利用Flotherm軟件分析的光伏逆變器散熱設(shè)計方法

在Command Center中輸入優(yōu)化的相關(guān)參數(shù)：肋高40～65 mm，肋片厚度1～4 mm，a為14～20 mm，肋間距5～7 mm。目標函數(shù)定義為編號A～E的IGBT模塊的殼溫。同時監(jiān)視散熱器的基板溫度及其進出口空氣溫度。關(guān)鍵器件IGBT散熱器設(shè)計優(yōu)化參數(shù)如下：散熱器包絡(luò)體積為450x 200x76.5 mm，a=16.5 mm，肋片數(shù)為30，肋高60 mm，肋片厚度1.2 am，平均肋間距6.345 mm。

ICBT模塊功率密度較高，散熱空間有限，在散熱器兩端加裝風機以強冷方式散熱。其次封裝在箱體背部下方的7個電感總熱耗為210 W，利用風機鼓風在電感附近造成湍流氣流強化散熱。

基于上述熱耗分析，確定強制風冷總熱耗Wtot=600 W，估計進出風口溫升△T≈14℃，由工程經(jīng)驗可得系統(tǒng)所需有效風量為：

q=1.76Wtot/△T (5)

算出q=75 CFM，根據(jù)箱體空間結(jié)構(gòu)選擇大小8 038的軸流風機對此系統(tǒng)進行冷卻，假定此風機工作在效率最大點：靜壓85 Pa，風量45 CFM。評估此系統(tǒng)至少需兩臺風機并聯(lián)。通過系統(tǒng)仿真分析、篩選，此方案中5個功率模塊共用一塊散熱器，上下機殼開孔率及進出風口開孔率均為60%。基于Flotherm軟件仿真，對照圖1中功率元器件編號，5個ICBT模塊殼溫由A～E依次為82.5 ℃，84.8 ℃，86.6 ℃，92.7℃，93.8 ℃;7個電抗器編號1～7，殼溫分別為65.7 ℃，65.4 ℃，65.2℃，65.4℃，64.8℃，64.7 ℃，65.2 ℃。

圖2為CFD求解過程中監(jiān)控點溫度隨迭代步數(shù)的收斂變化趨勢。7個電抗器處于右側(cè)兩個風機鼓風造成的湍流區(qū)域中，其冷卻效果得到強化。

IGBT模塊中集成的IGBT芯片、二極管芯片和場效應管的結(jié)溫為：

Tj=Tc+PTDPRjc (6)

式中：PTDP為IGBT單芯片的最大熱耗;Rjc為芯片結(jié)點至外殼的熱阻，該值可在廠商提供的器件資料中查詢到。

由于評估的IGBT模塊集成技術(shù)、內(nèi)部布局為廠家機密文件，因此很難準確得到模塊內(nèi)每個芯片的準確熱耗、結(jié)溫、殼溫及空間坐標。由于模塊集成度較高，且熱源(主要是IGBT，二極管，Buck)分布較均勻，工程仿真熱模型采用均勻體積熱源等效實際熱源，可近似得到功耗器件IGBT模塊的殼溫如表2(只統(tǒng)計同規(guī)格模塊中仿真溫度最大的值，且降額設(shè)計殼溫參考國軍標Ⅱ級降額標準，系數(shù)0.8)。可見，IGBT模塊A～E的殼溫均未超過設(shè)定的降額殼溫，且有適當余量。電感Lin，Lout，L1～L7殼溫均遠低于降額設(shè)計溫度，散熱設(shè)計冗余，均可長期安全可靠工作。

3 實驗

在某地區(qū)實驗溫度為60℃的高溫箱內(nèi)，對樣機進行滿載熱測試，數(shù)據(jù)如表3所示。

通過對比表2，3可見，實測殼溫均低于仿真值?？紤]海拔對空氣換熱系數(shù)hc的影響，有：

hch/hcl=(ph/pl)0.5 (7)

式中：hch，hcl分別為高空和海平面的空氣換熱系數(shù);ph，pl分別為高空和海平面的大氣壓力。

該地區(qū)十月份ph=97 470 Pa，Pl=101 325 Pa，計算得hch=0.98hcl。牛頓冷卻公式為Q=hcA△T，假設(shè)換熱量Q不變，可推測溫升增加到原來的1.02倍。以表3中A～C為例，加入海拔因素的修正殼溫Tx=60+(82.1-60)/1.02=81.7℃。對比表2，3，加入海拔修正后，仿真殼溫與實測修正后的殼溫最高僅差4.9℃，驗證了基于Flotherm軟件分析的電力電子設(shè)備散熱設(shè)計的優(yōu)勢和可靠度。

4 結(jié)論

對于電力電子設(shè)備的散熱設(shè)計問題，采用基于Flotherm分析的散熱設(shè)計方法能較準確評估實際工況中的溫度、