王　宁　宋海洋　魏家行　刘斯扬　孙伟锋　朱久桃　余传武　朱袁正

(1东南大学国家专用集成电路系统工程技术研究中心,南京210096)(2无锡新洁能股份有限公司,无锡214131)



高功率单相桥模块封装热特性研究及优化

王宁1宋海洋1魏家行1刘斯扬1孙伟锋1朱久桃2余传武2朱袁正2

(1东南大学国家专用集成电路系统工程技术研究中心,南京210096)(2无锡新洁能股份有限公司,无锡214131)

为了提升高功率应用下单相桥模块的热可靠性,利用有限元仿真分析方法,研究了模块的封装热特性,并与实测结果进行比较,验证了模型求解的准确性和可靠性．结果表明：单相桥模块结壳热阻为0.185 3 ℃/W,封装7层结构中直接覆铜基板(DBC)陶瓷层占总热阻的52.12%,将DBC陶瓷绝缘材料替换为高导热率绝缘材料能够有效减小结壳热阻;在高功率应用条件下,由功率端子和引线寄生引起的焦耳热将进一步导致结温升高及模块性能下降．在此基础上,具体分析了不同功率端子、引线模型对模块封装热特性的影响．分析表明,采用铜柱型功率端子和增大近端子侧(高电流密度区域)的引线密度或截面直径均可降低结温,从而有助于提高单相桥模块的过电流能力和热可靠性．

单相桥模块;高功率;热阻;功率端子;引线

功率模块是将功率电子元器件按照一定功能组合封装成的一个整体,具有尺寸小、功率密度高等优点,因此在电动汽车、混合动力汽车等领域潜力巨大,近年来获得了广泛关注[1-2]．然而,随着工作功率的增大,模块结温上升,使其电学性能发生退化,严重时甚至导致功率模块失效．

在低功率应用条件下,功率器件的功耗对模块温升的影响较大,通过对模块中分立功率电子器件的开关、导通损耗进行计算,将功耗耦合到软件中分析模块的热特性,就能够准确预测模块的热分布情况[3]．然而,在高功率应用中,由引线、功率端子等的寄生参数引起的焦耳热增长较多,如果继续以功率器件作为唯一热源研究模块的热性能会引起较大的评估误差．因此,深入研究高功率应用下引线和功率端子对模块热特性的影响对于实际封装改进具有重要意义．

单相桥模块以其封装方式的通用性以及对控制和驱动的良好兼容性占据着广泛的市场[4]．本文以高功率单相桥模块为研究对象,利用有限元仿真方法分析研究高功率应用条件下模块的热特性,并优化改进封装结构,对实际的模块设计具有一定的参考价值．

1　单相桥模块结构及热流路径

本文基于单相桥模块进行研究,模块由功率器件、功率端子、引线、DBC(direct bonding copper)基板、底板、外壳等组合封装而成,其一般应用场合为逆变器、电机调速、机车牵引和斩波电路等[5]．

为了评估功率模块的热可靠性,必须建立一个有效且准确的封装模型来预测散热性能,这种方法可以为后续的封装设计提供理论指导[6]．图1为单相桥模块的主要封装结构、散热路径及热阻热容网络,从图1(a)主要封装结构及散热路径可知,本文所研究的单相桥模块的封装形式为7层结构,其中功率器件产生的热量通过芯片焊接层、DBC基板、焊接层、底板传导至外界环境．

(a) 模块主要封装结构及散热路径

(b) 模块热阻热容网络图1　功率模块主要结构、散热路径及热阻热容网络

热阻是反映系统阻止热量传递能力的综合参数,通过比较功率模块热阻的大小,能够较直观地确定封装结构散热能力的优劣[7]．稳态热阻Rth的定义为[8]

(1)

式中,ΔT为所关注的温度差(如结温和壳温、结温和环境温度等);P为稳态功耗[6]．从图1(b)热阻热容网络可以看出,单相桥模块的稳态热阻为7层结构层的热阻的串联,较高的稳态热阻意味着较差的散热能力,这会导致功率模块与环境温差过高,根据寿命-温差关系[9]可知,较高的温差会严重降低功率模块的寿命;而较低的热阻则有利于发挥模块的最佳性能,满足客户对产品高性能、低功耗的需求[6]．

2　有限元模型的建立与校准

2.1封装热模型的建立

根据实际单相桥模块的几何尺寸,借助三维建模软件建立如图2所示的模型,模型由功率端子、功率芯片、引线、底板、DBC、焊接材料组成,功率芯片与DBC基板通过焊接材料分别焊接在DBC上铜层和底板上．通常接触热阻的数值为0.2 ℃/(m2·W)[10],但是功率模块中各层的接触面较小,接触热阻可以忽略．所以,模型假定各结构层界面为理想接触,且各结构层材料为均质、各向同性的连续介质．

图2　单相桥模块封装模型

本文采用ANSYS热-电分析模块模拟实际工作情况以进行仿真,研究功率模块在高功率应用下的封装热特性．封装模型对应材料的详细参数如表1所示.

2.2仿真与测试结果对比校准

通过ANSYS对封装模型设置仿真分析条件为:

表1　功率模块材料参数

环境温度22 ℃,对流换热系数15 W/(m2·℃),输入功率2 W．图3为功率模块温度分布情况,结温Tj定义为实际工作半导体芯片的温度,壳温Tc为最快散热路径上外壳的温度[11],所以单相桥模块的结温为功率芯片的温度,壳温为底板下表面的温度．从图中可以看出,模块的最高结温Tjmax为25.454 ℃,最高壳温Tcmax为25.077 ℃．根据式(1)计算得出功率模块的结壳热阻为0.188 5 ℃/W．

(a) 结温Tj

(b) 壳温Tc图3　功率模块温度分布

利用瞬态双界面法[12](TDI)通过热阻测试仪T3Ster测量得到的热阻-热容曲线如图4所示．根据半导体器件结壳热阻瞬态双界面法参考标准JESD-51-14[13],第1次测量将单相桥模块干接触在定制散热器上,第2次测量在模块和散热器之间放置导热硅脂分离层,由于2次测量散热路径的改变仅发生在壳外,所以图4所示2条热阻-热容曲线的分界点在结构上对应模块的外壳．单相桥模块结壳热阻测试结果为0.185 3 ℃/W,仿真数据和实际测试误差仅1.7%,意味着仿真和实测有较好的吻合度,验证了封装模型的准确性．

图4　单相桥模块T3Ster热阻-热容测试曲线(测试电流20 A)

3　影响热特性的因素分析及优化设计

3.1影响因素分析

在高功率应用条件下,除了功率电子器件的功耗之外,模块其他组件的发热也不可忽视,特别是功率端子和引线的寄生焦耳热[14]．因此,本文重点研究高功率应用条件下功率端子和引线对单相桥模块热特性的影响．

单相桥模块高边功率器件和低边功率器件在封装结构上近似对称,因此本文取高边功率器件作为研究对象,并以功率器件上的最高结温为目标函数分别提出改进方案,设计了如下4组实验进行比较:

① 单相桥模块中功率器件作为唯一热源,提供产热功耗;

② 在①的基础上,将功率端子作为第2发热源,引线无产热功耗;

③ 在①的基础上,考虑引线寄生的焦耳热,功率端子无产热功耗;

④ 在①的基础上,同时考虑功率端子和引线的产热功耗．

为模拟实际高功率应用条件,仿真使用120 A工作电流,此时,功率器件工作功耗为11.28 W．以上4组实验均采用底板强制对流散热,其换热系数为100 W/(m2·℃),环境温度为22 ℃．图5为4组实验中模块的结温情况,最高结温分别为89.27,93.04,103.37,107.25 ℃．

图5　4种实验情况结温

从图5中可以看出,同时引入功率端子和引线双热源的条件下,功率器件上的结温最高．以功率器件作为单一热源的最高结温89.27 ℃为基准,第②,③,④组实验与第①组实验的结温温差分别为3.77,14.10和17.98 ℃．所以,在高功率应用条件下,单相桥模块的结温受功率端子和引线发热影响较大．如果只采用功率器件单一功耗分析模块热特性,会造成结温的严重低估．

如图5所示,在高功率应用下引线引起的结温温升高于功率端子,这主要是因为引线材质为电导率较低的铝材料,并且电流截面直径较小,电阻较大;而端子采用铜材质,并且电流截面较大,电阻较小,因此同样电流大小情况下端子的产热量较小．

下面分别从功率模块结壳热阻优化、功率端子选择和引线改进方面进行研究分析．

3.2结壳热阻的优化改进

单相桥模块的结壳热阻为0.185 3 ℃/W,各结构层热阻如图6所示,DBC基板的Al2O3陶瓷层热阻最大为0.096 ℃/W,占模块总热阻的52.12%．这种情况下,单相桥模块的热性能的提升应主要致力于减小DBC绝缘层的热阻．采用较高热导率的绝缘材料(如AlN，Si等[15])替代Al2O3陶瓷作为DBC基板的绝缘层,能够有效降低模块的结壳热阻,增强热可靠性．结壳热阻和DBC绝缘层热导率的关系如图7所示,随着热导率的增大,模块的热阻减小,且降低趋势逐渐趋于平缓，并接近0.1 ℃/W．

图6　单相桥模块各层热阻

图7　单相桥模块结壳热阻随热导率变化曲线

3.3功率端子优化选择

图8所示为单相桥模块常用的3种功率端子模型．在实际工作应用中,单C型和双C型功率端子的几何高度和截面尺寸相同,分别为10 mm和11 mm2;铜柱型功率端子的高度和截面尺寸分别为8.8 mm和44 mm2．图9为3种常用类型功率端子的模块在120 A工作电流条件下的瞬态结温响应曲线,初始环境温度为22 ℃,对流换热系数为15 W/(m2·℃)．

图8　3种常用功率端子

图9　3种常用功率端子瞬态温度响应

由图9可以看出,相同大小工作电流条件下,铜柱型功率端子模块的瞬态结温最低,单C型功率端子模块的结温大于双C型端子．这是由于铜柱型功率端子的电流截面尺寸最大,高度较低,使得其电阻最小,产热功耗最低;双C型功率端子为双C形区并联结构,电阻较小,所以由C形区电阻寄生的焦耳热较低,使得双C型功率端子模块温度低于单C型功率端子模块．通过分析对比可以看出,铜柱型功率端子的过电流能力以及热可靠性均优于另外2种功率端子,有助于提高功率模块的热稳定性．

3.4引线优化改进

如图5所示,引线寄生焦耳热导致功率器件的最大结温升高14.1 ℃．优化改进引线能够有效降低器件的结温,有利于增强模块的过电流能力和热性能．为准确研究引线对功率器件热特性的影响,仿真忽略单相桥模块功率器件和端子的发热,采用引线单独产热功耗分析器件热特性．如图10所示的引线模型,其原引线尺寸相同且采用均匀等距方式排布,引线截面直径为0.38 mm,间距为0.32 mm,仿真条件为:对流换热系数为15 W/(m2·℃),初始环境温度为22 ℃,引线总电流为36 A．

图10　引线模型

图11所示的功率器件温度分布中,最高结温点位于引线与功率器件的焊接界面处,温度从靠近功率端子区域到远离功率端子区域逐渐减小．这一结果说明电流在不同区域的引线上大小并不相等,靠近功率端子的引线上电流较大,远离功率端子区域的引线上电流较小．

图11　功率器件温度分布

综合原引线模型以及上述引线电流分布情况,本文提出如图10所示的3种改进方案:方案1为增大近端子区域的引线排布密度,引线间距从近端子区域到远端子区域等差增大,最小间隔为0.2 mm,最大为0.32 mm;方案2为增大近端子区域的引线截面直径,引线截面尺寸从近端子侧到远端子侧等差减小,最大直径为0.54 mm,最小为0.38 mm;方案3综合方案1、方案2,引线排布密度和截面直径从近端子区域到远端子区域等差减小,尺寸大小与方案1、方案2相等．

图12所示为4种引线模型的器件结温,原引线方式功率器件的最高结温为67.149 ℃,方案1、方案2、方案3三种改进引线模型的器件最高结温Tj分别为50.897,47.901和43.813 ℃;相比原模块,最高结温温差ΔTj分别为15.96,18.95,23.04 ℃．显然,3种改进方案均能够降低器件结温,保证模块性能,方案3效果优于方案1、方案2．

图12　引线模型对应器件结温

图11一维坐标中,功率器件从靠近功率端子到远离功率端子的结温值变化如图13所示,方案1、方案2、方案3三种引线模型对应的最大结温差分别为1.960,1.211,0.749 ℃,原引线模型的最大结温差为3.1 ℃．与原引线方式相比,3种改进模型都能有效减小功率器件上的最高结温与最低结温之间的差值,提高器件工作寿命,方案3最高结温和最低结温之间的差值最小,改进效果最明显．

图13　功率器件靠近端子距离与结温关系

综上所述,增大近端子区域引线排布密度或引线截面直径,减小引线电阻,能够降低引线焦耳热,从而降低结温,提高模块热可靠性．同时,远端子区域引线密度和截面尺寸相对较小,引线电阻大,产热功耗高,有助于提高该区域的器件温度,减小与最高结温之间的温度差,增加可循环工作次数．

4　结语

本文通过建立有限元模型对单相桥功率模块的封装热特性进行研究,结果表明高功率工作应用条件下,功率端子以及引线等多热源产热会提高结温,加速功率器件的性能退化．选用热导率较高的绝缘材料替代原DBC中Al2O3陶瓷材料能够将模块结壳热阻从0.185 3 ℃/W降低至0.1 ℃/W,增强了模块的热稳定性．此外,通过分析不同的端子和引线模型对于模块热特性的影响,得出:采用铜柱型功率端子,同时增大近端子区域(高电流密度区域)引线排布密度和引线截面直径能够有效降低结温,有助于增加模块使用寿命．

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Investigation and optimization of thermal characteristics for high power single phase bridge module

Wang Ning1Song Haiyang1Wei Jiaxing1Liu Siyang1Sun Weifeng1Zhu Jiutao2Yu Chuanwu2Zhu Yuanzheng2

(1National ASIC System Engineering Technology Research Center, Southeast University, Nanjing 210096, China) (2Wuxi NCE Power Co., Ltd.,Wuxi 214131,China)

In order to improve the thermal reliability of single phase bridge module for high power applications, the thermal characteristics of the module are investigated by using finite elements simulation and analysis methods. The accuracy and reliability of simulation analysis are verified by comparing with the measured results.The results show that the junction-to-case thermal resistance of the power module is 0.185 3 ℃/W, while the insulated ceramic layer of direct bonding copper (DBC) among the 7-layer structure of the module package occupies 52.12% of it. The solution replacing the initial ceramic layer by the higher thermal conductivity materials can reduce the junction-to-case thermal resistance effectively. Moreover, the parasitic joule heat induced by power terminals and bonding wires will further increase the junction temperature and make the module suffer from more degradation. The influences of different power terminals and bonding wires on the thermal characteristics of the module are analyzed specifically. Both adopting copper pillar power terminals and enlarging the density or cross sectional areas of bonding wires near the terminal side(high current density region)can reduce junction temperature. As a result, the thermal reliability and current capability of single phase bridge power module can be improved.

single phase bridge module; high power; thermal resistance; power terminals; bonding wires

10.3969/j.issn.1001-0505.2016.05.005

2016-03-23.作者简介: 王宁(1991—),男,硕士生;孙伟锋(联系人),男,博士,教授,博士生导师,swffrog@seu.edu.cn.

港澳台国际合作计划资助项目(2014DFH10190)、中国博士后基金资助项目(2015M580376)、江苏省博士后科研资助计划资助项目(1501010A).

TB482.2

A

1001-0505(2016)05-0928-06

引用本文: 王宁,宋海洋,魏家行，等.高功率单相桥模块封装热特性研究及优化[J].东南大学学报(自然科学版),2016,46(5):928-933. DOI:10.3969/j.issn.1001-0505.2016.05.005.