CRH2 高速動車組CI 用熱管散熱器數值模擬與試驗研究

賀榮，周乃君 ，李春陽

(1. 中南大學 能源科學與工程學院，湖南 長沙，410083；2. 中國南車 株洲南車奇宏散熱技術有限公司，湖南 株洲，412000)

CRH2 型高速動車組的強大牽引動力是依靠CI(convertor inverter)轉換成為三相交流調壓、調頻電源供應牽引電動機而實現的。CI 模塊工作時，電子器件的損耗會產生大量的熱量，從可靠性考慮，高速動車組上一般選用結構簡單且散熱效率高的熱管散熱器[1]。熱管依靠內部液體工質的相變來實現熱量傳遞[2-4]，具有極高的導熱性、優良的等溫性和熱流密度可變性等特點,在解決電子器件的散熱方面具有非常明顯的優勢[5-8]。目前有很多學者對熱管散熱進行過相關研究，如Tsai 等[9]對熱管的各傳熱階段的熱阻進行了定性和定量分析，Wang 等[10-11]對平板式熱管的瞬態性能進行了試驗研究；也有研究者利用CFD 軟件進行數值計算以指導熱管應用，如Chernysheva 等[12]對銅-水回路熱管(LHP)的平板式蒸發器進行了數值模擬，Lin 等[13]運用CFD 對微型振蕩熱管的非穩定狀態進行了模擬，丁杰[14]對機車變流裝置中電力電子器件的水冷、熱管散熱器進行了數值模擬。目前關于熱管散熱器的研究主要集中在LED 和通訊散熱領域[15-16]，在高速動車組的熱管散熱器研究方面只有少量試驗研究成果，尚無數值模擬的報道。本文作者以CRH2 高速動車組CI 用熱管散熱器為研究對象，對其進行數值模擬與試驗對比研究。數值模擬過程基于由小及大的理念，先用單IGBT(insulated gate bipolar transistor，絕緣柵雙極型晶體管)模塊試件進行模擬和試驗驗證，確定出合理的模擬參數；然后建立整個CI 用熱管散熱器模型，利用ICEPAK 軟件對其進行整體模擬，得到溫度分布和風速流動狀況；最后進行試驗驗證，以確保數值模擬的準確性和可靠性。

1 熱管散熱器結構

機車所用的傳統散熱器結構如圖1(a) 所示，在基板散熱器與基板大平面平行方向壓入數目不等的直徑為16 mm 的熱管(熱管不穿過基板)，在熱管上壓接若干散熱翅片，從而形成結構合理的熱管散熱器。

在CHR2 高速動車組的CI 模塊中，所用電子器件為大功率IGBT 和二極管，傳統結構難以滿足散熱性能要求。經過研究，作者設計出一種新型變截面熱管結構[17](圖1(b))：熱管為上小下大階梯狀結構，根部為擴大的強化蒸發結構(傳統熱管為等截面), 有效改變了熱管底部蒸發面積不夠的問題；熱管插入并穿過散熱器基板，其根部底面直接與CI 模塊的器件底面接觸，減少了常規散熱方式所需要的基板傳導熱阻和基板與熱管的接觸熱阻，從而總熱阻減小，散熱性能得以提升。

將變截面熱管技術應用在CRH2 高速動車組的CI模塊散熱中，其散熱器的結構如圖2 所示。考慮到散熱器的熱性能和可靠性要求，本文對其進行數值模擬和試驗驗證。

2 CI 用熱管散熱器數值模擬

2.1 物理模型

由于熱管散熱器結構較為復雜，需要利用Pro/E軟件的三維建模功能，在解決CAD 與CAE 軟件的接口問題后，將Pro/E 中建立的模型導入到SCDM 中，利用SCDM 進行分塊和簡化處理，然后用Workbench轉換并導入到ICEPAK 中。

圖1 熱管散熱器結構Fig.1 Structure of heat pipe radiator

圖2 CRH2 高速動車組CI 用熱管散熱器結構Fig.2 Structure of CI heat pipe radiator using on CRH2 EMUS

熱管內部為氣-液兩相的流動狀態，而本次研究所關注的重點是CI 用熱管散熱器的整體溫度分布和流動狀況，因此將熱管通過熱物性等效轉換而簡化為實心圓柱，在X，Y 和Z 方向賦以不同的導熱系數。該熱管散熱器具有結構對稱性，考慮到鋁質基板的導熱，以整個散熱器作為研究對象，能更好地模擬其整體散熱性能。

在網格劃分中，為提高網格質量，所有散熱片單獨建立一個組，設定單獨的網格參數；基板和熱管可用非結構化網格處理，單元形式為四面體和六面體單元。

2.2 數學模型

2.2.1 控制方程

當空氣流經散熱器時，滿足通常的質量守恒、動量守恒和能量守恒，不過在動量方程中需要增加浮力選項；因此其控制方程包括：

1) 連續方程(質量守恒)

2) 能量方程(控制能量分布)

3) 動量方程(控制速度分布)

式中：u 為速度矢量；ρ為密度；T 為熱力學溫度；p為壓力；τ為應力張量；g 為重力加速度矢量；cp為比定壓熱容；k 為熱導率；Q 為體積熱源。

實際工況下，流體為湍流狀態。ICEPAK 提供了零方程、兩方程和RNG 3 種模型，對于大多數電子散熱問題，使用零方程模型足夠精確，并且非常經濟，因此本文選用零方程模型。

2.2.2 邊界條件

冷卻過程為強迫風冷，可忽略輻射影響。在風道中，壁面處取無滑移邊界條件，邊壁的流動采用壁函數法；散熱器安裝在機柜中，基板上IGBT 的功耗為恒定值，相當于恒定的熱流密度，為第二類邊界條件；機柜不向外傳遞熱量，可近似處理為絕熱邊界條件；入口給定風速和環境溫度，為第一類邊界條件；機柜尾部風機采用抽風的方式，給定環境溫度和環境壓力，為第一類邊界條件。

2.2.3 設計參數

針對本文研究對象，計算中所用到的設計參數如表1 所示。

表1 CI 用熱管散熱器主要設計參數Table 1 Design parameters of CI heat pipe radiator

2.3 結果分析與討論

因CRH2 高速動車組CI 用熱管散熱器上使用的是變截面熱管，為保證數值模擬的合理性和準確性，先制作單IGBT 模塊熱管散熱器，對其進行多次數值模擬和試驗驗證，找到數值模擬與試驗最為吻合的數據，從而確定出合理的模擬參數；再將參數應用到CI用熱管散熱器的數值模擬中，從而得到準確的溫度分布和流場狀況。

2.3.1 單IGBT 模塊散熱器試件模擬結果

單IGBT 模塊散熱器試件外形尺寸(長×寬×高)為227 mm×157.5 mm×260 mm，底部安裝1 個接觸面積(長×寬)為190 mm×140 mm 的IGBT。模塊耗散功率為1 200 W，風量為15 m3/min。試件共用9 根熱管，熱管穿過基板與熱源區域直接接觸。通過多次數值模擬和試驗對比，確定出最后的熱管物性參數和邊界參數。圖3 和圖4 所示分別為散熱器實物圖和溫度云圖，表2 所示為計算值與實測值的比較。通過數值模擬與試驗數據對比，二者溫升和壓降差異分別為2.73%和1.41%，表明數值模擬的參數合理，可將其應用于整體CI 散熱器的模擬過程。

2.3.2 CI 用熱管散熱器的模擬結果

圖3 試件實物Fig.3 Pictures of test sample

圖4 試件溫度場分布Fig.4 Temperature field distribution of test sample

表2 試件數值模擬與試驗數據對比Table 2 Comparison of simulated and experimental result for test sample

CI 用熱管散熱器共有108 支熱管，為保證熱性能，進風側每個IGBT 模塊下的熱管為9 根，出風側IGBT模塊下的熱管為15 根或12 根，中間4 個二極管的熱管均為3 根；網格數目約320 萬，使用ICEPAK 軟件網格檢查工具，得到計算域網格的面對齊率為0.427～1.000，符合計算要求。數值模擬過程中，參考單IGBT 模塊熱管散熱器試件數值模擬中所確定的參數進行熱物性參數和邊界條件；因工況為復雜強迫對流情況，調整松弛因子，其壓力項取0.7，動量項取0.3。下面將對模擬結果進行分析。

圖5 所示為CI 用熱管散熱器溫度云圖。從圖5可以看出：冷卻風從+Z 方向進入，從-Z 方向流出。由于熱管區域空氣與熱管換熱，其換熱系數是基板導熱系數的數十倍，因此熱管區域溫度明顯低于基板溫度；在IGBT 和二極管發熱時，散熱器上溫度分布不均，其最低溫度出現在進風側的中間IGBT 模塊下面，最高位置出現在出風側的兩邊。在溫度最高區域，IGBT 模塊以下熱管并非均勻布置，且對應的散熱區域不足；如果熱管散熱器的翅片在X 方向能增加20 mm，散熱器的溫升可降低3～5 K，但是由于CI 機柜的結構限制，在現有尺寸能滿足技術要求的情況下，暫不予調整。

圖6 所示為CI 熱管散熱器切面的速度分布。CI用熱管散熱器采用的是抽風方式，從Z 方向的風速分布可以看出：散熱器翅片間的風速比較均勻，且無渦流現象；在Y 方向上，由于各模塊下的熱管分布不同，風速分布不均，IGBT 下的單組熱管之間風速相對較低，而兩組熱管之間的空隙部位則風速相對較快。理論上來說，出風側的熱管間如果風速較大，散熱效果會更佳；但由于溫度的分布不同，為保證出風側IGBT的散熱，需要足夠多的熱管數目來導熱，因此風壓增大而風速降低；從流動狀況來看，后續改進可以考慮調整IGBT 模塊區域的熱管布置，通過錯開排列而形成紊流并將冷卻風引導至高溫區，從而優化散熱性能。

圖5 CI 用熱管散熱器溫度云圖Fig.5 Temperature field distribution of whole CI heat pipe radiator

圖6 CI 熱管散熱器切面的速度分布Fig.6 Air velocity distribution of CI heat pipe radiator

3 試驗驗證

3.1 試驗過程

由于IGBT 高頻高功率的特性，非特殊設備難以滿足其工作條件。在本研究中采用發熱模塊來模擬大功率IGBT 器件的工作狀態，發熱模塊根據IGBT 的實際大小與耗散功率加工，其內部安裝多根電熱管，連接電源后電熱管發熱，通過模塊均勻傳導至散熱器表面。

試驗共需12 個發熱模塊，其中IGBT 模塊的功耗為1 250 W，二極管模塊功耗為650 W；將安裝了發熱模塊的熱管散熱器連接到試驗風洞中，設置風量為45 m3/min，調整發熱模塊功耗，用數據采集儀記錄試驗數據。

3.2 數據處理

數值模擬中，散熱器的臺面最高溫度可以直觀顯示，散熱器的熱阻計算公式為

而試驗過程中，由于測量時熱電偶需要埋入散熱器臺面1.5 mm，故散熱器的實際熱阻須考慮此1.5 mm的導熱熱阻，其計算公式為

式中： RSimulate為模擬計算熱阻； RTest為試驗測試熱阻； Pall為總功耗； Tmax1為數值模擬中散熱器臺面最高溫度；Tmax2為試驗測試時散熱器臺面最高溫度；Tin為進口溫度；λ 為散熱器基板鋁材的導熱系數；A 為發熱元件與散熱器的總接觸面積。

3.3 試驗結果與分析

試驗結果與數值模擬數據對比如表3 所示，二者數據基本吻合，其熱阻差異為4.6%，壓降差異為13.3%。存在差異的原因主要有：1) 數值模擬是在理想的情況下進行的，模型經過一定的簡化，；2) 試驗中數據的測量和讀取都存在一定的誤差。

表3 CI 用熱管散熱器數值模擬與試驗結果對比Table 3 Comparison of simulated and experimental result for CI heat pipe radiator

4 結論

1) 利用ICEPAK 軟件對CRH2 高速動車組CI 用熱管散熱器進行三維數值模擬，得到散熱器溫度場和流場的分布情況；在功耗為12 600 W、風量為45 m3/min 的工況下，數值模擬得到的散熱器熱阻為4.285 7×10-3K/W，壓降為130 Pa。

2) 在風洞系統中進行試驗研究，在功耗為12 973 W、風量為45 m3/min 的工況下，散熱器實測熱阻為4.085 4×10-3K/W，壓降為150 Pa，滿足熱性能的設計要求。

3) 將數值模擬數據與試驗結果進行對比分析，熱阻和壓降的差異分別為4.6%和13.3%，二者數據吻合,從而驗證了數值模擬的正確性。

4) 通過對CI 用熱管散熱器的數值模擬和試驗研究，發現了其結構存在的一些問題，可在后續的改進工作中通過調整IGTB 模塊下的熱管分布改變冷卻風的流動方向，降低高溫區的溫度。

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