BSG控制器散熱結構設計與分析

鄭 航，李家春

（貴州大學機械工程學院，貴州 貴陽 550025）

1 前言

隨著能源危機、環境污染等問題的日益加劇，具有高效率、低污染等突出優點的混合動力汽車正加快其發展步伐[1-3]。在混合動力汽車中，48V輕度混合動力系統對現有汽車發動機結構改變小，具有應用成本低、易于實現產業化的優點[4]。

48V系統的核心部件皮帶式啟動發電一體機（BSG）直接安放在現有發動機啟動機位置，通過皮帶與發動機其他機構連接。該一體機同時具備傳統發電機和啟動機的功能，便于集成安裝[5]。它具備以下功能：實現怠速自動啟停、高速純電驅動滑行以及回收制動能量，并能在加速時提供輔助動力來增加扭矩輸出[6]。

48V皮帶式啟動發電一體機作為48V系統中最為核心的零部件，需要滿足電機與控制器一體化集成設計，滿足發動機艙惡劣高溫環境的約束[7]。研究表明器件的工作溫度每升高10°C，失效率就會增大約一倍[8]。所以合理的散熱設計對確保BSG 的質量與安全非常重要。

目前肋片式散熱器在BSG散熱方面發揮著重要的作用，國內外學者對肋片式散熱器進行了很多研究。但BSG散熱器因為其結構和布局有其獨特性，不能通過傳統的計算熱阻的方式選用常見的散熱器。且BSG電機的應用時間較短，國內一些企業還處于BSG的研發階段，目前其控制器中起整流逆變作用的MOSFET存在著溫度偏高的問題。

針對散熱結構獨特且處于高溫環境的BSG電機控制器的溫度場計算與結構優化方面的研究還鮮有報道。因此以某型BSG控制器為研究對象，通過對溫度場與流場分析及對不同散熱結構的對比研究，設計BSG電機最合理散熱結構，以解決穩態運行時BSG控制器中的MOSFET溫度偏高的問題，為BSG的散熱結構優化提供參考。

2 BSG控制器的散熱分析

2.1 設計方案及幾何模型

模型除BSG控制器外，還包括電機端蓋等電機上部結構以保留流體通道，如圖1所示。

圖1 BSG控制器及電機上部結構Fig.1 BSG Controller and Motor Upper Structure

控制器的功率模塊采用12個MOSFET管構成的全橋整流電路構成。MOSFET 是其主要熱源且容易因溫度過高而失效。MOSFET的散熱主要依靠其下方的散熱器，采用離心風扇對散熱器進行強迫風冷散熱。進風口1位于風罩開口處，空氣進入后經過MOSFET封裝外殼向下被風扇軸向吸入；進風口2位于散熱肋片徑向最外端處，為主要進風口，空氣從散熱器徑向方向進入經過散熱肋片從風扇軸向進入，在離心作用力下從葉輪邊緣排出。

MOSFET被封裝在模塊盒中結構，如圖2所示。MOSFET直接貼合在銅板上，模塊盒子中填滿了硅凝膠，銅板與鋁板間填充了導熱硅膠，鋁板與散熱器間填充有導熱硅脂，這樣能盡量減小元器件之間的接觸熱阻。

圖2 MOSFET封裝結構Fig.2 MOSFET Package Structure

原有散熱器，如圖3所示。肋片總體分為3塊，每塊區域肋片間相互平行。肋片高9mm，厚2mm，肋片之間間距為3mm。左側是電容存放盒，它比散熱器基板高出7mm，其下方由于空間受限只有2mm高的散熱肋片。狹小的空間阻礙了空氣的流動，影響了散熱效果。

圖3 BSG原平行肋片散熱器Fig.3 BSG Original Parallel Ribbed Radiator

2.2 功率損耗計算

BSG電機在啟動工況的短時間內作為電動機快速拖動發動機達到怠速以上轉速，正常工況下作為發電機給蓄電池充電。所以主要考慮BSG作為發電機時的熱設計。對于BSG熱設計最難達到的設計要求為在環境溫度115℃的條件下，電機轉速為3000r時產生電流須達到150A。此時電流達到設計最大值即MOSFET的損耗達到最大，但是轉速低散熱量小。

所以要對此條件下的BSG控制器計算其功率值并進行溫度場分析。

控制器功率損耗主要集中在功率區域的MOSFET 上[9]，MOSFET起到同步整流和逆變的作用。控制器功率損耗主要集中在功率區域的MOSFET 上，器件的損耗包括通態損耗和開關損耗。

通態損耗：

式中：Rds—MOSFET管的通態電阻；I—相電流有效值；D—占空比。開關損耗：

式中：F—開關頻率；VD—漏級電壓；ID—漏級電流；t1～t2—MOSFET開通時間；t3～t4—MOSFET關斷時間。

MOSFET開通與關斷時間電流電壓圖，如圖4所示。忽略開通時的電流過沖與關斷時的電壓過沖。

圖4 MOSFET開通與關斷時間電流電壓圖Fig.4 MOSFET Switching on and off Time Current and Voltage Diagram

MOSFET 的最大允許結溫是175℃。高溫是對晶體管破壞性最強的因素，因此晶體管的結溫需要降額，晶體管最高結溫按第三等級降額使用[10]，MOSFET 降額后的最高結溫是145℃。MOSFET 的功率耗散很依賴通態電阻Rds的值，而通態電阻隨溫度的升高而6逐漸升高。為保證安全使用，Rds采用降額后的最高結溫145℃時的通態電阻2mohm。

控制器采用12個功率MOSFET進行三相交流電整流，相電流I的有效值為61.24A，電壓為13.5V。計算得到MOSFET 的通態損耗為3.75W，開通損耗為0.01W，關斷損耗為0.018W。所以單個MOSFET 的總損耗值為3.778W。可以看出，BSG 起同步整流作用的MOSFET由于開通時間與關斷時間極小，開關損耗可以近似忽略。

2.3 基本假設

數值模擬利用FloEFD軟件的三維坐標求解，物理模型采用樣機實際尺寸，選擇定常穩態的湍流RNG k-ε模型[11]。采用的基本假設和條件為：（1）僅考慮對流換熱作用，未考慮輻射換熱影響；（2）空氣為不可壓縮流體。

2.4 邊界條件

模擬的優化目標功率MOSFET的溫度，保證優化后的MOS?FET溫度在145℃以內且盡可能的小。環境溫度采用由實驗測得穩態電機運行時的溫度115℃，采用外部分析，將計算域設置在電機周圍，與實測的BSG環境溫度的區域相符合。用旋轉區域法模擬出實際風扇的旋轉，設定轉速為3000r/min。材料參數，如表1所示。

表1 材料參數Tab.1 Material Parameters

3 原散熱器仿真結果與分析

經過FloEFD軟件的仿真計算，得到MOSFET芯片的溫度分布與肋片間速度流場，如圖5、圖6所示。由圖5可知，MOSFET溫度最大值為147.11℃，超過了降額后的最高結溫。經FloEFD 軟件計算的12個MOSFET的平均溫度為143.57℃，接近最高結溫。所以需要散熱優化以達到設計要求，保證MOSFET 的質量與壽命。中間模塊的四個MOSFET的溫度最高，需要重點散熱優化。肋片高度中間位置處流體速度場，如圖6所示。由圖可知，空氣經過肋片時速度先增大，在中間位置處達到最大速度，而后速度減小，最后出現反向回流現象。而且流動跡線較彎曲。結合仿真模擬觀察到的流動跡線進行分析，探究原因并分析散熱結構的合理性。

結合流場情況可知，主要進風是從進風口2即散熱器肋片徑向進入，再由風扇中心吸入；另一部分是空氣從進風口1即風罩開口進入，流經整流模塊封裝結構外殼，對外殼散熱，再從電機中心軸處的孔內流入，其中部分空氣在肋片處與主風道交匯，形成圖6中的回流現象。流動跡線彎曲的現象是散熱器肋片的布置方向沒有很好的吻合離心力與空氣流動方向。

由于電機采用離心風扇進行強迫風冷散熱，主要氣流從肋片處進入，未充分與肋片接觸散熱即被離心風扇軸向吸入，在離心力作用下從葉輪邊緣排出。而且主進風口與出風口很相近，空氣從散熱器肋片處進入后很快又被離心風扇抽走，散熱效率低下。

4 BSG控制器散熱結構的設計與分析

在原結構的基礎上對BSG控制器進行散熱結構優化設計，主要影響因素有導流板、散熱器肋片的布局形狀、齒數、高度等。在考慮散熱效果的同時還需要考慮以下幾點：安裝散熱器允許的空間、氣流流量和散熱器的重量與成本等[12]。

由于空間限制，散熱器肋片高度要求在13mm以內。離心風扇的位置不能改變。擬定兩種優化方案來改進散熱結構，解決散熱問題。（1）肋片增加導流板，探究其對肋片間流場的影響，改善空氣不能與肋片充分熱交換就被離心風扇吸走的問題。（2）改變散熱器肋片結構，探究肋片結構與參數對控制器散熱性能的影響。

4.1 增加導流板對散熱的影響

針對此BSG控制器的散熱氣流情況，擬采用在肋片下方設置導流板的方法，使空氣與z肋片能夠進行更好的熱交換。導流板的結構與位置，如圖7所示。改變不同內徑的導流板結構，利用FloEFD軟件對其進行有限元分析結果，如圖8、表2所示。

圖7 散熱器與導流板Fig.7 Radiator and Deflector

圖8 加內徑90mm導流板后肋片中間位置處速度分布Fig.8 Velocity Distribution at the Middle Position of the Ribs After Adding the 90mm Inner Diameter Deflector

表2 不同內徑導流板與MOSFET平均溫度值Tab.2 Average Temperature Values of Different Inner Diameter Baffles and MOSFET

如圖8 所示，在增加內徑為90mm 的導流板后，MOSFET 流場速度并沒有改善，且MOSFET的平均溫度達到了144.28℃，比原先增加了0.71℃。肋片間的流速變均勻但是有很大程度的減小，最大速度減小了約2200mm/s。由表2 可知，分別采用內徑80mm、85mm、90mm、95mm、100mm內徑的導流板的效果都不如原方案。

4.2 三種散熱器肋片結構與齒數對溫度的耦合影響

在如圖3散熱器的基礎上更改肋片的形狀，建立直肋片、彎斜肋片、間隔肋片這三種基本結構，如圖9所示。

圖9 三種類型肋片Fig.9 Three Types of Ribs

直肋片為徑向過圓心方向的肋片，肋片厚度2mm，高度9mm。將直肋片偏移50°，原肋片由半徑45mm的弧型肋片代替成為彎斜肋片。直肋片在其1/3與2/3長度處開1mm的縫隙，中間長度部分的肋片交叉布置在兩個肋片中間位置處，這樣得到間隔型肋片。

模擬分析在肋片高度厚度相同的情況下，彎斜肋片、直肋片及間隔肋片27齒數到42齒數范圍內不同齒數下的MOSFET平均溫度值模擬，如圖10、圖11所示。在2mm肋片厚度的情況下，由于肋片內徑位置處肋片距離限制，齒數最大到42齒數。

圖10 33齒數9mm高度不同類型肋片溫度場Fig.10 Temperature Field of Different Types of Fins with 33 Teeth and 9mm Height

圖11 直肋片、彎斜肋片與間隔肋片的齒數與溫度關系圖Fig.11 Relationship between the Number of Teeth and Temperature of Straight Fins，Bent Fins and Spacer Fins

這三種方案溫度場有一些共同點：散熱器徑向方向從邊緣到中心區域溫度總體呈上升趨勢，高溫區域位于芯片位置處，最高溫度位于相近的兩個模塊位置處，靠近左側電容盒子位置處溫度較低。三種肋片結構齒數越多散熱效果越好，這個趨勢逐漸變緩，在齒數增大到39齒數后散熱效果幾乎不變。原因是隨著肋片齒數的增大，肋片表面積會增大使散熱器熱阻減小，但同時肋片間距減小導致流動阻力增大，隨著肋片數的增大流動阻力較熱阻的影響逐漸增大。

對比這3種方案，彎斜肋片和直肋片散熱效果相近，在39齒數前比間隔型肋片散熱效果好。在39齒數后三種類型肋片散熱效果相差很小。從總體來看，彎斜肋片與直肋片的散熱效果較好，且這3種散熱器均比原方案更優。

考慮到相同肋片數量時彎斜肋片比直肋片的質量更重，而且間隔肋片和彎斜肋片比直肋片制造困難，制造成本高。綜合考慮采用直肋片最為合適。而直肋片導熱效果隨著齒數的增大到33齒數后變化較小，同時間距減小后會增加制造的難度，因此選擇直肋片33齒數的散熱器。

4.3 直肋片的厚度優化與分析

在采用直肋片型33 齒數的基礎上對肋片進行厚度優化結果，如圖12 所示。厚度為2mm 時散熱器具有最好的導熱效果。肋片薄時肋片橫截面積小，肋片上熱量傳遞速度慢。而肋片厚時肋片間的間距變小，尤其是散熱器中心區域高溫處的間距變得很小，導致散熱效果變差。

圖12 33齒數直肋片型肋片厚度與溫度關系Fig.12 Relationship Between Thickness and Temperature of 33-Tooth Straight Fin Type Fins

4.4 直肋片的高度優化與分析

在以上優化后的模型基礎上，對33齒數直肋片型不同高度肋片進行模擬分析。由圖13可以看出，隨著肋片高度增高MOS?FET溫度不斷變低，但是溫度降速逐漸變緩，在增大到12mm高度后MOSFET溫度不再下降。同時肋片高度也受到設備內部空間、重量和材料成本的制約，因此散熱器肋片高度不宜過高[13]，采用12mm肋片高度為宜。

圖13 肋片高度與MOSFET溫度關系曲線Fig.13 Relationship Between Fin Height and MOSFET Temperature

4.5 最終優化方案

最終優化方案選用33 齒數直肋片型散熱器，肋片厚度2mm，高度12mm。優化后的MOSFET平均溫度為138.31℃，比優化前的平行肋片型散熱器MOSFET溫度降低了5.26℃。優化后的MOSFET最高溫度為141.97℃，比優化前的溫度低了5.14℃。

5 實驗驗證

為了驗證電機性能及仿真模擬的準確性，對新研發設計的BSG樣機進行電機綜合實驗，測試其穩態運行時BSG電機的溫度與性能。實驗測試臺，如圖14 所示。將BSG 電機裝入LDFDBSG發電機性能測試臺，MOSFET芯片按圖2方式被封裝。

圖14 LDFD-BSG發電機性能測試臺Fig.14 LDFD-BSG Generator Performance Test Bench

實驗時控制環境溫度箱為恒溫115℃，通過設置皮帶輪的轉速使電機風扇轉速保持3000r/min，由于MOSFET被封裝，無法直接測得其溫度。通過三個整流模塊中內置的NTC來測試溫度。將仿真模擬的NTC位置處溫度值與實測溫度值相比較，以驗證仿真結果的正確性。分別采用原方案散熱器與最終優化方案散熱器的測試結果，如表3、表4所示。對比實驗測試結果和仿真平均值差值分別為2.73℃與3.04℃，相對誤差分別為1.90%與2.27%，在允許的誤差范圍內。驗證了仿真結果的正確性。電機在實驗過程中能夠正常穩定運行，MOSFET的實際最高溫度控制在145℃以下，證明控制器散熱結構設計合理，驗證了散熱器優化設計的正確性。

表3 原方案測量點溫度對比Tab.3 Temperature Comparison of the Original Measurement Points

表4 最終優化方案測量點溫度對比Tab.4 Temperature Comparison of the Measurement Points in the Final Optimization Scheme

6 結論

針對某型輕度混合動力汽車BSG控制器的散熱進行了CFD仿真研究，設計了導流板與3種不同的肋片的散熱器，通過分析其溫度場與流場及電機實驗，得出了如下結論：

（1）因平行肋片的方向與離心風扇上方的空氣流向不同會影響空氣風速，所以平行肋片散熱性較差。

（2）在肋片下方增加導流板后，肋片間空氣流速均勻流動方向一致，但是流速會較大減小，影響散熱效果。

（3）設計了直肋片、彎斜肋片、間隔肋片三種肋片結構的散熱器。從對比分析結果可以看出，彎斜型與直肋片型散熱效果較好。考慮制造成本、加工工藝與重量后，直肋片型散熱器為最優方案。

（4）直肋片散熱器的齒厚最佳值為2mm厚度，其他厚度的散熱效果會變差。齒高在一定范圍內增大時，散熱效果會變好，但增大到12mm后散熱效果幾乎不變。

綜合考慮散熱效果、制造成本、加工工藝與重量后，選擇33 齒數、肋片高12mm、肋片厚度2mm 的直肋片散熱器為最佳優化方案，使BSG 控制器中MOSFET 最高溫度降低5.14℃，平均溫度降低5.26℃。通過對原平行肋片散熱器方案與最終優化方案散熱器的BSG 電機對比實驗，驗證了仿真結果與散熱優化的正確性。