轨道交通列车牵引变流器功率器件寿命评估

项目简述

目前高速列车主变流器上应用的主要为3300V、6500V等高电压等级的IGBT。铁路牵引领域的变流器属于非平稳工况变流器，而IGBT的处理功率经常大范围波动，并且工作时所承受的交变热应力冲击极易导致疲劳，甚至老化失效，这些特点使得其应用条件更加严酷。因此，获取有效的监测参数评估功率器件的工作状态，并建立有效的功率器件退化模型预测剩余寿命，对牵引传动系统建立更好维护时间表和确定合理的检修周期具有重要的指导和借鉴意义，这也是保证列车牵引传动系统安全稳定运行的关键。本项目在这样的背景下，考虑牵引传动系统大功率、低开关频率、强耦合干扰、运行环境复杂多变等特点，对功率器件的电热参数进行建模分析，获取结温变化曲线，对比不同寿命模型获取与实际寿命相近的寿命评估结果。进一步地，通过控制和调制方式对比分析出器件寿命影响主要因素，初步得到牵引变流器的健康管理方案，为现场牵引变流器系统的维修管理提供一定的技术指导。

项目内容

变流器工作时的环境温度、负载水平、运行工况、控制方法等都会对变流器的功率模块寿命产生影响。在考虑长时间尺度下的工作剖面和较短时间内的外部环境变化影响条件下，推导出其运行功率变化状况。

高速动车组牵引计算建模：某型动车组为4动4拖8辆编组，采用电力牵引交流传动方式，牵引功率为8800kW，由2个牵引单元组成，每个牵引单元按两动车（有动力）两拖车（无动力）构成。如图2-1所示，其中Mc为带驾驶室的动车，Tp为带受电弓的拖车，M为动车，T为拖车，整列编组全长200m。对于整列车的牵引计算，常用的列车计算力学模型有单质点模型和多质点模型。目前，潮流计算以及牵引计算的工程应用上，大多将动车组视为单质点负荷，本项目也选择单质点负荷来分析。

图2-1  4动4拖动车组示意图

列车旋转部分对应的质量与列车总质量的比例系数，由动能定律推导：

回转质量系数γ由旋转质量的转动惯量J、列车静态总质量Ms以及旋转部件的等效的转动半径Rh决定。对于高速动车组，一般动车的回转质量系数大于拖车。

这样，列车的动态质量可以表示为：

其中Mdynamic为列车动态质量，单位为t。γT为拖车回转质量系数，γD为动车回转质量系数。MT为拖车空载质量，MD为动车空载质量。nT为拖车数量，nD为动车数量。为了工程实用方便，统一将高速动车组的回转质量系数取为0.1，以简化计算。

高速动车组阻力计算：列车阻力，即列车运行时阻碍运行的外力，包括基本阻力和附加阻力两类。前者指的是列车运行中的空气阻力、车轮与钢轨之间相互作用带来的阻力。后者指的是坡道、线路曲线和隧道带来的额外阻力，研究中通常针对不同编组和车型根据大量牵引试验对列车运行基本阻力采用经验公式进行拟合。

式中Wbasic为列车运行基本阻力，单位为N；a0、a1、a2是与阻力相关的系数；Wstatic为列车的静态质量；g为重力加速度。

对于本文所选高速列车，基本阻力的经验公式为：

其中Wbasic(v)为单位基本阻力，单位质量的列车受到的阻力。

附加阻力，即线路或隧道等原因产生的阻力，通常有坡道附加阻力、曲线附加阻力和隧道附加阻力等。这里将他们全部归算到线路坡道上，以坡道附加阻力代表系统附加阻力：

基本阻力与附加阻力之和为列车在运行时的总阻力，也就是牵引系统的负荷。由此，根据运行基本阻力及车辆加速度、轨道坡度等信息可计算车辆运行阻力，计算出牵引传动系统的功率数据。

牵引传动系统损耗计算：牵引传动系统能量转换及传通路径如图2-2，黑色箭头代表列车牵引运行中能量转换以及传递途径，红色箭头代表制动运行中能量转换以及传递途径。功率因数和效率直接受到列车运行速度的影响，和列车运行工况密不可分，尤其是低速运行时效率较低，无法通过精确的数学模型进行描述，所以在系统功率损耗计算时，假设功率因数和效率为常数。所选动车组的额定输出功率为8800kW，共有两个牵引单元，8个脉冲整流器(recitifer)，4个牵引逆变器(inverter)。另外每节列车还配有一台辅助逆变器(aux)，额定功率为51kW。

根据动车组的拓扑结构，有：

通过损耗计算，得到牵引逆变器和脉冲整流器上的负载功率情况。

图2-2  牵引传动系统能量转换及传递路径示意图

图2-3  牵引传动系统负载功率

重点基于牵引传动系统的特定拓扑和前面得出的各个工作状况，对功率器件的温度变化情况进行分析，主要研究温升对变流器功率器件寿命的影响，得出功率器件的寿命估计。并利用Matlab/Simulink和PLECS等软件对理论分析结果进行仿真验证。根据不同的工况剖面对温升造成的影响，应用统计手段对牵引变流器的寿命进行评估，并与现场实际寿命统计作对比，分析其中存在的差异。

（1）功率器件损耗计算：变流系统中的各器件损耗是指器件吸收的电能。IGBT的功率损耗按照分类可以分为静态损耗，开关损耗和驱动损耗。其中静态损耗包括了导通损耗和截止损耗，即断电后的漏电损耗，开关损耗则包括了开通损耗和关断损耗。在大功率的牵引变流器里，静态损耗中的漏电损耗和驱动损耗一般只会占到总损耗的0.1%以下，这通常在计算中都忽略不计。而对IGBT模块的损耗计算来说，由于IGBT模块中还有反并联二极管，因此需要同时考虑到两部分损耗，IGBT 的损耗以及反并联二极管的损耗。

IGBT的功率损耗为其导通损耗PfwT与开关损耗PonT、PoffT之和：

反并联二极管的功率损耗为其导通损耗PfwD与关断损耗PfwD之和：

图2-4  PLECS中IGBT模块损耗对应三维图

（2）功率器件的热路分析：在实际应用中，牵引变流器中IGBT通常是封装起来的，没有办法进行实时外壳温度测量，因此需要考虑通过别的手段间接推算器件的温升情况。目前变流器的温升计算主要有以下三种方法：解析法、数值法和等效热路法。在等效热路法中，封装的半导体器件可以看作由芯片、焊层、外壳等成份组成的串联热阻、热容，再加上散热系统的等效热阻、热容，形成热网络，热源为芯片运行产生的热损耗，可以视为电流源。热损耗通过热网络向外部环境传导的过程，就可以用电路描述出来，利用电路知识来求解热平衡方程，计算变流器系统各部分的温升，本文即采用该方法。

在IGBT模块中，根据IGBT生产厂家的官方手册，可以得到IGBT热网络参数。目前，高速列车牵引变流器大部分使用水冷散热器，其热网络可以用RC热路来等效。由于散热器与冷却系统直接接触，而列车外部环境温度变化较大，可以不考虑散热器的冷却系统，直接将牵引箱的水温作为整个IGBT热路模型的环境温度。根据相关项目提供的线上数据，线路上的高速列车组牵引变流器冷却水箱平均温度为57°C左右，这样就取57°C为热模型仿真的外界温度。最终可以得到IGBT的热网络等效模型，如图2-5。其中Zj-c为IGBT和二极管内部热阻，Rc-h是散热硅脂的等效热阻，Zh-a是散热器的等效热阻。

图2-5  热网络模型

利用PLECS可以嵌套SIMULINK联合仿真的特点，在PLECS中建立上述热网络模型，再嵌套进SIMULINK中进行热-电联合仿真。仿真时，IGBT门极输入导通信号，模块导通产生电流，消耗功率，导致结温上升。未输入导通信号时模块经过散热系统散热冷却，结温下降。仿真计算得到结温Tj(t)的变化曲线如图2-6、图2-7所示。

图2-6  整流器部分IGBT和二极管结温波动

图2-7  逆变器部分IGBT和二极管结温波动

（3）功率器件热循环雨流计数：对于功率器件的循环载荷，在不规则负载情况下，建议使用雨流法来分析其循环载荷情况。一个雨流计数法的实例如图2-8所示，黑色虚线即为原始的时间-温度曲线，x轴为时间，y轴为基准温度差。随着时间的进行，温度围绕基准温度产生一定的波动，通过雨流计数法对这条温度曲线进行处理，可以得到1~4共四个完整的温度循环，还有5、6两个半循环。用雨流计数法对结温波动曲线进行处理，统计其结温波动，结果用下面的三维柱状图来表示。如图2-9和2-10所示，无论是在整流器还是逆变器中，相对于IGBT，二极管的波动范围更大。

图2-8  雨流计数法示意图

图2-9  整流器部分雨流计数结果

图2-10  逆变器部分雨流计数结果

（4）不同寿命模型分析对比：这里主要选择工程常用的解析模型来分析IGBT寿命，解析寿命模型基于加速老化寿命试验所得数据建立，包括Coffin-Manson模型、Norris-Landzberg模型、Coffin-Manson-Arrhenius和Coffin-Manson-Arrhenius广延指数模型四类。

上世纪90年代初，LESIT项目通过加速老化试验建立了Coffin-Manson寿命模型：

该模型定义了ΔTj与失效次数Nf的指数函数形式，其中a和n是模型参数。该模型仅考虑了温差ΔTj对寿命的影响，没有考虑平均结温Tm的影响。Arrhenuis等人在Coffin-Manson模型的基础上，考虑了Tm的影响得到下面的模型：

之中Ea为激化能量（J/mol），Tm器件在一个循中的平均温度（K）， K为玻尔兹曼常数（J/K）。

在Coffin-Manson-Arrhenius模型提出后，又有学者对其改进，提出了Coffin-Manson-Arrhenius广延指数模型。该模型增加了β参数，可以降低Tm影响强度，使数据与模型更匹配，该模型如下式所示：

在Coffin-Manson模型的基础上，又有学者考虑到循环频率f对器件寿命的影响，改进提出了Norris-Landzberg模型：

本文采用了以上四种寿命模型，分别代入雨流计算的结果，得出不同寿命模型下整流器中IGBT的寿命消耗，结果如表2-1所示。

表2-1  某任务剖面下整流器IGBT模块年寿命消耗

根据列车一年365天的运行时长，可以计算出整流器中IGBT和二极管的预测寿命，结果如表2-2所示。

表2-2  整流器IGBT模块寿命预期

实际中只要IGBT和二极管其中一个部分损坏即认为该IGBT模块损坏，因此取IGBT和二极管中寿命最短的在值作为IGBT模块的整体寿命，整流器IGBT模块的整体预期寿命在四种模型下分别为27.9年、26.1年、28.8年、23.8年。

同样的，逆变器中IGBT和二极管的预测寿命，如表2-3所示。这样得出整流器和逆变器在不同模型下的整体寿命如下表2-4所示，列车在这样的工况下，整流器IGBT模块的整体预期寿命在四种模型下的平均值为26.65年，逆变器IGBT模块的整体预期寿命在四种模型下的平均值为51.2年。整流器和逆变器在四种模型下的寿命与平均寿命相接近。

表2-3  逆变器IGBT模块寿命预期

表2-4  整流器和逆变器在不同寿命模型下的寿命预期

整流器IGBT模块的寿命要低于逆变器中的IGBT模块。为了验证器件寿命评估结果的有效性，将IGBT模块寿命评估结果与现场统计结果进行比较。据现场数据统计，该列车运行线路在2010年到2016年整流器功率模块故障次数46次，逆变器功率模块故障22次，这与上述寿命结果规律相符合。

结 论

（1）总体来说，脉冲整流器的预期寿命要低于牵引逆变器；

（2）根据统计数据，牵引变流器的预期寿命结果与实际数据相似，估计的使用寿命与实际功率器件的平均损坏周期数量级相同，所以估计的生命周期被认为是有效的；

（3）对于运行中的列车，根据其运行的任务剖面预估牵引变流器的使用寿命可以对高速动车组牵引传动系统建立更好维护时间表和确定合理的检修周期提供了指导和借鉴意义，使得安全维护有了科学依据。

（1）在这种大功率变流器中，主要发热来源是功率器件开通和关断时产生的功率损耗，因此器件的发热损耗与开关频率直接相关。同样的负载水平下，开关频率越高，发热就越剧烈，带来的温度波动也就越大。对于牵引逆变器，反而在高速区恒速运行时，发热较低；

（2）在恒定的开关频率下，开关损耗与负载水平直接相关，温度变化与功率同步。以脉冲整流器为例，列车运行的负荷越大，它的IGBT模块整体发热水平也就越高。同时，牵引工况下，脉冲整流器的二极管结温更高，再生制动工况下，IGBT的发热更大，这与电流流通路径直接相关；

（3）健康管理方面，可以从功率平滑、内部损耗控制和外部温度调节三个主要方面进行温度平滑调节以提高功率器件使用寿命。从开关频率、矢量作用序列、混合功率控制等角度可实现功率平滑调节；基于内部损耗调节的热管理方法，可以通过调节影响内部开关损耗的变量，进而调节IGBT模块的温度波动，温度调节效果会较明显；基于外部散热的热管理方法，可以通过调节散热片风速或液体流速等方法调节散热片的温度，可调节低频温度波动。