摘要：基于某地铁车辆全SiCMOSFET器件牵引变流器的研制及应用工作，文章对比分析了SiC材料及器件性能，结合变流器应用要求及散热条件，阐述了开关频率、支撑电容器、热管理和电磁兼容等环节的设计，并针对SiC器件应用对控制策略、牵引电机及牵引系统的影响进行了分析和试验对比。结果表明，相较于传统SiIGBT牵引变流器，全SiCMOSFET牵引变流器的应用可提升系统节能效果，提高地铁车辆的运行可靠性和乘坐舒适性，完全满足实际应用需求。
1.概述
在轨道交通牵引变流领域，传统SiIGBT器件在功率密度、开关频率等方面已接近Si材料的极限，进一步提升空间有限，难以满足轨道交通牵引系统对变流装置高效化、轻量化和小型化的要求。以SiC为代表的第三代半导体材料，相较于传统Si材料，展现出诸多显著优势，如禁带宽度更宽，击穿场强显著更高，热导率更出色，电子饱和速率也更为优异。这些特性使其在制作高压、高温及高频功率器件方面具有得天独厚的优势，能够很好地满足轨道交通牵引系统对变流装置功率器件的应用需求。
随着中高压等级（1700V及以上）全SiCMOSFET器件（以下简称全SiC器件）的不断成熟，各主要轨道交通变流装置供应商已陆续在车辆上进行示范应用。2018年3月，日本铁道综合技术研究所发布了采用3300V电压等级全SiC器件的N700S新干线列车，与采用最新SiIGBT牵引变流器的N700A列车相比，基于全SiC器件的牵引变流器体积减小38%、重量下降10%。2018年6月，庞巴迪公司发布了在瑞典首都斯德哥尔摩地铁车辆上装车应用SiC牵引变流器系统的对比结果，该牵引变流器采用1700V/900A全SiC器件，体积下降51%，重量下降22%。
本文基于3300V等级全SiC器件的地铁车辆牵引变流器研制工作，深入开展全SiC器件对牵引变流器及系统的影响分析，并通过试验研究和应用验证设计方案的可行性。
2.SiC器件特性
相对于Si材料来说，SiC材料的化学特性更加稳定。SiC按照不同晶向划分主要有3C-SiC、4H-SiC及6H-SiC等三种多型体，其中3、4、6表示单位晶胞中Si-C双原子层的层数，C表示立方晶系，H表示六方晶系。在众多SiC多型体中，4H-SiC最适合作为功率器件材料，与Si材料的主要物理特性对比如表1所示。
从表1可以看出，相对于Si材料，4H-SiC的禁带宽度提高2倍以上，临界击穿场强提高10倍以上，热导率提高到3倍以上，饱和速率提高到2倍，电子迁移率降低约1/3。这些优良物理特性决定了全SiC器件的优良特性。与传统的Si器件相比，全SiC器件具有更快的开关速度、更低的开关损耗与导通损耗，更适合高温工作场合。此外，因为全SiC器件的开关损耗低，可使系统效率和开关频率提高，更适应高频工作场合。
3.SiC牵引变流器设计
3.1变流器性能要求及主电路
依托某80km/h地铁A型车辆应用需求，设计了其牵引/电制动特性曲线，并匹配设计相应的牵引电机电流，如图1所示。
基于该地铁车辆应用的线路条件进行线路仿真，得到牵引电机的线路电流曲线，如图2所示。
根据牵引电机的电流曲线和接触网供电要求，确定SiC牵引变流器采用走行风冷却方式，主要参数如下：
额定输入电压DC1500V（1000~1800V）
额定输出容量2×500kVA
交流电压范围0~1400V
输出频率0~120Hz
额定输出电流2×262A
牵引最大输出电流2×384A
最大制动电流2×534A
额定工作点效率≥0.98
SiC牵引变流器主电路如图3所示。
变流器模块主要包括6只逆变器件（全SiC器件）、2只斩波器件（IGBT器件）和1个支撑电容器。
3.2功率器件性能对比及开关频率选择
SiIGBT牵引变流器采用的是3300V/800A等级单管器件，对应替代的全SiC器件漏极电流ID需小于其漏极最大允许电流Icm。Icm满足以下经验公式要求：
式中：I0为额定工作电流有效值，取262A；α1为电流尖峰系数，一般取1.2；α2为温度降额系数，一般取1.2；α3为过载系数，一般取1.4。
由式（1）计算得Icm为747A，因此牵引变流器可初步选用3300V/750A等级全SiC器件。SiIGBT和SiCMOSFET器件的主要参数对比如表2所示。
全SiC器件较IGBT器件开关损耗能量下降约58.1%、反向恢复损耗能量下降95%、最大结温提升25℃。结合具体应用场景，变流器开关频率为500Hz时，不同工况下两款器件损耗对比见图4。
全SiC器件损耗较IGBT器件，在额定工况下低57.8%、最大牵引工况下低43.7%、最大制动工况下低18.8%。
基于变流器在不同器件、不同开关频率的损耗对比（见图5），全SiC器件损耗较IGBT器件，在额定工况和最大牵引工况下均有15%以上降幅，最大制动工况下有17%增加。为进一步明确合适的SiC牵引变流器开关频率，基于实际工况的SiC器件不同开关频率损耗进行了对比。
如图6所示，SiC器件损耗随开关频率提升而增加，在最大制动、开关频率2000Hz工况下SiC器件损耗为1264W，估算器件结温约为160℃，已趋近SiC器件最高限制。
综合以上分析，地铁车辆走行风冷SiC牵引变流器开关频率范围建议控制在2000Hz以内。
3.3支撑电容器参数设计
地铁车辆牵引系统直流侧输入滤波电路由滤波电抗器与支撑电容器组成，用来抑制直流侧电压与电流波动，吸收电网谐波电压和牵引变流器在工作过程中所产生的谐波电压，避免负载侧对电网的干扰，同时在牵引变流器发生短路时，抑制短路电流冲击，对主电路进行保护。
支撑电容器作为电网与电机负载之间的缓冲环节，可保证电机负载动态调节过程中网压的稳定。根据经验公式，支撑电容器容值为：
式中：C为电容值，F；k为经验系数，取5；P为负载功率，取7.6×10⁵W；ω为角频率，取377rad/s；Ud为直流回路电压，取1600V。
计算得支撑电容器容值C≥3937μF。为使牵引变流器中间电压尽可能平稳，支撑电容器取值时需留有一定裕量，并考虑工程实际的统型要求，则支撑电容器容值取4300μF。
将初步确定的支撑电容器容值代入半实物仿真模型进行模拟线路工况仿真，仿真结果如图7所示。牵引变流器中间电压波动可控制在5%以内，满足应用要求。
牵引变流器需工作在满足GB/T1402—2010《轨道交通牵引供电系统电压》的供电环境下，电网标称电压为DC1500V、最高持续电压为1800V、最高非持续电压为1950V（持续时间小于5min），因此支撑电容器额定电压取值为2000V。支撑电容器纹波电流有效值为：
式中：IC,rms为支撑电容器纹波电流有效值，A；IO,rms为牵引变流器输出电流有效值，取524A；M为调制系数，取0.9；φ为功率因数角，cosφ取0.87。
由上式计算得支撑电容器纹波电流有效值为292A，则支撑电容器纹波电流有效值取350A。
3.4变流器模块热设计
由于牵引变流器采用走行风冷却方式，变流器模块配置了热管散热器，功率器件和支撑电容通过低感母排进行电气连接，且功率器件驱动电路也集成在模块中。变流器模块外形如图8所示。
牵引变流器采用走行风冷却，热管散热器的冷却效果随车速和牵引系统工况不断变化，该冷却方案的适用性需进行重点评估。
因此，采用瞬态结温计算方法，对SiC器件进行了车辆最大载荷工况下全线路结温、损耗定量评估，结果如图9所示，其局部放大见图10。SiC器件在车辆起动和制动阶段温度上升较快，最大结温小于130℃，满足应用要求。
SiC牵引变流器还进行了地面试验，验证变流器模块热设计的可行性。试验前，先在变流器模块散热器台面预埋热电偶，热电偶布置情况见图11。
在冷态下，模拟走行风使变流器模块热电偶布置点的平均风速约为2m/s。调节主电路直流输入电压为DC1500V，启动牵引变流器，调节给定使得牵引变流器输出电流有效值为2×262A并工作1h以上时，测得变流器模块散热器台面最高温升为35.5K；调节主电路直流输入电压为DC1500V，启动牵引变流器，调节给定使得变流器输出电流有效值为2×384A并工作2min时，测得变流器模块散热器台面最高温升为38.2K。综上，在环境温度45℃条件下，变流器模块散热器台面最高温度小于过热保护温度95℃，满足应用要求。
3.5电磁兼容设计
相对于应用广泛的SiIGBT牵引变流器，SiC牵引变流器的器件开关速度和开关频率均有显著提升。全SiC器件的高开关速度使得开关过程中的电压变化率du/dt大幅提高，使牵引系统电磁干扰增强、牵引电机侧过电压和轴承电压明显增大。
针对电磁干扰增强问题，在变流器模块设计时合理布局功率器件，功率器件和支撑电容器连接母排采用低感设计，使全SiC器件关断过电压降低，以有效降低直流电压高频纹波。
针对高du/dt问题，从牵引系统重量和效率最优方面考虑，加强电机绝缘，以解决因应用SiC器件带来的高du/dt和过电压问题。
针对牵引电机轴电压增大问题，采用在牵引变流器和牵引电机之间加装共模电感方案，将牵引电机轴电压控制在100V以内，从而满足应用要求。SiC牵引系统牵引电机轴电压实测波形如图12所示。
依据GB/T25122.5—2018《轨道交通机车车辆用电力变流器第5部分：城轨车辆牵引变流器》中电磁兼容性能要求，对SiC牵引变流器进行试验验证，试验结果均合格。
试验项目、试验端口及符合性等级如表3所示，试验现场情况和电源端骚扰电压试验波形如图13和图14所示。
4.影响分析及试验验证
4.1控制策略
地铁车辆SiIGBT牵引变流器受IGBT功率器件特性及变流器功率组件冷却条件的限制（一般采用走行风冷或强迫风冷），变流器开关频率需控制在500Hz以内，一般采用“异步调制→同步调制→方波调制”的PWM组合调制模式。
走行风冷SiC牵引变流器开关频率可控制在2000Hz以内，利于牵引系统的优化匹配设计。SiC牵引变流器采用“异步调制→优化同步调制→3分频调制”的PWM组合调制模式，如图15所示。具体思路为：在牵引电机中低速区，牵引变流器采用高频异步调制，充分利用SiC器件的高频特性，可使牵引变流器输出电流谐波大幅下降，利于减少牵引电机谐波损耗，降低牵引电机温升；在牵引电机中高速衔接区，采用电流谐波最小脉宽调制（CHMPWM）优化同步调制，以抑制电流谐波分量；在牵引电机中高速区，采用3分频调制代替传统方波调制，以抑制低次电流谐波。
4.2牵引电机
4.2.1谐波电流
图16展示了配置不同类型牵引系统全速度范围内牵引电机电流总谐波失真THD对比试验情况。
在中低速区，采用优化后的调制策略，SiC牵引系统电机电流谐波较SiIGBT牵引系统下降明显，最大下降了20.9%（转速1100r/min），有利于降低牵引电机损耗；在高速区，SiC牵引系统采用3分频调制，电机电流谐波较SiIGBT牵引系统有较为明显的下降。
4.2.2温升
表4为不同类型系统、不同速度区间的牵引电机温升对比试验结果。在低速区，SiC牵引系统电机可长时间运行且温升稳定在70K左右，而SiIGBT牵引系统电机运行1.7h达到超温上限；在中速区，SiC牵引系统和SiIGBT牵引系统的电机温升均能达到稳定，SiC牵引系统电机温升低30K；在高速区，由于采用3分频调制，SiC牵引系统输出电流谐波减小，其温升较SiIGBT牵引系统低7K。
4.2.3噪声
牵引电机噪声主要由电磁噪声、机械噪声和空气动力噪声组成，其中与牵引变流器强相关的是电磁噪声，其产生根源主要是气隙中的谐波磁场和铁磁材料的磁致伸缩。电机在高速运行时，机械噪声和空气动力学噪声占主导地位，在中低速度运行时，振动噪声主要来源是电磁噪声。
针对不同牵引系统电机噪声全速度域开展了对比试验，并进行了电机频域噪声1/3倍频程频谱对比，结果分别如图17和图18所示。
由于SiC牵引系统电机电流谐波在中低速区较SiIGBT牵引系统下降明显（见图16），使电机噪声在中低速区最大有15dB的噪声降幅，提升了地铁车辆的舒适性。
SiC牵引系统电机在转速1300r/min对应的频点630Hz、800Hz处纯音消除，由此可见应用SiC器件、提高开关频率后可改善牵引电机的声品质。
4.2.4绝缘
牵引电机绝缘系统主要包括匝间绝缘、对地绝缘、槽绝缘和浸渍树脂。因SiC器件开关速度较SiIGBT器件约快4倍，使SiC牵引变流器输出脉冲电压上升沿时间缩短，在牵引电机端产生较大振荡过电压，如图19所示。
同时，变流器开关频率提升，使作用在牵引电机绝缘结构的冲击电压次数增加。综上，地铁车辆牵引变流器应用SiC器件后，将对牵引电机的匝间绝缘、对地绝缘寿命产生较大影响，故牵引电机需结合该应用场景优化电磁线匝间绝缘和对地绝缘方案，综合考虑绕组温升，以满足应用要求。
4.3牵引系统效率及能耗
结合地铁车辆应用要求，对SiIGBT牵引系统和SiC牵引系统的效率进行了仿真对比，结果如图20所示。
中低速段，SiC牵引系统效率较Si IGBT牵引系统提升约1%，主要由SiC牵引系统提高开关频率后牵引电机谐波损耗减少和牵引变流器损耗降低综合贡献；全速度段，SiC牵引系统平均有0.5%左右效率提升。
走行风冷SiC牵引变流器已在某地铁车辆实现装车，如图21所示。
项目团队在装车车辆上开展了SiC牵引系统和SiIGBT牵引系统能耗对比测试，测试结果如表5所示。在相同运行条件下，SiC牵引系统能耗较SiIGBT牵引系统下降了15%。
5.结束语
本文基于某80km/h地铁A型车辆的应用需求，详细阐述了在SiC牵引变流器的开关频率选择、支撑电容器参数设计、变流器模块热设计和电磁兼容设计等方面的研究工作。同时，重点分析了应用全SiC器件后对牵引系统控制策略、牵引电机、系统效率和能耗的影响，得到如下结论：
1）走行风冷SiC牵引变流器开关频率需控制在2000Hz以内，以确保变流器模块的散热设计满足应用要求。
2）采用全SiC器件后，牵引变流器输出电流谐波显著降低，牵引电机温升有效减小，中低速噪声最大降幅达15dB，提升了地铁车辆的运行可靠性和乘坐舒适性。
3）基于全SiC器件的高频、低损特性，SiC牵引系统在全速度范围内效率平均提升0.5%，在相同运行工况下，其能耗较SiIGBT牵引系统下降15%左右，有助于实现城轨车辆的节能降耗。
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