馬本棟，胡書舉，王玲玲，國建鴻

（中國科學院電工研究所，北京100190）

0 引 言

大功率電力電子裝置作為電力設備電能轉換和電路控制的關鍵部件，被廣泛應用于高壓直流輸電、風力發(fā)電、光伏發(fā)電的變頻設備。IGBT作為其核心器件，工作過程中頻繁通、斷，產(chǎn)生大量的熱損耗，而IGBT本身有結溫要求，結溫影響器件使用壽命甚至直接損壞，降低了設備安全可靠性；隨著設備向模塊化、集成化、高頻化、小型化的方向發(fā)展，解決IGBT的散熱問題直接決定設備的運行穩(wěn)定性、可靠性［1-5］。目前廣泛應用的冷卻方式主要包括：自然風冷、強迫風冷、水冷等，雖然一定程度上解決了散熱問題，但仍存在各自的不足，自然風冷的散熱效率低，很難滿足電力電子設備高散熱效率的要求。強迫風冷較自然風冷的散熱效率大大提高，但其冷卻過程中風扇的噪聲大，可靠性低，給設備運行維護帶來困難。，從散熱的角度來說，水冷是非常理想的，但是水循環(huán)系統(tǒng)工藝要求高，安裝復雜，維護工作量大，而且一旦漏水，會帶來安全隱患［6-8］。上述冷卻方式各有利弊，本文基于冷卻介質(zhì)相變吸熱能力強的原則，采用相變冷卻技術解決大功率電力電子設備的散熱問題［9-12］，已有相變冷卻技術的文獻，大多集中在相變介質(zhì)性質(zhì)［13］、相變冷卻系統(tǒng)運行穩(wěn)定性［14-15］等方面，忽略發(fā)生相變的散熱器（冷板）結構對設備散熱能力的影響，基于上述原因，設計兩類冷板（含有強化換熱結構冷板和非強化換熱結構冷板），針對高壓直流輸電換流閥、變頻器熱損耗問題，研究對相變冷卻系統(tǒng)散熱效率的影響，為解決大功率電力電子器件的散熱提供指導。

1 理論分析

1.1 IGBT相變冷卻系統(tǒng)原理結構

如圖1為IGBT相變冷卻系統(tǒng)原理圖，主要包括兩大部分：冷凝器和冷板。其中，功率器件通過壁掛的方式安裝在冷板上，工作過程中產(chǎn)生的熱量通過壁面?zhèn)鬟f給冷板內(nèi)部的冷卻介質(zhì)，冷卻介質(zhì)由液化蒸發(fā)氣化帶走熱量，氣化的冷卻介質(zhì)經(jīng)過出氣管進入冷凝器，與冷凝器中的冷卻水進行二次換熱，將冷卻介質(zhì)液化，再通過管路返回冷板，繼續(xù)進行下一步的換熱過程，以上描述為圖1相變冷卻技術自循環(huán)的全過程。

圖1 相變冷卻系統(tǒng)Fig.1 System for phase-change cooling

冷板的換熱效率直接影響IGBT的結溫，為提高冷板換熱效率，本文對兩種不同結構的冷板進行了換熱效率研究，設計的兩種結構的冷板：冷板1、冷板2（兩個冷板的外部尺寸一致，內(nèi)部增加強化換熱結構不同）分別作為圖1相變冷卻系統(tǒng)冷板進行試驗，其中冷板1含有強化換熱翅片結構，冷板2為非強化換熱翅片，在相同功耗條件下，通過測定兩種結構條件下冷卻系統(tǒng)冷板溫度變化、流量、壓力等，為高冷卻效率冷板的結構設計提供數(shù)據(jù)支持。

1.2 冷板換熱系數(shù)理論計算

相變冷卻技術采用相變換熱原理，冷卻介質(zhì)與IGBT發(fā)熱面接觸，吸收IGBT產(chǎn)生的熱量后相變汽化，帶著熱量，單位面積液體相變吸收的熱量大于常規(guī)的空氣、水冷方式的比熱容所交換的熱能。根據(jù)相變冷卻的工作原理，提高相變的沸騰換熱系數(shù)，可以更有效得帶走發(fā)熱部件的熱量，使發(fā)熱部件的表面溫升更低，因此采用經(jīng)典的chen氏兩相傳熱關系分析IGBT在相變冷卻條件下的溫度分布。chen氏兩相傳熱關系式如下：

式中s0為沸騰抑止因子，分別為：

強制對流傳熱系數(shù)可按Dittus-Boelter式計算，即：

泡核沸騰傳熱系數(shù)由Forster-Zuber關系式計算，即：

式中Re為雷諾系數(shù)；pr為臨界壓力；D為介質(zhì)流通管道直徑；k為導熱系數(shù)；ρ為介質(zhì)密度；μ為介質(zhì)黏度系數(shù)；x為含氣率。

由此可見，流速、通道寬度、含氣率等對換熱能力很大的影響。因此，有必要對相變冷卻發(fā)生器（冷板）的內(nèi)部結構、通道寬度等進行深入研究，為優(yōu)化冷板結構提供指導。

2 溫度場仿真分析

采用Ansys有限元熱分析功能對相變冷卻系統(tǒng)中冷板結構工作過程進行仿真，建模過程中，忽略熱輻射等因素，簡化建模、網(wǎng)格劃分，結果見圖2～圖4。

2.1 條件設定

仿真的計算過程包括如下幾個步驟：邊界條件加載、載荷施加和運算結果分析。為了完成仿真運算，對實際的冷板裝置進行假設：（1）功率器件產(chǎn)生的損耗通過冷板內(nèi)部介質(zhì)帶走，忽略由于周圍空氣對流帶走熱量，仿真中將冷板與周圍空氣接觸面設定為絕熱面；（2）冷板內(nèi)部介質(zhì)溫度均勻分布，冷板壁面與介質(zhì)的對流換熱系數(shù)相同；（3）功率模塊的表面溫度分布均勻。

圖2 冷板1網(wǎng)格劃分圖Fig.2 Meshing graph of cold plate 1

圖3 冷板2網(wǎng)格劃分結果Fig.3 Meshing graph of cold plate 2

圖4 3 000W冷板1溫度分布圖Fig.4 Temperature distribution graph of cold plate 1 under P＝3 000W

2.2 仿真結果分析

圖2、圖3分別為冷板1、冷板2對應的網(wǎng)格劃分結果，采用Thermal solid單元中Quad 4node 55單元類型，采用2.1所示邊界條件分別對冷板結構的散熱性能進行仿真，當冷板網(wǎng)格數(shù)N達到105量級后，增加網(wǎng)格數(shù)目對仿真結果增加值小于3%，認為網(wǎng)格數(shù)已經(jīng)達到計算精確度，最終冷板1、冷板2的網(wǎng)格數(shù)分別為18 632、15 200。沸騰換熱系數(shù)計算關系式作為邊界條件通過編程帶入Ansys仿真結果如圖4～圖7所示。其中，圖4、圖5分別對應冷板在損耗功率3 000W條件下溫度場仿真結果（損耗功率指IGBT工作過程中，因器件散熱造成的功率損失），圖6、圖7分別對應冷板在4 000 W條件下溫度場仿真結果，從以上圖中可得：（1）冷板表面溫度比較均勻，接近于介質(zhì)的沸騰溫度，證明介質(zhì)通過沸騰換熱將液態(tài)轉化為氣態(tài)，帶走加熱模塊的熱量，測試點（位于從左向右第4塊功率模塊正上方5 mm處）位置溫度都保持在60℃左右，滿足器件的工作溫度要求；（2）其它條件不變情況下，增加加熱模塊的功率，冷板的溫度均有不同程度增加，溫度分布均勻；（3）對比冷板在相同條件下溫度場結果，冷板1在3 000 W和4 000W條件下的最高溫度均低于冷板2對應功率條件的最高溫度，且對應功率條件下，冷板1的溫度分布更加均勻，證明不同的內(nèi)部結構對冷板的散熱能力有一定影響，冷板1內(nèi)部結構設計優(yōu)于冷板2。

圖5 3 000W冷板2溫度分布圖Fig.5 Temperature distribution graph of cold plate 2 under P＝3 000 W

圖6 4 000W冷板1溫度分布圖Fig.6 Temperature distribution graph of cold plate 1 under P＝4 000 W

圖7 4 000W冷板2溫度分布圖Fig.7 Temperature distribution graph of cold plate 2 under P＝4 000 W

3 實驗及數(shù)據(jù)分析

3.1 實驗方案

為了驗證不同冷板內(nèi)部結構散熱能力的影響，采用相同的實驗條件對分別對冷板1、冷板2進行實驗，打開冷凝器二次冷卻設備，并向電力電子器件通電，模擬器件工作條件下的功率損耗值，通過調(diào)壓器調(diào)節(jié)電壓，實現(xiàn)熱功率損耗的變化，從2 500 W起，以500 W為單位進行變化至4 500 W（其中該設備正常的工作熱功率損耗為3 000 W、4 500 W為過負荷條件下器件的極限熱損耗功率），采用采集儀記錄下每次的溫度、壓力及功率值，重復進行實驗避免誤差。

采用熱電偶溫度傳感器測得冷板不同位置的溫度情況，測溫點具體位置分布為：（1）每個電力電子器件下布置一個熱電偶溫度傳感器，監(jiān)測器件的溫度，共有六個測溫點；（2）電力電子器件2上部冷板的溫度傳感器，為器件運行時IGBT常規(guī)溫度監(jiān)測點；（3）壓力表布置，在冷板出氣管、回液管及冷凝器上端布置壓力傳感器，目的是監(jiān)測冷板內(nèi)部及冷凝器內(nèi)部壓力變化情況。

3.2 實驗數(shù)據(jù)分析

圖8所示的數(shù)據(jù)分別為冷板1、冷板2常規(guī)測溫點在不同熱損耗功率條件下溫度變化情況，其中■代表冷板1，◆代表冷板2，表示在不同功率條件下溫度變化情況。隨著變流裝置損耗功率的增大，冷板測溫點溫度不斷上升，當功率總損耗達到4 500W時（變流器最大過負荷設計值），功率模塊與冷板接觸面的中心溫度達到最大，冷板1最高溫度為78℃，冷板2的最高溫度為72℃，低于功率器件所要求的最高殼體溫度。相同功率條件下，冷板1測溫點溫度低于冷板2測溫點溫度，證明相同條件下，冷板1的散熱效果優(yōu)于冷板2。對比實驗數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)，可得：冷板1在3 000 W、4 000 W功率條件下，測溫點溫度分別為56.6℃（圖8）、62.9℃（圖8），對應仿真結果分別為55℃（圖3）、62℃（圖4），誤差率分別為2.8%、1.4%，冷板 2在 3 000 W、4 000 W功率條件下，溫度分別為58.7℃（圖8）、65℃（圖8），對應仿真結果分別為57℃（圖3）、68℃（圖4），誤差率分別為2.9%、4.6%，最大絕對誤差為3℃，表明理論分析方法的正確性。

為了更進一步研究不同內(nèi)部結構的冷板對功率模塊散熱能力的影響，選取常規(guī)測溫點及電力電子器件下的溫升進行分析，其中圖9為兩個冷板常規(guī)測溫點的溫升變化情況，圖10為功率模塊下溫升變化情況，其中■代表冷板1，◆代表冷板2。由兩幅圖可得：

圖8 兩個測溫點溫度與損耗功率關系Fig.8 Temperature change versus loss power for the twomeasuring temperature points

圖9 測溫點溫升與功率損耗關系ig.9 Temperature rise versus loss power for the twomeasuring temperature points

圖10 IGBT溫升與功率損耗關系Fig.10 Temperature rise versus loss power for the IGBT

（1）隨著損耗功率的不斷增加，兩圖中溫升不斷增大，且最大溫升對應熱損耗為4 500 W的功率，與圖8不同功率條件下溫度變化情況基本一致，符合相變冷卻技術的一般規(guī)律；

（2）比較兩圖可得，當熱損耗功率低于3 500 W時（變流器一組IGBT功耗設計值，溫升基本保持在一個穩(wěn)定的范圍內(nèi)，冷板的工作狀態(tài)良好，當熱損耗功率超過4 000W后，溫升變化突然增大，造成該結果的原因為設備在該功率條件下循環(huán)回路的阻力超過設計值，出現(xiàn)間歇性環(huán)狀流液膜干涸問題；

（3）對比圖9、圖10，同等條件下冷板1的溫升低于冷板2，模塊下溫升變化更加明顯，冷板1內(nèi)部與冷卻介質(zhì)接觸的面積更大，散熱效率更高，符合熱力交換的原理；

（4）對比風冷［16］水冷在電力電子器件冷卻方面的數(shù)據(jù)結果，相同功率條件下，相變冷卻與風冷、水冷的效果基本一致，且相變冷卻方式的散熱效率更高、且自循環(huán)滿足經(jīng)濟性方面要求。對比冷板的工作狀況，證明該裝置的散熱效果仍有一定的優(yōu)化空間，為了進一步提高該裝置的穩(wěn)定性，可通過對其結構進行優(yōu)化、回液管的直徑增大等優(yōu)化該冷卻裝置，為更高要求的變流器冷卻裝置設計提供指導。

4 結束語

分別完成兩種結構的冷板系統(tǒng)試驗，結果如下：

（1）器件表面最高溫度都低于器件的結溫，可見本實驗裝置及采用的介質(zhì)都可用于大功率電力電子變頻設備中；

（2）對比兩種冷板結構的測溫點溫度變化情況，冷板1冷卻效果優(yōu)于冷板2的，究其原因，相對于冷板2，冷板1的強化換熱翅片有效的散熱面積更大一些，散熱效率更高；

（3）Ansys有限元軟件仿真對冷板1進行三維建模，仿真該結構的溫度變化情況，證明仿真結果與試驗結果的一致性。