碳化硅零电压开关三相逆变器的研究

发布时间：2020-11-02 22:13

　　 三相逆变器广泛应用于风力发电系统、光伏发电系统、不间断电源、电动汽车、轨道交通和变频器等场合。近年来,SiC MOSFET器件因其优越的性能受到关注。然而,当工作频率高于50kHz时,SiC MOSFET的开关损耗随开关频率的增加亦快速增长,SiC MOSFET三相逆变器的效率迅速下降。为进一步提升SiC MOSFET三相逆变器的效率和功率密度,软开关技术是一种值得探讨的方案。本文研究了零电压开关技术对SiC MOSFET三相逆变器的效率和功率密度的影响。开展了基于SiC MOSFET器件的硬开关三相逆变器和零电压开关三相逆变器的比较研究。对两种SiC三相逆变器在不同开关频率下的损耗分布、无源元件体积进行了对比,并提出了效率硬度的概念以衡量不同逆变器的高频工作特性。分别建立了额定功率20kW的SiC MOSFET硬开关三相逆变器和SiC MOSFET零电压开关三相逆变器实验模型,对理论分析进行验证。理论分析和实验均表明,在相同的效率水平下,SiC零电压开关三相逆变器可以工作于更高的开关频率并获得更高的功率密度。为减小SiC MOSFET零电压开关三相逆变器开关器件的电压应力,本文分析了零电压开关三相逆变器的关键换流回路,建立了主开关直通阶段结束时关断引起的回路振荡的数学模型,提出了低寄生电感七开关SiC功率模块的方案,研制了七开关SiC功率模块,并将其应用于零电压开关三相逆变器实验模型进行了验证,实验表明七开关SiC功率模块可以有效抑制主开关器件电压应力。论文还介绍了谐振电感的优化设计,通过采用分布式气隙和优化绕组厚度可以有效减小谐振电感损耗。为提升传统硬开关三相四线制逆变器的效率,本文提出了零电压开关正弦脉宽调制方法。基于桥臂上、下管的换流特性以及三相桥臂输出电流极性,提出了适用于不同输出电流极性组合的统一零电压开关正弦脉宽调制方法。结合电路工作过程,推导了零电压开关三相四线制逆变器中三相主开关和辅助开关的零电压开关条件,并详细分析了几种典型负载情况下的零电压开关条件。建立了基于SiC MOSFET器件的硬开关三相四线制逆变器和零电压开关三相四线制逆变器损耗模型,结合谐振参数设计,对两种SiC三相四线逆变器在不同开关频率下的损耗分布进行了分析和对比。搭建了 SiC MOSFET零电压开关三相四线制逆变器实验模型并进行了实验验证,实验表明零电压开关正弦脉宽调制方法可以实现所有主开关和辅助开关的零电压开通,并显著提高三相四线制逆变器的效率。最后对本文的工作进行了总结,简述了本文的主要贡献,并对后续工作作出展望。
【学位单位】：浙江大学
【学位级别】：博士
【学位年份】：2019
【中图分类】：TM464
【部分图文】：

选择目前主流的１２００Ｖ／４０Ａ的ＳｉＣ?ＭＯＳＦＥＴ器件和Ｓｉ?ＩＧＢＴ器件进行进一步的性能??对比，ＳｉＣ?ＭＯＳＦＥＴ器件为Ｗｏｌｆｓｐｅｅｄ公司的Ｃ２Ｍ００４０１２０Ｄ，?Ｓｉ?ＩＧＢＴ为英飞凌科技的??ＩＫＷ４０Ｎ１２０Ｔ２ｔ３８］［３９］。图１．６所示为２５°Ｃ结温时两种器件的静态特性对比，图１．６?（ａ）所??示为第一象限通态压降匕，（或饱和压降Ｕ与漏极电流厶（或集电极电流厶）的关系，??图１．６?（ｂ）听示为第三象限通态压降（或反并联二极管正向压降＆）与漏极电流心（或??反并联二极管正向电流人）的关系。在第一象限，显然ＳｉＣＭＯＳＦＥＴ相比ＳｉｌＧＢＴ具有更??小的通态压降，随着漏极电流的增大，两者的通态压降逐渐接近。在第三象限，虽然ＳｉＣ??ＭＯＳＦＥＴ体二极管的正向导通压降远远大于Ｓｉ?ＩＧＢＴ的体二极管的正向导通压降，但当其??工作于同步整流模式时，ＳｉＣＭＯＳＦＥＴ体二极管的正向导通压降迅速减小，其压降小于Ｓｉ??ＩＧＢＴ体二极管的正向导通压降。??６??

图１．６ＳｉＣＭＯＳＦＥＴ与ＳｉｌＧＢＴ靜态特性对比（２５°Ｃ结温）：（ａ）第一象限静态特性；（ｂ）??第三象限静态特性??图１．?７所示为８０°Ｃ结温时两种器件的开关特性对比。采用为双脉冲测试电路，驱动??电阻均为５Ｑ，直流电压６００Ｖ，电流４０Ａ。显然，ＳｉＣＭＯＳＦＥＴ相比ＳｉｌＧＢＴ，具有开关??速度更快、反向恢复更小、无拖尾电流等特点。ＳｉＣＭＯＳＦＥＴ的开通损耗约为ＳｉｌＧＢＴ的??四分之一，而其关断损耗甚至都不到ＳｉｌＧＢＴ的十分之一。另一方面，ＳｉｌＧＢＴ的开通损??耗与关断损耗比较接近，而ＳｉＣＭＯＳＦＥＴ的开通损耗远大于其关断损耗。??５００?＼?／?（ＩＤＡ?ｒｌｉｙ）?６０??４００?＼?＇?５０??＼?４０??Ｅｏｆｆ＝?／＾＼?，?Ｐｏｗｅｒ｛１０ｋＶＡ！ｄｉｖ）??２００?／?＼ｊｒ??１００?３．０４ｍＪ／?＇Ａ?＾??ｆ?、、？－??１００ｎｓ！?ｄｉｖ??（ａ）??：齡）?７；??５００?＇一＼?６０??４００?ｌ?／；?｛１０?Ａｔ?ｄｉｖ）?５〇??３００??３０??２００?Ｅｏｎ＝?Ｐｏｗｅｒ?（１?ＯｋＶＡ／ｄｉｖ）?２０??■?０．７８ｍＪ?／?ｉｏ??〇?－?－?？?—?Ｊ??????〇??？１００?１００ｎｓｌ?ｄｉｖ?＿１０??（ｂ）??７??

片（Ｂａｒｅ?Ｄｉｅ）源极单独连接，尽量避免连接在距离芯片源极较远的功率路径上。近年来，??很多研究提出了减小驱动回路、功率回路寄生电感的新型全ＳｉＣ功率模块封装方案［４５］－［５３］。??富士电机提出了铜针与ＰＣＢ结合的封装方案［４５］＿［４９］，该功率模块的剖面结构如图１．?９??所示。新方案撰弃了?Ｂｏｎｄｉｎｇ线而采用铜针和柔性电路板代替，极短的铜针连接ＳｉＣ功率??芯片与柔性电路板，同时功率回路在柔性电路板上下层形成镜像，以此减小整个功率回路??的寄生电感。相比传统的ｂｏｎｄｉｎｇ线封装，新封装的开关损耗降低了?２０％，而功率回路寄??生电感降低了?８０％，新封装的功率回路寄生电感（包含功率端子）约为１２ｎＨ。??硅凝胶?ＤＢＣ基板??＼＾ｄｉｎｇ＾芯片＾功率端子??陶瓷基片铜基板??（ａ）??柔性电路板??铜ｆｔ?／??环氧树脂＼?ｙ?功率端子??ｎｎ￣?＼?／?Ｉ??ｈ?厚铜层???＼?Ｎ??ＤＢＣ基板?Ｓｉ３Ｎ４陶瓷基片??（ｂ）??图１．９富士电机提出的封装方案：（ａ）传统Ｂｏｎｄｉｎｇ线封装方案；（ｂ）新封装方案??文献［５１］提出了一种双面散热结构的封装方案。图１．?１０?（ａ）所示为半桥桥臂内部芯片??间的连接方式和回路电流路径：Ｐ－ｓｉｄｅ散热块（ＨｅａｔｓｐｒｅａｄｅｒｏｆｔｈｅＰ－ｓｉｄｅ）替代ＤＢＣ并与??两个芯片的漏极相连，米用Ｎ－ｓｉｄｅ散热块（Ｈｅａｔ?ｓｐｒｅａｄｅｒ?ｏｆ?ｔｈｅ?Ｎ－ｓｉｄｅ）替代Ｂｏｎｄｉｎｇ线并??与两个芯片的源极相连，上管芯片源极连接的Ｎ－ｓｉｄｅ散热块通过中间夹层与下管芯片漏极??连接的Ｐ－ｓｉｄｅ散热块相连
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本文编号：2867644