Les puces semi-conductrices sont agencées de manière à accroître la capacité de refroidissement du module, et une plaque de base en aluminium à isolation directe par rapport au substrat est utilisée pour améliorer sa résistance aux cycles thermiques. Afin d'optimiser le contact thermique entre la plaque de base et le système de refroidissement dans un dispositif présentant une surface de base aussi importante, la plaque de base est divisée en plusieurs sections. Le boîtier utilisé pour le module IGBT double 2400 A/1200 V est également utilisé pour le module double 1800 A/1700 V.
Introduction
Notre gamme de modules IGBT conventionnels, MPD (Mega Power Dual), comprenant un composant double 1400 A/1200 V, a été conçue pour optimiser la conception des équipements industriels de forte puissance. Cependant, le développement récent des systèmes de production d'énergie renouvelable, tels que les éoliennes et les panneaux photovoltaïques, a engendré une demande accrue en systèmes de puissance. Afin de répondre simplement à cette demande, un nouveau module IGBT double 2500 A/1200 V a été développé.
Structure
et disposition des bornes :
La figure 1 présente une image de ce module. La longueur du boîtier est approximativement le double de sa largeur. Les bornes principales P et N sont situées d’un côté, tandis que la borne d’alimentation (CA) se trouve de l’autre, facilitant ainsi la conception de l’onduleur. Les bornes de signal sont situées au centre du boîtier, ce qui permet de monter facilement le circuit de commande directement sur le module. Cette disposition des bornes simplifie également le câblage lorsque le circuit de commande est séparé du module.
Structure de la plaque de base :
L’ajustement précis entre la base et le refroidisseur devient plus complexe lorsque la surface de la plaque de base augmente. Pour y remédier, ce module utilise des sections de base distinctes. Le boîtier du module est composé de deux parties de hauteurs différentes afin de résister aux contraintes de flexion dues aux différentes sections de base. Cette structure permet de tester indépendamment chaque section de base. Les équipements de test existants, généralement conçus pour des dispositifs plus petits, peuvent être utilisés à cette fin.
Les pertes de puissance totales d’un module de cette taille peuvent dépasser 5 kW à puissance maximale dans une application d’onduleur. Pour de telles pertes de puissance, le refroidissement liquide est couramment utilisé, et une valeur de 5 000 W/m²K est généralement requise pour ce type d’application. Dans les systèmes de refroidissement liquide, la température du boîtier varie beaucoup plus rapidement que dans les systèmes à refroidissement par air, ce qui rend les capacités de cyclage thermique et de dissipation de chaleur essentielles.
Un module nécessitera un refroidissement liquide d'environ 400 cm² à ΔTc = 25 K sous une contrainte thermique de 5 000 W/m²K. La taille de base choisie pour notre nouveau module double 2 500 A/1 200 V est suffisante pour cette capacité de dissipation thermique. Cependant, le refroidissement liquide entraîne une variation significative de la température du boîtier, ce qui impose d'accroître la résistance aux cycles thermiques du module.
Pour ce faire, une plaque de base en aluminium est collée directement au substrat (Figure 5). Cette structure élimine la couche de soudure entre la base et l'isolant céramique, un point faible bien connu des modules conventionnels après cyclage thermique (Figure 4). Cette couche de soudure est sujette à la dégradation due aux contraintes thermiques, ce qui entraîne une augmentation de la résistance thermique Rth(x) au cours de la durée de vie du module. La résistance thermique d'une base en cuivre de structure conventionnelle et celle d'une base en aluminium sont comparées par simulation et présentées sur les figures 4 et 5.
Les figures 6 et 7 montrent les résultats de simulation pour la résistance thermique des bases en cuivre et en aluminium, respectivement.
Les valeurs de résistance thermique des deux types de bases sont quasiment identiques, bien que l'aluminium ait une conductivité thermique inférieure à celle du cuivre. Ceci est une conséquence directe de l'élimination de la fine couche de soudure conductrice.
Conception de la puce :
La puce a été conçue pour optimiser le refroidissement lors de l’utilisation d’un liquide de refroidissement. La distance nécessaire entre les puces, afin de limiter les interférences thermiques, a été vérifiée par simulation. La figure 8 illustre la structure de cette simulation. La figure 9 présente les résultats de la simulation de la différence de température entre la puce et l’eau à 200 W/puce. La distance entre les puces de ce module est d’environ 30 mm. Les résultats montrent que cette distance est suffisante pour le refroidissement liquide.
Pour des performances de refroidissement optimales, les tubes du circuit de refroidissement liquide doivent être positionnés directement sous les puces.
Par conséquent, les trous de fixation sur la carte mère ont été choisis de manière à éviter toute interférence entre les tubes et les trous de fixation, comme illustré sur la figure 10.
Structure des bornes :
Un boîtier à faible inductance est nécessaire lorsque le courant nominal du module augmente. Cependant, si un courant nominal plus élevé est requis, le boîtier devient plus volumineux, ce qui allonge le câblage interne et, par conséquent, l'inductance interne. Une solution pour réduire l'inductance par l'allongement consiste à augmenter la largeur de la barre omnibus laminée à l'intérieur du module, mais cette largeur est limitée par l'espace disponible. Pour obtenir une barre omnibus à faible inductance, on utilise une structure laminée à quatre couches. Cette structure permet de réduire la concentration de la densité de courant sur la barre omnibus et de diminuer le rapport de séparation de la densité de courant pour chaque contact de borne. La valeur de l'inductance est validée par simulation. Afin de vérifier la concordance entre le logiciel de simulation d'inductance et la théorie, la valeur simulée est comparée à une valeur calculée, déterminée à l'aide de l'équation théorique pour une structure simple. La figure 11 illustre cette structure simple.
µr x µ0 x (d / W) x L
• µr = 1
• µ0 = 4π x 10⁻⁷
• d : distance parallèle à la piste.
• W : distance de la voie dans le sens de la marche (largeur)
• L : distance parallèle à la piste actuelle (longueur)
Les deux résultats sont similaires. Cette simulation constitue donc une méthode pertinente pour l'étude de la structure. Afin d'obtenir une barre omnibus compacte à faible inductance interne, une barre omnibus laminée à quatre couches est utilisée dans ce boîtier. La figure 12 illustre la structure de cette barre omnibus.
L'inductance cible de la barre omnibus laminée est inférieure ou égale à 3 nH. Pour atteindre cette valeur, deux structures de cartes d'une largeur minimale de 50 mm sont nécessaires. La hauteur du boîtier doit être inférieure ou égale à 50 mm si l'on tient compte de sa résistance de transformation. Par conséquent, les structures à deux feuilles ne peuvent être utilisées. Notre simulation modélise la structure à feuilles parallèles optimale. La valeur simulée pour cette structure est de 2,59 nH à 1 MHz. Ce résultat indique qu'une structure à feuilles parallèles est la solution la plus adaptée à ce module.
La réduction de l'inductance interne du module améliore également l'équilibre de la répartition du courant total entre les puces. L'inductance L2 étant faible par rapport à L1 et L3, la différence de tension d'entrée entre les puces est réduite, ce qui améliore l'équilibre du courant entre elles.
Caractéristiques
d'inductance du module.
La figure 15 présente la structure de simulation d'inductance du module. Afin de s'affranchir de l'influence du câblage externe, un bus laminé de large largeur est connecté aux bornes.
Le résultat de la simulation pour l'inductance totale interne du module est de 5,18 nH entre les bornes P et N à 1 MHz. Cette valeur est inférieure à la valeur cible initiale. La figure 17 illustre le circuit de test permettant de confirmer l'inductance du boîtier interne. Le dispositif de commutation (CM1400DU-24NF) fonctionne sous un courant de 1500 A, générant ainsi une variation de tension di/dt. Le dispositif testé (DUT) est connecté en série, et le pic de tension induit par di/dt est mesuré entre ses bornes P et N. L'inductance du boîtier du DUT est calculée à partir des formes d'onde présentées sur la figure 16.
L'inductance du boîtier à l'intérieur de ce module est obtenue par les calculs suivants :
di / dt : 9 375 [A / ns]
Vpn (la tension générée entre P et N) : 52 [V]
VCE (sat.) : 1,37 V à Ic = 500 A
(VPN-VCE(sat)x2) / (di / dt) = 5,25 nH
La simulation donne le même résultat, atteignant ainsi la valeur cible.
Caractéristiques des puces de sixième génération (1200 V)
La figure 18 présente une vue en coupe des IGBT de sixième et de cinquième génération.
Le compromis entre VCE(sat) et Eoff est réduit de 0,7 V pour nos IGBT de sixième génération par rapport à ceux de cinquième génération, à Eoff égal. La figure 19 compare les résultats d'un calcul de pertes pour des conditions de dv/dt identiques. Elle montre que les pertes totales en fonctionnement inverseur sont inférieures de 25 % pour nos IGBT de sixième génération par rapport à ceux de nos modules IGBT de cinquième génération, à dv/dt constant.
Caractéristiques des puces de sixième génération (1700 V) :
Le même boîtier a été utilisé pour le nouveau module IGBT double 1800 A/1700 V. Nous présentons donc brièvement les caractéristiques de notre IGBT 1700 V de sixième génération. La figure 20 illustre le compromis VCE(sat) - Eoff. Ce compromis est réduit d'environ 0,35 V par rapport à la cinquième génération, à niveau de Eoff égal. La figure 21 présente les pertes à l'amorçage en fonction de dv/dt. Ces pertes sont réduites de 25 % par rapport à la cinquième génération, à dv/dt égal (10 kV/ms).
Conclusion :
Un nouveau module IGBT double 2500 A/1200 V destiné à un usage industriel a été introduit. L’inductance interne du boîtier est faible grâce à l’utilisation d’un bus interne principal à quatre couches. La conception de la puce a également été optimisée pour le refroidissement liquide. Afin d’améliorer la résistance au contact thermique avec le dissipateur, la base est composée de plusieurs sections parallèles. La liaison directe entre le substrat céramique et la base en aluminium améliore la tenue aux cycles thermiques. L’utilisation d’IGBT de sixième génération et de puces FWDi permet d’obtenir des performances de dissipation améliorées. Le même boîtier a également été utilisé pour le module IGBT double 1800 A/1700 V, et d’autres gammes de modules sont à l’étude, utilisant la même section de base standardisée, ce qui permet d’obtenir un excellent rapport coût-performance.
Auteurs : Ayumi Maruta, Mitsuharu Tabata. Mécanismes pour sources d’énergie, Mitsubishi Electric Corporation, Japon.
Bibliographie
[1] Junji Yamada : Module IGBT double haute puissance de nouvelle génération avec puce CSTBT et nouveau concept de boîtier, PCIM 2002.
[2] Tetsuo Takashi : CSTBTTM(III) comme IGBT de nouvelle génération, ISPSD2008-mai, pp. 72-75.
[3] Katsumi Satoh : Nouvelle technologie de conception de puce pour module de puissance de nouvelle génération, PCIM 08.
