基于SiC MOSFET的高性能双面冷却模块和紧凑型冷却器,适用于高功率密度汽车逆变器应用

抽象

本文介绍了一种基于沟槽碳化硅(SiC)MOSFET的高性能双面冷却(DSC)模块,并演示了优化冷却器的设计。模拟了冷却器的热性能,并通过实验验证了该冷却器。通过实验对SiC模块的静态和开关特性进行表征,并与基于硅(Si)的DSC模块进行比较,以确定SiC在模块和逆变器级别上的优势。

简介

英飞凌的混合PACK™ DSC功率模块配备了酷SiC™沟槽碳化硅(SiC)MOSFET(见图1(a)),已被证明在模块和逆变器级别上具有显着的优势[1]。图1(b)显示,与具有相同基底面和相同边界条件的单侧冷却模块相比,DSC模块的模拟结液热阻Rth,jf可以降低40%[1]。这将转化为更高的电流能力,IRMS对于SiC等半导体尤其重要,众所周知,SiC在材料上比硅(Si)更昂贵。图1(c)显示了DSC的热堆栈,[1]中已经证明了它具有出色的性能。DSC是间接冷却模块,仅对模块进行优化是不够的。还需要优化冷却器和热界面材料(TIM)。本文介绍了一种专为DSC模块设计和优化的BOYD™铝制冷却器,并讨论了其热/液压仿真结果。然后对该冷却器进行实验表征,并与仿真结果进行比较。此外,该模块还在实验室设置冷却器中进行了表征,以进一步了解其热性能。为了推断SiC DSC模块的功率损耗优势,将其与可比较的Si DSC模块进行了实验比较,并进行了仿真以确认系统级的效率优势。

图 1 (a) 英飞凌的 HybridPACK™ DSC 模块,(b) 仿真结果显示,DSC 模块的 Rth jf 比具有相同基底面的单侧冷却模块低 40%[1],(c) DSC 热堆栈。

图 1 (a) 英飞凌的 HybridPACK™ DSC 模块,(b) 仿真结果显示,DSC 模块的 Rth jf 比具有相同基底面的单侧冷却模块低 40%[1],(c) DSC 热堆栈。

图2 DSC模块设计的冷却结构,显示(a)顶部和底部LCP与钢板,以补偿组装过程中的弯曲效应,(b)顶部LCP的爆炸图(图像由BOYD™提供),(c)集成DSC后的冷却器体积。

图2 DSC模块设计的冷却结构,显示(a)顶部和底部LCP与钢板,以补偿组装过程中的弯曲效应,(b)顶部LCP的爆炸图(图像由BOYD™提供),(c)集成DSC后的冷却器体积。

DSC用紧凑型铝制冷却器的设计

本节讨论DSC模块的铝基应用近BOYD™冷却器结构的设计。冷却器尽可能保持紧凑,以达到高水平的功率密度。双侧冷却结构包括两个液体冷板(LCP),如图2(a)所示,以及顶部LCP的分解视图(图2(b))。两种LCP在层数、入口/出口连接器、通道结构、湍流器和周长形状方面具有相同的几何形状。每个LCP包括一个顶层,其中包含入口/出口液压连接器的位置,一个带有湍流器位置的通道层和一个用于关闭通道路径的底层。TOP LCP包括两个额外的液压连接器,以便在顶部和底部平均分配流体流量。顶部和底部 LCP 之间的所有接口均用 O 形圈密封。所有层都是通过激光切割获得的,连接器是通过车削获得的,湍流器是通过冲压获得的。在顶部和底部添加两块钢板以补偿装配过程中的弯曲效应,这可能会减少LCP与中央SiC模块之间的接触面。图2(c)显示了集成DSC模块后的冷却器,指示了与冷却器相关的尺寸。可以看出,与模块相结合的冷却结构非常紧凑,根据图中定义的尺寸,仅占用0.4 L的体积。为了对冷却性能进行基准测试,可以忽略不与冷却器接触的模块的体积,在这种情况下,体积为0.12 L,为高功率密度铺平了道路。制造的冷却器如图3所示。

冷却器的热和液压 CFD 仿真

计算流体动力学(CFD)仿真在博伊德智能CFD中运行,以预测冷却器的热性能和水力性能。实现模块的完整内部结构以计算精确的热分布。仿真几何体的概述如图 4 所示,边界条件在表 1 中进行了总结。研究了两个不同芯片含量的模块(A和B)。在考虑湍流状态的情况下,为流动仿真选择了详细的完整纳维-斯托克斯 CFD 求解器。有限体积离散化用于表示固体和流体。由于几何形状是规则的,特别是在翅片区域,几何形状被简化为六面体块,并使用六面体网格来表示几何形状,以便最准确地计算与较冷的翅片接触的流体的行为。为简洁起见,假定金属表面是平坦的,并且 TIM 被建模为金属表面之间厚度均匀的均匀层。

图3 制造冷却器的图片,显示了完整的冷却器和顶部LCP的爆炸图

图3 制造冷却器的图片,显示了完整的冷却器和顶部LCP的爆炸图

图 4 显示的模拟几何图形,(a) 侧视图,(b) 顶视图,(c) 六面体网格 - 绿色的实体区域,蓝色的流体区域

图 4 显示的模拟几何图形,(a) 侧视图,(b) 顶视图,(c) 六面体网格 - 绿色的实体区域,蓝色的流体区域

表 1 CFD 仿真的边界条件

表 1 CFD 仿真的边界条件

图5 CFD热仿真结果显示,(a)芯片的温度图

图5 CFD热仿真结果显示,(a)芯片的温度图

然而,实际上,金属表面具有一定的粗糙度,TIM厚度实际上从0(在金属表面实际接触的点)到最大值(其中金属之间的分离度最高)变化。预计这会导致模拟和测量之间的一些差异(就TIM而言,模拟是最坏的情况)。热阻被分解成不同的贡献,即功率模块(Rth,jc),TIM(Rth,TIM)和冷板(Rth,LCP)的贡献。对于模块 A,温度和压力分布如图 5 所示。从图5(a)可以看出,MOD3的切屑是离流体入口最远的,产生的最高温度。这是因为流体在从流体入口到出口的过程中会升温。在给定的模块中,4个芯片的温度或多或少相似,这表明芯片在基板上具有最佳的空间分离。从图5(b)可以看出,基板表面没有关键热点,证实了模块和冷却器的最佳设计。图5(c)显示了系统在最热芯片处的横截面,图5(d)显示了压降。图5(e)显示,冷却系统(包括入口和出口歧管)的压降为190 mbar,在200 mbar目标范围内。

图 5 CFD 热仿真结果显示,(b) 基板的温度图

图 5 CFD 热仿真结果显示,(b) 基板的温度图

图 5 CFD 热仿真结果显示 (c) 系统在最热芯片处的横截面

图 5 CFD 热仿真结果显示 (c) 系统在最热芯片处的横截面

图5 CFD热仿真结果显示(d)两侧温度差DT从流体温度到最高芯片温度的分离

图5 CFD热仿真结果显示(d)两侧温度差DT从流体温度到最高芯片温度的分离

图 5 CFD 热仿真结果显示 (e) 冷却系统的压降

图 5 CFD 热仿真结果显示 (e) 冷却系统的压降

模拟的中间温度和热阻(及其定义)记录在表2中。可以注意到,由于顶部路径中存在垫片[1],流向顶部和底部的热流是不对称的。芯片含量较低的模块 A 的自上而下之比约为 30:70,而芯片含量较高的模块 B 的比率约为 40:60。这是因为模块B由于芯片含量较高,与顶部基板的接触面积更大,从而更好地流向顶部热流,从而更好地利用模块堆叠。图 6 显示了两个模块的 R、jf、顶部和 Rth、jf、机器人的拆分。LCP和TIM对顶部和底部电阻的重要贡献,而模块仅贡献一小部分,特别是在底部(<25%)。这也证实了之前的说法,即优化冷却器和TIM对于高性能DSC模块起着重要作用。

图 6 模拟的 Rth,jf 的拆分,用于 (a) 模块 A,(b) 模块 B。边界条件和定义见表1。

图 6 模拟的 Rth,jf 的拆分,用于 (a) 模块 A,(b) 模块 B。边界条件和定义见表1。

表2 CFD仿真结果摘要:温度、热阻(每个开关)定义和值

表2 CFD仿真结果摘要:温度、热阻(每个开关)定义和值

总体而言,模块 A 实现了 Rth,jf = 0.28 K/W,而模块 B 达到 Rth,jf = 0.19 K/W,考虑到冷却器的大小/体积,这令人印象深刻。进一步的优化是可能的,例如,通过简单地增加冷却器的尺寸,或者通过在底部具有比在顶部更高的流速,或者通过冷却剂的连续流动,使其首先流过底部LCP,然后流过顶部LCP。这些方面将在今后的研究中加以考虑。

生产工艺 - CAB钎焊技术概述

液体冷板由可控气氛钎焊(CAB)工艺生产,这是一种冶金焊接工艺,可以创建高质量的金属液络部,如图7所示。在组装过程中,填充材料的箔位于铝层之间。这些箔片由特定的铝混合物制成,能够在大约600°C的温度下熔化。 一旦组装过程完成,结构将被夹在定制设计的钎焊夹具中,并插入预热的烤箱区域。为了避免氧化,腔室气氛中的氧气被氮气取代。该过程的此步骤为 CAB 进程指定名称。一旦烘箱达到约600°C的内部温度,箔材料开始熔化,而铝层仍处于固体阶段。烹饪后,这些碎片进入冷却区域,在那里它们逐渐达到环境温度。CAB钎焊工艺需要铝合金的特定组合,因为材料的化学成分对于避免沿钎焊液络部的微孔隙至关重要,这可能导致泄漏,从而导致LCP在其使用寿命期间失效。因此,层由Al3003,Al6060连接器和Al1050湍流器制成。

图7 CAB钎焊制造工艺概述

图7 CAB钎焊制造工艺概述

图 8 用于测量 DSC 模块热特性的实验实验室设置示意图。

图 8 用于测量 DSC 模块热特性的实验实验室设置示意图。

带有实验室冷却器的DSC模块的实验表征

DSC模块的热性能首先针对实验室冷却器(如图8所示的设置)进行表征,其中模块以定义的方向放置在两个铜散热器之间,该铜散热器具有内部引脚翅片结构,该结构在两侧进行流体冷却。在这种情况下,将仅考虑模块 A。在模块和散热器之间施加热界面材料(TIM)-道氏TC-5021,导热系数为3.3 W/mK,厚度为50μm。在带有弹簧加载支架的上下散热器结构之间施加400 N和1000 N的可变锁模力F,以确保预设力,不受测试过程中的热机械影响,这也得到了连续控制和保证。水乙二醇基流体(50:50)再循环装置,调节流体流速在4-10 L /min之间,受控流体温度为60°C用于间接冷却模块。此设置允许在并行或串行流体流动配置之间进行选择。图 8 显示了平行流体流动配置,其中两个散热器并联提供相同的流体流(50:50 比率)。为了确定结温Tvj,首先在不同温度下校准SiC MOSFET内部体二极管的特性曲线。为此,使用对应于额定电流的1/1000的恒定校准电流。知道了体二极管正向电压与Tvj之间的关系,现在可以应用Rth的测定。对于Rth,jf测量,电流加热脉冲施加到DSC模块的欧姆漏源通道,直到系统达到热稳定状态。该脉冲根据焦耳加热在模块的半导体结中产生热功率注入,Ploss。通过在关闭当前加热脉冲后直接对结温Tvj进行精确定时测量,可以得出与Ploss相关的Tvj结论。最后通过测量Tf,可以根据表2中的方程确定Rth,jf。

图9(a)显示了Rth,jf对施加的夹紧力F的测量依赖性,分析了各种模块方向(旋转和不旋转),不同的流速(4和10 L / min),电流加热脉冲对半桥的高端(HS)MOSFET和低端(LS)MOSFET的应用。所研究模块的 Rth,jf 显示出对 F 的相当弱的依赖性,由于热提取增加,Rth,jf 在较高的流速下较低。此外,在模块的安装方向方面没有观察到明显的依赖性。图 9(a) 中的旋转后缀对应于模块围绕模块的几何主轴之一旋转 180°。旋转-非旋转测量结果显示Rth,jf变化较小,表明实验装置具有良好的重复性。在 F=1000 N 且流体流速为 10 L/min 时,可实现 Rth,jf = 0.23 K/W 的值。与仿真结果(0.28 K/W)相比,这一数字明显较低。这是因为,实验室冷却器由铜(与铝相比)制成,比BOYD™冷却器大,并且还由于前面提到的TIM建模所涉及的不准确性。图9(b)显示了测得的热阻Zth(t),其中可以看出Zth = 0.025 K / W,t = 1 ms。这对应于热平衡时值的十分之一,Rth,jf。该模块在 ~1 秒内达到热稳定状态。

图 9 (a) 实验室冷却器下 DSC 的测量值显示 (a) Rth,jf 作为所施加的夹紧力 F 的函数, (b) Zth,jf 曲线

图 9 (a) 实验室冷却器下 DSC 的测量值显示 (a) Rth,jf 作为所施加的夹紧力 F 的函数, (b) Zth,jf 曲线

图 10 英飞凌集成到 BOYD™ 冷却器中的 HybridPACK™ DSC 原型,(a) 在应用顶部 LCP 之前带有 TIM 浆料的模块,(b) 用于表征 Rth,jf 的实验设置

图 10 英飞凌集成到 BOYD™ 冷却器中的 HybridPACK™ DSC 原型,(a) 在应用顶部 LCP 之前带有 TIM 浆料的模块,(b) 用于表征 Rth,jf 的实验设置

博伊德冷却器的™实验验证

前面描述的BOYD™冷却器在上一节中显示的第R个测量设置中进行了实验验证(相同的设置和边界条件,除了冷却器本身和模块,在这种情况下是模块-B)。TIM首先应用于两侧的DSC模块,然后将其安装在冷却器上,如图10(a)所示。钢网用于实现50μm的均匀厚度(在施加夹紧力之前)。如图10(b)所示,两个铣削铝螺纹适配器将冷却器连接到冷却液回路。目前的冷却器设计缺乏从自身内部施加给定力的可能性(这将在即将推出的版本中实现)。因此,将包括力计的夹紧结构固定在中心区域周围,以施加已知的力(在本例中为650N)。

图 11(a) 显示了不同流速 (6、10 和 16 L/min) 下高压侧 (HS) 和低压侧 (LS) 开关的实测 Rth、jf 和相应的压降。可以预料,更高的流速可以提高Rth,jf,可以看出Rth,jf每增加5 L /min减少约5%。此外,HS 交换机的 Rth,jf 似乎比 LS 交换机差。这部分是由于模块内部芯片的不同位置及其相互加热引起的。但请注意,这也可能归因于其他几个因素的组合,例如芯片/模块和冷却器生产中的扩散,TIM层在模块上的功效差异以及施加的力的分布,并且可能无法推广。在 10 L/min 时,汽车逆变器的典型流速为 0.18 K/W(HS 和 LS 的平均值)。同样,与模拟值(0.19 K / W)相比,这较低,这主要是由于前面所述的TIM建模。对于 400V 的电池电压,Rth、jf 为 0.18 K/W 意味着模块 B 可以处理 450A >连续 IRMS 或功率> 150kW。这将转化为>375 kW/L的体积功率密度(仅考虑冷却器和模块)图11(b)描绘了冷却液流速为10 L/min时测得的Zth(t)。在 1 ms 的时间值下,Zth 对应于约 0.011 K/W 的值,稳定状态在 < 5 s 内实现。与实验室冷却器(约1秒)相比,BOYD™冷却器需要更长的时间才能达到稳态,这在瞬态事件(例如,短加速/制动)期间限制了Tvj。

图11 实验结果表明,(a) HS 和 LS 开关的实测 Rth,jf 与流速的函数关系,(c) 带有 BOYD™ 冷却器的 DSC 的 Zth,jf 曲线

图11 实验结果表明,(a) HS 和 LS 开关的实测 Rth,jf 与流速的函数关系,(c) 带有 BOYD™ 冷却器的 DSC 的 Zth,jf 曲线

图 12 图 1

图 12 在 Vdc = 400 V、Rg (SiC) = 5.1 Ω、Vgs (SiC) = 18 V、Rg (Si) = 3.6 Ω、Vgs (Si) = 15V 时测得的 DSC SiC 与 DSC- Si 的静态和动态特性。

图 12 图 2
图 12 图 3
图 12 图 4
图 13 类似于大众电动高尔夫的中型轿车的WLTP任务剖面图中DSC Si和DSC SiC的模拟功率损耗。边界条件:Vdc = 400 V,电源电压 = 10 kHz [1]

图 13 类似于大众电动高尔夫的中型轿车的WLTP任务剖面图中DSC Si和DSC SiC的模拟功率损耗。边界条件:Vdc = 400 V,电源电压 = 10 kHz [1]

硅-IGBT 与采用 DSC 封装的硅-MOS 场效应晶体管

本节比较基于硅 (Si) IGBT 的 DSC 模块与基于硅 MOSFET 的 DSC 模块。为了进行公平的比较 [2] [3] [4] [5] [6],所选择的两个模块在 400V 的电池电压下大致可以满足 400A 的 RMS 电流(比较模块的详细信息在 [1] 中)。两个模块的静态和开关性能在图12中进行了实验测量和比较。两个器件的栅极电阻均经过调谐,以保持 dv/dt < = 10 kV/μs,电压过冲低于击穿电压,以反映接近应用的条件。可以确认,与IGBT的拐点状电压行为相比,由于MOSFET的电阻特性,MOSFET的电压降Vds在轻负载时显着低于IGBT的电压降Vce[2]。从开关特性可以确认,SiC MOSFET中的二极管恢复损耗Erec仅为IGBT中的八分之一。这是因为,与Si FWD相比,少数电荷载流子在SiC体二极管中的寿命明显较低,从而在二极管关断期间更快地提取电荷。反向恢复的好处也反映在Eon的导通损耗上,从中可以看出SiC模块的损耗比Si模块低3倍。由于没有尾部电流(这又是一种双极现象,与少数电荷载流子的衰减有关),SiC模块中的关断损耗Eoff比IGBT模块低约30%。这些测量证实了SiC模块的优势。为了在逆变器级别检查SiC模块的优势,对全球协调轻型车辆测试程序(WLTP)进行了功率损耗模拟,这是用于对汽车进行基准测试的常用任务配置文件[2],如图13所示。边界条件可以在 [1] 中找到。前一段中的意见可以得到证实。碳化硅MOSFET中的导通损耗比Si-IGBT低>75%,而相应的开关损耗降低>60%。

总体而言,SiC模块的平均功率损耗比Si模块低60%,与Si模块相比,逆变器效率提高了2个百分点以上。这再次肯定了DSC SiC模块的效率优势。

四. 结论和今后的工作

本文介绍了基于酷SiC™沟槽碳化硅 MOSFET 的混合数据包™ DSC 功率模块,适用于高性能汽车牵引逆变器应用。为DSC设计了一个紧凑的铝基冷却器,并进行了CFD热和液压仿真以分析其性能。冷却器和模块的体积计算仅为0.4 L。结果表明,功率模块对热阻的贡献很小。模块 A(每个开关有 48 mm2 个芯片)从上到下的热提取比为 30:70,但模块 B(每个开关有 108 mm2 个芯片)的热提取比增加到 40:60,表明对于较大的芯片含量,热堆叠的利用率更好。总体而言,这些模块在 10 L/min 流量下分别实现了 0.28 K/W 和 0.19 K/W 的 Rth、jf。为了通过实验验证仿真结果,对DSC模块进行了表征 - 模块A与实验室冷却器,模块B与BOYD™冷却器。正如预期的那样,由于模拟TIM的不准确,测量的Rth,jf低于模拟。在 10 L/min 流速下,模块 A 使用实验室冷却器时达到 Rth,jf = 0.23 K/W,而模块 B 达到 Rth,jf = 0.18 K/W。对于 400 V 的电池电压,这转化为超过 > 450 A 的连续 IRMS 和功率> 150 kW。这导致令人印象深刻的体积功率密度(仅考虑冷却器和模块)>375 kW / L。

未来工作:进一步优化冷却器的工作正在进行中,并在冷却器内设计夹紧结构,以在模块上施加预定义的力以实现良好的接触。此外,正在对市场上可用的各种 TIM 进行测量,以确定最适合 DSC 的 TIM。

引用

[1] A. P. Pai, M. Ebli, T. Simmet, A. Lis 和 M. 贝宁格-比纳,“基于 SiC MOSFET 的双侧冷却高性能功率模块的特性,用于汽车牵引逆变器应用”,IEEE/AIAA 运输电气化会议和电动飞机技术研讨会,第 2022 页。
[2] A. P. Pai,碳化硅基功率模块对汽车牵引逆变器任务曲线效率的影响,Shaker, 2020.
[3] A. P. Pai, T. Reiter和M. Maerz,“功率半导体中精确损耗计算的新行为模型”,载于PCIM欧洲2016;国际电力电子,智能运动,可再生能源和能源管理展览会,2016。
[4] A. P. Pai, T. Reiter 和 M. Maerz,“汽车逆变器损耗计算的改进行为模型”,载于 EEHE 2016 Wiesloch;会议记录, 2016.
[5] A. P. Pai, T. Reiter, O. Vodyakho 和 M. Maerz,“用于汽车牵引逆变器的 SiC 混合模块的任务剖面分析及其使用电气和量热方法的实验性功率损耗验证”,ASTES 期刊,第 3、2018 卷。
[6] A. P. Pai, T. Reiter, O. Vodyakho, I. Yoo and M. Maerz, "A calorimetrie method for measuring power losses in power semiconductor modules," in 2017 19th European Conference on Power Electronics and Applications (EPE'17 ECCE Europe), 2017.

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