大功率逆變器散熱設計

趙紅璐 朱永元 張 銀

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大功率逆變器散熱設計

趙紅璐1朱永元2張 銀1

（1. 中國礦業大學電氣與動力工程學院，江蘇 徐州 221000；2. 國網張家港市供電公司，江蘇 張家港 215600）

本文研究了大功率逆變器中IGBT模塊的散熱設計。大功率IGBT模塊在功率變換系統、無功補償系統等領域有著廣泛的應用，隨著系統尺寸重量向著輕小化方向發展，IGBT模塊單位體積內的散熱量越來越高，嚴重危害了系統的穩定運行，因而對IGBT模塊的熱分析、熱管理成為大容量IGBT技術發展的重要研究方向。本文提供了一整套的散熱設計方法：首先對IGBT模塊在實際工作電壓電流下的損耗進行了分析計算，接下來提出了一種考慮IGBT模塊內NTC熱敏電阻的新型等效熱路圖，通過該等效熱路圖可較快速準確地進行結溫以及熱阻的計算，最后利用ANSYS的DesignXplorer模塊對影響散熱器熱阻的關鍵參數進行了定量分析，并對散熱系統的散熱效果進行了仿真和試驗分析，證明散熱設計的準確性。

逆變器；IGBT模塊；散熱設計；等效熱路圖

用于功率轉換和電機控制的絕緣柵雙極晶體管（IGBT）模塊在電動汽車、火車、不間斷電源以及風力渦輪機中有著非常廣泛應用。近些年來，隨著功率等級的提高以及功率模塊小型化的不斷推進，IGBT功率模塊不可避免地要散發出更多的熱量，也就是功率損耗體現為功率模塊發熱。在混合電動汽車的應用中[1]，IGBT模塊的熱流密度已經達到100～150W/cm2[2]，并且隨著容量的增大和開關頻率的增高，下一代的IGBT模塊的熱流密度有計劃上升至500W/cm2[3]。在這種情況下，對IGBT模塊的熱分析成為大容量先進IGBT模塊技術發展的主要壁壘。

現階段的對大功率IGBT模塊的研究主要集中3個方向。

1）對IGBT模塊的損耗計算。文獻[4-5]在分析損耗計算時忽略了功率器件結溫對損耗的影響。文獻[4]結論的成立的條件是器件的開關能量損耗與其承受的電壓呈線性關系。文獻[5]在對NPC型IGBT模塊進行分析的時候認為中間的鉗位二極管和上下兩個反恢復二極管的損耗完全相同，實際上它們的導通時間是不同的，因而產生的損耗也是不同的。

2）對整個散熱模型的等效熱路圖進行精確化等效。文獻[6-7]等對現階段的等效熱路圖進行了改進，提出了3-D熱阻抗等效模型，并將熱耦合等因素考慮了進去，但是這種熱阻抗模型過于復雜，而且只對IGBT芯片內部結構進行了等效，因而適用于外圍電路簡單的散熱。

3）對新型散熱方式的研究。文獻[8]提出了新型的水冷風冷相結合的冷卻辦法，但造價較高。現如今的熱管冷卻，微通道冷卻效果都很好，但是缺點在于前期的經濟成本過高。

本文第一部分對IGBT模塊在實際工作電壓電流下的損耗進行了分析計算，第二部分提出了一種考慮IGBT模塊內NTC熱敏電阻的新型等效熱路圖，通過該等效熱路圖可較快速準確地進行結溫以及熱阻的計算，第三部分利用有限元分析軟件ANSYS中的DesignXplorer模塊對影響散熱器熱阻的多個關鍵參數進行了定量分析，最后一部分對各個參數影響下散熱系統的散熱效果進行了仿真和試驗分析，仿真和實驗結果證明了等效熱路圖的實用性以及散熱設計的準確性。

1 損耗計算

1.1 器件及散熱方式的選擇

大功率逆變器這樣一個集眾多電力電子器件于一身的裝置，其內部的器件如果不能夠在自己正常的溫度區域內動作，不僅不能夠對電網進行補償，反而會對電網的正常工作帶來影響。本文主要研究的是三電平中點鉗位拓撲結構大功率逆變器，逆變器工作時的額定電路參數見表1。

表1 額定工作參數

為了能夠滿足這些參數要求，選擇的開關器件是SKIM601TML12E4B型號的三電平IGBT模塊。

強迫風冷散熱技術是目前技術最成熟也是最常用的技術，對于中、大功率轉換應用來說，強迫風冷散熱技術也是最為經濟的一種散熱方式。

目前對于強迫風冷散熱技術已經有了部分研究，圖1是強迫風冷散熱設計的一般步驟[9-11]。

圖1 散熱設計流程圖

1.2 損耗計算

在IGBT模塊選定后，根據逆變器的工作狀態參數就可以進行損耗計算。

IGBT模塊中產生損耗的主要器件是IGBT及其反并聯的二極管，二極管鉗位式三電平變換器還包括鉗位二極管，反并聯二極管和鉗位二極管一般都使用快恢復二極管。損耗計算一般包括三個部分：導通損耗、斷態損耗和開關損耗。在這其中斷態損耗時的電流非常小，因而包含電流電壓乘積值的損耗值將會很小，完全可以忽略不計。

IGBT模塊的總損耗包括開關器件IGBT的損耗I和快恢復二極管的損耗D，如式（1）所示。

開關器件IGBT的損耗I又包括導通損耗cond_IGBT開關損耗sw_IGBT如式（2）所示；同理，快恢復二極管的損耗D可由式（3）表示。

1）導通損耗計算

導通損耗的產生是因為初始飽和壓降和導通電阻的存在，當有電流通過的時候，這些比理想開關器件多出來的物理量便以損耗的形式表現出來，單個IGBT、快恢復二極管的導通損耗表達式如下：

電流的實時表達式為

上述通式中存在的未知量1和2，它們其實就是各個開關器件的導通時間。不處于對稱結構的開關器件的導通時間是不同的，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，本文可以根據文獻[14-15]中的分析方法得到各個器件的導通時間，進而可以計算出損耗值。

2）開關損耗計算

開關損耗來自于半導體器件開關過程中的能量損耗。開關損耗可以通過對開通或者關斷時的電壓以及流過的電流的乘積進行積分來得到。一個開關周期內IGBT和快恢復二極管的開關損耗[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IGBT的開通損耗和關斷損耗；SP表示額定條件下單個快恢復二極管的關斷損耗；swT_VI、swD_VI分別表示電壓電流對IGBT和二極管開關損耗的影響系數；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和二極管開關損耗的溫度影響系數。

與通態損耗類似，計算開關損耗時，由于各個開關器件的導通時間不同，上述公式中的1和2也是不同的，同樣也是根據文獻[14-15]中的各個器件導通時間分析法進行分別計算。

表2 損耗計算值

2 等效熱路圖

在決定散熱器具體參數這個環節中，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芯片經過一層層的封裝、焊層通過熱傳導的傳熱方式到達散熱器的基板以及散熱器翅片，最后經過熱對流的傳熱方式將熱量擴散到空氣中。如果將電流源等效為IGBT模塊的功率損耗v，箭頭所指的節點電壓等效為該節點的溫度，將電阻等效為散熱系統各個器件的熱阻[19]。根據這個模型能夠總結出熱阻等效電路圖，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可簡寫為j表示IGBT或二極管芯片的結溫；case可簡寫為c表示IGBT模塊封裝外殼的殼溫；heatsink可以簡寫為s表示散熱器的溫度；ambient可簡寫為a表示大氣溫度。th(j-ntc)為開關器件與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)為開關器件與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，可以視為一個溫度傳感器，用來精確測量溫度裝置的設計。由于熱阻th(j-ntc)的值很小，所以在這里我們忽略這個熱阻值，近似地認為NTC熱敏電阻的溫度就是IGBT模塊開關器件的結溫。這里NTC熱敏電阻的溫度是可以測量的，把IGBT模塊內的熱敏電阻作為分壓電路的一部分，通過測量其電壓值來得到電阻值。一般數據手冊中會給出熱敏電阻的電阻值和溫度值的關系式，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

根據實時測量的電壓值，就可以得到熱敏電阻的溫度值了，也就相當于得到IGBT模塊的結溫。

從上述等效熱路圖3可總結得到各個節點的溫度情況：

由上述式（12）可以看出，某一節點溫度、功率損耗以及熱阻這三個變量中，知道其中任意兩個就能夠得到另一個參量的值，在這里IGBT模塊的最大結溫是已知量：150℃，總損耗值已經由上一小節給出，那么我們可以得到最大結溫允許值下的熱阻值，只要各個部分的熱阻值之和小于該值，理論上該器件工作時的結溫就不會超過最大允許值，也就是器件能夠穩定運行。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，在接觸界面涂抹導熱性能較好的導熱硅膠可以減少熱阻值。其他的相關的熱阻值th(j-c)、th(j-ntc)、th(ntc-c)一般都由IGBT模塊內部芯片的安裝以及其封裝技術決定的，因而為了減小結溫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

其中數據手冊可知該型號的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0.05。

3 散熱器熱阻數學模型

強迫風冷散熱系統中的軸流風機風量參數一個重要的影響因素，其能夠決定散熱器肋片間的對流強度。本文選用的風扇是CROWN品牌DP201A 2123HST.GN型號的交流風扇，具體參數見表3。

表3 風機參數

上文已經給出了散熱器的最大熱阻，接下來就來分析散熱器的具體參數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熱系數、氣流導熱率和散熱材料的密度對散熱器熱阻的影響不在本文的考慮范圍內。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目、肋片厚度以及基板厚度之間的關系使得總的表面積更大是散熱設計環節最為重要的一部分。下文就來研究如何建立散熱器熱阻的數學模型。

根據文獻[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流熱阻th.A，如圖5所示。

式中，N表示散熱器翅片數目。

而基板熱阻、翅片熱阻以及翅片間的對流熱阻又可以表示為

對流熱阻中的對流傳熱系數可以由下式得到

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

經過上述減少變量的過程，接下來就可以利用ANSYS軟件的DesignXplorer模塊，以散熱器的最小熱阻為目標函數定量地分析基板厚度、散熱器翅片數目以及散熱器翅片厚度對散熱器熱阻的影響。

首先在ICEPAK中搭建出整個的散熱系統的模型，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，在散熱器的側面裝配了4個軸流風機。

圖6 仿真模型圖

4 仿真實驗

本小節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、翅片數目、翅片厚度其中一個變量，研究其對散熱器熱阻的影響。

圖7為散熱器翅片厚度為2mm時不同翅片數目下基板厚度對散熱器熱阻的影響曲線。設定散熱器的基板在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，但是當基板厚度超過2.5mm之后散熱器的熱阻開始慢慢增大了，這是因為如果基板過厚，散熱器的翅片會變短這樣一來，散熱器的散熱面積減小，不利于散熱。從圖7中還可以看出，翅片數目的增大會使整個熱阻曲線下移，也就是使得整個散熱器的熱阻減小，這是因為翅片數目的增多會使散熱面積增大，利于散熱。其他翅片厚度下的熱阻曲線的變化規律類似。

圖7 基板厚度對散熱器熱阻的影響

圖8為散熱器基板厚度為1.5mm時不同翅片數目下翅片厚度對散熱器熱阻的影響曲線。設定翅片厚度在0.5～3.5mm之間變化。這組曲線是存在共同點的，那就是隨著散熱器翅片厚度的增加，散熱器熱阻先減小，但是當翅片厚度增加到一定厚度時散熱器的熱阻就開始增大了，這是因為翅片厚度的增加伴隨的是翅片數量的減小以及過厚的翅片不利于熱量快速地通過熱對流被帶到空氣中。從這一組曲線還可以看出不同的翅片數目對下的翅片厚度對熱阻的影響還是有較大的不同的，隨著翅片數目的增大，散熱器熱阻曲線會下移，當翅片數量為110時，熱阻就開始增大了，并且隨著翅片變厚的曲線接近與指數增長，這是因為如果翅片數目很多加上翅片厚度很厚，那么散熱器的風道就會變得很窄，不利于熱量熱對流到空氣中。

圖9為散熱器翅片厚度為2mm，基板厚度為1.5mm時翅片數目對散熱器熱阻的影響柱狀圖。設定散熱器的翅片數目在74到110個之間變化。隨著翅片數目的增加，散熱器熱阻單調減小。這是因為翅片數目的增多帶來的是散熱面積的增大，利于熱量散出。但是如果翅片數目繼續增大的話，對散熱器熱阻的影響就比較小了。

圖8 翅片厚度對散熱器熱阻的影響

圖9 翅片數量對散熱器熱阻的影響

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連續變量對散熱器熱阻、系統最大溫度以及散熱器總重量的影響程度，可見相對于翅片數量，散熱器的基板厚度對這3個變量的影響較小。

圖10 局部敏感性圖表

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

圖12為根據模型搭建的實驗臺。圖13為使用紅外成像儀拍攝的穩定時的溫度圖。圖14為根據等效熱路圖讀取的NTC熱敏電阻的溫度數據圖。

圖11 逆變器穩態仿真結果圖

圖12 實驗平臺

圖13 實驗溫度圖

綜合觀察仿真結果圖、實驗紅外成像儀圖像以及實驗熱敏電阻溫度圖，顯示最終的穩定溫度均在45℃～50℃之間，溫升約40℃，充分說明了散熱設計的有效性以及熱阻抗電路圖的準確性。

圖14 NTC熱敏電阻溫度圖

5 結論

本文主要分析了大功率逆變器在工作電流為200A時的損耗計算方法，以及在損耗計算基礎上提出了基于NTC熱敏電阻的熱阻等效熱路圖，并進行了散熱設計。在理論分析后進行了實際的仿真及實驗檢驗，最終證明了散熱設計的有效性。

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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，中國礦業大學碩士研究生，研究方向為大功率電力電子器件散熱設計。