BSG控制器散热结构设计与分析

郑 航，李家春

（贵州大学机械工程学院，贵州 贵阳 550025）

1 前言

随着能源危机、环境污染等问题的日益加剧，具有高效率、低污染等突出优点的混合动力汽车正加快其发展步伐[1-3]。在混合动力汽车中，48V轻度混合动力系统对现有汽车发动机结构改变小，具有应用成本低、易于实现产业化的优点[4]。

48V系统的核心部件皮带式启动发电一体机（BSG）直接安放在现有发动机启动机位置，通过皮带与发动机其他机构连接。该一体机同时具备传统发电机和启动机的功能，便于集成安装[5]。它具备以下功能：实现怠速自动启停、高速纯电驱动滑行以及回收制动能量，并能在加速时提供辅助动力来增加扭矩输出[6]。

48V皮带式启动发电一体机作为48V系统中最为核心的零部件，需要满足电机与控制器一体化集成设计，满足发动机舱恶劣高温环境的约束[7]。研究表明器件的工作温度每升高10°C，失效率就会增大约一倍[8]。所以合理的散热设计对确保BSG 的质量与安全非常重要。

目前肋片式散热器在BSG散热方面发挥着重要的作用，国内外学者对肋片式散热器进行了很多研究。但BSG散热器因为其结构和布局有其独特性，不能通过传统的计算热阻的方式选用常见的散热器。且BSG电机的应用时间较短，国内一些企业还处于BSG的研发阶段，目前其控制器中起整流逆变作用的MOSFET存在着温度偏高的问题。

针对散热结构独特且处于高温环境的BSG电机控制器的温度场计算与结构优化方面的研究还鲜有报道。因此以某型BSG控制器为研究对象，通过对温度场与流场分析及对不同散热结构的对比研究，设计BSG电机最合理散热结构，以解决稳态运行时BSG控制器中的MOSFET温度偏高的问题，为BSG的散热结构优化提供参考。

2 BSG控制器的散热分析

2.1 设计方案及几何模型

模型除BSG控制器外，还包括电机端盖等电机上部结构以保留流体通道，如图1所示。

图1 BSG控制器及电机上部结构Fig.1 BSG Controller and Motor Upper Structure

控制器的功率模块采用12个MOSFET管构成的全桥整流电路构成。MOSFET 是其主要热源且容易因温度过高而失效。MOSFET的散热主要依靠其下方的散热器，采用离心风扇对散热器进行强迫风冷散热。进风口1位于风罩开口处，空气进入后经过MOSFET封装外壳向下被风扇轴向吸入；进风口2位于散热肋片径向最外端处，为主要进风口，空气从散热器径向方向进入经过散热肋片从风扇轴向进入，在离心作用力下从叶轮边缘排出。

MOSFET被封装在模块盒中结构，如图2所示。MOSFET直接贴合在铜板上，模块盒子中填满了硅凝胶，铜板与铝板间填充了导热硅胶，铝板与散热器间填充有导热硅脂，这样能尽量减小元器件之间的接触热阻。

图2 MOSFET封装结构Fig.2 MOSFET Package Structure

原有散热器，如图3所示。肋片总体分为3块，每块区域肋片间相互平行。肋片高9mm，厚2mm，肋片之间间距为3mm。左侧是电容存放盒，它比散热器基板高出7mm，其下方由于空间受限只有2mm高的散热肋片。狭小的空间阻碍了空气的流动，影响了散热效果。

图3 BSG原平行肋片散热器Fig.3 BSG Original Parallel Ribbed Radiator

2.2 功率损耗计算

BSG电机在启动工况的短时间内作为电动机快速拖动发动机达到怠速以上转速，正常工况下作为发电机给蓄电池充电。所以主要考虑BSG作为发电机时的热设计。对于BSG热设计最难达到的设计要求为在环境温度115℃的条件下，电机转速为3000r时产生电流须达到150A。此时电流达到设计最大值即MOSFET的损耗达到最大，但是转速低散热量小。

所以要对此条件下的BSG控制器计算其功率值并进行温度场分析。

控制器功率损耗主要集中在功率区域的MOSFET 上[9]，MOSFET起到同步整流和逆变的作用。控制器功率损耗主要集中在功率区域的MOSFET 上，器件的损耗包括通态损耗和开关损耗。

通态损耗：

式中：Rds—MOSFET管的通态电阻；I—相电流有效值；D—占空比。开关损耗：

式中：F—开关频率；VD—漏级电压；ID—漏级电流；t1～t2—MOSFET开通时间；t3～t4—MOSFET关断时间。

MOSFET开通与关断时间电流电压图，如图4所示。忽略开通时的电流过冲与关断时的电压过冲。

图4 MOSFET开通与关断时间电流电压图Fig.4 MOSFET Switching on and off Time Current and Voltage Diagram

MOSFET 的最大允许结温是175℃。高温是对晶体管破坏性最强的因素，因此晶体管的结温需要降额，晶体管最高结温按第三等级降额使用[10]，MOSFET 降额后的最高结温是145℃。MOSFET 的功率耗散很依赖通态电阻Rds的值，而通态电阻随温度的升高而6逐渐升高。为保证安全使用，Rds采用降额后的最高结温145℃时的通态电阻2mohm。

控制器采用12个功率MOSFET进行三相交流电整流，相电流I的有效值为61.24A，电压为13.5V。计算得到MOSFET 的通态损耗为3.75W，开通损耗为0.01W，关断损耗为0.018W。所以单个MOSFET 的总损耗值为3.778W。可以看出，BSG 起同步整流作用的MOSFET由于开通时间与关断时间极小，开关损耗可以近似忽略。

2.3 基本假设

数值模拟利用FloEFD软件的三维坐标求解，物理模型采用样机实际尺寸，选择定常稳态的湍流RNG k-ε模型[11]。采用的基本假设和条件为：（1）仅考虑对流换热作用，未考虑辐射换热影响；（2）空气为不可压缩流体。

2.4 边界条件

模拟的优化目标功率MOSFET的温度，保证优化后的MOS⁃FET温度在145℃以内且尽可能的小。环境温度采用由实验测得稳态电机运行时的温度115℃，采用外部分析，将计算域设置在电机周围，与实测的BSG环境温度的区域相符合。用旋转区域法模拟出实际风扇的旋转，设定转速为3000r/min。材料参数，如表1所示。

表1 材料参数Tab.1 Material Parameters

3 原散热器仿真结果与分析

经过FloEFD软件的仿真计算，得到MOSFET芯片的温度分布与肋片间速度流场，如图5、图6所示。由图5可知，MOSFET温度最大值为147.11℃，超过了降额后的最高结温。经FloEFD 软件计算的12个MOSFET的平均温度为143.57℃，接近最高结温。所以需要散热优化以达到设计要求，保证MOSFET 的质量与寿命。中间模块的四个MOSFET的温度最高，需要重点散热优化。肋片高度中间位置处流体速度场，如图6所示。由图可知，空气经过肋片时速度先增大，在中间位置处达到最大速度，而后速度减小，最后出现反向回流现象。而且流动迹线较弯曲。结合仿真模拟观察到的流动迹线进行分析，探究原因并分析散热结构的合理性。

结合流场情况可知，主要进风是从进风口2即散热器肋片径向进入，再由风扇中心吸入；另一部分是空气从进风口1即风罩开口进入，流经整流模块封装结构外壳，对外壳散热，再从电机中心轴处的孔内流入，其中部分空气在肋片处与主风道交汇，形成图6中的回流现象。流动迹线弯曲的现象是散热器肋片的布置方向没有很好的吻合离心力与空气流动方向。

由于电机采用离心风扇进行强迫风冷散热，主要气流从肋片处进入，未充分与肋片接触散热即被离心风扇轴向吸入，在离心力作用下从叶轮边缘排出。而且主进风口与出风口很相近，空气从散热器肋片处进入后很快又被离心风扇抽走，散热效率低下。

4 BSG控制器散热结构的设计与分析

在原结构的基础上对BSG控制器进行散热结构优化设计，主要影响因素有导流板、散热器肋片的布局形状、齿数、高度等。在考虑散热效果的同时还需要考虑以下几点：安装散热器允许的空间、气流流量和散热器的重量与成本等[12]。

由于空间限制，散热器肋片高度要求在13mm以内。离心风扇的位置不能改变。拟定两种优化方案来改进散热结构，解决散热问题。（1）肋片增加导流板，探究其对肋片间流场的影响，改善空气不能与肋片充分热交换就被离心风扇吸走的问题。（2）改变散热器肋片结构，探究肋片结构与参数对控制器散热性能的影响。

4.1 增加导流板对散热的影响

针对此BSG控制器的散热气流情况，拟采用在肋片下方设置导流板的方法，使空气与z肋片能够进行更好的热交换。导流板的结构与位置，如图7所示。改变不同内径的导流板结构，利用FloEFD软件对其进行有限元分析结果，如图8、表2所示。

图7 散热器与导流板Fig.7 Radiator and Deflector

图8 加内径90mm导流板后肋片中间位置处速度分布Fig.8 Velocity Distribution at the Middle Position of the Ribs After Adding the 90mm Inner Diameter Deflector

表2 不同内径导流板与MOSFET平均温度值Tab.2 Average Temperature Values of Different Inner Diameter Baffles and MOSFET

如图8 所示，在增加内径为90mm 的导流板后，MOSFET 流场速度并没有改善，且MOSFET的平均温度达到了144.28℃，比原先增加了0.71℃。肋片间的流速变均匀但是有很大程度的减小，最大速度减小了约2200mm/s。由表2 可知，分别采用内径80mm、85mm、90mm、95mm、100mm内径的导流板的效果都不如原方案。

4.2 三种散热器肋片结构与齿数对温度的耦合影响

在如图3散热器的基础上更改肋片的形状，建立直肋片、弯斜肋片、间隔肋片这三种基本结构，如图9所示。

图9 三种类型肋片Fig.9 Three Types of Ribs

直肋片为径向过圆心方向的肋片，肋片厚度2mm，高度9mm。将直肋片偏移50°，原肋片由半径45mm的弧型肋片代替成为弯斜肋片。直肋片在其1/3与2/3长度处开1mm的缝隙，中间长度部分的肋片交叉布置在两个肋片中间位置处，这样得到间隔型肋片。

模拟分析在肋片高度厚度相同的情况下，弯斜肋片、直肋片及间隔肋片27齿数到42齿数范围内不同齿数下的MOSFET平均温度值模拟，如图10、图11所示。在2mm肋片厚度的情况下，由于肋片内径位置处肋片距离限制，齿数最大到42齿数。

图10 33齿数9mm高度不同类型肋片温度场Fig.10 Temperature Field of Different Types of Fins with 33 Teeth and 9mm Height

图11 直肋片、弯斜肋片与间隔肋片的齿数与温度关系图Fig.11 Relationship between the Number of Teeth and Temperature of Straight Fins，Bent Fins and Spacer Fins

这三种方案温度场有一些共同点：散热器径向方向从边缘到中心区域温度总体呈上升趋势，高温区域位于芯片位置处，最高温度位于相近的两个模块位置处，靠近左侧电容盒子位置处温度较低。三种肋片结构齿数越多散热效果越好，这个趋势逐渐变缓，在齿数增大到39齿数后散热效果几乎不变。原因是随着肋片齿数的增大，肋片表面积会增大使散热器热阻减小，但同时肋片间距减小导致流动阻力增大，随着肋片数的增大流动阻力较热阻的影响逐渐增大。

对比这3种方案，弯斜肋片和直肋片散热效果相近，在39齿数前比间隔型肋片散热效果好。在39齿数后三种类型肋片散热效果相差很小。从总体来看，弯斜肋片与直肋片的散热效果较好，且这3种散热器均比原方案更优。

考虑到相同肋片数量时弯斜肋片比直肋片的质量更重，而且间隔肋片和弯斜肋片比直肋片制造困难，制造成本高。综合考虑采用直肋片最为合适。而直肋片导热效果随着齿数的增大到33齿数后变化较小，同时间距减小后会增加制造的难度，因此选择直肋片33齿数的散热器。

4.3 直肋片的厚度优化与分析

在采用直肋片型33 齿数的基础上对肋片进行厚度优化结果，如图12 所示。厚度为2mm 时散热器具有最好的导热效果。肋片薄时肋片横截面积小，肋片上热量传递速度慢。而肋片厚时肋片间的间距变小，尤其是散热器中心区域高温处的间距变得很小，导致散热效果变差。

图12 33齿数直肋片型肋片厚度与温度关系Fig.12 Relationship Between Thickness and Temperature of 33-Tooth Straight Fin Type Fins

4.4 直肋片的高度优化与分析

在以上优化后的模型基础上，对33齿数直肋片型不同高度肋片进行模拟分析。由图13可以看出，随着肋片高度增高MOS⁃FET温度不断变低，但是温度降速逐渐变缓，在增大到12mm高度后MOSFET温度不再下降。同时肋片高度也受到设备内部空间、重量和材料成本的制约，因此散热器肋片高度不宜过高[13]，采用12mm肋片高度为宜。

图13 肋片高度与MOSFET温度关系曲线Fig.13 Relationship Between Fin Height and MOSFET Temperature

4.5 最终优化方案

最终优化方案选用33 齿数直肋片型散热器，肋片厚度2mm，高度12mm。优化后的MOSFET平均温度为138.31℃，比优化前的平行肋片型散热器MOSFET温度降低了5.26℃。优化后的MOSFET最高温度为141.97℃，比优化前的温度低了5.14℃。

5 实验验证

为了验证电机性能及仿真模拟的准确性，对新研发设计的BSG样机进行电机综合实验，测试其稳态运行时BSG电机的温度与性能。实验测试台，如图14 所示。将BSG 电机装入LDFDBSG发电机性能测试台，MOSFET芯片按图2方式被封装。

图14 LDFD-BSG发电机性能测试台Fig.14 LDFD-BSG Generator Performance Test Bench

实验时控制环境温度箱为恒温115℃，通过设置皮带轮的转速使电机风扇转速保持3000r/min，由于MOSFET被封装，无法直接测得其温度。通过三个整流模块中内置的NTC来测试温度。将仿真模拟的NTC位置处温度值与实测温度值相比较，以验证仿真结果的正确性。分别采用原方案散热器与最终优化方案散热器的测试结果，如表3、表4所示。对比实验测试结果和仿真平均值差值分别为2.73℃与3.04℃，相对误差分别为1.90%与2.27%，在允许的误差范围内。验证了仿真结果的正确性。电机在实验过程中能够正常稳定运行，MOSFET的实际最高温度控制在145℃以下，证明控制器散热结构设计合理，验证了散热器优化设计的正确性。

表3 原方案测量点温度对比Tab.3 Temperature Comparison of the Original Measurement Points

表4 最终优化方案测量点温度对比Tab.4 Temperature Comparison of the Measurement Points in the Final Optimization Scheme

6 结论

针对某型轻度混合动力汽车BSG控制器的散热进行了CFD仿真研究，设计了导流板与3种不同的肋片的散热器，通过分析其温度场与流场及电机实验，得出了如下结论：

（1）因平行肋片的方向与离心风扇上方的空气流向不同会影响空气风速，所以平行肋片散热性较差。

（2）在肋片下方增加导流板后，肋片间空气流速均匀流动方向一致，但是流速会较大减小，影响散热效果。

（3）设计了直肋片、弯斜肋片、间隔肋片三种肋片结构的散热器。从对比分析结果可以看出，弯斜型与直肋片型散热效果较好。考虑制造成本、加工工艺与重量后，直肋片型散热器为最优方案。

（4）直肋片散热器的齿厚最佳值为2mm厚度，其他厚度的散热效果会变差。齿高在一定范围内增大时，散热效果会变好，但增大到12mm后散热效果几乎不变。

综合考虑散热效果、制造成本、加工工艺与重量后，选择33 齿数、肋片高12mm、肋片厚度2mm 的直肋片散热器为最佳优化方案，使BSG 控制器中MOSFET 最高温度降低5.14℃，平均温度降低5.26℃。通过对原平行肋片散热器方案与最终优化方案散热器的BSG 电机对比实验，验证了仿真结果与散热优化的正确性。