電動汽車變流器用IGBT水冷散熱器熱仿真分析

丁杰，張平

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電動汽車變流器用IGBT水冷散熱器熱仿真分析

丁杰1, 2，張平1

(1. 湘潭大學土木工程與力學學院，湖南湘潭，411105；2. 南車株洲電力機車研究所有限公司南車電氣技術與材料工程研究院，湖南株洲，412001)

以某電動汽車變流器用IGBT水冷散熱器為研究對象，考慮到IGBT水冷散熱器內部各槽道平均雷諾數()處于過渡區，利用FLUENT軟件分別采用層流、標準?湍流模型和6種低數湍流模型計算IGBT水冷散熱器的穩態結果。運用自主開發的模型降階計算程序對IGBT水冷散熱器進行瞬態問題快速計算，在驗證模型降階方法準確性的基礎上，對基于中國典型城市道路工況的瞬態熱仿真進行快速計算，得到IGBT元件各芯片在不同時刻的溫度變化曲線。研究結果表明：該水冷散熱器的散熱性能滿足中國典型城市道路工況的需求。

電動汽車；變流器；IGBT；水冷散熱器；模型降階；瞬態計算

為緩解能源和環境對人類生活與社會發展的壓力，世界各國相繼開發電動汽車[1]。變流器是電動汽車中的核心部件之一[2?3]，而IGBT水冷散熱器是保證變流器乃至電動汽車安全可靠運行的關鍵[4?5]。由于電動汽車的運行工況復雜多變，變流器內部的IGBT元件產生的損耗不斷變化，初估的某一額定工況或極限工況具有較大隨意性，導致熱設計工作有較多不確定性。加之汽車行業具有嚴格的成本控制與輕量化要求，變流器及其內部的IGBT水冷散熱器的結構往往設計得非常緊湊，這給IGBT水冷散熱器進行精細化熱設計帶來了很多困難。由于IGBT水冷散熱器結構較復雜，很難通過理論或經驗公式準確計算出隨時間變化的瞬態溫度變化結果。若采用有限體積法進行溫度場的瞬態計算，則需選取較大網格尺寸來限制網格數量，否則會因龐大的計算機資源需求而導致瞬態計算相當困難；當選取較大網格尺寸生成較少數量的網格時，受流體邊界層和熱邊界層的影響，計算結果將有較大誤差，難以提高仿真結果的準確性[6]。為此，本文作者以某電動汽車變流器的IGBT水冷散熱器為研究對象，利用FLUENT軟件進行IGBT水冷散熱器的穩態計算，并通過實驗結果驗證穩態仿真結果的準確性及確定合適的流動狀態模型；在此基礎上，運用自主開發的模型降階計算程序對中國典型城市道路工況的瞬態熱問題進行仿真計算。

1 變流器結構

某電動汽車變流器的供電來自整車高壓配電和低壓蓄電池，司機指令經整車控制器和CAN總線發送給變流器，從而對電機進行驅動。電機的速度和溫度信息則由傳感器采集后反饋給變流器。圖1所示為變流器結構示意圖。變流器主要由機殼、外蓋、IGBT元件、水冷散熱器、支撐電容、控制板組件、驅動板組件、復合母排、銅排和接線座等構成。3個型號為2MBI1400VXB-120P-50的IGBT元件安裝在水冷散熱器上，通過電路連接和控制策略構成逆變功能。IGBT元件在工作過程中產生的損耗占據變流器中所有電氣部件損耗的絕大部分，且IGBT元件的熱量基本上通過水冷散熱器進行散熱，因此，IGBT元件和水冷散熱器是變流器熱設計工作的重點。

圖1 變流器結構示意圖

2 穩態計算

2.1 仿真模型

在利用FLUENT軟件進行穩態計算之前，需要建立IGBT元件和水冷散熱器的網格模型?？紤]到IGBT元件各層材料的厚度均很小，且水冷散熱器內部槽道寬度僅為3 mm，正方體網格邊長選取0.5 mm，以便能夠較準確地模擬水冷散熱器內部的流動行為及邊界層的影響，從而獲得較準確的溫度場分布。利用HyperMesh軟件可以劃分出以六面體為主、極少量棱柱體的高質量網格模型，劃分后的網格數量為1 185萬。

通過電氣參數可以簡單估算單個IGBT元件在額定工況下的損耗為1.127 8 kW，在極限工況下損耗為2.710 0 kW。冷卻介質采用配比為50%(體積分數，下同)水和50%乙二醇的混合物，入口溫度為65 ℃，入口流量為20 L/min。冷卻介質的熱物理參數如下：密度為1.043 t/m3，導熱系數為0.378 W/(m×K)，比熱容為3.345 J/(g×K)，動力黏度為1.525 g/(m×s)。通過手工計算可知該水冷散熱器入口的數為18 142。槽道的截面長×寬為3 mm×15 mm。假定冷卻介質均勻分配在并行的10個槽道中，可計算出槽道內的數為 2 533。根據流體力學知識可知，對于內部流動而言，當數大于10 000時，可認為是湍流區；當數大于2 300而小于10 000時，應屬于過渡區；當數小于2 300時，則為層流。丁杰等[7]分析當直槽道水冷散熱器內部槽道結構相同時，不同部位的流動阻力會有所區別，使得各槽道的流速不同，相應的數也會不同，導致水冷散熱器內部的流動狀態難以確定。在工程應用中，通常采用的標準?模型基于完全湍流的假設，故又稱為高數?模型，需要對其修正以適應低數的情況。自第1種低數?模型被提出以來，先后有10余種模型被提出，不同模型之間的區別主要在于：1) 考慮壁面對湍流脈動的衰減影響；2)和方程中附加項的構造；3) 壁面上和方程邊界條件的處理。由于湍流問題的復雜性高，這些模型并未給出明確的適應范圍[8]。為探討流動狀態模型對仿真結果的影響，本文選取常用的層流模型和標準?模型，還有FLUENT軟件提供的6種低數?模型，即Abid模型、Lan?Bremhorst模型、Launder Shorma模型、Yang?Shih模型、Abe?Kondoh?Nagano模型和Chang?Hsich?Chen模型。

2.2 流場仿真結果及分析

采用Lan?Bremhorst低數湍流模型進行計算得到的中間截面流速分布見圖2。從圖2可以看出冷卻介質在槽道內和轉折區域的流動情況，各槽道的冷卻介質流速存在差異，最高流速可達2.32 m/s。冷卻介質在槽道內流動時產生的壓降為8.46 kPa。

2.3 溫度仿真結果及分析

圖3所示為采用Lan?Bremhorst低數湍流模型對額定損耗進行計算得到的帶IGBT元件的水冷散熱器溫度場分布。從圖3(a)可看出：靠近出口側的IGBT元件芯片溫度最高，為101.5 ℃。圖3(b)所示為水冷散熱器元件安裝面的溫度分布，IGBT元件安裝部位的溫度分布并不相同，IGBT元件端部位置出現熱點，其最高溫度為84.74 ℃。采用Lan?Bremhorst低數湍流模型對極限損耗進行計算可知：IGBT元件芯片最高溫度為151.97 ℃，該值已超出IGBT元件所能承受的結溫極限150.00 ℃，而水冷散熱器元件安裝面上的最高溫度可達109.69 ℃。

圖2 中間截面流速分布

(a) 水冷散熱器整體；(b) 水冷散熱器元件安裝面

圖4所示為冷卻介質與水冷散熱器固體區域接觸面(流固耦合面)的對流換熱系數分布，用于說明冷卻介質在不同部位的熱交換能力。從圖4可看出：內部槽道的對流換熱系數分布并不均勻，最高值1.16×104W/(m2×K)出現在冷卻介質流速值高的轉折區域。

圖4 對流換熱系數分布

3 實驗研究

3.1 實驗測試

通過不同的流動狀態模型計算相同工況(額定損耗或極限損耗)下的仿真結果。IGBT元件芯片最高溫度相差5.9 ℃，因流動狀態模型導致的芯片溫升差異可達7%，壓降相差0.9 kPa，這不利于水冷散熱器性能評價，對變流器的熱設計帶來較大影響。為此，對該水冷散熱器進行實驗研究。

以IGBT元件為熱源進行散熱器熱性能測試時存在以下問題：1) IGBT元件需要驅動、控制等復雜的系統組成才能正常工作；2) IGBT元件損耗特性對溫度敏感，溫度波動會帶來一定的試驗誤差；3) IGBT元件屬于精密器件，長時間極限工況運行很容易造成器件損傷；4) 芯片封裝于絕緣材料中，不能直接測量芯片結溫，在去除絕緣材料過程中很容易使IGBT元件遭受機械損傷；5) IGBT元件的價格高。這說明IGBT元件不宜直接作為水冷散熱器精細實驗的熱源，需要采用模擬熱源來代替。

在實驗準備過程中，在水冷散熱器安裝面上鉆18個直徑為0.8 mm的小孔，熱電偶放置在小孔中(見圖5)并與水冷散熱器緊密接觸；在水冷散熱器的模擬熱源安裝區域均勻涂敷一層厚約100mm的導熱硅脂，用于減小接觸熱阻；放置模擬熱源，將熱電偶線從模擬熱源底部的線槽中引出并逐一做好標記以示區別；最后用測力扳手將模擬熱源按照規定的方式與力矩擰緊。

圖5 熱電偶位置

模擬熱源上的電熱管引線聯至調壓電路，可手動調節電熱管的功率。水冷散熱器的入口和出口接上軟水管，與水泵、水箱、電磁流量計、壓力表等相連，電磁流量計可以測量實驗裝置的流量，壓力表可以測量管路系統和水冷散熱器的壓力1。熱電偶接入數據采集器的端口，并用數據線將數據采集器的通訊端口與計算機相聯，實現溫度的自動采集。

受實驗條件限制，很難實現水冷散熱器在設計條件下所規定的入口溫度與冷卻液配比，因此，實驗測試時大多采用室溫下的純水進行實驗。測溫點1，6，7，12，13和18在實驗工況1(調節單個模擬熱源的發熱量為1.128 kW，冷卻介質采用入口流量20 L/min、溫度25 ℃的純水)得到的溫度曲線見圖6。由圖6可知：在0~100 s時，各測溫點的溫度迅速上升；100~300 s時，各測溫點的溫度上升速度明顯降低；300 s之后，各測溫點溫度上升幅度很小，這說明溫度已基本達到平衡；溫度平衡時，靠近冷卻水出口的測溫點13溫度最高，為34.1 ℃，靠近冷卻水入口側的測溫點6溫度最低，為30.7 ℃，其余測溫點的溫度處于測溫點6和測溫點13的溫度之間。

測溫點編號(見圖5)：1—1號；2—6號；3—7號；4—12號；5—13號；6—18號；7—入口；8—出口。

在進行水冷散熱器的性能實驗時，還進行了實驗工況2(單個模擬熱源發熱量為2.050 kW、冷卻介質采用入口流量為20 L/min、溫度為25 ℃的純水)、實驗工況3(單個模擬熱源發熱量為1.143 kW、冷卻介質采用入口流量為10 L/min、溫度為25 ℃的純水)、實驗工況4(單個模擬熱源發熱量為2.066 kW、冷卻介質采用入口流量為10 L/min、溫度為25 ℃的純水)、實驗工況5(單個模擬熱源發熱量為1.153 kW、冷卻介質采用入口流量為20 L/min、溫度為25 ℃的50%(體積分數，下同)乙二醇、50%水)和實驗工況6(實驗工況5進行至590 s，迅速調節單個模擬熱源發熱量至2.055 kW，其余條件不變)的溫升測量工作[9]。由于調壓電路的變化量需要手動調節，很難在每次實驗時保證完全一致，使得上述實驗工況的模擬熱源發熱量存在一些差異。在上述溫度測量過程中，還記錄了整體水路系統的壓力1。

為了測量水冷散熱器的壓降，待溫升測量工作完成后，拆除水冷散熱器，換成10 cm長的短接水管，此時，可以測出管路系統的壓力為2。因此，水冷散熱器的壓降Δ應等于整體水路系統的壓力1減去管路系統的壓力2，即Δ=1?2。通過實驗測量可知冷卻介質采用溫度為25 ℃的純水，入口流量采用 10 L/min和20 L/min時的壓降分別為8 kPa和21 kPa。

3.2 仿真結果與實驗結果對比

利用上述實驗工況1的條件作為仿真參數，參照文獻[9]中方法建立模擬熱源和水冷散熱器的網格模型，利用不同的流動狀態模型進行模擬，得到相應仿真結果。采用Lan?Bremhorst低數湍流模型得到的帶模擬熱源的水冷散熱器溫度場分布見圖7。從圖7(a)可看出：模擬熱源上的電熱管溫度最高，為47.3 ℃。圖7(b)所示為水冷散熱器上模擬熱源安裝面的溫度場分布，3個模擬熱源安裝部位的溫度分布并不相同，局部熱點的最高溫度為36.44 ℃。

(a) 整體水冷散熱器；(b) 水冷散熱器模擬熱源安裝面

按照測溫點位置提取不同流動狀態模型的仿真結果，繪制成如圖8所示的溫度對比曲線。從圖8可知：層流模型和標準?模型的各測溫點溫度是各種流動狀態模型中的上、下限，低數湍流模型的溫度稍微高于標準?模型的溫度，Lan?Bremhorst模型的溫度與實驗溫度吻合度最高；層流以及標準?，Abid，Lan?Bremhorst，Launder Shorma，Yang?Shih，Abe?Kondoh?Nagano和Chang?Hsich?Chen模型得到的水冷散熱器壓降分別為7.14，8.11，7.54，7.53，7.74，7.32，7.53和7.56 kPa，這些壓降均小于實驗結果的主要原因在于：水冷散熱器的入口和出口均安裝了水嘴接頭，由于水嘴接頭會產生較大壓降，仿真時難以建立水嘴接頭的仿真模型而未考慮其影響。從水嘴接頭的產品數據手冊可知單個水嘴接頭在20 L/min純水流過時的壓降約為6.6 kPa，由此可知Lan?Bremhorst模型的壓降仿真結果與實驗結果接近。對基于實驗工況2~6的仿真結果分別與實驗結果進行對比，對比結果均可說明Lan?Bremhorst模型在該水冷散熱器的穩態計算中具有好的適用性。

1—層流模型；2—Launder Shorma模型；3—標準k?ε模型；4—Lan?Bremhorst模型；5—Abid模型；6—Yang?Shih模型；

4 瞬態計算

4.1 基于模型降階方法的快速計算程序

由于利用FLUENT軟件針對網格數量多的模型進行流場與溫度場計算時，需要不斷地迭代計算而消耗大量的計算時間，如在DELL T7600臺式工作站上進行8處理器并行計算穩態問題時，迭代3 000次基本可以達到10?6殘差收斂準則，消耗的時間約為15 h，未采用并行計算時的消耗時間達62 h。為實現快速計算瞬態問題，人們對模型降階方法進行了研究，并取得了好的應用效果[10?15]?；贛atlab軟件、ANSYS軟件和Krylov子空間投影法進行模型降階并快速計算的自主開發程序流程見圖9[16?17]。首先通過精細網格的FLUENT模型得到對流換熱系數分布，為粗糙網格的ANSYS熱傳導有限元模型提供準確的邊界條件。當模型中有多個熱源的損耗需要改變時，依次設置每個熱源的發熱量為單位值，其余熱源的發熱量為0，再分別從這些有限元模型中提取熱傳導矩陣和熱容矩陣文件。在Matlab軟件中讀取矩陣文件并整理出新的熱傳導矩陣(×階)、載荷列陣(×1階)和熱容矩陣(×階)(其中，為ANSYS熱傳導有限元模型的節點數目)。采用Krylov子空間投影法將×階矩陣降階為×階矩陣(＜)，使用常微分方程求解器進行求解，然后將結果投影到原模型上，從而得到有限元模型每個節點在不同時刻的溫度結果。重復熱源設置、求解和投影等步驟，即可實現多熱源變工況的瞬態計算。降階階數主要取決于時間步長，通常取5~50，這遠小于原有階數，從而使計算效率比ANSYS有限元計算效率高幾百至幾千倍，所需的計算時間和資源大大減少。

圖9 快速計算程序流程

4.2 基于定值損耗的溫升計算

針對IGBT元件與水冷散熱器建立ANSYS熱傳導有限元模型時，正方體網格邊長為3 mm，得到的模型網格數為23萬，節點數為26萬?；谇懊娣€態計算所述的結果，將圖4所示的對流換熱系數插值到ANSYS有限元模型中，進行額定損耗的穩態計算可得到溫度場分布，IGBT元件上的芯片最高溫度為101.117 ℃，與圖3中的IGBT元件芯片最高溫度101.5 ℃相比非常接近，說明對流換熱系數由精細網格向粗糙網格插值處理的有效性。

以額定損耗為輸入，利用自主開發程序計算0.01~1 000 s時間段的瞬態問題，經過數十秒計算即可得到有限元模型每個節點在不同時刻的溫度。為便于說明瞬態計算結果，提取IGBT元件上的最高溫度可繪制成如圖10所示的溫升曲線。由圖10可知：0.01~100 s內溫度迅速上升，完全穩定的溫度為101.117 ℃，所需時間為310 s。穩定后的溫度與ANSYS穩態計算溫度完全一致，說明自主開發程序計算的準確性。

圖10 以額定損耗為輸入的瞬態最高溫度計算結果

在以額定損耗為輸入、溫度穩定的情況下，以極限損耗為輸入，利用自主開發程序計算0.01~1 000 s時間段的瞬態問題，提取IGBT元件上的最高溫度繪制成如圖11所示的溫升曲線。從圖11可見：其溫升變化規律與圖10所示的相同，完全穩定的溫度為151.78 ℃；當溫度由101.117 ℃到達125 ℃需5.5 s，由101.117 ℃到達150 ℃需62.6 s。這些結果有利于確定IGBT元件由額定損耗工況穩定運行情況下切換至極限損耗工況安全可靠運行的時間。

圖11 以極限損耗為輸入的瞬態最高溫度計算結果

對模擬熱源與水冷散熱器建立ANSYS熱傳導有限元模型時，正方體網格邊長為3 mm，得到的模型網格數為24萬，節點數為28萬。ANSYS有限元模型的穩態計算結果與FLUENT穩態計算結果相近。以實驗工況1的損耗為輸入，快速計算得到的溫升曲線與圖6的實驗溫升曲線規律基本一致。

4.3 基于中國典型城市道路工況的溫升計算

公交運營具有頻繁起步和停車、發動機長時間處于怠速工況、低速重載和持續運行等特點。以中國典型城市道路工況[18]進行主電路仿真，可以得到如圖12所示的不同時刻電氣參數(如電機相電壓、電機電流、功率因數和輸出頻率)，由此可進一步計算出不同時刻的IGBT芯片損耗和二極管芯片損耗[19](見圖13)。將IGBT元件的芯片損耗作為自主開發程序的輸入，經過10余min計算可以得到3個IGBT元件的芯片溫度變化曲線(見圖14)。由于不同時刻的電氣參數發生變化，產生的損耗相應發生變化，與之對應的芯片溫度亦發生改變。在基于中國典型城市道路工況運行過程中，芯片溫度未超過115 ℃，說明該水冷散熱器的散熱性能可以滿足中國典型城市道路工況的需求。此外，所得的瞬態溫升結果可為后續IGBT模塊疲勞壽命預估提供依據。由于在計算過程中得到有限元模型每個節點在不同時刻的溫度，可為全面深入分析模型不同部位的溫升變化提供依據。

(a) 電機電流；(b) 輸出頻率；(c) 電機相電壓；(d) 功率因數

圖13 單個IGBT元件的損耗變化曲線

圖14 3個IGBT元件的芯片溫度變化曲線

5 結論

1) 通過層流模型、標準?模型和6種低數湍流模型的穩態計算結果與實驗結果對比分析，結果表明Lan?Bremhorst低數湍流模型在該水冷散熱器中具有較強適用性。

2) 采用對流換熱系數插值方法可以保證網格數目較少的ANSYS熱傳導有限元模型能獲得與網格數目多的FLUENT模型基本一致的溫度。

3) 基于模型降階方法的快速計算自主開發程序不僅具有很高的計算效率，而且可準確得到與實驗測試的溫升具有相同變化規律的計算結果。

4) 基于中國典型城市道路工況的瞬態熱仿真計算可以獲得不同時刻的芯片溫度，水冷散熱器的散熱性能滿足中國典型城市道路工況的需求，計算溫度較基于初估的某一額定損耗和極限損耗得到的穩態溫度更具現實意義。

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(編輯 陳燦華)

Thermal analysis of IGBT water-cooling radiator for electric vehicle converter

DING Jie1, 2, ZHANG Ping1

(1. College of Civil Engineering and Mechanics, Xiangtan University, Xiangtan 411105, China;2. CSR Research of Electrical Technology & Material Engineering,CSR Zhuzhou Institute Co. Ltd., Zhuzhou 412001, China)

An IGBT water cooling radiator used in an electric vehicle converter was studied. Considering that the average Reynolds number of each channel was in the transition region, steady state temperature of the radiator was calculated by using the laminar model, the standard-turbulence model and six kinds of different low Reynolds number turbulence models with FLUENT software, respectively. Transient problem of the radiator was calculated by using self-developed model order reduction calculation program. Through verifying the accuracy of model order reduction method, transient thermal simulation of typical Chinese urban road conditions was carried out to obtain the temperature variation curves of each chip in IGBT device at different time. The results show that the heat dissipating performance of the water cooling radiator can meet the demand of typical Chinese urban road conditions.

electric vehicle; converter; IGBT; water-cooling radiator; model order reduction; transient calculation

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.02.033

U464.138

A

1672?7207(2017)02?0525?08

2016?02?13；

2016?04?20

湖南省自然科學省市聯合基金重點資助項目(12JJ8020)(Project(12JJ8020) supported by the Hunan Province and Municipal Joint Key Natural Science Foundation)

丁杰，博士研究生，高級工程師，從事一般力學與力學基礎、變流器結構仿真與熱仿真研究；E-mail：dj8083@126.com