新能源汽车碳化硅功率模块散热性能分析

邹琳; 周梁; 郭晓宇; 李品; 卢杰

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2505481

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (20) :8434-8441 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2505481

第二十八届中国科协年会学术论文专题

新能源汽车碳化硅功率模块散热性能分析

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Thermal Performance Analysis of Silicon Carbide Power Modules for New Energy Vehicles

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摘要

随着新能源汽车和大功率电力转换领域对功率密度需求不断提高,碳化硅(silicon carbide,SiC)功率模块内部芯片往往需要承受极大的电流及频繁通断,大量热量可能导致系统发生故障,SiC功率模块的散热性能研究极为重要。通过热-流耦合仿真数值计算及实验研究,探讨不同翅片形状及不同翅片间距比对SiC功率模块散热性能的影响规律。结果表明:翅片形状为水滴形时SiC功率模块散热性能相较其他翅片形状更好且存在一组翅片间距比使得SiC功率模块散热性能达到最优。研究成果为新能源汽车SiC功率模块散热器设计提供基础。

Abstract

With the increasing demand for power density in new energy vehicles and high-power electrical conversion applications, silicon carbide (SiC) power modules are often subjected to extremely high currents and frequent switching operations. The substantial heat generated may lead to system failures, making the investigation of the thermal performance of SiC power modules critically important. The influence of different fin shapes and fin spacing ratios on the thermal performance of SiC power modules was explored through coupled thermal-fluid simulation and experimental investigations. The results indicate that a droplet-shaped fin configuration offers superior thermal performance compared to other fin shapes, and there exists an optimal fin spacing ratio that maximizes the heat dissipation capability of the SiC power module. The research results provide a foundation for the design of heat sinks for SiC power modules in new energy vehicle applications.

Graphical abstract

关键词

SiC功率模块散热器 / 翅片形状 / 翅片间距比 / 散热性能 / 热流耦合仿真

Key words

SiC power module heat sink / fin shape / fin spacing ratio / thermal performance / thermal-fluid coupling simulation

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邹琳, 周梁, 郭晓宇, 李品, 卢杰. 新能源汽车碳化硅功率模块散热性能分析[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(20): 8434-8441 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2505481

ZOU Lin, ZHOU Liang, GUO Xiao-yu, LI Pin, LU Jie. Thermal Performance Analysis of Silicon Carbide Power Modules for New Energy Vehicles[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(20): 8434-8441 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2505481

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随着电动汽车和高功率密度应用的快速发展,由于碳化硅(silicon carbide,SiC)材料击穿电压比Si材料高,导通损耗低,开关频率好,热导率好,在高功率密度、高频率和高温工作环境中优势明显,并且SiC功率模块能实现更高效的电能转换,使得SiC功率模块逐渐取代传统的硅(Si)基功率模块在新能源汽车和工业驱动等领域的需求。然而,SiC功率模块的高功率密度和高频开关特性也带来了散热性能挑战。特别是在高功率密度应用中,其散热问题更加突出,过高的芯片结温可能导致模块性能下降,甚至影响系统的稳定性和可靠性。研究表明,有55%的电力电子器件发生故障,是由于散热器不平衡和热量过大导致的,芯片节点温度每超过需用节点温度2 ℃,其可靠性就会降低10%^[1-2]。因此,如何优化散热方式和模块设计进而提升功率模块的散热效率,依然值得深入研究。

近年来,高功率模块主要散热方式为液体冷却散热^[3-6],主要包括针翅(Pin-Fin)散热、冷板散热、翅片散热、喷雾-热管散热等方式,其中Pin-Fin散热具有针翅形状灵活、散热面积大、散热快等优点,成为主要的冷却技术之一^[7]。目前新能源汽车功率模块主要采用Pin-Fin液冷散热方式,Pin-Fin散热器主要靠增加换热面积和优化流体流动特性来增强传热性能。随着对散热需求的不断增加,学者们开始关注Pin-Fin的几何形状、间距比及排列方式等对散热器性能的影响。Liu等^[8]通过实验研究了圆形、椭圆形和菱形的微小销钉在矩形通道内的流动阻力和传热特性,结果表明,椭圆形销钉在高雷诺数下流动性能最优。王彬等^[9]对传统圆柱形翅柱、圆柱形翅柱加导流板和水滴形翅柱散热器进行了冷却与流动性能的研究,发现水滴形翅柱和圆柱形翅柱加导流板均优于传统圆柱形翅柱散热器。Jadhav等^[10]通过数值模拟和实验研究了垂直平行平板通道内分离式销钉阵列的流动与传热特性,发现销钉直径、轴向间距和横向间距对热阻有显著影响。郭健忠等^[11]通过计算流体动力学(computational fluid dynamics,CFD)方法研究了带式百叶窗散热器的翅片结构,结果表明,百叶窗翅片结构中综合性能最佳的翅片结构是间距2.4 mm,开窗角度27°。张晓茹等^[12]研究了翅片间距对散热性能的影响,发现翅片间距在4.3~6.7 mm时散热效果最优。Hithaisha等^[13]研究了三角形微针翅散热器的流体和热传递特性,发现交替排列的前向和后向针翅配置散热更优。张春成等^[14]研究发现,翅片沿散热器宽度方向布置的散热性能优于沿长度方向布置。张芮嘉等^[15]通过正交实验设计和数值模拟,分析了散热器宽度、热管长度、针翅间距、高度以及直径5个结构参数对翅片散热性能的影响,结果表明,针翅间距是影响翅片散热性能的最主要因素。唐忠健等^[16]通过热仿真确定了散热性能的主要影响因素,并通过正交实验法对冷却液流速、肋片高度、肋片厚度及肋片间距等因素进行优化以获得最佳控制和结构参数。李方等^[17]提出了圆柱形、四棱柱形、三棱柱形3种不同截面形状翅片的微通道散热器,运用计算流体力学方法分析其背景和热点区域的温度场及流场分布特性,发现圆柱形翅片具有最佳综合传热性能。詹永富等^[18]采用计算流体力学方法搭建8×3散热器的冷却场分析模型,分析不同的翅片间距、厚度及宽度等对散热器冷却性能的影响。Yang等^[19]通过热仿真方法和实验验证,对散热片的尺寸和位置参数(长度、间距等)参数化优化,并通过多目标优化算法和迭代方法生成最优的散热器结构参数。

综上可知,上述研究主要集中在散热器截面面积、翅片大小、热阻估算等方面,但未全面考虑散热器的散热性能因素。为此,现基于SiC功率模块的散热设计针对散热翅片不同形状和不同间距比下对芯片最大结温的影响,找出最合适的翅片形状与间距比,以期为新能源汽车SiC功率模块散热器设计提供基础。

1 SiC功率模块计算模型

图1(a)和图1(b)为某SiC功率模块针翅散热器的实物图。采用三维坐标仪与红外扫描仪获取其精确结构参数,建立三维实体模型,并通过简化几何特征、剔除对散热影响较小的因素,得到热仿真的简化模型[图1(c)和图1(d)]。仿真采用内热源法,将热源直接施加于芯片上模拟其发热,热量经芯片正面传导至背面翅片区域。为实现液冷散热,需建立流体计算域(水道),通过热流耦合模拟冷却液的流动与传热过程。水道进出口为61 mm(长)×4.4 mm(宽),内部区域为139 mm(长)×61 mm(宽)×6.3 mm(高),水道内部区域为流体的计算域。

采用COMSOL内部网格模块进行网格划分,考虑到仿真模型、湍流模型和计算成本,将流体域剖分为四面体非结构化网格,网格单元大小为0.16~1.48 mm,增长率为1.1,曲率因子为0.4,在翅片周围划分三层边界层,拉伸因子为1.2,厚度调节因子为2.5,其余几何区域采用四面体结构化网格划分,网格单元大小为2.8~13.2 mm,增长率为1.4,曲率因子为1,热源附近的网络加密处理,其他网格较稀疏,网格模型如图1(e)和图1(f)所示。

使用的冷却液流体为乙二醇溶液,冷却液入口为充分发展的流动,入口处流体温度为65 ℃,固定流体流量为8 L/min,将流体假设为不可压缩流体,计算域采用流量入口和压力出口。对于三维稳态不可压缩层流流体,将涉及以下控制方程。

连续性方程:

(1)$\nabla \cdot \boldsymbol{v}=0$

动量守恒方程:

(2)$\frac{\mathrm{d} \boldsymbol{v}}{\mathrm{~d} t}=\boldsymbol{f}-\frac{1}{\rho} \nabla p+\mu \nabla^{2} \boldsymbol{v}$

能量守恒方程:

(3)$\frac{\partial(\rho e)}{\partial t}+\nabla \cdot(\rho \boldsymbol{\nu} h)=\nabla \cdot(k \nabla T)+\Phi$

式中:ρ为流体密度,kg/m³;υ为速度矢量,m/s;f为控制体上单位质量矢量力,N;p为流体压力,Pa;e为内能,J;h为比焓,J/kg;k为热导率,W/(m·K);T为温度,K;μ为黏性系数,kg/(m·s);Φ为能量源项,W/m³;$ \text { ∇ }$为哈密顿算子,可表示为

(4)$\nabla=\boldsymbol{i} \frac{\partial}{\partial x}+\boldsymbol{j} \frac{\partial}{\partial y}+\boldsymbol{k} \frac{\partial}{\partial z}$

式(4)中:i、j、k分别为直角坐标系中x、y、z方向上的单位向量。

雷诺数的计算公式为

(5)Re=$\frac{\rho vD}{\mu }$

式(5)中:v为流体速度,m/s;D为特征长度,m。

通过式(5)计算得到实验所使用的冷却液雷诺数约为14 791.71,因此冷却液流体为湍流,使用湍流Realizable k-ε模型研究。在标准k-ε模型中,k和ε通过以下方程描述。

湍流动能方程:

(6)$\frac{\partial(\rho k)}{\partial t}+\nabla \cdot(\rho \boldsymbol{U} k)=\nabla \cdot\left(\mu_{T} \nabla k\right)+P_{k}-\varepsilon$

湍流耗散率方程:

(7)$\frac{\partial(\rho \varepsilon)}{\partial t}+\nabla \cdot(\rho \boldsymbol{U} \varepsilon)=\nabla \cdot\left(\mu_{\mathrm{T}} \nabla \varepsilon\right)+C_{\varepsilon 1} \frac{\varepsilon}{k} P_{k}-C_{\varepsilon 2} \frac{\varepsilon^{2}}{k}$

式中:k为湍流动能;μ_T为湍流黏性;P_k为湍流动能的生产项(通常与速度梯度有关);U为流体的时均速度矢量;ε为湍流耗散率;C_ε1和C_ε2为常数,通常取C_ε₁≈1.44和C_ε₂≈1.92。

SiC功率模块产生的热量导致温度升高,热量从高温区域传递到低温区域,并且流出和流入热量守恒形成稳定的温度场。涉及的热量传递方程如下。

在三维空间中,稳态传导方程为

(8)$\nabla \cdot(k \nabla T)=0$

在瞬态条件下,热传导方程为

(9)$\rho c_{p} \frac{\partial T}{\partial t}=\nabla \cdot(k \nabla T)+Q$

式(9)中:c_p为比热容,J/(kg·K);Q为内部热源,W/m³。

2 SiC功率模块计算模型验证

首先,对SiC功率模块进行实物结温测试实验。遵循AQG324测试标准,利用万用表分别测量功率模块表面的PIN针,分别测量出模块的源极、漏极和栅极,对其进行线路连接,电流I_m用于提供模块的漏极电流,连接到SiC功率模块的漏极(Drain)端,以模拟实际工作条件下的负载电流;V_G用于提供栅极驱动电压(V_GS),控制SiC MOSFET的开通和关断,连接到模块的栅极(Gate)端,开通电压(V_GS₍_on₎)为18 V,关断电压(V_GS₍_off₎)为-5 V;V_S用于提供源极(Source)的参考电压。连接到模块的源极端,源极通常接地,以确保栅极驱动电路的稳定性。实验器材及接线图如图2所示。

分别测量上、下半桥的峰值电流,并测量关断电流后200 μs时的结温,当结温达到175 ℃时,上、下半桥的电流达到峰值且均在485 A附近;同时测量上、下半桥电流为300 A时,SiC功率模块结温约为91.4 ℃和92.5 ℃。

其次,通过双脉冲测试实验和静态参数测试实验,获取SiC功率模块485 A、300 A电流下的开关损耗(P_sw₍_on₎、P_sw₍_off₎)、反向恢复损耗(P_rr)以及导通电阻(R_DS₍_on₎)等关键参数。但对于SiC功率模块,其反向恢复损耗和开关损耗通常较小,均可忽略不计。实验测试出SiC功率模块485A电流下的导通电阻为3.50、3.53、3.10、3.49、3.13、3.14 mΩ,300 A电流下的导通电阻为2.54、2.77、2.62、2.52、2.67、2.53 mΩ。根据上述实验得到的结果,通过总功率损耗公式计算出电流300 A和485 A下,SiC功率模块三相六桥中每一桥的总功率损耗。

总功率损耗的计算公式为

(10)P_total=P_cond+P_sw+P_rr

(11)P_cond=${I}_{rms}^{2}$R_DS(on)

(12)P_sw=f_sw(P_sw(on)+P_sw(off))

式中:P_total为总功率损耗,W;P_cond为导通损耗,W;P_sw为开关损耗,W; I_rms为电流有效值,A;f_sw为开关频率,Hz。

为了验证本文热仿真模型的网络划分、参数设置和湍流模型的选取是否正确,分别将300 A和485 A电流下每一桥的功率损耗附着在相应芯片上,进行热仿真模拟计算得到300 A和485 A电流下的芯片最大结温分别为93.72 ℃和175.1 ℃,如图3所示,对比实验所得的芯片最大结温分别为91.41 ℃和175.81 ℃,结果误差分别为2.5%和0.4%,误差在允许范围内且热仿真模型结果与实验结果相符,因此将以该热仿真模型进行SiC功率模块的散热性能研究。

3 SiC功率模块散热性能分析

基于2节的研究,SiC功率模块的热源附着于芯片上,热量由芯片发热产生,经焊料、AMD、散热基板传递到散热翅片上,最后由冷却液与翅片进行热交换,将热量带出水道。观察SiC功率模块芯片结温分布图,如图4所示。位于水道出口处芯片群的温度相对水道入口处的温度较高,同时由于芯片呈现“L”形布置,处于拐角处的芯片被其余芯片所包围,翅片与冷却液交换热量受阻,水道出口处右下角拐角处芯片最大结温最大。如右下角铜片上的3个芯片,左下角芯片温度为175.42 ℃,拐点处左下角芯片温度高于其余两个芯片。因此,芯片的最大结温以及芯片与芯片之间的温差,与芯片之间的排布位置有关,同时也与冷却液与翅片的对流换热强弱有关,冷却液的对流换热系数与翅片的形状、间距比和排列方式有关。因此,不同翅片形状和不同翅片间距对散热性能的影响如下。

3.1 不同翅片形状对散热性能的影响

研究不同截面形状的翅片对散热性能的影响,冷却介质采用乙二醇溶液,采用椭圆形、圆角矩形、水滴形、圆形、泪滴形、菱形共6种不同翅片形状且保证截面积大小相同,除圆形翅片外,其余形状的顺流向长度与横流向长度比基本相同,翅片数量与位置均与原椭圆形翅片保持一致。不同形状翅片顺流向长度、横流向长度、周长及面积如表1所示。不同形状翅片的示意图如图5所示。

根据2节研究可知,不同形状翅片的芯片最大结温出现在水道出口处右下角“L”形拐角的芯片处,因此,对比不同形状翅片所对应的右下角芯片温度分布图,如图6所示。

由图6可知,椭圆形翅片所对应芯片温度约为175 ℃,而菱形翅片所对应温度约为171 ℃,水滴形翅片所对应的温度约为172 ℃,并且得到不同形状翅片的芯片最大结温如图7(a)所示。然而,为了比较散热的整体性能,一般采用品质因数进行比较,品质因数(figure of merit,FOM)被定义为比较两种不同的设计,以确定一种设计在传热和泵送功率方面与另一种设计相比的改进^[20]。

(13)FOM=$\frac{{h}_{m,new}/{h}_{m,base}}{({\Omega }_{new}/{\Omega }_{base}{)}^{1/3}}$

式(13)中:h_m,new为第二种设计的传热系数;h_m,base为基础设计的传热系数;Ω_new为第二种设计的泵功率;Ω_base为基础设计的泵功率。

由图7可知,水滴形品质因数最优,其对应的最大结温为172.43 ℃,圆形品质因数最差,其对应的最大结温为173.44 ℃,因此,当散热翅片形状为水滴形时,SiC功率模块散热性能较好。

3.2 不同翅片间距比对散热性能的影响

研究不同翅片间距比对SiC功率模块散热性能的影响,水道尺寸为长137.35 mm,宽60 mm,基础翅片数量为53行42列,保证翅片均处于水道区域范围内,且第一行、第一列、最后一行和最后一列翅片的位置均保持不变。

横流向间距和顺流向间距示意图如图8所示,横流向间距为相邻两行翅片重心之间的距离,顺流向间距为相邻两列翅片重心之间的距离,间距比为顺流向间距与横流向间距之比,长与宽恒定条件下,间距比为行数与列数之比乘以常数。通过改变翅片的行数和列数来改变翅片的横流向间距和顺流向间距进而研究最优间距比。

保证翅片列数不变,研究27、39、43、47、49、51、53、55、57、59、63、65共12组不同翅片行数对最大结温以及品质因数的影响,观察图9(a)发现,芯片的最大结温会随着翅片行数的增加而减小,即芯片最大结温会随着翅片横流向间距的减小而减小。翅片行数达到65时,芯片最大结温最低达到165.73 ℃,相较于基础翅片行数降低了5 ℃。由于翅片行数的增加,芯片下方对应的翅片数量相对增多,更多的热量传递到冷却液中被带出水道,达到更好的散热效果,芯片结温更低。同时品质因数随着翅片行数的增加而增大,但行数增加到63、65时,品质因数基本保持不变。因此,翅片列数不变翅片行数为63或65时散热性能相对较好。

保证翅片行数不变,研究22、26、34、38、40、42、44、50共8组不同翅片列数对最大结温及品质因数的影响,观察图9(b)发现,芯片最大结温随着翅片列数的增加而减小,即芯片最大结温会随着翅片顺流向间距的减小而减小。翅片列数达到50时,芯片最大结温最低达到166.15 ℃,相比基础翅片列数降低了5 ℃。同理,列数增加,翅片数量增加,带走的热量增多,散热效果更好,最大结温越小。而品质因数在列数少时增加猛烈,列数达到44时增加缓慢。因此,翅片行数不变翅片列数为42、44和45时散热性能相对较好。

为了进一步研究翅片间距对最大结温和品质因数的影响,选取翅片行数为43、47、53、59、65与列数为34、42、50进行正交数值仿真计算,研究翅片不同行与列对最大结温及品质因数的影响,观察图10(a)发现,与前面研究一致,当相同行数或者相同列数时,随着列数或者行数的增加,即间距的减小,芯片最大结温都在逐渐降低,这是由于在相同的水道内,翅片与翅片之间的间距减小会使得翅片的数量增加,水道中冷却液的流动路径增多,交换的热量增多导致芯片的最大结温变低;然而观察图10(b)发现,相较于之前的研究,品质因数并未随着行数和列数的同时增加而越来越高,反而到达某一临界点后开始逐渐变低,这是由于随着间距的减小导致流体的压降下降过快,从而影响整体的散热性能评估。虽然翅片行数为65列数50时流体的温度最高,带走的热量最多,散热效果最好,对应的芯片最大结温低至162.85 ℃,但对比品质因数而言,选择翅片行数为65列数为42的组合芯片散热性能最佳,即间距比为3.54时芯片散热性能最佳。

4 结论

基于实际SiC功率模块构建SiC功率模块散热器计算模型,通过实验验证构建模型的准确性,并采用COMSOL热仿真软件,分别研究了圆形、椭圆形、菱形、圆角矩形、水滴形以及泪滴形6种翅片形状对散热器散热性能的影响,并以水滴形翅片为基础,研究翅片间距对散热器散热性能的影响,得出如下结论。

(1)当翅片面积和长度比等其他变量一致时,单从最大结温方面考虑,菱形翅片最大结温最低,约为171 ℃,水滴形翅片最大结温相对较低,约为172 ℃,椭圆形翅片最大结温最高,约为175 ℃;但从散热综合性能方面考虑,水滴形翅片品质因数最优,圆形品质因数最差其对应的最大结温为173.44 ℃。

(2)当散热器基板大小和首尾行列翅片位置一定且其他变量一致时,保持翅片顺流向间距不变,随着翅片横流向间距的减小,芯片最大结温逐渐减小,但品质因数先增大后趋于平缓;同理,保持翅片横流向间距不变,随着翅片顺流向间距的减小,芯片最大结温逐渐减小,但品质因数先猛烈增加后缓慢增加。

(3)随着横流向间距和顺流向间距同时增加,品质因数并非也随之越来越大,而是基板大小一定时,存在一组最优的横流向间距(翅片行数)与顺流向间距(翅片列数)比,品质因数达到最大,同时使得散热器的散热综合性能最优。

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