基于自動鋼片矯直和散熱片焊接的變壓器設計與研究

石偉杰，張之梁

(南京航空航天大學自動化學院，江蘇 南京 210016)

變壓器在生產生活中有廣泛的應用，無論是大容量輸配電裝置，如將6～35 kV的電壓降到400 V左右供民用的裝置[1-2]，還是小功率電力電子變換設備[3-4]，變壓器都是其不可或缺的重要組成部分。變壓器鐵芯通常以硅鋼片疊制而成，以降低渦流效應帶來的鐵損。鋼片在生產和運輸中易受到擠壓導致變形，給變壓器的裝配帶來困難，并影響變壓器的運行。文獻[5]指出，由于鋼片彎曲致使變壓器鐵芯接縫處和疊片間存在漏磁，將引起鐵芯振動，從而產生噪聲和電能損耗；文獻[6]提出了一種全自動變壓器鐵芯鋼片疊片裝置，解決了人工安裝精度較差的問題，大大提高了安裝效率，但該設備僅能實現自動疊片，對于彎曲的鋼片沒有矯直功能。

此外，變壓器運行過程中由于存在電阻和磁阻，鐵芯和繞組會產生熱能造成變壓器溫度上升。變壓器溫度過高不僅導致輸電損耗加大，而且會加速變壓器絕緣材料老化，縮短其使用壽命。變壓器的散熱器主要有片式散熱器、風冷卻器、水冷卻器等，其中片式散熱器由于其具有生產成本低、生產周期短等優(yōu)點而被廣泛使用。文獻[7]研究了不同結構的散熱片對散熱能力的影響。目前，散熱片安裝中基本采用人工抬片、插片的方式，金屬片很薄，人工焊接容易焊穿，且等間距焊接的難度較高，導致工作效率低下。文獻[8]提出了一種變壓器片式散熱器吊裝設備，可以將每組散熱器所需的散熱片一次吊裝完成，在提高效率的同時降低了勞動強度，但該設備僅能完成散熱片的自動安裝，焊接仍然需要人工完成。

本文在設計了兩種自動化設備的基礎上，設計了一種應用于電力電子變換裝置的變壓器，采用所設計的自動化設備既能完成變壓器鐵芯鋼片矯直、散熱片的裝配和焊接，又能自動檢測產品質量并進行分類，并通過實驗驗證了所提方案的可行性。

1 變壓器鐵芯鋼片自動矯直機

變壓器鐵芯鋼片自動矯直機，其主要結構如圖 1所示，備料組件1固定安裝在機架6的上方，用于儲存待矯直的鋼片，其端部設有上料組件2，通過傳動裝置將備料組件1中的鋼片輸送到矯直組件3中。矯直組件3設置在上料組件2的下方，用于完成鋼片的矯直。分料組件4設置在矯直組件3的下方，將矯直組件3中的鋼片輸送到分類收集組件5中。分類收集組件5檢測矯直后的鋼片彎曲度，并且根據鋼片的質量分別進行收集。

與現有技術相比，該變壓器鐵芯鋼片自動矯直機優(yōu)勢如下：1)上料組件、分料組件與矯直組件相互連接實現聯動驅動，提高了生產效率；2)分類收集組件能夠對矯直后的鋼片自動檢測，并根據檢測結果分別收集，保證了鋼片的矯直質量；3)利用塞尺進行平整度檢測，檢測方式簡單、結果可靠。

1—備料組件;2—上料組件;3—矯直組件;4—分料組件;5—分類收集組件;6—機架圖1 所提變壓器鐵芯鋼片自動化矯直機

2 變壓器散熱片自動焊接裝置

變壓器散熱片自動焊接裝置結構如圖 2所示。

101—傳輸架；102—預備箱；103—傳送板；104—嚙合齒條；105—驅動齒輪；106—換位安裝架；107—焊接模塊；108—檢測模塊；109—驅動皮帶圖2 變壓器散熱片自動焊接裝置

預備箱102中放有若干散熱片，102與傳送板103之間設置有允許一塊散熱片通過的槽，傳送板103將散熱片送到傳輸架101，再由101對該散熱片進行傳送。傳送板103運動時，嚙合齒條104隨之移動并與驅動齒輪105嚙合，使齒輪105圍繞中點轉動，進而換向傳送部件偏轉，使換向傳送部件上的夾持組件與散熱片處于同一高度。換位安裝架106用于限定支撐桿的運動軌跡。接著焊接模塊107移動，對焊接區(qū)域進行焊接，檢測模塊108對焊接區(qū)域進行超聲波探傷檢測。焊接模塊107和檢測模塊108的移動分別由兩個驅動皮帶109驅動。

與現有技術相比，該變壓器散熱片自動焊接裝置優(yōu)勢如下：1)能對散熱片進行自動輸送，且與換向傳送部件之間具有聯動性；2)通過換向傳送部件能對散熱片進行T形對接，代替人工對接；3)通過調節(jié)組件能對散熱片的位置進行微調，以保證對接位置準確。

3 應用于電力電子變換裝置的變壓器參數設計

3.1 主要拓撲與工作模態(tài)

變壓器自動鋼片矯直機以及散熱片焊接設備設計安裝完成后，基于一種電力電子變換裝置，設計了其中變壓器的相關參數。該電力電子變換裝置的主要參數為：輸入電壓400～700 V，兩路輸出電壓分別為15 V和5 V，最大輸出功率6.3 W。本文選用的電力電子變換裝置為雙管反激變換器，其拓撲如圖3所示。

如圖 3(a)所示，電力電子變換器工作模態(tài)的第一階段，開關器件Qa1和Qa2導通，輸出端整流二極管Da3和Da4承受反向電壓截止，原邊電流ip線性上升，變壓器儲能,Vin=Lpdip/dt，Vin為輸入電壓，Lp為變壓器原邊電感；圖3(b)所示為第二階段，開關管關斷，變壓器原邊電感、電流不能突變，電流在第一階段中流經Qa1和Qa2，此時換流至Da1和Da2，Qa1和Qa2兩端電壓鉗位在Vin，向電源回饋能量，第二階段在很短時間內完成；圖3(c)所示的第三階段中，能量全部傳遞到副邊，向輸出側供電。兩路副邊電流分別滿足公式(1)、(2):

圖3 電力電子變換器工作模態(tài)

Vos1=Ls1·dis1/dt

(1)

Vos2=Ls2·dis2/dt

(2)

式中:Vos1,Vos2為兩路輸出電壓;is1,is2為兩路輸出電流;Ls1,Ls2為兩路副邊的激磁電感。

3.2 雙電容隔離驅動方案

雙管反激變換器Qa1和Qa2需要兩路相同且電氣隔離的驅動，常采用的隔離驅動方式有光耦隔離驅動及變壓器隔離驅動。光耦隔離驅動時延長、成本高，不適用高頻開關電源，而變壓器隔離驅動具有結構簡單可靠、成本低等優(yōu)點。本文選用Coilcraft公司的FA2659L隔離驅動變壓器。為了簡化設計，降低成本，接地管Qa2采用直接驅動，上管Qa1采用變壓器隔離驅動。

PWM(pulse width modulation)驅動波形存在直流分量，導致變壓器直流偏置，需要電容隔直，常見的電容隔直方式有單電容隔直和雙電容隔直兩種，如圖 4所示。

單電容隔離驅動如圖4(a)所示，在變壓器原邊串聯隔直電容Cd，則隔離驅動輸出電壓Vgs為：

(3)

式中：nd1,nd2為隔離變壓器原副邊匝數；Vdrive為輸入端驅動信號；D為驅動占空比。由式(3)可以看出，單電容隔離驅動輸出電壓Vgs與占空比D有關，在占空比變化的場合，將導致驅動電壓過高或過低，增大設計難度。

雙電容隔離驅動如圖 4(b)所示，在單電容隔離驅動的基礎上，副邊增加電位平移電容Cd2，以補償原邊Cd1的電壓降。則Cd1,Cd2的兩端直流電壓平均值VCd1,VCd2分別為：

(4)

(5)

式中：T為驅動周期；vCd1,vCd2分別為Cd1,Cd2兩端直流電壓的瞬時值；VDd2為二極管Dd2壓降。此時隔離驅動輸出電壓Vgs為：

(6)

由式(6)可以看出，雙電容隔離驅動輸出電壓為定值，不受占空比影響，故本文采用雙電容隔離驅動方案。

3.3 變壓器參數設計

選擇開關頻率時，需要綜合考慮開關損耗和磁件體積。開關頻率越高，變壓器磁件越小，越有利于提高功率密度，但同時開關的損耗也會增大。本文中，開關頻率f設為200 kHz。

變壓器低壓滿載時，其原邊電流最大，最容易進入連續(xù)模式。擬定電力電子變換器效率η=0.7，由于驅動芯片最大輸出占空比為0.5，考慮留有一定裕量，因此設計最大占空比Dmax=0.44。滿載輸出功率Po為6.26 W，最小輸入電壓Vin min為400 V。當電流臨界連續(xù)時，激磁電感Lp為：

(7)

當實際激磁電感值小于8.66 mH時反激變換器才能進入斷續(xù)模式，故設計激磁電感值為8 mH。在低壓滿載、連續(xù)模式下計算原副邊匝比為：

(8)

(9)

式中：VD3,VD4為副邊二極管壓降，取0.5 V；Np為原邊匝數；Ns1為15 V副邊匝數；Ns2為5 V副邊匝數。

變壓器磁芯選用橫店集團東磁股份有限公司的EPC19，磁芯材料為DMR44，表1給出了該磁芯的具體參數。

表1 變壓器磁芯參數

該磁芯飽和磁密為0.29 T。最大磁感應強度若取得過大，磁芯容易飽和，產生較大的鐵損，影響變壓器電能變換效率；若取得過小，在后續(xù)設計中需要更多繞組匝數，降低窗口利用率。本文中，取最大磁感應強度Bmax為0.128 T。

變壓器低壓滿載時，原邊電感的最大激磁電流ip max為0.11 A，同時磁感應強度達到最大值，代入式(10)計算得原邊匝數：

(10)

將式(10)代入式(8)和式(9)，得副邊匝數Ns1=14.94匝，Ns2=5.30匝。為了防止磁芯飽和，實際匝數比計算結果略大，取Np=312，Ns1=18，Ns2=6。

t0為開關管導通時刻，則變壓器原邊電流關于時間t的表達式為：

(11)

(12)

式中：V為變壓器副邊電壓;Lk為變壓器原邊漏感，取0.16 mH；toff為電感電流下降時間。

將已知參數代入式(11)計算變壓器原邊電流ip有效值Ip rms為：

(13)

根據原副邊電流折算關系，能夠得到副邊電流有效值分別為Is1 rms=0.662 A，Is2 rms=0.490 A，平均值分別為Is1 avg=0.445 A，Is2 avg=0.329 A。

繞制變壓器導線的電流密度取值為JT=3.5 A/mm2，原邊所需導線截面積Sp為：

(14)

因此，取原邊繞線線徑為0.15 mm。

輸出電壓為15 V的副邊所需變壓器繞組的導線截面積Ss1為：

(15)

選用直徑為0.1 mm的利茲線，導線由多匝利茲線絞制而成。設done為單根利茲線的線徑，單根利茲線截面積Sone為：

(16)

單根導線共需要利茲線的數量為：

(17)

因此輸出電壓為15 V的副邊選用30匝0.1 mm利茲線。同理，經過計算，輸出電壓為5 V的副邊選用25匝0.1 mm利茲線。根據實際線徑，計算得窗口利用率為0.535，繞組有足夠空間。

3.4 器件選型

原邊Qa1和Qa2電流imos(t)為：

(18)

變壓器低壓滿載時，將參數代入式(18)，計算得到流過開關器件Qa1和Qa2的電流最大有效值Imos_rms為0.041 A。根據器件的電壓、電流應力，選用ST公司的硅基金氧半場效晶體管，型號為STD2N105K5，其耐壓為1 050 V，額定電流為1.5 A。

計算得二極管電流iDa1最大平均值為1.5 mA，根據電壓、電流應力，選用Vishay公司的快恢復二極管，型號為AU1PM-M3/85A，其耐壓為1 000 V，額定電流為1 A。

根據15 V副邊電流平均值Is1 avg為0.445 A，5 V副邊電流平均值Is2 avg為0.329 A，進行器件選型。15 V副邊整流二極管Da3選用ROHM公司的肖特基二極管，型號為RBR2MM60BTFTR，其耐壓為60 V，電流額定2 A。5 V副邊整流二極管Da4選用ROHM公司的肖特基二極管，型號為RB068MM40TFTR，其耐壓為30 V，額定電流為1.5 A。

4 實驗結果與分析

4.1 樣機情況

根據第3節(jié)設計的變壓器參數，利用變壓器自動鋼片矯直機安裝變壓器鐵芯，并利用散熱片自動焊接裝置裝配散熱片，完成變壓器及電力電子變換裝置相關器件的安裝。電力電子變換裝置樣機如圖 5所示，基于該樣機進行實驗測試。

圖5 電力電子變換裝置樣機

4.2 理論損耗分析與效率測試

圖6給出了電力電子變換器的理論損耗分布。其中，器件Qa1和Qa2的損耗包括開通、關斷、導通、輸出結電容和驅動損耗，這些損耗可以通過讀取器件的數據手冊計算得到。由于變換器工作在斷續(xù)模式，副邊二極管Da3和Da4零電流關斷，不存在反向恢復損耗，僅有導通損耗。Taux為變壓器損耗，主要包括鐵損和銅損，約占總損耗的20%，屬于合理損耗。

圖6 理論損耗分布

由于變壓器的實際效率無法單獨測試，因此通過測試電力電子變換裝置的整體效率來驗證。分別在輕載和重載兩種情況下測試全輸入電壓范圍的效率。通過改變輸出端電阻的方式調節(jié)輸出功率，測試時輸入端接電壓源，輸出端接電子負載。分別讀取輸入電壓、電流和輸出電壓、電流，計算得到效率曲線如圖 7所示，Is1和Is2分別為15 V、5 V副邊輸出電流，由圖可見，效率測試結果與圖6中的理論分析結果基本一致，驗證了變壓器設計與制造的正確性。

圖7 電力電子變換器效率曲線

5 結束語

本文對變壓器的設計、制造進行研究，提出了一種變壓器鋼片自動矯直機，提高了變壓器的生產效率，保證了變壓器運行的可靠性。提出了一種變壓器散熱片自動焊接裝置，解決了變壓器散熱問題，將其溫度控制在合理范圍內，利用超聲波探傷裝置保證散熱片安裝、焊接效果?；谝陨涎b置，設計、制造了一種應用于電力電子變換裝置的變壓器，論述了設計過程，完成了變壓器的安裝調試，并通過實驗驗證了所提方案的正確性。設計的電力電子變換裝置峰值效率為63.14%，功率密度為0.37 W/cm3。