雙饋風電變流器IGBT模塊損耗及結溫的計算分析及變化規(guī)律研究

王臻卓,王 慧,郝春玲

(1.河南工業(yè)職業(yè)技術學院教務處,河南 南陽 473000;2.河南工業(yè)職業(yè)技術學院機電自動化學院,河南 南陽 473000;3.渤海船舶職業(yè)學院機電工程系,遼寧 葫蘆島 125100)

雙饋風電變流器IGBT模塊損耗及結溫的計算分析及變化規(guī)律研究

王臻卓1,王 慧2*,郝春玲3

(1.河南工業(yè)職業(yè)技術學院教務處,河南 南陽 473000;2.河南工業(yè)職業(yè)技術學院機電自動化學院,河南 南陽 473000;3.渤海船舶職業(yè)學院機電工程系,遼寧 葫蘆島 125100)

針對雙饋風電機組變流器由于IGBT模塊失效造成高故障率的問題,提出了在不同工況下其 IGBT模塊結溫的準確計算方法及其變化規(guī)律分析。首先,建立了機側及網(wǎng)側變流器IGBT模塊基于開關周期的損耗及結溫計算模型;其次,在全工況運行下對機側及網(wǎng)側變流器IGBT模塊損耗和穩(wěn)態(tài)結溫的變化規(guī)律進行了分析。結果表明,隨著風速的不斷增加,機側及網(wǎng)側變流器IGBT模塊的損耗總體呈增大趨勢,二者變化趨勢局部不同;機側變流器IGBT模塊結溫變化要比網(wǎng)側的更為劇烈。

雙饋風電變流器;IGBT;模塊損耗;計算分析;變化規(guī)律

近年來,風力發(fā)電飛速發(fā)展,風機容量也隨之不斷上升,對電網(wǎng)的影響也越來越大。雙饋風電機組是當今風力發(fā)電中的主力機型之一,其變流器是影響風電機組自身及入網(wǎng)安全穩(wěn)定運行的重要環(huán)節(jié)[1-4]。但由于雙饋風電變流器的特殊性,使變流裝置在風電并網(wǎng)運行中故障率變高,可靠性變得極其脆弱。有文獻顯示,變流器故障中超過 50% 的故障是因 IGBT 模塊失效造成的[5]。目前,專家學者們對于常規(guī)變流器IGBT模塊的損耗與結溫特性已經(jīng)有了一些研究,建立了IGBT 的熱傳遞過程及電熱耦合的模型,總結出了以其損耗計算的時間尺度為依據(jù)的兩種IGBT 結溫的計算方法[6-8]。但針對雙饋風電機組往往處于輸出頻率較低時工作,其 IGBT 結溫波動劇烈[9];加之,不同工況下機側變流器還處于整流、逆變工作模式切換運行,往往導致其變流器IGBT損耗及結溫的計算和分析較為困難?；谝陨?為準確計算雙饋風電機組變流器在不同工況下其 IGBT穩(wěn)態(tài)結溫波動水平,提高機側變流器運行可靠性,開展適合雙饋風電的變流器IGBT 損耗及結溫的計算方法及其變化規(guī)律的研究是很有必要的。

1 雙饋風電機組輸出功率特性分析

按照雙饋風電機組的運行及載荷約束特點,其輸出功率通常按照風速的不同分為4個區(qū)域,包括啟動區(qū)、最大風能捕獲區(qū)、恒轉速區(qū)及恒功率區(qū)[10],如圖1所示。

圖1 雙饋風機輸出功率曲線

(1)啟動區(qū)(M-N段):在此階段中,主要是控制雙饋風電機組的并網(wǎng)。當風速低于切入風速時,風電機組脫離電網(wǎng);當風速高于切入風速時,風電機組接入電網(wǎng)。

(2)最大風能捕獲區(qū)(N-X段):在此區(qū)間,通常實行最大功率追蹤控制,機組轉速及輸出功率根據(jù)風速的變化而變化,實現(xiàn)最大風能捕獲。

(3)恒轉速區(qū)(X-Y段):在此區(qū)域中,風速不斷增大,通過調(diào)節(jié)槳葉節(jié)距將雙饋發(fā)電機組的轉速限制在最大允許轉速上,輸出功率在達到額定值之前一直增大。

(4)恒功率區(qū)(Y-Z段):風速在額定風速至切出風速之間,通過調(diào)整槳距角保證機組進行恒轉速或額定功率狀態(tài)下運行。

綜上所述,雙饋風電機組在不同的區(qū)域以不同的控制策略進行穩(wěn)定的運行。在4個區(qū)域中,機側變流器可能工作于逆變模式和整流模式,網(wǎng)側變流器的工作模式與此相反。

2 雙饋風電變流器IGBT模塊結溫計算模型

針對雙饋風電機組在不同工況下的不同控制策略對變頻器IGBT模塊結溫的影響,為更為準確的計算,采用基于開關周期結溫計算方法[11]。

對于三相變流器,IGBT與二極管基于開關周期的通態(tài)損耗Pcond_Tr與Pcond_D分別表示如下[13-14]:

(1)

(2)

式中:相關符號如表1所示。

表1 相關符號說明

以上公式中:ic為風電變流器輸出電流,δ(t)為占空比,具體計算公式如下所示:

(3)

式中:φ為相位角,ω為角頻率,m代表不同的調(diào)試方式[12-13]。

IGBT與二極管基于開關周期的開關損耗Psw_Tr_on、Psw_Tr_off與Prr_D分別表示如下[13-14]:

(4)

(5)

(6)

式中:fsw為載波頻率;Vdc為直流端電壓;Vdc_ref為參考電壓。

那么,單個IGBT與二極管的總損耗PI及PD分別為:

PI=Pcond_Tr+Psw_Tr_on+Psw_Tr_off

(7)

PD=Pcond_D+Prr_D

(8)

綜上所述,機側或網(wǎng)側變流器功率模塊的總損耗PT:

PT=6(PI+PD)

(9)

機側或網(wǎng)側變流器功率模塊的熱模型如圖2所示。

(10)

(11)

由以上基于開關周期的IGBT模塊結溫計算模型,并參考雙饋風電機組仿真模型,可得雙饋風電機組機側及網(wǎng)側變流器IGBT模塊的結溫計算流程,如圖3所示。

圖2 變流器IGBT模塊熱模型

圖3 IGBT模塊結溫計算流程圖

基于圖3,可實時計算雙饋風電機組機側及網(wǎng)側變流器IGBT模塊的損耗及結溫。

3 機側及網(wǎng)側變流器IGBT模塊損耗及穩(wěn)態(tài)結溫分析

以1.5 MW雙饋風電機組為例[14],結合雙饋風電變流器IGBT模塊結溫計算模型,對其全工況下?lián)p耗及結溫的變化規(guī)律進行分析。

3.1 機側及網(wǎng)側變流器IGBT模塊損耗分析

隨著風速的不斷增加,采用不同的控制策略對雙饋風電機組的運行進行控制,其機側和網(wǎng)側變流器中IGBT模塊的損耗也隨著風速變化,如圖4所示。

圖4 各風速下雙饋風電變流器IGBT模塊損耗分布

如圖4(a)所示,隨著風速的不斷增加,機側變流器IGBT模塊的總損耗也隨之增大,在Y點(即風電機組進入恒功率運行模式時),模塊的總損耗達到最大值。這也與前文對于雙饋風電變流器IGBT模塊結溫計算模型相符合,即在IGBT模塊型號、開關頻率一定的條件下,其通態(tài)損耗及開關損耗只與通過模塊的電流有關,且與電流的大小成正比。

而對于網(wǎng)側變流器IGBT模塊來講,其損耗特性如圖4(b)所示。在MN段(即風電機組的啟動運行區(qū)),此時機組的運行狀態(tài)為亞同步狀態(tài),隨著風速的逐漸增大,網(wǎng)側變流器IGBT模塊的總損耗逐漸減小;當風電機組即將進入最大風能捕獲區(qū)域時,其變流器IGBT模塊的總損耗達到最小值。值得注意的是,在N點時,即風速達到切入風速,網(wǎng)側變流器IGBT模塊的總損耗并不為零。雖然此時網(wǎng)側變流器輸出電流的基波分量為零,但仍然會存在較小的開關紋波電流產(chǎn)生的損耗。當風電機組處于超同步運行狀態(tài)時(即NZ段),隨著風速的不斷增加,網(wǎng)側變流器IGBT模塊的的總損耗隨之增大;當風速達到額定風速時,模塊的總損耗達到最大值。與機側變流器相同,網(wǎng)側變流器IGBT模塊的總損耗也與其輸出電流的大小成正比,所以模塊總損耗隨著電流先逐漸減小,緊接著又逐漸增大,可以看出,網(wǎng)側變流器IGBT模塊的輸出電流在N點達到最小值,在Y點達到最大值。

圖5 各風速下器件結溫平均值及波動幅值

3.2 機側及網(wǎng)側變流器IGBT模塊結溫分析

由變流器IGBT熱模型可知,模塊的結溫有兩部分構成,一部分為IGBT結溫,另一部分為FWD結溫。在風電機組全工況運行下,二者的結溫隨風速的不同而變化,其變化狀況如圖5所示。

如圖5所示,隨著風速的不斷增大,機側及網(wǎng)側IGBT模塊結溫的變化非常明顯。

機側IGBT模塊結溫的變化如圖5(a)所示,從圖5可以看出,IGBT及FWD的結溫平均值及波動幅值均隨著風速的不斷增強,呈先逐漸增大,達到最大值后逐漸減小,后又逐漸增大趨于穩(wěn)定的變化趨勢。結溫最大值位于N點(即風速達到切入風速),IGBT結溫值達80 ℃而FWD結溫值達90 ℃;同時,在此區(qū)域內(nèi),IGBT及FWD結溫的波動幅值也達到了最大值,其中IGBT結溫的波動幅值達61 ℃,FWD的達79 ℃。其次,機組在恒功率運行階段(YZ段),結溫的平均值及波動幅值也相對較大,此時IGBT結溫的平均值達69 ℃,FWD的達72 ℃,IGBT結溫波動幅值為17 ℃,FWD的達28 ℃。

與機側IGBT模塊相比,變流器IGBT模塊結溫平均值及波動幅值的變化有所不同。如圖5(b)所示,當風速達到額定風速,雙饋風電機組進入恒功率運行狀態(tài)后(即YZ段),網(wǎng)側變流器IGBT模塊結溫的平均值及波動幅值均達到最大值,此時IGBT的結溫平均值達65 ℃,FWD的達79 ℃;IGBT的結溫波動幅值達4.5 ℃,FWD的達2.3 ℃。在N點時,IGBT及FWD的結溫平均值及波動幅值均為最小值,結溫平均值接近50 ℃,波動幅值接近0 ℃。

值得注意的是,縱觀機側及網(wǎng)側變流器IGBT模塊的結溫波動幅值變化可以發(fā)現(xiàn),后者的結溫波動幅值遠遠小于前者;在N點附件區(qū)域,機側變流器的結溫變化幅度位于最大值,而網(wǎng)側變流器剛好相反,波動處于最小值。

4 結論

經(jīng)過上述雙饋風電變流器IGBT模塊結溫計算模型的建立及機側、網(wǎng)側變流器IGBT模塊的結溫變化分析,可以得出以下結論:

(1)在IGBT模塊型號、開關頻率一定的條件下,其通態(tài)損耗及開關損耗只與通過模塊的電流有關,且與電流的大小成正比。當風電機組處于啟動運行區(qū)域時,隨著風速的不斷增加,機側變流器IGBT模塊的總損耗逐漸上升,而網(wǎng)側變流器IGBT模塊的總損耗先減小后增大。

(2)當風速處于切入風速與額定風速之間時,機側變流器IGBT模塊穩(wěn)態(tài)結溫的波動比較劇烈。在全工況運行下,網(wǎng)側變流器IGBT模塊穩(wěn)態(tài)結溫的波動幅值要遠遠小于機側的。

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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

2016-01-07 修改日期:2016-07-20

C:2560R;8410

10.3969/j.issn.1005-9490.2017.02.007

TM464;TN32

A

1005-9490(2017)02-0296-05