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Módulo Dual IGBT de 2500A/1200V

Escrito por gm2Martes, 16 de Noviembre de 2010 09:06

El presente artículo informa sobre el módulo IGBT dual de 2500A/1200V para uso industrial.Una estructura de conexionado interno de baja inductancia desde los terminales P a N se hadesarrollado para este dispositivo de alta corriente.

Los chips semiconductores se han dispuesto para incrementar la capacidad de refrigeracióndel módulo y una placa base de aluminio con aislamiento directo de substrato se utiliza con elpropósito de incrementar la capacidad de ciclado térmico. Para conseguir un mejor contactotérmico entre la placa base y el refrigerador en un dispositivo con esta área de base tangrande, la misma está separada en múltiples secciones. El encapsulado del módulo dual IGBTde 2400A/1200V también se utiliza en el módulo dual de 1800A/1700V.

IntroducciónNuestra serie convencional del módulo IGBT llamado MPD (Mega Power Dual); que incluye undispositivo dual de 1400A/1200V se desarrolló para permitir un mejor diseño en equiposindustriales de alta potencia. Sin embargo, con la reciente expansión de los sistemas degeneración de energías renovables como los molinos de viento y los paneles fotovoltaicos, hayuna demanda de mayores sistemas de energía. Para hacer realidad esta demanda delmercado de una forma sencilla, se ha desarrollado un nuevo módulo dual IGBT de2500A/1200V.

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EstructuraDisposición de terminalesUna imagen de este módulo se muestra en la Figura 1. La longitud del encapsulado es deaproximadamente el doble del ancho. Los principales terminales P y N se encuentran a unlado, y el terminal de CA se encuentra en el lado opuesto del encapsulado para un diseño másconveniente del inversor. Los terminales de señal se encuentran en la zona media delencapsulado y así permiten el montaje simple del driver directamente en la parte superior delmódulo. Este diseño de terminales también permite el cableado simple cuando el driver seencuentra separado del módulo.

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Estructura de la placa baseA medida que el área de la placa base se hace más grande, se hace difícil lograr un buenajuste entre la base y el refrigerador. Para resolver este problema, se utilizan secciones debase separadas para este módulo. La carcasa del módulo consta de dos partes en altura paraaguantar el estrés de curvatura debido a las distintas secciones de la base. Esta estructurapermite ensayos de detección independientes para cada sección de la base. En este sentido,los actuales equipos de ensayo, normalmente para ensayos de dispositivos más pequeños, sepueden utilizar.La pérdida total de energía en un módulo de este tamaño, puede ser más de 5 kW a máximapotencia en una aplicación de inversor. Para una pérdida de potencia tan elevada es frecuenteel uso de refrigeración líquida y un valor de 5000 [W/m^2K] es lo que normalmente uno puedenecesitar para la refrigeración líquida en dicha aplicación. En sistemas de refrigeración líquidala temperatura de la carcasa cambia mucho más rápido que en los sistemas de enfriamientopor aire , por lo que la capacidad de ciclado térmico y la habilidad de radiación térmica esimportante.

Un módulo necesitará cerca de 400 [cm^2] @ DTc = 25K refrigerador por agua bajo lacondición de 5000 [W/m^2K]. El tamaño de la base elegida de nuestro nuevo módulo dual2500A/1200V es suficiente para esta capacidad de radiación térmica. Sin embargo, elenfriamiento líquido provoca un gran cambio en la temperatura de la carcasa con lo que esnecesario aumentar la capacidad de ciclos térmicos del módulo.

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Para poder lograr esto, se usa una placa base de aluminio unida directamente al substrato(Figura 5). Esta estructura permite la eliminación de la capa de soldadura entre la base y elaislamiento cerámico, un punto débil de sobra conocido, en la estructura de un móduloconvencional después de realizados los ciclos térmicos (Figura 4). Esta capa de soldadura estásometida a la degradación por el estrés por los ciclos de temperatura, que tiene comoconsecuencia un aumento de la resistencia térmica Rth (x) durante la vida útil del módulo. Laresistencia térmica de una base de cobre con estructura convencional y una base conestructura de aluminio se comparan por simulación y se muestran en la Figura 4 y Figura 5. Las figuras 6 y 7 muestran los resultados de la simulación de resistencia térmica de la base conestructura de cobre y de la base con estructura de aluminio, respectivamente. Los valores de resistencia térmica de ambos tipos son casi los mismos a pesar de que laconductividad térmica del aluminio es inferior a la del cobre. Este es un resultado directo de laeliminación de la pequeña capa de conductividad de soldadura.

Diseño del ChipEl chip ha sido diseñado con el propósito de aumentar la capacidad de enfriamiento cuando seutiliza líquido refrigerante. La distancia necesaria entre un chip y otro, con el fin de suprimir lainterferencia térmica mutua entre chips, ha sido verificada por simulación. La figura 8 muestrala estructura de esta simulación. La figura 9 muestra el resultado de la simulación de diferenciade temperatura entre el chip y el agua a 200 [W / chip]. La distancia entre los chips de estemódulo es de unos 30 mm. El resultado muestra que esta distancia es suficiente para larefrigeración líquida.Para obtener el mejor rendimiento de refrigeración, la tubería de refrigeración por líquido debeestar ubicada justo debajo de los chips. Para ello, la posición de los orificios de montaje de la placa base se ha escogido para evitarcualquier interferencia entre la tubería y el orificio de montaje, véase la figura 10.

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Estructura del teminalSe necesita un encapsulado con menor inductancia al aumentar la corriente nominal delmódulo. Sin embargo, en caso de requerir una corriente nominal mayor, el encapsulado sehace más grande, por lo que la longitud del conexionado interno tiende a ser más larga, lo queprovoca un aumento de la inductancia interna. Una forma de reducir la inductancia por longitudes aumentar el ancho del bus laminado en el interior del módulo, pero este ancho está limitadopor el espacio físico dentro del módulo. Con el fin de lograr un bus bar de menor inductancia,se utiliza uno laminado de cuatro capas. Esta estructura permite la reducción de laconcentración de densidad de corriente del bus y se reduce la relación de separación de ladensidad de corriente para cada contacto de terminal. El valor de la inductancia es confirmadopor simulación. Para la adecuación del software de simulación de inductancia contra la teoría,el valor de simulación se compara con un valor calculado, el cúal se calcula por la ecuaciónteórica de una estructura simple. La figura 11 muestra la estructura simple.

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µrxµ0x (d / W) xL• µr = 1• µ0 = 4šx10^-7• d: distancia de lámina paralela.• W: distancia de dirección directa de la vía (anchura)• L: distancia de dirección paralela de la vía de corriente (longitud) Los dos resultados son similares. Esta simulación es por tanto un buen método para el examende la estructura. Con el fin de lograr una pequeña bus bar de baja inductancia interna, un buslaminado de cuatro capas se utiliza en este encapsulado. La figura 12 muestra una estructuradel bus bar.El valor objetivo de la inductancia del bus laminado es de 3nH o menos. Para conseguir estevalor se necesitan dos estructuras de placa de 50 mm de ancho o más. La altura de la carcasadebe ser de 50 mm o menos si se tiene en cuenta la resistencia de transformación delencapsulado. Por lo tanto, estructuras de dos láminas no se pueden utilizar. En nuestrasimulación se modeliza la mejor estructura de láminas de barras paralelas. El valor desimulación de estructuras de 4 láminas paralelas 2,59nH a 1MHz. Este resultado significa queuna estructura de 4 láminas paralelas es la solución más adecuada para este módulo.

La reducción de la inductancia interna del módulo también mejorará el equilibrio de cómo sereparte la corriente total entre cada chip. Como L2 es pequeño en comparación con L1 y L3,entonces la diferencia entre el voltaje de la entrada en cada chip es pequeño, por lo que comoresultado, el equilibrio de corriente entre los chips tiene expectativa de ser mejorado. CaracterísticasInductancia del móduloLa figura 15 muestra la estructura de la simulación de inductancia para el módulo. Pararechazar la influencia de cualquier cableado exterior, un bus laminado ancho está conectado alos terminales.El resultado de simulación de la inductancia total en el interior del módulo es de 5,18nH de P aN a 1MHz. Este resultado es menor que el valor objetivo inicial. La figura 17 muestra el circuitode prueba para confirmar la inductancia del encapsulado interno. El dispositivo deconmutación (CM1400DU-24NF) está conmutando con la condición de 1500ª como generadordi/dt. El dispositivo bajo prueba “DUT” (Device Under Test) se conecta en serie y el pico detensión causada por la di/dt se mide entre las terminales P y N del DUT. La inductancia delencapsulado del DUT se calcula utilizando las formas de onda mostradas en la figura 16. La inductancia del encapsulado dentro de este módulo se obtiene mediante los siguientescálculos: di / dt: 9,375 [A / ns] Vpn (el voltaje generado entre P y N): 52 [V] VCE (sat): 1,37 [V] @ Ic = 500A (VPN-VCE(sat)x2) / (di / dt) = 5,25nH

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El mismo resultado es obtenido con la simulación, logrando el valor objetivo. Características de la sexta generación de chips (1200V)La figura 18 muestra la vista de la sección transversal del IGBT de 6 ª generación y el IGBT de5 ª generación.El “trade-off” dentre la VCE(sat) - Eoff para nuestros IGBT de 6 ª generación se reduce en 0,7V en comparación con nuestros IGBTde 5 ª generación en el mismo nivel Eoff. La figura 19muestra una comparación del resultado de un ejemplo de cálculo de pérdida para las mismascondiciones dv/dt. Esto nos muestra que la pérdida total en una operación de inversor paranuestro IGBT de 6 ª generación, está calculada para ser un 25% inferior a la de nuestro móduloIGBT de quinta generación en unas condiciones dv/dt fijas. Características de la sexta generación de chips (1700V)El mismo encapsulado se ha aplicado también al recientemente desarrollado módulo IGBT dual1800A/1700V. Por lo tanto, presentamos brevemente las características de nuestro IGBT de1700V de 6 ª generación. La figura 20 muestra el “trade-off” de VCE(sat) - Eoff... El “trade-off”entre la VCE(sat) - Eoff.. se reduce en alrededor de 0,35V en comparación con nuestra 5 ªgeneración en el mismo nivel Eoff . La figura 21 muestra las pérdidas de encendido (turn-on)con respecto a dv/dt. La pérdida por encendido (turn-on) se ha mejorado en un 25% conrespecto a nuestra 5 ª generación en el mismo dv/dt (10kV/ms). ConclusiónSe ha presentado un nuevo módulo dual IGBT 2500A/1200V para uso industrial. Se ha logradouna baja inductancia interna del encapsulado mediante el uso de un bus interno principal de 4capas. El diseño de chips también se ha optimizado para la refrigeración líquida. Para mejorresistencia del contacto térmico con el disipador de calor, la base se compone de variassecciones paralelas. La unión directa entre el sustrato cerámico y la base de aluminio se utilizapara mejorar la capacidad de ciclo térmico. Se obtiene una mejora del rendimiento en pérdidautilizando IGBTs y chips FWDi de sexta generación. El mismo encapsulado se ha aplicadotambién al módulo IGBT dual 1800A/1700V, por lo que otros rangos de módulos se estánconsiderando, utilizando la misma sección estandarizada de la base, lo que permite una buenarelación costo rendimiento. Autor: Ayumi Maruta, Mitsuharu Tabata. Mecanismos para fuentes de energía, MitsubishiElectric Corporation, Japón. Bibliografía[1] Junji Yamada: Next Generation High Power Dual IGBT Module with CSTBT Chip and NewPackage Concept, PCIM 2002 .[2] Tetsuo Takashi: CSTBTTM(III) as the next generation IGBT, ISPSD2008-May, pp. 72-75 .[3] Katsumi Satoh: New chip design technology for next generation power module, PCIM 08. Más información o presupuesto

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