應(yīng)用于大容量變換器的IGBT并聯(lián)技術(shù)

王雪松 趙爭(zhēng)鳴 袁立強(qiáng) 魯 挺

（清華大學(xué)電機(jī)工程與應(yīng)用電子技術(shù)系電力系統(tǒng)及發(fā)電設(shè)備安全控制和仿真國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 北京 100084）

1 引言

隨著電力電子技術(shù)朝大容量、高性能方向發(fā)展，變換器對(duì)大電流、高開(kāi)關(guān)速度的半導(dǎo)體器件的需求愈加強(qiáng)烈。受成本或技術(shù)因素的限制，在大容量變換器中半導(dǎo)體器件往往需要并聯(lián)使用。為了同時(shí)滿足大電流和高開(kāi)關(guān)速度，IGBT的并聯(lián)應(yīng)用技術(shù)受到了人們的關(guān)注，成為器件應(yīng)用研究的熱點(diǎn)之一[1-9]。

國(guó)內(nèi)外關(guān)于IGBT并聯(lián)技術(shù)的現(xiàn)有研究大部分采用仿真的手段進(jìn)行分析[2-4]，少數(shù)研究工作進(jìn)行了實(shí)際并聯(lián)實(shí)驗(yàn)測(cè)試，并有文獻(xiàn)針對(duì)器件開(kāi)關(guān)動(dòng)作的同步性做了深入研究，提出了基于門極信號(hào)同步控制的主動(dòng)均流控制方法[5-7]。然而，并聯(lián)器件在實(shí)際變換器中由于溫度不平衡引起的電流分配不平衡，是無(wú)法通過(guò)門極信號(hào)同步方法解決的。

在采用風(fēng)冷系統(tǒng)的變換器散熱器上，垂直于風(fēng)路的方向上存在溫度差別，并聯(lián)器件需要工作在不同的結(jié)溫下，這種熱不平衡為大容量變換器中開(kāi)關(guān)器件的并聯(lián)應(yīng)用帶來(lái)了影響。針對(duì)在熱不平衡條件下大功率IGBT的并聯(lián)應(yīng)用，本文對(duì)受溫度影響的器件參數(shù)進(jìn)行了理論分析和實(shí)驗(yàn)研究，對(duì)由溫度引起的并聯(lián)器件之間的電流分配差異進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。重點(diǎn)分析了熱不平衡對(duì)器件并聯(lián)應(yīng)用的影響和補(bǔ)償方法，并進(jìn)行了相關(guān)實(shí)驗(yàn)研究，提出了一種基于調(diào)節(jié)門極電壓和門極電阻實(shí)現(xiàn)均流控制的門極驅(qū)動(dòng)主動(dòng)控制電路。在研究器件并聯(lián)的過(guò)程中，挖掘器件的最大潛力，提高并聯(lián)器件輸出電流能力對(duì)降低變換器成本及提高可靠性也是至關(guān)重要的。

本文針對(duì)大功率IGBT的并聯(lián)應(yīng)用技術(shù)進(jìn)行了研究，基于對(duì)兩只IGBT并聯(lián)應(yīng)用的研究進(jìn)而實(shí)現(xiàn)了四只IGBT并聯(lián)，總輸出電流超過(guò)2kA，并將該研究結(jié)果有效地應(yīng)用到一臺(tái)實(shí)際的315kW、380V變頻器樣機(jī)中。

2 IGBT并聯(lián)理論分析

實(shí)現(xiàn)多只器件并聯(lián)均流的理想條件是，并聯(lián)的器件具有相同的導(dǎo)通電阻，相同的導(dǎo)通和截止速度，同步的門極開(kāi)關(guān)信號(hào)，對(duì)稱的負(fù)載電路和對(duì)稱的換流回路。對(duì)于采用相同型號(hào)相同批次的器件并聯(lián)來(lái)講，決定并聯(lián)器件間靜態(tài)電流分配的主要因素是器件的導(dǎo)通電阻。導(dǎo)通電阻的差異會(huì)引起并聯(lián)器件靜態(tài)電流分配的不均衡，而影響器件導(dǎo)通電阻差異的主要因素包括結(jié)溫和門極驅(qū)動(dòng)電壓。決定并聯(lián)器件間動(dòng)態(tài)電流分配的主要因素則是器件導(dǎo)通和截止動(dòng)作的同步性，受到器件多個(gè)動(dòng)態(tài)特征參數(shù)和外電路參數(shù)的綜合影響[10-14]。

在實(shí)際設(shè)備中，選取相同批次的器件作并聯(lián)應(yīng)用基本上可以解決器件參數(shù)差異的問(wèn)題，通過(guò)合理設(shè)計(jì)變換器的結(jié)構(gòu)可以解決負(fù)載電路和換流回路的對(duì)稱問(wèn)題。然而，在采用風(fēng)冷系統(tǒng)變換器的散熱器上，垂直于風(fēng)路的方向上存在溫度差別，這種熱不平衡會(huì)為大容量變換器中開(kāi)關(guān)器件的并聯(lián)應(yīng)用帶來(lái)了影響[15]。由熱不平衡帶來(lái)的器件并聯(lián)應(yīng)用問(wèn)題往往會(huì)被忽視，本文重點(diǎn)針對(duì)熱不平衡對(duì)器件并聯(lián)應(yīng)用的影響進(jìn)行理論分析和實(shí)驗(yàn)研究。

2.1 并聯(lián)器件的靜態(tài)參數(shù)分析

IGBT的主要靜態(tài)特征參數(shù)包括：VCE(sat)為器件的通態(tài)飽和壓降，VCES為器件的阻態(tài)集射極電壓，IC(nom)為可重復(fù)截止最大電流，VGE(th)為器件的導(dǎo)通閾值電壓。參數(shù)VCE(sat)和VGE(th)是影響并聯(lián)器件靜態(tài)均流的關(guān)鍵參數(shù)。閾值電壓的數(shù)學(xué)表達(dá)如下：

其中，用于表征費(fèi)米能級(jí)的參數(shù)φFB是關(guān)于器件結(jié)溫Tj的增函數(shù)

閾值電壓VGE(th)關(guān)于器件結(jié)溫Tj的導(dǎo)數(shù)為

因此，器件的閾值電壓會(huì)隨著結(jié)溫的升高而略為下降。

器件的通態(tài)飽和壓降是流過(guò)器件的通態(tài)電流在其導(dǎo)通電阻上產(chǎn)生的電壓降

IGBT的導(dǎo)通電阻Rm由四部分組成：溝道電阻Rch、積累層電阻Ra、JFET電阻Rj以及外延層電阻Repi。其中，積累層電阻Ra和JFET電阻Rj與器件的制造工藝有關(guān)，外延層電阻Repi會(huì)隨器件的結(jié)溫升高而略為增大。而占導(dǎo)通電阻主要成分的溝道電阻Rch受門極導(dǎo)通電壓和器件結(jié)溫的影響

式中，L為器件的溝道長(zhǎng)度；Z為單位面積的溝道寬度；μns為溝道反型層電子的遷移率；Cox表示單位面積的柵氧化層電容。

溝道反型層電子的遷移率μns是關(guān)于結(jié)溫Tj的減函數(shù)

因此，隨著器件結(jié)溫的升高，器件的導(dǎo)通電阻會(huì)逐漸增大。

并聯(lián)器件的靜態(tài)電流分配取決于器件的導(dǎo)通電阻。由于器件在電路上是并聯(lián)關(guān)系，所以導(dǎo)通電阻較小的管子分配到的電流要大一些。并聯(lián)IGBT模塊的靜態(tài)電流分配不平衡，往往會(huì)使得并聯(lián)IGBT的通態(tài)損耗存在差異。提高器件的門極導(dǎo)通電壓VG,on可以使器件的導(dǎo)通電阻降低?；诖耍梢詫?shí)現(xiàn)對(duì)并聯(lián)器件靜態(tài)均流的控制。

2.2 并聯(lián)器件的動(dòng)態(tài)參數(shù)分析

并聯(lián)IGBT的導(dǎo)通過(guò)程電流上升沿和截止過(guò)程電流下降沿的不同步，會(huì)使得并聯(lián)IGBT模塊的動(dòng)態(tài)電流分配不平衡。相對(duì)于器件處于導(dǎo)通穩(wěn)態(tài)或截止穩(wěn)態(tài)來(lái)講，器件在導(dǎo)通瞬態(tài)和截止瞬態(tài)所承受的電應(yīng)力更大。因此，從保護(hù)器件安全運(yùn)行的角度出發(fā)，并聯(lián)IGBT模塊的動(dòng)態(tài)均流顯得更為重要。

IGBT的動(dòng)態(tài)特征參數(shù)主要包括：td(on)為導(dǎo)通延遲，tr為上升沿時(shí)間，td(off)為截止延遲，tf為下降沿時(shí)間。以上這四個(gè)參數(shù)都直接影響到并聯(lián)器件開(kāi)關(guān)動(dòng)作的同步性，因此對(duì)并聯(lián)器件的動(dòng)態(tài)均流影響比較大。尤其是參數(shù)td(on)和td(off)，對(duì)于應(yīng)用同一觸發(fā)信號(hào)的并聯(lián)器件來(lái)說(shuō)，它們是直接決定動(dòng)態(tài)均流特性的參數(shù)。并且，這兩個(gè)參數(shù)都與導(dǎo)通閾值電壓VGE(th)和門極導(dǎo)通電壓VG,on有關(guān)。

在IGBT導(dǎo)通的第一階段，在門極-發(fā)射極電壓vGE達(dá)到導(dǎo)通閾值電壓VGE(th)之前，導(dǎo)通電源VG,on通過(guò)門極電阻RG向電容CGE和CGC充電，此時(shí)有

其中，時(shí)間常數(shù)τ1為

電容CGC對(duì)電壓有依賴性，它會(huì)隨著電壓的下降而增長(zhǎng)，所以電容CGC在IGBT截止?fàn)顟B(tài)和導(dǎo)通狀態(tài)下差別很大，從而往往器件的導(dǎo)通延遲與截止延遲會(huì)有較大差異。

在IGBT導(dǎo)通的第二階段，VGE超過(guò)了MOS晶體管的導(dǎo)通閾值電壓VGE(th)，此時(shí)開(kāi)始產(chǎn)生集電極電流iC，第一階段的整個(gè)時(shí)間被稱為導(dǎo)通延遲td(on)。與MOSFET相類似，td(on)為

導(dǎo)通延遲td(on)關(guān)于器件結(jié)溫Tj的導(dǎo)數(shù)為

因此，器件的導(dǎo)通延遲會(huì)隨著器件結(jié)溫Tj的升高而增大。同時(shí)，隨著門極電阻RG的增大，導(dǎo)通延遲同樣會(huì)增大；而隨著門極導(dǎo)通電壓VG,on的升高，導(dǎo)通延遲會(huì)略為減小。

與導(dǎo)通過(guò)程相類似，在IGBT截止的第一階段，IGBT的門極開(kāi)始通過(guò)電阻RG放電，此時(shí)有

其中時(shí)間常數(shù)τ2為

由于電容CGC對(duì)電壓的依賴性，τ2遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于導(dǎo)通時(shí)間常數(shù)τ1。截止延遲td(off)具有與導(dǎo)通延遲相同的特性，受到結(jié)溫Tj、門極電阻RG和門極導(dǎo)通電壓VG,on的共同影響。并聯(lián)器件的動(dòng)態(tài)電流分配不均衡主要原因是器件的開(kāi)關(guān)動(dòng)作不同步。以雙管并聯(lián)為例，領(lǐng)先導(dǎo)通的管子承受的導(dǎo)通電流大于滯后導(dǎo)通的管子；滯后截止的管子所承受的截止電流大于領(lǐng)先截止的管子。基于以上分析，通過(guò)調(diào)整驅(qū)動(dòng)電路的參數(shù)可以改善并聯(lián)器件開(kāi)關(guān)動(dòng)作的同步性，從而實(shí)現(xiàn)并聯(lián)器件動(dòng)態(tài)均流。

2.3 外電路參數(shù)的影響分析

并聯(lián)器件的負(fù)載回路不對(duì)稱，往往是由變換器主電路的布局與結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)之間的矛盾造成的，而負(fù)載回路不對(duì)稱會(huì)導(dǎo)致并聯(lián)器件間的電流分配不均衡，這是顯而易見(jiàn)的。通過(guò)對(duì)主電路輸出銅排結(jié)構(gòu)的合理設(shè)計(jì)，可以實(shí)現(xiàn)對(duì)稱的負(fù)載回路。

不考慮吸收電路的影響，對(duì)于兩電平變換器來(lái)講，對(duì)并聯(lián)器件換流回路影響較大的是變換器直流母線的雜散電感。以IGBT在導(dǎo)通換流時(shí)電流的上升過(guò)程為例，器件的電流可以由下式描述：

式中，gm為器件的跨導(dǎo)；Lσ為并聯(lián)IGBT所在支路的雜散電感。由于主電路直流母線結(jié)構(gòu)的影響，并聯(lián)器件所在支路的雜散電感會(huì)存在一定的差異，從而并聯(lián)器件有著不同的電流上升率，動(dòng)態(tài)電流分配將不會(huì)均衡。電流上升率較大的器件要承受更大的電應(yīng)力。

由于元器件布局的限制使得并聯(lián)器件所處的位置無(wú)法做到完全對(duì)稱，因而對(duì)于每個(gè)并聯(lián)的器件，其所在的換流支路的雜散電感會(huì)存在差異。盡管變換器主電路的直流母線廣泛采用了層疊結(jié)構(gòu)，通過(guò)對(duì)層疊母線結(jié)構(gòu)的改進(jìn)可以整體地降低母線帶來(lái)的雜散電感，從而降低參數(shù)的差異，然而雜散電感差異帶來(lái)的對(duì)并聯(lián)均流的影響卻是不可忽略的。

并聯(lián)器件換流支路雜散電感差異對(duì)并聯(lián)電流分配的影響主要體現(xiàn)在動(dòng)態(tài)均流特性，通過(guò)對(duì)并聯(lián)器件驅(qū)動(dòng)電路的參數(shù)調(diào)整，可以補(bǔ)償動(dòng)態(tài)電流的不平衡，進(jìn)而實(shí)現(xiàn)對(duì)并聯(lián)器件均流的主動(dòng)控制。

2.4 門極主動(dòng)控制電路

基于上述分析，并聯(lián)器件的靜態(tài)均流主動(dòng)控制可以通過(guò)調(diào)節(jié)驅(qū)動(dòng)電路的門極導(dǎo)通電壓實(shí)現(xiàn)，而動(dòng)態(tài)均流可以通過(guò)調(diào)節(jié)門極電阻實(shí)現(xiàn)。門極驅(qū)動(dòng)主動(dòng)控制電路的基本結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 門極驅(qū)動(dòng)主動(dòng)控制電路Fig.1 Gate driving circuit for active control

并聯(lián)器件的門極驅(qū)動(dòng)電壓通過(guò)開(kāi)關(guān)電源的占空比調(diào)節(jié)實(shí)現(xiàn)，由控制器產(chǎn)生門極導(dǎo)通電壓的目標(biāo)參考值來(lái)控制。而針對(duì)門極電阻的阻值的調(diào)節(jié)，一般難以找到可以線性調(diào)節(jié)控制的電阻類器件，因此驅(qū)動(dòng)電路的門極電阻可以通過(guò)對(duì)排阻的開(kāi)關(guān)狀態(tài)控制予以調(diào)節(jié)。用于輸出電流反饋分析的電流傳感器需要基于羅氏線圈實(shí)現(xiàn)。

3 IGBT開(kāi)關(guān)特性的實(shí)驗(yàn)

開(kāi)關(guān)特性是影響器件并聯(lián)使用的重要因素，如前文所述，能夠影響器件開(kāi)關(guān)特性的因素又包括驅(qū)動(dòng)電路的門極電阻、門極電壓、器件的結(jié)溫以及器件所在換流回路的雜散電感。通過(guò)主動(dòng)改變這些參數(shù)，可以考察器件開(kāi)關(guān)特性的變化特征，有助于分析器件并聯(lián)使用情況下的電流分配。在實(shí)際的315kW、380V變換器中采用了英飛凌公司生產(chǎn)的IGBT模塊（型號(hào)為FF450R12ME3），規(guī)格1200V、450A。因此，對(duì)開(kāi)關(guān)特性的分析同樣基于此型號(hào)的器件進(jìn)行了相關(guān)的系列實(shí)驗(yàn)。

3.1 門極電阻的影響

驅(qū)動(dòng)電路的門極電阻不影響器件的通態(tài)飽和壓降，但是門極電阻參數(shù)的變化對(duì)器件的動(dòng)態(tài)特性影響顯著。器件的導(dǎo)通延遲、截止延遲、上升沿時(shí)間和下降沿時(shí)間都直接與門極電阻相關(guān)。

由于器件生產(chǎn)工藝的不同，使得不同廠商、不同規(guī)格和不同型號(hào)的器件具有不同的適用門極電阻范圍。在應(yīng)用過(guò)程中，過(guò)小的門極電阻容易引起導(dǎo)通過(guò)程中電流的振蕩；過(guò)大的門極電阻則容易引起截止過(guò)程中電壓和電流同時(shí)振蕩。在合適的門極電阻范圍內(nèi)，通過(guò)改變門極電阻的阻值可以改變器件的動(dòng)態(tài)參數(shù)。

在環(huán)境溫度30℃，直流母線電壓600V，電流450A的條件下，改變驅(qū)動(dòng)電路的門極電阻，測(cè)試器件的開(kāi)關(guān)波形。根據(jù)實(shí)測(cè)波形進(jìn)行計(jì)算，可以得到門極電阻對(duì)器件動(dòng)態(tài)參數(shù)的實(shí)際影響，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如表1所示。

表1 門極電阻對(duì)器件參數(shù)的影響Tab.1 Characteristic parameters with different gateresistance

根據(jù)表1所示實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以看出，隨著門極電阻阻值的增加，器件的截止延遲td(off)隨之單調(diào)遞增。據(jù)此，在器件并聯(lián)使用的情況下，可以通過(guò)改變并聯(lián)器件各自驅(qū)動(dòng)電路的門極電阻來(lái)實(shí)現(xiàn)對(duì)器件并聯(lián)動(dòng)態(tài)均流的主動(dòng)控制。

3.2 門極導(dǎo)通電壓的影響

驅(qū)動(dòng)電路的門極導(dǎo)通電壓幾乎可以影響器件的全部工作特性，在合適的門極電壓范圍內(nèi)，通過(guò)調(diào)節(jié)門極導(dǎo)通電壓可以直接改變器件的溝道電阻。在使用過(guò)程中，過(guò)高的門極電壓容易造成柵極的損傷；低于導(dǎo)通閾值的門極電壓又會(huì)使得器件長(zhǎng)期工作于非飽和區(qū)而造成損壞。通常實(shí)際應(yīng)用中門極導(dǎo)通電壓調(diào)節(jié)的范圍是10～18V。

器件的輸出特性是影響并聯(lián)器件靜態(tài)電流分配的重要因素。圖2所示為使用器件測(cè)試儀器SONY Tektronix 371A對(duì)型號(hào)為FF450R12ME3的IGBT器件進(jìn)行實(shí)測(cè)得到的輸出特性曲線。顯然，在輸出相同電流的情況下，隨著門極電壓的升高，器件的飽和壓降會(huì)逐漸降低，即器件的溝道電阻隨著門極導(dǎo)通電壓的升高而單調(diào)遞減。這意味著，器件在并聯(lián)使用時(shí)，通過(guò)分別調(diào)節(jié)器件各自驅(qū)動(dòng)電路的門極電壓，可以調(diào)節(jié)器件的跨導(dǎo)，從而實(shí)現(xiàn)并聯(lián)器件的靜態(tài)均流主動(dòng)控制。

圖2 IGBT的實(shí)測(cè)輸出特性曲線Fig.2 Experiment-measured output characteristic of IGBT

3.3 結(jié)溫的影響

在一個(gè)實(shí)際的風(fēng)冷變換器當(dāng)中，并聯(lián)的IGBT模塊被安裝在同一塊散熱器上，然而它們的熱路卻不是對(duì)稱的。沿著風(fēng)路的方向上存在溫度分布，在垂直于風(fēng)路的方向上同樣存在溫差，最差的情況下溫差甚至可以達(dá)到25℃。在這樣的使用條件下，結(jié)溫差異對(duì)并聯(lián)器件的影響不可以忽略[15,16]。

器件的大部分特征參數(shù)都是對(duì)結(jié)溫非常敏感的，影響到器件并聯(lián)的幾個(gè)關(guān)鍵參數(shù)同樣受到器件結(jié)溫的影響。隨著結(jié)溫的升高，器件的導(dǎo)通電阻會(huì)增大，而器件的導(dǎo)通延遲和截止延遲同樣會(huì)隨之增加，從而影響并聯(lián)器件的靜態(tài)均流和動(dòng)態(tài)均流。

圖3 實(shí)測(cè)不同結(jié)溫下IGBT的截止電流波形Fig.3 Switching waveforms of IGBT with different junction temperatures for measuring the characteristics parameters

圖3 所示為實(shí)驗(yàn)實(shí)測(cè)的5條不同結(jié)溫下的開(kāi)關(guān)波形，結(jié)溫從30℃到70℃遞增，鄰近曲線結(jié)溫相隔10℃。結(jié)溫的升高使得影響器件并聯(lián)應(yīng)用的兩個(gè)重要參數(shù)td(on)和td(off)都不同程度的隨之增加。這樣，在不作任何調(diào)整的情況下，存在結(jié)溫差別的并聯(lián)使用的IGBT模塊將承受不同的電應(yīng)力。結(jié)溫較高的器件將承受較大的截止電流，而結(jié)溫較低的器件將承受較大的導(dǎo)通電流。

表2是基于圖3所示的實(shí)驗(yàn)，從結(jié)溫30℃到75℃分別測(cè)試多個(gè)波形，計(jì)算得到的實(shí)際器件工作在直流母線電壓550V，負(fù)載電流400A的情況下的動(dòng)態(tài)參數(shù)。導(dǎo)通延遲和截止延遲隨結(jié)溫的變化趨勢(shì)是顯而易見(jiàn)的。這種由結(jié)溫差異引起的器件并聯(lián)不均流同樣可以通過(guò)分別調(diào)節(jié)器件各自驅(qū)動(dòng)電路的門極電壓和門極電阻實(shí)現(xiàn)并聯(lián)器件的主動(dòng)均流控制。

表2 器件特征參數(shù)隨結(jié)溫的變化情況Tab.2 Characteristic parameters at different junction temperatures

4 大功率IGBT并聯(lián)實(shí)驗(yàn)

4.1 并聯(lián)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)

對(duì)于大多數(shù)電壓型電力電子變換器來(lái)講，實(shí)現(xiàn)能量變換的基本單元電路拓?fù)涫窍嗤?，它們都是通過(guò)兩個(gè)同時(shí)動(dòng)作的開(kāi)關(guān)器件實(shí)現(xiàn)換流。因此，通過(guò)分析變換器中的基本單元電路可以了解變換器中全部開(kāi)關(guān)器件的工作狀況。圖4和圖5分別為用于研究并聯(lián)器件電流分配情況的實(shí)驗(yàn)平臺(tái)和測(cè)試電路。實(shí)驗(yàn)平臺(tái)能夠模擬實(shí)際變換器中并聯(lián)器件存在結(jié)溫溫差的工作環(huán)境，研究對(duì)象是兩只同型號(hào)的并聯(lián)器件，作為多只器件并聯(lián)的研究基礎(chǔ)。

圖4 器件并聯(lián)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)Fig.4 Schematic diagram of the platform for testing parallel-connected IGBT modules

圖5 器件并聯(lián)測(cè)試電路Fig.5 Schematic of the circuit for testing the IGBTs in parallel

實(shí)驗(yàn)平臺(tái)包含機(jī)械結(jié)構(gòu)、溫度控制、脈沖控制和電流測(cè)量四個(gè)部分。實(shí)驗(yàn)平臺(tái)的機(jī)械結(jié)構(gòu)能夠保證并聯(lián)器件換流回路的對(duì)稱性。在固定器件的金屬砧板上有一條5mm的縫隙，用于阻隔兩部分砧板間的熱傳遞，便于并聯(lián)器件溫度的分別控制。砧板的溫度控制由一個(gè)雙路溫度控制器實(shí)現(xiàn)，當(dāng)溫度穩(wěn)定后器件的結(jié)溫與砧板的溫度相同。器件并聯(lián)電流分配的測(cè)試采用雙脈沖測(cè)試方法，即第一個(gè)脈沖用于控制電流達(dá)到測(cè)試所需的數(shù)值，第二個(gè)10μs的脈沖用于并聯(lián)器件開(kāi)關(guān)特性的測(cè)試。測(cè)試過(guò)程中產(chǎn)生的損耗對(duì)結(jié)溫的影響可以忽略不計(jì)，認(rèn)為所測(cè)波形的結(jié)溫于金屬砧板的溫度相同。電流測(cè)試使用了基于羅氏線圈的高帶寬電流探頭。

在相同結(jié)溫、使用相同門極電阻和相同門極導(dǎo)通電壓的情況下，基于上述測(cè)試平臺(tái)可以實(shí)現(xiàn)器件并聯(lián)的自均流，實(shí)測(cè)波形如圖6所示，用于后續(xù)實(shí)驗(yàn)波形的對(duì)比分析。

4.2 雙管并聯(lián)均流控制實(shí)驗(yàn)

圖6 相同結(jié)溫下并聯(lián)器件的自均流Fig.6 Waveforms of balanced current of the parallel-connected IGBT modules with same temperature

并聯(lián)器件使用相同的門極電阻1.7Ω，直流母線電壓600V，器件截止電流420A左右的情況下，控制并聯(lián)器件VT1和VT2的結(jié)溫分別為38.1℃和50.4℃，即溫差為10℃左右時(shí)，器件的靜態(tài)電流差異達(dá)到了26A，同時(shí)截止電流峰值差異達(dá)到了15A，如圖7a所示。結(jié)溫較高的器件需要承受更高的截止電流峰值，在工業(yè)應(yīng)用當(dāng)中這是不合理的。此外，電流的不均衡程度幾乎只與并聯(lián)器件的結(jié)溫溫差相關(guān)，而不隨環(huán)境溫度改變。并且隨著結(jié)溫差異的增大，并聯(lián)器件的靜態(tài)電流與動(dòng)態(tài)電流分配差異也隨之增大。

圖7 門極電阻調(diào)節(jié)對(duì)截止電流均衡的控制Fig.7 Transient current balancing between parallel-connected IGBT modules with thermal imbalance

調(diào)節(jié)器件的門極電阻，將結(jié)溫較高的VT2管的門極電阻減小到1.5Ω，在同樣的溫差測(cè)試條件下（VT1和VT2的結(jié)溫分別為38.9℃和51.5℃），實(shí)現(xiàn)了存在結(jié)溫差異的并聯(lián)器件截止峰值電流均衡，實(shí)驗(yàn)波形如圖7b所示。

限于目前的實(shí)驗(yàn)狀況，通過(guò)調(diào)節(jié)門極導(dǎo)通電壓控制并聯(lián)器件均流的實(shí)驗(yàn)?zāi)壳吧袩o(wú)法完成。

4.3 四管并聯(lián)電流測(cè)試

在實(shí)際的315kW、380V變頻器樣機(jī)當(dāng)中，主開(kāi)關(guān)器件由四只型號(hào)為FF450R12ME3的IGBT模塊并聯(lián)實(shí)現(xiàn)。為檢測(cè)并聯(lián)器件的分?jǐn)嚯娏髂芰Γ谠撟儞Q器樣機(jī)的主功率電路進(jìn)行了電流能力檢測(cè)實(shí)驗(yàn)。

實(shí)驗(yàn)環(huán)境溫度為25℃，直流母線電壓600V，基于圖5所示的測(cè)試電路發(fā)送連續(xù)脈沖，直到觸發(fā)預(yù)設(shè)的過(guò)電流保護(hù)，測(cè)定負(fù)載電流的最大值，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖8所示，并聯(lián)器件能夠可靠截止2 300A的負(fù)載電流，為變換器系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行提供保障。

圖8 變換器中四管并聯(lián)的電流能力測(cè)試Fig.8 Current capacity test of four IGBT modules connected in parallel for the converter prototype

4.4 變頻器帶電動(dòng)機(jī)實(shí)際運(yùn)行測(cè)試

為檢測(cè)變頻器樣機(jī)主功率電路的實(shí)際帶載能力，實(shí)驗(yàn)中多次測(cè)試了變頻器帶315kW、380V異步電動(dòng)機(jī)的起動(dòng)過(guò)程。在直流預(yù)勵(lì)磁[17,18]之后，通過(guò)控制器逐步提高起動(dòng)電壓以增大電機(jī)的起動(dòng)電流，進(jìn)行多次起動(dòng)實(shí)驗(yàn)直到觸發(fā)變頻器的預(yù)設(shè)過(guò)電流保護(hù)。

測(cè)定的變頻器帶電機(jī)負(fù)載最大起動(dòng)電流可以達(dá)到2kA，散熱器溫度為45℃，實(shí)測(cè)起動(dòng)電流波形如圖9所示。

圖9 變頻器帶315kW電動(dòng)機(jī)起動(dòng)電流波形Fig.9 Starting current waveforms of the converter prototype with the load of a 315kW motor

變頻器帶電機(jī)起動(dòng)以后逐漸加載，同時(shí)改變電機(jī)的運(yùn)行頻率，最終使變頻器在22Hz滿電流（有效值750A）的狀態(tài)穩(wěn)定運(yùn)行，測(cè)試系統(tǒng)的溫升曲線，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖10所示。溫度測(cè)試點(diǎn)TC1選在散熱器中央位置的IGBT模塊附近，溫度測(cè)試點(diǎn)TC2選在與之相距較遠(yuǎn)的IGBT模塊附近。盡管變換器的散熱風(fēng)路已經(jīng)做過(guò)優(yōu)化設(shè)計(jì)，在溫度穩(wěn)定以后散熱器上測(cè)點(diǎn)的溫差還是在10℃左右。因此，對(duì)在此種環(huán)境下運(yùn)行的并聯(lián)器件均流控制是十分必要的。

圖10 變頻器帶315kW電動(dòng)機(jī)低頻滿載溫升曲線Fig.10 Temperature curves of the converter prototype with the full load of a 315kW motor at 22Hz

5 結(jié)論

采用風(fēng)冷系統(tǒng)的變換器散熱器上，垂直于風(fēng)路的方向上存在溫度差別，這種熱不平衡為大容量變換器中開(kāi)關(guān)器件的并聯(lián)應(yīng)用帶來(lái)了影響。本文針對(duì)熱不平衡對(duì)器件并聯(lián)應(yīng)用的影響對(duì)并聯(lián)器件的靜態(tài)均流、動(dòng)態(tài)均流以及外電路參數(shù)的影響進(jìn)行了理論分析和相關(guān)的實(shí)驗(yàn)研究，總結(jié)了運(yùn)行溫度差異對(duì)并聯(lián)器件電流分配的影響規(guī)律，這種影響在工業(yè)應(yīng)用中是不可以忽略的。

基于對(duì)熱不平衡對(duì)器件并聯(lián)應(yīng)用的理論分析和實(shí)驗(yàn)研究，本文提出了一種基于調(diào)節(jié)門極電壓和門極電阻實(shí)現(xiàn)均流控制的門極驅(qū)動(dòng)主動(dòng)控制電路，應(yīng)用這種方法可以解決熱不平衡對(duì)器件并聯(lián)應(yīng)用帶來(lái)的問(wèn)題，實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了該方法的有效性和可行性。

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