車載塑封半橋功率模塊設計與研究

中圖分類號：U463.61 文獻標志碼：A DOI：10.20104/j.cnki.1674-6546.20240398

Designand Research ofa Vehicle-MountedPlastic-Encapsulated HalfBridgePower Module

YaoHaocheng，Wei Yingying，Zhu Zhanshan，Li Min （Global Ramp;D Center， China FAW Corporation Limited， Changchun 130013）

【Abstract]To enhance the performance and reliabilityof power modules，the paper addreses inherent electro-thermalmechanical multi-physicscoupling characteristics.Utilizing FiniteElementAnalysis （FEA），comprehensivemulti-physics simulationsareconductedemployingANSYSsoftware tols，including Q3DExtractor，Fuent，MaxwellandTwinBuilder.The simulationresultsdemonstratethatparasiticinductanceandthermalresistancesignificantlyimpacttheswitching characteristicsandthermal management performanceofthepower modules.Athorough system-levelevaluationis performed through thermal simulation，parasiticparameterextraction，and Double-Pulse Testing （DPT）simulations.Furthermore，the simulationaccuracyissignificantlyimprovedbyimplementinganiterativeverificationprocesswhereexperimental measurementsareusedtorecalibratethesimulation models.Thisrefined methodology providesavaluable reference for the subsequent optimization of power module design.

Key words： SiC Power Module，Multiphysics Coupled Simulation，Current Sharing Characteristics

【引用格式】咬皓程，魏穎穎，朱占山，等.車載塑封半橋功率模塊設計與研究[J].汽車工程師，2025（7）：1-9.YAOHC，WEIYY，ZHUZS，etal.Design andResearch ofa Vehicle-MountedPlastic-Encapsulated Half-Bridge Power Module[J]. Automotive Engineer， 2025（7）： 1-9.

1前言

與傳統硅（Si）材料相比，碳化硅（SiC）具有更高的擊穿電壓、更低的損耗和更高的熱導率，這些特性使SiC功率模塊在高電壓、高開關頻率、高功率密度需求的乘用車領域具有較好的應用前景。功率模塊性能的主要影響因素有寄生參數、電熱特性，以及動態和靜態均流特性。本文圍繞車規級功率模塊的電熱特性對其性能和可靠性的影響進行分析，通過仿真計算相關電熱參數，利用試驗對仿真結果進行驗證，并通過試驗與多物理場耦合仿真相結合，剖析影響功率模塊性能的主要因素。

2寄生參數對功率模塊的影響

2.1 理論分析

相比于Si功率模塊，SiC功率模塊具有高速開

關特性，該特性受寄生電感和寄生電容的影響尤為顯著，在設計SiC功率模塊時，需要優化寄生參數，以確保器件的性能和可靠性。

2.1.1 柵極寄生電感的影響

柵極回路寄生電感 L_G 影響柵極電壓 U_GS ，當柵極電流變化率 di_c/dt 較大時，根據電感的電壓-電流關系，有：

式中： V 為電壓。

柵極回路的電壓尖峰 ΔU_GS 為：

若電壓尖峰超過SiC金屬-氧化物-半導體場效應晶體管（Metal-Oxide-SemiconductorField-EffectTransistor，MOSFET）柵極氧化層的承受能力，可能會導致器件損壞2

2.1.2 漏極寄生電感的影響

在開關過程中，漏極電流的變化會在漏極寄生電感 L_p 上產生感應電動勢，導致電壓尖峰2。在開關關斷時，漏極電流的快速下降會在漏極寄生電感上產生反電動勢，形成漏源極電壓尖峰：

式中： di_D/dt 為漏極電流變化率。

2.1.3 源極寄生電感的影響

源極寄生電感會導致開關過程中的振蕩和過沖。在關斷過程中，電流和電壓的振蕩會導致額外的損耗，可能對器件造成熱應力。可通過調整柵極電阻 R_G 限制過沖電壓，但會延長開關時間并增加開關損耗3。過沖電壓 ΔU_off 可表示為：

式中： U_TH 為閾值電壓， I_L 為漏極電流， g_fs 為跨導， C_GD 為柵漏電容， ?_Ls 為源極電感。

為降低源極寄生電感對SiC功率模塊開關特性的影響，可通過優化電路設計和模塊結構減小寄生電感，并通過縮短開關時間、優化控制方式減少開關損耗4。例如，通過在柵極驅動電路中引人額外的電容和電阻，可控制電壓上升速率，從而減少開關損耗，同時限制過沖電壓，該方法可在保持較低開關損耗的同時允許較高的電壓上升速率，從而優化SiC功率模塊的性能。

2.2 仿真分析

對功率模塊寄生電感進行仿真分析前，需進行模型簡化與前處理，以解決模型存在較多微小曲面和圓角的問題，簡化方法通常需根據分析需求和模型復雜程度決定。

在模型簡化時，通常針對特征尺度和孔徑進行簡化，在仿真中意義不大的結構通常也可簡化處理，以減少網格數量，提高仿真效率。本文利用SpaceClaim完成簡化。

將簡化模型導入ANSYSQ3D中進行寄生參數抽取，按照“建立結構模型-設定材料-網格剖分-添加激勵-仿真求解\"的步驟完成仿真設置，結果如表1所示。

由表1可知，在給定工況下，功率模塊的寄生電感為 4.9242nH ，對于SiC塑封半橋功率模塊，寄生電感較小，滿足性能要求。

2.3 試驗驗證

使用自建平臺對SiC功率模塊封裝雜散電感進行測試，如圖1所示。將待測模塊串聯接人雙脈沖半橋測試回路中，保持上管關斷，下管給定雙脈沖驅動信號。使用差分電壓探頭連接測試回路的特定兩點，使用電流探頭測試流經下管的集電極電流[5]。

記錄開通瞬態和關斷瞬態的電壓和電流波形，可獲得由雜散電感引起的電壓降 ΔU_cE

根據式（1）可得：

式中 ：L 為功率模塊電感， di/dt 為電流變化率。

功率模塊的電感測試結果如表2、圖2所示，其中，V_GS 為MOSFET的柵源電壓， V_cc 為回路兩端總電壓。

將測試結果代入式（5）計算可得，電感為5.02nH ，在模塊電感參考值范圍內，測試數據可靠。計算可得功率模塊寄生參數仿真結果誤差為 1.9% 仿真結果與試驗結果一致性較高，仿真模型可用于后續分析。

3均流特性對功率模塊的影響

3.1 理論分析

均流特性對SiC功率模塊性能的影響較為顯著，尤其是在并聯使用多個模塊時。均流特性決定了各模塊均勻分擔負載電流的能力，若負載電流分擔不均，可能導致某些模塊承受的電流應力過大，從而提高熱應力、縮短使用壽命，同時可能引發系統保護，影響系統的穩定性和可靠性

并聯MOSFET之間的瞬態電流不平衡是模塊均流特性的重要影響因素，主要由共源雜散電感和電壓電位差導致：

V_GS1-V_GS2=（V_G1-V_S1）-（V_G2-V_S2）≈V_S2S1

≈g_fsV_s2s1

則高、低側并聯的2個MOSFET的瞬態電流分布也可表示為：

式中： i_M 為流過MOSFET的電流； i_ML1?i_ML2 分別為流過低側并聯的第1個和第2個MOSFET的電流； V_G1，V_G2 分別為第1個和第2個MOSFET的柵極電壓； V_s1，V_s2 分別為第1個和第2個MOSFET的源極電壓; V_GS1 、V_cs2 分別為并聯的2個MOSFET的柵源電壓； V_th 為MOSFET的閥值電壓，當柵源電壓超過 V_th 時，MOSFET導通； V_s2s1 為2個MOSFET之間的源極電壓差； L_sL2 為低側MOSFET的共源雜散電感; i_MH1?i_MH2 分別為高、低側并聯MOSFET的瞬態電流； L_SH1 為高側MOSFET的共源雜散電感； i_sH1 為流過高側MOSFET的電流。

由式（6＼～式（10）可知，造成功率模塊電流不平衡的因素有共源雜散電感不匹配和施加于失配的共源雜散電感上的 di/dt 。

綜上，在不施加di/dt的情況下，共源雜散電感不會導致暫態電流不平衡。在高側開關中，并聯器件間的瞬態電流不平衡更小8。功率模塊的均流特性不僅與雜散電感失配有關，還與電路拓撲連接和內部覆銅陶瓷基板（DirectBondedCopper，DBC）的布局密切相關。

3.2 仿真分析

功率模塊均流特性仿真的前處理注意事項與寄生參數和電熱仿真要求一致。在完成前處理后，根據電路拓撲將功率模塊分別簡化為功率回路和控制回路，在2個回路中，對其他不通過電流的銅排和端子進行抑制處理，確保各部分有且僅有1個電流回路。檢查電路回路及結構完整性后即可進行均流特性仿真。

在ANSYSQ3D中創建2個項目，導入功率回路和控制回路的簡化數模，分別進行電流匯（Sink）、源（Source）設置，整體電流流入、流出量設置需相等，完成電流工況搭建。

其次，需進行電路拓撲搭建與特征化建模，針對功率模塊芯片設計布局，結合數據手冊，利用數字孿生構建器（TwinBuilder）完成模塊電路拓撲搭建，同時需結合芯片數據手冊完成MOSFET特征化建模擬合，確保模塊擬合精度滿足設計需求。搭建的電路拓撲和特征化建模參數設置情況如圖3、圖4所示。

完成拓撲電路搭建和參數化建模后，參考雙脈沖測試臺架設置，在柵源間施加對應的脈沖信號進行仿真分析。利用軟件內置電流表、電壓表監測觀測點數據，生成仿真結果，并與測試數據進行對比分析。

設置工作電壓為 400V ，分別在工作電流為500A，800A，1200A 的工況下開展仿真，記錄所選功率模塊內部各芯片上流經的電流，芯片的布局情況與不同工況下通過的電流如圖5、圖6所示。

由不同工況下的仿真結果可知，各芯片的電流隨驅動電壓變化而變化，仿真結果符合實際規律。

3.3 試驗驗證

使用自建測試平臺對本文的SiC功率模塊均流特性進行雙脈沖測試分析。雙脈沖測試電路通常包括1個電感負載和電源，以模擬實際電路條件，電感用于模擬轉換器設計中的電路條件。連接柵極驅動電路，確保MOSFET的柵極驅動信號正確，如圖7所示。

雙脈沖試驗原理如圖8a所示，其中 V_dc 為直流電壓源，表示輸入的直流電壓， Q₁，Q₂ 為2個MOSFET，L 為電感。具體操作如下：觸發SiC功率模塊的柵極，使其開啟；在第1個脈沖期間建立電感中的電流；關閉第1個脈沖，保持電感中的負載電流盡可能接近恒定值，此時，電流通過電感和高側二極管流動；觸發第2個脈沖，以測量開通和關斷過程中的參數，可通過測量漏源電壓 V_DS 和漏極電流 I_p 的波形計算器件開通和關斷過程中的能量損耗。

根據雙脈沖原理建立仿真拓撲，由于所選用模塊為塑封8并SiC功率模塊，最終電路拓撲如圖8b所示。參照仿真工況設定，設置工作電壓為 400V 在工作電流分別為 500A，800A，1200A 的3種工況下進行試驗。

500A工況下電流仿真與試驗結果對比如圖9、圖10所示，其中， A₁～A₃ 為試驗中通過3組芯片通道的電流。在第2個脈沖開始和結束時，仿真與試驗結果整體變化趨勢相同，在脈沖開始時，存在上管二極管反向恢復的電流尖峰，尖峰值為 76.80A 。脈沖結束時，測得電流為 62.23A ，仿真結果平均值為62.67A，仿真結果與實測值接近。

800A 工況下電流仿真與試驗結果對比如圖11、圖12所示。在脈沖開始時，上管二極管反向恢復的試驗結果中電流尖峰波動較大，最高尖峰為118.6A，趨于穩定后為 76.2A 。脈沖結束時，試驗測得電流為 100.5A ，仿真結果平均值為101.3A，仿真結果與實測值接近。

1200A 工況下電流仿真與試驗結果對比如圖13、圖14所示。在脈沖開始時，試驗測得最高電流尖峰為 150.00A ，趨于穩定后為 97.79A 。脈沖結束時，試驗測得電流為 150.42A ，仿真結果平均值為149.34A，仿真結果與測試結果接近。

通過對比3種工況下的仿真測試數據，計算相對精度，如表3所示。

由表3可知，在不同工況下，脈沖結束時的電流仿真誤差很小，均不超過 0.80% 。在工作電流為500A 的工況下，脈沖開始時利用仿真軟件模擬二極管反向恢復引起的電流過沖尖峰結果與測試值相同。在工作電流分別為 800A，1200A 的工況下，脈沖開始時電流尖峰仿真結果誤差較大，原因可能為測試設備精度、溫度效應以及實際器件參數存在一定的變異性。

整體來看，針對SiC功率模塊均流特性的仿真結果誤差非常小，可用于均流特性分析。

4電熱特性對功率模塊的影響

進行SiC功率模塊性能分析時，其電流產生的熱效應對模塊影響顯著，高工作溫度和高功率密度給芯片并聯和結溫預測帶來了較大困難。設計過程中常需通過仿真與測試結合來搭建熱模型對功率模塊結溫進行預測，以改進結構設計、提高模塊整體效率。

4.1 理論分析

4.1.1 功率損耗和熱阻的影響

功率器件的功率損耗會導致器件溫度升高，功率損耗 P_loss 為：

P_loss=I_DV_DS

式中： V_DS 為漏源電壓。

熱阻 R_th 用于描述器件從結到環境的熱流阻力，可影響器件的溫升]，可通過以下公式計算：

ΔT=R_thP_loss

式中： ΔT 為結溫與環境溫度之差。

綜上，功率器件的功率損耗和熱阻均會影響器件的溫升，進而影響功率模塊的性能、可靠性和壽命。

4.1.2 溫度沖擊對壽命的影響

功率循環和熱循環對SiC功率模塊的壽命影響顯著。根據英飛凌的技術文檔，功率模塊的功率循環和熱循環壽命 N_cycle 估算公式為：

式中： i 為測試條件或工況組合序號， n 為測試條件數量， N_cycle，i 為測試條件 i 對應的功率循環次數[2]。

式（13）表明，不同負載條件下各周期對總壽命的消耗遵循線性累積損傷假說，即總損傷由各子循環的壽命倒數之和決定。

損傷率的計算公式為：

式中： N_cycle 為在結溫變化為 ΔT_j 條件下的循環次數，N_PC，cycle 為在結溫變化為 ΔT_j 條件下壽命函數中對應的壽命次數， ΔT_jmax 為結溫變化的最大值。

4.1.3 散熱器種類及材料特性的影響

散熱器種類和結構對模塊電熱特性有較大影響，不同散熱結構的熱交換能力不同，通常計算如下：

Q=h?A?ΔT

式中： Q 為散熱量， A 為接觸面積， h 為對流傳熱系數。

式（15）說明了散熱器對器件的冷卻效果影響的原因。SiC芯片及焊料、塑封料等材料的特性會影響電熱器件性能，封裝工藝（如焊層厚度、空洞率及鍵合參數）也會影響模塊的電熱特性[13]

4.2 仿真分析

對功率模塊進行電熱仿真分析，主要采用Fluent、Maxwell模塊。其前處理過程總體原則與電感和均流分析一致。需注意，在熱仿真中需進行流場分析，故需針對功率模塊構造對應的水道結構，對于熱流仿真，模塊結構中的圓/倒角、非發熱結構均不是主要關注對象，可簡化處理。針對鍵合線，由于其結構小且曲度較大，在熱仿真中不起作用，如發生干涉或需要降低仿真工程量，可簡化處理[14]

完成仿真前處理后，利用Maxwell和Fluent/Icepak組件進行電熱仿真分析。首先將模型導入DesignModeler完成流體域抽取，將功率模塊導人Maxwell，針對實際工況進行電流的輸人、輸出賦值，計算獲得電流通過時模塊覆層銅自身產生的損耗。之后將含水道結構的模塊導人Fluent，將Maxwell與其進行耦合傳遞數據，在Fluent中對功率模塊的各芯片進行損耗加載，并設置相應的流量以及出、入口等邊界條件，完成電熱仿真分析，最終輸出的電熱耦合仿真結果如圖15、圖16所示。

由仿真結果可知，在穩態求解情況下，當功率模塊的冷卻水流量為 8L/min 時，芯片最高結溫為153.78^°C ，最低為 ，結溫差約為 30°C 。芯片溫度沿水流方向（由入水口至出水口）逐漸降低，模塊整體溫度分布符合實際規律。

4.3 試驗驗證

功率模塊電熱特性測試選用WCMS800B75A44SiC功率模塊，將其置于逆變器中，連接好電路板，模擬工作狀態，并搭建熱成像儀觀測功率模塊的實時溫度，試驗臺架如圖17所示。

SiC功率模塊的黑模塊試驗用于測試其性能和可靠性，在試驗中通過施加電負載將模塊加熱到熱穩態，捕獲芯片的電熱參數變化，通過負溫度系數（NegativeTemperatureCoefficient，NTC）熱敏電阻獲得結溫變化情況[15]。

熱阻抗 R_u 為物體兩端溫度差與熱源功率的比值：

式中： P 為功率模塊內部功率損耗。

熱阻抗用于可衡量模塊的散熱性能，在測量過程中，可通過穩/瞬態、紅外熱像法、數值模擬法進行分析。在工作電壓為 440V 、工作電流為650A 、電機轉速為 1000r/min 的工況下開展試驗，試驗中紅外熱像、黑模塊試驗溫升曲線如圖18、圖19所示。

由熱成像結果可知，功率模塊芯片最高結溫為146.10^°C ，入水口處的芯片（左側）結溫略高于出水口處的芯片（右側）結溫。黑模塊仿真測試獲得的最高結溫為 144.92^°C ，電熱性能仿真誤差僅為0.81% ，一定程度上可代替試驗進行定性分析。

若實測結果與仿真結果誤差較大，原因可能為功率模塊的封裝材料、傳感器位置存在差異等。

5 結束語

本文分析了SiC功率模塊性能的影響因素，包括寄生參數、均流特性、電熱特性等，分別討論了不同性能參數對功率模塊性能的影響，采用有限元分析軟件進行仿真分析，并設計相關試驗，通過熱仿真、寄生參數仿真、雙脈沖仿真等系統級仿真對功率模塊仿真結果進行了驗證。結果表明：在一定工況下，均流特性和寄生參數指標的仿真結果與試驗結果差距很小；電熱仿真分析的精度可通過對SiC芯片以及焊料、塑封料等材料特性數值的校準以及仿真方法的選擇將結溫誤差優化到 5^°C 內。利用功率模塊多物理場耦合仿真對模塊設計進行正向優化，可提升模塊性能驗證效率，大幅降低產品開發周期和成本，實現功率模塊的性能驗證與分析。此外，本文闡述了柵極、源極、漏極寄生電感對功率模塊的影響，說明了影響功率模塊均流特性原因，并對功率損耗和熱阻對模塊熱特性的影響進行了研究。

參考文獻

[1]王莉，朱萍.新型寬帶SiC功率器件在電力電子中的應用[J].南京航空航天大學學報，2014，46（4）：524-532.WANGL，ZHUP.OverviewofApplicationofSiCPowerDevices in Power Electronics[J].Journal ofNanjing

524-532.

[2] 秦海鴻，朱梓悅，戴衛力，等.寄生電感對 SiC MOSFET開 關特性的影響[J].南京航空航天大學學報，2017，49（4）： 531-539. QIN HH， ZHU Z Y，DAI WL，et al. Influence of Parasitic Inductance on Switching Characteristics of SiC MOSFET [J].Journal of Nanjing University of Aeronauticsamp; Astronautics，2017，49（4）： 531-539.

[3]LIHL，MUNK-NIELSENS，WANGXF，etal.Influences of Device and Circuit Mismatches on Paralleling Silicon CarbideMOSFETs[J]. IEEETransactionsonPower Electronics，2016，31（1）： 621-634.

[4] 胡松祥，遲雷，黨伍，等.SiC MOSFET器件雙脈沖測試開 關特性研究[J].環境技術，2025，43（04）：74-79. HU S X，CHI L，DANG W，et al. Study on Switching Characteristics of SiC MOSFET DevicesUsing Dual-Pulse Testing[J].Environmental Technology，2025，43（4）： 74-79.

[5] 姚芳，王少杰，陳盛華，等.IGBT功率模塊瞬態熱阻抗測 量方法研究[J].電力電子技術，2016，50（9）：103-105. YAO F，WANG SJ，CHEN S H，et al.Researchon Transient Thermal Impedance Measurement Method for IGBTPower Modules[J].Power Electronics，2016，50（9）： 103-105.

[6] 中華人民共和國工業和信息化部.半導體器件分立器 件第9部分：絕緣柵雙極晶體管（IGBT）：GB/T29332- 2012[S].北京：中國標準出版社，2012. Ministry of Industry and Information Technology of the People’s Republic of China.Semiconductor DevicesDiscrete Devices-Part 9：Insulated-Gate Bipolar Transistors（IGBT）：GB/T29332—2012[S].Beijing： Standards Press of China，2012.

[7] Automotive Electronics Council （AEC）. Failure Mechanism Based Stress Test Qualification for Discrete Semiconductors in Automotive Applications： AEC-Q101 Rev E[S]. USA： Automotive Electronics Council，2021.

[8]Joint Electron Devices Engineering Council （JEDEC）. Guidelines for Measuring the Threshold Voltage （VT）of SiC MOSFETs：JEP183A[S]. Arlington，VA，USA：Joint Electron Devices Engineering Council， 2023.

[9]LUO F，LIANGL，HUITINK D，et al.Advanced Power Module Packaging and Integration Structures for High Frequency Power Conversion： From Silicon to GaN[J]. Power Electronics，2018， 52（8）： 9-18.

[10] LIU X S，HU M H，CANEAU C G，et al. Thermal Management Strategies for High Power Semiconductor Pump Lasers[J]. IEEE Transactions on Componentsamp; Packaging Technologies，2006，29（2）： 268-276.

[11]蔡蔚，楊茂通，劉洋，等.SiC功率模塊封裝技術及展望 [J].汽車工程，2022，44（4）： 638-647. CAIW，YANGMT，LIUY，etal.SiCPowerModule Packaging Technologies andProspects[J]. Automotive Engineering，2022，44（4）： 638-647.

[12]王廣來，汪涵，倪艷，等.基于石墨嵌入式結構的SiC功率 模塊熱仿真與優化[J].電子元件與材料，2024，43（3）： 270-276. WANG G L，WANG H， NI Y， et al. Thermal Simulation and Optimization ofa SiC Power Modules Based on Graphite-Embedded Structure[J]. Electronic Components and Materials，2024，43（3）： 270-276.

[13]李東潤，寧圃奇，康玉慧，等.采用大芯片的高功率密度 SiC功率模塊設計[J].電源學報，2024，22（3）：93-99. LI D R，NING PQ，KANG Y H， et al.Design of High PowerDensity SiC Power Module with Large Chips[J]. Journal of Power Supply，2024，22（3）： 93-99.

[14]COLMENARES J，SADIK D P，HILBER P，et al. ReliabilityAnalysisofaHigh-EfficiencySiCThree-Phase Inverter[J]. IEEE Journal of Emerging and Selected Topics inPower Electronics，2016，4（3）： 996-1006.

[15]歐開鴻，曾正，王亮，等.雙面散熱SiC功率模塊的可靠性 分析和壽命評估[J].中國電機工程學報，2021，41（9）： 3293-3305. OU K H， ZENG Z， WANG L， et al. Reliability Analysis and Lifetime Assessment of Double-Sided Cooling SiC Power Module[J].Proceedings of the CSEE，2021，41（9）：3293- 3305.

[16]趙雨山，鄧二平，陳彥，等.電動汽車用IGBT全橋模塊（6 in1）的熱耦合作用機制[J].中國電機工程學報，2021，41 （10）：3528-3535. ZHAO Y S， DENG E P， CHEN Y，et al. Thermal Coupling Mechanism ofIGBT Full-Bridge Module（6 in 1）for Electric Vehicles[J].Proceedings of the CSEE，2021，41 （10）： 3528-3535. （責任編輯斛畔） 修改稿收到日期為2024年11月28日。