SiC-MOSFET-basiertes doppelseitig gekühltes Hochleistungsmodul und kompakter Kühler für Automobilwechselrichteranwendungen mit hoher Leistungsdichte
Abstrakt
In diesem Whitepaper wird ein leistungsstarkes DSC-Modul (Double Side Cooled) vorgestellt, das auf SiC-MOSFETs (Trench-Siliziumkarbid) basiert, und das Design eines optimierten Kühlers demonstriert. Die thermische Leistung des Kühlers wird simuliert und experimentell verifiziert. Die statischen und Schalteigenschaften des SiC-Moduls werden experimentell charakterisiert und mit einem Silizium(Si)-basierten DSC-Modul verglichen, um die Vorteile von SiC auf Modul- und Wechselrichterebene zu ermitteln.
Einführung
Das HybridPACK™ DSC-Leistungsmodul von Infineon, das mit CoolSiC-Trench-Siliziumkarbid-MOSFETs (SiC™) ausgestattet ist (siehe Abb. 1 (a)) bietet nachweislich erhebliche Vorteile auf Modul- und Wechselrichterebene [1]. Abb. 1 (b) zeigt, dass der simulierte thermische Widerstand eines DSC-Moduls Rth,jf um 40 % reduziert werden kann im Vergleich zu einem einseitig gekühlten Modul mit gleicher Stellfläche und unter den gleichen Randbedingungen [1]. Dies würde zu einer höheren Stromfähigkeit, IRMS, führen, was besonders wichtig für Halbleiter wie SiC ist, von denen bekannt ist, dass sie wesentlich teurer sind als Silizium (Si). Abb. 1 (c) zeigt den thermischen Stack des DSC, von dem in [1] gezeigt wurde, dass er eine überlegene Leistung bietet. Das DSC ist ein indirekt gekühltes Modul, und eine Optimierung des Moduls allein reicht nicht aus. Es ist notwendig, auch den Kühler und das Thermal Interface Material (TIM) zu optimieren. In diesem Artikel wird ein BOYD-Aluminiumkühler™ vorgestellt, der speziell für das DSC-Modul entwickelt und optimiert wurde, und seine thermischen/hydraulischen Simulationsergebnisse werden diskutiert. Dieser Kühler wird dann experimentell charakterisiert und mit den Simulationsergebnissen verglichen. Darüber hinaus zeichnet sich das Modul auch durch einen Laborkühler aus, um seine thermische Leistung besser zu verstehen. Um die Verlustleistungen des SiC-DSC-Moduls abzuleiten, wird es experimentell mit einem vergleichbaren Si-DSC-Modul verglichen und Simulationen durchgeführt, um die Effizienzvorteile auf Systemebene zu bestätigen.
Design eines kompakten Aluminiumkühlers für DSC
EineIn diesem Abschnitt wird der Entwurf einer aluminiumbasierten anwendungsnahen BOYD-Kühlerstruktur™ für das DSC-Modul erläutert. Der Kühler wird so kompakt wie möglich gehalten, um eine hohe Leistungsdichte zu erreichen. Die doppelseitige Kühlstruktur umfasst zwei Liquid Cold Plates (LCP), wie in Abb. 2 (a) gezeigt, zusammen mit den Explosionsansichten des oberen LCP (Abb. 2 (b)). Beide LCPs haben die gleiche Geometrie in Bezug auf Anzahl der Schichten, Einlass-/Auslassanschlüsse, Kanalstruktur, Turbulator und Perimeterform. Jedes LCP enthält eine obere Schicht mit der Position für die Einlass- / Auslasshydraulikanschlüsse, eine Kanalschicht mit der Position des Turbulators und eine untere Schicht zum Schließen des Kanalpfads. Der TOP LCP verfügt über zwei zusätzliche Hydraulikanschlüsse, um den Flüssigkeitsdurchfluss oben und unten gleichmäßig aufzuteilen. Alle Schnittstellen zwischen den oberen und unteren LCPs sind mit O-Ringen abgedichtet. Alle Schichten werden durch Laserschneiden, die Verbinder durch Drehen und die Turbulatoren durch Stanzen gewonnen. Zwei Stahlplatten werden oben und unten hinzugefügt, um den Biegeeffekt während des Montageprozesses zu kompensieren, wodurch die Kontaktfläche zwischen den LCPs und dem zentralen SiC-Modul verringert werden kann. Abb. 2 (c) zeigt den Kühler nach der Integration der DSC-Module und gibt die für den Kühler relevanten Abmessungen an. Es ist zu erkennen, dass die Kühlstruktur in Kombination mit dem Modul sehr kompakt ist und ein Volumen von nur 0,4 L gemäß den in der Abbildung definierten Abmessungen einnimmt. Für das Benchmarking der Kühlleistung wäre es wichtig, das Volumen des Moduls, das nicht mit dem Kühler in Berührung kommt, zu vernachlässigen, und das Volumen beträgt in diesem Fall 0,12 l, was den Weg für eine hohe Leistungsdichte ebnet. Der gefertigte Kühler ist in Abb. 3 dargestellt.
Thermische und hydraulische CFD-Simulation des Kühlers
Eine CFD-Simulation (Computational Fluid Dynamics) wird in Boyd SmartCFD ausgeführt, um die thermische und hydraulische Leistung des Kühlers vorherzusagen. Die komplette interne Struktur des Moduls ist implementiert, um eine genaue thermische Verteilung zu berechnen. Die Übersicht über die simulierte Geometrie ist in Abb. 4 dargestellt und die Randbedingungen sind in Tabelle 1 zusammengefasst. Es werden zwei Module (A und B) mit unterschiedlichem Chipgehalt untersucht. Für die Strömungssimulation wird unter Berücksichtigung eines turbulenten Strömungsregimes ein detaillierter vollständiger Navier-Stokes CFD-Solver ausgewählt. Die Finite-Volumen-Diskretisierung wird angewendet, um sowohl den Feststoff als auch die Flüssigkeit darzustellen. Da die Geometrie regelmäßig ist, insbesondere im Rippenbereich, wird die Geometrie in hexaedrische Blöcke vereinfacht und ein hexaedrisches Netz wird verwendet, um die Geometrie für die genaueste Berechnung des Verhaltens von Flüssigkeit in Kontakt mit den kühleren Lamellen darzustellen. Der Kürze halber wird angenommen, dass die metallischen Oberflächen flach sind, und das TIM wurde als homogene Schicht mit gleichmäßiger Dicke zwischen den metallischen Oberflächen modelliert.
In der Realität haben die Metalloberflächen jedoch eine bestimmte Rauheit und die TIM-Dicke variiert tatsächlich von 0 (an den Punkten, an denen die metallischen Oberflächen tatsächlich in Kontakt sind) bis zum maximalen Wert (wo die Trennung zwischen den Metallen am höchsten ist). Es ist zu erwarten, dass dies zu einer gewissen Diskrepanz zwischen Simulationen und Messungen führt (die Simulationen sind der schlimmste Fall, soweit es das TIM betrifft). Der thermische Widerstand wird in verschiedene Beiträge zerlegt, nämlich den des Leistungsmoduls (Rth, jc), den des TIM (Rth, TIM) und den der Kühlplatte (Rth, LCP). Für Modul-A sind die Temperatur- und Druckverteilungen in Abb. 5 dargestellt. Aus Abb. 5 (a) geht hervor, dass Chips von MOD3, das am weitesten vom Flüssigkeitseinlass entfernt ist, die höchste Temperatur ergeben. Dies liegt daran, dass sich die Flüssigkeit während ihres Verlaufs vom Flüssigkeitseinlass zum Auslass erwärmt. Innerhalb eines gegebenen Moduls sind die Temperaturen der 4 Chips mehr oder weniger ähnlich, was auf eine optimale räumliche Trennung der Chips auf dem Substrat hinweist. Aus Abb. 5 (b) geht hervor, dass es keine kritischen Hotspots auf der Substratoberfläche gibt, was ein optimales Design des Moduls und des Kühlers bestätigt. Abb. 5 (c) zeigt einen Querschnitt des Systems am heißesten Chip und Abb. 5 (d) zeigt den Druckabfall. Abb. 5 (e) zeigt, dass der Druckabfall des Kühlsystems, einschließlich der Ein- und Auslasskrümmer, 190 mbar beträgt, was innerhalb des 200-mbar-Ziels liegt.
Die simulierten Zwischentemperaturen und thermischen Widerstände (zusammen mit ihren Definitionen) sind in Tabelle 2 aufgeführt. Es kann festgestellt werden, dass der Wärmefluss nach oben und nach unten aufgrund des Vorhandenseins von Abstandshaltern im oberen Pfad nicht symmetrisch ist [1]. Modul-A mit dem niedrigeren Chipgehalt hat ein Verhältnis ~30:70 zwischen oben-unten, während Modul-B mit höherem Chipgehalt ~40:60 hat. Dies liegt daran, dass Modul-B aufgrund eines höheren Chipgehalts eine höhere Kontaktfläche zum oberen Substrat aufweist, was zu einem besseren Wärmefluss nach oben und damit zu einer besseren Ausnutzung des Modulstapels führt. Abb. 6 zeigt die Aufteilung des Rth,jf,top und Rth,jf,bot für beide Module. Ein wesentlicher Beitrag sowohl zu den oberen als auch zu den unteren Widerständen kommt vom LCP und dem TIM, während das Modul nur einen kleinen Teil beiträgt, insbesondere auf der Unterseite (<25 %). Dies bestätigt auch die früher gemachte Aussage, dass die Optimierung des Kühlers und TIM eine große Rolle für Hochleistungs-DSC-Module spielt.
Insgesamt erreicht Modul-A ein Rth,jf = 0,28 K/W, während Modul-B Rth,jf = 0,19 K/W erreicht, was angesichts der Größe/des Volumens des Kühlers beeindruckend ist. Eine weitere Optimierung ist möglich, z. B. durch einfache Vergrößerung des Kühlers oder durch eine höhere Durchflussrate auf der Unterseite als auf der Oberseite oder durch einen seriellen Fluss des Kühlmittels, so dass es zuerst durch das untere LCP und dann durch das obere LCP fließt. Diese Aspekte werden in einer zukünftigen Studie berücksichtigt.
Produktionsprozess- CAB Löttechnologie Übersicht
Die flüssigen Kühlplatten werden durch das CAB-Verfahren (Controlled Atmosphere Brazing) hergestellt, ein metallurgisches Schweißverfahren, das die Herstellung eines hochwertigen Metalldiaphragses ermöglicht, wie in Abb. 7 zusammengefasst. Während des Montageprozesses befinden sich Folien aus Füllmaterial zwischen den Aluminiumschichten. Diese Folien bestehen aus einer speziellen Aluminiummischung, die bei einer Temperatur von ca. 600 ° C schmelzen kann. Sobald der Montageprozess abgeschlossen ist, wird die Struktur in eine speziell entwickelte Lötvorrichtung geklemmt und in einen vorgewärmten Ofenbereich eingeführt. Um eine Oxidation zu vermeiden, wird der Sauerstoff in der Kammeratmosphäre durch Stickstoff ersetzt. Dieser Schritt der Prozedur gibt dem CAB-Prozess den Namen. Sobald der Ofen eine Innentemperatur von ca. 600°C erreicht, beginnt das Folienmaterial zu schmelzen, während sich die Aluminiumschichten noch in einem festen Stadium befinden. Nach dem Kochen gehen die Stücke in die Kühlbereiche, wo sie nach und nach auf Umgebungstemperatur gebracht werden. Der CAB-Lötprozess erfordert eine spezifische Kombination von Aluminiumlegierungen, da die chemische Zusammensetzung der Materialien entscheidend ist, um Mikroporositäten entlang der Lötverbindung zu vermeiden, die zu Leckagen und folglich zum Versagen der LCPs während ihrer Betriebsdauer führen können. Aus diesem Grund bestehen Schichten aus Al3003, Steckverbinder aus Al6060 und Turbulatoren aus Al1050.
Experimentelle Charakterisierung des DSC-Moduls mit einem Laborkühler
Die thermische Leistung des DSC-Moduls wird zunächst für einen Laborkühler charakterisiert (Aufbau in Abb. 8), bei dem die Module mit einer definierten Ausrichtung zwischen zwei Kupferkühlkörpern mit einer internen Pin-Fin-Struktur platziert werden, die auf beiden Seiten flüssigkeitsgekühlt ist. In diesem Fall wird nur Modul-A berücksichtigt. Zwischen dem Modul und den Kühlkörpern wird ein Wärmeleitmaterial (TIM)- Dowsil TC- 5021 mit einer Wärmeleitfähigkeit von 3,3 W/mK und einer Dicke von 50 μm aufgebracht. Zwischen der oberen und unteren Kühlkörperstruktur wird eine variable Schließkraft F von 400 N und 1000 N mit einem federbelasteten Halter angewendet, um eine voreingestellte Kraft unabhängig von thermomechanischen Einflüssen während des Tests zu gewährleisten, die ebenfalls kontinuierlich kontrolliert und sichergestellt wird. Eine Flüssigkeitsrückführungseinheit auf Wasser-Glykol-Basis (50:50) mit einem geregelten Flüssigkeitsdurchfluss zwischen 4-10 l/min, einer kontrollierten Flüssigkeitstemperatur von 60 °C, wird verwendet, um die Module indirekt zu kühlen. Dieser Aufbau ermöglicht die Wahl zwischen parallelen oder seriellen Fluidströmungskonfigurationen. Abb. 8 zeigt die parallele Fluidströmungskonfiguration, wobei beide Kühlkörper parallel mit dem gleichen Fluidstrom versorgt werden (Verhältnis 50:50). Zur Bestimmung der Sperrschichttemperatur Tvj wird zunächst die Kennlinie der internen Körperdiode des SiC-MOSFETs bei unterschiedlichen Temperaturen kalibriert. Dazu wird ein konstanter Kalibrierstrom verwendet, der 1/1000 des Nennstroms entspricht. Wenn man die Beziehung zwischen der Durchlassspannung der Körperdiode und Tvj kennt, kann die Bestimmung von Rth nun angewendet werden. Bei der Rth,jf-Messung wird ein Stromheizimpuls an den ohmschen Drain-Source-Kanal des DSC-Moduls angelegt, bis das System einen thermischen stationären Zustand erreicht. Dieser Impuls erzeugt eine thermische Leistungsinjektion, Ploss, im Halbleiterübergang des Moduls gemäß Joule-Erwärmung. Mittels exakt getakteter Messung der Sperrschichttemperatur Tvj direkt nach dem Abschalten des aktuellen Heizimpulses werden Rückschlüsse auf Tvj in Verbindung mit Ploss gezogen. Schließlich kann durch Messung von Tf Rth,jf nach den Gleichungen in Tabelle 2 bestimmt werden.
Abb. 9 (a) zeigt die gemessene Abhängigkeit von Rth,jf von der angelegten Schließkraft F. Verschiedene Modulorientierungen (gedreht und nicht gedreht), unterschiedliche Durchflussraten (4 und 10 L/min), Anwendung des Stromheizimpulses an den High-Side (HS) MOSFET und den Low Side (LS) MOSFET der Halbbrücke werden analysiert. Das Rth,jf für das untersuchte Modul zeigt eine eher schwache Abhängigkeit von F. Rth,jf ist bei höheren Flüssigkeitsraten aufgrund der erhöhten Wärmeabsaugung geringer. Weiterhin wird keine signifikante Abhängigkeit hinsichtlich der Montageausrichtung des Moduls beobachtet. Das gedrehte Suffix in Abb. 9(a) entspricht einer Drehung des Moduls um 180° um eine der geometrischen Hauptachsen des Moduls. Die rotiert-nicht-gedrehten Messergebnisse zeigen eine geringe Variation in Rth,jf, was auf eine gute Wiederholgenauigkeit im Versuchsaufbau hinweist. Bei F=1000 N und einem Flüssigkeitsdurchfluss von 10 L/min wird ein Wert von Rth,jf = 0,23 K/W erreicht. Im Vergleich zu den Simulationsergebnissen (0,28 K/W) ist dies deutlich geringer. Dies liegt daran, dass der Laborkühler aus Kupfer (im Gegensatz zu Aluminium) besteht, größer ist als der BOYD-Kühler™ und auch an den Ungenauigkeiten bei der Modellierung des TIM, die bereits erwähnt wurden. Abb. 9 (b) zeigt die gemessene thermische Impedanz Zth(t), wobei zu sehen ist, dass Zth = 25 K/W bei t = 1 ms. Dies entspricht einem Zehntel des Wertes im thermischen Gleichgewicht, Rth,jf. Das Modul erreicht den thermischen stationären Zustand in ~1 s.
Experimentelle Verifizierung von Boyd™ Cooler
Der zuvor beschriebene BOYD-Kühler™ wird experimentell in dem im vorherigen Abschnitt gezeigten R-ten Messaufbau verifiziert (gleicher Aufbau und gleiche Randbedingungen, mit Ausnahme des Kühlers selbst und des Moduls, das in diesem Fall Modul-B ist). TIM wird zunächst beidseitig auf die DSC-Module aufgebracht, bevor sie auf dem Kühler montiert werden, wie in Abb. 10(a) zu sehen ist. Eine Schablone wird verwendet, um eine gleichmäßige Dicke von 50μm (vor Anwendung einer Schließkraft) zu ermöglichen. Zwei gefräste Aluminium-Gewindeadapter verbinden den Kühler mit dem Kühlmittelkreislauf, wie in Abb. 10 (b) gezeigt. Dem aktuellen Kühlerdesign fehlt die Möglichkeit, eine bestimmte Kraft aus sich selbst heraus auszuüben (dies wird in einer kommenden Version implementiert). Daher wird eine Klemmstruktur einschließlich eines Kraftmessers um den zentralen Bereich herum befestigt, um eine bekannte Kraft (in diesem Fall 650N) anzuwenden.
Abb. 11(a) zeigt die gemessenen Rth,jf und den entsprechenden Druckabfall für die High-Side (HS) und Low-Side (LS) Schalter für unterschiedliche Durchflussraten (6, 10 und 16 L/min). Wie zu erwarten, verbessert eine höhere Durchflussrate die Rth, jf und es kann gesehen werden, dass Rth, jf mit jedem 5 L / min-Inkrement um etwa 5 % abnimmt. Darüber hinaus scheint es, dass der HS-Schalter ein schlechteres Rth,jf hat als der LS-Schalter. Dies wird zum Teil durch die unterschiedlichen Positionen der Chips in den Modulen und deren gegenseitige Erwärmung verursacht. Bitte beachten Sie jedoch, dass dies auch auf eine Kombination mehrerer anderer Faktoren wie Spreads in der Chip-/Modul- und Kühlerproduktion, Varianz in der Wirksamkeit der TIM-Schicht über das Modul und Verteilung der aufgebrachten Kraft zurückzuführen ist und möglicherweise nicht verallgemeinert wird. Bei 10 l/min, einem typischen Durchfluss für Automobilwechselrichter, wird ein Rth,jf von 0,18 K/W (Durchschnitt von HS und LS) gemessen. Auch dies ist im Vergleich zum simulierten Wert (0,19 K/W) niedriger und dies ist hauptsächlich auf die Modellierung des TIM zurückzuführen, wie bereits erläutert. Bei einer Batteriespannung von 400V würde Rth,jf von 0,18 K/W bedeuten, dass Modul-B ein kontinuierliches IRMS > 450A oder eine Leistung > 150kW verarbeiten kann. Dies würde zu einer volumetrischen Leistungsdichte (nur unter Berücksichtigung des Kühlers und des Moduls) von > 375 kW/L führen. Abb. 11(b) zeigt den gemessenen Zth(t) für einen Kühlmitteldurchfluss von 10 L/min. Bei einem Zeitwert von 1 ms entspricht Zth einem Wert von etwa 11 K/W und der stationäre Zustand wird in < 5 s erreicht. Im Vergleich zum Laborkühler (~1 s) benötigt der BOYD-Kühler™ länger, um den stationären Zustand zu erreichen, was Tvj bei vorübergehenden Ereignissen (z. B. kurzes Beschleunigen / Bremsen) einschränkt.
Si-IGBT im Vergleich zu SiC-MOSFET in einem DSC-Gehäuse
In diesem Abschnitt wird ein Silizium (Si) IGBT-basiertes DSC-Modul mit einem SiC-MOSFET-basierten DSC-Modul verglichen. Für einen fairen Vergleich [2] [3] [4] [5] [6] sind beide gewählten Module so, dass sie in etwa einen Effektivstrom von 400A bei einer Batteriespannung von 400V bedienen (Details zu den verglichenen Modulen finden Sie in [1]). Die statische und Schaltleistung beider Module werden in Abb. 12 experimentell gemessen und verglichen. Die Gate-Widerstände für beide Bauelemente sind so abgestimmt, dass dv/dt <= 10 kV/μs und der Spannungsüberschwang unter der Durchbruchspannung bleibt, um anwendungsnahe Bedingungen widerzuspiegeln. Es kann bestätigt werden, dass der Spannungsabfall des MOSFETs, Vds, aufgrund der Widerstandsnatur des MOSFETs im Vergleich zum knieartigen Spannungsverhalten des IGBT bei geringer Last deutlich geringer ist als der des IGBT, Vce [2]. Aus den Schalteigenschaften lässt sich bestätigen, dass die Diodenrückgewinnungsverluste Erec im SiC-MOSFET nur ein Achtel der im IGBT betragen. Dies liegt daran, dass Minderheitsladungsträger im Vergleich zur Si-FWD eine deutlich geringere Lebensdauer in der SiC-Body-Diode haben, was zu einer schnelleren Extraktion von Ladungen während der Diodenabschaltung führt. Die Vorteile der Reverse Recovery spiegeln sich auch in den Einschaltverlusten Eon wider, wo man sehen kann, dass das SiC-Modul einen Faktor 3 geringere Verluste aufweist als das Si-Modul. Die Abschaltverluste Eoff im SiC-Modul sind um ~30 % niedriger als im IGBT-Modul, da keine Tail-Ströme vorhanden sind (was wiederum ein bipolares Phänomen ist, das mit dem Zerfall von Minderheitenladungsträgern zusammenhängt). Diese Messungen bestätigen die Vorteile des SiC-Moduls. Um die Vorteile des SiC-Moduls auf Wechselrichterebene zu überprüfen, werden Verlustleistungssimulationen für das Worldwide Harmonized Light Vehicle Test Procedure (WLTP) durchgeführt, ein häufig verwendetes Missionsprofil für das Benchmarking von Automobilen [2], wie in Abb. 13 dargestellt. Die Randbedingungen finden Sie in [1]. Die Bemerkungen im vorigen Absatz können bestätigt werden. Die Leitungsverluste im SiC-MOSFET sind um >75 % niedriger als beim Si-IGBT, während die entsprechende Reduzierung der Schaltverluste >60 % beträgt.
Insgesamt sind die durchschnittlichen Leistungsverluste im SiC-Modul um 60 % niedriger als im Si-Modul, was zu einer Verbesserung des Wechselrichterwirkungsgrades um über 2 Prozentpunkte gegenüber dem Si-Modul führt. Dies bestätigt die Effizienzvorteile des DSC-SiC-Moduls.
Schlussfolgerungen und zukünftige Arbeiten
In diesem Artikel wurde das HybridPACK™ DSC Power Module vorgestellt, das auf CoolSiC Trench SiC-MOSFETs™ basiert und sich für Hochleistungs-Traktionswechselrichteranwendungen im Automobilbereich eignet. Ein kompakter Kühler auf Aluminiumbasis wurde für DSC entwickelt, und CFD-Wärme- und Hydrauliksimulationen wurden durchgeführt, um seine Leistung zu analysieren. Das Volumen des Kühlers zusammen mit den Modulen wurde auf nur 0,4 L berechnet. Es zeigte sich, dass der Beitrag des Leistungsmoduls zum thermischen Widerstand gering war. Das Verhältnis der Wärmeextraktion von oben nach unten betrug 30:70 für Modul-A (mit 48 mm2 Chips pro Schalter), aber dies erhöhte sich auf 40:60 für Modul-B (mit 108 mm2 Chips pro Schalter), was auf eine bessere Nutzung des thermischen Stacks für größere Chipinhalte hinweist. Insgesamt erreichten die Module einen Rth,jf von 0,28 K/W bzw. 0,19 K/W bei 10 l/min Durchfluss. Um die Simulationen experimentell zu verifizieren, wurden die DSC-Module charakterisiert - Modul-A mit einem Laborkühler und Modul-B mit dem BOYD-Kühler™. Wie erwartet, waren die gemessenen Rth,jf aufgrund der Ungenauigkeiten bei der Simulation des TIM niedriger als die Simulationen. Bei einem Durchfluss von 10 l/min erreichte Modul-A Rth,jf = 0,23 K/W mit dem Laborkühler, während Modul-B Rth,jf = 0,18 K/W erreichte. Bei einer Batteriespannung von 400 V bedeutet dies ein kontinuierliches IRMS über > 450 A und eine Leistung > 150 kW. Daraus ergibt sich eine beeindruckende volumetrische Leistungsdichte (betrachtet man nur den Kühler und das Modul) von > 375 kW/L.
Zukünftige Arbeiten: Es wird daran gearbeitet, den Kühler weiter zu optimieren und Klemmstrukturen innerhalb des Kühlers zu entwerfen, um eine vordefinierte Kraft auf die Module für einen guten Kontakt auszuüben. Außerdem werden Messungen mit verschiedenen auf dem Markt erhältlichen TIM durchgeführt, um das am besten geeignete TIM für die DSC zu bestimmen.
Verweise
[1] A. P. Pai, M. Ebli, T. Simmet, A. Lis und M. Beninger-Bina, "Characteristics of a SiC MOSFET-based Double Side Cooled High Performance Power Module for Automotive Traction Inverter Applications", IEEE/AIAA Transportation Electrification Conference and Electric Aircraft Technologies Symposium, 2022.
[2] A. P. Pai, Impact of Silicon Carbide based Power Modules on Mission Profile Efficiency of Automotive Traction Inverters, Shaker, 2020.
[3] A. P. Pai, T. Reiter und M. Maerz, "A new behavioral model for accurate loss calculations in power semiconductors", in PCIM Europe 2016; Internationale Ausstellung und Konferenz für Leistungselektronik, intelligente Bewegung, erneuerbare Energien und Energiemanagement, 2016.
[4] A. P. Pai, T. Reiter und M. Maerz, "An improved behavioral model for loss calculations in automotive inverters", in EEHE 2016 Wiesloch; Sitzungsberichte vom 2016.
[5] A. P. Pai, T. Reiter, O. Vodyakho und M. Maerz, "Mission Profile Analysis of a SiC Hybrid Module for Automotive Traction Inverters and its Experimental Power-loss Validation with Electrical and Calorimetric Methods", ASTES Journal, Bd. 3, 2018.
[6] A. P. Pai, T. Reiter, O. Vodyakho, I. Yoo und M. Maerz, "A calorimetrie method for measuring power losses in power semiconductor modules", in 2017 19th European Conference on Power Electronics and Applications (EPE'17 ECCE Europe), 2017.
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