基于沖擊相變技術(shù)的IGCT冷板研究

姚 磊，吳 輝，馮釗贊，劉迎文

（1.株洲中車時代電氣股份有限公司，湖南 株洲 412001；2.西安交通大學(xué) 熱流科學(xué)與工程教育部重點實驗室，西安 710049）

0 引言

隨著技術(shù)的進步，電力電子器件逐漸向著小型化方向發(fā)展，其緊湊程度和開關(guān)頻率不斷提高，這也導(dǎo)致器件工作時的熱流密度更高。相較于常規(guī)的IGBT器件的熱流密度（一般為10 W/cm2左右），IGCT的高熱流密度（≥40 W/cm2）導(dǎo)致傳統(tǒng)的風(fēng)冷、水冷已經(jīng)無法滿足其散熱需求，而射流沖擊相變換熱是一種能夠有效解決高熱流密度散熱的技術(shù)[1-2]。

射流沖擊相變換熱的原理是將液態(tài)工質(zhì)在壓差的作用下通過一定形狀的孔（圓形、矩形、橢圓形等）或者狹縫，使其具備較高的流速，對加熱表面進行高速沖擊，減薄流動邊界層的厚度，同時通過利用液態(tài)工質(zhì)氣化時的相變潛熱，可以達到較強的對流換熱效果[3]。根據(jù)射流出口環(huán)境的不同，將射流沖擊冷卻技術(shù)分為自由式、浸沒式和受限式[4]。自由式射流是指將工質(zhì)射入到氣體環(huán)境中；浸沒式射流是指將工質(zhì)射入到液體環(huán)境中，且液體環(huán)境的上方為氣液自由液面，射流不受壁面的限制；受限式射流是指將工質(zhì)射入到某一腔體中，受腔體壁面的限制。本文研究的對象屬于受限式射流。

Ndao等[5]以R134a為工質(zhì)，研究了飽和壓力（820 kPa和1 090 kPa）、3種微針翅表面結(jié)構(gòu)（圓形針翅、方形針翅和水翼形針翅）、4種射流出口速度（1.1～4.05 m/s）等對射流沖擊沸騰換熱特性的影響。研究結(jié)果表明，射流速度和飽和壓力對相變換熱特性具有重要的影響，過冷核態(tài)沸騰在射流沖擊換熱機制中占主導(dǎo)作用。Meyer等[6]以乙二醇和FC-72為工質(zhì)，研究了射流速度、過冷度、矩形射流孔寬度等對射流沖擊相變換熱的影響。結(jié)果表明，可以通過增大射流速度、增大工質(zhì)的過冷度以及增大矩形射流孔的寬度來提高系統(tǒng)的臨界熱流密度。楊瑞波[7]以去離子水為工質(zhì)，研究了S/D（射流孔間距與射流孔直徑之間的比值）、H/D（射流距離與射流孔直徑之間的比值）、矩形針肋熱沉尺寸參數(shù)和雷諾數(shù)等對射流沖擊換熱的影響。研究結(jié)果表明，與光滑表面相比，采用針肋熱沉表面能使努塞爾數(shù)提高約50%。

從上述文獻可知，射流沖擊相變換熱技術(shù)較為復(fù)雜，其換熱性能受到射流孔幾何參數(shù)、射流速度、飽和壓力、沖擊表面結(jié)構(gòu)等眾多因素的影響，而這些因素對射流沖擊相變換熱的影響規(guī)律對于實際應(yīng)用至關(guān)重要。IGCT是高性能電氣傳動中一種優(yōu)選的大功率半導(dǎo)體器件[8]，主要應(yīng)用于冶金軋機主傳動系統(tǒng)、礦井提升機、船舶電力推進系統(tǒng)、油氣輸送壓縮機等領(lǐng)域。在應(yīng)用中發(fā)現(xiàn)，隨著功率密度的提高，水冷在某些極限工況下已經(jīng)無法滿足IGCT的散熱要求。同時，水冷散熱器的性能提升依賴流量的提升，某些散熱器流阻甚至高達200 kPa，通過進一步提高流量來提升水冷的散熱性能已經(jīng)不可取。因此，本文以IGCT的散熱需求為研究背景，通過泵驅(qū)動五氟丙烷（R245fa）工質(zhì)進入射流沖擊冷卻裝置，研究射流孔板結(jié)構(gòu)、流速、熱流密度以及沖擊表面結(jié)構(gòu)對射流沖擊相變換熱性能的影響規(guī)律。最后，通過與水冷實驗數(shù)據(jù)的對比，分析其工程應(yīng)用的可行性。

1 實驗系統(tǒng)和數(shù)據(jù)處理方法

1.1 實驗系統(tǒng)組成

射流沖擊相變換熱實驗系統(tǒng)由水泵、質(zhì)量流量計、射流沖擊冷卻裝置、冷凝器、球閥、管道、快速接頭、發(fā)熱組件、溫度傳感器、壓力傳感器、數(shù)據(jù)采集儀等組成，如圖1所示。

圖1 實驗系統(tǒng)示意圖Fig.1 Experimental system diagram

圖1中壓力傳感器型號為丹佛斯MBS3000；溫度傳感器型號為丹佛斯MBT3560。實驗系統(tǒng)中的R245fa工質(zhì)在泵的驅(qū)動下流經(jīng)質(zhì)量流量計和射流沖擊冷卻裝置，在冷卻裝置中液體工質(zhì)發(fā)生射流沖擊相變換熱，成為具有一定蒸氣含量的兩相流，隨后進入冷凝器中被冷卻為液體，最后又被泵吸入，開始下一次循環(huán)流動。在實驗過程中，除通過變頻器控制泵的轉(zhuǎn)速外，還通過調(diào)節(jié)射流沖擊冷卻裝置入口前和旁路上的球閥開度來準確地控制進入射流沖擊冷卻裝置的流量。

1.2 實驗設(shè)備

射流沖擊冷卻裝置由基板、射流孔板和蓋板通過螺栓壓裝而成，依靠各板間的丁腈橡膠密封條來隔離射流通道與排液通道，同時確保該裝置具有良好的密封性，如圖2所示。液體工質(zhì)從進口流入到蓋板與射流孔板所形成的空腔中，隨后再經(jīng)過孔板對基板內(nèi)表面（沖擊表面）進行射流沖擊換熱，熱量交換后的氣液兩相工質(zhì)依次通過基板和孔板上的排液通道，最終從蓋板出口處匯聚流出。在蓋板與射流孔板間設(shè)計一個較大的空腔，不僅可以起到穩(wěn)壓的作用，確?？涨恢懈魃淞骺滋幍膲毫颈３忠恢?，而且可以避免各射流孔的流量分布不均勻。

圖2 射流沖擊冷卻裝置實物圖Fig.2 Jet impingement cooling device

實驗中所采用的3種射流陣列孔板如圖3所示。各射流孔板都是通過在160 mm×160 mm×8 mm（長×寬×高）的鋁板上開設(shè)直徑為1 mm或2 mm、間距為10 mm或6 mm的圓孔陣列后形成的。射流孔板的命名規(guī)則為：D表示射流孔的直徑，S表示兩相鄰射流孔之間的距離，N表示射流孔的數(shù)目；例如：D1S10N69表示的是直徑D為1 mm，孔間距S為10 mm，孔數(shù)N為69的射流孔板。

圖3 3種射流孔板示意圖Fig.3 Diagram three kinds of jet orifice plate

本文對2種基板沖擊表面進行了研究，一種為沒有進行特殊處理的光滑表面，另一種為采用80目的細砂進行噴砂處理后得到的噴砂表面。

1.3 數(shù)據(jù)處理方法和誤差分析

熱流密度計算如（1）：

式中：q為熱流密度，W/cm2；U為電壓，V；I為電流，A；d為導(dǎo)熱銅塊的直徑，0.085 m。

根據(jù)測點溫度和傅里葉導(dǎo)熱定律推導(dǎo)出沖擊表面溫度和臺面溫度，計算公式如下：

式中：T沖擊表面為沖擊表面溫度，℃；T臺面為臺面溫度，℃；T測點為熱電偶所測得的溫度，℃；z1為熱電偶測點與沖擊表面間的距離，0.006 5 m；z2為熱電偶測點與臺面間的距離，0.003 5 m；λ為鋁的導(dǎo)熱系數(shù)，236 W/（m·K）。

平均對流換熱系數(shù)計算如式（4）：

式中：h為平均對流換熱系數(shù)，W（/m2·K）；Tsat為工質(zhì)在射流沖擊冷卻裝置出口壓力下所對應(yīng)的飽和溫度，℃；為多個沖擊表面溫度的平均值。

采用下式[9-10]計算在沖擊表面加直肋后的對流換熱系數(shù)：

式中：h肋為加直肋后的對流換熱系數(shù)，W/（m2·K）；qeff為加肋片后的有效熱流密度，W/cm2；heff為與qeff相對應(yīng)的有效對流換熱系數(shù)，W/（m2·K）；N為肋片數(shù)量，個；2t為肋片寬度，m；W為肋片間距，m；H為肋片高度，m；η為肋效率；m為一肋片參數(shù)；L為肋片長度，m。

采用TN-KGZ01直流電源為發(fā)熱塊供電，其電流和電壓的分辨率分別為0.1 A和0.1 V；采用T型熱電偶測量溫度，測量誤差為0.5℃；采用科隆質(zhì)量流量計測量工質(zhì)流量，實驗中最大相對誤差為2.3%。

計算參數(shù)的不確定度采用誤差傳遞理論估算，對于計算參數(shù)R，設(shè)其包含測量變量vi，并已知相應(yīng)的不確定度為δi，則R的不確定度可由下式計算[11]：

2 實驗結(jié)果分析

2.1 流速與流量對射流沖擊相變換熱性能的影響分析

由于3塊射流孔板在孔徑、孔間距和孔數(shù)目上存在差別，導(dǎo)致射流孔的總面積不同，所以在相同流量下不同孔板間的工質(zhì)流速不同。因此，研究孔板對相變換熱效果的影響可等效為研究流量和流速對換熱性能的影響。

不同射流孔板在同一流量Q=550 kg/h下的換熱特性曲線如圖4所示。在較低熱流密度下（8～16 W/cm2），換熱特性曲線斜率較大，即平均對流換熱系數(shù)隨熱流密度的提高而快速增大，且不同射流孔板的平均對流換熱系數(shù)幾乎相等，說明當熱流密度較小時，系統(tǒng)處于射流單相換熱或過冷沸騰換熱階段，產(chǎn)生的氣泡數(shù)量較少，且此階段射流沖擊速度對換熱性能的提升效果有限，因此曲線幾乎重合，與文獻[4，12]中所得結(jié)論一致。當熱流密度大于16 W/cm2時，3種射流孔板間的平均對流換熱系數(shù)的差距逐漸變大，呈現(xiàn)出孔板D1S10N69的平均對流換熱系數(shù)最大，孔板D1S6N185次之，孔板D2S10N69最小的現(xiàn)象。出現(xiàn)此現(xiàn)象的原因在于，當流量Q=550 kg/h時，孔板D1S10N69、孔板D1S6N185、孔板D2S10N69中工質(zhì)的射流沖擊速度分別為2.2 m/s、0.8 m/s、0.5 m/s，而射流沖擊的速度越大，流動邊界層的厚度越薄，越有利于增強換熱效果，故平均對流換熱系數(shù)越大。隨著熱流密度的增大，3種射流孔板的q-h特性曲線逐漸平緩，甚至當熱流密度大于某一值時，平均對流換熱系數(shù)開始隨熱流密度的增加而減小。這是因為隨著熱流密度的增大，越來越多的液態(tài)工質(zhì)吸收熱量變成氣態(tài)，增強了流體的擾動，提高了換熱能力，但當熱流密度達到一定值時，產(chǎn)生的氣泡不能被及時排出，附著在沖擊表面上，形成了一層熱阻較大的氣膜，使得換熱能力被削弱，故平均對流換熱系數(shù)開始減小。

圖4 不同射流孔板在Q=550 kg/h時對噴砂表面的換熱特性曲線Fig.4 Heat transfer characteristic curves of different jet orifices plates at Q=550 kg/h and sandblasting surface

如圖5所示，保持熱流密度q=40 W/cm2，通過控制孔板D2S10N69的流量為孔板D1S10N69的4倍，孔板D1S6N185的流量為孔板D1S10N69的2.68倍，使得不同孔板的射流速度保持一致，研究流量對不同孔板射流沖擊相變換熱效果的影響。對同一孔板，通過改變流量，研究流速對該孔板射流沖擊相變換熱效果的影響。由圖5可知，各孔板的平均對流換熱系數(shù)均隨射流速度的增大而增大。在射流速度為0.8 m/s、1 m/s、1.5 m/s時，孔板D1S10N69的流量分別為210 kg/h、260 kg/h、390 kg/h，在如此低的流量和40 W/cm2的高熱流密度下會產(chǎn)生大量的氣泡附著在沖擊表面上，由于氣泡不能被及時排出，熱阻增大，換熱能力反而被削弱，而孔板D2S10N69和D1S6N185則由于流量較大，換熱過程中產(chǎn)生的少量氣泡能增強流體的擾動，提升換熱性能，故在圖5中可看到孔板D1S10N69的平均對流換熱系數(shù)比另外兩種孔板的小了5 000左右。由此可以說明，在射流沖擊相變換熱中，換熱性能與流量有關(guān)，故在孔板設(shè)計和系統(tǒng)運行中必須合理地平衡流量與換熱性能之間的關(guān)系，以最大程度增強換熱。

圖5 不同射流孔板在q=40 W/cm2時對噴砂表面的v-h曲線Fig.5 v-h curves of different jet orifices plates at q=40 W/cm2and sandblasting surface

2.2 沖擊表面對射流沖擊相變換熱性能的影響分析

圖6為各射流孔板在流量Q=550 kg/h下，采用兩種不同沖擊表面（噴砂和光滑）的換熱特性曲線對比圖?？梢钥吹?，在同一熱流密度下，采用噴砂表面的平均對流換熱系數(shù)均比采用光滑表面的大。結(jié)合數(shù)據(jù)分析可知，對于射流孔板D1S10N69，當熱流密度在12～59.4 W/cm2之間時，采用噴砂表面的平均對流換熱系數(shù)比采用光滑表面的提升了50%～60%（熱流密度為8 W/cm2時提升了33%）。對射流孔板D2S10N69和D1S6N185，雖然隨著熱流密度的增大，采用噴砂表面對換熱性能的增強效果逐漸減小，但在59.4 W/cm2時采用噴砂表面的平均對流換熱系數(shù)仍能分別提升9%和20%，說明對光滑表面進行噴砂工藝處理后能有效地提高射流沖擊相變換熱性能。出現(xiàn)此現(xiàn)象的原因在于，對光滑表面進行噴砂處理后，會在表面上形成大量微小的凹坑，增加了表面上的氣化核心數(shù)，在射流沖擊相變換熱中更有利于氣泡的形成，故能增強換熱能力。

圖6 各射流孔板在Q=550 kg/h時對不同沖擊表面的換熱特性曲線對比Fig.6 Comparison of heat transfer characteristic curves of jet orifices plates under Q=550 kg/h and different impacting surfaces

各射流孔板在q=40 W/cm2時，采用噴砂和光滑沖擊表面的v-h曲線如圖7所示。由圖7可知，隨著流速的增大，噴砂表面與光滑表面的平均對流換熱系數(shù)的差值變大，結(jié)合數(shù)據(jù)分析可知，當流速從0.8 m/s增大到1.5 m/s時，相對于光滑表面而言，孔板D1S10N69對噴砂表面的平均對流換熱系數(shù)提升效果從31%增長到42%，孔板D2S10N69從26%增長到39%，孔板D1S6N185則從31%增長到45%。因此，可以認為流速越大，采用噴砂表面對射流沖擊相變換熱性能的提升作用越強。

圖7 各射流孔板在q=40 W/cm2時對不同沖擊表面的v-h曲線Fig.7 v-h curves of jet orifices plates at q=40 W/cm2and different impacting surfaces

3 工程化應(yīng)用展望

通過整理現(xiàn)有的IGCT水冷散熱實驗數(shù)據(jù)表明，性能最優(yōu)的水冷散熱器的對流換熱系數(shù)在21.423～22.415 kW/（m2·K）之間，其流阻為122 kPa。實驗中對沖擊表面進行了噴砂處理以使其強化，得到的平均對流換熱系數(shù)為26.157 kW/（m2·K），略高于水冷散熱器。水冷散熱器中是采用肋片進行強化的，在工程應(yīng)用上射流沖擊相變換熱同樣可以通過增加肋片來增強其換熱性能。如圖8所示，在基板沖擊表面增加肋寬2t為2 mm，肋高H為2 mm，肋間距W為2 mm和1 mm的矩形截面直肋。

圖8 沖擊表面加矩形截面直肋后的效果圖Fig.8 Effect diagram of impact surface with rectangularstraight fin

以現(xiàn)有的實驗數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)，通過式（5）～（8）計算出沖擊表面增加矩形截面直肋后的對流換熱系數(shù)如圖9所示?？梢钥吹?，增加肋片后的射流沖擊對流換熱系數(shù)在20 W/cm2時已分別達到22.160、22.917 kW/（m2·K），與現(xiàn)有水冷對流換熱系數(shù)相當，且射流沖擊對流換熱系數(shù)隨著熱流密度的增大而增大，當熱流密度為59.4 W/cm2時，對流換熱系數(shù)達到了41.539、44.669 kW/（m2·K），約為水冷的2倍。而且，射流沖擊相變換熱的流阻非常小，實驗中最大的流阻僅為25 kPa，遠小于水冷的流阻，在工程應(yīng)用上有諸多優(yōu)勢：泵的揚程可以減小；由于需要承受的壓力降低，冷板和散熱器可以做的更薄，管路和閥門的壓力等級也可以更低，有利于降低成本。因此，射流沖擊相變換熱是解決IGCT等大功率半導(dǎo)體器件在高熱流密度下散熱的一項重要技術(shù)。

圖9 增加直肋后的q-h曲線Fig.9 q-h curve after adding straight fin

4 結(jié)論

建立了一套以R245fa為工質(zhì)的射流沖擊相變換熱實驗系統(tǒng)，研究了3種射流孔板（D1S10N69、D2S10N69和D1S6N185）和2種沖擊表面（噴砂和光滑）對射流沖擊相變換熱性能的影響，得出如下結(jié)論：

（1）定流量Q=550 kg/h時，在較低熱流密度（8～16 W/cm2）下，3種孔板對相變換熱能力的影響較小，但當熱流密度大于16 W/cm2時，射流沖擊速度越大的孔板其換熱能力越強；定熱流密度q=40 W/cm2時，3種孔板的平均對流換熱系數(shù)都隨流量（射流速度）的增加而增大；

（2）在射流沖擊相變冷卻中，可對沖擊表面進行噴砂處理來增加氣化核心，同時須根據(jù)系統(tǒng)要求，選取合適的流量和優(yōu)化冷板結(jié)構(gòu)設(shè)計，使得液態(tài)工質(zhì)吸熱氣化產(chǎn)生的氣泡在增強流體擾動的同時也能及時排出，最大程度增強換熱能力；

（3）增加矩形截面直肋后的射流沖擊相變換熱性能遠優(yōu)于水冷，在熱流密度為59.4 W/cm2時的對流換熱系數(shù)約為水冷的2倍，最大流阻僅為水冷的1/5，所以射流沖擊相變換熱是一種可以取代水冷解決高熱流密度散熱問題的更優(yōu)方案。