Je tiens tout d'abord à remercier Robert Perret pour son accueil au sein de l'équipe du LEG Power Electronics et la présidence du jury, Christian Schaeffer pour son accompagnement lors de cette thèse, son enthousiasme et son optimisme communicatif. Je tiens à adresser un grand merci aux personnes du LETI - qui ont grandement contribué à la réussite du projet réalisé pour Alstom : Claude Massit, pour son accueil au laboratoire Microconnectique et tourisme sur les petites routes d'Irlande, David Henry , qui a suivi avec compétence le projet du LETI, Gilles Poupon et tout le groupe MC pour leur soutien chaleureux et leur aide précieuse lors des réalisations technologiques : François, Jean, Cathy, Jacques, Alexandra, Fanny, Michel, Guy (x 2), Pompon, Kiki , Pierrot, Jean-Charles, Fabien, Jean-Christophe, Amy, Samy. Je n'oublierai pas Alain Bricard, du GRETh, pour ses grandes connaissances en thermique, Michel Mermet-Guyennet, Luc Meysenc, la cellule PERT et le laboratoire thermique ALSTOM pour encadrer les travaux de thèse et aider aux tests des prototypes.
3.2.1 : Problèmes liés à la connexion via des fils d'aluminium 52 3.2.2 : Nouvelles technologies d'interconnexion des composants de puissance 53 3.3 Refroidissement double face avec connexion via des plots de soudure 56.
Introduction générale
Introduction
Généralités sur les modules de puissance
Structure des composants de puissance
Les IGBT à technologie inhomogène sont constitués d’une plaquette de silicium de type P fortement dopée. En ajustant le compromis entre les opérations MOS et bipolaires et le processus de fabrication des deux types d'IGBT, il est possible d'obtenir une gamme de composants avec des caractéristiques électriques différentes. Dans les IGBT, les diodes de puissance sont toujours utilisées pour réaliser une fonction de courant bidirectionnel ou une fonction de roue libre.
La loi de variation de la chute de tension continue avec la température conditionne le comportement électrothermique du composant.
Architecture hybride de puissance
La pile se compose de ~nq couches et de quatre interfaces qui assurent la connectivité entre les couches. La première couche de cuivre assure la connexion électrique entre les électrodes externes et la puce. Leur épaisseur (de 50 à 100 Jlm) est choisie pour limiter les limitations thermomécaniques dues aux dilatations différentielles entre matériaux.
La connexion entre le module et le refroidisseur se fait par contact pressé avec de la pâte thermique entre les deux.
Thermique des composants de puissance
Avec une caméra infrarouge nous obtenons le champ de température à la surface de la puce. La température de jonction peut alors être définie par une grandeur significative telle que la température moyenne de la surface, ou la température maximale. Ceci peut être représenté par une grandeur Ep qui est définie comme la diminution de la résistance thermique de la puce par rapport au boîtier unidimensionnel.
L'influence du coefficient h sur la résistance thermique d'une puce et sur l'effet blooming a été calculée à l'aide de la modélisation 3D d'un power stack classique décrite au paragraphe 1.3.
Conclusion
Les résistances thermiques de liaison - boîtier et boîtier - environnantes sont donc couplées, et la résistance thermique du module donnée par le constructeur n'est valable que pour un refroidisseur donné. La taille d'une puce IGBT est limitée pour des raisons technologiques à un bloc de 14 mm de côté, ce qui nécessite une connexion en parallèle de plusieurs puces IGBT. Une réflexion sur les techniques d'interconnexion a permis de refroidir les composants par leurs surfaces inférieure et supérieure, augmentant ainsi la surface d'échange.
Enfin, des recherches ont été lancées pour remplacer le substrat DBC par un substrat silicium à couches minces.
Apport de la convection forcée dans les microcanaux
- Introduction
- Transfert de chaleur dans les microcanaux
- Extension des refroidisseurs à microcanaux aux modules multipuces
- Réalisation d'un dispositif multipuce
Il étudie également l'effet de la modification des paramètres géométriques sur la résistance thermique (rapport de largeur des ailettes et du canal, hauteur et rapport d'aspect du canal, épaisseur du substrat, longueur du canal). Le logiciel prend en compte la conduction thermique dans la puce, la soudure et le dissipateur thermique. Cette résistance est comparée à la résistance obtenue à partir du calcul unidimensionnel : on ajoute à la résistance de convection thermique donnée par (2.3) les résistances de conduction de la puce, de la soudure et de la partie en cuivre du refroidisseur sur les microcanaux.
En faisant la moyenne du profil de température sur l'épaisseur de la puce, on obtient pour la résistance thermique de l'empilement :. 2.20).
IIGBTIIIGBTI
- Comparaison avec d'autres types de refroidisseurs
- Conclusion
La résistance thermique de la puce peut être estimée en utilisant l'approche expliquée au paragraphe 2.3. Les paramètres de modélisation sont répertoriés dans le tableau 2-3 pour chaque couche de pile. La résistance thermique mutuelle entre deux puces d'un même réseau de microcanaux est négligeable.
A partir des corrélations indiquées dans la section 2.2 pour le coefficient d'échange et le coefficient de frottement, on peut suivre les variations de la résistance thermique totale du module (Figure 2-14), ainsi que les pertes de charge dans les microcanaux (Figure 2-15). ) en fonction du courant total. Au-dessus d'un débit de 0,3 à 0,5 µl, les pertes de charge augmentent sans réduction significative de la résistance thermique. Nous définissons la résistance thermique de chaque puce en fonction de la température maximale à sa surface, obtenue par mesure infrarouge :
Compte tenu des équipements de mesure, l'incertitude sur le calcul de la résistance thermique est comprise entre 5 et 10 %, selon la puissance transmise. La conductivité thermique réelle de la soudure est donc supérieure à celle considérée dans le modèle, augmentant ainsi la résistance thermique. Dans ces études, le dissipateur thermique est intégré directement dans le module au lieu de la plaque de fer.
La résistance thermique du module de base (quatre puces) est représentée sur la figure 2-24 en fonction du débit. Une approche simple et rapide pour calculer la résistance thermique des modules est présentée.
Refroidissement double face pour les modules de puissance
- Introduction
- Etude bibliographiqu e sur la connectique
- Refroidissement double face avec connexion par plots de soudure
- Simulations thermiqu es : prévision des performances
- Réalisation technologique
- Caractérisations élec trique, thermique et thermomécanique
- Conclusion
Des supports en alliage fondu sont réalisés sur les contacts de la face supérieure de la puce, permettant aux composants d'être soudés au DBC supérieur. A partir du champ de température fourni par le logiciel, nous calculons la résistance thermique en utilisant la température moyenne dans le volume des copeaux. Elle est liée aux hypothèses simplificatrices faites pour le calcul analytique de la résistance thermique.
Pour un coefficient d'échange équivalent de 105 W/m2K, on constate que le fluide caloporteur (échange de base et convectif entre l'eau et les parois du canal) représente 31% de la résistance thermique totale. Pour réduire la résistance thermique du module, il convient de réduire au maximum l'épaisseur des soudures, notamment celle de la partie supérieure des composants. Les composants sont livrés avec métallisation des contacts de la face supérieure en aluminium.
Enfin, la réalisation de plots de soudure sur le DBC inférieur permet le montage de l'arrière des composants. Pour monter le bas des composants, nous avons choisi de sérigraphier l'alliage sur le fond DBC. Les plots de soudure sont donc réalisés sur les ouvertures de l'isolant. comme pour les plots sur le dessus des composants), une étape de refusion permet de former les « bosses ».
Une image d'une diode à souder montée sur un DBC avec un profil de température optimisé est présentée à la Figure 3-26. La résistance thermique du module 4 est représentée en fonction de la dissipation de puissance de la puce sur la figure 3-36 pour la puce IGBT et sur la figure 3-37 pour la puce à diode. Les mesures ont été effectuées à haute puissance pour surmonter la variation de la résistance thermique avec la puissance.
Ils correspondent donc à une résistance thermique fixe et une température variable en fonction de la puissance dissipée.
Etude du substrat
- Introduction
- Etude bibliographiqu e
- Substrat silicium
- Conclusion
Une plaque de cuivre (dans laquelle sont préfabriqués les rails) est soudée entre les composants et la céramique pour assurer le passage des courants élevés et le développement du flux thermique (Figure 4-2). Pour le substrat IMS que cela représente, par rapport au schéma de la figure 4-3, il n'y a pas de support intermédiaire en cuivre entre les composants et le cuivre recouvrant l'isolant. La solution proposée consiste à appliquer une fine couche d'isolant et une épaisse couche de cuivre sur une plaque de silicium pour alimenter le module (Figure 4-4).
On suppose que de l'eau pure circule dans les canaux. L'épaisseur de cuivre au-dessus des canaux est de 1 mm. L’effet de dilatation thermique est principalement lié à la couche de cuivre sur laquelle est soudée la puce. Raël [7] a montré que la résistance thermique offre un minimum en fonction de l'épaisseur du cuivre.
Nous avons donc calculé les résistances thermiques en modifiant l'épaisseur de la couche de cuivre pour déterminer les performances des différents substrats. Les résistances thermiques obtenues pour les différentes structures sont présentées sur la figure 4-5 en fonction de l'épaisseur de la couche supérieure de cuivre. En raison de la faible conductivité de la couche isolante polymère, le substrat IMS offre la résistance thermique la plus élevée.
Dans tous les cas, il existe une épaisseur de cuivre pour laquelle la résistance thermique est minime. Plus le substrat est "pire" d'un point de vue thermique, plus l'épaisseur du cuivre est importante, minimisant ainsi la résistance thermique puisque c'est cette couche qui permet le développement du flux thermique.
Conclusion générale
Leturcq, "Tredimensionel termisk modellering baseret på to-ports netlvork-teori for hybride eller monolitiske integrerede strømkredsløb", IEEE Transactions on Components, Packaging and" Manufacturing Technology, vol. Phillips, "Microchannel heat sinks", i Advances in Thermal Modeling of Electronic Components, New York: ASME, 1990, bind 2, kap. Jaeger, "Heat sink optimization with application to microchannels", IEEE Transactions on Components, Hybrids and Manufacturing Technology, vol.
Nakayama, "Manifold microchannel heatsinks: isothermal analysis", IEEE Transactions on Components, Packaging, and Manufacturing Technology - Part A, vol. Schaeffer, "A high heat flux IGBT micro exchanger setup", IEEE Transactions on Components, Packaging, and Manufacturing Technology - Part A, vol Bigeon, "A methodology and tool for computer-aided design with constraints of electrical devices", IEEE Transaction on Magnetics, vol.
Bricard, "Integrated single and two-phase micro heat sinks under IGBT chips", IEEE Transactions on Components and Packaging Technologies, vol. Bricard "Integrated micro heatsink for power multichip-modul", IEEE Transactions on Industry Applications, vol. Ginolas, et al., "Højeffekt multichip-moduler, der anvender den plane indlejringsteknik og mikrokanal-vandkølere", IEEE Transactions on Components, Packaging, and Manufacturing Technology, vol.
Lin, et al., “An innovative technique for packaging power electronic building blocks using metal posts connected to each other, parallel plate structures,” IEEE Transactions on Advanced Packaging, vol. Nakanishi, “The Effects of Device Solder Cavities to the Substrate Interface for Electric Vehicles and Other Power Applications,” IEEE Power Electronics in Transportation, pp.
