模塊化多電平功率放大器的損耗分析與散熱設(shè)計(jì)

韓 蓉 ，徐千鳴 ，陳燕東 ，何志興 ，歐陽(yáng)紅林 ，羅 安

（1.廣東志成冠軍集團(tuán)有限公司，東莞 523718；2.國(guó)家電能變換與控制工程技術(shù)研究中心（湖南大學(xué)），長(zhǎng)沙 410082）

功率放大器主要用于完成信號(hào)源輸入信號(hào)的功率放大和阻抗特性匹配及發(fā)射，在很多領(lǐng)域如電動(dòng)振動(dòng)試驗(yàn)臺(tái)、發(fā)射系統(tǒng)、核磁共振和聲納探測(cè)等[1-3]都有廣泛的工程應(yīng)用。隨著負(fù)載對(duì)功放輸出功率和精度要求的提高，大功率、寬帶寬、高保真的功率放大器逐漸成為國(guó)內(nèi)外學(xué)者研究的熱點(diǎn)。

線性功率放大器LPA（linear power amplifier）具有高保真度和出色的動(dòng)態(tài)特性，但由于晶體管偏置電路，LPA在其輸出階段具有非常高的損耗，使得這類放大器效率不高[4-6]。近年來，D類和E類開關(guān)功率放大器在不需要高保真度的各種應(yīng)用中取代了LPA，由于開關(guān)功率放大器工作于晶體管的截止區(qū)域和飽和區(qū)域，因此具有更高的效率，可以實(shí)現(xiàn)緊湊且低成本的設(shè)計(jì)。然而，開關(guān)功率放大器產(chǎn)生額外的電磁干擾 EMI（electro magnetic interference），且在放大器和負(fù)載之間需要設(shè)置合適的低通濾波器，但帶來了時(shí)間延遲、帶寬有限和非線性等缺點(diǎn)[5]。

為使功率放大器具有大功率、高效率的輸出，同時(shí)保持LPA的高保真度，有學(xué)者提出通過組合LPA和開關(guān)功率放大器實(shí)現(xiàn)的混合功率放大器HPA（hybrid power amplifier）[7-9]， 其中承擔(dān)主要功率的開關(guān)功率放大器與LPA串聯(lián)連接，LPA只補(bǔ)償輸出電壓和開關(guān)功率放大器輸出電壓之間的差值。因此低電壓小功率的LPA可用于高電壓大功率應(yīng)用中，顯著降低了LPA功率晶體管的電壓降，使得HPA具有寬輸出寬帶、高輸出電壓質(zhì)量和低輸出阻抗的優(yōu)點(diǎn)。此外，除了混合功率放大器來提高輸出精度外，利用多電平逆變器在開關(guān)功率放大器中的應(yīng)用也越來越受到關(guān)注。文獻(xiàn)[8]中研制了1 kV·A的混合功率放大器和PWM功率放大器，并對(duì)兩者的輸出性能進(jìn)行了比較，由于HPA系統(tǒng)受LPA影響，效率最高只有75%，而PWM功率放大器的效率明顯高于混合功率放大器。

隨著電力電子裝置的小型化發(fā)展以及功率密度的提高，設(shè)備的溫度對(duì)其安全可靠運(yùn)行影響很大。由于功率器件的失效率隨器件溫度呈指數(shù)關(guān)系增長(zhǎng)[10]，在實(shí)際工作中，可能會(huì)因?yàn)闊崃坎荒芗皶r(shí)排出或者分布不均導(dǎo)致器件溫度過高甚至燒毀，影響電路的可靠性和壽命[11]。同時(shí)，功率器件的熱性能也對(duì)功率放大器的輸出失真有一定的影響[8]，因此研究功率放大器的損耗分布并設(shè)計(jì)合理的散熱系統(tǒng)具有十分重要的意義。目前已有大量學(xué)者對(duì)變換器的熱性能進(jìn)行了研究[12-14]，卻鮮有文獻(xiàn)對(duì)大功率功率放大器設(shè)備進(jìn)行詳細(xì)的損耗計(jì)算及散熱系統(tǒng)設(shè)計(jì)，文獻(xiàn)[15]研究了HPA的損耗分布及損耗的影響因素，詳細(xì)描述其散熱系統(tǒng)的設(shè)計(jì)過程。如果功率放大器在結(jié)構(gòu)和散熱系統(tǒng)設(shè)計(jì)上存在缺陷,則不能在設(shè)定功率下長(zhǎng)時(shí)間運(yùn)行,只能被迫降低功率來減少發(fā)熱量,最終會(huì)導(dǎo)致功放裝置功率密度減小、使用效率降低。

實(shí)際工程應(yīng)用中，大功率裝置散熱方式通常有風(fēng)冷和液冷兩類[16]。其中，液冷散熱通過冷卻液體在特定管路內(nèi)的流動(dòng)來將裝置熱量轉(zhuǎn)移到環(huán)境中，具有靜音環(huán)保、密封防塵性好等優(yōu)點(diǎn)[17]，但是水冷散熱器的加入會(huì)導(dǎo)致裝置體積的增大，對(duì)體積受限的特殊裝置不一定適用；對(duì)于中、大功率變換器裝置應(yīng)用來說，強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱技術(shù)是當(dāng)前最為成熟且經(jīng)濟(jì)性最高的一種散熱方式[18]。而風(fēng)冷設(shè)備中散熱系統(tǒng)風(fēng)道的布置和散熱片的設(shè)計(jì)對(duì)散熱效果影響很大，故對(duì)大功率多模塊裝置的散熱設(shè)計(jì)具有重要意義，可為同類產(chǎn)品的熱設(shè)計(jì)提供思路。

為此，本文提出了一種模塊化多電平開關(guān)功率放大器MM-SPA（modular multi-level switching power amplifier）及其熱設(shè)計(jì)思路，它能夠很好地解決負(fù)載對(duì)功放大功率、低失真度、高功率密度和高轉(zhuǎn)換效率的需求。對(duì)MM-SPA損耗計(jì)算進(jìn)行詳細(xì)研究，分析了MM-SPA的損耗分布特點(diǎn)，根據(jù)功耗及散熱要求對(duì)散熱系統(tǒng)進(jìn)行了設(shè)計(jì)，并采用有限元軟件ANSYS對(duì)散熱設(shè)計(jì)進(jìn)行仿真和設(shè)計(jì)優(yōu)化。最后研制出1臺(tái)30 kW的MM-SPA樣機(jī)，通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了理論計(jì)算和仿真的正確性。

1 MM-SPA的結(jié)構(gòu)及工作原理

MM-SPA拓?fù)洳捎玫蛪杭?jí)聯(lián)高壓輸出的結(jié)構(gòu)，如圖1所示，其功率單元進(jìn)行模塊化設(shè)計(jì)，每個(gè)功率單元模塊由二極管整流器、DC/DC變換器以及H橋變換器3部分組成。功率單元內(nèi)部由380 V工頻電源輸入，經(jīng)過二極管整流為直流，再經(jīng)過隔離型高頻DC/DC得到穩(wěn)定的直流，最后經(jīng)過H橋變換器轉(zhuǎn)換為需要的交流信號(hào)。將多個(gè)功率單元模塊輸出級(jí)聯(lián)，得到多電平輸出，再經(jīng)過濾波電路后供給負(fù)載。前級(jí)整流和DC/DC變換可以實(shí)現(xiàn)系統(tǒng)的寬范圍調(diào)壓，后級(jí)H橋通過調(diào)頻調(diào)壓，對(duì)輸出進(jìn)行進(jìn)一步調(diào)節(jié)，得到理想的放大信號(hào)。該拓?fù)鋵⒍嚯娖阶儞Q器應(yīng)用于開關(guān)功率放大器中，具有低電壓應(yīng)力、低電磁干擾、低開關(guān)損耗以及高質(zhì)量輸出的優(yōu)點(diǎn)。

2 損耗計(jì)算

損耗計(jì)算是熱分析的基礎(chǔ)，準(zhǔn)確地計(jì)算出器件損耗才可以進(jìn)行合理的熱設(shè)計(jì)。由MM-SPA的結(jié)構(gòu)可知，功放損耗主要包括半導(dǎo)體開關(guān)器件的損耗、電容的損耗以及高頻變壓器的損耗。其中，相對(duì)復(fù)雜難算的是半導(dǎo)體開關(guān)器件，即絕緣柵雙極型晶體管IGBT及續(xù)流二極管的損耗。本文采用一種工程上實(shí)用的損耗計(jì)算方法，詳細(xì)介紹了功率放大器損耗計(jì)算的過程，包括通態(tài)損耗和開關(guān)損耗。

2.1 通態(tài)損耗

通態(tài)損耗是指器件導(dǎo)通過程中，由于導(dǎo)通壓降而產(chǎn)生的損耗。通態(tài)損耗與器件自身特性、流過的電流及結(jié)溫有關(guān)。在一個(gè)基波周期T0內(nèi)，輸出正弦波電流時(shí)的IGBT和快恢復(fù)二極管FWD的通態(tài)損耗可以分別表示為

式中：vce（t）和 vf（t）分別為 IGBT 和快恢復(fù)二極管的實(shí)際導(dǎo)通壓降；ic（t）和 if（t）分別為流過 IGBT 和二極管的電流；σ（t）為占空比。 其中輸出特性 vce（t）與ic（t）為非線性，其典型曲線如圖 2 所示，（vf（t）與 if（t）類似，在此不贅述）。將 vce（t）與 ic（t）之間的關(guān)系用直線擬合，可以得到

式中：Vce0為門檻電壓；Rce為IGBT通態(tài)等效電阻。Vce0和Rce均受溫度的影響[19]，其值可通過廠家提供的器件手冊(cè)得到。

考慮到廠家提供的輸出特性曲線是在特定測(cè)試環(huán)境下測(cè)試的，不能直接使用。本文分別擬合出結(jié)溫 T（125℃）和 T（25℃）下 vce（t）與 ic（t）的關(guān)系曲線，得到2 組參數(shù)，（Vce0（125℃）和 Rce（125℃））和（Vce0（25℃）和 Rce（25℃））。通過插值近似則可得到Vce0和Rce關(guān)于結(jié)溫Tvj的函數(shù)關(guān)系為

采用SPWM時(shí)，逆變器輸出電流、電壓的基波分別為

式中：Icp和Vp為輸出電流和電壓的峰值；φ為輸出實(shí)際電流和電壓之間的相角。

裝置采用載波移相SPWM，考慮死區(qū)的存在，在載波移相調(diào)制下，第i個(gè)模塊的單個(gè)IGBT和單個(gè)二極管的占空比可以分別描述為

式中：M為調(diào)制比；td為死區(qū)時(shí)間；λ為載波移相的角度，，n為模塊數(shù)目。則第i個(gè)模塊中單個(gè)IGBT 和單個(gè)二極管的通態(tài)損耗 Pcon_T（i）和 Pcon_D（i）分別為

2.2 開關(guān)損耗

隨著開關(guān)頻率的提高，開關(guān)損耗在整個(gè)器件損耗中的比例也變得比較大，在高頻開關(guān)器件中，開關(guān)損耗也會(huì)隨之增大。開關(guān)損耗包括開通損耗和關(guān)斷損耗兩部分。

在每個(gè)切換時(shí)刻 tα、tβ、tγ，輸出電流分別對(duì)應(yīng)為iC（tα）、iC（tβ）、iF（tγ），開關(guān)能量曲線如圖 3 所示，據(jù)此來擬合計(jì)算出開關(guān)能量Eon、Eoff、Erec?？紤]到實(shí)際電壓與測(cè)試電壓之間的差異，每次開關(guān)損耗還需要乘以實(shí)際導(dǎo)通電壓 vce,off（tα）、vce,off（tβ）、vf,off（tγ）與測(cè)試電壓vce,ref之比。在開關(guān)周期內(nèi)累加所有開關(guān)動(dòng)作的損耗，就可得到第i個(gè)模塊中IGBT開通、關(guān)斷和二極管關(guān)斷時(shí)的損耗 Pon（i）、Poff（i）和 Prec（i），分別為

式中：fsw為開關(guān)頻率；Nα、Nβ和 Nγ為開關(guān)動(dòng)作的數(shù)量，可根據(jù)載波與調(diào)制波頻率求得。由于二極管開通時(shí)損耗很小，在此不考慮，僅考慮二極管的反向恢復(fù)損耗。

IGBT和二極管的總損耗由導(dǎo)通和開關(guān)損耗之和計(jì)算。在1個(gè)開關(guān)周期內(nèi)，第i個(gè)模塊的單個(gè)IGBT和單個(gè)快恢復(fù)二極管的開關(guān)損耗Ptot_T（i）和 Ptot_D（i）分別表示為

2.3 損耗計(jì)算及其分布特點(diǎn)研究

裝置選擇的IGBT模塊為英飛凌公司的FF150 R12KS4，傳統(tǒng)的續(xù)流二極管由于其反向恢復(fù)問題，從而影響開關(guān)管的開關(guān)損耗，本文高頻整流二極管采用碳化硅二極管C3D10170H，其最大優(yōu)點(diǎn)是反向恢復(fù)特性好，理論上反向恢復(fù)損耗幾乎為0，因此大大降低了損耗。

根據(jù)第2節(jié)中介紹的方法，在額定工況下分別計(jì)算功率單元模塊3部分的損耗，結(jié)果如表1所示，可知，1個(gè)單元模塊的損耗為242.85 W，則9個(gè)模塊的總損耗為2 185.65 W。為了驗(yàn)證理論計(jì)算的正確性，利用仿真軟件PLECS搭建功放熱模型得到相應(yīng)的損耗值，PLECS的熱模塊可以快速估算功率損耗。PLECS仿真結(jié)果如圖4所示，其中P1、P2、P3分別為二極管整流器、DC/DC變換器以及H橋變換器3部分的損耗。

表1 額定工況下功率單元模塊3個(gè)部分損耗計(jì)算結(jié)果Tab.1 Loss calculation result of power unit module including three parts at rated power

為更好地匹配阻抗，為匹配電路設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)，研究負(fù)載功率因數(shù)對(duì)MM-SPA損耗的影響程度，在輸出視在功率保持0.9 p.u.一定時(shí)，改變負(fù)載功率因數(shù)，可以得到其損耗分布曲線，如圖5所示。可以看出，功率因數(shù)對(duì)H橋部分損耗的影響相對(duì)較小，對(duì)二極管整流器和DC/DC部分影響較大。負(fù)載功率因數(shù)較大時(shí)，總損耗相對(duì)較大，隨著負(fù)載功率因數(shù)的增大，輸出效率也在不斷減小。功率因數(shù)為0.9時(shí)的損耗分布如圖6所示，可以看出，H橋中開關(guān)損耗占比72%，導(dǎo)通損耗28%，這是由于設(shè)備工作在高頻狀態(tài)下，開關(guān)損耗比例很大。DC/DC部分損耗在3部分中占比最大，達(dá)到53%，降低這部分損耗是提升系統(tǒng)效率的關(guān)鍵，可以采用軟開關(guān)技術(shù)、合理設(shè)置開關(guān)頻率、優(yōu)化控制策略和選用低損耗的新型功率器件等措施合理降損。

進(jìn)一步研究功率放大器輸出功率、輸出頻率和調(diào)制度對(duì)損耗的影響程度，得到不同工況下的系統(tǒng)損耗并計(jì)算效率，效率曲線如圖7所示。圖7（a）為不同功率等級(jí)下效率隨輸出頻率變化的曲線，可以看出不同輸出頻率對(duì)效率影響不大，隨著輸出功率的增大，效率在不斷增加，但功率隨著功率增大的越多，效率增長(zhǎng)的速度變慢；圖7（b）為不同頻率下效率隨功率等級(jí)變化的曲線，在50～1 000 Hz的寬輸出頻帶內(nèi)效率基本保持不變，稍呈先增后減的趨勢(shì)，在400 Hz左右效率最高；圖7（c）為不同功率等級(jí)下效率隨調(diào)制度變化的曲線，可見效率隨著調(diào)制度的增大而增大，低調(diào)制度時(shí)效率相對(duì)較低，裝置使用時(shí)應(yīng)盡量采用高調(diào)制度。

3 功率放大器的散熱設(shè)計(jì)

電力電子設(shè)備熱控制的目的是要為芯片級(jí)、元件級(jí)、組件級(jí)和系統(tǒng)級(jí)的裝置提供良好的熱環(huán)境，保證它們?cè)谝?guī)定的熱環(huán)境下，能按預(yù)定的參數(shù)正常、可靠地工作。通過計(jì)算裝置機(jī)箱與外界空氣對(duì)流散熱的熱流密度和機(jī)箱內(nèi)部各個(gè)功率電子元件模塊的工作環(huán)境溫度可以對(duì)機(jī)箱的散熱性能進(jìn)行評(píng)價(jià)。熱仿真技術(shù)已成為電子設(shè)備研制中不可或缺的關(guān)鍵技術(shù)，通過對(duì)機(jī)箱產(chǎn)品熱量傳播方式的分析和溫度分布及速度矢量的仿真計(jì)算，可以研究加強(qiáng)機(jī)箱散熱的有效措施并指導(dǎo)結(jié)構(gòu)熱設(shè)計(jì)，盡可能減少熱阻，加快散熱速度，降低內(nèi)部溫升，提高設(shè)備的可靠性。

在眾多的散熱方式中，強(qiáng)迫風(fēng)冷的散熱效果遠(yuǎn)好于自然風(fēng)冷，復(fù)雜性大大低于水冷和油冷，是常用電力電子裝置的主要散熱方式，考慮到功放使用環(huán)境的特殊性對(duì)裝置體積和可靠性要求較高，故選用強(qiáng)迫風(fēng)冷作為裝置的散熱方式。當(dāng)散熱量一定時(shí)，除了增強(qiáng)表面換熱系數(shù)外，還可以通過增加換熱面積達(dá)到降低溫差的目的。基于此，對(duì)單純依靠強(qiáng)迫風(fēng)冷不能解決的散熱問題，往往通過引入散熱器，特別是肋片散熱器，讓換熱面積大大增加，使熱流密度比沒有散熱器時(shí)減小1個(gè)量級(jí)，從而大幅降低待冷卻物體表面溫度。

綜上所述，本文采用強(qiáng)迫風(fēng)冷結(jié)合肋片散熱器的方式完成MM-SPA設(shè)備機(jī)柜的散熱設(shè)計(jì)。下面分別從整機(jī)機(jī)柜和功率單元箱兩部分進(jìn)行介紹。

3.1 整機(jī)機(jī)柜

本文研究的30 kW的MM-SPA設(shè)備主要由功率單元模塊和控制單元箱組成，機(jī)箱外形和內(nèi)部結(jié)構(gòu)如圖8所示。采用9個(gè)功率單元可以滿足30 kW的額定輸出，其結(jié)構(gòu)布局如圖8（a）所示；每個(gè)功率單元模塊由2個(gè)機(jī)箱組成，分別包含DC單元箱與H-bridge單元箱，單元箱采用不銹鋼材質(zhì)鋼板制作，功率單元箱內(nèi)部結(jié)構(gòu)布局如圖8（b）所示。

假設(shè)散熱器設(shè)計(jì)合理，那么散熱器可以將發(fā)熱量傳遞至散熱空間。所選風(fēng)機(jī)將熱量排出設(shè)備外，風(fēng)機(jī)的風(fēng)量應(yīng)能將全部發(fā)熱量帶走。熱平衡方程為

式中：L為冷卻空氣流量，m3/s；Q 為設(shè)備發(fā)熱量，kW;ρ為空氣密度，kg/m3，取 1.13 kg/m3；Cp為空氣的比熱，kJ/（kg·℃），取 1.009 kJ/（kg·℃）；Δt為冷卻空氣入口和出口的溫升，℃，通常取10℃。計(jì)算得設(shè)備總發(fā)熱量為Q=2.2 kW，則

上述計(jì)算得到的風(fēng)量為帶走發(fā)熱量所需風(fēng)量。由于該設(shè)備電源模塊和功放模塊體積較大，所需風(fēng)量較大，故采用2個(gè)軸輪風(fēng)機(jī)并聯(lián)對(duì)設(shè)備進(jìn)行抽風(fēng)冷卻，每個(gè)單元箱采用8個(gè)小風(fēng)扇進(jìn)行內(nèi)部抽風(fēng)散熱，增強(qiáng)散熱效果。選用軸流風(fēng)機(jī)FJ16052MABD，最大風(fēng)量為925 m3/h，最大靜壓為100 Pa，小風(fēng)扇為AD0312MX-G05，最大風(fēng)量5.6 m3/h，其軸流風(fēng)機(jī)和小風(fēng)扇的特性曲線如圖9所示，但是由于風(fēng)阻的存在，風(fēng)機(jī)是不可能總是工作在最大風(fēng)量處的，所以風(fēng)機(jī)的工作點(diǎn)風(fēng)量肯定小于最大風(fēng)量。總風(fēng)量需要大于設(shè)備發(fā)熱量才可以滿足系統(tǒng)要求，計(jì)算總風(fēng)量為：總風(fēng)量=925×2+5.6×8×9=2253.2 m3/h=0.626 m3/s＞0.193 m3/s，滿足系統(tǒng)要求，進(jìn)行下一步的風(fēng)道設(shè)計(jì)。

MM-SPA各模塊單元箱均采用獨(dú)立散熱，機(jī)箱內(nèi)采用整塊散熱器，主要功率器件及部分器件均固定于散熱器上，每個(gè)機(jī)箱內(nèi)均有小風(fēng)扇對(duì)其進(jìn)行散熱，各模塊風(fēng)道相互獨(dú)立，設(shè)備運(yùn)行時(shí)，外界冷空氣經(jīng)過單元箱內(nèi)散熱器翅片通道，與單元箱內(nèi)功率器件等熱源進(jìn)行對(duì)流換熱后，熱量通過散熱器基板及翅片帶入風(fēng)道，通過柜頂?shù)娘L(fēng)機(jī)強(qiáng)制風(fēng)冷將熱量帶入柜外，以滿足整機(jī)的散熱需求。

機(jī)柜風(fēng)機(jī)的擺放位置對(duì)會(huì)影響整體散熱效果，通常風(fēng)機(jī)有頂部抽風(fēng)和底部鼓風(fēng)2種方式。由于熱空氣呈上升趨勢(shì)，抽風(fēng)機(jī)常裝在機(jī)柜頂部，而鼓風(fēng)機(jī)常設(shè)置在機(jī)柜底部。根據(jù)機(jī)箱尺寸、設(shè)備需求等，考慮底部鼓風(fēng)方式可能會(huì)帶入大量灰塵進(jìn)入機(jī)柜，采用前門進(jìn)風(fēng)、頂部抽風(fēng)的風(fēng)道設(shè)計(jì)，前門進(jìn)風(fēng)口裝置濾網(wǎng)用于隔塵。風(fēng)道設(shè)置示意如圖10所示。

采用有限元軟件ANSYS對(duì)機(jī)箱模型進(jìn)行散熱分析。首先對(duì)模型進(jìn)行簡(jiǎn)化，略去螺釘、螺母、圓角和安裝孔等不影響熱路模型的局部細(xì)節(jié)和小插件，對(duì)機(jī)箱整體進(jìn)行散熱仿真，再利用提取系統(tǒng)級(jí)別的計(jì)算結(jié)果對(duì)最危險(xiǎn)的單元箱級(jí)結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析。系統(tǒng)級(jí)分析的目的是評(píng)估單元箱位置、風(fēng)扇架及進(jìn)出口位置的合理性，建模時(shí)按整個(gè)單元箱均勻發(fā)熱考慮。單元箱級(jí)分析的目的是評(píng)估單元箱內(nèi)各器件分布的合理性及元件是否滿足設(shè)計(jì)要求。

所設(shè)計(jì)機(jī)柜風(fēng)道下的溫度云切面如圖11所示，可以看出模塊最高溫度為56.49℃，最低溫度49.07℃，各個(gè)模塊整體分布相對(duì)比較均勻，各模塊之間溫差不超過8℃，設(shè)計(jì)的機(jī)柜風(fēng)道可以得到更為理想的熱性能。

3.2 功率單元箱模塊

功放柜中主要的發(fā)熱源為功率單元箱，在功率單元箱內(nèi)部均設(shè)計(jì)了獨(dú)立散熱，在每個(gè)機(jī)箱中采用4個(gè)小風(fēng)扇（AD0312MX-G05）進(jìn)行散熱，通過小風(fēng)扇的抽風(fēng)將熱量沿著單元箱內(nèi)部的散熱片導(dǎo)入機(jī)箱后部的風(fēng)道。

以DC單元箱為例進(jìn)行詳細(xì)的熱分析。功率放大器在工作過程產(chǎn)生的損耗經(jīng)歷時(shí)間的積累必定會(huì)造成溫升問題，其溫度變化受很多因素影響，包括單元箱的結(jié)構(gòu)散熱器的大小和材質(zhì)以及氣流等。為更精確地計(jì)算溫度，通過引入熱阻的概念得到結(jié)溫，建立了一個(gè)熱阻等效網(wǎng)絡(luò)，如圖12所示，IGBT模塊各部分損耗功率對(duì)應(yīng)電流源，熱阻對(duì)應(yīng)電阻，溫升對(duì)應(yīng)電壓。圖12中：Tj_T和Tj_D分別為IGBT和二極管的結(jié)溫；TC為IGBT的殼溫；Th為散熱器最高溫度；Ta為環(huán)境溫度；PT和 PD分別為 IGBT和FWD產(chǎn)生的損耗等效電流源；Rthjc_T和Rthjc_D分別為IGBT和二極管硅片至外殼間的熱阻；Rthch為管殼與散熱器之間的熱阻，Rthha為散熱器與環(huán)境之間的熱阻。Rthca與Rthch和Rthha相比數(shù)值很大，與Rthch和Rthha并聯(lián)時(shí)可以將其忽略。

熱阻R和功率損耗P以及溫升ΔT的關(guān)系為：R=ΔT/P。由等效網(wǎng)絡(luò)可得功率器件的結(jié)溫為

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?，F(xiàn)以最高的功率器件結(jié)溫為準(zhǔn)，可以反算出散熱器的熱阻Rha。IGBT最大結(jié)溫由器件商提供的Datasheet中可以查到為150℃，將結(jié)溫保持在最大值以下是散熱設(shè)計(jì)的關(guān)鍵部分[19]。IGBT模塊直接安裝在散熱器上，散熱器底板最大允許溫度可以表示為

IGBT內(nèi)部的熱阻可從Datasheet中獲取，可知，Rthjh_T=0.13 K/W，Rthjh_D=0.31 K/W，熱阻與損耗結(jié)合則可以計(jì)算得到散熱器的最大熱阻，用于散熱器的選擇。設(shè)置最高環(huán)境溫度為30℃，從而可得散熱器的最大熱阻為0.47 K/W。

進(jìn)一步，散熱器的設(shè)計(jì)細(xì)節(jié)要綜合考慮設(shè)備的結(jié)構(gòu)要求、成本、風(fēng)壓、散熱效率和加工工藝等條件。利用ANSYS仿真后，分別得到元件最高溫度Tmax、IGBT溫度Tigbt以及散熱器質(zhì)量mass和散熱器熱阻Rth隨肋片數(shù)量的變化曲線，如圖13所示，可以看出，當(dāng)散熱器肋片數(shù)量增加時(shí)，溫度和熱阻均先降低后上升，且存在1個(gè)肋片數(shù)量最佳的區(qū)域。綜合考慮各變量影響，選擇肋片數(shù)量為14個(gè)。

根據(jù)選定的散熱器肋片尺寸，在損耗最大的極限情況下進(jìn)行熱仿真，保證散熱可靠性，忽略輻射放熱，設(shè)置環(huán)境溫度為30℃，求解結(jié)果收斂，對(duì)結(jié)果進(jìn)行相應(yīng)的后處理，可以得到DC單元箱內(nèi)各部分的溫度云圖和切面溫度云圖，如圖14所示。從分析結(jié)果可以看出DC單元箱最高溫度主要集中在電源模塊上。其中，電源模塊最高溫度達(dá)到51.94℃。變壓器最高溫度40.31℃、電感33.21℃、IGBT 46.44℃，均未超過元器件最高使用溫度，滿足散熱要求。

H-bridge單元箱各部分溫度分布和切面溫度云圖如圖15所示。從分析結(jié)果可以看出H-bridge單元箱中IGBT溫度為68.98℃，控制板上電源芯片溫度34.94℃，均低于最大結(jié)溫，DC單元箱熱設(shè)計(jì)滿足要求。

4 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

根據(jù)前文的熱設(shè)計(jì)思路，研制了1臺(tái)MM-SPA實(shí)物樣機(jī)，如圖16所示，每層功率模塊包括1個(gè)DC單元箱和1個(gè)H-bridge單元箱。在額定功率下利用紅外測(cè)溫儀對(duì)功率放大器機(jī)箱和單個(gè)模塊進(jìn)行測(cè)溫。單元箱紅外測(cè)溫結(jié)果如圖17所示。從實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以看出，單元箱表面最高溫度46.7℃，機(jī)柜表面溫度39.2℃，與仿真結(jié)果具有較高的一致性，說明了熱設(shè)計(jì)的合理性。

為了進(jìn)一步驗(yàn)證設(shè)計(jì)的合理性和理論計(jì)算的正確性，實(shí)驗(yàn)得到輸出頻率為500 Hz和50 Hz時(shí)不同功率等級(jí)下的MM-SPA樣機(jī)效率，實(shí)驗(yàn)與仿真中效率對(duì)比曲線如圖18所示。由圖可以看出，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果趨勢(shì)一致，效率隨著功率的增大逐漸增大，滿功率運(yùn)行時(shí)整機(jī)效率達(dá)到最大值92%?？紤]到仿真中未考慮電容、變壓器等器件的損耗，實(shí)驗(yàn)得到的效率值略小于仿真結(jié)果?？傮w來說，不同功率下的MM-SPA效率實(shí)驗(yàn)值在誤差范圍內(nèi)與仿真較為接近，整機(jī)效率可以后續(xù)在增加軟開關(guān)等措施時(shí)進(jìn)行改善。

5 結(jié)語

本文研究了一種模塊化多電平結(jié)構(gòu)的大功率開關(guān)功率放大器，利用工程實(shí)用的損耗計(jì)算方法對(duì)功放的損耗進(jìn)行了計(jì)算，分析了影響功放功率損耗和轉(zhuǎn)換效率的主要影響因素，并給出了進(jìn)一步的降損措施。利用仿真軟件PLECS對(duì)理論計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比研究，驗(yàn)證了計(jì)算方法的正確性。根據(jù)損耗和散熱需求，對(duì)MM-SPA的機(jī)柜和單元箱進(jìn)行散熱設(shè)計(jì)，并在有限元仿真軟件ANSYS中通過熱仿真進(jìn)行驗(yàn)證。最后研制了1臺(tái)30 kW的MM-SPA樣機(jī)，實(shí)驗(yàn)表明熱設(shè)計(jì)滿足散熱要求，不同功率下的效率曲線與仿真一致性較好。