許智亮 葛興來 李 金 柯倩霞 朱 丹

(1. 西南交通大學電氣工程學院 成都 611756； 2. 中車大連機車車輛有限公司 大連 116022)

1 引言

絕緣柵雙極型晶體管(Insulated gate bipolar transistor，IGBT)因其高效的電能轉換效率被廣泛應用于軌道交通、新能源發(fā)電和電動汽車等領域[1-2]，廣泛的應用工況對IGBT模塊的可靠性提出了更高的要求。相關工業(yè)統(tǒng)計表明，溫度因素是造成功率器件失效的主要原因[3]，包括最高結溫、平均結溫、基板殼溫和散熱器溫度在內的溫度因素會對IGBT模塊的損耗計算、剩余壽命和可靠性評估產生重要影響[4-5]。因此，IGBT模塊的結溫計算對于保障電力電子變換器的可靠運行具有重要意義。

IGBT模塊的結溫計算方法大致可分為直接測量法、熱敏電參數法和熱網絡法[6]。其中，直接測量法主要利用熱敏元件或者紅外成像設備對IGBT模塊進行結溫監(jiān)測，通常受限于模塊類型或需要破壞模塊封裝完整性[7]。熱敏電參數法通過離線校正模塊電參數與結溫的映射關系，并以此監(jiān)測結溫，但是多數熱敏電參數不易在實際器件高速開關的工況中獲取[8]。熱網絡法根據模塊數據手冊或是對實際IGBT模塊進行有限元仿真，提取熱網絡參數，然后根據實際溫度參考點計算IGBT結溫[9]，在電氣化交通領域具有較好的應用前景。

目前國內外關于利用熱網絡法進行IGBT結溫計算已有大量研究[10-13]。其中，文獻[10]利用IGBT模塊的數據手冊擬合得到器件熱網絡模型，用以計算牽引變流器中的IGBT結溫，但是數據手冊中的熱網絡數據與實際器件具有一定誤差。進一步，文獻[11-12]對IGBT模塊進行有限元分析(Finite element analysis，FEA)，同時考慮模塊內各芯片自熱和耦合熱阻抗，提取更精準的熱網絡參數。文獻[13]更加深入地考慮實際工況中的IGBT全橋模塊的熱耦合作用，利用FEA評估了芯片之間、芯片與橋臂以及相與相之間的熱耦合作用，但是缺乏對散熱條件的考慮。為此，文獻[14]單獨考慮散熱器與環(huán)境的對流熱阻，利用小波包變換和馬爾科夫鏈對對流熱阻實現隨機模擬，并將對流熱阻與實際器件損耗匹配。然而利用統(tǒng)計學方法模擬得到對流熱阻依賴于算法準確性，未曾從實際傳熱過程中的熱耦合進行考慮。盡管熱網絡法結溫監(jiān)測已考慮熱耦合效應和散熱器條件，但是與真實模擬模塊內熱耦合以及模塊與散熱器熱耦合仍存在一定差距。

綜上，本文在已有研究的基礎上，利用考慮IGBT模塊與散熱器之間傳熱影響的有限元仿真，提出一種計及流-熱耦合的熱網絡模型的IGBT結溫計算方法。第2節(jié)對1 200 V/50 A模塊及相應水冷散熱器進行有限元仿真，考慮流體與溫度場耦合對IGBT結溫的影響，分別提取IGBT模塊的熱網絡模型和計及流-熱耦合的IGBT模塊和散熱器熱網絡模型。第3節(jié)搭建功率循環(huán)試驗平臺，提取殼溫及散熱器水溫分別代入熱網絡模型計算結溫，并與試驗結溫對比驗證。結果表明，所提方法計算所得IGBT結溫更貼近真實結溫，且更易于實際應用。

2 有限元仿真和熱網絡模型搭建

2.1 IGBT模塊及散熱器

本文用以仿真及實物驗證的IGBT模塊選用Infineon公司焊接型模塊FF50R12RT4，該模塊在中小功率場合應用較廣，其封裝內部結構和縱向結構示意如圖1和圖2所示。

圖1 IGBT模塊實物內部結構圖

圖2 IGBT模塊縱向結構示意圖

為了簡化封裝模塊的結構，本文忽略了封裝外殼、電氣端子、絕緣硅膠和鍵合線。IGBT模塊封裝結構中各層材料的三維尺寸根據實際測量及Infineon公司提供的數據手冊[15]得到，IGBT模塊各層三維尺寸參數及材料特性如表1和表2所示。

表1 IGBT模塊三維尺寸參數

表2 IGBT模塊及散熱器的材料特性

散熱器采用水冷強迫對流散熱，根據IGBT模塊尺寸設計容納兩個IGBT模塊的Al材料散熱器，Al材料的相關特性如表2所示，散熱器尺寸為125 mm×125 mm×25 mm，內部水道設計為10 mm水道，水冷散熱器具體結構如圖3所示。

圖3 水冷散熱器的結構示意圖

2.2 有限元仿真

根據IGBT模塊與散熱器的結構及三維尺寸，利用有限元仿真軟件ANSYS Workbench搭建IGBT及散熱器的三維有限元模型。其中IGBT模塊及散熱器的網格劃分選用Mechanical選項，折中考慮仿真精度與仿真時間成本，本文在IGBT芯片等對仿真結果影響較大的部分采用精細化密集網格劃分，在模塊其他部分采用較粗略的掃掠式網格劃分，流道及流體采用CFD物理選項進行網格劃分，網格劃分的結果如圖4所示。

本文分別對IGBT模塊進行雙向流-熱耦合仿真和瞬態(tài)熱仿真，其中雙向流-熱耦合仿真為散熱器施加1.5 m/s、15 ℃的冷卻水，根據數據手冊中IGBT的功率損耗及芯片三維尺寸，直接分別為IGBT芯片加載30 A和60 A負載電流下的生成熱載荷4.5×109W/m3、9×109W/m3，同時借助Workbench中的System Coupling模塊，實現流體仿真與瞬態(tài)熱仿真之間傳熱界面數據的雙向傳輸更新。瞬態(tài)熱仿真中，需要為IGBT模塊基板底部設置與實際散熱器相當的散熱條件。

圖4 IGBT模塊及散熱器網格劃分結果

對流換熱過程中的定性溫度tm為

式中，tw為水冷散熱基板的平均壁溫，參考環(huán)境溫度設置為25 ℃；tf為冷卻水的溫度，設置為15 ℃。 根據定性溫度tm查閱水物性參數表可知，水的運動黏度υm為1.008 7×10-6m2/s，水的導熱系數為λm=0.599 W/(m·K)，普朗特數Prm=7，為了確定管道內的冷卻水流體狀態(tài)，需要計算散熱器中冷卻水縱掠管道內壁的雷諾數。

式中，v為冷卻水流速，根據已選型的水冷機計算得出為1.5 m/s；L為縱掠平壁情況下平壁板長，本文中該參數為散熱基板中水道的長度，即100 mm。

在根據工程經驗臨界雷諾數取Rem=5×105，由于Rem＜5×105且0.6＜Prm＜60，故整個縱掠平壁可均視為層流強迫，縱掠平壁時整個平壁表面的努謝爾數Num計算公式按POHLHAUSEN[16]給出的平均對流換熱系數關聯式計算

將式(2)和式(3)代入對流換熱系數求解公式可得，縱掠平壁時的對流換熱系數為

故水冷基板中的冷卻水與IGBT基板的對流換熱系數h為2 937 W/(m2·K)。因此，在瞬態(tài)熱仿真中為IGBT基板底部設置3 000 W/m2的對流換熱 系數。

IGBT芯片在導通過程中表現為焦耳熱效應，因此可將IGBT芯片等效為內熱源，根據熱力學傳熱微分方程，可得在有限元仿真軟件中模塊溫度分布求解公式為

式中，λ為材料熱導率；T為模塊內部溫度；q為熱流量；ρ為材料密度；cp為材料熱容。

設置仿真時長為5 s，確保IGBT模塊結溫達到穩(wěn)態(tài)，得到IGBT達到最高結溫時的模塊溫度分布如圖5和圖6所示。

圖5 30 A等效電流下IGBT穩(wěn)態(tài)最高結溫時的溫度分布

圖6 60 A等效電流下IGBT穩(wěn)態(tài)最高結溫時的溫度分布

根據不同電流等級下的溫度分布云圖可知，流-熱耦合仿真和瞬態(tài)熱仿真最高結溫存在較大差異，根據IGBT模塊的加熱過程提取模塊的升溫曲線如圖7所示。

圖7 流-熱耦合仿真與瞬態(tài)熱仿真中的IGBT模塊升溫曲線

對比流-熱耦合仿真與瞬態(tài)熱仿真中的升溫曲線可知，由于流-熱耦合仿真中存在IGBT模塊與底部散熱器的實時熱交換，而瞬態(tài)熱仿真中將散熱條件利用集中參數法等效為一個對流換熱系數，缺乏對真實環(huán)境的模擬，兩種仿真中的IGBT模塊升溫曲線變化趨勢存在較大差異，這將影響提取得到的熱網絡參數，進而影響結溫計算的準確性。

2.3 熱網絡提取

為了根據殼溫或環(huán)境溫度等易于獲取的溫度參考點計算結溫，需要對IGBT模塊或IGBT模塊及散熱器整體建立熱網絡模型。

常用的熱網絡模型有Foster熱網絡和Cauer熱網絡模型，相較于需要根據IGBT模塊實際結構及各層材料物理參數搭建的Cauer熱網絡模型，本文選用更易于在實際中應用的四階Foster熱網絡模型，Foster熱網絡模型不具備實際物理意義，根據IGBT模塊的溫度變化曲線與熱網絡定義式即可擬合得出，圖8為IGBT模塊與散熱器的熱網絡模型示意圖。

圖8 IGBT模塊與散熱器的Foster熱網絡模型

通常對IGBT模塊與散熱器分別建立熱網絡，但是實際應用中殼溫變化數據不易提取，因此本文擬利用散熱器中的冷卻水溫作為溫度參考點，在考慮流-熱耦合的基礎上，建立包含IGBT模塊和散熱器的四階熱網絡模型。四階熱網絡模型中熱阻抗計算公式如式(6)所示

式中，Zth為熱阻抗；Ri為第i階熱阻；Ci為第i階熱容；t為時間變量。

結合第2.2節(jié)中提取的IGBT結溫升溫曲線，同時提取流-熱耦合仿真中的冷卻水溫變化曲線，瞬態(tài)熱仿真中的殼溫變化數據，利用Matlab軟件擬合得到流-熱耦合仿真和瞬態(tài)熱仿真中的四階熱網絡模型，具體參數如表3所示。

表3 流-熱耦合仿真和瞬態(tài)熱仿真中的熱網絡模型參數

3 試驗驗證及結果分析

3.1 加速老化試驗平臺搭建

本文根據IEC標準(IEC60749-34)搭建直流功率循環(huán)加速老化試驗平臺，試驗原理如圖9所示。

待測器件(Device under test，DUT)柵極的直流電源產生足夠的驅動電壓與驅動電流使其開通，加熱電流利用陪跑IGBT模塊S1控制，當陪跑IGBT模塊開通時，較大的加熱電流通過待測DUT的IGBT芯片，而后陪跑IGBT模塊S1轉換為截止狀態(tài)，進而使待測IGBT模塊不再流經負載電流。同時對待測IGBT芯片通入較小的測量微電流(100 mA)，通過測量IGBT芯片的熱敏電參數獲取IGBT芯片結溫。當加熱電流斷開時，對IGBT芯片進行散熱處理，當IGBT芯片下降至指定最低結溫時，使陪跑IGBT模塊S1再次導通，開始新一輪的結溫波動，以此模擬IGBT芯片在實際工作環(huán)境中受到的熱沖擊。

圖9 直流功率循環(huán)加速老化試驗原理

試驗平臺主電路如圖10所示，本文將4個10 Ω/10 kW的小阻值大功率鋁殼電阻并聯接入主電路，將電壓源與電阻串聯等效為加熱電流源，利用直流電源保持DUT器件恒定導通，在不加負載電流時通入微電流利用小電流下的飽和壓降法進行結溫監(jiān)測[17]，基于小電流下的飽和導通壓降Vce(T)法結溫監(jiān)測電路原理如圖11所示。

圖10 功率循環(huán)試驗加熱主電路示意圖

圖11 基于Vce(T)法的結溫測量電路原理圖

當兩個二極管D1和D2具有相同的特性時，選擇合適的放大器增益時，可利用放大器輸出電壓Vop表示IGBT飽和導通壓降Vce。

加速老化試驗平臺裝置如圖12所示，包括可編程直流源Chorma，待測模塊FF50R12RT4和陪跑模塊FF75R12RT4，工業(yè)水冷機和紅外測溫儀。

圖12 加速老化試驗平臺

3.2 結溫波動曲線提取

基于Vce(T)法對IGBT模塊進行結溫監(jiān)測時，需要建立IGBT芯片結溫Tj與IGBT飽和導通壓降Vce之間的線性關系式，故在對IGBT模塊進行結溫在線監(jiān)測前，需要對IGBT結溫Tj與IGBT飽和通態(tài)壓降Vce的線性關系進行校正，并擬合得到兩者之間的結溫系數。對DUT進行離線結溫系數校正的試驗如圖13所示。

圖13 IGBT溫度系數校正

本文利用恒溫加熱平臺將IGBT模塊加熱至指定溫度，并利用使IGBT芯片處結溫保持穩(wěn)定，此時IGBT驅動模塊輸出柵極控制信號，并利用IGBT結溫監(jiān)測電路板為IGBT模塊通入100 mA微電流，確保IGBT模塊處于開通狀態(tài)且不會產生較大熱損耗對結溫測量造成影響，并利用紅外測溫儀得到IGBT結溫，最后利用Matlab軟件將IGBT結溫與飽和通態(tài)壓降進行數據擬合，以一階線性函數為作為擬合函數，擬合得到結溫校正曲線，擬合結果表明IGBT結溫與飽和導通壓降Vce具有較好的線性函數關系。

3.3 熱網絡法結溫計算驗證

利用可編程直流源分別輸出30 A電流和60 A電流，并分別采集升溫階段5 s內待測IGBT模塊的結殼溫變化曲線，利用熱電偶提取試驗平臺中IGBT模塊的殼溫變化曲線，同時與FEA中的殼溫變化曲線對比。

由圖14可知，試驗中的殼溫變化曲線與FEA中的相接近，因此將試驗中IGBT模塊的殼溫變化數據輸入第2.3節(jié)中根據瞬態(tài)熱仿真所建立的熱網絡中，同時將散熱器水溫輸入根據流-熱耦合建立的熱網絡中，計算得到IGBT模塊的結溫變化曲線。

圖14 試驗中與FEA中IGBT模塊的殼溫變化曲線

由圖15可知，計及流-熱耦合的熱網絡模型計算的結溫更接近實物試驗結溫，基于瞬態(tài)熱仿真建立的熱網絡模型的結溫計算高于實際結溫，這是由于集總參數法等效散熱條件時，對真實參數存在一定程度的簡化，導致搭建的熱網絡模型與真實情況存在一定差異。此外，基于瞬態(tài)熱仿真的熱網絡模型需要以殼溫作為溫度參考點進行計算，而計及流-熱耦合的熱網絡模型可以選用散熱器內冷卻水溫作為溫度參考點，在電氣化交通領域無疑具有更大的應用前景。

圖15 流-熱耦合與瞬態(tài)熱仿真熱網絡結溫計算對比

4 結論

為了方便準確地獲取IGBT模塊結溫，本文在傳統(tǒng)熱網絡法的基礎上，考慮散熱器流體散熱效果，提出一種計及流-熱耦合的熱網絡結溫計算方法?；谟邢拊抡孳浖崿F流-熱耦合仿真并提取熱網絡模型，搭建了功率循環(huán)加速老化試驗平臺，對所提方法與傳統(tǒng)方法進行對比驗證。對仿真及試驗結果分析得到以下結論。

(1) 所提計及流-熱耦合的熱網絡模型在不同負載電流下對IGBT模塊的結溫計算均具有較高的 精度。

(2) 所提計及流-熱耦合的熱網絡法基于散熱器冷卻水溫作為參考溫度計算IGBT結溫，在實際工程應用中更易于選取溫度參考點，具有較好的工程應用前景。