楊 寧， 李巖磊， 馬穎濤

(中國(guó)鐵道科學(xué)研究院 機(jī)車車輛研究所， 北京100081)

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地鐵與輕軌

城軌列車牽引變流器箱體熱仿真設(shè)計(jì)方法

楊 寧， 李巖磊， 馬穎濤

(中國(guó)鐵道科學(xué)研究院 機(jī)車車輛研究所， 北京100081)

箱體熱設(shè)計(jì)是變流器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的重點(diǎn)和難點(diǎn)。以熱仿真設(shè)計(jì)方法作為箱體設(shè)計(jì)的指導(dǎo)思想，根據(jù)熱仿真設(shè)計(jì)需要，重點(diǎn)分析計(jì)算箱體內(nèi)主要發(fā)熱器件損耗，并給出計(jì)算公式。以北京地鐵13號(hào)線牽引變流器為例，計(jì)算得到主要發(fā)熱器件的損耗，并采用計(jì)算機(jī)輔助求解軟件FLOTHERM，在滿載工況下，對(duì)設(shè)計(jì)變流器模型進(jìn)行了整個(gè)機(jī)組的穩(wěn)態(tài)工況熱仿真計(jì)算，電氣與電子器件仿真結(jié)果滿足溫升設(shè)計(jì)預(yù)期。并依據(jù)此研究成果試制樣機(jī)，機(jī)組實(shí)測(cè)參數(shù)與仿真結(jié)果一致，驗(yàn)證了箱體熱仿真設(shè)計(jì)方法的科學(xué)性和實(shí)用性。

變流器箱體設(shè)計(jì)； 熱仿真； 損耗計(jì)算； 走行風(fēng)冷； 熱管冷卻

變流器的箱體結(jié)構(gòu)直接影響著變流器電氣與電子器件的發(fā)熱，關(guān)系著變流器運(yùn)行的可靠性，因此變流器箱體設(shè)計(jì)是變流器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的重點(diǎn)，也是其技術(shù)難點(diǎn)[1]。傳統(tǒng)的設(shè)計(jì)方法是基于經(jīng)驗(yàn)和成熟的案例對(duì)箱體進(jìn)行設(shè)計(jì)，存在浪費(fèi)成本、設(shè)計(jì)周期長(zhǎng)、設(shè)計(jì)風(fēng)險(xiǎn)大、過分依賴經(jīng)驗(yàn)等弊端。以北京地鐵13號(hào)線牽引變流器箱體熱設(shè)計(jì)為實(shí)例試制樣機(jī)，通過研究給出主要部件的損耗計(jì)算方法，并采用Flotherm軟件[2]熱仿真計(jì)算，結(jié)合樣機(jī)帶電機(jī)的溫升試驗(yàn)，驗(yàn)證了箱體熱仿真設(shè)計(jì)方法的科學(xué)性和實(shí)用性。

1 箱體結(jié)構(gòu)模型

北京地鐵13號(hào)線采用交流傳動(dòng)。一臺(tái)牽引變流器內(nèi)有兩個(gè)相同的功率模塊，每個(gè)功率模塊驅(qū)動(dòng)兩臺(tái)電機(jī)。功率模塊采用熱管散熱，走形風(fēng)冷的冷卻方式。牽引變流器箱體內(nèi)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單，功率器件選用絕緣柵雙極型晶體管(IGBT)。除IGBT外，主電路無功率損耗較大的變壓器與電感部件。

2 功耗計(jì)算

對(duì)于發(fā)熱器件，需要添加其功率損耗，這是熱仿真計(jì)算的初始條件。器件功率損耗計(jì)算的正確與否，決定著熱仿真結(jié)果是否對(duì)箱體設(shè)計(jì)具有指導(dǎo)意義。

牽引變流器箱體內(nèi)的主要發(fā)熱器件有IGBT、直流支撐電容器、功率母排。牽引變流器分為兩個(gè)單元，每個(gè)單元參數(shù)相同。

2.1 IGBT損耗

IGBT的功率損耗分為IGBT的通態(tài)功率損耗和開關(guān)功率損耗以及IGBT中反并聯(lián)二極管的功率損耗。功率損耗的計(jì)算方法多使用近似公式，因其計(jì)算方便、通用性強(qiáng)被廣泛使用[3]。采用軟件仿真與公式相結(jié)合的計(jì)算方法，能夠使計(jì)算結(jié)果具有較高的準(zhǔn)確度、計(jì)算方法貼近IGBT的真實(shí)參數(shù)。

IGBT導(dǎo)通損耗：

(1)

式中M為調(diào)制度，cosφ為功率因數(shù)；Vceo為門檻電壓；Icp電流峰值；rce為IGBT 通態(tài)等效電阻。Vceo和rce可以通過IGBT手冊(cè)的參數(shù)計(jì)算得出。

IGBT開關(guān)損耗：

(2)

式中fsw為開關(guān)損耗；Vdc為輸入直流電壓；Eon為在額定電流Icn和額定電壓Vcen下，IGBT開通一次損失的能量；Eoff為在額定電流Icn和額定電壓Vcen下，IGBT關(guān)斷一次損失的能量。

反并聯(lián)二極管(VD)的功率損耗也包括VD導(dǎo)通損耗和關(guān)斷的反向恢復(fù)損耗。

VD導(dǎo)通損耗：

(3)

其中Vf0為VD門檻電壓，rf為VD通態(tài)等效電阻。Vf0和rf可以通過IGBT手冊(cè)的參數(shù)計(jì)算得出。

VD關(guān)斷反向恢復(fù)損耗：

(4)

2.2 功率母排損耗

功率母排損耗計(jì)算公式為

(5)

式中Ib為等效電流；Rb為等效電阻；Lcu為等效長(zhǎng)度；Scu為等效橫截面積；ρcu為電阻率。ρcu可以根據(jù)GB/T 5585.1-2005中銅和銅合金母線的電阻率得到。通過銅排尺寸估算和電阻率可以由式(5)得到功率母排的損耗。

2.3 電容器損耗

式中ESR為等效串聯(lián)電阻；Ic.rms電容電流有效值。主要考慮逆變器側(cè)輸入電流造成的紋波，Ic.rms可由式(6)近似得出[4]。

(6)

式中Ii.rms為逆變器輸入電流有效值。

由方程組：

(7)

其中tanδ為功率損耗角;Pca為電容有功功率；Qca為電容的無功功率；Xc為電容的容抗?？梢缘玫紼SR的值。

輸入直流側(cè)電容為3個(gè)并聯(lián)，可得到每個(gè)電容的損耗為：

(8)

將Ic.rms與ESR的值帶入式(8)可得每個(gè)電容器的損耗。

2.4 其他損耗

牽引變流器的功率損耗除去主要電器件的損耗，還包括功率電纜、雜散電感、接觸器觸點(diǎn)等的損耗，因其所占比例較小且不用考核，仿真時(shí)忽略不計(jì)。

3 計(jì)算與仿真結(jié)果分析

一個(gè)單元的計(jì)算工況電氣參數(shù)見表1。

熱管散熱器走行風(fēng)冷，箱體距離風(fēng)源最遠(yuǎn)端風(fēng)速不低于3 m/s。

由式(1)與式(2)可以計(jì)算得到每個(gè)IGBT在計(jì)算工況下的損耗為287.18 W。由式(3)和(4)可以計(jì)算得

表1 牽引變流器計(jì)算工況

到每個(gè)VD在計(jì)算工況下的損耗為40.39 W。進(jìn)一步得到每個(gè)IGBT的總損耗為327.57 W。由式(5)可以計(jì)算得到功率正母排的損耗為1.72 W，功率負(fù)母排的損耗為1.09 W。由式(6)、式(7)和式(8)可以計(jì)算得到電容器的損耗為10.7 W。計(jì)算完成后，將功耗添加到模型中去，就完成了迭代功耗求解條件的添加。

IGBT作為箱體內(nèi)主要發(fā)熱部件，對(duì)其功耗可通過廠家提供的仿真軟件進(jìn)一步驗(yàn)證。

表2給出IGBT損耗計(jì)算的仿真結(jié)果，從表2中可以得到每個(gè)IGBT的導(dǎo)通損耗為281 W，開關(guān)損耗為10 W，每個(gè)VD導(dǎo)通損耗為38 W，關(guān)斷反向恢復(fù)損耗為10 W，進(jìn)而得到每個(gè)IGBT的總損耗為339 W。仿真結(jié)果與計(jì)算結(jié)果相差不大，在熱仿真中選取計(jì)算得到的最大值，即每個(gè)IGBT的損耗為339 W。

表2 廠家仿真結(jié)果 W

采用Flotherm軟件對(duì)變流器的箱體進(jìn)行了熱仿真穩(wěn)態(tài)分析，該仿真屬于系統(tǒng)級(jí)的仿真。圖1(a)顯示了牽引變流器溫度收斂曲線，圖1(b)顯示了牽引變流器殘差收斂曲線，圖中可以看出收斂情況比較理想。

圖2給出了仿真穩(wěn)態(tài)箱體的溫度云圖與風(fēng)速矢量云圖。

為了對(duì)仿真結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證，將樣機(jī)主要發(fā)熱部件進(jìn)行溫度測(cè)點(diǎn)的實(shí)時(shí)監(jiān)控。在計(jì)算工況下將樣機(jī)運(yùn)行至穩(wěn)態(tài)，即半小時(shí)內(nèi)每一個(gè)測(cè)點(diǎn)的溫升不超過0.5℃，進(jìn)行溫度測(cè)點(diǎn)的數(shù)據(jù)記錄，并與被測(cè)部件的仿真穩(wěn)態(tài)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。下面對(duì)散熱器、功率母排和電容器的溫度分別進(jìn)行比較。

圖1 收斂曲線

圖2 箱體云圖及風(fēng)速矢量圖

3.1 散熱器

圖3(a)給出了實(shí)際測(cè)量的主散熱器、從散熱器外側(cè)溫度測(cè)點(diǎn)的溫升曲線圖，從圖中可以看出主散熱器外側(cè)測(cè)點(diǎn)溫度最終穩(wěn)定在57.7℃左右，從散熱器外側(cè)測(cè)

點(diǎn)溫度最終穩(wěn)定在56.1℃左右，由于風(fēng)速方向的原因，主散熱器高于從散熱器溫度。

圖3(b)給出了主散熱器、從散熱器外側(cè)的仿真溫度云圖，從圖中可以直觀的看出，主散熱器外側(cè)的溫度明顯高于從散熱器，主散熱器外側(cè)最高溫度63.9℃，最低溫度49.8℃。從散熱器外側(cè)最高溫度55.9℃，最低溫度44℃，仿真結(jié)果與機(jī)組實(shí)測(cè)結(jié)果存在誤差，但測(cè)試點(diǎn)溫度在仿真結(jié)果的溫度范圍內(nèi)。

圖4(a)給出了實(shí)際測(cè)量的主散熱器、從散熱器內(nèi)側(cè)溫度測(cè)點(diǎn)的溫升曲線圖，從圖中可以看出主散熱器內(nèi)側(cè)測(cè)點(diǎn)溫度最終穩(wěn)定在61℃左右，從散熱器內(nèi)側(cè)測(cè)點(diǎn)溫度最終穩(wěn)定在57℃左右。

圖4(b)給出了主散熱器、從散熱器內(nèi)側(cè)的仿真溫度云圖，從圖中可以直觀的看出，主散熱器內(nèi)側(cè)的最高、最低溫度明顯高于從散熱器，主散熱器內(nèi)側(cè)最高溫度68.9℃，最低溫度54.9℃。從散熱器內(nèi)側(cè)最高溫度61.6℃，最低溫度49℃，主IGBT最高溫度74.2℃，最低溫度65.2℃，從IGBT最高溫度67.2℃，最低溫度56.5℃，仿真結(jié)果與機(jī)組實(shí)測(cè)存在誤差,但測(cè)試點(diǎn)溫度在仿真結(jié)果的溫度范圍內(nèi)。

圖3 散熱器外側(cè)溫度

圖4 散熱器內(nèi)側(cè)溫度

根據(jù)IGBT手冊(cè)中給定的外殼到結(jié)溫的熱阻、IGBT的最大功率損耗，可以得出IGBT的結(jié)溫遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于IGBT的最高工作溫度。

3.2 功率母排

圖5(a)給出了實(shí)際測(cè)量的主正母排、從正母排溫度測(cè)點(diǎn)的溫升曲線圖，從圖中可以看出主正母排測(cè)點(diǎn)溫度最終穩(wěn)定在67℃左右，從正母排測(cè)點(diǎn)溫度最終穩(wěn)定在57.6℃左右。

圖5(b)給出了主正母排、從正母排的仿真溫度云圖，從圖中可以直觀的看出，主正母排的溫度明顯高于從正母排，主正母排最高溫度73.7℃，最低溫度61.6℃。從正母排最高溫度66.9℃，最低溫度57℃，仿真結(jié)果與機(jī)組實(shí)測(cè)存在誤差，但測(cè)試點(diǎn)溫度在仿真結(jié)果的溫度范圍內(nèi)。

3.3 電容器

圖6(a)給出了實(shí)際測(cè)量的主中間電容、從中間電容溫度測(cè)點(diǎn)的溫升曲線圖，從圖中可以看出主中間電容測(cè)點(diǎn)溫度最終穩(wěn)定在51.2℃左右，從中間電容測(cè)點(diǎn)溫度最終穩(wěn)定在47.3℃左右。

圖6(b)給出了主中間電容、從中間電容的仿真溫度云圖，從圖中可以直觀的看出，主中間電容高溫度59.9℃，最低溫度57.1℃。從正母排最高溫度57.1℃，最低溫度54.7℃，仿真結(jié)果與機(jī)組實(shí)測(cè)存在誤差。

3.4 誤差分析

仿真結(jié)果與機(jī)組實(shí)測(cè)結(jié)果定性分析比較一致，但定量對(duì)比上存在可接受的誤差。由控制方程迭代求解溫度的穩(wěn)態(tài)結(jié)果與實(shí)際溫度值的誤差是多方面的，其中計(jì)算過程帶來的誤差有：

圖5 主從正母排溫度

圖6 主從電容溫度

(1)溫度的求解即方程的求解[6]，對(duì)線性方程進(jìn)行迭代求解時(shí)，因數(shù)值運(yùn)算造成的誤差；

(2)在求解的方程中，由于輸入初始條件的計(jì)算結(jié)果造成的誤差；

(3)網(wǎng)格劃分疏密造成計(jì)算步長(zhǎng)帶來的誤差；

(4)幾何模型造成的模型誤差及其材料參數(shù)帶來的觀測(cè)誤差。

(5)仿真環(huán)境和實(shí)際機(jī)組試驗(yàn)的運(yùn)行環(huán)境存在的誤差，例如外部風(fēng)速的大小、方向，外部溫度的高低等。

4 結(jié)束語

設(shè)計(jì)初期利用計(jì)算機(jī)輔助軟件進(jìn)行熱仿真的分析計(jì)算指導(dǎo)箱體熱設(shè)計(jì)，相比傳統(tǒng)的設(shè)計(jì)方法，提高了熱設(shè)計(jì)的可靠性與理論支撐，并且節(jié)省了資源，降低了設(shè)計(jì)成本，縮短了設(shè)計(jì)周期。通過熱仿真設(shè)計(jì)方法，依據(jù)北京地鐵13號(hào)線牽引變流器熱仿真結(jié)果制成樣機(jī)，經(jīng)過對(duì)比樣機(jī)的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)與仿真結(jié)果，證明了仿真結(jié)果具有較高的準(zhǔn)確度，可以指導(dǎo)箱體的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。

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Body Thermal Simulation Method for Traction Converter in Urban Rail Train

YANGNing，LIYanlei，MAYingtao

(Locomotive & Car Research Institute, China Academy of Railway Sciences, Beijing 100081, China)

Body thermal design is the key and difficult point for the structure design of the converter. This paper takes thermal simulation method as the guiding ideology of body design, according to the requirements of the thermal simulation, emphatically analyzes the heating device loss in calculated case, and gives the calculation formulas. Taking the traction converters of Beijing metro line 13 as an example, this paper gets power loss of main heating devices after calculating; using computer aided solution software FLOTHERM, this paper carries out the thermal simulation under the steady state condition to designed converter model. Electrical and electronics device simulation results can meet the expected temperature rise design. The prototype was trial-produced based on this research. The measured parameters are consistent with the simulation results, which can verify the scientificity and practicability of the body thermal simulation method.

body design for converter; thermal simulation; loss calculation; air cooling; heat-pipe cooling

1008-7842 (2015) 03-0091-05

男，工程師(

2015-02-10)

U239.5

A

10.3969/j.issn.1008-7842.2015.03.23