電力機車牽引變流器水冷系統的熱仿真分析*

丁 杰

（南車株洲電力機車研究所有限公司 南車電氣技術與材料工程研究院，湖南株洲412001）

電力機車牽引變流器水冷系統的熱仿真分析*

丁 杰

（南車株洲電力機車研究所有限公司 南車電氣技術與材料工程研究院，湖南株洲412001）

水冷系統是大功率交流傳動電力機車牽引變流器安全可靠運行的基礎。因其結構復雜，很難采用經驗公式和理論計算進行準確的分析，而采用有限體積法對整個水冷系統進行仿真時需面臨計算精度與計算機資源巨大的問題。通過運用FLUENT軟件先對水冷系統管道內冷卻介質的流動情況進行分析，再以計算得到的各水冷散熱器入口平均流速為輸入參數，然后對逆變模塊和整流模塊的水冷散熱器溫升情況進行研究，得到水冷系統的散熱性能仿真結果。仿真方法的可行性和仿真結果的準確性得到了試驗驗證。研究結果可為牽引變流器水冷系統的熱設計提供指導。

交流傳動；電力機車；IGBT；水冷系統；熱分析

為滿足重載的需求，交流傳動電力機車變流器的功率迅速提升至7 200 k W和9 600 k W，系統集成度也在不斷提高，因此，對變流器的冷卻系統提出了更高要求。在風冷、油冷、水冷等冷卻方式中，水冷以其散熱效果優異、安全、環保和節能等優點，開始在牽引變流器中得到廣泛應用［1］。

牽引變流器內部通常有多個水冷散熱器和一個換熱器，冷卻水從主進水管流向各個變流器模塊的水冷散熱器和換熱器，然后匯流到主出水管。雖然同型號水冷散熱器的流阻相同，但不同的安裝位置和軟管長度對冷卻水的分流有影響，而且換熱器與水冷散熱器的流阻不同，對水冷散熱器的流量分配也會產生一些影響。因此，為了保證各變流器模塊均勻散熱和牽引變流器可靠運行，需要解決使冷卻水較為均勻地流向各同型號的水冷散熱器或盡量流向發熱量大的變流器模塊水冷散熱器的技術難題。然而由于管道的形式各異，流阻難以通過經驗公式準確計算，這給水冷系統的熱設計與校核帶來了較多困難。

隨著計算機技術和數值方法的不斷發展，CFD（計算流體力學）分析手段能夠簡便、快速、直觀地得到計算結果，并且已經在單個水冷散熱器的仿真分析中得到大量應用［2-10］，但在水冷系統中的應用很少，其原因主要在于采用有限體積法對整個水冷系統進行仿真時需面臨計算精度與計算機資源巨大的問題。

本文以某大功率交流傳動電力機車牽引變流器的水冷系統為分析對象，運用FLUENT軟件對水冷系統的管道流量分配和水冷散熱器溫升情況進行仿真分析，并與試驗結果進行對比驗證。研究結果可為水冷系統的熱設計及優化改進提供指導。

1 牽引變流器的水冷卻系統

某大功率交流傳動電力機車配置2臺牽引變流器，每臺變流器作為1臺完整的組裝設備，所有內部元器件安裝于一個柜體內，實物外形見圖1所示，每臺牽引變流器向1個轉向架的3臺牽引電機供電。為了獲得所期望的電機轉矩和轉速，變流器根據要求來調節牽引電機接線端的電流和電壓波形，完成主電路和牽引電機之間的能量傳輸，以實現對機車牽引、再生制動等持續控制。

圖1 牽引變流器實物

相對于整個電力機車而言，典型的水冷系統一般由循環泵、熱交換器、水處理裝置、膨脹水箱、被冷卻器件的散熱器、冷卻介質、管路及附件、控制與保護裝置、安裝機架等部分組成。相對于牽引變流器而言，水冷卻系統主要由主水管、軟管、變流器模塊的水冷散熱器、換熱器、快速接頭、蝶閥、溫度傳感器、壓力傳感器和冷卻介質組成。圖2表示了牽引變流器水冷系統流道區域。

圖2 牽引變流器水冷系統流道區域

逆變模塊和整流模塊使用相同結構的水冷散熱器，散熱器臺面上均安裝了8個ABB 5SNA 1200E330100 IGBT元件（V1～V8）。逆變模塊的6個IGBT元件同時工作，整流模塊的8個IGBT元件同時工作。根據額定工況與極限工況下的電氣參數，可以利用ABB公司的Simulation－Tool工具計算出逆變模塊、整流模塊對應的損耗，如表1所示［1］，其中所列的芯片損耗為單個變流器模塊的損耗。

表1 變流器模塊在不同功能與工況下的參數和損耗

牽引變流器柜體內部安裝有接觸器、電阻、母排、接線端子、電容等電氣部件，將產生一定的熱量使柜體內部空氣溫度升高。風機迫使柜體內部空氣的流動，空氣中的熱量將被換熱器中的冷卻介質帶走，從而降低了柜體內部的空氣溫升。由于各電氣部件的損耗很難準確計算出來，且牽引變流器柜體內部有大量的孔和縫隙，導致柜體內部空氣區域非常復雜，故本文未考慮電氣部件的熱量耗散和換熱器的熱交換過程。

210 dm3/min（額定值）～286 dm3/min（最大設計值）流量的冷卻介質從主水管的入口進入，流向6個變流器模塊的水冷散熱器和1個換熱器，然后匯流到主水管流出。整個水冷系統的高度約有2 m，重力將產生一定的影響。

為了適應－40℃的低溫使用環境，冷卻介質采用Clariant公司的Antifrogen N型冷卻液。圖3為冷卻液的防凍特性，可以看出Antifrogen N體積百分比為52%時，能夠滿足低溫環境下的使用要求。

圖3 冷卻液防凍特性

進行水冷系統的設計時，需要確定冷卻液的入口溫度。考慮到我國南方的高溫氣候條件，冷卻液的入口最高溫度取55℃。圖4為Antifrogen N型冷卻液的熱物理特性曲線，可以看出不同Antifrogen N體積百分比的冷卻液熱物理參數有區別，同一Antifrogen N體積百分比的冷卻液在不同溫度下的熱物理參數亦有區別。溫度差別較大時，需要特別注意熱物理參數的變化。

2 仿真模型

由于IGBT元件內部包含了AlSiC基板、焊料層、銅層、Al N層、芯片、絕緣材料等，各層材料的厚度不一，某些層的材料厚度僅為幾百微米。水冷散熱器內部槽道寬度為4 mm。因此，相對于整個牽引變流器水冷系統，網格尺度不能過大，否則難以有效捕捉流場的信息，導致計算結果誤差較大；網格尺度不能過小，否則會超出現有臺式工作站的計算能力。通過網格劃分的實踐可知，對圖2所示的流道區域劃分為1 mm尺寸的網格時，網格數量在2 700萬左右，難以再對固體區域（水冷散熱器的鋁材料實體、水管不銹鋼材料實體和IGBT元件的各層材料）劃分網格。

鑒于此，可以先對流體區域劃分1 mm尺寸的網格，通過單獨計算流場（求解質量守恒方程和動量守恒方程）得到流向各水冷散熱器的流量，然后對如圖5所示的單個變流器模塊的水冷散熱器（包含流體區域、固體區域）和安裝在上面的IGBT元件各層材料（固體區域）劃分0.5 mm尺寸的網格（得到的網格數量為1 900萬），最后利用前面計算出的流量作為輸入條件，進行流場和溫度場的耦合計算（求解質量守恒方程、動量守恒方程和能量守恒方程），從而獲得準確的溫度場分布。

圖4 冷卻液的熱物理特性曲線

圖5 變流器模塊

水冷系統中采用了Staubli公司SPT10型號快速接頭，用于連接軟管和水冷散熱器水嘴。圖6是水（密度為998 kg/m3、運動黏度為1.08×10－6m2/s）從快速接頭的插頭流向插座時的壓降曲線。入口流量30 dm3/min時的壓降約為19 kPa，說明快速接頭產生的壓降在水冷系統中的作用不可忽略。由于快速接頭內部結構復雜，很難建立詳細的流體仿真模型，因此，可采用FLUENT軟件中的多孔介質模型來模擬快速接頭的壓力損失特性，相關參數根據圖6中的數據進行擬合得到。

入口溫度55℃冷卻液的熱物理參數按照圖4選取，根據入口流量可以簡單地估算出水冷散熱器內部槽道中流速相同時的Re數在4 500左右，并未處于完全湍流狀態。因此，本文采用FLUENT軟件提供的Lan－Bremhorst低Re數湍流模型進行流動狀態的模擬。

圖6 快速接頭的壓降特性

3 仿真結果及分析

3.1 水冷系統的流場分析

圖7是210 dm3/min入口流量下的流速計算結果。由于速度的云圖或矢量圖需要使用截面來顯示，難以清楚表示不在同一平面內的整個水冷系統的冷卻介質流動情況，因此，使用了跡線圖方式進行表達。從圖中可以大致看出冷卻介質在主水管中的流速大小和分配情況。冷卻介質在主水管中的流速并非均勻，最大流速（3.34 m/s）出現在管路的轉折處，最小流速出現在管路末端封閉處。

圖7 流速分布

圖8是210 dm3/min入口流量下的壓力計算結果，可以看出冷卻介質在管路內的壓力損失情況，壓力損失的大小為64.06 kPa。冷卻介質流經6個變流器模塊的水冷散熱器時，壓力分布的趨勢大致相同，說明水冷系統中并未出現明顯的阻塞現象。入口流量為286 dm3/min時，壓力損失的大小為103.7 k Pa，相較入口流量210 dm3/min，流量增加了36%，壓力損失增加了62%，說明水冷系統的壓力損失將隨入口流量的增加而明顯增大。

圖8 壓力分布

上面的跡線圖可以直觀地表示不同部位的流動情況，卻不利于具體數值的對比分析。為此，將210 dm3/min和286 dm3/min入口流量情況下，1～6號變流器模塊水冷散熱器和換熱器入口的平均流速列于表2。由表2可知1～6號變流器模塊水冷散熱器入口平均流速因安裝位置和軟管長度而產生的差別在2%之內。1～3號逆變模塊中的3號具有最小的入口平均流速，1號的入口平均流速最大。4～6號整流模塊中的6號具有最小的入口平均流速，5號的入口平均流速最大。

表2 換熱器和各水冷散熱器的入口平均流速m/s

3.2 水冷散熱器的熱分析

從表2中分別選擇逆變模塊和整流模塊水冷散熱器入口平均流速的最小值，作為水冷散熱器熱分析的輸入條件，可以分析散熱條件最差的水冷散熱器溫升情況。

逆變模塊在工作過程中主要使用到6個IGBT元件（V3～V8），其余2個IGBT元件（V1和V2）用于構成斬波相，由于過流時的斬波工況時間很短，為簡化計算，忽略因斬波產生的損耗及其影響。圖9是3號逆變模塊在1.55 m/s入口流速、額定工況下的溫度場分布，IGBT元件芯片的最高溫度為100.57℃。該水冷散熱器在極限工況下的溫度場分布大致相同，IGBT元件芯片的最高溫度則增加至112.32℃。

圖9 3號逆變模塊額定工況的溫度場分布

圖10是6號整流模塊在1.546 m/s入口流速、額定工況下的溫度場分布，IGBT元件芯片的最高溫度為106.4℃。該水冷散熱器在極限工況時，IGBT元件芯片的最高溫度為112.5℃。

將3號逆變模塊和6號整流模塊在不同入口流量（210 dm3/min、286 dm3/min）和工況（額定、極限）下的IGBT元件芯片最高溫度列于表3。通過入口流量286 dm3/min與210 dm3/min的對比，可知IGBT元件芯片最高溫度大約降低7.1～7.7℃，溫升降低13.1%～15.6%。通過逆變模塊額定與極限工況的對比，可知IGBT元件芯片最高溫度相差11.3～11.7℃。通過整流模塊額定與極限工況的對比，可知IGBT元件芯片最高溫度相差6.1～6.2℃。

圖10 6號整流模塊額定工況的溫度場分布

表3 不同流量和工況下的IGBT元件芯片最高溫度℃

4 試驗驗證

為測試該牽引變流器的散熱性能，進行了整機溫升試驗。將牽引變流器、循環泵、水塔、管路、閥門等相連，構成水冷測試系統。牽引變流器內部布置了多個熱電偶，這些位置主要有電抗器電纜、三重逆變模塊安裝板、三重逆變模塊垂直低感母排、電容、接觸器電纜、二重整流模塊水冷散熱器和二重逆變模塊水冷散熱器，還測量了離牽引變流器柜體1 m遠處的空氣溫度。布置好熱電偶后，關閉牽引變流器的柜門，熱電偶的引線從柜門縫隙中引出，并與溫度巡檢儀和計算機相連。試驗時，冷卻介質采用210 dm3/min入口流量的純水，測得初始水溫和空氣溫度為31.3℃，調節輸入電源、負載和控制策略，使牽引變流器基本工作在額定工況下進行溫升試驗，通過溫度巡檢儀每隔0.5 min自動記錄各測量點的溫度。

圖11是測量得到的溫升變化曲線。隨著時間的變化，各測量點的溫度均在上升，上升的速度和幅值有差別。柜體外部的空氣溫度在試驗之前為31.3℃，在試驗70 min后變化為36.3℃，上升了5℃，原因在于盡管牽引變流器的試驗是在一個占地面積很大的檢測試驗中心進行，但周圍有較多高壓大容量電氣設備和測試設備在工作，且牽引變流器有部分熱量傳遞至柜體外部。二重整流模塊和二重逆變模塊水冷散熱器上的溫度上升速度比其余部位要快，原因在于水冷散熱器采用水冷方式，水的熱容量大，帶走熱量的效率高，溫度容易在較短時間里趨于平衡。水冷散熱器上的溫度一直在隨著時間增加而緩慢增加，是由于牽引變流器從容量有限的水塔取水，被加熱的水又被循環至水塔，導致進入牽引變流器的水溫在緩慢增加。在試驗70 min后，二重逆變模塊和二重整流模塊水冷散熱器上的溫度分別為44.1℃和48.7℃。圖中還可看出KM3接觸器電纜的溫度最高，試驗70 min后為72℃，其次是三重逆變模塊垂直低感母排、KM2接觸器電纜和濾波電抗器電纜的溫度，說明大電流通過電纜與母排時的溫升問題需要予以關注。

圖11 試驗溫升曲線

針對上述試驗結果進行仿真分析。入口水流量為210 dm3/min，溫度取32℃，水的熱物理參數為：密度995 kg/m3、導熱系數0.621 W/（m·K）、比熱容4 174 J/（kg·K）、動力黏度7.719×10－4kg/（m·s）［10］。可以計算出1號至3號逆變模塊、4號至6號整流模塊和換熱器的入口平均流速分別為1.573，1.566，1.555，1.555，1.58，1.551 m/s和1.818 m/s。再以2號逆變模塊和5號整流模塊水冷散熱器入口平均流速作為輸入，進行計算可得到圖12所示的溫度場分布。圖中標出試驗時水冷散熱器上測溫點所在位置，其溫度分別為44.31℃和48.82℃，與試驗測試結果非常相近，可以說明仿真方法的可行性和仿真結果的準確性。此外，IGBT元件屬于封裝器件，內部的芯片結溫難以通過試驗進行直接測量，通過仿真的方法可以獲得比試驗測試更為豐富的信息。

圖12 水冷散熱器的溫度場分布

5 結束語

大功率交流傳動電力機車牽引變流器的結構非常復雜和緊湊，對整個水冷系統進行熱分析具有很大的難度。通過先分析管道內的冷卻介質流動情況，再利用計算得到各水冷散熱器入口平均流速作為輸入條件，對水冷散熱器的溫升進行研究的方法可以有效解決模型復雜與計算機資源巨大的問題，為水冷系統的熱設計工作提供指導。由分析結果可知：

（1）6個變流器模塊水冷散熱器的入口平均流速相差在2%，因安裝位置和軟管長度產生的影響較小；

（2）286 dm3/min入口流量比210 dm3/min入口流量增加了36%，IGBT元件芯片溫升降低了13.1%～15.6%，而壓力損失增加了62%，表明單純依靠流量的增加，對整體散熱效果的影響并不是很明顯，提高散熱效果的著重點應放在水冷散熱器內部槽道的優化設計上。

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Thermal Analysis of Water-cooling System for Electric Locomotive Traction Converter

DING Jie
（CSR Research Institute of Electrical Technology＆Material Engineering，CSR Zhuzhou Institute Co.，Ltd.，Zhuzhou 412001 Hunan，China）

The water-cooling system of high-power AC drive electric locomotive traction converters is the foundation of safe and reliable operation.Because of its complex structure，it is difficult to use the experience formula and theory for accurate analysis，while the finite volume method is adopted to analyze the whole water-cooling system，the problem between calculation accuracy and computer resources will be faced.In this paper，the flow of the cooling medium in the pipeline was analyzed by FLUENT software firstly，and then watercooled radiators of inverter and rectifier module temperature were calculated using the average velocity of the water-cooling radiator entrance as input parameters.The feasibility of the simulation methods and the accuracy of the simulation results are verified by experiment.The research results can provide guidance for the thermal design of cooling system in traction converters.

AC drives；electric locomotive；IGBT；water-cooling system；thermal analysis

U264.3＋7；TB657.5

A

10.3969/j.issn.1008－7842.2014.04.02

1008－7842（2014）04－0008－06

*湖南省自然科學省市聯合基金重點項目資助（12JJ8020）

?）男，高級工程師（

2014－01－02）