Охлаждение силовых модулей: оценка эффективности жидкостных радиаторов в различных режимах работы

№ 2’2016
PDF версия
В процессе эксплуатации силовые полупроводниковые приборы генерируют тепло, которое необходимо отвести, обеспечив минимальный перегрев кристаллов относительно окружающей среды. В зависимости от конкретных условий эксплуатации для этой цели используется принудительное воздушное или жидкостное охлаждение. Первый способ, как правило, применяется в системах малой и средней мощности, не имеющих внешнего теплообменника. Преимуществом жидкостных радиаторов является более высокая эффективность отвода тепла, необходимая в преобразователях мегаваттного диапазона. В данной части статьи анализируется зависимость динамического теплового импеданса радиатора Zth(s–a) от скорости потока, состава и температуры охлаждающей жидкости. Дано обобщенное определение параметра Zth(s–a), рассмотрен разработанный SEMIKRON способ его оценки с учетом влияния различных факторов.

Начало

Динамический тепловой импеданс

Стандартные значения динамического теплового импеданса Zth(s–a), приводимые в спецификациях SEMIKRON, нормированы для определенной скорости потока, состава охлаждающей жидкости (50% воды и 50% этиленгликоля G48 GLYSANTIN BASF) и ее температуры.

Величина Zth определяется двумя факторами, первым из которых является разница внутренней «виртуальной» температуры электронного компонента и температуры в заданной внешней контрольной точке в конце определенного периода времени. На графике Transient thermal impedance в технической документации SEMIKRON этот интервал времени обозначается как длительность импульса проводимости tp. Также Zth является функцией изменения мощности потерь, обеспечивающего данный перепад температур.

Основное ограничение предельных режимов силовых полупроводников — максимальная температура кристалла Tjmax. Величина стационарного теплового сопротивления Rth необходима для расчета параметров в установившемся состоянии. Динамический тепловой импеданс Zth позволяет проанализировать состояние системы в переходных режимах для конкретного профиля нагрузки.

Таким образом, Zth(х–y) определяется как изменение температуры между контрольными точками Х(TX) и Y(ТY), произошедшее за некоторый промежуток времени и разделенное на величину «функционального» градиента рассеиваемой мощности. Для «безбазовых» модулей SEMIKRON SKiiP в спецификациях приведены типовые значения Rth(j–s) и Zth(j–s). Для стандартных модулей c базовой платой в технической документации определяются максимальные значения параметров кристаллов Rth(j–s) и Zth(j–s) и типовая величина теплового сопротивления «корпус–радиатор» — Rth(с-s). Жидкостные радиаторы характеризуются значением Rth(s–a) при различных скоростях потока тосола (измеряемых в литрах в минуту) и Zth(s–a) при его номинальном расходе (для заданной концентрации гликоля и температуры жидкости).

Положение контрольных точек измерения Tj, Ts и Ta у «безбазовых» модулей показано на рис. 1:

  • Tj определяется как средняя температура на поверхности одного кристалла или нескольких параллельных чипов;
  • Ts измеряется под каждым чипом тестируемого модуля; датчик устанавливается в отверстии, заканчивающемся в 2 мм от поверхности теплоотвода [2];
  • Та — температура окружающей среды, в рассматриваемом случае — жидкости во впускном отверстии радиатора.
Поперечное сечение модуля без базовой платы, положение контрольных точек Ta, Ts, Tj

Рис. 1. Поперечное сечение модуля без базовой платы, положение контрольных точек Ta, Ts, Tj

Тепловое сопротивление Rth(j–s) определяется как разность средней температуры наиболее нагретого кристалла (или группы параллельных чипов) и средней температуры радиатора (измеренной под этими же кристаллами), деленная на мощность, рассеиваемую данным силовым модулем в стационарном режиме (AN14004) [3].

 

Результаты расчетов и измерений

Для измерения Tj чаще всего используется бессенсорный метод, называемый VCE–(T) и основанный на известном физическом соотношении между прямым падением напряжения и температурой p-n-перехода. В IGBT существует линейная зависимость напряжения насыщения VCE(sat) при малом фиксированном токе от температуры кристалла. Для формирования калибровочной кривой прибор нагревается от внешнего источника до состояния теплового равновесия при различных температурах. Затем измеряются Tj и напряжение насыщения при пропускании через транзистор небольшого стабилизированного тока. Полученный график позволяет определить температуру кристалла по соответствующей величине VCE(sat).

При измерении тепловых сопротивлений Rth/Zth полупроводниковый прибор нагружается определенным током. На затвор IGBT подается номинальное напряжение включения VGE = 15 В, силовой модуль нагревается до равновесного состояния, после чего нагрузка быстро снимается и записывается величина VCE(sat) при подаче калибровочного тока (кривая охлаждения). Отметим, что этот метод пригоден только для измерения температуры кристаллов IGBT и диодов.

К сожалению, очень трудно определить тепловой импеданс радиатора Zth(s–a) непосредственно. Стационарная температура Ts измеряется термопарой, однако ее медленная реакция не позволяет анализировать переходные процессы с достаточной точностью. Аналитически величина Zth(s–a) может быть найдена как разность измеренного значения Zth(j–a) (по методу VCE–(Т)) и расчетного значения Zth(j–s).

Методика определения Zth(j–s), разработанная SEMIKRON, состоит в измерении Rth(j–s) и формировании переходной кривой с помощью метода конечных элементов (FEM), или метода аппроксимации. Результаты измерений Rth(j–s) и Zth(j–a) позволяют подтвердить точность имитационной FEM-модели, которая в дальнейшем используется для нахождения Zth(j–s).

Способ аппроксимации основан на определении временного отклика Zth(j–a) и адаптации полученной кривой в соответствии с величиной теплового сопротивления Rth(j–s). Далее импеданс Zth(s–a) может быть рассчитан по формуле (1):

Zth(s–a)(V, G, Ta) = Zth(j–a)(V, G, Ta) – Zth(j–s), (1)

где Zth(j–a) — измеренное значение для одного или нескольких режимов охлаждения; Zth(j–s) — смоделированное или расчетное значение, независимое от условий охлаждения (табл. 1).

Таблица 1. Условия охлаждения при измерении тепловых характеристик

Скорость потока V, л/мин

Концентрация гликоля G, %

Температура охлаждающей жидкости Ta, °C

2,5

10

10

5

30

70

10

50

Н. д.*

15

70

Н. д.

20

 

Н. д.

Примечание: Н. д. — нет данных.

Анализ тепловых режимов для различных условий охлаждения проводился на примере интеллектуального модуля SKiiP 1814 GB17E4 с жидкостным радиатором NHC (рис. 2). Конструктивно прибор состоит из трех полумостовых элементов, верхний (ТОР) и нижний (ВОТ) ключи каждого из которых содержат по восемь параллельно включенных кристаллов IGBT. При проведении измерений все шесть плеч соединяются последовательно, чтобы протекающий в них ток был одинаковым. Для реализации такой схемы следует изменить логику управления, заложенную в оригинальных драйверах затворов. В частности, необходимо отключить функцию INERLOCK, предназначенную для предотвращения сквозного пробоя. Ток нагрузки задается источником, подключенным к шести последовательно соединенным IGBT. Измерение падения напряжения производится только на самом «горячем» из них, таким образом, находится максимальная средняя температура восьми параллельных чипов. Величина Ts определяется под этими кристаллами по методике, описанной выше, ее среднее значение используется для расчета Rth(j–s)/Zth(j–s).

Модуль SKiiP 1814 GB17E4 – 3DUW с жидкостным охлаждением (радиатор NHC)

Рис. 2. Модуль SKiiP 1814 GB17E4 – 3DUW с жидкостным охлаждением (радиатор NHC)

Зависимость теплового сопротивления Rth(sa) от скорости потока V

Для улучшения отвода тепла проще всего повысить расход жидкости. Это приводит к увеличению скорости прохождения тосола, усилению турбулентности или переходу от ламинарного потока к турбулентному. На рис. 3–5 показана зависимость теплового сопротивления Rth(s–a) от скорости потока V, концентрации гликоля G и температуры Ta. Кривые имеют вид гиперболической функции, следовательно, чем больше V, тем ниже величина Rth(s–a). Однако при дальнейшем увеличении расхода жидкости улучшение теплового сопротивления становится все менее ощутимым, как видно из рис. 3.

Тепловое сопротивление Rth(s–a) (нормализованная величина) в зависимости от скорости потока V

Рис. 3. Тепловое сопротивление Rth(s–a) (нормализованная величина) в зависимости от скорости потока V

Зависимость теплового сопротивления Rth(sa) от концентрации гликоля G

Во многих практических применениях невозможно использовать чистую воду для охлаждения из-за риска ее замерзания и возможности возникновения коррозионных процессов. Для решения этой задачи в жидкость добавляются этиленгликоль и соответствующие ингибиторы коррозии. Выбор концентрации гликоля, прежде всего, зависит от минимальной рабочей температуры.

Выделяемое при работе электронных компонентов тепло нагревает жидкость, которая должна охлаждаться с помощью теплообменника. Для поддержания постоянной температуры тосола на его выходе (т. е. на входе радиатора) температура «внешней» среды в теплообменнике должна быть ниже заданного значения Ta.

Уменьшение содержания гликоля приводит к улучшению эффективности работы радиатора, поскольку эта добавка снижает охлаждающую способность жидкости. Динамическая вязкость гликоля выше, чем у воды. Она обратно пропорциональна числу Рейнольдса Re, которое является основной характеристикой турбулентного потока (больше число Re больше турбулентность выше коэффициент теплоотдачи). Кроме того, теплопроводность гликоля прямо пропорциональна коэффициенту теплопередачи и удельной теплоемкости. Она, в свою очередь, пропорциональна числу Прандтля Pr и, следовательно, коэффициенту теплоотдачи, который у гликоля хуже, чем у воды.

Напомним, что число Прандтля — один из критериев подобия тепловых процессов в жидкостях и газах, учитывающий влияние физических свойств теплоносителя на теплоотдачу:

Pr = ν/α = ηcp/χ,

где ν — кинематическая вязкость; η — динамическая вязкость; χ — коэффициент теплопроводности; a — коэффициент температуро­проводности; cp — удельная теплоемкость среды при постоянном давлении.

Число Прандтля связано с другими критериями подобия — числом Пекле Pe и числом Рейнольдса Re — соотношением Pr = Pe/Re. На рис. 4 показано влияние концентрации гликоля на нормализованную (по отношению к 50%) величину Rth(s–a).

Тепловое сопротивление Rth(s–a) (нормализованная величина) при различной концентрации гликоля

Рис. 4. Тепловое сопротивление Rth(s–a) (нормализованная величина) при различной концентрации гликоля

Зависимость теплового сопротивления Rth(sa) от температуры тосола Ta

Влияние температуры тосола на эффективность охлаждения и, следовательно, на Rth(s–a) объясняется тепловой зависимостью физических свойств жидкости. Теплопроводность воды с нагревом увеличивается, а гликоля — уменьшается (в диапазоне 0…100 °C), но у смеси 40% гликоля и 60% воды этот показатель почти не зависит от температуры. Удельная теплоемкость чистой воды практически постоянна, для тосола 50/50% она увеличивается с ростом температуры, но всегда остается ниже, чем у воды.

Еще одним важным фактором, характеризующим охлаждающую способность жидкости, является динамическая вязкость η. У чистой воды она ниже, чем у гликоля, кроме того, этот параметр является термозависимым. С нагревом значение   уменьшается, что приводит к увеличению числа Рейнольдса и, соответственно, к повышению коэффициента теплопередачи.

В левой части рис. 5 показан график зависимости нормализованной величины Rth(s–a) (10/70 °С) от скорости потока при разных значениях G. Данный показатель уменьшается с ростом V, т. е. чем больше интенсивность охлаждения, тем меньше влияние температуры. Это также означает, что отношение Rth(s–a)_10 °С/Rth(s–a)_70 °С падает с увеличением расхода жидкости.

Нормализованное тепловое сопротивление Rth(s–a) (10/70 °С) при различной концентрации гликоля и скорости потока

Рис. 5. Нормализованное тепловое сопротивление Rth(s–a) (10/70 °С) при различной концентрации гликоля и скорости потока

График в правой части рисунка демонстрирует связь между нормализованным тепловым сопротивлением и концентрацией гликоля. При увеличении G отношение Rth(s–a)_10 °С/Rth(s–a)_70 °С также возрастает.

 

Расчет Rth(sa) и Zth(saс учетом совокупности факторов

Влияние отдельных параметров на Rth(s–a) описано выше. Если свести комбинацию этих факторов в общую формулу, это позволит найти отклонение теплового сопротивления от номинального значения при различных условиях охлаждения.

Величина Rth(s–a) определяется скоростью потока V, концентрацией гликоля G и температурой жидкости Ta. Расход тосола в свою очередь зависит от его концентрации и температуры. С другой стороны, величина G постоянна, а температура Ta является функцией G и V. В табл. 2 показано обобщенное влияние всех указанных факторов на Rth(s–a).

Таблица 2. Влияние V, G и Ta на Rth(sa)

 

Скорость потока V

Концентрация гликоля G

Температура жидкости Та

V

/

++

++

G

0

/

0

Та

+

++

/

В работе [2] приведена простая формула для расчета Rth(s–a) при разных значениях V:

Формула

При таком диапазоне изменения показателя степени K вариации теплового сопротивления оказываются очень большими. Поэтому желательно выработать более точный критерий оценки, учитывающий концентрацию гликоля и температуру жидкости. На рис. 6 показаны нормализованные кривые Rth(s–a) для измеренных и расчетных значений (формула 2, К = 0,4).

Нормализованное тепловое сопротивление Rth(s–a) = f(V) — измеренные и расчетные значения (формула 2, К = 0,4)

Рис. 6. Нормализованное тепловое сопротивление Rth(s–a) = f(V) — измеренные и расчетные значения (формула 2, К = 0,4)

Величины, соответствующие расходу жидкости 10 л/мин для каждого варианта концентрации и температуры жидкости, используются в качестве эталонных. Сравнение показывает, что расчетные значения Rth для различных скоростей потока не всегда соответствуют результатам измерений, особенно при малом расходе жидкости. Кроме того, влияние параметров V и Ta здесь не учитывается.

Кривые, представленные на рис. 7, получены с помощью выражения, связывающего скорость потока, концентрацию гликоля, а также температуру тосола. Оно позволяет получить все необходимые данные с помощью только одного измерения (при V = 10 л/мин,
G = 50%, Ta = 70 °С).

Нормализованное тепловое сопротивление Rth(s–a) = f(V, G, Ta) – измеренные и расчетные значения (новая формула 3)

Рис. 7. Нормализованное тепловое сопротивление Rth(s–a) = f(V, G, Ta) – измеренные и расчетные значения (новая формула 3)

Новая формула (3) для расчета Rth(s–a), учитывающая расход жидкости, ее состав и температуру, может быть использована в рамках следующих ограничений: V: 2…30 л/мин;
G: 10…90%; Ta: 10…90 °C.

Формула

 SF = 1…1,1 (коэффициент запаса).

Формула

Коэффициент SF использован для создания некоторого запаса надежности. Если эталонное значение Rth(s–a) находится далеко от требуемой рабочей точки, то рекомендуемое значение SF = 1,1. Параметр Rth(s–a)(Vref, Gref, Taref) во второй части формулы представляет собой измеренное (эталонное) значение теплового сопротивления из документации SEMIKRON. Третий компонент формулы предназначен для учета расхода жидкости.

Показатель степени в формуле более не является постоянной величиной (0,3–0,5), теперь он зависит от концентрации гликоля и температуры жидкости. Влияние концентрации учитывается в четвертом компоненте формулы. Ее последняя составляющая описывает воздействие температуры тосола на Rth(s–a), а показатель степени здесь является функцией параметра G. Влияние расхода жидкости на температурную экспоненту незначительно.

В случае если один из параметров (V, G, Ta) не изменяется относительно эталонного значения, соответствующая часть формулы не оказывает влияния на расчетное значение Rth(s–a).

Динамические тепловые процессы в документации фирмы SEMIKRON описываются с помощью модели Фостера (подробное объяснение можно найти в руководстве Application Manual Power Semiconductors [2]). Математически модель Фостера выглядит следующим образом:

Формула

τth — тепловая постоянная времени; n — количество «пар» Rthth.

Динамический тепловой импеданс Zth(s–a) определяется с помощью совокупности пар параметров Rthth, соответствующих каждому конкретному тепловому состоянию. Для последующих расчетов определены эталонные значения Rth_ref_i и τth_ref_i. Чтобы найти Zth(s–a) для различных условий охлаждения, необходимо поменять оба параметра — Rthi и τthi, что изменяет не только стационарную величину теплового сопротивления Rth(s–a), но и время реакции.

Приведенные далее формулы предназначены для расчета Rthi и τthi при различных условиях охлаждения. Эти показатели должны быть отсор­тированы по увеличению тепловых постоянных времени (τth_ref_i< τth_ref_(i+1), i = 1…n).

Величина Rth(s–a)(V, G, Ta) определяется по формуле (3), в которой:

Формула

Только при достижении половины величины Rth(s–a) происходит адаптация соотношения Rth/τth к новому тепловому сопротивлению Rth(s–a). Если параметры Rthi меняются, то и значения τthi будут соответствующим образом скорректированы.

Формула

 

Пример расчета

Ниже приведен пример расчета на основе представленных формул. В качестве эталонных использованы номинальные технические характеристики модуля SKiiP 1814 GB17E4-3DUW. В табл. 3 и 4 приведены справочные значения Rth(s–a) и Zth(s–a), а также параметры, относящиеся к эталонным и заданным условиям охлаждения (рис. 8).

Динамический тепловой импеданс Zth(s–a): эталонные и расчетные значения

Рис. 8. Динамический тепловой импеданс Zth(s–a): эталонные и расчетные значения

Таблица 3. Эталонные и заданные условия охлаждения, Rth(sa)

 

V, л/мин

G, %

Ta, °C

Rth(s–a), К/Вт

Эталонные

15

50

40

0,0087

Заданные

5

30

70

 

Таблица 4. Zth(sa): справочные значения при номинальных условиях охлаждения (элементы модели Фостера)

i*

Rth_ref_i, К/Вт

τth_ref_i, c

1

0,0065

5,27

2

0,0022

17,9

Примечание: * — τth_ref_i< τth_ref_(i+1).

Отметим, что справочные значения Rth_ref_i и τth_ref_i, имеющие порядок i, часто сортируются по-разному.

 

Расчет Rth(s–a) (SF = 1)

Формула

 Расчет Zth(sa)

Формула

 

SKiiP-X — новое решение системы жидкостного охлаждения

В 2014 г. компания SEMIKRON представила новое поколение силовых интеллектуальных модулей SKiiP-X, выполненных по технологии SKiN [10]. Для отвода тепла в них использован высокоэффективный игольчатый жидкостный радиатор, соединенный с изолирующей подложкой методом низкотемпературного спекания.

Максимальная величина мощности рассеяния полупроводникового модуля ограничена допустимым перегревом кристаллов Tj, температурой охлаждающей среды Tа и сопротивлением «кристалл–окружающая среда» Rth(j–a). В тепловой модели стандартного силового ключа с жидкостным охлаждением основной вклад в общее значение Rth(j–a) вносит слой термопасты (до 30%). У модулей SKiN эта проблема разрешена путем спекания изолирующей DBC-подложки с теплостоком. Мелкозернистый серебряный слой отличается высокой теплопроводностью и механической эластичностью, что обеспечивает хорошую стойкость к термоциклированию.

Сравнение характеристик стандартных «многослойных» конструкций с базовой платой с характеристиками силовых ключей, выполненных по SKiN-технологии, показывает, что у ключей величина теплового сопротивления Rth(j–a) «кристалл–охлаждающая жидкость» ниже примерно на 30% при аналогичной токовой нагрузке.

На рис. 9 представлена конструкция силовой секции модуля SKiiP-X, терминалы которого также подключены к изолирующей подложке методом спекания. Это позволило заметно поднять их токонесущую способность и обеспечить более надежный механический контакт (по сравнению с пайкой или ультразвуковой сваркой). Шины звена постоянного тока секций соединяются сваркой, что обеспечивает минимальные габариты и высокую надежность изделия, делая компоненты семейства SKiiP-X оптимальными для применения в компактных преобразователях мегаваттного диапазона. В концепции SKiiP-X сконцентрированы все основные преимущества SKiN-технологии: компактность, оптимальные тепловые характеристики, минимальное значение распределенных индуктивностей.

Базовая секция модуля SKiiP-X (а) и ее конструкция (б)

Рис. 9. Базовая секция модуля SKiiP-X (а) и ее конструкция (б)

Габаритные размеры базовой секции SKiiP-X с номинальным током 540 А составляют 260×115×45 мм. Несмотря на то, что здесь использован интегрированный канал отвода тепла, все электрические цепи физически отделены от области прохождения тосола. Диагональное направление потока обеспечивает равномерное и независимое охлаждение зон локального тепловыделения, результатом чего является низкое значение теплового сопротивления. Выбор направления протекания жидкости в параллельных SKiN-секциях, а также оптимизация соотношения площади охлаждаемых зон и падения давления позволили добиться равномерного отвода тепла даже в максимальной конфигурации SKiiP-X (девять базовых блоков). При этом суммарный перепад давления на каждом охладителе не превышает 400 мбар.

На рис. 10 показан 3-фазный модуль SKiiP-X в максимальной комплектации, включающей девять силовых секций и общую интерфейсную плату для связи с контроллером, установленную сверху. На фронтальной стороне расположены AC-выводы, а терминалы для подключения звена постоянного тока размещены на задней. Класс защиты от климатических воздействий увеличен до 3K4 (степень загрязнения 3) по стандарту EC 60721, что обеспечивает модулю возможность длительной эксплуатации в жестких климатических условиях.

Девятисекционный 3-фазный модуль SKiiP 181X GD17E4-9DW (1700 В, 1500 А)

Рис. 10. Девятисекционный 3-фазный модуль SKiiP 181X GD17E4-9DW (1700 В, 1500 А)

Таблица 5. Пример расчета Zth(sa) для заданных условий охлаждения

i

Rthi, К/Вт

τthi, c

1

0,0091

8,6

2

0,0031

32

 

Заключение

Жидкостное охлаждение силовых полупроводниковых модулей, как правило, используется в преобразователях высокой мощности в энергетике и на транспорте. Оно необходимо для снижения перегрева кристаллов, увеличения плотности мощности и, в итоге, повышения ресурса изделия.

Представленные в статье формулы для расчета Rth(s–a) и Zth(s–a) позволяют учесть отклонение параметров системы охлаждения (скорости потока, концентрации гликоля, температуры жидкости) от номинальных величин, приведенных в технической документации. Очень важно оценить возможности теплоотвода на этапе проектирования, до изготовления прототипа и измерения его реальных параметров. Испытания, подтверждающие соответствие результатов моделирования и измерений тепловых режимов, необходимы в любом случае. Однако высокая достоверность предварительных расчетов позволяет существенно снизить временные и финансовые затраты на разработку и сократить время выхода изделия на рынок.

Фирма SEMIKRON планирует использовать описанную выше методику в программе Semisel для повышения точности моделирования статических и переходных тепловых режимов. 

Литература
  1. AN1501, SEMIKRON Application Note. 2015-10–16.
  2. Wintrich A., Nicolai U., Tursky W., Reimann T. Application Manual Power Semiconductors // ISLE Verlag. 2011. ISBN 978-3-938843-666.
  3. Wintrich A. AN1404: Thermal resistance of IGBT Modules – specification and modelling // www.SEMIKRON.com
  4. Wintrich A., Nicolai U., Tursky W/, Reimann T. Application Notes for IGBT and MOSFET modules // SEMIKRON International. 2010.
  5. Schultz-Harder J. Liquid cooling in high density packages // www.curamik.com
  6. Freyberg M, Uwe Scheuermann // Measuring Thermal Resistance of Power Modules / PCIM Europe journal. 2003.
  7. Calculation of the Maximum Virtual Junction Temperature Reached Under Short-time or Intermittent Duty // IEC 60747-6 by SEMIKRON.
  8. Wintrich A., Nicolai U., Tursky W., Reimann T. Application Manual Power Semiconductors // ISLE Verlag. 2011. ISBN 978-3-938843-666.
  9. Wintrich A. AN1404: Thermal resistance of IGBT Modules – specification and modelling // www.SEMIKRON.com
  10. Колпаков А. SKiiP X — силовой интеллектуальный модуль XXI века // Силовая электроника. 2014. № 4.

Добавить комментарий

Ваш адрес email не будет опубликован.