高功率密度SiC靜止無功補(bǔ)償器強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱綜合建模及優(yōu)化設(shè)計(jì)方法

林弘毅 伍 梁 郭 瀟 陳國柱

高功率密度SiC靜止無功補(bǔ)償器強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱綜合建模及優(yōu)化設(shè)計(jì)方法

林弘毅 伍 梁 郭 瀟 陳國柱

（浙江大學(xué)電氣工程學(xué)院 杭州 310027）

為了提高大功率高功率密度電力電子裝置熱設(shè)計(jì)的準(zhǔn)確性和設(shè)計(jì)效率，該文綜合熱傳導(dǎo)、對流換熱與流體力學(xué)理論，針對電力電子裝置的典型強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱系統(tǒng)，提出基于截面積二次方根為無量綱特征長度的綜合熱模型，并提出一種強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱系統(tǒng)體積最優(yōu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法。以380V/50kvar高功率密度靜止無功補(bǔ)償器（SVG）為例，比較所提出的綜合熱模型與溫升實(shí)驗(yàn)的熱阻，綜合熱模型平均熱阻誤差在7%以內(nèi)，即在SVG滿載運(yùn)行時(shí)，散熱器平均表面溫升的絕對誤差De在1.3℃以內(nèi)。該文提出的綜合熱模型相對于傳統(tǒng)熱模型精度提升62%，證明了綜合熱模型的準(zhǔn)確性?；谒岢龅膬?yōu)化方法設(shè)計(jì)的散熱系統(tǒng)體積4.03L，對比傳統(tǒng)方法設(shè)計(jì)的體積5.7L，體積縮小30%，從而證明了該文提出優(yōu)化設(shè)計(jì)方法的可行性。

熱設(shè)計(jì) 熱模型 強(qiáng)迫風(fēng)冷 靜止無功補(bǔ)償器（SVG）

0 引言

電力電子器件在工作中會(huì)產(chǎn)生損耗，這些損耗會(huì)轉(zhuǎn)化為熱量。若熱設(shè)計(jì)不合理，電力電子器件的結(jié)溫過高，將導(dǎo)致電力電子器件的失效率增大，較高的過溫還會(huì)造成器件燒毀，直接影響電力電子裝置的壽命和可靠性。隨著大功率電力電子裝置向高功率密度發(fā)展，電力電子器件的散熱問題越來越突出，進(jìn)而影響了電力電子裝置的可靠性和穩(wěn)定性，成為電力電子裝置功率密度進(jìn)一步提高的瓶頸[1]。

隨著寬禁帶器件的發(fā)展，電力電子裝置的開關(guān)頻率得以提升，無源器件的體積顯著減小[2-3]。對基于寬禁帶器件的強(qiáng)迫風(fēng)冷電力電子裝置而言，散熱系統(tǒng)（包括散熱器和風(fēng)扇）占裝置總體積的25%以上。因此，散熱系統(tǒng)體積優(yōu)化對提高電力電子裝置的功率密度起著關(guān)鍵作用。

目前，電力電子裝置的熱設(shè)計(jì)主要依賴工程實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)。有些學(xué)者基于實(shí)踐經(jīng)驗(yàn)提出了一些經(jīng)驗(yàn)公式，但經(jīng)驗(yàn)公式通常誤差較大，且不具有普遍適用性[4]。文獻(xiàn)[5]采用HyperMesh和Fluent軟件聯(lián)合仿真進(jìn)行散熱設(shè)計(jì)，但是熱設(shè)計(jì)過程缺乏理論支撐。文獻(xiàn)[6]基于傳統(tǒng)熱模型，提出了散熱系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法，對15V/2kA的高頻、大功率開關(guān)電源樣機(jī)進(jìn)行散熱設(shè)計(jì)，溫度誤差在3.8%以內(nèi)。但是其在優(yōu)化過程中僅利用熱仿真軟件對散熱器幾何尺寸進(jìn)行優(yōu)化，由于散熱器變量較多且互相耦合，設(shè)計(jì)的效率較低。文獻(xiàn)[7]基于傳統(tǒng)熱模型對20kW電動(dòng)汽車SiC逆變器的散熱器進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，熱阻誤差在15%以內(nèi)，但是僅對散熱器幾何尺寸進(jìn)行優(yōu)化，忽略了風(fēng)扇的影響。文獻(xiàn)[8]基于傳統(tǒng)熱模型，對強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱系統(tǒng)進(jìn)行建模分析，并提出了一種衡量散熱效果的新指標(biāo)，但是其模型誤差較大。

在電力電子裝置設(shè)計(jì)之初，散熱設(shè)計(jì)應(yīng)該和電路設(shè)計(jì)、結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)同步規(guī)劃開展。散熱系統(tǒng)設(shè)計(jì)流程如圖1所示。值得注意的是，熱設(shè)計(jì)包括理論計(jì)算、熱仿真驗(yàn)證、模擬實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證等流程，耗時(shí)較長。因此，在熱設(shè)計(jì)完成之前，可以先利用傳統(tǒng)經(jīng)驗(yàn)公式對散熱進(jìn)行概要設(shè)計(jì)，初步驗(yàn)證設(shè)計(jì)方案的可行性，并指導(dǎo)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和功率PCB布局。在熱設(shè)計(jì)的過程中，電路測試可以同步進(jìn)行，以提升設(shè)計(jì)效率。

本文首先介紹了380V/50kvar靜止無功補(bǔ)償器（Static Var Generator, SVG）系統(tǒng)的電路拓?fù)浜椭饕獏?shù)，并分析了SVG系統(tǒng)的損耗，介紹了典型強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱系統(tǒng)的結(jié)構(gòu)及其熱阻網(wǎng)絡(luò)；然后利用傳統(tǒng)經(jīng)驗(yàn)公式對散熱系統(tǒng)進(jìn)行概要設(shè)計(jì)；接著綜合熱傳導(dǎo)、對流換熱與流體力學(xué)理論，針對電力電子裝置的典型強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱系統(tǒng)，提出了一種基于截面積二次方根為無量綱特征長度的綜合熱模型。同時(shí)，提出一種優(yōu)化方法對風(fēng)扇和散熱器總體積進(jìn)行優(yōu)化；最后給出了散熱系統(tǒng)有限元仿真和溫升實(shí)驗(yàn)的結(jié)果。本文提出的綜合熱模型平均熱阻誤差在7%以內(nèi)，經(jīng)過折算，在SVG滿載運(yùn)行時(shí)，散熱器平均表面溫升的絕對誤差De在1.3℃以內(nèi)。而傳統(tǒng)熱模型[7-8]平均熱阻誤差為69%，證明了本文提出散熱系統(tǒng)綜合熱模型的準(zhǔn)確性。同時(shí)，對比了傳統(tǒng)設(shè)計(jì)方法和本文提出優(yōu)化設(shè)計(jì)方法的散熱系統(tǒng)體積，基于優(yōu)化方法設(shè)計(jì)的散熱系統(tǒng)體積為4.03L，較傳統(tǒng)經(jīng)驗(yàn)公式設(shè)計(jì)的體積5.7L，縮小30%，證明了本文提出優(yōu)化設(shè)計(jì)方法的可行性。

圖1 系統(tǒng)設(shè)計(jì)流程

1 SiC-SVG損耗分析與散熱器熱阻網(wǎng)絡(luò)

1.1 SiC-SVG電路設(shè)計(jì)與損耗分析

SVG系統(tǒng)的電路拓?fù)淙鐖D2所示?？紤]成本，系統(tǒng)由兩個(gè)模塊并聯(lián)而成，為了增加通流能力，每個(gè)開關(guān)由兩個(gè)TO-247封裝的SiC-MOSFET（型號SCT50N120）并聯(lián)。系統(tǒng)的主要電路參數(shù)見表1。

圖2 SVG電路拓?fù)?/p>

表1 SVG主要電路參數(shù)

Tab.1 Circuit parameters of SVG

圖3 單個(gè)MOSFET損耗分布

1.2 典型強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱系統(tǒng)結(jié)構(gòu)及其熱阻網(wǎng)絡(luò)

典型強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖如圖4所示，典型強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱系統(tǒng)結(jié)構(gòu)由軸流風(fēng)扇、系統(tǒng)風(fēng)道和翅片型散熱器組成。

圖4 典型強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱系統(tǒng)結(jié)構(gòu)示意圖

翅片型散熱器的寬為，長為，基板厚為，散熱器基板的面積為hs，散熱系統(tǒng)風(fēng)道長度為duct。散熱器有個(gè)風(fēng)道，共+1個(gè)翅片，每個(gè)翅片的長為、厚為，相鄰翅片間表面間距即散熱器風(fēng)道寬為。散熱系統(tǒng)需要個(gè)風(fēng)扇，其中，風(fēng)扇厚為fan，高為fan?？紤]風(fēng)扇后，散熱系統(tǒng)的總體積可定義

散熱系統(tǒng)熱阻模型如圖5所示，Tj為MOSFET的結(jié)溫，Tc為MOSFET的殼溫，Th為散熱器的表面溫度，Ta為環(huán)境溫度，Rth,j-c為MOSFET結(jié)殼之間的熱阻，Rth,TIM為MOSFET與散熱器之間熱界面材料（Thermal Interface Material, TIM）的熱阻，Rth,h-a為散熱器與空氣之間的熱阻[11]。

TIM的熱阻th,TIM與材料的熱導(dǎo)率、材料硬度、表面光潔度、安裝壓力等因素相關(guān)，很難精確計(jì)算。由于固體之間接觸并非理想接觸，接觸面之間存在微小的空氣空隙。因此，需要在固體導(dǎo)熱墊片兩面均勻涂上導(dǎo)熱硅脂，填充空氣間隙，如圖5所示，以提高TIM與散熱器的接觸面積，提高散熱效率。TO-247封裝TIM的熱阻值見表2。

表2 常用TIM及其熱阻

Tab.2 Common TIM and its thermal resistance

裝置的拓?fù)淙鐖D2所示，其對應(yīng)的等效熱阻網(wǎng)絡(luò)如圖6所示。熱阻為在物體兩端溫度差與熱源的功率之間的比值。基于等效熱阻網(wǎng)絡(luò)和熱阻定義可得

根據(jù)熱阻定義與式（2）可推導(dǎo)得到電力電子裝置允許的最大熱阻th,h-a,max為

本文中設(shè)定器件的最大結(jié)溫j,max=120℃，環(huán)境溫度a,max=40℃。th,j-c=0.55℃/W，陶瓷墊片熱阻th,TIM≈0.6℃/W。考慮散熱器表面溫度不均，溫差為10℃，可求出滿足電力電子裝置允許的最大熱阻th,h-a,max=0.030 6℃/W，即允許SVG滿載時(shí)，散熱器最大溫升D=26.4℃，允許MOSFET殼最大溫升Dc=48℃。

2 強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱系統(tǒng)概要設(shè)計(jì)

本節(jié)利用傳統(tǒng)經(jīng)驗(yàn)設(shè)計(jì)方法對強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱系統(tǒng)進(jìn)行概要設(shè)計(jì)，經(jīng)驗(yàn)設(shè)計(jì)方法的公式簡單，但是準(zhǔn)確性較差，容易導(dǎo)致裕度過大。概要設(shè)計(jì)的目的有：①論證項(xiàng)目的合理性，如裝置體積、功率密度是否可以基本達(dá)到指標(biāo)要求；②熱設(shè)計(jì)過程較為繁瑣，需要理論設(shè)計(jì)、熱仿真、模擬實(shí)驗(yàn)等步驟，在完成完整的熱設(shè)計(jì)之前，概要設(shè)計(jì)結(jié)果可以指導(dǎo)裝置結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)和PCB布局，提高設(shè)計(jì)效率。

2.1 風(fēng)機(jī)概要選型

根據(jù)能量守恒原則，系統(tǒng)穩(wěn)定時(shí)產(chǎn)生的熱量與其散發(fā)的熱量是相同的，由此可以得到流量0、系統(tǒng)產(chǎn)生的熱量與空氣溫升Dair的關(guān)系為

式中，0為實(shí)際通過散熱器風(fēng)道空氣的流量，即散熱系統(tǒng)工作點(diǎn)；air為空氣的密度，air1.23kg/m3；air為空氣的比熱容，air=1 005J/(kg·℃)；Dair為散熱器出風(fēng)口處的流體相對入風(fēng)口的溫度差。一般認(rèn)為Dair＜5℃。

由于風(fēng)道并非理想封閉，散熱器對流體存在阻力，風(fēng)機(jī)提供的最大流量將會(huì)大于實(shí)際通過散熱器風(fēng)道空氣流量0。經(jīng)驗(yàn)上認(rèn)為風(fēng)機(jī)提供的最大流量fan,max≈(1.5～2)0。

根據(jù)式（4）可知，本文SVG裝置散熱系統(tǒng)最小流量min=0.139m3/s。本文初選風(fēng)扇型號為AGB08038_ 24H，數(shù)量5個(gè)，高度fan=80mm?？商峁┳畲箫L(fēng)量為5×0.04m3/s =0.2m3/s，風(fēng)扇詳細(xì)參數(shù)見表3。

表3 備選風(fēng)扇型號參數(shù)

Tab.3 The fan list and parameters

2.2 散熱器概要設(shè)計(jì)

散熱器的散熱面積hs須略大于功率半導(dǎo)體器件的總散熱面積。翅片厚和散熱器風(fēng)道寬可根據(jù)經(jīng)驗(yàn)在2～5mm之間選擇。基板厚對系統(tǒng)總熱阻影響不大，可以在滿足安裝的情況下取一個(gè)較小的值。為了結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方便和提高散熱系統(tǒng)體積利用率，可令fan≤，fan+。風(fēng)道長度為duct可取30～50mm。散熱器的熱阻主要取決于散熱器風(fēng)道流體換熱的熱阻th,A估算，即

式中，h為流體傳熱系數(shù)，在強(qiáng)迫風(fēng)冷的條件下可取60～80。功率PCB上的功率器件分布示意圖如圖7所示。散熱面積長80mm，寬為350mm。因此，本文取散熱器寬b=400mm，翅片長c=60mm，基板厚度d=20mm，翅片厚和散熱器風(fēng)道寬可令其分別為t =3mm、s=2mm，可得翅片數(shù)為n=b/(s+t)=80。風(fēng)道長度可取Lduct=40mm。令Rth,A=0.030 6℃/W，取h=70，根據(jù)式（5）估算得到散熱器的長L≈100mm。根據(jù)式（1）可知，概要設(shè)計(jì)散熱系統(tǒng)總體積為5.70L?；诮?jīng)驗(yàn)公式概要設(shè)計(jì)的散熱系統(tǒng)參數(shù)見表4。

表4 概要設(shè)計(jì)與優(yōu)化設(shè)計(jì)散熱器參數(shù)

Tab.4 The cooling system parameters

3 強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱系統(tǒng)建模及優(yōu)化設(shè)計(jì)

強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱系統(tǒng)建模中，關(guān)鍵要得到表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)。表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)是一個(gè)過程量，與流體狀態(tài)、流速、表面摩擦因數(shù)等物理量緊密相關(guān)。工程熱物理學(xué)中，很難直接從理論推導(dǎo)出其表達(dá)式，通常會(huì)采用實(shí)驗(yàn)的方法總結(jié)歸納得出表達(dá)式，這種表達(dá)式又稱之為實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式。

傳統(tǒng)的實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式通常以水力直徑作為無量綱特征長度，其適用的范圍較廣，但所造成的誤差/不確定度較大，常常達(dá)到±25%[7-8]。文獻(xiàn)[7-8]提出基于傳統(tǒng)充分發(fā)展層流和湍流的實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式建立的傳統(tǒng)熱模型，所得到的平均熱阻誤差為69%。對電力電子裝置的強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱器而言，傳統(tǒng)熱模型誤差偏大，準(zhǔn)確性較低。

Yovanovich的物理實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，典型強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱器風(fēng)道窄而短，流體常常不能夠充分發(fā)展，因此流體的狀態(tài)通常為入口段層流[12-14]。由此，Yovanovich提出了適用于入口段層流的基于截面積二次方根為無量綱特征長度的實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式，誤差/不確定度減小至±10%[13-14]。針對傳統(tǒng)熱模型誤差偏大的情況，本文基于截面積二次方根為無量綱特征長度的實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式，綜合熱傳導(dǎo)、對流換熱與流體力學(xué)等理論進(jìn)行建模，得到散熱器熱阻的平均熱阻誤差為7%。因此，本文提出的熱模型更為準(zhǔn)確，更適用于描述電力電子強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱器。

3.1 散熱器熱阻模型

熱設(shè)計(jì)最為關(guān)鍵的就是求出散熱器配合風(fēng)扇的熱阻th,h-a。散熱器單個(gè)風(fēng)道熱阻模型如圖8所示。散熱器熱阻th,h-a由基板熱傳導(dǎo)熱阻th,d、流體傳熱熱阻th,conv和流體略過散熱器風(fēng)道引起流體溫度變化的熱阻th,fluid組成，即

基板熱傳導(dǎo)熱阻th,d為

式中，hs為鋁材料散熱器的熱導(dǎo)率，hs=210W/(m?℃)。根據(jù)風(fēng)道熱阻模型可以列出散熱器風(fēng)道的流體傳熱熱阻th,conv表達(dá)式為

式中，th,FIN為散熱器翅片傳導(dǎo)熱阻；th,a、th,A分別為散熱器風(fēng)道與流體換流的熱阻。文獻(xiàn)[15]提出了一種簡化熱阻模型，同時(shí)考慮了流體傳熱熱阻th,conv、流量熱阻th,fluid表面?zhèn)鳠岬挠行娣eeff、散熱器效率以及表面?zhèn)鳠嵯禂?shù)，分別表示為

在假設(shè)散熱器表面溫度均勻的情況下[13]，可以得出各項(xiàng)系數(shù)的值為

式中，air為空氣的運(yùn)動(dòng)黏度，air=2.1×10-5m2/s。傳熱學(xué)中通常將摩擦因子與的相乘作為一項(xiàng)實(shí)驗(yàn)關(guān)聯(lián)式[14]表示為

3.2 散熱器與風(fēng)扇流體力學(xué)模型

散熱系統(tǒng)工作點(diǎn)0通過風(fēng)扇的靜壓降特征式Dfan,k()和靜壓阻抗特征式Dtot()方程聯(lián)立求解得

風(fēng)扇并聯(lián)的特點(diǎn)為：在相同的壓強(qiáng)下，并聯(lián)風(fēng)扇的流量是單個(gè)風(fēng)扇流量的倍。據(jù)此，可以得到多個(gè)風(fēng)扇并聯(lián)系統(tǒng)的靜壓降特征曲線。利用多階多項(xiàng)式擬合該曲線，得到多個(gè)風(fēng)扇并聯(lián)系統(tǒng)的靜壓降特征式Dfan,k()為

式中，a（=0, 1, 2, 3, …）為擬合多項(xiàng)式的系數(shù)。為了得到散熱系統(tǒng)工作點(diǎn)0，還需建立散熱器的流體力學(xué)的模型，以求出散熱器的靜壓阻抗特征式Dtot()。Dtot()主要由兩部分構(gòu)成：翅片散熱器的靜壓阻抗Dhs()和系統(tǒng)風(fēng)道的靜壓阻抗Dduct()[14]，分別表示為

翅片散熱器的靜壓阻抗Dhs()、散熱器出口處的截面積突增系數(shù)se、截面積散熱器入口處的截面積突減系數(shù)sc、空氣與散熱器風(fēng)道表面的摩擦因數(shù)app()以及系統(tǒng)風(fēng)道的等效水力半徑h,duct分別表

示[9, 14]為

系統(tǒng)風(fēng)道的靜壓阻抗Dduct()、空氣與系統(tǒng)風(fēng)道表面的摩擦因數(shù)app,duct()分別表示[9, 14]為

式中，venturi為效應(yīng)摩擦因數(shù)，venturi≈0.2。根據(jù)式（6）～式（18）可知散熱器熱阻th,h-a()，根據(jù)式（19）～式（29）可求出散熱系統(tǒng)的工作點(diǎn)0，散熱器工作點(diǎn)熱阻的求解過程如圖9所示。根據(jù) 圖9，可知概要設(shè)計(jì)的散熱系統(tǒng)熱阻th,h-a= 0.020 5℃/W。采用文獻(xiàn)[7-8]所提出的傳統(tǒng)熱模型，計(jì)算得到熱阻th,h-a=0.036 6℃/W，如圖9所示。

圖9 散熱器工作點(diǎn)熱阻的求解過程

3.3 基于綜合熱模型的優(yōu)化設(shè)計(jì)方法

散熱器優(yōu)化設(shè)計(jì)流程如圖10所示。

（1）計(jì)算SVG滿載情況下系統(tǒng)損耗，計(jì)算滿足系統(tǒng)要求的最大熱阻th,h-a,max。然后，根據(jù)整機(jī)結(jié)構(gòu)要求、發(fā)熱器件的分布、PCB布局，確定散熱器結(jié)構(gòu)參數(shù)取值范圍。本文中，基板厚度應(yīng)盡可能設(shè)置為更小的值，本文取20mm。根據(jù)圖7中發(fā)熱器件的分布，取散熱器寬400mm≤≤450mm，長90mm≤≤120mm。散熱器翅片風(fēng)道寬，翅片厚度的取值范圍取決于散熱器廠家的工藝，本文取2mm≤≤20mm，2mm≤≤20mm。

（2）對備選的風(fēng)扇進(jìn)行掃描，本文中備選風(fēng)扇型號見表3。為了提高系統(tǒng)空間的利用率，令散熱器高等于風(fēng)扇的高度fan，風(fēng)扇的個(gè)數(shù)/fan向下取整。接著，根據(jù)式（20）擬合得到風(fēng)扇的靜壓降特征曲線Dfan,k()。

（3）對散熱器長、寬、風(fēng)道寬、翅片厚度參數(shù)進(jìn)行掃描，翅片參數(shù)的上、下限可分別表 示為

圖10 散熱器優(yōu)化設(shè)計(jì)流程

（4）根據(jù)式（19）～式（29）得到散熱系統(tǒng)的工作點(diǎn)0。.

（5）根據(jù)式（6）～式（18）求出散熱器配合風(fēng)扇的熱阻th,h-a。

（6）當(dāng)熱阻th,h-a小于系統(tǒng)要求的最大熱阻th,h-a,max時(shí)，輸出散熱系統(tǒng)參數(shù)、風(fēng)扇型號以及散熱系統(tǒng)的總體積h。

（7）輸出該風(fēng)扇型號對應(yīng)的符合要求的散熱器的體積h，以及該體積h下的最小熱阻th,h-a（即翅片厚，風(fēng)道寬最優(yōu)）。對所有參數(shù)和風(fēng)扇型號掃描后，選擇最優(yōu)的散熱器-風(fēng)扇組合。

圖11為風(fēng)扇FAN1～FAN6對應(yīng)的散熱系統(tǒng)體積h與最小熱阻th,h-a曲線，從圖11可知，th,h-a＜th,h-a,max的點(diǎn)均滿足散熱系統(tǒng)設(shè)計(jì)要求，其中優(yōu)化后的散熱器為A，其對應(yīng)的參數(shù)見表4。與概要設(shè)計(jì)的散熱器B相比，A的體積縮小了30%。

圖11 散熱系統(tǒng)體積Vh與最小熱阻Rth,h-a曲線

4 散熱系統(tǒng)仿真與實(shí)驗(yàn)分析

4.1 散熱系統(tǒng)仿真驗(yàn)證

為驗(yàn)證本文提出優(yōu)化設(shè)計(jì)方法的實(shí)用性與本文提出綜合熱模型的準(zhǔn)確性，使用熱仿真軟件Flothem建立散熱系統(tǒng)仿真模型，利用仿真軟件中的熱源模擬每個(gè)SiC-MOSFET的損耗。設(shè)置環(huán)境溫度為25℃，發(fā)熱功率為864W，TIM熱阻為0.6℃/W。圖12為散熱系統(tǒng)仿真溫度場穩(wěn)態(tài)分布。概要設(shè)計(jì)和優(yōu)化設(shè)計(jì)的散熱系統(tǒng)熱仿真結(jié)果見表5。表中，本文模型中假設(shè)散熱器表面溫度均勻，實(shí)際中散熱器表面溫度并不均勻，為驗(yàn)證模型的準(zhǔn)確性，記錄仿真中散熱器表面溫度的最大值和最小值，并用式（2）計(jì)算散熱器的最大熱阻和最小熱阻。定義散熱器熱阻平均誤差為

式中，th,sim,max為仿真中得到的散熱器最大熱阻；th,sim,min為仿真中得到的散熱器最小熱阻。但是由于散熱器表面溫度分布不均，高溫度附近的功率器件將會(huì)承受更高的熱應(yīng)力，因此將散熱器最大熱阻誤差定義為

圖12 散熱系統(tǒng)仿真溫度場穩(wěn)態(tài)分布（Ta=25℃）

表5 散熱系統(tǒng)仿真結(jié)果

Tab.5 Simulation results of cooling system

由圖12仿真結(jié)果可以看出，兩個(gè)散熱系統(tǒng)的MOSFET殼最大溫升均小于48℃，滿足設(shè)計(jì)要求。本文提出綜合熱模型的理論計(jì)算熱阻在仿真熱阻值的區(qū)間內(nèi)，平均熱阻誤差ave=6.6%，即SVG滿載運(yùn)行時(shí)，散熱器平均表面溫升的絕對誤差De在1.2℃以內(nèi)。最大熱阻誤差max=25%，即SVG滿載運(yùn)行時(shí)，散熱器最大表面溫升的絕對誤差為De為5.6℃。仿真結(jié)果證明了本文提出的綜合熱模型的準(zhǔn) 確性。

文獻(xiàn)[7-8]的傳統(tǒng)熱模型得到的散熱器熱阻均高于仿真熱阻的最大值，平均熱阻誤差ave=67%，即SVG滿載運(yùn)行時(shí)，散熱器平均表面溫升的絕對誤差De高達(dá)13.7℃。最大熱阻誤差max=35%，即SVG滿載運(yùn)行時(shí)，散熱器最大表面溫升的絕對誤差De為8.8℃。模型準(zhǔn)確度較低。

4.2 散熱系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)測試

為驗(yàn)證本文提出優(yōu)化設(shè)計(jì)方法的實(shí)用性與綜合熱模型的準(zhǔn)確性，搭建380V/50kvar SVG測試平臺(tái)，如圖13所示。采用熱電偶和溫度巡檢儀檢測散熱器表面位置的溫度，溫度穩(wěn)定后，取散熱器表面溫度的最大值和最小值計(jì)算散熱器的熱阻，并記錄溫度最高M(jìn)OSFET的殼溫。

圖13 散熱系統(tǒng)測試平臺(tái)

令SVG運(yùn)行在開環(huán)有源逆變模式，向電網(wǎng)注入10～60kvar（即單相無功電流15～90A）的無功能量，通過功率分析儀（YOKOGAWA WT2030）測量SVG的輸出無功功率和效率，即可計(jì)算出功率器件的總損耗。

不同功率下本文提出的綜合熱模型、文獻(xiàn)[7-8]傳統(tǒng)熱模型、有限元仿真、溫升實(shí)驗(yàn)測試的結(jié)果，如圖14～圖17所示。同時(shí)將本文提出的綜合熱模型和文獻(xiàn)[7-8]傳統(tǒng)熱模型的理論溫升D，一并繪在圖14、圖16中。在不同發(fā)熱功率下，兩個(gè)散熱系統(tǒng)的MOSFET殼最大溫升均小于Dc,max=48℃，滿足設(shè)計(jì)要求。由于散熱器表面溫度不均，高溫度附近的功率器件將會(huì)承受更高的熱應(yīng)力，因此，設(shè)計(jì)時(shí)需為此預(yù)留裕度。

圖14 概要設(shè)計(jì)散熱器理論計(jì)算、熱仿真和實(shí)驗(yàn)溫升

圖15 概要設(shè)計(jì)散熱器理論計(jì)算、熱仿真和實(shí)驗(yàn)熱阻

圖16 優(yōu)化設(shè)計(jì)散熱器理論計(jì)算、熱仿真和實(shí)驗(yàn)溫升

圖17 優(yōu)化設(shè)計(jì)散熱器理論計(jì)算、熱仿真和實(shí)驗(yàn)熱阻

圖15、圖17中，本文提出的綜合熱模型理論計(jì)算熱阻在實(shí)驗(yàn)測試熱阻值的區(qū)間內(nèi)，平均熱阻誤差ave在7.0%以內(nèi)，即SVG滿載運(yùn)行時(shí)，散熱器平均表面溫升的絕對誤差De在1.3℃以內(nèi)，較傳統(tǒng)散熱模型提高62%。最大熱阻誤差max=26%，即SVG滿載運(yùn)行時(shí)，散熱器最大表面溫升的絕對誤差De在5.8℃以內(nèi)。

文獻(xiàn)[7-8]的傳統(tǒng)熱模型得到的散熱器熱阻均高于實(shí)驗(yàn)測試熱阻的最大值，平均熱阻誤差ave=69%，即SVG滿載運(yùn)行時(shí)，散熱器平均表面溫升的絕對誤差De高達(dá)14℃，最大熱阻誤差為max=32%，即SVG滿載運(yùn)行時(shí)，散熱器最大表面溫升的絕對誤差De為8.2℃。

實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證了本文提出綜合熱模型的準(zhǔn)確性，證明了該模型更適用于電力電子裝置強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱設(shè)計(jì)。

5 結(jié)論

電力電子裝置熱設(shè)計(jì)對高功率密度大功率電力電子裝置的可靠性起著重要作用。為了提高熱設(shè)計(jì)的準(zhǔn)確性和設(shè)計(jì)效率，本文綜合傳熱學(xué)與流體力學(xué)理論，提出了一種基于截面積二次方根為無量綱特征長度的綜合熱模型。同時(shí)，提出了一種針對典型強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱系統(tǒng)的體積最優(yōu)的優(yōu)化方法，該優(yōu)化方法亦可推廣到質(zhì)量最優(yōu)、損耗最優(yōu)等優(yōu)化設(shè)計(jì)當(dāng)中。以380V/50kvar高功率密度SVG為例，利用本文提出的方法設(shè)計(jì)的散熱系統(tǒng)，較傳統(tǒng)概要方法體積可縮小30%。對所設(shè)計(jì)的散熱系統(tǒng)進(jìn)行熱仿真和溫升測試，本文提出的綜合熱模型、熱仿真、實(shí)驗(yàn)測試平均熱阻誤差ave在7%以內(nèi)，即SVG滿載運(yùn)行時(shí)，散熱器平均表面溫升的絕對誤差De=1.3℃。相較于傳統(tǒng)熱模型[7-8]平均熱阻誤差ave=69%，本文提出的綜合熱模型準(zhǔn)確性有較大的提升。

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A Comprehensive Model of Forced Air Cooling and Optimal Design Method of High Power Density SiC-Static Var Generator

（College of Electrical Engineering Zhejiang University Hangzhou 310027 China）

Base on a novel characteristic length scale (the square root of cross-sectional), a comprehensive thermal model for the typical forced air cooling system of power electronic devices was proposed integrating heat conduction, convection heat transfer and fluid mechanics theories. In order to improve the accuracy and efficiency of the thermal design, an optimized design method for the optimal volume was proposed for the high-power and high-density power electronic device. Taking a 380V/50kvar high power density static var generator (SVG) as an example, compared with the experimental results, the average thermal resistance error of the comprehensive thermal model is within 7%, that is, the corresponding surface temperature rise is within 1.3℃ when SVG is running at full load. The accuracy of the comprehensive thermal model is improved by 62% compared with the traditional thermal models. Consenquently, the demention volume of the cooling part designed based on the proposed method is 4.03L, which is 30% smaller than the volume of 5.7L designed by the traditional methods.

Thermal design, thermal model, forced air cooling, static var generator (SVG)

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.200821

TM762; O551

林弘毅 男，1996年生，博士研究生，主要研究方向?yàn)殡娔苜|(zhì)量、寬禁帶器件應(yīng)用。E-mail: lhy2007.11@qq.com

陳國柱 男，1967年生，教授，博士生導(dǎo)師，主要研究方向?yàn)榇蠊β孰娏﹄娮友b置及其數(shù)字控制、有源電能質(zhì)量控制技術(shù)及可再生能源發(fā)電并網(wǎng)技術(shù)。E-mail: gzchen@zju.edu.cn（通信作者）

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51777186）。

2020-07-09

2020-09-12

（編輯 陳 誠）