结构与冷却介质对车载电机控制器散热的影响

引言

本文将一种pin－fin式冷却结构的IGBT和配套散热器作为研究对象。由于pin－fin式结构上密集的散热柱会导致流道非常复杂，为了还原散热柱对冷却液的扰流作用，网格需要十分密集，并且在散热柱周围需划分密集的边界层网格，如果采用三维模型进行计算，将耗费大量时间和计算成本。

本文分析的目的在于散热效果的横向对比，更加关注改变进出液口位置与推荐进出液口位置对IGBT散热效果的区别，为此，本文采用一种二维模型的简化算法来进行对比分析，有效减小计算成本，提高计算效率。

1 IGBT及散热器结构

电驱动系统工作时，处于电机控制器内部的IGBT起到直流电与交流电的逆变功能，此过程会产生较大损耗，该损耗以热能的形式产生在IGBT晶体管，晶体管焊接固定在散热基板的一面上，散热基板的另一面设计有密集的散热柱，可与冷却液直接接触。当热量传递给IGBT散热基板时，冷却液从散热柱间穿过，带走热量，实现对IGBT晶体管和芯片的冷却。此种带有散热柱的散热基板与冷却液直接接触的冷却方式称为pin－fin冷却方式，是目前散热效果较好的一种冷却方式。

本文所选用IGBT为集成式逆变模组，在散热基板背面设有密集的散热柱;其推荐的散热器结构具有一个进液口和一个出液口供冷却液进出，均布置在散热器宽度方向的正中间位置。IGBT及散热器结构示意图如图1所示。



2 散热器结构对散热效果影响

2.1 分析内容

在推荐的散热器结构中，进液口与出液口均布置在散热器宽边的两侧，并且处于宽边的正中间。改变进出液口位置对冷却效果的影响是本文分析的主要内容。通过计算，在保证其余条件一致的情况下，将推荐的散热器计算出的结果作为标准值，再将几种有不同进出液口位置的散热器与其进行横向对比，比较改变进出液口位置后，散热器对IGBT散热效果的变化。

2.2 二维模型的提取

在进行计算前，需要对IGBT、散热器和流道进行建模。由于散热基板上的散热柱分布非常密集，并且尺寸较小，在散热柱和壁面周围需要划分密集的边界层，同时，较快的冷却液流速导致流道内会出现大面积的湍流域，为达到较好的计算效果，网格尺寸需要控制得很小。

通常情况下，若将三维模型作为计算对象，在网格划分时会产生庞大的网格数量，可达到数千万之多，计算需要大量的时间，对计算成本要求也很高。为此，本文在分析方法上进行了调整。由于流道内的流体可由截面在竖直方向上拉伸得到，竖直方向的尺寸远小于水平方向的尺寸，并且冷却液流动主要是水平方向的流动，在竖直方向的流动并不是分析所关注的重点。所以，从三维的流道中提取出拉伸截面作为用来仿真分析的二维流体模型。

在热传递方面，实际热量的传递是由IGBT晶体管传递给散热基板，冷却液流经散热基板背面的冷却柱带走热量，实现对IGBT的冷却。本文并不关注热量从晶体管传递给散热基板的这个过程，仅关注冷却液带走散热柱热量这一过程，为此，将热源设置在冷却柱上。

至此，三维问题已经可以转换到二维平面来解决，虽然二维模型与实际情况有所区别，但是在控制其余变量一致的条件下，已可以达到对比不同进出液口对冷却液传递热量效果的目的。IGBT集成6达个晶体管的二维仿真模型及转换过程如图2所示。



除了推荐的散热器结构外，根据实际情况选择了几种典型的进出液口位置，并进行二维建模，进出液口的宽度为14mm，长度为18mm，流体区域尺寸为134mm×63mm，4种一进一出式二维模型如图3所示。



2.3仿真输入计算及设置

2.3.1材料参数及湍流模型

IGBT散热基板及散热柱的材料为铜，冷却介质选择汽车用防冻液的主要成分50∶50(体积分数)乙二醇水溶液(以下简称EGW)，温度65℃，流量为8L/min，进液口宽度为14mm，高度与冷却柱高度一致为5．8mm，材料参数密度ρ，粘度μ，热容Cp，导热系数k随温度变化曲线如图4～图7所示。



根据相关材料参数及以下公式，可计算出进液口的流速v、雷诺数Ｒe、水力直径d及湍流强度I。



式中:v是流速;n是流量;a是进液口宽度;μ是粘度;b是进液口高度;d是水力直径;Ｒe是雷诺数;I是湍流强度。

可得到进液口流量n=8L/min时，进液流速v=1．58m/s，水力直径d=8．4mm，雷诺数Ｒe=10790，湍流强度I=5%。雷诺数大于4000，流体应为湍流。由于流动存在旋转和较多边界层流动，湍流模型选用可实现的k－ε模型。

2.3.2热源参数计算

根据估算，因IGBT损耗导致的发热功率达3000W，假设热功率平均分布在对应区域的散热柱上，IGBT散热基板上共集成了6个晶体管，每个晶体管对应区域内有24个散热柱，散热柱为圆柱体，外径为2．3mm，根据式(5)可计算出单位体积的发热功率。



式中:q为单位体积发热功率;P为总发热功率;r为散热柱半径;h为散热柱高度;n为散热柱数量。可得到q为8．65×108W/m3。

2.3.3网格划分

由于散热柱及柱间尺寸较小，若要精确计算出散热柱对冷却液的扰流情况，需要在散热柱及外边缘划分边界层，并且需要较小的网格尺寸。本文在划分时，边界层设置为8层，总层高0．3mm，其余网格大小0．1mm。将图3中4种模型依次进行网格划分，网格边界层划分情况如图8、图9所示。通过网格质量计算可以看出，75%以上的网格质量大于0．9，网格质量较高，可以进行仿真计算。



2.4计算结果

从流速向量云图来看，散热柱对冷却液的扰流作用可以较好地体现出来，流域中出现了较大面积的旋流、涡流区域，如图10、图11所示。



从压力分布云图来看，流阻呈阶梯式下降，在进液口扩散区域出现最大压力值，出液口压力值最低，流阻计算取进液口压力平均值与出液口压力平均值之差。S1流体结构压力分布云图如图12所示。



对S1、S2、S3、S44种结构方式进行对比，如图13～图16所示。从温度分布云图来看，S3结构方式导致冷却液无法充分流动，出现大面积静区，导致局部温度过高，此结构方式极不合理，进出液口位置不应设置在宽度方向的同一侧。S1方式对6个热源区域的散热较为平均，局部最高温度在4种方式中最低。




IGBT各管覆盖区域散热柱平均温度Tn，所有散热柱中最高温度Tm，所有散热柱平均温度Ta，及流阻p，如表1所示，Sn表示结构标号(Tn，Sn标号见图3)。



3种结构形式下，6个晶体管分别覆盖区域的平均温度T1～T6的温度曲线如图17所示。由于S3结构属于不合理方案，不将S3纳入对比。



3种结构形式下，所有散热柱中最高温度Tm，所有散热柱平均温度Ta，及流阻p的分布曲线如图18所示。



从图18数据可以看出，在采用散热器结构S1的结果中，散热柱最高温度最低，平均温度最低，并且可以兼顾较低的流阻，应为最佳的进出液口设计。S2与S4方式的温度与流阻结果相差不大，由于非对称的进出液口布置，易出现少量区域散热不均匀导致的局部温度过高问题，并且相比S1方式会增大30%的流阻。而S3方式为不合理设计。

3 冷却介质对散热效果影响

3.1冷却介质参数

选用水、油液、EGW3种不同冷却介质，对比冷却效果。水代表实验阶段常用的冷却介质，EGW代表装车后使用的冷却介质，油代表当前油冷电驱动总成使用的冷却介质。如图19～图22所示。



3.2参数设置

选用散热器结构S1作为分析对象，分别将水、EGW、油三种冷却介质以8L/min的流量，0，20℃，40℃，65℃的进液温度进行仿真，计算流阻及散热柱平均温度值。油液相比水与EGW，其粘度值非常大，在0时可达到水粘度的85倍，65℃时达到水粘度的17倍，较高的粘度导致绝大部分流体区域的雷诺数已达不到湍流的标准，仅在进液口扩散区域留有小面积湍流区域，k－ε湍流模型已无法满足油液分析的要求，所以在计算油液的散热效果时，将湍流模型改为修正的低雷诺数模型。

3.3计算结果

油液的粘度在较低温度时非常高，以致减少了旋转流的区域，更多的区域趋于稳定的流动，趋于层流状态，如图23所示。



从3种冷却介质的流阻随进液温度变化曲线来看，如图24所示，水的流阻最小，油液流阻最大，并且油液在低温时流阻会急剧增大。随着进液口温度增加，3种介质的粘度差距变小，流阻逐渐接近。可以计算出，使用推荐散热器结构时，在0～65℃范围内，EGW相比水的流阻大20%～30%，油液相比水的流阻大38%～270%。



在3种冷却介质下，所有散热柱平均温度随进液温度变化曲线，如图25所示，水的散热效果最好，油散热效果最差，EGW与水相比，温差始终在10℃以内。



4 结语

对于pin－fin式IGBT散热器，进出液口布置在其宽度方向两侧的正中间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热，并且可以达到较低的流阻值;而其他的进出液口方式会导致IGBT管冷却不均匀，会出现个别管温度过高，并且会增大流阻。在实际设计中若采取非对称的进出液口布置，则应尤其考虑IGBT温度的最高限制，避免过高温度。

冷却介质方面，水由于较低的粘度及较高的导热系数，冷却效果最好，流阻也最低。65℃时，水的散热效果比EGW的好16%，水的流阻比EGW流阻低30%;而油液的高粘度会增大流阻，同时较低的导热系数在进行间接冷却时的冷却效果非常差，在IGBT的工作温度范围内，无法表现出油液的优势。可以看出，油液并不适用于pin－fin式的间接冷却方式，台架实验过程中，控制器使用水作为冷却介质，会得到较好的散热效果，而整车使用EGW时，IGBT的散热性能会相对下降，这在设计阶段应该做出考虑及对策。