Modulo raffreddato a doppio lato ad alte prestazioni basato su MOSFET SiC e dispositivo di raffreddamento compatto per applicazioni di inverter automobilistici ad alta densità di potenza
Astratto
Questo documento presenta un modulo DSC (Double Side Cooled) ad alte prestazioni basato su MOSFET in carburo di silicio (SiC) da trincea e dimostra la progettazione di un dispositivo di raffreddamento ottimizzato. Le prestazioni termiche del dispositivo di raffreddamento vengono simulate e verificate sperimentalmente. Le caratteristiche statiche e di commutazione del modulo SiC sono caratterizzate sperimentalmente e confrontate con un modulo DSC basato su silicio (Si) per determinare i vantaggi del SiC a livello di modulo e inverter.
Introduzione
Il modulo di alimentazione HybridPACK™ DSC di Infineon dotato di MOSFET CoolSiC™ Trench Silicon Carbide (SiC) [vedi Fig. 1 (a)] ha dimostrato di offrire vantaggi significativi a livello di modulo e inverter [1]. La Fig. 1 (b) mostra che la resistenza termica giunzione-fluido simulata Rth,jf, di un modulo DSC può essere ridotta dell'40% rispetto a un singolo modulo raffreddato lateralmente con lo stesso ingombro e nelle stesse condizioni al contorno [1]. Ciò si tradurrebbe in una maggiore capacità di corrente, IRMS che è particolarmente importante per semiconduttori come SiC, che sono noti per essere materialmente più costosi del silicio (Si). La Fig. 1 (c) mostra lo stack termico del DSC, che è stato dimostrato in [1] per offrire prestazioni superiori. Il DSC è un modulo raffreddato indirettamente e l'ottimizzazione del modulo da sola non è sufficiente. È necessario ottimizzare anche il dispositivo di raffreddamento e il materiale di interfaccia termica (TIM). Questo documento presenta un dispositivo di raffreddamento in alluminio BOYD™, appositamente progettato e ottimizzato per il modulo DSC e vengono discussi i suoi risultati di simulazione termica / idraulica. Questo dispositivo di raffreddamento viene quindi caratterizzato sperimentalmente e confrontato con i risultati della simulazione. Inoltre, il modulo è anche caratterizzato in un dispositivo di raffreddamento di configurazione di laboratorio per comprendere ulteriormente le sue prestazioni termiche. Per dedurre i vantaggi di perdita di potenza del modulo SiC DSC, viene confrontato sperimentalmente con un modulo Si DSC comparabile e vengono eseguite simulazioni per confermare i vantaggi dell'efficienza a livello di sistema.
Progettazione di un dispositivo di raffreddamento compatto in alluminio per DSC
UnIn questa sezione viene illustrata la progettazione di una struttura di raffreddamento BOYD™ vicino all'applicazione basata sull'alluminio per il modulo DSC. Il dispositivo di raffreddamento è mantenuto il più compatto possibile, per raggiungere un alto livello di densità di potenza. La struttura di raffreddamento a doppio lato comprende due piastre fredde liquide (LCP) come mostrato in Fig. 2 (a), insieme alle viste esplose del LCP superiore (Fig. 2 (b)). Entrambi gli LCP condividono la stessa geometria per quanto riguarda il numero di strati, i connettori di ingresso/uscita, la struttura del canale, il turbulatore e la forma perimetrale. Ogni LCP include uno strato superiore con la posizione per i connettori idraulici di ingresso/uscita, uno strato di canale con la posizione del turbometro e uno strato inferiore per chiudere il percorso del canale. Il TOP LCP include due connettori idraulici aggiuntivi, al fine di dividere equamente la portata del fluido sia in alto che in basso. Tutte le interfacce tra gli LCP superiore e inferiore sono sigillate con O-ring. Tutti gli strati sono ottenuti mediante taglio laser, i connettori mediante tornitura e i turbolatori mediante stampaggio. Due piastre di acciaio vengono aggiunte sulla parte superiore e inferiore per compensare l'effetto di flessione durante il processo di assemblaggio, che potrebbe ridurre la superficie di contatto tra gli LCP e il modulo SiC centrale. La Fig. 2 (c) mostra il dispositivo di raffreddamento dopo l'integrazione dei moduli DSC, indicando le dimensioni rilevanti per il dispositivo di raffreddamento. Si può vedere che la struttura di raffreddamento combinata con il modulo è molto compatta e occupa un volume di soli 0,4 L secondo le dimensioni definite in figura. Per il benchmarking delle prestazioni di raffreddamento, sarebbe importante trascurare il volume del modulo non a contatto con il dispositivo di raffreddamento, e il volume in questo caso è di 0,12 L, aprendo la strada a un'alta densità di potenza. Il dispositivo di raffreddamento fabbricato è mostrato in Fig. 3.
Simulazione CFD termica e idraulica del refrigeratore
Una simulazione DI fluidodinamica computazionale (CFD) viene eseguita in Boyd SmartCFD per prevedere le prestazioni termiche e idrauliche del dispositivo di raffreddamento. La struttura interna completa del modulo viene implementata per calcolare un'accurata distribuzione termica. La panoramica della geometria simulata è mostrata in Fig. 4 e le condizioni al contorno sono riassunte nella Tabella 1. Vengono studiati due moduli (A e B) con diverso contenuto di chip. Il dettagliato risolutore CFD Navier-Stokes completo viene scelto per la simulazione del flusso considerando un regime di flusso turbolento. La discretizzazione a volume finito viene applicata per rappresentare sia il solido che il fluido. Poiché la geometria è regolare, in particolare nell'area alettata, la geometria viene semplificata in blocchi esaedrici e viene utilizzata una maglia esaedrica per rappresentare la geometria per il calcolo più accurato del comportamento del fluido a contatto con le alette più fredde. Per brevità, le superfici metalliche sono considerate piatte e il TIM è stato modellato come uno strato omogeneo di spessore uniforme tra le superfici metalliche.
Tuttavia, in realtà, le superfici metalliche hanno una certa rugosità e lo spessore TIM varia effettivamente da 0 (nei punti in cui le superfici metalliche sono effettivamente in contatto) al valore massimo (dove la separazione tra i metalli è la più alta). Ci si può aspettare che ciò causi una certa discrepanza tra simulazioni e misurazioni (le simulazioni sono il caso peggiore, per quanto riguarda il TIM). La resistenza termica viene scomposta in diversi contributi, ovvero quello del modulo di potenza (Rth,jc), quello del TIM (Rth,TIM) e quello della piastra fredda (Rth,LCP). Per il modulo-A, le distribuzioni di temperatura e pressione sono mostrate in Fig. 5. Si può vedere dalla Fig. 5 (a) che i chip di MOD3, che è il più lontano dall'ingresso del fluido, producono la temperatura più alta. Questo perché il fluido si riscalda durante il suo corso dall'ingresso del fluido all'uscita. All'interno di un determinato modulo, le temperature dei 4 chip sono più o meno simili, il che indica una separazione spaziale ottimale dei chip sul substrato. Dalla Fig. 5 (b) si può vedere che non ci sono punti critici sulla superficie del substrato, confermando un design ottimale del modulo e del dispositivo di raffreddamento. La Fig. 5 (c) mostra una sezione trasversale del sistema al chip più caldo e la Fig. 5 (d) mostra la caduta di pressione. La Fig. 5 (e) mostra che la caduta di pressione del sistema di raffreddamento, compresi i collettori di ingresso e di uscita, è di 190 mbar, che si trova all'interno del target di 200 mbar.
Le temperature intermedie simulate e le resistenze termiche (insieme alle loro definizioni) sono registrate nella Tabella 2. Si può notare che il flusso di calore verso l'alto e verso il basso non è simmetrico, a causa della presenza di distanziatori nel percorso superiore [1]. Il modulo-A con il contenuto del chip inferiore ha un rapporto ~ 30: 70 tra l'alto e il basso, mentre il modulo B con un contenuto di chip più alto ha ~ 40: 60. Questo perché il modulo B, a causa di un contenuto di chip più elevato, ha un'area di contatto più elevata con il substrato superiore, con conseguente migliore flusso di calore verso l'alto e, quindi, un migliore utilizzo dello stack del modulo. La Fig. 6 mostra la suddivisione di Rth,jf,top e Rth,jf,bot per entrambi i moduli. Un contributo significativo alle resistenze superiore e inferiore proviene dall'LCP e dal TIM, mentre il modulo contribuisce solo una piccola parte, soprattutto sul lato inferiore (<25%). Ciò conferma anche la precedente affermazione che l'ottimizzazione del dispositivo di raffreddamento e TIM svolge un ruolo importante per i moduli DSC ad alte prestazioni.
Nel complesso, il modulo-A raggiunge un Rth,jf = 0,28 K/W mentre il modulo-B raggiunge Rth,jf = 0,19 K/W, il che è impressionante considerando le dimensioni / volume del dispositivo di raffreddamento. Un'ulteriore ottimizzazione è possibile, ad esempio, semplicemente aumentando le dimensioni del dispositivo di raffreddamento, o avendo una portata più elevata sul fondo che sulla parte superiore, o avendo un flusso seriale del refrigerante in modo tale che scorra prima attraverso l'LCP inferiore e poi attraverso l'LCP superiore. Questi aspetti saranno considerati in uno studio futuro.
Processo di produzione - Panoramica della tecnologia di brasatura CAB
Le piastre fredde liquide sono prodotte dal processo di brasatura in atmosfera controllata (CAB), un processo di saldatura metallurgica che consente la creazione di una giunzione metallica di alta qualità, come riassunto in Fig. 7. Durante il processo di assemblaggio, i fogli di materiale di riempimento si trovano tra gli strati di alluminio. Questi fogli sono costituiti da una specifica miscela di alluminio in grado di fondere ad una temperatura di circa 600°C. Una volta completato il processo di assemblaggio, la struttura viene bloccata in una maschera di brasatura progettata su misura e inserita in un'area di forno preriscaldata. Per evitare l'ossidazione, l'ossigeno nell'atmosfera della camera viene sostituito con azoto. Questo passaggio della procedura assegna il nome al processo CAB. Una volta che il forno raggiunge una temperatura interna di circa 600°C, il materiale del foglio inizia a sciogliersi, mentre gli strati di alluminio sono ancora in una fase solida. Dopo la cottura, i pezzi procedono verso le zone di raffreddamento dove vengono progressivamente portati a temperatura ambiente. Il processo di brasatura CAB richiede una combinazione specifica di lega di alluminio poiché la composizione chimica dei materiali è fondamentale per evitare microporosità lungo la giunzione di brasatura, che potrebbero causare perdite e di conseguenza il guasto dei LCP durante la loro vita operativa. Per questo motivo, gli strati sono fatti di Al3003, connettori di Al6060 e turbolatori di Al1050.
Caratterizzazione sperimentale del modulo DSC con un lab-cooler
Le prestazioni termiche del modulo DSC sono caratterizzate per la prima volta per un dispositivo di raffreddamento da laboratorio (configurazione mostrata in Fig. 8), in cui i moduli sono posizionati con un orientamento definito tra due dissipatori di calore in rame con una struttura interna pin-pin-aletta raffreddata a fluido su entrambi i lati. In questo caso verrà preso in considerazione solo il modulo-A. Un materiale di interfaccia termica (TIM)- Dowsil TC- 5021 con una conduttività termica di 3,3 W/mK e uno spessore di 50 μm viene applicato tra il modulo e i dissipatori di calore. Una forza di serraggio variabile F di 400 N e 1000 N viene applicata tra la struttura superiore e inferiore dei dissipatori di calore con un supporto caricato a molla per garantire una forza preimpostata, indipendente dalle influenze termo-meccaniche durante la prova, che è anche continuamente controllata e garantita. Per raffreddare indirettamente i moduli viene utilizzata un'unità di ricircolo fluido a base di glicole d'acqua (50:50) con una portata del fluido regolata tra 4-10 L/min, una temperatura del fluido controllata di 60 °C. Questa configurazione consente di scegliere tra configurazioni di flusso di fluido parallele o seriali. La Fig. 8 mostra la configurazione del flusso di fluido parallelo, in base alla quale entrambi i dissipatori di calore sono alimentati con lo stesso flusso di fluido in parallelo (rapporto 50:50). Per la determinazione della temperatura di giunzione Tvj, la curva caratteristica del diodo del corpo interno del MOSFET SiC viene prima calibrata a temperature diverse. A tale scopo viene utilizzata una corrente di calibrazione costante corrispondente a 1/1000 della corrente nominale. Conoscendo la relazione tra la tensione diretta del diodo corporeo e Tvj, la determinazione di Rth può ora essere applicata. Nel caso della misurazione Rth,jf, un impulso di riscaldamento di corrente viene applicato al canale ohmico della sorgente di drenaggio del modulo DSC fino a quando il sistema raggiunge uno stato stazionario termico. Questo impulso genera un'iniezione di potenza termica, Ploss, nella giunzione a semiconduttore del modulo secondo joule-riscaldamento. Mediante la misurazione temporizzata con precisione della temperatura di giunzione Tvj subito dopo aver spento l'impulso di riscaldamento corrente, si traggono conclusioni su Tvj in relazione a Ploss. Infine, misurando Tf, Rth,jf può essere determinato secondo le equazioni della Tabella 2.
La Fig. 9 (a) mostra la dipendenza misurata di Rth,jf dalla forza di serraggio applicata F. Vengono analizzati vari orientamenti del modulo (ruotati e non ruotati), diverse portate (4 e 10 L/min), applicazione dell'impulso di riscaldamento di corrente al MOSFET high-side (HS) e al MOSFET low side (LS) del mezzo ponte. Il Rth,jf per il modulo studiato mostra una dipendenza piuttosto debole da F. Rth,jf è più basso a velocità di fluido più elevate, a causa dell'aumentata estrazione di calore. Inoltre, non si osserva alcuna dipendenza significativa per quanto riguarda l'orientamento di montaggio del modulo. Il suffisso ruotato in Fig. 9(a) corrisponde ad una rotazione del modulo di 180° attorno ad uno degli assi geometrici principali del modulo. I risultati della misurazione ruotata-non ruotata mostrano una bassa variazione in Rth,jf, indicando una buona ripetibilità nella configurazione sperimentale. A F=1000 N e una portata fluida di 10 L/min, si ottiene un valore di Rth,jf = 0,23 K/W. Rispetto ai risultati della simulazione (0,28 K/W), questo è significativamente inferiore. Questo perché, il dispositivo di raffreddamento da laboratorio è realizzato in rame (rispetto all'alluminio), è più grande del dispositivo di raffreddamento BOYD™ e anche a causa delle imprecisioni coinvolte nella modellazione del TIM, menzionato in precedenza. La Fig. 9 (b) mostra l'impedenza termica misurata Zth(t), dove si può vedere che Zth = 25 K/W a t = 1 ms. Questo corrisponde a un decimo del valore all'equilibrio termico, Rth,jf. Il modulo raggiunge lo stato stazionario termico in ~1 s.
Verifica sperimentale di Boyd™ Cooler
Il raffreddatore BOYD™ descritto in precedenza è verificato sperimentalmente nella configurazione di misurazione Rth mostrata nella sezione precedente (stessa configurazione e condizioni al contorno, tranne il dispositivo di raffreddamento stesso e il modulo che in questo caso è il modulo-B). TIM viene applicato per la prima volta ai moduli DSC su entrambi i lati, prima di montarli sul dispositivo di raffreddamento come si vede in Fig. 10 (a). Uno stencil viene utilizzato per consentire uno spessore uniforme di 50μm (prima dell'applicazione di una forza di serraggio). Due adattatori filettati in alluminio fresato interfacciano il dispositivo di raffreddamento al circuito del refrigerante come mostrato in Fig. 10 (b). L'attuale design del dispositivo di raffreddamento non ha la possibilità di applicare una determinata forza dall'interno di se stesso (questo è in fase di implementazione in una versione imminente). Pertanto, una struttura di serraggio che include un misuratore di forza è fissata attorno all'area centrale, per applicare una forza nota (in questo caso 650N).
La Fig. 11(a) mostra il Rth,jf misurato e la corrispondente caduta di pressione per gli interruttori high-side (HS) e low-side (LS) per diverse portate (6, 10 e 16 L/min). Come ci si può aspettare, una maggiore portata migliora il Rth,jf e si può vedere che Rth,jf diminuisce di circa il 5% con ogni incremento di 5 L/min. Inoltre, sembra che l'interruttore HS abbia un Rth,jf peggiore dell'interruttore LS. Ciò è parzialmente causato dalle diverse posizioni dei chip all'interno dei moduli e dal loro reciproco riscaldamento. Si noti, tuttavia, che ciò può anche essere attribuito a una combinazione di diversi altri fattori come gli spread nella produzione di chip / modulo e raffreddamento, la varianza nell'efficacia dello strato TIM sul modulo e la distribuzione della forza applicata e potrebbe non essere generalizzato. A 10 L/min, una portata tipica per gli inverter automobilistici, viene misurata una Rth,jf di 0,18 K/W (media di HS e LS). Anche in questo caso, questo è inferiore rispetto al valore simulato (0,19 K/W) e ciò è dovuto principalmente alla modellazione del TIM come spiegato in precedenza. Per una tensione della batteria di 400V, Rth,jf di 0,18 K/W significherebbe che il modulo B può gestire un IRMS continuo > 450A o una potenza > 150kW. Ciò si tradurrebbe in una densità di potenza volumetrica (considerando solo il dispositivo di raffreddamento e il modulo) di > 375 kW / L. La Fig. 11 (b) raffigura lo Zth (t) misurato per una portata del refrigerante di 10 L / min. Al valore temporale di 1 ms, Zth corrisponde ad un valore di circa 11 K/W e lo stato stazionario si raggiunge in < 5 s. Rispetto al dispositivo di raffreddamento da laboratorio (~ 1 s), il dispositivo di raffreddamento BOYD™ impiega più tempo a raggiungere lo stato stazionario, il che limita Tvj durante eventi transitori (ad esempio, accelerazione / frenata breve).
Confronto tra Si-IGBT e SiC-MOSFET in un pacchetto DSC
Questa sezione confronta un modulo DSC basato su Silicon (Si) IGBT e un modulo DSC basato su MosFET SiC. Per un confronto equo [2] [3] [4] [5] [6], entrambi i moduli scelti sono tali da soddisfare approssimativamente una corrente RMS di 400A a una tensione della batteria di 400V (i dettagli dei moduli confrontati sono in [1]). Le prestazioni statiche e di commutazione di entrambi i moduli sono misurate sperimentalmente e confrontate in Fig. 12. Le resistenze di gate per entrambi i dispositivi sono sintonizzate per mantenere dv / dt < = 10 kV / μs e il superamento della tensione al di sotto della tensione di rottura, per riflettere le condizioni vicine all'applicazione. Si può confermare che la caduta di tensione del MOSFET, Vds, è significativamente inferiore a quella dell'IGBT, Vce, a carico leggero a causa della natura resistiva del MOSFET rispetto al comportamento di tensione simile al ginocchio dell'IGBT [2]. Dalle caratteristiche di commutazione, si può confermare che le perdite di recupero dei diodi Erec nel MOSFET SiC sono solo un ottavo di quelle nell'IGBT. Questo perché i portatori di carica minoritari hanno una durata significativamente inferiore nel diodo SiC Body rispetto al Si FWD, con conseguente estrazione più rapida delle cariche durante lo spegnimento del diodo. I vantaggi del recupero inverso si riflettono anche sulle perdite di accensione Eon, dove si può vedere che il modulo SiC ha un fattore 3 perdite inferiori rispetto al modulo Si. Le perdite di spegnimento Eoff nel modulo SiC sono inferiori di ~ 30% rispetto al modulo IGBT, a causa dell'assenza di correnti di coda (che è di nuovo un fenomeno bipolare, relativo al decadimento dei portatori di carica minoritari). Queste misurazioni confermano i vantaggi del modulo SiC. Al fine di verificare i vantaggi del modulo SiC a livello di inverter, vengono eseguite simulazioni di perdita di potenza per la Worldwide Harmonized Light Vehicle Test Procedure (WLTP), che è un profilo di missione comunemente usato per il benchmarking delle automobili [2], come mostrato in Fig. 13. Le condizioni al contorno possono essere trovate in [1]. Le osservazioni di cui al paragrafo precedente possono essere confermate. Le perdite di conduzione nel MOSFET SiC sono inferiori al Si-IGBT del >75%, mentre la corrispondente riduzione delle perdite di commutazione è >60%.
Nel complesso, le perdite di potenza medie nel modulo SiC sono inferiori del 60% rispetto al modulo Si, con un conseguente miglioramento dell'efficienza dell'inverter di oltre 2 punti percentuali, rispetto al modulo Si. Ciò riafferma i vantaggi in termini di efficienza del modulo DSC SiC.
Conclusioni e lavori futuri
Questo documento ha presentato il modulo di alimentazione HybridPACK™ DSC basato su MOSFET CoolSiC™ Trench SiC, adatto per applicazioni di inverter di trazione automobilistica ad alte prestazioni. Un dispositivo di raffreddamento compatto a base di alluminio è stato progettato per DSC e sono state eseguite simulazioni termiche e idrauliche CFD per analizzarne le prestazioni. Il volume del refrigeratore insieme ai moduli è stato calcolato a soli 0,4 L. È stato dimostrato che il contributo del modulo di potenza alla resistenza termica era basso. Il rapporto di estrazione del calore dall'alto verso il basso era 30:70 per il modulo-A (con 48 mm2 chip per interruttore), ma questo è aumentato a 40:60 per il modulo-B (con 108 mm2 chip per interruttore), indicando un migliore utilizzo dello stack termico per un contenuto di chip più grande. Nel complesso, i moduli hanno raggiunto un Rth,jf di 0,28 K/W e 0,19 K/W rispettivamente, a 10 L/min di portata. Per verificare sperimentalmente le simulazioni, i moduli DSC sono stati caratterizzati: modulo-A con un dispositivo di raffreddamento da laboratorio e modulo-B con il dispositivo di raffreddamento BOYD™. Come previsto, i Rth,jf misurati erano inferiori alle simulazioni a causa delle imprecisioni nella simulazione del TIM. Con una portata di 10 L/min, il modulo A ha raggiunto Rth,jf = 0,23 K/W con il dispositivo di raffreddamento da laboratorio, mentre il modulo-B ha raggiunto Rth,jf = 0,18 K/W. Per una tensione della batteria di 400 V, questo si traduce in un IRMS continuo oltre > 450 A e potenza > 150 kW. Ciò si traduce in un'impressionante densità di potenza volumetrica (considerando solo il dispositivo di raffreddamento e il modulo) di > 375 kW / L.
Lavori futuri: sono in corso lavori per ottimizzare ulteriormente il dispositivo di raffreddamento e progettare strutture di serraggio all'interno del dispositivo di raffreddamento per applicare una forza predefinita sui moduli per un buon contatto. Inoltre, sono in corso misurazioni con vari TIM disponibili sul mercato, per determinare il TIM più adatto per il DSC.
Riferimenti
[1] A. P. Pai, M. Ebli, T. Simmet, A. Lis e M. Beninger-Bina, "Characteristics of a SiC MOSFET-based Double Side Cooled High Performance Power Module for Automotive Traction Inverter Applications", IEEE/AIAA Transportation Electrification Conference and Electric Aircraft Technologies Symposium, 2022.
[2] A. P. Pai, Impact of Silicon Carbide based Power Modules on Mission Profile Efficiency of Automotive Traction Inverters, Shaker, 2020.
[3] A. P. Pai, T. Reiter e M. Maerz, "A new behavioral model for accurate loss calculations in power semiconductors", in PCIM Europe 2016; Esposizione e conferenza internazionale per l'elettronica di potenza, il movimento intelligente, le energie rinnovabili e la gestione dell'energia, 2016.
[4] A. P. Pai, T. Reiter e M. Maerz, "An improved behavioral model for loss calculations in automotive inverters", in EEHE 2016 Wiesloch; Atti del, 2016.
[5] A. P. Pai, T. Reiter, O. Vodyakho e M. Maerz, "Mission Profile Analysis of a SiC Hybrid Module for Automotive Traction Inverters and its Experimental Power-loss Validation with Electrical and Calorimetric Methods", ASTES Journal, vol. 3, 2018.
[6] A. P. Pai, T. Reiter, O. Vodyakho, I. Yoo e 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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