高壓變頻器功率模塊相變散熱研究

石華林， 熊 斌， 劉作坤， 賈媛媛， 顧國彪

(1. 中國科學(xué)院電工研究所， 北京 100190； 2. 中國科學(xué)院大學(xué)， 北京 100049；3. 北京首鋼國際工程技術(shù)有限公司， 北京 100043；4. 山西辰誠建設(shè)工程有限公司， 山西 陽泉 045000)

1 引言

隨著高壓動力設(shè)備容量等級的大幅提升和節(jié)能降耗要求的不斷提高，高壓變頻器在行業(yè)中的應(yīng)用越來越廣泛。變頻器的核心部件是電力電子功率器件，而電力電子器件的散熱是制約其性能和可靠性的關(guān)鍵因素。目前主要應(yīng)用的散熱方式包括自然空冷、強迫空冷、水冷、相變冷卻等。

自然空冷通過空氣受熱膨脹引起密度變化而形成的浮升力進行散熱，結(jié)構(gòu)設(shè)計簡便，無需輔助設(shè)備，但效率較低。強迫空冷效率相比自然空冷要高，但風(fēng)扇等運轉(zhuǎn)設(shè)備帶來噪聲和運維問題，適于中小功率設(shè)備，對于大功率設(shè)備往往需要配備體積巨大的散熱器，對煤礦井下等散熱環(huán)境條件相對惡劣以及大功率要求的應(yīng)用場合，這類散熱方式越來越難以滿足要求。對于大功率設(shè)備，目前多采用水冷方式，水冷(包括配一定比例乙二醇等)散熱效率高，但維持水冷需要循環(huán)泵、去離子水處理和補水裝置等多個系統(tǒng)組成，系統(tǒng)工藝復(fù)雜，需要定期維護，循環(huán)系統(tǒng)工作壓力高，容易發(fā)生泄露，一旦泄露，作為冷卻工質(zhì)的水不具備絕緣性，會帶來嚴重安全隱患[1-3]。傳統(tǒng)水冷板一般內(nèi)部布置有串聯(lián)的流動通道，流動通道處和通道間會形成溫差，導(dǎo)致冷板表面的溫度均勻性不佳，功率器件冷卻溫度的不均勻會在器件內(nèi)部產(chǎn)生熱應(yīng)力，影響器件運行的穩(wěn)定性和可靠性。

相變冷卻是利用冷卻介質(zhì)發(fā)生相變吸收潛熱的原理來冷卻的一種散熱方式，由于相變過程會吸收大量的熱量，因此相變冷卻方式效率極高。電力電子器件的相變冷卻國內(nèi)外學(xué)者做了大量研究。周建輝等針對換流閥，通過建立均相流模型研究兩相流動過程，搭建了自然循環(huán)沸騰冷卻系統(tǒng)實驗平臺驗證了自然循環(huán)沸騰冷卻系統(tǒng)的可實施性[4]。寧珍等針對高速列車牽引變流器，對裝有相變冷卻劑的圓管散熱器驗證了加熱功率和不同風(fēng)速對換熱性能的影響[5]。Ren Hai等提出將相變材料封裝到IGBT中，在短時過流的情況下相變材料能起到熱緩沖作用而抑制結(jié)溫[6]。黃偉等針對5 英寸晶閘管集成的直流換流閥模塊，提出采用包含貼壁式蒸發(fā)器、集氣管、回液管和冷凝器的蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)對其進行冷卻，通過仿真和實驗驗證了蒸發(fā)冷卻技術(shù)應(yīng)用于直流換流站的可行性[7]。溫英科等針對開關(guān)電源應(yīng)用全浸式蒸發(fā)冷卻技術(shù)通過仿真及實驗測試的方法驗證了該方法的可行性和技術(shù)優(yōu)勢[8]。曹瑞等針對環(huán)網(wǎng)控制換流閥，提出貼壁式自循環(huán)蒸發(fā)冷卻液盒冷卻方案，通過實驗和仿真驗證了該技術(shù)方案具有換熱效率高、溫度分布均勻的優(yōu)勢[9]。

相變冷卻最具代表性的是蒸發(fā)冷卻技術(shù)，該技術(shù)利用高絕緣、低沸點的有機工質(zhì)，通過相變換熱的方式，實現(xiàn)對發(fā)熱部件的高效冷卻。相比水冷技術(shù)，其冷卻系統(tǒng)工作壓力低，不需要循環(huán)泵等動力設(shè)備，能實現(xiàn)自循環(huán)，已成功應(yīng)用于大型水輪發(fā)電機、汽輪發(fā)電機、變壓器、超級計算機、高密度磁體等電工裝備[1]。

本文針對某大功率高壓變頻器，結(jié)合某工程項目需求，探索和驗證蒸發(fā)冷卻相變散熱技術(shù)在大功率高壓變頻器領(lǐng)域的應(yīng)用前景。研究以單元串聯(lián)多電平結(jié)構(gòu)的高壓變頻器功率單元為例，制定自循環(huán)蒸發(fā)冷卻相變冷板散熱方案，采用仿真、熱電阻模擬負載及真機功率模塊負載試驗相結(jié)合的方式進行研究及驗證。

2 某高壓變頻器參數(shù)及特點

某高壓變頻器結(jié)構(gòu)布置示意圖和功率單元原理圖分別如圖1和圖2所示。

圖1 高壓變頻柜結(jié)構(gòu)布置示意圖

圖2 高壓變頻器功率單元原理圖

圖2為高壓變頻器功率單元電路原理圖，該功率單元由兩個IGBT逆變模塊和三個二極管整流模塊組成，模塊參數(shù)如表1所示。

表1 變頻器功率模塊參數(shù)

高壓變頻器運行過程的發(fā)熱源包括移相變壓器、電容、功率器件等，其中功率器件IGBT逆變模塊和二極管整流模塊是最主要發(fā)熱源。IGBT逆變模塊熱損耗主要由IGBT的通態(tài)損耗、開關(guān)損耗以及續(xù)流二極管的正向?qū)〒p耗和開關(guān)損耗組成。計算公式如下：

PT=VCEIsD

(1)

式中，PT為IGBT通態(tài)損耗；VCE為飽和壓降，可由手冊查詢；Is為集電極電流；D為平均占空比。

(2)

式中，Psw為IGBT開關(guān)損耗；fsw為IGBT開關(guān)頻率；Eon為IGBT單脈沖開通損耗；Eoff為IGBT單脈沖關(guān)斷損耗；In為IGBT額定電流。

PDiode-t=VFIF(1-D)

(3)

式中，PDiode-t為續(xù)流二極管正向?qū)〒p耗；VF為續(xù)流二極管導(dǎo)通壓降，可由手冊查詢；IF為續(xù)流二極管實際工作電流。

(4)

式中，PDiode-sw為續(xù)流二極管開關(guān)損耗；Erec為續(xù)流熱損耗；In-d為續(xù)流二極管額定電流。

二極管整流模塊的熱損耗主要由導(dǎo)通損耗和開關(guān)損耗組成。根據(jù)計算公式，查詢功率模塊手冊曲線，結(jié)合工程要求的額定運行工況可計算得到IGBT逆變模塊熱損耗為1 028 W，二極管整流模塊熱損耗為237 W。

先前采用了變頻器空冷方案，如圖1所示變頻柜柜頂安裝風(fēng)機實現(xiàn)強迫風(fēng)冷。圖3為空冷方案變頻器功率單元箱，箱內(nèi)按IGBT逆變模塊兩層、二極管整流模塊一層水平分層排布，各功率模塊基板分別固定安裝獨立的散熱翅片，散熱翅片規(guī)格尺寸根據(jù)功率器件說明書及理論計算確定。功率單元箱體尺寸寬×高×深為350 mm×610 mm×700 mm。運行中曾發(fā)生因殼溫超85 ℃而引起保護動作跳閘的情況，由此可見采用柜頂吸風(fēng)的空冷方案不能完全保證大功率變頻器功率器件的運行穩(wěn)定性。

圖3 空冷方案變頻器功率單元

3 蒸發(fā)冷卻相變冷板方案

變頻器功率單元的散熱主要圍繞兩個IGBT模塊和三個二極管整流模塊這五個發(fā)熱源進行設(shè)計。散熱系統(tǒng)需滿足IGBT器件的PN結(jié)溫不高于175 ℃，整流二極管器件的PN結(jié)溫不高于150 ℃，封裝外殼不超過85 ℃限值要求。一方面要提高集成度，在高效散熱的同時縮小變頻器體積，提高體積功率密度，同時要便于拆裝、運維及匹配柜體結(jié)構(gòu)。根據(jù)變頻柜結(jié)構(gòu)和運行要求，結(jié)合自循環(huán)蒸發(fā)冷卻相變散熱技術(shù)特點，確定采用表貼式蒸發(fā)冷卻相變冷板散熱方案，冷板內(nèi)部為空腔方盒，將這5 個功率模塊殼體表貼式固定在冷板表面，冷板起高效散熱和固定的作用，同時保證設(shè)計尺寸緊湊。圖4所示為設(shè)計方案，根據(jù)2 個IGBT逆變模塊和3 個二極管整流模塊基板實際尺寸，按最大集成化進行排布。其中左側(cè)三個小功率模塊是二極管整流模塊，右側(cè)兩個大功率模塊是IGBT逆變模塊，根據(jù)功率器件熱損耗值計算初步選擇冷板尺寸為410 mm×340 mm×30 mm。圖5所示為相變冷板加上電路板、吸收電容、線排等附件后最終成型的功率單元箱設(shè)計圖，其箱體尺寸寬×高×深僅為185 mm×475 mm×490 mm，相比圖3空冷箱體的體積縮小了71%。

圖4 相變冷板布置方案

圖5 功率單元箱設(shè)計圖

功率模塊的熱量由PN結(jié)傳遞到IGBT模塊或二極管模塊外殼，再由外殼傳遞到冷板接觸表面，冷板表面再將熱量傳遞給冷板內(nèi)氟碳化合物蒸發(fā)冷卻工質(zhì)。工質(zhì)受熱達到飽和溫度后開始沸騰，液態(tài)工質(zhì)吸收潛熱汽化，氣態(tài)工質(zhì)流出冷板通過集氣管到達位于高處的冷凝器，冷凝器再通過二次冷卻水帶走熱量，同時氣體工質(zhì)冷凝為液體后通過回液管返回冷板，形成自循環(huán)高效相變散熱過程。本方案選擇沸點為47 ℃的氟碳化合物工質(zhì)，這樣能保證在功率器件運行溫度下沸騰，同時能保證溫度變化范圍在沸點溫度附近，能有效防止因負荷變化引起器件溫差的擴大。氟碳化合物工質(zhì)運動粘度小，流動性好，能充分通過冷板壁面與發(fā)熱功率器件進行換熱，還能保持冷卻系統(tǒng)內(nèi)部溫度的均勻性，避免局部溫度過熱。該冷卻系統(tǒng)通過氟碳化合物工質(zhì)在蒸發(fā)和冷凝過程形成兩相密度差，由此產(chǎn)生壓差而驅(qū)動冷卻回路自循環(huán)，無需泵等動力設(shè)備，整個系統(tǒng)噪聲小，運維便利、成本較低[10]。無泵的優(yōu)勢還在于系統(tǒng)循環(huán)流量的均勻性，而水冷方案在應(yīng)對多支路并聯(lián)冷卻系統(tǒng)時，循環(huán)系統(tǒng)會因設(shè)備與循環(huán)泵距離的遠近而產(chǎn)生流量的不平衡，導(dǎo)致與循環(huán)泵距離不同的設(shè)備冷卻散熱效果產(chǎn)生差異，遠離循環(huán)泵的設(shè)備會因循環(huán)流量不足而散熱效果不佳。

4 相變冷板溫度場仿真計算

蒸發(fā)冷卻相變冷板內(nèi)兩相流傳熱模型的仿真分析控制方程基于連續(xù)方程、動量方程、能量方程和相體積率的守恒方程[11]。

(1)連續(xù)性方程

(5)

(2)動量方程

(6)

(3)能量方程

(7)

式中，keff=∑ak(kk+kt)；kt是湍流導(dǎo)熱系數(shù)。

(4)相體積率守恒方程

(8)

式中，x為干度。

仿真模型根據(jù)圖4建立，為便于網(wǎng)格化處理和仿真計算，對模型進行簡化處理，將功率模塊簡化成對應(yīng)熱功率的面熱源，冷板忽略螺紋孔、緊固件、倒角等特征。

邊界條件設(shè)置如下：蒸發(fā)冷卻工質(zhì)入口邊界設(shè)置為0.25 m/s的速度入口邊界，以44 ℃溫度的全液態(tài)工質(zhì)進入。出口邊界設(shè)置為壓力出口邊界，回液溫度為47 ℃。

通過數(shù)值仿真，得到冷板表面溫度場分布和氣相體積分布分別如圖6和圖7所示。

圖6 冷板表面溫度分布

圖7 冷板氣相體積分布

由圖6可以看出作為熱源的功率模塊與冷板接觸處溫度最高，最高溫度為63.88 ℃，遠離熱源處溫度逐漸降低，冷板進液口處溫度最低，但冷板表面整體還是保持了溫度均勻性。目前廣泛采用的水冷板內(nèi)部一般布置有串聯(lián)的流動通道，這種結(jié)構(gòu)的一個弊端是冷板表面靠近流動通道的區(qū)域與靠近流動通道間的區(qū)域存在顯著溫差，這樣就會使功率器件的冷卻散熱不均勻，從而功率器件產(chǎn)生內(nèi)部熱應(yīng)力，影響器件使用壽命。而蒸發(fā)冷卻相變冷板表面均溫性的特點則更有利于功率器件的安全穩(wěn)定運行，提高其可靠性。

根據(jù)模塊手冊PN結(jié)到殼，以及殼到熱沉的熱阻值，根據(jù)以下功率器件結(jié)溫和殼溫計算公式：

Tc=Th+PRthCH

(9)

Tj=Tc+PRthJC

(10)

式中，Tc為功率器件殼溫；Th為功率器件散熱器溫度；Tj為功率器件結(jié)溫；P為功率器件熱損耗；RthCH為功率器件殼到散熱器熱阻；RthJC為功率器件結(jié)到殼熱阻。

計算得IGBT逆變模塊殼溫最高為76.53 ℃，結(jié)溫最高為93.58 ℃，二極管整流模塊殼溫最高為68.98 ℃，結(jié)溫最高為88.87 ℃。完全滿足變頻器功率模塊殼溫和結(jié)溫限值要求。

由圖7冷板氣相體積分布圖可以看出蒸發(fā)冷卻工質(zhì)受熱吸收潛熱充分汽化相變，實現(xiàn)高效換熱。

5 實驗驗證

實驗驗證分兩部分，第一部分通過熱電阻模擬功率模塊驗證冷板的散熱效果及均溫性；第二部分對相變冷板功率單元箱施加額定負荷進行散熱效果實驗驗證，同時與熱電阻冷板單元進行散熱效果對比，驗證功率模塊熱損耗計算的準確性、用熱電阻代替實際功率模塊的精確度，從而為后續(xù)用熱電阻模擬功率模塊不同工況的實驗研究提供依據(jù)。

5.1 熱電阻模擬功率模塊冷板實驗

根據(jù)圖4相變冷板方案，按功率模塊實際尺寸和熱損耗分別制作熱電阻模擬功率模塊模型，并制作鋁合金冷板，冷板和熱電阻模擬功率模塊如圖8所示。

圖8 冷板和熱電阻模擬功率模塊

實驗將通過熱電阻模擬實際功率模塊的熱損耗，熱電阻產(chǎn)生的熱量通過外殼傳遞到冷板接觸表面，冷板表面再將熱量傳遞給冷板內(nèi)蒸發(fā)冷卻工質(zhì)，工質(zhì)受熱汽化由于兩相工質(zhì)密度差產(chǎn)生動壓頭，從而使氣態(tài)工質(zhì)流出冷板經(jīng)集氣管將熱量帶到冷凝器，冷凝器采用二次水冷卻以提高換熱性能，工質(zhì)經(jīng)冷凝器釋放潛熱冷凝成液體后經(jīng)回液管返回冷板，形成一個自循環(huán)冷卻散熱過程。圖9、圖10分別為實驗系統(tǒng)圖和實驗裝置圖。

圖9 熱電阻冷板散熱實驗系統(tǒng)圖

圖10 熱電阻冷板散熱實驗裝置圖

調(diào)整調(diào)壓器使熱電阻獲得功率模塊相應(yīng)額定熱功率，對熱電阻殼體和與冷板的直接接觸面的溫度測點進行實時監(jiān)控，當數(shù)據(jù)采集儀溫度指示穩(wěn)定20 min內(nèi)波動不超過1 ℃，即認定達到穩(wěn)態(tài)，記錄數(shù)據(jù)見表2。

表2 熱電阻冷板散熱實驗數(shù)據(jù)

由表2可以看出熱電阻模擬IGBT模塊殼體最高溫度為70.3 ℃，由模塊手冊結(jié)對殼的熱阻值可推得結(jié)溫最高為87.35 ℃。二極管模塊殼體最高溫度為66.8 ℃，由模塊手冊結(jié)對殼的熱阻值可推得結(jié)溫最高為86.69 ℃，散熱效果良好，完全滿足變頻器功率模塊殼溫和結(jié)溫限值要求。同時可以看到熱電阻模塊與冷板的接觸面最高溫度和最低溫度相差不超過2.8 ℃，說明冷板的散熱均溫性非常理想。

5.2 相變冷板功率單元實驗

圖11和圖12分別為相變冷板功率單元的實驗系統(tǒng)圖和裝置圖。其中圖11中最底層布置的是功率單元箱和電容箱，功率單元箱按圖5設(shè)計制作，包含兩個真機IGBT功率模塊、三個二極管整流模塊及吸收電容和電路板，功率單元箱和三個電容箱并排布置也未占滿一層空間。

圖11 相變冷板單元實驗系統(tǒng)圖

圖12 相變冷板單元實驗裝置

首先對第二層冷板單元的兩個熱電阻模塊分別施加1 100 W熱負荷，同時對第三層變頻器功率模塊單元兩個IGBT逆變模塊施加600 A額定負荷(產(chǎn)生等效熱負荷)。熱電阻模塊分別在靠近進出口和殼體與冷板接觸面中部設(shè)置3個K型熱電偶測溫點(見圖13)，變頻器IGBT模塊自帶有四個數(shù)控測溫點，兩個靠近進出口，兩個在模塊與冷板接觸面中部。實驗過程中，觀察冷凝器壓力表超過0.025 Mpa時排氣，低于0.005 Mpa時停止排氣，冷凝器采用自來水二次冷卻。待負荷穩(wěn)定后，各溫度監(jiān)測點示數(shù)如圖14所示。

圖13 熱電阻溫度測點分布

圖14 熱電阻與IGBT模塊溫度對比

圖14熱電阻冷板和變頻器IGBT模塊冷板散熱對比實驗結(jié)果顯示，各項測溫數(shù)值接近，證明IGBT熱損耗計算準確，用熱電阻模擬IGBT等功率模塊能滿足精確度要求。由實驗結(jié)果還可以看出在自循環(huán)蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)下，IGBT的溫度控制在66.13 ℃以下，冷卻效果極佳，驗證了蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)高效的散熱性能。當然，本次驗證實驗只進行了IGBT模塊的比對，不包括三個二極管整流模塊，因此現(xiàn)場實驗溫度數(shù)值要比實驗室測得的溫度數(shù)值低。

從起始加負荷直至達到溫度額定負荷過程中，第三層變頻單元兩個IGBT模塊自帶的兩個數(shù)控測溫點溫差基本控制在1 K左右，分別在進出口布置的兩個K型熱電阻測溫點溫差也基本控制在3 K以內(nèi)，熱電阻模擬IGBT模塊的測點溫度和變頻單元IGBT的測點溫度大概一致，由此驗證了蒸發(fā)冷卻系統(tǒng)下冷板散熱的均勻性。

6 結(jié)論

針對某大功率高壓變頻器功率器件設(shè)計的蒸發(fā)冷卻相變冷板散熱系統(tǒng)，通過計算功率模塊的熱損耗，用數(shù)值仿真手段分析驗證了冷板結(jié)構(gòu)和功率模塊布置方案，再經(jīng)過熱電阻模擬功率模塊熱負荷進行了冷板散熱實驗驗證。實驗結(jié)果顯示能將功率器件的殼溫控制在66.13 ℃以下這一理想的溫度水平，證明了蒸發(fā)冷卻相變冷板散熱的高效性。通過熱電阻冷板與變頻器IGBT模塊冷板散熱比對，驗證了功率模塊熱損耗計算的準確性以及用熱電阻模擬IGBT等功率模塊的精確性，同時驗證了相變冷板的均溫性。與空冷散熱方案相比，不僅功率器件的運行安全性提升，而且功率單元箱的體積縮小了71%，體積功率密度提高了2.45倍，實現(xiàn)了功率模塊的高度集成化。與水冷板散熱相比，均溫性更好，所用冷卻工質(zhì)為氟碳化合物不燃液，安全環(huán)保，無泵實現(xiàn)冷卻系統(tǒng)自循環(huán)，低噪聲，不需要復(fù)雜的水處理及循環(huán)水系統(tǒng)，更便于運維，且流量均勻性更好，更利于功率器件的安全穩(wěn)定運行。

通過理論和實驗研究表明，蒸發(fā)冷卻相變冷板設(shè)計方案十分適于大功率高壓變頻器的散熱方案，能滿足大功率負荷條件下對器件穩(wěn)定性、安全性要求高的應(yīng)用場合,具有非常良好的應(yīng)用前景。