電動汽車永磁同步電機控制器水冷散熱器的優化設計

唐忠健，屈凡林，李海波，陶 浪，李 磊，陰曉峰

（西華大學汽車工程研究所,四川 成都 610039）

絕緣柵雙極型晶體管（insulated gate bipolartransistor，IGBT）模塊是電動汽車電機控制器的核心驅動部件。在電機控制器工作過程中，IGBT 模塊不斷地開啟與關閉，產生的導通損耗和開關損耗將導致內部芯片溫度升高，若溫度過高會嚴重影響其性能和可靠性，因此需要為IGBT 模塊設計合適的散熱器。

散熱器的散熱方式分為自然對流和強迫對流方式[1]。自然對流技術較為成熟，結構簡單、成本低，但散熱效果一般，同時會產生噪聲，壽命較短。強迫對流散熱能夠更快地帶走熱量，散熱效果更好，并且不會產生噪聲和振動，但缺點是制造成本較高。考慮到IGBT 模塊是電動汽車電機控制器的核心部件，正常工作時會產生較大溫升，因此本文采用強迫對流方式的IGBT 模塊水冷散熱器。

在IGBT 模塊水冷散熱器研究方面，眾多學者已開展大量工作。在散熱器結構、形狀方面，文獻[2]研究了采用直接液體冷卻IGBT 功率模塊的熱效應，將微通道冷板直接與基板和有限的熱界面材料結合，熱仿真結果表明使用微通道冷板進行直接液體冷卻可以有效降低IGBT 功率模塊的熱阻，同時減小散熱器尺寸。文獻[3]提出一種叉排針柱多種間隙布置的水冷散熱器，采用ANSYS Icepak仿真軟件進行基于數值模擬的熱仿真。結果表明，在相同流速條件下，對比普通叉排針柱散熱器，叉排針柱多種間隙布置的水冷散熱器散熱性能較好。文獻[4]針對目前CRH2 型高速動車機組變流器中所用的大功率IGBT 模塊，設計了4 種動車組牽引變流器用高效散熱器，并進行計算流體動力學（computational fluid dynamics，CFD）模擬，選出最優散熱器模型并進行二次優化。仿真結果表明，優化后的散熱器能很好地滿足散熱要求。文獻[5]基于數值仿真和試驗研究方法，對IGBT 液冷散熱器的性能進行研究和優化設計，并將結果與HXD1C機車、HXD2B 機車使用的散熱器進行對比，結果表明對稱的雙面冷卻結構能提高IGBT 安裝面的均溫性并減少安裝空間。文獻[6]通過數值仿真以及熱性能試驗方法，分析界面氣隙對IGBT 模塊結溫和殼溫的影響，結果表明：在硅脂氣隙產生的初期，氣隙對IGBT 結溫的影響較小，隨著氣隙擴大，會使結溫明顯升高，導致IGBT 模塊壽命降低，甚至使IGBT 模塊迅速損壞。文獻[7]提出一種新穎的具有雙面冷卻（DSC）幾何形狀的IGBT 封裝，證明了DSC 幾何形狀在電氣和熱性能方面均優于傳統的單側冷卻（SSC）幾何形狀。文獻[8]通過比較和分析是否帶有泄壓槽的3 個分支的流量分布，發現泄壓槽方法可以有效地調節3 個分支的壓力和流量。文獻[9]提出了一種在變頻器關閉過程中用測得的結溫冷卻曲線來確定IGBT 熱網絡參數的方法，研究了結溫曲線的時間常數與熱網絡參數之間的關系。在熱阻估算以及熱分析方面，文獻[10]以純電動汽車電機控制器為研究對象，結合傳熱學基本原理，提出了一種水冷散熱器熱阻估算方法，并驗證了方法的有效性。文獻[11]為獲得水冷散熱器的散熱能力，在不同流量下，從理論上對水冷散熱器的散熱熱阻進行推導和計算，利用對稱性原理對散熱器模型進行簡化處理并通過CFD 進行仿真，仿真結果與理論計算結果高度吻合。文獻[12]提出利用T-Q特性曲線進行熱流體模擬的方法，以預測IGBT 模塊的結溫和散熱塊的氣流速率。

上述研究主要集中在散熱器結構、形狀、熱阻估算以及熱分析等方面，未考慮對散熱器結構參數和控制參數同時進行優化。本文針對某電動汽車用45 kW 永磁同步電機控制器，在對IGBT 模塊熱損耗估算、水冷散熱器的結構設計、散熱性能影響因素分析的基礎上，采用正交實驗設計方法對該散熱器的結構參數及冷卻液最佳流速進行優化，從而降低電機控制器IGBT 模塊的工作溫度，提高散熱器性能。

1 IGBT 模塊熱損耗估算

IGBT 模塊由IGBT 芯片與續流二極管兩部分組成，IGBT 模塊的熱損耗也主要由兩者產生[13]。IGBT 模塊工作時，熱損耗由4 部分組成，分別是IGBT 芯片與續流二極管的導通損耗和開關損耗。

1.1 IGBT 芯片的導通損耗和開關損耗

1）導通損耗。IGBT 模塊在正常導通狀態下，電流通過時飽和壓降產生的損耗，即為導通損耗，可由下式計算：

式中：Psat-I為IGBT 的導通損耗，W；VCE(sat)為IGBT壓降，V；ICP為集電極導通電流，A；τ 為IGBT 占空比。

2）開關損耗。IGBT 控制極收到控制信號時，對電路進行開關操作所產生的能量損耗，即為開關損耗，由電路接通與斷開兩部分損耗組成，計算公式如下：

式中：Psw-I為IGBT 的開關損耗，W；fPWM為PWM開關頻率，kHz；E(on)為IGBT 導通時損失的能量，mJ；E(off)為IGBT 關斷時損失的能量，mJ。

1.2 續流二極管的導通損耗與開關損耗

1）導通損耗。

式中：Psat-F為二極管導通損耗，W；VF(sat)為續流二極管壓降，V；τF為二極管占空比。

2）開關損耗。

式中：Erec為二極管反向恢復損耗，mJ；Psw-F為二極管開關損耗，W。

1.3 IGBT 模塊總損耗

本文選用的IGBT 模塊為英飛凌FF450R12ME4，每個IGBT 模塊中含有兩個IGBT 芯片和兩個續流二極管，故單個IGBT 模塊的總損耗為

由于永磁同步電機要求其峰值輸出電流為225.4 A，考慮到適當的電流裕度，設定ICP為230 A。IGBT 壓降VCE(sat)為1.42 V，續流二極管壓降VF(sat)為1.25 V；IGBT 占空比τ 取0.8，二極管占空比τF取0.2；IGBT 開通時損失的能量E(on)為17 mJ，斷開時損失的能量E(off)為33 mJ；fPWM為10 kHz，二極管反向恢復損耗Erec為40 mJ。通過計算可得IGBT 導通損耗Psat-I為261.3 W，開關損耗Psw-1為500 W；續流二極管導通損耗Psat-F為57.5 W，開關損耗Psw-F為400 W。因此，IGBT 模塊總損耗Pt為2 437.6 W。

2 散熱器結構設計

散熱器材料選用6 061 鋁合金，以使其具有足夠的強度、抗腐蝕能力和良好的導熱性能。

散熱器采用平直肋片式，由基板和固定在基板上的平直肋片組成（如圖1 所示）。為達到更好的散熱效果，在散熱器水道內增加擾流柱，以增加散熱器與冷卻液的接觸面積，提高散熱性能。

圖1 平直肋片式示意圖

根據IGBT 模塊尺寸以及散熱器在控制器內部的空間限制，可確定散熱器的大致尺寸以及IGBT 模塊在散熱器基板上的布置形式。為了使熱量能被冷卻液充分帶走，設計時盡可能讓IGBT 模塊被下方的水道覆蓋。熱功耗與基板厚度之間的計算公式[14]如下：

式中：H為包括IGBT 模塊中PCB 板與焊層以及鋁基板的厚度，mm；Pt為IGBT 模塊的熱損耗，kW。計算可得H為15.6 mm。實際的基板厚度僅包括鋁基板厚度，去除PCB 板與焊層厚度后初步確定鋁基板實際厚度Ht為10 mm。

IGBT 模塊尺寸為152 mm×62 mm×17 mm。散熱器模型如圖2 所示，整體尺寸為238 mm×272 mm×25 mm。散熱器一側開有2 個直徑為10 mm的冷卻液進出口，每塊IGBT 模塊下方設置兩條水道。散熱器與電機控制器集成在一起，散熱器基板與電機控制器殼體共同構成散熱器整體。散熱器內部冷卻液流動示意圖如圖3 所示，冷卻液分別從散熱器的2 個開口流入和流出，以帶走熱量。在熱分析過程中，IGBT 模塊僅作為熱源，可將熱分析模型簡化為由IGBT 模塊、散熱器及冷卻液進出口3 部分組成。

圖2 散熱器三維模型

圖3 散熱器流動示意圖

肋片結構示意如圖4 所示。參考文獻[15]與[16]中平直肋片散熱器的設計方案為取平直肋片角度3°，初取肋片間距4 mm。表1 所示為肋片尺寸參考值[14]。根據初步確定的基板厚度Ht，可按表1 確定肋片高度h和肋片厚度t的合適范圍。

圖4 肋片結構示意圖

表1 平直肋片尺寸參考值

3 散熱器熱分析

利用SOLIDWORKS 建立散熱器的三維模型(如圖2 所示)并進行熱分析。

3.1 散熱器仿真條件

散熱器模型仿真條件設置如表2 所示。

表2 散熱器仿真條件

3.2 散熱性能影響因素分析

由于冷卻液流速、肋片高度、肋片厚度、肋片間距、擾流柱類型和基板厚度均可能對散熱性能產生影響，故采用控制變量法分別分析各因素對散熱性能的影響。根據經驗設置各因素的基準值，冷卻液流速取3 m/s，肋片高度取13 mm，肋片厚度取2 mm，肋片間距取3.8 mm，擾流柱類型取為圓形，基板厚度取9 mm。每次只改變其中一個因素，其他因素保持不變，依次分析每一因素對散熱性能的影響。

冷卻液流速以1 m/s 為步長在2～5 m/s 范圍內變化，其他因素保持不變，分別進行仿真，結果如圖5 所示。由圖可知，隨著冷卻液流速的逐漸增加，IGBT 模塊的最高溫度逐漸下降，在流速變化范圍內溫度降幅達到25.16 ℃。

圖5 冷卻液流速對最高溫度的影響

肋片高度以1 mm 為步長在12～15 mm 范圍內變化，其他因素保持不變，分別進行仿真，結果如圖6 所示。由圖可知，肋片高度與最高溫度呈負相關，在肋片高度變化范圍內溫度變化幅度為3.16 ℃。

圖6 肋片高度對最高溫度的影響

肋片厚度以0.2 mm 為步長在1.8～2.4 mm 范圍內變化，其他因素保持不變，仿真結果如圖7 所示。由圖可知，IGBT 模塊的最高溫度隨著肋片厚度的增加呈現出下降的趨勢，降幅為2.48 ℃。

圖7 肋片厚度對最高溫度的影響

肋片間距以0.2 mm 為步長在3.6～4.2 mm 范圍變化，其他因素保持不變，仿真結果如圖8 所示。由圖可知，隨著肋片間距的增加，散熱器的散熱性能降低，IGBT 模塊最高溫度增幅為2.1 ℃。

圖8 肋片間距對最高溫度的影響

在擾流柱橫截面面積相等的情況下，選取菱形、圓形、橢圓形、正方形4 種不同截面形狀，其他因素保持不變，仿真結果如圖9 所示。由圖可知，不同類型的擾流柱對散熱器性能存在一定的影響。基板厚度以1 mm 為步長在9～12 mm 范圍內變化，其他因素保持不變，仿真結果如圖10 所示。由圖可知，隨著基板厚度的逐漸增加，IGBT 模塊最高溫度也隨之增加，在基板厚度變化范圍內增幅為1.9 ℃。

圖9 擾流柱類型對最高溫度的影響

圖10 基板厚度對最高溫度的影響

由以上仿真分析可知，冷卻液流速、肋片高度、肋片厚度、肋片間距、擾流柱形狀、基板厚度均會影響散熱性能，因此需要對這些因素進行優化，以獲得最佳的散熱效果。

4 散熱器參數優化

采用正交實驗法，對冷卻液流速、擾流柱類型、肋片高度、肋片厚度、肋片間距以及基板厚度6 個因素進行優化。因素水平表如表3 所示，表中因素A、B、C、D、E、F 分別對應流速（m/s）、肋片高度（mm）、肋片厚度（mm）、肋片間距（mm）、擾流柱類型、基板厚度（mm）。由于正方形擾流柱相比于其他3 種形狀擾流柱，會使IGBT 最高溫度大幅上升，因此擾流柱類型優化中不考慮正方形。由影響因素分析可以看出，冷卻液流速對溫度影響很大，因此冷卻液流速設置6 個水平，其余參數均設置3 個水平，流速以1 m/s 為步長，變化范圍為1～6 m/s[12]，其他數據以參考值為基準浮動[14]。

表3 因素水平表

采用Minitab 統計軟件生成混合型正交實驗表，如表4 所示。水平A1 到A6 代表不同流速；B1、B2、B3 表示不同肋片高度；C1、C2、C3 表示不同肋片厚度；D1、D2、D3 表示不同肋片間距；E1、E2、E3 表示不同擾流柱類型；F1、F2、F3 表示不同基板厚度。表4 中各水平的具體值可從表3獲得。

表4 正交實驗表

針對表4 確定的每一種方案，分別進行熱仿真，可得到IGBT 模塊最高溫度與散熱器流體壓降。IGBT 模塊最高溫度越低，流體壓降越小，則散熱器綜合性能越好。對二者分別進行歸一化，按權重各取0.5 進行加權求和作為綜合性能指標。各方案仿真及計算結果如表5 所示。

表5 指標歸一化及綜合性能指標

從表5 可以看出：方案9 的綜合性能指標最小，為0.244 35；方案10 的綜合性能指標與方案9 很接近，但其流體壓降接近方案9 的2 倍，故選擇方案9 為最佳方案，即冷卻液流速3 m/s，肋片高度15 mm，肋片厚度2 mm，肋片間距4.2 mm，基板厚度9 mm，擾流柱選用橢圓形。

圖11 為優化前散熱器IGBT 模塊最高溫度與流體壓降分布云圖。該方案散熱器的結構及形狀參數取基準值，IGBT 模塊最高溫度為102.76 ℃。最佳方案對應IGBT 模塊最高溫度與流體壓降分布云圖如圖12 所示，IGBT 模塊最高溫度為73.79 ℃，遠低于IGBT 模塊中PN 節的最高耐溫150 ℃[17]。優化后最高溫度下降28.97 ℃，可確保IGBT 模塊的使用壽命。

圖11 優化前溫度與壓降分布云圖

圖12 最佳方案溫度與壓降分布云圖

5 結論

本文以降低某電動汽車45 kW 永磁同步電機控制器IGBT 模塊工作溫度為目標進行散熱器優化設計。首先對IGBT 模塊熱損耗進行估算，然后設計內流道帶有平直肋片與擾流柱的水冷散熱器，通過熱仿真分析影響散熱性能的主要因素，采用正交實驗法設計對冷卻液流速和結構參數進行優化的仿真實驗方案，通過對各方案仿真結果的對比分析，確定了冷卻液流速和結構參數的最佳方案。該方案能在確保流體壓降適當的前提下，降低IGBT模塊的最高溫度，滿足電機控制器的散熱需求。