风电变流器IGBT模块损耗及结温的计算与分析

秦星， 薛宏涛， 朱祚恒， 李辉， 林波， 杨波

(1.国网四川省供电公司达州供电公司，四川 达州 635000；2.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)



风电变流器IGBT模块损耗及结温的计算与分析

秦星1， 薛宏涛1， 朱祚恒1， 李辉2， 林波1， 杨波1

(1.国网四川省供电公司达州供电公司，四川 达州 635000；2.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)

针对双馈风电变流器IGBT模块在交变热应力的长期作用下导致故障频发的问题，提出其损耗与结温的准确计算模型及不同工况下两者变化规律的研究。首先，建立了机侧及网侧变流器在整流或逆变模式下IGBT模块损耗及结温的计算模型；其次，对机组在不同运行工况下，其损耗和稳态结温进行分析。结果表明，随风速的增大，机侧与网侧变流器IGBT模块的损耗变化规律不同；机侧变流器IGBT模块的结温波动剧烈，尤其是在同步风速附近区域。

双馈风电机组；变流器；IGBT模块；损耗；结温

0 引 言

双馈风电变流器是影响大功率风电机组及入网安全稳定运行的重要环节[1-2]。由于风能固有的间歇式特征，风电机组长时间、频繁和大范围的随机出力变化，导致其电能转换单元持续承受剧烈的热应力冲击，使变流装置在风电并网运行中的可靠性变得极其脆弱，其在风电机组部件中的故障率非常高[3-4]，而变流器中超过50%的故障是由于IGBT模块失效造成的[5]。

IGBT模块老化失效的根源，主要是IGBT模块内部温度的波动及不同材料热膨胀系数的不匹配，产生交变热应力，导致变流器老化和失效。虽然国内外学者对常规电力传动用变流器IGBT模块的损耗与结温特性进行了研究[6-10]，但近期Vestas和Siemens等风电国际知名企业逐渐意识到，不同于常规电力传动用变流器，双馈风电机组机侧变流器长期处于较低的输出频率下运行，使得IGBT结温波动较为显著，其故障率远高于网侧变流器[11]。加之，双馈风电机组不同运行工况下，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。基于此，结合双馈发电机输出功率特性，基于开关周期结温计算方法，建立机侧及网侧变流器在整流或逆变模式下IGBT模块损耗及结温的计算模型，并对全运行工况下IGBT模块损耗与稳态结温的变化规律及影响因素进行了分析。

1 双馈发电机输出功率特性

考虑变速恒频运行以及载荷约束特点，根据风速的不同，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[12]，双馈风机输出功率如图1所示。

图1 双馈风机输出功率曲线

图中，Pn为机组额定输出功率，vcut_in为切入运行风速；vsyn为机组处于同步点运行时对应的风速；vconst_nr为机组切入恒转速运行区域对应的风速；vrated为额定风速；vcut_out为切出风速。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，实现风机的最大风能捕获；在恒转速区(C-D段)，通过变流器和变桨控制，可使发电机保持恒定转速运行，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恒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、恒转速区和恒转速恒功率区，在上述区域中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)，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

考虑机组和变流器的控制策略、变流器工作模式及低频运行特性对变流器IGBT模块结温的影响，本节基于开关周期结温计算方法，结合双馈风电机组仿真模型，利用IGBT模块特性参数及变流器运行参数，建立机侧变流器结温计算模型。

对于三相变流器，IGBT与二极管基于开关周期的导通损耗PIC与PDC分别表示如下[13]：

(1)

(2)

式中vI、vD分别为IGBT与二极管的饱和压降；rI、rD分别为IGBT与二极管的导通电阻；i(t)为变流器输出电流；δ(t)为占空比，其计算如下：

(3)

式中“±”内的“+”或“-”分别用于机侧变流器逆变或整流模式；m为调制度；ω为角频率；φ为交流电压和电流基波分量之间的相位角。

IGBT与二极管基于开关周期的开关损耗PIs与PDs分别表示如下[14]：

(4)

(5)

式中fs为开关频率；Eon、Eaff分别为IGBT额定条件下的单位开、关损耗；Vdc变流器直流侧电压，Vn、In分别为IGBT额定电压和电流；Erec为二极管额定条件下的单位恢复损耗。

单个IGBT与二极管的总损耗PI及PD分别表示如下：

PI=PIc+PIs

(6)

PD=PDc+PDs

(7)

机侧或网侧变流器功率模块的总损耗Ptot为：

Ptot=6(PI+PD)

(8)

机侧或网侧变流器功率模块的热模型如图2所示，则IGBT的结温TIj与二极管的结温TDj分别计算如下：

TIj=PI·(ZIjc+ZIch)+Ptot·Zh+Ta=

(9)

TDj=PD·(ZDjc+ZDch)+Ptot·Zh+Ta=

(10)

式中ZIjc(ZDjc)为IGBT(二极管)的结-壳热阻抗；ZIch(ZDch)为IGBT(二极管)的管壳至散热器热阻抗； 为变流器功率模块散热器的热阻抗；上述热阻抗分别由各自的等效热阻及热容构成，其具体参数可根据厂商提供数据获取；Ta为环境温度(本文设为50 ℃)。

图2 机侧变流器IGBT模块热模型

基于上述IGBT模块开关周期结温计算模型，结合双馈风电机组仿真模型，可建立双馈风电机组机侧及网侧变流器IGBT模块的结温计算模型，其计算流程如图3所示。

图3 基于开关周期损耗分析的双馈风电变流器IGBT模块结温计算流程图

由图3可知，变流器IGBT模块结温计算步骤如下：首先，基于双馈风电机组仿真模型，获取某风速下机侧及网侧变流器的运行参数，即d、q轴电流、电压及直流侧电压，进而计算电流与电压的相位角φ及变流器的调制度m；其次，根据双馈电机转速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模块开关频率fsu及变流器输出电流，利用开关周期结温计算模型，即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

3.1 机侧及网侧变流器IGBT模块损耗分析

基于双馈风电变流器IGBT模块结温计算模型，仍以某1.5 MW双馈风电机组为例(参数见附录A)，对其全工况下损耗的变化规律进行研究。

双馈风电机组在不同风速下运行时，机侧和网侧变流器中IGBT模块的损耗分布如图4所示。

图4 各风速下双馈风电变流器IGBT模块损耗分布

由图4(a)可知，全运行工况下，机侧变流器IGBT模块的总损耗随风速的增大而逐渐上升，在D点达到最大值。其原因是：根据公式(1)～(5)可知，对某确定型号的IGBT模块，在模块的开关频率一定的情况下，其导通及开关损耗仅与流过IGBT模块的电流大小成正比；又由于机侧变流器输出电流随着风速的增大而逐渐上升，且在D点达到最大值。

由图4(b)可知，在AB段，即机组在亚同步状态下运行时，网侧变流器IGBT模块损耗随着风速的增大而减小；在B点，即机组在同步状态下运行时，网侧变流器IGBT模块损耗最小；在BE段，即机组在超同步状态下运行时，网侧变流器IGBT模块损耗随着风速的增大而增大，在额定风速点达到最大值。其原因与机侧变流器类似，也是由于IGBI模块的总损耗与网侧变流器的输出电流成正比，随着风速的逐渐增大，网侧变流器的输出电流先逐渐减小然后又逐渐增大，且分别在B点及D点达到最小及最大值。此外，由图4(b)还可知，B点下机侧变流器IGBT模块的损耗并不为零，其原因是：虽然此时机侧变流器输出电流的基波分量为零，但开关纹波电流依然存在，因此存在较小的由开关纹波电流产生的损耗。

3.2 机侧及网侧变流器IGBT模块稳态结温分析

基于双馈风电变流器IGBT模块结温计算模型，仍以某1.5 MW双馈风电机组为例(参数见附录A)，对其全工况下稳态结温的变化规律进行研究。

为了进一步对全运行工况下IGBT模块稳态结温的变化趋势进行分析，将各风速下，机侧及网侧变流器IGBT模块稳态结温的平均值及波动幅值，如图5所示。

图5 各风速下器件结温平均值及波动幅值

由图5(a)可知，稳态结温受风速大小变化的影响极为明显，首先，在B点附件区域，机侧变流器IGBT模块结温的平均值及波动幅值最大，此时IGBT及FWD结温的平均值在80 ℃～90 ℃左右，结温波动幅值在60 ℃～80 ℃左右；其次，在DE段，结温的平均值及波动幅值也较大，此时IGBT及FWD结温的平均值在67 ℃～73℃左右，结温波动幅值在18 ℃～28 ℃左右；最后，在其余工况下IGBT及FWD结温的平均值在53 ℃～59 ℃之间，结温波动幅值在15 ℃以下。

由图5(b)可知，在BE段，机侧变流器IGBT模块结温的平均值及波动幅值最大，此时IGBT及FWD结温平均值在60 ℃～65 ℃左右，结温波动幅值在2.5 ℃～4.3 ℃左右；此外，在B点附近区域，结温平均值达到最小值，接近于环境温度50 ℃，结温波动幅值接近于0 ℃。

另外，将图5(a)与(b)对比分析可知，网侧变流器IGBT模块的结温波动幅值远小于机侧变流器结温波动幅值；且在B点附件区域，网侧及机侧变流器IGBT模块结温特性存在明显差异，机侧结温的波动幅值达到全工况下的最大值，而网侧结温的波动幅值却为全工况下的最小值。

4 结束语

本文所得结论主要有：

(1) 机侧变流器IGBT模块的损耗随风速的增大而逐渐上升；而网侧变流器IGBT模块的损耗随风速先减小后增大；且各工况下，双馈风电变流器IGBT与FWD损耗大小极不平衡。

(2) 机侧变流器IGBT模块稳态结温的波动幅值远大于网侧变流器IGBT模块稳态结温的波动幅值，且在同步风速附近区域，机侧变流器IGBT模块稳态结温的波动尤其剧烈。

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[14] 景巍，谭国俊，叶宗彬．大功率三电平变频器损耗计算及散热分析[J]．电工技术学报，2011，26(2)：134-140．

附录A：

双馈风力发电机组的主要参数如下：额定功率为1.5 MW；额定电压为690 V；直流侧电压1 150 V；额定频率为50 Hz；额定转速为1 800 r/m；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9.325 m/s；恒转速区起始点风速为11.3 m/s；恒功率区起始点风速为12.3 m/s；切出风速25 m/s；

变流器参数：Vdc为1 200 V；Ta为30 ℃；IGBT模块型号为FF1000R17IED_B2，其损耗参数：VN、IN分别为1 700 V和800 A；fsw为4 000 Hz；vI、vD分别为3.1 V、1.2 V；rI、rD分别为3.3×10-3Ω、2.3×10-3Ω；Eon、Eoff、Eref分别为260 mJ、350 mJ及120 mJ；热网络参数：RI1～RI5分别为0.8 K/kW、3.7 K/kW、13 K/kW、2.5 K/kW、16 K/kW；RD1～RD5分别为2.19 K/kW、8.41 K/kW、21.94 K/kW、2.56 K/kW、16 K/kW；R6为5 K/kW；I1～CI5分别为1 soW/K、0.351 4 soW/K、3.846 2 soW/K、240 soW/K、6.25 soW/K；CD1～CD5分别为0.365 soW/K、1.55 soW/K、2.27 soW/K、234 soW/K、7.13 soW/K；C6为166.7 soW/K。

Computation & Analysis of the Loss and Junction Temperature of the IGBT Module in the Wind Power Converter

Qin Xing1, Xue Hongtao1, Zhu Zuoheng1, Li Hui2, Lin Bo1, Yang Bo1

(1.State Grid Sichuan Power Supply Corp. Dazhou Power Supply Co., Dazhou Sichuan 635000, China;2. State Key Laboratory of Power Transmission and Distribution Equipment & System Security and New Technology, Chongqing University, Chongqing 400044, China)

With respect to frequent faults attributable to long-term alternating thermal stress in the IGBT module of the doubly-fed wind power converter, this paper presents a model for accurate calculation of its loss and junction temperature and discusses their varying patterns in different working conditions. Firstly, calculation models are established for the loss and junction temperature of the IGBT model in the generator-side and grid-side converters in the rectification or conversion mode. Then, it analyzes the loss and steady-state junction temperature of the unit under different operational conditions. The results show that with the increase of wind speed, loss variation patters of the IGBT modules at the generator side and grid side differ from each other. The variation amplitude of junction temperature of the IGBT module in the generator-side converter is much larger, particularly in the area near synchronous wind speed.

doubly-fed induction generator wind turbine; power converter; IGBT module; loss, junction temperature

国家自然科学基金项目(51377184)；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)；重庆市集成示范计划项目(CSTC2013JCSF70003)

10.3969/j.issn.1000-3886.2016.04.023

TM614

A

1000-3886(2016)04-0071-04

秦星(1988-)，男，四川达州人，助理工程师，硕士，主要研究方向为风电机组变流器控制。 李辉(1973-)，男，重庆人，重庆大学教授，博士生导师，研究方向为风力发电技术，新型电机及系统分析。

定稿日期: 2015-12-15