一種“L 型”進出口的IGBT 散熱水道優化設計

譚亞敏，柴宏生，唐玉生，王雙全

（中國長安汽車集團有限公司上海馳驅智能控制技術分公司，上海 200040）

0 引 言

新能源汽車電驅動系統中，絕緣柵雙極型晶體管（Insulated Gate Bipolar Transistor，IGBT）模塊是其核心部件。IGBT 模塊具有輸入阻抗高、開關頻率高、載流能力大等特點，在其運行中開關的通斷會產生大量的損耗熱量，如果散熱結構設計不合理，那么積聚的熱量極易影響元器件的工作壽命、元件特性，甚至是熱擊穿失效產生炸管等事故，因此合理的散熱結構對IGBT 模塊的安全運行極其重要。目前，對于電機控制器散熱設計研究有單風冷散熱器、風冷+熱管散熱器、單水冷板液冷散熱器、水冷板+熱管散熱器、水冷+風冷的散熱方式以及翅針的排布與結構形狀等散熱研究，且大多是對平板級模塊的水道結構進行分析，對帶有Pin-Fin 結構的IGBT 模塊散熱水道優化方面較少，尤其是對于特定進出口位置的研究較少[1-4]。結合工程應用實例，針對某電動汽車用150 kW電機控制器，在進出口水嘴位置近“L 型”的位置使用IGBT HPD 模塊，通過熱仿真分析Pin-Fin 進口連接處沉水槽導流角大小，Pin-Fin 與箱體間縫隙大小以及Pin-Fin 進出與水道的連接方式對IGBT 芯片溫度及流阻的影響，結合水道流阻及散熱性能，選擇合適的散熱結構，提高散熱水道性能。

1 散熱結構

本文中電機控制器輸出功率為150 kW，IGBT 模塊為直接液冷的方式，水道結構由于外在接口已定，進水口位置垂直于IGBT 模塊長度方向，出水口位置近IGBT 短邊位置，從水平俯視圖看進出口位置成90°夾角，近似“L”形狀（以下簡稱L 型進出口水道），整機控制器模型如圖1 所示。冷卻液由水道進水口進入，先經過薄膜電容底部，后流入IGBT 底部，經IGBT 模塊正下方的Pin-Fin 結構后流出，Pin-Fin完全浸在冷卻液中直接冷卻。

圖1 整機控制器模型

為了便于后續分析，將IGBT 芯片根據水道流入方向進行命名，IGBT1、IGBT4 位于Pin-Fin 流道流入位置，IGBT15、IGBT18 位于Pin-Fin 流道流出位置，且三相輸出端子分別為U 相、V 相、W 相端子，如圖2 所示。

圖2 IGBT 模塊pin-fin 結構

2 仿真分析

2.1 模型簡化

文章主要考慮IGBT 散熱分析，暫不分析薄膜電容散熱，因此在仿真計算前，簡化仿真模型，去除印刷電路板（Printed Circuit Board，PC）板組件、螺栓、薄膜電容、母排及接線座等零部件，對控制器箱體及IGBT 模塊進行模型簡化，簡化后的模型如圖3 所示。

圖3 控制器IGBT 簡化模型

2.2 網格剖分

在進行仿真計算前需要對模型進行網格剖分，先分別對IGBT 模塊中芯片、焊錫、DCB-上下銅片、DCB 中間SI3N4結構進行網格尺寸定義（見表1），再對與冷卻液直接接觸的IGBTPin-Fin 結構和水嘴結構網格加密。劃分后網格數量為31 377 963 個，其中流體單元數為2 598 509 個。

表1 網格尺寸定義

2.3 邊界條件與工況

冷卻液采用50%乙二醇，入口溫度為60 ℃，流量為8 L/min，環境溫度為85 ℃，根據流道入口條件估算雷諾數Re=7724，計算類型為湍流模型。

IGBT 損耗包含IGBT 單元損耗和體內二極管FWD 單元損耗，IGBT 和變頻器控制端子（Forward，FWD）單元損耗各自又包含導通損耗和開關損耗，同時電機在SVPWN 控制模式下旋轉時，二極管導通損耗不考慮。以控制器150 kW 峰值工況為例，進行求解計算，即輸出相電流有效值為390 A，開關頻率為6 kHz，單橋臂IGBT 單元損耗為592.9 W，單橋臂FWD 單元損耗為86.57 W，IGBT 模塊總損耗為4 076.82 W。液冷中IGBT 模塊的瞬態熱響應時間極短，量級為秒級，因此仿真中均采用穩態分析計算。

2.4 結果分析

經求解計算，初版方案IGBT 芯片溫度最大值為129.4 ℃，如圖4 所示。IGBT 芯片溫度最大值隨著冷卻液流動的方向逐漸升高，位于W 相即靠近出水口的位置處的IGBT14 芯片溫度最高，W 相上橋臂IGBT 芯片溫度比下橋臂芯片溫度高1.7 ℃左右，導致W 相芯片溫度明顯高于U、V 兩相的芯片溫度，因此合理的設計進出Pin-Fin 處的連接結構至關重要。

圖4 不同位置的IGBT 芯片溫度曲線

圖5 結構示意

3 優化方向

根據初始方案的仿真結果，從以下3 個方向分析其對芯片溫升及流阻的影響（見圖5）。一是在Pin-Fin 進出口位置添加沉水槽結構，優化沉水槽與Pin-Fin 連接角大小，如圖5（a）所示；優化Pin-Fin 與箱體間的縫隙大小，如圖5（b）所示；彎道與Pin-Fin 進水處的連接方式設計，如圖5（c）所示。

3.1 沉水槽結構

在水冷板Pin-Fin 前后適當增加沉水槽結構，使進入Pin-Fin 的冷卻液先將沉水槽蓄滿后流入Pin-Fin 底部，從而使流道內流速更均勻，進而降低IGBT芯片各相間溫差，減少溫度最大值。但是，沉水槽的過渡角度α的大小對流道上芯片的溫度及流阻的影響未知。在Pin-Fin 與箱體間縫隙0.3 mm 的情況下，設計了不同α 大小的沉水槽方案，沉水槽的尺寸設計為H=12.8 mm、h=6.8 mm、X=6 mm，α角度分別選取0°、15°、30°、45°、60°以及75°這6 種方案。

通過仿真計算，不同過渡角度α方案的芯片溫度最大值均位于IGBT14 位置，如圖6 所示；隨著過渡角α由0°增大到75°，IGBT 芯片溫度最大值先減小后增大，當過渡角α為15°和30°時芯片整體溫度最低，隨著過渡角由0°增大至75°時水道流阻振蕩下降，過渡角在15°～45°流阻相差不大，當過渡角超過60°時，流阻數值急劇下降，如圖7所示；當過渡角≥60°時，溫度明顯升高。綜合流阻和散熱分析，沉水槽與Pin-Fin 間的過渡角推薦15°～30°。

圖6 不同過渡角度不同位置的IGBT 芯片溫度隨過渡角度變化對比曲線圖

圖7 IGBT 結溫最大值和水道流阻隨過渡角度變化曲線圖

3.2 Pin-Fin 與箱體間的縫隙

Pin-Fin 與箱體間的縫隙會直接影響流道流阻大小及流速，流速大小進而會影響IGBT 芯片溫度。先分別將Pin-Fin 與箱體間的縫隙取0 mm、0.25 mm、0.5 mm、0.75 mm、1 mm 以及1.5 mm，在上一步α=15°的方案基礎上通過仿真分析此處縫隙的大小對流道流阻及IGBT 溫升的影響。

通過仿真計算，當Pin-Fin 與箱體間的縫隙由0 mm 增至1.5 mm，IGBT 芯片溫度最大值均位于IGBT14 位置，如圖8 所示；IGBT 芯片溫度最大值隨著縫隙的增大而增大，水道流阻隨著縫隙增大而減小，如圖9 所示；0 mm 縫隙加工難度較高，因此推薦此處縫隙取值為0.25 mm。

圖8 不同縫隙下IGBT 各芯片位置的溫度對比圖

圖9 不同縫隙下IGBT 結溫最大值和流道流阻曲線圖

3.3 彎道與Pin-Fin 進水處的連接方式

冷卻液進去水嘴后，經L 彎道進去IGBT 模塊的Pin-Fin 流道內，現在沉水槽過渡角度15°，Pin-Fin與箱體縫隙0.25 mm 的基礎上改變Pin-Fin 進水處的連接方式，對比直接連接與側面連接（見圖10）對IGBT 模塊芯片及流道流阻的影響。

圖10 彎道與Pin-Fin 進水處的連接方式示意

通過仿真計算，Pin-Fin 進口處直接連接與側面連接的芯片溫度趨于一致，相同位置的芯片溫度幾乎無變化，如圖11 所示。因此，Pin-Fin 進出口位置設計沉水槽結構對其連接方式較為友好，為后續平臺化水道設計提供便捷的思路。

圖11 不同連接方式下IGBT 溫度對比圖

3.4 可承受最大損耗

根據仿真結果提取結-冷卻液間的熱阻來估算其允許的最大功耗[5]。同時，根據仿真分析結果選擇水道結構為沉水槽過渡角15°，Pin-Fin 與箱體間縫隙為0.25 mm。此時，結溫最大溫度為126.8 ℃，冷卻液進出口平均溫度64 ℃。當IGBT 結溫限高點為150 ℃時，可估算能承受的損耗約5 580 W。在同一水道的工程應用中可利用此方法快速的估算不同工況下此模塊結溫，節省計算時間。結-冷卻液間熱阻Rjf公式為

式中：?Tjf為結溫與冷卻液進出口平均溫度差；P為模塊總損耗；Rjf為結至冷卻液間熱阻。利用式（1）計算得到結-冷卻液間熱阻Rjf為0.015 404 ℃/W

4 結 論

文章從IGBTPin-Fin 進出水位置的過渡角度、Pin-Fin 與箱體間的縫隙以及L 型進出水道與Pin-Fin進出位置的連接方式3 個方向入手分析，利用仿真軟件對不同方案的IGBT 芯片溫度與散熱水道流阻數值模擬，總結了IGBTPin-Fin進出水位置過渡角度大小，Pin-Fin 與箱體間縫隙大小及Pin-Fin 進出水位置的連接方式對IGBT 芯片溫度及水道流阻的影響規律，最后根據推薦水道（過渡角度15°，Pin-Fin 有箱體間縫隙0.25 mm）進行可承受最大模塊損耗進行估算，為后續同類平臺化產品的散熱水道設計奠定基礎。