基于晶閘管的脈沖功率開關熱模型研究*

邢 旺 李維波 張育興 馬名中 李文祿 黃垂兵

(海軍工程大學艦船綜合電力技術國防科技重點實驗室 武漢 430033)

基于晶閘管的脈沖功率開關熱模型研究*

邢 旺 李維波 張育興 馬名中 李文祿 黃垂兵

(海軍工程大學艦船綜合電力技術國防科技重點實驗室 武漢 430033)

晶閘管作為脈沖功率開關器件時,其短時導通電流往往數倍于它的通態平均電流,短時積聚的損耗會使晶閘管結區累積大量熱量,造成其結溫瞬間陡升,試驗表明極易使得晶閘管因結區過溫而擊穿。因此如何優化設計晶閘管脈沖功率開關閥體結構、最大限度快速散熱、降低結區溫升,具有重要意義。介紹了基于ABB的5STP 52U5200型晶閘管所構建的脈沖功率開關閥體結構及其柯爾熱阻抗模型,并利用Matlab的SimuLink構建脈沖功率開關閥體的熱網絡仿真模型,獲取晶閘管耗散功率與其最高結溫、晶閘管耗散功率與其殼溫的可視化關系曲線,歸納了脈沖功率開關導電極的熱阻與熱容對晶閘管最高結溫的影響規律,為晶閘管脈沖功率開關閥體結構的優化設計提供了依據,并得到了試驗驗證。

晶閘管; 脈沖功率開關; 耗散功率; 結溫; 熱網絡模型; 熱阻; 熱容

Class Number TN78

1 引言

當前以大功率電力電子器件代替傳統的真空開關、氣體開關和液體開關,已成為一個重要趨勢。由于它可以在母排電流過零/電壓過零時進行切換,因此沖擊強度低、無電磁暫態過渡過程,且無拉弧現象,在一定程度上克服了傳統脈沖功率發生裝置中存在的壽命短、重復率低和穩定性差等不足。鑒于晶閘管器件具有電壓高、電流大和可靠性高等優點,是唯一能夠和不控型器件媲美的元件,目前已經被當作脈沖功率開關,廣泛應用于包括艦載武器在內的高壓大容量脈沖功率裝置中[1～2]。

由于脈沖功率技術具有極高的功率,對其開關元件的性能提出了很高的要求,其原因在于:由于其短時需要流過晶閘管的電流往往數倍于其通態平均電流,短時積聚的損耗會使晶閘管結區累積大量熱量,造成其結溫瞬間急劇升高,當溫度超過其管芯所能承受的最高溫度時,不但會使晶閘管的特性改變,嚴重時會使管芯融化而造成器件的永久失效,現場運行試驗也表明,如果該熱量不以最快速度散掉,極易使得晶閘管因結區過溫而損壞擊穿,因此如何優化設計晶閘管脈沖功率開關閥體結構、最大限度地快速散熱、降低結區溫升,具有重要意義[3～4]。

針對工作于穩態工況下晶閘管的閥體結構及其熱特性的研究已經很成熟了,也有許多文獻發表,不過,對于充當脈沖功率開關方面的研究涉及較少,因此,本文重點研究其閥體結構及其熱模型,并利用MATLAB的SIMULINK構建脈沖功率開關閥體的熱網絡仿真模型,獲取晶閘管耗散功率與其最高結溫、晶閘管耗散功率與其殼溫的可視化關系曲線,歸納脈沖功率開關導電極的熱阻與熱容對晶閘管最高結溫的影響規律,為晶閘管脈沖功率開關閥體結構的優化設計提供依據,確保其可靠、安全、健康運行。

2 脈沖功率開關的工作原理

圖1為脈沖功率發生裝置的拓撲結構。圖1中US為高壓電源;脈沖功率開關由兩個反向并聯的晶閘管及其阻容吸收模塊組成;L和R表示負載的電感和電阻[5～7]。

圖1 脈沖功率發生裝置拓撲圖

現將脈沖功率發生裝置的工作原理簡述如下:在高壓電源US正常工作,驅動電路為脈沖功率開關組件中的晶閘管發送驅動脈沖時,晶閘管開通,負載回路中瞬間流過強電流,脈沖功率發生裝置開始工作;當驅動電路停止發送驅動脈沖時,隨著母排電流的過零,晶閘管自動關斷,脈沖功率發生裝置停止工作。脈沖功率開關組件的開通持續時間與驅動脈沖持續時間密切相關,即通過控制驅動脈沖持續發送時間,從而控制脈沖功率開關組件的通持續時間[8]。

3 晶閘管脈沖功率開關組件閥體結構

本文中所采用的晶閘管脈沖功率開關組件閥體結構如圖2(a)所示,它所對應的實物如圖2(b)所示。

圖2 脈沖功率開關的結構與實物圖

該脈沖功率開關組件閥體結構與傳統結構類似,它包括以下結構部件: 1) 中間導電極(以下簡稱中間電極)作為母排的一個接口; 2) 兩端的導電極短接在一起(以下簡稱U型電極)作為母排的另一個接口; 3) 安裝于電極與壓板之間的絕緣片,起絕緣與導熱作用; 4) 閥體底板(內含有水路,通常采用水冷方式)。為了提高導熱效率,中間電極和U型電極與壓板的材料均為鋯銅,絕緣片為陶瓷材料。

工業現場往往由于安裝位置非常有限且運行環境惡劣,在設計時既要考慮其結構尺寸還要兼顧散熱效率,因此,必須優化脈沖功率開關組件的閥體結構。本文以ABB出品的5STP 52U5200晶閘管作為開關器件,由于它采用的是平板型封裝結構,所以在設計閥體結構時,大致需要進行以下幾個步驟: 1) 以晶閘管的封裝尺寸為限,首先固化壓板與絕緣瓷片的尺寸; 2) 根據安裝位置再來確定脈沖功率開關組件閥體的整體結構最大極限尺寸; 3) 最后確定中間電極和U型電極的最大極限尺寸; 4) 根據所設計的閥體結構尺寸,初步確定它們的熱網絡模型參數; 5) 通過仿真計算,最后優化獲得閥體結構尺寸?，F將晶閘管、絕緣片和壓板的尺寸以及導電極的最大極限尺寸小結于表1中。

表1 組件的極限尺寸參數

4 熱網絡模型的建立

文獻[9～11]給出晶閘管的結殼熱阻抗模型主要有福斯特模型與柯爾模型兩種,如圖3所示,圖中P/W為熱耗散功率;Ri/(K/W)(i=1,2,…,n)為節點熱阻;Ci/(s·W/K)(i=1,2,…,n)為節點熱容;Ta/K為環境溫度。根據電-熱比擬理論得知,熱耗散功率對應電流源,熱阻對應電阻,熱容對應電容,溫度對應電壓源。福斯特網絡模型參數容易提取,但不能反映器件內部的實際結構,且節點對節點的熱容沒有明確的物理意義?？聽柲Ｐ湍軌蚺c器件的實際結構相對應,當脈沖功率開關中需要將晶閘管與導電極、絕緣片等器件連接時,可直接將器件模型連接到晶閘管的熱阻抗網絡,故選用柯爾模型較為合適。我們可利用網絡綜合理論及輾轉相除法,將福斯特網絡模型轉換為柯爾網絡模型[12]。

圖3 晶閘管結殼熱阻抗網絡模型

本文選用ABB出品的5STP 52U5200晶閘管。該晶閘管的福斯特網絡參數在器件手冊中已給出,我們只需將福斯特網絡參數轉換為柯爾網絡參數,如表2所示[13]。

分析圖2所示的組件結構可知,由于該組件為對稱結構,故只需分析其中一個晶閘管的熱網絡模型即可。對于單個晶閘管而言,它的散熱路徑主要有兩條:

1) 晶閘管→中間電極→母排;

2) 晶閘管→U型電極→絕緣片→壓板→底板。

表2 5STP 52U5200型晶閘管的熱模型參數

對于單個晶閘管而言,其管芯到兩側管殼為對稱結構,因此,當管芯向兩側管殼傳熱時,可將晶閘管的柯爾網絡模型等效為兩個完全相同的柯爾網絡模型并聯,所以,每一并聯支路的柯爾模型參數中,熱阻為原熱阻的兩倍,熱容為原熱容的一半。通過Ansys仿真計算可得出導電極、絕緣片、壓板的熱模型參數。但是需要說明的是,由于傳熱路徑不同,中間電極與U型電極的熱阻值有所區別,現將主要部件參數小結于表3中,脈沖功率開關組件中的散熱部件模型(如中間電極、U型電極、陶瓷片和壓板)可按散熱路徑依次連接在晶閘管柯爾網絡模型后。

表3 脈沖功率開關組件熱模型參數

單個晶閘管及散熱器部件的Matlab熱網絡仿真模型如圖4所示,Tj為晶閘管的結溫,Tc1與Tc2為兩側管殼的溫度(本圖假設母排與底板的起始溫度相同且均為32℃)。

5 仿真計算

5.1 耗散功率計算

晶閘管工作時熱損耗的形式主要有: 1) 正向導通時陽極與陰極間的電流與管壓降產生的熱損耗; 2) 門極與陰極間驅動脈沖產生的熱損耗; 3) 關斷時由于反向恢復電流造成的熱損耗。通常在工業應用場合,與第1條相比,其它兩條所形成的損耗可忽略不計,因此,在分析時僅僅考慮晶閘管正向導通時由通態電流與管壓降產生的熱損耗[14]。

圖4 晶閘管及其散熱組件的熱網絡仿真模型

當流過晶閘管脈沖功率開關的工作電流為正弦波電流時,為了避免對晶閘管本身造成沖擊、延長器件使用壽命,通常采取過零觸發的方式,所以在一個周期內流過單個晶閘管的電流波形為半個正弦波,其平均耗散功率可以表示為[15]

(1)

式中VT/V和IT/A分別表示通態管壓降和通態電流。當晶閘管導通門檻電壓為V(T0)時,其通態壓降可表示為

VT=V(T0)+ITrT

(2)

式中rT/Ω為晶閘管的通態斜率電阻,可由器件手冊獲取。將式(2)代入式(1)中,可以導出晶閘管工作在正弦電流時的平均耗散功率的表達式,即:

(3)

式中IT(AV)/A為晶閘管的通態平均電流。

但是,在實際工況中,流過晶閘管的電流也可能是非正弦波電流,此時,其耗散功率便不能由式(3)直接求得,而必須利用瞬態耗散功率進行求解,即

Pn=VTn/ITn

(4)

式中Pn(n=1,2,3…)為某時刻的瞬態功率,VTn為某時刻的通態管壓降,ITn為某時刻的通態電流。

根據晶閘管器件手冊,可以知道某溫度情況下它的通態電流與通態管壓降的關系表達式,即:

(5)

式中ATj、BTj、CTj和DTj是與溫度有關的系數?？梢愿鶕☉B電流與通態管壓降的關系表達式(5)計算出某溫度情況下通態電流為ITn時所對應的通態管壓降VTn,進而求出瞬態耗散功率,然后再將瞬態耗散功率作為輸入源,為所構建的仿真模型提供仿真數據。

5.2 熱模型仿真及優化

為了便于仿真起見,做如下假設: 1) 通態電流IT=12kA; 2) 頻率50Hz; 3) 正弦波; 4) 持續導通時間t=2s; 5) 母排與底板的起始溫度相同且均為32℃; 6) 晶閘管瞬間能夠完全導通。

根據5STP 52U5200晶閘管器件手冊得知它的通態管壓降和通態斜率電阻分別為

V(T0)=1.04V

(6)

rT=0.115mΩ

(7)

根據式(3)可以求得單個晶閘管中的平均耗散功率,即

PT(AV)=13.89kW

(8)

現將晶閘管單次通流時的平均耗散功率曲線繪制于圖5中。并將該功率作為晶閘管脈沖率開關組件熱網絡模型(如圖4所示,其熱模型參數見表2與表3)的輸入功率,進而可以得到導電極在最大極限尺寸下晶閘管結溫與殼溫的仿真曲線,如圖6所示。

圖5 晶閘管耗散功率仿真波形曲線

圖6 優化前晶閘管結溫與殼溫仿真曲線

分析圖6可知,當導電極取最大極限尺寸時,晶閘管結區的最高溫度為83.4℃,晶閘管兩側管殼的最高溫度分別為34.5℃和35.1℃(即圖2所示的測試點A和B)。

為了優化組件結構,可對導電極(包括中間電極和U型電極)的結構參數進行優化,即通過分別改變圖4中中間電極的熱阻和熱容參數、U型電極熱阻和熱容參數來實現,分別對其進行仿真計算,從而得到導電極熱阻與最高結溫的關系曲線,如圖7(a)所示,導電極熱容與最高結溫的關系曲線如圖7(b)所示。

圖7 導電極的熱阻和熱容與最高結溫關系

分析圖7中曲線可知,對于脈沖功率開關閥體而言,在一定范圍內,導電極的熱阻對最高結溫影響不大,導電極的熱容對最高結溫的影響較大,且導電極熱容越大,最高結溫越低,當導電極熱容超過4000sW/℃時,隨著熱容的增大,最高結溫沒有太大變化,故可適當減小導電極的寬度。優化前后導電極的參數如表4所示。

表4 優化前后導電極的參數對比

將優化后的中間電極與U型電極參數代入圖4所示熱網絡模型進行仿真,仿真輸入條件不變,可得導電極優化后經過單次通流晶閘管結溫與殼溫的仿真曲線,如圖8所示。

圖8 優化后晶閘管結溫與殼溫仿真曲線

分析圖8可知,優化減小導電極尺寸后,晶閘管結區的最高溫度為83.5℃,沒有超過該型晶閘管所允許的最高結溫125℃,晶閘管兩側管殼的最高溫度分別為34.7℃和35.1℃(即圖2所示的測試點A和B)。優化后與優化前的仿真溫度無明顯差別,但減小了組件尺寸,節省空間與材料。

6 實驗結果

在實際工作中,由于晶閘管的結溫難以獲取,可通過測量其殼溫來獲取脈沖功率開關組件的溫度特性和散熱效率。研究與試驗表明,脈沖功率開關組件在循環工作模式時,母排與底板的溫度會隨著循環次數的增加而上升,晶閘管的結溫也會隨著循環次數的增加而增加[16～17]。

搭建圖1所示的試驗平臺,開展晶閘管脈沖功率開關組件閥體的單次通流試驗,其試驗條件為: 1) 初始溫度為32℃; 2) 通流12kA;3)開通持續時間2s。測得晶閘管在單次通流后殼溫為35℃(即圖2中測試點B),與仿真結果(圖8所示為35.1℃)相差不大,驗證了仿真模型的正確性。

為了驗證所設計的晶閘管脈沖功率開關組件閥體的有效性和合理性,開展循環通流試驗,其試驗條件為: 1) 初始溫度為32.9℃,通流12kA,開通持續時間2s,循環間隔22s,導電極不通冷卻水; 2) 初始溫度為40℃,通流12kA,開通持續時間3s,循環間隔22s,導電極中水流量為2L/min。測量每次通流后管殼的溫度(即圖2中測試點B),試驗結果如圖9所示。

圖9 循環次數與閥體溫度曲線圖

分析圖9所示的測試曲線可知: 1) 開關組件閥體的溫度隨著循環次數的增加而增加; 2) 導電極采用水冷方式可降低殼溫溫升的變化率,有效增加組件散熱能力; 3) 初始環境溫度對晶閘管的殼溫變化率影響不大,影響溫度的主要因素是晶閘管本身的熱損耗; 4) 開關組件在初始溫度為32.9℃、通流12kA、開通持續時間2s、循環間隔22s、導電極不通冷卻水的試驗條件下,可循環導通22次,此時殼溫為65℃,不會損壞器件,說明晶閘管組件可以安全運行,能夠滿足試驗要求。

7 結語

針對脈沖功率開關閥體的結構特點及應用場合,在晶閘管熱阻抗的柯爾網絡模型基礎上,利用晶閘管脈沖功率開關組件的熱網絡模型計算方法,并結合晶閘管熱損耗計算,可以模擬單次工作中晶閘管管芯及管殼的溫升情況,研究獲取的導電極(包括中間電極和U型電極)熱阻與熱容對晶閘管結溫的影響規律,可以為閥體結構的熱設計和優化結構提供依據,能夠保證閥體安全可靠運行。

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Thermal Model for Pulse Power Switch Centered on Thyristor Device

XING Wang LI Weibo ZHANG Yuxing MA Mingzhong LI Wenlu HUANG Chuibing

(National Key Laboratory for Vessel Integrated Power System Technology, Naval University of Engineering, Wuhan 430033)

The working current of the thyristor as the pulse power switching device is often several times of the average current of thyristor. The power loss can produce lots of heat for its junction at the short time, and the junction temperature will rise instantly and obviously, which will breakdown its junction region or damage the device. Therefore, it is important to optimize the cooling structure of the power pulse switch with good cooling capacity. A thermal model based on the thermal Cauer model of the 5STP 52U5200 device produced by ABB is introduced by the paper. Thermal network model of the pulse power switch is established and simulated centered on the SimuLink environment of Matlab. The relationship curves of the power loss vs. the highest junction temperature and the power loss vs. the case temperature are acquired. The thermal resistance and heat capacity of the conductive plates have an effect on the junction and the case temperature of the thyristor. Both theoretic analysis and experimental results can verify the truth of the design method of the cooling structure of the pulse power switch centered on the thyristor device.

thyristor, pulse power switch, power loss, junction temperature, thermal network model, thermal resistance, heat capacity

2013年7月8日,

2013年8月27日

國家自然科學基金項目(編號:51077129);國家重點基礎研究發展計劃973項目(編號:2013CB035601)資助。作者簡介:邢旺,男,碩士研究生,研究方向:電力集成技術。李維波,男,博士后,副教授,研究方向:電力集成技術。張育興,男,博士,講師,研究方向:電力集成技術。馬名中,男,博士,講師,研究方向:電力集成技術。李文祿,男,博士,講師,研究方向:電磁兼容及信號處理。黃垂兵,男,碩士研究生,研究方向:電磁兼容及信號處理。

TN78

10.3969/j.issn1672-9730.2014.01.045