電機(jī)控制器IGBT模塊水冷散熱研究

姜 坤，李 濤，張永亮

(1.上海理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，上海 200093；2.上海鑫國動(dòng)力科技有限公司，上海 200093)

電機(jī)控制器IGBT模塊水冷散熱研究

姜 坤1，李 濤2，張永亮1

(1.上海理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，上海 200093；2.上海鑫國動(dòng)力科技有限公司，上海 200093)

電機(jī)控制器的散熱性能影響著電機(jī)的輸出性能。為了解決IGBT模塊高熱流密度的問題，以直接水冷IGBT模塊翅針散熱器為研究對(duì)象，采用有限元方法建立翅針散熱器及電機(jī)控制器冷卻水槽的散熱模型，并利用有限元軟件ICEPAK對(duì)不同流量、結(jié)構(gòu)參數(shù)下IGBT模塊翅針散熱器的散熱性能進(jìn)行仿真分析，總結(jié)了各主要參數(shù)對(duì)散熱性能的影響規(guī)律。結(jié)果表明，在滿足散熱器壓降的條件下，翅針直徑為2.6 mm，翅針長度為8 mm，翅針間距為7.2 mm×4.2 mm，流量為10 時(shí)翅針散熱器具有更好的散熱效果，其結(jié)論對(duì)翅針散熱器的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供了參考。

電機(jī)控制器；IGBT模塊；翅針散熱器；熱仿真

電動(dòng)汽車與傳統(tǒng)汽車最大的不同就在于其電驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)，而電機(jī)控制器是電驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)中的關(guān)鍵部件。電機(jī)控制器箱體內(nèi)的IGBT功率模塊會(huì)因長時(shí)間的運(yùn)行以及頻繁起動(dòng)、關(guān)閉而大量發(fā)熱，而電機(jī)控制器的散熱性能直接影響電動(dòng)機(jī)的輸出性能及電驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)運(yùn)行的可靠性。因此，為了保證IGBT功率模塊工作性能的穩(wěn)定，需要開發(fā)更好的散熱系統(tǒng)，使IGBT功率模塊工作在允許的溫度范圍內(nèi)。

電機(jī)控制器的冷卻方式主要有風(fēng)冷和液冷兩種。風(fēng)冷散熱成本相對(duì)較低，但散熱能力有限，隨著電力電子器件功率不斷增加，這時(shí)需要采用具有更強(qiáng)散熱能力的液冷散熱器來提高系統(tǒng)的散熱能力。目前，關(guān)于IGBT模塊散熱器的研究主要有風(fēng)冷散熱器[1-2]、冷板散熱器[3-5]、熱管散熱器[6]等，而對(duì)于采用直接水冷的翅針散熱器[7-8]的研究較少。本文以電機(jī)控制器IGBT模塊翅針散熱器為研究對(duì)象，應(yīng)用有限元軟件ICEPAK對(duì)翅針散熱器的翅針直徑、翅針長度、翅針間距以及進(jìn)水口流量對(duì)IGBT模塊散熱性能的影響進(jìn)行了研究，總結(jié)了各主要參數(shù)對(duì)散熱性能的影響規(guī)律，其結(jié)論可以為IGBT模塊翅針散熱器的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

1 電機(jī)控制器IGBT模塊傳熱分析

由于IGBT模塊為電機(jī)控制器的主要熱源，如圖1所示在電機(jī)控制器箱體底部對(duì)應(yīng)于IGBT功率模塊的位置設(shè)有一長方形冷卻水槽，冷卻水槽向外設(shè)有進(jìn)水嘴和出水嘴，IGBT功率模塊與冷卻水槽采用螺釘固定，并使用橡膠圈密封。IGBT模塊采用直接水冷的方式，其底部的翅針完全浸在冷卻液中，一是增加了IGBT功率模塊的有效換熱面積，降低了系統(tǒng)的熱阻；二是破壞了固體表面的層流邊界層，增加了冷卻液的湍流強(qiáng)度。

從傳熱機(jī)理來說，翅針散熱器通過熱傳導(dǎo)和對(duì)流換熱把IGBT模塊內(nèi)部芯片產(chǎn)生的熱量傳遞給冷卻介質(zhì)[9-10]，從而實(shí)現(xiàn)散熱的目的。

熱傳導(dǎo)是由于冷卻液和散熱器之間存在溫差所產(chǎn)生的傳熱現(xiàn)象，其導(dǎo)熱規(guī)律由傅里葉定律給出，熱傳導(dǎo)表達(dá)式為

Q=-λAdt/dx

(1)

式中，Q為熱傳導(dǎo)熱流量；λ為材料導(dǎo)熱系數(shù)；A為垂直于導(dǎo)熱方向的截面積；dt/dx為溫度t在x方向的變化率；

對(duì)流換熱是電子設(shè)備散熱的主要方式，對(duì)流換熱是指流動(dòng)的冷卻液與其相接觸的翅針散熱器表面之間熱量交換的過程，對(duì)流換熱可用牛頓冷卻公式表達(dá)

Q=αAΔt

(2)式中，Q為對(duì)流換熱量；α為對(duì)流換熱系數(shù)；A為有效對(duì)流換熱面積；Δt為固體表面與冷卻液之間的溫差。

圖1 電機(jī)控制器箱體及IGBT模塊結(jié)構(gòu)圖

2 理論計(jì)算分析

2.1 IGBT模塊功率損耗的計(jì)算

IGBT功率模塊能夠輸出的最大功率受系統(tǒng)熱設(shè)計(jì)的限制，而準(zhǔn)確地計(jì)算功率模塊的損耗是散熱設(shè)計(jì)的前提。IGBT功率模塊的損耗主要以IGBT及FWD的通態(tài)損耗和開關(guān)損耗為主[11-12]，由于FWD功率損耗相對(duì)于IGBT損耗小很多，所以本文只考慮IGBT產(chǎn)生的功率損耗。

電動(dòng)汽車的驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)一般使用空間矢量脈寬調(diào)制(SVPWM)的方式工作，根據(jù)IGBT功率模塊的特性及參數(shù)，基于SVPWM控制模式對(duì)IGBT模塊進(jìn)行功率損耗計(jì)算[13]：IGBT通態(tài)損耗

(3)

IGBT開關(guān)損耗

(4)

式中，VCEO為IGBT的初始導(dǎo)通電壓值；rCE為IGBT的通態(tài)等效電阻；Eon、Eoff分別為IGBT在給定標(biāo)稱電流Inom和標(biāo)稱電壓Vnom條件下的開通與關(guān)斷損耗，以上參數(shù)均可通過IGBT模塊數(shù)據(jù)手冊(cè)得到。以下參數(shù)為IGBT模塊的工作參數(shù)，m為調(diào)制因子；fsw為開關(guān)頻率；cosφ為功率因數(shù)；Ip為輸出的電流峰值；VDC為直流母線電壓。

2.2 IGBT模塊結(jié)溫計(jì)算

在分析IGBT功率模塊的散熱系統(tǒng)熱阻時(shí)，常采用等效電路的形式，以功率模塊損耗等效為電流，由熱阻產(chǎn)生的溫差等效為電壓，熱阻等效為電阻，得到IGBT功率模塊散熱系統(tǒng)熱阻等效電路如圖2所示[14]。

圖2 散熱系統(tǒng)熱阻等效電路

根據(jù)散熱系統(tǒng)熱阻等效電路模型，可以分別計(jì)算IGBT和FWD的平均結(jié)溫，本文僅考慮IGBT的結(jié)溫為

TjIGBT=PIGBT×(RIj-c+RIc-h+Rh-a)+TA

(5)

式中，PIGBT為單個(gè)IGBT的總功耗；RIj-c為IGBT的結(jié)殼熱阻RIc-h為IGBT的外殼到水冷散熱器的熱阻；Rh-a為水冷散熱器到冷卻液的熱阻；TA為冷卻液溫度。

3 電機(jī)控制器散熱系統(tǒng)數(shù)值模擬

3.1 建模與網(wǎng)格劃分

建立電機(jī)控制器的冷卻水槽及IGBT模塊翅針散熱器的三維模型，并對(duì)模型進(jìn)行一定簡化，刪除密封圈槽和螺紋孔等不影響散熱的幾何特征。通過ANSYS WB平臺(tái)下的DesignMolder將簡化后的三維模型導(dǎo)入ICEPAK中，使用Mesher-HD的網(wǎng)格類型對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，設(shè)置3級(jí)網(wǎng)格，對(duì)幾何模型使用均勻化網(wǎng)格參數(shù)，并在翅針高度方向布置5個(gè)網(wǎng)格，在散熱器基板厚度方向布置3個(gè)網(wǎng)格，使劃分的網(wǎng)格能夠貼體，保證模型不失真[15]。

圖3 冷卻水槽及翅針散熱器的網(wǎng)格劃分

3.2 邊界條件的確定

在某型號(hào)電機(jī)以額定功率運(yùn)行的工況下，測(cè)得IGBT模塊相關(guān)工作參數(shù)并計(jì)算得到單個(gè)IGBT的損耗值約為90 ，將IGBT模塊的總損耗簡化為12個(gè)矩形熱源施加在翅針散熱器基板上。冷卻液采用純水，溫度為60℃，流量設(shè)為16 L·min-1，忽慮輻射換熱與重力場(chǎng)的影響，流場(chǎng)為穩(wěn)態(tài)湍流流場(chǎng)。

3.3 不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下翅針散熱器仿真結(jié)果

3.3.1 翅針直徑對(duì)散熱的影響

取翅針長度為8 mm，翅針間距為8.5 mm×5.6 mm，對(duì)不同翅針直徑的散熱器在相同流量下分別進(jìn)行模擬仿真，散熱器的仿真結(jié)果如表1所示。

表1 不同翅針直徑的數(shù)值模擬結(jié)果

表1數(shù)值模擬結(jié)果表明，翅針直徑d越大，熱源最高溫度Tmax越低。隨著翅針直徑的增加，流固接觸面積增大，可供冷卻液流過的橫截面積減小，在相同流量下使冷卻液流速增加，增強(qiáng)了散熱效果。但翅針直徑也不宜過大，過大的翅針直徑會(huì)使翅針散熱器的壓降Δp增大，降低水冷系統(tǒng)效率。

3.3.2 翅針長度對(duì)散熱的影響

取翅針直徑為2.6 mm，翅針間距為8.5 mm×5.6 mm，不同長度的翅針末端與冷卻水槽底板之間的距離均為2 mm，若距離過大會(huì)使大部分冷卻液從翅針底部流阻小的部位通過，會(huì)嚴(yán)重降低翅針散熱器的散熱效果。分別對(duì)不同翅針長度的散熱器在相同流量下進(jìn)行模擬仿真，得到表2中的仿真結(jié)果。

表2 不同翅針長度的數(shù)值模擬結(jié)果

隨著翅針長度l增加，熱源的最高溫度也在增加。翅針長度的增加擴(kuò)大了散熱器流體流通截面積，在相同流量下使流速降低，減弱了換熱效果。圖4是長度為10 mm的翅針散熱器沿翅針軸向的局部剖面云圖，由該圖可知翅針軸向溫度是變化的，且存在著溫度梯度，翅針根部溫度較高，而翅針末端溫度相對(duì)較低，并且接近于冷卻介質(zhì)的溫度，說明較長翅針末端的熱流量己經(jīng)很小，使翅針散熱器效率降低[16]。

圖4 翅針散熱器局部剖面云圖

3.3.3 翅針間距對(duì)散熱的影響

取翅針直徑為2.6 mm，翅針長度為8 mm，不同翅針間距的散熱器沿寬度方向最外側(cè)翅針與冷卻水槽壁的距離均為0.5 mm，若該距離過大同樣會(huì)嚴(yán)重降低散熱器散熱效果。其中x為沿散熱器長度方向翅針間距，y為沿散熱器寬度方向翅針間距。R1×N1為沿散熱器長度方向第一列翅針的數(shù)目與陣列列數(shù)，R2×N2為沿散熱器長度方向第二列翅針的數(shù)目與陣列列數(shù)。對(duì)不同翅針間距下的翅針散熱器進(jìn)行仿真分析，得到表3中的仿真結(jié)果。

表3 不同翅針間距的數(shù)值模擬結(jié)果

當(dāng)翅針間距x×y由11.7×12.6減小到7.2×4.2時(shí)，翅針的數(shù)目由148變?yōu)?62，翅針數(shù)目的增加擴(kuò)大了流固接觸面積，加強(qiáng)了翅針間流體的紊流度。另外翅針間距的減小也使流體流通截面積減小，使冷卻液流速增加，進(jìn)一步增強(qiáng)了散熱效果。但過小的翅針間距會(huì)增大散熱器的壓降，需要提高水泵功率，以維持水冷系統(tǒng)正常工作。

3.4 流量對(duì)散熱的影響

由上述分析可知當(dāng)翅針直徑為2.6 mm，長度為8 mm，翅針間距為7.2×4.2 mm時(shí)翅針散熱器具有更好的散熱效果，但流量過高使其壓降達(dá)到108 280 ，增大了水泵的負(fù)荷，需對(duì)其流量進(jìn)行進(jìn)一步的優(yōu)化，仿真結(jié)果如表4所示。

表4 不同流量下的數(shù)值模擬結(jié)果

隨著散熱器進(jìn)水流量的增加，熱源最高溫度逐漸降低，但降低的幅度越來越小，壓降呈增大趨勢(shì)，且增長幅度越來越大，所以進(jìn)水口流量過大會(huì)降低水冷系統(tǒng)的效率。在滿足散熱器壓降條件下，當(dāng)散熱器進(jìn)水流量為10 L·min-1時(shí)翅針散熱器具有更好的散熱性能。使用ICEPAK軟件對(duì)其進(jìn)行熱仿真分析，得到翅針散熱器的溫度云圖如圖5所示，此時(shí)熱源最高溫度為79.28 ℃，出水口處熱源溫度比進(jìn)水口處略高，溫差約1.45 ℃，且此時(shí)的壓降僅為42 716 Pa，滿足使用要求。

圖5 翅針散熱器溫度云圖

4 結(jié)束語

為了提高電機(jī)控制器IGBT模塊的散熱性能，進(jìn)而提升電機(jī)的輸出性能。本文根據(jù)傳熱機(jī)理對(duì)IGBT模塊翅針散熱器進(jìn)行了理論分析，并通過ICEPAK軟件對(duì)某新型水冷電機(jī)控制器IGBT模塊的散熱性能進(jìn)行了仿真分析，總結(jié)了不同翅針直徑、翅針長度、翅針間距、不同流量對(duì)IGBT模塊散熱性能的影響規(guī)律，其結(jié)論對(duì)翅針散熱器的結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)提供了參考。

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Water-cooled Radiator for the IGBT Module of Motor Controller

JIANG Kun1，LI Tao2，ZHANG Yongliang1

(1. School of Mechanical Engineering, University of Shanghai for Science and Technology, Shanghai 200093, China; 2. Shanghai Xinguo Power Technology Co., Ltd, Shanghai 200093, China)

The cooling performance of motor controller affects the output performance of the electric machine. In order to solve the problem of IGBT module which is caused by high density of heat flow rate, we regard the pin-fins radiator of direct-cooling IGBT module radiator as the research object. The finite element method is adopted to establish the model of pin-fins radiator and the cooling water tank of motor controller. The cooling performance of the pin-fins radiator of IGBT module is simulated with ICEPAK with different flow and structural parameters, and the influence of the main parameters on the cooling performance is summed up. Under reasonable conditions of the radiator’s pressure drop, the pin-fins radiator has better cooling performance when the pin-fins diameter is 2.6 mm, the pin-fins length is 8mm, and the pin-fins spacing is 7.2×4.2 L/min, which provides a reference for optimization design of the pin-fins radiator.

motor controller; IGBT module; pin-fins radiator; thermal simulation

2016- 03- 29

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51205255)

姜坤(1990-)，男，碩士研究生。研究方向：電動(dòng)汽車電機(jī)控制器。張永亮(1973-)，女，副教授，研究方向：機(jī)械動(dòng)力學(xué)及加工精度。

10.16180/j.cnki.issn1007-7820.2017.02.018

TM571.1

A

1007-7820(2017)02-068-04