杂散参数对T型逆变器IGBT关断电压的影响与叠层母线设计

2014-03-11 14:00:48王全东李方正孟宪波
装甲兵工程学院学报 2014年6期
关键词:尖峰叠层杂散

王全东,李方正,孟宪波

(装甲兵工程学院控制工程系,北京100072)

在高频应用场合,实际的电阻、电容、半导体器件甚至导线都并非理想器件,都含有丰富的杂散参数。分布杂散电感对功率器件的关断特性有重要影响,特别是对大功率变流器,其开关过程的d i/d t非常大[1-5]。巨大的电流突变会在杂散电感上产生很高的电压尖峰,给电源系统带来严重的电磁干扰,甚至导致功率半导体器件的损坏,影响系统可靠性。

多电平逆变器与传统的两电平逆变器相比,在功率容量和器件耐压上存在优势,但受半导体工艺水平的限制,IGBT器件的耐压仍很有限。由于硬件设计时需考虑杂散电感会造成开关器件关断电压尖峰,因此IGBT的选取必须达到安全阈值,这使得IGBT有限的耐压能力不能得到有效利用,从而导致逆变器成本的增加和电压等级、功率容量的限制。直流母线采用叠层式设计可以直接减小系统中的杂散电感,为减小电压尖峰提供了一个比较好的解决方法。

T型三电平拓扑是一种改进型的中点钳位三电平电路,如图1所示[6],其具有结构简单、器件少、损耗小、输出电压谐波小和功率损耗分布均衡等优势,在光伏、分布式发电以及交流调速领域具有广阔的应用前景。开展杂散电感对T型逆变器开关器件关断电压影响的研究,对IGBT关断电压尖峰的抑制以及此类变换器的工程应用具有重要意义。

图1 单相T型三电平拓扑

1 工作原理与杂散电感分布

假设图1所示单相T型逆变器的负载为阻感负载,根据输出电流的方向和开关管的工作情况,变换器共有6种工作模态,如图2所示。

当开关管 S1、S4的驱动为正,S2、S3的驱动为负,并且变换器的输出电流流向负载(定义为正方向),此时S1导通,逆变器输出电压为(1/2)Vdc,使得S4承受反压而不导通,尽管其驱动信号为正,该工作状态定义为模态1,如图2(a)所示。

将S1的驱动由正变负,其余驱动信号不变,S1由导通变为截止,由于驱动为正,S4导通以保持输出电流持续流向负载,此时逆变器输出电压为0 V,该工作状态定义为模态3,如图2(b)所示。

如果输出电流方向保持不变,S2、S3的驱动为正,S1、S4的驱动为负,电流通过S2的反并联二极管D2续流,此时逆变器输出电压为-(1/2)Vdc,该工作状态定义为模态5,如图2(c)所示。

如果输出电流的方向为负,在不同的驱动信号组合下,逆变器可以工作在模态2、4、6,其分析过程与模态1、3、5 类似。

本文实验样机采用富士公司新推出的逆阻型IGBT功率模块4MBI300VG-120R-50,其内部集成了1 200 V/300 A的IGBT和600 V/300 A的RBIGBT各2个,一个模块即可作为单相的T型逆变器,其等效电路及封装如图3所示。

图2 各模态等效电路图

图3 模块内部结构及封装

变换器在不同工作模态间切换的暂态过程中,存在Ⅰ、Ⅱ两条换流回路,样机中主电路(不含负载)杂散电感分布如图4所示,主要包括电容组母线杂散电感、功率模块母线杂散电感、衔接母线杂散电感、电解电容引线杂散电感以及功率模块内部的杂散电感。

图4 主电路杂散电感分布

2 杂散参数对开关耐压的影响

为了研究各类型杂散电感参数对开关器件耐压的影响,采用PSIM软件搭建了包含杂散参数的仿真模型,其主要仿真参数设置如表1所示。

表1 主要仿真参数

理论上,S1、S2承受的最高电压为 Vdc,而 S3、S4承受的最高电压为(1/2)Vdc,即S1、S2关断时的电压环境更恶劣,因此本文重点研究杂散电感参数对S1端电压VCE1的影响。

2.1 电容组母线杂散电感

不考虑杂散参数时,VCE1的仿真波形如图5所示,可以看出:仿真波形中没有谐振及电压尖峰。

图5 不考虑杂散参数时V CE1仿真波形

仅考虑电容组母线杂散电感(取为10 nH)时,VCE1的仿真波形如图6所示。

图6 仅考虑电容组母线杂散电感时V CE1仿真波形

电容组母线杂散电感逐步减小时,VCE1的FFT分析结果如图7所示。

由以上仿真结果可知:电容组母线杂散电感在开关管关断时,会和电解电容发生谐振,导致开关器件承受的高电平有波动,当杂散电感为100 nH时,谐振电压的峰值已接近基波电压,波形畸变严重。由FFT分析可知:随着电容组母线杂散电感的减小,谐振的频率逐步增加,而谐振峰值逐步减小;当杂散电感减小到足够小时,谐振消失或可忽略。

2.2 衔接母线、功率模块母线及模块内部杂散电感

由于衔接母线、功率模块母线及模块内部杂散电感的分布位置相同,其对开关器件端电压的影响一致,因此将衔接母线杂散电感纳入功率模块母线合并分析。

功率模块母线杂散电感根据非叠层母线的仿真结果取为50 nH,模块内部杂散电感根据芯片手册设定。功率模块母线杂散电感分别取为50、5、0 nH时的VCE1仿真波形如图8所示。由图8可知:在功率模块母线杂散电感由50 nH减小为5 nH时,换流回路总的杂散电感减小显著,电压尖峰明显减弱;而由5 nH变为0 nH时,模块内部的杂散电感占换流回路杂散电感的主体,功率模块母线杂散电感的减小对电压尖峰的减小作用已不显著;而当模块内部杂散电感也降为0 nH时,电压尖峰消失。

由上述仿真结果可知:功率模块母线及模块内部杂散电感是开关器件电压尖峰的主要影响因素。其原因在于:开关器件的突然通断导致换流回路电流突变,作用于上述换流回路中的杂散电感,引起其电压的突变,从而导致开关器件的电压尖峰。

2.3 电容引线杂散电感

图7 不同电容组母线杂散电感时V CE1的FFT分析

图8 不同功率模块母线杂散电感时的V CE1仿真波形

电容引线杂散电感为10 nH时VCE1仿真波形如图9(a)所示,并联0.1μF高频电容后的仿真波形如图9(b)所示。

图9 含电容引线杂散电感时的V CE1仿真波形

由图9可见:电解电容的引线杂散电感会导致开关器件的电压尖峰;但由于引线杂散电感不会很大,其对电压尖峰的影响不如功率模块母线及模块内部的杂散电感,通过在大容量的电解电容间并联高频无感电容可有效解决此类问题。

3 叠层母线设计

在中、小功率场合,可以通过施加RC吸收回路来抑制开关管电压尖峰,但在大功率应用场合,则需较大容量的高频吸收电容和吸收电阻,这无疑增加了系统的成本和损耗。而直流母线采用叠层式设计可直接减小系统中的杂散电感,为减小电压尖峰提供了一个比较好的解决方案[7-10]。

根据逆变器杂散电感的分布情况,对其叠层母线进行了分组设计,分别连接功率模块和直流母线电容组,如图10所示。

图10 叠层母线结构

在逆变器直流输入端,大容量的电解电容串并联产生许多杂散电感。为消除其影响,在电解电容母线间加入高频电容Cm,它们既可以在IGBT开断时吸收电容连接电感造成的尖峰,也可以替电解电容分担更多的高频电流。

另外,分组叠层设计会在2组母线连接处引入附加的连接电感Lcon,在模块母线的A、O、B输入端和功率模块间还有少量的连接电感Lsc,它们也会增加开关关断过冲。因此,在母线接口处及靠近功率模块侧还安装了吸收电容Ccon和Cs,以使连接电感Lcon和Lsc上的能量被电容吸收。这样既解决了系统中杂散电感能量吸收和高频电流在不同电解电容间的分配不均问题,也减小了换流回路I和II的回路面积。

根据逆变器直流母线电容组和功率模块的实际结构,采用电磁场仿真软件设计了功率模块母线和电容组叠层母线,如图11所示,各模块母线电感、电容杂散参数的仿真结果分别如表2、3所示。

未经叠层设计的功率模块母线(铜排)及其杂散参数的仿真结果分别如图12和表4所示,可以看出:其杂散电感要远大于经过叠层设计的母线杂散电感。

图11 功率模块和电容组叠层母线

表2 模块母线回路杂散电感仿真值

表3 电容组母线杂散电感仿真值

图12 非叠层功率模块母线

表4 非叠层功率模块母线回路杂散电感仿真值

根据仿真结果并结合模块数据手册,可得采用叠层母线时换流回路Ⅰ、Ⅱ的杂散电感:

式中:LⅠ1、LⅡ1分别为功率模块母线回路Ⅰ、Ⅱ杂散电感(nH);LⅠ2、LⅡ2分别为功率模块内部回路Ⅰ、Ⅱ杂散电感(nH)。

同理可得采用非叠层母线时换流回路Ⅰ、Ⅱ的杂散电感:

由此可见:通过母线的叠层设计,使得换流回路I、Ⅱ的杂散电感减小了一半以上,从而可以有效地减小换流时杂散电感造成的电压尖峰。

为了解决分组设计带来的母线接口处绝缘和连接电感偏大的问题,对母线的接口处进行了一体化的优化设计,最终的母线设计效果及实物如图13所示。

图13 叠层母线最终设计效果及实物图

4 试验结果

为了验证上述理论和仿真分析结果,分别搭建了采用非叠层母线和叠层母线设计的T型逆变器试验样机,如图14所示。

图14 10 kVA T型逆变器试验样机

采用非叠层母线试验样机的输出电压Vo及开关管S1、S2的端电压VCE1、VCE2波形如图15所示,可以看出VCE1、VCE2有较大的电压尖峰,这是开关管关断时形成的换流回路作用于回路杂散电感的结果,S1关断瞬间的端电压波形如图16所示,可知电压尖峰 ΔV1≈(1/4)VCE1。

图15 非叠层母线试验样机V o及V CE1、V CE2波形

图16 非叠层样机S1关断瞬间V CE1波形

图17 叠层样机S1关断瞬间V CE1波形

采用叠层母线时试验样机S1关断瞬间VCE1波形如图17所示,可知开关管关断电压尖峰ΔV2≈(1/8)VCE1≈(1/2)ΔV1。而 VL=L·d i/d t,即电感电压与电感成正比,在回路电流相同的情况下,回路电感的减半使得开关管电压尖峰减半,这与之前的回路电感仿真计算结果是吻合的。说明通过母线的叠层设计减小了T型逆变器换流回路的杂散电感,使得开关管关断电压尖峰得到了有效抑制。这不仅减小了开关管的电压应力,降低了变换器的开关器件成本,而且还有利于减小逆变器的传导EMI,使其具有较好的电磁兼容性。

5 结论

T型逆变器内复杂的分布杂散电感对逆变器开关管端电压VCE的影响不尽相同:电容组母线杂散电感会引发VCE高电平时的谐振;功率模块母线、模块内部及电解电容引线杂散电感主要导致VCE关断时的电压尖峰。叠层母线设计可有效地减小母线杂散电感,本文对基于RB-IGBT的T型逆变器叠层母线进行了仿真及实物设计,搭建了采用非叠层母线和叠层母线设计的试验样机,对比试验结果表明:所设计的叠层母线可以显著减小T型逆变器换流回路的杂散电感,有效地抑制了开关管关断电压尖峰,验证了仿真及分析结果的正确性。T型逆变器的母线经过叠层设计可有效地减小开关器件电压应力和系统的传导EMI,有利于降低器件成本和提高系统的可靠性。

[1] 郭焕,温家良,汤广福,等.高压直流输电晶闸管阀关断的电压应力分析[J].中国电机工程学报,2010,30(12):1-6.

[2] 丁小刚,程晶晶.开关磁阻电机功率变换器IGBT关断电压尖峰的分析与抑制[J].机电元件,2012,32(1):36-40

[3] 张亮,张东,蔡旭.双馈型风力发电变换器主回路杂散电感的影响和抑制[J].中国电机工程学报,2009,29(36):18-22.

[4] 柳彬,吴浩伟,孙朝晖,等.大功率逆变电源IGBT关断电压尖峰抑制研究[J].舰船科学技术,2009,31(12):62-65.

[5] Lounis Z,Rasoanarivo I,Davat B.Minimization of Wiring Inductance in High Power IGBT Inverter[J].IEEE Trans on Power Delivery,2000,15(2):551-555.

[6] 马琳,孙凯,Remus T,等.高效率中点钳位型光伏逆变器拓扑比较[J].电工技术学报,2011,26(2):108-114.

[7] 汪望,杨兵建,徐枝新,等.750 kVA高功率密度二极管钳位型三电平通用变流模块的低感叠层母线排设计[J].中国电机工程学报,2010,30(18):47-54.

[8] Caponet M C,Profumo F,De Doncker R W,et al.Low Stray Inductance Busbar Design and Construction for Good EMC Performance in Power Electronic Circuit[J].IEEE Trans on Power Electronics,2002,17(2):225-231.

[9] Yi R,Zhao Z M,Zhong Y L.Modeling of Busbar in High Power Neutral Point Clamped Three-level Inverters[J].Tsinghua Science Technology,2002,17(2):225-231.

[10] Zou G Y,Zhao Z M,Yuan L Q.Study on DC Busbar Structure Considering Stray Inductance for the Back-to-back IGBT-based Converter[C]∥Proceedings of 28th Annual IEEE Applied Power Electronics Conference and Exposition.Long Beach,CA,United States:IEEE,2013:1213-1218.

猜你喜欢
尖峰叠层杂散
辐射杂散骚扰测量不确定度的评定
难加工材料(CFRP/Ti)叠层自适应制孔研究
尖峰石阵
无线电发射设备杂散发射的测试方法探讨
基于FreeRTOS操作系统的地铁杂散电流监测系统
叠层橡胶隔震支座技术在工程施工中的应用
西澳大利亚——尖峰石阵
城市轨道交通线路杂散电流监测系统研究
尖峰之年:NASA地球科学探测进入高潮
太空探索(2014年4期)2014-07-19 10:08:58
合康叠层母排进军军工领域
自动化博览(2014年6期)2014-02-28 22:31:59