基于IGBT選型的整流器、逆變器損耗計(jì)算新方法研究

張成明，陳德志，趙文良

（1.沈陽工業(yè)大學(xué)，遼寧沈陽 110870；2.山東大學(xué)，山東濟(jì)南 250100）

0 引言

隨著社會(huì)對(duì)于環(huán)境問題的日益關(guān)注，以風(fēng)能、光伏為代表的可再生清潔能源受到重視，在此基礎(chǔ)上，近年來我國關(guān)停了一些小型火電站，并積極推進(jìn)新能源的發(fā)展和使用，實(shí)現(xiàn)“雙碳”目標(biāo)[1]。電機(jī)生產(chǎn)過程中耗電量大，變頻器可以幫助企業(yè)節(jié)能減排。絕緣柵雙極型晶體管（Insulate Gate Bipolar Transistor，IGBT）具有電力場(chǎng)效應(yīng)管（MOSFET）和電力雙極型晶體管（GTR）的優(yōu)點(diǎn)，一經(jīng)問世就迅速成為主流的控制器件。目前將多個(gè)IGBT 芯片按一定的電路連接起來，使用絕緣樹脂封裝，成為IGBT 模塊的主流發(fā)展方向。IGBT 模塊向著功率密度更大、體積更小、高頻化和集成化不斷發(fā)展[2]。在這個(gè)趨勢(shì)中IGBT 模塊需要承受更大的溫度及應(yīng)力，將加速材料的疲勞、失效。引起器件失效的原因很多且復(fù)雜，在這些原因中占比重較大的有環(huán)境應(yīng)力、長時(shí)間過載、系統(tǒng)暫態(tài)、制造工藝的瑕疵和功率/溫度沖擊[3-9]。

IGBT 器件的熱失效根本原因?yàn)槠骷诠ぷ鬟^程中熱量累積使溫度到達(dá)非安全工作區(qū)，導(dǎo)致器件的永久性損傷[10-14]。所以，損耗和散熱一直是影響IGBT 選擇和合理設(shè)計(jì)并優(yōu)化散熱器的重要基礎(chǔ)[15]。

通常情況下，IGBT 模塊制造廠商會(huì)為用戶提供損耗計(jì)算軟件，但是這些損耗計(jì)算軟件大多采用簡(jiǎn)單的熱電路模型來繪制損耗曲線和結(jié)溫曲線，用于計(jì)算指定工況下功率器件的平均損耗和功率器件的結(jié)溫時(shí)存在著一些缺陷，例如拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)不完整、產(chǎn)品數(shù)據(jù)不全、設(shè)計(jì)的算法與實(shí)際工況匹配度差等情況。文獻(xiàn)[16]利用Simplorer/Simulink 聯(lián)合仿真計(jì)算出IGBT 損耗，模型符合實(shí)際，誤差更小。文獻(xiàn)[17]中提出了基于較少參數(shù)簡(jiǎn)化計(jì)算IGBT 損耗的方案，雖然有效性得到一定保證，但是準(zhǔn)確性較差。文獻(xiàn)[18]根據(jù)IGBT 基本損耗計(jì)算公式，利用熱阻計(jì)算IGBT 的溫度，但是這種計(jì)算方法只考慮導(dǎo)通損耗和開關(guān)損耗，并沒有考慮到柵極電阻和直流母線電壓對(duì)計(jì)算的影響，導(dǎo)致計(jì)算值和實(shí)際溫度存在較大誤差。文獻(xiàn)[19]中提出一種基于熱傳導(dǎo)模型的IGBT 結(jié)溫計(jì)算方案，可以實(shí)現(xiàn)IGBT 芯片結(jié)溫的快速計(jì)算。文獻(xiàn)[20]中提出了一種拋物線插值法來計(jì)算逆變器IGBT 損耗的方法，經(jīng)實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，計(jì)算結(jié)果和實(shí)際情況貼合，誤差在4%以內(nèi)。

文獻(xiàn)[21-23]對(duì)IGBT 的損耗進(jìn)行了詳細(xì)計(jì)算，分析了損耗、結(jié)溫和輸出電流的關(guān)系并得出相關(guān)結(jié)論。本文在分析IGBT 基本損耗的同時(shí)，綜合考慮柵極電阻、直流母線電壓對(duì)功率器件損耗和溫度的影響，準(zhǔn)確計(jì)算了可控整流和逆變器中的IGBT 損耗、結(jié)溫和散熱器溫度，為IGBT 的選擇和散熱器的設(shè)計(jì)提供了依據(jù)。通過仿真及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了該方法在IGBT 損耗計(jì)算、選擇以及散熱器設(shè)計(jì)中的正確性。

1 IGBT模塊選型

可控整流和逆變器IGBT 模塊的選擇主要取決于電壓等級(jí)、電流和發(fā)熱情況。由于發(fā)熱量與IGBT型號(hào)有關(guān)，因此必須對(duì)IGBT 進(jìn)行預(yù)選擇。

通常，在IGBT 模塊選型中忽略電源模塊的結(jié)溫和散熱器溫升。本文所述方法綜合考慮了電源電壓、電流、過載、散熱器溫升、功率模塊結(jié)溫等因素，可在一定程度上提高計(jì)算的精度與器件選擇的合理性。變頻調(diào)速系統(tǒng)的拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)如圖1 所示，其基本參數(shù)見表1。圖1 中，S1—S6代表6 個(gè)整流用IGBT，SA，SB，SC，Sa，Sb，Sc為逆變器用IGBT，C 為直流母線電容。

圖1 調(diào)速系統(tǒng)拓?fù)銯ig.1 Topology of speed control system

表1 調(diào)速系統(tǒng)基本參數(shù)Table 1 Basic parameters of speed control system

流過IGBT 模塊的過載峰值電流和最大峰值電流可以表示為：

式中：Iovd_peak，Iovc_peak分別為流過IGBT 模塊的過載峰值電流和最大峰值電流；Kovd，Klim分別為過載倍數(shù)和最大極限電流倍數(shù)；IN為額定電流。

為保證功率模塊滿足溫升要求，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)，通常要求長時(shí)間的過載電流峰值低于IGBT 的額定集電極電流，短時(shí)過載電流低于IGBT 重復(fù)峰值集電極電流，即：

式中：IC，ICRM分別為額定集電極電流和重復(fù)峰值集電極電流；Iovd_peak_longtime，Iovd_peak_shorttime分別是長期和短期過載峰值電流。

同時(shí)，電流的最大峰值不應(yīng)超過IGBT 的集電極電流峰值，以免發(fā)生意外。

當(dāng)工作在逆變器中時(shí)，可以計(jì)算出母線電壓的最大值VDC_inv_max為：

式中：Kovv為波動(dòng)系數(shù)；VN_max為最大輸入電壓。

當(dāng)逆變器處于制動(dòng)狀態(tài)時(shí)，逆變器回饋的能量使得母線電壓升高，制動(dòng)電壓準(zhǔn)位會(huì)高于逆變時(shí)的工作電壓，由于不需要電能回饋所以直流母線電壓過壓點(diǎn)必須高于制動(dòng)電壓準(zhǔn)位，二者的關(guān)系為：

式中：VDC_Br為制動(dòng)電壓準(zhǔn)位；VDC_max為直流母線過壓點(diǎn)；VCES為IGBT 的額定電壓。

根據(jù)式（5），IGBT 的電壓選擇條件為VCES≥2 307.2 V。查詢IGBT 手冊(cè)，IGBT 功率模塊型號(hào)可以初步選定為Infineon 公司的FF200R33KF2C。

2 散熱器熱阻、可控整流器損耗和溫升的計(jì)算

2.1 散熱器熱阻計(jì)算

熱阻表征導(dǎo)熱過程中的阻力，是反映阻礙熱量傳遞的綜合參量，為了簡(jiǎn)化計(jì)算，認(rèn)為散熱器在冷卻過程中只存在對(duì)流換熱和導(dǎo)熱換熱2 種傳熱過程，忽略熱輻射[24]。即散熱器只存在對(duì)流換熱熱阻和導(dǎo)熱熱阻。水冷板導(dǎo)熱熱阻Rnd計(jì)算公式為：

式中：K為散熱器材料的熱導(dǎo)率；L為散熱器的厚度；A 為散熱器垂直熱流方向的面積。

散熱片與散熱器內(nèi)水之間的對(duì)流換熱熱阻Rnv為：

式中：Dh為傳熱面的幾何特征長度即管道直徑；Nu為努塞爾數(shù)；λf為流體導(dǎo)熱系數(shù)；As表示總的有效對(duì)流換熱面積。

散熱器總熱阻R計(jì)算公式如下：

式中：B為散熱器的寬度；h為液體強(qiáng)制對(duì)流換熱系數(shù)，它和努塞爾數(shù)有關(guān)；M為散熱器的長度。

2.2 可控整流器損耗計(jì)算

可控整流器主要由IGBT 和反向并聯(lián)整流二極管組成。整流器的損耗主要是由IGBT 和二極管的導(dǎo)通損耗和開關(guān)損耗組成，如（10）所示。

式中：Pcon_IGBT為IGBT 導(dǎo)通時(shí)產(chǎn)生損耗；Pcon_Diode為二極管導(dǎo)通過程中的損耗；VF(t)為二極管的導(dǎo)通電壓；VCE(t)為IGBT 的導(dǎo)通電壓；IC(t)為IGBT 的電流；IF(t)為二極管的電流；DQ(t)為IGBT 的占空比；DD(t)為二極管的占空比；T為調(diào)制波的周期；PSW_IGBT為IGBT開關(guān)過程產(chǎn)生的損耗；PSW_Diode為二極管開關(guān)過程產(chǎn)生的損耗；Eon(ti)和Eoff(ti)分別為在ti時(shí)刻器件產(chǎn)生的開通損耗、關(guān)斷損耗；fSW為開關(guān)頻率；Erec(ti)為二極管在ti時(shí)的反向恢復(fù)損耗。

研究表明，IGBT 開關(guān)損耗和并聯(lián)整流二極管的恢復(fù)損耗與功率模塊采用的開關(guān)頻率、柵極驅(qū)動(dòng)電阻以及變頻器直流母線電壓和器件的結(jié)溫有關(guān)。式（11）是開通、關(guān)斷過程產(chǎn)生的損耗以及Diode 的反向恢復(fù)損耗的修正系數(shù)，式（12）是計(jì)算IGBT 的開關(guān)損耗以及二極管在關(guān)斷過程中產(chǎn)生損耗的修正函數(shù)。

式中：KEon_Tmp為結(jié)溫的導(dǎo)通損耗修正系數(shù)；KErec_Tmp為整流二極管恢復(fù)損失的修正系數(shù)；KEoff_Tmp為器件結(jié)溫的關(guān)斷損耗修正系數(shù)；Regress()為Matlab 軟件下的曲線擬合函數(shù)；Tj為結(jié)溫；Eon為開通能量損耗；Eoff為關(guān)斷能量損耗；Erec為反向恢復(fù)損耗。

式中：Vdc為母線電壓；VTest為IGBT 集-射極電壓的測(cè)試值；Eon(Rgon_Test)，Eoff(Rgoff_Test)分別為測(cè)試過程中IGBT額定電流時(shí)門極電阻對(duì)應(yīng)的開通損耗和關(guān)斷損耗；Eon(Rgon)，Eoff(Rgoff)分別為實(shí)際額定電流時(shí)門極電阻對(duì)應(yīng)的導(dǎo)通和關(guān)斷損耗；Eon_Test，Eoff_Test，Erec_Test分別為在測(cè)試條件下的開通損耗、關(guān)斷損耗以及反向恢復(fù)損耗；Eon，Eoff，Erec分別為導(dǎo)通一次的損耗、關(guān)斷一次的損耗和二極管的反向恢復(fù)損耗；VTest，Rgon_Test，Rgoff_Test，Eon(Rgon_Test)，Erec_Test和Eoff(Rgoff_Test)可以從功率模塊的規(guī)格中找到[10]。

在特定結(jié)溫下可以計(jì)算出VCE0（t）0，VCE0（t）1，VF0（t）0，VF0（t）1，Tj_Inv0（t）和Tj_Inv1（t）的值。通過基于導(dǎo)通壓降函數(shù)和開關(guān)損耗函數(shù)的插值算法，能夠計(jì)算出在不同結(jié)溫下VCE（t），Eon（t），VF（t），Eoff（t）和Erec（t）的函數(shù)表達(dá)式：

式中：linterp()為Matlab 軟件中線性插值函數(shù)；VCE(t)是t時(shí)刻的集射極電壓；Tj_Q(t)，Tj_D(t)分別為IGBT 和二極管的結(jié)溫；Tj_Inv(t)是逆變器溫度。

2.3 溫升計(jì)算

可以通過熱路模型和損耗來計(jì)算結(jié)溫，其中功率損耗相當(dāng)于電流源，熱阻產(chǎn)生的溫差相當(dāng)于電壓。圖2 是IGBT 的結(jié)構(gòu)和熱電路模型。圖2 中，Tj，Tc，Th和Tamb分別為芯片的結(jié)溫、殼溫、散熱器溫度和環(huán)境溫度；Tjc，Tch，Tha分別為芯片和殼的溫差、殼和散熱器的溫差、散熱器和環(huán)境的溫差；Rthjc，Rthch，Rthha分別為結(jié)-殼熱阻、殼-散熱器熱阻和散熱器-環(huán)境的熱阻，PIGBT，PDiode分別為IGBT損耗和Diode損耗。

圖2 IGBT結(jié)構(gòu)和熱路模型Fig.2 IGBT structure and thermal circuit model

式（14）為熱量在傳遞的過程中，熱阻、損耗和溫差的關(guān)系：

式中：Ploss為能量損耗；Rth為熱阻；ΔT為溫差；τ為時(shí)間常數(shù)。

由于損耗函數(shù)一般不是規(guī)則的曲線，給計(jì)算結(jié)溫造成一定的困難。為了簡(jiǎn)化計(jì)算，將損耗函數(shù)假設(shè)成理想半正弦波，理想損失可以表示為：

式中：Ploss_tot，Ploss_IGBT和Ploss_Diode分別為一個(gè)周期內(nèi)模塊總損耗、IGBT損耗和Diode損耗；TM為開關(guān)周期。

將（15）代入（14），微分方程求解如下：

式中：ΔTQ，ΔTD，ΔTtot分別為IGBT 溫差、Diode 溫差和總溫差。

式中：ΔTha（t）為散熱器溫度和工作環(huán)境溫度之間的溫差；Tcase（t）為IGBT 的外殼溫度；ΔTjc（t）為IGBT 芯片的溫度和模塊外殼溫度之間的溫差；ΔTch（t）為IGBT 模塊的表面溫度和散熱器溫度之間的溫差；Theatsink（t）為散熱器的溫度；Tj（t）為IGBT 的結(jié)溫。

IGBT 模塊的損耗以及結(jié)溫這2 個(gè)變量在計(jì)算的過程中相互作用，因此在結(jié)溫未知的情況下不能準(zhǔn)確地計(jì)算損耗。為此在計(jì)算時(shí)假設(shè)在初始條件下每個(gè)點(diǎn)的溫度和環(huán)境的溫度相等，然后循環(huán)迭代計(jì)算，得到穩(wěn)定的器件損耗和結(jié)溫。最高結(jié)溫是Tj（t）的最大值。具體損耗計(jì)算流程如圖3 所示。

圖3 損耗和溫度計(jì)算流程Fig.3 Process of loss and temperature calculation

IGBT 與反向并聯(lián)的整流二極管的總損耗均為導(dǎo)通損耗加上開關(guān)損耗[12]。

式中：Ptot_IGBT和Ptot_Diode分別為IGBT 和二極管的總損耗。

整流器由3 個(gè)橋臂組成，每個(gè)橋臂上有2 個(gè)開關(guān)。每個(gè)開關(guān)包括1 個(gè)IGBT 和1 個(gè)反向并聯(lián)二極管，因此整流器的總損耗PRectifier為：

由于IGBT 和二極管的損耗會(huì)隨著結(jié)溫的變化而變化，因此在損耗計(jì)算中需要對(duì)IGBT 和二極管的結(jié)溫進(jìn)行計(jì)算。IGBT 結(jié)溫Tvj_IGBT、二極管結(jié)溫Tvj_Diode、散熱器溫度Theatsink為：

式中：Rth（jc）_IGBT為IGBT 芯片和銅基板之間的熱阻；Rth（jc）_Diode為二極管和銅基板之間的熱阻；Rth（CH）_IGBT為IGBT 銅基板和散熱器之間的熱阻；Rth（CH）_Diode為二極管銅基板和散熱器之間的熱阻；Rth（hs）是散熱器和環(huán)境之間的熱阻。

IGBT 器件的結(jié)溫和損耗在實(shí)際和計(jì)算中是相互影響的，因此在IGBT 的損耗計(jì)算時(shí)，需要先根據(jù)式（6）、式（18）、式（19）求出相關(guān)損耗。然后，將相關(guān)損耗代入到式（20）中，計(jì)算出結(jié)溫和散熱器的溫度，根據(jù)這個(gè)溫度計(jì)算損耗，最后根據(jù)重新計(jì)算得來損耗修正結(jié)溫。經(jīng)過這個(gè)計(jì)算流程，得到穩(wěn)定的器件結(jié)溫以及損耗。計(jì)算結(jié)果見表2。表2 中Theatsink，Tcase_IGBT,TJ_IGBT,Tcase_Diode和TJ_Diode分別為散熱器溫度、IGBT 殼溫、結(jié)溫，Diode 殼溫、Diode 結(jié)溫，PRectifier為整流器總損耗。圖4 顯示了PWM 整流器的溫度曲線。

表2 PWM整流器中IGBT溫度及損耗計(jì)算結(jié)果Table 2 IGBT temperature and loss calculation results of PWM rectifier

圖4 整流器的IGBT溫度曲線Fig.4 IGBT temperature curves of rectifier

3 直流母線電壓和柵極驅(qū)動(dòng)電阻對(duì)損耗計(jì)算的影響

考慮到直流母線電壓和柵極驅(qū)動(dòng)電阻對(duì)計(jì)算結(jié)果有影響，本文采用的柵極導(dǎo)通電阻為5.6 Ω，柵極關(guān)斷電阻7.5 Ω。

3.1 直流母線電壓對(duì)損耗計(jì)算的影響

直流母線電壓一般控制在1 300～1 760 V，受供電電壓波動(dòng)影響，系統(tǒng)其它的參數(shù)無變化。圖5 顯示了整流器溫度和損耗隨不同直流母線電壓的變化趨勢(shì)。

圖5 整流器溫度和損耗隨母線電壓變化的趨勢(shì)Fig.5 Variation trend of rectifier temperature and loss with bus voltage

隨著母線電壓的不斷升高，IGBT 模塊和并聯(lián)整流二極管的外殼溫度和結(jié)溫升高，散熱器溫度升高，但是并聯(lián)二極管的通態(tài)損耗增加較慢。同時(shí)，IGBT 和二極管的開關(guān)損耗增大，IGBT 的通態(tài)損耗增大，整流器的總體損耗增大。

3.2 柵極電阻對(duì)損耗計(jì)算的影響

柵極導(dǎo)通電阻和柵極關(guān)斷電阻對(duì)功率模塊的損耗、溫升的計(jì)算結(jié)果有影響。柵極電阻影響IGBT的開關(guān)時(shí)間、開關(guān)損耗、短路電流安全運(yùn)行區(qū)域、dv/dt、di/dt和二極管的反向恢復(fù)電流。因此，柵極電阻必須按照各個(gè)應(yīng)用參數(shù)仔細(xì)選擇和優(yōu)化。

考慮到1 140 V/75 kW 功率等級(jí)用IGBT 的柵極開啟電阻經(jīng)驗(yàn)值一般為2.2～15 Ω，圖6 顯示了不同柵極導(dǎo)通電阻下整流器溫度和損耗的趨勢(shì)，本文柵極導(dǎo)通電阻設(shè)為5.6 Ω。結(jié)果表明，柵極導(dǎo)通電阻的選取對(duì)于IGBT 模塊的損耗和溫升有較大影響。

圖6 整流器溫度和損耗隨柵極導(dǎo)通電阻變化的趨勢(shì)Fig.6 Variation trend of rectifier temperature and loss with gate on-resistance

3.3 柵極關(guān)斷電阻對(duì)損耗計(jì)算的影響

考慮到本文使用IGBT 柵極關(guān)斷電阻經(jīng)驗(yàn)值為3.7～30 Ω，圖7 顯示了整流器溫度以及損耗在各個(gè)柵極關(guān)斷電阻下的變化。柵極關(guān)斷電阻對(duì)于整流器中IGBT 的損耗以及溫升計(jì)算結(jié)果也有很大影響。

圖7 整流器溫度和損耗隨柵極關(guān)斷電阻變化的趨勢(shì)Fig.7 Variation trend of rectifier temperature and loss with gate turn-off resistance

從圖7 可知當(dāng)柵極關(guān)斷電阻增大時(shí)，器件的外殼溫度、IGBT 及反向并聯(lián)二極管的結(jié)溫都在升高，而并聯(lián)整流二極管的導(dǎo)通損耗增加得較慢。IGBT芯片以及二極管的開關(guān)損耗增加，IGBT 的通態(tài)損耗增加，整流器的總損耗升高。

4 逆變器損耗及溫升計(jì)算

計(jì)算逆變器的損耗和溫升，其原理與整流器的原理是基本一致的。只是需要將計(jì)算程序的功率因數(shù)設(shè)置為相應(yīng)的功率因數(shù)，并將電流設(shè)置為負(fù)值。計(jì)算結(jié)果如表3 所示，表3 中PInverter為逆變器總損耗。圖8 為逆變器在1.2 倍額定負(fù)載下的結(jié)溫曲線。

表3 PWM逆變器IGBT溫度及損耗計(jì)算結(jié)果Table 3 IGBT temperature and loss calculation results of PWM inverter

圖8 逆變器溫度曲線Fig.8 Temperature curve of inverter

通過對(duì)PWM 整流器和逆變器的損耗和溫升的計(jì)算，可以對(duì)散熱器系統(tǒng)展開設(shè)計(jì)。

5 整流器和逆變器溫升實(shí)驗(yàn)

根據(jù)整流器和逆變器的損耗計(jì)算，設(shè)計(jì)散熱器。調(diào)速系統(tǒng)功率部分的結(jié)構(gòu)如圖9 所示。使用多通道溫度記錄設(shè)備對(duì)測(cè)試點(diǎn)進(jìn)行測(cè)試。表4 為分別通過商業(yè)軟件模擬、解析法和實(shí)驗(yàn)得到的結(jié)果。

表4 商業(yè)軟件仿真、解析法和實(shí)驗(yàn)測(cè)量結(jié)果的比較Table 4 Comparison results of commercial software simulation，analytical calculation and experimental measurement ℃

圖9 調(diào)速系統(tǒng)主電路部分的三維結(jié)構(gòu)Fig.9 Three-dimensional structure of speed control system main circuit

利用Solidworks 對(duì)散熱器進(jìn)行建模，同時(shí)采用workbench 進(jìn)行固液耦合仿真，結(jié)果如圖10 所示。將結(jié)果作為邊界條件利用Steady-state Thermal 模塊仿真，結(jié)果如圖11。IGBT 底部和散熱器接觸位置最大溫度為91.5 度，模塊最大溫度為108.6 度。圖12為溫升實(shí)驗(yàn)結(jié)果，可以看出仿真分析和實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較符合，驗(yàn)證了本文所提損耗計(jì)算法的準(zhǔn)確性。

圖10 Fluid Flow仿真結(jié)果Fig.10 Fluid Flow simulation result

圖11 散熱器溫度分布Fig.11 Temperature distribution of radiator

圖12 溫升試驗(yàn)Fig.12 Temperature rise test

如表4 所示，散熱器溫度的實(shí)測(cè)結(jié)果與所提出的解析法的結(jié)果吻合較好，而商業(yè)軟件估算的溫度值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果存在一定的誤差。與實(shí)驗(yàn)值吻合較好，驗(yàn)證了所提出解析法的正確性。

同時(shí)，所提出的解析法在過載情況下IGBT 的結(jié)溫不超過額定值，滿足系統(tǒng)要求。集電極電流、溫度要求和逆變器選型合理。利用所提出的解析解的精確溫度預(yù)測(cè)，變頻調(diào)速系統(tǒng)中的功率器件可以采用3 300 V/200 A 級(jí)等級(jí)的IGBT。

6 結(jié)論

1）本文提出了一種基于柵極驅(qū)動(dòng)電阻、直流母線電壓以及環(huán)境溫度和器件結(jié)溫的解析法計(jì)算整流器及逆變器IGBT 的損耗和溫度的方法。

2）提出了一種考慮電壓、電流和器件結(jié)溫的IGBT 模塊選擇方案。

3）采用的解析法損耗計(jì)算方案解決了商用軟件中主電路拓?fù)浜凸β誓K數(shù)據(jù)不完整、與實(shí)際不一致的問題。該計(jì)算方案能較好地反映結(jié)溫、殼溫和溫升，與商用軟件計(jì)算結(jié)果相比，在保證系統(tǒng)性能的前提下，能夠減小水冷散熱器的體積。