萬勝前

（鄂州職業(yè)大學(xué)電子電氣工程學(xué)院，湖北 鄂州 436000）

基于無功環(huán)流的風(fēng)電變流器熱負(fù)荷優(yōu)化控制

萬勝前

（鄂州職業(yè)大學(xué)電子電氣工程學(xué)院，湖北 鄂州 436000）

大容量風(fēng)電變流器的設(shè)計壽命決定了其可靠性，非常關(guān)鍵，而變流器中功率半導(dǎo)體器件的結(jié)溫將隨著風(fēng)速變化，即隨變流器運行功率的變化而波動，這將增加器件的失效率，從而影響到變流器的可靠性。針對這個問題，提出了一種基于無功環(huán)流的風(fēng)電變流器熱負(fù)荷優(yōu)化控制策略，首先以雙饋風(fēng)電機組作為研究對象，對其變流器轉(zhuǎn)子側(cè)和網(wǎng)側(cè)的無功環(huán)流運行邊界范圍進(jìn)行了計算，然后分析了無功環(huán)流對變流器中各個功率器件的電流和熱負(fù)荷分布的影響，從而設(shè)計了將額外的無功功率注入以在風(fēng)速變化時保持功率器件熱穩(wěn)定的優(yōu)化控制方法。最后，基于Matlab/Plecs的仿真平臺建立了風(fēng)電機組仿真模型并進(jìn)行了對比計算。結(jié)果表明，風(fēng)速變化時新控制方法使變流器的功率器件最大結(jié)溫波動較傳統(tǒng)方法減小了4℃，從而驗證了其有效性。

風(fēng)電變流器；雙饋感應(yīng)發(fā)電機；無功功率；熱循環(huán)；結(jié)溫

近年來，由于傳統(tǒng)能源存在的不可持續(xù)問題，新能源得到了廣泛使用，尤其是風(fēng)力發(fā)電增長迅猛［1-2］。隨著裝機容量的增長，單個風(fēng)力發(fā)電機組的容量也在快速持續(xù)增加，陸基風(fēng)電也逐步發(fā)展到海上風(fēng)電，甚至發(fā)展到中壓系統(tǒng)，但也存在成本高和維護性差的缺點，因此目前主流的商業(yè)化機型仍是低壓系統(tǒng)［3-4］。而在低壓風(fēng)電機組中，基于雙饋感應(yīng)電機DFIG（doubly fed induction generator）和半功率變流器的機型得到了廣泛的使用［5-6］。其研究重點集中在機組的可靠運行上，比如風(fēng)電變流器的設(shè)計使用壽命常常達(dá)到20～25 a［7-10］。

對于風(fēng)電變流器而言，從可靠性設(shè)計的角度，功率半導(dǎo)體器件是薄弱環(huán)節(jié)，相關(guān)研究表明其熱性能，尤其是平均結(jié)溫和結(jié)溫波動對其可靠性有顯著影響［11-14］。因此，風(fēng)電變流器中功率半導(dǎo)體器件的損耗和熱負(fù)荷分布對整個風(fēng)電機組的可靠性有相當(dāng)程度的影響［15-16］。目前已有針對風(fēng)電變流器熱分析的相關(guān)研究。文獻(xiàn)［17］的研究表明，當(dāng)DFIG同步工作時變流器機側(cè)的熱應(yīng)力將增大。文獻(xiàn)［18］研究了DFIG在幾種不同的控制方式下對風(fēng)電變流器運行生命周期的影響。文獻(xiàn)［19-20］提出了一種改變脈沖調(diào)制PWM（pulse width modulation）策略，結(jié)合改變開關(guān)頻率來實現(xiàn)熱負(fù)荷控制，但存在改變開關(guān)暫態(tài)過程的風(fēng)險。文獻(xiàn)［21］提出了增加額外的加熱裝置來實現(xiàn)熱負(fù)荷均衡，但明顯增加成本，經(jīng)濟性較差。

本文以DFIG風(fēng)電機組為研究對象，首先計算出不同工作模式下在背靠背風(fēng)電變流器中最大允許無功環(huán)流，然后分析了不同無功環(huán)流下變流器的熱負(fù)荷特性，最后設(shè)計了一種基于無功環(huán)流的MW級風(fēng)電變流器熱負(fù)荷優(yōu)化控制策略，其新型控制方法無需改變功率器件的開關(guān)頻率，也不需要增加加熱裝置，簡單易于實施，研究結(jié)果為變流器設(shè)計提供了依據(jù)。

1 DFIG機組的結(jié)構(gòu)和參數(shù)

雙饋風(fēng)電機組由于技術(shù)成熟、結(jié)構(gòu)簡單、成本較低等優(yōu)點得到了商業(yè)上的廣泛使用［5-6］。圖1所示為雙饋風(fēng)電機組的典型結(jié)構(gòu)示意圖，主要由DFIG結(jié)合兩電平背靠背風(fēng)電變流器及升壓變壓器構(gòu)成。變流器轉(zhuǎn)子側(cè)RSC（rotor side converter）的主要功能是將有功功率傳送給電網(wǎng)，或從電網(wǎng)吸收有功功率，同時提供發(fā)電機的勵磁電流；變流器網(wǎng)側(cè)GSC（grid side converter）的主要功能是控制直流側(cè)電壓穩(wěn)定，同時提供規(guī)定的無功功率給電網(wǎng)。

DFIG風(fēng)電機組相關(guān)參數(shù)為：發(fā)電機額定功率Pm=2 MW，發(fā)電機無功功率范圍Qs=-570～450 var，定子額定最大相電壓Usm=563 V，發(fā)電機定子和轉(zhuǎn)子匝比k=0.369，發(fā)電機定子電抗Ls=2.95 mH，發(fā)電機轉(zhuǎn)子電抗Lr=2.97 mH，發(fā)電機繞組互感Lm=2.91 mH，變流器額定功率Pg=330 kW，變流器額定直流電壓Udc=1 050 V，變流器濾波器電抗Lg=0.5 mH，變流器RSC和GSC側(cè)開關(guān)頻率fs=2 kHz，變流器功率器件額定電壓1 700 V，變流器功率器件額定電流Im=1 000 A。變壓器在定子側(cè)和變流器網(wǎng)側(cè)的匝比為1∶1，即額定定子電壓等于額定電網(wǎng)電壓。對于功率器件IGBT，選擇額定電壓為1.7 kV和額定電流為1 kA，考慮到GSC和RSC的不同電流范圍，分別采用單管和雙管并聯(lián)設(shè)計。

圖1 DFIG風(fēng)機系統(tǒng)的典型結(jié)構(gòu)Fig.1 Typical configuration of a DFIG wind turbine system

2 無功功率對電流特性的影響

圖1中繪出了有功功率和無功功率的參考方向，可以看出，無論是變流器的GSC或RSC都有控制無功功率的能力。換言之，系統(tǒng)可以實現(xiàn)內(nèi)部的無功環(huán)流，而與電網(wǎng)沒有任何額外的無功功率交換。

2.1 GSC側(cè)的無功功率運行邊界

圖2為GSC單相簡化等效電路圖，其中Lg為濾波電感，ug為電網(wǎng)相電壓，uC為GSC的輸出電壓。根據(jù)圖1中功率方向的定義，可繪制施加容性無功功率的GSC矢量圖如圖3所示。因為DFIG在亞同步和超同步工作模式下具有相反的有功功率方向，其有功電流參考分別如圖3a和圖3b所示。如果引入感性無功功率，則可以將原圖中的q軸電流旋轉(zhuǎn)180°得到新矢量圖。

圖2 GSC單相簡化電路圖Fig.2 Simplified single-phase diagram of the GSC

圖3 GSC矢量圖Fig.3 Vector diagram for the GSC

變流器輸出電壓uC的解析表達(dá)式為

式中：Ugm，Udc分別為額定電網(wǎng)相電壓峰值和直流母線電壓；Xg為濾波器電抗在50 Hz處的值；igd，igq分別為GSC的d軸和q軸電流峰值。

從圖3可以很明顯地看出，DFIG無論處于何種操作模式，如果引入容性無功功率，風(fēng)電變流器的輸出電壓幅值都將會增加。因此，式（1）也說明了在線性調(diào)制下，直流母線電壓與GSC輸出電壓的關(guān)系。另外一個限制條件是半導(dǎo)體功率器件允許額定電流Im產(chǎn)生的，即

此外，還需考慮發(fā)電機的無功功率允許范圍：

由式（1）～式（3）這3個限制構(gòu)成了GSC側(cè)的無功功率運行邊界。同時，功角也是損耗評估的另一個重要指標(biāo)，其特征也在圖3中繪出了。

2.2 RSC側(cè)的無功功率運行邊界

若忽略定子和轉(zhuǎn)子電阻，穩(wěn)態(tài)運行時DFIG的等效電路如圖4所示。

圖4 穩(wěn)態(tài)運行時DFIG的等效電路Fig.4 Equivalent DFIG circuit diagram in steady-state operation

圖4 中，轉(zhuǎn)子側(cè)參數(shù)已經(jīng)通過定轉(zhuǎn)子繞組匝比k轉(zhuǎn)換到定子側(cè)，旋轉(zhuǎn)坐標(biāo)變換以后，在d-q坐標(biāo)系下的轉(zhuǎn)子電流和、轉(zhuǎn)子電壓和，與定子電壓電流之間的關(guān)系式為

式中：s為轉(zhuǎn)子滑差；σ為感應(yīng)電機漏磁系數(shù)；Usm為電機定子相電壓峰值；Xs，Xr，Xm分別為在50 Hz頻率點的定子感抗、轉(zhuǎn)子感抗和互感抗；isd，isq分別為RSC的d，q軸峰值電流。

如果RSC也注入無功功率，則其在亞同步和超同步工作模式下的矢量圖分別如圖5a和圖5b所示。

圖5 RSC矢量圖Fig.5 Vector diagram for the RSC

和GSC類似，在線性調(diào)制下，主要由直流電壓、發(fā)電機容量以及功率器件額定參數(shù)構(gòu)成了RSC的無功功率運行邊界，具體的表達(dá)式如下：

2.3 風(fēng)電變流器的電流運行特征

電流幅值和功率因數(shù)角是背靠背風(fēng)電變流器功率器件負(fù)荷相關(guān)的2個指標(biāo)，因此，有必要研究在無功功率允許運行范圍內(nèi)對電流特性的影響。

如果選擇風(fēng)速5.9 m/s和10.1 m/s作為亞同步和超同步2種工作模式下的典型運行風(fēng)速，則通過計算可以得到GSC和RSC的無功功率的運行范圍，如表1所示。

表1 典型風(fēng)速下無功運行范圍Tab.1 The reactive power range in typical wind speed

為了不影響并網(wǎng)功率因數(shù)，無功環(huán)流范圍根據(jù)表1可選擇為較小的GSC的范圍，即（?0.23，0.06）。

圖6所示為以GSC無功環(huán)流范圍作為水平軸，額外的無功注入影響到電流幅值和相角φui作為垂直軸的示意圖。從圖6中可以看出，不論是何種工作模式，GSC側(cè)最小電流幅值出現(xiàn)在無功注入為零的時候，而RSC側(cè)最小電流幅值出現(xiàn)在最大容性無功注入時。從圖6中還可以看出，對于相角特性，在注入無功后GSC側(cè)單位功率因數(shù)相角明顯地變?yōu)槌盎驕笙嘟牵鳵SC側(cè)則相角變化很小。

圖6 典型風(fēng)速下變流器電流特性Fig.6 Current characteristic of the converter in typical wind speed

3 基于無功環(huán)流的熱負(fù)荷優(yōu)化控制策略

如前所述，不同的無功環(huán)流將導(dǎo)致不同電流運行特征，進(jìn)一步將對變流器中功率器件的熱負(fù)荷產(chǎn)生影響。

3.1 正常工況下的功率器件熱負(fù)荷分布

功率半導(dǎo)體器件IGBT和二極管的損耗可分為導(dǎo)通損耗和開關(guān)損耗這2類。根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)，導(dǎo)通損耗和開關(guān)損耗都是和流過功率器件的電流相關(guān)的，可以用分段線性函數(shù)擬合建模，并結(jié)合數(shù)據(jù)手冊提供的參數(shù)進(jìn)行仿真計算［20］。而變流器功率器件的熱傳導(dǎo)模型可采用經(jīng)典的Cauer模型，即4級RC網(wǎng)絡(luò)模型，具體的參數(shù)也可以從器件手冊上獲取［20］。

圖7所示為正常工況下，即沒有無功注入時，風(fēng)速、功率器件IGBT和二極管結(jié)溫之間的關(guān)系。圖7中所示風(fēng)速等于8.4 m/s是模式切換點風(fēng)速，可以看出，當(dāng)風(fēng)速超過模式切換點風(fēng)速后，功率流方向逆轉(zhuǎn)，在RSC側(cè)，亞同步模式時IGBT功率損耗大于二極管，逆轉(zhuǎn)后二極管損耗大于IGBT，熱應(yīng)力更大，而GSC則剛好相反，逆轉(zhuǎn)后IGBT熱應(yīng)力更大。此外，還可以看出，在整個風(fēng)速帶范圍內(nèi)RSC側(cè)的功率器件結(jié)溫波動和平均值均高于GSC側(cè)，熱應(yīng)力更大，這將導(dǎo)致變流器兩側(cè)功率器件壽命周期的失衡。

圖7 風(fēng)速變化時功率器件的熱負(fù)荷分布Fig.7 Thermal profile of power device in different wind speeds

3.2 注入無功后的功率器件熱負(fù)荷分布

圖8 超同步運行時的功率器件熱負(fù)荷分布Fig.8 Thermal distribution of the power devices at supersynchronous mode

根據(jù)表1中計算的DFIG系統(tǒng)允許無功功率范圍，可以分析計算出注入感性無功、容性無功和不注入無功時的功率器件熱負(fù)荷分布。圖8所示為風(fēng)速10.1 m/s時，即超同步工作模式下，在注入感性無功、容性無功和不注入無功時的GSC和RSC側(cè)的IGBT和二極管結(jié)溫曲線?？梢钥闯?，對于GSC側(cè)而言，在沒有無功注入時，其功率器件結(jié)溫波動和最大平均結(jié)溫都最小，這也是和圖6b中電流特性是一致的。還可以看出，對于RSC側(cè)，當(dāng)注入最大允許容性無功時，其功率器件結(jié)溫波動和最大平均結(jié)溫都達(dá)到最小，但可以注意到，注入容性無功與沒有無功注入和注入感性無功時的結(jié)溫特性差別不大，這是因為變流器容性無功運行邊界較小，感性無功和有功功率占主導(dǎo)地位。

圖9所示為風(fēng)速5.9 m/s時亞同步模式下變流器內(nèi)功率器件的熱負(fù)荷分布柱狀圖，從中可以得到和圖8相似的結(jié)論，同時從圖8和圖9還可以看出來，對于GSC側(cè)，注入容性或感性無功，可以顯著改變結(jié)溫波動，而對于RSC側(cè)，額外的容性無功功率注入可以一定程度降低功率熱應(yīng)力。

圖9 亞同步運行時的功率器件熱負(fù)荷分布Fig.9 Thermal distribution of the power devices at subsynchronous mode

3.3 熱負(fù)荷優(yōu)化控制器設(shè)計

根據(jù)上述分析，注入無功功率將顯著影響變流器內(nèi)功率器件的熱負(fù)荷分布，基于該原理，可以設(shè)計出基于無功環(huán)流的變流器熱負(fù)荷優(yōu)化控制器，結(jié)合經(jīng)典dq電流閉環(huán)控制，可得到熱負(fù)荷優(yōu)化控制器框圖如圖10所示。首先正常由風(fēng)機模型和輸入風(fēng)速vw計算得到GSC和RSC的有功電流參考ird和igd，然后將參考結(jié)溫Tjref代入到熱傳導(dǎo)模型計算出功率器件損耗，之后由損耗計算模型計算除去有功功率損耗后得到無功損耗所需的無功環(huán)流igq，再將igq和取反得到的irq分別送至GSC側(cè)和RSC側(cè)電流控制器，最后由電流控制器生成PWM控制脈沖給功率器件?？刂破鲗崿F(xiàn)的控制目標(biāo)是風(fēng)速變化時，功率器件結(jié)溫變化趨于平穩(wěn)。

圖10 變流器熱負(fù)荷優(yōu)化控制器框圖Fig.10 Diagram of thermal behavior optimal controller for converter

4 仿真驗證

圖11 風(fēng)電機組的仿真模型Fig.11 Simulation model of the wind power

為驗證變流器熱負(fù)荷優(yōu)化控制策略的性能，基于Matlab/Plecs的仿真平臺搭建了DFIG風(fēng)電機組的仿真模型（見圖11），并進(jìn)行了仿真計算，其中Matlab/Simulink中實現(xiàn)了電路模型，熱模型最小結(jié)溫也出現(xiàn)在同步工作點附近，而最大結(jié)溫出現(xiàn)在風(fēng)速最大的時候，GSC側(cè)的最大結(jié)溫波形達(dá)到11℃，由于沒有無功注入，igq持續(xù)為0。從圖12b中可以看出，新型控制下，通過注入合適的無功環(huán)流，反應(yīng)在igq不再持續(xù)為0，而是隨著控制律變化，GSC側(cè)IGBT和二極管的最大結(jié)溫波動只有7℃，和圖12a中的11℃相比下降了4℃。因此，仿真結(jié)果驗證了基于無功環(huán)流的熱負(fù)荷優(yōu)化控制在風(fēng)速動態(tài)時能夠有效降低變流器內(nèi)功率器件的結(jié)溫波動，從而降低器件的失效率，提高設(shè)備的可靠性。從圖12中還可以注意到RSC側(cè)的功率器件結(jié)溫波形在不同控制下的變化很小，這也驗證了前述分析，RSC側(cè)由于最大允許容性無功邊界小，而不注入無功和注入感性無功時的結(jié)溫特性差別小，從而新型控制方案對其影響不大。則直接在Plecs中方便的調(diào)用，而模型參數(shù)與前面DFIG風(fēng)電機組參數(shù)一致，仿真試驗驗證采用對比的方式進(jìn)行。

如圖12所示為傳統(tǒng)無無功注入的控制策略和新型含無功環(huán)流的控制策略下風(fēng)速動態(tài)時風(fēng)電變流器內(nèi)功率器件的熱負(fù)荷分布計算結(jié)果。風(fēng)速首先從10 m/s下降至8 m/s，然后增加至16 m/s，最后以對稱的規(guī)律回到10 m/s，變化過程持續(xù)8 s，其中同步工作點風(fēng)速為8.4 m/s。圖12a中顯示了有功功率參考趨于0在同步工作點，即igd趨于0，同時可以看出功率器件IGBT和二極管的

圖12 風(fēng)速動態(tài)時新型控制下的仿真結(jié)果Fig.12 Simulation results of the new control with wind dynamics

5 結(jié)論

本文主要對基于無功環(huán)流的大容量風(fēng)電變流器熱負(fù)荷優(yōu)化控制策略進(jìn)行了研究。首先分析了DFIG風(fēng)電機組變流器GSC側(cè)和RSC側(cè)的無功功率運行邊界，然后計算了注入無功環(huán)流后功率器件的熱負(fù)荷分布，之后設(shè)計了熱負(fù)荷優(yōu)化控制器，最后基于Matlab仿真平臺對控制策略進(jìn)行了對比仿真驗證。主要結(jié)論為：

1）雙饋風(fēng)電機組變流器的感性無功邊界大于容性無功運行邊界，而注入無功環(huán)流后，對GSC側(cè)的功率器件結(jié)溫影響大于RSC側(cè)；

2）通過新型的變流器熱負(fù)荷優(yōu)化控制，GSC側(cè)功率器件的結(jié)溫波動顯著減小，從而可提高機組的可靠性。

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Thermal Behavior Optimal Control for Wind Power Converter with Reactive Power Circulation

WAN Shengqian
（School of Electrical and Electronic Engineering，Ezhou Polytechnic，Ezhou 436000，Hubei，China）

The design service life of the large capacity of wind power converter determines its reliability which is very important.The junction temperature of the power semiconductor devices in converters will fluctuate when the power point of the converter transforms with the change of the wind speed，and this will increase the failure rate of the device，which affects the reliability of the converter.To solve it，a thermal behavior optimal control strategy for wind power converter with reactive power circulation was proposed.At first，aiming at the doubly fed induction generators wind turbines，the reactive power circulation operation boundary ranges at both the rotor side and grid side of the converter were calculated，then the influences of the current and the thermal stresses in power semiconductor devices by reactive power circulation were analyzed.Therefore，the optimal controller which add extra reactive power inject to the converter to maintain the power device thermal stability when wind speed changed was designed.Finally，the simulation model which was based on Matlab/Pecs platform was established，and some calculations were done to compare the new method and the conventional one.The results show that the new control method makes the maximum junction temperature fluctuation of the power device in converter is 4 degrees lower than the traditional method with the same change of the wind speed，and the effectiveness of the new controller is verified.

wind power converter；doubly fed induction generator（DFIG）；reactive power；thermal cycling；junction temperature

TM46

A

10.19457/j.1001-2095.20171014

湖北省自然科學(xué)基金面上項目（2016CFB516）

萬勝前（1973-），女，碩士，副教授，Email：507394026@qq.com

2016-10-27

修改稿日期：2017-01-05