周曉東，張 磊，鄭 超，吳強國，張 東，翟眾福

(特變電工西安電氣科技有限公司， 陜西 西安 710071)

基于CFD數(shù)值計算的電子設備熱設計分析*

周曉東，張 磊，鄭 超，吳強國，張 東，翟眾福

(特變電工西安電氣科技有限公司， 陜西 西安 710071)

以高功率密度的有源濾波器產品熱設計為例，快速建立數(shù)字化樣機模型，運用CFD(Computational Fluid Dynamics)數(shù)值仿真手段，分析不同布局下溫度場、速度場各自利弊，通過對比電感橫向和縱向布局，抽風或鼓風散熱方式差異，定量分析IGBT模塊的均溫度，計算電感所在區(qū)域的速度場分布。在保證系統(tǒng)風阻符合風扇工作點穩(wěn)定可靠的前提下，再對散熱截面尺寸進行優(yōu)化，解決IGBT模塊局部過熱的潛在風險。其次，將物理樣機的熱測試與熱仿真數(shù)據進行對比，半導體器件殼溫相對誤差小于7%，絕對誤差小于4.7 ℃，已滿足工程應用要求。文章從產品熱設計角度出發(fā)，運用數(shù)值建模及仿真可以快速甄別系統(tǒng)中過熱風險點、風機工作點匹配合理，從而針對問題本身進行優(yōu)化分析，提出切實可行的解決方案。

系統(tǒng)熱分析；熱設計過程；方案對比；高功率密度

引 言

電力電子設備小型化趨勢已不斷凸顯，為用戶節(jié)省用地空間的同時，帶來更大的收益支出比。但另一方面，小型化帶來的必然結果就是更高的功率密度，從而導致設備腔體溫度升高，生命周期縮短，故障率不斷攀升或器件不滿足降額規(guī)范應用限制[1]。從熱設計的角度來看，有兩點因素直接關系到設計方案是否可行：第一，各關鍵器件的損耗統(tǒng)計必須結合最嚴酷工況來設計，并非將各類器件自身最大可能損耗作為設計輸入條件，即對于每個極端惡劣工況，電氣仿真必須與有限元熱仿真結合進行；第二，熱設計方案要考慮各關鍵器件的工作溫度降額，在一定的成本、結構尺寸、硬件方案基礎上，通過最優(yōu)化布局和風道設計，計算得到CFD(Computational Fluid Dynamics)熱仿真數(shù)值計算最優(yōu)解，從而在數(shù)個可行熱設計方案中有針對性地挑選出各項關鍵散熱指標最佳的方案，即在一定成本下實現(xiàn)最優(yōu)的散熱性能和最小結構尺寸[2]。

另一方面，設計本身存在過度理論化的缺點，任何完備的設計方案都有必要經過試驗驗證其合理性，做到理論設計與試驗數(shù)據具備一定的可參照性，最終能更切合實際指導熱設計過程。

1 物理模型

根據產品開發(fā)的極端應用環(huán)境，選取仿真環(huán)境溫度為40 ℃，海拔1 000 m，低壓有源濾波器機箱的幾何尺寸為595 mm × 440 mm × 172 mm，IGBT散熱器尺寸為426 mm × 190 mm × 80 mm，IGBT模塊熱源尺寸82 mm × 37.4 mm × 15.8 mm，濾波電感的尺寸為66 mm × 40 mm × 66 mm，EMI電感的尺寸為70 mm × 30 mm × 70 mm，共模電感尺寸為120 mm × 120 mm × 50 mm。

機箱內部分為上下2 個腔室，控制電路板、母線電容等置于上腔體密閉實現(xiàn)防塵，如圖1、圖3所示；裝有濾波電感、共模電感的主功率板與輔源板、共模電感PCB分別上下對扣設計，倒置于下腔體利用強迫對流風冷散熱，如圖2、圖3所示。其結構模型縱向剖視圖如圖3所示。

圖1 機箱上層密封腔體三維視圖

圖2 機箱下層強迫風冷器件三維視圖

圖3 機箱主要器件結構模型縱向剖視圖

機箱關鍵器件平面預布局如圖4所示，左側為下腔體，右側為上腔體：

圖4 機箱關鍵器件平面布局

低壓有源濾波器主要由功率模塊、濾波電感、EMI電感、共模電感和輔源模塊(包括輔源變壓器、Mosfet、二極管等關鍵熱源器件)組成。

各關鍵器件熱特性見表1。

表1 關鍵器件熱特性

2 仿真邊界條件及方案設計

濾波器實際工作環(huán)境溫度范圍-10 ℃～40 ℃，海拔范圍0～1 000 m，因此按照實際最高環(huán)境40 ℃，1 000 m海拔針對極限仿真環(huán)境進行熱設計。機箱采用熱鍍鋅鋼板，壁厚1.2 mm，導熱系數(shù)63 W/(m·K)。

1 000 m海拔(對應絕對壓力邊界條件89 876.3 Pa)，40 ℃環(huán)境空氣的物性參數(shù)如下：

c=1 005 J/(kg·℃)

ρ=1.000 4 kg/m3

由熱力學第一定律：

Q=cmΔt

(1)

式中：Q為系統(tǒng)空氣吸收的總熱量，W；c為空氣的比熱容，J/(kg·℃)；m為空氣的質量流量，kg/s；Δt為空氣的溫升，℃。

其中：

m=ρqv

(2)

式中：ρ為空氣密度，kg/m3；qv為體積流量，m3/s。

式(2)帶入式(1)，整理后得到：

qv=Q/(cρΔt)

(3)

基于表1熱耗數(shù)據，確定強制風冷總熱耗Q=2 192.1 W，設計進出風口溫升Δt為8 ℃，帶入熱力學第一定律能量守恒公式(3)，系統(tǒng)所需有效風量q=0.272 5 m3/s = 981 m3/h，根據系統(tǒng)溫升及結構設計要求選取3 臺120mm軸流風扇，單臺最大風量為414 m3/h，最大靜壓值為370 Pa。

風扇規(guī)格見表2，P-Q特性曲線如圖5所示。

表2 風扇基本規(guī)格

圖5 風扇P-Q特性曲線

散熱器外形及輪廓如圖6所示，設計尺寸見表3。

圖6 散熱器外形及輪廓

長×寬×高/mm基板厚度/mm肋厚/mm肋高/mm肋間距/mm肋片數(shù)量/個426×190×80111.86911.632

考慮到批量加工可制造性，散熱器材質為Al-6063 T5型材鋁合金，導熱系數(shù)180 W/(m·K)[3]。

方案階段熱分析關注的2個設計要點：

(1)吹風和抽風方案對比

通過圖7、圖8兩種方案對比IGBT模塊溫度場，從散熱器最高溫度及各模塊均溫度來看，抽風方案的散熱效果好于鼓風方案，具體參數(shù)對比見表4。

圖7 鼓風方案IGBT模塊溫度場云圖

圖8 抽風IGBT模塊溫度場云圖

方案類型Tc_max/℃Tc_min/℃Δt/℃鼓風方案99.192.96.2抽風方案98.7926.7

注：Tc_max、Tc_min分別為每個IGBT模塊局部最熱點溫度，Δt為各模塊平均溫度。

觀察圖9速度場，由于風扇出風范圍以扇形擴散，顯然馬達部分正對的散熱器肋片區(qū)域速度較低，而圖10中的散熱器肋片間速度場分布比較均勻；另一方面，12 顆濾波電感的前后排速度場分布也表明，抽風方案前后排速度場分布較鼓風方案均勻。該結論可以從圖7中均溫度6.2 ℃，圖8中均溫度6.7 ℃，得以驗證。因此可以得出抽風方案在模塊及濾波電感散熱效果及均溫性方面較鼓風方案更優(yōu)的結論。

圖9 鼓風方案速度場云圖

圖10 抽風方案速度場云圖

(2)電感橫放和縱放對比

結合整體方案功率流走向及熱設計風道短而直布局思路，濾波電感(12顆)及EMI電感(3顆)的布局制約著整機速度場分布合理與否，同時，電感類器件內部熱點與表面之間的熱阻很大，使繞組具有較高的溫度，進而對電感邊界層附近溫度場影響很大[4]。此處對電感類器件的速度場進行分析，對比空氣流動過程中的氣流衰減速度，篩選最佳散熱方案[5]。

觀察圖11、圖12，兩種方案散熱器肋片間的流速方面，后者濾波電感縱向放置肋片間風速較高，對比前后排濾波電感間的空氣流速，后者速度場明顯好于前者，濾波電感縱向布置前后排電感間速度場衰減較橫向布置要慢，即整體速度場較橫向布置更優(yōu)。

圖11 電感橫向布置速度場云圖(抽風方案)

圖12 電感縱向布置速度場云圖(抽風方案)

通過上述抽風與鼓風、電感橫向與縱向布置熱仿真結論對比可以確定，最佳散熱設計方案是采用抽風，濾波電感和EMI電感均采用縱向布局的組合，機箱內速度場分布更為均勻，散熱器肋片間冷卻效果更佳。

3 仿真優(yōu)化

按照表1統(tǒng)計的損耗，濾波器設計最惡劣工況為40 ℃環(huán)境，1 000 m海拔，有功功率70 kW滿載工況。機箱整體關鍵器件布置方式如圖13所示，共模電感(左側環(huán)形大電感)、輔源變壓器、輔源Mosfet、二極管等分別倒置于下腔體上部，上下單板對扣實現(xiàn)上下腔體相互隔離，保證上腔體形成密閉空間。

圖13 機箱下腔體關鍵器件原理圖

結合上述討論形成的最終方案，進行建模及CFD熱仿真，得出預測結論如下：

參考圖4所示IGBT模塊、輔源關鍵器件及濾波電感、EMI電感等分布位置，其仿真溫度分布如圖14 ～ 圖16所示。

圖14 IGBT模塊及共模電感溫度場云圖

圖15 輔源關鍵器件溫度場云圖

圖16 電感溫度場云圖

CFD仿真計算收斂結果如圖17和18所示，圖17為壓力、速度、溫度物理量殘差收斂曲線，圖18為關鍵器件溫度監(jiān)控點隨迭代步數(shù)平衡后的曲線。

圖17 矢量殘差收斂與溫度監(jiān)控點平衡曲線

圖18 溫度監(jiān)控點平衡曲線

IGBT的結溫Tj可由下式計算[4]：

Tj=Tc+PTDP·Rjc

(4)

式中：PTDP為模塊的最大熱耗；Rjc為模塊結至外殼表面的熱阻，該值來自廠商提供的器件參數(shù)[6]，具體取值見表1。

以IGBT#1殼溫Tc=92.2 ℃帶入式(4)，IGBT結溫Tj=92.2 ℃ + 56.16 W × 0.574 ℃/W=124.5 ℃，式中56.16 W為IGBT功率芯片的分項損耗。同理編號為#1～#6的IGBT及輔源功率半導體器件結溫可以此類推。各關鍵器件溫度仿真結果見表5、表6。

表5 半導體器件溫度仿真結果

表6 電感類器件環(huán)境溫度仿真結果

注：“*”表示此項環(huán)境溫度為電感后部環(huán)境溫度，此處取為電感的典型環(huán)境溫度參考值?！?*”表示若電感采用F級絕緣材質，需降額至135 ℃；若采用B級絕緣，需降額至100 ℃。

本設計的難點在于系統(tǒng)風阻與風扇工作點的匹配前提下的散熱器齒形優(yōu)化與電感器件風阻優(yōu)化。如圖19所示，風機的工作點需要控制在馬鞍形拐點區(qū)域以下，設計目的在于保證風機工作的轉速穩(wěn)定同時保證最大限度地提高風速，進而提高整機散熱的功率密度。經過數(shù)值風洞優(yōu)化發(fā)現(xiàn)，機箱的過熱風險點在于5#IGBT模塊，系統(tǒng)風阻與風扇工作點的匹配本質上在于減小電感布局的風阻，以及在保證IGBT散熱降額前提下的散熱器風阻優(yōu)化設計。本文通過對散熱器風阻的準確評估，對散熱器截面的形狀進行優(yōu)化，結果見表7。

圖19 風扇P-Q特性及工作點

長×寬×高/mm基板厚度/mm肋厚/mm肋高/mm肋間距/mm肋片數(shù)量/個426×190×801126911.432

結合CFD數(shù)值模擬的熱仿真結果及我司降額標準對機箱內部關鍵器件的降額指標逐一進行分類對比，不難發(fā)現(xiàn)，整機IGBT模塊為散熱瓶頸，降額設計后理論推算結溫較為臨界的是IGBT5#，其次是IGBT2#，由于不均溫性對IGBT散熱可靠性產生重要影響，熱仿真方案前期對比為解決這一問題做了必要的分析，表明采用抽風方案對于模塊均溫及電感速度場的有較大改善作用；另一方面，在系統(tǒng)散熱設計方案中，電感類器件的散熱主要取決于速度場分析的優(yōu)劣，文中對電感橫向、縱向布局進行數(shù)值仿真對比，采用縱向布局及適當?shù)慕诲e布局，可以較好地平衡系統(tǒng)風阻升高與流速降低的矛盾，從而合理解決電感均溫性及局部風阻過大的問題。

4 實驗與仿真對比

如圖20所示，搭建物理樣機試驗平臺，設定有功功率70 kW滿載，環(huán)境溫度為40 ℃，在某地區(qū)對樣機進行熱測試。

圖20 濾波器熱測試試驗平臺

關鍵器件IGBT采用散熱器底部刻槽方式，熱電偶埋點參考圖21，預埋T型熱電偶實測散熱器基板溫度來近似代替模塊芯片下方銅基板殼溫(硅脂厚度低于50 μm)，因此基本可以忽略其導熱熱阻。電感類器件在其正后方3 mm處固定熱電偶測試點測量其周圍環(huán)境溫度。IC類器件(如二極管及Mosfet)在測量其封裝上表面中心處溫度作為殼溫。

圖21 IGBT模塊熱電偶測試點布置

實測溫度數(shù)據見表8、表9，其中結溫數(shù)據是由式(4)計算得出，PTDP按照表1數(shù)據取器件最大熱耗值。

表8 半導體器件熱平衡實測數(shù)據

試驗和仿真環(huán)境一致，對比表5、表7數(shù)據，除功率模塊#5、#6實測殼溫高于仿真殼溫外，其他半導體器件殼溫與實測數(shù)據吻合良好，IGBT模塊熱仿真殼溫最大相對偏差為7%，分立器件中Mosfet仿真結溫相對于實測值高出4.7 ℃，已滿足工程范圍內應用要求[7]。

表9 電感類器件熱平衡實測數(shù)據

注：“*”表示此項環(huán)境溫度為電感后部環(huán)境溫度，此處取為電感的典型環(huán)境溫度參考值。

表9將各類電感的背風側環(huán)境溫度進行了統(tǒng)計，此數(shù)據與仿真環(huán)境溫度最大差值為8.1 ℃，存在一定偏差。由于電感類器件真實損耗分布不易獲取，線圈發(fā)熱不能簡化為均溫體[8]，因此器件局部環(huán)境溫度與仿真存在較大差別。但基于電感器件的外形尺寸，建立其合理的外形尺寸，可以較為準確地計算元件周圍的速度場，這在方案設計階段可以快速建立數(shù)字熱仿真樣機，驗證各方案優(yōu)劣。

5 結束語

電子設備熱分析是一門理論聯(lián)系實際的工程類設計，既需要掌握一定的數(shù)值模擬理論知識，又需要靈活運用CFD仿真軟件對各種設計方案優(yōu)缺點進行對比，分析溫度、速度、壓力場之間的內在聯(lián)系，從問題本質出發(fā)尋求解決問題的最佳途徑；從產品熱設計角度，熱設計需要具備全局設計思路，需要充分評估單板器件布局對風阻的影響、散熱器風阻與散熱效率的平衡、抽風與鼓風對系統(tǒng)散熱器的優(yōu)缺點、風機工作點是否穩(wěn)定高效等等，本文借助高功率密度濾波器熱設計為例，從系統(tǒng)熱設計層面提出設計方案，針對IGBT過熱瓶頸，對散熱器截面尺寸進行優(yōu)化，降低其工作結溫約1.8 ℃，在兼顧風扇工作穩(wěn)定高效的前提下，解決工程設計難題，具備較強的理論實踐應用價值。

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周曉東(1984-)，男，碩士，工程師，主要從事電力電子熱設計開發(fā)過程中的熱流問題研究。

Thermal Design Analysis of Electronic Equipment Based on CFD Numerical Calculation

ZHOU Xiao-dong，ZHANG Lei，ZHENG Chao，WU Qiang-guo，ZHANG Dong，ZHAI Zhong-fu

(TBEAXi′anElectricTechnologyCo.,Ltd.,Xi′an710071,China)

High power density and active power filter thermal design, for instance, to build digital prototype rapidly, use of CFD numerical simulation, analysis of temperature field and velocity field under different layout their respective advantages and disadvantages, by comparing differences of the inductor both horizontal and vertical layouts, exhaust or blower cooling mode, temperature difference among IGBT(Insulated Gate Bipolar Transistor)modules is quantitatively analyzed, calculate the velocity field distribution in the area where the inductance is located. In premise of system resistance in line with stability and reliability of the fan operating point, and then the cross-sectional dimensions are optimized to address the potential risk of local overheating IGBT module. Second, the physical prototype thermal test and thermal simulation data are compared, the case temperature of semiconductor device relative error less than 7%, the absolute error is less than 4.7 ℃, has met the requirement of engineering application. Significance of this paper is the product thermal design point of view, the use of numerical modeling and simulation of the system can quickly identify the risk of overheating point and the fan operating point match reasonability, optimization is conducted for the problem itself and thus practical solutions is put forward.

thermal analysis in system level; thermal design process; scheme comparison; high power density

2016-06-29

國家863計劃資助項目(2011AA05A305)

TK414.2+12

A

1008-5300(2016)05-0001-07