強脈沖功率電源熱管理技術(shù)研究

李兆輝，劉 毅,3?，張 欽,3，林福昌,3，李 化,3，戴 玲,3，王 燕,3

(1. 強電磁工程與新技術(shù)國家重點實驗室; 2. 華中科技大學(xué) 電氣與電子工程學(xué)院； 3. 脈沖功率技術(shù)教育部重點實驗室: 武漢 430074)

強脈沖功率電源廣泛應(yīng)用于高新技術(shù)研究和工業(yè)等諸多領(lǐng)域，需具備兆安量級的脈沖大電流重復(fù)頻率輸出能力。強脈沖功率電源工作于電-磁-熱-力多物理場耦合的復(fù)雜環(huán)境，重復(fù)頻率輸出脈沖電流時引發(fā)的器件熱失效已成為電源的主要故障，同時熱效應(yīng)引發(fā)的器件溫升會導(dǎo)致電源的重復(fù)輸出精度下降[1-4]。因此，需研發(fā)脈沖電源熱管理技術(shù)，保證強脈沖功率電源重復(fù)頻率輸出的可靠性與精度。

脈沖功率電源主要由脈沖電容器、晶閘管、二極管、脈沖電感及輸出電纜等部分組成[5-7]。常規(guī)的脈沖功率電源只按照單次輸出脈沖大電流進行設(shè)計，單次輸出過程中高功率器件的瞬時溫升達到數(shù)十攝氏度。應(yīng)用到重復(fù)頻率輸出時，需靠電源高功率器件自身作為熱沉吸收瞬時產(chǎn)生的熱量，短時間內(nèi)熱量存在累積，易引發(fā)器件熱失效。同時，器件溫升導(dǎo)致阻抗發(fā)生較大變化，引起電源的輸出穩(wěn)定性下降。通過增加高功率器件的體積可降低器件重復(fù)頻率工作時的溫升，但是會導(dǎo)致電源體積急劇增加。同時，由于絕緣材料自身導(dǎo)熱性能較差，器件內(nèi)部的熱累積難以快速擴散，局部溫升較高，器件仍存在較大的失效風險。

強脈沖功率電源熱管理技術(shù)屬于近年高新技術(shù)研究發(fā)展的新需求，可借鑒的研究基礎(chǔ)較少，可參考電力電子裝置中的熱管理技術(shù)[8-9]。常用的熱管理技術(shù)主要有散熱器、風扇、采用相變材料及流體散熱技術(shù)等。由于脈沖功率電源工作在高電壓、大電流工況，發(fā)熱主要集中內(nèi)部大電流通過路徑。以小型化工藝設(shè)計的脈沖電感為例，線圈一般采用環(huán)氧樹脂類絕緣材料澆筑封裝，環(huán)氧材料的導(dǎo)熱系數(shù)很低，內(nèi)部熱量難以向外發(fā)散[10-12]。此時，采用散熱器、風扇或采用相變材料的散熱方式受到限制，難以達到較好的效果。而采用流體散熱技術(shù)可以快速地將局部發(fā)熱帶走，實現(xiàn)穩(wěn)定局部與整體溫升的目的。

流體散熱技術(shù)應(yīng)用于強脈沖功率電源時，需精確分析高功率脈沖器件爆發(fā)式發(fā)熱情況，根據(jù)應(yīng)用場景設(shè)計合適的熱管理系統(tǒng)，保證電源體積的小型化。本文研究了強脈沖電流重復(fù)頻率輸出時功率器件的熱功率精確計算方法，結(jié)合流體仿真提出了熱管理系統(tǒng)的關(guān)鍵技術(shù)參數(shù)設(shè)計方法。以某爆發(fā)式重復(fù)頻率輸出脈沖功率電源的應(yīng)用需求為例，設(shè)計了一套電源熱管理系統(tǒng)，并測試了其性能，通過了現(xiàn)場重復(fù)頻率高精度輸出測試。

1 脈沖功率電源

圖1為脈沖功率電源模塊電氣原理圖及輸出電流波形。單個脈沖功率電源模塊電路原理為RLC放電，主要包括脈沖電容器C、脈沖電感L、晶閘管K、二極管D及輸出同軸電纜等。

(a) Electrical schematic diagram

(b) Output pulsed current

以某爆發(fā)式重復(fù)頻率輸出脈沖功率電源為例，其單個脈沖功率電源模塊關(guān)鍵參數(shù)如表1所列。

表1 脈沖功率電源關(guān)鍵參數(shù)Tab.1 Key parameters of pulse power source

該脈沖功率電源需具備間隔6 s，連續(xù)工作10次的能力。該脈沖功率電源共包含90個脈沖電源模塊，布置成5層，每層兩排，每排9個電源模塊。每個電源模塊每次工作產(chǎn)生的熱量為55 kJ，整個系統(tǒng)連續(xù)工作產(chǎn)生的熱量為49 500 kJ。RLC電路方程可表示為

(1)

其中：L為放電回路的電感；C為放電回路的電容；R為放電回路的等效電阻；I為放電電流；t為時間。

假設(shè)負載恒定不變，L，C不隨溫度改變，只有脈沖電感的等效串聯(lián)電阻隨溫度升高而升高，材料為銅，溫度系數(shù)α為3.93×10-3。電流幅值下降率η=ΔI/I隨溫升的變化關(guān)系如圖2所示。

圖2 電流幅值下降率與溫升關(guān)系Fig.2 Decrease rate of current amplitude vs. temperature rise

由圖2可見，峰值電流的下降率與溫升近似為線性關(guān)系，在溫升為12.6～12.7 ℃，峰值電流下降率達到了2×10-3。重頻工作時器件產(chǎn)生熱累積，造成電源內(nèi)阻增大，影響輸出電流重復(fù)的精度，同時溫升過高會引起晶閘管與二極管壽命急劇下降。因此，需研發(fā)脈沖電源熱管理技術(shù)，保證強脈沖功率電源重復(fù)頻率輸出的可靠性與精度。

根據(jù)電源重復(fù)頻率輸出脈沖電流的精度要求及保證功率器件的壽命，得到脈沖功率電源功率器件溫升的允許值。

2 高功率脈沖器件的流體散熱結(jié)構(gòu)設(shè)計

在脈沖功率電源輸出電流時，器件發(fā)熱點的熱功率難以擴散，需流體流經(jīng)發(fā)熱點，帶走熱量。電感的基本結(jié)構(gòu)有螺線管、環(huán)形螺線圈及平面螺旋線等形式。與環(huán)形螺線圈和平面螺旋線等形式的電感相比，螺線管形式的電感具有通流能力高、對外泄漏磁場小、體積小和重量輕等特點，是104～105A量級脈沖大電流電感最合適的結(jié)構(gòu)形式。脈沖電感線圈采用空心管狀導(dǎo)體繞制，空心部分通入流體，吸收放電時脈沖電感產(chǎn)生的熱量，結(jié)構(gòu)如圖3所示。晶閘管與二極管閥片不能直接通入冷卻液，采用壓接冷卻板的方法[13-14]，圖4為晶閘管與二極管流體散熱結(jié)構(gòu)設(shè)計和冷卻板結(jié)構(gòu)。冷卻板通過良好導(dǎo)熱的金屬與硅片進行熱傳導(dǎo)，在冷卻板中通入冷卻液，實現(xiàn)對晶閘管與二極管的降溫。

圖3 電感流體散熱結(jié)構(gòu)Fig.3 Fluid heat dissipation structure of inductor

(a) Fluid heat dissipation structures of thyristor and diode

(b) Fluid cooling plate structure圖4 晶閘管與二極管流體散熱結(jié)構(gòu)設(shè)計和冷卻板結(jié)構(gòu)Fig.4 Fluid heat dissipation structures of thyristor and diode and fluid cooling plate structure

脈沖電感、晶閘管及二極管產(chǎn)生的熱損耗由冷卻液吸收，冷卻液的流量決定大功率器件的溫升。計算脈沖功率器件的溫升，設(shè)計冷卻液流量，將溫升控制在允許范圍內(nèi)。流體散熱系統(tǒng)主要考慮流體回路的體積和壓力，設(shè)計泵及儲液箱等參數(shù)，設(shè)計流程如圖5所示。

圖5 流體散熱系統(tǒng)參數(shù)設(shè)計Fig.5 Parameter design of fluid heat dissipation system

3 高功率器件溫升計算

以脈沖電感為例，使用熱網(wǎng)絡(luò)模型計算其溫升，并使用有限元仿真計算進行驗證。

3.1 熱功率

在脈沖電源輸出電流的瞬間，可假設(shè)脈沖電感瞬時發(fā)熱均由銅吸收，此時銅導(dǎo)體的熱功率P(t)可表示為

P(t)=I2(t)R

(2)

脈沖電感放電過程的發(fā)熱量Q可表示為

(3)

3.2 流體運動狀態(tài)

流體的運動狀態(tài)使用雷諾數(shù)Re判斷，對流換熱系數(shù)，即溫度系數(shù)α可表示為

(4)

(5)

其中：ρ為流體密度；v為水的流速；d為水道的直徑；η為水的黏性系數(shù)；Nu為努爾賽數(shù)(與Re成正比)；λ為流體導(dǎo)熱系數(shù)。根據(jù)牛頓冷卻公式，水管對流表面的單位面積換熱量可表示為

(6)

其中：q為單位面積換熱量； ΔT為壁溫與流體平均溫度的溫差。

流體本身存在著黏滯性，須施加壓力才能克服水道對流體產(chǎn)生的阻力。將冷卻系統(tǒng)的壓力損失分成克服沿水道阻力的壓力損失和水道形式發(fā)生變化而產(chǎn)生的局部壓力損失2類。冷卻系統(tǒng)的壓力損失可表示為

(7)

其中： Δp為總壓力損失； Δp1為沿水道壓力損失； Δp2為局部壓力損失；μ為摩擦系數(shù)；l為水道長度；ζ為局部損耗系數(shù)。

當冷卻液流速增加時，對流換熱系數(shù)增大，吸熱功率增大，但壓力損失也隨之增大，需選取合適的泵提供冷卻液壓力。

3.3 基于熱網(wǎng)絡(luò)模型的溫升計算

脈沖電流流過脈沖電感的電阻損耗是脈沖電感溫升的主要熱源，產(chǎn)生的熱通過傳導(dǎo)、對流等形式向外散發(fā)，忽略輻射散熱過程，具體來說從線圈的內(nèi)部到線圈表面和絕緣封裝的熱量是靠熱傳導(dǎo)的形式散出的，從線圈表面到冷卻介質(zhì)空氣的散熱主要是通過對流和傳導(dǎo)復(fù)合換熱形式。

溫度場的導(dǎo)熱遵循傳熱方程表示為

(8)

(9)

其中：ρ1，C1，λ1，T1，μ分別為冷卻液密度、比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)、溫度和流速；ρ2，C2，λ2，T2，Q2分別為各固體部分的密度、比熱容、導(dǎo)熱系數(shù)、溫度和熱流量。

實際應(yīng)用中，考慮到解析法中熱路與電路的類比關(guān)系，可采用熱網(wǎng)絡(luò)模型法[15-19]將熱路模型轉(zhuǎn)化為電路模型，來求解脈沖電感溫度變化，計算量少，實用性強。電參數(shù)與熱參數(shù)對偶如表2所列。

表2 電參數(shù)與熱參數(shù)對偶表Tab.2 Dual table of electrical parameters and thermal parameters

根據(jù)上述分析，搭建脈沖電感的熱阻抗網(wǎng)絡(luò)模型，如圖6所示，計算在脈沖功率電源放電過程中脈沖電感溫升變化。

圖6 脈沖電感的熱網(wǎng)絡(luò)模型Fig.6 Thermal network model of impulse inductors

圖6中：Rc-1為線圈到絕緣封裝界面的熱阻；Rc-2為線圈到冷卻液壁面的熱阻；Ri為絕緣封裝的熱阻；Rf為冷卻液的熱阻；Ci，Cc，Cf分別為絕緣封裝、線圈和冷卻液的熱容；Tf為冷卻液平均溫度；Ti為絕緣封裝表面溫度；Tc為脈沖電感線圈的溫升。脈沖放電過程中，電流急劇增加，需考慮各結(jié)構(gòu)熱容的影響，可根據(jù)熱網(wǎng)絡(luò)模型列出節(jié)點狀態(tài)方程，表示為

(10)

整理成矩陣形式，為

(11)

其中：

(12)

(13)

(14)

(15)

(16)

設(shè)初值為T(t0)=T0，解為

(17)

結(jié)合冷卻液平均溫度Tf與絕緣封裝表面溫度Ti，可求解出脈沖電感線圈的溫升變化。

3.4 基于流體傳熱的有限元計算

冷卻液的雷諾數(shù)Re較大，流動選擇湍流模型，采用標準k-ε方程。

傳熱邊界條件：對于脈沖電感的溫升計算，忽略導(dǎo)熱性能較差封裝絕緣材料的導(dǎo)熱過程，且忽略輻射散熱的影響。對于晶閘管與二極管，忽略銅基座和周圍空氣的熱交換，且忽略輻射散熱的影響。忽略導(dǎo)熱性能較差的陶瓷襯套的導(dǎo)熱過程，忽略從硅片、鉬片和銅基座的圓柱側(cè)面通過晶閘管與二極管內(nèi)部惰性氣體所散失的熱量。

入口邊界條件：選擇流速入口，假設(shè)入口處水的流速均勻分布，即入口平面各點的速度大小和方向相同。

熱源邊界條件：電感為體積熱源，晶閘管與二極管硅層為體積熱源，僅在脈沖功率電源放電期間發(fā)熱，在放電完成到下一次放電開始期間熱功率為0。

初始溫度條件：脈沖功率電源功率器件及通入的冷卻液的初始溫度均為25 ℃。

根據(jù)有限元仿真，驗證熱網(wǎng)絡(luò)模型計算結(jié)果，調(diào)整冷卻液流量，使脈沖電感、晶閘管和二極管的溫升控制在允許范圍內(nèi)，以滿足脈沖功率電源的重復(fù)頻率輸出需求。

3.5 溫升計算

以脈沖電感為例，使用熱網(wǎng)絡(luò)模型計算溫升，并使用有限元計算進行驗證，脈沖電感中間空心部分通入冷卻液，冷卻液為純水，初始溫度為25 ℃，通入冷卻液流速為4 L·min-1。脈沖電感采用空心螺線管式結(jié)構(gòu)，內(nèi)徑為6 mm，外徑為14 mm，匝數(shù)為18，螺旋半徑為125 mm，螺距為22.5 mm。外部采用環(huán)氧樹脂絕緣材料澆筑封裝，內(nèi)部通入冷卻液，各部分材料的物理性參數(shù)如表3所列。

表3 脈沖電感各部分材料的熱物性參數(shù)Tab.3 Thermophysical parameters of materials for various parts of pulse inductor

當冷卻液流速為4 L·min-1時，搭建熱網(wǎng)絡(luò)模型，計算線圈溫升，與有限元仿真計算對比如圖7所示。截取其中一段線圈，溫度分布如圖8所示。

圖7 熱網(wǎng)絡(luò)模型與有限元仿真計算對比Fig.7 Thermal network model and finite element simulation calculation

(a) End of the first discharge

(b) Before the second discharge

(c) End of the second discharge

(d) Before the third discharge

(e) End of the third discharge

(f) Before the fourth discharge圖8 脈沖電感線圈溫度分布Fig.8 Temperature distribution of pulse inductor coil

不同流速下，脈沖電感線圈溫升隨時間的變化關(guān)系如圖9所示，主要關(guān)注每次放電結(jié)束與下次放電前的溫度。10次放電后，脈沖電感線圈最大溫升隨流速的變化關(guān)系如圖10所示。

圖9 不同流速下脈沖電感線圈的溫升隨時間的變化關(guān)系Fig.9 Temperature rise of pulse inductance coil vs. time under different coolant flow rates

圖10 脈沖電感線圈最大溫升隨流速的變化關(guān)系Fig.10 Maximum temperature rise of pulse inductance coil vs. flow rate

由圖9和圖10可見，脈沖電感在不加冷卻液時，第一次放電最高溫升為8.9 ℃，6 s后溫升為7.0 ℃，意味著每次放電有約7 ℃的溫度累積，10次重頻放電后最高溫升達65.5 ℃，會嚴重影響脈沖功率電源輸出精度。當流速為4 L·min-1時，3次放電后溫度保持周期性穩(wěn)定，之后每次脈沖放電最高溫升為11.7 ℃，在下一個工作點到來之前可恢復(fù)到3.2 ℃，滿足電源模塊輸入的均衡性要求。在實際配置方案中，電感冷卻液流速為5 L·min-1時，可滿足設(shè)備運行要求。

對于晶閘管，脈沖功率電源重復(fù)頻率運行時，環(huán)境溫度為25 ℃，不加冷卻液時，第一次放電最高溫升達到90 ℃，6秒之后溫升約為4.1 ℃，意味著不加散熱器，每次放電晶閘管都將有約4 ℃的溫升累積，10次重頻放電后最高溫升達到130 ℃，嚴重影響晶閘管壽命。當冷卻液流速為5 L·min-1時，2次放電后溫升保持周期性穩(wěn)定，每次放電最高溫升為96 ℃，在下一個工作點到來之前可恢復(fù)到7.0 ℃，散熱滿足需求。在晶閘管能滿足通流要求的情況下，采用同尺寸的二極管也能滿足同等工況的要求。

4 基于流體散熱的脈沖功率電源熱管理系統(tǒng)

4.1 系統(tǒng)組成

流體散熱系統(tǒng)利用流體流動吸熱帶走熱量。流體散熱系統(tǒng)主要由泵、儲液箱、離子交換器、氣液分離器、冷液機、調(diào)節(jié)閥、控制裝置及測量裝置等組成，系統(tǒng)組成如圖11所示。常用的冷卻液有去離子水和乙二醇溶液等。離子交換器用于降低內(nèi)冷卻液的電導(dǎo)率，使之符合要求。氣液分離器用于除去冷卻管路中出現(xiàn)的氣泡。測量與控制裝置用于監(jiān)測每層電源模塊冷卻液的進口溫度、進口壓力、進口電導(dǎo)率、出口溫度和出口壓力，并設(shè)置內(nèi)外冷卻液各部分溫度的相關(guān)參數(shù)，實現(xiàn)對電源模塊溫度的監(jiān)控與保護，并在系統(tǒng)發(fā)生故障時控制裝置發(fā)出聲光報警信號。

流體散熱裝置設(shè)置儲液箱和冷液機，儲液箱中的冷卻液吸收脈沖功率電源工作時產(chǎn)生的熱量，儲液箱中放置足夠多的冷卻液，確保在一次爆發(fā)式輸出工況內(nèi)吸收脈沖電源的全部發(fā)熱，維持裝置內(nèi)冷卻液的溫升，進而保證脈沖電源輸出電氣參數(shù)的穩(wěn)定性。脈沖電源工作一定周期后，冷卻液溫度升高，開啟冷液機，可將儲液箱中冷卻液的溫度降低，為下一次工作做準備，保證脈沖功率電源可持續(xù)工作。

圖11 流體散熱系統(tǒng)結(jié)構(gòu)Fig.11 Structure of fluid cooling system

4.2 參數(shù)選擇

泵為整個流體散熱系統(tǒng)提供液壓，壓力損失主要存在于脈沖電感，晶閘管和二極管的冷卻板中，在管道等處也有一定壓力損失。以脈沖電感為例，單個脈沖電感的壓力損失隨冷卻液流速的變化關(guān)系如圖12所示。根據(jù)冷卻液的流量，結(jié)合不同流量下管道的壓力損失，選取合適的泵的參數(shù)，滿足整個流體散熱系統(tǒng)流體壓力需求。

圖12 脈沖電感壓力損失隨冷卻液流速的變化關(guān)系Fig.12 Pulse inductance pressure loss vs. coolant flow rate

按照重復(fù)頻率輸出10次脈沖電源的熱累積及允許溫升計算儲液箱的體積。脈沖功率電源工作產(chǎn)生的熱損耗由儲液箱中的冷卻液吸收，脈沖功率電源工作一個周期內(nèi)，液冷系統(tǒng)吸收的熱量Q可表示為

Q=cmΔT

(18)

其中：c為冷卻液的比熱容；m為冷卻液的質(zhì)量。在設(shè)計時，根據(jù)爆發(fā)式重復(fù)頻率輸出時脈沖電源產(chǎn)生的熱損耗及允許的溫升，可計算得到冷卻液的質(zhì)量，進而得到儲液箱的體積。

儲液箱為筒狀結(jié)構(gòu)，儲液箱的出液口位于儲液箱下部，回液口位于儲液箱上部，可使儲液箱中的冷卻液混合均勻，同時又保證出液口的溫度始終最低。儲液箱需具有足夠的耐壓性能，利用有限元器件進行仿真，以液壓為輸入，分析儲液箱的應(yīng)力與形變，使其滿足設(shè)計需求。根據(jù)溫升計算，單個脈沖功率電源運行時，冷卻液流速為5 L·min-1，選取的泵與儲液箱的關(guān)鍵參數(shù)如表4所列。泵和儲液箱的參數(shù)選擇具有一定的裕度，保證脈沖功率電源的可靠運行。

表4 泵和儲液箱的關(guān)鍵參數(shù)Tab.4 Key parameters of pump and reservoir

5 結(jié)論

本文提出了基于流體散熱的強脈沖功率電源熱管理方法，并對脈沖功率電源流體散熱系統(tǒng)的設(shè)計進行了分析，以某爆發(fā)式重復(fù)頻率輸出脈沖功率電源應(yīng)用為例，設(shè)計了熱管理系統(tǒng)的關(guān)鍵參數(shù)。

不加熱管理情況下，在脈沖功率電源重復(fù)頻率運行時，脈沖電感、晶閘管及二極管均存在較大的溫升累積，影響脈沖功率電源的重復(fù)頻率輸出精度，并存在較大的晶閘管和二極管熱失效的風險。

通過脈沖功率電源關(guān)鍵器件發(fā)熱功率計算與流體系統(tǒng)的熱傳導(dǎo)分析，合理設(shè)計冷卻液的體積和流速等，可將脈沖功率電源的溫度控制在有效范圍內(nèi)。當冷卻液流速為4 L·min-1時，脈沖電感最高溫升為11.33 ℃；當冷卻液流速為5 L·min-1時，晶閘管最高溫升為96 ℃；實際運行時，冷卻液流速為5 L·min-1，能保證脈沖電流輸出精度及脈沖功率器件的壽命，保證脈沖功率電源可靠運行。

本文設(shè)計了脈沖功率電源熱管理系統(tǒng)結(jié)構(gòu)及關(guān)鍵參數(shù)，能保證脈沖功率電源可靠運行，需進一步考慮環(huán)境因素、絕緣、抗振動等方面的要求。