引言

本文將一種pin－fin式冷卻結構的IGBT和配套散熱器作為研究對象。由于pin－fin式結構上密集的散熱柱會導致流道非常復雜，為了還原散熱柱對冷卻液的擾流作用，網格需要十分密集，并且在散熱柱周圍需劃分密集的邊界層網格，如果采用三維模型進行計算，將耗費大量時間和計算成本。

本文分析的目的在于散熱效果的橫向對比，更加關注改變進出液口位置與推薦進出液口位置對IGBT散熱效果的區(qū)別，為此，本文采用一種二維模型的簡化算法來進行對比分析，有效減小計算成本，提高計算效率。

1 IGBT及散熱器結構

電驅動系統(tǒng)工作時，處于電機控制器內部的IGBT起到直流電與交流電的逆變功能，此過程會產生較大損耗，該損耗以熱能的形式產生在IGBT晶體管，晶體管焊接固定在散熱基板的一面上，散熱基板的另一面設計有密集的散熱柱，可與冷卻液直接接觸。當熱量傳遞給IGBT散熱基板時，冷卻液從散熱柱間穿過，帶走熱量，實現對IGBT晶體管和芯片的冷卻。此種帶有散熱柱的散熱基板與冷卻液直接接觸的冷卻方式稱為pin－fin冷卻方式，是目前散熱效果較好的一種冷卻方式。

本文所選用IGBT為集成式逆變模組，在散熱基板背面設有密集的散熱柱;其推薦的散熱器結構具有一個進液口和一個出液口供冷卻液進出，均布置在散熱器寬度方向的正中間位置。IGBT及散熱器結構示意圖如圖1所示。



2 散熱器結構對散熱效果影響

2.1 分析內容

在推薦的散熱器結構中，進液口與出液口均布置在散熱器寬邊的兩側，并且處于寬邊的正中間。改變進出液口位置對冷卻效果的影響是本文分析的主要內容。通過計算，在保證其余條件一致的情況下，將推薦的散熱器計算出的結果作為標準值，再將幾種有不同進出液口位置的散熱器與其進行橫向對比，比較改變進出液口位置后，散熱器對IGBT散熱效果的變化。

2.2 二維模型的提取

在進行計算前，需要對IGBT、散熱器和流道進行建模。由于散熱基板上的散熱柱分布非常密集，并且尺寸較小，在散熱柱和壁面周圍需要劃分密集的邊界層，同時，較快的冷卻液流速導致流道內會出現大面積的湍流域，為達到較好的計算效果，網格尺寸需要控制得很小。

通常情況下，若將三維模型作為計算對象，在網格劃分時會產生龐大的網格數量，可達到數千萬之多，計算需要大量的時間，對計算成本要求也很高。為此，本文在分析方法上進行了調整。由于流道內的流體可由截面在豎直方向上拉伸得到，豎直方向的尺寸遠小于水平方向的尺寸，并且冷卻液流動主要是水平方向的流動，在豎直方向的流動并不是分析所關注的重點。所以，從三維的流道中提取出拉伸截面作為用來仿真分析的二維流體模型。

在熱傳遞方面，實際熱量的傳遞是由IGBT晶體管傳遞給散熱基板，冷卻液流經散熱基板背面的冷卻柱帶走熱量，實現對IGBT的冷卻。本文并不關注熱量從晶體管傳遞給散熱基板的這個過程，僅關注冷卻液帶走散熱柱熱量這一過程，為此，將熱源設置在冷卻柱上。

至此，三維問題已經可以轉換到二維平面來解決，雖然二維模型與實際情況有所區(qū)別，但是在控制其余變量一致的條件下，已可以達到對比不同進出液口對冷卻液傳遞熱量效果的目的。IGBT集成6達個晶體管的二維仿真模型及轉換過程如圖2所示。



除了推薦的散熱器結構外，根據實際情況選擇了幾種典型的進出液口位置，并進行二維建模，進出液口的寬度為14mm，長度為18mm，流體區(qū)域尺寸為134mm×63mm，4種一進一出式二維模型如圖3所示。



2.3仿真輸入計算及設置

2.3.1材料參數及湍流模型

IGBT散熱基板及散熱柱的材料為銅，冷卻介質選擇汽車用防凍液的主要成分50∶50(體積分數)乙二醇水溶液(以下簡稱EGW)，溫度65℃，流量為8L/min，進液口寬度為14mm，高度與冷卻柱高度一致為5．8mm，材料參數密度ρ，粘度μ，熱容Cp，導熱系數k隨溫度變化曲線如圖4～圖7所示。



根據相關材料參數及以下公式，可計算出進液口的流速v、雷諾數Ｒe、水力直徑d及湍流強度I。



式中:v是流速;n是流量;a是進液口寬度;μ是粘度;b是進液口高度;d是水力直徑;Ｒe是雷諾數;I是湍流強度。

可得到進液口流量n=8L/min時，進液流速v=1．58m/s，水力直徑d=8．4mm，雷諾數Ｒe=10790，湍流強度I=5%。雷諾數大于4000，流體應為湍流。由于流動存在旋轉和較多邊界層流動，湍流模型選用可實現的k－ε模型。

2.3.2熱源參數計算

根據估算，因IGBT損耗導致的發(fā)熱功率達3000W，假設熱功率平均分布在對應區(qū)域的散熱柱上，IGBT散熱基板上共集成了6個晶體管，每個晶體管對應區(qū)域內有24個散熱柱，散熱柱為圓柱體，外徑為2．3mm，根據式(5)可計算出單位體積的發(fā)熱功率。



式中:q為單位體積發(fā)熱功率;P為總發(fā)熱功率;r為散熱柱半徑;h為散熱柱高度;n為散熱柱數量。可得到q為8．65×108W/m3。

2.3.3網格劃分

由于散熱柱及柱間尺寸較小，若要精確計算出散熱柱對冷卻液的擾流情況，需要在散熱柱及外邊緣劃分邊界層，并且需要較小的網格尺寸。本文在劃分時，邊界層設置為8層，總層高0．3mm，其余網格大小0．1mm。將圖3中4種模型依次進行網格劃分，網格邊界層劃分情況如圖8、圖9所示。通過網格質量計算可以看出，75%以上的網格質量大于0．9，網格質量較高，可以進行仿真計算。



2.4計算結果

從流速向量云圖來看，散熱柱對冷卻液的擾流作用可以較好地體現出來，流域中出現了較大面積的旋流、渦流區(qū)域，如圖10、圖11所示。



從壓力分布云圖來看，流阻呈階梯式下降，在進液口擴散區(qū)域出現最大壓力值，出液口壓力值最低，流阻計算取進液口壓力平均值與出液口壓力平均值之差。S1流體結構壓力分布云圖如圖12所示。



對S1、S2、S3、S44種結構方式進行對比，如圖13～圖16所示。從溫度分布云圖來看，S3結構方式導致冷卻液無法充分流動，出現大面積靜區(qū)，導致局部溫度過高，此結構方式極不合理，進出液口位置不應設置在寬度方向的同一側。S1方式對6個熱源區(qū)域的散熱較為平均，局部最高溫度在4種方式中最低。




IGBT各管覆蓋區(qū)域散熱柱平均溫度Tn，所有散熱柱中最高溫度Tm，所有散熱柱平均溫度Ta，及流阻p，如表1所示，Sn表示結構標號(Tn，Sn標號見圖3)。



3種結構形式下，6個晶體管分別覆蓋區(qū)域的平均溫度T1～T6的溫度曲線如圖17所示。由于S3結構屬于不合理方案，不將S3納入對比。



3種結構形式下，所有散熱柱中最高溫度Tm，所有散熱柱平均溫度Ta，及流阻p的分布曲線如圖18所示。



從圖18數據可以看出，在采用散熱器結構S1的結果中，散熱柱最高溫度最低，平均溫度最低，并且可以兼顧較低的流阻，應為最佳的進出液口設計。S2與S4方式的溫度與流阻結果相差不大，由于非對稱的進出液口布置，易出現少量區(qū)域散熱不均勻導致的局部溫度過高問題，并且相比S1方式會增大30%的流阻。而S3方式為不合理設計。

3 冷卻介質對散熱效果影響

3.1冷卻介質參數

選用水、油液、EGW3種不同冷卻介質，對比冷卻效果。水代表實驗階段常用的冷卻介質，EGW代表裝車后使用的冷卻介質，油代表當前油冷電驅動總成使用的冷卻介質。如圖19～圖22所示。



3.2參數設置

選用散熱器結構S1作為分析對象，分別將水、EGW、油三種冷卻介質以8L/min的流量，0，20℃，40℃，65℃的進液溫度進行仿真，計算流阻及散熱柱平均溫度值。油液相比水與EGW，其粘度值非常大，在0時可達到水粘度的85倍，65℃時達到水粘度的17倍，較高的粘度導致絕大部分流體區(qū)域的雷諾數已達不到湍流的標準，僅在進液口擴散區(qū)域留有小面積湍流區(qū)域，k－ε湍流模型已無法滿足油液分析的要求，所以在計算油液的散熱效果時，將湍流模型改為修正的低雷諾數模型。

3.3計算結果

油液的粘度在較低溫度時非常高，以致減少了旋轉流的區(qū)域，更多的區(qū)域趨于穩(wěn)定的流動，趨于層流狀態(tài)，如圖23所示。



從3種冷卻介質的流阻隨進液溫度變化曲線來看，如圖24所示，水的流阻最小，油液流阻最大，并且油液在低溫時流阻會急劇增大。隨著進液口溫度增加，3種介質的粘度差距變小，流阻逐漸接近?？梢杂嬎愠?，使用推薦散熱器結構時，在0～65℃范圍內，EGW相比水的流阻大20%～30%，油液相比水的流阻大38%～270%。



在3種冷卻介質下，所有散熱柱平均溫度隨進液溫度變化曲線，如圖25所示，水的散熱效果最好，油散熱效果最差，EGW與水相比，溫差始終在10℃以內。



4 結語

對于pin－fin式IGBT散熱器，進出液口布置在其寬度方向兩側的正中間是最合理的布置方式，此方式可以使所有IGBT管都能得到均衡的散熱，并且可以達到較低的流阻值;而其他的進出液口方式會導致IGBT管冷卻不均勻，會出現個別管溫度過高，并且會增大流阻。在實際設計中若采取非對稱的進出液口布置，則應尤其考慮IGBT溫度的最高限制，避免過高溫度。

冷卻介質方面，水由于較低的粘度及較高的導熱系數，冷卻效果最好，流阻也最低。65℃時，水的散熱效果比EGW的好16%，水的流阻比EGW流阻低30%;而油液的高粘度會增大流阻，同時較低的導熱系數在進行間接冷卻時的冷卻效果非常差，在IGBT的工作溫度范圍內，無法表現出油液的優(yōu)勢?？梢钥闯觯鸵翰⒉贿m用于pin－fin式的間接冷卻方式，臺架實驗過程中，控制器使用水作為冷卻介質，會得到較好的散熱效果，而整車使用EGW時，IGBT的散熱性能會相對下降，這在設計階段應該做出考慮及對策。