基于熱阻抗模型的三相逆變器功率器件結(jié)溫監(jiān)測(cè)方法

張思慧，趙 蕤，閆 帥，徐 強(qiáng)，宋文勝

（西南交通大學(xué)電氣工程學(xué)院，成都 611756）

近十年我國(guó)高速鐵路里程增長(zhǎng)迅速，截至2020 年底，高速鐵路里程已達(dá)3.9 萬(wàn)公里，超過(guò)世界高速鐵路總里程的65%[1]。大功率牽引系統(tǒng)是高速動(dòng)車(chē)組的“心臟”，牽引變流器是牽引傳動(dòng)系統(tǒng)的核心部件，其可靠性由其拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)可靠性和功率器件本身可靠性共同決定[2]。調(diào)查顯示，功率器件是失效概率最大的組件，且導(dǎo)致功率器件失效的主要因素有溫度、濕度、振動(dòng)沖擊以及污染物等，其中約55%的功率器件失效由溫度因素誘發(fā)[3]，因此，功率器件結(jié)溫的精準(zhǔn)監(jiān)測(cè)是其壽命預(yù)測(cè)、健康管理與可靠性評(píng)估的基礎(chǔ)[4]。

現(xiàn)有功率器件結(jié)溫監(jiān)測(cè)方法主要分為4 大類(lèi)，分別為物理接觸式測(cè)量法[5]、光學(xué)非接觸測(cè)量法[6-7]、熱敏電參數(shù)提取法[8]和熱阻抗模型預(yù)測(cè)法[9]。其中，物理接觸式測(cè)量法是將熱敏電阻或熱電偶等測(cè)溫元件放在待測(cè)功率器件內(nèi)部，根據(jù)各種測(cè)溫元件自身參數(shù)變化來(lái)獲取功率器件內(nèi)部的溫度信息，其侵入性強(qiáng)，準(zhǔn)確性較低[10]；光學(xué)非接觸測(cè)量法主要利用光溫耦合效應(yīng)的表征參數(shù)，借助紅外熱成像儀等儀器，測(cè)量IGBT 模塊的結(jié)溫，如文獻(xiàn)[6]采用紅外熱成像儀開(kāi)展電力電子功率器件的結(jié)溫監(jiān)測(cè)，但該方法需要破壞待測(cè)器件封裝，且對(duì)紅外熱成像儀的采樣率要求較高；熱敏電參數(shù)提取法是一種通過(guò)在線(xiàn)提取IGBT 模塊外部電氣特征參數(shù)估算結(jié)溫的方法，其原理是提取功率器件外部電氣特征參數(shù)與器件內(nèi)部結(jié)溫存在的對(duì)應(yīng)關(guān)系，但在獲取映射關(guān)系的過(guò)程中由于負(fù)載電流的影響，都存在不同程度的自熱現(xiàn)象，使提取的映射關(guān)系產(chǎn)生估算誤差[4]；熱阻抗模型預(yù)測(cè)法主要是根據(jù)器件損耗以及熱阻抗模型，通過(guò)仿真計(jì)算等方式推導(dǎo)出器件結(jié)溫，該方法在大容量變換器的散熱系統(tǒng)評(píng)估方面應(yīng)用廣泛[11]，準(zhǔn)確性和實(shí)用性較高，如文獻(xiàn)[12]提出了一種考慮多熱源耦合影響的變流器功率模塊結(jié)溫評(píng)估改進(jìn)模型，利用有限元方法分析了IGBT 模塊內(nèi)多芯片的結(jié)溫分布和穩(wěn)態(tài)熱耦合影響，但其模型較為復(fù)雜，所需的參數(shù)較多；文獻(xiàn)[13]提出了一種利用高斯賽德?tīng)柕▽?duì)逆變器中IGBT 模塊結(jié)溫進(jìn)行計(jì)算的方法，該方法的計(jì)算速度較快，易滿(mǎn)足實(shí)際應(yīng)用要求，但精度較低。

本文基于SVPWM 的兩電平三相逆變器，利用熱阻抗模型預(yù)測(cè)法對(duì)IGBT 模塊的結(jié)溫進(jìn)行監(jiān)測(cè)，分析并搭建IGBT 模塊的損耗模型和熱網(wǎng)絡(luò)模型，分析導(dǎo)通電流和溫度對(duì)導(dǎo)通壓降、開(kāi)通損耗、關(guān)斷損耗的影響，并擬合其關(guān)系式，在此基礎(chǔ)上分別討論有、無(wú)結(jié)溫修正情況下的結(jié)溫計(jì)算結(jié)果，研究結(jié)溫對(duì)計(jì)算模型的影響，并與PLECS 熱仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。最后開(kāi)展小功率兩電平三相逆變器結(jié)溫監(jiān)測(cè)實(shí)驗(yàn)測(cè)試，利用熱敏電阻法測(cè)量IGBT 模塊的結(jié)溫，并與計(jì)算結(jié)果以及仿真結(jié)果進(jìn)行分析比較，驗(yàn)證所提模型的準(zhǔn)確性和可行性。

1 三相逆變器的IGBT 模塊損耗計(jì)算

1.1 IGBT 模塊的損耗計(jì)算原理

IGBT 模塊的熱量主要源于芯片產(chǎn)生的損耗，因此分析IGBT 芯片和反并聯(lián)續(xù)流二極管FWD（freewheeling diode）的損耗是結(jié)溫計(jì)算的第一步。由文獻(xiàn)[14]可知，IGBT 模塊的損耗主要由IGBT 損耗PI和FWD 損耗PD組成，其中：PI一般包括IGBT 的導(dǎo)通損耗PIc、開(kāi)通損耗PIon和關(guān)斷損耗PIoff，其中開(kāi)通損耗和關(guān)斷損耗合稱(chēng)開(kāi)關(guān)損耗PIs；PD一般包括FWD 導(dǎo)通損耗PDc和反向恢復(fù)損耗PDs。

1）IGBT 導(dǎo)通損耗

由于IGBT 導(dǎo)通狀態(tài)下會(huì)有一定的飽和壓降，且有內(nèi)部通態(tài)電阻，因此IGBT 導(dǎo)通時(shí)的損耗表示為

式中：VCE為IGBT 完全導(dǎo)通時(shí)集射極兩端的壓降；IC為流過(guò)IGBT 的電流瞬時(shí)值；rI為IGBT 導(dǎo)通時(shí)的內(nèi)部通態(tài)電阻。

2）IGBT 開(kāi)關(guān)損耗

由于IGBT 開(kāi)關(guān)時(shí)其電壓、電流波形會(huì)有一段時(shí)間的重疊，所以會(huì)產(chǎn)生開(kāi)關(guān)損耗。IGBT 的數(shù)據(jù)手冊(cè)中提供額定運(yùn)行條件下的開(kāi)通損耗和關(guān)斷損耗，因此只須利用提供的數(shù)據(jù)計(jì)算，即可得出IGBT 每次開(kāi)關(guān)產(chǎn)生的開(kāi)關(guān)損耗為

式中：Ts為IGBT 模塊的開(kāi)關(guān)周期；Eon和Eoff分別為額定條件下每脈沖的開(kāi)通和關(guān)斷損耗能量；Udc為直流側(cè)電壓；UN-IGBT和IN-IGBT分別為IGBT 模塊的額定電壓和額定電流。

3）FWD 導(dǎo)通損耗

FWD 也有導(dǎo)通損耗，可表示為

式中：VF為FWD 導(dǎo)通時(shí)兩端的壓降；ID為流過(guò)FWD 的電流瞬時(shí)值；rD為FWD 的通態(tài)電阻。

4）FWD 反向恢復(fù)損耗

IGBT 模塊中的反并聯(lián)二極管一般都具有快恢復(fù)特性，其開(kāi)通損耗遠(yuǎn)小于反向恢復(fù)損耗，因此可忽略不計(jì)[15]，其反向恢復(fù)損耗也稱(chēng)為關(guān)斷損耗，在FWD 關(guān)斷過(guò)程中，其反向阻斷能力的恢復(fù)需要一段時(shí)間，期間FWD 的兩端電壓和電流有重疊，因此會(huì)產(chǎn)生反向恢復(fù)損耗。所以，F(xiàn)WD 每次開(kāi)關(guān)產(chǎn)生的開(kāi)關(guān)損耗為

式中：Eref為FWD 額定運(yùn)行條件下的反向恢復(fù)損耗能量；UN-D和IN-D分別IGBT 反并聯(lián)二極管的額定電壓和額定電流。

1.2 SVPWM 下逆變器中IGBT 模塊的損耗計(jì)算

由于本文研究的是SVPWM 下逆變器中IGBT模塊的損耗與結(jié)溫，流經(jīng)IGBT 和FWD 的電流和占空比會(huì)不斷變化，IGBT 的導(dǎo)通壓降也會(huì)隨著電流和溫度的變化而改變，因此需要根據(jù)三相逆變器的結(jié)構(gòu)、調(diào)制方法和IGBT 的模型參數(shù)，建立具體的損耗計(jì)算模型。

兩電平三相逆變電路如圖1 所示，根據(jù)SVPWM 的調(diào)制原理，可以通過(guò)不同扇區(qū)內(nèi)2 個(gè)相鄰電壓矢量的作用時(shí)間得到不同扇區(qū)的空間電壓矢量切換點(diǎn)tcm1、tcm2、tcm3。以逆變器a 相橋臂的上管IGBT模塊（T1和D1）為例，該管在一個(gè)開(kāi)關(guān)周期內(nèi)的導(dǎo)通時(shí)間ton為

圖1 兩電平三相逆變器電路原理Fig.1 Schematic for the circuit of two-level three-phase inverter

進(jìn)而可以得到a 相橋臂上管IGBT 的導(dǎo)通占空比D 為

以Infineon-FP75R12KT4 型號(hào)的IGBT 數(shù)據(jù)手冊(cè)為例，其IGBT 模塊參數(shù)曲線(xiàn)如圖2 所示。

導(dǎo)通壓降VCE與導(dǎo)通電流IC和結(jié)溫TjI的關(guān)系曲線(xiàn)如圖2（a）所示，通過(guò)擬合曲線(xiàn)的方式可以得到VCE與IC的關(guān)系以及VCE與TjI的關(guān)系，分別表示為

式中，VCE_25為25 ℃下的導(dǎo)通壓降。

根據(jù)圖2（b）可擬合出IGBT 一次開(kāi)通和關(guān)斷過(guò)程的消耗能量Eon和Eoff與IC的關(guān)系，分別為

圖2 Infineon-FP75R12KT4 型IGBT 模塊參數(shù)曲線(xiàn)Fig.2 Parameter curves of Infineon-FP75R12KT4-type IGBT module

Eon和Eoff與TjI的關(guān)系分別為

式中：Eon_125為125 ℃下IGBT 開(kāi)通一次的損耗能量；Eoff_125為125 ℃下IGBT 關(guān)斷一次的損耗能量。

同理，可以得到二極管相應(yīng)的參數(shù)，在此基礎(chǔ)上，可以得到SVPWM 下兩電平三相逆變器中功率器件的損耗計(jì)算模型。

一個(gè)開(kāi)關(guān)周期內(nèi)IGBT 的導(dǎo)通損耗為

式中，i（t）為流過(guò)IGBT 的瞬態(tài)電流。

每次開(kāi)關(guān)產(chǎn)生的IGBT 開(kāi)關(guān)損耗為

一個(gè)開(kāi)關(guān)周期內(nèi)FWD 的導(dǎo)通損耗為

式中，Dd為FWD 的導(dǎo)通占空比。

每次開(kāi)關(guān)產(chǎn)生的FWD 反向恢復(fù)損耗為

2 基于熱網(wǎng)阻抗模型的IGBT 模塊結(jié)溫估算

Cauer 熱網(wǎng)絡(luò)模型和Foster 熱網(wǎng)絡(luò)模型是對(duì)IGBT 模塊實(shí)際傳熱過(guò)程的集中等效。Cauer 熱網(wǎng)絡(luò)模型可以描述IGBT 模塊各層的熱阻和熱容，但其參數(shù)較難獲得；Foster 熱網(wǎng)絡(luò)模型與實(shí)際封裝內(nèi)各層不存在對(duì)應(yīng)關(guān)系，但其參數(shù)的獲取和計(jì)算都相對(duì)較容易，且2 種模型是相互等效的[16]。因此，為了參數(shù)提取的方便，本文選用Foster 熱網(wǎng)絡(luò)構(gòu)建IGBT模塊的等效傳熱模型。

由于IGBT 模塊在工作期間會(huì)產(chǎn)生大量的熱量，導(dǎo)致IGBT 模塊的結(jié)溫升高，因此實(shí)際應(yīng)用中，會(huì)在IGBT 模塊的基板下加裝散熱器，增加IGBT模塊的散熱面積，減緩IGBT 模塊結(jié)溫的上升。因此IGBT 模塊的等效傳熱模型需要考慮散熱器的熱阻抗，等效傳熱模型如圖3 所示。

圖3 中：ZIjc、ZDjc為IGBT芯片和FWD芯片到銅基板的熱阻抗；ZIch、ZDch為IGBT 和FWD 銅基板到散熱器的熱阻抗；Zh為散熱器的等效熱阻抗；Ta為環(huán)境溫度；RI1、RI2、RI3、RI4分別為IGBT 從結(jié)到殼的各層材料Foster 型等效熱阻；CI1、CI2、CI3、CI4分別為IGBT 從結(jié)到殼的各層材料Foster 型等效熱容；RD1、RD2、RD3、RD4分別為二極管從結(jié)到殼的各層材料Foster型等效熱阻；CD1、CD2、CD3、CD4分別為二極管從結(jié)到殼的各層材料Foster 型等效熱容；RI5、CI5分別為IGBT 從殼到散熱器的Foster 型等效熱阻和熱容；RD5、CD5分別為二極管從殼到散熱器的Foster型等效熱阻和熱容；R6、C6分別為散熱器到外界環(huán)境的Foster 型等效熱阻和熱容。這些參數(shù)均可從IGBT 模塊的數(shù)據(jù)手冊(cè)中獲取。

圖3 IGBT 模塊等效傳熱模型Fig.3 Equivalent thermal transfer model of IGBT module

基于兩電平三相逆變器中的IGBT 模塊等效傳熱模型，IGBT 的結(jié)溫TjI與FWD 的結(jié)溫TjD可分別表示為

式中，Δt=1/（2f），f 為逆變器輸出電壓的基波頻率。

3 理論計(jì)算結(jié)果與PLECS 仿真驗(yàn)證

針對(duì)SVPWM 下三相逆變器中的IGBT 模塊進(jìn)行結(jié)溫的仿真，分別使用Matlab/Simulink 仿真軟件和PLECS 仿真軟件進(jìn)行分析。根據(jù)上述結(jié)溫計(jì)算的模型，在Matlab/Simulink 仿真平臺(tái)搭建三相逆變器中IGBT 模塊無(wú)結(jié)溫反饋和帶結(jié)溫反饋2 種結(jié)溫計(jì)算模型，同時(shí)在PLECS 仿真軟件中搭建相同的三相逆變器電路，并使用其自帶的熱仿真功能進(jìn)行IGBT 結(jié)溫仿真。

圖4 給出了IGBT 模塊的結(jié)溫計(jì)算流程，其中圖4（a）為無(wú)結(jié)溫反饋的計(jì)算流程，圖4（b）為帶結(jié)溫反饋的計(jì)算流程。

圖4 IGBT 模塊結(jié)溫計(jì)算流程Fig.4 Flow chart of junction temperature calculation of IGBT module

以Infineon-FP75R12KT4 型號(hào)的IGBT 模塊為例，搭建基于SVPWM 的三相逆變器仿真模型，根據(jù)逆變器仿真結(jié)果和IGBT 模塊數(shù)據(jù)手冊(cè)得出所需參數(shù)，將參數(shù)代入以上2 種Matlab 計(jì)算模型并運(yùn)行，得到IGBT 的結(jié)溫變化曲線(xiàn)。同時(shí)，為驗(yàn)證結(jié)溫計(jì)算模型的準(zhǔn)確性，利用PLECS 軟件對(duì)IGBT的結(jié)溫進(jìn)行仿真分析，在PLECS 仿真軟件庫(kù)中加入該型號(hào)IGBT 的熱模型文件，在相同的電路和參數(shù)下進(jìn)行熱仿真，得到IGBT 的結(jié)溫變化曲線(xiàn)。計(jì)算和仿真所用的初始溫度均為實(shí)測(cè)室溫24 ℃，2種計(jì)算方法和PLECS 仿真下的IGBT 結(jié)溫變化曲線(xiàn)如圖5 所示，穩(wěn)定后2 種計(jì)算方法和PLECS 仿真下的IGBT 結(jié)溫細(xì)節(jié)曲線(xiàn)如圖6 所示，其數(shù)據(jù)對(duì)照如表1 所示。

表1 計(jì)算結(jié)果與仿真結(jié)果的數(shù)據(jù)對(duì)比Tab.1 Comparison of data between calculation and simulation results ℃

圖5 2 種計(jì)算方法和PLECS 仿真下的IGBT 結(jié)溫變化曲線(xiàn)Fig.5 Junction temperature curve of IGBT under two calculation methods and PLECS simulation

圖6 穩(wěn)定后2 種計(jì)算方法和PLECS 仿真下的IGBT結(jié)溫細(xì)節(jié)曲線(xiàn)Fig.6 Detailed curve of IGBT junction temperature under two calculation methods and PLECS simulation after stabilization

對(duì)仿真結(jié)果進(jìn)行分析可知，IGBT 結(jié)溫的波動(dòng)頻率與逆變器基波頻率相同，并且相比于無(wú)結(jié)溫反饋的計(jì)算方法，帶結(jié)溫反饋的計(jì)算方法結(jié)溫波動(dòng)幅值更大，因?yàn)槌Ｒ?guī)方法不能有效反映損耗的實(shí)時(shí)變化，因此帶結(jié)溫反饋的方法更為精確，更接近于PLECS 熱仿真結(jié)果。同時(shí)，也驗(yàn)證了熱阻抗模型法的正確性和可行性。

4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析和驗(yàn)證

采用（Infineon-FP75R12KT4）1 200 V/75 A 的IGBT 模塊搭建兩電平三相逆變器實(shí)驗(yàn)電路，通過(guò)DSPACE 平臺(tái)和Matlab/Simulink 仿真軟件聯(lián)合控制，實(shí)現(xiàn)對(duì)逆變器的調(diào)制信號(hào)輸入和結(jié)溫信號(hào)采集，實(shí)驗(yàn)平臺(tái)如圖7 所示，實(shí)驗(yàn)主要參數(shù)如表2 所示。IGBT 內(nèi)熱敏電阻阻值與溫度的關(guān)系曲線(xiàn)如圖8所示，可通過(guò)實(shí)時(shí)反饋熱敏電阻的阻值對(duì)應(yīng)得到IGBT 結(jié)溫，此方法屬于物理接觸式測(cè)量法。

圖7 三相逆變器結(jié)溫監(jiān)測(cè)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)Fig.7 Experimental platform for junction temperature monitoring of three-phase inverter

表2 實(shí)驗(yàn)平臺(tái)的主要參數(shù)Tab.2 Main parameters of experimental platform

圖8 IGBT 熱敏電阻與溫度的關(guān)系曲線(xiàn)Fig.8 Curve of relationship between IGBT thermistor and temperature

圖9 是逆變器第一橋臂上管IGBT 模塊結(jié)溫變化曲線(xiàn)的理論計(jì)算結(jié)果、仿真結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果，環(huán)境溫度為24 ℃，由于小功率實(shí)驗(yàn)采用的是熱敏電阻法間接得到IGBT 結(jié)溫，受限于傳感器的采樣頻率，無(wú)法測(cè)得每個(gè)開(kāi)關(guān)周期內(nèi)IGBT 結(jié)溫的波動(dòng)過(guò)程，只能得到其平均結(jié)溫，所以實(shí)驗(yàn)所得的結(jié)溫曲線(xiàn)較為平滑，無(wú)波動(dòng)過(guò)程。由結(jié)果可明顯看出實(shí)驗(yàn)所得的IGBT 結(jié)溫變化趨勢(shì)與理論計(jì)算、PLECS 仿真結(jié)果基本相同。表3 給出了理論計(jì)算、PLECS 仿真和小功率實(shí)驗(yàn)的對(duì)比結(jié)果。

圖9 IGBT 模塊的結(jié)溫變化結(jié)果Fig.9 Results of changes in junction temperature of IGBT module

由表3 可知，本文采用的帶結(jié)溫修正的熱阻抗模型法計(jì)算值和測(cè)量值較為吻合，誤差為1.827%，基本證實(shí)了本文兩電平三相逆變器損耗計(jì)算的準(zhǔn)確性，能滿(mǎn)足工程散熱設(shè)計(jì)的要求。而無(wú)結(jié)溫修正的熱阻抗模型法未考慮結(jié)溫變化對(duì)IGBT 模塊參數(shù)的影響，恒定采用25 ℃下的器件參數(shù)，因此其IGBT模塊結(jié)溫計(jì)算值偏小，誤差率也較高，在3%左右。

表3 理論計(jì)算、仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Tab.3 Comparison among theoretical calculation,simulation and experimental results

5 結(jié)語(yǔ)

針對(duì)SVPWM 下兩電平三相逆變器，研究IGBT模塊損耗計(jì)算和基于熱阻抗網(wǎng)絡(luò)模型的結(jié)溫計(jì)算方法，本文通過(guò)引入電流和溫度對(duì)IGBT 模塊導(dǎo)通壓降的影響，以及實(shí)際工作中的電壓、電流和溫度對(duì)IGBT 模塊開(kāi)關(guān)損耗的影響，提高了逆變器中IGBT 結(jié)溫計(jì)算的精度。通過(guò)PLECS 熱仿真和小功率實(shí)驗(yàn)對(duì)結(jié)溫理論計(jì)算方法進(jìn)行了驗(yàn)證研究，仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，帶結(jié)溫反饋的結(jié)溫計(jì)算模型更為精確，計(jì)算誤差在2%以?xún)?nèi)，因此該方法更適用于逆變器中IGBT 模塊結(jié)溫的準(zhǔn)確計(jì)算，為功率器件主動(dòng)熱管理和壽命預(yù)測(cè)的研究奠定了基礎(chǔ)。