风电变流器IGBT模块的冷板设计

姜红霞， 谷 操， 靳 霏， 赵 真

(1.中国北方车辆研究所，北京 100072；2.三一重型能源装备有限公司，北京 102202)

风电变流器IGBT模块的冷板设计

姜红霞1， 谷 操1， 靳 霏1， 赵 真2

(1.中国北方车辆研究所，北京 100072；2.三一重型能源装备有限公司，北京 102202)

针对某2.0MW风电变流器IGBT模块的散热需求，对其散热部件——冷板进行几何参数和性能参数(表面温度和流动阻力)的设计和计算，特别是对介质的对流换热系数进行了理论推导和计算.对冷板的仿真分析和装机试验的结果进行分析，结果表明所设计的冷板能够同时满足表面温度低于80℃、介质流动阻力小于1bar的参数要求，保证了IGBT模块可靠工作.

风电变流器；IGBT模块；冷板

风电变流器可以优化风力发电系统的运行，实现宽风速范围内的恒频发电，改善风机效率和传输链的工作状况，提升风能利用率.其工作正常与否，很大程度上取决于其功率柜内IGBT模块的工作状态.近年来，随着IGBT模块日趋小型化、集成化, 使得其单位体积发热量逐步增加，热失效已成为导致IGBT模块损坏的主要原因之一，因此其热设计应力求准确.IGBT模块的散热一般通过冷板来实现，冷板是一种单流体换热器，可以有效地带走IGBT模块中的损耗热量，有利于实现设备的小型化及轻量化.

1 设计要求

某2.0MW风电变流器功率柜内共有6个IGBT模块，每两个为一组, 两IGBT模块之间由桥型零件安装固定，间距为固定值(272.5 mm)无法改变.每个IGBT模块的损耗热量为6.65 kW，桥型零件上安装的传感器无损耗热量.每组IGBT模块的外形结构如图1所示.

图1 IGBT模块外形图

冷却介质为50%(体积浓度)乙二醇溶液，流量为45 L/min，进入冷板的温度为45 ℃，单个IGBT模块的发热量为6.65 kW，共6个，总发热量为6.65 kW×6=39.9 kW.要求冷板表面温度不大于80 ℃，介质流动阻力(冷板入口至出口)不大于1.0 bar.

2 冷板结构及几何参数的确定

依据2.0MW风电变流器IGBT模块的外形尺寸及安装特点，结合冷板在变流器功率柜内的安装方式，同时考虑目前的机械加工能力，初步确定冷板的材料、外形尺寸及内部流道的各项参数[1]，详见表1.

表1 冷板几何参数

每个IGBT模块的发热量很大，因此在冷板内部对应IGBT模块安装位置集中布置流道，后续计算如果无法满足要求再扩充流道范围进行强化散热.考虑冷板的进出口位置及流动阻力要求，将流道走向设计为串并联结合的流动形式(散热介质依次对每个模块散热的形式为串联，同时对多个模块散热的形式为并联).冷板内的流道走向和流道布局见图2，冷板表面除安装6个IGBT模块外，还为6个放电电阻预留了安装孔位.放电电阻的发热功率很小(单个50 W)，在后续热计算中可忽略不计.

图2 冷板流道布置图

3 冷板表面温度和介质流动阻力的计算

3.1 冷板表面平均温度计算

液冷冷板的换热计算，根据对流换热方程和能量平衡方程进行.参照GB/T 15428-1995《电子设备用冷板设计导则》中均温冷板的计算方法对冷板进行设计计算[2].标准中仅对计算步骤进行简单描述，缺少关键参数——对流换热系数的计算方法.下面的计算过程中对这部分内容予以研究.

安装于冷板上的IGBT模块的耗散热量Qc通过对流换热传至冷板，应与冷板通道内循环流动的冷却介质吸收的热量相平衡，即

Qc=Qa.

(1)

据此,可以推导出冷板表面平均温度ts的计算公式.为满足IGBT模块的散热需求，ts应小于冷板的许用表面温度[ts].

(2)

式中：t1、t2分别为介质在冷板进口、出口处的温度；NTU为传热单元数.

t2可根据式(1)推导得出，如式(3)所示.经计算，当t1=45 ℃时，t2=59.8 ℃.

(3)

式中：Qc为总散热量，取值39.9kW；qm为质量流量，由体积流量换算得到，为0.79kg/s；定压比热Cp和比重ρ按照进口、出口平均温度选取，ρ取值1 058.09kg/m3、Cp取值3.396kJ/(kg·K).

NTU可通过式(4)计算得出.

(4)

式中：h为对流换热系数，kW/(m2·K)，可通过公式(5)计算得出；η0为冷板的总效率，可通过相应的公式[3]计算得出，经计算为0.803；A为冷板的对流换热面积，可根据冷板内部流道的结构参数计算得出，A=0.49 m2.

对流换热系数可通过式(5)计算得出.

h=J·G·cp·Pr-2/3，

(5)

式中：J为考尔本数，与肋片的结构型式和雷诺数有关，经查相应的J-f(Rc)关系曲线图得出，J=0.004；G为单位面积的质量流量，可以根据及冷板内部通道的结构参数计算得出，G=2 480 kg/(s·m2)；Pr为普朗特数，查表可得，Pr=12.8.代入后得到h=6.16 kW/(m2·K).

将计算出的数值代入公式(4)进行计算得出：NTU=0.898.

最后将t1、t2和NTU数值代入公式(2)计算ts.

ts=69.9 ℃≤[ts]，其中[ts]=80℃.

综上所述，目前的冷板设计方案能够满足IGBT模块的散热需求.

3.2 介质流动阻力计算

冷板流道中冷却介质的压降应小于许用压降[∆P].∆P的计算公式为

(6)

式中：ρ1、ρ2分别为介质在冷板进口、出口温度处的密度，ρ1=1 060.94 kg/m3，ρ2=1 052.04 kg/m3；ρm为冷却介质的平均密度，ρm=1 056.49 kg/m3；σ为冷板通道横截面积与冷板横截面积之比，σ=0.552；ε为摩擦系数，可查表得到ε=0.012；Ac为通道截面积，可由冷板内部流道的结构参数计算得出，Ac=0.000 32 m2；Kc为冷却介质入口时的压力损失系数，依据不同的通道形式，可查表Kc=f(Re，σ)得到Kc=0.55；Ke为冷却介质出口时的压力损失系数，依据不同的通道形式，可查表Ke=f(Re，σ)得到Ke=0.45.

代入公式(7)后，可得△P=0.69 bar≤[△P]，其中[△P]=1.0 bar

目前的冷板设计方案能够满足冷却介质循环系统的阻力要求.

4 仿真分析

采用ANSYS公司开发的专业电子热分析软件ICEPAK进行仿真分析[4].

按照冷板的外形尺寸和流道布置图建立三维模型，根据软件建模的特点和要求，同时为简化网格划分，在保证仿真结果不失真的前提下，对仿真模型进行部分简化，主要内容如下：

1)忽略IGBT模块与周围空气的对流换热；

2)忽略辐射散热因素；

3)忽略所有螺钉孔以及与冷板传热关系不大的局部部件[5].

参照冷板的各项参数进行边界条件的设置，进行仿真运算后得到冷板表面温度分布云图(图3)和冷却介质流动阻力分布云图(图4).

由图3、图4可以看出：冷却介质自左侧入口流入冷板通道，自右侧出口流出，流动过程中不断吸收热量温度升高，冷板表面最高温度可达78.1 ℃≤[ts]，满足IGBT模块的散热需求.冷却介质流动阻力约为0.76 bar≤[△P]，满足冷却介质循环系统的阻力要求.

图3 冷板表面温度分布云图

图4 冷却介质流动阻力分布云图

5 装机试验及试验结果分析

5.1 冷板装机试验

将按照前述设计方案加工制造完成的冷板交付客户，客户装机后进行了运行试验.试验数据结果为：冷板表面最高温度76.8 ℃≤[ts]，介质流动阻力0.81 bar≤[△P]，即冷板能够满足IGBT的散热需求，同时满足冷却介质循环系统的阻力要求.

5.2 对比分析

针对某2.0MW风电变流器IGBT模块的冷板分别进行设计计算、仿真分析和装机试验，各项结果如表2所示.参照GB/T 15428-1995《电子设备用冷板设计导则》中均温冷板的计算方法，设计计算得出的冷板表面平均温度，与仿真分析得出的平均温度数值接近，说明设计计算中各项参数计算和系数的选取是准确的.在实际工况中，冷板表面不可能是均温的，随着冷却介质不断流动吸热升温，冷板表面温度也逐步升高.因此，仅通过计算得出平均温度不超出允许范围，无法确保冷板表面不超温.与之对应的，仿真分析能够综合模拟发热元件IGBT模块对冷板的加热和冷却介质对冷板的散热，得出冷板表面温度分布云图，较为准确地预测出冷板表面的最高温度值及其出现的具体位置，便于有针对性地采取强化传热措施.

对介质流动阻力的计算和仿真分析与前述情况类似，设计计算仅得出阻力值，仿真分析在得出阻力值的基础上绘制出阻力分布云图，可以更加直观地看出阻力分布的具体情况，便于对应采取相应的措施降低流动阻力，更好的满足设计要求.

装机试验是对设计计算和仿真分析的最终检验，真实反映冷板的工作状态，验证了设计计算及仿真分析的准确性.由表2可以看出，理论计算、仿真分析与装机试验得出的结果基本一致，均证明了冷板能够满足设计要求.

表2 传热计算与仿真分析结果对比

6 结束语

针对某2.0MW风电变流器IGBT模块的冷板进行设计计算、仿真分析和装机试验，结果均表明，冷板能够满足表面温度低于80℃、流动阻力小于1 bar的指标要求，能够保证IGBT模块正常工作，进而保证风力发电机组正常运转.

[1] 冯 静.液体冷板计算仿真研究[J].舰船电子对抗，2013，36(2)：20-22.

[2] GB/T 15428-1995，电子设备用冷板设计导则[S].北京：国家技术监督局，1995.

[3] 赵惇殳，等.电子设备热设计[M].电子工业出版社，2009：127.

[4] 王永康.ANSYS ICEPACK电子散热基础教程[M].国防工业出版社，2015：1.

[5] 任 恒，关宏山，彭 伟.固态发射机末级组件热设计[J].制冷与空调，2016，16(3)：17-20.

Design of the Cold Plate Used for IGBT Moduleof Wind Power Converter

JIANG Hong-xia1， GU Cao1， JIN Fei1， ZHAO Zhen2

(China North Vehicle Research Institute，Beijing 100072，China；SANY Heavy Energy Equipment Co. Ltd., Beijing 102202，China)

Acording to the requirements of cooling design for IGBT module of the wind power converter-cold plate, geometric parameters and performance parameters(surface temperature and flow resistance) were calculated, in special, the convective heat transfer coefficient of the medium was theoretically deduced and calculated. After that, the converter-cold plate was analyzed and tested under the simulative and practical environment. The experimental results show that the designed cold plate can meet the requirement that the surface temperature remains below 80℃ and the medium flow resistance is less than 1bar, which concludes that the IGBT module can work reliably.

wind power converter; IGBT module;cold Plate

1009-4687(2017)01-0051-04

2016-10-28； 修回稿日期：2016-12-21.

姜红霞(1978-)，女，副研究员，研究方向为车辆及电子设备冷却技术.

TM46

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