基于一体化模型的矿用变频器散热性能分析

王越， 史晗， 荣相， 蒋德智

（1. 中煤科工集团常州研究院有限公司，江苏 常州 213015；2. 天地（常州）自动化股份有限公司，江苏 常州 213015）

0 引言

矿用变频器对推动煤矿智能化开采、提升煤矿安全化生产、助力煤矿绿色化发展、加快形成煤炭工业“十四五”高质量发展新格局起到至关重要的作用[1-3]。矿用变频器空间密闭，运行过程中内部功率器件自身会产生大量热量，导致升温效应显著，可靠性降低，易产生热退化和热失效现象[4-5]。因此，必须对矿用变频器进行有效的散热设计和准确的散热性能分析。

矿用变频器内部功率器件种类繁多，包括真空交流接触器、母排与电缆、直流滤波电容、各类电阻器、IGBT 模块及输出电抗器等。目前，许多专家学者对上述功率器件的热性能进行了分析。文献[6]针对接触器和母排的过热问题进行优化设计，改善了空气对流状况，使得温度得以下降。文献[7]通过热−流耦合仿真得到变压器绕组的温度场分布，揭示了非理想供电情况下温度变化规律；文献[8]通过模拟电抗器的温升变化过程及稳态时的温度场分布情况，提升了运行可靠性与经济性。文献[9]建立了IGBT 模块封装模型，得到IGBT 模块在稳态工作条件下的温度场分布，分析了不同结构参数对散热性能的影响。此外，功率器件所产生的热量需要通过散热系统与外界进行热交换，文献[10-14]利用Flotherm、Icepak 等设计和优化翅片散热器、热管散热器、水冷散热器的关键参数。上述研究主要是针对某类功率器件或散热器进行单独分析，未考虑它们相互之间的热交换作用，且现有研究与矿用变频器运行状态的结合不够紧密，导致生热和传热过程与实际情况偏差较大，降低了散热性能分析的准确度和全面性。

针对上述问题，本文以630 kW/1 140 V 四象限矿用变频器为研究对象，基于一体化模型对矿用变频器散热性能进行分析。分析了内部功率器件的电气特性并计算功率损耗，在此基础上，对散热系统进行优化设计，并基于一体化模型对矿用变频器内部温度场特性、对流换热特性进行全面的数值模拟分析。

1 内部功率器件的损耗分析

本文以630 kW/1 140 V 四象限矿用变频器为研究对象，建立考虑等效电阻的矿用变频器主电路拓扑模型（图1，以逆变单元为例，整流单元在主电路拓扑上完全相同[15]），分析母排与电缆、充/放电电阻、吸收电阻、IGBT 模块、输出电抗器的电气特性并计算功率损耗，其中udc为直流母线电压，C 为直流滤波电容，RC为直流滤波电容的等效电阻，RINV1+，RINV2+，RINV1−，RINV2分别为直流母排正负极的等效电阻，RU+，RUV+，RVW+，RU−，RUV−，RVW−分别为交−直流连接母排正负极的等效电阻，Rk++，Rk−～（k为U、V、W）分别为交流母排上桥臂正负极的等效电阻，Rk～+，Rk−−分别为交流母排下桥臂正负极的等效电阻。

图1 考虑等效电阻的矿用变频器主电路拓扑模型Fig. 1 Main circuit topology model of mine inverter considering equivalent resistance

1.1 真空交流接触器的功率损耗

真空交流接触器具有接通和切断主回路、充电回路、辅助回路功能，还能起到故障保护作用[16]。对于80 A/1 140 V，160 A/1 140 V，630 A/1 140 V 型真空交流接触器，以合开距与吸合速度之比估算得到的吸合时间极短，仅为30 ms，故本文不分析吸合过程的热效应。变频器稳定运行后，以保持功率衡量功率损耗，由真空交流接触器选型手册可得：80 A/1 140 V，160 A/1 140 V，630 A/1 140 V 型真空交流接触器的保持功率分别为10，18，15 W。

1.2 母排与电缆的功率损耗

利用 ANSYS Q3D 仿真得到母排电磁场强度分布云图及等效电阻随频率变化曲线，如图2、图3 所示（以交流母排为例）。从图2、图3 可看出在集肤效应的作用下，电磁场特征参量更多地分布在母排表面，使有效截面积减小，等效电阻上升，且频率越大，集肤效应越明显，等效电阻越小。

图2 交流母排电磁场强度的分布云图Fig. 2 Distribution cloud map of electromagnetic field intensity of AC busbar

图3 交流母排等效电阻随频率变化曲线Fig. 3 Variation curves of equivalent resistance of AC busbar with frequency

取激励频率为2 kHz，将各部分等效电阻代入主电路模型，利用 ANSYS Simplore 仿真得到流经母排的电流曲线，如图4 所示（以交流母排为例）。

根据图4 求取电流有效值为198 A，并根据焦耳定律计算功率损耗。

图4 交流母排电流曲线Fig. 4 AC busbar current curves

式中：IRMS为电流有效值；R为等效电阻。

根据式（1）可得Rk++、Rk−～、Rk～+和Rk− −的功率损耗分别为5.8，1.8，3.4，0.7 W，对同相各部分功率损耗进行叠加处理，即正相、负相、U/V/W 相的功率损耗分别为5.8，0.7，5.2 W。同理，得到交−直流连接母排正相、负相的功率损耗分别为19.5，14.7 W；直流连接母排正相、负相的功率损耗均为5，5 W；单向输出铜排的功率损耗为2.5 W。

考虑主回路外接电缆热效应的影响，通过在接线端设置热阻的方式来代替外接电缆的作用。选用JHXG−1 140−1×95 型硅橡胶电缆，计算外接电缆的热阻[17]。

式中：θT为绝缘材料热阻率系数；l1，l2分别为绝缘层、外护层厚度；Dc，Da分别为绝缘层、外护层内径。

根据电缆选型手册所述结构参数，并将硅橡胶的热阻率系数θT=0.27W/（m·℃）代入式（2），可得外接电缆的热阻为0.5 ℃/W。

1.3 直流滤波电容的功率损耗

逆变/整流单元的直流滤波电容均由2 只电容值为2.3 mF、等效电阻为1.2 mΩ 的电容并联构成。利用 ANSYS Simplore 仿真得到单只直流滤波电容在1 个基波周期内的纹波电流，如图5 所示。

图5 单只直流滤波电容的纹波电流Fig. 5 Ripple current of a single DC filter capacitor

根据图5 求取电流有效值为192 A，进而根据式（1）计算直流滤波电容功率损耗为48 W。

1.4 电阻器的功率损耗

电阻器包括du/dt滤波装置中的吸收电阻及充/放电电阻。吸收电阻稳态工作，经计算吸收电阻的总功率损耗为300 W[18]。充/放电电阻仅作用于变频器的启停过程，选取充电电阻为30 Ω，放电电阻为20 kΩ，利用 ANSYS Simplore 仿真得到充/放电电阻功率损耗随时间的变化曲线，如图6 所示。可看出充/放电电阻功率损耗与时间呈负相关，充/放电时间均为1 600 s。

图6 充/放电电阻功率损耗随时间变化曲线Fig. 6 Variation curve of charge/discharge resistor power loss with time

1.5 IGBT 模块的功率损耗

IGBT 模块具有功率和功率密度大、热容量小等特点，导致热敏度极差[19]。根据IGBT 模块的数据手册设置元器件信息、额定工作点等，结合转移特性曲线、输出特性曲线及续流二极管特性曲线，建立FZ800R33HE3 型IGBT 的 行 为 模 型，利 用 ANSYS Simplorer 得到满载工况条件下的IGBT 开关特性曲线，如图7 所示，其中uce为集−射极电压，Ic为基极电流。对IGBT 开关特性曲线进行积分运算，取单个脉冲周期，得到IGBT 模块的功率损耗为1 673 W。

图7 IGBT 模块开关特性曲线Fig. 7 IGBT module switching characteristic curves

1.6 输出电抗器的功率损耗

输出电抗器属大功率损耗元件，若温升过高则会加速绝缘老化，影响使用寿命和系统安全[20]。利用 ANSYS Maxwell 建立输出电抗器的有限元模型，绕组的材质为铜，铁芯由30Q130 硅钢片堆叠成型，电流激励信号（将输出电抗器等效为电感，并代入主电路拓扑模型，由ANSYS Simplorer 仿真得到）如图8 所示。在瞬态电磁场求解模式下得到0.4 s 时输出电抗器磁通密度峰值的分布云图，如图9 所示。

图8 电流激励信号Fig. 8 Current excitation signal

由图9 可看出，铁心磁通密度的峰值要高于三相绕组。对于磁通密度的分布，三相绕组在轴向上的磁通密度从上下两端指向中部；铁心在径向方向上磁通密度由内到外呈现依次减弱的规律。

图9 输出电抗器磁通密度峰值的分布云图Fig. 9 The distribution cloud map of the peak value of the magnetic flux density of the output reactor

输出电抗器绕组损耗和铁芯损耗随时间的变化曲线如图10 所示。对其求取有效值，得到输出电抗器绕组损耗和铁心损耗分别为270，30 W。

图10 输出电抗器绕组损耗和铁心损耗随时间变化曲线Fig. 10 Curves of winding loss and core loss of output reactor with time

综上可知，IGBT 模块、吸收电阻、输出电抗器的功率损耗高于其他功率器件。

2 散热系统的设计与优化

为确保变频器内部温度不超过标准规定的极限温度，对IGBT 模块、吸收电阻、输出电抗器进行强制冷却设计。将IGBT 模块、吸收电阻置于水冷散 热器的基板上，配置风机加速输出电抗器的热交换效率，其他功率器件则自然散热。

2.1 水冷散热器设计

利用 ANSYS Icepak 有限元表征水冷散热器及IGBT 模块、吸收电阻的温度场分布，对比分析不同材质、流量、流道至基板距离时的散热性能。设置环境温度为30 ℃，取材质为铜T2、钢Q235，冷却水流量为10～30 L/min，流道至基板距离为4～8 mm，不同条件下的IGBT 模块最高结温如图11 所示。

图11 不同条件下的IGBT 模块最高结温Fig. 11 The highest junction temperature of IGBT module under different conditions

由图11 可看出，相同条件下，铜T2 的散热性能优于钢Q235，但钢Q235 的承压能力优于铜T2，且铜T2 的材料和加工成本高昂。

为满足同等散热性能，需增大冷却水流量，减小流道至基板距离。设计要求IGBT 模块、吸收电阻最高结温为75 ℃，选定冷却水流量为30 L/min，流道至基板距离为4 mm。

2.2 风机选型与布置

假定输出电抗器工作时隔爆腔体内的温度为40 ℃，设计要求温升不超过30 ℃。根据传热学原理，满足散热要求的风机流量[21]为

式中：CP为空气比热容；ρ为空气密度；△T为温升。

将输出电抗器的总功率损耗P=300 W，40 ℃时的空气密度ρ=1.128 kg/m3，40 ℃时的空气比热容Cp=1 013.00 J/（kg·℃），代入式（3），可得风机流量为30 m3/h。

利用 ANSYS Maxwell 与 ANSYS Icepak 进行电磁场耦合仿真分析，对比横向、纵向进风及风机安装位置对输出电抗器散热性能影响。仿真条件如下：仿真条件Ⅰ：假定风机至输出电抗器表面距离为100 mm，且位于输出电抗器中心高度时，得到不同进风方向时的输出电抗器温度场分布，如图12 所示。仿真条件Ⅱ：假定进风方向为横向，且风机位于输出电抗器中心高度。取风机至输出电抗器表面距离分别为100，150，200，300 mm，可得风机至输出电抗器表面距离与输出电抗器最高温度的关系曲线，如图13 所示。仿真条件Ⅲ：假定进风方向为横向，且风机距输出电抗器表面为150 mm。取风机至输出电抗器中心高度分别为−20，−40，−60，−80，20，40，60，80 mm，可得风机至输出电抗器中心高度与输出电抗器最高温度的关系曲线，如图14 所示。

图12 不同进风方向时的输出电抗器温度场分布Fig. 12 Output reactor temperature distribution in different air inlet directions

图13 风机至输出电抗器表面距离与最高温度的关系曲线Fig. 13 Relationship curue between the distance from the fan to the output reactor surface and the maximum temperature

图14 风机至输出电抗器中心高度与最高温度的关系曲线Fig. 14 Relationship curue between the height from the fan to the center of the output reactor and the maximum temperature

由图12—图14 可看出，纵向进风的温升比横向进风要高7 ℃，当风机至输出电抗器表面距离为150 mm、距输出电抗器中心高度为−40 mm 时的散热性能优于其他安装位置。

3 基于一体化模型的温度场仿真分析

结合矿用变频器的运行状态开展一体化的生热机理、传热过程及散热设计研究，对内部温度场特性、对流换热特性进行全面的数值模拟分析。用于研究的一体化模型如图15 所示，左侧为逆变单元，右侧为整流单元，除输出电抗器、吸收电阻布置在左侧，真空交流接触器布置在右侧外，其余功率器件对称布置。

图15 矿用变频器的的一体化模型Fig. 15 Integrated model of mine inverter

本文所针对的矿用变频器的运行状态描述如下：散热系统启动并运行，160 A/1 140 V 型真空交流接触器吸合为直流滤波器预充电，80 A/1 140 V、630 A/1 140 V 型真空交流接触器吸合为主回路供电，矿用变频器满载工况正常运行，主回路断电放电电阻开始工作。可见，启动过程中充电电阻、160 A/1 140 V 型真空交流接触器作用，其他包 括80 A/1 140 V、630 A/1 140 V 型真空交流接触器在内的功率器件稳态运行形成热平衡状态，停机过程中仅放电电阻作用。

3.1 稳态仿真分析

利用 ANSYS Icepak 建立矿用变频器的有限元模型，将80 A/1 140 V、630 A/1 140 V 型真空交流接触器、母排与电缆、直流滤波电容、吸收电阻、IGBT 模块及输出电抗器的功率损耗代入有限元模型，并配置相应的材料属性，输入散热系统设计参数，除IGBT 模块、吸收电阻及输出电抗器外，其他器件参与SOS 辐射换热计算，同时考虑隔爆外壳与外界空气的自然冷却计算，设置隔爆外壳的换热系数为10 W/m2℃。当环境温度为30 ℃时，矿用变频器隔爆外壳及内部组件的温度场分布如图16、图17所示。

图16 矿用变频器隔爆外壳的温度场分布云图Fig. 16 Distribution cloud map of temperature field of explosionproof enclosure of mine inverter

图17 矿用变频器隔爆内部组件温度场分布云图Fig. 17 Distribution cloud map of temperature field of explosionproof internal components of mine inverter

由图16 可看出，由于在内部功率器件的传导、对流及辐射换热作用下，隔爆外壳的温度高于环境温度，最低为36 ℃，且后基板的温度高于其他隔爆面，最高可达70 ℃。

由图17 可看出，矿用变频器内部组件的温度均未超过80 ℃，远低于相关标准规定值，具有良好的散热性能。IGBT 模块的温度最高，机心母排组件的温度次之，直流滤波电容组件的温度最低。对于图17（a），由于整流与逆变单元水冷散热器之间为串联关系，温度随冷却水流动路径的延长而升高，导致逆变侧IGBT 模块的温度高于整流侧。对于图17（b）、图17（d），交−直流母排的温度高于交流母排，输出铜排的温度最低，且逆变侧机心母排组件的温度高于整流侧，两者的温差主要体现在交−直流母排，这是由于吸收电阻位于逆变侧，在辐射换热作用下与之紧邻的交−直流母排温度会升高。对于图17（c）、图17（e），最高温度位于直流母排与直流滤波电容之间的绝缘支柱上，整流侧直流滤波电容组件的温度高于逆变侧，可见纵向进风同样能对其起到散热作用。对于图17（f），80 A/1 140 V 型真空交流接触器自身功率密度较大且排布较密集，温升高于630 A/1 140 V 型真空交流接触器，160 A/1 140 V 型真空交流接触器虽未作用，但在传导、辐射换热作用下仍存在温升现象。对于图17（g），输出电抗器的温度高于图12 给出的单独分析值，这是由于内部功率器件相互之间的热交换所致。

3.2 瞬态仿真分析

将充/放电电阻功率损耗随时间的变化曲线及160 A/1 140 V 型真空交流接触器的功率损耗代入矿用变频器有限元模型，且将上述功率器件的初始温度分别设置为45，43，47 ℃（该温度值可由稳态分析过程得到），利用 ANSYS Icepak 得到充/放电过程中功率器件温度随时间变化曲线，如图18、图19 所示（选取功率器件发热最严重部位进行测量）。

图18 充电过程中功率器件温度随时间变化曲线Fig. 18 Change curve of power device temperature with time during charging

由图18 可看出，即使充电过程中功率器件产生了较大的损耗，但由于充电时间极短，考虑到温度上升需要一定的反应时间，该损耗不会引起温度的剧烈变化，功率器件的瞬时温度最高不超过59 ℃。

由图19 可看出，放电电阻的瞬时温度最高可达267 ℃，100 ℃以上的作用时间为200 s，梯形铝壳电阻的耐高温冲击能力可满足该应用场景，且未形成热应力循环，不会产生热击穿、热失效现象。

图19 放电电阻温度随时间变化曲线Fig. 19 The change curve of the discharge resistance temperature with time

4 实验验证

为验证基于一体化模型的温度场仿真的正确性及散热设计的有效性，搭建矿用变频器加载试验平台，如图20 所示。在矿用变频器内部设置10 处测温点，图中未标注的测温点：整流侧直流母排5、直流滤波电容6 与逆变侧对称布置。

图20 矿用变频器及其加载试验平台Fig. 20 Mine inverter and its loading test platform

在环境温度为29.8 ℃时，利用光纤测温仪测得矿用变频器满载工况下各标定测温点的温升曲线如图21 所示。并与基于一体化模型的温度场仿真结果进行对比，结果如图22 所示。

图21 各标定测温点的温升曲线Fig. 21 The temperature rise curves of each calibration temperature measurement point

图22 实验与仿真结果对比Fig. 22 Comparison of experimental and simulation results

由图21 和图22 可看出，各功率器件在2～3 h后温度逐渐趋于稳定，各标定测温点的实验与仿真结果在整体趋势上保持较好的一致性，但在数值上也存在一定的误差。这是由于一体化模型对内部功率器件进行了结构上的适当简化，未建立详细的封装模型（如IGBT 模块）；一体化模型主要考虑了功率器件，而忽略了隔离换向装置、PLC 控制器、保护器，而这些器件在一定程度上会改变热传导的方向。整体来说，仿真结果与试验结果比较吻合，验证了基于一体化模型的温度场仿真的正确性及散热设计的有效性，可为矿用变频器的安全、稳定、可靠运行提供保障。

5 结论

1） 建立考虑等效电阻的矿用变频器主电路拓扑模型分析内部功率器件的电气特性并计算它们功率损耗，可得IGBT 模块、吸收电阻、输出电抗器的功率损耗高于其他功率器件。

2） 采用强制水冷+风冷+自然冷却方式对散热系统进行优化设计：相同条件下，铜T2 的散热性能优于钢Q235，为满足同等散热性能，需增大冷却水流量，减小流道至基板距离。纵向进风的温升比横向进风要高7 ℃，当风机至输出电抗器表面距离为150 mm、距输出电抗器中心高度为−40 mm 时的散热性能优于其他安装位置。

3） 仿真和实验结果验证了基于一体化模型的矿用变频器温度场仿真的正确性以及散热设计的有效性：矿用变频器内部组件的温度均未超过80 ℃，远低于相关标准规定值，具有良好的散热性能。其中以IGBT 模块的温度最高，机心母排组件的温度次之，直流滤波电容组件的温度最低。