結(jié)構(gòu)與冷卻介質(zhì)對車載電機(jī)控制器散熱的影響

霍 達(dá)，翟黎明，張?jiān)疥?/p>

(東風(fēng)汽車公司技術(shù)中心，武漢 430000)

0 引 言

新能源汽車的電機(jī)控制器在運(yùn)行中會(huì)產(chǎn)生較大熱量，能否進(jìn)行高效的散熱直接關(guān)系到電機(jī)及整車的正常運(yùn)行。絕緣柵雙極晶體管(以下簡稱IGBT)作為新能源汽車電驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)中的核心器件，運(yùn)行溫度是影響其性能和可靠性的關(guān)鍵因素，如何合理設(shè)計(jì)IGBT散熱器的結(jié)構(gòu)是至關(guān)重要的。

目前，市面銷售的pin-fin式冷卻結(jié)構(gòu)的IGBT在其說明書中都介紹有推薦的散熱器設(shè)計(jì)方式及詳細(xì)尺寸，但是在實(shí)際設(shè)計(jì)中，受限于電驅(qū)動(dòng)總成自身緊湊的結(jié)構(gòu)布置和整車邊界的限制，散熱器結(jié)構(gòu)難以完全按照推薦的方式及尺寸進(jìn)行設(shè)計(jì)，尤其體現(xiàn)在冷卻液進(jìn)出口的位置布置，極大受限于整車?yán)鋮s系統(tǒng)的管路設(shè)計(jì)，這就導(dǎo)致改變冷卻液進(jìn)出口后的散熱器結(jié)構(gòu)與推薦散熱器結(jié)構(gòu)相比，對IGBT的散熱效果會(huì)存在差異。所以，可以將改變進(jìn)出液口位置后散熱器結(jié)構(gòu)的散熱效果與推薦散熱器結(jié)構(gòu)相對比來評估此差異。

同時(shí)，一款電驅(qū)動(dòng)產(chǎn)品從研發(fā)、實(shí)驗(yàn)到量產(chǎn)的過程中，每個(gè)階段所采用的冷卻介質(zhì)通常不是唯一的。臺(tái)架實(shí)驗(yàn)階段通常使用自來水作為冷卻介質(zhì)，但由于水存在凝點(diǎn)高、易結(jié)垢的問題，搭載到實(shí)車上時(shí)冷卻液采用乙二醇水溶液，即防凍液的主要成分。隨著電驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)功率越來越高，散熱需求逐漸增大，使用油冷方式冷卻的電驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)也越來越多。由于水、乙二醇水溶液和油液的密度、導(dǎo)熱系數(shù)、粘度不同，尤其在低溫情況下，粘度的差異較大，這就導(dǎo)致IGBT在實(shí)驗(yàn)階段得到的數(shù)據(jù)與裝車后的實(shí)際表現(xiàn)會(huì)出現(xiàn)差異，所以，通過比較不同冷卻介質(zhì)對IGBT散熱效果的影響來評估此差異。

文獻(xiàn)[1-3]對不同結(jié)構(gòu)的散熱器進(jìn)行了散熱效果、流阻的對比；文獻(xiàn)[4]對比了湍流模型和層流模型對IGBT散熱的影響；文獻(xiàn)[5]對車載電機(jī)控制器的IGBT進(jìn)行了熱仿真計(jì)算，并與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了對比；文獻(xiàn)[6]對比了網(wǎng)格尺寸對IGBT散熱計(jì)算的影響。目前，各汽車主機(jī)廠對pin-fin式IGBT進(jìn)行熱仿真通常使用的是三維模型，網(wǎng)格數(shù)量會(huì)達(dá)到千萬級，較高的網(wǎng)格數(shù)量需要花費(fèi)較長的時(shí)間。并且當(dāng)前對車載電機(jī)控制器散熱的研究中，并未考慮到汽車在不同研發(fā)階段中使用冷卻介質(zhì)的改變對散熱造成的影響。

本文將一種pin-fin式冷卻結(jié)構(gòu)的IGBT和配套散熱器作為研究對象。由于pin-fin式結(jié)構(gòu)上密集的散熱柱會(huì)導(dǎo)致流道非常復(fù)雜，為了還原散熱柱對冷卻液的擾流作用，網(wǎng)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(wǎng)格，如果采用三維模型進(jìn)行計(jì)算，將耗費(fèi)大量時(shí)間和計(jì)算成本。

本文分析的目的在于散熱效果的橫向?qū)Ρ龋雨P(guān)注改變進(jìn)出液口位置與推薦進(jìn)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(jìn)行對比分析，有效減小計(jì)算成本，提高計(jì)算效率。

1 IGBT及散熱器結(jié)構(gòu)

電驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)工作時(shí)，處于電機(jī)控制器內(nèi)部的IGBT起到直流電與交流電的逆變功能，此過程會(huì)產(chǎn)生較大損耗，該損耗以熱能的形式產(chǎn)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(shè)計(jì)有密集的散熱柱，可與冷卻液直接接觸。當(dāng)熱量傳遞給IGBT散熱基板時(shí)，冷卻液從散熱柱間穿過，帶走熱量，實(shí)現(xiàn)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(shè)有密集的散熱柱；其推薦的散熱器結(jié)構(gòu)具有一個(gè)進(jìn)液口和一個(gè)出液口供冷卻液進(jìn)出，均布置在散熱器寬度方向的正中間位置。IGBT及散熱器結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。

圖1 IGBT及散熱器結(jié)構(gòu)示意圖

2 散熱器結(jié)構(gòu)對散熱效果影響

2.1 分析內(nèi)容

在推薦的散熱器結(jié)構(gòu)中，進(jìn)液口與出液口均布置在散熱器寬邊的兩側(cè)，并且處于寬邊的正中間。改變進(jìn)出液口位置對冷卻效果的影響是本文分析的主要內(nèi)容。通過計(jì)算，在保證其余條件一致的情況下，將推薦的散熱器計(jì)算出的結(jié)果作為標(biāo)準(zhǔn)值，再將幾種有不同進(jìn)出液口位置的散熱器與其進(jìn)行橫向?qū)Ρ?，比較改變進(jìn)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(jìn)行計(jì)算前，需要對IGBT、散熱器和流道進(jìn)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?jiǎng)澐置芗倪吔鐚樱瑫r(shí)，較快的冷卻液流速導(dǎo)致流道內(nèi)會(huì)出現(xiàn)大面積的湍流域，為達(dá)到較好的計(jì)算效果，網(wǎng)格尺寸需要控制得很小。通常情況下，若將三維模型作為計(jì)算對象，在網(wǎng)格劃分時(shí)會(huì)產(chǎn)生龐大的網(wǎng)格數(shù)量，可達(dá)到數(shù)千萬之多，計(jì)算需要大量的時(shí)間，對計(jì)算成本要求也很高。

為此，本文在分析方法上進(jìn)行了調(diào)整。由于流道內(nèi)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(yuǎn)小于水平方向的尺寸，并且冷卻液流動(dòng)主要是水平方向的流動(dòng)，在豎直方向的流動(dòng)并不是分析所關(guān)注的重點(diǎn)。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(shí)際熱量的傳遞是由IGBT晶體管傳遞給散熱基板，冷卻液流經(jīng)散熱基板背面的冷卻柱帶走熱量，實(shí)現(xiàn)對IGBT的冷卻。本文并不關(guān)注熱量從晶體管傳遞給散熱基板的這個(gè)過程，僅關(guān)注冷卻液帶走散熱柱熱量這一過程，為此，將熱源設(shè)置在冷卻柱上。

至此，三維問題已經(jīng)可以轉(zhuǎn)換到二維平面來解決，雖然二維模型與實(shí)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(dá)到對比不同進(jìn)出液口對冷卻液傳遞熱量效果的目的。IGBT集成6個(gè)晶體管的二維仿真模型及轉(zhuǎn)換過程如圖2所示。

圖2 二維模型轉(zhuǎn)換過程

除了推薦的散熱器結(jié)構(gòu)外，根據(jù)實(shí)際情況選擇了幾種典型的進(jìn)出液口位置，并進(jìn)行二維建模，進(jìn)出液口的寬度為14 mm，長度為18 mm，流體區(qū)域尺寸為134 mm×63 mm，4種一進(jìn)一出式二維模型如圖3所示。

圖3 分析對象建模

2.3 仿真輸入計(jì)算及設(shè)置

2.3.1 材料參數(shù)及湍流模型

IGBT散熱基板及散熱柱的材料為銅，冷卻介質(zhì)選擇汽車用防凍液的主要成分50∶50(體積分?jǐn)?shù))乙二醇水溶液(以下簡稱EGW)，溫度65 ℃，流量為8 L/min，進(jìn)液口寬度為14 mm，高度與冷卻柱高度一致為5.8 mm，材料參數(shù)密度ρ，粘度μ，熱容Cp，導(dǎo)熱系數(shù)k隨溫度變化曲線如圖4～圖7所示。

圖4 粘度-溫度曲線

圖5 密度-溫度曲線

圖6 導(dǎo)熱系數(shù)-溫度曲線

圖7 熱容-溫度曲線

根據(jù)相關(guān)材料參數(shù)及以下公式，可計(jì)算出進(jìn)液口的流速v、雷諾數(shù)Re、水力直徑d及湍流強(qiáng)度I[4]。

(1)

(2)

(3)

(4)

式中：v是流速；n是流量；a是進(jìn)液口寬度；μ是粘度；b是進(jìn)液口高度；d是水力直徑；Re是雷諾數(shù)；I是湍流強(qiáng)度[5]。

可得到進(jìn)液口流量n=8 L/min時(shí)，進(jìn)液流速v=1.58 m/s，水力直徑d=8.4 mm，雷諾數(shù)Re=10 790，湍流強(qiáng)度I=5%。雷諾數(shù)大于4 000，流體應(yīng)為湍流。由于流動(dòng)存在旋轉(zhuǎn)和較多邊界層流動(dòng)，湍流模型選用可實(shí)現(xiàn)的k-ε模型。

2.3.2 熱源參數(shù)計(jì)算

根據(jù)估算，因IGBT損耗導(dǎo)致的發(fā)熱功率達(dá)3 000 W，假設(shè)熱功率平均分布在對應(yīng)區(qū)域的散熱柱上，IGBT散熱基板上共集成了6個(gè)晶體管，每個(gè)晶體管對應(yīng)區(qū)域內(nèi)有24個(gè)散熱柱，散熱柱為圓柱體，外徑為2.3 mm，根據(jù)式(5)可計(jì)算出單位體積的發(fā)熱功率。

(5)

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(shù)量?？傻玫絨為8.65×108W/m3。

2.3.3 網(wǎng)格劃分

由于散熱柱及柱間尺寸較小，若要精確計(jì)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(wǎng)格尺寸。本文在劃分時(shí)，邊界層設(shè)置為8層，總層高0.3 mm，其余網(wǎng)格大小0.1 mm。將圖3中4種模型依次進(jìn)行網(wǎng)格劃分，網(wǎng)格邊界層劃分情況如圖8、圖9所示。通過網(wǎng)格質(zhì)量計(jì)算可以看出，75%以上的網(wǎng)格質(zhì)量大于0.9，網(wǎng)格質(zhì)量較高，可以進(jìn)行仿真計(jì)算。

圖8 散熱柱邊界層網(wǎng)格

圖9 外壁邊界層網(wǎng)格2.4 計(jì)算結(jié)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(xiàn)出來，流域中出現(xiàn)了較大面積的旋流、渦流區(qū)域，如圖10、圖11所示。

圖10 流速向量云圖

圖11 邊緣處流速向量云圖 從壓力分布云圖來看，流阻呈階梯式下降，在進(jìn)液口擴(kuò)散區(qū)域出現(xiàn)最大壓力值，出液口壓力值最低，流阻計(jì)算取進(jìn)液口壓力平均值與出液口壓力平均值之差。S1流體結(jié)構(gòu)壓力分布云圖如圖12所示。

圖12 S1結(jié)構(gòu)壓力云圖

對S1、S2、S3、S4 4種結(jié)構(gòu)方式進(jìn)行對比，如圖13～圖16所示。從溫度分布云圖來看，S3結(jié)構(gòu)方式導(dǎo)致冷卻液無法充分流動(dòng)，出現(xiàn)大面積靜區(qū)，導(dǎo)致局部溫度過高，此結(jié)構(gòu)方式極不合理，進(jìn)出液口位置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(jié)構(gòu)標(biāo)號(Tn標(biāo)號見圖2，Sn標(biāo)號見圖3)。

表1 IGBT各管溫度及流阻

圖13 S1方式流速與溫度云圖

圖14 S2方式流速與溫度云圖

圖15 S3方式流速與溫度云圖

圖16 S4方式流速與溫度云圖不應(yīng)設(shè)置在寬度方向的同一側(cè)。S1方式對6個(gè)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。

3種結(jié)構(gòu)形式下，6個(gè)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(jié)構(gòu)屬于不合理方案，不將S3納入對比。

圖17 不同結(jié)構(gòu)下晶體管溫度曲線

3種結(jié)構(gòu)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。

圖18 不同結(jié)構(gòu)下溫度及流阻曲線

從圖18數(shù)據(jù)可以看出，在采用散熱器結(jié)構(gòu)S1的結(jié)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(yīng)為最佳的進(jìn)出液口設(shè)計(jì)。S2與S4方式的溫度與流阻結(jié)果相差不大，由于非對稱的進(jìn)出液口布置，易出現(xiàn)少量區(qū)域散熱不均勻?qū)е碌木植繙囟冗^高問題，并且相比S1方式會(huì)增大30%的流阻。而S3方式為不合理設(shè)計(jì)。

3 冷卻介質(zhì)對散熱效果影響

3.1 冷卻介質(zhì)參數(shù)

選用水、油液、EGW 3種不同冷卻介質(zhì)，對比冷卻效果。水代表實(shí)驗(yàn)階段常用的冷卻介質(zhì)，EGW代表裝車后使用的冷卻介質(zhì)，油代表當(dāng)前油冷電驅(qū)動(dòng)總成使用的冷卻介質(zhì)。如圖19～圖22所示。

圖19 粘度-溫度曲線

圖20 密度-溫度曲線

圖21 導(dǎo)熱系數(shù)-溫度曲線

圖22 熱容-溫度曲線3.2 參數(shù)設(shè)置

選用散熱器結(jié)構(gòu)S1作為分析對象，分別將水、EGW、油三種冷卻介質(zhì)以8 L/min的流量，0，20 ℃，40 ℃，65 ℃的進(jìn)液溫度進(jìn)行仿真，計(jì)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(shí)可達(dá)到水粘度的85倍，65 ℃時(shí)達(dá)到水粘度的17倍，較高的粘度導(dǎo)致絕大部分流體區(qū)域的雷諾數(shù)已達(dá)不到湍流的標(biāo)準(zhǔn)，僅在進(jìn)液口擴(kuò)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(jì)算油液的散熱效果時(shí)，將湍流模型改為修正的低雷諾數(shù)模型。

3.3 計(jì)算結(jié)果

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

圖23 流速向量云圖(油，0 ℃)

從3種冷卻介質(zhì)的流阻隨進(jìn)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(shí)流阻會(huì)急劇增大。隨著進(jìn)液口溫度增加，3種介質(zhì)的粘度差距變小，流阻逐漸接近?？梢杂?jì)算出，使用推薦散熱器結(jié)構(gòu)時(shí)，在0～65 ℃范圍內(nèi)，EGW相比水的流阻大20%～30%，油液相比水的流阻大38%～270%。

圖24 流阻-進(jìn)液溫度曲線

在3種冷卻介質(zhì)下，所有散熱柱平均溫度隨進(jìn)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(nèi)。

圖25 散熱柱平均溫度-進(jìn)液溫度曲線

4 結(jié) 語

對于pin-fin式IGBT散熱器，進(jìn)出液口布置在其寬度方向兩側(cè)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(dá)到較低的流阻值；而其他的進(jìn)出液口方式會(huì)導(dǎo)致IGBT管冷卻不均勻，會(huì)出現(xiàn)個(gè)別管溫度過高，并且會(huì)增大流阻。在實(shí)際設(shè)計(jì)中若采取非對稱的進(jìn)出液口布置，則應(yīng)尤其考慮IGBT溫度的最高限制，避免過高溫度。

冷卻介質(zhì)方面，水由于較低的粘度及較高的導(dǎo)熱系數(shù)，冷卻效果最好，流阻也最低。65 ℃時(shí)，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(huì)增大流阻，同時(shí)較低的導(dǎo)熱系數(shù)在進(jìn)行間接冷卻時(shí)的冷卻效果非常差，在IGBT的工作溫度范圍內(nèi)，無法表現(xiàn)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(tái)架實(shí)驗(yàn)過程中，控制器使用水作為冷卻介質(zhì)，會(huì)得到較好的散熱效果，而整車使用EGW時(shí)，IGBT的散熱性能會(huì)相對下降，這在設(shè)計(jì)階段應(yīng)該做出考慮及對策。