多通道SiC固态功率控制器热仿真及设计优化*

赖耀康, 王浩南, 曹玉峰, 王梓丞, 叶雪荣, 翟国富

(1.北京市科通电子继电器总厂有限公司, 北京 100176;2.哈尔滨工业大学 电器与电子可靠性研究所, 黑龙江 哈尔滨 150001)

0 引 言

随着SiC MOSFET的发展,作为其电源管理模块的核心设备,固态功率控制器(Solid-State Power Controller,SSPC)的功率密度和工作极限温度也在逐步提高[1-3]。因此,准确评估产品内部的热分布及可靠性是高性能SSPC设计的前提。由于研究SSPC的热仿真及设计需要基于实际产品,且需要与生产工艺及设计研发紧密结合,所以国内外对该方面的研究论文较少。文献[4]对包含SiC MOSFET裸片的功率模块及其组成的多通路模型进行热仿真分析,但是模型过于理想,缺乏对产品实际工作情况的考量,同时并未针对热分析结果进行对应的改良设计,止步于热仿真结果的验证。张宇等[5]对一种厚膜SSPC进行了热仿真及优化设计,但是其结构较为固定,仅进行了基板结构的优化设计。国外对于该方面的研究较少,文献[6]通过构建器件热阻网络,对过流情况下SSPC的瞬态温升进行预估,并根据仿真结果选择合适的电路拓扑,但是并未结合系统级产品结构,缺乏实际意义。

本文以一种额定电压270 V,额定电流240 A的SiC SSPC为研究对象,对其热失效机理进行分析,并建立简洁合理的有限元模型。进行120 A、180 A降额情况下的热仿真及验证后,对其240 A满载工作情况的热分布进行预测。根据热仿真结果对产品进行优化设计,并对优化后的产品进行热测试,以验证优化设计及仿真结果的准确性。

1 SSPC热失效分析

SSPC产品中主要有3部分需要考虑热失效:SiC MOSFET功率模块、大功率连接结构、电源及驱动器件。对于SiC MOSFET功率模块,可以将其稳态工作时等效成一个热阻、热容网络,即为功率模块的稳态热路模型。SSPC功率模块稳态热路模型如图1所示。

图1 SSPC功率模块稳态热路模型

图1中,Rjc为MOSFET器件的管结和管壳的热阻,Rcs为管壳和散热片间的热阻,Rsa为散热片与空气之间的热阻,Csa为散热器与空气之间的热容。根据SiC MOSFET功率模块的装配结构,Rjc可以通过热量的45°角发散原则进行理论估算[4]。SiC MOSFET功率模块结构如图2所示。

图2 SiC MOSFET功率模块结构

功率芯片结是热源,位于硅片内部,计算时取整体芯片为热源。芯片尺寸为a1×b1×L1(长×宽×高),单位为mm。

(1)

第i层(i≥2时)的热阻Rthi为

(2)

式中:Li——第i层材料的厚度;

ai、bi——第i层材料的下表面长度、宽度;

Ki——第i层材料的导热系数。

那么,SiC MOSFET功率芯片的结到壳热阻为

(3)

根据稳态热路模型,可以计算稳态工作时的结温Tj,即

Tj=Ta+(Rjc+Rcs+Rsa)Pw

(4)

若某一层的热阻、热容较大或者温度过高,芯片结中的热量不能及时传出,会导致芯片烧毁。

对于大功率连接结构,其影响发热的主要因素是结构体的本身电阻及其接触电阻的大小。由于产品工作温度较高,大部分结构体的材料为铜。本体电阻为R=ρL/S,其中ρ为铜的电阻率,L为连接体的长度,S为连接体的截面积。即细长的连接体产生更高温升。接触电阻为Rj=K/Fm,其中F为接触压力;m与接触形式有关,本产品中基本为面接触;K与接触表面状态有关[7]。若连接体接触不良或设计结构不合理,则会增大电阻,进而产生较大的温升。

Job 1网格划分阶段。Job1的主要任务为对问题空间进行网格划分，然后采用改进算法提升网格划分质量，最后输出划分结果。其中每次计算都需要调用多个Map和Reduce函数，Map函数负责计算数据点所属网格的编号，将网格的编号和其中包含的数据点作为中间值输出；Reduce函数负责汇集各个网格中的数据点并计算各网格的网格密度，将网格密度与给定的密度阈值进行比较，若大于密度阈值则将网格标记为稠密网格，否则使用第2章所述方法进行调整，最后输出最终的网格划分结果。

相较于功率模块电源及驱动模块产生的热量对环境温度的影响可以忽略不计。因此只需要考虑器件周围温度是否超出了标定的极限工作温度,一旦超出便认为其失效。

2 热仿真及降额情况验证

由于仿真与实际的测试条件相符才可以达到较好的验证效果,所以在进行仿真之前需要搭建测试平台。SSPC测试平台整体结构如图3所示。为方便调试与测量,SSPC的上盖并未安装。

图3 SSPC测试平台整体结构

根据测试平台构建SSPC有限元模型,由于产品采取层叠式小型化设计,内部结构复杂,所以需要针对热仿真进行模型的简化。SSPC稳定工作时的主要热源:对称分布在12个主回路的24个SiC MOSFET芯片、位于功率模块上的采样电阻,以及功率模块与负载之间的连接结构。需要注意的是,采样电阻和SiC MOSFET的导通电阻均为mΩ级。而使用Ansys Q3D Extractor对连接结构进行寄生电阻提取[3],各个连接铜带的电阻为0.27～1.55 mΩ。与芯片和采样电阻相近,故在本产品中为主要热源之一。在通过20 A额定电流时,以上热源在稳态工作情况为恒功率,范围为0.1～1 W。而电源模块、驱动模块的分布比较分散,且发热较少,忽略不计。SSPC简化有限元模型如图4所示。

图4 SSPC简化有限元模型

根据测试条件,在Ansys Icepak中设置边界条件、模块属性、接触类型等参数。进行热仿真计算,得到120 A降额情况下产品外壳的温度约为51.2 ℃,而测试得到的外壳温度为51.5 ℃,误差为0.58%。同样的,进行180 A降额情况下仿真计算,得到产品外壳温度约为86.0 ℃,而实际测试得到的外壳温度也是86.0 ℃,基本没有误差。仿真的准确度相较于120 A的降额情况有所提升,这是因为所考虑的热源在高负载情况下占全部热源的比重上升了。

通过添加上盖与内部灌封的硅凝胶,进行240 A满载情况下热仿真计算,得到产品外壳温度为136.5 ℃,相较于环境温度20 ℃的温升已经达到116.5 ℃。考虑到该模块的工作环境温度为-55.0～105.0 ℃,而驱动层与控制层的器件极限耐受温度为125.0～175.0 ℃。为使产品在温度尽可能高的环境满载工作,需进行热设计优化。

3 热设计优化及验证

对SSPC的热设计优化主要从3方面入手:降低热源,加强散热,提高器件极限工作温度。对于产品中的热源,很明显无法降低SiC MOSFET与采样电阻的发热功率,可以从连接结构的优化入手。根据R=ρL/S,可以加大底层功率模块与铜带层的垂直连接铜带的截面积。加大铜带层的水平汇流铜带的截面积,优化后的铜带层模型如图5所示。该层空间有限,将其中的一半改为分布在PCB的另一面,同时减少铜带层的热量聚集。

图5 优化后的铜带层模型

通过优化SiC MOSFET裸片上的键合引线来减少芯片的导通电阻,进而减少24路每路的发热量。使用现行工艺的单点键合引出,一方面使芯片整体导通电阻偏大且一致性差,另一方面芯片表面电流分布不均,易产生热集中点。因此,研究使用多点连续键合工艺。CPM3-0900-0010 A芯片各区宽度仅1.4 mm,φ380 μm铝丝在各区之间弓弧打弯无法实现,因此只能使用φ200 μm铝丝。结合电-热仿真分析[8],优化后的芯片多点键合方案如图6所示。

图6 优化后的芯片多点键合方案

本次优化设计采取了在产品底部加装散热片的方法。选取散热片面积为210 mm×210 mm,基板厚度为3 mm,翅片数为27,等效厚度约为3.5 mm。同时,对回流焊工艺进行优化设计,选取合适的预热、排气、焊接、降温时间,DBC组件焊接温度曲线如图7所示;DBC组件焊接效果如图8所示。经过测量,工艺优化使得SiC MOSFET焊料层的空洞率被控制在5%以下,进而减少芯片到外壳的热阻,使得热量更易通过传导散发出去。

图7 DBC组件焊接温度曲线

图8 DBC组件焊接效果

最后,尽可能地将极限温度为125 ℃的器件替换为175 ℃的器件,尤其是电源和驱动模块需要进行高温测试以保证工作的可靠性。

优化设计后的SSPC模型如图9所示(不显示底部散热器)。

图9 优化设计后的SSPC模型(不显示底部散热器)

进行与之前满载工作情况相同的仿真计算,得到外壳最高温度为70 ℃,相较于20 ℃环境温度,温升为50 ℃。随后进行实际的产品满载工作测试,室温为25 ℃,得到外壳的稳态温度为76 ℃。仿真结果的误差为1.32%,在误差允许范围内,验证了仿真结果及设计方法的正确性。

4 结 语

本文以一种额定电压270 V,额定电流240 A的SiC固态功率控制器为研究对象,分析其热失效机理以及产品中的热源。随后搭建了热测试平台,建立了SSPC有限元模型,并且进行了120 A、180 A降额情况下的热仿真计算。经测试,验证了热仿真的准确性,其误差不超过0.58%。再对240 A满载工作情况的热分布进行预测,由于仿真计算的产品温度过高,所以需要对产品进行连接结构和散热方式的优化设计。最后,对优化后的产品进行热仿真计算以及测试,得到实际温度与仿真温度的误差约为1.32%,验证了优化设计及仿真结果的正确性。