學校：西南交通大學
指導老師：葛興來教授，項目組成員：謝東，姚博，鬍子浪
目前高速列車主變流器上應用的主要為3300V、6500V等高電壓等級的IGBT。鐵路牽引領域的變流器屬於非平穩工況變流器，而IGBT的處理功率經常大範圍波動，並且工作時所承受的交變熱應力衝擊極易導致疲勞，甚至老化失效，這些特點使得其應用條件更加嚴酷。因此，獲取有效的監測參數評估功率器件的工作狀態，並建立有效的功率器件退化模型預測剩餘壽命，對牽引傳動系統建立更好維護時間表和確定合理的檢修周期具有重要的指導和借鑑意義，這也是保證列車牽引傳動系統安全穩定運行的關鍵。本項目在這樣的背景下，考慮牽引傳動系統大功率、低開關頻率、強耦合幹擾、運行環境複雜多變等特點，對功率器件的電熱參數進行建模分析，獲取結溫變化曲線，對比不同壽命模型獲取與實際壽命相近的壽命評估結果。進一步地，通過控制和調製方式對比分析出器件壽命影響主要因素，初步得到牽引變流器的健康管理方案，為現場牽引變流器系統的維修管理提供一定的技術指導。
內容1:牽引傳動系統變流器的多時間尺度運行工況分析
變流器工作時的環境溫度、負載水平、運行工況、控制方法等都會對變流器的功率模塊壽命產生影響。在考慮長時間尺度下的工作剖面和較短時間內的外部環境變化影響條件下，推導出其運行功率變化狀況。
高速動車組牽引計算建模：某型動車組為4動4拖8輛編組，採用電力牽引交流傳動方式，牽引功率為8800kW，由2個牽引單元組成，每個牽引單元按兩動車（有動力）兩拖車（無動力）構成。如圖2-1所示，其中Mc為帶駕駛室的動車，Tp為帶受電弓的拖車，M為動車，T為拖車，整列編組全長200m。對於整列車的牽引計算，常用的列車計算力學模型有單質點模型和多質點模型。目前，潮流計算以及牽引計算的工程應用上，大多將動車組視為單質點負荷，本項目也選擇單質點負荷來分析。
列車旋轉部分對應的質量與列車總質量的比例係數，由動能定律推導：
迴轉質量係數γ由旋轉質量的轉動慣量J、列車靜態總質量Ms以及旋轉部件的等效的轉動半徑Rh決定。對於高速動車組，一般動車的迴轉質量係數大於拖車。
其中Mdynamic為列車動態質量，單位為t。γT為拖車迴轉質量係數，γD為動車迴轉質量係數。MT為拖車空載質量，MD為動車空載質量。nT為拖車數量，nD為動車數量。為了工程實用方便，統一將高速動車組的迴轉質量係數取為0.1，以簡化計算。
高速動車組阻力計算：列車阻力，即列車運行時阻礙運行的外力，包括基本阻力和附加阻力兩類。前者指的是列車運行中的空氣阻力、車輪與鋼軌之間相互作用帶來的阻力。後者指的是坡道、線路曲線和隧道帶來的額外阻力，研究中通常針對不同編組和車型根據大量牽引試驗對列車運行基本阻力採用經驗公式進行擬合。
式中Wbasic為列車運行基本阻力，單位為N；a0、a1、a2是與阻力相關的係數；Wstatic為列車的靜態質量；g為重力加速度。
其中Wbasic(v)為單位基本阻力，單位質量的列車受到的阻力。
附加阻力，即線路或隧道等原因產生的阻力，通常有坡道附加阻力、曲線附加阻力和隧道附加阻力等。這裡將他們全部歸算到線路坡道上，以坡道附加阻力代表系統附加阻力：
基本阻力與附加阻力之和為列車在運行時的總阻力，也就是牽引系統的負荷。由此，根據運行基本阻力及車輛加速度、軌道坡度等信息可計算車輛運行阻力，計算出牽引傳動系統的功率數據。
牽引傳動系統損耗計算：牽引傳動系統能量轉換及傳通路徑如圖2-2，黑色箭頭代表列車牽引運行中能量轉換以及傳遞途徑，紅色箭頭代表制動運行中能量轉換以及傳遞途徑。功率因數和效率直接受到列車運行速度的影響，和列車運行工況密不可分，尤其是低速運行時效率較低，無法通過精確的數學模型進行描述，所以在系統功率損耗計算時，假設功率因數和效率為常數。所選動車組的額定輸出功率為8800kW，共有兩個牽引單元，8個脈衝整流器(recitifer)，4個牽引逆變器(inverter)。另外每節列車還配有一臺輔助逆變器(aux)，額定功率為51kW。
通過損耗計算，得到牽引逆變器和脈衝整流器上的負載功率情況。
內容2：基於多種運行工況剖面的牽引傳動系統變流器的壽命評估
重點基於牽引傳動系統的特定拓撲和前面得出的各個工作狀況，對功率器件的溫度變化情況進行分析，主要研究溫升對變流器功率器件壽命的影響，得出功率器件的壽命估計。並利用Matlab/Simulink和PLECS等軟體對理論分析結果進行仿真驗證。根據不同的工況剖面對溫升造成的影響，應用統計手段對牽引變流器的壽命進行評估，並與現場實際壽命統計作對比，分析其中存在的差異。
（1）功率器件損耗計算：變流系統中的各器件損耗是指器件吸收的電能。IGBT的功率損耗按照分類可以分為靜態損耗，開關損耗和驅動損耗。其中靜態損耗包括了導通損耗和截止損耗，即斷電後的漏電損耗，開關損耗則包括了開通損耗和關斷損耗。在大功率的牽引變流器裡，靜態損耗中的漏電損耗和驅動損耗一般只會佔到總損耗的0.1%以下，這通常在計算中都忽略不計。而對IGBT模塊的損耗計算來說，由於IGBT模塊中還有反並聯二極體，因此需要同時考慮到兩部分損耗，IGBT 的損耗以及反並聯二極體的損耗。
IGBT的功率損耗為其導通損耗PfwT與開關損耗PonT、PoffT之和：
反並聯二極體的功率損耗為其導通損耗PfwD與關斷損耗PfwD之和：
圖2-4 PLECS中IGBT模塊損耗對應三維圖
（2）功率器件的熱路分析：在實際應用中，牽引變流器中IGBT通常是封裝起來的，沒有辦法進行實時外殼溫度測量，因此需要考慮通過別的手段間接推算器件的溫升情況。目前變流器的溫升計算主要有以下三種方法：解析法、數值法和等效熱路法。在等效熱路法中，封裝的半導體器件可以看作由晶片、焊層、外殼等成份組成的串聯熱阻、熱容，再加上散熱系統的等效熱阻、熱容，形成熱網絡，熱源為晶片運行產生的熱損耗，可以視為電流源。熱損耗通過熱網絡向外部環境傳導的過程，就可以用電路描述出來，利用電路知識來求解熱平衡方程，計算變流器系統各部分的溫升，本文即採用該方法。
在IGBT模塊中，根據IGBT生產廠家的官方手冊，可以得到IGBT熱網絡參數。目前，高速列車牽引變流器大部分使用水冷散熱器，其熱網絡可以用RC熱路來等效。由於散熱器與冷卻系統直接接觸，而列車外部環境溫度變化較大，可以不考慮散熱器的冷卻系統，直接將牽引箱的水溫作為整個IGBT熱路模型的環境溫度。根據相關項目提供的線上數據，線路上的高速列車組牽引變流器冷卻水箱平均溫度為57°C左右，這樣就取57°C為熱模型仿真的外界溫度。最終可以得到IGBT的熱網絡等效模型，如圖2-5。其中Zj-c為IGBT和二極體內部熱阻，Rc-h是散熱矽脂的等效熱阻，Zh-a是散熱器的等效熱阻。
利用PLECS可以嵌套SIMULINK聯合仿真的特點，在PLECS中建立上述熱網絡模型，再嵌套進SIMULINK中進行熱-電聯合仿真。仿真時，IGBT門極輸入導通信號，模塊導通產生電流，消耗功率，導致結溫上升。未輸入導通信號時模塊經過散熱系統散熱冷卻，結溫下降。仿真計算得到結溫Tj(t)的變化曲線如圖2-6、圖2-7所示。
（3）功率器件熱循環雨流計數：對於功率器件的循環載荷，在不規則負載情況下，建議使用雨流法來分析其循環載荷情況。一個雨流計數法的實例如圖2-8所示，黑色虛線即為原始的時間-溫度曲線，x軸為時間，y軸為基準溫度差。隨著時間的進行，溫度圍繞基準溫度產生一定的波動，通過雨流計數法對這條溫度曲線進行處理，可以得到1~4共四個完整的溫度循環，還有5、6兩個半循環。用雨流計數法對結溫波動曲線進行處理，統計其結溫波動，結果用下面的三維柱狀圖來表示。如圖2-9和2-10所示，無論是在整流器還是逆變器中，相對於IGBT，二極體的波動範圍更大。
（4）不同壽命模型分析對比：這裡主要選擇工程常用的解析模型來分析IGBT壽命，解析壽命模型基於加速老化壽命試驗所得數據建立，包括Coffin-Manson模型、Norris-Landzberg模型、Coffin-Manson-Arrhenius和Coffin-Manson-Arrhenius廣延指數模型四類。
上世紀90年代初，LESIT項目通過加速老化試驗建立了Coffin-Manson壽命模型：
該模型定義了ΔTj與失效次數Nf的指數函數形式，其中a和n是模型參數。該模型僅考慮了溫差ΔTj對壽命的影響，沒有考慮平均結溫Tm的影響。Arrhenuis等人在Coffin-Manson模型的基礎上，考慮了Tm的影響得到下面的模型：
之中Ea為激化能量（J/mol），Tm器件在一個循中的平均溫度（K）， K為玻爾茲曼常數（J/K）。
在Coffin-Manson-Arrhenius模型提出後，又有學者對其改進，提出了Coffin-Manson-Arrhenius廣延指數模型。該模型增加了β參數，可以降低Tm影響強度，使數據與模型更匹配，該模型如下式所示：
在Coffin-Manson模型的基礎上，又有學者考慮到循環頻率f對器件壽命的影響，改進提出了Norris-Landzberg模型：
本文採用了以上四種壽命模型，分別代入雨流計算的結果，得出不同壽命模型下整流器中IGBT的壽命消耗，結果如表2-1所示。
表2-1 某任務剖面下整流器IGBT模塊年壽命消耗
根據列車一年365天的運行時長，可以計算出整流器中IGBT和二極體的預測壽命，結果如表2-2所示。
實際中只要IGBT和二極體其中一個部分損壞即認為該IGBT模塊損壞，因此取IGBT和二極體中壽命最短的在值作為IGBT模塊的整體壽命，整流器IGBT模塊的整體預期壽命在四種模型下分別為27.9年、26.1年、28.8年、23.8年。
同樣的，逆變器中IGBT和二極體的預測壽命，如表2-3所示。這樣得出整流器和逆變器在不同模型下的整體壽命如下表2-4所示，列車在這樣的工況下，整流器IGBT模塊的整體預期壽命在四種模型下的平均值為26.65年，逆變器IGBT模塊的整體預期壽命在四種模型下的平均值為51.2年。整流器和逆變器在四種模型下的壽命與平均壽命相接近。
表2-4 整流器和逆變器在不同壽命模型下的壽命預期
整流器IGBT模塊的壽命要低於逆變器中的IGBT模塊。為了驗證器件壽命評估結果的有效性，將IGBT模塊壽命評估結果與現場統計結果進行比較。據現場數據統計，該列車運行線路在2010年到2016年整流器功率模塊故障次數46次，逆變器功率模塊故障22次，這與上述壽命結果規律相符合。
（1）總體來說，脈衝整流器的預期壽命要低於牽引逆變器；
（2）根據統計數據，牽引變流器的預期壽命結果與實際數據相似，估計的使用壽命與實際功率器件的平均損壞周期數量級相同，所以估計的生命周期被認為是有效的；
（3）對於運行中的列車，根據其運行的任務剖面預估牽引變流器的使用壽命可以對高速動車組牽引傳動系統建立更好維護時間表和確定合理的檢修周期提供了指導和借鑑意義，使得安全維護有了科學依據。
（1）在這種大功率變流器中，主要發熱來源是功率器件開通和關斷時產生的功率損耗，因此器件的發熱損耗與開關頻率直接相關。同樣的負載水平下，開關頻率越高，發熱就越劇烈，帶來的溫度波動也就越大。對於牽引逆變器，反而在高速區恆速運行時，發熱較低；
（2）在恆定的開關頻率下，開關損耗與負載水平直接相關，溫度變化與功率同步。以脈衝整流器為例，列車運行的負荷越大，它的IGBT模塊整體發熱水平也就越高。同時，牽引工況下，脈衝整流器的二極體結溫更高，再生制動工況下，IGBT的發熱更大，這與電流流通路徑直接相關；
（3）健康管理方面，可以從功率平滑、內部損耗控制和外部溫度調節三個主要方面進行溫度平滑調節以提高功率器件使用壽命。從開關頻率、矢量作用序列、混合功率控制等角度可實現功率平滑調節；基於內部損耗調節的熱管理方法，可以通過調節影響內部開關損耗的變量，進而調節IGBT模塊的溫度波動，溫度調節效果會較明顯；基於外部散熱的熱管理方法，可以通過調節散熱片風速或液體流速等方法調節散熱片的溫度，可調節低頻溫度波動。
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