變頻器中的IGBT 模塊損耗計算及散熱設(shè)計

于榮 張秀秀

（歐瑞傳動電氣股份有限公司，山東煙臺 264000）

大功率電子設(shè)備開發(fā)技術(shù)的創(chuàng)新，實現(xiàn)了對傳統(tǒng)變頻器容量的提升，但隨之而來的變頻器散熱問題，也成為了技術(shù)單位的關(guān)注重點[1]。現(xiàn)有大量研究成果表明，變頻器的散熱性能不僅會影響到裝置的運行能力，也會干預(yù)到裝置的使用壽命與使用年限。為降低由于變頻器發(fā)熱導(dǎo)致的運行故障，本次研究將根據(jù)IGBT 模塊的通態(tài)損耗，進行其散熱的設(shè)計。

1 IGBT 模塊損耗計算

變頻器屬于功率型設(shè)備，此種類型設(shè)備在運行時，難免會出現(xiàn)功率方面的損失，常規(guī)條件下，其損失是由IGBT 模塊引發(fā)的，具體表現(xiàn)在通態(tài)損耗方面。因此，本章的計算將從通態(tài)損耗入手，進行損耗量的詳細(xì)分析。

通態(tài)損耗主要是指裝置模塊在導(dǎo)通運行狀態(tài)下，導(dǎo)通壓力發(fā)生下降趨勢，此時前端的裝置運行便會產(chǎn)生對應(yīng)的功率損耗[2]。在此過程中，對于具有帶寬恢復(fù)的二極管裝置而言，其導(dǎo)通的性能可以使用線性計算公式，按照近似逼近的方式進行描述。表達式如下：

公式中：VCE與VF分別表示為變頻器中的IGBT 模塊與對應(yīng)的二極管模塊，在運行中的實際導(dǎo)通壓力下降趨勢，通常情況下，以一個常數(shù)系數(shù)表示；rce_25℃與rF_25℃分別表示為在25.0℃條件下，變頻器中的IGBT 模塊與二極管模塊的額定壓降系數(shù)；Vce_25℃與VF_25℃分別表示為兩者的額定通態(tài)電阻率；Tj_Tr與Tj_D分別表示為兩者的實際結(jié)溫；Kr_Tr表示為溫度變化對電阻的影響；Kr_D表示為溫度對變頻器中的IGBT 模塊運行的影響；Kv_Tr表示為溫度變化對導(dǎo)通系數(shù)變化的影響；Kv_D表示為溫度（轉(zhuǎn)下頁）對二極管模塊的影響；i 表示為逆變器輸出電流值。在完成上述計算后，對變頻器中的IGBT 模塊在運行過程中的交流逆變輸出電流進行描述，為了確保描述結(jié)果的準(zhǔn)確性，將此時的逆變電流用基波u 表示，u 得表達式如下：

公式（5）中：Pcomd_Tt表示為IGBT 模塊通態(tài)損耗量；M 表示為調(diào)制系數(shù)。在完成對通態(tài)損耗的初步計算后，考慮到此過程中開關(guān)頻率也會在一定程度上對變頻器造成損耗影響，因此需要在完成上述計算后，在給定條件下，進行變頻器開關(guān)損耗的統(tǒng)計[4]。此過程可根據(jù)實際電流與參照電流之間的差值計算得出，在得出開關(guān)損耗后，將通態(tài)損耗與開關(guān)損耗進行累加，輸出累加計算結(jié)果，完成對IGBT 模塊損耗的計算。

2 變頻器IGBT 模塊散熱方法設(shè)計

2.1 變頻器IGBT 模塊散熱結(jié)構(gòu)設(shè)計

完成對變頻器IGBT 模塊的損耗計算后，在明確其具體損耗原因的基礎(chǔ)上，為了進一步提高變頻器IGBT 模塊的散熱性能，首先針對變頻器IGBT 模塊的散熱結(jié)構(gòu)進行設(shè)計[5]。通過對變頻器IGBT 模塊在正常運行中的散熱情況可知，將模塊主體結(jié)構(gòu)與導(dǎo)熱件以焊接的方式連接，使其構(gòu)成一個完整的結(jié)構(gòu)，以此達到降低熱阻的效果，同時其工作溫度也將得到有效降低。同時，為了確保最終變頻器在運行過程中能夠具備更高的穩(wěn)定性，本文設(shè)計了如圖1 所示的變頻器IGBT 模塊散熱結(jié)構(gòu)。IGBT 模塊運行的穩(wěn)定以外，還能夠提高各個結(jié)構(gòu)的抗氧化腐蝕性能，從而進一步延長散熱器的使用壽命，并達到高效節(jié)能的應(yīng)用效果。為了達到散熱器最佳的散熱效果，對散熱器的外形尺寸參數(shù)以及技術(shù)指標(biāo)參數(shù)進行設(shè)置，如表1 所示。

圖1 變頻器IGBT 模塊散熱結(jié)構(gòu)示意圖

表1 變頻器IGBT 模塊散熱器相關(guān)參數(shù)表

按照本文上述表1 中的參數(shù)設(shè)定標(biāo)準(zhǔn)，在散熱器結(jié)構(gòu)的表面形成阻礙作用，從而構(gòu)建一個極薄的流底層結(jié)構(gòu)。通過這一結(jié)構(gòu)的形成，模塊主體結(jié)構(gòu)的溫度變化梯度會進一步擴大，進一步控制紊流核心以更加平緩的速度和溫度分布，使其換熱強度逐漸超過層流，以此有效降低散熱器的電阻，從而達到更加理想的散熱效果。

同時，為了進一步提高散熱效果，在導(dǎo)熱件結(jié)構(gòu)上均勻涂抹一層焊錫膏。同時，在涂抹焊錫膏的過程中，厚度過薄會造成模塊主體結(jié)構(gòu)與導(dǎo)熱件之間的焊接不牢固，厚度過厚又會造成模塊主體結(jié)構(gòu)與導(dǎo)熱件之間的熱傳導(dǎo)效果無法達到預(yù)期。因此綜合IGBT 模塊的運行需要其厚度應(yīng)當(dāng)在0.25mm～0.35mm 范圍內(nèi)，以此實現(xiàn)模塊主體結(jié)構(gòu)與導(dǎo)熱件之間的焊接固定。將散熱器主體結(jié)構(gòu)與若干個散熱翅片結(jié)構(gòu)進行連接，并且每兩個散熱器結(jié)構(gòu)之間的間距應(yīng)當(dāng)控制在1.5mm～2.5mm 范圍以內(nèi)。

2.2 散熱風(fēng)道設(shè)置及進風(fēng)方式選擇

在完成上述相關(guān)設(shè)計后，可采用設(shè)置變頻器散熱風(fēng)道、選擇前端進風(fēng)方式等措施，對變頻器的散熱進一步展開設(shè)計。在此過程中，需要先進行作業(yè)模塊柜體產(chǎn)生的總熱量，計算時不僅要考慮回路母線的發(fā)熱，也要考慮裝置在吸收回路熱量過程中產(chǎn)生的額外熱量，在完成熱量的計算后，對需求的散熱分量進行計算。并根據(jù)熱阻的實際要求，進行進風(fēng)機風(fēng)壓的確定，由此種方式，可以確定進風(fēng)風(fēng)機的參數(shù)，根據(jù)得到的參數(shù)值，選擇型號匹配的風(fēng)機設(shè)備。綜合上述分析，得出變頻器的進風(fēng)方案。如圖2 所示。

按照上述方案進行變頻器進風(fēng)的設(shè)置，在設(shè)計過程中，可在柜體前安裝一個IGBT 組件，在后端增設(shè)一個呈現(xiàn)獨立狀態(tài)的封閉風(fēng)腔結(jié)構(gòu)，并確保組件中每一個散熱裝置均可以與引風(fēng)結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)一種對接與連通狀態(tài)。在運行過程中，位于頂部的風(fēng)機裝置抽取外部風(fēng)，使氣流從前部進風(fēng)口進入柜內(nèi)部，此時散熱器內(nèi)部發(fā)生熱交換反應(yīng)，熱流經(jīng)過排風(fēng)口排到外部。由于每個獨立的風(fēng)罩結(jié)構(gòu)均與氣箱緊密連接，因此，齒間間隙迫使氣流流出，此種散熱方式在很大程度上保證了內(nèi)部熱量與外部氣流的交換面積，實現(xiàn)了對氣流利用率的提升。在完成相關(guān)設(shè)計后，需要對設(shè)計的風(fēng)道進行檢驗，只有通過檢驗后結(jié)果符合散熱需求，才能將設(shè)計的結(jié)構(gòu)安裝使用。風(fēng)機出口與測點布置示意圖如下圖3 所示。

圖3 風(fēng)機出口與測點布置示意圖

按照風(fēng)機出口的布置方式，進行出入風(fēng)測試，通過測試后，進行散熱風(fēng)道設(shè)置及進風(fēng)方式的選擇，實現(xiàn)對變頻器的散熱設(shè)計。

3 散熱性能對比

為驗證本文上述提出的散熱方法是否應(yīng)用到變頻器中，在變頻器正常運行環(huán)境中能夠?qū)崿F(xiàn)對IGBT 模塊的散熱。選擇以容量為80KVA 的變頻器為例，選擇兩種相同型號該類型變頻器，分別在其中一個變頻器中引入本文提出的散熱方法，在另一個變頻器中引入傳統(tǒng)散熱方法，對比兩種變頻器在運行過程中IGBT 模塊的散熱性能。為了方便論述，設(shè)置引入傳統(tǒng)散熱方法的變頻器為對照組，引入本文散熱方法的變頻器為實驗組，按照下述實驗內(nèi)容完成對比實驗，并通過實驗結(jié)果實現(xiàn)對二者散熱性能的比較。

本文選擇的變頻器為IGBT687-4561D 型號，該型號變頻器通常被用于各類電氣設(shè)備的電路開關(guān)器件。本文實驗中選擇的電氣設(shè)備要求變頻器的橋臂電壓為550V，開關(guān)頻率為12kHz。而本文選擇的IGBT687-4561D 型號變頻器的額定電壓為1200V，額定電流為250A，開關(guān)頻率為20kHz，不僅符合實驗過程中電氣設(shè)備的運行所需，同時具有一定裕度。在實驗過程中，利用實驗組與對照組的變頻器，分別對同一臺永磁同步電機設(shè)備進行變頻控制，并保證該設(shè)備的輸出電流始終為110A。在兩種變頻器運行過程中，其周圍環(huán)境溫度均設(shè)置為25°C，在穩(wěn)定運行狀態(tài)下，利用溫度傳感器對實驗組和對照組的變頻器IGBT模塊散熱情況進行測量，并將結(jié)果繪制成圖4 所示。

圖4 實驗組與對照組變頻器IGBT 模塊散熱性能對比

圖4 中A、B、C、D 表示為兩個變頻器相同的溫度測點，從圖4 中得出的實驗結(jié)果可以看出，實驗組測點溫度在50°C～60°C 范圍以內(nèi)，對照組測點溫度在70°C～90°C 范圍以內(nèi)，實驗組四個測點上的溫度均明顯小于對照組四個測點上的溫度。由于變頻器IGBT 模塊表面溫度越低，則說明發(fā)熱量越小且越分散，散熱能力充足，不會出現(xiàn)模塊過熱損耗變頻器功率的問題產(chǎn)生，反之，變頻器IGBT 模塊表面溫度越高，則說明發(fā)熱量越大越集中，散熱能力不足，會造成模塊表面過熱，損耗變頻器功率的問題產(chǎn)生。因此，通過上述實驗及實驗數(shù)據(jù)結(jié)果分析得出，本文提出的散熱方法在應(yīng)用到變頻器IGBT 模塊當(dāng)中時，能夠有效增強IGBT 模塊的散熱性能，確保變頻器在正常運行中不會出現(xiàn)過熱損耗問題，提高變頻器整體運行穩(wěn)定性。

4 結(jié)論

在完成本文課題的開發(fā)與設(shè)計后，通過對比實驗的方式，證明了本文提出的散熱方法在應(yīng)用到變頻器IGBT 模塊當(dāng)中時，能夠有效增強IGBT 模塊的散熱性能，確保變頻器在正常運行中不會出現(xiàn)過熱損耗問題，提高變頻器整體運行穩(wěn)定性。但此次實驗研究在實際應(yīng)用中受到多種變量因素的影響，可能存在結(jié)果誤差，因此，還需要在后續(xù)的研究中對實驗進行進一步的完善。