图1 传统功率器件封装结构模型
Fig.1 Conventional power device structure model
摘要 针对碳化硅功率器件在瞬态过电流工况下的热失效问题，首次提出一种相变液浸没SiC MOSFET芯片的封装结构。传统功率器件采用自上而下的层叠式散热路径，难以适配碳化硅器件瞬态热冲击特性，其非对称热源分布导致局部温升速率过快，引发电热耦合正反馈循环。该文通过高绝缘相变液体替代传统硅胶封装层，构建兼具电气绝缘与动态热管理的双功能封装结构，利用相变潜热（大于135 kJ/kg）建立热缓冲机制。基于Cauer热网络模型，提出等效导热系数法（核态沸腾区误差小于5.6%）与等效热容法（高温区误差小于4.0%）双维度相变建模策略，突破传统仿真相变界面追踪的技术瓶颈。实验结果表明，等效导热系数法在核态沸腾阶段（Dt＜ 70℃）预测精度较高，而等效热容法在高温区误差更小。在2.5倍过电流（500 ms）工况下，相变液浸没式封装SiC MOSFET器件结温较商用器件降低27.36℃，温升抑制率达24.78%；3倍过电流时结温降幅达40.15℃，验证了相变材料对瞬态热冲击的显著衰减作用。在不同过电流倍数的50次循环测试中，首末测试结温温升差异始终小于1℃，结合3倍安全裕度的相变液封装设计，有效维持气液动态平衡，证实了器件在极端工况下的循环可靠性。该研究为功率器件短时强过电流热失效防护提供了创新的技术路径，具有重要的工程应用价值。
关键词：碳化硅功率器件 相变液浸没封装 瞬态热管理 等效热模型 结温抑制
在新型电力系统中，交流短路故障引发的功率变换器过载问题亟待解决。与传统同步发电机相比，新能源功率变换器的核心功率器件受限于设计容量与工作温度约束，其过载能力显著不足[1-2]。故障期间，功率器件因无功支撑需求进入过载状态时，易引发过电流和电压骤降，导致大规模脱网事故。提升功率器件的过载能力已成为增强系统低电压穿越（Low Voltage Ride Through, LVRT）能力的关键技术挑战[3-4]。
提升功率器件过电流能力的研究主要聚焦于材料改性与热管理优化两大技术路线[5]。传统扩容方案，即增加芯片尺寸或芯片数量，虽可增大器件通流能力，但受限于成本与资源效率瓶颈。热管理创新方面，德国厂商采用铜金属化层提升20%过电流能力却加速了热疲劳老化[6-7]；中国科学院电工研究所开发的相变液浸没技术有效改善温度场均匀性[8-9]；重庆大学集成的相变材料（Phase Change Material, PCM）层则实现了局部温升抑制[10-12]；瑞士电力与宽带隙电子研究实验室构建的多层级微通道冷却系统虽显著增强了稳态散热[13-14]，但对瞬态热冲击响应仍显不足。现有方法在短时强过电流工况下尚未突破芯片热失效临界阈值。
本研究提出一种相变液浸没SiC MOSFET芯片的封装结构（Phase Change Liquid Immersion packaged Silicon Carbide Metal-Oxide-Semiconductor Field- Effect Transistor, PCL-IM SiC MOSFET），通过高绝缘相变液体置换传统硅胶封装层，构建芯片级相变热管理架构。相较于现有热管理优化技术，本文方案实现了三重突破：①使用液气相变材料（相变潜热L＞135 kJ/kg）替代固液相变材料，相变瞬态热容提升2.1倍，有效地匹配百ms级热冲击；②构建微腔核态沸腾主导的垂直向自驱动散热通道，相较依赖外部泵送的水平向液冷路径，热响应延迟极大降低；③优化封装结构，开发耐高温气密封装工艺，确保相变介质在过电流运行时的循环稳定性。基于Cauer热网络模型，采用等效导热系数法（核态沸腾区误差小于5.6%）与等效热容法（高温区误差小于4.0%）双维度相变过程建模策略，解决了传统计算流体动力学（Computational Fluid Dynamics, CFD）仿真相变界面追踪难题。实验表明，PCL-IM SiC MOSFET在不同倍数过电流工况下结温温升较商用器件均有显著降低，验证了相变热缓冲对瞬态热冲击的显著效果。该方案为突破功率器件短时强过电流热失效瓶颈提供了新的技术路径。
典型功率器件封装结构模型如图1所示，其自上而下的散热路径由半导体芯片（通过键合线连接外部电路）、金属焊料层（连接芯片与铜陶瓷基板（Direct Bonded Copper ceramic substrate, DBC））及散热基板构成。该结构虽适用于传统硅基器件的稳态散热需求，却难以适配碳化硅器件/结型场效应晶体管（SiC MOSFET/Junction Field-Effect Transistor, JFET）的瞬态热冲击特性。
图1 传统功率器件封装结构模型
Fig.1 Conventional power device structure model
研究表明，碳化硅器件的热源分布呈现显著的非对称特征，约90%的热量积聚于芯片顶表面50 mm深度范围内[15]。这种热源分布特性导致过电流期间垂直方向热传导路径存在约5～8 ms的热响应迟滞[16-17]，从而引发电热耦合效应正反馈循环，即芯片表层温升会使导通电阻上升，进一步加剧焦耳热积累，恶化运行状况，最终突破热失效临界阈值。
PCL-IM SiC MOSFET封装结构模型如图2所示，本文提出的PCL-IM SiC MOSFET通过高绝缘相变材料替代传统硅胶封装层，构建了兼具环境隔离与动态热管理的双功能封装结构。相较于传统硅胶仅具备被动防护功能（环境隔离、电气绝缘、机械保护），相变材料在维持同等防护等级（绝缘强度大于40 kV/mm）的基础上，增加了由芯片顶部垂直方向向上传热的途径。该结构通过相变潜热吸收机制，可将芯片表面瞬态热流通过顶部相变层快速耗散，以此来抵御芯片过电流带来的瞬态热冲击。
图2 PCL-IM SiC MOSFET封装结构模型
Fig.2 Structure model of PCL-IM SiC MOSFET
PCL-IM SiC MOSFET的Cauer热网络模型如图3所示。图3中，P为芯片发热功率，Tj为芯片结温，Tc为器件外壳温度，Rshell、RPCM、Rchip、Rs1、RDBC、Rs2、Rbase分别为器件外壳热阻、相变材料热阻、芯片热阻、芯片焊料层热阻、直接键合铜基板热阻、基板焊料层热阻、底板热阻；Cshell、CPCM、Cchip、Cs1、CDBC、Cs2、Cbase分别为器件外壳热容、相变材料热容、芯片热容、芯片焊料层热容、直接键合铜基板热容、基板焊料层热容、底板热容。
图3 PCL-IM SiC MOSFET的Cauer热网络模型
Fig.3 Cauer thermal network model of PCL-IM SiC MOSFET
R和C分别为器件各层结构的热阻和热容，其计算式[18]分别表示为
（1）
（2）
式中，l、l、c、r、A(z)分别为材料的厚度、导热系数、比热容、密度和有效传热面积。基于表1所列PCL-IM SiC MOSFET各层材料参数，通过式（1）和式（2）可计算获得各封装结构的热阻R与热容C。
在常规功率器件封装结构中，硅凝胶的导热系数lsilicone约为0.1～0.2 W/(m·K)，比热容csilicone约为1 500 J/(kg·K)，与表1中所列的相变液的导热系数lliquid=0.1 W/(m·K)和比热容cliquid=1 431 J/(kg·K)数值接近。这表明，采用相变液替代硅凝胶的封装方案在常规工况下具有等效热传导特性，能够维持器件稳态散热性能。然而，在瞬态过电流工况下，图3热网络模型中的相变等效热容CPCM和相变等效热阻RPCM是抑制结温升幅与温升速率的关键。为研究相变传热过程，本文分别采用了等效导热系数法和等效热容法两种等效方法，以全面分析相变材料的热管理性能。
表1 PCL-IM SiC MOSFET各层材料参数
Tab.1 Material parameters of each layer of PCL-IM SiC MOSFET
结构尺寸/ (mm×mm×mm)材料导热系数/ [W/(m·K)]比热容/ [J/(kg·K)] MOSFET芯片2.5×2.8×0.18碳化硅250700 芯片焊料层3.0×3.0×0.05金锡80150 上下铜层8×11×1铜400385 陶瓷层8×11×1陶瓷30850 基底焊料层10×12×0.05金锡80150 底板20×16.5×1钨铜200185 顶壳16.5×12.7×0.2铁镍合金20460 相变液15.5×11.7×6氟化液0.11 431
当结构尺寸一定时，热阻R由导热系数l决定。此时将CPCM看作定值，即相变液的液态定压热容Cpl，并采用lPCM进行热仿真以等效相变过程。
由表1可知，在PCL-IM SiC MOSFET器件中芯片的有效传热尺寸不足相变液体的5%，因此该沸腾过程可视为大容器饱和沸腾[19]。本文所选相变液在标准大气压下的沸点为110℃，参考文献[20]中的封装结构（可在250℃下长期稳态运行），测试了PCL-IM SiC MOSFET在90～250℃范围内的过电流结温抑制效果。在此温度区间内，大容器饱和沸腾的过热度的范围（0℃≤Dt≤140℃）依次经历自然对流、核态沸腾和过渡沸腾三阶段。本文基于核态沸腾的实验关联式对PCL-IM SiC MOSFET的相变过程进行分析。
（3）
式中，Dt为过热度；Tf为液体饱和温度（沸点）。
由于沸腾传热的复杂性，其传热系数的计算有多种方法。对于制冷介质而言，库珀（Cooper）公式目前得到较为广泛的应用[16]，即
（4）
式中，h为表面换热系数（W/(m2·K)）；q为热流密度（W/m2）；Mr为液体相对分子质量；pr为液体压力与该流体临界压力之比；W为功（J）；K为热力学温度（K）；Rp为表面平均粗糙度（mm），一般取0.3～0.4 mm。用lPCM进行相变等效时，相当于将相变对流换热过程等效为单相对流换热过程。
（5）
式中，l0为热源特征长度；Gr为格拉晓夫数；Pr为普朗特常量。
由式（5）所示的水平热面向上单相介质大空间层流自然对流工况换热关联式可得大空间自然对流表面换热系数表达式为
（6）
式中，hsp为芯片与相变液体表面换热系数；g为重力加速度；aV为液体的体膨胀率；rliquid为相变液密度；cliquid为相变液比热容；νliquid为相变液运动粘度。
联立式（4）与式（6），将式（6）中的lliquid用等效导热系数lPCM代替[6]，可得
（7）
通过代入表2所示的相变液物性参数可得等效导热系数lPCM，将lPCM代入多物理场仿真软件（COMSOL Multiphysics）进行计算，即可得到等效导热系数下的PCL-IM SiC MOSFET的温度场分布。
等效热容法的基本原理是将RPCM看作定值（即导热系数不变），并将相变过程等效为瞬态热容的增加，CPCM的表达式[7]为
（8）
表2 相变液物性参数
Tab.2 Physical parameters of phase change liquid
参 数数 值 常压沸点/℃110 液态密度/(kg/m3)1 820 液态定压比热容/[J/(kg·K)]1 431 液态导热系数/[W/(m·K)]0.100 7 体积膨胀系数/K-10.001 5 相对分子质量549.013 运动粘度/(m2/s)1.32×10-6
式中，T1为相变的起始温度；T2为相变的结束温度；Cpg、Cpl和Ctr分别为液态、气态和相变状态下相变材料的热容。在液体或气体状态下，相变材料的热容Cpl或Cpg相对较小。然而，当相变材料汽化时，由于潜热被吸收，热容Ctr很大。值得注意的是，Ctr不可能是无限的，并且吸收的总热量受到相变材料质量的限制。
材料转变相态所吸收的能量称为潜热LPCM，它只与材料特性有关。LPCM可以表示为
（9）
式中，L为相变材料的相变潜热（J/g）；DT为相变温度范围（℃）。
只有当相变材料开始相变时，才能利用相变潜热吸收热量，此时相变材料的温度不会发生显著变化。相变材料吸收的热量可以计算[9]为
（10）
式中，m1为相变材料的相变质量；Tpc为相变材料的相变温度。对于固液相变材料，相变过程首先发生在某一区域，然后向周围不断扩散，其中会出现固液混合的状态，所以固态和液态对于换热都有贡献，而在PCL-IM SiC MOSFET中，当相变液体吸热汽化，产生的气体会形成气泡，很快从芯片表面上升至液体表面并进入液体上方气腔，之后相变液体又会重新覆盖芯片表面，对于液气相变，有
（11）
故液气相变材料发生相变时的等效热容CPCM可定义为
（12）
固液相变材料和液体相变材料相变参数见表3。通过代入表3中的数据可得等效热容CPCM的值，同样代入COMSOL中可得到等效热容下的PCL-IM SiC MOSFET的温度场分布。
表3 固液相变材料和液体相变材料相变参数
Tab.3 Phase change parameters of solid phase change materials and liquid phase change materials
材料Tpc/℃DTpc/℃l/[W/(m·K)]L/(J/g)C/[J/(kg·K)] 固液相变材料10873240240 氟化液11050.11351 431
表3数据显示，固液相变材料与液气相变材料在性能上各具特点。固液相变材料导热系数较高，但热容和相变潜热较小，且与芯片表面的界面接触问题较难解决；液气相变材料热容和相变潜热较大，但导热系数较低，同时沸腾产生的气体对器件结构设计和气密封装工艺提出了更高要求。
本文采用的PCL-IM SiC MOSFET器件基于Cree公司CPM3-1200-0075A裸芯片开发。该芯片与常规TO-247封装的C3M0075120D器件采用相同芯片，因此二者具有相同的输出特性曲线。根据规格书，CPM3-1200-0075A在壳温Tc=100℃，栅极电压Vgs=15 V，结壳热阻Rth(j-c)＜0.48 K/W条件下，最大连续漏电流Id=19.7 A。考虑到实验过程中热阻较大，且实际应用中需要为输出电流留出裕度，本文选取基准电流Id0为0.5Id，即过电流倍数定义为Id/Id0。
在本实验中，考虑到被测芯片尺寸较小且测试时间尺度为ms级，则采用文献[21]提出的结温在线监测方法。
基于B1505功率分析仪测得图4所示的PCL-IM SiC MOSFET不同温度下导通漏源电压与漏电流的函数关系，通过式（13）进行曲面拟合，建立了芯片结温Tj与漏电流Id、导通漏源电压Vds(on)的函数关系[22]。将该函数关系预置入示波器后，即可通过实时监测的Id和Vds(on)数据直接获取对应的结温值。
（13）
为研究百ms级过电流特性，本研究设计了如图5所示的脉冲过电流测试主电路，对PCL-IM SiC MOSFET和商用器件分别进行单脉冲实验。
图4 PCL-IM SiC MOSFET不同温度下导通漏源电压与漏电流的函数关系
Fig.4 Functional relationship between Vds(on) and Id of PCL-IM SiC MOSFET at different temperatures
图5 脉冲过电流测试主电路
Fig.5 Main circuit for overcurrent pulse test
母线电容Cbank的作用是维持芯片脉冲过电流运行时所在支路电压恒定。负载电阻Rload是用于补偿SiC MOSFET因结温上升导致的Rds(on)变化，确保支路总电阻稳定。Ron的作用是给母线电容提供放电回路，方便实验进程。
该设计通过稳定支路电压和电阻，实现了实验所需的恒定电流输出。在一次百ms时长开关过程中，导通损耗占主导部分，开关损耗忽略不计，则器件功率损耗[23]为
（14）
在COMSOL仿真中，采用等效导热系数和等效热容方法模拟了PCL-IM SiC MOSFET芯片在500 ms过电流工况下的热特性分别如图6和图7所示。仿真设定芯片初始温度为90℃，过电流倍数从2.0以0.05为步长线性递增至3.0，获得了该过程中芯片结温的动态变化曲线，并提取了500 ms过电流结束时的器件温度场分布。
图6 等效导热系数模型（2.5倍过电流500 ms） COMSOL仿真温度分布
Fig.6 Equivalent thermal conductivity model (2.5 times overcurrent 500 ms) COMSOL simulation temperature distribution
图7 等效热容模型（2.5倍过电流500 ms） COMSOL仿真温度分布
Fig.7 Equivalent heat capacity model (2.5 times overcurrent 500 ms) COMSOL simulation temperature distribution
仿真结果表明，采用等效导热系数与等效热容模型预测2.5倍过电流（500 ms）条件下PCL-IM SiC MOSFET芯片最高温度的结果相近，但温度分布特征存在显著差异。在等效导热模型中，最高温度集中出现在栅极/源极键合线及芯片上表面键合区域，芯片上表面温度分布较为均匀（最大温差小于10℃）；而等效热容模型的温度分布呈现由芯片边缘（最高温）向中心递减的梯度特征，表面最大温差达30℃。在等效导热系数模型中，键合线与芯片的键合处因接触热阻较大形成局部热点，该温度分布特征与实际工况相符。根据热传导得热流密度q正比于l，即
（15）
式中，Q1为热流量；A为有效传热面积；R为热阻；DT1为温差。
当相变材料导热系数lliquid增大为lPCM时，芯片表面与相变材料间的热流密度显著增加。在相同发热功率条件下，等效导热模型中芯片的上表面热流密度大于等效热容模型，因此其平均温度也相应更高。这一现象解释了两种模型在温度分布上的差异特性。
在等效热容模型中，芯片上表面中心区域由于与相变液体的接触面积大于边缘区域，使得该区域参与相变吸热的材料质量更多，吸收的热量也更大，因此温度较边缘区域更低。然而这种基于热容主导的吸热机制会放大中心区域的温降效应，可能导致仿真得到的中心区域温度低于实际工况中的测量值。
负载电流Id由量程为35 A电流探头测得，漏源电压Vds由无源探头直接测得。漏源导通电阻Rds(on)为
（16）
PCL-IM SiC MOSFET和商用器件脉冲过电流测试分别如图8和图9所示。由图8和图9可知，测试台包括恒温加热平台（设定待测器件的初始温度）；栅极驱动，通过给芯片栅极驱动信号Vgs控制芯片的导通与关断；固态断路器（Solid-State Circuit Breaker，SSCB），用于防止器件在电路发生短路故障时受到过电流冲击。实验过程中，首先通过调节恒压源输出电压Vo对母线电容Cbank进行充电。待充电完成后，触发驱动信号使器件过电流导通500 ms完成单次测试。每次测试结束后，需等待母线电容重新充电，同时确保器件冷却至初始温度，随后重复测试流程并取多次测试结果的平均值。
图8 PCL-IM SiC MOSFET脉冲过电流测试
Fig.8 PCL-IM SiC MOSFET pulse overcurrent testing
图9 商用器件脉冲过电流测试
Fig.9 Commercial device pulse overcurrent testing
PCL-IM SiC MOSFET和商用器件过电流测试（2.5倍500 ms）分别如图10和图11所示。图10表明，在PCL-IM SiC MOSFET过电流运行的过程中，器件的导通电阻持续增加，在PCL-IM SiC MOSFET和负载电阻所在的支路中有
（17）
图10 PCL-IM SiC MOSFET过电流测试（2.5倍500 ms）
Fig.10 PCL-IM SiC MOSFET overcurrent test (2.5 times 500 ms)
图11 商用器件过电流测试（2.5倍500 ms）
Fig.11 Commercial device overcurrent test (2.5 times 500 ms)
实验数据分析表明，负载电流Id的下降由两个因素共同导致：①漏源导通电阻Rds(on)的降低； ②500 ms过电流过程中母线电容因电荷消耗引起的电压下降（导致支路电压Von降低）。由图10和图11可得，Id的下降率分别为5.14%和4.86%，均在可接受下降范围内。实验中Vds(on)1和Vds(on)2的上升均由芯片结温升高引发的热效应引起。
在相同实验条件下，常规器件的芯片结温上升108.046℃，而PCL-IM SiC MOSFET仅上升81.145℃，表明PCL-IM SiC MOSFET抑制结温温升达27.315℃。
不同过电流倍数下（运行500 ms）芯片的最终结温（取时间为500 ms Tj的值）如图12所示。图12显示，当结温处于110～180℃范围内时，采用等效导热系数法仿真得到的结温Tb与实验测量值Ta的偏差小于10℃（核态沸腾区误差小于5.6%），表明该方法在此温区对相变过程的等效处理是合理的。
图12 不同过电流倍数下（运行500 ms）芯片的最终结温（取时间为500 ms Tj的值）
Fig.12 The final junction temperature of the chip under different overcurrent multiples (running for 500 ms) (taken as the value of 500 ms Tj)
然而，当结温超过180℃后，Tb与Ta的偏差逐渐增大。这是由于随着过电流倍数增加，芯片结温升高导致过热度Dt=Ta-Tf（Tf为沸点110℃）增大，相变液的沸腾状态从稳定的核态沸腾转变为不稳定的过渡沸腾阶段。
液体在水平加热面上沸腾的q-Dt曲线如图13所示。由图13可知，在过渡沸腾阶段，热流密度q随Dt增大而降低；本文的等效导热系数模型始终将沸腾过程简化为核态沸腾（该阶段q随Dt增大而增大），导致在高过热度条件下高估了界面热流密度和等效导热系数lPCM。通过对比分析可确定，该氟化液的沸腾状态转变过热度阈值Dt2约70℃。因此，等效导热系数法适用于结温与沸点温差不超过Dt2的工况预测，超出此范围时需考虑沸腾状态转变的影响。通过等效热容法得到的最终结温Tc始终比实验值Ta低5～15℃（高温区误差小于4.0%），是因为该方法未考虑相变液气化生成的气泡对散热的影响[24]。
图13 液体在水平加热面上沸腾的q-Dt曲线
Fig.13 q-Dt curve of liquid boiling on a horizontal heating surface
氟化液沸腾传热如图14所示，在芯片结温较低时，气泡生成速率较慢，小气泡易附着在芯片表面，既减小了有效散热面积又阻碍了热传导，导致仿真值Tc较实验值Ta偏低5～15℃；而在结温较高时，气泡生成速率加快并迅速脱离芯片表面，其负面影响减弱，使得仿真误差明显减小（见图11）。由此可见，等效热容法在高温区准确性更高。
图14 氟化液沸腾传热
Fig.14 Boiling heat transfer of fluorinated liquid
2、2.5、3倍过电流下实验及仿真芯片结温（初始结温均为90℃）曲线如图15所示，在不同过电流倍数条件下，PCL-IM SiC MOSFET相比商用器件均表现出显著的温升抑制效果。具体而言，在2倍过电流（500 ms）工况下，PCL-IM SiC MOSFET的结温为116.05℃，结温温升为26.05℃，较商用器件（结温126.49℃，结温温升36.49℃）降低了10.44℃，温升抑制率为28.61%；在2.5倍过电流工况下，PCL-IM SiC MOSFET的结温由200.42℃降至173.06℃，结温温升从110.42℃降至83.03℃，降幅为27.36℃，温升抑制率为24.78%；在3倍过电流工况下，PCL-IM SiC MOSFET的结温由293.43℃显著下降至253.28℃，结温温升从203.43℃降至163.28℃，降幅达40.15℃，温升抑制率为19.74%。上述结果表明，PCL-IM SiC MOSFET在不同过电流倍数下均能有效抑制结温温升，显著提升了器件的热管理性能。实验结果表明，随着过电流倍数的增加，PCL-IM SiC MOSFET的温升抑制效果更加显著，在3倍过电流时仍能够达到19.74%的温升降低幅度，证实了相变材料对功率器件过电流热管理的有效性。
图15 2、2.5、3倍过电流下实验及仿真芯片结温曲线（初始结温均为90℃）
Fig.15 Experimental and simulation chip junction temperature curve under 2, 2.5 and 3 times overcurrent (the initial junction temperature is 90℃）
针对PCL-IM SiC MOSFET在过电流运行中的相变液动态行为及其可靠性影响，本研究通过不同过电流倍数循环实验进行了系统性验证。实验设计基于器件运行中相变液受热汽化与冷却液化的动态特性，分别在2、2.5和3倍过电流工况下开展50次脉冲循环测试，通过对比首次与末次循环的结温温升曲线，评估器件与相变液系统的循环稳定性。实验结果显示如图16所示，三种过电流工况下末次循环的结温温升曲线均与首次循环高度吻合，具体表现为：2倍过电流工况末次循环结温温升较首次仅上升0.58℃，2.5倍与3倍工况的温升差值分别为0.64℃和0.72℃。数据表明，器件在多次过电流循环测试后，不同过电流倍数下结温温升的波动幅度始终控制在1℃阈值内，充分验证了器件封装结构及相变液冷却系统的长效稳定性。
图16 多倍过电流循环前后PCL-IM SiC MOSFET运行结温对比
Fig.16 Comparison of operating junction temperature of PCL-IM SiC MOSFET before and after multiple overcurrent cycles
该器件的可靠运行得益于封装设计的精细化控制[25-26]。在开发阶段通过热力学模型精确计算了不同过电流工况下的相变液汽化量，特别针对3倍过电流峰值工况，实际填充量预留了3倍安全裕度[27]。这种设计策略有效地规避了因多次循环导致的壳内气体蓄积或液相工质不足风险，从根源上确保了极端工况下的器件内部相变材料的气液动态平衡稳定性。
本文提出了一种基于相变冷却的新型PCL-IM SiC MOSFET器件，通过高绝缘相变液体替代传统硅胶封装层，实现了电气绝缘与瞬态热冲击抑制的双重功能耦合。理论建模方面，结合Cauer热网络模型，采用双维度等效导热系数法（核态沸腾区误差小于5.6%）和等效热容法（高温区误差小于4.0%）相变建模对比，有效地解决了相变界面动态追踪的仿真难题。实验结果表明，该器件在不同过电流工况下均表现出优异的温升抑制能力：在2倍、2.5倍和3倍过电流条件下，温升抑制率分别达28.16%、24.78%和19.74%，且随着过电流倍数的增加，相变热缓冲效果更为显著。在循环测试实验中，首末测试结温温升差异始终小于1℃，证实了器件在极端工况下的循环可靠性。本文为功率器件在极端过载工况下的热失效防护提供了创新的技术解决方案，具有重要的工程应用价值。
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Abstract Silicon carbide (SiC) power devices are susceptible to critical thermal failure under transient overcurrent conditions. Conventional packaging, characterized by a top-down stacked heat dissipation path, is inadequate for managing the transient thermal shock and asymmetric heat source distribution inherent to SiC devices. This inadequacy frequently leads to excessively rapid local temperature increases, initiating detrimental electrothermal coupling positive feedback that accelerates thermal instability and device failure. This paper presents a packaging solution that integrates electrical insulation with thermal management, specifically designed to mitigate transient thermal shock in SiC MOSFETs.
A novel packaging approach, termed phase change liquid immersion packaged SiC MOSFET (PCL-IM SiC MOSFET), is presented. This method replaces the traditional silicone encapsulation layer with a high-insulation phase change liquid, forming a dual-functional structure. The significant latent heat of the phase change liquid (＞135 kJ/kg) is harnessed to establish an effective thermal buffering mechanism. To accurately simulate the associated thermal behavior, a dual-dimensional phase change modeling strategy based on the Cauer thermal network model is introduced. This strategy employs the equivalent thermal conductivity method for modeling heat transfer within the nucleate boiling zone and the equivalent heat capacity method for the high-temperature zone, overcoming limitations of traditional phase change interface tracking in simulations.
Validation of the dual-dimensional modeling strategy shows high accuracy. The equivalent thermal conductivity method achieves prediction errors of less than 5.6% in the nucleate boiling zone (Dt＜70℃
. The equivalent heat capacity method yields errors below 4.0% in the high-temperature zone, demonstrating higher performance in this region. Experimental results confirm the efficacy of the PCL-IM packaging. Under 2.5 times overcurrent conditions (500 ms duration), the PCL-IM SiC MOSFET exhibits a junction temperature reduction of 27.36℃ compared to commercially packaged devices, equating to a temperature rise suppression rate of 24.78%. A junction temperature reduction of 40.15℃ is observed under 3 times overcurrent conditions. Testing over 50 cycles with varying overcurrent multiples reveals a junction temperature rise difference of less than 1℃ between the first and last cycles. A phase change liquid packaging design incorporating a threefold safety margin effectively maintains gas-liquid dynamic equilibrium throughout the cycling tests.
The PCL-IM packaging technology significantly attenuates transient thermal shock in SiC MOSFETs, substantially reducing junction temperature rise under overcurrent conditions. The integrated phase change liquid provides robust thermal buffering through efficient absorption of latent heat. The proposed dual-dimensional phase change modeling strategy, comprising the equivalent thermal conductivity and equivalent heat capacity methods, provides a reliable and efficient framework for simulating complex phase change heat transfer. Stable performance over 50 testing cycles, supported by maintained gas-liquid dynamic balance, confirms the cycling reliability of the PCL-IM SiC MOSFET under extreme operating conditions. This packaging approach demonstrates a potential alternative for enhancing transient thermal management and reliability in power devices that are vulnerable to short-term, strong overcurrent.
keywords：Silicon carbide (SiC) power devices, phase change liquid immersion packaging, transient thermal management, equivalent thermal model, junction temperature suppression
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.250712
中图分类号：TM46; TN386.1
收稿日期 2025-04-28
改稿日期 2025-07-09
彭承奥 男，2001年生，硕士研究生，研究方向为碳化硅功率器件过电流运行热管理及能力提升。E-mail: pengchengao@hust.edu.cn
王智强 男，1985年生，教授，博士生导师，研究方向为碳化硅（SiC）、氮化镓（GaN）功率半导体芯片封装与集成，高温、高频、高功率密度电力电子系统。E-mail: zhiqiangwang@hust.edu.cn（通信作者）
（编辑 陈 诚）