趙紅璐 朱永元 張 銀

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大功率逆變器散熱設(shè)計(jì)

趙紅璐1朱永元2張 銀1

（1. 中國(guó)礦業(yè)大學(xué)電氣與動(dòng)力工程學(xué)院，江蘇 徐州 221000；2. 國(guó)網(wǎng)張家港市供電公司，江蘇 張家港 215600）

本文研究了大功率逆變器中IGBT模塊的散熱設(shè)計(jì)。大功率IGBT模塊在功率變換系統(tǒng)、無(wú)功補(bǔ)償系統(tǒng)等領(lǐng)域有著廣泛的應(yīng)用，隨著系統(tǒng)尺寸重量向著輕小化方向發(fā)展，IGBT模塊單位體積內(nèi)的散熱量越來(lái)越高，嚴(yán)重危害了系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行，因而對(duì)IGBT模塊的熱分析、熱管理成為大容量IGBT技術(shù)發(fā)展的重要研究方向。本文提供了一整套的散熱設(shè)計(jì)方法：首先對(duì)IGBT模塊在實(shí)際工作電壓電流下的損耗進(jìn)行了分析計(jì)算，接下來(lái)提出了一種考慮IGBT模塊內(nèi)NTC熱敏電阻的新型等效熱路圖，通過(guò)該等效熱路圖可較快速準(zhǔn)確地進(jìn)行結(jié)溫以及熱阻的計(jì)算，最后利用ANSYS的DesignXplorer模塊對(duì)影響散熱器熱阻的關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行了定量分析，并對(duì)散熱系統(tǒng)的散熱效果進(jìn)行了仿真和試驗(yàn)分析，證明散熱設(shè)計(jì)的準(zhǔn)確性。

逆變器；IGBT模塊；散熱設(shè)計(jì)；等效熱路圖

用于功率轉(zhuǎn)換和電機(jī)控制的絕緣柵雙極晶體管（IGBT）模塊在電動(dòng)汽車(chē)、火車(chē)、不間斷電源以及風(fēng)力渦輪機(jī)中有著非常廣泛應(yīng)用。近些年來(lái)，隨著功率等級(jí)的提高以及功率模塊小型化的不斷推進(jìn)，IGBT功率模塊不可避免地要散發(fā)出更多的熱量，也就是功率損耗體現(xiàn)為功率模塊發(fā)熱。在混合電動(dòng)汽車(chē)的應(yīng)用中[1]，IGBT模塊的熱流密度已經(jīng)達(dá)到100～150W/cm2[2]，并且隨著容量的增大和開(kāi)關(guān)頻率的增高，下一代的IGBT模塊的熱流密度有計(jì)劃上升至500W/cm2[3]。在這種情況下，對(duì)IGBT模塊的熱分析成為大容量先進(jìn)IGBT模塊技術(shù)發(fā)展的主要壁壘。

現(xiàn)階段的對(duì)大功率IGBT模塊的研究主要集中3個(gè)方向。

1）對(duì)IGBT模塊的損耗計(jì)算。文獻(xiàn)[4-5]在分析損耗計(jì)算時(shí)忽略了功率器件結(jié)溫對(duì)損耗的影響。文獻(xiàn)[4]結(jié)論的成立的條件是器件的開(kāi)關(guān)能量損耗與其承受的電壓呈線性關(guān)系。文獻(xiàn)[5]在對(duì)NPC型IGBT模塊進(jìn)行分析的時(shí)候認(rèn)為中間的鉗位二極管和上下兩個(gè)反恢復(fù)二極管的損耗完全相同，實(shí)際上它們的導(dǎo)通時(shí)間是不同的，因而產(chǎn)生的損耗也是不同的。

2）對(duì)整個(gè)散熱模型的等效熱路圖進(jìn)行精確化等效。文獻(xiàn)[6-7]等對(duì)現(xiàn)階段的等效熱路圖進(jìn)行了改進(jìn)，提出了3-D熱阻抗等效模型，并將熱耦合等因素考慮了進(jìn)去，但是這種熱阻抗模型過(guò)于復(fù)雜，而且只對(duì)IGBT芯片內(nèi)部結(jié)構(gòu)進(jìn)行了等效，因而適用于外圍電路簡(jiǎn)單的散熱。

3）對(duì)新型散熱方式的研究。文獻(xiàn)[8]提出了新型的水冷風(fēng)冷相結(jié)合的冷卻辦法，但造價(jià)較高?，F(xiàn)如今的熱管冷卻，微通道冷卻效果都很好，但是缺點(diǎn)在于前期的經(jīng)濟(jì)成本過(guò)高。

本文第一部分對(duì)IGBT模塊在實(shí)際工作電壓電流下的損耗進(jìn)行了分析計(jì)算，第二部分提出了一種考慮IGBT模塊內(nèi)NTC熱敏電阻的新型等效熱路圖，通過(guò)該等效熱路圖可較快速準(zhǔn)確地進(jìn)行結(jié)溫以及熱阻的計(jì)算，第三部分利用有限元分析軟件ANSYS中的DesignXplorer模塊對(duì)影響散熱器熱阻的多個(gè)關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行了定量分析，最后一部分對(duì)各個(gè)參數(shù)影響下散熱系統(tǒng)的散熱效果進(jìn)行了仿真和試驗(yàn)分析，仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果證明了等效熱路圖的實(shí)用性以及散熱設(shè)計(jì)的準(zhǔn)確性。

1 損耗計(jì)算

1.1 器件及散熱方式的選擇

大功率逆變器這樣一個(gè)集眾多電力電子器件于一身的裝置，其內(nèi)部的器件如果不能夠在自己正常的溫度區(qū)域內(nèi)動(dòng)作，不僅不能夠?qū)﹄娋W(wǎng)進(jìn)行補(bǔ)償，反而會(huì)對(duì)電網(wǎng)的正常工作帶來(lái)影響。本文主要研究的是三電平中點(diǎn)鉗位拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)大功率逆變器，逆變器工作時(shí)的額定電路參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 額定工作參數(shù)

為了能夠滿足這些參數(shù)要求，選擇的開(kāi)關(guān)器件是SKIM601TML12E4B型號(hào)的三電平IGBT模塊。

強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱技術(shù)是目前技術(shù)最成熟也是最常用的技術(shù)，對(duì)于中、大功率轉(zhuǎn)換應(yīng)用來(lái)說(shuō)，強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱技術(shù)也是最為經(jīng)濟(jì)的一種散熱方式。

目前對(duì)于強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱技術(shù)已經(jīng)有了部分研究，圖1是強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱設(shè)計(jì)的一般步驟[9-11]。

圖1 散熱設(shè)計(jì)流程圖

1.2 損耗計(jì)算

在IGBT模塊選定后，根據(jù)逆變器的工作狀態(tài)參數(shù)就可以進(jìn)行損耗計(jì)算。

IGBT模塊中產(chǎn)生損耗的主要器件是IGBT及其反并聯(lián)的二極管，二極管鉗位式三電平變換器還包括鉗位二極管，反并聯(lián)二極管和鉗位二極管一般都使用快恢復(fù)二極管。損耗計(jì)算一般包括三個(gè)部分：導(dǎo)通損耗、斷態(tài)損耗和開(kāi)關(guān)損耗。在這其中斷態(tài)損耗時(shí)的電流非常小，因而包含電流電壓乘積值的損耗值將會(huì)很小，完全可以忽略不計(jì)。

IGBT模塊的總損耗包括開(kāi)關(guān)器件IGBT的損耗I和快恢復(fù)二極管的損耗D，如式（1）所示。

開(kāi)關(guān)器件IGBT的損耗I又包括導(dǎo)通損耗cond_IGBT開(kāi)關(guān)損耗sw_IGBT如式（2）所示；同理，快恢復(fù)二極管的損耗D可由式（3）表示。

1）導(dǎo)通損耗計(jì)算

導(dǎo)通損耗的產(chǎn)生是因?yàn)槌跏硷柡蛪航岛蛯?dǎo)通電阻的存在，當(dāng)有電流通過(guò)的時(shí)候，這些比理想開(kāi)關(guān)器件多出來(lái)的物理量便以損耗的形式表現(xiàn)出來(lái)，單個(gè)IGBT、快恢復(fù)二極管的導(dǎo)通損耗表達(dá)式如下：

電流的實(shí)時(shí)表達(dá)式為

上述通式中存在的未知量1和2，它們其實(shí)就是各個(gè)開(kāi)關(guān)器件的導(dǎo)通時(shí)間。不處于對(duì)稱結(jié)構(gòu)的開(kāi)關(guān)器件的導(dǎo)通時(shí)間是不同的，例如同一上半橋臂的兩IGBT或二極管，以及中間的鉗位二極管，本文可以根據(jù)文獻(xiàn)[14-15]中的分析方法得到各個(gè)器件的導(dǎo)通時(shí)間，進(jìn)而可以計(jì)算出損耗值。

2）開(kāi)關(guān)損耗計(jì)算

開(kāi)關(guān)損耗來(lái)自于半導(dǎo)體器件開(kāi)關(guān)過(guò)程中的能量損耗。開(kāi)關(guān)損耗可以通過(guò)對(duì)開(kāi)通或者關(guān)斷時(shí)的電壓以及流過(guò)的電流的乘積進(jìn)行積分來(lái)得到。一個(gè)開(kāi)關(guān)周期內(nèi)IGBT和快恢復(fù)二極管的開(kāi)關(guān)損耗[16-17]如下：

式中，s表示載波頻率；on、off分別表示額定條件下單個(gè)IGBT的開(kāi)通損耗和關(guān)斷損耗；SP表示額定條件下單個(gè)快恢復(fù)二極管的關(guān)斷損耗；swT_VI、swD_VI分別表示電壓電流對(duì)IGBT和二極管開(kāi)關(guān)損耗的影響系數(shù)；rated表示額定電流，rated表示額定電壓；dc指的是橋臂電壓；swT_T、swD_T指的是IGBT和二極管開(kāi)關(guān)損耗的溫度影響系數(shù)。

與通態(tài)損耗類(lèi)似，計(jì)算開(kāi)關(guān)損耗時(shí)，由于各個(gè)開(kāi)關(guān)器件的導(dǎo)通時(shí)間不同，上述公式中的1和2也是不同的，同樣也是根據(jù)文獻(xiàn)[14-15]中的各個(gè)器件導(dǎo)通時(shí)間分析法進(jìn)行分別計(jì)算。

表2 損耗計(jì)算值

2 等效熱路圖

在決定散熱器具體參數(shù)這個(gè)環(huán)節(jié)中，最主要的部分是散熱器熱阻的確定，而得到散熱器熱阻的方法一般是通過(guò)等效熱路圖[18]。

圖2是IGBT模塊的散熱器模型，熱量從IGBT芯片經(jīng)過(guò)一層層的封裝、焊層通過(guò)熱傳導(dǎo)的傳熱方式到達(dá)散熱器的基板以及散熱器翅片，最后經(jīng)過(guò)熱對(duì)流的傳熱方式將熱量擴(kuò)散到空氣中。如果將電流源等效為IGBT模塊的功率損耗v，箭頭所指的節(jié)點(diǎn)電壓等效為該節(jié)點(diǎn)的溫度，將電阻等效為散熱系統(tǒng)各個(gè)器件的熱阻[19]。根據(jù)這個(gè)模型能夠總結(jié)出熱阻等效電路圖，如圖3所示。

圖2 IGBT模塊散熱器模型

圖3 等效熱路圖

圖3中，ntc表示NTC熱敏電阻的溫度；junction可簡(jiǎn)寫(xiě)為j表示IGBT或二極管芯片的結(jié)溫；case可簡(jiǎn)寫(xiě)為c表示IGBT模塊封裝外殼的殼溫；heatsink可以簡(jiǎn)寫(xiě)為s表示散熱器的溫度；ambient可簡(jiǎn)寫(xiě)為a表示大氣溫度。th(j-ntc)為開(kāi)關(guān)器件與NTC熱敏電阻之間的熱阻；th(ntc-c)為NTC熱敏電阻與IGBT封裝外殼之間的熱阻；th(j-c)為開(kāi)關(guān)器件與IGBT模塊封裝外殼之間的熱阻；th(c-s)為IGBT封裝外殼和散熱器之間的熱阻；th(s-a)為散熱器到大氣的熱阻。

圖3是考慮了NTC熱敏電阻芯片的熱路模型。NTC熱敏邦定芯片是安裝在硅芯片附近，可以視為一個(gè)溫度傳感器，用來(lái)精確測(cè)量溫度裝置的設(shè)計(jì)。由于熱阻th(j-ntc)的值很小，所以在這里我們忽略這個(gè)熱阻值，近似地認(rèn)為NTC熱敏電阻的溫度就是IGBT模塊開(kāi)關(guān)器件的結(jié)溫。這里NTC熱敏電阻的溫度是可以測(cè)量的，把IGBT模塊內(nèi)的熱敏電阻作為分壓電路的一部分，通過(guò)測(cè)量其電壓值來(lái)得到電阻值。一般數(shù)據(jù)手冊(cè)中會(huì)給出熱敏電阻的電阻值和溫度值的關(guān)系式，由此得到的熱阻隨溫度變化的曲線圖如圖4所示。

圖4 熱敏電阻溫度特性圖

根據(jù)實(shí)時(shí)測(cè)量的電壓值，就可以得到熱敏電阻的溫度值了，也就相當(dāng)于得到IGBT模塊的結(jié)溫。

從上述等效熱路圖3可總結(jié)得到各個(gè)節(jié)點(diǎn)的溫度情況：

由上述式（12）可以看出，某一節(jié)點(diǎn)溫度、功率損耗以及熱阻這三個(gè)變量中，知道其中任意兩個(gè)就能夠得到另一個(gè)參量的值，在這里IGBT模塊的最大結(jié)溫是已知量：150℃，總損耗值已經(jīng)由上一小節(jié)給出，那么我們可以得到最大結(jié)溫允許值下的熱阻值，只要各個(gè)部分的熱阻值之和小于該值，理論上該器件工作時(shí)的結(jié)溫就不會(huì)超過(guò)最大允許值，也就是器件能夠穩(wěn)定運(yùn)行。在上述等效熱路圖中的所有熱阻中，th(c-s)是管殼與散熱器界面的熱阻，這個(gè)熱阻值取決于接觸面的大小以及壓緊程度等，在接觸界面涂抹導(dǎo)熱性能較好的導(dǎo)熱硅膠可以減少熱阻值。其他的相關(guān)的熱阻值th(j-c)、th(j-ntc)、th(ntc-c)一般都由IGBT模塊內(nèi)部芯片的安裝以及其封裝技術(shù)決定的，因而為了減小結(jié)溫j能夠減小的就是散熱器到空氣的熱阻th(s-a)。

那么由上式（12）可得

其中數(shù)據(jù)手冊(cè)可知該型號(hào)的IGBT封裝模塊從芯片到散熱器的熱阻th(j-c)、th(c-s)。由此得到散熱器最大熱阻不超過(guò)0.05。

3 散熱器熱阻數(shù)學(xué)模型

強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱系統(tǒng)中的軸流風(fēng)機(jī)風(fēng)量參數(shù)一個(gè)重要的影響因素，其能夠決定散熱器肋片間的對(duì)流強(qiáng)度。本文選用的風(fēng)扇是CROWN品牌DP201A 2123HST.GN型號(hào)的交流風(fēng)扇，具體參數(shù)見(jiàn)表3。

表3 風(fēng)機(jī)參數(shù)

上文已經(jīng)給出了散熱器的最大熱阻，接下來(lái)就來(lái)分析散熱器的具體參數(shù)是怎樣影響散熱器熱阻值的。本文討論的散熱器的材料是鋁，因而材料性能包括導(dǎo)熱系數(shù)、氣流導(dǎo)熱率和散熱材料的密度對(duì)散熱器熱阻的影響不在本文的考慮范圍內(nèi)。在散熱器材料的熱阻確定的情況下，盡可能地去均衡散熱肋片數(shù)目、肋片厚度以及基板厚度之間的關(guān)系使得總的表面積更大是散熱設(shè)計(jì)環(huán)節(jié)最為重要的一部分。下文就來(lái)研究如何建立散熱器熱阻的數(shù)學(xué)模型。

根據(jù)文獻(xiàn)[5]，散熱器到空氣的總熱阻包括散熱器基板熱阻th_base、散熱器翅片熱阻th.fin以及散熱器翅片間的對(duì)流熱阻th.A，如圖5所示。

式中，N表示散熱器翅片數(shù)目。

而基板熱阻、翅片熱阻以及翅片間的對(duì)流熱阻又可以表示為

對(duì)流熱阻中的對(duì)流傳熱系數(shù)可以由下式得到

式中，ch為平均通道流速；為冷卻空氣的運(yùn)動(dòng)粘度，一般取值1.91×10-5m2/s。

經(jīng)過(guò)上述減少變量的過(guò)程，接下來(lái)就可以利用ANSYS軟件的DesignXplorer模塊，以散熱器的最小熱阻為目標(biāo)函數(shù)定量地分析基板厚度、散熱器翅片數(shù)目以及散熱器翅片厚度對(duì)散熱器熱阻的影響。

首先在ICEPAK中搭建出整個(gè)的散熱系統(tǒng)的模型，如圖6所示。為了使散熱效果更好，本文充分利用散熱器的空間，在散熱器的側(cè)面裝配了4個(gè)軸流風(fēng)機(jī)。

圖6 仿真模型圖

4 仿真實(shí)驗(yàn)

本小節(jié)分析了采用控制變量的方法，在ANSYS中DesignXplorer模塊中只改變散熱器基板厚度、翅片數(shù)目、翅片厚度其中一個(gè)變量，研究其對(duì)散熱器熱阻的影響。

圖7為散熱器翅片厚度為2mm時(shí)不同翅片數(shù)目下基板厚度對(duì)散熱器熱阻的影響曲線。設(shè)定散熱器的基板在1～3mm之間變化。隨著基板厚度的增加，散熱器熱阻均是先減小，但是當(dāng)基板厚度超過(guò)2.5mm之后散熱器的熱阻開(kāi)始慢慢增大了，這是因?yàn)槿绻暹^(guò)厚，散熱器的翅片會(huì)變短這樣一來(lái)，散熱器的散熱面積減小，不利于散熱。從圖7中還可以看出，翅片數(shù)目的增大會(huì)使整個(gè)熱阻曲線下移，也就是使得整個(gè)散熱器的熱阻減小，這是因?yàn)槌崞瑪?shù)目的增多會(huì)使散熱面積增大，利于散熱。其他翅片厚度下的熱阻曲線的變化規(guī)律類(lèi)似。

圖7 基板厚度對(duì)散熱器熱阻的影響

圖8為散熱器基板厚度為1.5mm時(shí)不同翅片數(shù)目下翅片厚度對(duì)散熱器熱阻的影響曲線。設(shè)定翅片厚度在0.5～3.5mm之間變化。這組曲線是存在共同點(diǎn)的，那就是隨著散熱器翅片厚度的增加，散熱器熱阻先減小，但是當(dāng)翅片厚度增加到一定厚度時(shí)散熱器的熱阻就開(kāi)始增大了，這是因?yàn)槌崞穸鹊脑黾影殡S的是翅片數(shù)量的減小以及過(guò)厚的翅片不利于熱量快速地通過(guò)熱對(duì)流被帶到空氣中。從這一組曲線還可以看出不同的翅片數(shù)目對(duì)下的翅片厚度對(duì)熱阻的影響還是有較大的不同的，隨著翅片數(shù)目的增大，散熱器熱阻曲線會(huì)下移，當(dāng)翅片數(shù)量為110時(shí)，熱阻就開(kāi)始增大了，并且隨著翅片變厚的曲線接近與指數(shù)增長(zhǎng)，這是因?yàn)槿绻崞瑪?shù)目很多加上翅片厚度很厚，那么散熱器的風(fēng)道就會(huì)變得很窄，不利于熱量熱對(duì)流到空氣中。

圖9為散熱器翅片厚度為2mm，基板厚度為1.5mm時(shí)翅片數(shù)目對(duì)散熱器熱阻的影響柱狀圖。設(shè)定散熱器的翅片數(shù)目在74到110個(gè)之間變化。隨著翅片數(shù)目的增加，散熱器熱阻單調(diào)減小。這是因?yàn)槌崞瑪?shù)目的增多帶來(lái)的是散熱面積的增大，利于熱量散出。但是如果翅片數(shù)目繼續(xù)增大的話，對(duì)散熱器熱阻的影響就比較小了。

圖8 翅片厚度對(duì)散熱器熱阻的影響

圖9 翅片數(shù)量對(duì)散熱器熱阻的影響

圖10為散熱器熱阻的局部敏感性圖表，反映了散熱器基板厚度和翅片厚度兩個(gè)連續(xù)變量對(duì)散熱器熱阻、系統(tǒng)最大溫度以及散熱器總重量的影響程度，可見(jiàn)相對(duì)于翅片數(shù)量，散熱器的基板厚度對(duì)這3個(gè)變量的影響較小。

圖10 局部敏感性圖表

通過(guò)上述分析的最佳基板厚度：2.8mm、最佳翅片數(shù)目：100個(gè)，以及最佳翅片厚度：1.16mm搭建模型，仿真的穩(wěn)定溫度圖以及風(fēng)速矢量圖如圖11所示。在這組散熱器參數(shù)下的熱阻值為0.02，小于第3小節(jié)由式15推算出的最大熱阻值。

圖12為根據(jù)模型搭建的實(shí)驗(yàn)臺(tái)。圖13為使用紅外成像儀拍攝的穩(wěn)定時(shí)的溫度圖。圖14為根據(jù)等效熱路圖讀取的NTC熱敏電阻的溫度數(shù)據(jù)圖。

圖11 逆變器穩(wěn)態(tài)仿真結(jié)果圖

圖12 實(shí)驗(yàn)平臺(tái)

圖13 實(shí)驗(yàn)溫度圖

綜合觀察仿真結(jié)果圖、實(shí)驗(yàn)紅外成像儀圖像以及實(shí)驗(yàn)熱敏電阻溫度圖，顯示最終的穩(wěn)定溫度均在45℃～50℃之間，溫升約40℃，充分說(shuō)明了散熱設(shè)計(jì)的有效性以及熱阻抗電路圖的準(zhǔn)確性。

圖14 NTC熱敏電阻溫度圖

5 結(jié)論

本文主要分析了大功率逆變器在工作電流為200A時(shí)的損耗計(jì)算方法，以及在損耗計(jì)算基礎(chǔ)上提出了基于NTC熱敏電阻的熱阻等效熱路圖，并進(jìn)行了散熱設(shè)計(jì)。在理論分析后進(jìn)行了實(shí)際的仿真及實(shí)驗(yàn)檢驗(yàn)，最終證明了散熱設(shè)計(jì)的有效性。

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Thermal design of high-power inverter

Zhao Honglu1Zhu Yongyuan2Zhang Yin1

(1. School of Information and Electrical Engineering, China University of Mining and Technology, Xuzhou, Jiangsu 221000; 2. Zhangjiagang City Power Supple Company of the State Grid Electric Power Co., Ltd, Zhangjiagang, Jiangsu 215600)

This paper focuses on the thermal design of High-power inverter. IGBT modules have been widely used in power systems, as well as in reactive power compensation systems. With the trend of smaller size and lighter weight of the system, the heat dissipation within unit volume is consequently becoming higher, endangering the operation of the system. This paper provides a full set of thermal design: first, the loss of IGBT module in real working condition is analyzed; Then, a new type of thermal impedance network of NTC thermistor is put forward, with the help of the circuit, the junction temperature and thermal resistance could be calculated more quickly and accurately; finally, we use the DesignXplorer module of ANSYS to analyze the key parameters that influence the thermal resistance quantitatively. The cooling effect of the cooling system has been simulated and experimented to prove the accuracy of the thermal design.

inverter; IGBT module; thermal design; thermal impedance network

2018-01-25

趙紅璐（1994-），女，中國(guó)礦業(yè)大學(xué)碩士研究生，研究方向?yàn)榇蠊β孰娏﹄娮悠骷嵩O(shè)計(jì)。