吳巖松，羅皓澤，李武華，何湘寧，鄧 焰

(浙江大學(xué)電氣工程學(xué)院，浙江杭州310027)

1 引言

IGBT由于其導(dǎo)通電流大、通態(tài)壓降低等優(yōu)點(diǎn)被廣泛應(yīng)用于高壓大容量電力電子領(lǐng)域。然而，在高頻大功率工作中，IGBT內(nèi)部產(chǎn)生相當(dāng)大的開關(guān)與導(dǎo)通損耗，導(dǎo)致功率器件內(nèi)部芯片結(jié)溫上升。研究數(shù)據(jù)表明，大約60%的失效是由結(jié)溫過高引起的，結(jié)溫每上升10℃，器件失效率提高一倍［1］。但隨著IGBT功率等級與密度的提高，更高的電流密度與更小的封裝體積導(dǎo)致芯片熱量集中度進(jìn)一步加劇，極大降低了器件運(yùn)行可靠性。

為此，研發(fā)人員一方面在器件選型時往往降額使用IGBT或者選用體積龐大的散熱系統(tǒng)，這種作法不但沒有充分利用資源，而且無法滿足高功率密度的要求［2］;另一方面，芯片結(jié)溫是由器件及其散熱系統(tǒng)的熱阻共同決定，故文獻(xiàn)［3-5］對熱阻進(jìn)行了研究。但穩(wěn)態(tài)熱阻，只能用于預(yù)測平均結(jié)溫，當(dāng)功率器件承受脈沖功率時，其芯片的瞬時結(jié)溫可能會遠(yuǎn)高于平均結(jié)溫。若已知IGBT的瞬時損耗，便可通過由瞬態(tài)熱阻抗組成的熱-電耦合模型計算出瞬時結(jié)溫［6］，該方法有助于功率器件的封裝設(shè)計和選型。

本文闡述了用于結(jié)溫預(yù)測的熱-電耦合模型建模方法，包括有限元法提取瞬態(tài)熱阻抗以及利用熱特性RC等效網(wǎng)絡(luò)建模并計算結(jié)溫;并以賽米控IGBT模塊SKM200GB12T4為例，提取其瞬態(tài)熱阻抗，所得結(jié)果與廠商數(shù)據(jù)吻合，并且仿真結(jié)果表明，熱阻抗曲線在不同的溫度、功耗下幾乎保持不變;對IGBT模塊、散熱器整體提取瞬態(tài)阻抗后，利用RC等效網(wǎng)絡(luò)構(gòu)建熱-電耦合模型，得到特定功率下的動態(tài)結(jié)溫，為提高高壓大容量電力電子裝置的可靠性提供了技術(shù)參考。

2 熱-電耦合模型

2.1 瞬態(tài)熱阻抗的提取

2.1.1 有限元軟件簡介

ANSYS是常用的有限元分析軟件，被世界各國工程師廣泛使用，可進(jìn)行結(jié)構(gòu)靜力、結(jié)構(gòu)動力學(xué)、結(jié)構(gòu)非線性、動力學(xué)、熱學(xué)、電磁場、流體動力學(xué)、聲場、壓電等領(lǐng)域的分析［7］。有限元分析的基本過程:建立實(shí)體模型、定義材料熱物理屬性、網(wǎng)格劃分、定義載荷和求解并提取結(jié)果等［3］。

2.1.2 有限元法提取瞬態(tài)熱阻抗曲線

實(shí)體模型建立:建立實(shí)體模型需要測量實(shí)物的三維尺寸以及各部件間的位置關(guān)系。IGBT模塊實(shí)體模型的建立比較復(fù)雜，模塊封裝往往由很多層不同熱物屬性的材料疊加而成，并且不同器件廠商采用的材料與制造工藝也均不相同。通常，IGBT模塊采用如圖1所示的7層結(jié)構(gòu)，每一層結(jié)構(gòu)的熱物屬性、尺寸厚度以及各層相互間的位置關(guān)系都會對熱阻抗產(chǎn)生影響，因此，在建立實(shí)體模型時應(yīng)精確測量每一層尺寸以及各層相互間的位置關(guān)系。此外，器件內(nèi)部的鋁絲鍵合線直徑十分微小并且模塊內(nèi)部灌裝硅膠，芯片產(chǎn)生的熱量幾乎全部由下方的焊料層導(dǎo)出，故鋁絲鍵合線幾乎不傳導(dǎo)熱量可以忽略［8］;對于散熱器進(jìn)行實(shí)體建模同樣需要測量散熱器的基板、肋片以及肋片間隙等相關(guān)參數(shù)。

圖1 IGBT模塊結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic of IGBT module structure

材料熱物屬性設(shè)置:許多文獻(xiàn)［2，3］列出的熱物參數(shù)都是在某一溫度下測得的。實(shí)際上，材料的熱導(dǎo)率等參數(shù)都與溫度有很大的關(guān)系。作為IGBT芯片的主要材料，硅的熱物屬性隨溫度變化比較明顯，當(dāng)溫度從300K升高到400K時，硅的熱導(dǎo)率下降約31%，相對于半導(dǎo)體材料，金屬的熱導(dǎo)率隨溫度變化不明顯，當(dāng)溫度從293K升高到473K時，熱導(dǎo)率僅下降2%，焊料層的熱導(dǎo)率隨溫度的變化也很小，并且厚度較薄，可予以忽略［9］?？紤]到溫度的影響，硅的熱導(dǎo)率K、比熱容c可根據(jù)式(1)、式(2)進(jìn)行設(shè)置［10］，其中 T 為溫度。

熱載荷定義:由于IGBT模塊在工作中產(chǎn)生功率損耗，故可將熱生成率作為熱載荷施加在芯片上。根據(jù)傳熱學(xué)的基本理論，傳熱分為傳導(dǎo)、對流、輻射三種基本形式［11］。熱量在模塊各層之間傳導(dǎo)，同時也會與外界產(chǎn)生對流和輻射。但由于IGBT模塊各層的導(dǎo)熱系數(shù)較高，熱量主要在層間進(jìn)行傳導(dǎo)，最后通過散熱系統(tǒng)將熱量傳遞出去，故可忽略對流和輻射等其他散熱途徑［3］。

求解并提取結(jié)果:瞬態(tài)熱阻抗Zth可定義為傳熱通道上兩點(diǎn)間的溫度差(Tx－Ty)與通道上功耗P之比，如式(3)所示。當(dāng)功耗作用時間足夠長時，瞬態(tài)熱阻抗趨于穩(wěn)定，此時瞬態(tài)熱阻抗Zth即為熱阻Rth。在傳熱通道的任意點(diǎn)設(shè)置溫度探針，可記錄該點(diǎn)隨時間變化的溫度數(shù)據(jù)。若求兩點(diǎn)間的熱阻抗，將兩點(diǎn)間溫度數(shù)據(jù)代入式(3)，可得到兩點(diǎn)間的瞬態(tài)熱阻抗曲線。

2.2 熱特性RC等效網(wǎng)絡(luò)

根據(jù)電-熱比擬理論［12］，功耗 P、溫度 T、熱阻R、熱容C可分別用電流、電壓、電阻以及電容來比擬。半導(dǎo)體器件的熱特性可用RC等效網(wǎng)絡(luò)來描述，如圖2所示，其中Tj、Tc分別代表芯片結(jié)溫與殼溫。

圖2 熱特性RC等效網(wǎng)絡(luò)Fig.2 RC equivalent network of thermal characteristics

圖2(a)所示的Foster網(wǎng)絡(luò)拋開了器件內(nèi)部結(jié)構(gòu)，不考慮內(nèi)部每一層結(jié)構(gòu)的熱阻和熱容，通過將實(shí)驗(yàn)測到的瞬態(tài)熱阻抗曲線進(jìn)行指數(shù)級擬合，從而獲得所需參數(shù)，由于該電路結(jié)構(gòu)便于計算，大多數(shù)芯片公司的數(shù)據(jù)手冊提供這種網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)(如英飛凌公司);圖2(b)所示的Cauer網(wǎng)絡(luò)則反映了器件內(nèi)部各層實(shí)際物理結(jié)構(gòu)的熱阻和熱容，只有當(dāng)?shù)弥械奈锢韺咏Y(jié)構(gòu)和特性后才能建立該網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)，該網(wǎng)絡(luò)很難通過實(shí)驗(yàn)方法得到［2，13］。

在得到瞬態(tài)熱阻抗曲線后，利用Matlab下的Cftool工具箱參照式(4)擬合結(jié)殼熱阻抗Zthjc以及殼經(jīng)導(dǎo)熱硅脂、散熱器到環(huán)境的熱阻抗Zthca曲線。本文采用Foster網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)，最終得到的熱-電耦合模型如圖3所示，其中Ta為環(huán)境溫度。

圖3 熱-電耦合模型Fig.3 Electro-thermal model

3 熱-電耦合建模實(shí)例

3.1 IGBT模塊瞬態(tài)熱阻抗的提取

本文以賽米控IGBT半橋模塊SKM200GB12T4為有限元分析對象。精確測量模塊內(nèi)部各層尺寸及位置關(guān)系后，可得到IGBT模塊實(shí)體模型。由于模塊結(jié)構(gòu)對稱，為減少計算工作量，可取其1/4結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，模塊實(shí)體模型如圖4所示。

圖4 1/4 SKM200GB12T4模塊實(shí)體模型Fig.4 1/4 SKM200GB12T4 module substance model

該模塊各層材料的熱物理屬性參數(shù)設(shè)置見表1［14］;芯片的熱生成率設(shè)置為 5 × 109W/m3，模塊基板與空氣接觸側(cè)面的換流系數(shù)設(shè)置為10W/m2·℃，模塊底部的換流系數(shù)設(shè)置為5000W/m2·℃，以模擬散熱器的作用［3］。

表1 SKM200GB12T4各層材料熱物理屬性Tab.1 Thermal parameters of each layer of SKM200GB12T4

有限元分析與廠商提供的IGBT芯片及二極管芯片的熱阻抗曲線對比分別如圖5和圖6所示，所得到的結(jié)殼熱阻抗曲線與廠商提供的熱阻抗曲線吻合，證明了有限元仿真的正確性。

圖5 有限元法與廠商提供的IGBT芯片結(jié)殼熱阻抗曲線的對比Fig.5 Comparison of IGBT Zthjccurves from FEM and manufacturer datasheet

圖6 有限元法與廠商提供的二極管芯片結(jié)殼熱阻抗曲線的對比Fig.6 Comparison of diode Zthjccurves from FEM and manufacturer datasheet

器件廠商提供的數(shù)據(jù)手冊只是給出IGBT與二極管芯片的結(jié)殼熱阻抗曲線，但是并沒有為用戶提供實(shí)驗(yàn)所處的溫度與施加的功耗。為了驗(yàn)證器件廠商所提供的熱阻抗曲線普適性，現(xiàn)將環(huán)境溫度分別設(shè)置為25℃和80℃，經(jīng)有限元仿真后得到IGBT芯片結(jié)殼熱阻抗曲線對比如圖7所示;將IGBT芯片功耗分別設(shè)置為45W與450W，得到不同功率下IGBT芯片結(jié)殼熱阻抗曲線對比如圖8所示。由圖7、圖8可知，廠商提供的熱阻抗曲線在不同的溫度、功耗等工況條件下具有較好的穩(wěn)定性與普適性。

3.2 散熱器瞬態(tài)熱阻抗的提取

國內(nèi)的散熱器廠商往往不提供散熱器的瞬態(tài)熱阻抗曲線，而提供熱阻抗曲線的散熱器價格昂貴，所以用戶有必要自己提取熱阻抗曲線。本文有限元法分析的散熱器如圖9所示，采用自然冷卻方式，其熱物理參數(shù)的設(shè)置參見表2［4］。

圖7 不同溫度下IGBT芯片結(jié)殼熱阻抗曲線對比Fig.7 Comparison of IGBT Zthjccurves under different temperatures

圖8 不同功耗下IGBT芯片結(jié)殼熱阻抗曲線對比Fig.8 Comparison of IGBT Zthjccurves under different power losses

圖9 散熱器主要的尺寸參數(shù)Fig.9 Heatsink physical parameters

表2 散熱器熱物理參數(shù)Tab.2 Heatsink thermal parameters

有些文獻(xiàn)將熱流(功率損耗)直接作用在與IGBT模塊基板接觸的散熱器表面來獲取熱阻。一方面是功耗從芯片傳導(dǎo)到散熱器表面的面積并不是模塊基板面積;另一方面，由熱特性RC等效網(wǎng)絡(luò)可知，若將熱流直接作用于散熱器表面，則忽略了模塊內(nèi)部各層熱阻、熱容的影響，因此用該方法提取瞬態(tài)熱阻抗曲線將會引入較大的誤差。

將IGBT模塊安放在散熱器上(功率器件與散熱器之間有導(dǎo)熱硅脂，導(dǎo)熱硅脂的熱物理參數(shù)見表3［15］)，對此實(shí)體模型進(jìn)行有限元分析，考慮到對稱性，取其1/4結(jié)構(gòu)進(jìn)行分析，如圖10所示。

表3 導(dǎo)熱硅脂熱物理參數(shù)Tab.3 Grease thermal parameters

圖10 1/4 IGBT模塊與散熱器整體模型Fig.10 1/4 substance model of IGBT module and heatsink

得到的散熱器熱阻抗曲線與熱流直接作用在基板時的熱阻抗曲線對比如圖11所示。由圖11可見，IGBT模塊與散熱器整體仿真得到的熱阻抗較熱流直接作用在基板時的熱阻抗高很多，這也說明了功耗傳導(dǎo)到散熱器的面積小于基板面積。IGBT與二極管芯片下方，殼經(jīng)導(dǎo)熱硅脂、散熱器到環(huán)境的熱阻抗曲線如圖12所示。

3.3 熱-電耦合模型的建立

通過Cftool擬合得到結(jié)殼熱阻抗Zthjc以及殼經(jīng)導(dǎo)熱硅脂、散熱器到環(huán)境的熱阻抗Zthca的相關(guān)參數(shù)，建立SKM200GB12T4模塊與散熱器整體的熱特性等效網(wǎng)絡(luò)。

若將圖13(a)所示的瞬時功耗作用在IGBT芯片上，則通過熱-電耦合模型得到IGBT芯片穩(wěn)態(tài)后的動態(tài)結(jié)溫如圖13(b)所示。環(huán)境溫度為20℃，由平均功率與穩(wěn)態(tài)熱阻可得到平均結(jié)溫為74.8℃，與圖13(b)的平均結(jié)溫比較一致。動態(tài)結(jié)溫隨功率以平均結(jié)溫為基準(zhǔn)上下波動，若只關(guān)注穩(wěn)態(tài)結(jié)溫，器件在高溫工況下，單個功率脈沖就很有可能使結(jié)溫超過臨界溫度從而造成器件的損壞。

圖11 IGBT模塊/散熱器整體與熱流直接作用在基板時散熱器熱阻抗對比Fig.11 Comparison of heatsink Zthhacurves between IGBT/heatsink method and heat flow method

圖12 IGBT與二極管芯片下方，殼經(jīng)導(dǎo)熱硅脂、散熱器到環(huán)境的熱阻抗曲線Fig.12 Zthcacurves under IGBT and diode chips

圖13 熱-電耦合模型得到的IGBT芯片動態(tài)結(jié)溫Fig.13 IGBT dynamic junction temperature obtained from electro-thermal model

4 結(jié)論

本文通過有限元法提取IGBT模塊與散熱器的熱阻抗，得到的IGBT模塊熱阻抗曲線與廠商提供的數(shù)據(jù)曲線吻合，并且驗(yàn)證了熱阻抗曲線的普適性，最后采用Foster網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)構(gòu)建熱-電耦合模型預(yù)測動態(tài)結(jié)溫。通常動態(tài)結(jié)溫會大于平均結(jié)溫，當(dāng)器件運(yùn)行在高溫工況下，極有可能超過臨界溫度而損壞。因此通過熱-電耦合模型預(yù)測器件動態(tài)結(jié)溫對提高電力電子裝置的可靠性有一定的參考作用。

［1］Fabis P M，Shum D，Windischmann H.Thermal modeling of diamond-based power electronics packaging［A］.Fifteenth Annual IEEE Semiconductor Thermal Measurement and Management Symposium ［C］.San Diego，CA，USA，1999.98-104.

［2］陳明，胡安，唐勇，等 (Chen Ming，Hu An，Tang Yong，et al.).絕緣柵雙極型晶體管傳熱模型建模分析 (Modeling analysis of IGBT thermal model)［J］.高電壓技術(shù) (High Voltage Engineering)，2011，37(2):453-459.

［3］方杰，常桂欽，彭勇殿，等(Fang Jie，Chang Guiqin，Peng Yongdian，et al.).基于 ANSYS的大功率 IGBT模塊傳熱性能分析 (Thermal performance analysis of high-power IGBT module based on ANSYS)［J］.大功率變流技術(shù) (High Power Converter Technology)，2012，(2):16-20.

［4］湯春球，莫易敏 (Tang Chunqiu，Mo Yimin).并聯(lián)IGBT的散熱有限元計算分析及試驗(yàn)研究 (Finite element calculation and analysis of IGBT in paralleling thermal dissipation system and research on its test)［J］.武漢理工大學(xué)學(xué)報 (信息與管理工程版)(Journal of WUT(Information ＆ ManagementEngineering))，2008，30(5):718-720，728.

［5］鄭軍，王曉寶，關(guān)艷霞 (Zheng Jun，Wang Xiaobao，Guan Yanxia).基于Ansys的大功率IGBT模塊內(nèi)部傳熱研究(Research on heat transfer in the high power IGBT module based on Ansys)［J］.電力電子技術(shù) (Power Electronics)，2011，45(1):104-105.

［6］Senturk O S，Helle L，Munk-Nielsen S，et al.Electrothermal modeling for junction temperature cycling-based lifetime prediction of a press-pack IGBT 3L-NPC-VSC applied to large wind turbines［A］.Energy Conversion Congressand Exposition ［C］. Phoenix， AZ， USA，2011.568-575.

［7］http://baike.baidu.com/view/70776.htm.

［8］余小玲(Yu Xiaoling).電力電子集成模塊及新型翅柱復(fù)合型散熱器的傳熱性能研究(Heat transfer in integrated power electronic modules and in new type of plate-pin fin heat sink)［D］.西安:西安交通大學(xué)(Xi'an:Xi'an Jiaotong University)，2005.

［9］張小玲，張健，謝雪松，等 (Zhang Xiaoling，Zhang Jian，Xie Xuesong，et al.).IGBT 熱特性的仿真及焊料層分析(The simulation and die attach analysis on IGBT thermal model)［J］.功能材料與器件學(xué)報 (Journal of Functional Materials and Devices)，2011，17(6):555-558.

［10］李皎明，余岳輝，白鐵城，等 (Li Jiaoming，Yu Yuehui，Bai Tiecheng，et al.).晶閘管的瞬態(tài)熱阻抗及其結(jié)溫溫升的研究 (Research of thyristor's transient thermal impedance and junction temperature rise)［J］.微納電子技術(shù) (Micronanoelectronic Technology)，2001，38(2):52-55.

［11］陶文銓(Tao Wenquan).傳熱學(xué)(Heat transfer theory)［M］.西安:西北工業(yè)大學(xué)出版社 (Xi'an:Northwestern Polytechnical University Press)，2006.

［12］Luo Z H.A thermal model for IGBT modules and its implementation in a real time simulator［D］.Pittsburgh，USA:University of Pittsburgh，2002.

［13］Drofenik U，Kolar J W.Teaching thermal design of power electronic systems with web-based interactive educational software［A］.IEEE Applied Power Electronics Conference and Exposition ［C］.Miami Beach，F(xiàn)L，USA，2003.1029-1036.

［14］SEMIKRON Ltd.Thermal material data［Z］.SEMIKRON，2010.

［15］Masayasu Ishiko，Tsuguo Kondo.A simple approach for dynamic junction temperature estimation of IGBTs on PWM operating conditions［A］.IEEE Power Electronics SpecialistsConference ［C］. Orlando， FL， USA，2007.916-920.