畢長飛

（遼寧地質(zhì)工程職業(yè)學(xué)院 機電系，遼寧 丹東 118000）

1 引言

隨著新能源技術(shù)的發(fā)展，風(fēng)力發(fā)電技術(shù)也得到了較為快速度的發(fā)展[1]。在許多國家，生態(tài)清潔的風(fēng)能已成為總能源需求的重要組成部分[2]。同時以直驅(qū)型風(fēng)電機組為代表的單機容量持續(xù)增加，因此機組紅需要安裝一個更為高效和可靠的全功率風(fēng)電變流器[3]。

由于功率半導(dǎo)體器件的熱應(yīng)力和損耗對風(fēng)電變流器的可靠性有很大影響，從而變流器中的器件熱應(yīng)力需要合理的分布，從而可以提高變流器的可靠性。目前較為主流的變流器拓撲類型如下：中點鉗位型和主動型中點鉗位型三電平拓撲和兩電平背靠背兩拓撲等[4]。三電平拓撲變流器較之兩電平拓撲變流器，單個功率半導(dǎo)體器件的電壓等級可以明顯降低，而多電平變流器可以顯著降低開關(guān)損耗。此外，合理的脈沖調(diào)制PWM（PulseWidthModulation）策略，也能夠?qū)崿F(xiàn)變流器中各個功率器件的熱損耗平衡，調(diào)高變流器整體效率，文獻[5]的研究表明變流器中器件熱分布很大程度上取決于使用的PWM調(diào)制方法。

直流母線電壓等級的選取對風(fēng)電變流器熱負荷分布也有明顯的影響，較高的直流母線電壓往往會增加變流器的總損耗值，一般來說，變流器機網(wǎng)側(cè)額定電壓和對應(yīng)調(diào)制比決定了直流電壓的取值。文獻[6-7]對最大轉(zhuǎn)矩電流比控制MTPA（Maximum Torque Per Ampere）策略進行了研究，MTPA控制能夠?qū)崿F(xiàn)以最小的電流達到額定的發(fā)電機轉(zhuǎn)矩，這使得發(fā)電機和變流器的損耗均最小化。另一方面，在不施加過調(diào)制（避免波形失真）的前提下，通過設(shè)置一個最小直流母線電壓，能最大限度降低變流器的開關(guān)損耗，例如對于690V電網(wǎng)接入，最優(yōu)的直流母線電壓選擇在1021V至1200V之間。

上述變流器損耗和結(jié)溫分布研究都是基于變流器穩(wěn)定工作狀態(tài)進行的，沒有考慮風(fēng)速變化的影響，因而有必要對風(fēng)速動態(tài)情況下變流器的熱負荷情況進行分析。

選取的研究對象為額定功率為1.5MW的直驅(qū)風(fēng)電機組，對應(yīng)的全功率變流器拓撲為兩電平背靠背拓撲結(jié)構(gòu)。通過變流器功率半導(dǎo)體器件散熱動態(tài)進行建模，對風(fēng)速固定和風(fēng)速變化情況下的變流器熱負荷進行仿真計算，研究結(jié)果為變流器設(shè)計提供了依據(jù)。

2 風(fēng)電機組模型及參數(shù)

直驅(qū)型風(fēng)電機組的示意圖，如圖1所示。從圖中可以看出，機組的主體構(gòu)成為一臺永磁同步風(fēng)力發(fā)電機PMSG（Permanent Magnet Synchronous Generator），然后PMSM前端為風(fēng)機模塊，發(fā)電機輸出直接接入到兩電平風(fēng)電變流器，變流器通過交直交變換后接入到電網(wǎng)。通常，變流器的輸出功率設(shè)定為1，而變流器網(wǎng)側(cè)控制的主體為鎖相環(huán)并網(wǎng)控制模塊、電流解耦控制模塊；變流器機側(cè)控制結(jié)構(gòu)為功率和轉(zhuǎn)速控制。變流器的機網(wǎng)側(cè)配合控制將最終實現(xiàn)最大風(fēng)能捕獲。

圖1 直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機組模型Fig.1 Direct-driven Wind Turbine Model

2.1 風(fēng)機空氣動力學(xué)模型

風(fēng)力場直接作用在在整個風(fēng)機槳葉平面上，對風(fēng)機轉(zhuǎn)子的動態(tài)產(chǎn)生影響。因此，考慮采用風(fēng)切變曲線對轉(zhuǎn)子葉片進行動態(tài)建模。

文獻[8]提出了風(fēng)機的空氣動力學(xué)模型，稱為非定常葉素動量法BEMM（Unsteady Blade Element Momentum Method）。該方法的主要目標(biāo)是分析確定作用于每一個葉片的力場，從而使得作用于發(fā)電機的機械轉(zhuǎn)矩是考慮了風(fēng)速變化動態(tài)的。基于Matlab/Simulink仿真平臺可以找到1.5MW風(fēng)機模型，其中有BEMM數(shù)學(xué)模型的參數(shù)設(shè)定，如表1所示。

表1 1.5MW風(fēng)機參數(shù)列表Tab.1 The Parameters of 1.5MW Wind Turbine

2.2 永磁同步發(fā)電機參數(shù)

基于旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)變換，即dq軸解耦方法實現(xiàn)PMSM的數(shù)學(xué)建模，具體參數(shù)，如表2所示。

表2 永磁同步發(fā)電機參數(shù)列表Tab.2 The Parameters of the PMSG

2.3 風(fēng)電變流器額定參數(shù)

1.5 MW風(fēng)電機組采用全動率兩電平背靠背拓撲結(jié)構(gòu)變流器，變流器的具體參數(shù)，如表3所示。從表中可看出額定輸出電壓為690V，對應(yīng)可以選擇額定電壓1700V，額定電流1800A的IGBT模塊，具體型號為5SNA1800E170100。

表3 風(fēng)電變流器參數(shù)列表Tab.3 The Parameters of the Wind Converter

2.4 功率器件的損耗和熱模型

在Matlab/Simulink仿真平臺中調(diào)用PLECS可以變流器功率器件熱傳導(dǎo)模型進行直接的仿真計算，如圖2（a）所示。圖中所示為單個功率器件的熱傳導(dǎo)路徑，其中從芯片結(jié)溫到模塊殼溫又包含四級 RC 網(wǎng)絡(luò)，如圖 2（b）所示。圖中 Rth1、Rth2、Rth3和 Rth4反映了熱傳導(dǎo)時的穩(wěn)態(tài)特性，而 τ1、τ2、τ3和 τ4反映了熱傳導(dǎo)時的動態(tài)特性，該網(wǎng)絡(luò)的具體參數(shù)通過查器件的數(shù)據(jù)手冊可以得到，如表4所示。環(huán)境溫度設(shè)定為50℃，這是考慮到變流器實際工作時的柜體內(nèi)空氣溫度，這個溫度值可能會隨著環(huán)境變化而升高或降低。

圖2 功率器件模型的熱耦合Fig.2 Thermal Model of the Power Electronics

表4 IGBT和二極管的熱阻參數(shù)Tab.4 The Thermal Impedance Parameters for IGBT and Diode

3 穩(wěn)定風(fēng)速時功率器件熱效應(yīng)分析

3.1 功率器件的損耗分布

基于Matlab/Simulink仿真平臺中調(diào)用PLECS模塊對風(fēng)速恒定時工況仿真。并采用Excel軟件進行了仿真數(shù)據(jù)結(jié)果繪圖，如圖3（a）所示。在風(fēng)速V為恒定8.5m/s，調(diào)制比m=0.7時，由前面描述的模型可以進行計算，計算結(jié)果為機網(wǎng)側(cè)每一相IGBT和二極管的功率損耗，類似的，如圖3（b）所示。在風(fēng)速V為恒定12m/s，調(diào)制比m=1時，對應(yīng)的計算結(jié)果。以8.5m/s和12m/s的風(fēng)速作為算例是因為一起代表了典型的年平均風(fēng)速，而一個為風(fēng)機的額定風(fēng)速。

圖3 對應(yīng)穩(wěn)定風(fēng)速下功率器件的損耗計算結(jié)果Fig.3 Conduction and Switching Losses at the Fixed Wind Speed

計算結(jié)果中有網(wǎng)側(cè)二極管和IGBT損耗，如圖3所示。以及機側(cè)二極管和IGBT損耗?？梢宰⒁獾?，由于發(fā)電機相電流和變流器端電壓的反相位關(guān)系，機側(cè)的二極管損耗明顯高于網(wǎng)側(cè)二極管，也高于機側(cè)的IGBT，如圖3（a）所示。機側(cè)二極管損耗占比為72%對應(yīng)V=8.5m/s，m=0.7，網(wǎng)側(cè)IGBT的損耗占網(wǎng)側(cè)總損耗的74%。如圖3（b）所示，當(dāng)風(fēng)速為額定風(fēng)速12m/s，m=1時，前述機側(cè)和網(wǎng)側(cè)二極管及IGBT損耗分布趨勢更加明顯，機側(cè)二極管的損耗占機側(cè)總損耗的78%，網(wǎng)側(cè)IGBT的損耗占比為90%。進一步計算可以得到，調(diào)制比大小與功率損耗分布具有相關(guān)性，具體而言，風(fēng)速越低，由此對應(yīng)的調(diào)制比越低，則IGBT和二極管的損耗分布越趨于平等。圖3中可以看出，網(wǎng)側(cè)總損耗大于機側(cè)，這是因為變流器的機側(cè)和網(wǎng)側(cè)設(shè)置的開關(guān)頻率分別為1.95kHz和3kHz，如表3所示。這對損耗分布產(chǎn)生了一定的影響。

3.2 功率器件的熱負荷計算

在風(fēng)速V分別恒定等于8.5m/s和12m/s時，變流器機網(wǎng)側(cè)每一相橋臂中二極管和IGBT芯片的結(jié)溫變化可以進行仿真計算，并得到結(jié)果，如圖4所示。

圖4 對應(yīng)穩(wěn)定風(fēng)速下功率器件的芯片結(jié)溫計算結(jié)果Fig.4 IGBT and Diode Junction Temperature Variation at the Fixed Wind Speed

從圖4（a）中可看出，變流器處于額定工況下，對應(yīng)風(fēng)速12m/s時，其機側(cè)二極管芯片結(jié)溫高于IGBT芯片結(jié)溫，前者在80℃附近，后者在65℃左右。具體的原因為，根據(jù)前述計算結(jié)果，機側(cè)二極管功率損耗明顯高于IGBT，同時二極管模塊結(jié)溫到殼溫的熱阻也明顯高于IGBT，從而二極管的對應(yīng)溫度的平均值較高，而且波動也較大。注意到二極管和IGBT的溫度波動峰峰值為20℃和10℃，根據(jù)文獻[9-10]，較高的功率器件結(jié)溫波動可能影響功率半導(dǎo)體器件的壽命。在圖4（b）中可看出，變流器處于額定工況下，對應(yīng)風(fēng)速12m/s時，其網(wǎng)側(cè)IGBT芯片結(jié)溫高于二極管芯片結(jié)溫，前者在80℃附近，后者在65℃左右。而且網(wǎng)側(cè)二極管芯片結(jié)溫的波動較機側(cè)明顯減小，約為5℃。具體的原因為，根據(jù)前述計算結(jié)果，網(wǎng)側(cè)二極管功率損耗明顯小于IGBT，從而IGBT的對應(yīng)溫度的平均值較高，而且波動也較大。還可以從圖4中中看出，對應(yīng)變流器額工況時，由于機網(wǎng)側(cè)功率器件損耗差異，變流器的機側(cè)功率器件平均結(jié)溫和網(wǎng)側(cè)功率器件平均結(jié)溫之間達到了15℃。對應(yīng)變流器降低功率運行時，對應(yīng)風(fēng)速降低到8.5m/s時，將使得機網(wǎng)側(cè)功率器件的結(jié)溫差異縮小。具體的仿真結(jié)果為，機網(wǎng)側(cè)二極管結(jié)溫分別為65℃和57℃，同時機網(wǎng)側(cè)IGBT平均結(jié)溫均為60℃左右。

4 風(fēng)速動態(tài)時功率器件熱效應(yīng)分析

風(fēng)電變流器在運行時的熱負荷已經(jīng)由熱負荷產(chǎn)生的后續(xù)影響也受到風(fēng)速動態(tài)變化的影響。考慮到風(fēng)機系統(tǒng)是一個機械系統(tǒng)，對風(fēng)機的控制實現(xiàn)高效率的風(fēng)能捕獲是一個時間常數(shù)較大的閉環(huán)控制系統(tǒng)?；贛atlab/Simulink仿真平臺中調(diào)用PLECS模塊對風(fēng)速動態(tài)時工況仿真。并采用Excel軟件進行了仿真數(shù)據(jù)結(jié)果繪圖。184s內(nèi)實測風(fēng)速與參考轉(zhuǎn)速和實際轉(zhuǎn)速變化關(guān)系[13]，如圖5（a）所示。圖中顯示在風(fēng)機巨大的轉(zhuǎn)動慣量下，風(fēng)機轉(zhuǎn)速只能跟蹤風(fēng)速動態(tài)的低頻分量，對高頻動態(tài)有天然的濾波效應(yīng)。風(fēng)速測量使用的是電子風(fēng)速測量儀，測量的是作用于整個垂直剖面上的風(fēng)速變化情況，具體測量現(xiàn)場圖，如圖6所示。

圖5 功率器件熱仿真結(jié)果Fig.5 Thermal Simulation Results of the Power Electronics

圖6 風(fēng)速測量現(xiàn)場圖Fig.6 The Wind Speed Measurement Site Picture

在風(fēng)速184s內(nèi)動態(tài)變化下，通過前述數(shù)學(xué)模型和仿真平臺，將風(fēng)速動態(tài)代入模型計算得到的風(fēng)電變流器機側(cè)和網(wǎng)側(cè)功率半導(dǎo)體器件的芯片結(jié)溫變化情況，如圖5（b）、圖5（c）所示。圖中可以明顯地看出來，IGBT和二極管的溫度低頻變化曲線遵循實際風(fēng)機轉(zhuǎn)子的轉(zhuǎn)速變化，即風(fēng)機轉(zhuǎn)子實際轉(zhuǎn)速決定了功率器件的結(jié)溫低頻變化。但是由于機械慣性較大，在風(fēng)速波動下，功率器件的芯片結(jié)溫相對穩(wěn)定。將風(fēng)速變化波形和變流器機側(cè)IGBT的芯片結(jié)溫變化波形進行傅里葉分解計算得到的頻譜對比圖，如圖7所示。從圖中可以看出，在頻譜的低頻帶（0～0.1）Hz，風(fēng)速變化的頻譜和IGBT結(jié)溫變化的頻譜吻合，即具有相同的特征。

圖7 對應(yīng)風(fēng)速和機側(cè)IGBT結(jié)溫曲線的頻譜分析圖Fig.7 Spectrum for Wind Speed and IGBT Junction Temperature of the Machine-Side Converter

然而，IGBT結(jié)溫波動的頻譜還依賴于變流器設(shè)置的基波頻率和開關(guān)頻率，因而在高頻段的吻合程度較小，具有一定的差異。因此，一個合理的結(jié)論就是風(fēng)速的高頻動態(tài)變化對功率半導(dǎo)體器件的熱應(yīng)力只有輕微的影響，主要影響體現(xiàn)在低頻變化。

5 結(jié)論

由于風(fēng)速變化對風(fēng)電變流器熱應(yīng)用將產(chǎn)生一定的影響，因此對此進行了相關(guān)的研究，首先對風(fēng)機空氣動力學(xué)、PMSM、變流器進行了建模，同時進一步地基于傳熱學(xué)對功率器件進行了熱模型建模，然后將基于仿真平臺對算例進行風(fēng)電穩(wěn)定和動態(tài)時的仿真計算，最后分析了計算結(jié)果?，F(xiàn)總結(jié)主要結(jié)論為：（1）在風(fēng)速穩(wěn)定的情況下，變流器IGBT和二極管的損耗分布隨風(fēng)速的增加而趨于不均勻，在散熱設(shè)計需要考慮。（2）由于風(fēng)機空氣動力學(xué)行為慣性較強，在風(fēng)速動態(tài)時變流器功率器件的熱應(yīng)力相對穩(wěn)定，但低頻風(fēng)速變化對損耗有影響。主要創(chuàng)新點在于從風(fēng)速頻譜的角度分析了兆瓦級直驅(qū)風(fēng)力發(fā)電機組的功率半導(dǎo)體器件熱穩(wěn)定性，重點總結(jié)出了風(fēng)速對功率器件損耗占比的影響，特別是低頻段風(fēng)速變化對損耗的影響，為風(fēng)電機組整體生命周期判斷奠定了基礎(chǔ)。