天津城建大学曹为学 Heat and Mass Transfer：基于场协同作用下IGBT模块液冷板强化换热的实验和模拟研究

转自 能源科学进展

摘要

随着绝缘栅双极型晶体管（IGBT）模块向高集成度、高功率方向发展，对 IGBT 模块的散热能力提出了更高的要求。本文提出了一种在液冷板内部设置圆形、三角形、正方形、五边形、六边形等不同形状的扰流柱，以扰流柱折角个数和扰流柱参数为研究变量，探索其对液冷板散热性能及流动阻力的影响规律。通过搭建液冷散热器性能测试实验平台，将实验数据与数值模拟结果进行对比分析。基于计算流体动力学（CFD）对不同模型进行冷却性能分析和优化，在发热功率为 45W 的工况下，研究内部不同形状的扰流柱，以及扰流柱的高度和纵横间距、进出口数量对 IGBT 模块芯片最高温度和平均温度，以及对液冷板进出口压降的影响。通过优化扰流柱的高度及横纵间距，相较初始模型，当扰流柱高度 H=2mm、扰流柱横向间距 L=1.8mm、扰流柱纵向间距 K =1.3mm 时，此模型的综合评价指标（Performance evaluation criteria，PEC）提升 4.6%；一进两出结构的优化模型，使芯片最高温降低 0.18℃，进出口压降降低 66.99Pa，PEC 综合评价指标提升 21.84%；冷却液质量流量对液冷板散热性能有一定程度的影响。

本文亮点：

研究了扰流柱角数量作为变量对液冷板散热性能与流动阻力的影响。

探究了扰流柱参数在降低芯片最高温度与进出口压降方面的潜力。

讨论了进出口数量与质量流量对温度场及压力分布的影响机理。

开展IGBT模块相关试验，提升研究的工程实用价值。

研究背景

随着世界能源快速地被消耗，传统的煤炭和石油等化石能源正在逐渐地走向枯竭，由于能源的急速减少以及化石能源燃烧造成的环境恶化，成为世界各个国家迫切需要解决的问题。目前，很多国家基于本国发展战略，开始大力推进新能源技术的发展，探索新型可再生能源已经成为国家发展的一部分，以此减轻对煤炭和石油等化石能源的过度依赖。电力电子技术在太阳能和风能等新能源系统中至关重要，电力电子变换装置就承担了重要的角色。而功率器件是电力电子装置中不可或缺的一部分，所以对于功率器件的可靠性研究是电力电子装置发展中至关重要的一部分。

绝缘栅双极型晶体管（Insulated Gate Bipolar Transistor，IGBT）是一种普遍使用的功率半导体器件，其结合了由金属-氧化物半导体场效应晶体管（Metal-Oxide-Semiconductor Field-effect Transistor，MOSFET）的高输入阻抗和双极性晶体管（Bipolar Junction Transistor，BJT）的低导通损耗特性，使IGBT模块能够在大功率和高压的状态下实现良好的电能变换。IGBT模块的开关速度比较快、耐压效果显著、功率损耗较低，且IGBT的驱动电路设计简单，在高压、大功率和大电流等领域具有得天独厚的优势。在轨道交通、国家电网、新能源汽车，航空航天等领域应用非常广泛。目前中国中车半导体IGBT制造中心，生产的IGBT模块打破国外垄断，完全具有自主产权，在我国半导体领域享有很高的战略意义。自IGBT商业化应用以来，它被作为一种新型的功率器件应用非常的广泛比如制造业、工业、轨道交通、4C、军工、新能源、智能电网、国家电网、纯电动汽车、航空航天等等高新领域。在这些领域中IGBT主要用来做控制器件，其优点是可以提高电的使用效率、电的使用质量、大幅度减少能源浪费、环保节能无污染等，IGBT的广泛应用在一定程度上能够缓解资源紧缺问题，大幅度降低炭排放量这些重点社会问题。在工业生产领域，IGBT功率器件基本算是最核心的控制部件，其表现颇为出色，甚至誉为工业“CPU”。

近年来，IGBT模块正朝着小型化、大功率化与高度集成化方向加速迭代升级。这一技术演进趋势使得IGBT模块对散热性能的需求呈现指数级增长，传统散热方案的效能瓶颈日益凸显，面临着前所未有的技术挑战。研究数据表明，温度因素在IGBT模块故障成因中占比高达55%。在器件小型化与精度提升的过程中，热点区域往往伴随高热流现象，导致芯片内部温度分布不均，进而可能引发模块失效。同时，散热不足会使IGBT模块温度快速逼近临界值，这不仅会严重影响其电气性能，还会大幅缩短使用寿命。在此背景下，探索IGBT散热器散热能力的提升路径、优化其温度场分布，已成为电力电子散热领域亟待解决的核心研究命题。

目前，大功率电力电子元器件主流散热技术涵盖空冷、液冷与相变冷却等。其中，空冷系统由于空气对流换热效果有限且导热性能较差，导致系统整体散热效能欠佳；对于多数相变材料而言，其在吸热熔化过程中往往伴随有毒气体产生，这对热管理系统的密封性构成了严峻挑战；相比之下，液冷系统不仅易于实现，且具有比空冷更优异的散热性能。因此，液冷技术成为电力电子散热领域中应用最为广泛的散热方式，其核心工作原理是通过冷却液在液冷板流道内的流动将热量导出，从而实现电池温度的降低。

图文导读

图1 IGBT模型

本文选取MG100HF12TFC1型号IGBT模块作为研究对象，该模块具有典型的结构特征与性能参数。IGBT模块自上而下分布有芯片、芯片焊料层、上铜层、陶瓷层(Al₂O₃)、下铜层、基底焊料层和铜底板，如图1所示。表1系统呈现了该IGBT模块各层材料的几何尺寸及热物理参数，为后续研究提供了精确的数据支撑。基于IGBT模块的尺寸参数，用Solidworks三维建模软件对IGBT模型进行建模，并将其导入有限元分析软件中，同时输入各层材料的物理参数，为数值模拟奠定基础。

图2 B型液冷板结构三维模型示意图

图3 不同扰流柱结构示意图

图4 带有不同扰流柱结构的液冷板示意图

本文提出了一款适用于IGBT散热的液冷板，其整体尺寸为95mm（长）×40mm（宽）×15mm（高）,如图2所示。在液冷板内部设置圆形、三角形、正方形、五边形、六边形等不同形状的扰流柱，以扰流柱折角个数为研究变量，探索其对液冷板散热性能及流动阻力的影响规律，在为IGBT模块液冷散热系统的优化设计提供理论依据与技术参考，如图3所示。以圆形扰流柱流道结构为例，其具体结构参数为：进出口直径2.5mm，流道高度3mm。为保持对比实验的一致性，所提出的6种冷板内部结构布置形式的通道宽度、通道长度、扰流柱数和扰流柱横纵间距及进出口宽度均保持一致，外界尺寸和边界条件均与原始通道模型保持一致。其中，原始模型是无扰流柱通道，命名为A；B是带有圆形扰流柱结构通道；C是带有三角形扰流柱结构；D是带有正方形扰流柱结构；E是带有五边形扰流柱结构；F是带有六边形扰流柱结构通道，如图4所示。通过这种多构型对比研究，旨在揭示不同扰流柱形状对散热性能的影响规律。此外，在IGBT模块的散热路径中，铜底板与液冷板散热器之间的装配界面通常填充导热硅脂，以降低接触热阻并优化热传导性能。在本文的实验与仿真研究中，导热硅脂层的几何尺寸设定为95mm×40mm×0.2mm（长×宽×高），以确保热阻模型的准确性。

图5 液冷散热器性能测试实验平台

为深入探究水冷板在真实工况下的冷却性能，需开展水冷板制造、实验平台搭建及实验流程设计等一系列工作。通过系统性实验获取水冷板的性能参数，将模型的实验测试数据与数值模拟结果进行对比分析，可有效验证数值模拟结果的可靠性。在实验过程中，需严格遵循预设的工况条件，并在自然环境下开展测试。本次液冷散热器性能测试所采用的实验平台如图5所示。

图6 液冷散热器性能试验原理

本实验的核心部件为水冷板。为确保其具备优良的导热性能，选用铝作为水冷板材质。水冷板与IGBT模块的表面平整且接触良好，为进一步降低两者接触界面的热阻，在接触面涂抹一层导热硅脂。在实验过程中，开启可编程直流电源，确保IGBT模块正常工作。启动电子负载施加预设电流，同时驱动高功率可编程直流电源实现对IGBT模块的驱动，使用数字万用表实时监测模块两端电压，确保其处于安全范围。待热源芯片温度因负载功率上升至稳态后，按预设散热条件启动冷却系统。恒温水箱维持水温恒定，水泵驱动冷却介质循环流动，经流量计监测流速达标后，冷却介质流入水冷板通道，吸收芯片传递的热量后流出，最终回流至恒温水箱。系统运行稳定后，利用红外摄像机采集芯片表面最高温度数据并记录。液冷散热器性能试验原理图如图6所示。

图7  IGBT模块最高温度随入口温度的变化情况

由图7可见，从温度数据层面分析，实验测试值均高于模拟计算值，且模拟、实验与理论计算结果的变化趋势保持一致。模拟仿真结果与实验验证结果的最大偏差为7.46%。造成两者误差的可能原因如下：（1）模拟过程中受到网格精度、求解算法等因素的影响；（2）IGBT模块与铝制液冷板的表面存在不平整现象，且导热硅脂涂抹不均匀，导致贴合面间夹杂空气，使得接触热阻增大，而仿真过程中未考虑这一情况；（3）实验时，由于实验器材的布置方式、管路长度等因素，管路中出现水流速度损失，进而导致流速下降；（4）测量仪器的精度存在局限。综合考量测量误差的客观存在与模拟计算的精度，该偏差处于10%的允许范围内，这表明数值模拟所得的温度结果具有合理性，能够为后续的研究分析提供可靠依据，并可大幅减少实验工作量。

图8  网格独立性测试

图9  液冷板结构模型网格图

在确认数值模拟结果的有效性之前，开展网格独立性测试是确保数值解准确性与可靠性的关键步骤，也是在合理计算周期内获取精确解的必要前提。本文以B模型为研究对象，通过系统测试不同网格密度下液冷板底面平均温度和压降数据，对计算方法的合理性进行验证。测试覆盖了从590889个单元的粗网格到1190014个单元的细网格，构建了完整的网格密度梯度。测试结果清晰展现了网格数量对计算结果的影响规律，当网格单元数量从590889逐步增加至797017时，液冷板底面平均温度与压降的误差百分比分别为0.67%和0.22%；进一步将网格单元数量提升至913943，液冷板底面平均温度的误差显著收敛至0.066%，但压降误差出现小幅增长，达到0.32%；当网格单元数量从913943增加至1190014，液冷板底面平均温度和压降的误差百分比最终稳定在0.0608%和0.094%。综合考量计算精度与计算效率，913943单元网格所对应的误差已处于工程可接受范围，如图8所示。继续加密网格不仅难以显著提升计算精度，还会大幅增加计算资源消耗与求解时间。因此，本文最终选定913943作为最优网格单元数量，在保证计算结果可靠性的同时，实现了计算效率的最大化，如图9所示。

图10  不同液冷板结构的流线截面云图

为了更好地比较这6种液冷板的性能，在初始设置流速均为0.14m/s的前提下，进行模拟计算。对6种构型液冷板在y=0.01m截面的流线云图分析表明，无扰流柱的A模型流线呈现明显大尺度漩涡，流体流动集中于中心区域且边缘流速低，形成大面积换热低效区，这导致热量难以在边缘区域有效传递，不利于整体散热效果提升；而流道内设置带有扰流柱的模型时，扰流柱打破单一流动形态，使流线更分散均匀，显著改善流体流动分布，如图10所示。其中带有正方形扰流柱的D模型流线分布规整，流体在通道内流动路径有序，扰动充分且无明显滞流区，这种有序充分的扰动有助于增强流体与液冷板壁面的换热以提升散热性能；带有六边形扰流柱的F模型流线过渡平滑，在保证换热效果同时可减少过度扰动带来的额外能量损耗；带有三角形扰流柱的C模型和带有五边形扰流柱的E模型因折角结构，局部流线出现扰流、收缩，虽强化扰动能一定程度增强局部换热，但易形成小尺度涡流阻碍流体顺畅流动；带有圆形扰流柱的B模型流线围绕圆形扰流柱呈较对称分布，流体流动扰动程度介于无扰流柱模型与其他多边形扰流柱模型之间，相较于A模型能有效改善流体流动均匀性并提升换热效果，但与D、F等模型相比，在扰动充分性和流场稳定性方面存在一定差距

图11  不同液冷板结构的温度截面云图

对6种不同扰流柱构型液冷板在y=0.01m截面的温度云图分析可知，如图11所示。无扰流柱的A模型，温度分布极不均匀，边缘高温区范围大，由于流体在流道内换热不充分，热量难以快速且均匀地传递散发，导致散热效果较差；而流道内设置圆形、三角形、正方形、五边形、六边形的扰流柱模型，均借助增强流体扰动的方式强化了换热过程，相较于A模型，其高温区显著缩小，温度分布也更为均匀。其中，带有正方形和六边形等规则多边形扰流柱的D、F模型，对流体的扰动更为充分，使得流体与液冷板壁面的热量交换更高效，温度分布均匀性达到最优水平，高温区在整个截面的占比最小，充分展现出更优的散热潜力；带有圆形扰流柱的B模型，虽能改善温度分布，但相较于D、F模型，对流体的扰动程度稍弱。带有三角形和五边形扰流柱的C、E模型，因扰流柱的折角等结构，在局部区域能形成较强的流体扰动以强化换热，但整体上温度分布的均匀性不如D、F模型，仍存在相对明显的局部温度差异。

图12  在x=0-0.1m下温度和速度沿主流方向变化情况

选取空间直线x=0−0.1m、y=0.0105m、z=0.019m作为特征观测线，该直线位于液冷板中心偏右区域且不受扰流柱遮挡，可直观反映扰流柱结构对流场特性的调控作用。六种不同扰流柱结构的液冷板通道在上述位置处的温度及流速分布特性如图12所示，扰流柱的结构差异对温度分布均匀性与流速变化幅度具有显著影响。A模型温度呈现相对平缓的变化趋势，起始温度约为36℃，终值稳定在约29℃，整体波动幅度约7℃；其流速变化虽存在一定程度的波动，但整体处于低扰动水平，流速峰值约为0.04m/s。B模型温度波动显著，波动幅度约4℃；其流速峰值约为0.07m/s，较A模型流速峰值提升了约75%，流体扰动程度显著增强，体现出圆形扰流柱对流体流动的扰动增强作用。C模型温度波动频率进一步提高，最低温度降至约28℃，温度波动幅度约5℃，较B模型温度波动幅度增大了约25%，温度场的动态变化更为剧烈；且流速峰值接近0.09m/s，较B模型流速峰值提升了约28.57%，流体扰动效果进一步强化。D、E、F模型的温度与流速变化则介于A、B、C模型之间，其中F模型温度波动幅度约3℃，流速峰值约为0.08m/s，较B模型流速峰值提升了约14.29%，在强化流体扰动以提升换热性能的同时，该模型能够维持相对平稳的流动状态。与B、C模型相比，F模型在提升换热效率的同时有效控制了流动阻力，展现出对二者的协同优化能力，在换热性能与流动稳定性的平衡方面表现更为优异。

图13  6种液冷板初始结构模型对比

A模型的PEC值为1，与其他模型的PEC值进行对比，如图13所示。在换热效果方面，模型F的芯片最高温度降至35.81℃，较模型A（41.11℃）降低12.9%，比模型B（36.24℃）降低1.2%，较模型D（37.56℃）降低4.6%，比模型E（36.73℃）降低2.5%，表明六边形扰流柱结构能有效强化换热过程并降低芯片最高温度。从流动阻力角度分析，模型F的压力损失为37.26Pa，虽较模型A（32.72Pa）增加13.9%，但其增幅远低于换热效率的提升幅度，且与模型D（40.15Pa）相比降低7.2%、比模型E（38.91Pa）降低4.2%。从综合性能评价指标PEC值分布可知，模型F的综合性能最优，其PEC值达到1.74，较模型A提升74.0%，相较于模型B提升3.57%，较模型C提升8.07%，同时比模型D提升1.16%、比模型E提升6.1%，充分彰显了更优异的综合冷却效能。在保证换热效果的前提下实现了对流动阻力的合理控制，形成“低阻高效”的协同作用。这种性能优势源于六边形扰流柱几何形状在增强换热与控制阻力间构建的最佳平衡，120°的平缓转角显著减小流动分离的强度与范围，从而降低压力损失；同时，6条直边可有效引导流体流动、周期性破坏热边界层并产生强度适中的涡旋，显著增强流体混合与换热效率，最终使模型F的综合性能超越其他形状的扰流柱结构。

图14  O型和P型的温度截面云图

为探究不同优化目标下扰流柱参数对水冷板散热特性的影响，本文分别构建了以芯片最高温度与平均温度为评价指标的O型模型，以及以液冷板进出口压降为评价指标的P型模型。对两种模型在y=0.01m截面的温度云图进行研究后发现，扰流柱高度与纵向间距对流道温度场分布及换热性能具有关键影响，如图14所示。O模型结构的布置凭借较大的H和较小的K，显著增强流体扰动，强化对流换热效应，促使流体与壁面、扰流柱间的热量高效传递，从而在云图中呈现更低温度分布；而P模型结构的布置因H降低、K增大，减小流体流动阻力，虽提升了温度场均匀性，但整体换热强度低于O模型，致使温度相对偏高。

图15  O型和P型的压力截面云图

对两种模型在y=0.01m截面的压力云图开展分析，结果表明：扰流柱高度H与纵向间距K对压力场分布及流道阻力特性存在显著影响，如图15所示。O模型的结构布置中，增大H值并减小K值会显著增强扰流柱对流体流动的阻滞与疏导协同效应，流体流经时压力波动剧烈，压力梯度大，局部高压区与低压区差异显著，流道局部阻力较高；P模型的结构布置因H减小、K增大，流体流动阻力降低，压力梯度趋于缓和，压力分布均匀性提升，流道整体阻力更小。

图16  在x=0-0.1mm下温度和速度沿主流方向变化情况

在两种模型中心处选取无扰流柱遮挡的空间直线开展热-流特性分析，温度与速度变化规律存在显著差异，如图16所示。O型模型中心处，温度整体分布于27.4∼30.8℃区间，随位置变化呈现明显的“下降-回升”波动特征，局部峰值突出，在x=0.013m处达到最低值27.47℃，体现出对流场温度的动态调控效能；受较高扰流柱高度影响，其速度特性呈现强动态变化特征，速度范围为0∼0.09m/s。随位置推移剧烈波动，在x=0.013m处达到峰值0.09m/s，流场扰动显著。与之相对，P型模型更侧重于压降优化，温度整体分布在28.6∼32.7℃区间，初始温度约为32.7℃，随位置推进可快速降至29.52℃，随后趋于平稳，后期稳定在29.5℃左右，呈现“快速降温-稳定维持”的变化规律；由于流道阻力较小，其速度分布更为平缓且波动幅度较小，速度范围为0∼0.04m/s，在x=0.014m处达到峰值0.04m/s，流场稳定性更优。

图17  相对最优的液冷板复合结构模型对比

由图17可知，与初始模型F相比，O模型（H₂L₁K₁）的芯片最高温度小幅下降，降低0.35℃（降幅0.99%）。而P模型（H₁L₁K₂）的温度出现明显的升高，芯片最高温度较初始模型F分别上升1.76℃（涨幅4.92%）。在压降方面，P模型展现出一定优势，其压降较初始模型F减少3.48Pa，降幅大于O模型的1.46Pa，在降低流动阻力方面表现更突出。综合考虑传热与压力损失的PEC指标显示，O模型的PEC值达1.82，较模型F（1.74）提升约4.60%，在温度控制与流动阻力间实现了更优平衡；P模型虽压力损失更低，但因传热性能的大幅下降，PEC值为1.75，仅比模型F提升约0.57%，整体性能不及O模型。由此可见，O模型通过结构优化，在保证传热性能略有提升的同时有效控制压力损失，是优于原始模型F和P模型的更优方案。

图18  不同进出口数量液冷板结构的压力云图

由于液冷板进出口数量会显著影响其内部的压降大小，出于降低泵功耗以及考虑工程实际应用可行性的目的，有必要对液冷板进出口数量进行讨论分析。在此分析中，我们将基于已确定的最优模型O（H₂L₁K₁），并维持初始设定的流速为0.14m/s不变；其他所有的外界运行条件和边界条件均保持与原设定一致。不同进出口数量配置下，压力云图呈现显著差异，如图18所示。一进一出的O模型，流体单路径流动，压力从进口到出口呈梯度衰减，因流动集中，进口与出口压力差相对大；一进两出的O1模型，出口分流使流体压力在末端分散，整体压力梯度更缓和，出口处压力损耗因分流降低；两进一出的O2模型，双进口合流导致入口区压力集中升高，合流冲击使压力损耗增大，压力差明显大于O、O1；两进两出的O3模型，进出口对称布局让流体双向均衡流动，压力分布更均匀，压力梯度平缓。相比之下，多入口构型因存在流体对冲现象及分流过程中的动量耗散，致使系统总阻力大幅增加。

图19  不同进出口数量液冷板结构模型对比

O1模型的一进两出结构虽导致芯片最高温度较O模型、O2模型及O3模型设计分别升高0.42%、1.91%和1.15%，但其流体压降显著降低42.52%、78.87%和42.52%，实现了对流传热阻力特性的优化，如图19所示。PEC反映传热强化与压降代价的平衡关系，如图10所示。O1模型的PEC达2.12为最高，因出口分流优化流线，压力梯度缓和、压降增幅小，且流动分散强化传热，综合性能最优；O模型的PEC为1.75，单路径流动使压力损耗集中，但流动稳定，传热与压降平衡度尚可；O2模型的PEC仅1.28，双入口合流致压力损耗大，虽局部传热强化，却因压降增幅抵消收益，综合性能最低。可见，进出口数量通过调控“分流-汇流”模式影响传热与压降平衡。

图20  初始模型F与优化模型O1液冷板结构模型对比

基于上述的优化模型O1，为了更加直观地观察液冷板的冷却性能，对冷却液流速对液冷板冷却性能的影响进行了研究。图20揭示了不同流速uᵢₙ工况下，优化模型O1与F模型的芯片最高温度和芯片平均温度变化规律，以及压降（ΔP）的影响。数据表明，随着uᵢₙ提升，两种模型的Tₘₐₓ和Tₐᵥₑ均呈下降趋势，但降幅逐渐趋缓，且二者温度差异始终维持在较低水平。随着uᵢₙ的增加优化模型O1与模型F的ΔP随着uᵢₙ的增加都在升高，但相对于初始模型F，优化模型O1的ΔP更小且上升的趋势更加缓慢，两者之间的差值越来越大。在uᵢₙ=0.29m/s时，优化模型O1相较于F模型的Tₘₐₓ和Tₐᵥₑ仅相差0.55%、0.57%；而进出口ΔP相较于初始模型F降低66.99Pa（降幅55.37%）。

结论与展望

本文设计了6种液冷板结构，以扰流柱折角个数为研究变量，通过数值模拟与实验验证相结合的方法，探索其对液冷板散热性能及流动阻力的影响规律。研究结果表明，数值模拟与实验数据具有良好的一致性，最大相对偏差控制在10%以内。基于可靠的数值模型，对其结构进行参数优化，采用综合性能评价指标（PEC）作为综合评价参数。通过系统的对比分析，本研究得出以下重要结论，为液冷板的结构优化设计提供了理论依据和技术参考。

（1）通过对比6种不同形状扰流柱液冷板的温度云图与流线云图发现，正方形、六边形等规则多边形扰流柱对流体扰动更充分，温度分布均匀性最优且高温区占比最小。基于性能评价标准PEC综合分析显示，六边形扰流柱的F模型PEC值为1.74，相较于A-E模型的PEC分别高出74%、3.57%、8.07%、1.16%和6.1%。

（2）通过优化扰流柱的高度及横纵间距，O型冷却性能提升。相较初始模型F，其芯片最高温度降低0.35℃，压降减少1.46Pa。结构优化使O模型在温度控制与流动阻力间实现更好平衡，PEC综合性能优势显著，相较于原始模型F和优化模型P的PEC分别高出4.6%和4%。

（3）O1模型结构虽使芯片最高温度略高于O型、O2型、O3型，但其流体压降显著降低42.52%、78.87%和42.52%，对流传热阻力特性优化。因出口分流优化流线、缓和压力梯度，且流动分散强化传热，PEC达2.12为最高，综合性能最优。

（4）随冷却液流速提升，优化模型O1与初始模型F的芯片温度均下降但降幅趋缓，两者温度差异较小；二者压降均上升，但O1压降更小且增速更缓。在uᵢₙ=0.29m/s时，优化模型O1相较于初始模型F的芯片温度相差不大，而进出口ΔP相较于初始模型F降低55.37%。

作者信息

通讯作者

曹为学 副教授/硕士生导师

天津城建大学

邮箱：caorainy@163.com

曹为学，副教授，天津城建大学能源与安全工程学院副院长，研究生导师；近年来围绕国家重大需求，以传热传质学、建筑节能、数值模拟技术为基础学科，开展微尺度强化传热传质、室内空气品质控制、建筑节能新技术等领域的研究。主持多项国家级、省部级科研项目，相关科研成果发表在BAE、ATE、JOBE、HAMT、EAB等国际知名期刊上。

第一作者

韩婉皓 硕士研究生

天津城建大学

邮箱:1103043998@qq.com

韩婉皓，天津城建大学能源与安全工程学院硕士研究生，从事强化换热研究及开发工作。

引用格式

Han W , Cao W , Zhang X ,et al. Experimental and numerical simulation study on heat transfer enhancement mechanism of IGBT module liquid-cooled plate based on multi-field synergy[J]. Heat and Mass Transfer, 2026, 62(3). DOI:10.1007/s00231-026-03660-1. 

https://doi.org/10.1007/s00231-026-03660-1.