ESTUDO DO COMPORTAMENTO E LIMITE DE DESEMPENHO DE MOSFET RESFRIADO

ATIVAMENTE EM CONVERSORES BOOST

THIAGO F. DE MORAES, LUIZ C. G. DE FREITAS, LUIZ C. DE FREITAS, ADRIANO A. PEREIRA, JOAO B. V. JÚNIOR

Núcleo de Pesquisa em Eletrônica de Potência (NUPEP)

Faculdade de Engenharia Elétrica (FEELT)

Universidade Federal de Uberlândia (UFU)

Av. João Naves de Ávila, 2160 - Bloco 3N - Campus Santa Mônica CEP: 38400-902

Uberlândia, MG, Brasil

E-mails: thiago@bugei.com.br, batista@ufu.br

Abstract This paper presents a comparative study about the behavior and performance limits of MOSFETs in DC-DC Boost

converters under active cooling vs. traditional passive heat sinks. This concept of the active cooling bases on thermoelectric ele-

ments, a.k.a. Peltier modules and the hardware and software required for its proper application. During active cooling the MOSFET was cooled down to sub ambient constant temperatures, assuring its thermal safety. A detailed description of the developed system

is presented. The experimental results confirm the device prototype operation. In addition, the main advantages confirmed were

the higher power dissipation, increase of thermal margin and capability of actively transferring heat from overloaded areas to other location.

Keywords Performance limits, heating, cooling, thermal margin, thermal management, boost converter, Peltier.

Resumo Este trabalho apresenta um estudo comparativo sobre o comportamento e limites de desempenho de MOSFETs em conversores CC-CC Boost mediante refrigeração ativa frente aos tradicionais dissipadores passivos. Este conceito de refrigeração

ativa é baseado na utilização de elementos termoelétricos, conhecidos como módulos Peltier e o aparato de hardware e software

necessários para sua aplicação. Durante refrigeração ativa o MOSFET foi resfriado a temperatura subambiente e constante, garan-tindo sua a segurança térmica. Uma descrição detalhada do sistema desenvolvido é apresentada. Os resultados experimentais con-

firmam a operação do protótipo. Ainda, as principais vantagens confirmadas foram maior potência dissipada, aumento da margem

térmica e capacidade de transferir ativamente calor de uma área sobrecarregada para outro local.

Palavras-chave Limite de desempenho, aquecimento, resfriamento, margem térmica, gestão térmica, conversor Boost, Peltier.

1 Introdução

Uma crescente ênfase na demanda de energia elétrica,

sua funcionalidade, bem como na conservação de

energia têm levado a um aumento significativo de

densidades de potência. Assim, cada vez mais tornam-

se necessárias tecnologias de conversão de energia

elétrica de forma confiável e eficiente para a indústria

automobilística, aérea e para aplicações de produtos

de consumo. (Scofield et al., 2010)

No caso de MOSFET’s e de qualquer chave elétrica,

uma vez que o fluxo de corrente passe através da sua

resistência série, ocorrem as perdas Joulicas por

condução e geração de calor irreversível. Da mesma

forma, em conversores CC-CC existem ainda as

perdas por comutação, que ocorrem sempre que

tensão e corrente não nulas são indesejavelmente

aplicadas nas chaves e diodos, em qualquer topologia.

A miniaturização contínua de conversores elétricos e

sistemas eletrônicos resultou em um aumento

dramático da quantidade de calor gerado por unidade

de volume, de magnitude comparável às encontradas

em reatores nucleares e da superfície do sol. (Y. A.

Cengel, R. H. Turner, 2008)

Ao mesmo tempo, equipamentos eletrônicos estão

presentes em praticamente todos os aspectos da vida

moderna, de miniaturas a super computadores de alta

potência. A confiabilidade dos componentes

eletrônicos de um sistema é um fator crítico para a

confiabilidade geral do sistema, uma vez que um

sistema é tão seguro quanto o elo menos seguro que

compõe tal sistema. Componentes eletrônicos

dependem da passagem de corrente elétrica para

exercer as suas funções e se tornam locais potenciais

para excessivo aquecimento.

A temperatura decorrente da geração de calor é o

limite útimo para a miniaturização e é, por

conseguinte, o limiar físico que restringe o aumento

da densidade de potência. (Cerofolini, 2009)

Além disso, se dispositivos eletrônicos não forem

termicamente concebidos e controlados de forma

devida, as altas taxas de geração de calor podem

resultar em altas temperaturas de operação, pondo em

risco a sua segurança e confiabilidade. A taxa de falha

de equipamentos eletrônicos aumenta

exponencialmente com temperatura. O alto estresse

térmico aos quais estão submetidas as junções de

soldas de componentes eletrônicos montados em

placas de circuito impresso resultantes de variações de

temperatura são as principais causas de falha.

Portanto, a gestão térmica têm se tornado cada vez

mais importante no projeto e operação de

equipamentos eletrônicos e conversores elétricos. (Y.

A. Cengel, R. H. Turner, 2008)

O uso de resfriamento ativo baseado em tecnologia

Peltier tem sido indicado como uma potencial solução

para resfriamento microeletrônico, integradando

monoliticamente termoelementos de filmes finos

junto ao circuito microeletrônico em questão.

Diversos estudos focados em melhorar a figura de

mérito de dispositivos Peltier estão em andamento,

especialmente mediante melhoras dos coeficientes

termoelétricos fundamentais nos materiais

Anais do XX Congresso Brasileiro de Automática Belo Horizonte, MG, 20 a 24 de Setembro de 2014

2462

empregados, em escala nanométrica. (Cerofolini,

2009; Fan et al., 2001; Liu et al., 2012; Snyder et al.,

2004; Anon n.d.; Rowe & Min, 1998)

Esse artigo contribui com a apresentação de um sis-

tema de resfriamento ativo, baseado em módulos ter-

moelétricos que operam com base no efeito Peltier.

Esse sistema apresenta a principal vantagem de tornar

possível a avaliação do comportamento de componen-

tes elétricos e dos limites de desempenho mediante

resfriamento ativo. No caso desse estudo, o foco foi o

MOSFET utilizado na topologia boost. Ao se aplicar

uma gestão térmica capaz de manter o MOSFET em

segurança térmica, sua capacidade de potência é ele-

vada a patamares praticamente impossíveis utilizando

resfriamento com dissipadores passivos tradicionais.

Outra consequência importante ao se lançar mão de

um sistema de refrigeração ativo que atinja tempera-

turas subambientes é que cria-se um gradiente de tem-

peratura no componente que invariavelmente chega

até a junção de solda e minimiza o alto estresse ao qual

estão submetidas. Uma descrição detalhada do princí-

pio de operação e da estratégia de gestão térmica apli-

cada ao MOSFET, bem como resultados experimen-

tais são apresentados.

2 Estudo Comparativo

2.1 Sistema de Resfriamento Desenvolvido

A Figura 1 apresenta um módulo Peltier comerci-

almente disponível. Resumidamente, de acordo com

(Rowe, 1995), um dispositivo termoelétrico funciona

como uma bomba de calor, transferindo energia tér-

mica de uma face a outra, gerando assim um gradiente

de temperatura entre elas.

Figura 1. Módulo termoelétrico Peltier

Referência: CALIFORNIA INSTITUTE OF TECHNOLOGY Dis-ponível em: <http://www.thermoelectrics.caltech.edu/thermoelec-

trics/engineering.html >. Acesso em: 2 dez. 2013.

Uma das condições de projeto do equipamento de

resfriamento desenvolvido é que a sua capacidade tér-

mica deve ser muito maior que os componentes a se-

rem resfriados por ele, a fim de garantir a capacidade

de se manter a temperatura do sistema resfriador +

componentes resfriados constante mediante as varia-

ções de atividade elétrica nos componentes e perdas

de energia térmica para o ambiente. Para isso, foram

utilizados 6 módulos Peltier com Qc = 400W, ou seja,

400W de potência térmica quando a diferença de tem-

peratura entre as faces quente e fria for nula. Os 6 mó-

dulos foram dispostos em paralelo, a fim de maximi-

zar a capacidade de potência térmica. Cada módulo

possui seu próprio dissipador conectado à face quente.

Esses dissipadores são responsáveis por dissipar a

energia térmica retirada da face fria mais as perdas

joulicas internas de cada módulo. As faces frias de to-

dos os módulos são conectadas a um trocador de pla-

cas de cobre, que por sua vez é fixado em uma suporte

de polietileno. Refrigerante líquido é bombeado pelas

placas do trocador. Para este estudo foi utilizada água

deionizada devido a sua alta capacidade térmica e alto

calor específico. As interfaces de todas as faces de to-

dos os módulos com o dissipador/trocador foi feita

com pasta térmica de alta qualidade.

Figura 2. Sistema de resfriamento. De cima para baixo: 1 – dissipa-

dores de alumínio. 2 – módulos Peltier. 3 – Trocador de placas de cobre. 4 – Suporte de polietileno. Apenas 1 e 4 são visíveis.

Figura 3. Sistema de resfriamento com ventoinhas instaladas.

O equipamento possui dimensões 710 mm x 142 mm

x 75 mm, incluindo os dissipadores de alumínio, que

são fixos e desconsiderando as ventoinhas. O refrige-

rante resfriado pelos trocador de placas de cobre flui

por mangueiras e chega em outro trocador de cobre,

de dimensões mais reduzidas, conforme figs. 4 e 5. O

refrigerante então flui por dentro do trocador de cobre

reduzido, que por sua vez é acoplado ao MOSFET. A

pressão mecânica é garantida colocando o MOSFET

Anais do XX Congresso Brasileiro de Automática Belo Horizonte, MG, 20 a 24 de Setembro de 2014

2463

entre o trocador de cobre um bloco de alumínio para-

fusados entre si.

Figura 4. Trocador de cobre reduzido acoplado ao MOSFET.

Figura 5. Desenho do trocador de cobre reduzido acoplado ao

MOSFET. (Dimensões em polegadas)

Sendo COP =𝑄𝑐

𝑊

Onde Qc é o calor removido pela face fria e W a po-

tência elétrica fornecida.

Na faixa de operação empregada, o equipamento apre-

sentou COP de 2.39 quando a diferença de tempera-

tura entre as faces quentes e frias (dT) é igual a zero e

COP de 0.31 quando dT é igual a 40ºC. Outros valores

são possíveis mediante utilizações dos termoelemen-

tos em distintos pontos da curva Qc [W] x I [A], en-

contrada nos respectivos datasheets.

É importante frisar que a proposta da construção deste

resfriador visa atender a condição de um equipamento

de bancada, capaz de atuar sobre CI’s de maior potên-

cia e sobre mais de um componente ao mesmo tempo.

Desta forma, justifica-se o elevado dimensionamento

térmico do equipamento.

2.2 Conversor CC-CC boost utilizado

O conversor utilizado foi um boost tradicional.

Figura 6. Conversor boost utilizado

O conversor boost utilizado opera em malha aberta

com comutação hard, sem utilização de snubber. Uti-

lizou-se uma fonte de corrente e tensão variáveis.

O MOSFET (S1) utilizado foi o C2M0080120D, da

Cree. O diodo (D0) utilizado foi o C3D20060D, da

Cree. O dissipador passivo no diodo foi definido para

que o diodo estivesse sempre dentro da sua faixa nor-

mal de operação, não influenciando as medições e

comportamento do conversor.

3 Metodologia

Para a medição de temperaturas, foram utilizados

2 sensores de temperatura TMP100, da Texas Instru-

ments e uma câmera termográfica i5, da Flir.

Os 2 sensores apresentaram diferença de medição me-

nor que 0,5ºC entre si e o erro de exatidão de ambos

foi menor que 1ºC. Ambos foram utilizados ao mesmo

tempo e a média foi calculada para minimizar erros

sistemáticos. Foi verificado que a câmera termográ-

fica apresentou valores de medição com variação me-

nor que 2ºC comparado com a média dos sensores

TMP100 ao longo de toda a faixa de operação do ex-

perimento.

O laboratório onde o experimento foi conduzido es-

tava sob ar condicionado e a temperatura ambiente

constante, ainda que pequenas variações locais exis-

tam devido ao próprio funcionamento do sistema.

Na primeira etapa do estudo, foi acoplado um dissipa-

dor passivo tradicional na MOSFET, de dimensões

próximas das dimensões do MOSFET.

Inicialmente foi feita medição de temperatura no

diodo nas condições de maior potência demandada, a

fim de garantir que ele estava dentro das faixas de tem-

peraturas normais ao longo do experimento.

Anais do XX Congresso Brasileiro de Automática Belo Horizonte, MG, 20 a 24 de Setembro de 2014

2464

Figura 7. Dissipadores passivos no MOSFET e diodo e sensores

TMP100 acoplados nos dissipadores.

A primeira parte do experimento consistiu em opera-

ção em ponto de operação com tensão de entrada fixa

em 130V, o ganho em 2 e carga de 50 ohms, pura-

mente resistiva.

Na primeira parte do experimento, o conversor foi li-

gado na frequência de chaveamento de 50 kHz e a

temperatura do MOSFET foi monitorada, até se atin-

gir um valor dentro de 10% da temperatura absoluta

do componente, chegando aos 135ºC. A temperatura

máxima absoluta especificada no manual é de 150ºC.

Após aguardar o resfriamento do MOSFET até a tem-

peratura ambiente, foi repetido o mesmo procedi-

mento variando a frequência de chaveamento para 75

kHz e depois para 100 kHz.

Na segunda parte do experimento, foi acoplado o sis-

tema de resfriamento desenvolvido, mantendo-se todo

o resto do conversor e ponto de operação como ante-

riormente.

Após estabilização de todo o circuito térmico (refrige-

rante, trocador de cobre e chave), a operação foi re-

feita e as temperaturas foram registradas.

Na terceira parte do experimento, o MOSFET foi le-

vado ao extremo, através de gradual variação da razão

cíclica a fim de se verificar qual o novo valor máximo

de potência mediante resfriamento ativo. O MOSFET

foi resfriado anteriormente ao funcionamento do con-

versor até temperatura de equilíbrio. Uma nova asso-

ciação de cargas no valor de 15 ohms, fixa e pura-

mente resistiva foi utilizada a fim de possibilitar cor-

rentes maiores comparadas aquelas encontradas nas

etapas anteriores.

Na terceira parte, o valor inicial de razão cíclica foi de

20%, subindo 5% a cada 2 minutos e atingindo o valor

final de 50% após 12 minutos. Neste instante houve a

queima do MOSFET e interrupção do funcionamento

do conversor. Como esta etapa é inerentemente des-

trutiva, este procedimento foi realizado uma única

vez, na frequência de chaveamento de 50 KHz.

Na terceira parte, além das imagens termográficas e

gráfico de temperaturas, serão apresentados os valores

obtidos de corrente e potência de saída.

Em todas as repetições de todo o experimento, foram

gravadas imagens térmicas a cada 2 minutos. Para fim

de claridade das informações, os valores foram dis-

postos em gráficos. Serão apresentadas imagens ter-

mográficas do início e final de cada repetição. Será

apresentada uma única forma de onda de tensão e cor-

rente no diodo e no MOSFET, já que não houve ne-

nhuma variação dessas formas de onda em qualquer

etapa do experimento.

Em todas as repetições a eficiência foi medida direta-

mente através de um medidor de potência Yokogawa

modelo WT230.

4 Resultados Experimentais

A seguir são apresentados os resultados experi-

mentais colhidos em laboratório.

Primeira etapa – resfriamento passivo:

Figura 8. Curva de temperatura do MOSFET a 50 kHz. Resfria-

mento passivo.

Figura 9. Imagens térmicas de início e fim da operação a 50 kHz.

Resfriamento passivo.

Figura 10. Formas de onda de tensão e corrente no MOSFET (CH1 e CH2) e no diodo (CH3 e CH4) no fim da operação a 50 kHz. Res-

friamento passivo.

26,8

61,8

80

99,4

114

124134

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

0 2 4 6 8 10 12

Te

mp

era

tura

do

MO

SF

ET

[ºC

]

Tempo [minutos]

F = 50 kHz / Dissipador passivo

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2465

Figura 11. Curva de temperatura do MOSFET a 75 kHz. Resfria-

mento passivo.

Figura 12. Imagens térmicas de início e fim da operação a 75 kHz.

Resfriamento passivo.

Figura 13. Curva de temperatura do MOSFET a 100 kHz. Resfria-

mento passivo.

Figura 14. Imagens térmicas de início e fim da operação a 100 kHz. Resfriamento passivo.

Segunda etapa - resfriamento ativo:

Figura 15. Curva de temperatura do MOSFET e do trocador de co-bre reduzido acoplado ao MOSFET a 50 kHz. Resfriamento ativo.

Figura 16. Imagens térmicas de início e fim da operação a 50 kHz.

Resfriamento ativo.

Figura 17. Curva de temperatura do MOSFET e do trocador de co-

bre acoplado ao MOSFET a 75 kHz. Resfriamento ativo.

Figura 18. Imagens térmicas de início e fim da operação a 75 kHz.

Resfriamento ativo.

Figura 19. Curva de temperatura do MOSFET e do trocador de co-bre acoplado ao MOSFET a 100 kHz. Resfriamento ativo.

Figura 20. Imagens térmicas de início e fim da operação a 100 kHz. Resfriamento ativo.

27,6

79,7

98,6

113

125

134

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

0 2 4 6 8 10 12

TE

MP

ER

AT

UR

A D

O M

OS

FE

T [

ºC]

TEMPO [MINUTOS]

F = 75 KHZ / DISSIPADOR PASSIVO

27,5

79,1

105

125

135

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

0 2 4 6 8 10 12

Te

mp

era

tura

do

MO

SFE

T [

ºC]

Tempo [minutos]

F = 100 kHz / Dissipador passivo

1010,7

9,8

11,410,7 10,6 10,6

10

15,516,4

17,4

14

17,2

14,4

6

8

10

12

14

16

18

20

0 2 4 6 8 10 12

Tem

pe

ratu

ras

[ºC

]

Tempo [minutos]

F = 50 kHz / Resfriador Peltier

Trocador de Cobre MOSFET

13,9

11,1 11,4

12,6 12,4 12 12,2

13,914,9

14

18,6

15,414,9

16,7

6

8

10

12

14

16

18

20

0 2 4 6 8 10 12

Tem

pe

ratu

ras

[ºC

]

Tempo [minutos]

F = 75 kHz / Resfriador Peltier

Trocador de Cobre MOSFET

11,9 11,812,3 12,5 12,5 12,7 12,4

11,9

15,6 15,8

17,2

15,8

18,8

15,3

6

8

10

12

14

16

18

20

0 2 4 6 8 10 12

Te

mp

era

tura

s [º

C]

Tempo [minutos]

F = 100 kHz / Resfriador Peltier

Trocador de Cobre MOSFET

Anais do XX Congresso Brasileiro de Automática Belo Horizonte, MG, 20 a 24 de Setembro de 2014

2466

Terceira etapa – máxima potência mediante

resfriamento ativo:

Figura 21. Curva de temperatura do MOSFET e do trocador de co-

bre reduzido acoplado ao MOSFET a 50 kHz. Resfriamento ativo,

experimento destrutivo.

Figura 22. Curvas de corrente e potência de saída a 50 kHz.

Resfriamento ativo, experimento destrutivo.

Figura 23. Imagens térmicas de início e fim da operação a 50 kHz. Resfriamento ativo, experimento destrutivo.

4.1 Eficiência do conversor

Em todas as repetições, a eficiência do conversor es-

teve entre 96,8% e 97,8%. Como esperado, a variação

térmica não afetou a eficiência global. Este valor de

eficiência está dentro das expectativas iniciais, uma

vez que a topologia escolhida para o conversor CC-

CC é bastante simples e composta por poucos elemen-

tos.

De acordo com a fabricante Maxim Integrated, a po-

tência dissipada em um MOSFET que atue como

chave pode ser estimada através das equações

(Tutorial 1832, 2002):

𝑃𝐷𝐷𝐸𝑉𝐼𝐶𝐸𝑇𝑂𝑇𝐴𝐿= 𝑃𝐷𝑅𝐸𝑆𝐼𝑆𝑇𝐼𝑉𝐸 + 𝑃𝐷𝑆𝑊𝐼𝑇𝐶𝐻𝐼𝑁𝐺 (1)

𝑃𝐷𝑅𝐸𝑆𝐼𝑆𝑇𝐼𝑉𝐸 = [𝐼𝐿𝑂𝐴𝐷2𝑥 𝑅𝐷𝑆(𝑂𝑁)𝐻𝑂𝑇] 𝑥 (𝑉𝑂𝑈𝑇

𝑉𝐼𝑁) (2)

𝑃𝐷𝑆𝑊𝐼𝑇𝐶𝐻𝐼𝑁𝐺 =(𝐶𝑅𝑆𝑆 𝑥 𝑉𝐼𝑁2𝑥 𝑓𝑆𝑊 𝑥 𝐼𝐿𝑂𝐴𝐷)

𝐼𝐺𝐴𝑇𝐸 (3)

Calcula-se das eq. 1, eq. 2 e eq. 3 que o pior caso de

perdas no MOSFET para a primeira e segunda etapa

do experimento, em ponto de operação:

Em 50 kHz: 𝑃𝐷𝐷𝐸𝑉𝐼𝐶𝐸𝑇𝑂𝑇𝐴𝐿 = 6.95 𝑊

Em 75 kHz: 𝑃𝐷𝐷𝐸𝑉𝐼𝐶𝐸𝑇𝑂𝑇𝐴𝐿 = 6.97 𝑊

Em 100 kHz: 𝑃𝐷𝐷𝐸𝑉𝐼𝐶𝐸𝑇𝑂𝑇𝐴𝐿 = 6.99 𝑊

Também se calcula que o pior caso de perdas no

MOSFET para a terceira etapa do experimento é:

Em 50 kHz: 𝑃𝐷𝐷𝐸𝑉𝐼𝐶𝐸𝑇𝑂𝑇𝐴𝐿 = 54.60 𝑊

Como a potência de saída da primeira e segunda etapa

é de 1.35 kW e no final da terceira etapa se obteve o

valor de 2.7 kW, é notável que em todos os casos a

potência dissipada no MOSFET possui ordem de

grandeza pouco significativa frente à potência de sa-

ída. Assim, foi encontrado um valor constante de efi-

ciência praticamente indiferente às variações de tem-

peratura.

5 Conclusão

Este trabalho apresenta um estudo comparativo sobre

o comportamento e limites de desempenho de MOS-

FETs em conversores CC-CC boost mediante refrige-

ração ativa frente aos tradicionais dissipadores passi-

vos. O conceito da refrigeração ativa é baseado na uti-

lização de elementos termoelétricos, conhecidos como

módulos Peltier. O estresse térmico entre o case e o

ambiente nos MOSFETs foi virtualmente eliminado

na faixa de potência proposta.

O sistema realmente comportou-se termicamente ho-

mogeneamente em todo o experimento. A diferença

de temperatura entre o trocador de cobre e o MOSFET

se deve em grande parte a placa isoladora de mica en-

tre eles e a consistência entre essa diferença ao longo

de todas as curvas sugere linearidade na transferência

térmica.

Estima-se que essa vantagem térmica abre margem

para explorar todo um campo de trabalho que avalie o

custo/benefício da refrigeração ativa, mediante neces-

sidades específicas. Da mesma forma, o uso de bom-

beamento de calor através de termoelementos Peltier

pode ser aplicada para transferir o calor presente em

componentes ou áreas com carga térmica elevada de

um sistema e dissipá-lo (juntamente com as perdas in-

ternas do termoelemento) para outras regiões com

maior margem térmica. Nesse sentido, caso o resfria-

mento subambiente não seja necessário, são várias as

possibilidades de combinações com outros métodos

de refrigeração, como por exemplo a refrigeração pas-

siva, uso de convecção forçada, heat pipes, phase

change e outros, a depender da necessidade e da dis-

ponibilidade.

Uma vez que as junções dos terminais ao corpo do

MOSFET (ou qualquer CI) apresentem especial sen-

12

10,7

12,4 12,7 13

16,215,3

12 12,2

14,9 14,8 15

21 20,7

10

12

14

16

18

20

22

24

0 2 4 6 8 10 12

Tem

pe

ratu

ras

[ºC

]

Tempo [minutos]

F = 50 kHz / Resfriador Peltier

Trocador de Cobre MOSFET

0

9,6410,24

10,911,67

12,5313,48

0

1,381,56

1,772,03

2,332,7

0

1

2

3

4

0

2

4

6

8

10

12

14

16

0 2 4 6 8 10 12

Po

tên

cia

de

Saí

da

[kW

]

Co

rre

nte

[A

]

Tempo [minutos]

F = 50 kHz / Resfriador Peltier

Corrente Potência de Saída

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2467

sibilidade térmica, estima-se que utilizando o resfria-

mento ativo potências dissipadas superiores aquelas

especificadas nos manuais dos MOSFETs como má-

ximas possam ser atingidas. Justifica-se esse raciocí-

nio com o fato de que um gradiente negativo de tem-

peratura é gerado em todo o corpo do CI, chegando

inclusive até as soldas na placa de circuito impresso.

Os valores de corrente e potência atingidos na etapa

de máxima potência foram muito superiores aqueles

encontrados na primeira etapa, com o uso de dissipa-

dor passivo. Todos os valores na etapa de máxima po-

tência demandados do MOSFET estiveram dentro dos

valores absolutos do datasheet. Como esperado, o

MOSFET foi danificado na junção interna, onde

houve rompimento físico.

Estudos posteriores podem determinar a utilidade do

resfriamento ativo frente aos valores absolutos de um

componente.

Não foi observada variação significativa nas formas

de onda de tensão e corrente no MOSFET tampouco

no diodo, indicando que os picos de tensão e de cor-

rente estejam pouco relacionados com a temperatura,

mas mais intrinsecamente ligados com os parâmetros

da comutação e da arquitetura do MOSFET, conforme

a literatura indica.

Um protótipo foi desenvolvido e testado em laborató-

rio, apresentando resultados satisfatórios que validam

a utilidade do sistema. Outros estudos futuros também

se tornam possíveis, como por exemplo ensaios de

longevidade e confiabilidade.

Interessante ressaltar que esse protótipo tem caracte-

rística de equipamento de bancada, possibilitando

também ensaios experimentais específicos que requei-

ram potências dissipadas elevadas em um ou mais

componentes. Mediante aplicação da refrigeração

ativa, componentes de menor custo podem vir a ser

empregados.

Referências Bibliográficas

Cerofolini, G., 2009. Physical Limits to

Miniaturization. In Nanoscale Devices SE - 3.

NanoScience and Technology. Springer Berlin

Heidelberg, pp. 19–44. Available at:

http://dx.doi.org/10.1007/978-3-540-92732-

7_3.

Fan, X. et al., 2001. Integrated cooling for Si-based

microelectronics. Thermoelectrics, 2001.

Proceedings ICT 2001. XX International

Conference on, pp.405–408.

Liu, H. et al., 2012. Copper ion liquid-like

thermoelectrics. Nat Mater, 11(5), pp.422–425.

Available at:

http://dx.doi.org/10.1038/nmat3273.

Rowe, D.M., 1995. CRC Handbook of

Thermoelectrics

Rowe, D.M. & Min, G., 1998. Evaluation of

thermoelectric modules for power generation. ,

(November 1997).

Scofield, J.D. et al., 2010. Performance and

Reliability Characteristics of 1200 V , 100 A ,

200 o C Half-Bridge SiC MOSFET-JBS Diode

Power Modules. , (May).

Snyder, G.J. et al., 2004. Disordered zinc in Zn4Sb3

with phonon-glass and electron-crystal

thermoelectric properties. Nat Mater, 3(7),

pp.458–463. Available at:

http://dx.doi.org/10.1038/nmat1154.

Tutorial, M., 2002. Power Supply Engineer ’ s Guide

to Calculate Dissipation for MOSFETs in

High-Power Supplies. , pp.1–8.

Y. A. Cengel, R. H. Turner, J.M.C., 2008.

Fundamentals of Thermal-Fluid Sciences

Anais do XX Congresso Brasileiro de Automática Belo Horizonte, MG, 20 a 24 de Setembro de 2014

2468