SiC MOSFET 기반 고성능 양면 냉각 모듈 및 고출력 밀도 자동차 인버터 응용 제품을 위한 소형 쿨러

추상적인

이 백서에서는 트렌치 실리콘 카바이드(SiC) MOSFET을 기반으로 하는 고성능 DSC(Double Side Cooling) 모듈을 소개하고 최적화된 쿨러의 설계를 시연합니다. 냉각기의 열 성능은 시뮬레이션되고 실험적으로 검증됩니다. SiC 모듈의 정적 및 스위칭 특성은 실험적으로 특성화되고 실리콘-(Si) 기반 DSC 모듈과 비교하여 모듈 및 인버터 수준에서 SiC의 이점을 결정합니다.

소개

CoolSiC 트렌치 실리콘 카바이드(SiC™) MOSFET(그림 1(a) 참조)이 장착된 인피니언의 HybridPACK™ DSC 전력 모듈은 모듈 및 인버터 레벨에서 상당한 이점을 제공하는 것으로 나타났습니다[1]. 그림 1(b)는 DSC 모듈의 시뮬레이션된 접합 유체 열 저항 Rth,jf가 동일한 풋프린트를 가지며 동일한 경계 조건 하에서 단일 측면 냉각 모듈에 비해 40% 감소될 수 있음을 보여준다[1]. 이것은 더 높은 전류 능력, 즉 실리콘(Si)보다 물질적으로 더 비싼 것으로 알려진 SiC와 같은 반도체에 특히 중요한 IRMS로 해석될 것이다. 도 1(c)는 DSC의 열 스택을 보여주며, 이는 [1]에서 우수한 성능을 제공하는 것으로 입증되었다. DSC는 간접 냉각 모듈이며 모듈 최적화만으로는 충분하지 않습니다. 쿨러와 열 인터페이스 재료(TIM)도 최적화해야 합니다. 이 백서에서는 DSC 모듈을 위해 특별히 설계되고 최적화된 BOYD™ 알루미늄 쿨러를 제시하며 열/유압 시뮬레이션 결과에 대해 설명합니다. 이 쿨러는 실험적으로 특성화되고 시뮬레이션 결과와 비교됩니다. 또한이 모듈은 열 성능을 더 잘 이해하기 위해 실험실 설정 냉각기가 특징입니다. SiC DSC 모듈의 전력 손실 이점을 추론하기 위해 유사한 Si DSC 모듈과 실험적으로 비교하고 시뮬레이션을 수행하여 시스템 수준에서 효율성 이점을 확인합니다.

그림 1 (a) 인피니언의 HybridPACK™ DSC 모듈, (b) DSC 모듈이 동일한 실장 면적을 가진 단일 측면 냉각 모듈보다 40% 낮은 Rth, jf를 제공한다는 것을 보여주는 시뮬레이션 결과[1], (c) DSC 열 스택.

그림 1 (a) 인피니언의 HybridPACK™ DSC 모듈, (b) DSC 모듈이 동일한 실장 면적을 가진 단일 측면 냉각 모듈보다 40% 낮은 Rth, jf를 제공한다는 것을 보여주는 시뮬레이션 결과[1], (c) DSC 열 스택.

도 2은 DSC 모듈에 대해 설계된 냉각 구조로, (a) 조립 시 굽힘 효과를 보상하기 위해 강판을 사용한 상부 및 하부 LCP, (b) 상부 LCP의 분해도(BOYD™의 이미지 제공), (c) DSC를 통합한 후의 냉각기 부피를 보여준다.

도 2은 DSC 모듈에 대해 설계된 냉각 구조로, (a) 조립 시 굽힘 효과를 보상하기 위해 강판을 사용한 상부 및 하부 LCP, (b) 상부 LCP의 분해도(BOYD™의 이미지 제공), (c) DSC를 통합한 후의 냉각기 부피를 보여준다.

DSC를 위한 조밀한 알루미늄 냉각기의 디자인

이 섹션에서는 DSC 모듈을 위한 알루미늄 기반 응용 제품 근처의 BOYD™ 쿨러 구조의 설계에 대해 설명합니다. 쿨러는 높은 수준의 전력 밀도에 도달하기 위해 가능한 한 컴팩트하게 유지됩니다. 양면 냉각 구조는 상부 LCP의 분해 뷰와 함께 도 2(a)에 도시된 바와 같이 두 개의 액체 콜드 플레이트(LCP)를 포함한다(도 2(b)). 두 LCP 모두 레이어 수, 입구/출구 커넥터, 채널 구조, 난기류 및 둘레 모양과 관련하여 동일한 형상을 공유합니다. 각 LCP에는 입구 / 출구 유압 커넥터의 위치가있는 최상층, 난류 기의 위치가있는 채널 층 및 채널 경로를 닫는 하단 층이 포함됩니다. TOP LCP에는 상부와 하단 모두에서 유체 유량을 균등하게 분배하기 위해 두 개의 추가 유압 커넥터가 포함되어 있습니다. 상단 LCP와 하단 LCP 사이의 모든 인터페이스는 O 링으로 밀봉됩니다. 모든 층은 레이저 절단, 선반에 의한 커넥터 및 스탬핑에 의한 난기류에 의해 얻어집니다. 조립 공정 중 굽힘 효과를 보상하기 위해 상단과 하단에 두 개의 강판이 추가되어 LCP와 중앙 SiC 모듈 간의 접촉면이 줄어들 수 있습니다. 도 2(c)는 DSC 모듈을 통합한 후의 쿨러를 보여주며, 냉각기와 관련된 치수를 나타낸다. 모듈과 결합 된 냉각 구조는 매우 컴팩트하며 그림에 정의 된 치수에 따라 0.4 L의 부피를 차지한다는 것을 알 수 있습니다. 냉각 성능을 벤치마킹하려면 냉각기와 접촉하지 않는 모듈의 볼륨을 무시하는 것이 적절하며,이 경우 볼륨은 0.12L이므로 높은 전력 밀도를위한 길을 열어줍니다. 제작된 냉각기는 도 3에 도시되어 있다.

쿨러의 열 및 유압 CFD 시뮬레이션

전산 유체 역학 (CFD) 시뮬레이션은 보이드 SmartCFD에서 실행되어 냉각기의 열 및 유압 성능을 예측합니다. 모듈의 완전한 내부 구조는 정확한 열 분포를 계산하기 위해 구현됩니다. 시뮬레이션된 형상의 개요는 그림 4에 나와 있으며 경계 조건은 표 1에 요약되어 있습니다. 칩 함량이 다른 두 모듈(A 및 B)이 조사됩니다. 상세한 전체 Navier-Stokes CFD 솔버는 난류 흐름을 고려한 흐름 시뮬레이션을 위해 선택됩니다. 유한 부피 이산화는 고체 및 유체 모두를 나타내기 위해 적용된다. 지오메트리가 규칙적이기 때문에, 특히 지느러미가 있는 영역에서, 지오메트리는 육면체 블록으로 단순화되고, 육면체 메쉬는 냉각기 핀과 접촉하는 유체의 거동을 가장 정확하게 계산하기 위해 지오메트리를 나타내는 데 사용됩니다. 간략함을 위해, 금속 표면은 평평한 것으로 가정되고 TIM은 금속 표면 사이의 균일 한 두께의 균일 한 층으로 모델링되었습니다.

그림 3 전체 쿨러와 LCP 상단의 분해 뷰를 보여주는 제작 된 쿨러의 사진

그림 3 전체 쿨러와 LCP 상단의 분해 뷰를 보여주는 제작 된 쿨러의 사진

그림 4 시뮬레이션 지오메트리 표시, (a) 측면도, (b) 상단 뷰, (c) 육면체 메쉬 - 녹색의 솔리드 영역, 파란색의 유체 영역

그림 4 시뮬레이션 지오메트리 표시, (a) 측면도, (b) 상단 뷰, (c) 육면체 메쉬 - 녹색의 솔리드 영역, 파란색의 유체 영역

표 1 CFD 시뮬레이션을 위한 경계 조건

표 1 CFD 시뮬레이션을 위한 경계 조건

도 5 CFD 열시뮬레이션의 결과, (a) 칩의 온도 맵

도 5 CFD 열시뮬레이션의 결과, (a) 칩의 온도 맵

그러나 실제로 금속 표면은 특정 거칠기를 가지며 TIM 두께는 실제로 0 (금속 표면이 실제로 접촉하는 지점에서)에서 최대 값 (금속 간의 분리가 가장 높은 곳)까지 다양합니다. 이로 인해 시뮬레이션과 측정 간에 약간의 불일치가 발생할 것으로 예상할 수 있습니다(TIM에 관한 한 시뮬레이션은 최악의 경우임). 열 저항은 전력 모듈 (Rth, jc), TIM (Rth, TIM) 및 냉판 (Rth, LCP)의 기여로 분해됩니다. 모듈-A의 경우, 온도 및 압력 분포가 도 5에 도시되어 있다. 도 5(a)로부터 유체 유입구로부터 가장 멀리 떨어져 있는 MOD3의 칩이 가장 높은 온도를 산출한다는 것을 알 수 있다. 이것은 유체가 유체 입구에서 출구로 진행되는 동안 가열되기 때문입니다. 주어진 모듈 내에서 4 칩의 온도는 다소 유사하며, 이는 기판 상의 칩의 최적의 공간 분리를 나타냅니다. 도 5(b)로부터 기판 표면에 임계 핫스폿이 없음을 알 수 있으며, 모듈과 냉각기의 최적 설계를 확인할 수 있다. 도 5(c)는 가장 뜨거운 칩에서의 시스템의 단면을 나타내고, 도 5(d)는 압력 강하를 나타낸다. 도 5(e)는 입구 및 출구 매니폴드를 포함하는 냉각 시스템의 압력 강하가 190 mbar이고, 이는 200 mbar 타겟 내에 있음을 보여준다.

도 5 CFD 열시뮬레이션을 나타낸 결과, (b) 기판의 온도맵

도 5 CFD 열시뮬레이션을 나타낸 결과, (b) 기판의 온도맵

그림 5 (c) 가장 뜨거운 칩에서 시스템의 단면을 보여주는 CFD 열 시뮬레이션의 결과

그림 5 (c) 가장 뜨거운 칩에서 시스템의 단면을 보여주는 CFD 열 시뮬레이션의 결과

그림 5 (d) 유체 온도에서 양쪽의 최대 칩 온도까지 델타 DT 온도의 분할을 보여주는 CFD 열 시뮬레이션 결과

그림 5 (d) 유체 온도에서 양쪽의 최대 칩 온도까지 델타 DT 온도의 분할을 보여주는 CFD 열 시뮬레이션 결과

그림 5 냉각 시스템의 (e) 압력 강하를 보여주는 CFD 열 시뮬레이션 결과

그림 5 냉각 시스템의 (e) 압력 강하를 보여주는 CFD 열 시뮬레이션 결과

시뮬레이션된 중간 온도 및 열 저항(정의와 함께)이 표 2에 기록되어 있습니다. 상부 및 하부로의 열 흐름은 상부 경로에 스페이서의 존재로 인해 대칭적이지 않다는 것을 알 수 있다[1]. 칩 함량이 낮은 모듈 A는 상단 하단 사이의 비율이 ~ 30 : 70 인 반면, 칩 함량이 높은 모듈 B는 ~ 40 : 60입니다. 이는 모듈-B가 칩 함량이 높기 때문에 상단 기판과의 접촉 면적이 높아 상단으로의 열 흐름이 향상되고 따라서 모듈 스택의 활용도가 높아지기 때문입니다. 그림 6은 두 모듈 모두에 대한 Rth, jf, top 및 Rth, jf, bot의 분할을 보여줍니다. 상단 및 하단 저항 모두에 대한 중요한 기여는 LCP와 TIM에서 비롯된 반면, 모듈은 특히 하단 측면 (<25 %)에 작은 부분 만 기여합니다. 이는 또한 쿨러와 TIM을 최적화하는 것이 고성능 DSC 모듈에 중요한 역할을 한다는 이전에 발표한 진술을 확인시켜줍니다.

그림 6 시뮬레이션된 Rth,jf의 분할, (a) 모듈-A, (b) 모듈-B. 표 1의 경계 조건 및 정의.

그림 6 시뮬레이션된 Rth,jf의 분할, (a) 모듈-A, (b) 모듈-B. 표 1의 경계 조건 및 정의.

표 2 CFD 시뮬레이션 결과 요약: 온도, 열 저항(스위치당) 정의 및 값

표 2 CFD 시뮬레이션 결과 요약: 온도, 열 저항(스위치당) 정의 및 값

전반적으로 모듈 A는 Rth, jf = 0.28 K / W를 달성하는 반면 모듈 B는 Rth, jf = 0.19 K / W에 도달하므로 냉각기의 크기 / 부피를 고려할 때 인상적입니다. 추가의 최적화는, 예를 들어, 단순히 냉각기의 크기를 증가시킴으로써, 또는 상부보다 하부에 더 높은 유량을 가짐으로써, 또는 냉각제의 직렬 유동을 가짐으로써 LCP 하부를 통해 먼저 유동하고, 이어서 상부 LCP를 통해 유동하도록 함으로써 가능하다. 이러한 측면은 향후 연구에서 고려 될 것입니다.

생산 공정 - CAB 브레이징 기술 개요

액체 냉판은 도 7에 요약된 바와 같이 고품질 금속 접합부를 생성할 수 있는 야금 용접 공정인 CAB(Controlled Atmosphere Brazing) 공정에 의해 생산된다. 조립 과정에서 필러 재료의 호일은 알루미늄 층 사이에 위치합니다. 이 호일은 약 600°C의 온도에서 용융할 수 있는 특정 알루미늄 혼합물로 제조된다. 조립 공정이 완료되면 구조는 맞춤 설계된 브레이징 지그에 클램핑되어 사전 예열 된 오븐 영역에 삽입됩니다. 산화를 피하기 위해, 챔버 분위기 내의 산소는 질소로 치환된다. 절차의 이 단계에서는 CAB 프로세스에 이름을 지정합니다. 오븐이 약 600 ° C의 내부 온도에 도달하면 호일 재료가 녹기 시작하지만 알루미늄 층은 여전히 고체 단계에 있습니다. 요리 후, 조각들은 냉각 영역으로 진행되어 점진적으로 주변 온도로 이동합니다. CAB 브레이징 공정은 재료의 화학적 조성이 브레이징 접합부를 따라 미세 다공성을 피하는 데 중요하기 때문에 알루미늄 합금의 특정 조합이 필요하며, 이로 인해 누설이 발생하고 결과적으로 작동 수명 동안 LCP가 고장날 수 있습니다. 이러한 이유로 레이어는 Al3003, Al6060의 커넥터 및 Al1050의 난기류로 만들어집니다.

그림 7 CAB 브레이징 제조 공정 요약

그림 7 CAB 브레이징 제조 공정 요약

도 8 DSC 모듈의 열적 특성을 측정하기 위한 실험 실험실 셋업의 개략적인 표현.

도 8 DSC 모듈의 열적 특성을 측정하기 위한 실험 실험실 셋업의 개략적인 표현.

실험실 쿨러를 사용한 DSC 모듈의 실험적 특성화

DSC 모듈의 열 성능은 먼저 실험실 냉각기 (그림 8에 표시된 설정)를 특징으로하며, 모듈은 양쪽에서 유체 냉각되는 내부 핀 핀 구조를 가진 두 구리 방열판 사이에 정의 된 방향으로 배치됩니다. 이 경우 모듈 A만 고려됩니다. 열전도율이 3.3W/mK이고 두께가 50μm인 열 인터페이스 재료(TIM)-Dowsil TC-5021이 모듈과 방열판 사이에 적용됩니다. 400N 및 1000N의 가변 클램핑력 F가 스프링이 장착된 홀더가 있는 상부 및 하부 방열판 구조 사이에 적용되어 테스트 중 열기계적 영향과 무관하게 사전 설정된 힘을 보장하며, 이는 또한 지속적으로 제어되고 보장됩니다. 4-10 L/min 사이의 조절된 유체 유량을 갖는 수-글리콜 기반 유체 (50:50) 재순환 장치로서, 60°C의 제어된 유체 온도는 모듈을 간접적으로 냉각시키는 데 사용된다. 이 설정을 통해 병렬 또는 직렬 유체 흐름 구성 중에서 선택할 수 있습니다. 도 8는 병렬 유체 유동 구성을 도시하며, 이에 의해 두 히트 싱크는 동일한 유체 스트림을 병렬로 공급한다 (50:50 비율). 접합 온도 Tvj의 결정을 위해, SiC MOSFET의 내부 바디 다이오드의 특성 곡선은 먼저 상이한 온도에서 교정된다. 이 목적을 위해 공칭 전류의 1/1000에 해당하는 일정한 교정 전류가 사용됩니다. 바디 다이오드 순방향 전압과 Tvj 사이의 관계를 알면 이제 Rth의 결정을 적용 할 수 있습니다. Rth,jf 측정의 경우, 시스템이 열 정상 상태에 도달 할 때까지 DSC 모듈의 오믹 드레인 소스 채널에 전류 가열 펄스가 적용됩니다. 이 펄스는 Joule-가열에 따라 모듈의 반도체 접합부에서 화력 주입, Ploss를 생성합니다. 전류 가열 펄스를 끈 직후에 접합 온도 Tvj를 정확하게 시간 정돈하여 측정함으로써 Ploss와 관련하여 Tvj에 대한 결론이 도출됩니다. 마지막으로 Tf, Rth, jf를 측정하여 표 2의 방정식에 따라 결정할 수 있습니다.

그림 9 (a)는 적용된 클램핑력 F에 대한 Rth,jf의 측정 된 의존성을 보여줍니다. 다양한 모듈 방향 (회전 및 회전하지 않음), 다른 유량 (4 및 10 L / min), 하이 사이드 (HS) MOSFET에 대한 전류 가열 펄스의 적용 및 하프 브리지의 로우 사이드 (LS) MOSFET이 분석됩니다. 조사 된 모듈에 대한 Rth, jf는 F. Rth에 대한 다소 약한 의존성을 보여 주며, jf는 열 추출 증가로 인해 더 높은 유체 속도에서 낮습니다. 또한, 모듈의 장착 방향과 관련하여 유의한 의존성은 관찰되지 않는다. 그림 9(a)의 회전-접미사는 모듈의 기하학적 주축 중 하나를 중심으로 180° 회전하는 모듈의 회전에 해당합니다. 회전되지 않은 회전되지 않은 측정 결과는 Rth,jf의 낮은 변동을 보여 주며 실험 설정에서 우수한 반복성을 나타냅니다. F = 1000N이고 유체 유량이 10L / min에서 Rth, jf = 0.23K / W의 값이 달성됩니다. 시뮬레이션 결과(0.28K/W)와 비교했을 때 이는 상당히 낮습니다. 이는 실험실 냉각기가 구리 (알루미늄 대비)로 만들어졌으며 BOYD™ 냉각기보다 크며 앞에서 언급 한 TIM 모델링과 관련된 부정확성 때문이기 때문입니다. 도 9(b)는 측정된 열 임피던스 Zth(t)를 나타내고, 여기서 t=1 ms에서 Zth = 0.025 K/W임을 알 수 있다. 이것은 열 평형에서의 값의 십분의 일, Rth, jf에 해당합니다. 이 모듈은 ~ 1 초 내에 열 정상 상태에 도달합니다.

그림 9 (a) 적용된 클램핑력 F, (b) Zth, jf 곡선의 함수로서 Rth, jf를 보여주는 실험실 냉각기를 사용한 DSC의 측정 값

그림 9 (a) 적용된 클램핑력 F, (b) Zth, jf 곡선의 함수로서 Rth, jf를 보여주는 실험실 냉각기를 사용한 DSC의 측정 값

그림 10 BOYD 쿨러에 통합된™ 인피니언의 HybridPACK™ DSC 프로토타입, (a) 상단 LCP를 적용하기 전에 TIM 페이스트가 있는 모듈, (b) Rth, jf의 특성화를 위한 실험 설정

그림 10 BOYD 쿨러에 통합된™ 인피니언의 HybridPACK™ DSC 프로토타입, (a) 상단 LCP를 적용하기 전에 TIM 페이스트가 있는 모듈, (b) Rth, jf의 특성화를 위한 실험 설정

보이드™ 쿨러의 실험 검증

앞에서 설명한 BOYD™ 쿨러는 이전 섹션에 표시된 Rth 측정 설정(쿨러 자체와 이 경우 모듈-B인 모듈을 제외한 동일한 설정 및 경계 조건)에서 실험적으로 검증됩니다. TIM은 그림 10(a)에서 볼 수 있듯이 냉각기에 장착하기 전에 양쪽의 DSC 모듈에 먼저 적용됩니다. 스텐실은 50μm의 균일 한 두께를 가능하게하는 데 사용됩니다 (클램핑력 적용 전). 두 개의 밀링된 알루미늄 나사산 어댑터는 그림 10(b)와 같이 냉각기를 냉각수 회로에 맞춥니다. 현재의 쿨러 디자인은 그 자체에서 주어진 힘을 적용 할 가능성이 없습니다 (이것은 다가오는 버전에서 구현되고 있습니다). 따라서, 포스게이지를 포함하는 클램핑 구조는 중앙 영역 주위에 고정되고, 공지된 힘을 가한다(이 경우 650N).

그림 11(a)는 서로 다른 유량(6, 10 및 16L/min)에 대한 하이사이드(HS) 및 로우사이드(LS) 스위치에 대해 측정된 Rth, jf 및 해당 압력 강하를 보여줍니다. 예상 할 수 있듯이 유속이 높을수록 Rth, jf가 향상되고 Rth, jf는 5L / min 증가마다 약 5 % 감소한다는 것을 알 수 있습니다. 또한 HS 스위치는 LS 스위치보다 Rth, jf가 더 나쁜 것으로 보입니다. 이것은 부분적으로 모듈 내부의 칩의 다른 위치와 상호 가열로 인해 발생합니다. 그러나 이것은 칩 / 모듈 및 쿨러 생산의 스프레드, 모듈에 대한 TIM 층의 효능 차이 및 적용된 힘의 분포와 같은 몇 가지 다른 요인의 조합에 기인 할 수 있으며 일반화되지 않을 수도 있습니다. 10 L/min에서 자동차 인버터의 일반적인 유량인 Rth,jf는 0.18K/W(HS 및 LS의 평균)로 측정됩니다. 다시 말하지만, 이것은 시뮬레이션 된 값 (0.19 K / W)에 비해 낮으며 이는 앞에서 설명한 TIM의 모델링 때문입니다. 400V의 배터리 전압의 경우, 0.18K/W의 Rth,jf는 모듈 B가 450A> 연속 IRMS 또는 150kW> 전력을 처리할 수 있음을 의미합니다. 이것은 375 kW / L의 체적 전력 밀도 (냉각기와 모듈 만 고려)로 변환됩니다. 그림 11 (b)>는 10 L / min의 냉각수 유량에 대해 측정 된 Zth (t)를 묘사합니다. 1ms의 시간 값에서, Zth는 약 0.011K/W의 값에 대응하고, 정상 상태는 < 5s에서 달성된다. 실험실 쿨러 (~ 1 초)와 비교할 때, BOYD™ 쿨러는 정상 상태에 도달하는 데 더 오래 걸리며, 이는 일시적인 이벤트 (예 : 짧은 가속 / 제동) 중에 Tvj를 제한합니다.

그림 11 (a) 유량의 함수로서 HS 및 LS 스위치에 대해 측정된 Rth, jf, (c) BOYD™ 냉각기를 사용한 DSC에 대한 Zth, jf 곡선을 보여주는 실험 결과

그림 11 (a) 유량의 함수로서 HS 및 LS 스위치에 대해 측정된 Rth, jf, (c) BOYD™ 냉각기를 사용한 DSC에 대한 Zth, jf 곡선을 보여주는 실험 결과

그림 12 그래프 1

그림 12 Vdc = 400 V, Rg(SiC) = 5.1 Ω, Vgs(SiC) = 18 V, Rg(Si) = 3.6 Ω, Vgs(Si) = 15V에서 DSC SiC 대 DSC-Si의 정적 및 동적 특성을 측정하였다.

그림 12 그래프 2
그림 12 그래프 3
그림 12 그래프 4
그림 13 폭스바겐 e-골프와 유사한 중형 세단의 WLTP 미션 프로파일에 대한 DSC Si 및 DSC SiC에 대한 전력 손실을 시뮬레이션하였다. 경계 조건: Vdc = 400V, fsw = 10kHz [1]

그림 13 폭스바겐 e-골프와 유사한 중형 세단의 WLTP 미션 프로파일에 대한 DSC Si 및 DSC SiC에 대한 전력 손실을 시뮬레이션하였다. 경계 조건: Vdc = 400V, fsw = 10kHz [1]

DSC 패키지의 Si-IGBT 대 SiC-MOSFET

이 섹션에서는 실리콘(Si) IGBT 기반 DSC 모듈과 SiC MOSFET 기반 DSC 모듈을 비교합니다. 공정한 비교를 위해 [2] [3] [4] [5] [6] 선택한 두 모듈은 400V의 배터리 전압에서 대략 400A의 RMS 전류를 수용하도록합니다 (비교 된 모듈의 세부 사항은 [1]에 있음). 두 모듈의 정적 및 스위칭 성능은 실험적으로 측정되고 그림 12에서 비교됩니다. 두 장치의 게이트 저항은 dv/dt <= 10kV/μs를 유지하고 전압 오버슛을 항복 전압 미만으로 유지하여 응용 제품에 가까운 조건을 반영하도록 조정됩니다. MOSFET의 전압 강하, Vds가 IGBT의 무릎 유사 전압 거동에 비해 MOSFET의 저항 특성으로 인해 경부하에서 IGBT, Vce의 전압 강하보다 현저히 낮다는 것을 확인할 수 있다[2]. 스위칭 특성으로부터, SiC MOSFET에서의 다이오드 회수 손실인 Erec는 IGBT에서의 그 중 여덟 번째에 불과하다는 것을 확인할 수 있다. 이는 소수 전하 캐리어가 Si FWD에 비해 SiC Body 다이오드에서 상당히 낮은 수명을 가지므로 다이오드 턴오프 중에 전하를 더 빨리 추출할 수 있기 때문입니다. 역 복구의 이점은 또한 SiC 모듈이 Si 모듈보다 손실 요인이 3 낮다는 것을 알 수있는 턴온 손실 Eon을 반영합니다. SiC 모듈의 턴오프 손실 Eoff는 테일 전류가 없기 때문에 IGBT 모듈보다 ~ 30 % 낮습니다 (이는 다시 소수 전하 캐리어의 붕괴와 관련된 양극성 현상입니다). 이러한 측정은 SiC 모듈의 이점을 확인합니다. 인버터 레벨에서 SiC 모듈의 이점을 확인하기 위해, 도 13에 도시된 바와 같이, 벤치마킹 자동차[2]에 일반적으로 사용되는 임무 프로파일인 WLTP(Worldwide Harmonized Light Vehicle Test Procedure)에 대해 전력 손실 시뮬레이션이 수행된다. 경계 조건은 [1]에서 찾을 수 있습니다. 이전 단락의 관찰을 확인할 수 있습니다. SiC MOSFET의 전도 손실은 Si-IGBT보다 >75% 낮은 반면, 스위칭 손실의 상응하는 감소율은 >60%입니다.

전체적으로 SiC 모듈의 평균 전력 손실은 Si 모듈보다 60 % 낮기 때문에 Si 모듈에 비해 인버터 효율이 2 % 포인트 이상 향상되었습니다. 이는 DSC SiC 모듈의 효율성 이점을 재확인합니다.

결론과 미래 작업

이 백서에서는 고성능 자동차 트랙션 인버터 응용 제품에 적합한 CoolSiC 트렌치 SiC™ MOSFET을 기반으로 하는 HybridPACK™ DSC 전력 모듈을 소개했습니다. DSC를 위해 소형 알루미늄 기반 쿨러가 설계되었으며 CFD 열 및 유압 시뮬레이션을 수행하여 성능을 분석했습니다. 모듈과 함께 냉각기의 부피는 단지 0.4 L로 계산되었다. 열 저항에 대한 전력 모듈의 기여도가 낮은 것으로 나타났습니다. 위에서 아래로 열 추출의 비율은 모듈 A (스위치 당 48mm2 칩 포함)의 경우 30:70 이었지만 모듈 B (스위치 당 108mm2 칩 포함)의 경우 40 : 60로 증가하여 더 큰 칩 함량을위한 열 스택의 활용도가 높아졌습니다. 전반적으로이 모듈은 10L / min 유량에서 각각 0.28K / W 및 0.19K / W의 Rth, jf를 달성했습니다. 시뮬레이션을 실험적으로 검증하기 위해, DSC 모듈은 실험실 쿨러가 있는 모듈-A와 BOYD™ 쿨러가 있는 모듈-B를 특성화하였다. 예상대로, 측정 된 Rth, jf는 TIM을 시뮬레이션하는 데 부정확하기 때문에 시뮬레이션보다 낮았습니다. 10 L / min 유량에서 모듈 A는 실험실 냉각기로 Rth, jf = 0.23 K / W를 달성 한 반면, 모듈 B는 Rth, jf = 0.18 K / W를 달성했습니다. 배터리 전압이 400V인 경우 이는 > 450A 이상의 연속 IRMS와 150kW> 전력으로 변환됩니다. 이로 인해 375kW/L 이>의 인상적인 체적 전력 밀도(쿨러와 모듈만 고려)가 생성됩니다.

향후 작업: 쿨러를 더욱 최적화하고 쿨러 내에서 클램핑 구조를 설계하여 모듈에 미리 정의된 힘을 가하여 좋은 접촉을 위한 작업이 진행 중입니다. 또한 DSC에 가장 적합한 TIM을 결정하기 위해 시중에서 판매되는 다양한 TIM을 통해 측정이 진행 중입니다.

참조

[1] A. P. Pai, M. Ebli, T. Simmet, A. Lis 및 M. Beninger-Bina, "자동차 견인 인버터 응용 제품을 위한 SiC MOSFET 기반 이중 측 냉각 고성능 전력 모듈의 특성," IEEE/AIAA 운송 전기화 회의 및 전기 항공기 기술 심포지엄, 2022쪽.
[2] A. P. Pai, 실리콘 카바이드 기반 전력 모듈이 자동차 견인 인버터의 미션 프로파일 효율성에 미치는 영향, Shaker, 2020쪽.
[3] A. P. Pai, T. Reiter 및 M. Maerz, PCIM Europe 2016에서 "전력 반도체의 정확한 손실 계산을위한 새로운 행동 모델"; 전력 전자, 지능형 운동, 재생 가능 에너지 및 에너지 관리를위한 국제 전시회 및 컨퍼런스, 2016.
[4] A. P. Pai, T. Reiter 및 M. Maerz, EEHE 2016 Wiesloch의 "자동차 인버터의 손실 계산을위한 향상된 행동 모델"; 의 절차, 2016.
[5] A. P. Pai, T. Reiter, O. Vodyakho 및 M. Maerz, "자동차 견인 인버터용 SiC 하이브리드 모듈의 임무 프로파일 분석 및 전기 및 열량계 방법을 사용한 실험적 전력 손실 검증," ASTES 저널, vol. 3, 2018.
[6] A. P. Pai, T. Reiter, O. Vodyakho, I. Yoo 및 M. Maerz, "전력 반도체 모듈의 전력 손실을 측정하기 위한 열량 측정법", 제 2017 회 제 19 회 전력 전자 및 응용 분야 회의 (EPE'17 ECCE Europe), 2017.

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