基于晶閘管的脈沖功率開關(guān)熱模型研究*

邢 旺 李維波 張育興 馬名中 李文祿 黃垂兵

(海軍工程大學(xué)艦船綜合電力技術(shù)國(guó)防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 武漢 430033)

基于晶閘管的脈沖功率開關(guān)熱模型研究*

邢 旺 李維波 張育興 馬名中 李文祿 黃垂兵

(海軍工程大學(xué)艦船綜合電力技術(shù)國(guó)防科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 武漢 430033)

晶閘管作為脈沖功率開關(guān)器件時(shí),其短時(shí)導(dǎo)通電流往往數(shù)倍于它的通態(tài)平均電流,短時(shí)積聚的損耗會(huì)使晶閘管結(jié)區(qū)累積大量熱量,造成其結(jié)溫瞬間陡升,試驗(yàn)表明極易使得晶閘管因結(jié)區(qū)過溫而擊穿。因此如何優(yōu)化設(shè)計(jì)晶閘管脈沖功率開關(guān)閥體結(jié)構(gòu)、最大限度快速散熱、降低結(jié)區(qū)溫升,具有重要意義。介紹了基于ABB的5STP 52U5200型晶閘管所構(gòu)建的脈沖功率開關(guān)閥體結(jié)構(gòu)及其柯爾熱阻抗模型,并利用Matlab的SimuLink構(gòu)建脈沖功率開關(guān)閥體的熱網(wǎng)絡(luò)仿真模型,獲取晶閘管耗散功率與其最高結(jié)溫、晶閘管耗散功率與其殼溫的可視化關(guān)系曲線,歸納了脈沖功率開關(guān)導(dǎo)電極的熱阻與熱容對(duì)晶閘管最高結(jié)溫的影響規(guī)律,為晶閘管脈沖功率開關(guān)閥體結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供了依據(jù),并得到了試驗(yàn)驗(yàn)證。

晶閘管; 脈沖功率開關(guān); 耗散功率; 結(jié)溫; 熱網(wǎng)絡(luò)模型; 熱阻; 熱容

Class Number TN78

1 引言

當(dāng)前以大功率電力電子器件代替?zhèn)鹘y(tǒng)的真空開關(guān)、氣體開關(guān)和液體開關(guān),已成為一個(gè)重要趨勢(shì)。由于它可以在母排電流過零/電壓過零時(shí)進(jìn)行切換,因此沖擊強(qiáng)度低、無電磁暫態(tài)過渡過程,且無拉弧現(xiàn)象,在一定程度上克服了傳統(tǒng)脈沖功率發(fā)生裝置中存在的壽命短、重復(fù)率低和穩(wěn)定性差等不足。鑒于晶閘管器件具有電壓高、電流大和可靠性高等優(yōu)點(diǎn),是唯一能夠和不控型器件媲美的元件,目前已經(jīng)被當(dāng)作脈沖功率開關(guān),廣泛應(yīng)用于包括艦載武器在內(nèi)的高壓大容量脈沖功率裝置中[1～2]。

由于脈沖功率技術(shù)具有極高的功率,對(duì)其開關(guān)元件的性能提出了很高的要求,其原因在于:由于其短時(shí)需要流過晶閘管的電流往往數(shù)倍于其通態(tài)平均電流,短時(shí)積聚的損耗會(huì)使晶閘管結(jié)區(qū)累積大量熱量,造成其結(jié)溫瞬間急劇升高,當(dāng)溫度超過其管芯所能承受的最高溫度時(shí),不但會(huì)使晶閘管的特性改變,嚴(yán)重時(shí)會(huì)使管芯融化而造成器件的永久失效,現(xiàn)場(chǎng)運(yùn)行試驗(yàn)也表明,如果該熱量不以最快速度散掉,極易使得晶閘管因結(jié)區(qū)過溫而損壞擊穿,因此如何優(yōu)化設(shè)計(jì)晶閘管脈沖功率開關(guān)閥體結(jié)構(gòu)、最大限度地快速散熱、降低結(jié)區(qū)溫升,具有重要意義[3～4]。

針對(duì)工作于穩(wěn)態(tài)工況下晶閘管的閥體結(jié)構(gòu)及其熱特性的研究已經(jīng)很成熟了,也有許多文獻(xiàn)發(fā)表,不過,對(duì)于充當(dāng)脈沖功率開關(guān)方面的研究涉及較少,因此,本文重點(diǎn)研究其閥體結(jié)構(gòu)及其熱模型,并利用MATLAB的SIMULINK構(gòu)建脈沖功率開關(guān)閥體的熱網(wǎng)絡(luò)仿真模型,獲取晶閘管耗散功率與其最高結(jié)溫、晶閘管耗散功率與其殼溫的可視化關(guān)系曲線,歸納脈沖功率開關(guān)導(dǎo)電極的熱阻與熱容對(duì)晶閘管最高結(jié)溫的影響規(guī)律,為晶閘管脈沖功率開關(guān)閥體結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供依據(jù),確保其可靠、安全、健康運(yùn)行。

2 脈沖功率開關(guān)的工作原理

圖1為脈沖功率發(fā)生裝置的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)。圖1中US為高壓電源;脈沖功率開關(guān)由兩個(gè)反向并聯(lián)的晶閘管及其阻容吸收模塊組成;L和R表示負(fù)載的電感和電阻[5～7]。

圖1 脈沖功率發(fā)生裝置拓?fù)鋱D

現(xiàn)將脈沖功率發(fā)生裝置的工作原理簡(jiǎn)述如下:在高壓電源US正常工作,驅(qū)動(dòng)電路為脈沖功率開關(guān)組件中的晶閘管發(fā)送驅(qū)動(dòng)脈沖時(shí),晶閘管開通,負(fù)載回路中瞬間流過強(qiáng)電流,脈沖功率發(fā)生裝置開始工作;當(dāng)驅(qū)動(dòng)電路停止發(fā)送驅(qū)動(dòng)脈沖時(shí),隨著母排電流的過零,晶閘管自動(dòng)關(guān)斷,脈沖功率發(fā)生裝置停止工作。脈沖功率開關(guān)組件的開通持續(xù)時(shí)間與驅(qū)動(dòng)脈沖持續(xù)時(shí)間密切相關(guān),即通過控制驅(qū)動(dòng)脈沖持續(xù)發(fā)送時(shí)間,從而控制脈沖功率開關(guān)組件的通持續(xù)時(shí)間[8]。

3 晶閘管脈沖功率開關(guān)組件閥體結(jié)構(gòu)

本文中所采用的晶閘管脈沖功率開關(guān)組件閥體結(jié)構(gòu)如圖2(a)所示,它所對(duì)應(yīng)的實(shí)物如圖2(b)所示。

圖2 脈沖功率開關(guān)的結(jié)構(gòu)與實(shí)物圖

該脈沖功率開關(guān)組件閥體結(jié)構(gòu)與傳統(tǒng)結(jié)構(gòu)類似,它包括以下結(jié)構(gòu)部件: 1) 中間導(dǎo)電極(以下簡(jiǎn)稱中間電極)作為母排的一個(gè)接口; 2) 兩端的導(dǎo)電極短接在一起(以下簡(jiǎn)稱U型電極)作為母排的另一個(gè)接口; 3) 安裝于電極與壓板之間的絕緣片,起絕緣與導(dǎo)熱作用; 4) 閥體底板(內(nèi)含有水路,通常采用水冷方式)。為了提高導(dǎo)熱效率,中間電極和U型電極與壓板的材料均為鋯銅,絕緣片為陶瓷材料。

工業(yè)現(xiàn)場(chǎng)往往由于安裝位置非常有限且運(yùn)行環(huán)境惡劣,在設(shè)計(jì)時(shí)既要考慮其結(jié)構(gòu)尺寸還要兼顧散熱效率,因此,必須優(yōu)化脈沖功率開關(guān)組件的閥體結(jié)構(gòu)。本文以ABB出品的5STP 52U5200晶閘管作為開關(guān)器件,由于它采用的是平板型封裝結(jié)構(gòu),所以在設(shè)計(jì)閥體結(jié)構(gòu)時(shí),大致需要進(jìn)行以下幾個(gè)步驟: 1) 以晶閘管的封裝尺寸為限,首先固化壓板與絕緣瓷片的尺寸; 2) 根據(jù)安裝位置再來確定脈沖功率開關(guān)組件閥體的整體結(jié)構(gòu)最大極限尺寸; 3) 最后確定中間電極和U型電極的最大極限尺寸; 4) 根據(jù)所設(shè)計(jì)的閥體結(jié)構(gòu)尺寸,初步確定它們的熱網(wǎng)絡(luò)模型參數(shù); 5) 通過仿真計(jì)算,最后優(yōu)化獲得閥體結(jié)構(gòu)尺寸。現(xiàn)將晶閘管、絕緣片和壓板的尺寸以及導(dǎo)電極的最大極限尺寸小結(jié)于表1中。

表1 組件的極限尺寸參數(shù)

4 熱網(wǎng)絡(luò)模型的建立

文獻(xiàn)[9～11]給出晶閘管的結(jié)殼熱阻抗模型主要有福斯特模型與柯爾模型兩種,如圖3所示,圖中P/W為熱耗散功率;Ri/(K/W)(i=1,2,…,n)為節(jié)點(diǎn)熱阻;Ci/(s·W/K)(i=1,2,…,n)為節(jié)點(diǎn)熱容;Ta/K為環(huán)境溫度。根據(jù)電-熱比擬理論得知,熱耗散功率對(duì)應(yīng)電流源,熱阻對(duì)應(yīng)電阻,熱容對(duì)應(yīng)電容,溫度對(duì)應(yīng)電壓源。福斯特網(wǎng)絡(luò)模型參數(shù)容易提取,但不能反映器件內(nèi)部的實(shí)際結(jié)構(gòu),且節(jié)點(diǎn)對(duì)節(jié)點(diǎn)的熱容沒有明確的物理意義。柯爾模型能夠與器件的實(shí)際結(jié)構(gòu)相對(duì)應(yīng),當(dāng)脈沖功率開關(guān)中需要將晶閘管與導(dǎo)電極、絕緣片等器件連接時(shí),可直接將器件模型連接到晶閘管的熱阻抗網(wǎng)絡(luò),故選用柯爾模型較為合適。我們可利用網(wǎng)絡(luò)綜合理論及輾轉(zhuǎn)相除法,將福斯特網(wǎng)絡(luò)模型轉(zhuǎn)換為柯爾網(wǎng)絡(luò)模型[12]。

圖3 晶閘管結(jié)殼熱阻抗網(wǎng)絡(luò)模型

本文選用ABB出品的5STP 52U5200晶閘管。該晶閘管的福斯特網(wǎng)絡(luò)參數(shù)在器件手冊(cè)中已給出,我們只需將福斯特網(wǎng)絡(luò)參數(shù)轉(zhuǎn)換為柯爾網(wǎng)絡(luò)參數(shù),如表2所示[13]。

分析圖2所示的組件結(jié)構(gòu)可知,由于該組件為對(duì)稱結(jié)構(gòu),故只需分析其中一個(gè)晶閘管的熱網(wǎng)絡(luò)模型即可。對(duì)于單個(gè)晶閘管而言,它的散熱路徑主要有兩條:

1) 晶閘管→中間電極→母排;

2) 晶閘管→U型電極→絕緣片→壓板→底板。

表2 5STP 52U5200型晶閘管的熱模型參數(shù)

對(duì)于單個(gè)晶閘管而言,其管芯到兩側(cè)管殼為對(duì)稱結(jié)構(gòu),因此,當(dāng)管芯向兩側(cè)管殼傳熱時(shí),可將晶閘管的柯爾網(wǎng)絡(luò)模型等效為兩個(gè)完全相同的柯爾網(wǎng)絡(luò)模型并聯(lián),所以,每一并聯(lián)支路的柯爾模型參數(shù)中,熱阻為原熱阻的兩倍,熱容為原熱容的一半。通過Ansys仿真計(jì)算可得出導(dǎo)電極、絕緣片、壓板的熱模型參數(shù)。但是需要說明的是,由于傳熱路徑不同,中間電極與U型電極的熱阻值有所區(qū)別,現(xiàn)將主要部件參數(shù)小結(jié)于表3中,脈沖功率開關(guān)組件中的散熱部件模型(如中間電極、U型電極、陶瓷片和壓板)可按散熱路徑依次連接在晶閘管柯爾網(wǎng)絡(luò)模型后。

表3 脈沖功率開關(guān)組件熱模型參數(shù)

單個(gè)晶閘管及散熱器部件的Matlab熱網(wǎng)絡(luò)仿真模型如圖4所示,Tj為晶閘管的結(jié)溫,Tc1與Tc2為兩側(cè)管殼的溫度(本圖假設(shè)母排與底板的起始溫度相同且均為32℃)。

5 仿真計(jì)算

5.1 耗散功率計(jì)算

晶閘管工作時(shí)熱損耗的形式主要有: 1) 正向?qū)〞r(shí)陽極與陰極間的電流與管壓降產(chǎn)生的熱損耗; 2) 門極與陰極間驅(qū)動(dòng)脈沖產(chǎn)生的熱損耗; 3) 關(guān)斷時(shí)由于反向恢復(fù)電流造成的熱損耗。通常在工業(yè)應(yīng)用場(chǎng)合,與第1條相比,其它兩條所形成的損耗可忽略不計(jì),因此,在分析時(shí)僅僅考慮晶閘管正向?qū)〞r(shí)由通態(tài)電流與管壓降產(chǎn)生的熱損耗[14]。

圖4 晶閘管及其散熱組件的熱網(wǎng)絡(luò)仿真模型

當(dāng)流過晶閘管脈沖功率開關(guān)的工作電流為正弦波電流時(shí),為了避免對(duì)晶閘管本身造成沖擊、延長(zhǎng)器件使用壽命,通常采取過零觸發(fā)的方式,所以在一個(gè)周期內(nèi)流過單個(gè)晶閘管的電流波形為半個(gè)正弦波,其平均耗散功率可以表示為[15]

(1)

式中VT/V和IT/A分別表示通態(tài)管壓降和通態(tài)電流。當(dāng)晶閘管導(dǎo)通門檻電壓為V(T0)時(shí),其通態(tài)壓降可表示為

VT=V(T0)+ITrT

(2)

式中rT/Ω為晶閘管的通態(tài)斜率電阻,可由器件手冊(cè)獲取。將式(2)代入式(1)中,可以導(dǎo)出晶閘管工作在正弦電流時(shí)的平均耗散功率的表達(dá)式,即:

(3)

式中IT(AV)/A為晶閘管的通態(tài)平均電流。

但是,在實(shí)際工況中,流過晶閘管的電流也可能是非正弦波電流,此時(shí),其耗散功率便不能由式(3)直接求得,而必須利用瞬態(tài)耗散功率進(jìn)行求解,即

Pn=VTn/ITn

(4)

式中Pn(n=1,2,3…)為某時(shí)刻的瞬態(tài)功率,VTn為某時(shí)刻的通態(tài)管壓降,ITn為某時(shí)刻的通態(tài)電流。

根據(jù)晶閘管器件手冊(cè),可以知道某溫度情況下它的通態(tài)電流與通態(tài)管壓降的關(guān)系表達(dá)式,即:

(5)

式中ATj、BTj、CTj和DTj是與溫度有關(guān)的系數(shù)?？梢愿鶕?jù)通態(tài)電流與通態(tài)管壓降的關(guān)系表達(dá)式(5)計(jì)算出某溫度情況下通態(tài)電流為ITn時(shí)所對(duì)應(yīng)的通態(tài)管壓降VTn,進(jìn)而求出瞬態(tài)耗散功率,然后再將瞬態(tài)耗散功率作為輸入源,為所構(gòu)建的仿真模型提供仿真數(shù)據(jù)。

5.2 熱模型仿真及優(yōu)化

為了便于仿真起見,做如下假設(shè): 1) 通態(tài)電流IT=12kA; 2) 頻率50Hz; 3) 正弦波; 4) 持續(xù)導(dǎo)通時(shí)間t=2s; 5) 母排與底板的起始溫度相同且均為32℃; 6) 晶閘管瞬間能夠完全導(dǎo)通。

根據(jù)5STP 52U5200晶閘管器件手冊(cè)得知它的通態(tài)管壓降和通態(tài)斜率電阻分別為

V(T0)=1.04V

(6)

rT=0.115mΩ

(7)

根據(jù)式(3)可以求得單個(gè)晶閘管中的平均耗散功率,即

PT(AV)=13.89kW

(8)

現(xiàn)將晶閘管單次通流時(shí)的平均耗散功率曲線繪制于圖5中。并將該功率作為晶閘管脈沖率開關(guān)組件熱網(wǎng)絡(luò)模型(如圖4所示,其熱模型參數(shù)見表2與表3)的輸入功率,進(jìn)而可以得到導(dǎo)電極在最大極限尺寸下晶閘管結(jié)溫與殼溫的仿真曲線,如圖6所示。

圖5 晶閘管耗散功率仿真波形曲線

圖6 優(yōu)化前晶閘管結(jié)溫與殼溫仿真曲線

分析圖6可知,當(dāng)導(dǎo)電極取最大極限尺寸時(shí),晶閘管結(jié)區(qū)的最高溫度為83.4℃,晶閘管兩側(cè)管殼的最高溫度分別為34.5℃和35.1℃(即圖2所示的測(cè)試點(diǎn)A和B)。

為了優(yōu)化組件結(jié)構(gòu),可對(duì)導(dǎo)電極(包括中間電極和U型電極)的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化,即通過分別改變圖4中中間電極的熱阻和熱容參數(shù)、U型電極熱阻和熱容參數(shù)來實(shí)現(xiàn),分別對(duì)其進(jìn)行仿真計(jì)算,從而得到導(dǎo)電極熱阻與最高結(jié)溫的關(guān)系曲線,如圖7(a)所示,導(dǎo)電極熱容與最高結(jié)溫的關(guān)系曲線如圖7(b)所示。

圖7 導(dǎo)電極的熱阻和熱容與最高結(jié)溫關(guān)系

分析圖7中曲線可知,對(duì)于脈沖功率開關(guān)閥體而言,在一定范圍內(nèi),導(dǎo)電極的熱阻對(duì)最高結(jié)溫影響不大,導(dǎo)電極的熱容對(duì)最高結(jié)溫的影響較大,且導(dǎo)電極熱容越大,最高結(jié)溫越低,當(dāng)導(dǎo)電極熱容超過4000sW/℃時(shí),隨著熱容的增大,最高結(jié)溫沒有太大變化,故可適當(dāng)減小導(dǎo)電極的寬度。優(yōu)化前后導(dǎo)電極的參數(shù)如表4所示。

表4 優(yōu)化前后導(dǎo)電極的參數(shù)對(duì)比

將優(yōu)化后的中間電極與U型電極參數(shù)代入圖4所示熱網(wǎng)絡(luò)模型進(jìn)行仿真,仿真輸入條件不變,可得導(dǎo)電極優(yōu)化后經(jīng)過單次通流晶閘管結(jié)溫與殼溫的仿真曲線,如圖8所示。

圖8 優(yōu)化后晶閘管結(jié)溫與殼溫仿真曲線

分析圖8可知,優(yōu)化減小導(dǎo)電極尺寸后,晶閘管結(jié)區(qū)的最高溫度為83.5℃,沒有超過該型晶閘管所允許的最高結(jié)溫125℃,晶閘管兩側(cè)管殼的最高溫度分別為34.7℃和35.1℃(即圖2所示的測(cè)試點(diǎn)A和B)。優(yōu)化后與優(yōu)化前的仿真溫度無明顯差別,但減小了組件尺寸,節(jié)省空間與材料。

6 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

在實(shí)際工作中,由于晶閘管的結(jié)溫難以獲取,可通過測(cè)量其殼溫來獲取脈沖功率開關(guān)組件的溫度特性和散熱效率。研究與試驗(yàn)表明,脈沖功率開關(guān)組件在循環(huán)工作模式時(shí),母排與底板的溫度會(huì)隨著循環(huán)次數(shù)的增加而上升,晶閘管的結(jié)溫也會(huì)隨著循環(huán)次數(shù)的增加而增加[16～17]。

搭建圖1所示的試驗(yàn)平臺(tái),開展晶閘管脈沖功率開關(guān)組件閥體的單次通流試驗(yàn),其試驗(yàn)條件為: 1) 初始溫度為32℃; 2) 通流12kA;3)開通持續(xù)時(shí)間2s。測(cè)得晶閘管在單次通流后殼溫為35℃(即圖2中測(cè)試點(diǎn)B),與仿真結(jié)果(圖8所示為35.1℃)相差不大,驗(yàn)證了仿真模型的正確性。

為了驗(yàn)證所設(shè)計(jì)的晶閘管脈沖功率開關(guān)組件閥體的有效性和合理性,開展循環(huán)通流試驗(yàn),其試驗(yàn)條件為: 1) 初始溫度為32.9℃,通流12kA,開通持續(xù)時(shí)間2s,循環(huán)間隔22s,導(dǎo)電極不通冷卻水; 2) 初始溫度為40℃,通流12kA,開通持續(xù)時(shí)間3s,循環(huán)間隔22s,導(dǎo)電極中水流量為2L/min。測(cè)量每次通流后管殼的溫度(即圖2中測(cè)試點(diǎn)B),試驗(yàn)結(jié)果如圖9所示。

圖9 循環(huán)次數(shù)與閥體溫度曲線圖

分析圖9所示的測(cè)試曲線可知: 1) 開關(guān)組件閥體的溫度隨著循環(huán)次數(shù)的增加而增加; 2) 導(dǎo)電極采用水冷方式可降低殼溫溫升的變化率,有效增加組件散熱能力; 3) 初始環(huán)境溫度對(duì)晶閘管的殼溫變化率影響不大,影響溫度的主要因素是晶閘管本身的熱損耗; 4) 開關(guān)組件在初始溫度為32.9℃、通流12kA、開通持續(xù)時(shí)間2s、循環(huán)間隔22s、導(dǎo)電極不通冷卻水的試驗(yàn)條件下,可循環(huán)導(dǎo)通22次,此時(shí)殼溫為65℃,不會(huì)損壞器件,說明晶閘管組件可以安全運(yùn)行,能夠滿足試驗(yàn)要求。

7 結(jié)語

針對(duì)脈沖功率開關(guān)閥體的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)及應(yīng)用場(chǎng)合,在晶閘管熱阻抗的柯爾網(wǎng)絡(luò)模型基礎(chǔ)上,利用晶閘管脈沖功率開關(guān)組件的熱網(wǎng)絡(luò)模型計(jì)算方法,并結(jié)合晶閘管熱損耗計(jì)算,可以模擬單次工作中晶閘管管芯及管殼的溫升情況,研究獲取的導(dǎo)電極(包括中間電極和U型電極)熱阻與熱容對(duì)晶閘管結(jié)溫的影響規(guī)律,可以為閥體結(jié)構(gòu)的熱設(shè)計(jì)和優(yōu)化結(jié)構(gòu)提供依據(jù),能夠保證閥體安全可靠運(yùn)行。

[1] 許金,馬偉明,魯軍勇.分段供電直線感應(yīng)電機(jī)氣隙磁場(chǎng)分布和互感不對(duì)稱分析[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2011,31(15):61-68.

[2] 梁琳,余岳輝.半導(dǎo)體脈沖功率開關(guān)發(fā)展綜述[J].電力電子技術(shù),2012,46(12):42-45.

[3] JU Wonbaek, Dong Wookyoo, Geun Hie Rim. Solid state Marx generator using series connected IGBTs[J]. IEEE Trans on Plasma Sciences,2005,33(4):19-26.

[4] 溫家良,付鵬,劉正芝.大功率直流晶閘管開關(guān)設(shè)計(jì)及其可靠性分析[J].電力系統(tǒng)自動(dòng)化,2006,30(5):55-58.

[5] 李時(shí)華,毛承雄,陸繼明.基于RC阻容吸收的串聯(lián)IGCT動(dòng)態(tài)均壓研究[J].高電壓技術(shù),2007,33(9):163-166.

[6] 李維波,饒金,賀洪.晶閘管脈沖功率開關(guān)保護(hù)參數(shù)優(yōu)化計(jì)算及其影響[J].高電壓技術(shù),2009,35(12):3099-3105.

[7] 李天舒,劉軍.無刷直流電動(dòng)機(jī)的反電勢(shì)過零檢測(cè)法研究[J].微電機(jī),2007,40(3):34-36.

[8] Wei-bo L, Wang X, Quan F. Some Considerations of the Pulse Power Switch Centered on ThyristorDevice[C]//Applied Mechanics and Materials Vols,2013:60-64.

[9] V. Székely, T. Van Bien. Fine structure of heat flow path in semiconductor devices: a measurement and identification method[J]. Solid-state Electron,1988,31(9):1363-1368.

[10] 藍(lán)元良,湯廣福,印永華.大功率晶閘管熱阻抗分析方法的研究[J].中國(guó)電機(jī)工程學(xué)報(bào),2007,27(19):1-6.

[11] 陳明,汪波,唐勇.IGBT動(dòng)態(tài)熱阻抗曲線提取試驗(yàn)研究[J].電力電子技術(shù),2010,44(9):101-103.

[12] Vasudev K. Aatre. Network Theory and Filter Design[M]. New Delhi: Wiley Eastern Limited,1980.

[13] ABB. 5STP 52U5200[EB/OL]. [2013-6-4]. http://www.abb.com.cn.

[14] 萬和勇,李小國(guó).提高大功率柜晶閘管散熱效果的主要途徑[J].電力電子技術(shù),2002,36(2):13-18.

[15] Rashid M H. Power electronics[M]. Printice Hall,1988.

[16] 熊輝,顏驥,任亞東.300kA脈沖功率開關(guān)組件的研制[J].大功率變流技術(shù),2012(4):27-30.

[17] Wei-bo L, Wenjun T, Wang X, etal. An effect temperature measurement system for the high voltage pulse power switch application[C]//2011 International Conference on Electronics, Communications and Control, IEEE, Piscataway, NJ, USA, 2011.

Thermal Model for Pulse Power Switch Centered on Thyristor Device

XING Wang LI Weibo ZHANG Yuxing MA Mingzhong LI Wenlu HUANG Chuibing

(National Key Laboratory for Vessel Integrated Power System Technology, Naval University of Engineering, Wuhan 430033)

The working current of the thyristor as the pulse power switching device is often several times of the average current of thyristor. The power loss can produce lots of heat for its junction at the short time, and the junction temperature will rise instantly and obviously, which will breakdown its junction region or damage the device. Therefore, it is important to optimize the cooling structure of the power pulse switch with good cooling capacity. A thermal model based on the thermal Cauer model of the 5STP 52U5200 device produced by ABB is introduced by the paper. Thermal network model of the pulse power switch is established and simulated centered on the SimuLink environment of Matlab. The relationship curves of the power loss vs. the highest junction temperature and the power loss vs. the case temperature are acquired. The thermal resistance and heat capacity of the conductive plates have an effect on the junction and the case temperature of the thyristor. Both theoretic analysis and experimental results can verify the truth of the design method of the cooling structure of the pulse power switch centered on the thyristor device.

thyristor, pulse power switch, power loss, junction temperature, thermal network model, thermal resistance, heat capacity

2013年7月8日,

2013年8月27日

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(編號(hào):51077129);國(guó)家重點(diǎn)基礎(chǔ)研究發(fā)展計(jì)劃973項(xiàng)目(編號(hào):2013CB035601)資助。作者簡(jiǎn)介:邢旺,男,碩士研究生,研究方向:電力集成技術(shù)。李維波,男,博士后,副教授,研究方向:電力集成技術(shù)。張育興,男,博士,講師,研究方向:電力集成技術(shù)。馬名中,男,博士,講師,研究方向:電力集成技術(shù)。李文祿,男,博士,講師,研究方向:電磁兼容及信號(hào)處理。黃垂兵,男,碩士研究生,研究方向:電磁兼容及信號(hào)處理。

TN78

10.3969/j.issn1672-9730.2014.01.045