強迫風(fēng)冷散熱器堵塞程度智能檢測方法

付和平,陳 杰,賈 昊,邱瑞昌,劉志剛

(1.北京交通大學(xué) 電氣工程學(xué)院,北京 100044；2.北京市軌道交通電氣工程技術(shù)研究中心,北京 100044)

溫度是造成電力電子器件發(fā)生故障并最終失效的主要原因[1-2]，因此電力電子系統(tǒng)的可靠性嚴(yán)重依賴于溫度，功率器件的溫度越高，其可靠性和耐久性會越差[3-4].散熱器作為變流器散熱的主要部件，其主要作用是將功率器件等產(chǎn)生的熱量及時傳送到外界，使得功率器件運行在正常的溫度范圍內(nèi)，保證功率器件的運行可靠性和使用壽命.

傳統(tǒng)的功率器件散熱的主要手段包括自然冷卻、強迫風(fēng)冷、液體冷卻.其中，自然冷卻由于冷卻效果較差的原因，一般適用于小功率變流裝置.而對于功率較大的變流裝置，其散熱方式常常采用強迫風(fēng)冷和液體冷卻，雖然液體冷卻有著優(yōu)良的冷卻性能，但需要特制的冷卻液且存在設(shè)計復(fù)雜、成本高、可靠性低、后期更換較為困難等問題，一般適用于特大功率場合.強迫風(fēng)冷散熱方式由于成本低、體積小和結(jié)構(gòu)簡單等優(yōu)點被廣泛應(yīng)用于中等功率等級的變流裝置[5]，但強迫風(fēng)冷散熱器在長期的使用過程中存在空氣中污垢、雜質(zhì)等堵塞散熱風(fēng)道的問題，散熱風(fēng)道一旦堵塞，其散熱性能顯著下降，功率器件產(chǎn)生的熱量無法及時耗散出去，使得功率器件工作在高溫下，高溫條件下工作的功率器件會產(chǎn)生更多的熱量，這樣惡性循環(huán)最終導(dǎo)致功率器件過熱發(fā)生故障甚至失效.

國內(nèi)外關(guān)于散熱器堵塞程度的檢測方法研究較少，文獻(xiàn) [6]研究發(fā)現(xiàn)造成散熱器性能下降的原因是冷卻流體中的灰塵顆粒粘附在散熱翅片上，相當(dāng)于一層熱量阻隔層，從而使得散熱器翅片的熱阻增大，降低了散熱效果.文獻(xiàn) [7]研究發(fā)現(xiàn)灰塵導(dǎo)致散熱器性能下降的另一種影響方式是散熱器風(fēng)道入口處灰塵的積累導(dǎo)致散熱器入風(fēng)口橫截面積減小，冷卻劑流阻增加使得流體流量的減少，降低了翅片表面的對流換熱系數(shù)，增大了散熱器等效熱阻，并認(rèn)為散熱器風(fēng)口堵塞是影響導(dǎo)致散熱器性能退化的主要方式；以上研究都對灰塵導(dǎo)致散熱器性能下降的原因做了分析，但沒有從理論上對散熱器性能下降的機(jī)理進(jìn)行分析和進(jìn)一步研究.文獻(xiàn) [8]對污垢導(dǎo)致電腦微翅片散熱器性能下降的預(yù)測方法做了研究，并從理論上分析了污垢對散熱器性能的影響機(jī)理，但是沒有對功率器件功率損耗算法進(jìn)行分析，且散熱器熱阻的建模方法較為粗糙，需要進(jìn)一步研究分析.文獻(xiàn)[9]探討了一種強迫風(fēng)冷散熱系統(tǒng)優(yōu)化設(shè)計模型，對熱阻建模方法進(jìn)行了分析，但是其建模方法簡化過程存在缺陷，需要進(jìn)一步優(yōu)化.

工程中目前對散熱器堵塞程度的檢測手段也極其缺乏，大多采用人工定期檢測的方法進(jìn)行檢測.尤其是在軌道交通領(lǐng)域，通常在列車停車檢修時依靠人眼對散熱器的堵塞程度進(jìn)行判斷，從而估測其散熱性能，這種檢測方法存在定期檢測的盲目性和人工判斷的不準(zhǔn)確性，經(jīng)常造成散熱器的“過維護(hù)”和“欠維護(hù)”問題，使得功率器件工作在非正常狀態(tài)下，降低了其使用壽命，因此亟需一種智能檢測方法對散熱器的堵塞程度進(jìn)行檢測.針對以上研究的不足和工程應(yīng)用的需求，本文作者提出一種智能化的檢測方法以實現(xiàn)散熱器堵塞程度的在線檢測，避免散熱器運行在非正常狀態(tài)下造成功率器件的損傷和失效.

1 散熱器性能退化機(jī)理分析

1.1 散熱器熱阻建模

針對傳統(tǒng)的散熱器熱網(wǎng)絡(luò)建模方法過于簡化的問題，對散熱器熱網(wǎng)絡(luò)模型建模過程進(jìn)行了優(yōu)化，建模過程如圖1所示.

圖1中，散熱器的熱阻由散熱基板的熱阻和散熱翅片的熱阻兩部分構(gòu)成.基板的熱阻主要是熱傳導(dǎo)熱阻，翅片的熱阻包括熱傳導(dǎo)熱阻和翅片到流體的對流換熱熱阻.由于散熱器結(jié)構(gòu)的特殊性，可以把散熱器劃分為Na-1個熱網(wǎng)絡(luò)，每個熱網(wǎng)絡(luò)由基板熱阻Rbase、散熱翅片導(dǎo)熱熱阻Rcond和傳熱熱阻Rconv三部分構(gòu)成.各部分熱阻計算公式如下

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

(6)

(7)

(8)

(9)

式中：Hb為散熱器基板厚度；Wb為散熱器基板寬度；Lb為散熱器長度；Ea為散熱翅片寬度；Hf為散熱翅片的高度；hfin為翅片對流換熱系數(shù)；λbase為散熱基板傳熱系數(shù)；λfin為翅片傳熱系數(shù)；λair為空氣傳熱系數(shù)；ηfin為翅片換熱效率；ya為每個翅片劃分的小網(wǎng)格數(shù)，即將散熱翅片高度Hf劃分為ya份，每個網(wǎng)格由Rcond和Rconv的串并聯(lián)構(gòu)成；Pr為普朗特數(shù)；Re為雷諾數(shù)；Nu為努塞爾數(shù)；dh為當(dāng)量水力直徑；μair為流體動力學(xué)黏度；ρair為流體密度；cp流體的比熱容；Na為散熱翅片個數(shù).

則單個散熱翅片網(wǎng)絡(luò)熱阻為

Rfin=Rcond+Rya

(10)

其中

Rya=(Rcond+Rya-1)//Rconv

(11)

當(dāng)ya=1時，令Rya=Rconv,則散熱器總熱阻為

(12)

式中：Rya為第ya個網(wǎng)格的熱阻；Rfin為單個散熱翅片熱阻；Rhs為散熱器總熱阻.

1.2 污垢的對散熱性能的影響

污垢導(dǎo)致散熱器散熱性能退化有兩種退化機(jī)理:1) 冷卻流體中的灰塵顆粒粘附在散熱翅片上，降低了散熱性能；2) 退化機(jī)理是散熱器風(fēng)道堵塞，導(dǎo)致流體流量的減少，降低了翅片表面的對流換熱系數(shù)，增大了散熱器等效熱阻，兩種影響方式如圖 2 所示.

第1種影響方式如圖2(a)所示，污垢粘附在散熱器散熱翅片上，使得散熱冷卻劑通道變窄，同時相當(dāng)于一層隔熱層阻礙熱量的散發(fā)，熱量的傳遞過程為散熱翅片-污垢-空氣，散熱器熱阻網(wǎng)絡(luò)有兩部分發(fā)生了變化: 1)熱阻網(wǎng)絡(luò)中應(yīng)加入污垢的等效熱阻Rfoul，污垢的等效熱阻Rfoul計算公式與式(2)相似，只是相應(yīng)的傳熱系數(shù)變成了污垢的傳熱系數(shù)；2)污垢相對于散熱器翅片的對流傳熱系數(shù)hfin和傳熱效率ηfin低幾倍(具體根據(jù)污垢的成分而定)，導(dǎo)致散熱翅片到空氣的對流傳熱熱阻值Rconv發(fā)生變化.

第2種影響方式如圖2(b)所示，污垢堵塞散熱器入風(fēng)口，當(dāng)灰塵堵塞散熱器風(fēng)口時，散熱器的有效通風(fēng)面積變小，散熱器的流阻增加，冷卻劑壓降增大，進(jìn)入散熱器的冷卻劑流量減小，流體水力直徑減小，根據(jù)式(7)、式(9)可知，流體雷諾數(shù)Re和努塞爾數(shù)Nu減小，根據(jù)式(4)，散熱翅片的對流傳熱系數(shù)減小，再根據(jù)式(3)可知，流體的對流傳熱熱阻相應(yīng)變大，導(dǎo)致散熱器整體熱阻變大.根據(jù)學(xué)者研究發(fā)現(xiàn)，散熱器污垢堵塞方式主要以第2種影響方式為主，即污垢對入風(fēng)口的堵塞占主要作用，第1種的影響方式對熱阻影響極小.因此，實際工程主要考慮第2種影響方式.

2 散熱器智能檢測算法模型

2.1 散熱器堵塞程度智能檢測方法

本文提出的散熱器堵塞程度智能檢測模型的主要思想是利用電力電子變流裝置現(xiàn)有的傳感器設(shè)備采集變流裝置的電壓、電流、溫度等數(shù)據(jù)，通過建立相應(yīng)的模型算法以實現(xiàn)散熱器風(fēng)道堵塞程度的智能檢測，方法如圖3所示.

如圖 3 所示，首先利用電力電子變流裝置現(xiàn)有的電壓、電流傳感器獲取變流裝置的電壓、電流以及相位信息，然后根據(jù)功率器件的功率損耗算法計算變流裝置的功率損耗；接著根據(jù)變流裝置現(xiàn)有的溫度傳感器獲取散熱器的溫升量，散熱器溫升等于散熱器溫度減去環(huán)境溫度；然后根據(jù)熱阻的計算方法計算散熱器的熱阻；最后根據(jù)散熱器熱阻穩(wěn)態(tài)值與散熱器堵塞程度之間的對應(yīng)關(guān)系評估散熱器的堵塞程度.其中熱阻計算公式如下

Rhs=(Ths-Ta)/Ploss

(13)

式中：Rhs代表散熱器的等效熱阻；Ths代表散熱器的溫度；Ta代表入風(fēng)口的環(huán)境溫度；Ploss代表變流裝置的功率損耗.

根據(jù)熱阻與散熱器堵塞程度的對應(yīng)關(guān)系，對其進(jìn)行高斯擬合，即可通過熱阻值得到散熱器的堵塞程度，擬合函數(shù)如下

(14)

式中：Rhs(x)代表不同堵塞程度下的散熱器熱阻；x表示散熱器入風(fēng)口的堵塞程度；n表示高斯函數(shù)的項數(shù)；ai、bi、ci為高斯擬合系數(shù)；i取值范圍為0,1,…,n.

2.2 變流器功率損耗計算模型

功率模塊總功率損耗主要由IGBT和反并聯(lián)二極管(FWD)各自的通態(tài)損耗和開關(guān)損耗組成，其中開關(guān)損耗又由開通損耗和關(guān)斷損耗組成[10].其功率損耗形成過程如圖4所示.

IGBT功率損耗由兩部分構(gòu)成，分別為導(dǎo)通過程中損耗Pcond_Q1、開關(guān)過程中的損耗Psw_Q1，計算過程如下

(15)

(16)

FWD功率損耗由兩部分構(gòu)成，分別為導(dǎo)通過程中損耗Pcond_D4、開關(guān)過程中損耗Psw_D4，計算過程如下

(17)

(18)

式中：Tj為IGBT結(jié)溫；Td為FWD結(jié)溫；ω為角頻率；fsw為開關(guān)頻率；δk為各扇區(qū)導(dǎo)通占空比；αk為各扇區(qū)起始角度；βk為各扇區(qū)終止角度；Eon為IGBT開通能量損耗；Eoff為IGBT關(guān)斷能量損耗；Err為FWD關(guān)斷能量損耗；ic為IGBT通態(tài)電流；if為FWD通態(tài)電流；vce為IGBT導(dǎo)通壓降；vf為FWD導(dǎo)通壓降；Udc為直流電壓；Unom為直流額定電壓.

由于變流器的結(jié)構(gòu)對稱性，只需對A橋臂電流為正的開關(guān)管(Q1、D4)的功率損耗進(jìn)行計算，再乘以開關(guān)管的個數(shù)就可以得到整個變流器的功率損耗，則變流器總的功率損耗為

Ptot=6·(Pcond_Q1+Pcond_D4+Psw_Q1+Psw_D4)

(19)

從式(15)～式(18)可以看出，在計算功率損耗時，需要確定開關(guān)管的導(dǎo)通壓降和溫度以及開關(guān)管在各扇區(qū)的導(dǎo)通占空比和不同功率因數(shù)下電壓矢量作用時間.

2.2.1 導(dǎo)通壓降vce的計算方法

導(dǎo)通壓降的計算方法根據(jù)功率器件產(chǎn)品手冊進(jìn)行提取，如圖5所示，因為導(dǎo)通壓降的大小與導(dǎo)通電流和器件結(jié)溫有關(guān)，產(chǎn)品手冊一般只給出結(jié)溫在25 ℃和125 ℃下vce-ic曲線，通過線性插值法[11]可以得到不同電流、不同結(jié)溫下的導(dǎo)通壓降.

圖5中分別提取A(25 ℃)曲線上數(shù)據(jù)點A1～A6所對應(yīng)的導(dǎo)通壓降和通態(tài)電流，同時提取B(125 ℃)曲線上數(shù)據(jù)點B1～B6所對應(yīng)的導(dǎo)通壓降和通態(tài)電流，然后采用四次多項式函數(shù)擬合，分別得到25 ℃和125 ℃下的vce和ic函數(shù)關(guān)系，擬合公式如下

(20)

(21)

式中：vce_25，vce_125分別為結(jié)溫在25 ℃、125 ℃下的IGBT導(dǎo)通壓降；a1、b1、c1、d1、e1、a2、b2、c2、d2、e2為擬合系數(shù)；功率器件型號不同，擬合所得的系數(shù)不同.

在Tj3溫度下，C1點的導(dǎo)通壓降為vce3，利用A1點和B1點vce1和vce2進(jìn)行線性插值，可以得到Tj3溫度下的vce-ic曲線.計算公式如下

(22)

綜上，通過函數(shù)擬合和線性插值法可以得到任意溫度下曲線.同理，可以求得任意溫度下FWD的vf-if(Td)曲線、IGBT開通能量損耗Eon-ic(Tj)曲線、關(guān)斷能量損耗Eoff-ic(Tj)曲線、FWD的關(guān)斷能量損耗Err-if(Td)曲線.

2.2.2 開關(guān)管結(jié)溫預(yù)測方法

IGBT功率模塊的IGBT和FWD的結(jié)溫在變流器工作過程中較難測量，而功率器件的導(dǎo)通壓降大小與器件的結(jié)溫有關(guān)，同一通態(tài)電流下器件結(jié)溫越高，導(dǎo)通壓降越大.利用IGBT和FWD的熱網(wǎng)絡(luò)模型通過電熱耦合理論來預(yù)測開關(guān)管的結(jié)溫，IGBT與FWD的熱網(wǎng)絡(luò)模型包括Cauer模型和Foster模型，其中功率模塊的數(shù)據(jù)手冊中已經(jīng)給出了結(jié)-殼的熱阻曲線和Foster模型參數(shù)，一般用4個串并聯(lián)RC網(wǎng)絡(luò)就可以達(dá)到很高的逼近效果.

RC熱阻抗擬合式如下

(23)

式中：Zj-c(t)代表結(jié)-殼熱阻抗；Ri代表熱阻；Ci代表熱容；參數(shù)由器件數(shù)據(jù)手冊提供.

開關(guān)管IGBT和FWD的結(jié)溫預(yù)測熱網(wǎng)絡(luò)模型如圖6所示.

根據(jù)圖6所示功率器件電熱聯(lián)合計算模型，開關(guān)管的結(jié)溫計算公式如下

Tj(t)=Pigbt(t)·[Zj-c(t)+Zc-h(t)]+Ths(t)

(24)

Td(t)=Pdiode(t)·[Zd-c(t)+Zc-h(t)]+Ths(t)

(25)

式中：Tj(t)代表IGBT芯片溫度；Td(t)代表FWD芯片溫度；Zj-c(t)、Zd-c(t)分別代表IGBT、FWD結(jié)-殼熱阻抗；Pigbt(t)代表IGBT功率損耗；Pdiode(t)代表FWD功率損耗.

散熱器的溫度可以實時采集獲得，通過上述電熱聯(lián)合計算模型，就可以實時計算功率器件開關(guān)管的結(jié)溫，然后將溫度計算值反饋到功率損耗計算程序進(jìn)行功率損耗的計算，計算獲得的功率損耗值再反饋到電熱聯(lián)合計算模型中，預(yù)測下一刻的結(jié)溫，二者是相互迭代的計算過程.

3 功率損耗模型的仿真驗證

通過英飛凌功率損耗和結(jié)溫在線仿真軟件IPOSIM對功率器件的功率損耗和結(jié)溫進(jìn)行仿真計算，英飛凌IPOSIM工具搭配廣泛用于功率仿真的PLECS仿真引擎，仿真結(jié)果準(zhǔn)確可靠，同時采用第2.2節(jié)給出的計算模型進(jìn)行功率器件功率損耗的理論計算，仿真結(jié)果與理論計算結(jié)果相比較，驗證功率損耗計算模型的正確性.本例仿真模型采用三相PWM逆變器拓?fù)?、調(diào)制方式為SVPWM方式，理論計算與仿真參數(shù)如表1所示.

表1 功率器件功率損耗仿真與理論計算參數(shù)Tab.1 Power loss simulation and theoretical calculation parameters of power devices

在IPOSIM仿真軟件中輸入主電路拓?fù)漕愋?、主電路參?shù)、調(diào)制模式、調(diào)制度、功率因數(shù)、開關(guān)頻率、環(huán)境溫度、散熱器熱阻等，即可得到相應(yīng)的仿真結(jié)果.仿真結(jié)果包括功率器件的功率損耗以及功率器件的芯片溫度；同時根據(jù)功率損耗理論計算模型，編寫相應(yīng)的s-function計算程序，可以得到相應(yīng)的功率損耗理論計算結(jié)果，仿真和理論計算結(jié)果見表2.

表2 IPOSIM仿真結(jié)果與理論模型計算結(jié)果

如表2所示，IPOSIM仿真結(jié)果與理論公式的計算結(jié)果十分接近，因此說明建立的功率損耗理論計算模型計算結(jié)果準(zhǔn)確可靠.并且從以上數(shù)據(jù)分析，IGBT的功率損耗明顯大于FWD的功率損耗，這是因為相對于IGBT而言，F(xiàn)WD的開通損耗極小，一般不予以計算，只考慮其關(guān)斷損耗，并且其值遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于IGBT的開關(guān)損耗.同時IGBT的通態(tài)損耗明顯大于FWD的通態(tài)損耗，這是因為IGBT的導(dǎo)通時間遠(yuǎn)大于FWD的導(dǎo)通時間，而且FWD的導(dǎo)通壓降呈負(fù)溫度特性，當(dāng)溫度變高時，導(dǎo)通壓降減小，這也一定程度上導(dǎo)致二極管的導(dǎo)通損耗小于IGBT導(dǎo)通損耗，因此IGBT的功率損耗占主要部分.

通過以上仿真和計算結(jié)果分析，建立的功率損耗計算模型準(zhǔn)確可靠.在工程應(yīng)用中，通過編寫DSP程序就可以進(jìn)行功率器件功率損耗的在線準(zhǔn)確計算，從而保證散熱器堵塞程度智能檢測方法的準(zhǔn)確性.

4 實驗驗證和結(jié)果分析

在理論研究的基礎(chǔ)上，搭建了實驗平臺，實驗平臺的參數(shù)與用于上述理論計算的參數(shù)接近，首先通過調(diào)壓器將三相380 V交流降壓，然后通過二極管整流器橋?qū)⑷嘟涣髡鳛?32 V直流，再通過逆變橋?qū)⒅绷?32 V變?yōu)?58.5 V三相交流電，后接電阻性負(fù)載工作，負(fù)載電流大小為20.4 A，直流側(cè)電壓、電流傳感器用于測量電容前級電流和電壓，負(fù)載側(cè)分別加裝兩個電壓傳感器和兩個電流傳感器，用于測量負(fù)載三相電壓和電流值，在逆變裝置散熱器上靠近功率器件的位置加裝PT100溫度傳感器，同時在散熱器入風(fēng)口加裝同樣的傳感器，用于測量入風(fēng)口的環(huán)境溫度，同時在散熱器入風(fēng)口處加裝兩個散熱風(fēng)扇，實驗平臺主電路圖如圖7所示.

實驗臺主電路功率器件采用IPM功率模塊，控制電路基于DSP28377芯片進(jìn)行設(shè)計，脈沖調(diào)制方式為SVPWM脈寬調(diào)制，開關(guān)頻率為5 kHz，分別設(shè)計有4路電壓采樣電路和電流采樣電路，同時設(shè)計2路溫度采樣電路用于散熱片溫度和入風(fēng)口環(huán)境溫度采樣，搭建的實驗平臺實物如圖8所示.

共進(jìn)行9組實驗，將入風(fēng)口堵塞程度按10%間隔從0～100%劃分為10個等級，分別在0～80%入風(fēng)口堵塞程度下進(jìn)行模擬實驗，獲取不同堵塞程度下的散熱器穩(wěn)態(tài)熱阻值.實驗數(shù)據(jù)及結(jié)果分析見表3.

從表3實驗結(jié)果可以看出，環(huán)境溫度為28 ℃左右，散熱器的溫度隨著散熱器入風(fēng)口堵塞程度的加深逐漸變大，這是因為污垢減少了散熱器入風(fēng)口的進(jìn)風(fēng)量，使得散熱器翅片與冷卻空氣之間的換熱系數(shù)降低，導(dǎo)致散熱器熱阻明顯變大且呈指數(shù)變化趨勢.

對上述實驗結(jié)果進(jìn)行高斯函數(shù)擬合，結(jié)果如圖9所示，藍(lán)色點為不同堵塞程度下通過實驗測得的散熱器熱阻值，粉紅色曲線為利用高斯擬合函數(shù)對實驗數(shù)據(jù)的擬合曲線，可以看出高斯擬合函數(shù)可以很好的逼近實驗數(shù)據(jù).

采用2.1節(jié)的高斯擬合函數(shù)進(jìn)行函數(shù)擬合，高斯函數(shù)項數(shù)n=2時就已經(jīng)達(dá)到很好的擬合效果，擬合系數(shù)為：a1=5.309、b1=2.233、c1=0.6616、a2=0.1764、b2=3.581、c2=4.009.因此可以用此函數(shù)表征散熱器熱阻與散熱器入風(fēng)口堵塞程度之間的關(guān)系，實際工程中只需檢測散熱器的熱阻值就可實現(xiàn)散熱器入風(fēng)口堵塞程度的在線檢測.

表3 散熱器入風(fēng)口0～80%堵塞程度下的實驗數(shù)據(jù)Tab.3 Experimental data from 0-80% blockage degree of heat sink air inlet

5 結(jié)論

1)提出的強迫風(fēng)冷散熱器堵塞程度智能化檢測方法僅利用電力電子裝置現(xiàn)有的傳感器設(shè)備，通過建立相應(yīng)的算法模型，能夠?qū)崿F(xiàn)散熱器堵塞程度的智能化檢測.

2)改變了傳統(tǒng)檢測方法依靠人工定期檢測的現(xiàn)狀，避免了人工檢測的“盲目性”和檢測結(jié)果的不準(zhǔn)確性，使得檢測手段智能化，提高了檢測效率和檢測精度，節(jié)省了大量的人力成本投入，符合現(xiàn)代電力電子裝置智能運維的發(fā)展要求，能夠解決工程面臨的實際問題，有著很廣闊的工程應(yīng)用前景.