考慮機側變流器復雜熱載荷特性的壽命評估

高 兵 陳民鈾 楊 帆 邵偉華 伏 進

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

考慮機側變流器復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2

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

風電機側變流器中絕緣柵雙極型晶體管（IGBT）模塊運行時承受著復雜的多時間常數特性熱載荷，是風電系統中最為薄弱的環節之一。然而現有研究更多是簡單選取工作點數據或者僅考慮穩態工況以及無法考慮外部環境的長期隨機變化。因此，本文建立了一種能夠綜合計及IGBT模塊熱載荷的復雜時間常數特性影響的壽命評估模型。分析了實際風電場中不同時間常數熱載荷的壽命消耗特點，以及風速分布與壽命消耗之間的關系。研究了不同氣溫等效方法對壽命評估的影響規律，最后通過實驗驗證了該方法的準確性。結果表明，雙饋風機中低頻周期熱載荷造成的壽命消耗更為嚴重，占到整體壽命消耗的64.42%。基頻周期壽命消耗與風速概率密度具有嚴重的不對稱性，超過60%的IGBT模塊壽命主要消耗在低概率密度的高風速區間。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致低頻周期壽命消耗評估結果減小12.26%。

機側變流器 熱載荷 壽命消耗 氣溫波動

0 引言

隨著風電裝機容量和風機功率的快速增長，風機可靠性的重要性日益突出，并帶來高維修成本問題。風電變流器作為風電系統中最為薄弱的環節之一，是整個系統穩定運行的重要環節。統計數據表明，超過50%的變流器系統故障均是由IGBT功率器件失效造成的[1]。盡管IGBT模塊失效機理極其復雜，與多種因素相關，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的不匹配，在交變溫度應力作用下，容易發生焊料層疲勞和鋁鍵合線脫落，造成器件失效。風電系統中，相對于網側變流器，機側變流器（Generator Side Converter, GSC）失效率更高，是現有研究重點[2]。機側變流器熱載荷產生來源眾多，包括外部環境、風機機械慣性，電氣系統等，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，風速變化時間較為緩慢，一般為分鐘，而器件換流產生的熱載荷波動時間數量級為秒。上述因素使得IGBT模塊承受的熱載荷極其復雜，其熱應力包含多個時間常數特性，難以采用統一的仿真步長計算器件壽命。同時為了準確評估IGBT模塊壽命，應考慮特定區域的風速概況等外部環境，一般需要較長時期內（一年）的數據，因而帶來海量數據問題，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，建立準確反映上述熱應力的壽命模型具有重要意義。

目前已有一些文獻針對IGBT模塊在實際載荷下的壽命和可靠性開展了相關的研究，但是更多是短時間內人為選擇的較為簡單的工作點數據。然后簡單地循環利用短時間數據來得到較長時期內的結果[4-8]，且較多僅僅考慮穩態工況或者某一時間常數熱應力影響[9-13]。然而上述假設嚴重偏離變流器實際運行情況，不僅因為IGBT模塊承受的熱載荷不具有周期重復性，而是隨著風速和環境溫度隨機改變。并且未計及IGBT模塊承受的多個時間常數熱應力。此外，現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電場中的失效率，并未研究IGBT模塊的壽命消耗分布規律，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理，對器件設計和提高其可靠性更為重要。

按照熱載荷產生來源和波動特性，可以將變流器承受的復雜熱載荷分離為三個獨立的熱應力，分別為開關周期、輸出周期（基頻周期）和低頻周期（風速波動）。開關周期熱應力主要由IGBT模塊開通、關斷造成，熱載荷值一般較小，對器件壽命消耗的影響可以忽略不計。輸出周期熱應力主要是由IGBT模塊換相產生，與變流器的工作狀態有關，時間周期數量級一般為秒。而低頻周期熱應力主要由外界風速導致，時間周期數量級一般為分鐘。不同時間常數熱應力對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[4]分析了不同調制方式下的變流器可靠性，但是采樣風速時間太短，且未考慮氣溫變化的影響。文獻[11]基于多狀態概率模型分析了直驅風機中變流器基頻周期熱載荷和不同風機參數下的可靠性。文獻[12]分析了風速分布對基頻周期結溫波動的影響。文獻[13]在評估不同電流控制方式對雙饋風機變流器功率循環能力影響時，只考慮風速狀況的影響。同樣，文獻[14,15]分析了考慮風速湍流作用下的風電變流器可靠性。文獻[16]分析了通用變流器不同結構對應的可靠性差異，但變流器元件可靠性在不同運行環境中的差異并沒有得到體現。文獻[17-19]基于物理失效模型研究了短時間內外部環境參數變化對直驅風機變流器系統可靠性的影響。文獻[20,21]分析了不同調制策略下的功率模塊損耗規律，發現五段式DSVPWM可在一個工頻周期內將開關次數減少三分之一，有效減少逆變器的開關損耗和提高器件壽命。由于現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，不能準確反映機側變流器承受的復雜熱載荷情況。因此需要建立一種更為精確的、考慮IGBT模塊多時間常數熱應力的壽命評估模型。

在現有研究的基礎上，為了準確計算機側變流器復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境和變流器電氣系統的影響。以實際風電場為例，分別分析了不同時間常數熱載荷的壽命消耗特點，以及風速分布與基頻周期壽命消耗的關系。通過實驗驗證了本文方法的準確性，并分析了氣溫波動對不同時間常數壽命消耗計算結果的影響規律。結果表明，低頻周期熱載荷對機側變流器壽命消耗影響更為嚴重，且大幅值結溫波動產生頻次與壽命消耗比例存在嚴重不對稱性。而風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 機側變流器壽命評估模型

1.1 雙饋風機輸出特性

本文所研究的雙饋風機拓撲結構如圖1所示，其中風電變流器系統由風力發電機機側變流器和電網側變流器構成，兩者均采用兩電平結構。

圖1 雙饋風機拓撲結構Fig.1 Topology of doubly fed wind system

根據不同風況條件，雙饋風力發電機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，以獲取最大的風能；而在轉速恒定區CD段，通過變流器轉矩和變槳控制策略，風機保持最高轉速運行。在這兩個階段，風機輸出功率與風速滿足三次方關系，這兩個區域內風機輸出特性相似。在更高風速區域，發電機輸出功率將保持恒定即功率恒定區，為圖2中的DE段，主要通過系統控制的槳距調節起作用。同時根據發電機的運行特性，機側變流器可運行在整流模式（BE段）和逆變模式（AB段），不同模式下其損耗和結溫均存在差異。

圖2 雙饋風機輸出功率特性曲線Fig.2 Typical output power curve characteristics of doubly fed wind turbine generator system

1.2 機側變流器IGBT模塊結溫計算

由于雙饋風機機側變流器輸出頻率較低，與IGBT模塊熱時間常數接近，采用開關周期損耗計算方法具有較高精度。同時調制方式對器件結溫波動也存在影響[4,20,21]，為了避免調制方式帶來的影響，本文主要研究了常規SPWM調制方式下機側變流器的溫度特性[12,23]。忽略一個開關周期內變流器輸出電流的變化，機側變流器IGBT模塊與二極管開關一個周期內的功率損耗分別為

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；rce(d),25為IGBT（二極管）在25℃下的初始導通電阻；Kr,igbt(d)為IGBT（二極管）初始電阻的溫度系數；Tj,igbt(d)為IGBT（二極管）結溫；δk為占空比；Eon、Eoff分別為IGBT額定條件下的開、關損耗；fsw為開關頻率；Ed,rr為二極管開關損耗；Udc為變流器直流側電壓；ic為器件導通電流；VN、IN分別為IGBT額定電壓和電流；Kigbt(d),Tj為開關能量損耗溫度參數，表示為

式中，Tj,igbt(d)為器件結溫；ksw,T為溫度系數。實際運行時，雙饋風機機側變流器中存在兩個工作狀態：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致IGBT模塊損耗計算存在差異。具體差異體現在占空比上，逆變和整流模式下機側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為調制比；ω 為調制波角頻率。

IGBT模塊熱網絡選取Foster熱網絡模型，結-殼熱網絡采用四階模型，殼-散熱器、散熱器-環境均采用一階Foster模型。機側變流器IGBT與二極管的結溫分別為

式中，Ta為環境溫度；Ptotal為模塊總損耗；Rha為散熱器到環境之間的等效熱阻；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熱硅脂的熱阻。上述取值均可根據datasheet獲得。

1.3 機側變流器多時間常數熱載荷壽命評估模型

風機運行時，一般以某一采樣間隔獲得風速和氣溫數據，然后根據風機輸出特性調整控制策略，實現風機的穩定并網運行。盡管在采樣間隔內風速或者氣溫改變，但系統仍然按照采樣參數控制風機運行，風機和變流器輸出保持不變，而且風速波動一般較慢，IGBT模塊的熱時間常數通常為幾秒，因此可以忽略IGBT模塊結溫暫態過程[24]。基頻周期熱載荷與變流器工作狀態有關，而低頻周期熱載荷則與外界環境參數，如風速、氣溫有關。

文中利用最常用的Coffin-Mason-Arrhenius壽命模型，分別計算機側變流器中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溫波動ΔTj和結溫平均值Tm的作用。

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

以山東某風電場為例，考慮風機的切入和切出風速影響，本文所研究的風速區間為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）基于實際風速數據，并考慮風機的切入和切出風速影響，計算機側變流器中IGBT模塊的電參數，包括電壓U、電流I、輸出頻率f0和占空比δ (t)。

（2）結合開關周期結溫計算方法，計算IGBT模塊的損耗和基頻結溫，并提取IGBT模塊的低頻周期載荷曲線，利用雨流算法統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 機側變流器IGBT模塊復雜熱載荷下的壽命評估

基于風電場實測風速和氣溫數據，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熱載荷的壽命消耗規律，包括風速分布與基頻壽命消耗的關系。

2.1 算例參數設置

本文所研究的雙饋風機參數見表1，變流器中IGBT模塊為SEMIKRON的SKM50GB12T4型。計算結溫時等比例減小變流器功率[25]，根據datasheet手冊[26]，表2給出了結溫計算所需的IGBT模塊損耗計算參數，且IGBT模塊Foster熱網絡參數見表3。

2.2 機側變流器的輸出周期熱載荷壽命評估

大量文獻表明，機側變流器載荷情況更為復雜，其失效率明顯大于網側變流器。因此本文主要研究雙饋風機機側變流器的不同時間常數壽命。選取的風電場風速以及氣溫數據如圖4所示。

表1 雙饋風機系統參數Tab.1 Parameters of doubly fed wind turbine generator

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

表3 IGBT模塊熱網絡參數Tab.3 Thermal network parameters of IGBT module

圖4 風電場風速以及氣溫數據Fig.4 Data of wind speed and ambient temperature

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

式中，k為形狀參數；c為尺度參數。它們可以利用風電場年平均風速vaver和風速標準差σwind通過經驗計算方程獲取[27,28]，計算式為

該風場中年平均風速vaver=7.674 4m/s；標準差σwind=3.894 5；平均氣溫為14.1℃。而Γ為Gamma函數，按照風速概率密度計算公式，形狀、尺寸參數分別為k=2.088 9、c=8.664 5。

在算例工況下，根據風速概率和壽命評估模型，得到了如圖5所示的風速概率、壽命消耗以及累積壽命消耗之間的關系。可以發現，風速主要分布于低風速區間，說明機側變流器大部分時間工作在低風速區域。然而壽命消耗曲線具有明顯的波峰特性和不對稱性，在同步轉速點附近，壽命消耗最大，且高風速區域壽命消耗明顯大于低風速區域。可以得出，機側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速的高風速區域，這在壽命累積消耗曲線中也得到了驗證。

圖5 風速概率與器件累積壽命、壽命消耗變化規律Fig.5 Variation of accumulated life consumption, consumed life distribution and wind speed probability

為了進一步說明機側變流器壽命消耗的不對稱性，統計了大于或等于拐點風速vp的概率密度以及該風速區間內基頻結溫波動造成的壽命消耗比例p，見表4。

表4 風速概率及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的風速區間，風速分布概率為30.15%，而對應的壽命消耗比例卻達到81.04%。因此，風速主要集中在低風速區間，而壽命主要消耗在vwind＞vp的風速區間。

為了進一步驗證本文結論，以荷蘭Lauwersoog、Valkenburg和愛爾蘭Dublin三個風電場為例[11]，得到三個風電場中壽命消耗與風速關系如圖6所示。

可以看出在三個風電場中出現了相同的規律，均是在同步轉速點附近，機側變流器壽命消耗最大，而壽命消耗主要集中在vwind＞vp風速區域，這也與圖7所示的累積壽命曲線結論吻合。在圖7中，不同風電場在高風速區間壽命消耗滿足：山東風電場＞Lauwersoog＞Valkenburg＞Dublin，主要是因為上述風電場中年平均風速大小依次為山東風電場＞Lauwersoog＞Valkenburg＞Dublin，造成風電場中高風速概率密度也出現相同的規律。

圖6 機側變流器壽命消耗分布曲線Fig.6 Life consumption with wind speed probability

圖7 風速概率與器件累積壽命消耗的關系Fig.7 Relationship between accumulated life consuming and wind speed probability

表5定量給出了vwind＞vp風速區間對應的概率密度及其壽命消耗比例p。發現上述風電場中，在風速vwind＞vp風速區間，風速概率都很小，而對應的壽命消耗卻均超過60%，尤其Dublin，風速概率只有7.5%，而壽命消耗比例卻達到67.582%。因此針對高風速區間，可以采取不同于低風速區間的控制方法，如采用混合制開關頻率、調制策略等。

表5 高風速區域概率及對應的基頻壽命消耗Tab.5 Probability density of high wind speed region and percentage of its lifetime consumption

2.3 機側變流器的低頻周期熱載荷壽命計算

風機實際控制時一般按照采樣風速控制系統，從而保證風機的穩定運行。而風速改變時將造成機側變流器溫度發生波動，導致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境變化對變流器壽命的影響，與風速的隨機波動和環境溫度有關，具有隨機性和不確定性。

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

圖8 低頻周期溫度應力譜圖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生大幅值結溫波動ΔTj，盡管頻次較小，其中ΔTj最大值為59.16℃。根據壽命公式可知，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，其結溫波動最大值為30～40℃。

為了定量分析風速隨機波動對器件壽命的影響，表6給出了機側變流器中出現的4種典型溫度和風速波動循環以及壽命消耗，其中波動頻次均為500次。

可以發現風速波動將產生大幅值的ΔTj，尤其是風速由同步風速增大到額定功率風速區域時，ΔTj幅值最為明顯，IGBT模塊壽命消耗最為嚴重。風速循環周期接近同步風速點時，IGBT模塊將承受較大的熱應力和較大的壽命消耗，主要因為在該點IGBT模塊ΔTj較大。風速與低頻周期結溫波動分布規律如圖9所示。圖9給出了最大風速vmax與風速波動范圍Δv與低頻周期ΔTj的關系。當風速超過13m/s時，雙饋風機輸出額定功率，在該風速區，ΔTj較小，低頻ΔTj幾乎可以忽略，主要為基頻ΔTj。

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

圖9 風速與低頻周期結溫波動分布規律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系，表7給出了不同溫度區間熱載荷概率及低頻壽命消耗比例。

表7 不同溫度區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中可以發現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重不對等，這點與基頻周期熱載荷中風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速區域，此時，結溫波動較小，結溫平均值較大。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速有關，風速隨機波動，產生大幅值熱載荷。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，可以從風機控制系統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，機側變流器中上述兩種時間常數熱載荷應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熱載荷的壽命消耗。

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

可以發現在雙饋風機機側變流器系統中，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致的壽命消耗占到整體壽命消耗的64.42%。因此在雙饋風機中低頻周期熱載荷是IGBT模塊熱失效的主要因素，且本文計算結果與文獻[6]計算結果接近，在一定程度上驗證了該方法的合理性。而研究表明，直驅風機中基頻周期熱載荷才是IGBT模塊失效的主要因素，因此，兩種不同風機需要減小的熱載荷不同，導致控制策略也不一樣。

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

3 驗證與分析

3.1 IGBT模塊熱響應行為驗證

為了驗證所提方法的準確性，最有效的方法就是獲得運行變流器的失效統計數據。盡管已有關于變流復雜失效原因的研究，但是這些數據僅僅統計了變流器的失效次數和失效原因，并未詳細給出失效類型及其相應的運行壽命。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計數據驗證本文壽命模型。

然而現有一些文獻研究結果可以論證本文得到的結論，文獻[13,29]指出風電變流器在同步轉速附近具有較大的壽命消耗，這點與圖5得到的結論一致。而文獻[5]指出基頻周期幅值結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論一致。文獻[12,15]指出風速波動會產生較大幅值結溫波動，導致IGBT模塊可靠性降低，這與圖9和表6結論吻合。熱應力作為IGBT模塊中主要失效因素，其與器件運行條件密切相關。因此，可以通過分析IGBT模塊運行工況下的不同時間常數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鍵假設。

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

圖10 IGBT模塊熱響應行為測試平臺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，并通過導熱硅脂與散熱器緊密連接。為了保證采樣精度，采樣幀頻設置為400Hz，利用示波器監測變流器電氣輸出參數，包括負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。

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

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

圖12給出了輸出周期下IGBT芯片結溫和殼溫的變化規律，可以發現在該輸出頻率為0.2Hz下，當達到穩態后，結溫近似恒定波動，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模塊的結溫波動，可以發現輸出頻率越小，結溫波動越大。對于雙饋風機，在同步轉速點附近，其輸出頻率較低。因此，在該工作區間IGBT模塊結溫波動較大，器件失效概率較高，壽命消耗也最為嚴重，這與結論一致，進一步驗證了該方法的準確性。

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

而考慮風速影響時，在同步風速轉速點附近，機側變流器輸出頻率很低，假設為0.1Hz。當開關頻率為2kHz時，實驗測得結溫波動為17.2℃，溫度最大值為57.2℃，最小值為40℃。如果在此工作狀態下，風速隨機波動，風機運行在另一工作狀態，假定為接近額定工作狀態，該工作狀態下結溫最大值Tj,max可達到71℃，溫度變化達到31℃，明顯大于同步轉速點附近的結溫波動17.2℃。圖13給出了風速隨機波動造成的熱載荷曲線，其中電流和輸出周期按照實際風速序列改變。

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

從圖13中可以發現，風速波動將造成IGBT模塊承受較大的熱載荷，且波動規律與負載和風速變化規律一致。而圖13c線圈中區域，結溫波動尤其明顯，因為該時刻為風機由同步轉速點附近區域跳轉到接近額定輸出，這也與圖9中結果一致，進一步說明了本文計算方法的準確性。同時風速波動造成的熱載荷幅值明顯大于基頻周期熱載荷，說明在機側變流器中，低頻周期熱載荷造成的壽命消耗占主要作用，這點也與結論吻合。

3.2 氣溫的影響

考慮IGBT模塊運行工況時，為了節省計算機資源，計算器件結溫時一般將散熱器溫度等效為環境溫度年平均值，從而忽略了環境溫度波動的影響。從熱載荷應力時間常數角度分析，該處理方法對基頻結溫波動影響較小，因為基頻周期結溫波動與變流器工作狀態有關，兩者時間常數差異較大，在基頻周期內環境溫度波動較小。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模塊壽命計算結果。風電場年平均氣溫為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果為24.26%，明顯小于考慮氣溫實時序的27.776%，減小幅度達到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，即必須考慮環境溫度波動的影響。

4 結論

針對難以準確評估雙饋風機機側變流器復雜熱載荷條件下的壽命，基于熱載荷的不同時間常數特性，建立了機側變流器的多時間常數壽命評估模型。以實際風電場為例，分別分析了不同時間常數熱載荷壽命消耗的特點以及風速分布與壽命消耗的關系，并通過實驗驗證了該方法的準確性。研究了氣溫波動對不同時間常數壽命計算結果的影響，得到了以下結論：

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

2）低頻周期熱載荷將產生大幅值結溫波動，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致其計算結果減少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電變流器壽命和可靠性的影響，有助于從不同系統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電轉換系統狀態監測。

E-mail： 785208784@qq.com （通信作者）

陳民鈾 男，1954年生，教授，博士生導師，研究方向為智能控制與建模、人工智能的工程應用及新能源發電轉換系統的壽命評估。

E-mail： mchencqu@126.com

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

國家重點基礎研究發展計劃（973計劃）（2012CB25200），國家自然科學基金（51477019）和中央高校基本科研業務費（106112015CDJXY150004）資助項目。

2015-09-24 改稿日期 2015-12-01