趙玉順 戴義賢 莊加才 蔡國慶 陳志偉 劉 鑫,3

（1.合肥工業(yè)大學電氣與自動化工程學院 合肥 230009 2.陽光電源股份有限公司 合肥 230088 3.國網安徽省電力有限公司 合肥 230061）

0 引言

中頻變壓器（Medium Frequency Transformers,MFT）是電力電子變壓器系統(tǒng)的核心設備。借助于電力電子模塊控制，中頻變壓器可實現(xiàn)電能質量控制、諧波治理、故障隔離等功能[1-3]。在“雙碳”和“新基建”等政策的驅動下，未來光伏、風電等綠色能源發(fā)電量大幅提升，新能源并網、電動汽車充電樁、海上風電、大型數(shù)據(jù)中心的建設迅速發(fā)展，高壓大容量中頻變壓器展現(xiàn)出廣闊的應用前景[4-6]。

中頻變壓器的結構緊湊，絕緣設計和材料選型是制造這種設備的關鍵問題，需要綜合考慮絕緣、散熱損耗、開裂、寄生參數(shù)等問題。采用環(huán)氧樹脂澆注作為中頻變壓器的絕緣形式，具有尺寸小、免維護、清潔環(huán)保等優(yōu)勢，能滿足電力電子變壓器模塊化、小型化、易組裝的應用需求。為了保證中頻變壓器的高功率密度，其環(huán)氧樹脂澆注絕緣須采用厚絕緣結構[7-8]。然而，在變壓器的成型制造、熱沖擊試驗、冷熱循環(huán)試驗、溫升試驗過程中，厚絕緣結構散熱困難、熱應力大，變壓器易發(fā)生溫升過高、絕緣結構開裂和局部放電量超標等問題，這已成為制約中頻變壓器向高壓、大容量方向發(fā)展的關鍵[5-6,9-10]。

目前，國內外學者主要通過優(yōu)化電氣結構來進行中頻變壓器絕緣設計，通過優(yōu)化繞組和磁心來減小損耗以避免其溫升過高。文獻[11]面向高壓絕緣、高效率和高功率密度的目標，討論了中頻變壓器的設計方法，并基于擊穿強度對中頻變壓器絕緣材料的選型和絕緣厚度進行了優(yōu)化。文獻[12]在測試獲得聚酰亞胺的中頻高壓擊穿、閃絡特性的基礎上，設計了干式高壓中頻變壓器的絕緣結構，并通過中頻耐壓試驗對絕緣結構進行了驗證。文獻[13]通過建立中頻變壓器繞組損耗與磁心損耗模型，給出了總損耗最優(yōu)的設計流程，為繞組和磁心的優(yōu)化改進提供了參考。文獻[14]使用面積乘積法對中頻變壓器的磁心體積進行設計，針對變壓器結構進行損耗建模分析，通過變量優(yōu)化使損耗達到最優(yōu)，并制作樣機進行試驗，驗證了設計方法的準確性。

優(yōu)化電氣結構的方法在提升中頻變壓器絕緣可靠性、降低損耗等方面取得了較好成效，但絕緣材料的選型和開發(fā)亦是解決中頻變壓器絕緣、散熱與應力控制等問題的重要環(huán)節(jié)。當前，研究較多地關注中頻變壓器絕緣材料的電氣性能，其力學和熱學性能關注較少。中頻變壓器絕緣結構的散熱、應力與材料的導熱系數(shù)、熱膨脹系數(shù)、模量和力學強度等因素有關[15]，解決中頻變壓器散熱和應力過大問題的最佳方案是，采用同時具備良好導熱、熱膨脹和力學性能的絕緣材料。由于絕緣材料的各項性能指標相互制約，同步提高困難[16]，目前尚無各項性能俱佳的絕緣材料，在選擇或開發(fā)中頻變壓器用絕緣材料時，可行的方法是尋求材料各項性能參數(shù)之間的平衡。

為了對絕緣材料進行優(yōu)化選擇，本文建立了中頻變壓器熱固耦合模型，采用Box-Benhnken 中心組合設計試驗和響應面分析法，研究了絕緣材料性能參數(shù)對中頻變壓器溫升、應力、形變的影響。通過對響應面模型進行求解，獲得了符合要求的絕緣材料性能參數(shù)范圍，結合生產實際確定了優(yōu)化配合方案，并進行仿真計算和變壓器真型試驗，對優(yōu)化結果進行了驗證。

1 仿真建模

1.1 熱固耦合分析

中頻變壓器在制造和運行過程中都會伴隨溫度變化，其封裝結構是由環(huán)氧復合材料澆注固化而成，制造溫度和運行溫度的變化會導致這種封裝結構發(fā)生體積膨脹或收縮，熱應力產生于外界和內部結構對膨脹或收縮的約束。此外，外界機械載荷也會對變壓器的封裝結構形成機械應力。分析變壓器所承受的總應力需要綜合考慮熱應力與機械應力，熱固耦合分析結果應當同時滿足平衡方程、本構方程和協(xié)調方程[17]。

（1）平衡方程

（2）本構方程

（3）協(xié)調方程

式中，um為位移量；T為溫度；fm為機械力；δij為應力；εij為應變；E為彈性模量；G為剪切模量；α為彈性系數(shù)；v為泊松比。δxx、δyy、δzz分別為x、y、z方向正應力；εxx、εyy、εzz分別為x、y、z方向正應變。

熱固耦合的數(shù)值計算方程為

式中，D為結構阻尼矩陣；S為比熱矩陣；M為質量矩陣；K為剛度矩陣；C為熱傳導矩陣；F為總等效節(jié)點力矩陣；Q為總等效節(jié)點熱流率向量。

1.2 幾何模型

中頻變壓器采用環(huán)氧樹脂澆注的絕緣形式，繞組被環(huán)氧樹脂完全包裹，外形為長方體，中間留有兩個磁心孔洞；磁心為UU 型結構，由八塊鐵氧體組成；繞組采用三繞組同軸繞制結構，每個一次繞組對應兩個二次繞組，原二次繞組不交叉。為簡化計算，忽略繞組層間和匝間間隙、絕緣層和半導電層。圖1 為樹脂澆注中頻變壓器的整體結構。

圖1 樹脂澆注中頻變壓器透視圖1—樹脂絕緣層 2—磁心 3—一次繞組 4—二次繞組Fig.1 Perspective view of resin cast MF-transformer

1.3 物理場設置

中頻變壓器采用強迫風冷的散熱方式，由兩個半徑為7 cm 的圓形風扇從垂直于磁心孔洞的方向進風，風速為6 m/s。環(huán)境溫度設置為變壓器正常使用的最高氣溫40 ℃。由于變壓器放置于試驗臺上，將底面設置為固定約束。

中頻變壓器的溫度載荷過大、散熱不良會造成其溫升過高甚至絕緣結構開裂，嚴重影響變壓器正常運行，引發(fā)變壓器絕緣事故。樹脂澆注變壓器內部的溫度載荷有磁心損耗、繞組損耗、介電損耗等。磁心損耗與繞組損耗可根據(jù)變壓器的電氣參數(shù)計算獲得，介電損耗相對較小，為簡化計算，本文進行了忽略。表1 為該樹脂澆注中頻變壓器的相關參數(shù)。

表1 中頻變壓器的相關參數(shù)Tab.1 Related parameters of MF-transformer

1.3.1 磁心損耗

磁心損耗依據(jù)Steinmetz 計算公式獲得，有

式中，f為變壓器正弦激勵頻率；Bm為磁通密度幅值；K、a、b為磁心生產廠家提供的與材料相關的3 個系數(shù)。

非正弦勵磁下的磁心損耗采用修正的Steinmetz公式進行計算[13]，有

式中，fsin-eq為等效正弦波頻率；ΔB為磁通密度峰峰值；B為磁通密度瞬時值；t為時間；f為頻率。

1.3.2 繞組損耗

圖2 為中頻變壓器繞組結構。一次側為雙層繞組，二次側為三層繞組，一次繞組與磁心距為21 mm，一、二次側間距23 mm，匝間和層間距都為1 mm，兩個二次繞組的相互間距為8 mm。

圖2 繞組磁心結構1—磁心 2—一次繞組 3—二次繞組Fig.2 Structure of windings and cores

高頻下導體趨膚效應與渦流效應明顯，中頻變壓器使用Litz 線能夠有效減小表面電阻，減小趨膚效應和渦流效應的影響，使用Litz 線的變壓器繞組損耗可由Dowell 模型[18]計算獲得，首先計算導體的交流電阻因子為

式中，Ns為多股利茲線股數(shù)；ds為利茲線單股線圈線徑；DL為利茲線的直徑；dL為同層利茲線間的距離；hc為磁心窗口高度；hw為繞組高度；δ為趨膚深度；Fr,n為第n次諧波電流下交流電阻因子；Rdc為繞組導體交流電阻；m為繞組層數(shù)。

將不同諧波頻率下的損耗疊加獲得總損耗為

式中，Irms,n為n次諧波電流有效值；Pwindings為繞組損耗。

考慮到銅的電阻率受溫度的影響較大，對繞組損耗進行修正，在仿真中進行迭代計算，有

式中，ρ為修正后的電阻率；T0為繞組溫度；ρ0為初始電阻率；為修正后的繞組損耗。

1.3.3 材料參數(shù)設置

本模型中繞組材料設置為銅，磁心材料設置為R 型軟磁鐵氧體，絕緣材料設置為純環(huán)氧樹脂，其20 ℃時的熱力學參數(shù)見表2。

表2 材料參數(shù)（20 ℃）Tab.2 Material parameters (20 ℃)

環(huán)氧樹脂材料的熱力學性能受溫度影響較大，文獻[19]采用分子動力學法研究了環(huán)氧樹脂材料參數(shù)隨溫度變化的規(guī)律，結合制備的環(huán)氧樹脂的測量數(shù)據(jù)進行擬合，得到的材料參數(shù)隨溫度變化規(guī)律如圖3 所示。環(huán)氧樹脂的導熱系數(shù)隨著溫度的升高線性增大；熱膨脹系數(shù)在玻璃化轉變溫度前后表現(xiàn)為兩個數(shù)值；楊氏模量隨著溫度的增加而減小，特別在玻璃化轉變溫度區(qū)間下降最快。

圖3 環(huán)氧樹脂熱力學參數(shù)隨溫度變化規(guī)律Fig.3 Variation of thermodynamic parameters of pure epoxy resin with temperature

溫度因素對材料參數(shù)的影響較大，不能忽略，在數(shù)值計算時，將上述3 個材料的性能參數(shù)設置為隨溫度變化的函數(shù)進行迭代計算，具體計算流程如圖4 所示。

圖4 計算流程Fig.4 Calculation flow chart

1.4 網格劃分

將中頻變壓器三維模型導入COMSOL 仿真軟件，采用物理場控制方法進行網格劃分，如圖5 所示。繞組部分形狀較為復雜，網格較密；磁心形狀規(guī)則，網格較稀疏；絕緣結構是主要研究對象，需進行網格細化。網格劃分后中頻變壓器有限元模型包含2 919 735 個域單元、205 022 個面單元、11 684個邊單元，滿足分析要求。

圖5 中頻變壓器網格劃分Fig.5 MF-transformer meshing

2 仿真分析

2.1 額定運行時的溫度場分析

圖6 為中頻變壓器額定運行時繞組溫度變化曲線。如圖6 所示，實線的溫度比虛線的低，說明考慮溫度對環(huán)氧樹脂導熱系數(shù)的正反饋作用后，變壓器的溫升有所降低。在額定運行的起始階段，一次繞組溫度高于二次繞組，運行至40min 后，二次繞組溫度超過一次繞組。額定運行10 h 后，繞組溫度幾乎不再變化，可視為達到熱平衡狀態(tài)，此時一次繞組為145.7 ℃，二次繞組為243.6 ℃。

圖6 繞組溫度變化趨勢Fig.6 Trend of winding temperature

圖7 為額定運行至熱平衡狀態(tài)時中頻變壓器的溫度分布云圖。如圖7a 所示，繞組上溫度分布較為均勻，這是由于銅的導熱系數(shù)遠高于絕緣材料的導熱系數(shù)，而二次繞組與空氣間絕緣層厚度偏厚、散熱困難，穩(wěn)態(tài)溫度明顯高于一次繞組。如圖7b 所示，樹脂絕緣層的溫度分布是由內而外逐級遞減的，繞組周圍的絕緣層溫度很高，越接近外表面的絕緣層溫度越低。溫度最高點位于兩二次繞組之間，絕緣層與繞組相接觸的位置，為243.6 ℃。

圖7 額定運行時的中頻變壓器溫度云圖Fig.7 Temperature cloud of MF-transformer during rated operation

目前，對中頻變壓器的溫升要求沒有明確規(guī)定，因此參考GB 6450-1986 干式變壓器的溫升要求，見表3。環(huán)氧樹脂作為絕緣耐熱材料，耐熱等級能夠達到F 級，即其允許的繞組極限溫度可達155 ℃。而環(huán)氧樹脂又作為高分子聚合物，當溫度超過玻璃化轉變溫度，其物理屬性會發(fā)生巨大變化，導致絕緣性能下降，如擊穿強度降低、介電損耗升高、體積電阻率降低、老化速率加快等。由于環(huán)氧樹脂的玻璃化轉變溫度一般低于其耐熱等級的允許溫度，所以將玻璃化轉變溫度作為評價樹脂澆注中頻變壓器的溫升標準更為合理。該中頻變壓器額定運行時的最高溫度達到了243.6 ℃，而純環(huán)氧樹脂的玻璃化轉變溫度僅為100 ℃[20]，無法滿足溫升要求。

表3 GB 6450-1986 干式變壓器溫升要求Tab.3 GB 6450-1986 temperature rise requirements for dry-type transformers

2.2 熱沖擊試驗時的應力場分析

變壓器是否適合在某一氣候條件下運行通過熱沖擊試驗來確定，在試驗條件下，變壓器承受著更大的熱應力，易發(fā)生絕緣開裂。本文依據(jù)IEC 規(guī)定的C2 級變壓器熱沖擊試驗要求對樹脂澆注中頻變壓器進行熱沖擊試驗[21]，試驗步驟如下：

（1）試驗室的空氣溫度在 8 h 時內逐漸降到(-25±3) ℃，然后至少保持12 h。

（2）隨后在(-25±3) ℃的環(huán)境下施加2 倍額定電流，保持電流使繞組達到極限溫度（155 ℃）為止。

圖8 為中頻變壓器熱沖擊試驗過程中繞組最高溫度、絕緣層最大應力和最大形變量的變化曲線。由圖8a 可知，當試驗室空氣溫度在8 h 內降到-25 ℃后，繞組還要經歷2～3 h 降溫才能降至-25 ℃并保持穩(wěn)定。在20 h 時刻施加電流后，繞組溫度瞬間升高，去掉電流后溫度又快速衰減。由圖8b 可知，在熱沖擊試驗前，中頻變壓器處于室溫環(huán)境中，絕緣層不受應力，隨著變壓器溫度降溫至-25 ℃，其應力逐漸增加到53.0 MPa 并保持恒定。當施加電流后，絕緣層應力先下降后快速升高，最大應力出現(xiàn)在繞組達到極限溫度155 ℃時，為84.6 MPa，此刻絕緣層的第一主應力云圖如圖9 所示。由圖8c 可知，在溫度降低至-25 ℃的過程中，絕緣層的形變量從0逐漸增大至0.868 mm。當施加電流后，絕緣層的形變量瞬間降低后又升高，但升高幅度不明顯。當去掉電流后，形變量快速降低后緩慢增大。絕緣層的最大形變量出現(xiàn)在-25 ℃的低溫時刻，為0.868 mm，此刻絕緣層的形變云圖如圖10 所示。

圖8 熱沖擊試驗時溫度、應力和形變量的變化曲線Fig.8 Variation curves of temperature,stress and deformation variables during thermal shock test

圖9 熱沖擊試驗中的最大應力云圖Fig.9 Maximum stress cloud in thermal shock test

圖10 熱沖擊試驗中的最大形變云圖Fig.10 Maximum deformation cloud in thermal shock test

由圖9a 可知，在熱沖擊試驗中，中頻變壓器絕緣層表面的應力表現(xiàn)為拉應力，較大的拉應力集中于絕緣結構各個面的中心位置以及磁心孔洞中靠近繞組的位置，這部分絕緣更靠近繞組，兩者的相互作用更大，因此拉應力較大。絕緣層角落位置的應力體現(xiàn)為壓應力以平衡表面應力分布。由圖9b 可知，在絕緣層受熱膨脹的過程中，由于受到繞組的阻礙，絕緣層內部應力主要表現(xiàn)為壓應力。絕緣層的最大拉應力出現(xiàn)在磁心孔洞中的絕緣層上，達到了84.6 MPa，而純環(huán)氧樹脂的拉伸強度為65 MPa[20]。根據(jù)材料力學第一強度理論，當材料受到的最大拉應力超過其拉伸強度時，就會發(fā)生斷裂，說明在熱沖擊時中頻變壓器絕緣結構的強度無法滿足要求。

由圖10 可知，中頻變壓器絕緣層的形變量是由下往上逐漸增大的，這是由于固定約束設置在絕緣底部。最大形變量位于絕緣結構的頂角上，為0.868 mm。結合中頻變壓器絕緣層的尺寸進行計算，絕緣層的最大伸長率為0.868/l=0.62 %（絕緣結構的寬度尺寸最小，為l=140 mm），而純環(huán)氧樹脂的斷裂伸長率為2.45 %[22]，因此環(huán)氧樹脂絕緣層不會因為形變過大而發(fā)生斷裂，說明在熱沖擊時中頻變壓器絕緣結構的剛度能夠滿足要求。

3 絕緣材料性能參數(shù)優(yōu)化

由于中頻變壓器采用強迫風冷進行散熱，因此絕緣材料本身的性能參數(shù)對其溫升、應力、形變影響很大。在上文中，絕緣材料的性能參數(shù)依據(jù)純環(huán)氧樹脂進行設置，其無法滿足變壓器在額定運行中的溫升以及熱沖擊試驗中的應力要求，因此，需要對絕緣材料的性能參數(shù)進行優(yōu)化配合，研發(fā)制備適用于中頻變壓器用的高導熱、低膨脹、高韌性的絕緣材料。

目前，尚無所有性能參數(shù)俱佳的環(huán)氧樹脂絕緣材料，材料的各項性能參數(shù)相互耦合、相互制約，同步提升困難，如環(huán)氧樹脂的楊氏模量隨著導熱系數(shù)的增加而增加，熱膨脹系數(shù)隨著導熱系數(shù)的增加而減小，力學性能隨著導熱系數(shù)的增加而降低，可行的方法是尋求材料各性能參數(shù)間的平衡[23-24]。

本節(jié)通過分析絕緣材料的導熱系數(shù)、熱膨脹系數(shù)和楊氏模量3 個參數(shù)對中頻變壓器熱力性能的提升程度，確定適用于中頻變壓器的絕緣材料性能參數(shù)范圍，從而為絕緣材料的選擇與開發(fā)提供參考。

3.1 試驗設計與方法

不同種絕緣材料的性能參數(shù)差異性很大，如果進行全面試驗，試驗參數(shù)的水平組合多、工作量大、試驗規(guī)模大，難于實施。響應面分析法（Response Surface Method,RSM）通過科學安排，建立試驗指標和多個試驗因素之間多元非線性回歸的關系，能夠通過較小的人力物力消耗而獲得較多、較全面的信息，提高計算效率。故本文采用響應面分析法對中頻變壓器絕緣材料的性能參數(shù)進行優(yōu)化試驗。結合提出的參數(shù)優(yōu)化方案，確定試驗因素包括3 個參數(shù)，對每個參數(shù)取3 個水平，各試驗參數(shù)及其水平見表4。

表4 試驗因素及水平Tab.4 Experimental factors and levels

采用Box-Benhnken 中心組合試驗設計原理，對表4 中絕緣材料的性能參數(shù)進行三因素兩次回歸正交旋轉組合試驗設計，并構建響應面模型對試驗結果進行分析。綜合考慮，選取中頻變壓器額定運行時的最高溫升Y1、熱沖擊試驗中絕緣層的最大應力Y2和最大形變量Y3作為響應值。試驗設計方案及試驗結果見表5。

表5 試驗設計及響應值結果Tab.5 Experimental design and response values

3.2 響應面模型及各參數(shù)效應分析

對表5 中的樣本數(shù)據(jù)開展多元回歸擬合分析，建立繞組最高溫升Y1、絕緣層最大應力Y2和最大形變量Y3對3 個自變量（X1、X2、X3）的二次多項式回歸模型。利用Matlab 圖形設計技術繪制四維切片圖來直觀描述絕緣材料性能參數(shù)對中頻變壓器性能的影響效應[25]。

絕緣材料性能參數(shù)對繞組最高溫升的影響效應如圖11a 所示。中頻變壓器額定運行時的溫升隨著絕緣材料導熱系數(shù)的增大而減小。當導熱系數(shù)較小時，增大導熱系數(shù)能夠顯著減小溫升；當導熱系數(shù)提升至1 W/(m·K)后，繼續(xù)提高導熱系數(shù)對溫升的影響較小。絕緣層最大應力的影響效應如圖11b 所示。絕緣材料的熱膨脹系數(shù)和楊氏模量越大，絕緣層的應力越大，反之則應力越小。絕緣層最大形變的影響效應如圖11c 所示。絕緣材料的熱膨脹系數(shù)越大，絕緣層的形變越大；絕緣材料楊氏模量的增大也會略微增大絕緣層形變。

圖11 溫升、應力和形變與材料參數(shù)的四維切片F(xiàn)ig.11 Four-dimensional slice map of temperature rise,stress and deformation with material parameters

3.3 參數(shù)優(yōu)化配合與驗證

本文從滿足中頻變壓器溫升和應力要求的角度出發(fā)，對建立的二次回歸響應面模型進行求解，約束條件為：Y1＜50 ℃、Y2＜60 MPa、Y3＜0.9 mm，即工作溫度須小于環(huán)氧樹脂玻璃化轉變溫度，應力須小于環(huán)氧樹脂拉伸強度，求解獲得絕緣材料性能參數(shù)范圍，其邊界面如圖12 所示。在求解得到的范圍內，目前環(huán)氧材料制備技術能夠達到的性能參數(shù)范圍大致位于虛線位置?？紤]到生產條件和制備難度，最終確定用于此中頻變壓器澆注的環(huán)氧樹脂性能參數(shù)優(yōu)化配合方案為：導熱系數(shù)0.8 W/(m·K)，熱膨脹系數(shù)4.7×10-5K-1，楊氏模量3.5 GPa。

圖12 符合溫升、應力和形變要求的參數(shù)范圍Fig.12 Range of parameters to meet temperature rise,stress and deformation requirements

采用優(yōu)化方案的模型進行仿真計算，得到溫度和應力分布云圖如圖13 所示。絕緣材料性能參數(shù)優(yōu)化后，中頻變壓器額定運行時繞組的最高溫升為42.5 ℃，熱沖擊試驗過程中絕緣層的最大應力為52.7 MPa，最大形變量為0.519 mm。原始方案與優(yōu)化方案仿真結果的對比見表 6，最高溫升降低了82.6 %，最大應力降低了37.7 %，最大形變量降低了40.2 %?？梢?，中頻變壓器的熱力性能得到顯著提升，各項指標均滿足要求。

表6 材料參數(shù)的優(yōu)化結果Tab.6 Optimization result of material parameters

圖13 參數(shù)優(yōu)化后的中頻變壓器溫度、應力云圖Fig.13 Temperature and stress cloud of MF-transformer after parameter optimization

使用性能參數(shù)優(yōu)化后的環(huán)氧樹脂對中頻變壓器繞組進行澆注，并進行溫升試驗，在變壓器內部每組線圈的熱點附近埋藏4 個溫度傳感器，位置分布如圖14 所示。中頻變壓器在滿載功率下運行2 h，從1 h 時刻開始記錄的繞組溫度數(shù)據(jù)如圖15 所示。位置①處溫度最高，運行2 h 后溫度達到94 ℃，最高溫升控制在80 ℃以內。然后對中頻變壓器進行熱沖擊試驗，冷熱循環(huán)箱如圖16 所示，使用未進行優(yōu)化的環(huán)氧樹脂絕緣材料（導熱系數(shù)0.2 W/(m·K)，熱膨脹系數(shù)9×10-5K-1，楊氏模量2.9 GPa）澆注的中頻變壓器絕緣層出現(xiàn)了開裂，如圖17a 所示；使用性能參數(shù)優(yōu)化配合后的環(huán)氧樹脂絕緣材料（導熱系數(shù)0.8 W/(m·K)，熱膨脹系數(shù)4.7×10-5K-1，楊氏模量3.5 GPa）澆注的中頻變壓器絕緣層保持完整，未出現(xiàn)裂紋，如圖17b 所示。因此，采用上述預測模型獲得了可制備、滿足散熱和抗開裂要求的環(huán)氧絕緣材料性能參數(shù)組合。

圖14 溫度傳感器位置Fig.14 Location of the temperature sensor

圖15 不同位置的溫度變化趨勢Fig.15 Temperature trends at different locations

圖16 冷熱循環(huán)箱Fig.16 Hot and cold cycle machine

圖17 熱沖擊試驗后的樹脂絕緣層Fig.17 Resin insulation layer in thermal shock test

4 結論

1）采用純環(huán)氧樹脂作為絕緣材料時，中頻變壓器額定運行時的最高溫度為243.6 ℃，超過環(huán)氧樹脂的玻璃化轉變溫度，降低了其絕緣壽命和可靠性；熱沖擊試驗中絕緣層的最大應力為84.6 MPa，超過了純環(huán)氧樹脂絕緣材料的拉伸強度，易發(fā)生絕緣開裂；絕緣層的最大形變?yōu)?.868 mm，滿足絕緣結構的剛度要求。

2）通過Box-Benhnken 中心組合設計試驗和響應面法分析，發(fā)現(xiàn)絕緣材料的導熱系數(shù)超過1 W/(m·K)之后，繼續(xù)提升導熱系數(shù)，散熱效果提升不明顯；熱沖擊過程中絕緣結構的最大應力與絕緣材料的熱膨脹系數(shù)和楊氏模量呈正相關，最大形變量與絕緣材料的熱膨脹系數(shù)呈正相關。綜合分析得出，絕緣材料的導熱系數(shù)和熱膨脹系數(shù)對中頻變壓器的性能影響較大。

3）結合生產條件和難度確定絕緣材料的性能參數(shù)優(yōu)化配合方案為：導熱系數(shù)0.8 W/(m·K)，熱膨脹系數(shù)4.7×10-5K-1，楊氏模量為3.5 GPa。仿真結果顯示，相較于純環(huán)氧樹脂，優(yōu)化后中頻變壓器的最高溫升降低了82.6 %，最大應力降低了37.7 %，最大形變降低了40.2 %，各指標水平均滿足要求。采用性能參數(shù)優(yōu)化后的環(huán)氧樹脂對中頻變壓器進行澆注，并開展溫升和熱沖擊試驗，溫升滿足要求，絕緣層未出現(xiàn)開裂，驗證了優(yōu)化結果的合理性。