朱藝鋒 葛瓊璇 劉育紅 任晉旗

（1. 中國(guó)科學(xué)院電工研究所電力電子與電氣驅(qū)動(dòng)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 北京 100190 2. 中國(guó)科學(xué)院研究生院 北京 100039 3. 河南理工大學(xué)電氣工程與自動(dòng)化學(xué)院 焦作 454003）

1 引言

隨著大功率電力電子器件的發(fā)展，變流器的容量得到迅速提高，其散熱系統(tǒng)設(shè)計(jì)已成為一個(gè)關(guān)鍵問(wèn)題。變流器散熱系統(tǒng)設(shè)計(jì)的好壞，直接影響到變流器能否安全穩(wěn)定的長(zhǎng)時(shí)間工作。這是因?yàn)椋兞髌髦械臒嵩粗饕枪β书_(kāi)關(guān)器件，而功率器件對(duì)溫升比較敏感，過(guò)高的溫升會(huì)降低功率器件的工作性能及壽命，并最終降低變流器的可靠性和壽命。目前對(duì)變流器散熱系統(tǒng)已有一些研究[1-5]，文獻(xiàn)[1]用熱阻網(wǎng)絡(luò)研究了單個(gè)功率二極管的散熱情況，不適于對(duì)復(fù)雜變流器系統(tǒng)進(jìn)行散熱分析。文獻(xiàn)[2]在分析散熱系統(tǒng)熱阻等效網(wǎng)絡(luò)時(shí)，認(rèn)為絕緣柵雙極型晶體管（IGBT）與快恢復(fù)二極管（FWD）結(jié)溫相同，從而使熱阻等效電路有著較大的偏差。文獻(xiàn)[3]針對(duì)一個(gè)單相逆變器設(shè)計(jì)了一個(gè)熱管散熱系統(tǒng)，但其設(shè)計(jì)繁瑣，實(shí)用性不強(qiáng)。文獻(xiàn)[4-5]給出了變流器強(qiáng)迫風(fēng)冷的設(shè)計(jì)過(guò)程，但所設(shè)計(jì)的散熱系統(tǒng)過(guò)于簡(jiǎn)單，且過(guò)程不詳。

本文針對(duì)75kVA三電平背靠背變流器，如圖1所示，在分析和計(jì)算內(nèi)部熱源的基礎(chǔ)上，利用熱阻等效網(wǎng)絡(luò)，推導(dǎo)求解了散熱器的熱阻和風(fēng)機(jī)的風(fēng)量，構(gòu)建了變流器的散熱系統(tǒng)，并利用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)（CFD）有限元軟件對(duì)此進(jìn)行仿真及優(yōu)化設(shè)計(jì)，最后對(duì)散熱系統(tǒng)的可行性及效果進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。

2 熱源分析及熱設(shè)計(jì)

75kVA三電平背靠背變流器中的熱源主要是功率器件IGBT模塊、鉗位二極管模塊（DIODE）和功率母線(xiàn)，而 IGBT模塊又包含兩個(gè) IGBT管和兩個(gè)續(xù)流二極管。對(duì)其穩(wěn)態(tài)工作中的耗散功率分別進(jìn)行計(jì)算。所用控制方法為正弦脈寬調(diào)制（SPWM），負(fù)載設(shè)定為純電阻負(fù)載，此時(shí)的功率因數(shù)最大為1。

圖1 75kVA三電平背靠背變流器主電路Fig.1 The circuit of a 75kVA three-level back-back converter

2.1 發(fā)熱量計(jì)算

2.1.1 單個(gè)IGBT的通態(tài)功耗[6]

單個(gè)IGBT的開(kāi)關(guān)功耗

式中，fs為變流器每個(gè)橋臂的開(kāi)關(guān)頻率；Im為正弦輸出電流的峰值；UVs為 Tj=125℃、集電極電流等于Im時(shí)IGBT的飽和壓降；D為PWM波形占空比；θ 為輸出電壓和電流之間的相位角；Eon和Eoff分別為T(mén)j=125℃，集電極電流等于Im時(shí)，每脈沖對(duì)應(yīng)的IGBT開(kāi)通能量和關(guān)斷能量。

2.1.2 續(xù)流二極管的功耗

續(xù)流二極管的功耗主要由通態(tài)功耗和反向恢復(fù)功耗組成。單個(gè)續(xù)流二極管的通態(tài)功耗為

單個(gè)續(xù)流二極管的反向恢復(fù)功耗為

式中，Er為續(xù)流二極管單次反向恢復(fù)功耗。

2.1.3 單個(gè)IGBT模塊的功耗

由于本設(shè)計(jì)中所用 IGBT模塊包含兩個(gè) IGBT和兩個(gè)續(xù)流二極管，因此單個(gè)IGBT模塊的功耗為

2.1.4 鉗位二極管的功耗

單個(gè)鉗位二極管的通態(tài)功耗為

單個(gè)續(xù)流二極管的反向恢復(fù)功耗為

式中，UD為鉗位二極管的正向電壓降；Irr為鉗位二極管反向恢復(fù)峰值電流；trr為鉗位二極管反向恢復(fù)時(shí)間；UDp為鉗位二極管最大反向恢復(fù)峰值電壓。

2.1.5 母線(xiàn)的功耗

式中，I為變流器穩(wěn)態(tài)工作時(shí)母線(xiàn)電流中基波電流的有效值；ρ 為金屬銅的電阻率；l為電流流向上母線(xiàn)的長(zhǎng)度；A為以電流流向?yàn)榉ň€(xiàn)的母線(xiàn)橫截面的面積。

圖1中的三電平背靠背變流器，其實(shí)驗(yàn)所用IGBT模塊的型號(hào)為FF300R12ME3，鉗位二極管的型號(hào)為BYM300A170DN2。每個(gè)IGBT模塊有兩個(gè)IGBT和續(xù)流二極管組成。計(jì)算功耗所用到的相關(guān)參數(shù)[7-8]見(jiàn)表1和表2。

表1 計(jì)算FF300R12ME3功耗的相關(guān)參數(shù)Tab.1 Parameters of FF300R12ME3

表2 計(jì)算BYM300A170DN2功耗的相關(guān)參數(shù)Tab.2 Parameters of BYM300A170DN2

在占空比 D=0.8，功率因數(shù) cosθ =1，輸出電流Io=150A，開(kāi)關(guān)頻率fs=400Hz情況下，根據(jù)上述公式和參數(shù)可得：?jiǎn)蝹€(gè)IGBT通態(tài)功耗PSS=89.0W，單個(gè)IGBT開(kāi)關(guān)功耗PSW=9.7W，單個(gè)FWD通態(tài)功耗 PFD=14.0W，單個(gè) FWD開(kāi)關(guān)功耗PFr=10.4W，單個(gè)IGBT模塊的功耗為PM=242.2W。單個(gè)鉗位二極管的通態(tài)功耗PDD=23.8W，單個(gè)鉗位二極管的開(kāi)關(guān)功耗 PDr=11.9W，單個(gè)鉗位二極管的總功耗為35.7W。母線(xiàn)的功耗為 42.5W。因此系統(tǒng)總的功耗為3462.3W，占變流器容量的比例為4.6%。

2.2 散熱系統(tǒng)設(shè)計(jì)

圖1所示變流器中，母線(xiàn)采用架空布線(xiàn)，有助于散熱；IGBT和DIODE模塊可直接安裝在散熱器上。由于分立的功率器件直接與散熱器接觸，而且裝置的體積較大，裝置內(nèi)部的熱流密度較低，功率器件產(chǎn)生的熱量通過(guò)普通的散熱裝置能夠及時(shí)地散到環(huán)境中。因此，在該變流器系統(tǒng)中優(yōu)先采用強(qiáng)迫風(fēng)冷的方案，不僅能夠滿(mǎn)足散熱要求，而且設(shè)計(jì)簡(jiǎn)單、成本低廉、可靠性高和維護(hù)工作量小。

采用熱阻等效網(wǎng)絡(luò)的方法分析散熱系統(tǒng)熱阻，將散熱系統(tǒng)的功率損耗等效為電流源，熱阻產(chǎn)生的溫差等效為電壓，熱阻等效為電阻。由于整個(gè)變流器分為整流和逆變兩部分，其散熱系統(tǒng)基本相同，因此只考慮其中一個(gè)如整流部分的熱阻等效網(wǎng)絡(luò)。熱阻等效網(wǎng)絡(luò)中12個(gè)IGBT、12個(gè)FWD、6個(gè)DIODE的熱路分別并聯(lián)，整理后的熱阻等效網(wǎng)絡(luò)，如圖 2所示。

圖2 整流部分散熱系統(tǒng)熱阻等效網(wǎng)絡(luò)Fig.2 The thermal resistance circuit of cooling system for the rectifier

圖2中各變量的下標(biāo)D、V、F分別代表鉗位二極管、IGBT和續(xù)流二極管，Rjc表示功率器件結(jié)到殼的熱阻及內(nèi)熱阻；Rch表示功率器件殼（基板）到散熱器表面的熱阻即接觸熱阻；Rha表示散熱器表面到外界環(huán)境的熱阻即外熱阻；Rca表示功率器件殼到外界環(huán)境的熱阻，一般遠(yuǎn)大于前面三種熱阻。Tj表示功率器件的結(jié)溫，Tc表示功率器件的殼溫，Th表示散熱器表面的溫度，Ta表示散熱器周?chē)沫h(huán)境溫度。P表示功率器件的耗散功率。由前述運(yùn)算可知，PD=34.4W，PV=96.7W，PF=24.4W。

依據(jù)熱阻網(wǎng)絡(luò)，可以求出各點(diǎn)的溫度；也可以由給定的溫度，反求出某一位置的熱阻。現(xiàn)以最高的功率器件結(jié)溫為準(zhǔn)進(jìn)行計(jì)算，并標(biāo)定該最高結(jié)溫為125℃，環(huán)境溫度為25℃，可以反算出散熱器的熱阻Rha，據(jù)此可以選擇散熱器的型號(hào)或者設(shè)計(jì)相關(guān)尺寸。三種功率器件的結(jié)溫可計(jì)算如下：

查閱器件手冊(cè)得熱阻參數(shù)[7-8]見(jiàn)表3。

表3 功率器件熱阻參數(shù)Tab.3 Thermal resistance of power devices（單位：K/W）

將表3中的參數(shù)代入式(10)，計(jì)算并進(jìn)行比較，可知 IGBT的結(jié)溫最高，因此以 IGBT為準(zhǔn)計(jì)算散熱器的熱阻Rha。即

得Rha= 0.03K/W。

根據(jù)熱阻選擇散熱器，散熱器采用矩形翅片式鋁型材散熱器，其參數(shù)見(jiàn)表 4。為降低熱阻，對(duì)散熱器表面進(jìn)行黑化處理，并均勻涂敷導(dǎo)熱硅脂，沿進(jìn)風(fēng)流動(dòng)方向水平安裝。風(fēng)機(jī)采用軸流抽風(fēng)風(fēng)扇，使風(fēng)可以熱風(fēng)上出，冷風(fēng)下進(jìn)。風(fēng)量越大，系統(tǒng)的熱阻越小，因此風(fēng)量應(yīng)盡可能大一些。風(fēng)量Q可按照經(jīng)驗(yàn)公式來(lái)選擇[9]

表4 散熱系統(tǒng)參數(shù)Tab.4 Parameters of the cooling system

式中，Pg為柜內(nèi)總功耗；ρ 為空氣密度；c為空氣的比熱容；To為排氣出風(fēng)口的空氣溫度。

考慮一定的余量，并結(jié)合產(chǎn)品規(guī)格，本設(shè)計(jì)中風(fēng)量為 100m3/min。在此風(fēng)量下，散熱器熱阻將大大降低。

風(fēng)道采用并聯(lián)風(fēng)道[10]，從每個(gè)功率單元的前面進(jìn)風(fēng)，共兩個(gè)進(jìn)風(fēng)口；對(duì)應(yīng)的進(jìn)風(fēng)口并聯(lián)排列，在后面的風(fēng)倉(cāng)中匯總后由風(fēng)機(jī)抽出；同時(shí)為避免由于各個(gè)功率單元后端到風(fēng)機(jī)的距離不同，使得每個(gè)功率單元的風(fēng)流量不一致造成散熱不均，設(shè)計(jì)中在各風(fēng)道進(jìn)口處加入可上下活動(dòng)的擋風(fēng)板用以調(diào)節(jié)風(fēng)量，也可在進(jìn)風(fēng)口處設(shè)置不同的開(kāi)孔率來(lái)達(dá)到同樣的效果，兩種方法配合使用。所設(shè)計(jì)的散熱系統(tǒng)如圖3所示。其中散熱器共5個(gè)，進(jìn)風(fēng)口共2個(gè)。

3 熱模型及仿真分析

圖3 設(shè)計(jì)的散熱系統(tǒng)示意圖Fig.3 The drawing of the designed cooling system

圖4 變流器散熱系統(tǒng)的CAD模型Fig.4 The CAD model of the cooling system for the 75kVA converter

利用計(jì)算機(jī)輔助設(shè)計(jì)（CAD）軟件構(gòu)建75kVA三電平背靠背變流器散熱系統(tǒng)的三維幾何模型，如圖4所示。其中最下面的兩個(gè)IGBT模塊和二極管模塊用以抑制泵生電壓，暫不考慮。以此模型為基礎(chǔ)，采用CFD有限元軟件對(duì)變流器的熱分布進(jìn)行仿真，并研究母線(xiàn)功耗、器件功耗及風(fēng)機(jī)風(fēng)量對(duì)變流器熱分布的影響。

3.1 母線(xiàn)功耗對(duì)變流器熱分布的影響

保持器件功耗不變，即IGBT模塊100W、二極管50W，風(fēng)機(jī)風(fēng)量為100m3/min不變，對(duì)母線(xiàn)設(shè)置不同的功耗進(jìn)行仿真比較，研究母線(xiàn)功耗對(duì)變流器熱分布的影響。結(jié)果如圖5所示。

圖5 母線(xiàn)功耗對(duì)變流器溫度的影響Fig.5 The impact of busbar power loss to temperature of converter

由圖5可知，母線(xiàn)最高溫度隨母線(xiàn)功耗的變化基本成線(xiàn)性變化，也即變流器內(nèi)部熱阻基本不隨母線(xiàn)功耗的變化而發(fā)生變化，保持不變。

3.2 器件功耗對(duì)變流器熱分布的影響

由式（1）可知，占空比影響功率器件IGBT的通態(tài)功耗，不同占空比下，會(huì)有不同的器件功耗。保持母線(xiàn)功耗為 0、風(fēng)機(jī)風(fēng)量為 100m3/min不變，對(duì) IGBT和二極管設(shè)置不同的功耗進(jìn)行仿真比較，研究器件功耗對(duì)變流器熱分布的影響。結(jié)果如圖 6所示。

圖6 器件功耗對(duì)變流器溫度的影響Fig.6 The impact of device power loss to temperature of converter

由圖 6可知，IGBT最高溫度隨器件功耗的變化而非線(xiàn)性變化，而是隨功耗增長(zhǎng)，溫度有加速上揚(yáng)的趨勢(shì)。這與硅材料的熱特性有關(guān)。

3.3 風(fēng)機(jī)風(fēng)量對(duì)變流器熱分布的影響

保持器件功耗不變，即IGBT模塊100W、二極管50W，母線(xiàn)功耗為0，對(duì)風(fēng)機(jī)設(shè)置不同的風(fēng)量進(jìn)行仿真比較，研究風(fēng)機(jī)風(fēng)量對(duì)變流器熱分布的影響。結(jié)果如圖7所示。

圖7 風(fēng)量對(duì)散熱的影響Fig.7 The impact of air volume to cooling results of converter

由圖7可知，變流器的最高溫度隨風(fēng)量的變化并非線(xiàn)性變化。隨風(fēng)量的增加，溫度降低越來(lái)越??；隨風(fēng)量的減少，溫度增加越來(lái)越大。這說(shuō)明風(fēng)量并非越大越好，而是有一個(gè)最佳取值段。

4 變流器散熱系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)

由以上分析可知，風(fēng)量會(huì)改變散熱系統(tǒng)的熱阻。從常規(guī)的散熱系統(tǒng)熱分布來(lái)看，變流器下部由于離抽風(fēng)機(jī)風(fēng)口較遠(yuǎn)風(fēng)量較小使得散熱不良、溫度較高?，F(xiàn)對(duì)上下兩個(gè)進(jìn)風(fēng)口設(shè)置不同的開(kāi)孔率，來(lái)調(diào)節(jié)變流器上下兩部分的風(fēng)量，從而達(dá)到散熱均勻的效果。綜合考慮變流器的結(jié)構(gòu)和電磁抗干擾設(shè)計(jì)，在上下進(jìn)風(fēng)口開(kāi)孔率分別取 k1=0.5，k2=0.8，其他參數(shù)不變條件下，散熱效果較好。仿真得到的變流器熱分布結(jié)果如圖8所示。

圖8 變流器散熱系統(tǒng)的優(yōu)化設(shè)計(jì)Fig.8 Optimization design of cooling system (a.conventional, b.optimized)

從仿真結(jié)果可知，與舊設(shè)計(jì)相比，溫度分布得到改善，較為均勻，且變流器最高溫度也由47.5℃下降到40.3℃。實(shí)際操作時(shí)也可通過(guò)設(shè)置的活動(dòng)擋風(fēng)板調(diào)節(jié)風(fēng)量。

5 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

實(shí)驗(yàn)中，用一臺(tái)50kW的異步電動(dòng)機(jī)做為負(fù)載。變流器輸出電流為151A，輸出功率為54.13kW，輸出電壓為 402V，環(huán)境溫度為 25℃。穩(wěn)定運(yùn)行時(shí)，通過(guò)紅外測(cè)溫儀測(cè)量12個(gè)IGBT的殼溫，并與仿真結(jié)果進(jìn)行比較。如表 5所示。IGBT的編號(hào)順序?yàn)樽宰蠖液妥陨隙?。從中可以看出仿真?jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果較為吻合，溫度分布情況基本相同。仿真所產(chǎn)生的誤差在5%之內(nèi)，滿(mǎn)足精度要求。

表5 12個(gè)IGBT溫度測(cè)量值與仿真值比較Tab.5 Experimented temperatures and simulated temperatures of 12 IGBTs

6 結(jié)論

本文研究了 75kVA三電平背靠背變流器的散熱系統(tǒng)設(shè)計(jì)及優(yōu)化方法，并結(jié)合實(shí)際裝置進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。通過(guò)分析得到如下結(jié)論：

（1）不同的熱源和功耗大小對(duì)變流器的熱分布會(huì)造成顯著影響。大中功率變流器散熱設(shè)計(jì)中應(yīng)考慮母線(xiàn)的功率損耗。

（2）在建立散熱系統(tǒng)的等效熱阻網(wǎng)絡(luò)時(shí)，需考慮網(wǎng)絡(luò)支路的并聯(lián)。此時(shí)，熱源做串聯(lián)處理，熱阻做并聯(lián)處理。

（3）風(fēng)機(jī)風(fēng)量越大，散熱系統(tǒng)的熱阻越小，但風(fēng)量達(dá)到一定程度后熱阻減小得越來(lái)越少。

（4）對(duì)變流器內(nèi)部的風(fēng)量進(jìn)行調(diào)節(jié)和控制，可以改善變流器系統(tǒng)內(nèi)部的熱分布并降低最高溫度。而對(duì)兩個(gè)進(jìn)風(fēng)口設(shè)置不同的開(kāi)孔率及利用活動(dòng)擋風(fēng)板可以達(dá)到調(diào)控風(fēng)量、優(yōu)化散熱的目的。

[1]Chen, Thermal J X. Analysis and design of power electronic parts assembled by heat sink in flyback switching AC DC Converters with Case Enveloped[C].Proceedings of the 11th IEEE International Conference on Electrical Machines and Systems,Wuhan, China, 2008: 1958-1962.

[2]劉一兵. 功率器件散熱技術(shù)的研究[J]. 湖南工業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào), 2007, 21(4): 77-79.Liu Yibing. Research on heat dissipation technology for power device[J]. Journal of Hunan University of Technology, 2007, 21(4): 77-79.

[3]Tewari K, Doss S R, Chen Bin, et al. Electro-thermal design of a heat pipe based high power voltage source converter using emitter turn-off thyristor[C].Proceedings of the IEEE Industry Applications Conference, Tampa, USA, 2006, 2: 785-790.

[4]胡建輝, 李錦庚. 變頻器中的 IGBT模塊損耗計(jì)算及散熱系統(tǒng)設(shè)計(jì)[J]. 電工技術(shù)學(xué)報(bào), 2009, 24(3):159-163.Hu Jianhui, Li Jingeng. Losses calculation of IGBT module and heat dissipation system design of inverters[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2009, 24(3): 159-163.

[5]Zambra D A B, Rech C, Goncalves F A S. Power losses analysis and cooling system design of three topologies of multilevel inverters[C]. Proceedings of the 39th IEEE Power Electronics Specialists Conference, Rhodes, Greece, 2008: 4290-4295.

[6]葉斌. 電力電子應(yīng)用技術(shù)[M]. 北京: 清華大學(xué)出版社, 2006.

[7]Infineon IGBT module FF300R12ME3 datasheet.

[8]Siemens Diode power module BYM300A170DN2 datasheet.

[9]王丹, 毛承雄, 范澎, 等. 高壓變頻器散熱系統(tǒng)的設(shè)計(jì)[J]. 電力電子技術(shù), 2005, 39(2): 115-117.Wang Dan, Mao Chengxiong, Fan Peng, et al. Design of heat sinking in high voltage variable frequency drive system[J].Power Electronics, 2005, 39(2):115-117.

[10]續(xù)明進(jìn), 張皓, 董武. 高壓變頻器散熱與通風(fēng)的設(shè)計(jì)[J]. 變頻器世界, 2005, 9(5): 68-71.Xu Mingjin, Zhang Hao, Dong Wu. Design of ventilation and heat sinking in high voltage inverer[J].The World of Inverters, 2005, 9(5): 68-71.