高速动车组牵引变流器的压力特性及温升计算*

doi:10.11985/2023.02.030

高速动车组牵引变流器的压力特性及温升计算^*

丁杰^,, 尹亮^,

湖南文理学院机械工程学院常德 415000

Pressure Characteristics and Temperature Rise Calculation of Traction Converter for High Speed EMU

DING Jie^,, YIN Liang^,

School of Mechanical Engineering, Hunan University of Arts and Science, Changde 415000

收稿日期: 2022-01-9 修回日期: 2022-05-20

基金资助:

湖南省教育厅科学研究重点(21A0416)
湖南文理学院科学研究重点(22ZD02)
湖南文理学院科技创新团队(校办通[2020]26号资助项目)

Received: 2022-01-9 Revised: 2022-05-20

作者简介 About authors

丁杰，男，1979年生，博士，正高级工程师。主要研究方向为振动噪声与电力电子器件可靠性。E-mail：dj8083@126.com

尹亮，男，1988年生，博士。主要研究方向为液体火箭发动机燃烧及热防护技术。E-mail：yl88222@126.com

摘要

为分析高速动车组运行过程中列车表面压力对牵引变流器进出风口的影响以及牵引变流器的冷却散热效果，首先建立列车明线运行的空气动力学模型，通过数值模拟得到高速动车组以速度350 km/h明线运行时的压力分布特性，结果表明牵引变流器的进出风口均为负压，出风口与进风口平均压差值为负值，这有利于牵引变流器的通风散热；然后根据牵引变流器的结构特点分别建立了液冷子系统和风冷子系统的仿真模型，得到主逆变组件、整流组件和辅助逆变组件的绝缘栅双极型晶体管(Insulated gate bipolar transistor, IGBT)元件温升，以及变压器、电抗器等电气部件的温升；最后通过温升试验验证仿真计算结果的准确性和牵引变流器的散热效果。牵引变流器的压力特性及温升计算，对于高速动车组的开发研制具有一定意义。

关键词： 高速动车组; 牵引变流器; 空气动力学; 压力特性; 温升计算

Abstract

In order to analyze the influence of the surface pressure of the train on the air inlet and outlet of the traction converter and the cooling effect of the traction converter during the operation of the high-speed electric multiple units(EMU), the aerodynamic model of the open line operation of the train is established. The pressure distribution characteristics of the high-speed EMU running at the speed of 350 km/h are obtained by numerical simulation. The results show that the air inlet and outlet of the traction converter are all negative pressure, the average pressure difference between the air outlet and inlet is negative, which is conducive to the ventilation and heat dissipation of the traction converter. Then, according to the structure characteristics of the traction converter, the simulation models of the liquid cooling subsystem and the air cooling subsystem are established respectively, and the insulated gate bipolar transistor(IGBT) component temperature rise of the main inverter assembly, rectifier assembly and auxiliary inverter assembly, as well as the temperature rise of the electrical components such as transformer and reactor are obtained. Finally, the accuracy of the simulation results and the cooling effect of the traction converter are verified by the temperature rise test. The calculation of pressure characteristics and temperature rise of the traction converter has certain significance for the development of high speed EMU.

Keywords： High speed EMU; traction converter; aerodynamics; pressure characteristics; temperature rise calculation

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本文引用格式

丁杰, 尹亮. 高速动车组牵引变流器的压力特性及温升计算^*[J]. 电气工程学报, 2023, 18(2): 287-294 doi:10.11985/2023.02.030

DING Jie, YIN Liang. Pressure Characteristics and Temperature Rise Calculation of Traction Converter for High Speed EMU[J]. Chinese Journal of Electrical Engineering, 2023, 18(2): 287-294 doi:10.11985/2023.02.030

1 引言

牵引变流器作为高速动车组的关键设备之一，利用绝缘栅双极型晶体管(Insulated gate bipolar transistor, IGBT)元件进行电能变换，为整车运行提供动力^[1]。IGBT元件芯片体积小，而工作过程中产生的损耗大，必须采用合适的冷却方式进行散热才能确保其可靠运行。由于高速动车组运行过程中不同部位会呈现出不同的压力分布^[2⇓-4]，直接影响到车体底部牵引变流器进出风口的压力特性，从而对其内部通风冷却系统的稳定工作产生不利影响，严重时会出现车体外部空气向牵引变流器出风口倒灌的情况^[5]，因此，有必要对高速动车组运行工况下的牵引变流器进出风口压力特性及IGBT元件温升开展深入研究。

国内外对列车交会、隧道通过等运行工况引起的空气动力学问题进行了大量研究，研究方法主要有试验研究(包括实车试验^[6⇓-8]、风洞试验^[9]和动模型试验^[10])和仿真计算。韩运动等^[11]仿真分析了动车组在明线会车工况下的设备舱内气流组织，通过计算得出随着交会速度的提高，设备舱各进出风口的流量变化幅值增大，通风性能出现明显波动，由于交会持续时间为1~2 s，对设备舱整体通风性能不会产生较大影响。代玉博^[12]利用FLUENT软件分析了高速动车组在明线有无横风的环境下设备舱的通风散热性能，发现出风口处在迎风侧时设备舱的通风效果较差。刘楠等^[13]对某动车组400 km/h明线运行时空调冷凝器的进出口压力进行了数值模拟，在对比三种设计方案的基础上提出了增加扰流罩的优化方案。史永达等^[14]针对高速动车组列车前端区域进行空气动力学仿真，考虑了开闭罩缝隙对其内部流场的影响。通过文献分析可知，高速动车组的设备舱进出风口压力主要受明线运行的影响，隧道通过、交会、横风等情况会造成设备舱进出风口压力在很短时间内发生更加剧烈的变化。

本文以某高速动车组牵引变流器为研究对象，建立列车明线运行的空气动力学模型，分析高速动车组以速度350 km/h明线运行时牵引变流器的进出风口压力分布特性及对通风的影响。根据牵引变流器的结构特点分别建立液冷子系统和风冷子系统的仿真模型，分析IGBT元件、变压器和电抗器等部件的温升，并用温升试验验证牵引变流器的散热设计及效果，为高速动车组牵引变流器的开发研制提供指导。

2 高速动车组的空气动力学数值计算

2.1 空气动力学问题的控制方程

高速动车组的空气动力学数值计算属于计算流体动力学范畴，利用数值计算方法求解高速动车组周围空气流场的流动控制方程，得到流速和压力等信息。压缩性是流体的基本属性之一，然而当流体密度的变化对流动的影响可忽略时，可以采用不可压缩流动的假设，认为密度为常数。一般而言，马赫数Ma<0.3时，列车的运行速度相对较小，可按照不可压缩黏性流体考虑；Ma>0.3或研究列车交会、列车隧道通过等问题时，应考虑为可压缩黏性流体。针对高速动车组牵引变流器，冷却系统具备一定的安全裕量，列车交会或隧道通过的时间短，大部分时间内为速度350 km/h的明线运行，此时的Ma数为0.286，因此，可采用不可压缩非定常流动的基本控制方程进行描述^[15]。

连续方程为

(1)

div (U) = 0

x、y和z三个方向的动量方程分别为

(2)

\frac{\partial u}{\partial t} + div (u U) = div (ν grad u) - \frac{1}{ρ} \frac{\partial p}{\partial x}

(3)

\frac{\partial v}{\partial t} + div (v U) = div (ν grad v) - \frac{1}{ρ} \frac{\partial p}{\partial y}

(4)

\frac{\partial u}{\partial t} + div (w U) = div (ν grad w) - \frac{1}{ρ} \frac{\partial p}{\partial z}

能量方程为

(5)

\frac{\partial T}{\partial t} + div (U T) = div (\frac{λ}{ρ c_{p}} grad T) + \frac{S_{T}}{ρ}

式中，U为流体速度矢量；u、v和w分别为直角坐标系x、y和z方向的速度分量；t为时间；div表示散度；grad表示梯度；ρ为流体密度；ν为流体的运动黏度；p为压力；T为温度；λ为流体导热系数；c_p为流体比热容；S_T为流体的内热源及流体机械能因黏性作用而转换为热能的部分(简称黏性耗散项)。

方程(1)~(4)包含了u、v、w和p共四个未知量，层流情况下的方程组是封闭的。能量方程中包含T和ρ两个未知量，因此需要补充联系压力和密度的状态方程。对于理想气体，状态方程为 $p = ρ R T$ ，其中R为摩尔气体常数。不可压缩流动模型中的能量方程与连续方程、动量方程不耦合，如果需要了解因黏性耗散引起的流场温度分布的变化，可在计算出速度分量后代入能量方程求解温度分布；若不关注流场中的温度分布时，可以不考虑能量方程。

与高速动车组相关的流动绝大部分属于湍流，尤其是列车周围的附面层分离、尾流等具有明显的分离特征。湍流的数值模拟方法主要有湍流模型(包括涡黏性模型和雷诺应力模型)、大涡模拟和直接数值模拟。大涡模拟要求网格尺度非常小，网格规模大，对计算机资源的要求非常高，重点关注尾涡和分离区域时可以采用。直接数值模拟的时间离散步长在100 μs以下，难以适用于复杂的列车外流场问题。湍流模型中，标准k-ε模型应用非常广泛，采用直角坐标中张量形式表示的湍流动能k方程和湍流耗散率ε方程分别为

(6)

\begin{matrix} ρ \frac{\partial k}{\partial t} + ρ u_{j} \frac{\partial k}{\partial x_{j}} = \frac{\partial}{\partial x_{j}} [(μ + \frac{μ_{t}}{σ_{k}}) \frac{\partial k}{\partial x_{j}}] + \\ μ_{t} \frac{\partial u_{i}}{\partial x_{j}} (\frac{\partial u_{i}}{\partial x_{j}} + \frac{\partial u_{j}}{\partial x_{i}}) - ρ ε \end{matrix}

(7)

\begin{matrix} ρ \frac{\partial ε}{\partial t} + ρ u_{k} \frac{\partial ε}{\partial x_{k}} = \frac{\partial}{\partial x_{k}} [(μ + \frac{μ_{t}}{σ_{ε}}) \frac{\partial ε}{\partial x_{k}}] + \\ \frac{C_{1} ε μ_{t}}{k} \frac{\partial u_{i}}{\partial x_{j}} (\frac{\partial u_{i}}{\partial x_{j}} + \frac{\partial u_{j}}{\partial x_{i}}) - C_{2} ρ \frac{ε^{2}}{k} \end{matrix}

式中，μ和μ_t分别为层流和湍流的黏性系数；σ_k和σ_ε分别为脉动动能和耗散率的Prandtl数；C₁和C₂为经验常数。

2.2 空气动力学计算模型

高速动车组采用8节车编组，牵引变流器位于2、3、6和7号车的底部，其中6、7号车的牵引变流器布置与2、3号车的布置沿列车中间对称。图1为2、3号车牵引变流器进出风口的位置说明。

图1

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图1 牵引变流器进出风口在车底的布置

考虑到列车及安装部件的几何结构非常复杂，网格划分难度很大，因此需要对几何模型进行适当简化。主要保留车体侧面、车顶和底部的基本外形轮廓特征，而忽略受电弓和车体底部安装设备等部件的细节特征。

确定计算区域时，长度方向尺寸的选取是使计算区域下游边界尽可能远离列车尾部，避免出口截面受到列车尾流的影响，便于给定出口边界条件；宽度方向尺寸的选取是需要避免阻塞效应影响。针对某高速动车组，车身的长度l_c、宽度w_c和高度h_c分别为201.90 m、3.36 m和4.006 m，计算区域的进口长度L₁和出口长度L₂分别为20h_c和50h_c，计算区域的宽度W和高度H分别为30h_c和15h_c。计算区域的边界条件定义如下：流体域的顶面及侧面设置为对称边界；列车表面设置为无滑移壁面条件；地面设置为滑移边界条件，给定与车速大小相等、方向相反的速度，以体现与列车之间的相对运动；速度入口给定法线方向、车速大小的速度；压力出口设置静压为零。计算区域的尺寸及坐标定义如图2所示，其中x为列车长度方向，y为列车宽度方向，z为高度方向。

图2

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图2 计算区域及边界条件

计算模型的网格划分需要足够精细，尤其是边界层、剪切层、大漩涡结构、回流区和尾迹区等区域的压力或速度梯度大，该区域的网格需要采取局部加密的方式，以确保网格无关性。采用HyperMesh软件划分非结构化网格，物体表面为三角形网格，空间采用四面体网格。采用FLUENT软件进行求解计算，差分格式选择QUICK格式，这是一种改进的离散方程截差方法，可得到比中心格式和二阶迎风格式更精确的计算结果。非定常流动的收敛准则设置为流场参数和湍流模型参数的标准化残差值数量级分别降低到10^-4和10^-3，并关注监控点的曲线变化趋势。

2.3 列车表面压力计算结果分析

图3为高速动车组以速度350 km/h明线运行时的车体表面压力分布。由图3可以看出高速动车组除车头鼻端部等少数部位，其车身及车体底部大部分区域基本为负压，牵引变流器进出风口位置均处在负压区域。

图3

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图3 列车表面压力分布

计算区域的y坐标原点在列车车体宽度的中心线上，如图4所示提取y坐标分别为-0.783 m、0.783 m和0的车体底部压力数据，得到如图5a所示的列车底部压力曲线。计算区域的z坐标原点在地面(即轨面)，提取距离地面0.565 m处列车车体左侧的压力数据，得到如图5b所示的列车裙板压力曲线。由图5a和图5b对比可知，沿列车纵向的裙板外侧压力在鼻端处位置最大，转向架及风挡位置次之，列车车身处最小；位于2、3号车的牵引变流器进出风口与车辆前端转向架(以列车运行方向定义)距离较近，而位于6、7号车的牵引变流器进出风口位置与车辆后端转向架距离较近，因转向架对列车底部流场的影响，使得2、3号车与6、7号车的牵引变流器进出风口位置压力有所不同。

图4

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图4 列车底部压力数值的提取部位

图5

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图5 列车不同位置的压力曲线

表1为2、3、6和7号车不同部位的压力平均值。可以看出尽管牵引变流器进风口压力为负值，但是牵引变流器出风口的负压值大于进风口，2、3、6和7号车的牵引变流器出风口与进风口平均压力的差值分别为-70.0 Pa、-187.0 Pa、-222.0 Pa和-197.5 Pa，出风口与进风口平均压差值为负值有利于牵引变流器的通风散热，不会出现列车车体外部空气向牵引变流器出风口倒灌的情况。

表1 列车不同部位的进出风口位置压力平均值 Pa

位置	2号车	3号车	6号车	7号车
进风口1	-97	-140	-61	-65
进风口2	-101	-136	-68	-66
出风口1	-185	-355	-307	-277
出风口2	-173	-347	-353	-321
出风口3	-161	-318	-274	-253
出风口4	-157	-280	-212	-201
进风口平均值	-99.0	-138.0	-64.5	-65.5
出风口平均值	-169.0	-325.0	-286.5	-263.0
出风口与进风口差值	-70.0	-187.0	-222.0	-197.5

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3 牵引变流器的温升计算

3.1 牵引变流器的温升计算模型

图6为某高速动车组的牵引变流器三维结构示意图，主要包括主逆变组件、整流组件、辅助逆变组件、变压器和电抗器。根据主电路参数可以计算出以上部件在额定条件下的损耗分别为11 850 W、15 104 W、5 472 W、11 975 W和1 200 W。主逆变组件、整流组件和辅助逆变组件的热量主要来自于IGBT模块，采用水冷散热的方式将IGBT模块的热量带至热交换器。变压器和电抗器的热量主要通过强迫风冷的方式带至热交换器。为了实现冷却液和牵引变流器柜体内部空气的温度保持在使用范围内，通过双叶轮的轴流风机从牵引变流器两侧的进风口1和进风口2抽风，经热交换器换热后，再从牵引变流器底部的出风口1~4流出，进、出风口的相对位置如图1所示。

图6

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图6 牵引变流器的三维结构

由于整个牵引变流器的模型非常大，超出了现有台式工作站的计算能力，因此需要采用一定的简化策略与仿真建模方法。考虑到热交换器的结构复杂，难以建立详细的仿真模型，而且IGBT模块液冷子系统与变压器、电抗器风冷子系统可视为两个相对独立的部分，因此，可以将液冷子系统与风冷子系统分别进行建模及计算^[16]。液冷系统可以分为两路，呈对称分布，考虑其中一路即可。几何模型简化时，可以删除对散热影响不大的柜体骨架、梁和加强筋以及发热较小的电气部件，IGBT模块简化为平面热源，忽略芯片、绝缘衬板、基板、功率端子和塑封外壳等尺寸小且复杂的结构。图7为利用Icepak软件建立的液冷子系统和风冷子系统的仿真模型。

图7

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图7 牵引变流器的仿真模型

划分网格时，采用大部分六面体和极少数为棱柱体的网格形式，并对变压器、电抗器线圈以及水冷散热器内部流道的网格进行局部加密处理，以确保仿真计算的收敛性及准确性。

主逆变组件、整流组件和辅助逆变组件的冷却液为44%水与56%乙二醇混合，入口温度为40 ℃，入口的冷却液总流量为120 L/min。变压器和电抗器所处的环境温度为40 ℃，轴流风机依据其流量-压力特性曲线进行设置，变压器和电抗器的铁心、线圈等材料导热系数按照等效的方式设置^[17]。

分别进行液冷子系统和风冷子系统的计算时，考虑定常流动的情况，因此求解计算式(1)~(7)去掉时变项后的控制方程，得到的将是稳定状态下的流场与温度场。

3.2 牵引变流器的温升计算结果

图8为水冷散热器内冷却液的流速分布图。由图8可知，主逆变组件、整流组件和辅助逆变组件的水冷散热器内部流速分布基本一致，在部分槽道内的流速可达最大值，为2.43 m/s。

图8

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图8 水冷散热器内部流速分布

图9为水冷散热器的温度分布。由图9可知，主逆变组件、整流组件和辅助逆变组件的冷却液温升分别为4.1 ℃、5.7 ℃和1.8 ℃。利用能量守恒计算公式Q=mc_pΔT，其中Q为吸热量，m为冷却液质量，c_p为冷却液比热容，ΔT为冷却液温升。假设每个组件的水冷散热器入口流量为40 L/min，通过计算可得主逆变组件、整流组件和辅助逆变组件的冷却液温升分别为4.2 ℃、5.4 ℃和1.9 ℃。通过公式计算出的温升与仿真计算结果有差别，是由于不同组件在液冷子系统中所处位置的差异，入口流量存在少许差别。主逆变组件、整流组件和辅助逆变组件的最高温度分别为59.3 ℃、59.7 ℃和48.8 ℃，由于IGBT元件简化为平面热源，还需要在此基础上计算IGBT元件的结温，根据IGBT元件数据手册中提供的热阻数据，可以计算出结温均小于半导体器件允许的125 ℃结温限值^[18]。

图9

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图9 水冷散热器的温度分布

图10为风冷子系统的截面流速分布，可以看出空气自轴流风机进入后在腔体内流动，对变压器、电抗器和斩波电阻进行了通风散热，流场分布较为合理。风机出风口的流速较大，电抗器处的最大流速为22.8 m/s。

图10

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图10 风冷子系统的截面流速分布

图11为变压器和电抗器的温度分布。由图11可知变压器中间线圈的温度较两侧线圈的温度要高出许多，其最高温度为124.1 ℃。电抗器左侧线圈的温度比右侧线圈温度要高，且最高温度为131.6 ℃。变压器和电抗器最高温度均未超出绝缘材料F等级的温度限值155 ℃^[19]。

图11

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图11 变压器和电抗器的温度分布

3.3 牵引变流器的温升试验

为验证仿真计算结果的准确性，考核牵引变流器在实验室条件下的散热能力，在株洲中车时代电气股份有限公司检测试验中心开展了牵引变流器的温升试验。布置温度传感器时，分别在组件水冷散热器进出口、水冷散热器台面、电抗器(铁心与线圈之间)和轴流风机电机外壳等位置布置热电偶，并测量了牵引变流器附近的环境温度，利用温度巡检仪记录各热电偶的温度数据。中间直流汇流排、二次谐振汇流排、支撑电容、谐振电容、轴流风机和短接接触器等位置则通过粘贴温度试纸的方式进行定性测量。

在牵引变流器的额定工况下，整流的额定输入电压和额定输入电流分别为2×AC 1 900 V(系数“2×”表示两路并联，下同)和2×811A，输入电压频率为50 Hz，主逆变的额定输入电流为2×314 A，辅助逆变的额定输出电流为395 A，轴流风机设置为高速档，连续工作直至温度趋于稳定。

图12为温升试验现场及各测点的温度测试结果。各测点的温度中，电抗器的温度最高，其次为轴流风机的电机外壳。温升试验开始时的环境温度为21.8 ℃，然而随着试验的进行环境温度在升高，其原因是温升试验在检测试验中心进行，尽管场地较大，但牵引变流器周边存在配套的试验设备以及其他组合试验在同步进行。不同测点的冷却液温度在35~43 ℃范围内，主要是不同组件的IGBT模块损耗有差异，不同散热器中的冷却液被加热的程度不一致；液冷子系统的热量需要通过热交换器带至外界环境中，热交换器无法直接将冷却液的温度降至环境温度的水平。从试验得到的冷却液温升来看，主逆变组件、整流组件和辅助逆变组件的冷却液温升分别为3.7 ℃、5.1℃和1.2℃，略低于前面仿真计算得到的主逆变组件、整流组件和辅助逆变组件冷却液温升分别为4.1℃、5.7℃和1.8 ℃。这是由于仿真计算没有考虑牵引变流器中存在的自然对流等现实情况，以及部分模型的处理偏于理想化(如IGBT的实际结构简化为平面热源^[20])等，但仿真结果的趋势与试验结果吻合。轴流风机的电机外壳温升为20 ℃，电抗器的温升为60 ℃，柜体内循环风温度上升16 ℃，各部件温度试纸均无变色现象，说明温度未到达到试纸测量最低值50 ℃，因此，牵引变流器的热设计裕量大。针对仿真温升结果与试验温升数据开展对比时，需要注意变压器和电抗器的仿真模型中将铁心叠压结构和线圈绝缘结构通过等效导热系数方式进行处理，与实际结构存在一些差别。

图12

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图12 温升测试结果

为了模拟牵引变流器的滤网在实际应用中会出现一定程度的堵塞情况^[21]，用胶带将牵引变流器的进风口遮挡15%的面积，测得的温升较进风口不遮挡情况提高约4 ℃，温度值仍偏低，由此说明牵引变流器的热设计可满足恶劣工况的使用要求。

4 结论

为了分析高速动车组运行时对牵引变流器进出风口的影响以及牵引变流器的散热性能，本文基于计算流体动力学方法建立了列车空气动力学模型和牵引变流器的散热模型，分析了牵引变流器的进出风口压力特性和温升，得到如下结论。

(1) 高速动车组明线运行时，除车头鼻端部等少数部位，其车身及车体底部大部分区域处在负压区，牵引变流器的出风口与进风口平均压差值为负值，有利于牵引变流器的通风散热。

(2) 牵引变流器的液冷子系统和风冷子系统的温升较小，牵引变流器的热设计裕量大，可满足恶劣工况的使用要求。

(3) 利用数值模拟方法对牵引变流器的外部环境与内部流动传热进行分析评价，可有效提高牵引变流器的使用可靠性。

参考文献

原文顺序

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文中引用次数倒序

被引期刊影响因子

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葛兴来, 张艺驰, 杨宁.

车载牵引变流器关键部件寿命评估综述

[J]. 电源学报, 2021, 19(4):140-152.

DOI:10.13234/j.issn.2095-2805.2021.4.140 [本文引用: 1]

牵引变流器被视为轨道交通列车的"心脏"，为列车的运行提供强劲动力。但作为变流器实现电能变换的关键执行部件，绝缘栅双极晶体管IGBT （insulate-gate bipolar transistor）模块与电容性能受多变工况影响较大且较为脆弱，对列车安全运行带来极大挑战。现行的维护方案存在维修成本高、维修不及时的缺点，而以寿命评估为核心的更加经济安全的状态修被认为是未来修程修制的改革方向。为此，针对牵引变流器的关键部件-IGBT模块和电容的寿命评估方法进行调研和总结，根据现有寿命评估研究从数理统计出发，趋向于融合失效机理和统计建模，并朝着物理失效建模不断发展的思路，分别从基于故障数据、基于任务剖面、基于性能退化参数3个方面对寿命评估进行分类阐述，给出每种评估方法的流程，并对涉及的环节进行分析。最后，讨论了现有研究工作存在的问题，并展望了未来牵引变流器关键部件寿命评估的发展方向。

Xinglai

, ZHANG

Yichi

, YANG

Ning

Overview of lifetime evaluation on key components in vehicular traction converter

[J]. Journal of Power Supply, 2021, 19(4):140-152.

DOI:10.13234/j.issn.2095-2805.2021.4.140 [本文引用: 1]

As the "heart" of a rail transit train, the traction converter provides strong power for the operation of trains. However, the performances of insulate-gate bipolar transistor (IGBT) modules and capacitors, which are the critical executive components for the converter to realize electric energy conversion, are greatly affected by variable operating conditions and thus are relatively fragile, bringing a great challenge to the safe operation of trains. The existing maintenance solutions have disadvantages such as high maintenance cost and untimely maintenance. Therefore, a more economical and safe condition-based maintenance, which deeply depends on lifetime evaluation, is considered to be the reform direction for the future repair process system. To this end, the lifetime evaluation methods for IGBT modules and capacitors, which are the key components in the traction converter, are investigated and summarized. Starting from mathematical statistics, the research on lifetime evaluation is integrating the failure mechanism and statistical modeling, and it tends to develop physical failure modeling. The lifetime evaluation methods based on failure data, mission profile, and degradation performance parameters are analyzed, and the process of each method and the corresponding details are summarized. Finally, the problems in the existing research work are discussed, and the future development direction of lifetime evaluation on the key components in the traction converter is prospected.

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田红旗

. 列车空气动力学[M]. 北京: 中国铁道出版社, 2007.