考慮運(yùn)行功率變化影響的風(fēng)電變流器可靠性評(píng)估

李 輝 ，季海婷 ，秦 星 ，陳耀君 ，劉盛權(quán) ，胡姚剛 ，冉 立 ，唐顯虎

（1.重慶大學(xué) 輸配電裝備及系統(tǒng)安全與新技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400044；2.重慶科凱前衛(wèi)風(fēng)電設(shè)備有限責(zé)任公司，重慶 401121）

0 引言

風(fēng)電變流器是風(fēng)電機(jī)組中的核心部件，是控制風(fēng)電機(jī)組輸出功率至電網(wǎng)的重要環(huán)節(jié)，其故障可能導(dǎo)致整個(gè)系統(tǒng)運(yùn)行中斷，甚至是重大的安全事故和經(jīng)濟(jì)損失［1-5］。由于風(fēng)速的不穩(wěn)定性、運(yùn)行環(huán)境惡劣等原因，相比于一般工業(yè)用變流器，風(fēng)電用變流器輸出功率隨機(jī)變化性大，具有不穩(wěn)定性的特點(diǎn)，其可靠性明顯低于一般工業(yè)用變流器［6-7］。研究表明，由于結(jié)溫大小和波動(dòng)強(qiáng)度的變化，變流器各功率器件的鋁鍵合線和焊料層承受長(zhǎng)期、頻繁的膨脹收縮，導(dǎo)致不均衡電熱應(yīng)力的產(chǎn)生，造成疲勞累積，這是功率器件鋁鍵合線斷裂和焊料層開(kāi)裂的根本原因［8-9］。目前，直接監(jiān)測(cè)器件的結(jié)溫變化在工程上不容易實(shí)現(xiàn)，現(xiàn)在主要采用等效熱阻網(wǎng)絡(luò)，根據(jù)外部可監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行計(jì)算。由于風(fēng)電變流器的運(yùn)行功率大小直接與功率器件的結(jié)溫大小相關(guān)，變流器運(yùn)行功率的波動(dòng)強(qiáng)度與功率器件的結(jié)溫波動(dòng)強(qiáng)度有關(guān)。因此，如何考慮功率大小和功率波動(dòng)強(qiáng)度的雙重因素，準(zhǔn)確地反映輸出功率隨機(jī)變化對(duì)器件結(jié)溫大小和結(jié)溫波動(dòng)的影響，結(jié)合實(shí)際風(fēng)電場(chǎng)中一年內(nèi)的運(yùn)行數(shù)據(jù)記錄，提出一種工程上容易實(shí)現(xiàn)的變流器可靠性評(píng)估方法，對(duì)于制定合理的風(fēng)電場(chǎng)運(yùn)行維護(hù)策略有重要意義。

目前，國(guó)內(nèi)外研究中，已有部分文獻(xiàn)從電力電子器件的失效模式出發(fā)，研究變流器的可靠性［10-13］。如文獻(xiàn)［11］采用功率循環(huán)曲線建立結(jié)溫與功率循環(huán)能力的關(guān)系，采用實(shí)際風(fēng)電運(yùn)行數(shù)據(jù)對(duì)不同結(jié)溫均值、結(jié)溫波動(dòng)下IGBT的功率循環(huán)能力進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)研究，但僅采用統(tǒng)計(jì)的方法，沒(méi)有考慮功率大小和功率波動(dòng)強(qiáng)度對(duì)IGBT可靠性的影響；文獻(xiàn)［12-13］根據(jù)Arrhanius關(guān)系式推導(dǎo)，建立了風(fēng)電機(jī)組變流器電子元器件故障率與結(jié)溫變化的關(guān)系，并分析了最大出力狀態(tài)下電子元器件故障率隨運(yùn)行時(shí)間的變化，但僅在最大出力狀態(tài)下進(jìn)行分析，沒(méi)有考慮風(fēng)電變流器輸出功率隨機(jī)變化對(duì)結(jié)溫的影響。雖然文獻(xiàn)［14］根據(jù)FIDES可靠性評(píng)估導(dǎo)則，建立了元器件故障率與結(jié)溫的關(guān)系，考慮了風(fēng)電變流器輸出功率對(duì)結(jié)溫的影響，但只針對(duì)輸出功率大小對(duì)可靠性影響進(jìn)行分析，且在提取元器件所承受的隨機(jī)載荷信息時(shí)處理過(guò)于簡(jiǎn)單。

基于此，為了充分考慮運(yùn)行功率隨機(jī)變化對(duì)變流器可靠性評(píng)估的影響，本文提出一種考慮功率大小和功率波動(dòng)強(qiáng)度因素的變流器可靠性評(píng)估多狀態(tài)模型。首先，將功率大小和功率波動(dòng)強(qiáng)度作為變流器運(yùn)行狀態(tài)的二維劃分因素，以熱應(yīng)力因子和溫度循環(huán)因子來(lái)衡量結(jié)溫大小和結(jié)溫波動(dòng)對(duì)故障率的影響，建立變流器元器件故障率的統(tǒng)一計(jì)算模型；其次，結(jié)合器件結(jié)溫計(jì)算方法獲取器件結(jié)溫載荷歷程，并通過(guò)雨流計(jì)數(shù)法獲取載荷波動(dòng)信息，建立風(fēng)電變流器子系統(tǒng)級(jí)的可靠性多狀態(tài)概率評(píng)估模型；最后，以某風(fēng)電場(chǎng)實(shí)際監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)為例，分析所建評(píng)估模型的收斂性并評(píng)估風(fēng)電變流器子系統(tǒng)的故障率，并進(jìn)一步分析功率大小和功率波動(dòng)強(qiáng)度對(duì)器件結(jié)溫均值和結(jié)溫波動(dòng)的分布以及故障率評(píng)估的影響。

1 風(fēng)電變流器元器件故障率統(tǒng)一計(jì)算模型

1.1 風(fēng)電變流器運(yùn)行工況的二維狀態(tài)劃分

考慮功率大小和功率波動(dòng)強(qiáng)度可能導(dǎo)致風(fēng)電變流器的元器件承受不均衡的電熱應(yīng)力，從而影響對(duì)其可靠性的準(zhǔn)確性評(píng)估，本節(jié)基于多狀態(tài)概率分析法［15］建立表征功率大小和波動(dòng)強(qiáng)度影響因素的變流器二維狀態(tài)概率模型：

其中，p（i，j）表示變流器處于功率大小為第 i個(gè)狀態(tài)、功率波動(dòng)強(qiáng)度為第 j個(gè)狀態(tài)（S（i，j））下的概率；t（i，j）表示變流器處于 S（i，j）狀態(tài)下的累計(jì)時(shí)間；T為計(jì)及的運(yùn)行周期；NTh為功率大小劃分的狀態(tài)數(shù)；NCy為功率波動(dòng)強(qiáng)度劃分的狀態(tài)數(shù)。

功率波動(dòng)強(qiáng)度定義為：

其中，Pmean為功率平均值；σ為功率標(biāo)準(zhǔn)差。

1.2 變流器元器件故障率統(tǒng)一計(jì)算模型

為了衡量結(jié)溫大小和結(jié)溫波動(dòng)對(duì)變流器元器件故障率的影響，本文以熱應(yīng)力因子和溫度循環(huán)因子作為衡量因子。根據(jù)FIDES導(dǎo)則［16］，變流器處于功率大小為第i個(gè)狀態(tài)下的元器件熱應(yīng)力因子可以統(tǒng)一表示為：

其中，α、β均為常數(shù)，不同元器件對(duì)應(yīng)的具體數(shù)值不同；Ti為每個(gè)運(yùn)行狀態(tài)下的溫度參數(shù)，其中對(duì)應(yīng)IGBT和二極管為結(jié)溫，對(duì)應(yīng)電容和電感為電路板平均溫度。

變流器處于功率波動(dòng)強(qiáng)度為第j個(gè)狀態(tài)下的元器件溫度循環(huán)因子可以統(tǒng)一表示為［16］：

其中，tj為元器件處于每個(gè)運(yùn)行狀態(tài)下的累計(jì)運(yùn)行時(shí)間，單位為h；NCyj為元器件在每個(gè)運(yùn)行狀態(tài)下的結(jié)溫循環(huán)波動(dòng)次數(shù)；N0為參考循環(huán)波動(dòng)次數(shù)，一般取值為2；θCyj為元器件每個(gè)運(yùn)行狀態(tài)下的結(jié)溫波動(dòng)循環(huán)時(shí)間；θ0為參考循環(huán)時(shí)間，一般取值為12；ΔTCyj為元器件每個(gè)運(yùn)行狀態(tài)下的結(jié)溫波動(dòng)幅值；Tmax_Cyj為元器件每個(gè)運(yùn)行狀態(tài)下結(jié)溫波動(dòng)所達(dá)到的最大值；γ、p、n為不同元器件的調(diào)整系數(shù)。

考慮到影響風(fēng)電變流器元器件負(fù)荷水平的因素中不僅包括變流器輸出功率大小而且包括功率的波動(dòng)，因此本文在前述對(duì)變流器運(yùn)行工況進(jìn)行二維狀態(tài)劃分的基礎(chǔ)上，結(jié)合熱應(yīng)力因子和溫度循環(huán)因子［16］，建立變流器元器件故障率的統(tǒng)一計(jì)算模型為：

其中，λ0Th和λ0TC分別為熱應(yīng)力因子和溫度循環(huán)因子對(duì)應(yīng)的元器件基本故障率；kPm表征元器件制造質(zhì)量的影響；kPr表征元器件壽命周期中的可靠性質(zhì)量管理及控制水平的影響；kin表示元器件的過(guò)應(yīng)力貢獻(xiàn)因子。

2 風(fēng)電變流器可靠性評(píng)估模型

2.1 變流器元器件的結(jié)溫計(jì)算

本文以雙PWM方式的IGBT和二極管的損耗和結(jié)溫計(jì)算為例，來(lái)說(shuō)明本文建立變流器可靠性的評(píng)估模型及流程。IGBT和二極管的導(dǎo)通損耗為［17-18］：

將導(dǎo)通損耗和開(kāi)關(guān)損耗相加即可得到IGBT和二極管的總損耗。其中，Eon、Eoff分別為IGBT的額定導(dǎo)通和關(guān)斷能量損耗；Erec為二極管的額定反向恢復(fù)損耗；rCE、rD分別為IGBT和二極管的導(dǎo)通電阻，UCE0、Uf0分別為IGBT的導(dǎo)通閾值電壓和二極管的額定正向壓降，Uref，T、Iref，T、Uref，D、Iref，D分別為IGBT和二極管的額定電壓和額定電流，這些參數(shù)可以從相應(yīng)的器件參考手冊(cè)中查到；fsw為變流器的開(kāi)關(guān)頻率，M為PWM的調(diào)制系數(shù)，cos α為機(jī)側(cè)或網(wǎng)側(cè)的功率因數(shù)，Iom為變流器相電流幅值，Udc為變流器直流側(cè)額定電壓，這些參數(shù)可以根據(jù)SCADA記錄數(shù)據(jù)得到。

IGBT和二極管的熱阻模型［18］如圖1所示。

圖1 IGBT和二極管熱阻等效模型Fig.1 Thermal resistance equivalent model for IGBT and diode

圖中，Ta、Tc和Th分別為環(huán)境溫度、散熱器溫度和基板溫度；Tj，T和Tj，D分別為IGBT和二極管的結(jié)溫；Rthch和Rthha分別為基板到散熱器和散熱器到環(huán)境的熱阻；Rthjc，T和 Rthjc，D分別為 IGBT 和二極管的結(jié)點(diǎn)到基板的熱阻；PT和PD分別為單個(gè)IGBT和二極管的損耗。Ploss為IGBT和二極管封裝的總損耗，根據(jù)具體的封裝形式，相應(yīng)的損耗可由式（6）—（9）計(jì)算得出。則IGBT和二極管的結(jié)溫計(jì)算公式為：

此外，對(duì)于變流器中濾波電容、電感、接觸器、開(kāi)關(guān)等器件，其損耗、溫度的計(jì)算方式可以參考文獻(xiàn)［17-20］。

2.2 基于監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)的風(fēng)電變流器可靠性評(píng)估流程

風(fēng)電場(chǎng)SCADA數(shù)據(jù)能實(shí)時(shí)記錄風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行工況，為變流器的可靠性評(píng)估提供有用信息。本文選取的SCADA數(shù)據(jù)記錄尺度為1 min，與可靠性評(píng)估相關(guān)的信息項(xiàng)包括變流器有功功率、變流器無(wú)功功率、變流器線電流、變流器線電壓和變流器柜內(nèi)溫度。

基于歷史監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)的風(fēng)電變流器可靠性評(píng)估流程如圖2所示，其中風(fēng)電變流器按可靠性功能劃分為6個(gè)子系統(tǒng)，分別為機(jī)側(cè)變流器、網(wǎng)側(cè)變流器、直流環(huán)節(jié)、濾波器、控制系統(tǒng)和附屬連接設(shè)備［21］?？煽啃栽u(píng)估的具體步驟如下。

a.對(duì)變流器的運(yùn)行工況進(jìn)行二維狀態(tài)劃分。

首先，將變流器輸出的有功功率以每小時(shí)為一組（每組 60 個(gè)數(shù)據(jù)），按照式（1）、（2）將每小時(shí)的平均功率和功率波動(dòng)強(qiáng)度進(jìn)行二維狀態(tài)劃分，平均功率大小劃分的狀態(tài)數(shù)為NTh，功率波動(dòng)強(qiáng)度劃分的狀態(tài)數(shù)為NCy，即根據(jù)變流器的功率大小和波動(dòng)狀態(tài)得到變流器運(yùn)行工況的二維狀態(tài)劃分 S（i，j）；其次，計(jì)算每個(gè)二維狀態(tài) S（i，j）下對(duì)應(yīng)的分布概率 p（i，j），并將每個(gè)記錄時(shí)間點(diǎn)對(duì)應(yīng)的變流器有功功率、變流器無(wú)功功率、變流器線電流、變流器線電壓和變流器柜內(nèi)溫度按照狀態(tài) S（i，j）進(jìn)行歸類，形成狀態(tài) S（i，j）下的數(shù)據(jù)集合 Ω（i，j）。

b.計(jì)算不同運(yùn)行工況下元器件結(jié)溫均值和結(jié)溫波動(dòng)。

將狀態(tài)S（i，j）下每個(gè)時(shí)間記錄點(diǎn)的數(shù)據(jù)集合Ω（i，j）按元器件的損耗計(jì)算公式和熱阻模型，對(duì)其進(jìn)行整合計(jì)算，得出元器件在運(yùn)行狀態(tài)S（i，j）下每小時(shí)的結(jié)溫載荷歷程。風(fēng)電功率的不穩(wěn)定性導(dǎo)致器件結(jié)溫的時(shí)間歷程復(fù)雜。因此，需要一種符合材料疲勞累積規(guī)律的統(tǒng)計(jì)方法，將隨機(jī)載荷轉(zhuǎn)化為不同恒幅載荷構(gòu)成的變幅載荷。雨流計(jì)數(shù)法符合材料的應(yīng)力-應(yīng)變規(guī)律，故采用雨流計(jì)數(shù)法提取元器件每小時(shí)的溫度載荷循環(huán)均值、幅值、次數(shù)和循環(huán)持續(xù)時(shí)間，并將這些信息按照不同運(yùn)行狀態(tài)S（i，j）求平均值。最后，根據(jù)式（3）、（4）計(jì)算元器件在功率大小為第 i個(gè)狀態(tài)下的熱應(yīng)力因子kThi和功率波動(dòng)強(qiáng)度為第j個(gè)狀態(tài)下的溫度循環(huán)因子kTCj。

圖2 基于SCADA信息的風(fēng)電變流器系統(tǒng)級(jí)可靠性評(píng)估框圖Fig.2 Block diagram of system reliability evaluation based on SCADA information for wind power converter

c.計(jì)算變流器故障率。

根據(jù)熱應(yīng)力因子和溫度循環(huán)因子的計(jì)算結(jié)果，結(jié)合不同元器件的基本故障率參數(shù)λ0Th和λ0TC，按照式（5）計(jì)算各元器件的故障率；并按變流器可靠性功能子系統(tǒng)劃分結(jié)構(gòu)，將不同子系統(tǒng)的故障率相加，得到變流器系統(tǒng)級(jí)故障率。

3 實(shí)例分析

為了說(shuō)明本文所提出的評(píng)估模型的有效性，并驗(yàn)證其更能準(zhǔn)確反映結(jié)溫大小和結(jié)溫波動(dòng)的變化，本節(jié)以某風(fēng)電場(chǎng)某臺(tái)2 MW永磁同步機(jī)組一年內(nèi)實(shí)際記錄的SCADA信息為例對(duì)變流器可靠性進(jìn)行評(píng)估，并與現(xiàn)有文獻(xiàn)中所提出的只考慮功率大小的評(píng)估方法進(jìn)行對(duì)比［14］。

變流器功率器件IGBT和二極管的可靠性參數(shù)［16］：IGBT 型號(hào) FZ2400-R17KE3；IGBT 額定電壓 Uref，T為1700 V；IGBT 額定電流 Iref，T為 2400 A；IGBT 額定飽和壓降 UCEsat為 1.9 V；IGBT額定導(dǎo)通壓降 UCE0為1.54 V；二極管額定正向壓降Uf0為0.81 V；IGBT導(dǎo)通關(guān)斷損耗Eon+Eoff為1 070 mJ；二極管反向恢復(fù)損耗Erec為390 mJ；IGBT結(jié)點(diǎn)到散熱器的熱阻為19 K/kW；二極管結(jié)點(diǎn)到散熱器的熱阻為44 K/kW；散熱器到環(huán)境的熱阻為0.454 K/kW；封裝形式為ISOTOP；熱應(yīng)力參數(shù)α為1；熱應(yīng)力參數(shù)β為0.7；IGBT熱應(yīng)力基本故障率λ0TC為0.302 1；二極管熱應(yīng)力基本故障率λ0TC為0.157 4；溫度循環(huán)參數(shù)γ為1.4；溫度循環(huán)參數(shù)pcase為0；溫度循環(huán)參數(shù)psolder為1/3；溫度循環(huán)參數(shù) ncase為4；溫度循環(huán)參數(shù) nsolder為1.9；溫度循環(huán)基本故障率λ0TC_case為0.033 33；溫度循環(huán)基本故障率λ0TC_joint為0.1665；元件的制造質(zhì)量的影響kPm為0.75；元件壽命周期中的可靠性質(zhì)量管理及控制水平的影響kPr為4；過(guò)應(yīng)力貢獻(xiàn)因子kin為3。

變流器直流側(cè)濾波電容的可靠性參數(shù)［16］：型號(hào)EPCOS_B43458；電容大小為 4700 μF；額定電壓為450V；等效串聯(lián)電阻為25mΩ；基本尺寸為76.9 mm×118.2 mm；熱應(yīng)力參數(shù)α為0.85；熱應(yīng)力參數(shù)β為4641.6；熱應(yīng)力基本故障率λ0TC為0.4；溫度循環(huán)參數(shù)γ為0.14；溫度循環(huán)參數(shù)p為1/3；溫度循環(huán)參數(shù)n為1.9；溫度循環(huán)基本故障率λ0TC為0.4。

變流器其他子系統(tǒng)故障率取值［21］：網(wǎng)側(cè)濾波器、機(jī)側(cè)濾波器都為0.0056064次/a；功率器件驅(qū)動(dòng)電路為0.0324996次/a；功率連接器、光纜等附屬設(shè)備為0.0128772次/a；網(wǎng)側(cè)控制板和機(jī)側(cè)控制板都為0.1327140次/a。

考慮篇幅限制，本節(jié)僅計(jì)算機(jī)側(cè)、網(wǎng)側(cè)功率模塊和直流環(huán)節(jié)子系統(tǒng)的故障率，其他子系統(tǒng)的故障率則采用文獻(xiàn)［21］所提供的數(shù)據(jù)。變流器額定運(yùn)行參數(shù)：切入風(fēng)速為3 m/s；額定風(fēng)速為11 m/s；切出風(fēng)速為25 m/s；電網(wǎng)電壓為690 V；功率器件開(kāi)關(guān)頻率為2 kHz；機(jī)側(cè)變流器額定電壓為690 V；直流側(cè)額定電壓為1100 V。

該風(fēng)電場(chǎng)2009年4月26日到2010年4月26日一年內(nèi)的風(fēng)速和變流器輸出有功功率的概率密度分布如圖3所示。

圖3 某風(fēng)電場(chǎng)風(fēng)速、變流器輸出有功功率的概率密度分布Fig.3 Probability density distribution for wind speed and converter output active power of a wind farm

由圖3可見(jiàn)，該風(fēng)電場(chǎng)的風(fēng)速集中分布在切入風(fēng)速3 m/s和額定風(fēng)速11 m/s之間。變流器的輸出有功功率集中分布在零出力和額定出力兩點(diǎn)上，中間部分隨輸出功率的增大逐步減小。按照本文所提出的方法，則變流器的運(yùn)行工況按輸出功率大小和功率波動(dòng)強(qiáng)度進(jìn)行二維狀態(tài)劃分的結(jié)果如圖4所示。

圖4 風(fēng)電變流器運(yùn)行功率的二維狀態(tài)劃分Fig.4 2-D state allocation of operational power of wind power converter

由圖4可見(jiàn)，變流器一年內(nèi)的輸出功率大小在最小值和額定值分布最多，中間部分隨輸出功率的增大分布逐步減少。此外，該風(fēng)電場(chǎng)機(jī)組的變流器一年內(nèi)的輸出功率波動(dòng)強(qiáng)度主要集中在13%～77%，且隨著功率波動(dòng)強(qiáng)度的增加，分布頻率逐步減少。

為了分析不同狀態(tài)數(shù)對(duì)變流器可靠性評(píng)估的影響，說(shuō)明本文所提出方法的收斂性，采用不同狀態(tài)數(shù)對(duì)上述風(fēng)電場(chǎng)的變流器可靠性進(jìn)行評(píng)估，所得結(jié)果如表1所示。由表1可以看出，隨著選取的狀態(tài)數(shù)增加，利用本文所建立的評(píng)估模型計(jì)算的故障率將逐步趨于穩(wěn)定，說(shuō)明本文建立的評(píng)估模型具有收斂性。當(dāng)狀態(tài)數(shù)選取大于18×18時(shí)，得到了該風(fēng)電機(jī)組評(píng)估變流器故障率值穩(wěn)定在0.478次 /a，其中，機(jī)側(cè)功率模塊的故障率為0.096次 /a，網(wǎng)側(cè)功率模塊的故障率為 0.060 3次/a，直流環(huán)節(jié)的故障率為0.000365次/a，其評(píng)估結(jié)果與實(shí)際統(tǒng)計(jì)情況相一致，即機(jī)側(cè)變流器比網(wǎng)側(cè)變流器更容易出現(xiàn)故障［7］。與文獻(xiàn)［21］的評(píng)估結(jié)果相比，即PWM控制的功率變流器中，其功率模塊的故障率為0.0878次/a、直流環(huán)節(jié)的故障率為0.000464次/a在數(shù)量級(jí)上相一致，進(jìn)一步證明了本文所建立的變流器可靠性評(píng)估模型的有效性。

表1 不同狀態(tài)劃分?jǐn)?shù)下變流器的故障率評(píng)估結(jié)果Table 1 Results of converter failure rate evaluation for different state allocation numbers

為了進(jìn)一步分析本文所提出的評(píng)估模型和方法的有效性，將不同狀態(tài)數(shù)下本文計(jì)算的故障率結(jié)果與現(xiàn)有文獻(xiàn)只考慮功率大小的評(píng)估結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，如圖5所示。由圖5可以看出，當(dāng)狀態(tài)數(shù)達(dá)到一定程度時(shí)，2種評(píng)估模型都具有收斂性，且評(píng)估的機(jī)側(cè)功率模塊故障率都比網(wǎng)側(cè)功率模塊故障率大。但是，由于本文建立的評(píng)估模型同時(shí)考慮功率大小和功率波動(dòng)強(qiáng)度的影響，因此可以看出，當(dāng)評(píng)估結(jié)果趨于穩(wěn)定時(shí)，無(wú)論是機(jī)側(cè)、網(wǎng)側(cè)功率模塊還是直流側(cè)電容，采用本文方法所得的故障率評(píng)估結(jié)果都比僅考慮功率大小方法的評(píng)估結(jié)果大。這進(jìn)一步說(shuō)明，與本文建立的評(píng)估模型結(jié)果相比較，僅考慮功率大小評(píng)估方法的故障率計(jì)算結(jié)果比較樂(lè)觀。

圖5 不同評(píng)估方法變流器可靠性評(píng)估結(jié)果對(duì)比Fig.5 Comparison of converter reliability evaluation results between different evaluation methods

4 功率大小和功率波動(dòng)強(qiáng)度對(duì)可靠性評(píng)估的影響

4.1 功率變化對(duì)機(jī)側(cè)IGBT結(jié)溫分布的影響

為了分析本文所提出的評(píng)估模型和方法更能準(zhǔn)確反映變流器器件結(jié)溫大小和結(jié)溫波動(dòng)的變化，從而驗(yàn)證變流器可靠性評(píng)估中考慮功率大小和功率波動(dòng)強(qiáng)度的必要性。本節(jié)以機(jī)側(cè)IGBT為例，分析功率大小和波動(dòng)強(qiáng)度對(duì)其結(jié)溫分布的影響。

為了分析變流器功率大小和功率波動(dòng)強(qiáng)度對(duì)變流器元器件結(jié)溫變化的影響規(guī)律，本文將上述風(fēng)電場(chǎng)變流器輸出有功功率的原始數(shù)據(jù)做如下處理：保持每小時(shí)功率波動(dòng)強(qiáng)度不變，將每個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)同時(shí)增大或者減少，改變平均功率大小；保持每小時(shí)平均功率不變，將每個(gè)數(shù)據(jù)點(diǎn)圍繞均值進(jìn)行同比例放大或縮小，改變功率波動(dòng)強(qiáng)度?？紤]到額定功率的限制，上述數(shù)據(jù)處理中每個(gè)功率點(diǎn)都限幅在2 MW以內(nèi)。該風(fēng)電場(chǎng)原始變流器輸出功率的平均值為1.0 MW，功率波動(dòng)強(qiáng)度為85%。根據(jù)第2.2節(jié)所述評(píng)估流程，可以計(jì)算出功率器件結(jié)溫均值和結(jié)溫波動(dòng)的分布。圖6為功率波動(dòng)強(qiáng)度保持85%不變，平均功率大小變化時(shí)對(duì)機(jī)側(cè)IGBT結(jié)溫分布的影響。圖7為平均功率大小保持1.0 MW不變，功率波動(dòng)強(qiáng)度變化時(shí)對(duì)變流器機(jī)側(cè)IGBT結(jié)溫分布的影響。圖中，Tjm為結(jié)溫均值；TjD為結(jié)溫波動(dòng)。

圖6 功率波動(dòng)強(qiáng)度保持85%不變，不同平均功率下風(fēng)電變流器機(jī)側(cè)IGBT結(jié)溫分布Fig.6 Junction temperature distribution of wind power converter generator-side IGBT for different average powers with same power fluctuation of 85%

圖7 平均功率保持1.0 MW不變，不同功率波動(dòng)強(qiáng)度下風(fēng)電變流器機(jī)側(cè)IGBT結(jié)溫分布Fig.7 Junction temperature distribution of wind power converter generator-side IGBT for different power fluctuations with same average power of 1.0 MW

通過(guò)圖6和圖7的比較可以看出，隨著功率大小和功率波動(dòng)強(qiáng)度的增加，機(jī)側(cè)IGBT的結(jié)溫均值和結(jié)溫波動(dòng)的頻率都在增大。由圖7還可以看出，當(dāng)平均功率大小保持1.0 MW不變時(shí)，不同功率波動(dòng)強(qiáng)度的變化同樣會(huì)引起較大幅度的IGBT結(jié)溫均值和結(jié)溫波動(dòng)的變化，從而對(duì)可靠性評(píng)估結(jié)果造成影響。在平均功率保持1.0 MW不變的情況下，當(dāng)功率波動(dòng)強(qiáng)度分別為25%、85%、165%時(shí)，由圖7可知，機(jī)側(cè)IGBT一年內(nèi)承受不同結(jié)溫均值和結(jié)溫波動(dòng)的分布頻率不同，從而造成故障率評(píng)估結(jié)果的差異，機(jī)側(cè)IGBT的故障率評(píng)估結(jié)果分別為0.0248次/a、0.0317次/a、0.0447次/a。由此可以看出，在風(fēng)電變流器的可靠性評(píng)估中，若只考慮平均功率大小對(duì)其的影響，顯然會(huì)導(dǎo)致忽略功率波動(dòng)強(qiáng)度不同所帶來(lái)的評(píng)估結(jié)果差異的問(wèn)題。因此，在風(fēng)電變流器的可靠性評(píng)估中有必要同時(shí)考慮變流器輸出功率大小和功率波動(dòng)強(qiáng)度的影響。

4.2 功率波動(dòng)強(qiáng)度對(duì)變流器可靠性評(píng)估的影響

由第4.1節(jié)的分析可知，在相同平均功率大小下，功率波動(dòng)強(qiáng)度不同會(huì)對(duì)變流器IGBT結(jié)溫均值和結(jié)溫波動(dòng)的分布產(chǎn)生影響，因此，為了進(jìn)一步分析不同功率波動(dòng)強(qiáng)度對(duì)變流器可靠性評(píng)估的影響程度，本節(jié)采用第4.1節(jié)的數(shù)據(jù)處理方法，對(duì)平均功率保持1.0 MW不變，在不同功率波動(dòng)強(qiáng)度下變流器的故障率進(jìn)行計(jì)算，其評(píng)估結(jié)果如圖8所示。

圖8 平均功率保持1.0 MW不變時(shí)，不同功率波動(dòng)強(qiáng)度下風(fēng)電變流器故障率評(píng)估結(jié)果Fig.8 Results of converter failure rate evaluation for different power fluctuations with same average power of 1.0 MW

由圖8可以看出，隨著功率波動(dòng)強(qiáng)度的增加，變流器各模塊的故障率也將增加。此外，評(píng)估的機(jī)側(cè)功率模塊的故障率始終高于網(wǎng)側(cè)功率模塊的故障率，且隨著功率波動(dòng)強(qiáng)度的增加，機(jī)側(cè)功率模塊和網(wǎng)側(cè)功率模塊的故障率評(píng)估結(jié)果差異增大，進(jìn)一步說(shuō)明與網(wǎng)側(cè)功率模塊相比，機(jī)側(cè)功率模塊的可靠性受功率波動(dòng)強(qiáng)度的影響更大，這與實(shí)際風(fēng)電機(jī)組運(yùn)行時(shí)，由于直流環(huán)節(jié)的穩(wěn)壓作用，機(jī)側(cè)功率模塊比網(wǎng)側(cè)更容易受功率波動(dòng)強(qiáng)度的影響是吻合的。

5 結(jié)論

基于多狀態(tài)概率分析法，以功率大小和功率波動(dòng)強(qiáng)度對(duì)變流器的運(yùn)行工況進(jìn)行二維狀態(tài)劃分，利用熱應(yīng)力因子和溫度循環(huán)因子衡量可靠性變化，形成元器件故障率統(tǒng)一計(jì)算模型。利用變流器元器件結(jié)溫計(jì)算方法，結(jié)合雨流法提取結(jié)溫載荷循環(huán)信息，提出風(fēng)電變流器系統(tǒng)級(jí)可靠性評(píng)估模型，并以某風(fēng)電場(chǎng)SCADA信息為例，對(duì)可靠性評(píng)估模型的收斂性和不同方法的評(píng)估結(jié)果進(jìn)行比較，并分析功率大小和功率波動(dòng)強(qiáng)度變化對(duì)機(jī)側(cè)和網(wǎng)側(cè)變流器故障率的影響。所得的主要結(jié)論如下。

a.通過(guò)實(shí)際風(fēng)電場(chǎng)運(yùn)行數(shù)據(jù)的變流器可靠性評(píng)估表明，本文所建評(píng)估模型具有收斂性，計(jì)算的故障率結(jié)果和現(xiàn)有可靠性數(shù)據(jù)基本一致。本文建立的評(píng)估模型同時(shí)考慮功率大小和功率波動(dòng)強(qiáng)度的影響，所得的故障率評(píng)估結(jié)果比僅考慮功率大小方法的評(píng)估結(jié)果大。相比而言，僅考慮功率大小評(píng)估方法的故障率計(jì)算結(jié)果較樂(lè)觀。

b.功率大小和功率波動(dòng)強(qiáng)度的變化都會(huì)影響變流器IGBT結(jié)溫均值和結(jié)溫波動(dòng)的分布，在變流器可靠性評(píng)估時(shí)有必要同時(shí)考慮功率大小和功率波動(dòng)強(qiáng)度2種因素。當(dāng)保持功率大小不變時(shí)，風(fēng)電變流器故障率會(huì)隨著功率波動(dòng)強(qiáng)度的增加而增大。

c.評(píng)估的風(fēng)電變流器機(jī)側(cè)功率模塊的故障率高于網(wǎng)側(cè)功率模塊、直流環(huán)節(jié)的故障率，且隨著功率波動(dòng)強(qiáng)度的增加，變流器故障率也在增加，特別是機(jī)側(cè)功率模塊的可靠性受功率波動(dòng)強(qiáng)度的影響更大。

本文中的算例所采用的風(fēng)電機(jī)組SCADA數(shù)據(jù)記錄時(shí)間尺度為1 min，因此，算例考慮了所有大于1 min時(shí)間尺度的結(jié)溫循環(huán)對(duì)器件疲勞累積所造成的影響，然而沒(méi)有考慮高頻結(jié)溫循環(huán)對(duì)變流器可靠性的影響。事實(shí)上，考慮到功率器件內(nèi)部以及功率器件與散熱器的熱容對(duì)熱傳導(dǎo)的影響，其導(dǎo)熱回路存在明顯的遲滯作用，時(shí)間尺度越小，遲滯作用越明顯。因此，簡(jiǎn)單地靠提高SCADA記錄數(shù)據(jù)的頻率不能準(zhǔn)確反映功率器件結(jié)溫的高頻變化。這就需要根據(jù)功率器件的詳細(xì)熱網(wǎng)絡(luò)模型以及風(fēng)機(jī)的實(shí)際控制狀態(tài)建立更加詳細(xì)的可靠性評(píng)估模型，這也將是下一步研究的重點(diǎn)。