易 滔 趙清良 別必龍 劉海濤 饒沛南 周 帥 張云瀚 宋 森 耿志東 楊 浩

(1. 株洲中車時代電氣股份有限公司, 412001, 株洲; 2. 寧波市軌道交通集團(tuán)有限公司智慧運(yùn)營分公司, 315111, 寧波;3. 中車株洲電力機(jī)車研究所有限公司, 412001, 株洲)

輔助變流器的功能是將電網(wǎng)直流電轉(zhuǎn)換成三相交流電,以供空氣壓縮機(jī)、照明及空調(diào)等交流負(fù)載使用。隨著整車小型輕量化需求越來越高,對于變流器性能指標(biāo)要求越來越嚴(yán)格。制約變流器性能指標(biāo)提升的關(guān)鍵因素是合理的散熱系統(tǒng)設(shè)計。文獻(xiàn)[1-2]基于高頻輔助變流器建立熱設(shè)計仿真模型,驗證了風(fēng)道設(shè)計合理性;文獻(xiàn) [3-5]對地鐵列車工頻輔助變流器熱設(shè)計進(jìn)行仿真研究。

本文針對地鐵列車大功率高頻輔助變流器(以下簡稱“輔助變流器”)的需求,提出一種性能良好的變流器散熱系統(tǒng)設(shè)計,開展熱設(shè)計優(yōu)化研究,并通過樣機(jī)試驗來驗證其設(shè)計思路的合理性。

1 輔助變流器的散熱系統(tǒng)構(gòu)成

1.1 電路原理

輔助變流器主電路拓?fù)淙鐖D1所示。兩路DC 1 500 V高壓輸入電流流經(jīng)前端兩套獨立的預(yù)充電電路、斬波升壓電路、LLC(電感-電感-電容,含2個集成電感的變壓器和1個電容)諧振電路、DC/AC(直流/交流)逆變電路,變換為2路AC 380 V并聯(lián)輸出電流。每路交流電流的輸出容量為160 kVA;充電機(jī)采用移相全橋變換電路;DC 670 V電流經(jīng)過全橋變換電路變換為2路DC 110 V并聯(lián)電流后輸出,每路直流電流的容量為20 kW。

注:API為三相逆變器; LVPS為低壓充電機(jī)電源。

1.2 損耗計算

輔助變流器的熱損耗主要在LVM(低壓)模塊、HVM(高壓)模塊、輸入電抗器、斬波電抗器、三相電抗器、高頻變壓器等器件。其中LVM模塊和HVM模塊損耗主要集中在IGBT(絕緣柵雙極晶體管)器件。在額定工況、輸入電壓為DC 1 500 V,單路AC 380 V輸出容量為160 kVA,功率因數(shù)(指交流電路有功功率對視在功率的比值)為0.85,單路DC 110 V輸出容量為20 kW。在此條件下對關(guān)鍵器件損耗開展理論計算。

1.2.1 斬波電路IGBT模塊損耗計算

斬波輸出功率:

(1)

斬波平均電流:

(2)

斬波IGBT占空比:

(3)

斬波IGBT關(guān)斷能量:

(4)

斬波IGBT開通能量:

(5)

斬波IGBT開關(guān)損耗:

Psw_B(Vin)=fs_B[Eon_B(Vin)+Eoff_B(Vin)]

(6)

斬波IGBT導(dǎo)通損耗:

(7)

斬波IGBT總損耗:

PLoss_B(Vin)=Pcon_B(Vin)+Psw_B(Vin)

(8)

IGBT反并聯(lián)二極管損耗計算:

(9)

Perr_DiB=fs_BErec_DiB

(10)

式(1)—(10)中:

PB——斬波輸出功率,單位W;

Po_SIV——SIV的輸出功率,單位W;

Po_BCG——BCG的輸出功率,單位W;

QSIV——功率因數(shù),取0.9;

ηSIV——SIV效率,取0.96;

ηBCG——BCG效率,取0.9;

ηLLC——LLC效率,取0.98;

Io_B(Vin)——斬波平均電流,單位A;

Vin——額定網(wǎng)壓,取1 500 V;

D(Vin)——斬波占空比;

Eoff_B(Vin)——關(guān)斷能量,單位J;

Eon_B(Vin)——開通能量,單位J;

Eoff_B、Eon_B——最大關(guān)斷、開通能量,分別取0.030 J、0.025 J;

IC_B(Vin)——IGBT電流,等于Io_B(Vin),單位A;

IC_nB——測試電流,取200 A;

Vo_B——斬波電壓,單位V;

VCE_B——器件電壓,等于0.5Vo_B;

VCE_tBVin——測試電壓,取600 V;

Pcon_B——IGBT導(dǎo)通損耗,單位W;

IB——器件電流,單位A;

VCE_sB——器件飽和電壓降,取1.1 V;

Psw_B——開關(guān)損耗,單位W;

fs_B——開關(guān)頻率,單位Hz;

PLoss_B(Vin)——斬波總損耗,單位W;

Vr_B——IGBT電壓,取0.5Vo_B,單位V

Vr_nB——二級管管壓降理論值,單位V;

Erec_DiB——反向恢復(fù)能量實際值,單位J;

Perr_DiB——反向恢復(fù)損耗,單位W;

Erec_nB——反向恢復(fù)能量參考值,取0.025 J。

可計算出,單斬波IGBT導(dǎo)通損耗為36.5 W,開關(guān)損耗為91.8 W,單個Diode導(dǎo)通損耗為66.4 W,開關(guān)損耗為45.8 W。進(jìn)一步計算可知,單個斬波IGBT總損耗為240.5 W,Boost(升壓斬波)電路開關(guān)總損耗為962.0 W。

1.2.2 LLC電路IGBT模塊損耗計算

LLC管IGBT導(dǎo)通損耗:

(11)

LLC管IGBT開通能量:

(12)

LLC管IGBT關(guān)斷能量:

(13)

LLC管IGBT開關(guān)損耗:

Psw_LLC=fs_LLC(Eon_LLC+Eoff_LLC)

(14)

IGBT總損耗:

PLoss_LLC=Pcon_LLC+Psw_LLC

(15)

式(11)—(15)中:

Pcon_LLC——LLC導(dǎo)通損耗,單位W;

fs_LLC——開關(guān)頻率,單位Hz;

Eon_LLC、Eoff_LCC——LLC管在額定電流下的最大關(guān)斷能量及開通能量實際值,單位J;

Eoff、Eon——LLC管最大關(guān)斷能量及開通能量的額定參考值,根據(jù)器件產(chǎn)品手冊分別取0.16 J、0.14 J;

Ic_LLC——集電極電流,取11 A;

ILr_LLC——LLC電路中的漏感電流,單位A;

VCE_t——測試電壓,取900 V;

VCE_LLC——集電極電壓,取1 150 V;

Ic_n——額定電流,取450 A;

td——死區(qū)時間,即上下管同時關(guān)斷時間,設(shè)計值取4.5 μs;

Psw_LLC、Pcon_LLC——LLC的開關(guān)損耗及導(dǎo)通損耗,單位W;

PLoss_LLC——IGBT總損耗,單位W。

由式(11)—式(15)可得:單個LLC電路IGBT導(dǎo)通損耗為42.7 W,IGBT開關(guān)損耗為125.8 W;LLC諧振變換電路續(xù)流二極管損耗中,單個續(xù)流二極管通態(tài)損耗為0.044 W,開關(guān)損耗為0,其二極管損耗可忽略不計;LLC管IGBT器件損耗為337.0 W(雙管);LLC電路開關(guān)管損耗為1 348.0 W。

1.2.3 逆變電路IGBT模塊損耗計算

根據(jù)開關(guān)管的型號,將IGBT工作輸入、輸出、功率因素等條件輸入到器件仿真軟件里,得到逆變管的損耗,計算截圖如圖2所示。

圖2 逆變IGBT損耗計算截圖

由計算結(jié)果可知,逆變IGBT的外管損耗為143.7 W,內(nèi)管損耗為59.9 W,單管損耗為203.6 W。單個器件損耗為407.2 W(雙管)。逆變電路總損耗為1 221.6 W。

1.2.4 充電機(jī)電路IGBT模塊損耗計算

充電機(jī)損耗涵蓋IGBT的導(dǎo)通損耗,開關(guān)損耗,反并聯(lián)二極管通態(tài)損耗和反向恢復(fù)損耗。充電機(jī)額定功率20 kW,額定輸入電壓DC 670 V,額定輸出電壓DC 110 V;經(jīng)計算,超前臂IGBT管損耗為120.4 W,超前臂總損耗為240.8 W(雙管) ;滯后管開通電流為21.5 A,關(guān)斷電流為36.9 A,滯后臂管開通損耗為27.6 W,滯后臂關(guān)斷損耗為97.8 W,導(dǎo)通損耗為30.6 W,滯后臂單管總損耗為156.1 W,滯后臂總損耗為312.2 W(雙管),整流二極管器件損耗為320.0 W,防反二極管損耗為151.2 W。充電機(jī)電路開關(guān)器件總損耗為1 024.2 W。

1.2.5 磁性器件損耗

輔助變流器磁性器件包括直流輸入電感、斬波電感、高頻變壓器、三相電感及充電機(jī)高頻磁件。各器件損耗參考廠家的計算值,進(jìn)而可得,輔助變流器主要器件功率損耗如表1所示。功率總損耗為8 471.8 W。

表1 輔助變流器主要器件功率損耗

2 散熱系統(tǒng)設(shè)計

2.1 風(fēng)機(jī)選型計算

風(fēng)機(jī)選型主要參考風(fēng)量和風(fēng)壓,一般風(fēng)量大、風(fēng)壓低的設(shè)備采用軸流式通風(fēng)機(jī),反之可選用離心式通風(fēng)機(jī)。風(fēng)量為:

(16)

式中:

φ——總功率損耗(熱流量),單位W;

Q——風(fēng)機(jī)所需的風(fēng)量,單位m3/s ;

C——空氣的比熱容,單位J/(kg·℃);

ρ——空氣的密度,單位 kg/m3;

ΔT——冷卻空氣進(jìn)出口溫升,單位 ℃。

一般ΔT取10 ℃左右,代入計算風(fēng)量Q= 0.65 m3/s,考慮到系統(tǒng)風(fēng)阻較大,本文選用可調(diào)速的離心式通風(fēng)機(jī),風(fēng)機(jī)的性能曲線如圖3所示。為了提升風(fēng)機(jī)工作效率,在風(fēng)道散熱系統(tǒng)設(shè)計時,應(yīng)盡量使風(fēng)道散熱系統(tǒng)風(fēng)阻與風(fēng)壓接近風(fēng)機(jī)的工作值。

圖3 風(fēng)機(jī)性能曲線

2.2 散熱風(fēng)道設(shè)計

由表1可知,斬波電路與LLC電路損耗之和同逆變電路與充電機(jī)損耗之和接近。考慮模塊散熱的均勻性,將斬波電路和LLC電路集成設(shè)計在HVM模塊,逆變電路和充電機(jī)電路集成設(shè)計在LVM模塊,并將兩模塊布置在風(fēng)機(jī)兩側(cè),使其冷卻風(fēng)互不干擾。HVM模塊和LVM模塊的結(jié)構(gòu)布局如圖4所示。

a) HVM模塊布局 b) LVM模塊布局

輔助變流器風(fēng)道的具體布局如圖5所示?？招碾娍蛊鞯臒釗p耗較大,形狀較規(guī)則,因此將其布置在進(jìn)風(fēng)口位置處(A1)。斬波電感、變壓器等磁件根據(jù)電路設(shè)計及損耗情況布置在風(fēng)機(jī)兩側(cè)。兩套輔助變流器磁件中間是連通結(jié)構(gòu),柜體設(shè)置一個整體底蓋板并開通風(fēng)孔作為風(fēng)道的出風(fēng)口。外部冷空氣通過A1處的慣性過濾器進(jìn)入空心電抗器安裝腔室A2,在離心風(fēng)機(jī)的導(dǎo)向作用下,冷卻風(fēng)從風(fēng)機(jī)腔室A3導(dǎo)向磁性部件腔室A4,將冷風(fēng)傳遞至此處的電抗器、變壓器等部件,最后通過電磁部件腔室底板的出風(fēng)口A5處將熱風(fēng)排出,整體風(fēng)道呈一個對稱的T字形。

注:A1—進(jìn)風(fēng)口;A2—空心電抗器安裝腔室;A3—風(fēng)機(jī)腔室;A4—模塊腔室;A5—出風(fēng)口;A6—磁件部件腔室。

輔助變流器包含2個HVM模塊和2個LVM模塊、風(fēng)機(jī)、空心電抗器、斬波電抗器、三相電抗器、變壓器及輸入輸出部件等。輔助變流器的內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖6所示。

注:1—骨架;2—LVM模塊;3—空心電抗器(L1);4—HVM模塊;5—80 kW高頻變壓器(T1,T2);6—斬波電抗器(L2);7—風(fēng)機(jī);8—三相電抗器(L3);9—16 kW變壓器電抗器(T3)。

3 熱仿真分析

3.1 模型建立

由于輔助變流器的結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜,因此為了提高仿真的效率和可靠性,在實際建模時,一般會對物理模型進(jìn)行適當(dāng)?shù)暮喕?刪除對散熱影響不大的倒角等小特征尺寸,刪除螺絲螺母等小組件,創(chuàng)建“殼”單元(即薄板模型)以替代原異形的薄板等。本文以HVM模塊、LVM模塊,及其他磁性元件等發(fā)熱較大的部件作為重點研究對象,對于其他對溫升影響不大的零部件采取刪減或簡化處理。建立輔助變流器二合一雙柜熱仿真模型,如圖7所示。

圖7 輔助變流器二合一雙柜熱仿真模型

3.2 仿真結(jié)果分析

當(dāng)雙柜同時正常工作時,仿真得到的風(fēng)速跡線如圖8所示。由圖8可見:兩側(cè)冷卻風(fēng)由入口進(jìn)入,依次經(jīng)過各模塊散熱器和磁性部件后,一部分從出口流出,另一部分在磁件腔室中間位置相遇,形成一道風(fēng)墻;從兩側(cè)進(jìn)入的冷卻風(fēng)在風(fēng)墻處循環(huán)。

圖8 雙柜工作時的風(fēng)速跡線圖

環(huán)境溫度為45.0 ℃工況下,仿真得到的雙柜工作溫度云圖如圖9所示。,雙柜正常工作時的高頻變壓器溫度為143.6 ℃和130.6 ℃,對應(yīng)溫升為98.6 ℃和85.6 ℃,HVM模塊溫度為78.0 ℃,溫升為33.0 ℃,LVM模塊溫度為83.5 ℃,溫升為38.5 ℃,均低于45.0 ℃(允許值);三相電感的溫度約為160。0 ℃,溫升約為115.0 ℃,小于135.0 ℃(允許值)。仿真表明,二合一大功率輔助變流器的雙柜均正常工作后,各部件的溫升均在允許范圍內(nèi),滿足散熱要求。

圖9 雙柜工作溫度云圖

輔助變流器存在1臺柜體失效、只有1臺輔助變流器正常工作的工況(以下簡稱“單柜工況”)。仿真得到單柜工況下的速度跡線如圖10所示。可以看出:由于一側(cè)單柜失效,故一側(cè)風(fēng)機(jī)不再工作,雙柜的風(fēng)道循環(huán)平衡被打破;原風(fēng)墻處的冷卻空氣有一小部分穿越中央風(fēng)道進(jìn)入另一側(cè)單柜,由此損失了一部分流量;與雙柜正常工作工況相比,單柜工況的最高風(fēng)速有所下降(31.8 m/s下降至28.9 m/s),其冷卻效果變差。這說明,中間風(fēng)道采用連通設(shè)計的結(jié)構(gòu)會導(dǎo)致非故障輔助變流器的磁件散熱效果變差。

圖10 單柜工況下的風(fēng)速跡線圖

仿真得到,單柜工況下的溫度分布圖如圖11所示。可以看出,模塊的溫度約為80.0 ℃,溫升為35.0 ℃,和雙柜正常工作溫度相當(dāng)。對比磁性部件的溫升發(fā)現(xiàn),兩處高頻變壓器的溫升在雙柜正常工作的工況下分別為98.6 ℃和85.6 ℃,而單柜工況時,溫度為161.7 ℃和139.9 ℃,其溫升分別為116.7 ℃和94.9 ℃。經(jīng)分析,氣體流動變化影響了此處的散熱,使得溫升大幅提高,超出了磁性部件的溫升限值(105.0 ℃)。可見,單柜工況下,該輔助變流器的高頻變壓器散熱情況較差,須對現(xiàn)有風(fēng)道進(jìn)行改進(jìn)。

圖11 單柜工況下的溫度分布圖

3.3 風(fēng)道結(jié)構(gòu)改進(jìn)

為了解決單柜工況下磁件散熱不佳的問題,給2套輔助變流器各自加上隔板,使2臺輔助變流器的散熱互不影響。這樣在單臺輔助變流器發(fā)生故障的條件下,由1臺風(fēng)機(jī)提供的風(fēng)量不會損失,從而保證磁件的散熱風(fēng)量。因2套輔助變流器是完全相同的損耗及對稱布局,因此只需建立單獨輔助變流器的熱仿真模型,如圖12所示。

圖12 輔助變流器單柜熱仿真模型

仿真得到單獨輔助變流器的風(fēng)速跡線圖如圖13所示,溫度云圖如圖14所示,模塊溫度云圖如圖15及圖16所示。

圖13 單獨輔助變流器風(fēng)速跡線圖

圖14 單獨輔助變流器溫度云圖

圖15 HVM模塊溫升仿真截圖

圖16 LVM模塊溫升仿真截圖

分析圖13可知,冷卻風(fēng)從過濾器入口進(jìn)入依次經(jīng)過三相電抗器、風(fēng)機(jī)、模塊散熱器及其他磁性部件,且風(fēng)速正常,說明風(fēng)道設(shè)計良好,沒有形成渦流區(qū)域。

分析圖14可知,在環(huán)境溫度為45 ℃工況下,LVM模塊溫度為80.7 ℃(溫升為35.7 ℃),HVM模塊溫度為76.3 ℃(溫升為31.3 ℃),高頻變壓器溫度小于120.0 ℃(溫升為75.0 ℃),優(yōu)化后的仿真結(jié)果表明,模塊溫升均小于45.0 ℃,高頻變壓器的溫升小于75.0 ℃,斬波電感、三相電感等磁件溫升仿真值均小于90.0 ℃,符合設(shè)計需求。

3.4 實體試驗的驗證

為評估優(yōu)化后的散熱系統(tǒng)設(shè)計的合理性,搭建了輔助變流器的樣機(jī)測試臺位,在樣機(jī)上開展?jié)M載工況下的溫升實體試驗,測溫時間間隔為1 h,每隔2 min采集1組數(shù)據(jù),監(jiān)測內(nèi)容包括HVM模塊和LVM模塊臺面溫度和磁件的溫度。根據(jù)試驗數(shù)據(jù),整理出試驗樣機(jī)的溫升實測值如表2所示。

表2 試驗樣機(jī)的溫升實測值

對比熱仿真結(jié)果和樣機(jī)溫升實體試驗數(shù)據(jù)可知:

1) 和實測值相比,2個模塊的溫升仿真值均偏低3.0～5.0 ℃。經(jīng)分析,原因如下:① 內(nèi)部各器件間存在相互影響,在建立仿真模型時設(shè)置邊界條件與實際情況存在一定的偏差;② 各器件的損耗計算與實際情況也會存在一定的誤差;③ PT100測試位置并非IGBT的基板溫度。

2) 電感和變壓器的溫升仿真值和實測值相差5.0 ℃以上。這主要由器件模型簡化處理引起,仿真時候采用的均勻熱源,而磁件內(nèi)部繞組、線圈、氣隙等結(jié)構(gòu)不同導(dǎo)致。

總體而言,溫升的仿真值和實測值基本一致,可確認(rèn)風(fēng)道熱設(shè)計的合理性。

4 結(jié)語

本文基于輔助變流器的損耗計算,闡述了其風(fēng)道散熱系統(tǒng)的設(shè)計,并利用仿真軟件進(jìn)行了二合一輔助變流器風(fēng)道系統(tǒng)的熱仿真,得到了流場和溫度場的分布圖。通過對比不同工況下的仿真結(jié)果發(fā)現(xiàn),采用磁件內(nèi)部互通的風(fēng)道設(shè)計在僅單柜工作的工況下,其散熱性能較差,難以滿足高頻磁件散熱需求。針對此問題對風(fēng)道結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化改進(jìn),并對優(yōu)化改進(jìn)的風(fēng)道再次進(jìn)行仿真。由仿真結(jié)果,其散熱效果改善明顯。通過對比改進(jìn)后的仿真結(jié)果和樣機(jī)溫升試驗結(jié)果,驗證了仿真分析的有效性。本研究可為變流產(chǎn)品的熱設(shè)計提供參考,降低研發(fā)成本和風(fēng)險。