Оптимизация конструкции охладителя транспортного DC-DC преобразователя

Евгений Федореев,
руководитель расчетной группы, ООО «НПО «Горизонт»

Светлана Поколенко,
ведущий инженер-конструктор, ООО «НОВА-Инжиниринг»

Разработка силовой электроники для наземного транспорта сопряжена с жесткими ограничениями по массогабаритным показателям и экстремальными условиями эксплуатации. Температура окружающей среды в подкапотном пространстве или на крыше транспортного средства в летний период может достигать 45-60 °С, что требует тщательного теплового проектирования.

Настоящая работа посвящена оптимизации конструкции охладителя транспортного DC-DC преобразователя (модуль МК6, рис. 1), опытные образцы которого устанавливаются в московских электробусах. Преобразователь предназначен для формирования бортовой сети постоянного тока напряжением 30 В при номинальной мощности 6 кВт и входном напряжении 600 В. Масса устройства составляет 8,5 кг.

Рис. 1. Опытный образец разрабатываемого преобразователя

Целью данного исследования являлось:

• нахождение оптимальных габаритов охладителя и минимизация его теплового сопротивления;
• определение влияния взаимного расположения вентилятора на его производительность;
• выявление температурных градиентов на печатных платах для оптимального размещения чувствительных компонентов.

Архитектура преобразователя и постановка проблемы

Для обеспечения универсальности силовая часть преобразователя выделена в отдельный модуль. Такая структура (по типу «матрешки») позволяет использовать одну и ту же силовую плиту с различными типами охладителей: от жидкостных моноблоков до воздушных радиаторов (Патент РФ №2743827 (RU 2743827)).

В рассматриваемой конфигурации с воздушным охлаждением вентилятор расположен перпендикулярно основанию радиатора и утоплен в объем его решетки. Воздух забирается снизу, направляется в днище охладителя и разделяется на два потока, охлаждающих поверхность преобразователя. Решение утопить вентилятор было продиктовано требованиями к компактности, однако это породило аэродинамическую проблему: лобовое сопротивление набегающего потока. На приведенном на рис. 2 графике рабочая точка определяется пересечением характеристики вентилятора (падающая кривая расхода) и характеристики сопротивления пневматической сети (парабола). Из-за узкой щели между вентилятором и днищем радиатора кривая сопротивления становится более крутой, что смещает рабочую точку в область низких расходов и снижает эффективность охлаждения. Именно необходимость устранения этого эффекта стимулировала создание расчетной математической модели.

Рис. 2. Структура преобразователя

Методология и исследование сеточной сходимости

Расчеты выполнялись в отечественном программном комплексе CADFlo, интегрированном в CAD-систему T-Flex, с использованием модулей охлаждения электроники, импорта печатных плат и электромагнетизма.

Важнейшим этапом подготовки CFD-модели является выбор расчетной сетки. Было проведено исследование на сеточную сходимость. На рис. 3 и 4 представлены результаты для двух крайних случаев: грубой сетки (700 тыс. элементов) и подробной (2,5 млн элементов). При сгущении сетки использовался алгоритм автоматического разрешения каналов (воздушных зазоров между ребрами) и тонких стенок (самих алюминиевых ребер).

Рис. 3. Распределение температур по корпусу и поверхности охладителя (сетки 700 тыс. и 2,5 млн элементов)

Рис. 4. Распределение температур по тепловыделяющим компонентам (сетки 700 тыс. и 2,5 млн элементов)

Анализ показал, что разница максимальных температур на алюминиевом корпусе и охладителе не превышает 3,5%, а по полупроводниковым компонентам — 4%. Локальные различия в скоростях воздушного потока (до 10,58%) не оказали существенного влияния на суммарный массовый расход. Ввиду того, что градиент температуры по толщине тонкого ребра радиатора стремится к нулю, грубая сетка с разрешением тонких стенок адекватно описывает теплопередачу. Для дальнейших параметрических исследований, требующих множества итераций, была выбрана сетка размером 700 тыс. элементов.

Экспериментальная верификация модели

Верификация проводилась на натурном стенде в номинальном режиме (входное напряжение 600 В, выходное — 30 В, мощность — 6 кВт) при температуре окружающего воздуха 25 °С. Использовались термопары (подключенные к корпусам полупроводников), анемометр и тепловизор (рис. 5).

Рис. 5. Сравнение результатов эксперимента и моделирования

Распределение температур по поверхности корпуса, полученное на модели, совпало с данными тепловизора с точностью до 1-3 °С. Однако показания термопар на корпусах полупроводников отличались от расчетов на 20-30 °С. Физическое объяснение расхождения: в модели полупроводник задан как объемное тело с теплопроводностью меди, изолированное от воздуха. Тепловое сопротивление «подложка — окружающая среда» составляет около 62 °С/Вт, то есть полупроводник фактически не отдает тепло в воздух, а весь тепловой поток идет через подложку на радиатор. Термопары же измеряли температуру пластикового корпуса полупроводника. Чтобы корректно сравнить модель и эксперимент, к замеренной температуре корпуса необходимо добавить перепад температур на внутреннем тепловом сопротивлении «подложка — корпус» (произведение выделяемой мощности на тепловое сопротивление). После внесения этой поправки расхождение составило около 5%, что подтверждает адекватность модели.

Анализ базовой конструкции в реальных условиях

Рис. 6. Результаты расчетов при температуре воздуха 45 °С

Рис. 7. Результаты параметрического исследования

Эксплуатация преобразователя на крыше транспорта предполагает температуру окружающей среды до 45 °С. Расчеты в этих условиях выявили критические проблемы базовой конструкции (рис. 6):

• перегрев дросселя. Температура (более 170 °С) значительно превышает допустимый предел для применяемой изоляции обмоточного провода (150 °С), что создает риск разрушения изоляции и отказа дросселя в процессе эксплуатации;
• недостаточный температурный запас полупроводников и трансформатора. Температура полупроводников достигает 100 °С, после чего существенно ускоряется ухудшение их электрических характеристик: увеличивается сопротивление открытого канала, возрастают коммутационные потери и снижается надежность работы преобразователя;
• высокое тепловое сопротивление корпуса. Перепад температуры по корпусу достигает 30 °С, что свидетельствует о неравномерном распределении тепловых потоков и недостаточной эффективности теплоотвода. Это указывает на необходимость оптимизации конструкции корпуса и системы охлаждения.

Параметрическая оптимизация охладителя

Для решения выявленных проблем были предложены следующие меры:

• увеличение расхода вентилятора за счет уменьшения сопротивления канала (если отодвигать вентилятор от днища, то сопротивление, которое обусловлено столкновением набегающего потока на днище радиатора, будет меньше);
• увеличение площади поверхности теплоотдачи охладителя (в данном случае существует один вариант — увеличение длины ребер);
• уменьшение теплового сопротивления (самый быстрый способ — замена материалов теплопроводящих подложек и теплоизоляторов).

Расстояние вентилятора от днища и длина ребер были объединены в одну переменную для параметризации в CADFlo (рис. 7). Зависимость температуры компонентов от длины ребер носит асимптотический характер.

Оптимизация позволила снизить температуры всех критических компонентов на 5-6 °С и увеличить суммарный расход воздуха через радиатор за счет роста площади сечения каналов.

Из приведенной ниже таблицы видно, на сколько единиц изменились температуры исходной конструкции и конструкции с увеличенной длиной ребер 24 мм — от 5 до 6 °С, а также вырос расход.

На рис. 8 сверху слева направо показаны результаты для исходного прототипа, снизу — для конструкции с увеличенной площадью расхода. Шкалы настроены одинаково и можно увидеть, что падение температуры составило 5-6 °С по охладителю, полупроводникам и трансформатору.

Рис. 8. Результаты моделирования для исходной и измененной конструкции

Результаты параметрического исследования

Тепловой анализ печатных плат

Силовая часть современных преобразователей монтируется на многослойных печатных платах (ПП). Медные дорожки, соединяющие полупроводники, обладают высокой теплопроводностью и фактически «размазывают» тепло по плате, нагревая ее до температур, близких к температурам силовых ключей (рис. 9).

Рис. 9. Результаты моделирования нагрева печатной платы

Анализ показал, что дорожки нагревают локальные зоны ПП до 90-100 °С. Микросхемы драйверов, расположенные в непосредственной близости от силовых ключей (для минимизации паразитной индуктивности цепей управления), имеют высокую удельную плотность тепловыделения. Их собственный нагрев от платы плюс внутреннее тепловыделение микросхемы приводили к риску выхода за пределы допустимых 100 °С.

Решение: было принято решение разнести силовые дорожки и драйверы, а плату управления (микропроцессорную часть) разместить в верхней, наиболее холодной зоне корпуса, где температура не превышает 70 °С.

Электромагнитное моделирование трансформатора

Параллельно с тепловым расчетом была проведена верификация гармонического электромагнитного расчета в CADFlo путем сравнения с результатами в Ansys Maxwell. Сигналы в обмотках трансформатора имеют сложную несинусоидальную форму, однако, ввиду ограничений ПО по моделированию переходных процессов, возбуждение задавалось синусоидальным сигналом на частоте 50 кГц (рис. 10).

Рис. 10. Настройка электромагнитного расчета в CADFlo

Для экономии вычислительных ресурсов использовалось свойство симметрии магнитопровода (моделировалась четверть устройства) с применением инструмента «Мультипликатор симметрии». Материалом магнитопровода служил феррит 3С97 (аналог N87). Поскольку в спецификации производителя потери заданы для частоты 100 кГц, а рабочая частота составляет 50 кГц, в CADFlo была применена аналитическая корректировка формулы потерь (степенная зависимость от частоты).

На рис. 11 представлено сравнение сеток для электромагнитного расчета в CADFlo и Ansys Maxwell после адаптации. Видно, что сетка в Maxwell намного гуще, имеет гораздо больше узлов, при этом на каждой итерации сходимость была практически линейной, то есть для Maxwell такая сетка была необходима, поскольку на более грубой сетке мощности получились значительно меньше реальных.

Рис. 11. Сравнение сеточных моделей

На рис. 12 представлено сравнение результатов электромагнитных расчетов в CADFlo (слева) и Ansys Maxwell, шкалы настроены одинаково.

Сравнение показало высокую сходимость характеров распределения индукции (среднее значение в центральном стержне — 0,2 Тл). Локальные пики в Maxwell обусловлены более густой сеткой в углах магнитопровода. Результаты по потерям: мощность потерь в обмотках (с учетом вихревых токов) составила около 60 Вт, потери в магнитопроводе по синусоидальному закону оценились в 2,3 Вт. Стоит отметить, что в реальности (при прямоугольной форме сигнала) потери в магнитопроводе будут в 2-3 раза больше, однако синусоидальное приближение в CADFlo корректно отражает общую картину намагничивания, показывая, что около 50% объема магнитопровода фактически не участвует в активном выделении тепла.

Рис. 12. Сравнение результатов электромагнитного анализа в CADFlo и Ansys Maxwell

Заключение

В ходе работы были успешно применены возможности пакета CADFlo для мультифизичного анализа. Использование грубых сеток с разрешением тонких стенок, встроенные модели вентиляторов и удобная параметризация позволили в короткие сроки провести серию расчетов и найти оптимальную геометрию охладителя. Импорт печатных плат и сопряженный электромагнитный расчет обеспечили комплексный подход к проектированию.

Полученные результаты:

1. Оптимизирована геометрия ребер радиатора (длина 24 мм) и положение вентилятора, что снизило температуры критических компонентов на 5-6 °С.
2. Обоснована методика учета внутренних тепловых сопротивлений полупроводников при верификации CFD-моделей.
3. Выявлены риски локального перегрева элементов печатных плат.

В качестве пожелания к дальнейшему развитию отечественного ПО CADFlo отмечается необходимость добавления модуля для прямого моделирования переходных электромагнитных процессов, что позволит учитывать реальные несинусоидальные сигналы и точно оценивать потери в магнитопроводах.

Оптимальные габариты, полученные в рамках данной работы, уже внедряются в текущие производственные исполнения DC-DC преобразователя. В перспективе планируется проведение многокритериальной оптимизации корпуса и охладителя с привлечением внешних алгоритмов оптимизации и подбором новых материалов с улучшенной (увеличенной) теплопроводностью для уменьшения перегревов моточных.

Примечание от разработчика, ООО «КАДФло»: функционал модуля для прямого моделирования переходных электромагнитных процессов реализован в версии CADFlo 2601. Обновление уже доступно на портале технической поддержки.

О компании НПО «Горизонт»

НПО «Горизонт» является технологическим лидером в сфере отечественной разработки и производства преобразовательной техники.

Команда разработчиков состоит из инженеров, обладающих более чем 35-летним опытом разработки и внедрения.

Высокое качество продукции обеспечивается изготовлением на современном оборудовании. Каждое изделие проходит контроль на автоматизированных стендах и в климатических камерах.