李 輝，秦 星，劉盛權(quán)，楊 東，楊 超，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)國家重點實驗室，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)電變流器作為風(fēng)能轉(zhuǎn)換系統(tǒng)中的樞紐，是影響風(fēng)電機(jī)組及其入網(wǎng)穩(wěn)定性的重要環(huán)節(jié)，但現(xiàn)有文獻(xiàn)表明，風(fēng)電變流器是風(fēng)能轉(zhuǎn)換系統(tǒng)中的薄弱環(huán)節(jié)之一，因變流器失效導(dǎo)致系統(tǒng)故障占的比重很大，而且其中超過50%的故障是因IGBT模塊（6組IGBT及其反并聯(lián)二極管構(gòu)成）功率循環(huán)失效造成的[1-4]。此外，GB／T25388.1—2010《風(fēng)力發(fā)電機(jī)組雙饋式變流器技術(shù)條件》對風(fēng)電機(jī)組適應(yīng)風(fēng)況的能力提出了明確要求，其中一項重要指標(biāo)是變流器在各典型風(fēng)況下其平均失效時間MTTF（Mean Time To Failure）不小于2 a[5]。另外，風(fēng)電變流器IGBT模塊結(jié)溫的大小、波動幅值及波動頻率與風(fēng)速密切相關(guān)，因此，風(fēng)速可能對IGBT模塊的失效產(chǎn)生影響[1-2，5]。 綜上所述，如何準(zhǔn)確評估不同風(fēng)況下風(fēng)電變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力并分析風(fēng)速對其的影響規(guī)律，以提高變流器可靠性顯得十分重要。

目前，已有文獻(xiàn)主要是基于器件結(jié)溫來衡量變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力。如文獻(xiàn)[6-7]利用評估手冊MIL-HDBK-217F，分析了變流器拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)對IGBT模塊功率循環(huán)能力的影響；文獻(xiàn)[8]利用電子設(shè)備評估模型，對混合電動汽車中逆變器IGBT模塊的功率循環(huán)能力進(jìn)行了評估。但上述評估方法僅關(guān)注結(jié)溫平均值對IGBT模塊功率循環(huán)能力的影響，而沒有考慮結(jié)溫波動的影響。文獻(xiàn)[9-10]基于IGBT模塊功率循環(huán)失效模型，分析了風(fēng)速及風(fēng)機(jī)參數(shù)對永磁同步風(fēng)電機(jī)組網(wǎng)側(cè)變流器功率循環(huán)能力的影響。但由于機(jī)側(cè)變流器長期處于低頻下運行，且運行頻率隨風(fēng)速的變化而改變，使得機(jī)側(cè)IGBT模塊的結(jié)溫波動幅值更大，且波動頻率隨風(fēng)速隨機(jī)變化，因此現(xiàn)有網(wǎng)側(cè)評估模型很難對機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊的結(jié)溫波動信息進(jìn)行準(zhǔn)確提取。文獻(xiàn)[11]分析了機(jī)組控制方式對機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力的影響，但分析模型假設(shè)各風(fēng)速區(qū)間的風(fēng)速為恒定值，并未考慮各區(qū)間內(nèi)風(fēng)速的變化。因此，有必要研究湍流風(fēng)速下機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力的準(zhǔn)確評估方法。

基于此，本文在分析結(jié)溫大小及波動對機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊失效影響的基礎(chǔ)上，結(jié)合雙饋風(fēng)電機(jī)組仿真模型，基于變流器實時運行參數(shù)，建立機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊結(jié)溫計算模型，并分析湍流風(fēng)速對IGBT結(jié)溫波動的影響；其次，考慮湍流風(fēng)速導(dǎo)致器件結(jié)溫隨機(jī)波動的特點，提出基于雨流算法提取隨機(jī)結(jié)溫波動信息的機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力評估模型。最后，以某1.5MW雙饋風(fēng)電機(jī)組機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊為例，對傳統(tǒng)功率循環(huán)能力評估模型和本文模型的有效性進(jìn)行比較，并分析年平均風(fēng)速及湍流強(qiáng)度對機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力的影響。

1 機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊失效模型

1.1 器件功率循環(huán)失效模型

功率循環(huán)是IGBT及二極管器件在工作中失效的主要誘因，這是由器件材料的熱膨脹系數(shù)不同導(dǎo)致的。當(dāng)器件的溫度波動變化時，材料形成不同程度上的壓縮或拉伸從而產(chǎn)生剪應(yīng)力，最終使器件因功率循環(huán)疲勞累積而失效[10-11]。LESIT項目利用不同器件制造商的IGBT模塊，通過功率循環(huán)試驗，得出器件發(fā)生失效主要與結(jié)溫及其波動幅值有關(guān)，見圖1[12]。

圖1 Nf與 Tm及ΔTj的關(guān)系Fig.1 Relationship among Nf，Tmand ΔTj

圖中，ΔTj、Tm分別為結(jié)溫波動幅值及平均值。從圖1可以看出，隨著ΔTj或Tm的增大，器件可進(jìn)行的功率循環(huán)次數(shù)減少，而且ΔTj對器件壽命的影響比Tm更為顯著?；谄骷C(jī)理，總結(jié)出器件的Coffin-Manson 失效壽命模型[12]：

其中，Nf（Tm，ΔTj）表示在 Tm及 ΔTj下器件可進(jìn)行的功率循環(huán)總次數(shù)；A、α為與器件相關(guān)的常數(shù)，文中分別取值640、-5；Q為激活能量常數(shù)，取值0.8eV；R為玻爾茲曼常量。

為了預(yù)測在工作條件下器件的平均失效時間，通常采用線性疲勞累計損傷模型，由此，器件的平均失效時間 tdevice可計算如下[12]：

其中，N（Tm，ΔTj）表示在時間段 T 內(nèi)，器件所經(jīng)歷的結(jié)溫波動幅值及平均值分別為ΔTj及Tm時的功率循環(huán)次數(shù)。

1.2 機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間

為衡量器件結(jié)溫對機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊失效的影響，本節(jié)基于器件功率循環(huán)失效模型，結(jié)合雙饋風(fēng)電機(jī)組拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)（如圖2所示），建立機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間計算模型。

圖2 雙饋風(fēng)電機(jī)組拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)Fig.2 Topology of DFIG unit

由圖2可知，機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊由6組IGBT及反并聯(lián)二極管組成。在由M個器件組成的系統(tǒng)中，系統(tǒng)的平均失效時間tsystem定義如下[12]：

則機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間tsystem可計算如下：

其中，tdevice_I、tdevice_D分別為IGBT和二極管的平均失效時間，其可由式（2）計算。

2 湍流風(fēng)速對機(jī)側(cè)變流器結(jié)溫波動的影響

2.1 機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊結(jié)溫計算模型

為準(zhǔn)確計算機(jī)側(cè)變流器運行過程中IGBT模塊的結(jié)溫，本節(jié)基于開關(guān)周期損耗計算方法及機(jī)側(cè)變流器功率模塊熱模型，結(jié)合機(jī)側(cè)變流器運行參數(shù)，建立機(jī)側(cè)變流器結(jié)溫計算模型。

對于雙極性正弦脈寬調(diào)制的三相變流器，IGBT與二極管基于開關(guān)周期的導(dǎo)通損耗PIc與PDc分別如式（5）、（6）所示[17-19]：

其中，uI、uD分別為 IGBT、二極管的飽和壓降；rI、rD分別為IGBT、二極管的導(dǎo)通電阻；i（t）為變流器輸出電流；δ（t）為占空比；“±”內(nèi)的“+”、“-”分別用于機(jī)側(cè)變流器逆變和整流工作模式；m為調(diào)制度；ω為角頻率；φ為交流電壓和電流基波分量之間的相位角。

IGBT與二極管基于開關(guān)周期的開關(guān)損耗PIs與PDs分別如式（8）、（9）所示[17-19]：

其中，fs為開關(guān)頻率；Eon、Eoff分別為 IGBT 額定條件下的單位開通、關(guān)斷損耗；Udc為變流器直流側(cè)電壓；UN、IN分別為IGBT額定電壓和額定電流；Erec為二極管額定條件下的單位恢復(fù)損耗。

單個IGBT與二極管的總損耗PI及PD分別表示如下：

機(jī)側(cè)變流器功率模塊的總損耗Ptot為：

機(jī)側(cè)變流器功率模塊的熱模型如圖3所示，則IGBT的結(jié)溫TIj與二極管的結(jié)溫TDj分別計算如下：

圖3 機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊的熱模型Fig.3 Thermal model of IGBT modules of generator-side converter

其中，ZIjc、ZDjc分別為IGBT、二極管的結(jié)-殼熱阻抗，ZIch、ZDch分別為IGBT、二極管的管殼至散熱器熱阻抗，Zh為變流器功率模塊散熱器的熱阻抗，上述熱阻抗分別由各自的等效熱阻及熱容構(gòu)成，其具體參數(shù)可根據(jù)廠商提供數(shù)據(jù)獲??；Ta為環(huán)境溫度；Δt為損耗持續(xù)作用的時間，且Δt=f／2，f為變流器運行頻率。

基于上述損耗計算方法及熱模型，機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊結(jié)溫計算步驟如下：首先利用廠商提供數(shù)據(jù)，可得各項損耗特性參數(shù) uI、uD、rI、rD、Eon、Eoff、Erec、Un、In及熱網(wǎng)絡(luò)模型參數(shù) ZIjc、ZDjc、ZIch、ZDch、Zh；然后，結(jié)合雙饋風(fēng)電機(jī)組仿真模型，在考慮機(jī)組控制特性的基礎(chǔ)上，獲取機(jī)側(cè)變流器運行參數(shù)fs、Udc、m、φ、i（t）及 ω，即可得到各時刻下的損耗 PI、PD、Ptot，進(jìn)而通過構(gòu)建的熱模型，便可獲得IGBT或二極管結(jié)溫。

2.2 湍流風(fēng)速對結(jié)溫波動的影響

為分析湍流風(fēng)速對機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊結(jié)溫的影響，本文基于MATLAB平臺，首先利用短期風(fēng)速仿真模型[20]，構(gòu)造 2 組平均風(fēng)速均為 11m／s、但湍流強(qiáng)度分別為0%及15%的風(fēng)速，以模擬恒定風(fēng)速及湍流風(fēng)速；然后，基于2.1節(jié)中建立的結(jié)溫計算模型，以某1.5MW雙饋風(fēng)電機(jī)組機(jī)側(cè)變流器IGBT為例，對比分析恒定及湍流風(fēng)速下IGBT的結(jié)溫特性。雙饋風(fēng)力發(fā)電機(jī)組的主要參數(shù)如下：額定功率為1.5 MW；額定電壓為690V；直流側(cè)電壓為1150V；額定頻率為50Hz；額定轉(zhuǎn)速為 1800 r／min；定子電阻 Rs為 0.00706 p.u.；轉(zhuǎn)子電阻 Rr為 0.005 p.u.；定子漏感 Lsl為 0.171 p.u.；轉(zhuǎn)子漏感 Lrl為 0.156 p.u.；定、轉(zhuǎn)子互感Lm為2.9 p.u.；同步轉(zhuǎn)速點風(fēng)速為9.325m／s；恒轉(zhuǎn)速區(qū)起始點風(fēng)速為11.3 m／s；恒功率區(qū)起始點風(fēng)速為 12.3 m ／s；切出風(fēng)速為 25 m ／s。

圖4為恒定和湍流風(fēng)速下，機(jī)側(cè)變流器IGBT結(jié)溫。 圖4（a）為仿真風(fēng)速；圖4（b）為恒定風(fēng)速下機(jī)側(cè)變流器IGBT結(jié)溫，由圖可知其結(jié)溫的Tm、ΔTj及波動頻率均恒定，分別為 57.8℃、11.5℃及 6Hz；圖 4（c）為湍流風(fēng)速下IGBT結(jié)溫，基于雨流算法對圖中的結(jié)溫數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計可知，Tm的最大值為60.5℃、最小值為55.3℃，ΔTj的最大值為34.2℃、最小值為8.9℃，波動頻率的最大值為12Hz、最小值為0.3Hz，由此可見，Tm、ΔTj及波動頻率隨時間而隨機(jī)變化，尤其是ΔTj及波動頻率變化較為劇烈。此外，對比圖4（b）、（c）可知，湍流及恒定風(fēng)速下結(jié)溫的Tm相差不大，但兩者結(jié)溫的ΔTj及波動頻率存在顯著差異，尤其是湍流風(fēng)速下存在具有較大ΔTj的結(jié)溫，其可能對IGBT模塊的平均失效時間產(chǎn)生較大影響。

圖4 恒定／湍流風(fēng)速下，機(jī)側(cè)變流器IGBT結(jié)溫Fig.4 Junction temperature of generator-side converter IGBT for constant and turbulent wind speeds

3 IGBT模塊功率循環(huán)能力評估模型

3.1 基于雨流算法的隨機(jī)結(jié)溫波動信息提取

針對湍流風(fēng)速下器件結(jié)溫的Tm、ΔTj及波動頻率均隨機(jī)變化，導(dǎo)致傳統(tǒng)結(jié)溫提取方法[9-11]不能有效提取其結(jié)溫波動信息的問題，考慮雨流算法具有簡單、直觀、計算量小等特點，本文提出利用雨流算法對隨機(jī)結(jié)溫載荷進(jìn)行提取，以準(zhǔn)確統(tǒng)計一段時間內(nèi)器件結(jié)溫的 ΔTj、Tm及 N（Tm，ΔTj）。

雨流算法由Matsuiski和Endo等人提出，主要用于分析材料的應(yīng)力-應(yīng)變演化規(guī)律[21]。其用于提取器件結(jié)溫波動信息時的步驟如下。

a.把結(jié)溫-時間曲線旋轉(zhuǎn)90°，采用豎坐標(biāo)軸表示時間，橫坐標(biāo)軸表示結(jié)溫，如圖5所示。

圖5 基于雨流算法提取隨機(jī)結(jié)溫波動信息Fig.5 Random junction temperature fluctuation information extraction based on rain-flow algorithm

b.規(guī)定雨點以峰值（或谷值）為起點沿各層層頂向下流動，然后根據(jù)雨點的軌跡（圖中虛線所示）提取器件結(jié)溫波動信息：即雨滴從每個谷值外邊（或峰值內(nèi)邊）開始流動，在峰值（或谷值）處豎直落下并繼續(xù)流動，一直流到比起始點值更大的峰值（或更小的谷值）處停止；此外，若雨滴在流動過程中，遇到上層斜面流下的雨滴時也停止流動。當(dāng)雨滴停止流動時，其軌跡就會形成一個閉合曲線，即一個完整的結(jié)溫波動循環(huán)。

c.根據(jù)結(jié)溫波動循環(huán)的起點值To和終點值Ts，結(jié)溫的 ΔTj、Tm可分別由式（15）、（16）計算，且對應(yīng)的結(jié)溫波動次數(shù) N（Tm，ΔTj）加 1。

d.重復(fù)步驟b、c，直至結(jié)溫-時間歷程末點。

3.2 IGBT模塊功率循環(huán)能力評估模型

基于雨流算法提取隨機(jī)結(jié)溫波動信息，并結(jié)合風(fēng)速的統(tǒng)計特性[22]，建立機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力評估模型，其評估流程如圖6所示，其評估步驟如下。

a.將 0～30m／s的風(fēng)速，以 1 m／s為間隔，劃分為30個風(fēng)速區(qū)間，各風(fēng)速區(qū)間的分布概率用fk表示，平均值用vk表示，湍流強(qiáng)度用Ik表示；根據(jù)年風(fēng)速的統(tǒng)計特性[22]，將vk取為各風(fēng)速區(qū)間的中間值（即0.5、1.5、…、29.5 m／s）；fk符合 Rayleigh 分布，其與年平均風(fēng)速vave的關(guān)系如式（17）所示；Ik與年風(fēng)速的湍流強(qiáng)度Iref的關(guān)系如式（18）所示。

圖6 機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力評估流程圖Fig.6 Flowchart of MTTF assessment for IGBT modules of generator-side converter

b.基于MATLAB／Simulink仿真平臺，利用湍流風(fēng)速仿真模型，得到各風(fēng)速區(qū)間的時序風(fēng)速，時序風(fēng)速的持續(xù)時間為T（通常取600s），并基于風(fēng)電機(jī)組仿真模型及機(jī)側(cè)變流器結(jié)溫計算模型，得出各風(fēng)速區(qū)間下機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊的結(jié)溫載荷，然后利用雨流算法提取 Tm、ΔTj及 N（Tm，ΔTj），再利用式（1）—（4）計算各風(fēng)速區(qū)間下機(jī)側(cè)變流器的平均失效時間tk。

c.結(jié)合各風(fēng)速區(qū)間的分布概率fk，基于Miner線性累加原則，利用式（19）便可預(yù)測各區(qū)間風(fēng)速綜合作用下，機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間ttot。

4 年平均風(fēng)速及湍流強(qiáng)度對IGBT模塊功率循環(huán)能力的影響

4.1 年平均風(fēng)速的影響

為研究年平均風(fēng)速對機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力的影響，結(jié)合《風(fēng)力發(fā)電機(jī)組雙饋式變流器技術(shù)條件》[5]中定義的典型風(fēng)況，選取不同年平均風(fēng)速、相同湍流強(qiáng)度的4種風(fēng)況（vave分別為6、7.5、8.5、10 m／s，Iref均為 0.12），基于本文建立的機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力評估模型，以某1.5MW雙饋風(fēng)電機(jī)組機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊為例，對其在上述4種風(fēng)況下運行時，IGBT模塊的平均失效時間進(jìn)行計算，并將此計算結(jié)果與利用傳統(tǒng)模型[9-11]的評估結(jié)果進(jìn)行比較。機(jī)側(cè)變流器參數(shù)為：Udc為1200 V；Ta為30℃；IGBT模塊型號為FF1000R17IED_B2。其損耗參數(shù)：UN、IN分別為 1700 V 和 800A；fs為 4000Hz；uI、uD分別為 3.1、1.2 V；rI、rD分別為 3.3×10-3、2.3×10-3Ω；Eon、Eoff、Erec分別為 260、350、120 mJ。 熱網(wǎng)絡(luò)參數(shù)如下：RI1—RI5分別為 0.8、3.7、13、2.5、16 K ／kW；RD1— RD5分別為 2.19、8.41、21.94、2.56、16K ／kW；R6為 5 K ／kW；CI1—CI5分別為 1、0.3514、3.8462、240、6.25 s·W／K；CD1—CD5分別為 0.365、1.55、2.27、234、7.13 s·W／K；C6為 166.7 s·W／K。

表1顯示了不同年平均風(fēng)速、相同湍流強(qiáng)度下，本文模型及傳統(tǒng)模型的評估結(jié)果。由表1中本文模型的評估結(jié)果可知，隨著年平均風(fēng)速從6 m／s增大到10 m／s，機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間從1.56 a減小到0.93 a。同時，表中傳統(tǒng)模型評估結(jié)果也表明，IGBT模塊的平均失效時間隨著年平均風(fēng)速的增大而減小，此變化規(guī)律與本文模型評估結(jié)果的變化規(guī)律相同，驗證了本文模型的有效性。另外，對比表中相同年平均風(fēng)速下不同模型的評估結(jié)果可知，本文模型的評估結(jié)果小于傳統(tǒng)模型的評估結(jié)果，可見傳統(tǒng)評估模型的結(jié)果偏樂觀。這是由于本文模型同時考慮了風(fēng)速平均分量和風(fēng)速湍流分量，而傳統(tǒng)模型僅考慮各風(fēng)速區(qū)間內(nèi)風(fēng)速平均分量。此外，由表1還可知：各典型風(fēng)況下機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊平均失效時間均小于2 a，無法滿足《風(fēng)力發(fā)電機(jī)組雙饋式變流器技術(shù)條件》[5]中的要求。

表1 不同年平均風(fēng)速下不同模型的評估結(jié)果Table 1 Assessment result by different assessment models for different annual average wind speeds

4.2 湍流強(qiáng)度的影響

為分析風(fēng)速湍流強(qiáng)度對機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力的影響，結(jié)合變流器典型運行風(fēng)況[5]，選取年平均風(fēng)速均為6m／s，但湍流強(qiáng)度Iref分別為0.12、0.14、0.16的3種風(fēng)況，基于本文建立的IGBT模塊功率循環(huán)能力評估模型，對機(jī)組在上述風(fēng)況下運行時，其機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間進(jìn)行計算，計算結(jié)果如表2所示。

表2 湍流強(qiáng)度不同時機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間Table 2 MTTF of generator-side converter IGBT module for different turbulence intensities

由表2可知，當(dāng)湍流強(qiáng)度取最小值0.12時，機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間最大，為1.56 a；而當(dāng)湍流強(qiáng)度取最大值0.16時，機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間最小，為1.29 a。由此可知，機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間隨湍流強(qiáng)度的增大而減小。

5 結(jié)論

本文在分析結(jié)溫平均值及波動幅值對機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊失效影響的基礎(chǔ)上，結(jié)合雙饋風(fēng)電機(jī)組仿真模型，基于變流器實時運行參數(shù)，建立機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊結(jié)溫計算模型，分析湍流風(fēng)速對結(jié)溫波動的影響，進(jìn)而提出基于雨流算法提取隨機(jī)結(jié)溫波動信息的機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力評估模型，并以某1.5MW雙饋風(fēng)電機(jī)組機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊為例，分析年平均風(fēng)速及湍流強(qiáng)度對其功率循環(huán)能力的影響。所得結(jié)論主要如下。

a.與恒定風(fēng)速下機(jī)側(cè)變流器IGBT結(jié)溫相比，湍流風(fēng)速作用下結(jié)溫的平均值、波動幅值及波動頻率不再保持恒定，而呈現(xiàn)隨機(jī)變化的特性；且相比于結(jié)溫的平均值，結(jié)溫波動頻率及波動幅值的大小受湍流風(fēng)速的影響較大。

b.與僅考慮各風(fēng)速區(qū)間風(fēng)速恒定分量作用的傳統(tǒng)評估模型相比，本文提出的基于雨流算法提取隨機(jī)結(jié)溫波動信息的評估模型能同時考慮風(fēng)速的恒定分量及湍流分量的作用，更能準(zhǔn)確反映湍流風(fēng)速對機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊功率循環(huán)能力的影響。

c.隨著年平均風(fēng)速及湍流強(qiáng)度的增大，機(jī)側(cè)變流器IGBT模塊的平均失效時間減小，功率循環(huán)能力減弱。

本文實現(xiàn)了湍流風(fēng)速作用下變流器IGBT模塊可靠性的定量分析；本文模型及結(jié)論為不同風(fēng)況下風(fēng)電場選擇合適的IGBT模塊，以提高其運行可靠性、降低運行及維護(hù)成本，提供了重要的理論依據(jù)。