動車組換氣裝置用逆變器的熱仿真分析

丁杰,尹亮，劉文清

(湖南文理學(xué)院 機(jī)械工程學(xué)院，湖南 常德 415000)

動車組在列車交會或隧道通過時，車體內(nèi)外壓差會產(chǎn)生急劇變化. 為避免這種急劇變化的壓差給乘客帶來明顯不適，動車組使用吊掛在車體底部的換氣裝置控制車內(nèi)壓力的變化量及變化率，使其分別小于1 000 Pa和200 Pa/s[1]. 換氣裝置還可與列車的空調(diào)系統(tǒng)協(xié)同控制車內(nèi)空氣環(huán)境參數(shù)，為乘客提供良好的乘車環(huán)境，是動車組的關(guān)鍵設(shè)備之一[2]. 換氣裝置由逆變器和電動送風(fēng)裝置兩個設(shè)備組成，逆變器根據(jù)列車速度來調(diào)節(jié)電動送風(fēng)裝置的電源頻率，進(jìn)而調(diào)節(jié)風(fēng)機(jī)轉(zhuǎn)速. 因此，逆變器的穩(wěn)定可靠運(yùn)行對換氣裝置至關(guān)重要.

逆變器采用交直交變頻原理，結(jié)構(gòu)緊湊的柜體中安裝有電抗器和用于整流、逆變功能的變流模塊等部件. 電抗器工作產(chǎn)生的損耗會導(dǎo)致繞組溫升過高而加速絕緣老化，影響電抗器的壽命[3]，變流模塊的開關(guān)器件使用IGBT模塊，內(nèi)部封裝的IGBT芯片和二極管芯片的體積很小而發(fā)熱量較大，導(dǎo)致單位體積的熱流密度非常高，極易出現(xiàn)芯片溫度過高，影響IGBT模塊的可靠性. 由此可見，對逆變器進(jìn)行良好的熱設(shè)計是換氣裝置產(chǎn)品開發(fā)的關(guān)鍵環(huán)節(jié).

李凱偉等[4]對IGBT功率模塊的熱網(wǎng)絡(luò)模型及其參數(shù)辨識方法進(jìn)行了綜述，比較了各方法的優(yōu)缺點. 楊正等[5]針對光伏并網(wǎng)逆變器開展了熱仿真分析和溫升試驗驗證，基于仿真結(jié)果提出了一種逆變器的結(jié)構(gòu)布局和散熱器結(jié)構(gòu)的優(yōu)化方案. Cova P等[6]對IGBT功率組件建立了流動與傳熱的有限元模型，基于仿真結(jié)果進(jìn)行了設(shè)計方案的改進(jìn). 蔣遠(yuǎn)志[7]使用Icepak軟件對光伏逆變器的散熱器進(jìn)行DOE試驗優(yōu)化設(shè)計，得出了綜合最優(yōu)方案. 李廣義等[8]利用Icepak軟件對安裝有雙IGBT模塊的風(fēng)冷散熱器進(jìn)行仿真分析，發(fā)現(xiàn)增加導(dǎo)風(fēng)板可以改善散熱器翅片間的空氣流動，使IGBT模塊的溫度分布更加一致. 丁杰等對IGBT模塊的風(fēng)冷散熱器[9]、翅柱式水冷散熱器[10]、熱管散熱器[11]等散熱結(jié)構(gòu)開展了熱仿真與試驗研究. 由文獻(xiàn)可知，仿真分析手段已成為逆變器散熱設(shè)計的重要支撐.

本文以某動車組換氣裝置用逆變器為研究對象，首先通過電氣參數(shù)計算選擇合適的IGBT模塊，然后由經(jīng)驗公式計算IGBT模塊的損耗與溫升，再利用FLUENT軟件對逆變器進(jìn)行仿真分析，最后通過試驗驗證熱設(shè)計方案的可行性.

1 逆變器的主電路電氣參數(shù)計算

圖1為動車組換氣裝置的工作原理示意圖. 逆變器為電動送風(fēng)裝置提供合適的工作電源，電動送風(fēng)裝置由一個電機(jī)帶動兩端的葉輪，形成進(jìn)出風(fēng)的兩個離心風(fēng)機(jī)，從車外抽吸的空氣經(jīng)過電動送風(fēng)裝置的供風(fēng)通道后送入車廂，車廂內(nèi)的空氣經(jīng)電動送風(fēng)裝置的排風(fēng)風(fēng)道后強(qiáng)制排出車外.

圖1 換氣裝置的工作原理

圖2為逆變器的主電路原理圖. 逆變器的容量為20 kW，首先將單相AC 400 V/50 Hz輸入經(jīng)過整流后得到中間直流電壓，再將其逆變?yōu)槿嘟涣麟娸敵鼋o電動送風(fēng)裝置的電機(jī).交流電的輸出頻率根據(jù)動車組的速度來確定，速度低于160 km/h時為53 Hz，速度高于160 km/h時為60 Hz.主電路中，輸入電路部分包括接觸器K1、K2及充電電阻R1，在逆變器工作前對直流支撐電容C限流充電，避免對電容及接觸器產(chǎn)生沖擊.

圖2 主電路的原理圖

中間直流電壓Ud是在輸入電壓最大值基礎(chǔ)上再乘以安全系數(shù)確定的，可取750V. 整流和逆變用的IGBT元件承受的最高電壓為：

Umax=(k1Ud+Usp)k2

(1)

式中：k1為中間環(huán)節(jié)直流電壓波動系數(shù)，取1.05；k2為安全裕量，取1.2；Usp為浪涌電壓，取150 V. 由此可確定1 200 V等級的IGBT元件滿足工作要求.

整流部分的額定電流Iin為50 A，要求網(wǎng)壓下降18%時能發(fā)揮額定功率，故整流的最大電流IC為50/0.82=61 A. 考慮安全裕量后，整流用的IGBT元件最大電流為：

(2)

式中:α1為電流尖峰系數(shù)，取1.2；α2為溫度降額系數(shù)，取1.2；α3為過載系數(shù)，取1.4. 選用額定電流大于174 A的IGBT元件即可滿足工作要求.

逆變部分的額定輸出電流為26 A，根據(jù)式(2)的裕度系數(shù)可以確定逆變選用額定電流大于74 A的IGBT元件可滿足工作要求.

為了減少IGBT元件的型號數(shù)量，整流和逆變均選用額定電壓為1 200 V、額定電流為200 A的BSM200GB120DN2型雙管IGBT元件.

2 電氣部件的損耗及溫升計算

2.1 IGBT元件的損耗計算

IGBT元件中包含IGBT芯片和反并聯(lián)的續(xù)流二極管芯片，IGBT芯片的損耗主要有導(dǎo)通損耗和開關(guān)損耗，而二極管芯片的損耗主要有導(dǎo)通損耗和反向恢復(fù)損耗. 為便于損耗計算，采用SPWM雙極性調(diào)制的二電平三相對稱橋式拓?fù)潆娐方Y(jié)構(gòu)中，假設(shè)輸出電流為正弦波，輸出特性進(jìn)行線性化近似[12].

IGBT的導(dǎo)通損耗為：

(3)

式中，Icp為正弦輸出的電流峰值，Vce_sat為Icp時IGBT飽和壓降，D為IGBT導(dǎo)通占空比，θ為輸出電壓與電流之間的相位角，cosθ為功率因數(shù).

IGBT的開關(guān)損耗為：

(4)

式中，fsw為開關(guān)頻率，Esw_on和Esw_off分別為峰值電流下單脈沖的IGBT開通和IGBT關(guān)斷能量.

二極管的導(dǎo)通損耗為：

(5)

式中，Iec為門極短路時集電極最大關(guān)斷電流，Vec為Iec時二極管的正向壓降.

二極管的反向恢復(fù)損耗為：

(6)

式中，Erec為單脈沖的二極管恢復(fù)能量.

根據(jù)IGBT元件數(shù)據(jù)手冊中的特性曲線可以得到不同工況下的參數(shù). 逆變器輸出頻率60 Hz條件下的IGBT元件損耗要高于53 Hz條件，為考慮惡劣條件下的損耗及溫升，取逆變器輸出頻率60 Hz條件下的參數(shù)進(jìn)行計算及分析.

整流工況：Icp=71 A，Vce_sat=2.3 V，D=0.5，cosθ=-0.98，Esw_on=10 mJ，Esw_off=12 mJ，fsw=1 500 Hz，Iep=71 A，Vec=12 V，Erec=4.8 mJ. 可以計算出單個IGBT的Pss=12.1 W，Psw=10.5 W，PT=22.6 W，單個二極管的Pdc=14.9 W，Prec=2.3 W，PD=17.2 W.

逆變工況：Icp=37 A，Vce_sat=1.8 V，D=0.5，cosθ=0.85，Esw_on=7.2 mJ，Esw_off=9.1 mJ，fsw=4 000 Hz，Iep=37 A，Vec=1 V，Erec=3.5 mJ. 可以計算出單個IGBT的Pss=11.3 W，Psw=20.8 W，PT=32.1 W，單個二極管的Pdc=2.9 W，Prec=4.5 W，PD=7.4 W.

由于IGBT模塊為雙管元件，因此單個IGBT模塊的損耗為上述計算的PT與PD之和的兩倍.

2.2 IGBT元件的溫升計算

整流和逆變的IGBT元件安裝在鋁材質(zhì)的翅片散熱器上，通過3個EBM 4214H型直流風(fēng)扇進(jìn)行強(qiáng)迫通風(fēng)冷卻. IGBT元件的芯片熱量經(jīng)焊料層、絕緣襯板、基板、導(dǎo)熱硅脂傳遞到散熱器，最后由冷卻空氣帶走. IGBT元件的一維散熱模型如圖3所示.

圖3 IGBT元件的一維散熱模型

IGBT芯片的結(jié)溫為：

(7)

二極管芯片的結(jié)溫為：

(8)

式中，Rthjc_T為IGBT結(jié)殼熱阻，Rthha_T為IGBT殼與散熱器之間的熱阻，Rthjc_D為二極管結(jié)殼熱阻，Rthha_D為二極管殼與散熱器之間的熱阻，Rthha為散熱器與周圍環(huán)境之間的熱阻，Ta為環(huán)境溫度.

根據(jù)IGBT元件數(shù)據(jù)手冊可知：Rthjc_T= 0.09 K/W，Rthjc_D= 0.18 K/W，因缺少接觸熱阻和散熱器的性能數(shù)據(jù)而假設(shè)Rthhc_T=Rthhc_D= 0.1 K/W，Rthha=0.15 K/W，環(huán)境溫度Ta取40 ℃. 可以估算出整流工況的IGBT結(jié)溫Tj_T和二極管結(jié)溫Tj_D分別為60.53 ℃和61.57 ℃；逆變工況的IGBT結(jié)溫Tj_T和二極管結(jié)溫Tj_D分別為64.05和55.99 ℃.

2.3 電抗器的損耗計算

電抗器工作時會產(chǎn)生鐵損和銅損[13]，工程計算時大多通過硅鋼片型號查找其單位質(zhì)量損耗，再根據(jù)鐵心質(zhì)量計算空載損耗P0.

P0=ktPtmc

(9)

式中，kt為附加系數(shù)，Pt為鐵心單位質(zhì)量的鐵耗，mc為鐵心質(zhì)量.

電抗器的負(fù)載損耗Pk包括繞組直流電阻損耗Pr、導(dǎo)線渦流損耗Peddy、并聯(lián)導(dǎo)線間環(huán)流損耗Pleads以及部分結(jié)構(gòu)件(如夾件、壓板、螺栓等)的雜散損耗Pother.

繞組直流電阻損耗為：

(10)

式中，I1n和I2n分別為原邊和副邊繞組額定相電流，R1,150、R2,150分別為折算到150 ℃時原邊和副邊繞組的總電阻.

導(dǎo)線渦流損耗為：

(11)

式中，aw為垂直于縱向漏磁場方向的導(dǎo)線寬度，f為頻率，mw為導(dǎo)線的總質(zhì)量，Bmax為磁通密度的最大值.

雜散損耗的經(jīng)驗公式為：

(12)

式中，kz為電抗器廠家通過測試給出的雜散損耗系數(shù).

電抗器的溫升較難通過簡單的公式進(jìn)行計算，需要借助仿真分析或試驗手段.

3 逆變器的熱仿真分析

3.1 逆變器的幾何結(jié)構(gòu)

圖4為逆變器及變流模塊的三維結(jié)構(gòu). 逆變器主要由柜體、變流模塊、電抗器、交流風(fēng)機(jī)和直流風(fēng)機(jī)等組成. 變流模塊集成了實現(xiàn)整流及逆變功能的IGBT元件、驅(qū)動電路、直流支撐電容、散熱器和傳感器等，采用復(fù)合低感母排連接IGBT元件與直流支撐電容，可以減小主電路雜散電感，降低IGBT關(guān)斷浪涌電壓. 散熱器的底板長度、寬度和厚度分別為504、360和16 mm，翅片的長度、高度、厚度和間距分別為260、80、2和6 mm，翅片的數(shù)量為57片.

(a)逆變器

(b)變流模塊圖4 逆變器及變流模塊的三維結(jié)構(gòu)

3.2 流動與傳熱仿真的理論基礎(chǔ)

逆變器柜體內(nèi)的空氣流速低，空氣密度變化很小，而且主要考慮穩(wěn)定狀態(tài)下的溫度分布，因此，這屬于穩(wěn)態(tài)不可壓縮流動與傳熱問題. 質(zhì)量守恒方程、動量守恒方程和能量守恒方程的通用形式為[14]：

div(ρuφ)=div(Γgradφ)+S

(13)

式中，φ為通用變量，Γ為廣義擴(kuò)散系數(shù)，S為廣義源項.對于質(zhì)量守恒方程，φ為1，Γ為0，S為0；對于動量守恒方程，φ為ui(i=1～3，分別對應(yīng)x、y和z方向)，Γ為流體動力粘度μ，S為-?p/?xi+Si；對于能量守恒方程，φ為溫度T，Γ為k/cp，S為ST，其中，k為導(dǎo)熱系數(shù)，cp為定壓比熱容.

柜體內(nèi)的空氣受風(fēng)機(jī)的影響，流動處于湍流狀態(tài)時，還需要遵守附加的湍流輸運(yùn)方程.標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型是應(yīng)用非常廣泛的一種湍流模型.

湍動能k方程為：

(14)

湍動耗散率ε方程為：

(15)

式中，Gk是由平均速度梯度引起的湍動能產(chǎn)生項，μt為湍動粘度，C1ε和C2ε為經(jīng)驗常數(shù)，σk和σε分別為湍動能和耗散率對應(yīng)的Prandtl數(shù).

利用有限體積法進(jìn)行數(shù)值計算的流程是首先確定流動與傳熱問題的計算區(qū)域和邊界條件；然后劃分網(wǎng)格，生成計算節(jié)點，建立離散方程；再給定求解控制參數(shù)，對離散方程進(jìn)行迭代求解；計算收斂后最終得到流場和溫度場的計算結(jié)果.

3.3 逆變器的熱仿真模型

建立仿真模型時，首先對逆變器的三維幾何模型進(jìn)行適當(dāng)簡化，去掉一些對散熱影響小的零部件和幾何特征，并將一些外形不規(guī)則的零部件做適當(dāng)調(diào)整. IGBT模塊被導(dǎo)熱系數(shù)很低的硅凝膠灌封保護(hù)，絕大部分熱量通過基板向散熱器傳遞，極少部分熱量通過外殼的熱輻射以及功率端子的傳遞，故在建立IGBT模塊的仿真模型時不考慮硅凝膠、外殼和功率端子的影響. 電抗器的鐵心由多層硅鋼片疊壓而成，由于片間絕緣非常小，片數(shù)多，按實際的硅鋼片結(jié)構(gòu)建模計算不現(xiàn)實，采取將其幾何結(jié)構(gòu)作為一個整體而材料導(dǎo)熱系數(shù)設(shè)置為各向異性的簡化方法. 電抗器的繞組由絲包銅線和匝間絕緣組成，將絕緣層的影響折算到線圈的等效導(dǎo)熱系數(shù)中. 三維結(jié)構(gòu)的交流風(fēng)機(jī)(型號為MR18-BC)可簡化為二維的壓力階躍面模型，用多點折線方式對如圖5(a)所示的風(fēng)機(jī)特性曲線進(jìn)行擬合. 變流模塊的散熱采用強(qiáng)迫風(fēng)冷，在散熱器翅片下端安裝了3個型號為4214HU的直流風(fēng)機(jī)，通過獨立風(fēng)道對IGBT元件進(jìn)行散熱，直流風(fēng)機(jī)的啟停由散熱器底板上安裝的溫度繼電器控制，以便于在控制IGBT元件溫升的基礎(chǔ)上延長直流風(fēng)機(jī)的工作壽命. 3個直流風(fēng)機(jī)位于流場模型中部，輸入如圖5(b)所示的風(fēng)機(jī)特性進(jìn)行模擬.

(a)MR18-BC型號交流風(fēng)機(jī)

(b)4214HU型號直流風(fēng)機(jī)圖5 風(fēng)機(jī)的特性曲線

考慮到IGBT模塊與散熱器之間的導(dǎo)熱硅脂層厚度，以及IGBT模塊中包含的芯片、焊料、絕緣襯板等材料層的厚度都很小，網(wǎng)格基本尺寸取2 mm. 抽取出的流道部分以及固體區(qū)域組成如圖6所示的計算模型. 利用HyperMesh軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，可以得到以六面體為主，極少數(shù)為棱柱體的三維實體網(wǎng)格.

圖6 計算模型

3.4 逆變器的仿真結(jié)果及分析

圖7為冷卻空氣在流道內(nèi)的流速跡線圖. 在交流風(fēng)機(jī)的抽吸作用下，冷卻空氣首先由入口進(jìn)入，經(jīng)過電抗器后流向變流模塊的散熱器翅片，最后經(jīng)交流風(fēng)機(jī)排出. 從流速跡線圖可以看出柜體內(nèi)部空氣受1個交流風(fēng)機(jī)和3個直流風(fēng)機(jī)的共同作用，流場分布較為復(fù)雜. 整個流道中，局部區(qū)域的最高流速為9.96 m/s.

圖7 流速跡線圖

圖8為散熱器、IGBT元件和電抗器的溫度分布. 圖8中5#表示溫升試驗時整流部分兩個IGBT之間粘貼的1個熱電偶位置，對應(yīng)溫度為79.4 ℃，溫升為39.4 ℃，6#和7#表示溫升試驗時逆變器三個IGBT元件之間粘貼的2個熱電偶位置，對應(yīng)溫度分別為75.3 ℃和74.8 ℃，溫升分別為35.3 ℃和34.8 ℃.整流部分和逆變部分的IGBT模塊芯片最高溫度分別為89.3 ℃和82.6 ℃，這些芯片的溫度明顯高出前面利用式(7)和式(8)的計算結(jié)果，其原因在于散熱器熱阻參數(shù)的假設(shè)并不合理，說明IGBT模塊溫升的準(zhǔn)確計算是建立在計算參數(shù)合理的基礎(chǔ)上的. 從散熱器上的IGBT元件溫度分布還可以看出不同位置的溫度有差別，這5個IGBT元件的芯片溫度并不相等，而是相差了10.8 ℃，表明仿真計算的結(jié)果能夠真實地反映流場和溫度場的空間分布特點. 從IGBT元件的溫升數(shù)值來看，小于允許的最高工作結(jié)溫125 ℃，說明IGBT元件的溫升裕量較大. 電抗器的最高溫度位于線圈內(nèi)部，為132.76 ℃，低于絕緣材料F等級的最高允許溫度155 ℃，線圈溫升為92.76 ℃，低于溫升限值100 ℃. 由于仿真計算選取了逆變器在最惡劣的工況下穩(wěn)定工作的情形，逆變器產(chǎn)品實際情況中的溫升要低于仿真計算結(jié)果，有利于確保產(chǎn)品的可靠性.

圖8 溫度分布

4 逆變器的溫升試驗驗證

為驗證熱設(shè)計及仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，在檢測試驗中心開展了逆變器與電動送風(fēng)裝置的組合試驗，如圖9(a)所示. 在電抗器的鐵心上布置1#、2#熱電偶，在靠近入口的線圈上布置3#、4#熱電偶，如圖9(b)所示. 試驗條件為逆變器輸入AC 400V，輸出頻率為60 Hz.

(a)試驗裝置

(b)電抗器的溫度測點布置圖9 試驗現(xiàn)場情況

圖10為溫升試驗得到的溫度曲線. 初始環(huán)境溫度為7.7 ℃，試驗進(jìn)行了360 min后，此時的環(huán)境溫度為11.5 ℃，1#～4#的溫度分別為80.2、80.3、92.4和94.5 ℃，對應(yīng)的溫升分別為80.2、80.3、92.4和94.5 ℃，而仿真獲得的溫升分別為79.1、80.8、85.6和90.8 ℃，可以看出溫度高低的趨勢一致，誤差在7%左右. 產(chǎn)生誤差的原因主要在于仿真計算將鐵心和線圈結(jié)構(gòu)通過導(dǎo)熱系數(shù)的方式進(jìn)行等效，與實際情況存在一定的差別.

圖10 溫升試驗曲線

試驗進(jìn)行到360 min時，測得5#～7#的溫度分別為48.8、46.8和46.6 ℃，對應(yīng)的溫升分別為37.3、35.3和35.1 ℃. 與仿真獲得的溫升結(jié)果相比，誤差在6%以內(nèi)，由此可說明仿真計算的方法是可行的.

5 結(jié)論

本文對動車組換氣裝置用逆變器進(jìn)行了電氣參數(shù)計算、元件選型、熱設(shè)計仿真及試驗驗證等工作，結(jié)論如下：

(1)逆變器在惡劣工況下穩(wěn)定運(yùn)行時，整流部分和逆變部分的IGBT模塊芯片最高溫度分別為89.3 ℃和82.6 ℃，小于允許的最高工作結(jié)溫125 ℃，而電抗器的最高溫度為132.76 ℃，低于絕緣材料的最高允許溫度155 ℃，線圈溫升低于溫升限值100 ℃;

(2)仿真模型可以考慮流場與溫度場的空間分布特點，仿真計算的溫升誤差與試驗結(jié)果相比在7%左右，說明仿真計算方法及結(jié)果具有較高的準(zhǔn)確性，可為逆變器產(chǎn)品的熱設(shè)計工作提供理論依據(jù).

致謝：本文受湖南文理學(xué)院博士啟動基金(19BSQD26)、湖南文理學(xué)院科技創(chuàng)新團(tuán)隊基金(校辦通[2020]26號)項目資助，特此致謝！