某集中式动力单元电抗器温升过高的问题分析与解决对策

程存欣 路 超 尹国龙 石运卓

(1.中车大连电力牵引研发中心有限公司 辽宁 大连 116022；2.动车组和机车牵引与控制国家重点实验室 辽宁 大连 116022)

0 前言

集中式动力单元兼备集成度高、模块化设计、结构紧凑和对外接口简单等优势，因此，深受国内外各大车辆制造商的青睐。

某集中式动力单元包含了牵引和辅助两套电气系统。其中，牵引系统是整车的心脏，为整车提供牵引动力，而辅助系统主要为空调、压缩机等其他用电设备供电，因此动力单元内部电器件能否可靠运行直接影响着整车设备的正常工作和车辆的安全运营。牵引电抗器作为牵引系统中十分重要的电器件，其主要作用是过滤母线电流中的交流成分，提升直流电品质，进而保证牵引系统的输出特性。牵引电抗器在运行过程中会产生大量的热量，如果不及时散发，会使电抗器过温，影响动力单元的性能。

本文针对该动力单元牵引电抗器温升过高的问题进行了热仿真分析，发现了问题根源，并在既有的结构空间下，通过增加导风罩有效降低了电抗器温升，保证了动力单元的可靠、稳定运行。

1 动力单元电气系统介绍

动力单元整体结构如图1所示，其中，牵引系统包含：前端输入模块、牵引电抗器、牵引功率模块、制动电阻；辅助系统包含：辅助输入输出模块、辅助变压器、辅助功率模块、充电机功率模块等。为了尽可能减小动力单元结构尺寸，系统采用强迫风冷形式进行散热，即牵引和辅助系统均独立配备一台离心风机。此外，整个系统的协调运行通过控制机箱实现。

图1 动力单元功能模块布局

2 牵引电抗器温升过高的原因分析

2.1 发现问题

根据该动力单元电气设计要求，牵引电抗器额定工况为：环境温度20 ℃，直流电压750 V，额定电流200 A，表面风速3 m/s。在额定工况下，电抗器稳定工作后的温升不超过130 K，即电抗器最高温度不超过150 ℃。

按照试验大纲进行额定工况试验，电抗器在工作1 h左右温升已达到130 K，并且温升曲线呈继续上升趋势，因此判断电抗器温升不满足要求，试验终止。

2.2 原因分析

如图1所示，在离心风机1的作用下，气流由牵引入风口进入系统，依次流经牵引功率模块、风机扩展盒1、离心风机1、牵引电抗器，最后通过牵引出风口排到外界环境。在进行风道设计时，为了保证风机在叶轮入口处有足够的扩展空间，风机安装在高度为155 mm的风机扩展盒1上，叶轮最低高度为240 mm；而牵引电抗器线包最大高度只有250 mm，即牵引电抗器只有10 mm的高度区域直接受风。除此之外，为了保证足够的接线空间，图1中输出接线盒1的设计高度为180 mm，因此线包与风机扩展盒1、输出接线盒1之间形成了闭环空间，导致该区域风阻急剧增大。

由散热理论可知，离心风机的静压-风量曲线与风道流阻曲线的交点即为风机工作点[1]。当风道流阻增大时，离心风机的风量会减小，风速也会相应降低，进而导致散热能力下降。此外，电抗器线包与风机扩展盒1、输出接线盒1之间形成的闭环空间极易导致气流短路，即大部分气流可能直接流经电抗器上方通过牵引出风口排到外界环境，没有起到冷却作用。

3 解决方案

3.1 方案一：抬高电抗器

如前所述，相对于风机支撑盒1、输出接线盒1，电抗器的线包高度太低，导致冷却风无法覆盖线包，最直接的解决办法就是抬高电抗器。

考虑到柜体已加工完成，无法对既有结构进行修改，因此只能通过增加垫块的方式抬高电抗器。为了达到理想的散热效果，垫块高度至少需100 mm。此方案验证较为简单，经加工4块100 mm高的垫块，将电抗器抬高后重新进行试验，温升虽有所降低，但仍未达到试验要求。另外，牵引电抗器质量为102 kg，抬高后极有可能无法满足振动冲击要求。

3.2 方案二：增加导风罩

因为抬高电抗器的方案不可行，故从离心风机本身找到突破口。抬高电抗器的目的是增大线包的受风面积，那么改变离心风机甩风路径也是一种可行办法。

此方案依然不能改变既有的空间结构，因此借用风机支撑盒1上的4个风机安装点，在风机外围增加导风罩，迫使所有冷却风均直接吹向线包表面，如图1所示。此方法无法直接进行试验验证，加工导风罩的周期较长，因此借助热仿真软件ICEPAK，对比增加导风罩前后电抗器温升的变化。

4 牵引系统大功率器件功耗分析

如图1所示，动力单元的牵引系统和辅助系统具有独立的散热通道，因此针对牵引电抗器温升过高的问题，仅需对牵引系统进行仿真分析即可。牵引系统热源主要包括牵引功率模块和牵引电抗器，下面分别对两者的理论热功率进行计算，作为数值仿真的边界条件。

4.1 牵引功率模块的损耗

牵引功率模块的损耗主要由IGBT和并联反向二极管的损耗组成，而二者的损耗均包括通态损耗与开关损耗。在PWM正弦脉宽调制的情况下[2]，IGBT的通态损耗为：

(1)

IGBT的开关损耗为：

(2)

反向二极管的通态损耗为：

(3)

反向二极管的开关损耗为：

(4)

式中：M为幅值调制比；θ为电流与电压的相位角；rce为IGBT的通态等效电阻；IP为逆变器正弦波输出电流峰值；VCEO为IGBT通态压降；fsw为器件开关频率；Eon、Eoff分别为IGBT额定条件下的导通、关断损耗；Vref、Iref分别为IGBT模块参考电压、参考电流；VFO为二极管门槛电压；rd为二极管通态等效电阻；Erec为二极管额定条件下的关断损耗；Vdc为桥臂电压。

因此，牵引功率模块每个半桥臂的功耗为：

P′=Pcond_IGBT+Psw_IGBT+Pcond_Diode+Psw_Diode

(5)

需要说明的是，本牵引系统包含两个逆变单元，通过轴控的方式驱动一个转向架上的2台电机和2路制动电阻，其中每台电机需要3个双桥臂IGBT，一路制动电阻需要配1个双桥臂IGBT，即该牵引系统包含8个双桥臂IGBT。

4.2 牵引电抗器的损耗

干式电抗器的热源来自各包封绕组的电阻损耗。各包封层的电阻损耗Pi的计算公式为：

(6)

式中：Ii为第i层包封的电流大小；Ri为第i层包封总电阻。

综上所述，器件的发热功率如表1所示。

表1 器件热功率统计表 /W

5 仿真分析

为了快速验证增加导风罩方案的可行性，建立牵引系统热仿真模型。

5.1 有限元模型

牵引系统的热源主要包括牵引功率模块和牵引电抗器两部分，为了加快运算速度，将牵引系统散热路径从系统中抽离，得到简化模型。删除对散热影响较小的驱动板、电容、扎线架、圆角、圆孔等结构特征；抽取IGBT与散热器接触面作为牵引功率模块热源；提取电抗器铁芯作为电抗器热源。散热风机采用ICEPAK自带的离心风机模型进行替代。ICEPAK软件可以采用面代替体，大大减小了网格数量，加快运算速度。简化后的有限元模型如图2所示。对于无导风罩的工况，取消激活导风罩模型即可。

图2 简化后的有限元模型

5.2 边界条件与求解器参数设置

仿真参数设置、网格划分、调用求解器进行求解、后处理显示是CFD软件进行仿真分析的主要步骤[3-5]。设置仿真参数包括边界条件设置和求解器的基本设置，边界条件即为牵引系统仿真工况，包括环境温度设置、进出风口设置、加载风机PG曲线、根据表1中的热功率设置相应模型属性等。最后对求解器进行参数设置，通过估算系统雷诺数可知流场为湍流流动形态，故选择双方程的湍流模型进行求解计算。

5.3 网格划分

网格划分作为数值模拟的重要环节，可直接决定求解计算的准确性。通常情况下，进行网格加密可以在一定程度上提升网格质量，但是网格并不是越密越好，过密的网格会导致网格数量倍增，计算效率低，不易收敛。综合网格划分原则，对于主要发热及散热部件，如IGBT、电抗器线包、散热器基板与翅片等采用非连续性网格进行局部加密，对于含曲面结构的部件，如离心风机、导风罩、柜门门板等采用多级网格进行局部加密以达到贴体效果。背景网格则采用ICEPAK推荐的网格大小。最终计算区域总网格数为：3 012 215，节点总数为：3 306 227。

5.4 求解计算及结果显示

由图1所示，冷却空气由牵引入风口进入牵引系统，依次流经牵引功率模块、风机扩展盒1、离心风机1、牵引电抗器，最后通过牵引出风口排到外界环境。由此看来，流经牵引电抗器的空气温度并不是环境温度，而是冷却牵引功率模块散热器后有一定温升的空气。因此为了对比增加导风罩前后牵引电抗器的温升差异，有必要考察牵引功率模块散热器的温升情况。

(1)牵引功率模块散热器温度分布

通过考察牵引功率模块散热器的温度分布云图可知，增加导风罩前后牵引功率模块温度分布基本一致，因此可判定两种情况下牵引电抗器的冷却空气温度相同。

(2)牵引电抗器温度分布

图3(a)为无导风罩时某截面风速及电抗器温度分布云图，图3(b)为增加导风罩后同一截面的风速及电抗器温度分布云图。

由两幅图的对比可知，两者在入风口及牵引功率模块内部的风速基本一致，这也可验证散热器的温度分布情况。区别在于：第一，前者电抗器的表面风速低于后者，尤其是电抗器与柜体蒙皮板之间的区域，前者风速基本为零，而后者仍然可以达到3.1 m/s，即前者大部分气流不会经过电抗器下侧，而是流经电抗器上侧直接排到外界环境，因此无法起到很好的冷却效果；第二，由于前者电抗器表面的气流分布不均，导致内侧电抗器线包温度为180.2 ℃，而由于热量累计，外侧线包温度达到186.5 ℃；相比而言，后者由于导风罩的作用，使电抗器全表面均有冷却气流，因此每个线包的温度均下降到144.6 ℃左右，满足电抗器不超130 K的温升要求。综上，从仿真的角度验证了增加导风罩方案的可行性。

图3 某截面风速及电抗器温度分布云图

6 试验验证

为了验证导风罩方案的可行性以及仿真结果的准确性，通过地面交流传动试验平台，对牵引系统进行温升测试，以获得牵引电抗器的温升数据，与仿真结果进行对比分析。试验采用PT100温度传感器采集线包的温度数据，PT100由电抗器厂家在线包最热处进行预埋，试验装置如图4所示。

图4 试验装置

试验工况为满载工况，试验时间约3 h，环境温度为20 ℃，试验2 h后温度基本稳定。牵引电抗器每路线包的试验温度与仿真温度对比如图5所示。由图5可知，对于无导风罩的工况，电抗器线包的试验温度分别为170.2 ℃和163.2 ℃，仿真温度分别为186.5 ℃和180.2 ℃，两者最大温差为17 ℃左右，误差为10.4%，对于含导风罩的工况，试验温度分别为133 ℃和131.5 ℃，仿真温度分别为144.7 ℃和144.6 ℃，最大温差为13.1 ℃左右，误差统计为9.9%，均在可信范围内，因此可证实增加导风罩方案的可行性以及仿真分析的可靠性。

图5 试验温度与仿真温度对比图

7 结论

本研究基于热损耗理论，计算了牵引系统功率器件的热损耗，然后运用ICEPAK对系统增加导风罩前后的散热能力进行仿真分析，最后，为牵引系统加装导风罩进行温升测试，得到如下结论：

(1)热仿真对指导工程实践，缩短验证周期具有十分重要的作用。在额定工况下，仿真得到电抗器稳态温度和试验测量的温度误差10%左右，在工程误差允许范围之内，由此验证了ICEPAK在系统散热设计方面的准确性与可靠性。

(2)通过考察IGBT温度可知，加装导风罩后，不影响牵引功率模块的散热，因此对于系统的运行没有不良影响。

(3)热仿真结果表明，导风罩可改变出风路径，提高电抗器周围的风量和风速，使电抗器温升下降40 K左右。基于该仿真结果加工导风罩进行试验，发现电抗器实际温升为110 K左右，低于130 K的温升标准，并且具有较大余量，保证了牵引系统的稳定运行。