈风电机组;机侧变流器;开关周期;IGBT损耗;结温

0 引 言

双馈风电机组是目前风力发电中的主流机型之一,其变流器作为风电机组电能回馈至电网的关键控制通道,是影响风电机组及入网安全稳定运行的重要环节。但双馈风电机组机侧变流器不同于常规电力传动用变流器,由于其长期处于较低输出频率下运行,使得IGBT结温波动较为显著,往往导致其焊接线脱落和焊锡层老化等失效问题频发［1-2］。因此,准确地计算双馈风电机组机侧变流器IGBT的结温,并分析其在机组不同运行工况下的变化规律和影响因素,对合理评估IGBT结温并提高双馈风电用变流器的可靠性,从而实现风电机组高效可靠的并网运行具有重要的现实意义。

目前,国内外学者围绕变流器IGBT结温预测方法已开展了一些研究,如文献［3-4］通过有限元分析方法对IGBT的热传递过程进行了建模。文献［5-6］基于器件物理结构,建立了IGBT电热藕合模型。然而上述文献方法大都从IGBT器件的设计角度出发,不仅需要详细的器件结构参数,且不易在线计算及分析其结温变化规律。对IGBT结温的计算方法,根据其损耗计算的时间尺度,分为两种。一种是基于输出周期(变流器输出频率的倒数)平均损耗的结温计算方法,如文献［7-12］根据冲量相等原则,通过变流器输出电压、电流的幅值和结温的函数关系建立了IGBT的电热藕合模型;第二种如文献［13-14］中根据变流器脉宽调制(PWM)时IGBT的开关特性,基于流过IGBT的瞬时电压、电流,结合IGBT等效热网络,建立基于开关周期(IGBT开关频率的倒数)损耗的结温计算模型。虽然基于输出周期平均损耗的结温计算方法较后者具有所需参数较易获取、计算较为简洁的优势,并获得了广泛的运用。但此种方法对双馈风电机组机侧变流器输出频率较低时,其IGBT结温波动可能剧烈情况下的计算准确性还值得商榷。此外,双馈风电机组不同稳态运行工况下,机侧变流器IGBT稳态结温波动的变化规律及影响因素还有待进一步分析和完善。因此,为了准确评估不同运行工况下其IGBT稳态结温波动水平,提高双馈风电机组机侧变流器运行可靠性,有必要开展适合双馈风电用变流器IGBT结温准确计算方法及其变化规律的研究。

本文通过仿真验证分析表明基于开关周期损耗分析方法的IGBT结温计算方法更适合变流器低频运行时IGBT结温的准确计算,并研究各工况下双馈风电机组机侧变流器IGBT稳态结温计算模型。首先研究了分别基于输出周期及开关周期的IGBT损耗计算方法,结合IGBT热网络,建立了基于不同损耗分析方法的IGBT结温计算模型,并对一个实际IGBT在不同结温计算方法下的稳态结温进行比较分析。其次,在分析双馈风电机组运行特性的基础上,利用两种IGBT结温计算方法,分别建立其全范围工况下机侧变流器IGBT的结温计算模型。最后,以1.5 MW双馈风电机组为例,分析了其在不同风速运行下机侧变流器IGBT稳态结温变化规律及其影响因素。

1 基于开关/输出周期的IGBT损耗计算

1.1 基于IGBT开关周期的IGBT损耗计算

本节以IGBT开关周期为时间单位,建立IGBT损耗计算模型［13-14］。

IGBT损耗可分为导通损耗Pcon及开关损耗Psw,其总损耗PT计算方法如下

而考虑IGBT工作模式及结温影响因素的导通损耗Pcon可表示为:

式中δ(t)为IGBT在其一个开关周期内的导通占空比,其在逆变或整流模式下的表达式如式(3)所示; v及r分别为初始饱和压降与导通电阻,其与结温的关系可分别用式(4)、式(5)表示;i(t)为流过IGBT的瞬时电流。

式中:“±”内的“+”或“-”分别用于逆变或整流模式;φ为交流电压和电流基波分量之间的相位角; m为调制度。

式中:v25,r25为IGBT在25℃下的初始饱和压降和导通电阻;KV,Kr为初始饱和压降和导通电阻的温度系数;Tj为IGBT的结温。

IGBT的开关损耗Psw可 表示为

式中:fsw为开关频率;Esw(i(t))为IGBT开、关一次的能量损耗,可表示为

式中:Eon、Eoff分别为IGBT额定条件下的开、关损耗;Udc为变流器直流侧电压;UN、IN分别为IGBT额定电压和电流;Ksw为开关能量损耗的温度修正系数。

1.2 基于变流器输出周期的IGBT损耗计算

本节建立变流器输出周期内IGBT平均损耗计算模型［7-12］。在变流器一个输出周期内,IGBT平均导通损耗Pcon可表示为:

式中:Im(t)为变流器输出电流的幅值;“±”中的“+”或“-”分别用于逆变或整流模式。

2 基于开关/输出周期损耗的IGBT结温计算

2.1 IGBT热网络模型

基于集总参数法,采用热阻抗等效电路的形式,建立IGBT的Foster热网络模型如图1所示。图中P为PT或PT;Zjc为IGBT的结-壳热阻抗;Zch为 IGBT的管壳至散热器热阻抗;Zh为IGBT的散热器热阻抗;上述热阻抗分别由各自的等效热阻R1～R6及热容C1～C6并联构成,且其具体参数可根据厂商提供数据获取。Ta为环境温度。

图1 IGBT的热网络模型Fig.1 Thermal network model of IGBT

2.2 基于开关/输出周期损耗的IGBT结温计算

由IGBT热网络可得其结温表达式［6］

式中:Δt为损耗持续作用的时间且Δt=1/2f;f为变流器输出频率。

基于IGBT开关周期损耗计算方法及其热网络,可建立基于开关周期损耗的IGBT结温计算流程图如图2所示。

图2 基于开关周期损耗的IGBT结温计算流程Fig.2 Flow chart of IGBT junction tem perature calculation based on a sw itching cycle loss analysis

从图中可以看出,首先利用厂商提供数据,可得各项损耗特性参数v25、r25、KV、Kr、Eon、Eoff、Ksw及Zjc、Zch、Zh、UN、IN;其次,考虑各时刻下结温的影响,进一步根据式(4)、式(5)、式(7)计算参数vTj、rTj、Esw(i(t));进而,将变流器实时运行参数m、φ、i(t)及fsw、Udc分别代入式(2)及式(6),便可分别计算其导通损耗及开关损耗,并由式(1)得到IGBT开关周期总损耗,最后,通过构建的热网络模型,便可获得基于开关周期损耗分析的IGBT结温。

基于输出周期损耗分析的IGBT结温计算流程与图2类似,不同之处首先在于其利用的变流器实时运行参数由i(t)改为Im(t);其次,分别根据式(8)及式(9)对IGBT导通及开关损耗进行计算。

2.3 不同结温计算方法的实例比较和分析

为了比较分析基于开关周期及输出周期损耗的结温计算方法在变流器不同频率下的准确性,本节以型号为FF1000R17IED-B2的IGBT搭建一个单相逆变器(如图3所示)的仿真模型,其中,单相逆变电路主要参数如下:m为0.6;Udc为900 V;R为0.9Ω;L为1 mH;IGBT损耗参数:UN、IN分别为1 700 V和800 A;fsw为4 kHz;v25、r25分别为3.1 V、3.3×10-3Ω;Kr、KV、Ksw分别为-0.000 7、0.013、-0.002 06;Eon、Eoff分别为260mJ和350mJ;热网络参数: R1、R2、R3、R4、R5、R6分别为0.8 K/kW、3.7 K/kW、13 K/kW、2.5K/kW、16K/kW、60 K/kW,C1、C2、C3、C4、C5、C6分别为1 s·kW/K、0.351 4 s·kW/K、3.846 2 s·kW/K、240 s·kW/K、6.25 s·kW/K、166.7 s·kW/K;Ta为30℃。研究该变流器在不同输出频率下IGBT稳态结温变化规律,并将两种结温计算方法下稳态结温的结果进行比较。

图3 单相逆变器仿真模型Fig.3 Simulation model of single-phase inverter

图4 为该变流器输出频率为50 Hz、5 Hz和1 Hz时IGBT的稳态结温大小及其波动变化情况。图中,虚线代表基于输出周期损耗的结温计算结果(输出周期方法),实线代表基于开关周期损耗的结温计算结果(开关周期方法)。

从图4(a)可以看出,当变流器输出频率为50 Hz时,不同结温计算方法所得结温变化趋势相同,即稳态结温波动变化的频率和变流器输出频率相同,这也证实了IGBT稳态结温变化是输出电流频率决定的本质规律。从稳态结温波动幅值大小来看,输出周期结温计算方法的结温波动幅值在7.5℃左右,开关周期结温计算方法的计算结果8.7℃,两者差别较小。此外,从不同频率计算结果比较可以看出,如图4(a)～(c)所示,当变流器输出频率降低时,虽然不同计算方法得到的IGBT结温波动频率是一致的,都和变流器输出频率相同;但不同计算方法得到的结温波动幅值及结温平均值则差异很大,当输出频率分别为5 Hz、1 Hz时,输出周期结温计算方法得到的结温波动幅值分别为18.6℃及23℃,结温平均值分别为42.3℃及43.5℃,而开关周期结温计算方法在不同频率下结温波动幅值分别为23.8℃及36℃,结温平均值分别为44.3℃及50℃。因此,可以看出,随着变流器输出频率的降低,两种结温计算方法的结果差异逐渐增大。

图4 不同输出频率下2种计算方法的IGBT结温Fig.4 IGBT junction tem peratures by using 2calculation methods at different output frequencies

为了进一步分析造成两种结温计算方法的结果在低频时存在较大差异的原因,并选择适合低频时IGBT结温准确计算的方法,图5列出了变流器输出频率为1 Hz时不同计算方法的IGBT损耗变化情况。

从图5中可看出,基于开关周期的损耗分析方法能有效反映IGBT在变流器一个输出周期的导通时间段内,其实际损耗功率随电流波动的变化趋势。而基于输出周期的损耗计算方法,仅能从平均值的意义上表征一个输出周期内损耗的大小,而并不能有效反映实际损耗功率的变化趋势。因此,基于开关周期损耗分析的结温计算结果更符合实际结温的变化趋势,开关周期结温计算方法更适合低频时IGBT结温的准确计算。

图5 输出频率1 Hz时两种计算方法下IGBT总损耗Fig.5 IGBT total loss by using two calculation methods at 1Hz of the output frequency

3 双馈风电机组机侧变流器IGBT结温计算与分析

3.1 双馈风电机组运行特性

为了分析双馈风电机组机侧变流器IGBT稳态结温随机组不同运行状况的变化趋势和影响因素,本节对实际运行的双馈风电机在不同运行区域下的输出功率进行分析。考虑变速恒频运行以及载荷约束特点,双馈风电机组运行区域通常可分为最大风能捕获区、恒转速区和恒功率区［15］,如图6所示。其中,图6(a)为风力机输出机械功率与风速的关系曲线,PWN为风力机的额定输出功率;图6(b)为发电机输出功率与转速的关系曲线,其中,PJN为发电机额定输出功率,ωmin、ωmax及ω1分别为发电机最低、最高及同步转速。在最大风能捕获区(A～C段)时,通过风电机组最大功率跟踪策略,可使发电机转速及输出功率均随着风速的增大而增加,实现风机的最优效率运行;在恒转速区(C～D段),通过变流器转矩和变桨控制,可使发电机保持最高转速运行,而输出功率则随着风速的增大而增大;在恒功率区(D～E段),通过变桨控制可使发电机保持最高转速和额定功率运行状态。因此,通过风电机组不同区域时的控制策略,可使双馈风电机组运行在最大风能捕获区、恒转速区和恒功率区,从而使得机侧变流器可能工作于逆变模式(A～B段)和整流模式(B～E段),且IGBT损耗和结温可能会随不同工作区域发生改变。

图6 双馈风电机组运行特性Fig.6 Operational characteristics of doubly fed w ind turbine generator system

3.2 机侧变流器IGBT结温计算模型

根据双馈风电机组运行特性,建立双馈风电机组仿真模型,通过仿真获取变流器的运行参数,并基于开关周期损耗分析的IGBT结温计算方法,建立机侧变流器IGBT结温计算流程图,如图7所示。首先,基于仿真获取的某风速下机侧变流器的运行参数,即转子d、q电流idr、iqr、转子d、q电压udr、uqr及直流侧电压(Udc)可计算φ及m;其次,根据双馈发电机转速nr是否超过同步转速判断变流器工作于逆变或整流模式;最后,结合IGBT开关频率fsw及变流器输出电流,利用基于开关周期损耗的结温计算模型即可实时计算双馈风电机组机侧变流器IGBT结温。此外,基于输出周期损耗的机侧变流器IGBT结温计算流程与图7类似,不同之处在于其需根据变流器输出电流的幅值Im(t),并利用基于输出周期损耗分析的结温计算模型进行分析。

图7 基于开关周期的机侧变流器IGBT结温计算流程Fig.7 Flow chart of IGBT junction tem perature calculationfor generator-side power converter IGBT based on sw itching cycle

4 算例分析

为了研究双馈风电机组全运行工况下机侧变流器IGBT稳态结温随风速的变化规律及其影响因素,本节应用机侧变流器IGBT结温计算模型,对某1.5MW双馈风电机组在风速范围为6～25 m/s的各风速点下稳定运行时机侧变流器IGBT结温为例进行分析,并将两种结温计算方法的结果进行比较。其中,双馈风电机组主要参数为;额定电压690 V;直流侧电压1 150 V;额定频率50 Hz;额定转速为1 800 r/min;定子电阻Rs为0.007 06 pu;转子电阻Rr为0.005 pu;定子漏感Lsl为0.171 pu;转子漏感Lrl为0.156 pu;定、转子互感Lm为2.9 pu;同步转速点风速为9.325m/s;恒转速区起始点风速为11.3m/s;恒功率区起始点风速为12.3 m/s;转子侧变流器IGBT为FF1000R17IED-B2。

图8显示了全工况下机侧变流器IGBT稳态结温波动幅值、变流器输出频率及IGBT总损耗随风速变化特性。

由图8(a)可知,大部分风速下机侧变流器IGBT稳态结温波动幅值为18℃左右,但在机组以同步转速运行的风速附近区域,稳态结温波动幅值受风速变化的影响极为明显,最大幅值达到64℃左右,且在此区域采用输出周期结温计算方法的结果明显与采用开关周期的结温计算方法的结果差异较大,和前述单相逆变器的结果类似,进一步证明了在对机侧变流器输出频率较低结温波动较大时,采用开关周期结温计算方法的必要性。此外,由图8 (a)、(b)可以看出,在A～B段(或B～C):IGBT稳态结温波动幅值随变流器输出频率的降低(或升高)而急剧增大(或减小),与2.3节中IGBT稳态结温波动幅值随变流器输出频率的降低而增大的趋势相同。另外,从图(a)～(c)可以看出,虽然在B～C段IGBT总损耗随风速的升高而增大,但由于变流器输出频率呈增加趋势,导致IGBT稳态结温波动幅值随风速的增大迅速减小。因此,从图8可以看出,相比于IGBT总损耗,双馈风电机组机侧变流器IGBT稳态结温波动幅值主要受变流器输出频率的影响,且与输出频率的变化趋势相反,特别是机组在同步转速附近,变流器处于较低输出频率运行时,其IGBT稳态结温波动幅值明显增加。

图8 IGBT稳态结温、频率和损耗随风速变化特性Fig.8 Performances on steady state junction temperature,frequency and loss of IGBT w ith w ind speed variation

为了进一步验证机侧变流器IGBT结温波动幅值主要受变流器输出频率的影响,基于开关周期结温计算模型,选取同步转速附近点进行分析。当风速分别为9.2m/s及9.32m/s时,变流器输出频率分别为0.7 Hz及0.03 Hz,机侧变流器IGBT损耗及结温如图9所示。

图9 同步转速附近点不同频率时IGBT损耗及稳态结温Fig.9 IGBT loss and steady-state junction tem perature in synchronous speed area w ith different frequencies

由图9可以看出,两运行工况点下IGBT损耗几乎相等,但由于输出频率的差异导致稳态结温波动幅值分别为31℃及62℃,差别较大。因此,同样分析可知,在机组同步转速区域运行时,即变流器输出频率较低时,微小的输出频率变化对IGBT稳态结温波动幅值有着明显的影响。此外,由图9也可以看出,由于IGBT仅在半个输出周期内存在损耗,因此IGBT结温在半个输出周期内上升,而在另半个输出周期内下降,其结温波动频率与变流器输出频率相等。

5 结 论

本文在比较分析基于输出周期及开关周期损耗的IGBT结温计算方法的基础上,结合双馈风电机组运行特性,建立了其机侧变流器IGBT的结温计算模型,分析了机组在全工况下各风速点运行时机侧变流器IGBT稳态结温变化规律及其影响因素。所得结论主要有:

1)与基于输出周期平均损耗的结温计算方法相比,基于开关周期损耗分析的结温计算模型能同时考虑一个输出周期内IGBT损耗能量及波形对结温波动幅值的影响,更适合于变流器在输出频率较低时IGBT稳态结温波动幅值的准确计算。

2)通过对单相变流器和双馈风电机组的机侧变流器稳态结温的分析表明,随着变流器输出频率的降低,IGBT结温波动幅值显著增大,而结温波动频率与输出频率相同。

3)通过对机组在各风速点稳定运行时机侧变流器IGBT结温计算表明:相比IGBT损耗,机侧变流器输出频率对IGBT结温波动幅值的影响起主导作用,且IGBT稳态结温波动幅值随变流器输出频率的降低而增大,尤其是机组在同步转速区域下运行时其变化趋势更为明显。

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(编辑:贾志超)

Calculation and analysis of IGBT steady junction tem perature of power converter for doubly fed w ind turbine generator system

LIHui1, QIN Xing1,2, XUE Hong-tao2, ZHU Zuo-heng2, Liu Sheng-quan1,3, LIYang1, LIN Bo2, YANG Bo2
(1.State Key Laboratory of Equipment and System Safety of Power Transmission and Distribution&New Technology, Chongqing University,Chongqing 400044,China 2.State Grid Dazhou electric power supply company,Dazhou 635000,China;3.State Grid Jiangxi Electric Power Corporation Ganzhou Power Supply Company,Ganzhou 341000,China)

Aiming at the high fault ratemechanism problem caused by low frequency operation on long period for generator-side power converter of doubly fed wind generator system,a calculationmethod of insulated gate bipolar transistor(IGBT)junction temperature and effects analysiswere investigated.Firstly, combined with the thermal network model,two calculationmodels of the IGBT junction temperature were proposed based on different loss analysismethods and the comparison of different junct ion temperaturecalculation was performed by using a practical IGBT converter.Secondly,according to the operational characteristics of doubly fed wind generator system,the calculation model of IGBT junction temperature was presented for overall operational conditions.Finally,the effects of the IGBT steady state junction temperature for generator-side power converter were analyzed for differentwind speed.Results show that compared with the junction temperature calculation method based on the output cycle average loss,the method based on IGBT switching cycle loss ismore suitable to accurately calculate IGBT junction temperature when the power converterworks in a low output frequency,and the amplitudes of IGBT steady state junction temperature of generator-side power converter increaseswith the decrease in operational frequency.

doubly fed wind turbine generator system;generator-side power converter;switching cycle; IGBT loss;junction temperature

10.15938/j.emc.2015.08.010

TM 46;TM 85

A

1007-449X(2015)08-0062-08

2013-09-28

国家国际科技合作专项资助(2013DFG61520);中央高校基本科研业务费专项基金项目(CDJZR12150074);国家自然科学基金项目(51377184);重庆市集成示范计划项目(CSTC2013JCSF70003)

李 辉(1973—),男,博士,教授,博士生导师,研究方向为风力发电技术、新能源电力电子系统可靠性;秦 星(1988—),男,硕士,研究方向为风电机组变流器控制及其可靠性;薛宏涛(1981—),男,本科,工程师,研究方向为新能源入网及可靠性;朱祚恒(1983—),男,本科,工程师,研究方向为新能源入网及可靠性;刘盛权(1989—),男,硕士研究生,研究方向为风电变流器热分析与管理;李 洋(1991—),男,硕士研究生,研究方向为风电机组运行及控制;林 波(1970—),男,本科,工程师,研究方向为新能源入网及可靠性;杨 波(1973—),男,本科,工程师,研究方向为新能源入网及可靠性。

李 辉