趙紅璐 朱永元 張 銀

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大功率逆變器散熱設(shè)計

趙紅璐1朱永元2張 銀1

（1. 中國礦業(yè)大學(xué)電氣與動力工程學(xué)院，江蘇 徐州 221000；2. 國網(wǎng)張家港市供電公司，江蘇 張家港 215600）

本文研究了大功率逆變器中IGBT模塊的散熱設(shè)計。大功率IGBT模塊在功率變換系統(tǒng)、無功補(bǔ)償系統(tǒng)等領(lǐng)域有著廣泛的應(yīng)用，隨著系統(tǒng)尺寸重量向著輕小化方向發(fā)展，IGBT模塊單位體積內(nèi)的散熱量越來越高，嚴(yán)重危害了系統(tǒng)的穩(wěn)定運(yùn)行，因而對IGBT模塊的熱分析、熱管理成為大容量IGBT技術(shù)發(fā)展的重要研究方向。本文提供了一整套的散熱設(shè)計方法：首先對IGBT模塊在實(shí)際工作電壓電流下的損耗進(jìn)行了分析計算，接下來提出了一種考慮IGBT模塊內(nèi)NTC熱敏電阻的新型等效熱路圖，通過該等效熱路圖可較快速準(zhǔn)確地進(jìn)行結(jié)溫以及熱阻的計算，最后利用ANSYS的DesignXplorer模塊對影響散熱器熱阻的關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行了定量分析，并對散熱系統(tǒng)的散熱效果進(jìn)行了仿真和試驗(yàn)分析，證明散熱設(shè)計的準(zhǔn)確性。

逆變器；IGBT模塊；散熱設(shè)計；等效熱路圖

用于功率轉(zhuǎn)換和電機(jī)控制的絕緣柵雙極晶體管（IGBT）模塊在電動汽車、火車、不間斷電源以及風(fēng)力渦輪機(jī)中有著非常廣泛應(yīng)用。近些年來，隨著功率等級的提高以及功率模塊小型化的不斷推進(jìn)，IGBT功率模塊不可避免地要散發(fā)出更多的熱量，也就是功率損耗體現(xiàn)為功率模塊發(fā)熱。在混合電動汽車的應(yīng)用中[1]，IGBT模塊的熱流密度已經(jīng)達(dá)到100～150W/cm2[2]，并且隨著容量的增大和開關(guān)頻率的增高，下一代的IGBT模塊的熱流密度有計劃上升至500W/cm2[3]。在這種情況下，對IGBT模塊的熱分析成為大容量先進(jìn)IGBT模塊技術(shù)發(fā)展的主要壁壘。

現(xiàn)階段的對大功率IGBT模塊的研究主要集中3個方向。

1）對IGBT模塊的損耗計算。文獻(xiàn)[4-5]在分析損耗計算時忽略了功率器件結(jié)溫對損耗的影響。文獻(xiàn)[4]結(jié)論的成立的條件是器件的開關(guān)能量損耗與其承受的電壓呈線性關(guān)系。文獻(xiàn)[5]在對NPC型IGBT模塊進(jìn)行分析的時候認(rèn)為中間的鉗位二極管和上下兩個反恢復(fù)二極管的損耗完全相同，實(shí)際上它們的導(dǎo)通時間是不同的，因而產(chǎn)生的損耗也是不同的。

2）對整個散熱模型的等效熱路圖進(jìn)行精確化等效。文獻(xiàn)[6-7]等對現(xiàn)階段的等效熱路圖進(jìn)行了改進(jìn)，提出了3-D熱阻抗等效模型，并將熱耦合等因素考慮了進(jìn)去，但是這種熱阻抗模型過于復(fù)雜，而且只對IGBT芯片內(nèi)部結(jié)構(gòu)進(jìn)行了等效，因而適用于外圍電路簡單的散熱。

3）對新型散熱方式的研究。文獻(xiàn)[8]提出了新型的水冷風(fēng)冷相結(jié)合的冷卻辦法，但造價較高?，F(xiàn)如今的熱管冷卻，微通道冷卻效果都很好，但是缺點(diǎn)在于前期的經(jīng)濟(jì)成本過高。

本文第一部分對IGBT模塊在實(shí)際工作電壓電流下的損耗進(jìn)行了分析計算，第二部分提出了一種考慮IGBT模塊內(nèi)NTC熱敏電阻的新型等效熱路圖，通過該等效熱路圖可較快速準(zhǔn)確地進(jìn)行結(jié)溫以及熱阻的計算，第三部分利用有限元分析軟件ANSYS中的DesignXplorer模塊對影響散熱器熱阻的多個關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行了定量分析，最后一部分對各個參數(shù)影響下散熱系統(tǒng)的散熱效果進(jìn)行了仿真和試驗(yàn)分析，仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果證明了等效熱路圖的實(shí)用性以及散熱設(shè)計的準(zhǔn)確性。

1 損耗計算

1.1 器件及散熱方式的選擇

大功率逆變器這樣一個集眾多電力電子器件于一身的裝置，其內(nèi)部的器件如果不能夠在自己正常的溫度區(qū)域內(nèi)動作，不僅不能夠?qū)﹄娋W(wǎng)進(jìn)行補(bǔ)償，反而會對電網(wǎng)的正常工作帶來影響。本文主要研究的是三電平中點(diǎn)鉗位拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)大功率逆變器，逆變器工作時的額定電路參數(shù)見表1。

表1 額定工作參數(shù)

為了能夠滿足這些參數(shù)要求，選擇的開關(guān)器件是SKIM601TML12E4B型號的三電平IGBT模塊。

強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱技術(shù)是目前技術(shù)最成熟也是最常用的技術(shù)，對于中、大功率轉(zhuǎn)換應(yīng)用來說，強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱技術(shù)也是最為經(jīng)濟(jì)的一種散熱方式。

目前對于強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱技術(shù)已經(jīng)有了部分研究，圖1是強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱設(shè)計的一般步驟[9-11]。

圖1 散熱設(shè)計流程圖

1.2 損耗計算

在IGBT模塊選定后，根據(jù)逆變器的工作狀態(tài)參數(shù)就可以進(jìn)行損耗計算。

IGBT模塊中產(chǎn)生損耗的主要器件是IGBT及其反并聯(lián)的二極管，二極管鉗位式三電平變換器還包括鉗位二極管，反并聯(lián)二極管和鉗位二極管一般都使用快恢復(fù)二極管。損耗計算一般包括三個部分：導(dǎo)通損耗、斷態(tài)損耗和開關(guān)損耗。在這其中斷態(tài)損耗時的電流非常小，因而包含電流電壓乘積值的損耗值將會很小，完全可以忽略不計。

IGBT模塊的總損耗包括開關(guān)器件IGBT的損耗I和快恢復(fù)二極管的損耗D，如式（1）所示。

開關(guān)器件IGBT的損耗I又包括導(dǎo)通損耗cond_IGBT開關(guān)損耗sw_IGBT如式（2）所示；同理，快恢復(fù)二極管的損耗D可由式（3）表示。

1）導(dǎo)通損耗計算

導(dǎo)通損耗的產(chǎn)生是因?yàn)槌跏硷柡蛪航岛蛯?dǎo)通電阻的存在，當(dāng)有電流通過的時候，這些比理想開關(guān)器件多出來的物理量便以損耗的形式表現(xiàn)出來，單個IGBT、快恢復(fù)二極管的導(dǎo)通損耗表達(dá)式如下：

電流的實(shí)時表達(dá)式為

上述通式中存在的未知量1和2，它們其實(shí)就是各個開關(guān)器件的導(dǎo)通時間。不處于對稱結(jié)構(gòu)的開關(guān)器件的導(dǎo)通時間是不同的，例如同一上半橋臂的兩IGBT或二極管，以及中間的鉗位二極管，本文可以根據(jù)文獻(xiàn)[14-15]中的分析方法得到各個器件的導(dǎo)通時間，進(jìn)而可以計算出損耗值。

2）開關(guān)損耗計算

開關(guān)損耗來自于半導(dǎo)體器件開關(guān)過程中的能量損耗。開關(guān)損耗可以通過對開通或者關(guān)斷時的電壓以及流過的電流的乘積進(jìn)行積分來得到。一個開關(guān)周期內(nèi)IGBT和快恢復(fù)二極管的開關(guān)損耗[16-17]如下：

式中，s表示載波頻率；on、off分別表示額定條件下單個IGBT的開通損耗和關(guān)斷損耗；SP表示額定條件下單個快恢復(fù)二極管的關(guān)斷損耗；swT_VI、swD_VI分別表示電壓電流對IGBT和二極管開關(guān)損耗的影響系數(shù)；rated表示額定電流，rated表示額定電壓；dc指的是橋臂電壓；swT_T、swD_T指的是IGBT和二極管開關(guān)損耗的溫度影響系數(shù)。

與通態(tài)損耗類似，計算開關(guān)損耗時，由于各個開關(guān)器件的導(dǎo)通時間不同，上述公式中的1和2也是不同的，同樣也是根據(jù)文獻(xiàn)[14-15]中的各個器件導(dǎo)通時間分析法進(jìn)行分別計算。

表2 損耗計算值

2 等效熱路圖

在決定散熱器具體參數(shù)這個環(huán)節(jié)中，最主要的部分是散熱器熱阻的確定，而得到散熱器熱阻的方法一般是通過等效熱路圖[18]。

圖2是IGBT模塊的散熱器模型，熱量從IGBT芯片經(jīng)過一層層的封裝、焊層通過熱傳導(dǎo)的傳熱方式到達(dá)散熱器的基板以及散熱器翅片，最后經(jīng)過熱對流的傳熱方式將熱量擴(kuò)散到空氣中。如果將電流源等效為IGBT模塊的功率損耗v，箭頭所指的節(jié)點(diǎn)電壓等效為該節(jié)點(diǎn)的溫度，將電阻等效為散熱系統(tǒng)各個器件的熱阻[19]。根據(jù)這個模型能夠總結(jié)出熱阻等效電路圖，如圖3所示。

圖2 IGBT模塊散熱器模型

圖3 等效熱路圖

圖3中，ntc表示NTC熱敏電阻的溫度；junction可簡寫為j表示IGBT或二極管芯片的結(jié)溫；case可簡寫為c表示IGBT模塊封裝外殼的殼溫；heatsink可以簡寫為s表示散熱器的溫度；ambient可簡寫為a表示大氣溫度。th(j-ntc)為開關(guān)器件與NTC熱敏電阻之間的熱阻；th(ntc-c)為NTC熱敏電阻與IGBT封裝外殼之間的熱阻；th(j-c)為開關(guān)器件與IGBT模塊封裝外殼之間的熱阻；th(c-s)為IGBT封裝外殼和散熱器之間的熱阻；th(s-a)為散熱器到大氣的熱阻。

圖3是考慮了NTC熱敏電阻芯片的熱路模型。NTC熱敏邦定芯片是安裝在硅芯片附近，可以視為一個溫度傳感器，用來精確測量溫度裝置的設(shè)計。由于熱阻th(j-ntc)的值很小，所以在這里我們忽略這個熱阻值，近似地認(rèn)為NTC熱敏電阻的溫度就是IGBT模塊開關(guān)器件的結(jié)溫。這里NTC熱敏電阻的溫度是可以測量的，把IGBT模塊內(nèi)的熱敏電阻作為分壓電路的一部分，通過測量其電壓值來得到電阻值。一般數(shù)據(jù)手冊中會給出熱敏電阻的電阻值和溫度值的關(guān)系式，由此得到的熱阻隨溫度變化的曲線圖如圖4所示。

圖4 熱敏電阻溫度特性圖

根據(jù)實(shí)時測量的電壓值，就可以得到熱敏電阻的溫度值了，也就相當(dāng)于得到IGBT模塊的結(jié)溫。

從上述等效熱路圖3可總結(jié)得到各個節(jié)點(diǎn)的溫度情況：

由上述式（12）可以看出，某一節(jié)點(diǎn)溫度、功率損耗以及熱阻這三個變量中，知道其中任意兩個就能夠得到另一個參量的值，在這里IGBT模塊的最大結(jié)溫是已知量：150℃，總損耗值已經(jīng)由上一小節(jié)給出，那么我們可以得到最大結(jié)溫允許值下的熱阻值，只要各個部分的熱阻值之和小于該值，理論上該器件工作時的結(jié)溫就不會超過最大允許值，也就是器件能夠穩(wěn)定運(yùn)行。在上述等效熱路圖中的所有熱阻中，th(c-s)是管殼與散熱器界面的熱阻，這個熱阻值取決于接觸面的大小以及壓緊程度等，在接觸界面涂抹導(dǎo)熱性能較好的導(dǎo)熱硅膠可以減少熱阻值。其他的相關(guān)的熱阻值th(j-c)、th(j-ntc)、th(ntc-c)一般都由IGBT模塊內(nèi)部芯片的安裝以及其封裝技術(shù)決定的，因而為了減小結(jié)溫j能夠減小的就是散熱器到空氣的熱阻th(s-a)。

那么由上式（12）可得

其中數(shù)據(jù)手冊可知該型號的IGBT封裝模塊從芯片到散熱器的熱阻th(j-c)、th(c-s)。由此得到散熱器最大熱阻不超過0.05。

3 散熱器熱阻數(shù)學(xué)模型

強(qiáng)迫風(fēng)冷散熱系統(tǒng)中的軸流風(fēng)機(jī)風(fēng)量參數(shù)一個重要的影響因素，其能夠決定散熱器肋片間的對流強(qiáng)度。本文選用的風(fēng)扇是CROWN品牌DP201A 2123HST.GN型號的交流風(fēng)扇，具體參數(shù)見表3。

表3 風(fēng)機(jī)參數(shù)

上文已經(jīng)給出了散熱器的最大熱阻，接下來就來分析散熱器的具體參數(shù)是怎樣影響散熱器熱阻值的。本文討論的散熱器的材料是鋁，因而材料性能包括導(dǎo)熱系數(shù)、氣流導(dǎo)熱率和散熱材料的密度對散熱器熱阻的影響不在本文的考慮范圍內(nèi)。在散熱器材料的熱阻確定的情況下，盡可能地去均衡散熱肋片數(shù)目、肋片厚度以及基板厚度之間的關(guān)系使得總的表面積更大是散熱設(shè)計環(huán)節(jié)最為重要的一部分。下文就來研究如何建立散熱器熱阻的數(shù)學(xué)模型。

根據(jù)文獻(xiàn)[5]，散熱器到空氣的總熱阻包括散熱器基板熱阻th_base、散熱器翅片熱阻th.fin以及散熱器翅片間的對流熱阻th.A，如圖5所示。

式中，N表示散熱器翅片數(shù)目。

而基板熱阻、翅片熱阻以及翅片間的對流熱阻又可以表示為

對流熱阻中的對流傳熱系數(shù)可以由下式得到

式中，ch為平均通道流速；為冷卻空氣的運(yùn)動粘度，一般取值1.91×10-5m2/s。

經(jīng)過上述減少變量的過程，接下來就可以利用ANSYS軟件的DesignXplorer模塊，以散熱器的最小熱阻為目標(biāo)函數(shù)定量地分析基板厚度、散熱器翅片數(shù)目以及散熱器翅片厚度對散熱器熱阻的影響。

首先在ICEPAK中搭建出整個的散熱系統(tǒng)的模型，如圖6所示。為了使散熱效果更好，本文充分利用散熱器的空間，在散熱器的側(cè)面裝配了4個軸流風(fēng)機(jī)。

圖6 仿真模型圖

4 仿真實(shí)驗(yàn)

本小節(jié)分析了采用控制變量的方法，在ANSYS中DesignXplorer模塊中只改變散熱器基板厚度、翅片數(shù)目、翅片厚度其中一個變量，研究其對散熱器熱阻的影響。

圖7為散熱器翅片厚度為2mm時不同翅片數(shù)目下基板厚度對散熱器熱阻的影響曲線。設(shè)定散熱器的基板在1～3mm之間變化。隨著基板厚度的增加，散熱器熱阻均是先減小，但是當(dāng)基板厚度超過2.5mm之后散熱器的熱阻開始慢慢增大了，這是因?yàn)槿绻暹^厚，散熱器的翅片會變短這樣一來，散熱器的散熱面積減小，不利于散熱。從圖7中還可以看出，翅片數(shù)目的增大會使整個熱阻曲線下移，也就是使得整個散熱器的熱阻減小，這是因?yàn)槌崞瑪?shù)目的增多會使散熱面積增大，利于散熱。其他翅片厚度下的熱阻曲線的變化規(guī)律類似。

圖7 基板厚度對散熱器熱阻的影響

圖8為散熱器基板厚度為1.5mm時不同翅片數(shù)目下翅片厚度對散熱器熱阻的影響曲線。設(shè)定翅片厚度在0.5～3.5mm之間變化。這組曲線是存在共同點(diǎn)的，那就是隨著散熱器翅片厚度的增加，散熱器熱阻先減小，但是當(dāng)翅片厚度增加到一定厚度時散熱器的熱阻就開始增大了，這是因?yàn)槌崞穸鹊脑黾影殡S的是翅片數(shù)量的減小以及過厚的翅片不利于熱量快速地通過熱對流被帶到空氣中。從這一組曲線還可以看出不同的翅片數(shù)目對下的翅片厚度對熱阻的影響還是有較大的不同的，隨著翅片數(shù)目的增大，散熱器熱阻曲線會下移，當(dāng)翅片數(shù)量為110時，熱阻就開始增大了，并且隨著翅片變厚的曲線接近與指數(shù)增長，這是因?yàn)槿绻崞瑪?shù)目很多加上翅片厚度很厚，那么散熱器的風(fēng)道就會變得很窄，不利于熱量熱對流到空氣中。

圖9為散熱器翅片厚度為2mm，基板厚度為1.5mm時翅片數(shù)目對散熱器熱阻的影響柱狀圖。設(shè)定散熱器的翅片數(shù)目在74到110個之間變化。隨著翅片數(shù)目的增加，散熱器熱阻單調(diào)減小。這是因?yàn)槌崞瑪?shù)目的增多帶來的是散熱面積的增大，利于熱量散出。但是如果翅片數(shù)目繼續(xù)增大的話，對散熱器熱阻的影響就比較小了。

圖8 翅片厚度對散熱器熱阻的影響

圖9 翅片數(shù)量對散熱器熱阻的影響

圖10為散熱器熱阻的局部敏感性圖表，反映了散熱器基板厚度和翅片厚度兩個連續(xù)變量對散熱器熱阻、系統(tǒng)最大溫度以及散熱器總重量的影響程度，可見相對于翅片數(shù)量，散熱器的基板厚度對這3個變量的影響較小。

圖10 局部敏感性圖表

通過上述分析的最佳基板厚度：2.8mm、最佳翅片數(shù)目：100個，以及最佳翅片厚度：1.16mm搭建模型，仿真的穩(wěn)定溫度圖以及風(fēng)速矢量圖如圖11所示。在這組散熱器參數(shù)下的熱阻值為0.02，小于第3小節(jié)由式15推算出的最大熱阻值。

圖12為根據(jù)模型搭建的實(shí)驗(yàn)臺。圖13為使用紅外成像儀拍攝的穩(wěn)定時的溫度圖。圖14為根據(jù)等效熱路圖讀取的NTC熱敏電阻的溫度數(shù)據(jù)圖。

圖11 逆變器穩(wěn)態(tài)仿真結(jié)果圖

圖12 實(shí)驗(yàn)平臺

圖13 實(shí)驗(yàn)溫度圖

綜合觀察仿真結(jié)果圖、實(shí)驗(yàn)紅外成像儀圖像以及實(shí)驗(yàn)熱敏電阻溫度圖，顯示最終的穩(wěn)定溫度均在45℃～50℃之間，溫升約40℃，充分說明了散熱設(shè)計的有效性以及熱阻抗電路圖的準(zhǔn)確性。

圖14 NTC熱敏電阻溫度圖

5 結(jié)論

本文主要分析了大功率逆變器在工作電流為200A時的損耗計算方法，以及在損耗計算基礎(chǔ)上提出了基于NTC熱敏電阻的熱阻等效熱路圖，并進(jìn)行了散熱設(shè)計。在理論分析后進(jìn)行了實(shí)際的仿真及實(shí)驗(yàn)檢驗(yàn)，最終證明了散熱設(shè)計的有效性。

[1] Mudawar I, Bharathan D, Kelly K, et al. Use of graphene-based film for efficient cooling of electronics[J]. Science Foundation in China, 2015, 32(4): 18.

[2] Liu Chunkai, Chao Yunlin, Yang Shujung, et al. Direct liquid cooling for IGBT power module[C]// International Microsystems, Packaging. Assembly and Circuits Technology Conference, 2014 9th.

[3] Peng, Lei, Liu, et al. Sequential RBF surrogate-based efficient optimization method for engineering design problems with expensive Black-Box functions[J]. Chinese Journal of Mechanical Engineering, 2014, 4(6): 1099-1111.

[4] Diekerhoff S, Bernet S, Krug D. New perturb- ation technique for transient analysis and its applications in DC-DC pwm switching power converters[J]. Journal of Electronics(China), 1997, 20(4): 357-366.

[5] 陳權(quán), 王群京, 姜衛(wèi)東, 等. 二極管鉗位型三電平變換器開關(guān)損耗分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報, 2008, 23(2): 68-75.

[6] Hui Li, Liao Xinglin, Zheng Zeng, et al. Wind-induced response analysis of a wind turbine Tower including the blade-tower coupling effect[J]. IEEE Transactions on Energy Conversion, 2009, 32(11): 1573-1580.

[7] Amir S B, Ke Ma, Pramod G, et al. A spatially weighted degree model for network vulnerability analysis[J]. Geo-Spatial Information Science, 2011, 4(4): 274-281.

[8] Chen Yiyi, Yan Yuying, Li Bo, et al. Thermal characterization analysis of IGBT power module integrated with a vapour chamber and pin-fin heat sink[C]//PCIM Europe 2017, 16-18 May 2017, Nuremberg, Germany.

[9] Liu Jian, Quan Quanbao. Optimization design of the stratospheric airship's power system based on the methodology of orthogonal experiment[J]. Journal of Zhejiang University-Science A (Applied Physics & Engineering), 2013, 16(1): 38-46.

[10] 劉建設(shè), 申濤. 電子元器件散熱器的設(shè)計與研究[J]. 機(jī)電信息, 2010, 15(24): 125-126.

[11] 毛志云, 王艷, 姚志國, 等. 基于ICEPAK的SVG功率柜散熱系統(tǒng)分析[J]. 電氣技術(shù), 2016, 17(1): 72-75, 86.

[12] 楊旭, 馬靜, 張新武, 等. 電力電子裝置強(qiáng)制風(fēng)冷散熱方式的研究[J]. 電力電子技術(shù), 2000(4): 36-38.

[13] 王群京, 陳權(quán), 姜衛(wèi)東, 等. 中點(diǎn)鉗位型三電平逆變器通態(tài)損耗分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報, 2007, 22(3): 66-71, 90.

[14] 景巍. 大功率三電平變頻器功率器件損耗研究[D]. 中國礦業(yè)大學(xué), 2011.

[15] 徐世周. 大功率三電平逆變器熱穩(wěn)定性分析與控制關(guān)鍵技術(shù)研究[D]. 中國礦業(yè)大學(xué), 2016.

[16] 陳權(quán), 王群京, 姜衛(wèi)東, 等. 二極管鉗位型三電平變換器開關(guān)損耗分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報, 2008, 23(2): 68-75.

[17] 景巍, 譚國俊, 葉宗彬. 大功率三電平變頻器損耗計算及散熱分析[J]. 電工技術(shù)學(xué)報, 2011, 26(2): 134-140.

[18] 白保東, 陳德志, 王鑫博. 逆變器IGBT損耗計算及冷卻裝置設(shè)計[J]. 電工技術(shù)學(xué)報, 2013, 28(8): 97- 106.

[19] 胡建輝, 李錦庚, 鄒繼斌, 等. 變頻器中的IGBT模塊損耗計算及散熱系統(tǒng)設(shè)計[J]. 電工技術(shù)學(xué)報, 2009, 24(3): 159-163.

[20] 張健. 電力電子器件及其裝置的散熱結(jié)構(gòu)優(yōu)化研究[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學(xué), 2015.

Thermal design of high-power inverter

Zhao Honglu1Zhu Yongyuan2Zhang Yin1

(1. School of Information and Electrical Engineering, China University of Mining and Technology, Xuzhou, Jiangsu 221000; 2. Zhangjiagang City Power Supple Company of the State Grid Electric Power Co., Ltd, Zhangjiagang, Jiangsu 215600)

This paper focuses on the thermal design of High-power inverter. IGBT modules have been widely used in power systems, as well as in reactive power compensation systems. With the trend of smaller size and lighter weight of the system, the heat dissipation within unit volume is consequently becoming higher, endangering the operation of the system. This paper provides a full set of thermal design: first, the loss of IGBT module in real working condition is analyzed; Then, a new type of thermal impedance network of NTC thermistor is put forward, with the help of the circuit, the junction temperature and thermal resistance could be calculated more quickly and accurately; finally, we use the DesignXplorer module of ANSYS to analyze the key parameters that influence the thermal resistance quantitatively. The cooling effect of the cooling system has been simulated and experimented to prove the accuracy of the thermal design.

inverter; IGBT module; thermal design; thermal impedance network

2018-01-25

趙紅璐（1994-），女，中國礦業(yè)大學(xué)碩士研究生，研究方向?yàn)榇蠊β孰娏﹄娮悠骷嵩O(shè)計。