李 棟，何皓鵬，彭楊彬，邢凱悅，姚羨平，葛興來

（西南交通大學(xué) 電氣工程學(xué)院，四川 成都 611700）

0 引言

在軌道交通領(lǐng)域，動車組的牽引變流器工作在非平穩(wěn)工況時，其內(nèi)部的IGBT會產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力，影響IGBT的健康狀態(tài)與剩余壽命，不利于列車長期、正常的運行。

文獻(xiàn)［1］研究了基于線路運行環(huán)境的牽引變流器IGBT 壽命評估，計算出不同運行工況下變流器的牽引功率，為列車牽引工況的分析提供了理論支撐。文獻(xiàn)［2‐3］利用Simulink與PLECS的電熱聯(lián)合仿真獲得器件結(jié)溫，給出變流器中IGBT 在不同解析壽命預(yù)測模型中的參數(shù)，以及對IGBT 進(jìn)行損耗評估與壽命預(yù)測研究的一般方法，但未考慮不同老化程度IGBT的運行損耗區(qū)別。文獻(xiàn)［4］介紹了雨流計數(shù)法的原理及其應(yīng)用，提供了對結(jié)溫波動與平均結(jié)溫進(jìn)行統(tǒng)計的方法。文獻(xiàn)［5］介紹了IGBT不同的解析壽命預(yù)測模型的原理及其影響因素，為壽命預(yù)測提供理論支撐。文獻(xiàn)［6‐7］給出IGBT失效過程中熱阻的變化以及失效條件的判斷，在此研究基礎(chǔ)上利用PLECS分析不同老化程度下的IGBT電熱仿真模型。文獻(xiàn)［8］考慮了不同剩余壽命對IGBT 壽命評估的影響，為老化情況下的IGBT壽命評估給予了理論支撐。

根據(jù)文獻(xiàn)［1‐8］對IGBT壽命評估時考慮的因素，高速動車組牽引變流器IGBT的壽命評估需要同時考慮不同的運行工況以及當(dāng)前器件的老化程度。而目前大部分文獻(xiàn)未綜合考慮以上條件，故本文參照文獻(xiàn)［6‐7］中的IGBT 失效判斷標(biāo)準(zhǔn)，并參照文獻(xiàn)［2‐3］中基于Simulink與PLECS電熱聯(lián)合仿真的方法提取結(jié)溫及其他參數(shù)，根據(jù)這些參數(shù)條件對文獻(xiàn)［5］中提到的LESIT模型與Norris‐Landzberg模型進(jìn)行比較，從而提出了一種基于器件老化程度及列車運行工況的牽引變流器IGBT在一次完整運行工況下的累計損耗（單次完整運行工況下IGBT 的損耗占整個IGBT 使用壽命周期間總損耗的百分比）以及剩余壽命的計算方法。

1 變流器仿真設(shè)計

本節(jié)將根據(jù)牽引變流器主電路拓?fù)浯罱ǚ抡婺Ｐ停ㄟ^控制輸出功率，實現(xiàn)牽引變流器IGBT一次完整運行工況的模擬。

1.1 變流器的工作原理

列車一次完整的運行分為牽引、巡航、惰行及制動4種工況。在前3種工況下，變流器工作在整流模式；在制動工況下，變流器工作在逆變模式。

以CRH3型動車為例，一個牽引單元由兩個牽引變流器組成，本文以其中一個牽引變流器為例進(jìn)行分析。圖1示出牽引變流器主電路原理，其主要包括交流側(cè)電路、整流橋及直流側(cè)電路3部分。交流側(cè)電路主要包括交流電壓源us和網(wǎng)側(cè)電感器Ls；整流橋主要由IGBT模塊組成；直流側(cè)電路主要由二次濾波電路（電感器和電容器串聯(lián)諧振構(gòu)成）、支撐電容器及阻性負(fù)載構(gòu)成。

圖1 牽引變流器主電路Fig.1 Main circuit of traction converter

列車牽引變流器工作在整流模式還是逆變模式，取決于Ls兩端電壓的相位和幅值：當(dāng)變流器工作在整流模式時，整流橋ab 端間的輸入電壓有效值Uab滯后于網(wǎng)側(cè)電壓有效值Us，網(wǎng)側(cè)電流有效值Is與Us同相位；當(dāng)變流器工作在逆變模式時，Uab超前于Us，Is與Us同相位。

定義驅(qū)動信號：當(dāng)Sa=1，Sb=1 時，整流橋的上橋臂導(dǎo)通；當(dāng)Sa=0，Sb=0時，整流橋下橋臂導(dǎo)通。如此，圖1所示兩電平脈沖整流器可工作于SaSb= 00，10，01，11這4種模式。其中SaSb=00，SaSb=11時，電源均處于短接狀態(tài)，本文只考慮整流與逆變的工況，因此不對此模式進(jìn)行分析。對變流器在整流及逆變工況下的工作模式進(jìn)行總結(jié)，如表1 所示。根據(jù)Us和Is的關(guān)系，可得到整流器的工作模式，進(jìn)而得到開關(guān)器件的PWM 驅(qū)動信號。

表1 變流器的工作模式Tab.1 Working modes of the converter

1.2 運行工況模擬

單臺變流器的輸出功率會隨運行工況的變化而變化，綜合考慮變流器直流側(cè)的功率，設(shè)計電仿真模型，通過調(diào)節(jié)直流側(cè)的負(fù)載來改變輸出功率。

通過仿真，模擬列車的一次啟停過程，總時長為800 s，具體如下：

（1）在0～300 s時段，列車處于牽引工況，隨著列車速度上升，牽引功率逐漸增大；當(dāng)列車速度趨于穩(wěn)定時，功率達(dá)到最大值并保持穩(wěn)定。

（2）在300～400 s時段，列車為巡航模式，此時輸出功率下降。

（3）在400～500 s時段，列車進(jìn)入惰行狀態(tài)，變流器輸出功率接近為0。

（4）在500～800 s時段，列車處于制動模式，直流側(cè)輸入功率，因此變流器輸出功率為負(fù)值，制動功率反饋給電網(wǎng)；隨著列車速度的下降，制動反饋給電網(wǎng)的功率逐漸變小，最終變?yōu)?。

2 電熱聯(lián)合仿真設(shè)計

高速動車組的牽引變流器一般采用風(fēng)冷或水冷的散熱方式，由于IGBT 殼溫與外部環(huán)境溫度相差較小，因此可用環(huán)境溫度代替殼溫，并恒定為20 ℃。在IGBT 的傳熱過程中，通過熱對流與熱傳導(dǎo)方式傳遞的熱量占主要部分，因此熱輻射傳遞的熱量可以忽略。IGBT 的熱網(wǎng)絡(luò)模型可以用RC 熱網(wǎng)絡(luò)來等效，在IGBT 數(shù)據(jù)手冊中通常會提供局部網(wǎng)絡(luò)熱路模型的參數(shù)，即Foster 熱網(wǎng)絡(luò)模型，因此無須單獨對IGBT 各封裝部分的功率損耗進(jìn)行計算［9］。最終獲得的IGBT熱網(wǎng)絡(luò)等效模型如圖2 所示。

圖2 IGBT 熱網(wǎng)絡(luò)模型Fig. 2 IGBT thermal network model

該熱網(wǎng)絡(luò)模型包括IGBT 與二極管的功率損耗、結(jié) 熱 阻Zth(J‐C)、殼 熱 阻Rth(C‐H)以 及 散 熱 器 的 熱 阻R(h‐a)。利用內(nèi)嵌在Simulink中的PLECS 建立Foster 熱網(wǎng)絡(luò)模型，如圖3所示。

圖3 牽引變流器熱仿真Fig. 3 Converter thermal simulation

將英飛凌公司提供的IGBT 熱網(wǎng)絡(luò)模型導(dǎo)入PLECS 中，得到IGBT的功率損耗，如圖4~圖6所示。

圖4 IGBT 開通損耗模型Fig. 4 Model of IGBT turn‐on loss

圖5 IGBT 關(guān)斷損耗模型Fig. 5 Model of IGBT turn‐off loss

圖6 IGBT 導(dǎo)通損耗模型Fig. 6 Model of IGBT conduction loss

將圖1 中輸入電流is、負(fù)載電壓ud以及推算出的單管IGBT 的驅(qū)動信號導(dǎo)入電熱聯(lián)合仿真模型，導(dǎo)出圖4~圖6 的IGBT 損耗模型。當(dāng)給予IGBT 驅(qū)動信號時，IGBT模塊導(dǎo)通，產(chǎn)生通態(tài)損耗以及開通關(guān)斷損耗，致使結(jié)溫上升；當(dāng)撤銷驅(qū)動信號時，IGBT模塊關(guān)斷，結(jié)溫下降，由此可獲得IGBT的結(jié)溫波動值。

隨著IGBT的老化，其內(nèi)部物理結(jié)構(gòu)會發(fā)生變化，從而引起電熱性能的衰退。焊接層失效是IGBT 模塊的主要失效方式之一。在器件老化過程中，焊接層可能會產(chǎn)生裂縫、裂縫擴(kuò)大甚至最后斷裂，整個過程熱阻不斷增大。在本實驗中，將IGBT的穩(wěn)態(tài)熱阻作為失效特征量，設(shè)定IGBT的熱阻隨壽命線性變化，且熱阻上升50%時器件失效［10］。

3 IGBT損耗計算與壽命預(yù)測

本文利用工程上常用的壽命預(yù)測模型，基于列車一次完整的運行工況，考慮到各IGBT老化程度不同，計算其累計損耗，并進(jìn)行壽命預(yù)測。

3.1 解析壽命預(yù)測模型

目前，工程上常用且較為精確的解析壽命預(yù)測模型有LESIT與Norris‐Landzberg。

對IGBT 進(jìn)行壽命預(yù)測，常用的Coffin‐Manson 模型僅考慮結(jié)溫波動對器件老化程度的影響。在其基礎(chǔ)上，若考慮平均結(jié)溫對器件老化程度的影響，則得到LESIT 模型。該模型考慮了平均結(jié)溫以及結(jié)溫波動對IGBT壽命的影響，其表達(dá)式為

式中：A，α——常數(shù)，由加速老化試驗數(shù)據(jù)擬合得到；Nf——失效周期數(shù)，即IGBT模塊的壽命；ΔTj——結(jié)溫波動；Ea——激活能；k——玻爾茲曼常數(shù)；Tm——平均結(jié)溫。

由于周期性循環(huán)導(dǎo)致的老化會影響鍵合線承受應(yīng)力的能力，從而對IGBT壽命產(chǎn)生影響，考慮循環(huán)頻率因素，則得到Norris‐Landzberg模型。該模型對IGBT老化失效的描述更為全面，精度較高，其表達(dá)式為

式中：f——循環(huán)頻率；b——擬合得到的常數(shù)。

3.2 基于完整運行工況的IGBT壽命預(yù)測

通過Simulink 與PLECS 聯(lián)合仿真，計算IGBT 的功率損耗、集電極‐發(fā)射極的壓降以及集電極電流，再推算出IGBT的結(jié)溫波動，如圖7~圖9所示。

圖7 IGBT 的集電極‐發(fā)射極間壓降及其在350 s 時刻的放大圖Fig. 7 Collector‐emitter voltage drop of IGBT and its enlarged view at 350 s

圖9 IGBT 結(jié)溫Fig. 9 IGBT junction temperature

由圖7、圖8可以看出，在IGBT運行中，其集電極‐發(fā)射極間的電壓降保持不變，IGBT的集電極電流隨著輸出功率的降低而減小。

圖8 IGBT 的集電極電流及其在350 s 時刻的放大圖Fig. 8 Collector current of IGBT and its enlarged view at 350 s

由圖9 可以看出，在牽引工況下，隨著牽引功率上升，IGBT 的結(jié)溫波動與平均結(jié)溫由小變大；在巡航工況下，由于整流器的輸出功率下降，平均結(jié)溫下降；進(jìn)入惰行工況，輸出功率進(jìn)一步下降，結(jié)溫波動以及平均結(jié)溫繼續(xù)下降；進(jìn)入制動工況，變流器工作在逆變器的狀態(tài)且向電網(wǎng)輸出功率，結(jié)溫波動以及平均結(jié)溫變大，并伴隨有尖峰出現(xiàn)；隨著動車組速度減慢，結(jié)溫波動以及平均結(jié)溫再次變小。對結(jié)溫采取雨流計數(shù)法計數(shù)，獲得器件的結(jié)溫波動以及平均結(jié)溫，如圖10所示。

圖10 結(jié)溫波動統(tǒng)計Fig. 10 Junction temperature fluctuation

假定列車每天循環(huán)50次該運行任務(wù)，即每天工作11.1 h，按照一年工作365 天計算。通過LESIT 模型與Norris‐Landzberg模型，分別計算全新IGBT模塊在800 s運行工況下的累計損耗以及預(yù)測剩余壽命。

表2 全新IGBT 模塊損耗計算與壽命預(yù)測Tab. 2 New IGBT module loss calculation and lifetime prediction

目前，大部分文獻(xiàn)對軌道交通用IGBT 的壽命預(yù)測在十幾年至幾十年的區(qū)間內(nèi)。這與本文預(yù)測的IGBT使用壽命為21.02年與27.75年的結(jié)果相接近。

3.3 不同老化程度器件的累計損耗比較

通過提高待測器件的熱阻，模擬器件處于不同老化程度下的剩余壽命情況。將IGBT 模塊熱阻依次增大為1.1Rth、1.2Rth、1.3Rth、1.4Rth，分別代表剩余壽命為80%、60%、40%、20%下的IGBT器件。通過Simulink與PLECS 聯(lián)合仿真得到IGBT 器件結(jié)溫，再利用雨流計數(shù)法統(tǒng)計結(jié)溫波動情況，如圖11所示。

圖11 不同剩余壽命的IGBT 結(jié)溫波動統(tǒng)計Fig. 11 IGBT junction temperature fluctuation with different remaining lifespans

利用LESIT 模型與Norris‐Landzberg 模型分別計算IGBT在800 s運行工況下不同剩余壽命時的累計損耗（圖12）。

圖12 不同剩余壽命的IGBT 累計損耗比較Fig. 12 Comparison of cumulative losses of IGBT with different remaining lifetimes

由圖12可知，隨著IGBT器件老化程度的增加，在相同的運行工況下IGBT 的損耗會加劇，且呈線性增加趨勢，當(dāng)剩余壽命為20%時，IGBT 的累計損耗約為全新器件的1.39倍。且Norris‐Landzberg模型下累計損耗比LESIT 模型下的累計損耗小，LESIT 模型的計算結(jié) 果 約 為Norris‐Landzberg 模 型 的1.32 倍。在 考 慮IGBT老化的情況下，IGBT的累計損耗呈線性增長，導(dǎo)致IGBT 壽命加快縮短，此結(jié)論可以為實際應(yīng)用中的IGBT壽命預(yù)測提供一定參考。

4 結(jié)語

本文基于列車一次完整的運行工況以及IGBT 的當(dāng)前壽命，提出了一套完整的IGBT 累計損耗計算與壽命預(yù)測的方案。通過對動車組的牽引變流器進(jìn)行仿真，得到變流器IGBT的電信號并推測出驅(qū)動信號，再進(jìn)行電熱聯(lián)合仿真得到結(jié)溫；利用不同的模型對IGBT壽命進(jìn)行預(yù)測，分別得到IGBT 預(yù)測使用壽命為21.02年與27.75 年。所得到的仿真計算結(jié)果符合實際，可以應(yīng)用到IGBT實際運行壽命評估中。

在綜合考慮實際工況時，本文方案進(jìn)行了一定的簡化，如由于設(shè)定列車運行時環(huán)境溫度恒定為20℃，且未考慮惡劣天氣給器件壽命帶來的影響，導(dǎo)致預(yù)測使用壽命相比實際情況有所偏差。此外，考慮器件老化時，本文假定IGBT熱阻隨壽命呈線性增大，而實際情況中變化參數(shù)更多、更復(fù)雜。精確的壽命評估需要建立確切的模型來描述器件運行狀態(tài)，因此，本方案在算法上還存在一定優(yōu)化空間，這是后續(xù)的研究方向。