基于康達效應的電源箱體散熱優化研究

高海軍張林華馬榿政宋永興

(山東建筑大學 熱能工程學院，山東 濟南 250101)

0 引言

電磁感應加熱技術是利用電磁感應原理產生交變磁場，將被加熱工件置于交變磁場中，工件內產生渦流從而使得工件發熱的方法，是一種非接觸式的加熱方式，相比于傳統接觸式加熱方式，電磁感應加熱具有安全可靠、節能環保、加熱效率高、智能可控等優點[1]，已廣泛應用在航空航天、金屬材料熱處理、車輛制造、和焊接等領域[2-3]。

近年來，隨著電力電子技術和器件的迅速發展，如絕緣柵雙極型晶體管(Insulated Gate Bipolar Transistor， IGBT)的問世，以及集成電路的不斷發展，極大地促進電磁感應加熱電源向著高效率、高性能方向發展。電源頻率和功率也越來越高，箱體結構也越來越緊湊，各器件的產熱量迅速增加，箱體內部空氣流動不暢導致元器件溫度迅速升高，而電子設備的可靠性與設備的溫度息息相關。根據研究[4]表明，近60%的電子設備故障是由溫度引起的，并且在工作環境溫度每升高10 ℃，故障率幾乎增加了一倍，箱體的散熱問題成為亟需解決的問題。

有關IGBT 模塊散熱，林媛等[5]提出一種新型適用于高散熱量電子元件的熱翅板式散熱器，并運用FLUENT 軟件模擬分析了該新型散熱器的散熱性能，最終得到了不同熱功率下對應的最佳冷卻風量。李陽等[6]針對IGBT 模塊散熱問題，通過實驗和模擬研究了IGBT 風冷散熱器散熱特性，分析了翅片高度和厚度以及風機風量對散熱器熱阻的影響，最終得到最優方案。DONG 等[7]設計了一種針狀形翅片結構的新型散熱器，增強了IGBT 元件冷卻效果，結果表明針狀翅片直徑比高度對傳熱量的影響更大，而對于冷卻均勻性而言，翅片高度比直徑影響更大。關于干式變壓器散熱，王凱東等[8]基于熱-流耦合方法，通過數值模擬研究了箱式變壓器室的通風散熱特性，分析了風速、進風口個數和出風口面積對通風散熱效果的影響。吳紅菊等[9]模擬計算強迫風冷條件下變壓器溫度場并優化不合理位置，通過改變風口位置使變壓器溫度下降了約8℃。

在貼附射流方面，邱少輝等[10]提出一種條縫型送風口形成的豎壁貼附射流，利用二維粒子圖像測速技術研究了送風速度對氣流組織和貼附距離的影響，結果表明送風速度越大，貼附效果越強，貼附距離越長。JANBAKHSH 等[11]通過實驗研究了噴嘴送風形式下的壁面貼附射流，發現速度和溫度分布具有自相似性。CAO 等[12]利用粒子圖像測速技術研究了頂壁貼附射流的湍流流動特性。尹海國等[13]提出了一種基于方形柱面的豎壁貼附射流，得到了軸線速度、溫度分布的計算公式。

文章針對采用強迫風冷式散熱的電源箱，根據康達效應修改進風口形狀，從而優化箱內流場，運用FLUENT 軟件進行數值模擬獲得箱體內部溫度場和流場，以期為解決電源箱內部元件溫度過熱問題提供依據。

1 康達效應基本原理

康達效應(Coanda Effect)亦稱為附壁效應，即射流流體偏離原來方向，趨向于相鄰固體壁面的現象[14]，如圖1 所示。當流體從孔口射入周圍環境時，會對周圍環境流體產生卷吸作用，導致射流兩側產生壓力差，并且附壁側低于另一側，使得射流趨向固體壁面側[15]。利用康達效應在變壓器表面形成貼附射流，可提高變壓器表面流速。

圖1 康達效應示意圖

射流主體斷面速度分布由式(1)[16]表示為

式中u為射流主體斷面速度，m/s；um(y)為距送風口y處斷面上的軸線速度，m/s；y為豎直方向距送風口的距離，m；η為無因次距離，等于對應斷面上某一速度所在位置高度與0.5um速度所在位置高度(h0.5)的比值，即y/ h0.5。

豎壁貼附射流的軸線速度衰減公式由式(2)[17]表示為

式中u0為送風口速度，m/s；b為送風口的寬度，m。

2 模型建立

2.1 物理模型

功率為80 kW 的中頻感應加熱電源結構如圖2所示，其尺寸為600 mm×720 mm×800 mm(長×寬×高)。電源箱體內包括主控板、中頻變壓器、布線、電源開關、IGBT、散熱器、電抗器、諧振電容組、隔直電容組、風機等，其中主要發熱元器件為中頻變壓器和兩個IGBT 模塊。箱體內部元器件尺寸見表1。箱體內部結構復雜、元器件較多，全部建模數值模擬比較困難，因此把體積較小、無發熱量的、對流場和溫度場影響不大的元器件忽略，簡化了模型。

表1 箱體內部元器件尺寸參數表

圖2 箱體內部結構示意圖

根據中頻變壓器的形狀，依據康達效應修改原模型底部進風口的形狀。修改前、后的底部進風口形狀分別如圖3(a)、(b)所示，圖中陰影部分為進風口形狀。在模擬箱體內部溫度場和流場時，只改變底部進風口形狀，其他參數均保持不變。

圖3 底部進風口形狀示意圖

2.2 數學模型

流體流動與傳熱過程中基本遵循質量守恒定律、動量守恒定律和能量守恒定律[18]。

連續方程由式(3)表示為

式中ρ為密度，kg/m3；t為時間，s；u 為速度矢量，m/s。

動量守恒方程由式(4)～(6)表示為

式中u、v、w為速度矢量在x、y、z方向上的分量，m/s；μ為動力黏度，Pa·s；p為壓強，Pa；Su、Sv、Sw為廣義源項。

能量守恒方程由式(7)表示為

式中λ為導熱系數，W/ (m·K)；ST為源項；cp為定壓比熱容，J/ (kg·K)；T為溫度，K。

選擇標準k - ε湍流模型，湍動能k方程由式(8)表示為

湍動耗散率ε方程由式(9)表示為

式中Gk為層流速度梯度所產生的湍流動能，J；Gb為浮力所產生的湍流動能，J；Ym為可壓縮湍流中脈動動量增益；C1ε、C2ε、C3ε為經驗常量；αk和αε分別為k方程、ε方程的湍流普朗特數；Sk和Sε為源項；μeff為有效動力黏度，Pa·s。

2.3 邊界條件的設定

進口設置為壓力入口，進口溫度設置為300 K；出口設置為質量流量出口，質量流量為1.93 kg/s。將中頻變壓器和兩個IGBT 模塊設置為內熱源，假定變壓器與IGBT 散熱是一個穩態過程，其散熱量分別為2.0和1.5 kW，熱釋放率分別為254.7 和1 071.4 kW/m3。元器件與空氣的傳熱采用流固耦合傳熱。散熱方式主要為強迫對流換熱，忽略元件之間的輻射換熱；同時也忽略箱體外壁面的輻射換熱，采用絕熱邊界。采用coupled 算法求解。修改前與修改后模型均采用相同邊界條件。模型修改前網格數量為8 439 399，修改后網格數量為9 272 347。

3 數值模擬結果分析

3.1 溫度分析

3.1.1 變壓器溫度

選取變壓器某一表面進行溫度分析，提取表面上點做溫度隨進風口距離變化的曲線圖，如圖4 所示，橫坐標正方向表示距底部進風口的距離越來越大。修改前后的溫度變化趨勢大致相同，隨著距離的增加，溫度先逐漸升高后略微下降。因為變壓器散熱方式主要為對流換熱，空氣從底部進風口進入溫度較低，與變壓器的溫差大，且底部換熱面積大，則散熱效果好、溫度低。隨著距離的增加，空氣溫度也隨之升高，導致溫差逐漸減小，散熱效果減弱，所以溫度逐漸升高。但到達一定距離，變壓器上表面與空氣進行換熱，增大了換熱面積，散熱效果有所提高，所以溫度開始有略微下降。對比修改前后的溫度變化曲線，修改前最高、低溫度分別約為384、377 K，修改后最高、低溫度分別約為355.5、353 K，溫度整體大約降低了25 K。

圖4 變壓器表面溫度變化曲線圖

取變壓器中心上的點，做溫度隨進風口距離變化的曲線圖(如圖5 所示)。修改前后的溫度變化趨勢與表面溫度變化趨勢基本相同，但整體溫度比表面溫度高約3 K。因為中頻變壓器內部不能與空氣直接接觸，散熱先要通過導熱的方式將熱量傳遞到變壓器表面，再通過對流換熱將熱量帶走，內部散熱熱阻比表面散熱熱阻大，所以散熱效果差，溫度較表面溫度高。對比分析修改前與修改后的溫度變化曲線，可以明顯看出修改后的中心溫度整體低于修改前的溫度，大約降低了25 K，與變壓器表面結果相一致。

圖5 變壓器中心溫度變化曲線圖

在變壓器的上、中、下3 個位置做剖面，在y方向的坐標分別為-0.6、-0.53 和-0.45 m，得到溫度變化云圖，分別如圖6～8 所示。從變壓器中心到變壓器表面成逐漸降低的溫度梯度，內外溫差大約在3.0 ～4.0 K，這與溫度曲線得出的結果一致。選擇3 個截面的最高溫度進行比較，在y＝- 0.60、-0.53 m、-0.45 m 處，最高溫度分別為383.0、384.0、383.0 K。距離底部進風口越來越遠，溫度先升高后降低，與變壓器溫度變化曲線圖結果相吻合。

圖6 y＝-0.60 m 處溫度分布圖

圖7 y＝-0.53 m 處溫度分布圖

圖8 y＝-0.45 m 處溫度分布圖

對比相同位置修改前、后溫度云圖進行對比。y＝-0.60 m處，修改前最高、最低溫度分別為383 和379 K，而修改后最高、最低溫度分別為357 和353 K，變壓器溫度發生明顯的下降，溫度約降低了26 K。對比最高溫度所占區域，修改前的最高溫度區域遠大于修改后的，說明修改后溫度更加均勻，變壓器的整體溫度更低，散熱效果更好。

3.1.2 IGBT 模塊溫度分析

IGBT 模塊的溫度變化曲線如圖9 所示，橫坐標正方向表示距離散熱器越來越近。修改前后的IGBT 模塊的溫度都是隨著距離減小而逐漸降低。IGBT 模塊的熱量主要通過導熱的方式傳導至IGBT的基板上，再傳遞到散熱器上，最終通過散熱器散熱片與空氣進行對流換熱。散熱器的翅片增加了換熱面積，提高散熱量。遠離散熱器靠近空氣的一側，相對導熱熱阻較大，所以散熱效果較差，故隨距離的減小，溫度逐漸降低。

圖9 IGBT 模塊溫度變化曲線圖

比較修改前后IGBT 的溫度變化，可以看到修改前的溫度曲線均在修改后溫度曲線的上方，說明修改后整體低于修改前的溫度，大約降低了4 K，修改后的散熱效果比修改前更好。

沿IGBT 模塊和散熱器中心做剖面，得到溫度云圖，如圖10 所示。可以更加直觀地看到IGBT 的溫度梯度，距離散熱器越近，溫度越低。對比修改前與修改后IGBT 溫度云圖，發現修改后比修改前溫度降低4 K，與溫度變化曲線結果相一致。

圖10 IGBT 及散熱器溫度分布圖

3.1.3 整體溫度分析

沿IGBT 和變壓器的中心(x＝0.12 m 處)剖面，可以同時看到主要的發熱元件，能更加直觀看到箱體內部的溫度場，其溫度變化云圖如圖11 所示。通過局部溫度場和整體溫度場，均可發現修改后的溫度更低，散熱效果更好。

圖11 x＝0.12 m 截面箱體內部溫度分布圖

各元器件的平均溫度見表2。修改前，中頻變壓器和IGBT 模塊的平均溫度分別為382.3 和369.0 K，修改后的平均溫度分別為356. 1 和365.0 K，分別下降了約26.2 和4.0 K。

表2 各元器件平均溫度表單位:K

3.2 速度分析

隨機選取變壓器某一表面附近的點，進行數據擬合得到速度曲線圖，如圖12 所示。修改前的速度先迅速降低，后在6 m/s 上下波動，最大、最小速度分別約為15、5 m/s；修改后速度趨勢呈下降趨勢，最大、最小速度分別約為35、25 m/s。可以看出修改后的速度明顯大于修改前的速度，速度的大小影響對流換熱系數，速度越大，對流換熱系數就越大，對流換熱量也就越大。

圖12 變壓器表面速度變化曲線圖

同樣選取x＝0.12 m 處做速度云圖，如圖13 所示。修改前，空氣進入箱體內部后，氣流并未有效地流過變壓器表面(紅色橢圓)，變壓器表面的平均速度約為7 m/s。而修改后，依據康達效應，風口形狀和變壓器外形相同，空氣從風口進入在變壓器表面形成貼附射流，提高了變壓器表面的平均流速，平均速度約28 m/s，增加了對流換熱量。

圖13 箱體內部速度分布圖

對比修改前與修改后散熱器(黑色橢圓)的速度，可以看出修改前的最大速度約為23 m/s，而修改后的最大速度約為28 m/s。修改后底部進風口面積減小，前面和側面進風口的面積保持不變，在總風量不變的情況下，則相對會增加前面與側面進風口的風量，提高了散熱器表面的速度，增強對流換熱量。

3.3 對流傳熱系數分析

選取與速度曲線圖相同位置，進行數據擬合得到對流換熱系數曲線圖，如圖14 所示。修改前后對流換熱系數變化趨勢基本一致，隨著距離增加對流換熱系數逐漸減小。結合速度變化曲線圖，可以觀察到對流換熱系數的變化趨勢與速度變化曲線相一致，影響對流換熱系數的因素很多，由于元器件材料、換熱表面的形狀、部位、流體的物理性質修改前后基本相同，所以換熱表面的流速是對流換熱系數的主要影響因素。

圖14 變壓器表面對流換熱系數變化曲線

對比修改前后的對流換熱系數發現，修改前最大、最小換熱系數分別約為95 和50 W/(m2·K)；修改后最大、最小換熱系數分別約為130 和80 W/(m2·K)。修改后的對流換熱系數大于修改前的對流換熱系數，因為依據康達效應，修改底部進風口后，空氣在變壓器壁面形成貼附，有效提高了變壓器表面的風速，進而使得對流換熱系數得到顯著提高，增強散熱效果。

4 結論

依據康達效應對電源箱體進行散熱優化，修改了電源箱體底部進風口形狀，運用數值模擬的方法，分析箱體強迫風冷散熱情況，得到箱體內部的空氣流場和溫度場，得到以下結論:

(1)修改進風口形狀后，變壓器體和IGBT 模塊體平均溫度分別降低了約26.2 和4.0 K，有效提高了變壓器的散熱效果。

(2)修改進風口形狀后，空氣在變壓器表面形成貼附射流，避免了箱體內部氣流短路問題，提高變壓器表面流速(約為28 m/s)，進而提高對流換熱系數，增強了變壓器與空氣的對流換熱效果。