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

Начало

• Часть 1. №3’2012
• Часть 2. №4’2012
• Часть 3. №6’2013
• Часть 4. №3’2015

Динамический тепловой импеданс

Стандартные значения динамического теплового импеданса Z_th(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 Z_th 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 t_p. Также Z_th является функцией изменения мощности потерь, обеспечивающего данный перепад температур.

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

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

Положение контрольных точек измерения T_j, T_s и T_a у «безбазовых» модулей показано на рис. 1:

• T_j определяется как средняя температура на поверхности одного кристалла или нескольких параллельных чипов;
• T_s измеряется под каждым чипом тестируемого модуля; датчик устанавливается в отверстии, заканчивающемся в 2 мм от поверхности теплоотвода [2];
• Т_а — температура окружающей среды, в рассматриваемом случае — жидкости во впускном отверстии радиатора.

Рис. 1. Поперечное сечение модуля без базовой платы, положение контрольных точек T_a, T_s, T_j

Тепловое сопротивление R_th(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 T_j чаще всего используется бессенсорный метод, называемый V_CE–(T) и основанный на известном физическом соотношении между прямым падением напряжения и температурой p-n-перехода. В IGBT существует линейная зависимость напряжения насыщения V_CE(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 T_j и напряжение насыщения при пропускании через транзистор небольшого стабилизированного тока. Полученный график позволяет определить температуру кристалла по соответствующей величине V_CE(sat).

При измерении тепловых сопротивлений R_th/Z_th полупроводниковый прибор нагружается определенным током. На затвор IGBT подается номинальное напряжение включения V_GE = 15 В, силовой модуль нагревается до равновесного состояния, после чего нагрузка быстро снимается и записывается величина V_CE(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 Z_th(s–a) непосредственно. Стационарная температура T_s измеряется термопарой, однако ее медленная реакция не позволяет анализировать переходные процессы с достаточной точностью. Аналитически величина Z_th(s–a) может быть найдена как разность измеренного значения Z_th(j–a) (по методу V_CE–(Т)) и расчетного значения Z_th(j–s).

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

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

Z_th(s–a)(V, G, T_a) = Z_th(j–a)(V, G, T_a) – Z_th(j–s), (1)

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

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 T_s определяется под этими кристаллами по методике, описанной выше, ее среднее значение используется для расчета R_th(j–s)/Z_th(j–s).

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

Зависимость теплового сопротивления R_th(s–a) 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 R_th(s–a) от скорости потока V, концентрации гликоля G и температуры T_a. Кривые имеют вид гиперболической функции, следовательно, чем больше V, тем ниже величина R_th(s–a). Однако при дальнейшем увеличении расхода жидкости улучшение теплового сопротивления становится все менее ощутимым, как видно из рис. 3.

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

Зависимость теплового сопротивления R_th(s–a) 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 T_a.

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 = ηc_p/χ,

где ν — кинематическая вязкость; η — динамическая вязкость; χ — коэффициент теплопроводности; a — коэффициент температуро­проводности; c_p — 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 R_th(s–a).

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

Зависимость теплового сопротивления R_th(s–a) от температуры тосола T_a

Влияние температуры тосола на эффективность охлаждения и, следовательно, на R_th(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 R_th(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 R_{th(s–a)_10 °С}/R_{th(s–a)_70 °С} падает с увеличением расхода жидкости.

Рис. 5. Нормализованное тепловое сопротивление R_{th(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 R_{th(s–a)_10 °С}/R_{th(s–a)_70 °С} также возрастает.

Расчет R_th(s–a) и Z_th(s–a)  с учетом совокупности факторов

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

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

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 R_th(s–a) для измеренных и расчетных значений (формула 2, К = 0,4).

Рис. 6. Нормализованное тепловое сопротивление R_th(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 R_th для различных скоростей потока не всегда соответствуют результатам измерений, особенно при малом расходе жидкости. Кроме того, влияние параметров V и T_a 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%, T_a = 70 °С).

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

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

 SF = 1…1,1 (коэффициент запаса).

Коэффициент SF использован для создания некоторого запаса надежности. Если эталонное значение R_th(s–a) находится далеко от требуемой рабочей точки, то рекомендуемое значение SF = 1,1. Параметр R_th(s–a)(V_ref, G_ref, T_aref) 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 R_th(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, T_a) не изменяется относительно эталонного значения, соответствующая часть формулы не оказывает влияния на расчетное значение R_th(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:

τ_th — тепловая постоянная времени; n — количество «пар» R_th/τ_th.

Динамический тепловой импеданс Z_th(s–a) определяется с помощью совокупности пар параметров R_th/τ_th, соответствующих каждому конкретному тепловому состоянию. Для последующих расчетов определены эталонные значения R_{th_ref_i} и τ_{th_ref_i}. Чтобы найти Z_th(s–a) для различных условий охлаждения, необходимо поменять оба параметра — R_thi и τ_thi, что изменяет не только стационарную величину теплового сопротивления R_th(s–a), но и время реакции.

Приведенные далее формулы предназначены для расчета R_thi и τ_thi при различных условиях охлаждения. Эти показатели должны быть отсор­тированы по увеличению тепловых постоянных времени (τ_{th_ref_i}< τ_{th_ref_(i+1)}, i = 1…n).

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

Только при достижении половины величины R_th(s–a) происходит адаптация соотношения R_th/τ_th к новому тепловому сопротивлению R_th(s–a). Если параметры R_thi меняются, то и значения τ_thi будут соответствующим образом скорректированы.

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 R_th(s–a) и Z_th(s–a), а также параметры, относящиеся к эталонным и заданным условиям охлаждения (рис. 8).

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

Примечание: * — τ_{th_ref_i}< τ_{th_ref_(i+1)}.

Отметим, что справочные значения R_{th_ref_i} и τ_{th_ref_i}, имеющие порядок i, часто сортируются по-разному.

Расчет R_th(s–a) (SF = 1)

 Расчет Z_th(s–a)

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 T_j, температурой охлаждающей среды T_а и сопротивлением «кристалл–окружающая среда» R_th(j–a). В тепловой модели стандартного силового ключа с жидкостным охлаждением основной вклад в общее значение R_th(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 R_th(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.

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.

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

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 R_th(s–a) и Z_th(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.