Kühlung von Leistungelektronik optimieren Modul ganz cool #####

Hohe Integration macht die Entwärmung von Leistungselektronik-Modulen zu einer kniffligen Angelegenheit. Ein gemeinsames Projekt von fünf Unternehmen führte durch Simulation zu einem Befestigungs- und Entwärmungskonzept, das sich auch im anschließenden Praxistest bewährte.

Kühlung von Leistungelektronik optimieren

Hohe Integration macht die Entwärmung von Leistungselektronik-Modulen zu einer kniffligen Angelegenheit. Ein gemeinsames Projekt von fünf Unternehmen führte durch Simulation zu einem Befestigungs- und Entwärmungskonzept, das sich auch im anschließenden Praxistest bewährte.

Der Einsatz hoch integrierter Halbleiter-Bauelemente in der Leistungselektronik nimmt deutlich zu. Für eine optimale Kühlsituation ist bei der Systementwicklung eine Gesamtbetrachtung des thermisch-mechanischen Verhaltens von Leistungsmodulen samt ihrer Einbindung in der Peripherie erforderlich. Lokal auftretende hohe Verlustleistungsdichten führen zu thermisch induzierten Verformungen der Bauelemente, die eine Änderung der Form der Auflagefläche bewirken. Dies hat unmittelbare Auswirkungen auf den die Entwärmung beeinflussenden thermischen Kontakt. Der thermische Kontakt wird maßgeblich vom elektrischen Betriebspunkt, von der Modul-Geometrie, von der Modul- Montage auf dem Kühlkörper sowie von den im Modul verwendeten Materialien beeinflusst. Für die Gewährleistung der sicheren Funktion der Bauelemente ist es erforderlich, den thermischen Gesamtübergangswiderstand von der Wärmequelle bis zur Wärmesenke zu minimieren. Ein Gemeinschaftsprojekt der Unternehmen Ixys Semiconductor, Kunze Folien, Isko engineers, ServiceForce und Konstruktionsbüro E. Nagy erreichte dieses Ziel; die Vorgehensweise und Ergebnisse sind in diesem Beitrag beschrieben.

Am Beispiel des Moduls »GWM120-0075P3« von Ixys wurde der thermische Pfad (Bild 1) von den verlustleistungsbedingten Wärmequellen im Modul über den Kühlkörper bis zur Umgebung mittels sequentiell durchgeführter Finite-Elemente- Simulation (FE-Simulation) und strömungsmechanischer Simulation (CFDSimulation) analysiert und nach thermisch-mechanischen Gesichtspunkten optimiert. Für die CFD-Simulation kam das Simulationstool »Flotherm 4.2« zum Einsatz, die thermisch-mechanische FE-Simulation erfolgte mit »ABAQUS Standard V 6.4«. Gleichzeitig wurde für das bestehende »ISOPLUS DIL Package« eine universelle Befestigung entwickelt, die den Ergebnissen der Simulationen, den Ansprüchen der Bauweise, der Entwicklung und der Fertigung Rechnung trug. Abschließend erfolgte ein Vergleich der Simulationsergebnisse mit Labormessungen. Die Untersuchung umfasste folgende Abschnitte:

  • Generierung eines FE-Modells für das Modul
  • Analyse des thermischmechanischen Verhaltens des Moduls im Verbund mit der mechanischen Befestigung mittels FE-Simulation
  • Entwicklung der Federklammer für abgestimmte Druckausübung auf das Modul
  • CFD-Simulation des Wärmestromes und Ermittlung des Rth von Modul-Basisplatte zur Umgebung bei unterschiedlichen Kühlkonzepten
  • Vergleich der Ergebnisse mit Labormessungen

Die »ISOPLUS DIL«-Bauform mit DCB-Substrat und darauf verlöteten Halbleitern bietet die Möglichkeit, verschiedene Schaltungstopologien anwenderspezifisch zu realisieren. Mit ihrer elektrischen Isolationsfähigkeit bei gleichzeitig sehr niedrigem thermischen Widerstand Rth(junction-case) gestattet die DCB damit den Einsatz optimierter Interface-Materialien ohne elektrische Isolationseigenschaft zwischen Modulboden und Kühlkörper. Damit ergeben sich Vorteile für den thermischen Pfad. Die Leistungsdaten der Module der GWMSerie (VDSS 40 V bis 75 V, ID 145 A bis 95 A bei TC = 90 °C mit RDS(on) 2,0 mΩ bis 3,7 mΩ) machen deutlich, dass es für ihre Funktionssicherheit vor allem auf die Kühlung ankommt. Für die Simulation bereiteten die Spezialisten die 3D-CAD-Daten auf und ermittelten die Materialdaten der einzelnen Komponenten. Ausgehend von den unterschiedlichen Ausdehnungskoeffizienten der Komponenten des Moduls wurde eine Optimierung der Vorkrümmung des Modulbodens notwendig. Grundlage hierfür waren die zusammen mit dem thermischen Widerstand der Simulation experimentell überprüften Ergebnisse der Simulation.

Die Vorgehensweise bei der sequenziell gekoppelten Simulation zeigt der in Bild 2 dargestellte Prozessablauf, bei dem der Austausch strömungs- und thermisch-mechanisch simulierter Daten stattfindet. Für die integrierte FE-Simulation von Modul und Federklammer wurde die konvexe Wölbung des Modulbodens auf ca. 40 µm eingestellt und das thermisch-mechanische Verhalten des Moduls unter Erwärmung durch Verlustleistung simuliert. Gleichzeitig erfolgte die Entwicklung einer Federklammer für das Gehäuse unter Berücksichtigung des thermisch-mechanischen Verhaltens des Moduls für die Modul-Befestigung. Angriffspunkte und Anpresskraft der Federklammer waren so einzustellen, dass unter Last keine verformungsbedingte Erhöhung des Wärmewiderstandes zwischen Modul und Kühlkörper eintritt. Dabei mussten die mechanischen Spannungen von Klammer und Gehäuse deutlich unterhalb der jeweiligen Bruchgrenzen liegen.

Folgende Lasten und Randbedingungen waren vorgegeben:

  • Nennverlustleistung pro Trench-FET (stationärer Zustand im Nennbetrieb),
  • homogene Verteilung über der Trench-FET-Oberfläche,
  • Temperaturen der Modul-Umgebung (bei Nennverlustleistung) im Bereich des Kühlkörpers 105 °C, im restlichen Modulgehäusebereich 70 °C.

Für die Summe der Wärmewiderstände der Wärmeleitfolie und des Kühlkörpers mit Zwangskühlung ergab sich ein notwendiger thermischer Gesamtwiderstand von 0,13 K/W.

Zunächst erfolgte eine thermisch-mechanische Analyse des Moduls mittels eines FE-Modells, bestehend aus den Bauteilen Modul, Kühlkörper und Klammer. Um Einflüsse der Bauteilsteifigkeiten auszuschließen, ersetzten im aus Volumen-Elementen aufgebauten Modell ideal starre Platten Kühlkörper und Klammer (Bild 3). Zur Ermittlung der richtigen Federkraft für exakte Planarität des Modulbodens ist nur die Steifigkeit des Moduls maßgeblich. Die FE-Analyse umfasste folgende Schritte:

  • Bestimmung der Modul-Vorverformung durch die Fertigung mittels FE-Simulation und Abgleich mit dem Messwert für die Wölbung des Modulbodens.
  • Thermische Belastung des Moduls zur Ermittlung der Temperaturverteilung und seiner Verformung.
  • Ermittlung der Klammer-Anpresskraft für ein planes Aufliegen des Moduls bei thermischer Last.

Die Simulation des Ausdehnungsdehnungskoeffizienten der Gehäusegussmasse ergab eine sehr gute Übereinstimmung (Abweichung <2%) mit der gemessenen Modulbodenwölbung nach Abkühlung. Eine Analyse der Modulbelastung bei Nennverlustleistung bestätigte den angenommenen zulässigen Wärmewiderstandswert von 0,13 K/W vom Modulboden an die Umgebung bei Einhaltung der Maximaltemperatur. Die Wölbung wurde durch die thermisch bedingte Verformung erheblich reduziert. Aus der ermittelten nötigen Federklammerkraft zwischen 100 N und 150 N (Bild 4 links) resultiert eine verbleibende Wölbung des Modulbodens im Bereich der Rautiefe bei montierter Klammer unter Last. Öffnungen zwischen Modul und Kühlkörper in dieser Größenordnung kompensiert die Wärmeleitfolie. Wie aus der simulierten Anpressdruck-Verteilung auf der Moduloberseite in Bild 4 rechts hervorgeht, sind die maßgeblichen Kontaktbereiche der Kräfte zwischen Federklammer und Modulgehäuse an den kürzeren Gehäusekanten.

Mittels iterativer Klammer-Entwürfe mit FE-Analysen und einer anschließenden FE-gestützten Form-Optimierung erfolgte die Entwicklung der Federklammer. Mit der ermittelten Federklammer-Endform, die eine weitgehend homogene Spannungsverteilung in den Klammerschenkeln bei deutlich unterhalb der Bruchgrenze liegenden Spannungsspitzen aufweist, lässt sich die weitgehende Ebenheit der Modul-Basisplatte unter den thermisch bedingten Verformungen bei Nennverlustlast erreichen (Bild 5 links). Thermische Interface-Materialien kompensieren den im Randbereich des Modulbodens verbleibenden Restabstand. Bild 5 rechts zeigt die Anpressdruckverteilung nach dem Aufheizen. Die Summentoleranz aller Systemkomponenten wird durch die Feder und ihre Kennlinie als Hauptforderung sehr gut ausgeglichen. Wie Bild 6 zeigt, liegen die Spitzenwerte der mechanischen Spannungen in beiden Belastungssituationen deutlich unter der Bruchgrenze von 1300 MPa.

Simulierte Entwärmung

Über die CAD-Schnittstelle erfolgte der Import der CADDaten des Moduls und eines schwarz eloxierten Aluminium-Strangkühlkörpers in die Simulationssoftware. Vorgabe für die Thermosimulation war der vorgegebene Wärmeleistungseintrag bei stationärer Nennverlustleistung durch die Trench-FETs. Im ersten Entwärmungskonzept kam ein schwarz eloxierter Rippenkühler mit erzwungener Konvektion bei verschiedenen Strömungsgeschwindigkeiten von 0 m/s bis 6 m/s zum Einsatz.

Allen Simulationen lag eine Umgebungstemperatur von TUmgebung = 70 °C unter Berücksichtigung der Wärmestrahlung zugrunde. Als thermischer Widerstand des Interfacematerials wurde der Wert angenommen, der sich bei 110 N Druck der Befestigungsklammer auf das Modulpackage einstellt. Die Thermosimulation des »ISOPLUS DIL«-Gehäuses führte zu dem Ergebnis, dass sich der für die FE-Simulation geforderte Wärmewiderstand von 0,13 K/W für Wärmeleitfolie und Kühlkörper nur durch zusätzliche Maßnahmen wie erzwungene Konvektion durch Lüfter oder fluidische Kühlung (zum Beispiel mit Wasser) erreichen lässt.

Für einen Vergleich der tatsächlichen Entwärmung des Moduls vom Typ »GWM120-0075P3« mit den Simulationsergebnissen liefen die Powermodule bei Raumtemperatur von 22 °C am Prüfstand. Thermoelemente im Kühlkörper an den Positionen Basisplatte »Mitte« und Basisplatte »Rand« (rippenseitig) dienten der Wärmemessung, ein Thermoanemometer erfasste die Strömungsgeschwindigkeit, eine Infrarotkamera überwachte die Temperaturverteilung. Das Modul wurde in den stationären Arbeitspunkten I = 50 A (U = 1,6 V) bis I = 90 A (U = 1,9 V) betrieben. Die thermische Anbindung des Moduls an den Kühlkörper erfolgte durch die gewählte Wärmeleitfolie.

Um die Messergebnisse mit den Simulationsergebnissen vergleichen zu können, erfolgte eine Anpassung des CFD-Modells (TUmgebung von 70 °C auf 22 °C, Strömungsgeschwindigkeit 3,4 m/s). Die Gegenüberstellung der simulierten und gemessenen Werte bei I = 90 A und U = 1,9 V bestätigt die Übereinstimmung von mathematischer Modellbildung und Realität (Tabelle 1).