程存欣 路 超 尹國龍 石運卓

(1.中車大連電力牽引研發(fā)中心有限公司 遼寧 大連 116022；2.動車組和機車牽引與控制國家重點實驗室 遼寧 大連 116022)

0 前言

集中式動力單元兼?zhèn)浼啥雀?、模塊化設計、結構緊湊和對外接口簡單等優(yōu)勢，因此，深受國內外各大車輛制造商的青睞。

某集中式動力單元包含了牽引和輔助兩套電氣系統(tǒng)。其中，牽引系統(tǒng)是整車的心臟，為整車提供牽引動力，而輔助系統(tǒng)主要為空調、壓縮機等其他用電設備供電，因此動力單元內部電器件能否可靠運行直接影響著整車設備的正常工作和車輛的安全運營。牽引電抗器作為牽引系統(tǒng)中十分重要的電器件，其主要作用是過濾母線電流中的交流成分，提升直流電品質，進而保證牽引系統(tǒng)的輸出特性。牽引電抗器在運行過程中會產生大量的熱量，如果不及時散發(fā)，會使電抗器過溫，影響動力單元的性能。

本文針對該動力單元牽引電抗器溫升過高的問題進行了熱仿真分析，發(fā)現了問題根源，并在既有的結構空間下，通過增加導風罩有效降低了電抗器溫升，保證了動力單元的可靠、穩(wěn)定運行。

1 動力單元電氣系統(tǒng)介紹

動力單元整體結構如圖1所示，其中，牽引系統(tǒng)包含：前端輸入模塊、牽引電抗器、牽引功率模塊、制動電阻；輔助系統(tǒng)包含：輔助輸入輸出模塊、輔助變壓器、輔助功率模塊、充電機功率模塊等。為了盡可能減小動力單元結構尺寸，系統(tǒng)采用強迫風冷形式進行散熱，即牽引和輔助系統(tǒng)均獨立配備一臺離心風機。此外，整個系統(tǒng)的協(xié)調運行通過控制機箱實現。

圖1 動力單元功能模塊布局

2 牽引電抗器溫升過高的原因分析

2.1 發(fā)現問題

根據該動力單元電氣設計要求，牽引電抗器額定工況為：環(huán)境溫度20 ℃，直流電壓750 V，額定電流200 A，表面風速3 m/s。在額定工況下，電抗器穩(wěn)定工作后的溫升不超過130 K，即電抗器最高溫度不超過150 ℃。

按照試驗大綱進行額定工況試驗，電抗器在工作1 h左右溫升已達到130 K，并且溫升曲線呈繼續(xù)上升趨勢，因此判斷電抗器溫升不滿足要求，試驗終止。

2.2 原因分析

如圖1所示，在離心風機1的作用下，氣流由牽引入風口進入系統(tǒng)，依次流經牽引功率模塊、風機擴展盒1、離心風機1、牽引電抗器，最后通過牽引出風口排到外界環(huán)境。在進行風道設計時，為了保證風機在葉輪入口處有足夠的擴展空間，風機安裝在高度為155 mm的風機擴展盒1上，葉輪最低高度為240 mm；而牽引電抗器線包最大高度只有250 mm，即牽引電抗器只有10 mm的高度區(qū)域直接受風。除此之外，為了保證足夠的接線空間，圖1中輸出接線盒1的設計高度為180 mm，因此線包與風機擴展盒1、輸出接線盒1之間形成了閉環(huán)空間，導致該區(qū)域風阻急劇增大。

由散熱理論可知，離心風機的靜壓-風量曲線與風道流阻曲線的交點即為風機工作點[1]。當風道流阻增大時，離心風機的風量會減小，風速也會相應降低，進而導致散熱能力下降。此外，電抗器線包與風機擴展盒1、輸出接線盒1之間形成的閉環(huán)空間極易導致氣流短路，即大部分氣流可能直接流經電抗器上方通過牽引出風口排到外界環(huán)境，沒有起到冷卻作用。

3 解決方案

3.1 方案一：抬高電抗器

如前所述，相對于風機支撐盒1、輸出接線盒1，電抗器的線包高度太低，導致冷卻風無法覆蓋線包，最直接的解決辦法就是抬高電抗器。

考慮到柜體已加工完成，無法對既有結構進行修改，因此只能通過增加墊塊的方式抬高電抗器。為了達到理想的散熱效果，墊塊高度至少需100 mm。此方案驗證較為簡單，經加工4塊100 mm高的墊塊，將電抗器抬高后重新進行試驗，溫升雖有所降低，但仍未達到試驗要求。另外，牽引電抗器質量為102 kg，抬高后極有可能無法滿足振動沖擊要求。

3.2 方案二：增加導風罩

因為抬高電抗器的方案不可行，故從離心風機本身找到突破口。抬高電抗器的目的是增大線包的受風面積，那么改變離心風機甩風路徑也是一種可行辦法。

此方案依然不能改變既有的空間結構，因此借用風機支撐盒1上的4個風機安裝點，在風機外圍增加導風罩，迫使所有冷卻風均直接吹向線包表面，如圖1所示。此方法無法直接進行試驗驗證，加工導風罩的周期較長，因此借助熱仿真軟件ICEPAK，對比增加導風罩前后電抗器溫升的變化。

4 牽引系統(tǒng)大功率器件功耗分析

如圖1所示，動力單元的牽引系統(tǒng)和輔助系統(tǒng)具有獨立的散熱通道，因此針對牽引電抗器溫升過高的問題，僅需對牽引系統(tǒng)進行仿真分析即可。牽引系統(tǒng)熱源主要包括牽引功率模塊和牽引電抗器，下面分別對兩者的理論熱功率進行計算，作為數值仿真的邊界條件。

4.1 牽引功率模塊的損耗

牽引功率模塊的損耗主要由IGBT和并聯(lián)反向二極管的損耗組成，而二者的損耗均包括通態(tài)損耗與開關損耗。在PWM正弦脈寬調制的情況下[2]，IGBT的通態(tài)損耗為：

(1)

IGBT的開關損耗為：

(2)

反向二極管的通態(tài)損耗為：

(3)

反向二極管的開關損耗為：

(4)

式中：M為幅值調制比；θ為電流與電壓的相位角；rce為IGBT的通態(tài)等效電阻；IP為逆變器正弦波輸出電流峰值；VCEO為IGBT通態(tài)壓降；fsw為器件開關頻率；Eon、Eoff分別為IGBT額定條件下的導通、關斷損耗；Vref、Iref分別為IGBT模塊參考電壓、參考電流；VFO為二極管門檻電壓；rd為二極管通態(tài)等效電阻；Erec為二極管額定條件下的關斷損耗；Vdc為橋臂電壓。

因此，牽引功率模塊每個半橋臂的功耗為：

P′=Pcond_IGBT+Psw_IGBT+Pcond_Diode+Psw_Diode

(5)

需要說明的是，本牽引系統(tǒng)包含兩個逆變單元，通過軸控的方式驅動一個轉向架上的2臺電機和2路制動電阻，其中每臺電機需要3個雙橋臂IGBT，一路制動電阻需要配1個雙橋臂IGBT，即該牽引系統(tǒng)包含8個雙橋臂IGBT。

4.2 牽引電抗器的損耗

干式電抗器的熱源來自各包封繞組的電阻損耗。各包封層的電阻損耗Pi的計算公式為：

(6)

式中：Ii為第i層包封的電流大?。籖i為第i層包封總電阻。

綜上所述，器件的發(fā)熱功率如表1所示。

表1 器件熱功率統(tǒng)計表 /W

5 仿真分析

為了快速驗證增加導風罩方案的可行性，建立牽引系統(tǒng)熱仿真模型。

5.1 有限元模型

牽引系統(tǒng)的熱源主要包括牽引功率模塊和牽引電抗器兩部分，為了加快運算速度，將牽引系統(tǒng)散熱路徑從系統(tǒng)中抽離，得到簡化模型。刪除對散熱影響較小的驅動板、電容、扎線架、圓角、圓孔等結構特征；抽取IGBT與散熱器接觸面作為牽引功率模塊熱源；提取電抗器鐵芯作為電抗器熱源。散熱風機采用ICEPAK自帶的離心風機模型進行替代。ICEPAK軟件可以采用面代替體，大大減小了網格數量，加快運算速度。簡化后的有限元模型如圖2所示。對于無導風罩的工況，取消激活導風罩模型即可。

圖2 簡化后的有限元模型

5.2 邊界條件與求解器參數設置

仿真參數設置、網格劃分、調用求解器進行求解、后處理顯示是CFD軟件進行仿真分析的主要步驟[3-5]。設置仿真參數包括邊界條件設置和求解器的基本設置，邊界條件即為牽引系統(tǒng)仿真工況，包括環(huán)境溫度設置、進出風口設置、加載風機PG曲線、根據表1中的熱功率設置相應模型屬性等。最后對求解器進行參數設置，通過估算系統(tǒng)雷諾數可知流場為湍流流動形態(tài)，故選擇雙方程的湍流模型進行求解計算。

5.3 網格劃分

網格劃分作為數值模擬的重要環(huán)節(jié)，可直接決定求解計算的準確性。通常情況下，進行網格加密可以在一定程度上提升網格質量，但是網格并不是越密越好，過密的網格會導致網格數量倍增，計算效率低，不易收斂。綜合網格劃分原則，對于主要發(fā)熱及散熱部件，如IGBT、電抗器線包、散熱器基板與翅片等采用非連續(xù)性網格進行局部加密，對于含曲面結構的部件，如離心風機、導風罩、柜門門板等采用多級網格進行局部加密以達到貼體效果。背景網格則采用ICEPAK推薦的網格大小。最終計算區(qū)域總網格數為：3 012 215，節(jié)點總數為：3 306 227。

5.4 求解計算及結果顯示

由圖1所示，冷卻空氣由牽引入風口進入牽引系統(tǒng)，依次流經牽引功率模塊、風機擴展盒1、離心風機1、牽引電抗器，最后通過牽引出風口排到外界環(huán)境。由此看來，流經牽引電抗器的空氣溫度并不是環(huán)境溫度，而是冷卻牽引功率模塊散熱器后有一定溫升的空氣。因此為了對比增加導風罩前后牽引電抗器的溫升差異，有必要考察牽引功率模塊散熱器的溫升情況。

(1)牽引功率模塊散熱器溫度分布

通過考察牽引功率模塊散熱器的溫度分布云圖可知，增加導風罩前后牽引功率模塊溫度分布基本一致，因此可判定兩種情況下牽引電抗器的冷卻空氣溫度相同。

(2)牽引電抗器溫度分布

圖3(a)為無導風罩時某截面風速及電抗器溫度分布云圖，圖3(b)為增加導風罩后同一截面的風速及電抗器溫度分布云圖。

由兩幅圖的對比可知，兩者在入風口及牽引功率模塊內部的風速基本一致，這也可驗證散熱器的溫度分布情況。區(qū)別在于：第一，前者電抗器的表面風速低于后者，尤其是電抗器與柜體蒙皮板之間的區(qū)域，前者風速基本為零，而后者仍然可以達到3.1 m/s，即前者大部分氣流不會經過電抗器下側，而是流經電抗器上側直接排到外界環(huán)境，因此無法起到很好的冷卻效果；第二，由于前者電抗器表面的氣流分布不均，導致內側電抗器線包溫度為180.2 ℃，而由于熱量累計，外側線包溫度達到186.5 ℃；相比而言，后者由于導風罩的作用，使電抗器全表面均有冷卻氣流，因此每個線包的溫度均下降到144.6 ℃左右，滿足電抗器不超130 K的溫升要求。綜上，從仿真的角度驗證了增加導風罩方案的可行性。

圖3 某截面風速及電抗器溫度分布云圖

6 試驗驗證

為了驗證導風罩方案的可行性以及仿真結果的準確性，通過地面交流傳動試驗平臺，對牽引系統(tǒng)進行溫升測試，以獲得牽引電抗器的溫升數據，與仿真結果進行對比分析。試驗采用PT100溫度傳感器采集線包的溫度數據，PT100由電抗器廠家在線包最熱處進行預埋，試驗裝置如圖4所示。

圖4 試驗裝置

試驗工況為滿載工況，試驗時間約3 h，環(huán)境溫度為20 ℃，試驗2 h后溫度基本穩(wěn)定。牽引電抗器每路線包的試驗溫度與仿真溫度對比如圖5所示。由圖5可知，對于無導風罩的工況，電抗器線包的試驗溫度分別為170.2 ℃和163.2 ℃，仿真溫度分別為186.5 ℃和180.2 ℃，兩者最大溫差為17 ℃左右，誤差為10.4%，對于含導風罩的工況，試驗溫度分別為133 ℃和131.5 ℃，仿真溫度分別為144.7 ℃和144.6 ℃，最大溫差為13.1 ℃左右，誤差統(tǒng)計為9.9%，均在可信范圍內，因此可證實增加導風罩方案的可行性以及仿真分析的可靠性。

圖5 試驗溫度與仿真溫度對比圖

7 結論

本研究基于熱損耗理論，計算了牽引系統(tǒng)功率器件的熱損耗，然后運用ICEPAK對系統(tǒng)增加導風罩前后的散熱能力進行仿真分析，最后，為牽引系統(tǒng)加裝導風罩進行溫升測試，得到如下結論：

(1)熱仿真對指導工程實踐，縮短驗證周期具有十分重要的作用。在額定工況下，仿真得到電抗器穩(wěn)態(tài)溫度和試驗測量的溫度誤差10%左右，在工程誤差允許范圍之內，由此驗證了ICEPAK在系統(tǒng)散熱設計方面的準確性與可靠性。

(2)通過考察IGBT溫度可知，加裝導風罩后，不影響牽引功率模塊的散熱，因此對于系統(tǒng)的運行沒有不良影響。

(3)熱仿真結果表明，導風罩可改變出風路徑，提高電抗器周圍的風量和風速，使電抗器溫升下降40 K左右?；谠摲抡娼Y果加工導風罩進行試驗，發(fā)現電抗器實際溫升為110 K左右，低于130 K的溫升標準，并且具有較大余量，保證了牽引系統(tǒng)的穩(wěn)定運行。