引言：隨著電子技術(shù)的飛速發(fā)展，功率器件對(duì)散熱性能和可靠性的要求不斷提高。陶瓷基板作為功率器件散熱封裝中的關(guān)鍵材料，以其優(yōu)異的電絕緣性、高熱導(dǎo)率和機(jī)械強(qiáng)度，成為承載大功率電子元件的重要選擇。如圖所示為焊接式IGBT功率模塊的橫截面示意圖，主要包含IGBT芯片、 芯片焊接層、功率引出腳、陶瓷基板(DBC)、散熱銅基板、鍵合線、灌封材料、 塑料外殼等。由于陶瓷材料本身的高導(dǎo)熱率，目前氧化鋁和氮化鋁常用作焊接式IGBT功率模塊中的DBC覆銅基板材料。DBC中的陶瓷基板與表層銅在氧氣作用下，通過銅-氧共晶的緊密結(jié)合，實(shí)現(xiàn)了裸芯片表面封裝及高功率器件模塊封裝。

眾多陶瓷基板技術(shù)中，直接覆銅基板（Direct Bonded Copper，DBC）因其高效的散熱性能和機(jī)械穩(wěn)定性，廣泛應(yīng)用于功率半導(dǎo)體模塊、電動(dòng)汽車控制器和可再生能源變換器等領(lǐng)域。

01

關(guān)于“DBC”工藝：DBC（Direct Bonded Copper，直接覆銅）技術(shù)由J.F. Burgess和Y.S. Sun于1970年代首次推出。在1980年代中期，美國通用電氣（GE）的DBC研究團(tuán)隊(duì)使該技術(shù)實(shí)用。DBC陶瓷基板是在1000 ℃以上的高溫條件下，在含氧的氮?dú)猸h(huán)境中加熱處理，使得銅箔與陶瓷基板通過共晶鍵合方式形成緊密結(jié)合，其工藝流程如下圖所示（陶瓷基片和銅箔的清洗烘干→銅箔預(yù)處理→銅箔與陶瓷基片的高溫共晶鍵合→冷熱階梯循環(huán)冷卻→質(zhì)檢→按要求刻蝕圖形→化學(xué)鍍鎳(或鍍金)→質(zhì)檢→激光劃片、切割→成品質(zhì)檢→真空或充氮?dú)獍b→入成品庫）。這種技術(shù)具有較高的鍵合強(qiáng)度，以及出色的導(dǎo)熱性和熱穩(wěn)定性。目前常用的陶瓷基板材料包括氧化鋁（Al?O?）、氮化鋁（AlN）和氧化鋯增韌氧化鋁（ZTA）。

該技術(shù)的核心結(jié)合方式就在上部分提到的共晶鍵合，在高溫中使銅箔中的氧與陶瓷基板表面發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，形成一層Cu-O-Al或Cu-O-N化合物，實(shí)現(xiàn)銅與陶瓷的牢固連接。得益于銅箔與陶瓷間共晶鍵合強(qiáng)度較高，DBC基板的銅厚一般可以做到100~600μm，同時(shí)陶瓷和銅具有良好的導(dǎo)熱性。DBC基板的性能不僅取決于銅層與陶瓷基板的結(jié)合質(zhì)量，還受陶瓷基板材料的特性影響。常見的陶瓷基板材料包括氧化鋁（Al?O?）和氮化鋁（AlN），它們在熱導(dǎo)率、熱膨脹系數(shù)、化學(xué)活性等方面存在顯著差異，這直接影響銅與陶瓷之間的連接機(jī)理及界面性能表現(xiàn)。

02

關(guān)于結(jié)合機(jī)理

氧化鋁（Al?O?）與銅的結(jié)合：主要通過化學(xué)反應(yīng)生成CuAlO?或CuAl?O?等化合物來增強(qiáng)結(jié)合力，根據(jù)如下相圖所示溫度區(qū)間在1065-1083℃。通過在高溫下形成的結(jié)合層，確保銅和氧化鋁之間的熱傳導(dǎo)和機(jī)械結(jié)合性。

Cu2O+Al?O?=2CuAlO?

CuO+Al?O?=CuAl?O?

氮化鋁（AlN）與銅的結(jié)合：由于 AlN 陶瓷對(duì)銅的浸潤性能差，所以在敷接前必須對(duì)其表面氧化處理，通常是將 AlN 陶瓷在空氣中加熱氧化，在其表面生成一層致密的氧化鋁，再通過該氧化鋁層實(shí)現(xiàn)銅與 AlN 陶瓷基板的結(jié)合，Al?O?膜厚度決定了敷接質(zhì)量。在氮化鋁和銅的界面處主要形成的是形成Cu-N化合物（如Cu?N）和少量CuAlO?（來自AlN中表面氧化層的參與）。由于氮化鋁基板表面氮元素的活性，化學(xué)反應(yīng)更容易進(jìn)行，界面結(jié)合更強(qiáng)。

氧化鋁因其化學(xué)穩(wěn)定性較強(qiáng)，主要通過銅氧化后形成Cu?O和Al?O?界面鍵合，其工藝成熟且成本較低，適合對(duì)熱導(dǎo)率要求較低但成本敏感的應(yīng)用場景。相比之下，氮化鋁具有更高的熱導(dǎo)率，但其化學(xué)活性較高，銅與氮化鋁的界面連接涉及復(fù)雜的化學(xué)反應(yīng)過程，能夠提供更優(yōu)異的熱性能和機(jī)械性能，適合高性能功率器件的需求。

03

關(guān)于結(jié)合強(qiáng)度的影響因素

DBC工藝中影響銅與陶瓷結(jié)合強(qiáng)度的因素較多，關(guān)鍵控制點(diǎn)主要為以下三點(diǎn):

A：氧含量

氧的引入是影響結(jié)合強(qiáng)度的一個(gè)重要因素，由于氧含量很難精確控制，一般有兩種方式：（1）將銅箔在空氣中氧化，在銅表面生成一定厚度的CuO層；（2）在弱氧環(huán)境下，在銅表面氧化生成一定厚度的Cu2O;兩種方法效果相同，但從經(jīng)濟(jì)角度考慮，第1種方式成本更低。

B：溫度

銅在加熱的過程中下表面會(huì)形成一層很薄的Cu2O。由相圖中可知，當(dāng)加熱溫度達(dá)到1065℃~1083℃，則會(huì)形成Cu-O的共晶液體，共晶液體中的氧化亞銅(Cu2O)與氧化鋁( Al?O?)具有良好的親合性，能降低界面能，使銅(Cu)與氧化鋁Al?O?被共晶液體潤濕，同時(shí)會(huì)在界面處發(fā)生化學(xué)反應(yīng)，銅原子會(huì)擴(kuò)散滲透到Al?O?陶瓷中，進(jìn)而形成Cu-O-Al鍵結(jié)，從而形成牢固的化學(xué)鍵及形成化合物CuAlO2。在理論上只要溫度介于1065°C~1083°℃之間即可實(shí)現(xiàn)敷接，但在實(shí)際敷接過程中必須要生成一定量的共晶液，若共晶液相對(duì)較少則難于實(shí)現(xiàn)敷接或結(jié)合強(qiáng)度較低。

C：保溫時(shí)間

保溫時(shí)間長短可對(duì)Cu/Al?O?結(jié)合強(qiáng)度有明顯影響。DBC基板保溫時(shí)較短時(shí)界面層生成較少，導(dǎo)致接合強(qiáng)度較低。隨著保溫時(shí)間的增加，Cu/Al?O?間的界面逐漸變厚，結(jié)合強(qiáng)度也會(huì)隨之提高；然而，保溫時(shí)間過長則會(huì)導(dǎo)致界面反應(yīng)層過厚，界面會(huì)形成許多缺陷導(dǎo)致結(jié)合強(qiáng)度的下降。

IGBT全稱為絕緣柵雙極型晶體管，傳統(tǒng)的單面冷卻功率模塊一直是汽車應(yīng)用中最常見的封裝結(jié)構(gòu)之一。傳統(tǒng)的IGBT功率模塊主要由IGBT芯片，氧化鋁覆銅陶瓷基板，封裝互連材料，鍵合線，電連接端子等組成。

圖1 傳統(tǒng)單面冷卻IGBT封裝結(jié)構(gòu)

▌行業(yè)痛點(diǎn)–散熱問題

隨著功率電子器件正向高密度化，大功率，小型化發(fā)展，大規(guī)模運(yùn)用電子器件給我們的生活帶來便利的同時(shí)，越來越高功率使得電子器件的散熱問題愈發(fā)嚴(yán)重。因此散熱是一項(xiàng)非常關(guān)鍵的技術(shù)，散熱性能的好壞直接影響著產(chǎn)品的性能和壽命。

1）在器件封裝中，由于封裝材料不同，其封裝材料的熱膨脹系數(shù)的差異，導(dǎo)致器件出現(xiàn)不同程度的形變和熱應(yīng)力積累，最終導(dǎo)致如焊線脫離、焊料分層、塑封體開裂分層等失效問題;溫度的升高也會(huì)降低器件的性能，帶來電流的載荷能力和柵壓影響等問題。傳統(tǒng)單面散熱的功率芯片損耗產(chǎn)生的熱量通過絕緣基板、底板單方向傳導(dǎo)至散熱器。這種方式雖然能夠解決一定的散熱需求，但并不能解決一些大熱量的散熱需求。采用單面散熱方案，傳熱通道有限，熱阻較大，造成芯片與散熱面的溫差大，在長期使用過程中，芯片容易因溫度過高而燒毀。

2）在傳統(tǒng)的功率模塊封裝中，功率半導(dǎo)體器件的頂部僅用于電氣連接，而底部通常連接到DBC(直接鍵合銅)襯底，用于電氣連接和傳熱。由于易于使用和生產(chǎn)成本低，引線鍵合一直是功率模塊封裝中使用的互連方法。然而，這種非對(duì)稱封裝結(jié)構(gòu)存在寄生電參數(shù)大、熱應(yīng)力作用下模具彎曲等一系列缺陷。雖然引線鍵合在技術(shù)上有一些改進(jìn)，包括使用Cu或Al帶狀線鍵合取代Al，但由于連接點(diǎn)處的熱應(yīng)力較高，連接強(qiáng)度相對(duì)較低，引線鍵合仍然是電源模塊可靠性中最薄弱的環(huán)節(jié)。引鍵合方法也是寄生損耗的主要來源。更重要的是，線鍵的存在阻止了功率半導(dǎo)體器件頂部散熱的可能性。

▌雙面散熱–優(yōu)勢&發(fā)展

以擺脫作為互連方法的線鍵合，引入替代互連技術(shù)，功率半導(dǎo)體器件通過焊料或燒結(jié)直接連接到銅導(dǎo)體上，以便熱量可以通過功率半導(dǎo)體器件的兩側(cè)消散和傳遞。由于消除了線鍵，功率半導(dǎo)體器件頂部的附加路徑使兩條平行冷卻路徑成為可能，從而形成雙面冷卻功率模塊，近幾年對(duì)功率模塊雙面冷卻的研究也越來越多。和單面結(jié)構(gòu)散熱結(jié)構(gòu)相比，雙面冷卻結(jié)構(gòu)在功率芯片的兩側(cè)均焊接有絕緣導(dǎo)熱基板，功率端子全部與絕緣導(dǎo)熱基板相連，絕緣導(dǎo)熱基板的外側(cè)安裝有散熱器。這種設(shè)計(jì)可以提供更好的傳熱，并大大降低有效溫度。理論上，雙面冷卻可使裝置與冷卻劑之間的Rth降低50%。

與單面冷卻電源模塊相比，雙面冷卻功率模塊的優(yōu)勢包括：

1）改進(jìn)的熱性能將減少功率模塊內(nèi)的溫度波動(dòng)和熱應(yīng)力。2）消除線鍵也消除了傳統(tǒng)電源模塊封裝中的主要故障模式之一，因此，雙面冷卻模塊的功率循環(huán)能力和可靠性已被證明比單面冷卻模塊提高了一個(gè)數(shù)級(jí)，從而延長了使用壽命。

3）提高了電源模塊的電氣性能。雙面冷卻封裝需要平面電源封裝，從而使電流環(huán)路面積最小化。這減少了電寄生電感，優(yōu)化了更大的鍵合面積而導(dǎo)致的電阻降低，由于其較低的寄生電感和較高的封裝密度，無線鍵合配置是碳化硅器件的關(guān)鍵。

圖2 雙面散熱IGBT封裝結(jié)構(gòu)

DOH：Direct on Heatsink,熱沉。

助力提升TEC、MOSFET、IPM、IGBT等功率器件性能提升，解決孔洞和裂紋問題提升產(chǎn)品良率及使用壽命。

為綜合評(píng)估SiC功率模塊的液冷冷板散熱效果，設(shè)計(jì)了串聯(lián)、并聯(lián)與串并聯(lián)三種冷板流道結(jié)構(gòu)， 從器件溫升、系統(tǒng)能效、散熱性能三個(gè)方面共計(jì)10項(xiàng)指標(biāo)評(píng)估了冷板性能，基于ICEPAK仿真分析了液冷 系統(tǒng)流場與溫度場的穩(wěn)態(tài)分布特征，從節(jié)能角度給出了液冷散熱方案的工程應(yīng)用選擇與優(yōu)化建議。研究結(jié)果表明，冷板內(nèi)部串聯(lián)流道設(shè)計(jì)的溫升與散熱性能指標(biāo)更優(yōu)，但其能效表現(xiàn)系數(shù)僅為并聯(lián)設(shè)計(jì)的 1/5，散 熱表現(xiàn)的提升以增加冷板內(nèi)部壓力損失為代價(jià)，降低了其能效表現(xiàn)；冷卻液流量提高3倍而冷板的能效表現(xiàn)系數(shù)下降約24倍，提高冷卻液流量并非改善散熱的首選。實(shí)際工程應(yīng)用中，在器件的溫升允許范圍內(nèi)， 應(yīng)優(yōu)先選擇冷板內(nèi)部的并聯(lián)流道設(shè)計(jì)與多冷板間并聯(lián)的散熱方案，以提高散熱系統(tǒng)的節(jié)能性。

0 引言

SiC MOSFET與傳統(tǒng)的硅基相比具有更高的電子遷移率、更高的開關(guān)速度以及更寬的帶隙， 使其在高溫、高頻及高功率方面具備更好的應(yīng)用前景。然而，隨著其芯片尺寸的小型化以及更 高電壓和電流帶來的功率密度的提升，產(chǎn)生了更 高的熱通量，因而帶來了對(duì)低成本、輕量化以及 更高效的散熱解決方案的需求。

功率模塊的熱性能表現(xiàn)直接關(guān)系到其工作的可 靠性和使用壽命，功率器件的散熱方式主要包括空 冷、液冷、相變冷卻等，其中液冷散熱是應(yīng)用最廣泛、技術(shù)最成熟的一種方式。目前，對(duì)于液冷冷 板的研究主要集中在流道設(shè)計(jì)與優(yōu)化方面。張嘉偉、 宋全剛等分別使用了內(nèi)部為柱狀翅片結(jié)構(gòu)的流道設(shè)計(jì)和并聯(lián)的多管流道設(shè)計(jì)，以熱阻和冷板壓力損 失為設(shè)計(jì)目標(biāo)，基于響應(yīng)面方法的優(yōu)化設(shè)計(jì)來尋找 最優(yōu)的結(jié)構(gòu)參數(shù)。傅航杰等在傳統(tǒng)蛇形槽道流道 基礎(chǔ)上，采用水滴擾流翅柱流道方案進(jìn)行散熱強(qiáng)化， 并對(duì)比分析了兩種流道結(jié)構(gòu)下的器件溫升與冷板壓 力損失。何海斌等使用矩形翅片的U型水道結(jié)構(gòu)， 基于回歸分析法，同樣以溫升與冷板壓降為設(shè)計(jì)目 標(biāo)，給出了翅片的結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)。楊剛等設(shè)計(jì)了 一種串并聯(lián)流道冷板，以冷板壓力損失、器件溫升、 溫度分布標(biāo)準(zhǔn)差、換熱系數(shù)為評(píng)價(jià)指標(biāo)，從冷板的 流動(dòng)與換熱特性兩個(gè)方面評(píng)價(jià)了冷板的散熱表現(xiàn)。段會(huì)強(qiáng)等設(shè)計(jì)了一款熱管嵌入式水冷散熱器，同時(shí)分析了圓柱翅片與矩形翅片結(jié)構(gòu)的散熱作用。

綜上所述，目前對(duì)于冷板性能的評(píng)價(jià)指標(biāo)多 集中于熱阻、壓力損失以及器件的溫升或溫度分 布方面，而關(guān)于冷板的節(jié)能效果評(píng)價(jià)則較少。本 文在傳統(tǒng)電子器件散熱評(píng)價(jià)指標(biāo)的基礎(chǔ)上，通過 計(jì)算泵功率重點(diǎn)探討了不同冷板設(shè)計(jì)下的能效表 現(xiàn)系數(shù)，以節(jié)能性為評(píng)價(jià)核心，從節(jié)能角度給出 了冷板流道的優(yōu)化建議，并結(jié)合工程實(shí)際應(yīng)用給 出了多冷板散熱系統(tǒng)的選擇方案。

1 液冷散熱系統(tǒng)設(shè)計(jì)

以某電機(jī)控制器的半橋SiC MOSFET功率模 塊為研究對(duì)象，其結(jié)構(gòu)示意圖與實(shí)物圖如圖 1 所 示。功率模塊由多層結(jié)構(gòu)構(gòu)成，芯片部分為 MOSFET 或肖特基二極管（SBD），此處因功率 損耗而產(chǎn)生的熱量由芯片焊層、絕緣基板、基板 焊層、底板、粘接層、水冷板依次傳遞至冷卻液，利用冷卻液的流動(dòng)將熱量帶走，從而實(shí)現(xiàn)散 熱。其中，芯片為碳化硅；絕緣基板的上下層為銅，中間層為氮化鋁；底板為銅；粘接層為導(dǎo)熱 硅脂；水冷板為鋁合金；冷板內(nèi)部的冷卻液為體 積分?jǐn)?shù)25%的乙二醇水溶液。

利用器件廠商提供的ROHM Solution Simula‐ tor 計(jì)算出額定工況下（電壓 800 V，輸出電流 100 A，開關(guān)頻率 60 kHz）的單個(gè) MOSFET 的損 耗為 51. 5 W，單個(gè) SBD 的損耗為 3. 9 W，功率 模塊中共計(jì)16個(gè)MOSFET與16個(gè)SBD，因此總 損耗為 886. 4 W。實(shí)際應(yīng)用中將 6 個(gè)功率模塊并 聯(lián)構(gòu)成電機(jī)控制器的一相，因此單個(gè)冷板所承載 的功耗為 5 318. 4 W。設(shè)散熱系統(tǒng)的工作環(huán)境溫 度為 35 ℃，冷卻液在冷板出入口的溫差控制在 10 ℃以內(nèi)，由式（1）可計(jì)算出此溫差條件下所需 的冷卻液流量為8. 2 L/min。

式中：Vf為體積流量，m3 /s；Pd為總功耗，W；ρ 為冷卻液密度，kg/m3 ；cp 為冷卻液比熱容，J/（kg·K）；tfout為冷卻液的出口溫度，℃；tfin為冷 卻液的入口溫度，℃。基于功率模塊中的芯片分布情況，設(shè)計(jì)了 3 種水冷板流道結(jié)構(gòu)，如圖 2 所示。冷板尺寸為 498 mm×150 mm×20 mm，考慮到功率模塊在 冷板上的固定，將冷板的入口與出口流道放置于 冷板的兩側(cè)位置以避開功率模塊的固定螺孔，圖 中左側(cè)為入口，右側(cè)為出口，出入口的尺寸為 14 mm×14 mm。流道的主體由3段平行的流道組 成，流道寬度為26 mm，高度為5 mm，為了增加 冷卻液的對(duì)流換熱面積，3 段主體流道內(nèi)增加了 5 行翅片，翅片厚度與翅片間距均為 2 mm。3 段 流道經(jīng)串聯(lián)（見圖2（a））、并聯(lián)（見圖2（b））和串并 聯(lián)（見圖 2（c））后，構(gòu)成了 3種流道結(jié)構(gòu)，圖 2（d） 為內(nèi)部細(xì)節(jié)示意圖。

2 散熱表現(xiàn)評(píng)價(jià)

為評(píng)估上述 3 種冷板結(jié)構(gòu)的散熱效果，從器 件溫升、系統(tǒng)能效、散熱性能三方面共計(jì)10項(xiàng)指 標(biāo)來完成統(tǒng)計(jì)分析。

2.1 器件溫升指標(biāo)分析

分別統(tǒng)計(jì) 6 個(gè)功率模塊中 MOSFET 與 SBD 的最高結(jié)溫（tjmax，℃）與最低結(jié)溫（tjmin，℃），以評(píng) 估器件的溫升上限；進(jìn)一步分析功率模塊中的溫 差（tjmax－tjmin，℃），用以評(píng)估功率模塊中的溫度分 布 特 性 ， 同 時(shí) 計(jì) 算 功 率 模 塊 中 的 器 件 均 溫 （tave，℃），由公式（2）給出溫度的標(biāo)準(zhǔn)差，用于評(píng) 估溫度分布的均勻性。

式中：σ為溫度標(biāo)準(zhǔn)差，℃；n為數(shù)量；下標(biāo)j表示結(jié)。

2.2 系統(tǒng)能效指標(biāo)分析

基于流場計(jì)算結(jié)果可以給出冷板流道出入口 之間的壓力損失為 Δptotal，進(jìn)而可由式（3）計(jì)算出維持冷板入口流量所需的泵功率 Ppump，該功率僅 為冷板入口的泵功率，并非實(shí)際使用的水泵功 率。由于熱設(shè)計(jì)過程中，對(duì)于節(jié)能的考慮同樣十 分重要，因此，將上述泵功率代入式（4）可計(jì)算 出散熱系統(tǒng)的能效表現(xiàn)系數(shù)（CP），該值越大表明 散熱系統(tǒng)在滿足散熱需求的同時(shí)只需更低的水泵 功率，其節(jié)能效果越好。

2.3 散熱性能指標(biāo)分析

熱阻是用于評(píng)價(jià)散熱性能的一項(xiàng)重要參數(shù)， 式（5）為假設(shè)一維、穩(wěn)態(tài)傳熱條件下的熱阻計(jì)算方法

式中：Rth為熱阻，℃/W；Δt 為基于參考溫度的 溫升，℃；l 為沿傳熱方向的材料厚度，m；k 為 導(dǎo)熱系數(shù)，W/（m·℃）；A 為導(dǎo)熱面積，m2。因 此，采用基于溫升的計(jì)算方法，從冷板表面至冷 卻液間的熱阻為

式中：Rsf為冷板熱阻，℃/W；tsmax為冷板表面溫 度峰值，℃。將整塊冷板等效為一個(gè)換熱器，則 由式（7）~式（9）可計(jì)算出冷板的換熱效率為

式中：Qact為冷板實(shí)際換熱功率，W；Qmax為冷板 理想條件下的最大換熱功率，W；ε為換熱效率。

3 數(shù)值模擬與仿真分析

采用 ANSYS-ICEPAK 完成液冷散熱系統(tǒng)的 流固耦合仿真。仿真設(shè)置：1）忽略熱輻射與自 然對(duì)流，僅考慮散熱系統(tǒng)內(nèi)部的熱傳導(dǎo)與熱對(duì)流 過程；2）流動(dòng)與傳熱由連續(xù)性、動(dòng)量和能量方 程描述；3）采用 FLUENT 求解器和 SIMPLE 算 法，流動(dòng)與湍流選擇一階迎風(fēng)格式，冷卻液為不 可壓縮流；4）除芯片外，忽略溫度對(duì)其它材料 物性參數(shù)的影響，導(dǎo)熱硅脂與冷卻液的導(dǎo)熱系數(shù) 分別為 3 W/（m·℃）和 0. 505 W/（m·℃），其余材料由軟件材料庫提供；5）在考慮出入口的冷卻液溫差為10 ℃的情況下，循環(huán)流入冷板的冷卻液溫度為 45 ℃，流道內(nèi)的雷諾數(shù)經(jīng)軟件計(jì)算為 9 772，因此需要考慮湍流，湍流模型選擇標(biāo)準(zhǔn)的 k-ε兩方程模型，流道入口為流量邊界，流道出口為壓力出口邊界；6）為提高迭代計(jì)算的穩(wěn)定性，設(shè)定動(dòng)量項(xiàng)的松弛因子為0. 6，殘差設(shè)置能量項(xiàng)為10-7，其余為10-3，迭代步數(shù)設(shè)置為1200步。

計(jì)算域內(nèi)的網(wǎng)格采用 ICEPAK 提供的六面體占優(yōu)網(wǎng)格，通過控制并調(diào)整 3 個(gè)方向的網(wǎng)格最大尺寸，對(duì) 3 種不同網(wǎng)格數(shù)（1 012 726，1 196 222， 1 564 758）進(jìn)行了網(wǎng)格無關(guān)性驗(yàn)證，以流道 A 設(shè)計(jì)下的MOSFET器件最高結(jié)溫為對(duì)比參數(shù)，3種網(wǎng) 格 尺 寸 下 的 結(jié) 溫 分 別 為 110. 8， 109. 9 和 110. 1 ℃，誤差在1%以內(nèi)，因此，后續(xù)仿真均采用上述中等數(shù)量的網(wǎng)格劃分。

針對(duì)湍流模型的選擇，對(duì)比分析了 5 種不同湍流模型的計(jì)算結(jié)果，冷板采用流道 A設(shè)計(jì)，計(jì)算獲得的MOSFET器件最高結(jié)溫?cái)?shù)據(jù)見表 1。計(jì)算結(jié)果表明，不同湍流模型下的結(jié)溫變化較小，誤差在 1%以內(nèi)，因此，本文后續(xù)的仿真計(jì)算種均采用常用的標(biāo)準(zhǔn)k-ε模型。

將功率模塊沿流道入口向出口方向依次編號(hào) 為1號(hào)至6號(hào)模塊，圖 3 為3種冷板的功率模塊溫度云圖，圖中左側(cè)流道口為入口。計(jì)算結(jié)果表 明，由于 MOSFET 的功耗較高，因此，高溫區(qū)域主要集中在 MOSFET 芯片所在的位置，其中 流道 A 和 B 的溫度峰值均位于 6 號(hào)功率模塊內(nèi)， 6 個(gè)功率模塊依次排列呈溫度遞增的分布趨勢， 溫度峰值分別為109. 9 ℃與115. 8 ℃。流道C的整體溫度分布規(guī)律與前兩種不同，其溫度峰值位于 1號(hào)功率模塊內(nèi)，溫度峰值為 111. 2 ℃，6個(gè)功率 模塊的溫度峰值依次呈高－低－高－低的交錯(cuò)分布特征，該現(xiàn)象是由冷板中部增加了兩列并聯(lián)支 路所造成的。圖 4 為 6 個(gè)功率模塊的銅底板外表 面的平均溫度分布曲線，其中流道 A 和 C 的均溫分布規(guī)律較為接近，1號(hào)至5號(hào)模塊的底板均溫變 化較小，靠近出口的 6 號(hào)模塊均溫略高。流道 B 的溫度分布呈單向遞增變化，1號(hào)模塊均溫最低， 為70. 4 ℃，6號(hào)模塊均溫最高，為79 ℃。

表 2 和表 3 分別為 MOSFET 和 SBD 的溫升指標(biāo)數(shù)據(jù)。計(jì)算結(jié)果表明，流道 A的溫度峰值最低，溫差最小，溫度的標(biāo)準(zhǔn)差也最小，而流道 C 的溫升指標(biāo)次之 ， 流道 B 的各項(xiàng)指標(biāo)中除 MOSFET的器件溫差指標(biāo)略好于流道C外，其余 指標(biāo)均表現(xiàn)最差。流道A與B相比，MOSFET與 SBD 的結(jié)溫峰值分別下降了 5. 1% 和 5. 4%，溫度標(biāo)準(zhǔn)差分別下降了11. 4%和14. 9%，僅從溫升指標(biāo)對(duì)比分析，串聯(lián)流道設(shè)計(jì)在溫升抑制與芯片溫度分布的一致性方面表現(xiàn)最好。

表 4 為冷板的能效與散熱性能的指標(biāo)數(shù)據(jù)。計(jì)算結(jié)果表明，雖然流道A的冷板熱阻最小，換熱效率最高，但其壓力損失達(dá)到 30. 5 kPa，因而其需要更大的泵功率。進(jìn)一步分析表明，較好的散熱性能指標(biāo)建立在更大的壓力損失基礎(chǔ)上，即提高了泵功率而降低了其能效指標(biāo)，這樣散熱系統(tǒng)的成本也會(huì)隨之增加。流道 B 的能效表現(xiàn)系數(shù)為 6407，是流道 A 的 5 倍，從節(jié)能的角度考慮， 采用并聯(lián)結(jié)構(gòu)的流道設(shè)計(jì)，能效表現(xiàn)遠(yuǎn)超另兩種流道結(jié)構(gòu)。

4 工程應(yīng)用分析

某實(shí)際電機(jī)控制器的三相系統(tǒng)共需要18個(gè)功率模塊，其中 6 個(gè)模塊并聯(lián)控制一相，因此，將相同的 3 塊水冷板進(jìn)行并聯(lián)或串聯(lián)，從而形成該電機(jī)控制器的最終液冷散熱方案。如果采用冷板間并聯(lián)，進(jìn)出口冷卻液溫差要求不變，仍為 10 ℃，冷卻液總流量為3塊冷板之和24. 6 L/min， 并聯(lián)散熱方案的冷板散熱效果可使用第 3 節(jié)仿真獲得的各項(xiàng)指標(biāo)數(shù)據(jù)；如果采用冷板間串聯(lián)，則單個(gè)冷板的進(jìn)出口溫差限定在3. 33 ℃，因而計(jì)算獲得的冷卻液流量需求也為 24. 6 L/min，3 塊冷 板的入口溫度分別為 45，48. 33 和 51. 66 ℃。使用上述參數(shù)進(jìn)一步開展多冷板串聯(lián)方案下的散熱性能評(píng)價(jià)，并與冷板并聯(lián)方案形成對(duì)比。

表 5 為 3 塊冷板串聯(lián)后的關(guān)鍵能效與散熱性能指標(biāo)數(shù)據(jù)，圖 5 為3塊冷板串聯(lián)后的MOSFET 結(jié)溫峰值分布曲線。

表 5 和圖 5 的計(jì)算結(jié)果表明：串聯(lián)后的每塊冷板的壓力損失以及計(jì)算獲得的能效表現(xiàn)系數(shù)與換熱效率是相同的，冷卻液的入口溫度僅影響溫升指標(biāo)，與能效及散熱性能指標(biāo)無關(guān)。串聯(lián)冷板按照冷卻液流入的先后順序編號(hào)為1~3號(hào)，其器件結(jié)溫峰值按編號(hào)依次升高 ， 3 號(hào)冷板的 MOSFET 結(jié)溫峰值在 3 種流道結(jié)構(gòu)下分別為105. 7，109. 6 和 107. 0 ℃，與冷板并聯(lián)方案相比分別下降了 3. 8%，5. 4% 和 3. 8%，溫升指標(biāo)略有提升，但能效與散熱性能出現(xiàn)了大幅的下降， CP下降約24倍左右，ε下降約43. 7%~46. 8%。

5 結(jié)論

本文通過對(duì)溫升、能效與散熱性能的多指標(biāo)評(píng)估，綜合分析了3種冷板流道結(jié)構(gòu)下的散熱效果， 并結(jié)合工程應(yīng)用，重點(diǎn)考察了冷板的節(jié)能表現(xiàn)，給出了實(shí)際應(yīng)用中的液冷散熱系統(tǒng)方案選擇與優(yōu)化建議，在本文計(jì)算條件下的主要結(jié)論如下：

1）冷板內(nèi)部串聯(lián)流道設(shè)計(jì)的溫升抑制與散熱性能最佳，但其能效表現(xiàn)較差；并聯(lián)流道設(shè)計(jì)可大幅降低冷卻液的壓力損失，其能效表現(xiàn)系數(shù)是串聯(lián)流道設(shè)計(jì)的 5 倍。因此，熱設(shè)計(jì)時(shí)，在器件溫升的允許范圍內(nèi)，可優(yōu)先考慮并聯(lián)流道設(shè)計(jì)。

2）冷卻液的入口溫度僅影響冷板的溫升指標(biāo)，與能效、散熱性能指標(biāo)無關(guān)，因此，在器件溫升的允許范圍內(nèi)，可考慮適當(dāng)增加冷板進(jìn)出口的冷卻液溫差，從而進(jìn)一步提高液冷散熱系統(tǒng)的能效與散熱性能。

3）冷卻液的流量影響全部的溫升、能效、散熱性能指標(biāo)，流量提高3倍，器件結(jié)溫峰值可下降約 3. 8%~5. 4%，但冷板的COP下降約24倍左右， 從節(jié)能與經(jīng)濟(jì)性方面考慮，提高流量并非改善散熱性能的首選，應(yīng)尋求在最小流量條件下，通過優(yōu)化冷板內(nèi)部結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)來適當(dāng)增加換熱面積，或使用更高熱導(dǎo)率的材料及冷卻液的方法。

4）工程應(yīng)用中的多冷板散熱系統(tǒng)，應(yīng)首選冷板間的并聯(lián)方案，與串聯(lián)方案相比，雖然有少量的器件溫升提高，但其節(jié)能效果更符合實(shí)際工業(yè)需求。

以上資料來源：中北大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)，作者：鞏 飛，郭鴻浩