一种大功率整流二极管热沉性能的实验研究

张金龙，卢 鑫，王良璧*

(1.兰州交通大学 机电工程学院，兰州 730070；2.铁道车辆热工教育部重点实验室(兰州交通大学)，兰州 730070)

近年来动力变送设备朝着大功率、高密度的方向发展,随之设备的散热问题也越来越明显.若热量无法及时有效地散失,则会导致电子器件温度不断升高以致电子器件损坏.这直接影响设备的稳定性和可靠性,甚至造成重大的安全生产事故.因此,对电子器件有效散热方式和冷却结构的研究有着十分重要的意义.

随着电子器件功率密度和发热量越来越大,热沉的性能对于电子器件乃至整个电气系统都显得尤为重要.热沉结构是其性能的决定性因素,国内外很多学者对热沉结构进行了研究.王文奇等人[1]提出了一种新型树叶形翅片的热沉,将树叶形翅片与竖直平板翅片、开缝翅片等典型翅片的传热性能进行了对比分析研究.结果表明树叶形翅片的翅片倾角与翅片间距存在最佳值,该新型树叶形翅片是一种有效的通信机柜强化散热结构.周俊杰等人[2]针对平板翅片式热沉的不足,对分段翅片式热沉进行了参数优化,比较分析了不同分段数时热沉的换热系数与阻力的变化规律.结果表明分段数越多,阻力越大,平均换热系数随分段数先增大后减小,其存在最优值.方佳怡等人[3]对半桥型IGBT器件的温度场分布进行了数值模拟,得到了温度最高点在芯片处以及芯片与引线的连接处,找到了器件损坏的主要原因是散热不良导致的焊接处脱落.李广义等人[4]通过在IGBT模块平板翅片式热沉前增加导风板,使得空气流速在翅片间分布均匀,从而提高了热沉的性能.林弘毅等人[5]针对典型的强迫风冷热沉模型,提出了一种以散热系统体积最优为目标的优化设计方法,其设计的模型平均热阻误差在7%以内,在保证性能的前提下有效地降低了散热系统的体积.裴元帅等人[6]基于拓扑优化方法对风冷热沉进行优化设计,以最小压降为优化目标,得到了三维热沉模型,并用数值模拟的方法验证了模型的有效性.蔡惠坤等人[7]对带有内流道的平板翅片式热沉进行了研究,并用实验验证了数值分析的准确性,其研究结果表明将空气、热流体、热沉三者耦合的仿真分析模型在准确计算换热量时是很有必要的.龚振兴等人[8]研究了热沉的基板开孔对散热的影响,发现开孔后可以降低电子元件温度,原因是通孔破坏了散热片的边界层,引起局部表面对流换热增强.沈丽萍等人[9]对于肋片式热沉的肋片表面形状进行了研究,模拟了不同肋片表面形状的散热特性,最终发现半圆形肋片较三角形肋片和矩形肋片的性能好.同时还对热沉肋片的排布结构进行了研究,对比研究得到了一种性能更好的结构.Lee等人[10]研究了强迫对流下加热位置对热沉性能的影响,得到在层流时,加热位置位于热沉上游时效果更好.Freegah等人[11]研究了在肋片上增加半圆形凸起,使得肋片表面的平均努谢尔数相对于无凸起的平板热沉增加了34.48%.Pua等人[12]对肋片式热沉在自然对流和强迫对流下进行了实验研究,结果表明实验得到的换热系数比关联式计算的换热系数大大约20%.Teertstra等人[13]提出了平行板肋片式热沉换热系数计算的关联式,假设肋片迎风截面、肋片间基板表面为绝热的,实验验证实验所得努谢尔数与关联式结果误差约为6%,其使用条件为肋片间隙远远小于肋片高度.当肋片高度较小时需要考虑基板和肋片顶部流体扰流的情况.对于以上学者的研究可以看出,电子器件热沉结构对其性能有着较大的影响,热沉的散热性能仍有提升的余量.

本文通过实验的方法对一种大功率二极管热沉性能进行了研究.实验得到了其肋片表面换热系数,并将结果与经典的关联式进行了对比分析.通过对其热阻网络图进行分析,说明其热阻的构成,分析其主要热阻,找出降低热阻提高性能的方法.通过本文的研究为整流元件热沉的设计提供参考,从而提高电器元件工作的可靠性和安全性.

1 物理模型

二极管是整流装置的核心元件,虽然其转化效率较高,但是当工作电流较大时依然会产生大量的热量.二极管常用的冷却方式有自冷、风冷和水冷.一些小功率的二极管靠管脚及外壳的自然对流进行冷却.大功率的二极管常做成平板式,在二极管两侧装有热沉,采用强制对流冷却,如图1(a)所示.通过热沉与二极管两端接触面导热来传递热量,同时热沉还作为二极管的引线与电路连接.所以平板式二极管的热沉不仅要导热还要导电.虽然铜具有良好的导电性和较高的导热系数,然而从经济性的角度考虑,大部分二极管热沉都用铝作为材料.铝制热沉可以是压铸成型、挤压铝型材、机械加工成型.

二极管PN结到外壳的热阻约为0.012 K/W,即二极管内部温度分布也是不均匀的.在本研究中将二极管简化成一个均匀的发热源.散热器材质为铝,牌号为3003,其物性参数如表1所示.

表1 铝的物性参数

实验用热沉的形状如图1(b)所示.热沉几何参数如图2所示,从热沉迎风方向看,散热器总宽度71 mm(图中W),高度122 mm(图中Ht),气流方向深度L为140 mm.散热器基板厚度30 mm(图中Hb),热源直径63 mm.散热器单个肋片截面呈矩形,肋片厚度t为3 mm,肋片间距b为3.4 mm,肋片高度H为46 mm,散热器四周与通道壁面的距离均为5 mm.图2中冷却空气从垂直纸面方向流入.Ti为测温用热电偶布置点,在热源与热沉接触表面二分之一半径的圆上均匀布置了4个热电偶,用来测量热源表面的温度.在每个肋片长度方向的中间截面,依次在肋根、肋中、肋顶布置了3个热电偶,该热沉基板一侧有11个肋片,在肋片上共布置了33个热电偶.

图1 平板式二极管热沉

图2 热沉结构参数及热电偶布置位置

实验中为了模拟二极管在工作中的发热,设计了一个加热块,其结构如图3所示.该加热块模拟一整流二级管,其外形为直径63 mm、厚度为26 mm的圆柱体.二极管的两端对称安装一对热沉,热量从二极管与热沉的接触面传导至热沉,最终经热沉散失到空气中.该加热块由铝做成,在其圆周面上打了14个平行的盲孔,孔内径6 mm,深50 mm.将14个加热功率为100 W的干烧加热管插入其中,并在加热管与孔的间隙内涂覆导热硅脂,整体加热块功率可达到1 400 W.由加热块及两个热沉组成的实验试件如图1(b)所示.

图3 加热块

对于矩形截面直肋的热沉在工程领域内应用较为广泛,其机构简单,可以通过多种加工方式进行生产.其性能可以通过热阻来进行分析.热沉总热阻计算公式为[14]:

R=Rf+Rcb+Rcf.

(1)

其中:Rf为肋片与周围空气进行对流换热的热阻,Rcf是肋的导热热阻,Rcb为肋基导热热阻,其中Rcb包含因热源与基板面积不同或热源布置位置引起的热阻,该热阻使得热沉散热性能变差[15].

Rf=1/(hAf).

(2)

上式中h为对流传热系数,Af为肋片表面积.

Rc=sc/(kAb).

(3)

Rc为某一方向的导热热阻,上式中sc某一方向热量传导的距离,k为热沉材料的导热系数,Ab为热传导的截面积.

2 实验系统及方法

如图4所示,实验系统主要由风洞、实验测试段、直流电源、测温双臂电桥、功率计、微压计及试验试件构成.风洞用于提供一定流速的冷却空气,用笛形管测量空气的流速.用均匀布置在热沉空气进出口的热电阻测量空气的进出口温度.用一个与二极管尺寸相同的加热块作为热源,其最大加热功率1 400 W,功率连续可调,用数字功率计测量加热功率.实验热沉与模拟加热块被固定在测试段的风道中,通过螺钉固定,确保肋片不与风道内壁接触.冷却空气流经热沉将加热块产生的热量带走.在试验中存在如下热平衡,即加热功率等于平行板二极管两侧热沉所散失的热量.

图4 实验系统示意图

Pe=Q.

(4)

这里Pe为加热功率.Q为空气带走的热量,通过测量空气流量qm及进出口温度Tain、Taout可以算得,Q=Cpqm(Taout-Tain).实验过程中,调整加热功率和空气流量一定时,经过一段时间当热沉温度不再变化即认为达到了热平衡.在此时采集加热功率、空气流量、空气温度以及热沉肋片和加热块的温度.

为了准确测量各个肋片的温度,在每个肋片上布置了热电偶,通过高精度数采在实验时采集温度信号.热电偶布置位置如图1(b)和图2所示,在热源与热沉接触面布置4个热电偶,通过测量值计算得到热源表面的平均温度.在热沉气流方向,热沉的中间,在每个肋片的肋根、肋中、肋顶分别布置了一个热电偶,用来测量热沉不同位置处的温度.

该实验系统具有较好的测量精度,然而误差始终无法避免.空气流速测量装置采用了笛形管和二等级补偿式微压计,最小分度值0.01 mm水柱,测量动压误差约为±0.8 Pa.空气温度采用热电阻测量,其测量误差为±0.3 ℃,相对误差约为±1.2%.加热功率采用PA323型电功率计测量,其具有0.1%的功率测量精度.在进行该传热实验时,热平衡误差不大于±5%.

通过实验测得的数据可以计算出肋片的平均传热系数h.

h=Φ/(A0η0(t0-tf)).

(5)

其中:

η0=(Af+ηfAf)/(Ar+Af).

(6)

式中:Φ为导热的热流量,t0为肋片根部平均温度,tf为流体的温度.A0肋片根部面积与肋片表面积之和,η0位肋面总效率[16].根据矩形截面直肋的肋效率计算公式,ηf的计算与对流传热系数有关,为了计算肋片的效率,需首先假设肋片表面平均传热系数为h,计算得到一个肋效率ηf,通过实验测得Φ、t0,tf,又已知A0,当假设的h满足式(5)时,即假设的h为要计算的传热系数.

3 实验结果

电器元件用热沉常采用自然对流和强制对流进行冷却.由于该二极管发热量较大,在实际使用时采用强制对流冷却,要求肋片迎风面来流速度不小于5 m/s.实验时选取肋片迎风面来流速度在4～6.5 m/s的范围内的不同工况点进行测量,并将该流速折算到肋片之间的通道中,肋片缝隙中流速为9.0～15 m/s.同时根据实际二极管的工作电流及压降确定了型号为ZP2000/28的额定功耗为1 054 W,实验时选取加热块功率分别为600 W、800 W、1 000 W进行实验.根据测量结果对该热沉最高过余温度、对流换热系数、热阻进行分析.

3.1 热沉最高过余温度

对于这样一个热源置于基板侧面的热沉,热源接触面温度最高,热源与热沉接触面温度与进气温度的差值随空气流速及加热功率的变化关系如图5所示.温差随空气流速的增加不断的降低.且加热功率越大,热源最高温度与进气温度的差值也相应的越高.当二极管发热功率为1 000 W,进气温度为26.3 ℃时,空气流速为11.5 m/s,热源最高温度与进气温度的差值为67.1 ℃,这样可推算得当进气温度为40 ℃时,二极管壳温为107.1 ℃,二极管结温约为119.1 ℃,低于二极管允许的最高结温150 ℃.当最高温度超过了二极管的结温时,有可能就导致二极管损坏,所以需进行温度管理以确保二极管安全可靠地工作.

图5 不同加热功率下最高温度与进气温度的差值随空气流速的变化关系

3.2 对流传热系数

在不同加热功率下改变冷却空气流速对热沉进行实验,通过测得的数据计算出肋片平均的对流传热系数.如图6所示,可以看出相同流速下肋片具有相同的对流传热系数.改变空气流速,肋片的对流传热系数随着空气流速的增加而不断的增加.可以看出提高空气流速可以增强热沉肋片表面的对流传热,从而提高热沉的散热能力.

图6 肋片表面平均对流传热系数

对于这样一个热源布置于基板侧面的热沉模型,为了验证该模型性能参数能否用经典的关联式进行计算,将实验所得平均传热系数h与Teertstra[13]得到的关联式进行比较.对于平行肋片间流道内的对流传热,其努谢尔数可以用式(7)进行计算.

(7)

Reb=Ub/υ.

(8)

(9)

η=Nub/Nui.

(10)

h=Nuikf/b.

(11)

其中:b为肋片间距、L为肋片在气流方向的长度.kf为空气的导热系数,ν为空气的运动粘度,采用边界层中流体的平均温度,即tf=(tw+ta)/2,作为定性温度.根据通道的结构参数及其内部的流速,可以计算得到努谢尔数Nub,进而计算得到平均对流传热系数h.将用该方式下所得结果与实验进行比较,计算结果如表2所示.

表2 实验结果与关联式[13]的对比

同时将实验结果与Teertstra[13]关联式计算结果(方程(11))进行对比,如图7所示.Teertstra关联式计算的传热系数较实验测得的传热系数小,最大误差为-13.2%.其主要原因是用于热沉夹装提供拉紧力的拉杆在肋片附近产生的扰流作用,使得肋片局部换热系数增强,在流速越大时这种作用越明显.可见Teertstra关联式比较好地预测空气速度低时肋片表面的平均传热系数,空气速度高时误差较大.

图7 实验结果与关联式对比图

3.3 热阻分析

肋片与空气的对流热阻、肋片的导热与基板导热热阻组成了较为复杂的热阻网络,该二极管热沉热阻网络如下图8所示.其中Rfi为每个肋片到空气的对流换热的热阻,Rbj为相邻肋片之间基板的导热热阻,R为热沉总热阻,总热阻为热源到空气的热阻.

图8 热阻网络图

R=(ts-tf)/Φ.

(12)

其中:ts为热源与基板接触面的温度,为热沉温度最高的地方,tf为流体的温度,Φ为热流量.

假设流过每个肋片的空气流速相同,则各肋片表面具有相同的对流传热系数h,即Rfi均相等.则有:

Rfi=(t0i-tf)/Φi.

(13)

其中:t0i为每个肋片肋根的温度,可通过实验测得,tf为空气的平均温度,亦可通过实验测得.Φi为每个肋片的热流量,虽无法直接测得,然其存在以下关系.

(14)

其中Φ可以通过测量直流电源加热功率计算得到.将(13)式代入(14)式得:

(15)

由于Rfi均相等,通过上式可计算得到Rfi.同样可通过(13)式计算出各个肋片的散热量.总散热量Φ通过各个肋片散失,沿着基板的方向通过基板传导的依次减小,则不同肋片处通过基板的热量Φbj可表示成下式:

(16)

则相邻肋片之间基板的导热热阻Rbj为:

Rbj=(t0i-t0i-1)/Φbj.

(17)

当加热功率不变,也就是总热流量一定时,随着空气流速的不断增加,热源与基板接触面温度ts不断地减小,总热阻也随空气流速的增加而不断降低,如图9所示.对流热阻随着空气流速的增加而不断降低,其与总热阻有相同的变化趋势.由式(2)可知,可以通过增强对流传热系数h或者增加换热面积A的方式,降低对流传热的热阻,以提高热沉的散热性能.总热阻为对流传热热阻、肋片导热热阻和基板导热热阻之和,当风速为11.5 m/s时,对流热阻约为0.067 ℃/W,而总热阻为0.131 ℃/W.随着空气流速的不断增大,肋片导热热阻和基板导热热阻基本不变,然其在总热阻中所占比重较大,肋片导热热阻和基板导热热阻的影响着整个热沉的散热性能.

图9 总热阻、对流热阻随空气流速变化的关系曲线

该模型与一般的热沉模型不一样的地方在于,热源布置于基板的侧面,而不是基板的正下方,热量需要通过基板传导至远处的肋片,基板的导热热阻影响着整个散热器的性能.热量在从热源到最远处的肋片传递的过程中是不断减小的,肋根的温度也不断地降低,肋片的换热量也越来越小,基板导热热阻的影响也将不断的降低.

该热沉基板一侧有11个肋片,除了肋片到空气的对流传热热阻,相邻肋片之际基板的热阻不容忽视.图10所示的为基板不同位置处的热阻,其中标号1为靠近热源处的相邻肋片间基板的热阻,标号10为距离热源最远端两个肋片间基板的热阻.从图10中可以看出,靠近热源附近,基板的热阻相对较大,均大于热沉材料的导热热阻.远离热源处,基板的热阻近似地与热沉材料热阻相等.这说明靠近热源处基板的热阻不仅仅是热流主流方向材料导热热阻Rc,还包含因为热源接触面积大小与基板大小不一致而导致的垂直热流主流方向的导热热阻.在热源与基板接触面附近,温度梯度大,基板导热热阻的存在阻碍了热量的传递.降低热沉的总热阻,除了降低对流传热热阻Rf,还需考虑热源附近基板的导热热阻,通过改变基板截面形状使其与热源形状相近,有利于进一步提高热源侧置热沉的散热性能.

图10 不同位置处基板导热热阻

4 结论

通过实验的方法对一种热源布置于基板侧面的肋片式热沉的传热性能进行了研究,得到了肋片表面的传热系数,肋片热阻(沿肋片方向),肋基热阻(垂直肋片方向).研究结果表明,当风速低时肋表面传热系数与现有文献报道的关联式预测的数值相差不大.当风速高时,实验值所得肋表面传热系数比现有文献报道的关联式预测的数值大,误差超过10%.肋基热阻的实验数据表明靠近热源附近的基板处的导热热阻比较大,能达到远离热源处的3倍.这说明热源布置于基板侧面的热沉的散热性能不仅仅取决于对流热阻,肋片导热热阻,还与基板的导热热阻有关,尤其是靠近热源附近的基板导热热阻.降低该导热热阻,可以有效地降低总热阻,提高其散热性能.