Conception et dimensionnement d'un micro-échangeur diphasique pour le refroidissement des composants d'électronique de puissance

Rev Gin Therm (1997) 0 Elsevier, Paris

36,

149-l

56

Conception et dimensionnement d’un micro-kchangeur diphasique pour le refroidissement des composants d’6lectronique de puissance Alain Bricard I, Luc Meysenc2*, 1 Commissariat

d I’t?nergie

d’klectrotechnique BP 46, 38402 Groupement ADEME/CEA (Recu

RagI 2, Christian

atomique, Grenoble, DRN/DTP/GRETh3, 38054 Grenoble cedex, France

2 Laboratoire ’

Stkphane

de Grenoble, Saint-Martin-d’Hdres pour /a recherche

le 12 juillet

Abridged

1996

English

rue

des

2

Martyrs,

INPG/UJF

- CNRS UMR 5529, ENS/EC, cedex, France sur /es Cchangeurs thermiques

; accept&

version

Schaeffer

le 20 janvier

at the

end

1997)

of the

text

Summary - Concept and design of two-phase micro-exchange for the cooling of power electronic components. Due to the progress realised by the semiconductor manufacturers, power electronic components are now able to dissipate heat flux densities that can reach 400 W/cm2. The use of water two- phase properties seems convenient to evacuate such high heat flux densities. This paper presents a methodology of an evaporator design versus power electronics specificities. After computed total pressure drop, critical heat flux, we determine channel diameter and the flow rate which minimise wall temperature and the required pumping power permitting the flow of water through the channels. Due to low flow rates, the two-phase heat transfer coefficient is obtained with a correlation based on nucleation instead of convection. Then, comparison with an evaporator with the same pressure drop and a pumping power single-phase heat exchanger allows us to show the advantages of the two-phase heat transfer. power

electronics

components

/ cooling

/ two-phase

flow

/ critical

heat

flux

/ pressure

drop

R&urn6 - Compte tenu des progk re’alisLs par /es fabricants de semiconducteurs, /es composants de puissance sent dkormais en mesure de dissiper des densitis de flux pouvanr atteindre 400 W/cm2. L’utilisation des proprit%k de rransfert du changement de phase liquide-vapeur de l’eau ripond ti de tels besoins. Cet article prkente une me’thodologie de dimensionnement d’un kvaporateur en fonction des spe’cificite’s propres d I’e’lectronique de puissance. On d&ermine, en fonction du flux critique, le diamttre des canaux et le de’bit massique minimisant la tempe’rature de la paroi et la puissance motrice ndcessaire pour assurer I’koulement. Compte tenu des faibles valeurs des de’bits massiques, le coefficient d’khange est obtenu b partir de corrL/ations privikgiant la nuckation au de’pend de la convection. Enfm, la comparaison des performances d’un e’vaporateur et d’un kchangeur simple phase ayant les mtmes contrainres de perte pression et de puissance motrice met en evidence /es avantages du transfert en double phase. composants

de puissance

/ refroidissement

/ koulement

diphasique

Nomenclature

/ flux

h K1,2,3

Bo c1,2,3

CP D G 9

nombre d’kbullition constante de calcul capacit6 thermique massique . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . diamtitre d’un canal de l’&aporateur . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . vitesse massique surfacique .. . acc6lCration de la pesanteur

L Lv J.kg-l.K-’ kg.s-‘.m’ m.s-’

p” P* P t

T W

* Correspondance

et tires & part.

critique

/ perte

de pression

coefficient d’bchange. . .. . parametre de calcul longueur des canaux (14 mm) .‘. chaleur latente de vaporisation d6bit massique . .. pression . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . pression r6duite puissance dissipke par le composant . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Bpaisseur de l’6vaporateur. tempkrature .. .. .. ... .. .. .. .. .. . entre-axe entre deux canaux de l’bvaporateur....................

W.md2 .K-’ J.kg-’ kg.s-’ Pa W m K m

149

A Bricard,

We ;2 z Symboles

L Meysenc,

dans

nombre de Weber titre thermodynamique coefficient de Lockhart et Martinelli axe longitudinal des canaux

m

grecs taux de vide densite de flux. masse volumique coefficient multiplicateur tension superficielle

. .

.

S Ra@l, C Schaeffer

W.m-’ kg.m-” N.m-’

acceleration composant critique entree de l’evaporateur frottement phase liquide sortie de l’evaporateur saturation paroi dun canal diphasique phase vapeur

des canaux

de section

rectangulaire

de taille

microscopique (diametre hydraulique de l’ordre de 100 ym). Mais ces micro-echangeurs presentent des pertes de pression de 1, voire 2 bar, et meme si des methodes basees sur des algorithmes genetiques (Meysenc et al, 1996) optimisent au mieux la taille des canaux et le debit du fluide, minimisant ainsi la resistance thermique et la perte de pression, la temperature de paroi varie fortement avec la puissance evacuee. On sait que l’utilisation du changement de phase liquide-vapeur de l’eau est en mesure d’evacuer des densites de flux similaires, tout en limitant l’elevation de la temperature de la paroi a quelques degres et la chute de pression a quelques dizaines de millibars. L’objet de cette etude est de presenter une conception et une methode de dimensionnement dun micro-echangeur diphasique integri:

a un composant

d’electronique

de puissance

pouvant dissiper jusqu’a 400 W/cm2 dont l’application pourra etre &endue aux modules hybrides.

2

n

CONCEPTION D’UN MICROECHANGEUR DOUBLE PHASE INTECRk AU COMPOSANT

INTRODUCTION 2.1. CONTRAINTES DE DIMENSIONNEMENT Ces dix dernieres annees, les constructeurs de semiconducteurs ont realise des progres considerables dans la maitrise de la fabrication des composants h grille isolee. L’IGBT (insulated gate bipolar transistor) est devenu le composant <) le plus employe en electronique de puissance parce qu’il presente les avantages de pouvoir 6tre mis en parallele et d’assurer un bonne repartition du courant total dans l’ensemble des puces. Cette derniere caracteristique est a l’origine de macrocomposants appeles modules hybrides qui comprennent plusieurs puces Blementaires brasees sur un meme substrat et assemblees dans un meme boitier. 11 nest pas rare alors de rencontrer des modules 1600 V-l 200 A, concus a partir de 16 puces. Actuellement, les modules couramment utilises dissipent des densites de flux inferieures a 200 W/cm” alors qu’intrinsequement les IGBT sont capables den dissiper le double sans aucune modification notable de leur comportement Clectrique. Le choix du nombre de puces a associer en parallele depend uniquement de criteres thermiques, l’augmentation de la puissance dissipee par un composant avec le meme &art de temperature entraine alors la reduction du nombre de puces necessaires. Lint&ration dun micro-echangeur directement sous le composant presente le double avantage d’evacuer des densites de flux importantes sous un volume reduit. Tuckerman et Pease (1981), pionniers dans ce domaine, ont montre qu’il est possible d’evacuer des densites de flux bien superieures avec une circulation d’eau, en regime laminaire, 150

11 n’existe pas une taille standard pour les puces d’IGBT, elle varie selon les fabricants, mais les puces (chaute tension )a sont generalement toutes dune taille voisine, proche de 14 x 14 mm’. Pour la conception de l’evaporateur, on suppose que le flux surfacique est uniformement reparti sur la projection verticale dune puce de cette taille. A partir de cette hypothese, il faut definir la geometric de l’evaporateur : le choix de la forme des canaux est Bvidemment tres discutable parce qu’il depend Bgalement de parametres technologiques et Bconomiques. Pour notre part, nous utilisons des canaux lisses de section circulaire facilement realisables par percage ou par Blectroerosion. Actuellement, dans les modules hybrides, les puces sont brasees sur des substrats ceramiques recouverts de cuivre dont la taille disponible sur le marche est fixee a 50 x 50 mm’. Sur ce m@me substrat, sont bras& quatre IGBT occupant chacun une surface d’environ 25 x 25 mm’, surface de reference pour notre micro-Cchangeur (fig 1). Une methodologie de dimensionnement de ce type d’evaporateur constitue de plusieurs canaux circulaires (fig 2) a BtC proposee par Bowers et Mudawar (1994) qui preconisent pour l’ebullition dun CFC de respecter les conditions suivantes, (11> 1,2 D

et

t > 1,l D

(1)

qui assurent une bonne repartition du flux sur la circonference des canaux. On peut noter que la

Micro-Cchangeur

IGBT

diphasique

\

pour

hctmde

bondha

le refroidissement

des

composants

d’Clectronique

le terme [-(TSat - T,) Cpl/ L,] correspondant au titre thermodynamique du fluide & l’entrbe de 1’6vaporateur est reprbsentatif du niveau de sousrefroidissement. Le titre en sortie doit Gtre infkieur ti 1, sinon il existera une zone de convection for&e monophasique en phase vapeur qui causera une surchauffe de la paroi conduisant B la destruction du semiconducteur. A debit massique fke, le diametre des canaux n’influence pas le titre thermodynamique en sortie, seule la nature de l’kcoulement dans le tube sera modifibe, le debit unitaire diminuant avec l’augmentation du nombre de canaux.

de rowce

2.3. TEMPERATURE Fig

1. Description

de la giome’trie

Fig

1. Description

of the

geometry.

flux dissipC par le composant

llllllllllllllll en cuivre

D~oo”? I

I

I

t

I

I

I

&

canal

Fig Fig

2. Vue en coupe 2. Cross section

DE LA PAROI

DES TUBES

de I’e’vaporateur.

evaporator

corps de I’tvaporateur

de puissance

La figure 3 reprksente la cartographic des tempkratures et du titre. On distingue deux zones caractkistiques, la zone 1 correspondant B l’kchange convectif monophasique, et la zone 2 qui correspond au transfert de chaleur par changement de phase. Compte tenu des faibles valeurs de debits massiques, le coefficient d’khange simple phase est t&s faible, et, de ce fait, il en rksulte une surchauffe de la paroi du tube entrainant une Bbullition sousrefroidie qui augmente ainsi le transfert thermique dans cette zone. De meme, il apparait aux vues de divers essais expbrimentaux que le transfert de chaleur est essentiellement dQ & la nuc&ation (Tran et al, 1996). Le coefficient d’khange depend alors

de I’baporateur. of the evaporator.

densite de flux pari&al d’un canal est infkieure la densite de flux dissipke par le composant :

&

Le diam&tre minimal admissible d’un canal rksulte alors d’un compromis entre le flux critique, la perte de pression et la temperature de paroi. En pratique, les composants peuvent fonctionner avec une temperature de jonction supkieure & 150 “C, mais il est impbratif de limiter cette temperature & 125 “C afin de garantir la fiabilitb des modules. Notons ggalement qu’un condenseur doit Btre associb & l’&aporateur, condenseur qui fixe la tempkature de saturation de l’eau.

2.2. TITRE

i

DE VAPEUR L’hAPORATEUR

EN SORTIE

DE

L.%criture du bilan thermique sur le fluide de refroidissement donne directement le titre thermodynamique en sortie, P 2, = 7 - p (TX&t - Te) m L,, I)

flux de chaleur dissipke

par la puce

i

ittttttjtttttttttttt(

Fig 3. Cartographie du titre thermodynamique temptratures le long d’un canal. Fig 3. Variation of the thermodynamic temperatures along a channel.

et quality

des and

151

A Bricard,

L Meysenc,

5 Ra@l, C Schaeffer

principalement de la densite de flux parietal et peu du debit et du titre massique. Stephan et Abdelsalam (19811, a partir dune analyse statistique sur un grand nombre d’essais experimentaux, ont propose une correlation pour l’ebullition libre, qui permet d’exprimer le coefficient d&change en fonction du flux parietal :

ailleurs, est utilisee par Gungor et Winterton (1986) pour obtenir la contribution de la nucleation dans l’expression globale du coefficient d’echange en ebullition convective.

ht, = Cl (P)Y”,“37

Le flux critique dun Bcoulement diphasique est le flux pour lequel les echanges entre le fluide et la paroi se degradent brusquement. En general, pour un iluide faiblement sous-refroidi et des titres massiques eleves, il s’agit dun assechement du film liquide le long de la paroi. Pour des sousrefroidissements importants et des valeurs du titre massique faible, il s’agit plutot dun changement du mecanisme d’ebullition provoque par l’accumulation des bulles. Les correlations de flux critiques relatives aux canaux de diametres inferieurs au millimetre sont rares. Hosaka et al (1990) ont montre que pour l’ebullition du R113 dans des petits canaux, le flux critique augmente avec la diminution du diametre. La correlation la plus appropriee, compte tenu de son domaine de validite, est celle de Katto et Ohno (1984). Le flux critique est choisi parmi cinq expressions (p<.?l, ~~~2, qcr:j3 pc7-4, prT5) en fonction du rapport des masses volumiques du liquide et de la vapeur, et en fonction de trois parametres (Kl. Kz. K:,) :

(4)

le parametre C1 (p), donne par un abaque graphique, &ant egale a 3,8 pour l’eau au voisinage de la pression atmospherique. Cooper (1984), a correle le coefficient d’echange avec la pression reduite sous la forme :

la contante Cz, caracteristique du fluide, etant Bgale a 12,43 pour l’eau. La figure 4 compare l’evolution de la temperature de paroi en sortie, donnee par les deux correlations, en fonction de la densite de flux dissipee par le composant pour de l’eau saturee a 60 “C avec 20 “C de sous-refroidissement. 110

100

2.4. FLUX CRITIQUE

(7)

1 1 + 0.0031 ($1”” YC,.~ = 0,098 0

100

200

Den&e

Fig 4. TempLrature corrf=Yations empbyfZes. Fig 4. Outside employed.

wall

300

400

de flux dissipbe par le cornpant

de

paroi

temperature

en versus

sortie the

(%)

-I’.-133

G Lu

500

(L/D)“,“7

(W/cm’)

pour two

1+0,0031 /es

(8)

L/D

(9)

L/D

>

deux

1

correlations 1 + 0,28

On peut se poser la question sur l’effet de la taille du canal sur le coefficient d’bchange. Dans nos conditions de saturation, le nombre de confinement,

yrr5 = 0.234G

Lv

(L/D)

($5’”

(GL/pl (PL)

(10)

a)-‘,233 -“.433

(L/D)“,27

l+ 0,003l

K1= &ant superieur a 1 pour un diametre de tube de l’ordre de 2 mm, on peut s’attendre a une augmentation de l’echange. C’est pourquoi nous privilegions la relation de Cooper (1984) qui, par 152

K2 = ;

(11) >

(G’L;;;$O.““”

0,0124+ ($133

L/D

(%)

D/L -0.173

(13)

Micro-Cchangeur

diphasique

pour

le refroidissement

des

composants

d’klectronique

7mm

Den.&6 de flux dissipk

K3

= I,12

de puissance

par le comp&~rU : 400 Wh’

En respectant les algorithmes decris figures 5 et 6, on determine (pCroet K, le flux critique final de l’ecoulement &ant alors obtenu par :

,oo’~l 0.02

I1 0.04

0.06 d&bit volumiqm

de

flux

critique

de

Fig 7. Critical flow rate.

heat

flux

density

of water

+q $q Fig Fig

5. Algorithme de ditermination 5. K determination algorithm.

+-, du paramtitre

K.

de la den&t

I’eau

en versus

fonction the

du total

DANS

En Bcoulement diphasique, la perte de pression globale est la somme de trois composantes : - la perte de pression par frottement ; - la perte de pression par acceleration ; - la perte de pression par gravite. Selon la configuration de l’echangeur, l’une de ces trois composantes peut devenir preponderante ou negligeable devant les dew autres : la perte de pression due a la gravite est ici negligeable. Le gradient de pression du aux frottements est obtenu a partir de la methode de Lockhart et Martinelli (1949). Dans une etude recente, Bao et al (1994) ont montre que pour des faibles nombres de Reynolds, il est recommande d’utiliser cette methode classique ancienne. Pour rappel, la perte de pression par frottements du melange, (16)

+q &, &j Fig 6. Algorithme de dgtermination vcro. Fig 6. (per determination algorithm.

PERTES DE PRESSION L’iVAPORATEUR

0.12

0.1

(Vmin)

Fig 7. Densite dkbit.

2.5.

l-~-rL

0.06

de f7ux

est le produit de la perte de pression en simple phase liquide par un coefficient multiplicateur @‘, relic sous forme graphique ou analytique au coefficient X de Lockhart et Martinelli : (17)

11 apparait clairement (fig 7) que pour de l’eau, quel que soit le debit, le flux critique est toujours superieur aux besoins de notre application (400 W/cm2 sur le composant, soit environ 150 W/cm2 sur les canaux en respectant les conditions geometriques donnees par les relations (1) et (2)), le debit doit cependant etre suffisamment eleve afin de limiter le titre thermodynamique en sortie des canaux.

Quant a la perte de pression par acceleration, nous l’obtenons a partir du modele homogene en verifiant que la perte de pression totale n’excede pas 30 % de la pression dentree afin que l’ecoulement ne devienne pas critique :

153

A Bricard,

L Meysenc,

Les figures 8 et 9 montrent que la perte de pression par frottement est relativement faible devant la perte de pression par acceleration, quel que soit le diametre, tant que ce dernier est superieur a 2 mm. lo5

,,,

Den&k de flux dimi@ par le composaat : 400 W/cm’ Emu sat&e I 60%

0.04

0.06

0.1

0.08

5 RagI,

C Schaeffer

parametres. Le transfert de chaleur en ebullition nucleee Btant pratiquement independant du diametre, et sachant que la perte de pression augmente fortement lorsque ce dernier diminue, il n’est done pas utile de choisir un diametre trop petit. Nous avons done defini un prototype constitue de six canaux de section circulaire, de diametre 2 mm. Le debit n’influence pas le transfer% de chaleur mais devra Qtre superieur a 0,06 L.min-’ afin que la densite de flux critique soit superieure a la densite de flux parietale des tubes. On peut alors determiner la puissance utile (jig 10) de la pompe assurant la circulation du &ride dans l’evaporateur. Pour un dimensionnement complet, il faudra tenir compte de la chute de pression dans les canalisations et dans le condenseur, ainsi que de l’ensemble des pertes singulieres.

0.12

d&bit volumique (Yinin)

Fig 8. Perte de’bit. Fig 8. Friction

de pression pressure

Den&

par drop

frottement versus

flow

en

fonction

du

rate.

‘de flux diasipk par le compoeant : 400 W/cm’ Esu aahub 1 6OT

1

0.1---.--m_Lmm- 1, 0.04

0.02

0.06

0.1

0.08

0.12

dibit vohmique (Vmin)

Fig 10. circulation

-i

100’ 0.02

1 0.04

1-., 0.06

L-I1-

debit valumique (l/mm)

Fig 9. Perte de pression par acctltration de’bit. Fig 9. Acceleration pressure drop versus

3I

en fonction flow

du

rate.

COMPARAISON DES SOLUTIONS DIPHASIQUE ET MONOPHASIQUE

3.1. ECHANGEUR

DOUBLE

PHASE

L’etude parametrique precedente montre que l’on dispose dune certaine latitude dans le choix des 154

en fonction du dans I’&aporateur.

debit

Fig 10. Pumping power required to permit fluid through the evaporator versus total

3.2. ~HANGEUR

0.1

0.08

Puissance du Puide

SIMPLE

assurant

the flow flow rate.

/a of the

PHASE

En regime monophasique, il est possible d’obtenir des resistances thermiques inferieures a 0,05 K.W-’ entre la puce et le fluide (Tuckerman et Pease, 1981). Rappelons que la resistance thermique est mesuree par le rapport AT/P, AT representant Paugmentation de la temperature du silicium au-dessus de la temperature du fluide en entree. Cependant, dans ce cas, la puissance necessaire pour assurer la circulation de l’eau est largement superieure a 1 W, tandis que la perte de pression est voisine du bar. En utilisant un algorithme combinatoire (Meysent et al, 19961, on peut optimiser un echangeur monophasique compose de canaux de section rectangulaire : les contraintes &ant la perte de pression limitee a 0,2 bar et une puissance motrice limitee a 0,5 W, ces valeurs recouvrant le domaine de notre etude en regime diphasique. L’echangeur

Micro-Cchangeur

diphasique

w

0,l mm

sens de circuMion

Fig Fig

pour

le refroidissement

d’electronique

de puissance

de section rectangnlaire

4 monophasique. description.

obtenu (fig 11) consiste en 20 canaux de profondeur 0,2 mm, de largeur 0,5 mm, d’espace entre canaux de 0,l mm, et de debit total de 0,35 L.min-l.

3.3. COMPARAISON

composants

Sa mise en ceuvre peut apparaitre plus delicate que celle d’un Bchangeur monophasique puisqu’il faut associer un condenseur B 1’Bvaporateur. Remarquons toutefois que le syst&me monophasique ne fonctionne pas en boucle ouverte, la petitesse des canaux implique de travailler en eau pure et done d’utiliser un 6changeur annexe pour la refroidir.

de I’ean

1 1. Description d’un e’changeur 11. Single phase heat exchanger

des

DES PERFORMANCES

Les tempkratures de parois obtenues dans les deux configurations sont comparees sur la figure 12 pour une temperature d’entr6e du fluide de refroidissement de 40 “C. L’Qchangeur double phase pksente plusieurs avantages par rapport 9 son homologue monophasique : - il permet d’obtenir une temperature de paroi plus faible pour les densit& de flux Blevees pc > 150 W/cm2 ; - il prksente Bgalement l’avantage de kduire la variation de la temperature de paroi en fonction des variations de la puissance dissip6e par le composant, avantage considbrable pour les applications d’klectronique de puissance puisqu’il limite la fatigue thermique du silicium.

n

CONCLUSION

Les composants dissipant des puissances de plus en plus BlevBes, les contraintes d’encombrement &ant Bgalement de plus en plus restrictives, l’intkgration d’un Bchangeur directement sous la puce est une solution prometteuse pour r6soudre les probkmes lies B la thermique des composants de puissance. 11 apparait que l’utilisation de la double phase &pond bien aux besoins d’un certain nombre d’applications en klectronique de puissance. En particulier, elle pr6sente quelques avantages par rapport au refroidissement classique par un fluide monophasique : - temperature de paroi plus faible A puissance motrice et perte de pression Bquivalentes ; - meilleure stabilitk de la temperature de paroi en fonction des variations de puissance dissipbe. Cependant, quelle que soit la solution choisie, il n’est pas concevable de porter l’ensemble de la boucle au potentiel Blectrique du composant c(haute tension B>.Le microdchangeur devra done 6tre is016 du silicium en ins&ant un mat&au isolant de faible Bpaisseur et de bonne conductivit6 thermique sous la puce, mat&iau qui degradera les performances de l’ensemble (une plaque de nitrure d’aluminium de 500 ym entraine un &art de temperature de 20 “C pour une densitk de flux de 400 W/cm2). RkFiRENCES Bao ZY, Bosnich MC, Haynes BS (1994) Estimation fraction and pressure drop for two-phase flow passages. Chem Eng Res design 72, A5

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60 0

100

200

300

400

500

Densiti de flux dissipk par le composant (Wicmz)

Fig 12. Comparaison des performances monophasique et diphasique. Fig 12. Comparison of two-phase and exchanger performances.

des

khangeurs

single-phase

heat

using reduced pro157-239, Academic

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L Meysenc,

of the for the vertical

Proposed correlation two-components flow

5 RaGI,

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of in

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for natural 23, 73-87

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heat 5, 126-

ABRIDGED ENGLISH VERSION

Concept

of two-phase micro-exchanger of power electronic components

and design

Thanks to the progress achieved by semiconductors manufacturers, the application field of IGBT has hugely increased. The easy driving of this power electronic component, and its propitious electrothermal behaviour for parallel operation have made it one of the most employed components, especially for the hybrid power modules, which integrate several chips onto the same substrate. Voltage and current ratings of such components, which, respectively, reach nowadays 1600 V and 1200 A, may be increased by improving thermal characteristics of this kind of structure, and especially by designing suitable heat sinks. Single-phase optimised microexchangers enable us to obtain thermal resistances less than 0.1 K.W-‘, but they present a pressure drop usually higher than 1 bar. On the other hand, the use of water changing phase allows a similar heat transfer with a pressure drop reduced to a few millibars. The purpose of this paper is to present the conception of a micro heat sink, based on the twophase principle, for cooling an IGBT silicon chip. Then, the methodology may be extended to hydrid power modules. First, the evaporator geometry has to be determined. We have chosen to use circular and smooth channels manufactured in a copper piece on which the chip will be brazed. The distance between two channels has to be great enough to ensure a good flux distribution on the whole channel circumference. Channel diameter is defined after the study of pressure drops, wall temperature, critical heat flux and thermodynamic quality. The calculation of the two-phase exchange coefficient between the fluid and the wall is performed by means of nucleated boiling correlations. In fact, because of low fluid flow, the contribution of convective exchange is negligible. Thus, the coefficient depends

156

for the cooling

neither on thermodynamic but on wall flux.

quality nor on fluid flow,

For flow in small channels, Katto and Ohno’s correlation (1984) seems to be the most appropriate for critical heat flux calculation, given its validity field. Then, it appears that critical heat flux, for water flowing, is considerably higher than channels wall flux, so that only thermodynamic quality is required for fluid flow determination. Total pressure drop in two-phase flowing can be broken down into three parts, the third being negligible compared with the two others : 1) friction pressure drop; 2) acceleration pressure drop; 3) gravity pressure drop. If the channel diameter is less than 2 mm, the total pressure drop notably increases, without heat transfer improvement. By comparing with performances of single-phase micro-heat exchanger for similar pumping power and similar pressure drop, we bring to the fore several advantages of two-phase cooling: 1) lower junction temperature; 2) higher independence of junction temperature versus dissipated power variations. Therefore, phase changing is well adapted for power component cooling, even if the realisation of associated systems is considerably more complex than single-phase systems. Nevertheless, it is inconceivable to put the heat exchanger under the component electrical potential. Thus, it will be necessary either to place an insulating layer between the chip and the heat sink, or to use an insulating fluid, usually less efficient than water