地铁列车模块化再生制动储能变流器的研发

构设计方案；通过建立变流器柜的三维结构仿真模型，对柜内散热系统进行了热场分析；然后通过柜内温升试 验及风速测试验证了变流器散热系统结构的合理性，结果表明再生制动储能变流器满足了产品的设计要求，

并解决了变流器柜内散热效果不好的问题，在体积、功率等方面也具有较大的优势。关键词：储能变流器；地铁列车；结构设计；模块化；热仿真中图分类号:TM46 文献标识码:A 文章编号：1000-100X（2019）06-0005-04Design of Metro-train Regenerative Braking Energy Storage ConverterZHOU Yao-pei, WEI Xing, WANG Bin, WU Ling-ling(CRRC Xi'an YongeJieTong Electric Co., Ltd., Xif an 710016, China)Abstract: The working principle of metro-train regenerative braking energy storage system is analyzed, and a structu・

ral scheme design of metro-train regenerative braking energy storage converter based on modular design idea is pre­

sented. A 3D simulation model o£ converter cabinet is established, and thermal simulation of internal cooling system is

analyzed.Then the rationality of internal cooling system is verified by converter temperature rise experiment and wind

velocity test, the results show that metro-train regenerative braking energy storage converter fulfills product design re­quest ,and solves the problem of bad cooling effects in converter with major superiority in volume and power.

Keywords: energy storage converter ； metro-train ； structural design ； modulization ； thermal simulation1引言储能变流器作为地铁车辆再生制动储能系统

限元软件进行了热场仿真分析，并通过试验进行了

验证，从而保证系统中各个功率器件的正常运行。的关键组成部分，具有元器件多、柜体结构相对复 杂及发热功率较大等特点，其中主要的发热器件

2储能变流器的结构方案2.1再生制动储能系统的工作原理再生制动储能系统包括超级电容器、储能变 流器、直流开关柜等，其并网方案见图1,该系统

如IGBT等具有很高的发热功率密度，一旦这些热 量没有得到快速有效地发散，这会引起变流器内

部温度上升，进而引起内部电气部件工作温度上 升，当柜内温度超过器件的允许温度后，会造成储 能变流器发生故障，从而导致再生制动储能系统

通过直流1 500 V开关柜、负极柜与1 500 V直流 接触网相连，将列车电制动能量从直流接触网存

储至超级电容器中，并在列车牵引时释放能量，可 以稳定直流接触网电压，节约电能，并当所在供电

停止运行，致使其不能满足地铁车辆再生制动能

量的吸收利用及稳定列车牵引网压的要求，间接 影响了地铁列车的正常运行。因此，研究储能变流

区间停电时，具备一定的离网支撑能力。器内部散热系统的合理设计具有重要意义。当前，针对强迫风冷变流器散热结构的研究大

部分都关注功率单元或重点研究散热器（包 括风冷及水冷）的性能参数⑶，很少有报告或文献

对储能变流器内部散热系统结构进行研究。这里

以再生制动储能变流器内部结构布局为研究对 象，对变流器内部散热结构进行合理设计,运用有 定稿日期：2018-10-18

作者简介：周要培（1989-）,男，河南许昌人，硕士，中级工 程师，研究方向为轨道交通变流技术。图1并网方案Fig. 1 Connect-in strategy2.2 总体布局再生制动储能变流器主电路原理图如图2O

5第53卷第6期电力电子技术2019年6月Power ElectronicsVol.53 , No.6June 2019主要包括两组双向半桥电路，并设置带电显示电 路、交流电气隔离电路、交流过压抑制电路、交流 过流保护回路、交流充电电路、直流放电电路、直

正面的上部、中部和下部进入柜内并流经3个功 率单元的散热器，分别带走3个功率单元的热量

后，热空气在竖直风道中汇集并向上穿过离心风 机，然后从变流器顶部的背面排出。流过流保护回路、直流充电电路。3热场仿真分析依据流体流动所遵循的能量守恒、质量守恒 及动量守恒定律，可建立变流器柜内散热系统结

构的数学模型方程，并对仿真模型的边界条件进

行限定，对所设计的散热结构进行仿真分析，以得

到变流器内散热结构内流场的分布情况。3.1数学模型气体在实际流动中应该遵循质量守恒、动量守

Fig. 2 Main circuit principle diagram恒及能量守恒定律。根据质量守恒方程，将流体的

再生制动储能变流器主电路采用四重化双向 半桥电路，将输入的直流1 500 V直流电变换成

连续性方程表示为叫dp | d(p“)| 咖)| d(pw) _o ⑴

电压、频率均可调的直流电，将列车再生制动的能 量存储至超级电容器中。储能变流器主要由柜体、 功率单元、风机、隔离开关、控制单元、避雷器、熔

dt dx dy dz式中M为时间;p为密度；u,\为％』,z方向上速度矢量。由动量守恒得到的运动方程为：^1+^1魯+才

(2)断器、接触器K/AK、充放电电阻、电源、门极驱动 电源以及电抗器等组成。储能变流器结构总体布局的主要根据是主电 路原理图，此外还考虑了电器件的电气间隙、爬电

dxj式中：dPy/dxj= d (fJLdUi/dXj)/dxj-dPJdx汁d (fiduj/dx^/dxj-( 2/3 ) •

d^dUj/dx^/dx^/JL为空气粘着系数,Py为单位表面积力

dt dxj

分别为Z方向单位体积的流体力、流体阻力。由雷诺方程及雷诺数计算可得，所研究的气

距离、重量的分配、通风散热条件、电磁兼容性、拆 装的频率及检修的难易度等关键因素。设计的具

体流动为湍流状态，故而数值的模拟计算采用标 准从&模型；实际上标准模型是双方程模型 中的一种，即在单方程模型基础上引入湍动能及其 耗散率£方程。此模型方程由Launder及Spalding 于1972年首次提出。该模型中£可定义为：£= (/i/p) ((du/Zdx^)

体过程为：先根据电器件体积、质量等因素及高低 压电器件之间的电磁兼容性，将电器件用层状隔板

分隔成不同的安装区域;再依据不同电器件的散热 条件，来确定其散热结构形式；最后再根据不同器

件的可维修程度来确定电器件拆装顺序。该变流 器内部结构均为模块化设计，方便了安装维护，实

(3)将湍流的粘度系数从表示为仁£的方程：丛二pC*2/£

(4)现了城轨列车所需再生制动能量的储存或释放。

2.3散热风道结构设计可推导出标准％£模型的数值方程为： 磐+畔吩*+铝韵+*-

ps- Ym+S*

该储能变流器釆用模块化设计，每台变流器 均由3个功率单元构成，功率单元采用抽屉式安

(5)装方式，并设计有专门的安装滑轨，便于功率单元 的安装维护或更换；并采用复合相变+强迫风冷的

式中：G* =“( +duj/dXi)dujdxj； Gb =0& (“/&) B77a”,0 =-(\\/p)dp/dT； Y,Mt= y/kla: ,a=\\/yRT o散热方式，冷却单元体积小、重量轻、散热效率高。功率单元作为储能变流器的核心部件，其散 热性能对整个变流器能否正常工作起到至关重要

3.2初始条件及边界条件依据气体动力学论，若马赫数Ma<0.3,可将 空气视为不可压缩气体。经计算,Ma=0.11,可将 空气等效为不可压缩、饱和的气体，其控制方程为

的作用，因此有必要设计一种供功率单元散热用 的风道结构巴以提高功率单元的散热效率。稳态方程，且湍流模型为标准丘-£模型。根据既有 产品设计经验，所选风机特性曲线见图3,额定流 量设定为8 000 0?・屮。热场仿真初始条件:风机初 始流量为8 000

设计的储能变流器散热风道结构方案中3个 功率单元共用一个风道和风机，在顶部离心风机 产生的负压作用下，冷空气分别从储能变流器柜

6采用无滑移壁面边界条件。地铁列车模块化再生制动储能变流器的研发3.3计算结果及分析根据储能变流器散热系统结构，建立其内部 散热三维仿真模型。流体域采用四面体网格对仿

真模型划分网格，并对柜内局部流道完成细化，保 证了仿真分析计算的准确性、收敛性，网格划分后

利用第2.1节中数学模型方程并选取第2.2节中 的初始条件、边界条件后进行仿真计算。图4为储能变流器内流经3个功率单元散热

器的速度云图(X=310 mm平面)。从图4可知，该

散热风道结构下的速度场在变流器内的流动比较 流畅，并未出现风路阻塞或涡旋等。上、中、下3层

功率单元散热器入口截面处的速度分布不一样，

上层散热器空气主流区域靠近翅片上部，中层散

热器空气主流区域在散热器高度方向分布比较均

匀，下层散热器空气主流区域靠近翅片的中下部。图4变流器内空气速度云图Fig. 4 Air velocity cloud picture in the converter经过计算可得：通过中层散热器的流量比上 层的流量少了 2.6%,通过下层散热器的流量比上 层的流量少了 4.9%O但对功率单元的冷却效果是

由散热器冷却空气流量和速度场分布共同作用的 效果，上、中、下3层的空气流动速度方差一致减

小，说明气流速度的不均匀分布程度一致减小。图5为变流器内3个功率单元所对应的基板

温度云图。从图5可知，上、中、下3个功率单元对

应基板的最大温升分别为29 K,29.96 K,30.58 K,

对应IGBT的最大温升分别为38.746 K,39.031 K,

39.202 4 Ko虽然通过3层的流量有差别，但由于

上层散热器的冷却空气绝大部分分布在翅片上部 的原因，导致该散热系统结构中3个功率单元的 散热效果差距很小，3个功率单元的最大温差为

0.456 8 K,因此该种结构下3个功率单元的均温性

比较好，这有利于3个功率单元保持相近的寿命。T/X：图5功率单元对应的基板温度云图Fig. 5 Temperature rise cloud picture of the base plate4试验验证为进一步验证设计的合理性及产品的可靠性， 进行散热系统内部风速测试及变流器温升试验。4.1 风速测试为验证变流器散热系统内部风速是否满足设

计要求，需进行风速测量试验。测试3个功率单元 进风口风速，在上、中、下3个功率单元进风口处

各取3个点进行测量，最后取测量的平均值进行

分析。将试验与仿真结果进行对比，如表1所示。表1 功率单元进风口处风速数据Table 1 Data of air velocities at air inlet of power unit位置测量风速/仿真风速/

(m* s\"1)(m • s-1)相对误差/%上层3.223.436.5中层3.163.345.6下层3.053.266.9由表1可知，试验风速略小于仿真风速，这是 由于在建立三维仿真模型时，对散热系统内部结

构进行了简化处理，系统的流阻比实际流阻偏小；

测量风速与仿真风速的相对误差都不超过7%。实 际测量结果显示，各处风速均在3 m-s-'左右，满

足系统散热要求。4.2 温升试验在储能变流器主电路上电后，按并网逆变方

式运行，在额定功率1MW连续工作模式下进行 温升试验。变流器内部布置了多个热电偶温度探

测点，分别涉及3个功率单元基板及IGBT的不同 位置，热电偶的具体布置见图6。启动储能变流器 后，在额定工况下连续运行2 h,温度记录仪以

0.5 Hz的频率记录温度数据。图7为储能变流器试

验温升曲线。随着时间变化，除了环境温度保持稳

定之外，其余各点的温度都在逐步上升，由于各监 测点发热功率不一样，稳定后的温度也不一样。单 个功率单元散热器基板上布置有4个IGBT,每个

IGBT的发热功率都随时间在变化。7第53卷第6期电力电子技术2019年6月热电偶4热电偶6Power ElectronicsVol.53 , No.6June 2019在散热器的出风口处，而热电偶9~14布置在散热

器的进风口处。温度监测点最高温度为47.6 K,最

高温升为47.6 K-17 K=30.6 K,与仿真计算数据

叽向i'珥,£■'⑥.f风” I..a.…一.Jf热庠偶7丿&寸口圍Bri仝津 偶8叮风“I£1向[击基本吻合，且小于基板所允许的最大温升40 K,说 明了储能变流器能正常工作，验证了变流器内部

散热系统结构设计的合理性。热电偶14

热电偶]3

巍电也11’热电偶i、25结论提岀一种具有全新散热系统的储能变流器结

图6热电偶布置位置构方案，通过热场仿真分析和温升试验验证了散 热系统结构的可行性及可靠性。该设计方案不仅 解决了变流器柜内散热效果不好的难题，而且在 体积及功率上也具有很大优势，主要功能模块拆

卸容易，且方便维护，具有较高的实用价值。参考文献Fig. 7 Curves of temperature rise experiment in converter[1] T杰，唐玉兔.地铁车辆牵引变流器的热管散热器

从温升曲线的上升趋势看，变流器启动后，各

的数值模拟卩].大功率变流技术,2012,42(5):31-33.[2]

模块温度开始快速上升，大约10 min后，变流器 的散热系统功率和各功率器件的损耗达到平衡，

葛隽，何闻.晶体管水冷散热器的热分析及仿真 研究[J].机床与液压,2008,36(5):161-164.温度上升又趋于平缓，最终达到稳定状态。环境温 度一直稳定在17 K左右，散热系统温度稳定后，热

[3] T杰，张平.IGBT水冷散热器试验与仿真[J].华北

电力大学学报,2015,42(1):97-100.[4] 周要培，崔元虎，魏 兴，等.变流器柜：中国,ZL 2017

电偶1~6监测点温度要高于对应热电偶9~14监

20998423.6[P].2018-02-27.[5] 王福军.计算流体动力学分析:CFD软件原理与应用[M].

测点温度，如热电偶3监测点温度为47.6 K,热电 偶11监测点温度为39.9 K,因为热电偶1~6布置

(上接第4页)直流电容电压平衡控制的方法，该方

北京：清华大学出版社，2004.[4] J I Leon , S Vazquez , A J Watson , et al. Feed-forward

Space Vector Modulation for Single-phase Multilevel Cas・

法有以下优点:①各级控制相对独立,控制性能好；

②只改变链节单元的有功而不影响其无功；③无 需锁相信号，运算简单。最后，在链式STATCOM

caded Converters With Any DC Voltage Ratio [J].IEEE

Trans, on Industrial Electronics, 2009,56( 2) ： 315-325.实验样机上进行实验研究。实验结果表明，调节有

[5] P F Zheng, Jin-Sheng Lai, J W McKeever, et al. A Mul­

tilevel Voltage-source Inverter With Separate DC So­

功功率分配的3级平衡控制策略能有效解决链式

STATCOM中直流电容电压的平衡问题，且实现方

urces for Static VAR Generation [J].IEEE Trans, on In­dustry Applications, 1996,32(5): 1130-1138.法简便，控制动态响应良好，具有一定实用价值。[6]

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36-41.参考文献[1]

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ed-PWM D-STATCOM Using a Modular Multilevel Cas­cade Converter (SSBC )-Part I: Modeling , Analysis , and

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Conditioner Using Cascade Multilevel Inverters for Dis­

[8] Iman-Eini H , Schanen J L, Farhangi S , et al. A Modu­

lar Strategy for Control and Voltage Balancing of Cas­caded H-bridge Rectifiers [J].IEEE Trans, on Power Elec­

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