李松乘，魯軍勇，程 龍，朱博峰

(海軍工程大學(xué) 艦船綜合電力技術(shù)國(guó)防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 湖北 武漢 430033)

電磁發(fā)射技術(shù)可以將電能轉(zhuǎn)換為被發(fā)射物的動(dòng)能，因不受到傳統(tǒng)化學(xué)發(fā)射的限制，具有廣闊的應(yīng)用前景[1-3]。銅箔式脈沖電抗器是電磁發(fā)射裝置系統(tǒng)脈沖功率電源中的重要裝置[4-5]，起到調(diào)整電容放電電流脈寬、限制電流幅值的作用[6-7]。銅箔式脈沖電抗器結(jié)構(gòu)較為特殊，其由很薄的銅箔密繞而成，相對(duì)于傳統(tǒng)脈沖電抗器，其具有散熱性能好、體積小等特點(diǎn)，更容易滿足持續(xù)通電所帶來(lái)的散熱要求。在脈沖電抗器通入激勵(lì)電流時(shí)，由于強(qiáng)大電磁場(chǎng)，其將受到很強(qiáng)的電磁力作用[8]，同時(shí)電流熱效應(yīng)帶來(lái)的焦耳熱產(chǎn)生了熱應(yīng)力。由于電抗器銅箔面積較大且厚度較薄，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性相對(duì)繞線式結(jié)構(gòu)較差，對(duì)其整體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度提出要求。在忽略溫度不均勻分布的情況下，圓柱繞線式電抗器的熱應(yīng)力與預(yù)應(yīng)力大小分別只占合力大小的3%與2%[9]，據(jù)此推測(cè)，此型脈沖電抗器中電磁力是電抗器所承受的主要作用力。本文基于電磁力與熱應(yīng)力的解析計(jì)算公式，進(jìn)一步考慮集膚效應(yīng)導(dǎo)致的溫度分布不均勻的現(xiàn)象，通過(guò)運(yùn)用ANSYS有限元軟件對(duì)電抗器進(jìn)行電磁-溫度-結(jié)構(gòu)耦合分析，分別對(duì)電抗器銅箔所受熱應(yīng)力及總應(yīng)力進(jìn)行分析，最終確定熱應(yīng)力所占總應(yīng)力的比例。進(jìn)一步綜合考慮電抗器連發(fā)時(shí)的溫度要求以及結(jié)構(gòu)強(qiáng)度需求，對(duì)電抗器進(jìn)行優(yōu)化，得出最佳設(shè)計(jì)方案。

1 電抗器銅箔應(yīng)力解析計(jì)算

電抗器銅箔選點(diǎn)情況如圖1所示，將電抗器置于圓柱坐標(biāo)系中，在銅箔及匝間絕緣材料上選取一系列具有相同的z坐標(biāo)與θ坐標(biāo)的點(diǎn)。由于銅箔與絕緣材料緊密接觸，則可認(rèn)為匝間絕緣材料上的點(diǎn)與相鄰銅箔上的點(diǎn)為一個(gè)點(diǎn)。這樣在n層銅箔上便得到了2n個(gè)點(diǎn)。設(shè)點(diǎn)所對(duì)應(yīng)微元溫度分別為T1，T2，T3，…，T2n。假設(shè)電抗器銅箔具有理想的力學(xué)特性。

圖1 電抗器銅箔選點(diǎn)示意圖Fig.1 Diagram of picked points on the copper foil

任選一圓筒體，圓筒的內(nèi)徑為rj，外徑為r′j，所求銅皮層的半徑為ri。在此圓筒體徑向方向上可以得到其溫度T的表達(dá)式[10]：

(1)

對(duì)電抗器整體可求得在每一個(gè)固定的高度z與角度θ所對(duì)應(yīng)的微元組的熱應(yīng)力受力情況。對(duì)于任一微元組來(lái)說(shuō)，其熱應(yīng)力的環(huán)向分量Fθ、徑向分量Fr以及垂直方向的分量Fz分別表示為：

(2)

(3)

(4)

可以得知在固定高度Z與角度θ所對(duì)應(yīng)的微元組的受力情況，將銅箔式電抗器簡(jiǎn)化為多個(gè)同軸圓筒體結(jié)構(gòu)，并按照Z(yǔ)與θ的方式進(jìn)行劃分，即可求得電抗器銅箔在各個(gè)部分所受的熱應(yīng)力。

取一銅箔微元進(jìn)行分析，其所受到的力分別為電磁力fB、環(huán)向作用力ft、徑向作用力fp。這三個(gè)方向上的力保持合力為零的狀態(tài)，其中環(huán)向作用力由左右相鄰的微元作用產(chǎn)生，徑向作用力由相鄰銅箔擠壓產(chǎn)生。假設(shè)該微元所對(duì)應(yīng)的曲率半徑為r，厚度為Δz，所對(duì)應(yīng)的角度為θ，微元受力的作用在徑向上產(chǎn)生的形變?yōu)棣，如圖2所示。

圖2 銅箔微元受力示意圖Fig.2 Stress of copper foil infinitesimal element

可以得到力學(xué)表達(dá)式[11]：

fB=BIL=BrjΔθΔrΔz

(5)

ft=σtΔrΔz

(6)

(7)

其中：σ為應(yīng)力；B為磁感應(yīng)強(qiáng)度；j為銅皮內(nèi)的電流密度；在該微元的兩端均有一個(gè)環(huán)向的力ft，ft垂直于微元側(cè)截面并不垂直于微元的徑向r方向。

由微元受力合力為零即fB+fp-fr=0，可以得出：

(8)

(9)

2 電抗器銅箔應(yīng)力仿真計(jì)算

銅皮各個(gè)微觀單元間存在的相互約束使得銅皮產(chǎn)生局部微觀單元不能完全自由膨脹的現(xiàn)象，這種制約其自由膨脹的力即為熱應(yīng)力。溫度作為熱應(yīng)力的激勵(lì)源，將其作為體載荷施加在電抗器有限元模型上進(jìn)行電磁-熱-結(jié)構(gòu)的耦合分析。銅箔式脈沖電抗器由銅箔緊密繞制而成，銅箔匝間繞有絕緣材料，電抗器內(nèi)徑r=70 mm，銅皮匝數(shù)n=15，電抗器高度h=150 mm，銅箔厚度a=2.00 mm，匝間絕緣材料厚度b=0.20 mm。脈沖電感器所需材料的物理屬性如表1所示。

表1 電抗器材料部分物理屬性

由于銅箔式電抗器結(jié)構(gòu)對(duì)稱，為簡(jiǎn)化分析，建立四分之一模型，在銅箔側(cè)截面處設(shè)置對(duì)稱邊界條件。假設(shè)電抗器銅箔的頂端與底端使用環(huán)氧樹(shù)脂蓋板進(jìn)行封裝，并使用耐高溫環(huán)氧凝膠進(jìn)行黏合固定，在固定處可設(shè)置為剛性邊界條件。由于頂?shù)锥嗣嫣幉捎梅庋b固定處理，且其導(dǎo)熱性能差，為簡(jiǎn)化模型結(jié)構(gòu)，進(jìn)行溫度場(chǎng)求解時(shí)在其頂端與底端設(shè)置絕熱邊界條件。銅箔內(nèi)環(huán)面與外環(huán)面采用強(qiáng)制風(fēng)冷的方式進(jìn)行冷卻，可在此處施加數(shù)值為100 W/(m2·℃)的換熱系數(shù)進(jìn)行簡(jiǎn)化。施加的脈沖電流波形如圖3所示，連發(fā)過(guò)程中，每次充電間均有10 s冷卻時(shí)間。

圖3 激勵(lì)電流波形Fig.3 Curve of the excitation current

熱應(yīng)力的大小主要與溫升有關(guān)，當(dāng)固定方式保持不變時(shí)，溫度越高銅箔所受的熱應(yīng)力越大。銅箔溫度上升主要由電流的焦耳熱造成，故通電結(jié)束即10 ms時(shí)刻溫度最高，此時(shí)熱應(yīng)力最大。選取此時(shí)刻對(duì)電抗器的溫度分布及熱應(yīng)力進(jìn)行分析，其分布結(jié)果如圖4～5所示。

圖4 10 ms內(nèi)環(huán)面溫度分布 Fig.4 Temperature distribution of inner surface at 10 ms

圖5 10 ms內(nèi)環(huán)面熱應(yīng)力分布Fig.5 Thermal-stress distribution of inner surface at 10 ms

由圖4～5可以看出，電抗器銅箔溫度分布與熱應(yīng)力分布相似，銅箔頂?shù)變啥藬?shù)值顯著高于剩余區(qū)域。整體上表現(xiàn)出關(guān)于銅箔水平中平面對(duì)稱分布的趨勢(shì)。集膚效應(yīng)使得電抗器銅箔靠近頂?shù)锥嗣嫣帨囟容^高，溫升較高處熱應(yīng)力也較大。通過(guò)對(duì)比其余時(shí)刻可以發(fā)現(xiàn)，隨著通電時(shí)間的不斷增加，電抗器銅箔上所受到的熱應(yīng)力最大值不斷增加，但除銅箔頂?shù)變啥送馄溆嗖糠炙艿降臒釕?yīng)力大小變化并不顯著。

進(jìn)一步對(duì)電抗器所受到的熱應(yīng)力的最大值隨時(shí)間變化情況進(jìn)行分析，電抗器3連發(fā)過(guò)程中銅箔所受熱應(yīng)力最大值隨時(shí)間變化如圖6所示。

圖6 3連發(fā)時(shí)熱應(yīng)力最大值變化曲線Fig.6 The maximum varies curve of thermal-stress of triple shoot

電抗器進(jìn)行連發(fā)工作時(shí)銅箔所受到的熱應(yīng)力總體來(lái)看不斷增大。在通電時(shí)段銅箔所受熱應(yīng)力迅速增大，由于通電時(shí)間相對(duì)冷卻時(shí)間很短，僅為10 ms，其對(duì)應(yīng)橫坐標(biāo)長(zhǎng)度極短，故熱應(yīng)力上升斜率近似為垂直。對(duì)其進(jìn)行冷卻時(shí)銅箔所受的熱應(yīng)力逐漸減小，且變化速率逐漸降低。隨著通電次數(shù)的不斷增加，銅箔所受熱應(yīng)力在每次通電工作時(shí)的最大值不斷增大，其所受熱應(yīng)力的最大值為9.56 MPa。

在電抗器單發(fā)過(guò)程中，銅箔所受應(yīng)力最大值隨時(shí)間變化曲線如圖7所示。

圖7 單發(fā)時(shí)銅箔應(yīng)力最大值隨時(shí)間變化Fig.7 The maximum stress varies with time of single shoot

電抗器銅箔所受到的應(yīng)力在4 ms時(shí)達(dá)到最大值，應(yīng)力最大值為237 MPa。通過(guò)對(duì)比電抗器銅箔所受熱應(yīng)力，可以看出熱應(yīng)力的最大值與所受總應(yīng)力相比小1～2個(gè)數(shù)量級(jí)，且熱應(yīng)力較大的區(qū)域面積很小，故在考慮電抗器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)常將熱應(yīng)力忽略，以降低計(jì)算量。電抗器所受熱應(yīng)力以及總應(yīng)力與激勵(lì)電流、電抗器結(jié)構(gòu)尺寸、固定方式等密切相關(guān)。對(duì)于相似結(jié)構(gòu)的銅箔式脈沖電抗器來(lái)說(shuō)，盡管其結(jié)構(gòu)尺寸有所差異，導(dǎo)致總應(yīng)力各不相同，但由于脈沖電流一般時(shí)間很短且峰值較大，電磁力所造成的應(yīng)力仍較大，且產(chǎn)熱量總體有限，故此結(jié)論仍可適用。

3 電抗器的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)分析

脈沖電抗器在實(shí)際設(shè)計(jì)時(shí)主要考慮如下兩個(gè)方面：一是電抗器在連續(xù)工作時(shí)其最高溫度不宜過(guò)高，溫度過(guò)高不僅會(huì)影響電抗器性能，還有可能導(dǎo)致匝間絕緣燒穿從而造成電抗器的毀壞。二是電抗器銅皮所受到的應(yīng)力以及產(chǎn)生的應(yīng)變盡可能小，應(yīng)變盡量控制在彈性形變的范圍內(nèi)。當(dāng)應(yīng)變過(guò)大時(shí)將產(chǎn)生塑性形變以及蠕變，將對(duì)電抗器造成不可逆的損傷。在考慮這兩個(gè)方面時(shí)產(chǎn)生了相應(yīng)的矛盾：為了降低最高溫度需要盡可能地加強(qiáng)散熱，減少使用環(huán)氧樹(shù)脂以及套筒、蓋板等進(jìn)行固定的區(qū)域，以此來(lái)增大散熱面積。但是為了減小應(yīng)力以及應(yīng)變，又需要進(jìn)行固定與封裝，進(jìn)行封裝必定會(huì)影響其散熱能力。這就要求在電抗器所受應(yīng)力不超出其材料的屈服強(qiáng)度的同時(shí)實(shí)現(xiàn)30連發(fā)的工作要求?；诖?，要求建立目標(biāo)優(yōu)化函數(shù)：

Hi(x)≤172 MPa

maxTi(x)≤110 ℃

F(x)=min{f1(x),f2(x),…,fn(x)}

即銅箔所受應(yīng)力超出材料的屈服強(qiáng)度(172 MPa)意味著此種固定方式不合理。若應(yīng)力滿足要求則進(jìn)一步對(duì)在連發(fā)工況下溫度場(chǎng)進(jìn)行分析，若在30連發(fā)后不超過(guò)絕緣材料最高耐受溫度(110 ℃)則滿足連發(fā)溫度要求。若存在一設(shè)計(jì)方案使得應(yīng)力與溫度兩者均滿足要求，則選取固定約束較少的結(jié)構(gòu)方式，以達(dá)到減重的目的。結(jié)合實(shí)際工程情況，可選取的固定方式為固定頂?shù)锥嗣?、固定外環(huán)面以及同時(shí)對(duì)端面與外環(huán)面進(jìn)行固定，可選取的冷卻方式為自然風(fēng)冷與水冷。由于應(yīng)力與溫度分布的精確解析計(jì)算公式難以獲得，此處僅使用仿真對(duì)其進(jìn)行分析。由于熱應(yīng)力的影響較小，僅對(duì)電抗器進(jìn)行單發(fā)工況下的應(yīng)力與應(yīng)變分析，且均建立在形變?yōu)閺椥孕巫兊募僭O(shè)上進(jìn)行。

前文已經(jīng)對(duì)電抗器在頂?shù)酌孢M(jìn)行固定的情況進(jìn)行了應(yīng)力分析，其應(yīng)力最大值為237 MPa，僅對(duì)頂?shù)锥嗣孢M(jìn)行固定不能滿足結(jié)構(gòu)要求，需要進(jìn)一步針對(duì)電抗器在不同固定情況下進(jìn)行分析。由于電抗器在通電時(shí)主要受到徑向方向的電磁力，結(jié)合實(shí)際生產(chǎn)過(guò)程，在內(nèi)環(huán)面處進(jìn)行固定難度較大，故僅考慮對(duì)外環(huán)面進(jìn)行固定的情況。當(dāng)電抗器通入電流最大時(shí)，電抗器銅皮所受的應(yīng)力最大。選取4 ms時(shí)刻進(jìn)行應(yīng)力分析，如圖8所示。

由圖8可以看出，電抗器所受應(yīng)力主要集中在銅皮的頂?shù)锥嗣婕捌涓浇鼌^(qū)域，這是由于電流的集膚效應(yīng)使得電抗器的頂?shù)變啥怂茈姶帕^強(qiáng)。除外環(huán)面外其余部分均不受到固定約束，故在銅皮的頂?shù)锥嗣婕捌涓浇軕?yīng)力較大，其最大值達(dá)到214 MPa，超出所用材料的屈服強(qiáng)度，故僅對(duì)電抗器的外環(huán)面進(jìn)行固定不可取，不必再對(duì)此情況下的溫度進(jìn)行計(jì)算與討論。

進(jìn)一步對(duì)同時(shí)固定電抗器銅皮的外環(huán)面與頂?shù)锥嗣娴那闆r進(jìn)行分析，其應(yīng)力與應(yīng)變情況如圖9～10所示。

圖8 4 ms時(shí)刻應(yīng)力分布云圖(固定外環(huán)面)Fig.8 Stress distribution at 4 ms (fixed outer torus)

圖9 4 ms時(shí)刻應(yīng)力分布云圖(固定外環(huán)面與頂?shù)锥嗣?Fig.9 Stress distribution at 4 ms (fixed outer torus, top and bottom surfaces)

圖10 4 ms時(shí)刻應(yīng)變分布云圖(固定外環(huán)面與頂?shù)锥嗣?Fig.10 Deformation distribution at 4 ms (fixed outer torus, top and bottom surfaces)

由圖9～10可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)對(duì)電抗器采用外環(huán)面的固定方式時(shí)，電抗器所受的應(yīng)力與應(yīng)變主要集中在電抗器的頂端與底端，所受到的應(yīng)力最大值位于電抗器頂端的內(nèi)層銅皮上，最大值為134 MPa，產(chǎn)生的最大應(yīng)變?yōu)?.99×10-2mm，滿足應(yīng)力要求。應(yīng)變最大值位于中間層銅皮頂端面附近，內(nèi)環(huán)面上最大應(yīng)變?yōu)?.17×10-2mm。由于對(duì)外層銅皮施加了剛性約束，銅皮所產(chǎn)生的應(yīng)變集中在內(nèi)層銅皮上，所受到的應(yīng)力與應(yīng)變均小于對(duì)其進(jìn)行端面固定時(shí)的應(yīng)力與應(yīng)變。

對(duì)電抗器溫度進(jìn)行分析時(shí)應(yīng)考慮實(shí)際生產(chǎn)工藝以及各個(gè)界面的換熱系數(shù)。影響電抗器換熱系數(shù)的因素有很多，其與傳熱表面的形狀、相對(duì)位置、對(duì)流運(yùn)動(dòng)的成因以及運(yùn)動(dòng)狀態(tài)等息息相關(guān)，對(duì)其進(jìn)行精確測(cè)量與計(jì)算難度較大[13]，目前計(jì)算對(duì)流換熱系數(shù)主要采用牛頓冷卻公式[14]。若采用自然風(fēng)冷，電抗器與空氣之間發(fā)生自然對(duì)流，根據(jù)Parmelee所描述的方法對(duì)換熱系數(shù)進(jìn)行求解[15]，可得出其換熱系數(shù)為5～15 W/(m2·℃)，將電抗器內(nèi)環(huán)面的換熱系數(shù)設(shè)置為10 W/(m2·℃)。若采用其余冷卻方式如水冷等，換熱系數(shù)將受到冷卻介質(zhì)及其流速、流量以及管線布設(shè)方式等多種因素影響，換熱系數(shù)變化范圍很大，在此設(shè)定為1500 W/(m2·℃)以簡(jiǎn)化計(jì)算。

在采用自然風(fēng)冷時(shí)，對(duì)電抗器進(jìn)行連發(fā)仿真，30連發(fā)時(shí)電抗器最高溫度隨時(shí)間變化曲線如圖11 所示。

圖11 采用自然風(fēng)冷最高溫度隨時(shí)間變化曲線Fig.11 The maximum temperature varies with time under natural air cooling

受電抗器絕緣材料的最大耐熱溫度的限制，當(dāng)電抗器溫度達(dá)到110 ℃時(shí)必須終止連發(fā)，仿真結(jié)果表明連發(fā)次數(shù)為28時(shí)，其最高溫度為110.21 ℃，超過(guò)電抗器材料最高溫度為110 ℃的限制，必須停止工作，此冷卻方式未能達(dá)到連發(fā)溫度要求。

進(jìn)一步對(duì)外環(huán)面使用水冷情況時(shí)進(jìn)行溫升分析，結(jié)合電抗器生產(chǎn)工藝，頂?shù)锥嗣嬖诓捎蒙w板固定時(shí)需使用環(huán)氧樹(shù)脂膠黏合，其導(dǎo)熱性能較差，故僅能在環(huán)面處布設(shè)水冷管線。將外環(huán)面處換熱系數(shù)設(shè)置為1500 W/(m2·℃)，內(nèi)環(huán)面處同樣使用自然風(fēng)冷，換熱系數(shù)設(shè)置為10 W/(m2·℃)。其溫升變化情況如圖12所示。

圖12 采用外環(huán)面水冷最高溫度隨時(shí)間變化曲線Fig.12 The maximum temperature varies with time under water cool in outer torus

30連發(fā)結(jié)束后電抗器銅皮最高溫升為72.302 ℃，與采用自然風(fēng)冷相比下降40.008 ℃，可以發(fā)現(xiàn)水冷的作用是極其明顯的，滿足30連發(fā)的工作要求。

綜合前文分析，在僅對(duì)電抗器外環(huán)面固定或僅對(duì)電抗器頂?shù)锥嗣孢M(jìn)行固定時(shí)，銅皮所受最大應(yīng)力均超出其屈服強(qiáng)度，故此種固定方式不可取。在同時(shí)固定電抗器外環(huán)面與頂?shù)锥嗣鏁r(shí)，結(jié)構(gòu)更加穩(wěn)定，但若采用自然風(fēng)冷，由于熱效應(yīng)的不斷積累，不能達(dá)到電抗器的連發(fā)需求。而使用外環(huán)面水冷時(shí)可以達(dá)到需求，為合格設(shè)計(jì)方案。

4 試驗(yàn)驗(yàn)證

為進(jìn)一步驗(yàn)證電抗器優(yōu)化結(jié)果，將其置于浪涌試驗(yàn)平臺(tái)上進(jìn)行30連發(fā)試驗(yàn)，并通過(guò)光纖光柵溫度與應(yīng)變傳感器[16-17]采集其連發(fā)時(shí)段內(nèi)最高溫度及不同位置的應(yīng)變數(shù)據(jù)，與仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。光纖光柵在銅箔上的布設(shè)方式如圖13所示。

圖13 光纖光柵布設(shè)方式Fig.13 Layout method of FBG

試驗(yàn)開(kāi)始前試驗(yàn)區(qū)域環(huán)境溫度實(shí)測(cè)為24.6 ℃，鉑電阻溫度傳感器測(cè)得電抗器溫度為25.7 ℃。對(duì)電抗器采用30連發(fā)試驗(yàn)，30連發(fā)中電抗器最高溫度隨時(shí)間變化情況與仿真結(jié)果對(duì)比如圖14所示。

圖14 最高溫升仿真與實(shí)測(cè)對(duì)比Fig.14 Comparison diagram of maximum temperature between test and simulation

由圖14可知，溫度測(cè)量結(jié)果與仿真結(jié)果變化趨勢(shì)相同，溫度變化速率逐漸降低，實(shí)測(cè)溫度與仿真溫度相比其最大值稍高，冷卻結(jié)束后溫度稍低。仿真結(jié)果與實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)相比較最大誤差為12.3%，可以證明對(duì)最高溫升的仿真結(jié)果可信。

P1～P6點(diǎn)處應(yīng)變仿真與試驗(yàn)數(shù)據(jù)如圖15所示。

(a) P1～P3

(b) P4～P6圖15 不同位置應(yīng)變仿真與實(shí)測(cè)對(duì)比Fig.15 Comparison diagram of deformation between test and simulation in different positions

通過(guò)對(duì)不同位置應(yīng)變仿真值與測(cè)試值的對(duì)比可以看出，其吻合度較高，總體來(lái)看誤差出現(xiàn)最大的時(shí)刻均為電流峰值時(shí)刻，最大誤差發(fā)生在P1點(diǎn)，應(yīng)變最大誤差為8.1%。綜合考慮連發(fā)溫度與不同位置應(yīng)變的仿真與實(shí)驗(yàn)對(duì)比結(jié)果，可認(rèn)為仿真結(jié)果真實(shí)可信，對(duì)電抗器的結(jié)構(gòu)優(yōu)化分析合理有據(jù)。

5 結(jié)論

本文對(duì)電抗器銅箔所受熱應(yīng)力以及電磁力的解析計(jì)算公式進(jìn)行了推導(dǎo)，建立四分之一銅箔式脈沖電抗器的有限元模型，對(duì)其所受到的熱應(yīng)力以及總應(yīng)力進(jìn)行仿真計(jì)算，結(jié)果表明，熱應(yīng)力比總應(yīng)力小1～2個(gè)數(shù)量級(jí)。進(jìn)一步基于建立電抗器設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)的判據(jù)，綜合考慮銅箔結(jié)構(gòu)強(qiáng)度以及連發(fā)極限溫度，得出同時(shí)固定電抗器頂?shù)锥嗣嬉约巴猸h(huán)面并通過(guò)內(nèi)環(huán)面水冷方式進(jìn)行散熱為最佳設(shè)計(jì)方案，最終通過(guò)試驗(yàn)驗(yàn)證了仿真結(jié)果及設(shè)計(jì)方案真實(shí)可信。