考慮機(jī)側(cè)變流器復(fù)雜熱載荷特性的壽命評估

高 兵 陳民鈾 楊 帆 邵偉華 伏 進(jìn)

（1. 輸配電裝備及系統(tǒng)安全與新技術(shù)國家重點實驗室（重慶大學(xué)） 重慶 400044 2. 國網(wǎng)重慶市電力公司電力科學(xué)研究院 重慶 401120）

考慮機(jī)側(cè)變流器復(fù)雜熱載荷特性的壽命評估

高 兵1陳民鈾1楊 帆1邵偉華1伏 進(jìn)2

（1. 輸配電裝備及系統(tǒng)安全與新技術(shù)國家重點實驗室（重慶大學(xué)） 重慶 400044 2. 國網(wǎng)重慶市電力公司電力科學(xué)研究院 重慶 401120）

風(fēng)電機(jī)側(cè)變流器中絕緣柵雙極型晶體管（IGBT）模塊運(yùn)行時承受著復(fù)雜的多時間常數(shù)特性熱載荷，是風(fēng)電系統(tǒng)中最為薄弱的環(huán)節(jié)之一。然而現(xiàn)有研究更多是簡單選取工作點數(shù)據(jù)或者僅考慮穩(wěn)態(tài)工況以及無法考慮外部環(huán)境的長期隨機(jī)變化。因此，本文建立了一種能夠綜合計及IGBT模塊熱載荷的復(fù)雜時間常數(shù)特性影響的壽命評估模型。分析了實際風(fēng)電場中不同時間常數(shù)熱載荷的壽命消耗特點，以及風(fēng)速分布與壽命消耗之間的關(guān)系。研究了不同氣溫等效方法對壽命評估的影響規(guī)律，最后通過實驗驗證了該方法的準(zhǔn)確性。結(jié)果表明，雙饋風(fēng)機(jī)中低頻周期熱載荷造成的壽命消耗更為嚴(yán)重，占到整體壽命消耗的64.42%?；l周期壽命消耗與風(fēng)速概率密度具有嚴(yán)重的不對稱性，超過60%的IGBT模塊壽命主要消耗在低概率密度的高風(fēng)速區(qū)間。氣溫等效方法對基頻周期熱載荷影響可以忽略不計，而忽略氣溫波動將導(dǎo)致低頻周期壽命消耗評估結(jié)果減小12.26%。

機(jī)側(cè)變流器 熱載荷 壽命消耗 氣溫波動

0 引言

隨著風(fēng)電裝機(jī)容量和風(fēng)機(jī)功率的快速增長，風(fēng)機(jī)可靠性的重要性日益突出，并帶來高維修成本問題。風(fēng)電變流器作為風(fēng)電系統(tǒng)中最為薄弱的環(huán)節(jié)之一，是整個系統(tǒng)穩(wěn)定運(yùn)行的重要環(huán)節(jié)。統(tǒng)計數(shù)據(jù)表明，超過50%的變流器系統(tǒng)故障均是由IGBT功率器件失效造成的[1]。盡管IGBT模塊失效機(jī)理極其復(fù)雜，與多種因素相關(guān)，但熱載荷仍然是IGBT模塊失效的最主要因素之一[2,3]。IGBT模塊由于各層材料熱膨脹系數(shù)的不匹配，在交變溫度應(yīng)力作用下，容易發(fā)生焊料層疲勞和鋁鍵合線脫落，造成器件失效。風(fēng)電系統(tǒng)中，相對于網(wǎng)側(cè)變流器，機(jī)側(cè)變流器（Generator Side Converter, GSC）失效率更高，是現(xiàn)有研究重點[2]。機(jī)側(cè)變流器熱載荷產(chǎn)生來源眾多，包括外部環(huán)境、風(fēng)機(jī)機(jī)械慣性，電氣系統(tǒng)等，難以簡單的將IGBT模塊承受的熱載荷等效為某一特定的溫度條件。例如，風(fēng)速變化時間較為緩慢，一般為分鐘，而器件換流產(chǎn)生的熱載荷波動時間數(shù)量級為秒。上述因素使得IGBT模塊承受的熱載荷極其復(fù)雜，其熱應(yīng)力包含多個時間常數(shù)特性，難以采用統(tǒng)一的仿真步長計算器件壽命。同時為了準(zhǔn)確評估IGBT模塊壽命，應(yīng)考慮特定區(qū)域的風(fēng)速概況等外部環(huán)境，一般需要較長時期內(nèi)（一年）的數(shù)據(jù)，因而帶來海量數(shù)據(jù)問題，采樣間隔選取過長或者過短都會影響計算精度和效率。因此，建立準(zhǔn)確反映上述熱應(yīng)力的壽命模型具有重要意義。

目前已有一些文獻(xiàn)針對IGBT模塊在實際載荷下的壽命和可靠性開展了相關(guān)的研究，但是更多是短時間內(nèi)人為選擇的較為簡單的工作點數(shù)據(jù)。然后簡單地循環(huán)利用短時間數(shù)據(jù)來得到較長時期內(nèi)的結(jié)果[4-8]，且較多僅僅考慮穩(wěn)態(tài)工況或者某一時間常數(shù)熱應(yīng)力影響[9-13]。然而上述假設(shè)嚴(yán)重偏離變流器實際運(yùn)行情況，不僅因為IGBT模塊承受的熱載荷不具有周期重復(fù)性，而是隨著風(fēng)速和環(huán)境溫度隨機(jī)改變。并且未計及IGBT模塊承受的多個時間常數(shù)熱應(yīng)力。此外，現(xiàn)有研究僅僅利用壽命模型計算IGBT模塊失效時間以及某一風(fēng)電場中的失效率，并未研究IGBT模塊的壽命消耗分布規(guī)律，而該信息更能直觀表示不同載荷情況下IGBT模塊的壽命消耗和失效機(jī)理，對器件設(shè)計和提高其可靠性更為重要。

按照熱載荷產(chǎn)生來源和波動特性，可以將變流器承受的復(fù)雜熱載荷分離為三個獨(dú)立的熱應(yīng)力，分別為開關(guān)周期、輸出周期（基頻周期）和低頻周期（風(fēng)速波動）。開關(guān)周期熱應(yīng)力主要由IGBT模塊開通、關(guān)斷造成，熱載荷值一般較小，對器件壽命消耗的影響可以忽略不計。輸出周期熱應(yīng)力主要是由IGBT模塊換相產(chǎn)生，與變流器的工作狀態(tài)有關(guān)，時間周期數(shù)量級一般為秒。而低頻周期熱應(yīng)力主要由外界風(fēng)速導(dǎo)致，時間周期數(shù)量級一般為分鐘。不同時間常數(shù)熱應(yīng)力對IGBT模塊的影響也將不同，其熱載荷特性、時間步長都不一樣，因此需要分別計算上述熱載荷造成的影響。

文獻(xiàn)[4]分析了不同調(diào)制方式下的變流器可靠性，但是采樣風(fēng)速時間太短，且未考慮氣溫變化的影響。文獻(xiàn)[11]基于多狀態(tài)概率模型分析了直驅(qū)風(fēng)機(jī)中變流器基頻周期熱載荷和不同風(fēng)機(jī)參數(shù)下的可靠性。文獻(xiàn)[12]分析了風(fēng)速分布對基頻周期結(jié)溫波動的影響。文獻(xiàn)[13]在評估不同電流控制方式對雙饋風(fēng)機(jī)變流器功率循環(huán)能力影響時，只考慮風(fēng)速狀況的影響。同樣，文獻(xiàn)[14,15]分析了考慮風(fēng)速湍流作用下的風(fēng)電變流器可靠性。文獻(xiàn)[16]分析了通用變流器不同結(jié)構(gòu)對應(yīng)的可靠性差異，但變流器元件可靠性在不同運(yùn)行環(huán)境中的差異并沒有得到體現(xiàn)。文獻(xiàn)[17-19]基于物理失效模型研究了短時間內(nèi)外部環(huán)境參數(shù)變化對直驅(qū)風(fēng)機(jī)變流器系統(tǒng)可靠性的影響。文獻(xiàn)[20,21]分析了不同調(diào)制策略下的功率模塊損耗規(guī)律，發(fā)現(xiàn)五段式DSVPWM可在一個工頻周期內(nèi)將開關(guān)次數(shù)減少三分之一，有效減少逆變器的開關(guān)損耗和提高器件壽命。由于現(xiàn)有研究更多考慮了單一熱載荷或者簡單工況下的變流器壽命和可靠性，不能準(zhǔn)確反映機(jī)側(cè)變流器承受的復(fù)雜熱載荷情況。因此需要建立一種更為精確的、考慮IGBT模塊多時間常數(shù)熱應(yīng)力的壽命評估模型。

在現(xiàn)有研究的基礎(chǔ)上，為了準(zhǔn)確計算機(jī)側(cè)變流器復(fù)雜載荷條件下的壽命，本文建立了一種更為精確的IGBT模塊壽命評估模型，該模型綜合考慮了外部環(huán)境和變流器電氣系統(tǒng)的影響。以實際風(fēng)電場為例，分別分析了不同時間常數(shù)熱載荷的壽命消耗特點，以及風(fēng)速分布與基頻周期壽命消耗的關(guān)系。通過實驗驗證了本文方法的準(zhǔn)確性，并分析了氣溫波動對不同時間常數(shù)壽命消耗計算結(jié)果的影響規(guī)律。結(jié)果表明，低頻周期熱載荷對機(jī)側(cè)變流器壽命消耗影響更為嚴(yán)重，且大幅值結(jié)溫波動產(chǎn)生頻次與壽命消耗比例存在嚴(yán)重不對稱性。而風(fēng)速分布與基頻周期熱載荷壽命消耗也存在類似的不對稱性。不同的氣溫等效方法對不同時間常數(shù)熱載荷壽命計算影響也存在差異，氣溫等效方法對基頻周期熱載荷壽命影響較小，而計算低頻周期載荷壽命時必須計及氣溫波動的影響。

1 機(jī)側(cè)變流器壽命評估模型

1.1 雙饋風(fēng)機(jī)輸出特性

本文所研究的雙饋風(fēng)機(jī)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1所示，其中風(fēng)電變流器系統(tǒng)由風(fēng)力發(fā)電機(jī)機(jī)側(cè)變流器和電網(wǎng)側(cè)變流器構(gòu)成，兩者均采用兩電平結(jié)構(gòu)。

圖1 雙饋風(fēng)機(jī)拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.1 Topology of doubly fed wind system

根據(jù)不同風(fēng)況條件，雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的輸出功率特性可分三個不同階段[22]，如圖2所示。在AC段，通過最大功率跟蹤算法，以獲取最大的風(fēng)能；而在轉(zhuǎn)速恒定區(qū)CD段，通過變流器轉(zhuǎn)矩和變槳控制策略，風(fēng)機(jī)保持最高轉(zhuǎn)速運(yùn)行。在這兩個階段，風(fēng)機(jī)輸出功率與風(fēng)速滿足三次方關(guān)系，這兩個區(qū)域內(nèi)風(fēng)機(jī)輸出特性相似。在更高風(fēng)速區(qū)域，發(fā)電機(jī)輸出功率將保持恒定即功率恒定區(qū)，為圖2中的DE段，主要通過系統(tǒng)控制的槳距調(diào)節(jié)起作用。同時根據(jù)發(fā)電機(jī)的運(yùn)行特性，機(jī)側(cè)變流器可運(yùn)行在整流模式（BE段）和逆變模式（AB段），不同模式下其損耗和結(jié)溫均存在差異。

圖2 雙饋風(fēng)機(jī)輸出功率特性曲線Fig.2 Typical output power curve characteristics of doubly fed wind turbine generator system

1.2 機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊結(jié)溫計算

由于雙饋風(fēng)機(jī)機(jī)側(cè)變流器輸出頻率較低，與IGBT模塊熱時間常數(shù)接近，采用開關(guān)周期損耗計算方法具有較高精度。同時調(diào)制方式對器件結(jié)溫波動也存在影響[4,20,21]，為了避免調(diào)制方式帶來的影響，本文主要研究了常規(guī)SPWM調(diào)制方式下機(jī)側(cè)變流器的溫度特性[12,23]。忽略一個開關(guān)周期內(nèi)變流器輸出電流的變化，機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊與二極管開關(guān)一個周期內(nèi)的功率損耗分別為

式中，Vce(d),25為IGBT（二極管）在25℃下的初始飽和壓降；KV,igbt(d)為IGBT（二極管）初始飽和壓降的溫度系數(shù)；rce(d),25為IGBT（二極管）在25℃下的初始導(dǎo)通電阻；Kr,igbt(d)為IGBT（二極管）初始電阻的溫度系數(shù)；Tj,igbt(d)為IGBT（二極管）結(jié)溫；δk為占空比；Eon、Eoff分別為IGBT額定條件下的開、關(guān)損耗；fsw為開關(guān)頻率；Ed,rr為二極管開關(guān)損耗；Udc為變流器直流側(cè)電壓；ic為器件導(dǎo)通電流；VN、IN分別為IGBT額定電壓和電流；Kigbt(d),Tj為開關(guān)能量損耗溫度參數(shù)，表示為

式中，Tj,igbt(d)為器件結(jié)溫；ksw,T為溫度系數(shù)。實際運(yùn)行時，雙饋風(fēng)機(jī)機(jī)側(cè)變流器中存在兩個工作狀態(tài)：勵磁（逆變模式）和輸出（整流模式），兩者電流流通路徑的不同導(dǎo)致IGBT模塊損耗計算存在差異。具體差異體現(xiàn)在占空比上，逆變和整流模式下機(jī)側(cè)變流器的占空比分別為

式中，φ 為交流電壓與電流基波的相位差；m為調(diào)制比；ω 為調(diào)制波角頻率。

IGBT模塊熱網(wǎng)絡(luò)選取Foster熱網(wǎng)絡(luò)模型，結(jié)-殼熱網(wǎng)絡(luò)采用四階模型，殼-散熱器、散熱器-環(huán)境均采用一階Foster模型。機(jī)側(cè)變流器IGBT與二極管的結(jié)溫分別為

式中，Ta為環(huán)境溫度；Ptotal為模塊總損耗；Rha為散熱器到環(huán)境之間的等效熱阻；Rjc、Rjcd分別為IGBT、二極管到外殼的熱阻；Rch、Rchd分別為IGBT、二極管外殼到散熱器之間導(dǎo)熱硅脂的熱阻。上述取值均可根據(jù)datasheet獲得。

1.3 機(jī)側(cè)變流器多時間常數(shù)熱載荷壽命評估模型

風(fēng)機(jī)運(yùn)行時，一般以某一采樣間隔獲得風(fēng)速和氣溫數(shù)據(jù)，然后根據(jù)風(fēng)機(jī)輸出特性調(diào)整控制策略，實現(xiàn)風(fēng)機(jī)的穩(wěn)定并網(wǎng)運(yùn)行。盡管在采樣間隔內(nèi)風(fēng)速或者氣溫改變，但系統(tǒng)仍然按照采樣參數(shù)控制風(fēng)機(jī)運(yùn)行，風(fēng)機(jī)和變流器輸出保持不變，而且風(fēng)速波動一般較慢，IGBT模塊的熱時間常數(shù)通常為幾秒，因此可以忽略IGBT模塊結(jié)溫暫態(tài)過程[24]?；l周期熱載荷與變流器工作狀態(tài)有關(guān)，而低頻周期熱載荷則與外界環(huán)境參數(shù)，如風(fēng)速、氣溫有關(guān)。

文中利用最常用的Coffin-Mason-Arrhenius壽命模型，分別計算機(jī)側(cè)變流器中IGBT模塊因基頻周期熱載荷和低頻周期熱載荷造成的壽命消耗。該模型綜合考慮了結(jié)溫波動ΔTj和結(jié)溫平均值Tm的作用。

式中，ΔTj、Tm分別為一個功率循環(huán)下的結(jié)溫變化與平均值；Nf（Tm, ΔTj）為在ΔTj及Tm下的失效周期數(shù)；參量A、α 由實驗數(shù)據(jù)擬合得到，文中分別為302 500、-5.039；Ea為激活能量常數(shù)，Ea=9.891× 10-20J；k為玻耳茲曼常數(shù)，k=1.38×10-20J/K。

以山東某風(fēng)電場為例，考慮風(fēng)機(jī)的切入和切出風(fēng)速影響，本文所研究的風(fēng)速區(qū)間為2～25m/s，利用所提出的方法計算IGBT模塊的壽命，具體計算流程如圖3所示，主要步驟如下。

圖3 IGBT模塊的多時間常數(shù)熱載荷壽命計算流程Fig.3 Multi-time scale life calculation flow of IGBT module

（1）基于實際風(fēng)速數(shù)據(jù)，并考慮風(fēng)機(jī)的切入和切出風(fēng)速影響，計算機(jī)側(cè)變流器中IGBT模塊的電參數(shù)，包括電壓U、電流I、輸出頻率f0和占空比δ (t)。

（2）結(jié)合開關(guān)周期結(jié)溫計算方法，計算IGBT模塊的損耗和基頻結(jié)溫，并提取IGBT模塊的低頻周期載荷曲線，利用雨流算法統(tǒng)計基頻和低頻周期熱載荷。

（3）利用壽命模型和線性損傷累積模型，分別計算基頻周期和低頻周期的壽命消耗，并分析各自壽命消耗特點。

2 機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊復(fù)雜熱載荷下的壽命評估

基于風(fēng)電場實測風(fēng)速和氣溫數(shù)據(jù)，按照如圖3所示的評估流程計算IGBT模塊壽命，并分析不同時間常數(shù)熱載荷的壽命消耗規(guī)律，包括風(fēng)速分布與基頻壽命消耗的關(guān)系。

2.1 算例參數(shù)設(shè)置

本文所研究的雙饋風(fēng)機(jī)參數(shù)見表1，變流器中IGBT模塊為SEMIKRON的SKM50GB12T4型。計算結(jié)溫時等比例減小變流器功率[25]，根據(jù)datasheet手冊[26]，表2給出了結(jié)溫計算所需的IGBT模塊損耗計算參數(shù)，且IGBT模塊Foster熱網(wǎng)絡(luò)參數(shù)見表3。

2.2 機(jī)側(cè)變流器的輸出周期熱載荷壽命評估

大量文獻(xiàn)表明，機(jī)側(cè)變流器載荷情況更為復(fù)雜，其失效率明顯大于網(wǎng)側(cè)變流器。因此本文主要研究雙饋風(fēng)機(jī)機(jī)側(cè)變流器的不同時間常數(shù)壽命。選取的風(fēng)電場風(fēng)速以及氣溫數(shù)據(jù)如圖4所示。

表1 雙饋風(fēng)機(jī)系統(tǒng)參數(shù)Tab.1 Parameters of doubly fed wind turbine generator

表2 IGBT模塊損耗計算參數(shù)Tab.2 Parameters of IGBT module for power loss

表3 IGBT模塊熱網(wǎng)絡(luò)參數(shù)Tab.3 Thermal network parameters of IGBT module

圖4 風(fēng)電場風(fēng)速以及氣溫數(shù)據(jù)Fig.4 Data of wind speed and ambient temperature

目前計算風(fēng)電變流器壽命時僅僅單純針對某個風(fēng)電場計算其平均失效時間（Mean Time To Failure, MTTF），并未針對風(fēng)速分布對器件壽命的影響規(guī)律進(jìn)入研究。目前有幾種分布模型表示平均風(fēng)速的變化規(guī)律，常用的兩種為Weibull和Rayleigh分布，本文采用前者，其概率密度函數(shù)f (v)與年平均風(fēng)速v的關(guān)系為

式中，k為形狀參數(shù)；c為尺度參數(shù)。它們可以利用風(fēng)電場年平均風(fēng)速vaver和風(fēng)速標(biāo)準(zhǔn)差σwind通過經(jīng)驗計算方程獲取[27,28]，計算式為

該風(fēng)場中年平均風(fēng)速vaver=7.674 4m/s；標(biāo)準(zhǔn)差σwind=3.894 5；平均氣溫為14.1℃。而Γ為Gamma函數(shù)，按照風(fēng)速概率密度計算公式，形狀、尺寸參數(shù)分別為k=2.088 9、c=8.664 5。

在算例工況下，根據(jù)風(fēng)速概率和壽命評估模型，得到了如圖5所示的風(fēng)速概率、壽命消耗以及累積壽命消耗之間的關(guān)系?？梢园l(fā)現(xiàn)，風(fēng)速主要分布于低風(fēng)速區(qū)間，說明機(jī)側(cè)變流器大部分時間工作在低風(fēng)速區(qū)域。然而壽命消耗曲線具有明顯的波峰特性和不對稱性，在同步轉(zhuǎn)速點附近，壽命消耗最大，且高風(fēng)速區(qū)域壽命消耗明顯大于低風(fēng)速區(qū)域?？梢缘贸?，機(jī)側(cè)變流器壽命主要消耗在概率密度較小的大于或等于同步風(fēng)速的高風(fēng)速區(qū)域，這在壽命累積消耗曲線中也得到了驗證。

圖5 風(fēng)速概率與器件累積壽命、壽命消耗變化規(guī)律Fig.5 Variation of accumulated life consumption, consumed life distribution and wind speed probability

為了進(jìn)一步說明機(jī)側(cè)變流器壽命消耗的不對稱性，統(tǒng)計了大于或等于拐點風(fēng)速vp的概率密度以及該風(fēng)速區(qū)間內(nèi)基頻結(jié)溫波動造成的壽命消耗比例p，見表4。

表4 風(fēng)速概率及IGBT模塊基頻壽命消耗比例Tab.4 Relationship between wind speed probability and percentage of its life consumption of GSC

從表4中可以看出，在vwind＞vp的風(fēng)速區(qū)間，風(fēng)速分布概率為30.15%，而對應(yīng)的壽命消耗比例卻達(dá)到81.04%。因此，風(fēng)速主要集中在低風(fēng)速區(qū)間，而壽命主要消耗在vwind＞vp的風(fēng)速區(qū)間。

為了進(jìn)一步驗證本文結(jié)論，以荷蘭Lauwersoog、Valkenburg和愛爾蘭Dublin三個風(fēng)電場為例[11]，得到三個風(fēng)電場中壽命消耗與風(fēng)速關(guān)系如圖6所示。

可以看出在三個風(fēng)電場中出現(xiàn)了相同的規(guī)律，均是在同步轉(zhuǎn)速點附近，機(jī)側(cè)變流器壽命消耗最大，而壽命消耗主要集中在vwind＞vp風(fēng)速區(qū)域，這也與圖7所示的累積壽命曲線結(jié)論吻合。在圖7中，不同風(fēng)電場在高風(fēng)速區(qū)間壽命消耗滿足：山東風(fēng)電場＞Lauwersoog＞Valkenburg＞Dublin，主要是因為上述風(fēng)電場中年平均風(fēng)速大小依次為山東風(fēng)電場＞Lauwersoog＞Valkenburg＞Dublin，造成風(fēng)電場中高風(fēng)速概率密度也出現(xiàn)相同的規(guī)律。

圖6 機(jī)側(cè)變流器壽命消耗分布曲線Fig.6 Life consumption with wind speed probability

圖7 風(fēng)速概率與器件累積壽命消耗的關(guān)系Fig.7 Relationship between accumulated life consuming and wind speed probability

表5定量給出了vwind＞vp風(fēng)速區(qū)間對應(yīng)的概率密度及其壽命消耗比例p。發(fā)現(xiàn)上述風(fēng)電場中，在風(fēng)速vwind＞vp風(fēng)速區(qū)間，風(fēng)速概率都很小，而對應(yīng)的壽命消耗卻均超過60%，尤其Dublin，風(fēng)速概率只有7.5%，而壽命消耗比例卻達(dá)到67.582%。因此針對高風(fēng)速區(qū)間，可以采取不同于低風(fēng)速區(qū)間的控制方法，如采用混合制開關(guān)頻率、調(diào)制策略等。

表5 高風(fēng)速區(qū)域概率及對應(yīng)的基頻壽命消耗Tab.5 Probability density of high wind speed region and percentage of its lifetime consumption

2.3 機(jī)側(cè)變流器的低頻周期熱載荷壽命計算

風(fēng)機(jī)實際控制時一般按照采樣風(fēng)速控制系統(tǒng)，從而保證風(fēng)機(jī)的穩(wěn)定運(yùn)行。而風(fēng)速改變時將造成機(jī)側(cè)變流器溫度發(fā)生波動，導(dǎo)致IGBT模塊承受較低波動周期的低頻周期熱載荷。低頻周期熱載荷反映了外界環(huán)境變化對變流器壽命的影響，與風(fēng)速的隨機(jī)波動和環(huán)境溫度有關(guān)，具有隨機(jī)性和不確定性。

本文以1min為采樣間隔，一年中有超過52萬個溫度數(shù)據(jù)組。為了獲取低頻周期的溫度應(yīng)力曲線，首先對風(fēng)速時序進(jìn)行極點提取，判斷最大極值點和最小極值點。對于最大極值點，取結(jié)溫的最大值Tj,max為該風(fēng)速下的風(fēng)速溫度；對于最小極值點，取結(jié)溫的最小值Tj,min為該風(fēng)速下的風(fēng)速溫度，這樣就可以獲取器件的低頻結(jié)溫。因此低頻周期熱載荷表征的是風(fēng)電場中風(fēng)速的時序性和波動程度。雨流算法作為目前最常用的數(shù)據(jù)統(tǒng)計算法，常用于溫度曲線的統(tǒng)計。采用雨流算法對低頻周期載荷曲線進(jìn)行處理，可得到機(jī)側(cè)變流器一系列離散數(shù)據(jù)信息，包括結(jié)溫波動幅值ΔTj、結(jié)溫平均值Tm以及波動次數(shù)N等，低頻周期溫度應(yīng)力譜圖如圖8所示。

圖8 低頻周期溫度應(yīng)力譜圖Fig.8 Thermal spectrum due to low frequency

從圖8中可以看出，低頻周期熱載荷將產(chǎn)生大幅值結(jié)溫波動ΔTj，盡管頻次較小，其中ΔTj最大值為59.16℃。根據(jù)壽命公式可知，低頻周期熱載荷中的較低頻次的大幅值ΔTj將帶來較高的壽命消耗，明顯不同于基頻周期熱載荷，其結(jié)溫波動最大值為30～40℃。

為了定量分析風(fēng)速隨機(jī)波動對器件壽命的影響，表6給出了機(jī)側(cè)變流器中出現(xiàn)的4種典型溫度和風(fēng)速波動循環(huán)以及壽命消耗，其中波動頻次均為500次。

可以發(fā)現(xiàn)風(fēng)速波動將產(chǎn)生大幅值的ΔTj，尤其是風(fēng)速由同步風(fēng)速增大到額定功率風(fēng)速區(qū)域時，ΔTj幅值最為明顯，IGBT模塊壽命消耗最為嚴(yán)重。風(fēng)速循環(huán)周期接近同步風(fēng)速點時，IGBT模塊將承受較大的熱應(yīng)力和較大的壽命消耗，主要因為在該點IGBT模塊ΔTj較大。風(fēng)速與低頻周期結(jié)溫波動分布規(guī)律如圖9所示。圖9給出了最大風(fēng)速vmax與風(fēng)速波動范圍Δv與低頻周期ΔTj的關(guān)系。當(dāng)風(fēng)速超過13m/s時，雙饋風(fēng)機(jī)輸出額定功率，在該風(fēng)速區(qū)，ΔTj較小，低頻ΔTj幾乎可以忽略，主要為基頻ΔTj。

表6 風(fēng)速波動對器件壽命的影響Tab.6 Effect of wind speed fluctuation on lifetime of IGBT

圖9 風(fēng)速與低頻周期結(jié)溫波動分布規(guī)律Fig.9 Wind speed and temperature variation profile

為了分析低頻周期熱載荷分布與IGBT模塊壽命消耗之間的關(guān)系，表7給出了不同溫度區(qū)間熱載荷概率及低頻壽命消耗比例。

表7 不同溫度區(qū)間熱載荷概率及低頻壽命消耗比例Tab.7 Probability of thermal loads and its percentage of low frequency temperature life consumption

從表7中可以發(fā)現(xiàn)大幅值熱載荷在低頻周期壽命消耗中占主要作用，盡管其概率較小。因此，低頻周期熱載荷壽命消耗與其概率嚴(yán)重不對等，這點與基頻周期熱載荷中風(fēng)速概率與壽命消耗類似，但是兩者存在一定的差異性。在基頻周期中，壽命主要消耗在高風(fēng)速區(qū)域，此時，結(jié)溫波動較小，結(jié)溫平均值較大。而在低頻周期中，熱壽命消耗分布相對較廣，主要是因為低頻周期熱載荷與風(fēng)速有關(guān)，風(fēng)速隨機(jī)波動，產(chǎn)生大幅值熱載荷。然而ΔTj＜5℃的溫度載荷對器件壽命消耗影響較小，幾乎可以忽略不計。因此，可以從風(fēng)機(jī)控制系統(tǒng)層面降低幅值較大的低頻周期熱載荷，從而提高器件可靠性。

綜上所述，機(jī)側(cè)變流器中上述兩種時間常數(shù)熱載荷應(yīng)力特性具有明顯差異性，對IGBT模塊壽命的影響也不一樣。表8給出了不同時間常數(shù)熱載荷的壽命消耗。

表8 不同時間常數(shù)熱載荷的壽命消耗Tab.8 Life consumption of different time scale thermal loadings

可以發(fā)現(xiàn)在雙饋風(fēng)機(jī)機(jī)側(cè)變流器系統(tǒng)中，因低頻周期熱載荷造成的壽命消耗明顯大于基頻周期熱載荷，其中低頻周期熱載荷導(dǎo)致的壽命消耗占到整體壽命消耗的64.42%。因此在雙饋風(fēng)機(jī)中低頻周期熱載荷是IGBT模塊熱失效的主要因素，且本文計算結(jié)果與文獻(xiàn)[6]計算結(jié)果接近，在一定程度上驗證了該方法的合理性。而研究表明，直驅(qū)風(fēng)機(jī)中基頻周期熱載荷才是IGBT模塊失效的主要因素，因此，兩種不同風(fēng)機(jī)需要減小的熱載荷不同，導(dǎo)致控制策略也不一樣。

盡管不同調(diào)制方式對器件結(jié)溫波動存在影響[20,21]，其主要差異體現(xiàn)在損耗計算，但是基于SWPM調(diào)制方式的機(jī)側(cè)變流器壽命評估方法同樣可以適用于其他調(diào)制方式。

3 驗證與分析

3.1 IGBT模塊熱響應(yīng)行為驗證

為了驗證所提方法的準(zhǔn)確性，最有效的方法就是獲得運(yùn)行變流器的失效統(tǒng)計數(shù)據(jù)。盡管已有關(guān)于變流復(fù)雜失效原因的研究，但是這些數(shù)據(jù)僅僅統(tǒng)計了變流器的失效次數(shù)和失效原因，并未詳細(xì)給出失效類型及其相應(yīng)的運(yùn)行壽命。同時熱失效只是變流器失效的主要因素之一，IGBT模塊失效還包括其他失效因素如電氣老化、濕度、振動、紫外輻射等，難以直接采用目前失效統(tǒng)計數(shù)據(jù)驗證本文壽命模型。

然而現(xiàn)有一些文獻(xiàn)研究結(jié)果可以論證本文得到的結(jié)論，文獻(xiàn)[13,29]指出風(fēng)電變流器在同步轉(zhuǎn)速附近具有較大的壽命消耗，這點與圖5得到的結(jié)論一致。而文獻(xiàn)[5]指出基頻周期幅值結(jié)溫波動的影響不容忽視，這也與基頻周期熱載荷壽命消耗研究結(jié)論一致。文獻(xiàn)[12,15]指出風(fēng)速波動會產(chǎn)生較大幅值結(jié)溫波動，導(dǎo)致IGBT模塊可靠性降低，這與圖9和表6結(jié)論吻合。熱應(yīng)力作為IGBT模塊中主要失效因素，其與器件運(yùn)行條件密切相關(guān)。因此，可以通過分析IGBT模塊運(yùn)行工況下的不同時間常數(shù)熱載荷的溫度行為來驗證所提模型，因為這是研究思路的關(guān)鍵假設(shè)。

采用紅外成像方法測量IGBT器件結(jié)溫，其熱響應(yīng)行為測試平臺如圖10所示。為避免變流器控制策略對結(jié)溫Tj測量的影響，變流器采用PWM開環(huán)控制。利用調(diào)壓器和直流電容為IGBT模塊提供輸入電壓，負(fù)載為電阻性，為兩條10Ω支路并聯(lián)而成。利用LC濾波器進(jìn)行濾波，實驗平臺參數(shù)見表9。

圖10 IGBT模塊熱響應(yīng)行為測試平臺Fig.10 Configuration of experiment setup for thermal behaviors validation

同時為了觀察不同運(yùn)行工況下IGBT模塊殼溫變化情況，采用K型熱電偶實時測量IGBT和二極管芯片底部的殼溫。熱電偶直接固定在IGBT模塊殼底部，正對著IGBT和二極管芯片中心點，并通過導(dǎo)熱硅脂與散熱器緊密連接。為了保證采樣精度，采樣幀頻設(shè)置為400Hz，利用示波器監(jiān)測變流器電氣輸出參數(shù)，包括負(fù)載電阻電壓和電阻單支路電流，圖11給出了實驗平臺中IGBT模塊的電氣輸出參數(shù)。

表9 實驗平臺參數(shù)Tab.9 Parameters of experimental setup

圖11 IGBT模塊的電氣輸出參數(shù)Fig.11 Electrical output parameters of IGBT module

圖12給出了輸出周期下IGBT芯片結(jié)溫和殼溫的變化規(guī)律，可以發(fā)現(xiàn)在該輸出頻率為0.2Hz下，當(dāng)達(dá)到穩(wěn)態(tài)后，結(jié)溫近似恒定波動，波動幅值為15.65℃，從而驗證了所研究的輸出周期熱應(yīng)力特性。

圖12 IGBT模塊熱載荷曲線Fig.12 Thermal behavior validation of IGBT module

表10給出了不同輸出頻率f0下IGBT模塊的結(jié)溫波動，可以發(fā)現(xiàn)輸出頻率越小，結(jié)溫波動越大。對于雙饋風(fēng)機(jī)，在同步轉(zhuǎn)速點附近，其輸出頻率較低。因此，在該工作區(qū)間IGBT模塊結(jié)溫波動較大，器件失效概率較高，壽命消耗也最為嚴(yán)重，這與結(jié)論一致，進(jìn)一步驗證了該方法的準(zhǔn)確性。

表10 不同輸出頻率下的器件結(jié)溫波動Tab.10 Temperature fluctuation of different output frequency

而考慮風(fēng)速影響時，在同步風(fēng)速轉(zhuǎn)速點附近，機(jī)側(cè)變流器輸出頻率很低，假設(shè)為0.1Hz。當(dāng)開關(guān)頻率為2kHz時，實驗測得結(jié)溫波動為17.2℃，溫度最大值為57.2℃，最小值為40℃。如果在此工作狀態(tài)下，風(fēng)速隨機(jī)波動，風(fēng)機(jī)運(yùn)行在另一工作狀態(tài)，假定為接近額定工作狀態(tài)，該工作狀態(tài)下結(jié)溫最大值Tj,max可達(dá)到71℃，溫度變化達(dá)到31℃，明顯大于同步轉(zhuǎn)速點附近的結(jié)溫波動17.2℃。圖13給出了風(fēng)速隨機(jī)波動造成的熱載荷曲線，其中電流和輸出周期按照實際風(fēng)速序列改變。

圖13 低頻周期下的IGBT模塊熱載荷實驗結(jié)果Fig.13 Experiments results of low frequency thermal behaviors of IGBT module

從圖13中可以發(fā)現(xiàn)，風(fēng)速波動將造成IGBT模塊承受較大的熱載荷，且波動規(guī)律與負(fù)載和風(fēng)速變化規(guī)律一致。而圖13c線圈中區(qū)域，結(jié)溫波動尤其明顯，因為該時刻為風(fēng)機(jī)由同步轉(zhuǎn)速點附近區(qū)域跳轉(zhuǎn)到接近額定輸出，這也與圖9中結(jié)果一致，進(jìn)一步說明了本文計算方法的準(zhǔn)確性。同時風(fēng)速波動造成的熱載荷幅值明顯大于基頻周期熱載荷，說明在機(jī)側(cè)變流器中，低頻周期熱載荷造成的壽命消耗占主要作用，這點也與結(jié)論吻合。

3.2 氣溫的影響

考慮IGBT模塊運(yùn)行工況時，為了節(jié)省計算機(jī)資源，計算器件結(jié)溫時一般將散熱器溫度等效為環(huán)境溫度年平均值，從而忽略了環(huán)境溫度波動的影響。從熱載荷應(yīng)力時間常數(shù)角度分析，該處理方法對基頻結(jié)溫波動影響較小，因為基頻周期結(jié)溫波動與變流器工作狀態(tài)有關(guān)，兩者時間常數(shù)差異較大，在基頻周期內(nèi)環(huán)境溫度波動較小。但是氣溫波動周期與低頻周期相近，可以等效為與低頻熱載荷周期相近的溫度交變，忽略氣溫波動將對低頻周期壽命計算造成較大的影響。為了驗證理論分析的準(zhǔn)確性，本文對比分析了實際氣溫時序和年平均氣溫方法的IGBT模塊壽命計算結(jié)果。風(fēng)電場年平均氣溫為14.1℃，對于低頻周期熱載荷壽命消耗，采用年平均氣溫方法得到的結(jié)果為24.26%，明顯小于考慮氣溫實時序的27.776%，減小幅度達(dá)到12.66%。而基頻周期熱載荷壽命消耗只是略微減小為15.18%，較實際氣溫時序的15.34%，減小了1.04%。因此，可以采用年平均氣溫等效方法計算基波周期熱載荷造成的壽命消耗；而對于低頻周期熱載荷需計及實際氣溫波動序列影響，即必須考慮環(huán)境溫度波動的影響。

4 結(jié)論

針對難以準(zhǔn)確評估雙饋風(fēng)機(jī)機(jī)側(cè)變流器復(fù)雜熱載荷條件下的壽命，基于熱載荷的不同時間常數(shù)特性，建立了機(jī)側(cè)變流器的多時間常數(shù)壽命評估模型。以實際風(fēng)電場為例，分別分析了不同時間常數(shù)熱載荷壽命消耗的特點以及風(fēng)速分布與壽命消耗的關(guān)系，并通過實驗驗證了該方法的準(zhǔn)確性。研究了氣溫波動對不同時間常數(shù)壽命計算結(jié)果的影響，得到了以下結(jié)論：

1）基頻周期壽命消耗與風(fēng)速概率密度具有嚴(yán)重的不對稱性，IGBT模塊壽命主要消耗在概率密度較小，而大于同步轉(zhuǎn)速風(fēng)速的高風(fēng)速區(qū)域。

2）低頻周期熱載荷將產(chǎn)生大幅值結(jié)溫波動，在低頻周期壽命消耗中占主要作用，且ΔTj＜5℃的熱載荷對低頻周期壽命消耗的影響可以忽略不計。

3）相對基頻周期熱載荷，低頻周期熱載荷對IGBT模塊壽命消耗更為嚴(yán)重，造成超過64%的整體壽命消耗。

4）氣溫波動對低頻周期壽命消耗計算影響較大，采用年平均氣溫法將導(dǎo)致其計算結(jié)果減少12.66%，而對基頻周期壽命消耗影響較小，僅為1.04%。

基于所建立的壽命評估模型，更能精確計算不同因素對風(fēng)電變流器壽命和可靠性的影響，有助于從不同系統(tǒng)層面研究變流器壽命改善方法和措施。

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（編輯 陳 誠）

Life Estimation of Generator Side Converter Considering the Comprehensive Mission Profiles

Gao Bing1Chen Minyou1Yang Fan1Shao Weihua1Fu Jin2
（1. State Key Laboratory of Power Transmission Equipment & System Security and New Technology Chongqing University Chongqing 400044 China 2. Electric Power Research Institute State Grid Chongqing Electric Power Company Chongqing 401120 China）

The insulated gated bipolar transistor (IGBT) suffers from complicated power loadings and is one of the weakest components in wind system. At present, researches mainly focus on a selected and tough operation environment in very short term or steady cases, taking no consideration on the long term variations of wind speed and ambient temperature. Therefore, a more detailed life consumption assessment model was built to evaluate the lifetime. Meanwhile, a wind energy conversion system was regarded as a case study. The characteristics of life consumptions under different time constant thermal loadings were discussed, as well as the relationship between wind speed probability density and life consumption. Furthermore, the influence of ambient temperature simplified methods on lifetime assessment was discussed. The experimental results indicate that the lifetime consumption caused by low frequency thermal loadings is dominant, which contributes to more than 64.42% of the wholelifetime. Variation of wind speed probability and fundamental frequency life consumption areserious unsymmetrical. More than 60% of life is consumed in high wind speed, which is with small probability density. Whereas different ambient temperature equivalent methods have great influence on different time constants thermal loadings. The ambient temperature fluctuation has little effects on fundamental frequency life consumption, which may induce a decreasing of 12.26% for low frequency lifetime calculation.

Generator side converter, thermal loading, life consumption, temperature fluctuation

TM386

高 兵 男，1987年生，博士研究生，研究方向為新能源發(fā)電轉(zhuǎn)換系統(tǒng)狀態(tài)監(jiān)測。

E-mail： 785208784@qq.com （通信作者）

陳民鈾 男，1954年生，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向為智能控制與建模、人工智能的工程應(yīng)用及新能源發(fā)電轉(zhuǎn)換系統(tǒng)的壽命評估。

E-mail： mchencqu@126.com

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.151590

國家重點基礎(chǔ)研究發(fā)展計劃（973計劃）（2012CB25200），國家自然科學(xué)基金（51477019）和中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)（106112015CDJXY150004）資助項目。

2015-09-24 改稿日期 2015-12-01