WO2008128882A1 - Verfahren und vorrichtung zur ansteuerung einer leistungsschaltereinheit - Google Patents

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WO2008128882A1
WO2008128882A1 PCT/EP2008/054170 EP2008054170W WO2008128882A1 WO 2008128882 A1 WO2008128882 A1 WO 2008128882A1 EP 2008054170 W EP2008054170 W EP 2008054170W WO 2008128882 A1 WO2008128882 A1 WO 2008128882A1
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circuit breaker
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unit
max
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Christian Kuschnarew
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Continental Automotive Gmbh
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    • H02—GENERATION; CONVERSION OR DISTRIBUTION OF ELECTRIC POWER
    • H02M—APPARATUS FOR CONVERSION BETWEEN AC AND AC, BETWEEN AC AND DC, OR BETWEEN DC AND DC, AND FOR USE WITH MAINS OR SIMILAR POWER SUPPLY SYSTEMS; CONVERSION OF DC OR AC INPUT POWER INTO SURGE OUTPUT POWER; CONTROL OR REGULATION THEREOF
    • H02M1/00—Details of apparatus for conversion
    • H02M1/32—Means for protecting converters other than automatic disconnection
    • H—ELECTRICITY
    • H02—GENERATION; CONVERSION OR DISTRIBUTION OF ELECTRIC POWER
    • H02M—APPARATUS FOR CONVERSION BETWEEN AC AND AC, BETWEEN AC AND DC, OR BETWEEN DC AND DC, AND FOR USE WITH MAINS OR SIMILAR POWER SUPPLY SYSTEMS; CONVERSION OF DC OR AC INPUT POWER INTO SURGE OUTPUT POWER; CONTROL OR REGULATION THEREOF
    • H02M7/00—Conversion of ac power input into dc power output; Conversion of dc power input into ac power output
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    • H02M7/53—Conversion of dc power input into ac power output without possibility of reversal by static converters using discharge tubes with control electrode or semiconductor devices with control electrode using devices of a triode or transistor type requiring continuous application of a control signal
    • H02M7/537—Conversion of dc power input into ac power output without possibility of reversal by static converters using discharge tubes with control electrode or semiconductor devices with control electrode using devices of a triode or transistor type requiring continuous application of a control signal using semiconductor devices only, e.g. single switched pulse inverters
    • H02M7/5387—Conversion of dc power input into ac power output without possibility of reversal by static converters using discharge tubes with control electrode or semiconductor devices with control electrode using devices of a triode or transistor type requiring continuous application of a control signal using semiconductor devices only, e.g. single switched pulse inverters in a bridge configuration

Definitions

  • the invention relates to a method for controlling a power switch unit and to an apparatus for carrying out the method.
  • circuit breaker is generally a device for
  • Such a circuit breaker is particularly in the form of an electronic semiconductor device, e.g. As IGBT or MOSFET, trained, and is used for example in the context of a so-called converter circuit for the electrical supply of an electric motor.
  • each circuit breaker is connected in parallel with a so-called freewheeling diode.
  • circuit breakers are often constructed together with the associated freewheeling diodes in a common component or module (in particular DCB module).
  • a component which includes one or more circuit breakers, optionally together with one or more freewheeling diodes, is referred to in the context of this application as a circuit breaker unit.
  • a power switch unit is strongly heated due to electrical losses due to the flowing currents and thus thermally stressed. This thermal load significantly influences the service life of the circuit breaker unit.
  • the circuit-breaker unit In order to prevent a premature failure of a circuit breaker unit, a characteristic for the thermal load of this unit temperature directivity is usually detected in the operation of such a unit.
  • the circuit-breaker unit is characterized in terms of its loss toreggelt when the temperature measured variable exceeds a predetermined threshold.
  • a measured temperature is used in part as a temperature-controlled variable.
  • the temperature-controlled variable is calculated on the basis of a thermal model of the circuit breaker unit.
  • the invention has for its object to provide a method for controlling a circuit breaker unit, with which a lifetime fatigue thermal load of the circuit breaker unit can be particularly effectively minimize or with the load of the circuit breaker unit can be precisely adjusted so that a required service life of the circuit breaker unit is reached.
  • the invention is further based on the object of specifying a device suitable for carrying out the method.
  • the object is achieved according to the invention solves by the features of claim 1. Thereafter, it is provided to raise during operation of the circuit breaker unit a characteristic of the temperature of the circuit breaker unit temperature directivity. Based on the time profile of the temperature directivity, a temperature increase is determined during a load phase of the circuit breaker unit according to the method. According to the method, the power loss of the circuit breaker unit is further limited such that the temperature deviation does not exceed a predetermined limit value.
  • the load phase is a period of time which is in particular approximately of the order of one or several seconds, during which the power switch unit heats up due to a current consumption.
  • a loading phase is present, for example, during an acceleration of an electric motor.
  • the temperature deviation is the difference between the magnitude of the temperature directivity before and after the loading phase.
  • the circuit breaker - as occurs frequently, especially in the operation of an electric motor - oscillates the temperature of the circuit breaker unit synchronously with the load cycle, ie the change of the loading and unloading phases.
  • the temperature deviation is in this case given in particular by the amplitude of the temperature oscillation.
  • the invention is based on the finding that the service life of a circuit breaker unit depends not only on the peak temperatures occurring during operation, but also, in a decisive manner, on the temperature differences occurring during operation, that is to say on the temperature deviation occurring during a load phase. It has been found, for example, that a conventional circuit breaker unit withstand a temperature of 40 K and a maximum junction temperature of 150 0 C about one million Lasty cycles, whereas at the same maximum junction temperature, but a temperature swing of 60 K only about 150,000 thermal cycles are possible. It has also been found that relatively few thermal cycles with high temperature lift contribute particularly strongly to the aging of the circuit breaker unit. This effect increases more and more, the higher the maximum junction temperature.
  • the temperature deviation is taken into account when activating the circuit breaker unit, the load on the circuit breaker unit can be minimized in a manner that is easy to implement, particularly without extensive structural measures, such that overstressing of the circuit breaker unit leads to an excessive shortening of the service life would certainly be avoided.
  • the load on the circuit breaker unit can be optimized so that a required service life of the circuit breaker unit is reliably achieved.
  • the limit value of the temperature lift is specified as a constant.
  • the limit value is predetermined as a function of a reference temperature correlated with the temperature deviation. As a reference temperature here either the lower or upper limit temperature of the temperature, a temperature average of the temperature, a temporally correlated with the temperature elevation heat sink temperature or the like used.
  • the limit temperature is preferably in dependence of other parameters that depend on the usage behavior of the circuit breaker unit given.
  • the number of load cycles of the circuit breaker unit during a predetermined period of time is detected and taken into account as a parameter.
  • the limitation of the power loss according to the method is achieved, in particular, by setting a maximum switching frequency at which the power switch unit is driven, a maximum value for the current flowing through the power switch unit and / or by controlling a voltage applied to the power switch unit. In a circuit-breaker unit used in a converter circuit, this voltage is given in particular by the intermediate circuit voltage.
  • the temperature-controlled variable ascertained by the method is optionally a measured temperature of the circuit-breaker unit.
  • the temperature directivity is preferably calculated on the basis of a thermal model of the circuit breaker unit. This makes it possible, in particular, to take into account a temperature which is particularly meaningful for the thermal load in the interior of the circuit breaker unit, in particular the so-called junction temperature of the semiconductor junction. For constructional reasons, this temperature is not directly accessible by measurement.
  • the calculation of the temperature-controlled variable is not limited to the determination of the current temperature of the circuit breaker unit, ie, that prevails at the time of calculation.
  • control device for carrying out the method described above, the object is achieved according to the invention by the features of claim 8.
  • the control device comprises a control unit designed in particular as a microcontroller or integrated circuit, which is technically implemented in terms of circuitry and / or by appropriate software of the method described above is formed.
  • the control unit is in this case preferably part of an electric drive, which comprises an electric motor and a commutating this inverter, wherein the inverter has at least one circuit breaker unit in the above sense.
  • the control device here is preferably integrated in the control and regulating components of the drive.
  • FIG. 1 shows a schematic representation of an electric drive with an electric motor, with a multiple power switch units comprehensive inverter, and with a control unit for controlling the power switch units,
  • FIG. 2 is a schematic time diagram showing the course of a temperature for the one of the power Switch units characteristic temperature directivity
  • FIG. 3 shows a block diagram of a method performed by the control unit for controlling the circuit breaker units
  • FIG. 4 shows in an electrical equivalent circuit diagram a thermal model used for the calculation of the temperature directivity in the context of the method.
  • FIG. 1 shows roughly schematically an electric drive with an (electric) motor 1 and with a control device 2 for supplying the motor 1 with a drive current comprising a converter 3 and a control unit 4 for controlling the converter 3.
  • the motor 1 comprises a stator 5 (shown only diagrammatically in the illustration), which is wound with a rotating field winding 6.
  • the rotating field winding 6 comprises three winding strands, hereinafter referred to as motor phases L1, L2 and L3, which are connected together in a star point 7.
  • each motor phase L1, L2, L3 is characterized by an inductance L L , L L 2, L L3 , an ohmic resistance R L I, RL2, RL3 and an induced voltage U L i, U L 2 , U L 3.
  • the inductances L L i, L L2, L L3, resistors R L I, RL2, RL3 and voltages U L i, U L 2, U L 3 are listed in FIG 1 in the form of an electric equivalent circuit diagram.
  • the converter 3 comprises an electrical intermediate circuit 10 with a high potential side 11 and a low potential side 12, between which an intermediate circuit voltage U z is applied during operation of the motor 1.
  • each half bridge 13a, 13b, 13c for supplying a respective motor phase L1, L2, L3 are connected in parallel.
  • Each half bridge 13a, 13b, 13c comprises a phase Final 14a, 14b, 14c, to which the associated motor phase Ll, L2, L3 is connected.
  • the motor phase Ll is connected to the phase connection 14a of the half bridge 13a, the motor phase L2 to the phase connection 14b of the half bridge 13b and the motor phase L3 to the phase connection 14c of the half bridge 13c.
  • each half-bridge 13a, 13b, 13c comprises a high potential-side power switch 15a, 15b, 15c, in particular in the form of an IGBT.
  • Each of these power switches 15a, 15b, 15c, a freewheeling diode 16a, 16b, 16c is connected in parallel.
  • a low-potential-side power switch 17a, 17b, 17c is connected in the context of each half-bridge 13a, 13b, 13c, which in turn is designed in particular in the form of an IGBT.
  • Each of these power switches 17a, 17b, 17c is flanked by a parallel-connected freewheeling diode 18a, 18b, 18c.
  • Each power switch 15a, 15b, 15c and 17a, 17b, 17c is constructed with the respective associated freewheeling diode 16a, 16b, 16c and 18a, 18b, 18c in a common module and thus forms with the associated freewheeling diode 16a, 16b, 16c or 18a, 18b, 18c, a circuit breaker unit 19th
  • the converter 3 further comprises a capacitor 20 connected in parallel circuit to the half bridges 13a, 13b, 13c in the intermediate circuit 10 for compensating for voltage ripples during operation of the motor 1.
  • the control unit 4 is formed by a microcontroller or comprises at least one such.
  • a control logic 21 and a control logic 22 in the form of software modules are implemented.
  • the control unit 4 activates the circuit breakers 15a, 15b, 15c and 17a, 17b, 17c during operation of the motor 1 by outputting respective associated control signals C, or to rotational-field-generating phase currents I L i, IL2, IL3 in the motor ⁇ phases Ll, L2 and L3 to produce.
  • phase currents I L i, IL 2, IL 3 are tapped by ammeters 23 a, 23 b, 23 c, wherein measured values of these phase currents (for reasons of simplification also referred to as ILI, IL 2, IL 3) are supplied to the control unit 4 as an input variable for control and regulation purposes.
  • control logic 22 controls the motor power in accordance with the phase currents I L i, IL2, IL3 by comparing the phase currents I L I, IL2, IL3 or a derived from this Stromrichtwert as actual value with a stored current setpoint , In accordance with the result of the comparison, the control logic 22 generates a control signal which determines the engine power and supplies this to the control logic 21.
  • the control logic 22 further includes an algorithm for protecting the power switch units 19 from thermal overloading. The method performed by this algorithm is described in more detail below with reference to FIGS. 2 to 4.
  • FIG. 2 shows, in a schematic illustration, the time profile of a temperature control variable T characteristic of the thermal load on one of the power switch units 19.
  • This temperature control variable T is, in particular, the junction temperature of the power switch unit 15a, 15b, 15c integrated in the power switch unit 19 or 17a, 17b, 17c.
  • the value of the temperature-controlled variable T varies in time synchronously with a so-called load cycle Z.
  • the value of the temperature directivity T increases during a load phase B during which the power switch 15a, 15b, 15c or 17a, 17b, 17c is turned on.
  • the temperature directivity T decreases again, however.
  • the amplitude of this temperature oscillation ie the difference between the minimum amount of the temperature directivity T at the beginning of the stress phase B and the maximum amount of the temperature directivity T at the end of the stress phase B is referred to as the temperature deviation .DELTA.T.
  • the control logic 22 initially calculates the temperature directivity T (block 25) on the basis of a thermal model 24 shown in more detail in FIG.
  • the control logic 22 determines the respective output temperature of a load cycle Z as reference temperature T B (block 26).
  • T B or output transition temperature of the load cycle is - as indicated in FIG 2 - the value corresponding to a local minimum value of the temperature directivity T used.
  • the difference of the temperature directivity T and the reference temperature T B is formed (block 27).
  • the temperature deviation .DELTA.T is then subtracted from a limit .DELTA.T max (block 28).
  • the resulting difference ⁇ is a PI (proportional-integral) controller supplied 29 that reduces the power loss of the circuit breaker unit 19, if the difference ⁇ takes a positive value, ie, when the temperature lift .DELTA.T Berschneider rides the limit .DELTA.T max Ü.
  • the controller 29 outputs a maximum switching frequency f max and / or a maximum current I max is transmitted to the control logic 21.
  • the controller 29 transmits the maximum switching frequency f max and / or the maximum current I max if the difference ⁇ occupies a positive value.
  • a limiter 30 limits the control variables output by the controller 29, namely the switching frequency f max and the maximum current I max , to a predetermined interval - eg [f ma ⁇ , o; f m a ⁇ , i] and [I m a ⁇ , o; Ima ⁇ , o] and ensures in this way that the regulation does not "run away".
  • the controller 29 holds the integral part of the control algorithm as long as at least one of the manipulated variables f max or I max assumes one of the limit values fma ⁇ , o, fma ⁇ , i or I max , 0 , Imax, o.
  • the manipulated variables f max or I max are returned to the controller 29 after passing through the limiter 30.
  • FIG. 4 A simple exemplary embodiment of the temperature model 24 used by the control logic 22 is shown in FIG. 4 in the form of an electrical equivalent circuit diagram.
  • the temperature model 24 describes a heat conduction path within the power switch unit 19.
  • the heat conduction within the power switch 15a, 15b, 15c or 17a, 17b, 17c is modeled here by a current path 40.
  • the heat conduction within the associated freewheeling diode 16a, 16b, 16c or 18a, 18b, 18c is connected in parallel thereto
  • Rung 41 modeled.
  • the heat conduction in the common module is modeled by a current path 42 connected in series with the current paths 40 and 41.
  • Each of the current paths 40, 41 and 42 contains two series-connected low pass 43, each having a resistor and a capacitor connected in parallel.
  • Each of the resistors modeled a thermal conductivity while each of the capacitors modeled a heat storage capability.
  • the thermal model 24 is preferably implemented as a numerical simulation in the control logic 22. Alternatively, the model 24 could also be realized as a physical electrical circuit in accordance with the representation according to FIG.
  • the resistors and capacitors of the low-pass filters 43 are determined empirically or by approximation to a finite element model of the power switch unit 19, so that the heat conduction behavior of the power switch unit 19 used is optimally adapted.
  • To calculate the temperature benchmark T is determined by a current source 44 (depending on the version of the model 24 of virtual or real) electrical current I 3, corresponding to a heat input into the power switches 15a, 15b, 15c and 17a, 17b, 17c.
  • a current I D is given by a current source 45, which corresponds to a heat input into the freewheeling diode 16a, 16b, 16c and 18a, 18b, 18c.
  • the currents I 3 and I 0 are calculated by the control logic 22 on the basis of stored characteristic curves as a function of the assigned phase current I Ll . To get out of the phase current
  • I L1 the power loss, and this on the heat input into the circuit breaker 15a, 15b, 15c and 17a, 17b, 17c and the freewheeling diode 16a, 16b, 16c and 18a, 18b, 18c to derive, takes into account the control logic 22 additionally Information about the intermediate circuit voltage U z , the switching state of the power switch 15a, 15b, 15c and 17a, 17b, 17c in the respective half bridge 13a, 13b, 13c and characteristics of the power switch unit 19, in particular the switching time of the circuit breaker 15a, 15b, 15c or 17a, 17b, 17c and the forward voltages of the circuit breaker 15a, 15b, 15c and 17a, 17b, 17c and the freewheeling diode 16a, 16b, 16c and 18a, 18b, 18c, respectively.
  • the thermal model 24 With knowledge of the thermal model 24, it can be predicted with which power loss entry which stationary temperature lift will be achieved.
  • the power loss entry takes place in real time when the permitted temperature stroke ⁇ T max is reached limited to this value.
  • the power loss entry is already limited in advance, ie before reaching the allowable temperature.
  • the time course of temperature benchmark T and the temperature change .DELTA.T will here- by the thermal model 24 under temporal extrapolation of the currents I L and I 0 already forecast for a given future time period, wherein the power dissipation of the circuit breaker unit 19 is already reduced when the for the future detected temperature deviation ⁇ T exceeds the limit ⁇ T max .
  • the limit value ⁇ T max is specified in refined variants of the method according to FIG. 3 as a function of the reference temperature T B and / or as a function of the number of load cycles Z per unit of time.

Abstract

Zum Schutz einer Leistungsschaltereinheit (19) gegen thermische Überbelastung werden ein Verfahren zur Ansteuerung der Leistungsschaltereinheit (19) sowie eine zur Verfahrensdurchführung geeignete Vorrichtung angegeben. Verfahrensgemäß wird eine Temperaturrichtgröße (T) der Leistungsschaltereinheit (19) erhoben, anhand des zeitlichen Verlaufs der Temperaturrichtgröße (T) ein Temperaturhub (ΔT) während einer Belastungsphase (B) der Leistungsschaltereinheit (19) bestimmt, und die Verlustleistung der Leistungsschaltereinheit (19) derart limitiert, dass der Temperaturhub (ΔT) einen vorgegebenen Grenzwert (ΔTmax) nicht überschreitet. Die Vorrichtung umfasst eine schaltungs- und/oder programmtechnisch zur Durchführung des Verfahrens ausgebildete Steuereinheit (4).

Description

Beschreibung
Verfahren und Vorrichtung zur Ansteuerung einer Leistungsschaltereinheit
Die Erfindung bezieht sich auf ein Verfahren zur Ansteuerung einer Leistungsschaltereinheit sowie auf eine Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens.
Als Leistungsschalter wird allgemein eine Vorrichtung zum
Schalten vergleichsweise starker elektrischer Ströme, insbesondere in einem Spannungsbereich bis etwa IkV, bezeichnet. Ein solcher Leistungsschalter ist insbesondere in Form eines elektronischen Halbleiterbauteils, z.B. als IGBT oder MOS- FET, ausgebildet, und wird zum Beispiel im Rahmen einer so genannten Umrichterschaltung zur elektrischen Versorgung eines Elektromotors eingesetzt. In dieser Anwendung ist jedem Leistungsschalter eine so genannte Freilaufdiode parallelgeschaltet .
In der Praxis sind häufig ein oder mehrere Leistungsschalter zusammen mit den zugehörigen Freilaufdioden in einem gemeinsamen Bauteil bzw. Modul (insbesondere DCB-Modul) aufgebaut. Ein solches Bauteil, das einen oder mehrere Leistungsschal- ter, optional zusammen mit einer oder mehreren Freilaufdioden umfasst, ist im Rahmen dieser Anmeldung als Leistungsschaltereinheit bezeichnet. Im Betrieb wird eine solche Leistungsschaltereinheit infolge elektrischer Verluste durch die fließenden Ströme stark erhitzt und somit thermisch belastet. Diese thermische Belastung beeinflusst maßgeblich die Lebensdauer der Leistungsschaltereinheit.
Um einen vorzeitigen Ausfall einer Leistungsschaltereinheit zu verhindern, wird üblicherweise im Betrieb einer solchen Einheit eine für die thermische Belastung dieser Einheit charakteristische Temperaturrichtgröße erfasst. Die Leistungsschaltereinheit wird hierbei hinsichtlich ihrer Verlustleis- tung abgeregelt, wenn die Temperaturmessgröße einen vorgegebenen Schwellwert überschreitet.
Als Temperaturrichtgröße wird hierbei teilweise eine gemes- sene Temperatur herangezogen. Alternativ hierzu wird die Temperaturrichtgröße anhand eines thermischen Modells der Leistungsschaltereinheit berechnet.
Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, ein Verfahren zur Ansteuerung einer Leistungsschaltereinheit anzugeben, mit dem sich eine lebensdauerschädigende thermische Belastung der Leistungsschaltereinheit besonders effektiv minimieren lässt bzw. mit dem sich die Belastung der Leistungsschaltereinheit präzise derart einstellen lässt, dass eine geforderte Lebens- dauer der Leistungsschaltereinheit erreicht wird. Der Erfindung liegt ferner die Aufgabe zugrunde, eine zur Verfahrensdurchführung geeignete Vorrichtung anzugeben.
Die Aufgabe wird bezüglich des Verfahrens erfindungsgemäß ge- löst durch die Merkmale des Anspruchs 1. Danach ist vorgesehen, im Betrieb der Leistungsschaltereinheit eine für die Temperatur der Leistungsschaltereinheit charakteristische Temperaturrichtgröße zu erheben. Anhand des zeitlichen Verlaufs der Temperaturrichtgröße wird verfahrensgemäß ein Tem- peraturhub während einer Belastungsphase der Leistungsschaltereinheit bestimmt. Verfahrensgemäß wird weiterhin die Verlustleistung der Leistungsschaltereinheit derart limitiert, dass der Temperaturhub einen vorgegebenen Grenzwert nicht ü- berschreitet .
Als Belastungsphase wird eine insbesondere etwa in der Größenordnung einer oder mehrerer Sekunden liegenden Zeitspanne bezeichnet, während der die Leistungsschaltereinheit sich aufgrund einer Stromaufnahme erhitzt. Eine solche Belastungs- phase liegt beispielsweise bei einer Beschleunigung eines E- lektromotors vor. Als Temperaturhub wird dabei die Differenz des Betrags der Temperaturrichtgröße vor und nach der Belastungsphase bezeichnet. Bei einer zyklischen Be- und Ent- lastung der Leistungsschalter - wie sie insbesondere im Betrieb eines Elektromotors häufig auftritt - oszilliert die Temperatur der Leistungsschaltereinheit synchron mit dem Lastzyklus, d.h. dem Wechsel der Be- und Entlastungsphasen. Der Temperaturhub ist hierbei insbesondere durch die Amplitude der Temperaturoszillation gegeben.
Der Erfindung liegt die Erkenntnis zugrunde, dass die Lebensdauer einer Leistungsschaltereinheit nicht nur von den im Be- trieb auftretenden Spitzen-Temperaturen abhangt, sondern in entscheidender Weise auch von dem im Betrieb auftretenden Temperaturunterschieden, mithin also von dem wahrend einer Belastungsphase auftretenden Temperaturhub. So hat sich beispielsweise herausgestellt, dass eine herkömmliche Leis- tungsschaltereinheit bei einem Temperaturhub von 40 K und einer maximalen Junction-Temperatur von 1500C ca. eine Million Lastyklen übersteht, wohingegen bei gleicher maximaler Junction-Temperatur, aber einem Temperaturhub von 60 K nur noch ca. 150.000 thermische Zyklen möglich sind. Dabei hat sich weiterhin herausgestellt, dass relativ wenige thermische Zyklen mit hohem Temperaturhub besonders stark zur Alterung der Leistungsschaltereinheit beitragen. Dieser Effekt verstärkt sich zunehmend, je hoher die maximale Junction-Temperatur ist .
Indem erfindungsgemaß der Temperaturhub bei der Ansteuerung der Leistungsschaltereinheit berücksichtigt wird, kann auf einfach zu realisierende Weise - insbesondere ohne aufwandige konstruktive Maßnahmen - die Belastung der Leistungsschalter- einheit besonders effektiv dahingehend minimiert werden, dass eine Uberbelastung der Leistungsschaltereinheit, die zu einer übermäßigen Verkürzung der Lebensdauer fuhren wurde, sicher vermieden wird. Die Belastung der Leistungsschaltereinheit kann also mit anderen Worten dahingehend optimiert werden, dass eine geforderte Lebensdauer der Leistungsschaltereinheit sicher erreicht wird. In einer besonders einfachen Ausführung des Verfahrens ist der Grenzwert des Temperaturhubs als Konstante vorgegeben. In einer verfeinerten Variante des Verfahrens, die eine präzisere Belastungsregelung ermöglicht, ist der Grenzwert als Funk- tion einer mit dem Temperaturhub korrelierten Bezugstemperatur vorgegeben. Als Bezugstemperatur wird hier wahlweise die untere oder obere Grenztemperatur des Temperaturhubs, ein Temperaturmittelwert des Temperaturhubs, eine zeitlich mit dem Temperaturhub korrelierte Kühlkörpertemperatur oder der- gleichen herangezogen.
Zusätzlich oder alternativ hierzu ist die Grenztemperatur vorzugsweise in Abhängigkeit weiterer Parameter, die vom Nutzungsverhalten der Leistungsschaltereinheit abhängen, vorge- geben. Als Parameter wird hierbei insbesondere die Anzahl von Lastzyklen der Leistungsschaltereinheit während einer vorgegebenen Zeitspanne erfasst und berücksichtigt.
Die verfahrensgemäße Limitierung der Verlustleistung wird insbesondere durch Einstellung einer maximalen Schaltfrequenz, mit welcher die Leistungsschaltereinheit angesteuert wird, eines Maximalwerts für den durch die Leistungsschaltereinheit fließenden Stroms und/oder durch Steuerung einer an der Leistungsschaltereinheit anliegenden Spannung er- reicht. Bei einer in einer Umrichterschaltung eingesetzten Leistungsschaltereinheit ist diese Spannung insbesondere durch die Zwischenkreisspannung gegeben.
Bei der verfahrensgemäß erhobenen Temperaturrichtgröße han- delt es sich optional um eine gemessene Temperatur der Leistungsschaltereinheit. Bevorzugt wird die Temperaturrichtgröße aber anhand eines thermischen Modells der Leistungsschaltereinheit berechnet. Dies ermöglicht insbesondere die Berücksichtigung einer für die thermische Belastung besonders aussagekräftigen Temperatur im Inneren der Leistungsschaltereinheit, insbesondere der sogenannten Junction-Temperatur des Halbleiterübergangs. Diese Temperatur ist aus konstruktiven Gründen messtechnisch nicht direkt zugänglich. In einer bevorzugten Variante des Verfahrens beschrankt sich die Berechnung der Temperaturrichtgroße nicht auf die Bestimmung der aktuellen, d.h. zum Berechnungszeitpunkt herr- sehenden Temperatur der Leistungsschaltereinheit. Vielmehr wird anhand des thermischen Modells ein zukunftiger zeitlicher Verlauf der Temperaturrichtgroße prognostiziert, und der Temperaturhub unter Heranziehung dieses zukunftigen zeitlichen Verlaufs der Temperaturrichtgroße vorausberechnet. Hier- durch kann bereits bei drohender Uberbelastung die Verlustleistung der Leistungsschaltereinheit abgeregelt werden.
Bezuglich einer Steuervorrichtung zur Durchfuhrung des vorstehend beschriebenen Verfahrens wird die Aufgabe erfindungs- gemäß gelost durch die Merkmale des Anspruchs 8. Danach um- fasst die Steuervorrichtung eine insbesondere als Microcontroller oder integrierter Schaltkreis ausgebildete Steuereinheit, die schaltungstechnisch und/oder durch entsprechende Software programmtechnisch zur Durchfuhrung des vorstehend beschriebenen Verfahrens ausgebildet ist. Die Steuereinheit ist hierbei bevorzugt Teil eines elektrischen Antriebs, der einen Elektromotor und einen diesen kommutierenden Umrichter umfasst, wobei der Umrichter mindestens eine Leistungsschaltereinheit im oben genannten Sinne aufweist. Die Steuervor- richtung ist hierbei bevorzugt in die Steuer- und Regelungskomponenten des Antriebs integriert.
Nachfolgend wird ein Ausfuhrungsbeispiel der Erfindung anhand einer Zeichnung naher erläutert. Darin zeigen:
FIG 1 in schematischer Darstellung einen elektrischen Antrieb mit einem Elektromotor, mit einem mehrere Leistungsschaltereinheiten umfassenden Umrichter, sowie mit einer Steuereinheit zur Ansteuerung der Leistungsschaltereinheiten,
FIG 2 in einem schematischen zeitlichen Diagramm den Verlauf einer für die Temperatur einer der Leistungs- Schaltereinheiten charakteristischen Temperaturrichtgröße,
FIG 3 in einem Blockschaltbild ein von der Steuereinheit durchgeführtes Verfahren zur Ansteuerung der Leis- tungsschaltereinheiten, und
FIG 4 in einem elektrischen Ersatzschaltbild ein im Rahmen des Verfahrens verwendetes thermisches Modell zur Berechnung der Temperaturrichtgröße.
Einander entsprechende Teile, Größen und Strukturen sind in allen Figuren stets mit gleichen Bezugszeichen versehen.
FIG 1 zeigt grob schematisch einen elektrischen Antrieb mit einem (Elektro-) Motor 1 sowie mit einer Steuereinrichtung 2 zur Versorgung des Motors 1 mit einem Antriebsstrom, die einen Umrichter 3 sowie eine Steuereinheit 4 zur Ansteuerung des Umrichters 3 umfasst.
Der Motor 1 umfasst einen (in der Darstellung lediglich sche- matisch angedeuteten) Ständer 5, der mit einer Drehfeldwicklung 6 bewickelt ist. Die Drehfeldwicklung 6 umfasst drei Wicklungsstränge, nachfolgend als Motorphasen Ll, L2 und L3 bezeichnet, die in einem Sternpunkt 7 zusammengeschlossen sind. Jede Motorphase L1,L2,L3 ist hinsichtlich ihrer physi- kaiischen Eigenschaften gekennzeichnet durch eine Induktivität LLi,LL2,LL3, einen ohmschen Widerstand RLI,RL2,RL3 sowie eine induzierte Spannung ULi,UL2,UL3. Die Induktivitäten LLi, LL2,LL3, Widerstände RLI,RL2,RL3 und Spannungen ULi,UL2,UL3 sind in FIG 1 in Form eines elektrischen Ersatzschaltbildes eingetragen.
Der Umrichter 3 umfasst einen elektrischen Zwischenkreis 10 mit einer Hochpotentialseite 11 und einer Niederpotentialseite 12, zwischen denen im Betrieb des Motors 1 eine Zwi- schenkreisspannung Uz angelegt ist.
In den Zwischenkreis 10 sind drei Halbbrücken 13a, 13b, 13c zur Speisung jeweils einer Motorphase L1,L2,L3 parallelgeschaltet. Jede Halbbrücke 13a, 13b, 13c umfasst einen Phasenan- Schluss 14a, 14b, 14c, an dem die zugehörige Motorphase Ll, L2, L3 angeschlossen ist. So ist die Motorphase Ll an dem Phasen- anschluss 14a der Halbbrücke 13a, die Motorphase L2 an dem Phasenanschluss 14b der Halbbrücke 13b und die Motorphase L3 an dem Phasenanschluss 14c der Halbbrücke 13c angeschlossen.
Zwischen dem jeweiligen Phasenanschluss 14a, 14b, 14c und der Hochpotentialseite 11 des Zwischenkreises 10 umfasst jede Halbbrücke 13a, 13b, 13c einen hochpotentialseitigen Leistungs- Schalter 15a, 15b, 15c, insbesondere in Form eines IGBT. Jedem dieser Leistungsschalter 15a, 15b, 15c ist jeweils eine Freilaufdiode 16a, 16b, 16c parallelgeschaltet.
Zwischen den Motoranschluss 14a, 14b, 14c und die Niederpoten- tialseite 12 des Zwischenkreises 10 ist im Rahmen jeder Halbbrücke 13a, 13b, 13c jeweils ein niederpotentialseitiger Leistungsschalter 17a, 17b, 17c geschaltet, der wiederum insbesondere in Form eines IGBT ausgebildet ist. Auch jeder dieser Leistungsschalter 17a, 17b, 17c wird von einer parallelgeschal- teten Freilaufdiode 18a, 18b, 18c flankiert.
Jeder Leistungsschalter 15a, 15b, 15c und 17a, 17b, 17c ist mit der jeweils zugeordneten Freilaufdiode 16a, 16b, 16c bzw. 18a, 18b, 18c in einem gemeinsamen Modul aufgebaut und bildet somit mit der zugeordneten Freilaufdiode 16a, 16b, 16c bzw. 18a, 18b, 18c eine Leistungsschaltereinheit 19.
Der Umrichter 3 umfasst ferner einen in Parallelschaltung zu den Halbbrücken 13a, 13b, 13c in den Zwischenkreis 10 geschal- teten Kondensator 20 zum Ausgleich von Spannungswelligkeiten im Betrieb des Motors 1.
Die Steuereinheit 4 ist durch einen Mikrokontroller gebildet oder umfasst zumindest einen solchen. In der Steuereinheit 4 bzw. dem Mikrokontroller derselben sind eine Steuerlogik 21 sowie eine Regelungslogik 22 in Form von Softwaremodulen implementiert . Nach einem gemäß der Steuerlogik 21 durchgeführten Steuerverfahren steuert die Steuereinheit 4 die Leistungsschalter 15a, 15b, 15c und 17a, 17b, 17c im Betrieb des Motors 1 durch Abgabe von jeweils zugeordneten Steuersignalen C auf oder zu, um drehfeiderzeugende Phasenstrome ILi, IL2, IL3 in den Motor¬ phasen Ll, L2 und L3 zu erzeugen. Die Phasenstrome ILi, IL2, IL3 werden durch Strommesser 23a, 23b, 23c abgegriffen, wobei Messwerte dieser Phasenstrome (aus Vereinfachungsgrunden ebenfalls als ILI, IL2, IL3 bezeichnet) der Steuereinheit 4 als Ein- gangsgroße zu Steuer- und Regelungszwecken zugeführt werden.
Im Normalbetrieb des Motors 1 regelt die Regelungslogik 22 die Motorleistung nach Maßgabe der Phasenstrome ILi, IL2, IL3, indem sie die Phasenstrome ILI,IL2,IL3 oder einen hieraus ab- geleiteten Stromrichtwert als Ist-Wert mit einem hinterlegten Stromsollwert vergleicht. Nach Maßgabe des Vergleichsergebnisses erzeugt die Regelungslogik 22 ein die Motorleistung bestimmendes Stellsignal und fuhrt dieses der Steuerlogik 21 zu .
Die Regelungslogik 22 umfasst des Weiteren einen Algorithmus zum Schutz der Leistungsschaltereinheiten 19 vor thermischer Uberbelastung. Das durch diesen Algorithmus durchgeführte Verfahren wird nachfolgend der FIG 2 bis 4 naher beschrieben.
FIG 2 zeigt in einer schematischen Darstellung den zeitlichen Verlauf einer für die thermische Belastung einer der Leistungsschaltereinheiten 19 charakteristischen Temperaturricht- große T. Bei dieser Temperaturrichtgroße T handelt es sich insbesondere um die Junction-Temperatur des in der Leistungsschaltereinheit 19 integrierten Leistungsschalters 15a, 15b, 15c bzw. 17a, 17b, 17c. Aus der Darstellung gemäß FIG 2 ist erkennbar, dass der Wert der Temperaturrichtgroße T zeitlich synchron mit einem so genannten Lastzyklus Z schwankt. In- nerhalb des Lastzyklus Z steigt der Wert der Temperaturrichtgroße T wahrend einer Belastungsphase B, wahrend der der Leistungsschalter 15a, 15b, 15c bzw. 17a, 17b, 17c aufgesteuert ist, an. Wahrend einer darauf folgenden Entlastungsphase E des Lastzyklus Z, während der der Leistungsschalter 15a, 15b, 15c bzw. 17a, 17b, 17c zugesteuert ist, sinkt die Temperaturrichtgröße T dagegen wieder ab. Die Amplitude dieser Temperaturoszillation, d.h. die Differenz zwischen dem minimalen Betrag der Temperaturrichtgröße T zu Beginn der Belastungsphase B und dem maximalen Betrag der Temperaturrichtgröße T zum Abschluss der Belastungsphase B wird als Temperaturhub ΔT bezeichnet.
Verfahrensgemäß berechnet die Regelungslogik 22 gemäß FIG 3 zunächst anhand eines in FIG 4 näher dargestellten thermischen Modells 24 die Temperaturrichtgröße T (Block 25) . Als Eingangsgrößen für diese Berechnung zieht die Regelungslogik 22 den der überwachten Leistungsschaltereinheit 19 zugeord- neten Phasenstrom ILl (i = 1,2 oder 3) heran. Durch Überwachung des zeitlichen Verlaufs der Temperaturrichtgröße T bestimmt die Regelungslogik 22 als Bezugstemperatur TB die jeweilige Ausgangstemperatur eines Lastzyklus Z (Block 26) . Als Bezugstemperatur TB bzw. Ausgangsgangstemperatur des Lastzyklus wird - wie in FIG 2 angedeutet ist - der einem lokalen Minimum entsprechende Wert der Temperaturrichtgröße T herangezogen .
Zur Berechnung des Temperaturhubs ΔT wird die Differenz der Temperaturrichtgröße T und der Bezugstemperatur TB gebildet (Block 27). Der Temperaturhub ΔT wird anschließend von einem Grenzwert ΔTmax abgezogen (Block 28). Die resultierende Differenz Δ wird einem PI (Proportional-Integral) -Regler 29 zugeführt, der die Verlustleistung der Leistungsschaltereinheit 19 reduziert, wenn die Differenz Δ einen positiven Wert einnimmt, wenn also der Temperaturhub ΔT den Grenzwert ΔTmax ü- berschreitet . Zur Regelung der Verlustleistung gibt der Regler 29 eine maximale Schaltfrequenz fmax und/oder einen Maximalstrom Imax vor übermittelt diese Größen an die Steuerlo- gik 21. Der Regler 29 die maximale Schaltfrequenz fmax und/oder den Maximalstrom Imax, wenn die Differenz Δ einen positiven Wert einnimmt. Ein Begrenzer 30 limitiert die von dem Regler 29 ausgegebenen Stellgrößen, nämlich die Schaltfrequenz fmax und den Maximalstrom Imax, auf ein vorgegebenes Intervall - z.B. [fmaχ,o; fmaχ,i] und [ Imaχ,o; Imaχ,o] und sorgt auf diese Weise dafür, dass die Regelung nicht "wegläuft". Der Regler 29 hält hierbei den Integralanteil des Regelungsalgorithmus fest, solange mindestens eine der Stellgrößen fmax oder Imax einen der Grenzwerte fmaχ,o, fmaχ,i bzw. Imax,0, Imax, o einnimmt. Die Stellgrößen fmax oder Imax werden hierfür nach Durchlaufen des Begrenzers 30 an den Regler 29 zurückgeführt.
Ein einfaches Ausführungsbeispiel für das von der Regelungslogik 22 verwendete Temperaturmodell 24 ist in FIG 4 in Form eines elektrischen Ersatzschaltbildes dargestellt. Das Tem- peraturmodell 24 beschreibt einen Wärmeleitungspfad innerhalb der Leistungsschaltereinheit 19. Die Wärmeleitung innerhalb des Leistungsschalters 15a, 15b, 15c bzw. 17a, 17b, 17c ist hierbei durch einen Strompfad 40 modelliert. Die Wärmeleitung innerhalb der zugeordneten Freilaufdiode 16a, 16b, 16c bzw. 18a, 18b, 18c ist durch einen hierzu parallelgeschalteten
Strompfad 41 modelliert. Die Wärmeleitung in dem gemeinsamen Modul ist durch einen den Strompfaden 40 und 41 gemeinsam in Serie geschalteten Strompfad 42 modelliert. Jede der Strompfade 40,41 und 42 enthält zwei in Serie geschaltete Tief- passe 43 mit jeweils einem Widerstand und einem Kondensator in Parallelschaltung. Jeder der Widerstände modelliert hierbei eine Wärmeleitfähigkeit, während jeder der Kondensatoren eine Wärmespeicherfähigkeit modelliert. Das thermische Modell 24 ist bevorzugt als numerische Simulation in der Regelungs- logik 22 implementiert. Das Modell 24 könnte alternativ aber auch entsprechend der Darstellung gemäß FIG 4 als physische elektrische Schaltung realisiert sein. Die Widerstände und Kondensatoren der Tiefpässe 43 sind hierbei empirisch oder durch Approximation an ein Finite-Elemente-Modell der Leis- tungsschaltereinheit 19 festgelegt, so dass das Wärmeleitverhalten der verwendeten Leistungsschaltereinheit 19 bestmöglich angepasst wird. Zur Berechnung der Temperaturrichtgröße T wird durch eine Stromquelle 44 ein (je nach Ausführung des Modells 24 virtueller oder tatsächlicher) elektrischer Strom I3 vorgegeben, der einem Wärmeeintrag in den Leistungsschalter 15a, 15b, 15c bzw. 17a, 17b, 17c entspricht. Entsprechend wird durch eine Stromquelle 45 ein Strom ID vorgegeben, der einem Wärmeeintrag in die Freilaufdiode 16a, 16b, 16c bzw. 18a, 18b, 18c entspricht. Die Ströme I3 und I0 werden von der Regelungslogik 22 anhand hinterlegter Kennlinien in Abhängigkeit des zuge- ordneten Phasenstroms ILl berechnet. Um aus dem Phasenstrom
IL1 die Verlustleistung, und hierüber auf den Wärmeeintrag in den Leistungsschalter 15a, 15b, 15c bzw. 17a, 17b, 17c bzw. die Freilaufdiode 16a, 16b, 16c bzw. 18a, 18b, 18c ableiten zu können, berücksichtigt die Regelungslogik 22 zusätzlich In- formation über die Zwischenkreisspannung Uz, den Schaltzustand der Leistungsschalter 15a, 15b, 15c bzw. 17a, 17b, 17c in der betreffenden Halbbrücke 13a, 13b, 13c sowie Kenndaten der Leistungsschaltereinheit 19, insbesondere die Schaltzeit des Leistungsschalters 15a, 15b, 15c bzw. 17a, 17b, 17c und die Durchlassspannungen des Leistungsschalters 15a, 15b, 15c bzw. 17a, 17b, 17c und der Freilaufdiode 16a, 16b, 16c bzw. 18a, 18b, 18c.
Infolge der Ströme I3 und I0 stellt sich in den Strompfaden 40,41 und 42 ein elektrisches Spannungsgefälle ein, das einem Temperaturgefälle innerhalb der Leistungsschaltereinheit 19 entspricht. Die Temperaturrichtgröße T wird hierbei anhand einer am Ausgang der Stromquelle 44 anliegenden Spannung Uτ erfasst. Dabei wird ausgenutzt, dass die Spannung Uτ bei ge- eigneter Parametrierung des Modells 24 näherungsweise proportional zu der Junction-Temperatur des Leistungsschalters 15a, 15b, 15c bzw. 17a, 17b, 17c ist.
Mit Kenntnis des thermischen Modells 24 kann vorhergesagt werden, mit welchem Verlustleistungseintrag welcher stationäre Temperaturhub erreicht wird. In einer ersten Verfahrensvariante wird dabei bei in Echtzeit bei Erreichen des zugelassenen Temperaturhubs ΔTmax der Verlustleistungseintrag auf diesen Wert begrenzt. Alternativ hierzu wird bereits im Voraus, d.h. vor Erreichen des zulässigen Temperaturhubs, der Verlustleistungseintrag begrenzt. Der zeitliche Verlauf der Temperaturrichtgröße T und der Temperaturhub ΔT werden hier- zu anhand des thermischen Modells 24 unter zeitlicher Extrapolation der Ströme IL und I0 bereits für eine vorgegebene zukünftige Zeitspanne prognostiziert, wobei die Verlustleistung der Leistungsschaltereinheit 19 bereits reduziert wird, wenn der für die Zukunft festgestellte Temperaturhub ΔT den Grenzwert ΔTmax überschreitet.
Der Grenzwert ΔTmax ist in verfeinerten Varianten des Verfahrens gemäß FIG 3 als Funktion der Bezugstemperatur TB und/oder als Funktion der Anzahl von Lastzyklen Z pro Zeit- einheit vorgegeben.

Claims

Patentansprüche
1. Verfahren zur Ansteuerung einer Leistungsschaltereinheit
(19), - bei dem eine Temperaturrichtgröße (T) der Leistungsschaltereinheit (19) erhoben wird, bei dem anhand des zeitlichen Verlaufs der Temperaturrichtgröße (T) ein Temperaturhub (ΔT) während einer Belastungsphase (B) der Leistungsschaltereinheit (19) bestimmt wird, und bei dem die Verlustleistung der Leistungsschaltereinheit (19) derart limitiert wird, dass der Temperaturhub (ΔT) einen vorgegebenen Grenzwert (ΔTmax) nicht überschreitet .
2. Verfahren nach Anspruch 1, bei dem der Grenzwert (ΔTmax) als Konstante vorgegeben ist.
3. Verfahren nach Anspruch 1, bei dem eine dem Temperatur- hub (ΔT) zugeordnete Bezugstemperatur (TB) ermittelt wird, und bei dem der Grenzwert (ΔTmax) als Funktion der Bezugstemperatur (TB) vorgegeben ist.
4. Verfahren nach Anspruch 1 oder 3, bei dem die Anzahl von Lastzyklen (Z) der Leistungsschaltereinheit (19) während einer vorgegebenen Zeitspanne erfasst wird, und bei dem der Grenzwert (ΔTmax) als Funktion der erfassten Anzahl vorgeben ist.
5. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 4, bei dem die Verlustleistung der Leistungsschaltereinheit (19) durch Limitierung einer Schaltfrequenz (fmax) und/oder eines durch die Leistungsschaltereinheit (19) fließenden Stroms (Imax) und/oder einer anliegenden Spannung (Uz) limitiert wird.
6. Verfahren nach einem der Ansprüche 1 bis 5, bei dem die Temperaturrichtgröße (T) anhand eines thermischen Modells (24) berechnet wird.
7. Verfahren nach Anspruch 6, bei dem anhand des thermischen Models (24) ein zukünftiger zeitlicher Verlauf der Temperaturrichtgröße (T) prognostiziert wird, wobei der Temperaturhub (ΔT) unter Heranziehung des zukünftigen zeitlichen Verlaufs der Temperaturrichtgröße (T) berech- net wird.
8. Steuervorrichtung zur Ansteuerung einer Leistungsschaltereinheit (19), mit einer zur Durchführung des Verfahrens nach einem der Ansprüche 1 bis 7 ausgebil- deten Steuereinheit (4).
9. Elektrischer Antrieb mit einem Elektromotor (1), mit einem mindestens eine Leistungsschaltereinheit (19) umfassenden Umrichter (3) sowie mit einer Steuervorrichtung gemäß Anspruch 8.
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