Полупроводниковые чипы расположены таким образом, чтобы увеличить охлаждающую способность модуля, а для улучшения характеристик термоциклирования используется алюминиевая опорная пластина, непосредственно изолированная от подложки. Для достижения лучшего теплового контакта между опорной пластиной и охладителем в устройстве с такой большой площадью основания, опорная пластина разделена на несколько секций. Корпус, используемый для двухъядерного модуля IGBT 2400A/1200V, также используется для двухъядерного модуля 1800A/1700V.
Введение.
Наша серия традиционных IGBT-модулей MPD (Mega Power Dual), включающая в себя двухканальный модуль на 1400 А/1200 В, была разработана для улучшения проектирования мощного промышленного оборудования. Однако с недавним расширением систем генерации возобновляемой энергии, таких как ветротурбины и фотоэлектрические панели, возникла потребность в более мощных системах. Для удовлетворения этого рыночного спроса простым способом был разработан новый двухканальный IGBT-модуль на 2500 А/1200 В.
Конструкция
и расположение клемм:
Изображение этого модуля показано на рисунке 1. Длина корпуса примерно в два раза превышает его ширину. Основные клеммы P и N расположены с одной стороны, а клемма переменного тока — с противоположной стороны корпуса для более удобной конструкции инвертора. Сигнальные клеммы расположены посередине корпуса, что позволяет легко установить драйвер непосредственно на верхней части модуля. Такое расположение клемм также упрощает подключение проводов, когда драйвер отделен от модуля.
Конструкция опорной пластины:
По мере увеличения площади опорной пластины обеспечение плотного прилегания основания к охладителю становится сложной задачей. Для решения этой проблемы в данном модуле используются отдельные секции основания. Корпус модуля состоит из двух частей различной высоты, чтобы выдерживать изгибающие напряжения, возникающие из-за разных секций основания. Такая конструкция позволяет проводить независимое тестирование каждой секции основания. Для этой цели можно использовать существующее испытательное оборудование, обычно предназначенное для тестирования небольших устройств.
Общие потери мощности в модуле такого размера могут превышать 5 кВт при максимальной мощности в инверторном приложении. При таких высоких потерях мощности обычно используется жидкостное охлаждение, и для жидкостного охлаждения в таких приложениях обычно требуется значение 5000 Вт/м²К. В системах жидкостного охлаждения температура корпуса изменяется гораздо быстрее, чем в системах воздушного охлаждения, что делает критически важными возможности термоциклирования и рассеивания тепла.
Для охлаждения модуля потребуется приблизительно 400 см² при DTc = 25K и мощности 5000 Вт/м²К. Выбранный базовый размер нашего нового двухмодульного модуля на 2500 А/1200 В достаточен для такой теплоотдачи. Однако жидкостное охлаждение вызывает значительное изменение температуры корпуса, что требует увеличения термоциклической устойчивости модуля.
Для достижения этой цели алюминиевая опорная пластина приклеивается непосредственно к подложке (рис. 5). Такая конструкция устраняет слой припоя между основанием и керамической изоляцией, хорошо известное слабое место в традиционной конструкции модуля после термических циклов (рис. 4). Этот слой припоя подвержен деградации под воздействием температурных циклов, что приводит к увеличению теплового сопротивления Rth(x) в течение срока службы модуля. Тепловое сопротивление медного основания с традиционной конструкцией и основания с алюминиевой конструкцией сравнивается с помощью моделирования и показано на рисунках 4 и 5.
На рисунках 6 и 7 показаны результаты моделирования теплового сопротивления медного и алюминиевого оснований соответственно.
Значения теплового сопротивления для обоих типов практически идентичны, несмотря на то, что алюминий имеет более низкую теплопроводность, чем медь. Это прямой результат устранения тонкого проводящего слоя припоя.
Конструкция чипа:
Чип разработан для повышения эффективности охлаждения при использовании жидкостного охлаждения. Необходимое расстояние между чипами для подавления взаимных тепловых помех было проверено с помощью моделирования. На рисунке 8 показана структура этого моделирования. На рисунке 9 показаны результаты моделирования разницы температур между чипом и водой при мощности 200 Вт/чип. Расстояние между чипами в этом модуле составляет приблизительно 30 мм. Результаты показывают, что этого расстояния достаточно для жидкостного охлаждения.
Для оптимальной эффективности охлаждения трубки жидкостного охлаждения должны располагаться непосредственно под чипами.
Поэтому монтажные отверстия на материнской плате были выбраны таким образом, чтобы избежать каких-либо помех между трубками и монтажными отверстиями, как показано на рисунке 10.
Структура клемм:
При увеличении номинального тока модуля требуется корпус с меньшей индуктивностью. Однако, если требуется более высокий номинальный ток, корпус увеличивается в размерах, поэтому длина внутренней проводки, как правило, возрастает, что приводит к увеличению внутренней индуктивности. Один из способов уменьшить индуктивность за счет длины — увеличить ширину ламинированной шины внутри модуля, но эта ширина ограничена физическим пространством внутри модуля. Для получения шины с меньшей индуктивностью используется четырехслойный ламинат. Такая структура позволяет уменьшить концентрацию плотности тока на шине и снизить коэффициент разделения плотности тока для каждого клеммного контакта. Значение индуктивности подтверждается моделированием. Чтобы убедиться, что программное обеспечение для моделирования индуктивности соответствует теории, смоделированное значение сравнивается с расчетным значением, которое определяется с помощью теоретического уравнения для простой структуры. На рисунке 11 показана простая структура.
µrxµ0x (d / W) xL
• µr = 1
• µ0 = 4šx10^-7
• d: расстояние между параллельными листами.
• W: расстояние в прямом направлении дорожки (ширина)
• L: расстояние в параллельном направлении текущей дорожки (длина)
Полученные результаты схожи. Таким образом, это моделирование является хорошим методом для исследования структуры. Для достижения малой шины с низкой внутренней индуктивностью в этом корпусе используется четырехслойная ламинированная шина. На рисунке 12 показана структура шины.
Целевое значение индуктивности ламинированной шины составляет 3 нГн или менее. Для достижения этого значения требуется две печатные платы шириной 50 мм или более. Высота корпуса должна быть 50 мм или менее, если учитывать сопротивление преобразования корпуса. Поэтому двухслойные структуры использовать нельзя. В нашем моделировании была смоделирована наилучшая параллельно-слойная структура. Значение индуктивности для четырехслойной параллельно-слойной структуры, полученное в результате моделирования, составляет 2,59 нГн при 1 МГц. Этот результат означает, что четырехслойная параллельно-слойная структура является наиболее подходящим решением для этого модуля.
Уменьшение внутренней индуктивности модуля также улучшит баланс распределения общего тока между микросхемами. Поскольку индуктивность L2 мала по сравнению с L1 и L3, разница входного напряжения между микросхемами невелика, что улучшает баланс тока между ними.
Характеристики
индуктивности модуля.
На рисунке 15 показана структура моделирования индуктивности модуля. Для исключения влияния внешней проводки к клеммам подключена широкая ламинированная шина.
Результат моделирования общей индуктивности внутри модуля составляет 5,18 нГн от P до N на частоте 1 МГц. Этот результат ниже первоначального целевого значения. На рисунке 17 показана тестовая схема для подтверждения индуктивности внутреннего корпуса. Переключающее устройство (CM1400DU-24NF) переключается в режиме 1500 А в качестве генератора di/dt. Испытуемое устройство (DUT) подключено последовательно, и скачок напряжения, вызванный di/dt, измеряется между клеммами P и N DUT. Индуктивность корпуса DUT рассчитывается с использованием осциллограмм, показанных на рисунке 16.
Индуктивность корпуса данного модуля определяется с помощью следующих вычислений:
ди / дт: 9,375 [А / нс]
Vpn (напряжение, генерируемое между P и N): 52 [В]
VCE (насыщенный): 1,37 [В] при Ic = 500 А
(VPN-VCE(sat)x2) / (di / dt) = 5,25 нГн
Аналогичный результат получается и при моделировании, достигая целевого значения.
Характеристики микросхем шестого поколения (1200 В).
На рисунке 18 показано поперечное сечение IGBT 6-го и 5-го поколений.
Компромисс между VCE(sat) и Eoff для наших IGBT 6-го поколения уменьшен на 0,7 В по сравнению с нашими IGBT 5-го поколения при том же уровне Eoff. На рисунке 19 показано сравнение результатов расчета потерь для одинаковых условий dv/dt. Это показывает, что общие потери при работе инвертора для нашего IGBT 6-го поколения на 25% ниже, чем для нашего модуля IGBT 5-го поколения при фиксированных условиях dv/dt.
Характеристики микросхем шестого поколения (1700 В).
Тот же корпус был использован и в недавно разработанном двухканальном модуле IGBT 1800 А/1700 В. Поэтому мы кратко представим характеристики нашего IGBT 6-го поколения на 1700 В. На рисунке 20 показана зависимость VCE(sat) - Eoff. Зависимость VCE(sat) - Eoff снижена примерно на 0,35 В по сравнению с нашим 5-м поколением при том же уровне Eoff. На рисунке 21 показаны потери при включении в зависимости от dv/dt. Потери при включении снижены на 25% по сравнению с нашим 5-м поколением при том же dv/dt (10 кВ/мс).
Заключение:
Представлен новый двухъядерный IGBT-модуль на 2500 А/1200 В для промышленного применения. Низкая внутренняя индуктивность корпуса достигнута за счет использования 4-слойной основной внутренней шины. Конструкция чипа также оптимизирована для жидкостного охлаждения. Для улучшения теплового контактного сопротивления с радиатором основание состоит из нескольких параллельных секций. Для повышения устойчивости к термическим циклам используется прямое соединение между керамической подложкой и алюминиевым основанием. Улучшенные показатели потерь достигаются за счет использования IGBT-транзисторов шестого поколения и чипов FWDi. Тот же корпус был применен и к двухъядерному IGBT-модулю на 1800 А/1700 В, и рассматриваются другие диапазоны модулей с использованием той же стандартизированной секции основания, что обеспечит хорошее соотношение цены и качества.
Авторы: Аюми Марута, Мицухару Табата. Механизмы источников энергии, корпорация Mitsubishi Electric, Япония.
Библиография
[1] Дзюндзи Ямада: Модуль IGBT высокой мощности следующего поколения с чипом CSTBT и новой концепцией корпуса, PCIM 2002.
[2] Тэцуо Такаси: CSTBT™(III) как IGBT следующего поколения, ISPSD2008-май, стр. 72-75.
[3] Кацуми Сато: Новая технология проектирования чипов для силовых модулей следующего поколения, PCIM 08.
