計及焊層疲勞影響的風電變流器IGBT模塊熱分析及改進熱網(wǎng)絡模型

李 輝 胡姚剛 劉盛權 李 洋 劉志祥

（1. 輸配電裝備及系統(tǒng)安全與新技術國家重點實驗室（重慶大學） 重慶 400044 2. 國網(wǎng)江西省電力公司贛州供電分公司 贛州 341000 3. 重慶科凱前衛(wèi)風電設備有限責任公司 重慶 401121）

計及焊層疲勞影響的風電變流器IGBT模塊熱分析及改進熱網(wǎng)絡模型

李 輝1胡姚剛1劉盛權2李 洋1劉志祥3

（1. 輸配電裝備及系統(tǒng)安全與新技術國家重點實驗室（重慶大學） 重慶 400044 2. 國網(wǎng)江西省電力公司贛州供電分公司 贛州 341000 3. 重慶科凱前衛(wèi)風電設備有限責任公司 重慶 401121）

針對不同疲勞壽命時期對風電變流器絕緣柵雙極型晶閘管（IGBT）模塊結溫的影響，分析焊層在不同脫落度下的IGBT模塊熱阻變化規(guī)律，并建立考慮熱阻變化的改進熱網(wǎng)絡模型。首先，依據(jù)風電機組變流器IGBT模塊的結構和材料屬性，建立三維有限元熱-結構耦合分析模型，對基板焊層和芯片焊層在不同脫落度下IGBT模塊結溫和熱應力的分布規(guī)律進行仿真分析。其次，確定不同焊層脫落度下其熱阻增量值，并建立IGBT模塊改進熱網(wǎng)絡模型。最后，將三維有限元模型和改進熱網(wǎng)絡模型的結溫計算結果進行對比分析，驗證了所提的改進熱網(wǎng)絡模型的有效性。

風電變流器 IGBT模塊 焊層脫落 結溫計算

0 引言

風電變流器是風力發(fā)電中能量轉換的重要環(huán)節(jié)，尤其是海上風電變流器承受著更加嚴酷的運行環(huán)境。風電機組長時間、頻繁和大范圍的隨機出力變化，導致電能轉換單元持續(xù)承受劇烈的熱應力沖擊，風電變流器可靠性程度受到越來越多的關注[1-3]。

絕緣柵雙極型晶閘管（Insulated Gate Bipolar Transistor, IGBT）模塊作為風電變流器關鍵部件之一，其運行可靠性對于變流器系統(tǒng)及整機可靠性至關重要。結溫是表征功率器件健康程度的關鍵狀態(tài)特征量之一[3]，通常利用電熱耦合模型實現(xiàn)IGBT模塊結溫計算[2,4]。但是，風電變流器持續(xù)運行期間，IGBT模塊各層材料間產(chǎn)生的交變熱應力將使其焊料層出現(xiàn)疲勞裂縫，甚至出現(xiàn)焊層疲勞脫落現(xiàn)象。隨著疲勞進程不斷延展加大，其熱阻等參數(shù)將不可避免地出現(xiàn)漂移，尤其在疲勞壽命后期可能更為顯著。因此，很有必要研究IGBT模塊熱分布變化規(guī)律和建立考慮焊層疲勞脫落影響的改進熱網(wǎng)絡模型，對不同疲勞壽命時期的風電變流器IGBT模塊結溫計算和提高風電變流器IGBT模塊狀態(tài)監(jiān)測技術水平有重要工程應用價值。

目前國內(nèi)外學者關于功率器件的結溫評估和疲勞老化的研究工作已有部分成果。文獻[4]利用集總參數(shù)法建立了IGBT模塊瞬態(tài)導熱的熱網(wǎng)絡模型。文獻[5]對比研究了電流遲滯控制、正弦脈寬調(diào)制、空間矢量脈寬調(diào)制三種方式下脈沖負載對IGBT模塊結溫的不同影響。文獻[6]考慮多芯片熱源之間的耦合作用對IGBT模塊功率循環(huán)能力的影響，對不同的結溫計算模型進行了誤差分析。文獻[7,8]研究了基于殼溫的風電變流器狀態(tài)監(jiān)測方法。但是上述文獻都是假設基于IGBT模塊熱阻為固定值[4]，其無法追蹤結溫在不同壽命時期的動態(tài)演變過程，且不同風速下IGBT模塊的結殼熱阻與不同的焊料層疲勞老化程度之間的關系尚未研究。文獻[9]利用不同功率循環(huán)次數(shù)下結溫的變化量來進行IGBT模塊的狀態(tài)監(jiān)測，但其疲勞壽命后期結溫的評估仍是基于固定熱阻的常規(guī)熱網(wǎng)絡模型。文獻[10]從熱傳導路徑的角度分析了IGBT模塊的結溫計算，但是其僅研究了基板焊層老化引起的導熱路徑變化，而沒有考慮疲勞影響可能更為顯著的芯片焊層疲勞。IGBT模塊在運行過程中長期承受著各種不同水平的熱應力疲勞載荷，其健康狀態(tài)不斷惡化，尤其在疲勞壽命后期將出現(xiàn)焊層疲勞脫落現(xiàn)象（主要包括基板焊層和芯片焊層脫落），IGBT模塊內(nèi)部物理結構發(fā)生改變，進而引起模塊的熱傳遞路徑改變引起熱阻發(fā)生變化，導致IGBT模塊結溫進一步升高。因此，有必要進一步研究考慮焊層疲勞影響的IGBT模塊熱分布規(guī)律和建立考慮熱阻變化的改進熱網(wǎng)絡模型。

基于此，為了準確計算風電變流器IGBT模塊的結溫，建立了考慮熱阻變化的改進熱網(wǎng)絡模型。首先依據(jù)實際雙饋風電變流器IGBT模塊的材料特性參數(shù)，建立其三維有限元熱-結構耦合分析模型（簡稱“三維有限元模型”），研究不同脫落度下IGBT模塊的溫度、熱應力及熱阻變化規(guī)律。其次，研究不同風況下的熱阻提取過程，并建立了考慮熱阻變化的IGBT模塊改進熱網(wǎng)絡模型。最后，分別通過應用三維有限元模型和改進熱網(wǎng)絡模型，對計算的兩種IGBT模塊結溫進行對比，驗證了改進熱網(wǎng)絡模型的有效性。

1 風電變流器IGBT模塊及有限元建模

1.1 風電變流器IGBT模塊結構

某2MW雙饋風電機組變流器及其IGBT模塊內(nèi)部結構及等效電路如圖1所示。圖1中IGBT模塊內(nèi)部芯片由多組IGBT和續(xù)流二極管（Free-Wheeling Diode, FWD）構成。從IGBT模塊剖面圖中可知其由多層材料構成，最上層為硅芯片，其次是芯片焊料層以及由絕緣陶瓷層和銅層構成的直接鍵合銅（Direct Bonded Copper, DBC）基板，DBC基板通過基板焊料層連接到底板上，底板周邊分別引出集電極、柵極和發(fā)射極。另外，IGBT模塊不同材料層間熱膨脹系數(shù)失配率非常高[4,7]，尤其是基板焊層與DBC基板下銅層以及芯片焊層與DBC基板上銅層之間。

1.2 IGBT模塊的有限元建模

圖1 雙饋風電變流器IGBT模塊及其剖面Fig.1 IGBT module and its cross-section view of power converter for DFIG wind turbine

為了獲取IGBT模塊熱阻增量與焊層疲勞脫落之間的關系，采用有限元方法（Finite Element Method, FEM）建立上述風電變流器IGBT模塊三維有限元熱-結構耦合分析模型來進行研究。具體建模步驟如下：首先，依據(jù)IGBT模塊的內(nèi)部材料屬性參數(shù)見表1[11]，利用Ansys/Workbench的DM （design model）設計工具建立IGBT模塊的幾何模型；其次，在Mechanical分析工具中選擇Structure analysis模塊，導入在DM中已建的幾何模型，并依據(jù)表1中IGBT模塊的實際材料特性對建立的幾何模型分配材料屬性；最后，對所建幾何模型進行網(wǎng)格剖分和求解驗證。

表1 IGBT模塊內(nèi)部材料屬性參數(shù)Tab.1 Material parameters of IGBT module

IGBT模塊結構中內(nèi)部芯片的尺寸如圖2a所示，圖2a中IGBT芯片分別記為VT1～VT4，續(xù)流二極管分別記為VD1～VD4。根據(jù)模塊的實際結構尺寸，且考慮結構對稱性，選取1/4的IGBT模塊，利用Ansys/Workbench構建了如圖2b所示的三維有限元模型。

圖2 風電變流器IGBT模塊芯片尺寸及三維有限元模型Fig.2 Chip sizes and 3D finite element model of IGBT module of wind power converter

2 焊層脫落下的IGBT模塊熱分析

2.1 基板焊層脫落下IGBT模塊結溫及熱應力分析

為了研究焊層脫落情況下的IGBT模塊結溫及熱應力變化規(guī)律，在進行仿真前，設定所建三維有限元模型仿真初始條件為：風速為12m/s；IGBT芯片和續(xù)流二極管芯片內(nèi)部生熱率分別為2.27W/mm3和1.5W/mm3（內(nèi)部生熱率可根據(jù)IGBT模塊耗散功率公式[12]計算得到）；IGBT模塊在運行時處于全封閉狀態(tài)，僅通過底面強制風冷散熱且對流系數(shù)為4 000W/(m2·K)，其余為絕熱面；各層材料結合完好，無相對滑移，忽略硅膠散熱，環(huán)境溫度為50℃。

為了對基板焊層脫落情況IGBT模塊進行結溫和熱應力分析，引入焊層脫落度概念表征IGBT模塊焊層的脫落程度，其值為焊料層脫落部分的面積占焊料層總面積的比重，IGBT模塊不同的焊層脫落度如圖3所示。應用三維有限元模型，分別設置仿真初始條件和基板焊層脫落度，獲得了基板焊層脫落度為0%、30%、50%、70%時IGBT模塊溫度分布云圖，如圖4所示?？梢姰敽笇用撀涑潭葹?0%時，相比于如圖4a所示的模塊健康狀態(tài)，IGBT芯片最高結溫無明顯變化。當焊層脫落分別為50%和70%時，芯片最高結溫分別為105.3℃和117.6℃，相比于脫落度為0%時分別增加了約2℃和14℃。

圖3 焊料層脫落程度Fig.3 Desquamating degree of solder delamination

圖4 不同基板焊層脫落度下IGBT模塊的溫度分布Fig.4 Temperature distribution of IGBT module in different desquamating degrees of base plate solder

由于疲勞熱應力是導致焊層疲勞的根本原因，除結溫外，還對不同焊層脫落度下基板焊層熱應力的變化規(guī)律進行了研究。圖5所示為在12m/s風速作用時基板焊料層最大von-Mises熱應力的分布情況，可見在焊層脫落程度不斷加大時，基板焊層最大熱應力先減小后增大；在焊料層脫落50%以后，基板焊層熱應力增長速率更大；當焊層脫落達80%時，其最大熱應力可達到200MPa。

圖5 不同基板焊層脫落度下基板焊層熱應力的變化趨勢Fig.5 Thermal stress trend of base plate solder in different desquamating degrees of base plate solder

2.2 芯片焊層脫落下IGBT模塊結溫及熱應力分析

除基板焊層疲勞外，芯片焊層也會發(fā)生疲勞失效[13]。為進一步分析實際IGBT模塊芯片焊層脫落程度和模塊溫度分布的關系，采用的初值條件同2.1節(jié)，采用相同的初始條件和設置0%、30%、50%、70%的芯片焊層脫落度，應用三維有限元模型得到了IGBT模塊溫度分布云圖如圖6所示。從圖6中可知，隨著芯片焊層脫落度的增加，IGBT結溫也呈上升趨勢。當焊層脫落程度達到30%時，IGBT芯片最高結溫為130.6℃，相比于模塊處于健康狀態(tài)（脫落度為0%）的變化十分顯著。此外，與脫落度同為30%的基板焊料層相比，IGBT芯片最高結溫也明顯高于基板焊料層脫落的情況（103.09℃）。這是由于芯片焊層直接和硅芯片相連，焊層面積即為有效導熱面積，其焊層脫落將直接影響芯片的導熱路徑，這使得模塊極容易過溫。另外，圖7給出了風速為12m/s時IGBT芯片焊層最大von-Mises熱應力隨其脫落度變化的分布情況，當焊層出現(xiàn)脫落后，其焊層熱應力會隨著焊層脫落度的增加而增大，同時這也表明疲勞壽命后期IGBT模塊的失效速率將不同于疲勞初期。

圖6 不同芯片焊層脫落度下IGBT模塊的溫度分布Fig.6 Temperature distribution of IGBT module in different desquamating degrees of chip solder

圖7 不同芯片焊層脫落下芯片焊層熱應力的變化趨勢Fig.7 Thermal stress trend of chip solder in different desquamating degrees of chip solder

3 熱阻增量與改進熱網(wǎng)絡模型

3.1 熱阻增量確定

IGBT模塊熱流通道上的結溫Tj與殼溫Tc的差與通道上耗散功率P之比即為結殼熱阻Rth，其表達式為

式中，不同壽命時期t的模塊結殼熱阻Rth(t)是不同的，其結殼熱阻增量ΔRth(t)可表示為

式中，Rth0為健康狀態(tài)時模塊結殼的熱阻值（℃/W）。

為了確定風電變流器IGBT模塊熱阻增量，應用三維有限元模型進行分析，結合式（2），對不同的焊層脫落度下IGBT芯片的結殼熱阻增量進行計算，得到了風速為12m/s時不同基板和芯片焊層脫落度下IGBT芯片的結溫大小和熱阻增量，見表2。對表2中分析可知，隨著焊層脫落度的增大，芯片結溫不斷升高，結殼熱阻及熱阻增量百分比也隨之增大（一般認為當模塊熱阻增量超過20%時，即為模塊失效[3,7,8]）。其中，對于基板焊層，當脫落度在30%以內(nèi)時，熱阻變化量幾乎為零。這是由于基板焊層脫落不影響IGBT模塊的有效導熱面積，因此其熱阻不變。當焊層脫落60%以上時，結殼熱阻增量將超過20%，并且呈上升趨勢。然而對于芯片焊層，其導致的熱阻增量更為顯著，當脫落度在20%左右時，結殼熱阻增量就達到了19%，且在相同焊層脫落度下，相比于基板焊層疲勞，芯片焊層疲勞導致的結殼熱阻增量更大。

表2 IGBT模塊的結溫及熱阻增量Tab.2 Junction temperature and thermal resistance increment of IGBT module

為了進一步分析不同風況下IGBT熱阻的變化規(guī)律及其影響，圖8給出了風速在5m/s、8m/s、12m/s作用下，IGBT模塊焊料層處于不同脫落度時的結殼熱阻增量變化曲線。從圖8可知，在相同風速作用下，IGBT熱阻增量會隨著焊層脫落度的增大而增大，與基板焊層疲勞相比，芯片焊層疲勞導致的熱阻增量更為顯著。此外，不論基板焊層疲勞還是芯片焊層疲勞，在相同焊層疲勞作用下，不同風速作用對其IGBT熱阻增量影響甚小，這也進一步說明隨著風速增加引起IGBT模塊結溫增加的因素主要是功率損耗增加所致。因此，不同風速下結溫計算模型可采用相同的熱阻增量，而不同焊層脫落度下則需考慮熱阻增量的變化來反映其對結溫計算的影響。

圖8 不同風速及不同焊層脫落度下IGBT熱阻增量曲線Fig.8 Thermal resistance increment curves of IGBT module in different desquamating degrees and wind speeds

3.2 IGBT模塊的改進熱網(wǎng)絡模型

目前，關于IGBT模塊的熱網(wǎng)絡模型都是對IGBT模塊的實際傳熱過程的集中等效，主要有基于集總參數(shù)法的Foster熱網(wǎng)絡和Cauer熱網(wǎng)絡。其中Cauer熱網(wǎng)絡從物理本質上表征了IGBT模塊封裝內(nèi)部的導熱過程，其熱網(wǎng)絡參數(shù)熱阻R和熱容C可以表征半導體器件結殼之間的各層結構材料的熱阻和熱容值，然而其參數(shù)的獲取和實驗驗證比較困難。相比之下，F(xiàn)oster熱網(wǎng)絡雖不能表示功率模塊本身傳熱的物理本質，但可對IGBT模塊傳熱結構的外特性等效，且其參數(shù)的獲取和相應的數(shù)值計算都較容易。因此，針對圖1c所示的IGBT模塊剖面圖，類比電路中的歐姆定律，可建立基于集總參數(shù)法的Foster熱網(wǎng)絡模型。圖9所示為功率器件的一般熱網(wǎng)絡模型，圖9中Ta為環(huán)境溫度；Zth_jc為結-殼熱阻抗，可由四組熱阻和熱容組成的Foster熱網(wǎng)絡計算得到。當器件熱傳導過程趨于穩(wěn)定時，其熱容可以忽略。

圖9 功率器件熱網(wǎng)絡模型Fig.9 Thermal network model of power device

為了能更準確計算IGBT模塊結溫，通過3.1節(jié)分析可知，需將不同疲勞壽命時期熱阻增量部分納入熱網(wǎng)絡建模過程中，即建立考慮焊層脫落下IGBT模塊改進熱網(wǎng)絡模型。關于基板焊層熱阻建模，在IGBT模塊熱傳導過程趨于穩(wěn)定其熱容忽略時，考慮到IGBT模塊為多個IGBT芯片和FWD共用一個基板焊層，不同壽命周期的熱阻應為基板固有熱阻Rth-sc與其熱阻增量ΔRth_bp之和。同理，關于芯片焊層熱阻建模，IGBT模塊分別為各芯片和FWD分配了獨立的芯片焊層，不同壽命周期的各芯片熱阻應為芯片固有熱阻Rth-js與其熱阻增量ΔRth_cp之和。因此，本文提出了這兩種焊層脫落情況的改進熱網(wǎng)絡模型，如圖10所示。關于改進熱網(wǎng)絡模型中的熱阻增量，當IGBT模塊的基板焊層發(fā)生疲勞脫落時，DBC基板下銅層與底板之間的貼合度下降，等效為基板焊層對應的熱阻增量ΔRth_bp增大；當IGBT模塊的芯片焊層發(fā)生疲勞脫落時，芯片和DBC基板上銅層的貼合度下降，影響其導熱路徑，等效為其對應的熱阻增量ΔRth_cp也會增大。

圖10 考慮熱阻變化的IGBT模塊改進熱網(wǎng)絡模型Fig.10 Improved thermal network model of IGBT module considering the change of thermal resistance

依據(jù)IGBT模塊焊層疲勞導致的熱阻變化情況，結合考慮熱阻變化的IGBT模塊改進熱網(wǎng)絡模型，令Raged為IGBT模塊運行一定壽命時期之后的結殼熱阻值，則

進而可推導，IGBT模塊在某一疲勞壽命時期的結溫Tj_aged應為

式中，Ploss為IGBT模塊功率損耗（W）。

4 對比驗證分析

4.1 三維有限元模型有效性驗證

為了驗證所建立風電變流器IGBT模塊有限元模型的有效性，在焊層未發(fā)生脫落時（即IGBT模塊處于健康狀態(tài)），通過將所建有限元模型計算得到的殼溫與新投運的某2MW雙饋風電變流器SCADA系統(tǒng)中IGBT模塊監(jiān)測的殼溫數(shù)據(jù)進行對比驗證。針對某風電場新投運的2MW雙饋風電機組變流器，從該風電場SCADA系統(tǒng)中導出和整理了某變流器IGBT模塊殼溫監(jiān)測數(shù)據(jù)后，將相同風速下對應的IGBT模塊殼溫求平均后得到了變流器殼溫監(jiān)測值，不同風速下的變流器殼溫監(jiān)測值曲線如圖11所示。另外，關于殼溫仿真值，通過在三維有限元模型中設置與實際變流器控制柜相同的環(huán)境溫度以及不同風速對應的功率損耗，仿真后得到如圖11所示的IGBT模塊底板處殼溫仿真值曲線。通過對比可知，在不同的風速下，采用所建三維有限元模型的變流器殼溫仿真值與實際殼溫監(jiān)測值基本一致，說明了三維有限元模型是正確的。

圖11 風電變流器IGBT模塊殼溫監(jiān)測數(shù)據(jù)與仿真結果Fig.11 Monitoring data and simulation results of IGBT module case temperature of wind power converter

4.2 IGBT模塊改進熱網(wǎng)絡模型有效性驗證

為驗證不同焊層疲勞程度下IGBT模塊改進熱網(wǎng)絡模型的有效性，設定風速分別為6.8m/s、11.3m/s、12m/s，其對應的IGBT模塊功率損耗分別為100W、200W、300W，根據(jù)表2中所確定的熱阻增量值ΔRth，通過改進的熱網(wǎng)絡模型，利用式（4）求得多個不同的基板焊層疲勞度下IGBT的結溫平均值，同時與相同損耗作用下的三維有限元模型仿真結果作對比分析。不同壽命時期IGBT模塊的結溫對比結果如圖12所示，可知在不同的功率損耗下，利用考慮熱阻變化的改進熱網(wǎng)絡模型計算的IGBT模塊結溫與相同條件下三維有限元模型的仿真結果基本一致，表明建立的改進熱網(wǎng)絡模型是準確有效的。

圖12 不同壽命時期IGBT模塊的結溫對比Fig.12 Comparison of junction temperature of IGBT module in different fatigue stages

5 結論

依據(jù)雙饋風電變流器IGBT模塊結構，建立了IGBT模塊的三維有限元模型，并分析在不同的基板焊層和芯片焊層脫落程度下IGBT模塊的結溫、熱應力分布及熱阻變化規(guī)律，提出了考慮熱阻變化的改進熱網(wǎng)絡模型，通過對比分析驗證了所提的改進熱網(wǎng)絡模型的有效性。主要結論如下：

1）無論是基板焊層還是芯片焊層脫落，在相同損耗條件下，IGBT模塊的結溫都會隨著焊層脫落度的增大而增大，但是芯片焊層脫落的影響更為明顯；當焊層出現(xiàn)疲勞后，基板焊層和芯片焊層最大von-Mises應力都隨著脫落度的增加而增大。

2）在相同風速作用下，IGBT熱阻增量會隨著焊層脫落度的增大而增大，與基板焊層疲勞相比，芯片焊層疲勞導致的熱阻增量更為顯著。在相同焊層疲勞作用下，不同風速作用對其IGBT模塊熱阻增量影響幾乎相同。

3）通過將改進熱網(wǎng)絡模型與三維有限元模型計算的IGBT模塊結溫計算結果對比，表明本文提出的考慮熱阻變化的IGBT模塊改進熱網(wǎng)絡模型是有效的，可用于不同疲勞壽命時期的風電變流器IGBT模塊結溫計算與分析。

[1] Yang S, Bryant A, Mawby P, et al. An industry-based survey of reliability in power electronic converters[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 2011, 47(3)： 1441-1451.

[2] Blaabjerg F, Liserre M, Ma K. Power electronicsconverters for wind turbine systems[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 2012, 48(2)： 708-719.

[3] Yang S, Xiang D, Bryant A, et al. Condition monitoring for device reliability in power electronic converters： a review[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2010, 25(11)： 2734-2752.

[4] 魏克新, 杜明星. 基于集總參數(shù)法的IGBT模塊溫度預測模型[J]. 電工技術學報, 2011, 26(12)： 79-84. Wei Kexing, Du Mingxing, Temperature prediction model of IGBT modules based on lumped parameters method[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2011, 26(12)： 79-84.

[5] Nejadpak A, Mirafzal B, Mohammed O, et al. Effects of different switching algorithms on the thermal behavior of IGBT modules under pulse-load conditions[C]//IEEE 36th Annual Conference on Industrial Electronics Society, Glendale, 2010： 451-456.

[6] Poller T, D'Arco S, Hernes M, et al. Influence of thermal cross-couplings on power cycling lifetime of IGBT power modules[C]//7th International Conference on Integrated Power Electronics Systems, Nuernberg, 2012： 1-6.

[7] Xiang D, Ran L, Tavner P J, et al. Monitoring solder fatigue in a power module using case-above-ambient temperature rise[J]. IEEE Transactions on Industry Applications, 2011, 47(6)： 2578-2591.

[8] Tian B, Wang Z, Qiao W. Study on case temperature distribution for condition monitoring of multidie IGBT modules[C]//29th Annual IEEE Applied Power Electronics Conference and Exposition (APEC), Texas, 2014： 2564-2568.

[9] Tian B, Qiao W, Wang Z, et al. Monitoring IGBT's health condition via junction temperature variations[C]// 29th Annual IEEE Applied Power Electronics Conference and Exposition (APEC), Texas, 2014： 2550-2555.

[10] Wang Z, Qiao W, Tian B, et al. An effective heat propagation path-based online adaptive thermal model for IGBT modules[C]//29th Annual IEEE Applied Power Electronics Conference and Exposition (APEC), Texas, 2014： 513-518.

[11] Wintrich A, Nicolai U, Tursky W, et al. Application manual power semiconductors[M]. Nuremburg： Semikron Application Manual, 2011.

[12] 毛鵬, 謝少軍, 許澤剛. IGBT模塊的開關暫態(tài)模型及損耗分析[J]. 中國電機工程學報, 2010, 30(15)：40-47. Mao Peng, Xie Shaojun, Xu Zegang. Switching transients model and loss analysis of IGBT module[J]. Proceedings of the CSEE, 2010, 30(15)： 40-47.

[13] Ji B, Song X, Cao W, et al. In situ diagnostics and prognostics of solder fatigue in IGBT modules for electric vehicle drives[J]. IEEE Transactions on Power Electronics, 2015, 30(3)： 1535-1543.

（編輯 陳 誠）

Thermal Analysis and Improved Thermal Network Model of IGBT Module for Wind Power Converter Considering Solder Fatigue Effects

Li Hui1Hu Yaogang1Liu Shengquan2Li Yang1Liu Zhixiang3
（1. State Key Laboratory of Power Transmission Equipment & System Security and New Technology Chongqing University Chongqing 400044 China 2. State Grid Jiangxi Electric Power Corporation Ganzhou Power Supply Company Ganzhou 341000 China 3. Chongqing KK-QIANWEI Wind Power Equipment Co. Ltd Chongqing 401121 China）

Due to the influences of different fatigue lifetime stages on the junction temperature of the insulated gate bipolar transistor (IGBT) module in wind power converter, this paper analyzes the thermal resistance characteristics in different solder desquamating degrees, and then presents an improved thermal network model of the IGBT module. First, based on the structures and material parameters of the IGBT module of wind power converters, the coupling thermal-structure 3D finite element fatigue model of IGBT module is established. The junction temperature and thermal stress of IGBT module are investigated in different desquamating degrees of base plate solder and chip solder. Second, the thermal resistance parameters are determined in different desquamating degrees, and the improved thermal network model considering solder fatigue effects is established. Finally, the results of junction temperature calculated by the improved thermal network model are compared with those by the3D finite element fatigue model, which testify the effectiveness of the improved thermal network model.

Wind power converter, insulated gate bipolar transistor module, solder desquamation, junction temperature calculation

TM46

李 輝 男，1973年生，博士，教授，博士生導師，研究方向為風力發(fā)電技術、新型電機及其系統(tǒng)分析。

E-mail： cqulh@163.com

胡姚剛 男，1985年生，博士研究生，研究方向為風電變流器狀態(tài)監(jiān)測與故障診斷。

E-mail： huyaogang345@163.com（通信作者）

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.151503

國家自然科學基金（51377184），國際科技合作專項（2013DFG61520），重慶市集成示范計劃（CSTC2013JCSF70003），中央高?；究蒲袠I(yè)務費專項基金（CDJZR12150074）和重慶市研究生科研創(chuàng)新（CYB14014）項目資助。

2015-09-10 改稿日期 2015-11-02