城軌列車牽引變流器箱體熱仿真設計方法

楊 寧， 李巖磊， 馬穎濤

(中國鐵道科學研究院 機車車輛研究所， 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計方法

楊 寧， 李巖磊， 馬穎濤

(中國鐵道科學研究院 機車車輛研究所， 北京100081)

箱體熱設計是變流器結構設計的重點和難點。以熱仿真設計方法作為箱體設計的指導思想，根據(jù)熱仿真設計需要，重點分析計算箱體內主要發(fā)熱器件損耗，并給出計算公式。以北京地鐵13號線牽引變流器為例，計算得到主要發(fā)熱器件的損耗，并采用計算機輔助求解軟件FLOTHERM，在滿載工況下，對設計變流器模型進行了整個機組的穩(wěn)態(tài)工況熱仿真計算，電氣與電子器件仿真結果滿足溫升設計預期。并依據(jù)此研究成果試制樣機，機組實測參數(shù)與仿真結果一致，驗證了箱體熱仿真設計方法的科學性和實用性。

變流器箱體設計； 熱仿真； 損耗計算； 走行風冷； 熱管冷卻

變流器的箱體結構直接影響著變流器電氣與電子器件的發(fā)熱，關系著變流器運行的可靠性，因此變流器箱體設計是變流器結構設計的重點，也是其技術難點[1]。傳統(tǒng)的設計方法是基于經(jīng)驗和成熟的案例對箱體進行設計，存在浪費成本、設計周期長、設計風險大、過分依賴經(jīng)驗等弊端。以北京地鐵13號線牽引變流器箱體熱設計為實例試制樣機，通過研究給出主要部件的損耗計算方法，并采用Flotherm軟件[2]熱仿真計算，結合樣機帶電機的溫升試驗，驗證了箱體熱仿真設計方法的科學性和實用性。

1 箱體結構模型

北京地鐵13號線采用交流傳動。一臺牽引變流器內有兩個相同的功率模塊，每個功率模塊驅動兩臺電機。功率模塊采用熱管散熱，走形風冷的冷卻方式。牽引變流器箱體內結構簡單，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 功耗計算

對于發(fā)熱器件，需要添加其功率損耗，這是熱仿真計算的初始條件。器件功率損耗計算的正確與否，決定著熱仿真結果是否對箱體設計具有指導意義。

牽引變流器箱體內的主要發(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單元，每個單元參數(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。功率損耗的計算方法多使用近似公式，因其計算方便、通用性強被廣泛使用[3]。采用軟件仿真與公式相結合的計算方法，能夠使計算結果具有較高的準確度、計算方法貼近IGBT的真實參數(shù)。

IGBT導通損耗：

(1)

式中M為調制度，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手冊的參數(shù)計算得出。

IGBT開關損耗：

(2)

式中fsw為開關損耗；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導通損耗和關斷的反向恢復損耗。

VD導通損耗：

(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手冊的參數(shù)計算得出。

VD關斷反向恢復損耗：

(4)

2.2 功率母排損耗

功率母排損耗計算公式為

(5)

式中Ib為等效電流；Rb為等效電阻；Lcu為等效長度；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。可以得到ESR的值。

輸入直流側電容為3個并聯(lián)，可得到每個電容的損耗為：

(8)

將Ic.rms與ESR的值帶入式(8)可得每個電容器的損耗。

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、接觸器觸點等的損耗，因其所占比例較小且不用考核，仿真時忽略不計。

3 計算與仿真結果分析

一個單元的計算工況電氣參數(shù)見表1。

熱管散熱器走行風冷，箱體距離風源最遠端風速不低于3 m/s。

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

表1 牽引變流器計算工況

到每個VD在計算工況下的損耗為40.39 W。進一步得到每個IGBT的總損耗為327.57 W。由式(5)可以計算得到功率正母排的損耗為1.72 W，功率負母排的損耗為1.09 W。由式(6)、式(7)和式(8)可以計算得到電容器的損耗為10.7 W。計算完成后，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作為箱體內主要發(fā)熱部件，對其功耗可通過廠家提供的仿真軟件進一步驗證。

表2給出IGBT損耗計算的仿真結果，從表2中可以得到每個IGBT的導通損耗為281 W，開關損耗為10 W，每個VD導通損耗為38 W，關斷反向恢復損耗為10 W，進而得到每個IGBT的總損耗為339 W。仿真結果與計算結果相差不大，在熱仿真中選取計算得到的最大值，即每個IGBT的損耗為339 W。

表2 廠家仿真結果 W

采用Flotherm軟件對變流器的箱體進行了熱仿真穩(wěn)態(tài)分析，該仿真屬于系統(tǒng)級的仿真。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速矢量云圖。

為了對仿真結果進行驗證，將樣機主要發(fā)熱部件進行溫度測點的實時監(jiān)控。在計算工況下將樣機運行至穩(wěn)態(tài)，即半小時內每一個測點的溫升不超過0.5℃，進行溫度測點的數(shù)據(jù)記錄，并與被測部件的仿真穩(wěn)態(tài)結果進行對比。下面對散熱器、功率母排和電容器的溫度分別進行比較。

圖1 收斂曲線

圖2 箱體云圖及風速矢量圖

3.1 散熱器

圖3(a)給出了實際測量的主散熱器、從散熱器外側溫度測點的溫升曲線圖，從圖中可以看出主散熱器外側測點溫度最終穩(wěn)定在57.7℃左右，從散熱器外側測

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

圖3(b)給出了主散熱器、從散熱器外側的仿真溫度云圖，從圖中可以直觀的看出，主散熱器外側的溫度明顯高于從散熱器，主散熱器外側最高溫度63.9℃，最低溫度49.8℃。從散熱器外側最高溫度55.9℃，最低溫度44℃，仿真結果與機組實測結果存在誤差，但測試點溫度在仿真結果的溫度范圍內。

圖4(a)給出了實際測量的主散熱器、從散熱器內側溫度測點的溫升曲線圖，從圖中可以看出主散熱器內側測點溫度最終穩(wěn)定在61℃左右，從散熱器內側測點溫度最終穩(wěn)定在57℃左右。

圖4(b)給出了主散熱器、從散熱器內側的仿真溫度云圖，從圖中可以直觀的看出，主散熱器內側的最高、最低溫度明顯高于從散熱器，主散熱器內側最高溫度68.9℃，最低溫度54.9℃。從散熱器內側最高溫度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℃，仿真結果與機組實測存在誤差,但測試點溫度在仿真結果的溫度范圍內。

圖3 散熱器外側溫度

圖4 散熱器內側溫度

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

3.2 功率母排

圖5(a)給出了實際測量的主正母排、從正母排溫度測點的溫升曲線圖，從圖中可以看出主正母排測點溫度最終穩(wěn)定在67℃左右，從正母排測點溫度最終穩(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℃，仿真結果與機組實測存在誤差，但測試點溫度在仿真結果的溫度范圍內。

3.3 電容器

圖6(a)給出了實際測量的主中間電容、從中間電容溫度測點的溫升曲線圖，從圖中可以看出主中間電容測點溫度最終穩(wěn)定在51.2℃左右，從中間電容測點溫度最終穩(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℃，仿真結果與機組實測存在誤差。

3.4 誤差分析

仿真結果與機組實測結果定性分析比較一致，但定量對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)結果與實際溫度值的誤差是多方面的，其中計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]，對線性方程進行迭代求解時，因數(shù)值運算造成的誤差；

(2)在求解的方程中，由于輸入初始條件的計算結果造成的誤差；

(3)網(wǎng)格劃分疏密造成計算步長帶來的誤差；

(4)幾何模型造成的模型誤差及其材料參數(shù)帶來的觀測誤差。

(5)仿真環(huán)境和實際機組試驗的運行環(huán)境存在的誤差，例如外部風速的大小、方向，外部溫度的高低等。

4 結束語

設計初期利用計算機輔助軟件進行熱仿真的分析計算指導箱體熱設計，相比傳統(tǒng)的設計方法，提高了熱設計的可靠性與理論支撐，并且節(jié)省了資源，降低了設計成本，縮短了設計周期。通過熱仿真設計方法，依據(jù)北京地鐵13號線牽引變流器熱仿真結果制成樣機，經(jīng)過對比樣機的實測數(shù)據(jù)與仿真結果，證明了仿真結果具有較高的準確度，可以指導箱體的結構設計。

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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