負(fù)載電流對IGBT器件中鍵合線的壽命影響和機(jī)理分析

趙子軒 陳 杰 鄧二平,2 李安琦 黃永章,2

負(fù)載電流對IGBT器件中鍵合線的壽命影響和機(jī)理分析

趙子軒1陳 杰1鄧二平1,2李安琦1黃永章1,2

（1. 新能源電力系統(tǒng)國家重點實驗室（華北電力大學(xué)） 北京 102206 2. 華電（煙臺）功率半導(dǎo)體技術(shù)研究院有限公司 煙臺 264010）

通過器件的功率循環(huán)試驗可建立壽命模型，如最常用的CIPS08公式，用來預(yù)測實際工況下的壽命情況。其中結(jié)溫波動和結(jié)溫最大值對鍵合線壽命的影響最大，但是在功率循環(huán)試驗中往往需要同時調(diào)節(jié)負(fù)載電流大小和開通時間來達(dá)到相同的結(jié)溫波動和結(jié)溫最大值。為了進(jìn)一步評估負(fù)載電流和開通時間這兩個參數(shù)對鍵合線壽命的貢獻(xiàn)，尤其是負(fù)載電流的影響機(jī)制，該文對650V/20A的TO封裝IGBT器件在相同的結(jié)溫波動和結(jié)溫最大值，但在不同的負(fù)載電流大小和開通時間的組合條件下進(jìn)行了功率循環(huán)試驗。結(jié)果表明，不同的負(fù)載電流和開通時間組合對器件壽命有不可忽略的影響，電流增大會顯著降低IGBT器件中鍵合線的壽命。為了解釋試驗出現(xiàn)的現(xiàn)象并揭示其作用機(jī)制，該文建立TO封裝IGBT器件的電-熱-力多物理場有限元模型，考慮鋁鍵合線和表面金屬層的彈塑性特性，分析電流影響鍵合線應(yīng)力大小的機(jī)理。同時引入金屬疲勞壽命模型，得到的仿真壽命趨勢與試驗結(jié)果相吻合。該文研究可為IGBT器件的精確模型建立和鍵合線疲勞壽命預(yù)測提供指導(dǎo)意義。

TO封裝IGBT 功率循環(huán)測試 負(fù)載電流 精確有限元模型 壽命預(yù)測

0 引言

絕緣柵雙極型晶體管（Insulated Gate Bipolar Transistor, IGBT）器件已全面應(yīng)用到新能源發(fā)電、柔性直流輸電、電力機(jī)車牽引和電動汽車等領(lǐng)域[1-2]，在這些應(yīng)用中，IGBT器件通常工作在嚴(yán)苛的運行環(huán)境中，可靠性面臨嚴(yán)重的挑戰(zhàn)，其健康管理和可靠性評估越來越受到學(xué)術(shù)界和工業(yè)界的關(guān)注[3-5]。功率循環(huán)試驗是考核IGBT器件封裝長期可靠性最重要的測試，通過加速老化的方法提前暴露可能的薄弱點[6]。研究器件在功率循環(huán)試驗下的失效機(jī)理和壽命對實際工況下的器件壽命預(yù)測有重要意義[7]。

在20世紀(jì)90年代，LESIT的研究項目通過大量的功率循環(huán)試驗，確定了影響IGBT器件壽命最重要的兩個因素為結(jié)溫波動Dj和最大結(jié)溫jmax，得到了標(biāo)準(zhǔn)IGBT器件的壽命模型[8]。目前的很多產(chǎn)品手冊（datasheet）中也僅給出功率循環(huán)壽命與結(jié)溫波動Dj和最高結(jié)溫jmax的關(guān)系曲線[9]，如上所述的簡化模型可以合理地預(yù)測器件壽命，但對于負(fù)載電流導(dǎo)致器件鍵合線失效的機(jī)理尚未可知。在功率循環(huán)試驗中，一般使用負(fù)載電流和開通時間這兩個變量來控制結(jié)溫波動Dj和最高結(jié)溫jmax。不同的負(fù)載電流和開通時間的組合可以達(dá)到同樣的結(jié)溫波動Dj和最高結(jié)溫jmax，按照上述的壽命模型，這些組合的壽命預(yù)測是一樣的，具有一定的準(zhǔn)確性，但只是統(tǒng)計學(xué)原理的展現(xiàn)，并沒有從導(dǎo)致失效的物理原理進(jìn)行分析，缺乏說服力。

從器件的失效機(jī)理來看，IGBT器件的封裝結(jié)構(gòu)通常由多層不同材料組成，在功率循環(huán)過程中各層不同材料之間的熱膨脹系數(shù)不匹配產(chǎn)生的循環(huán)熱應(yīng)力是造成器件老化失效的主要原因。在IGBT器件的失效模式中，鍵合線的脫落是最容易發(fā)生的[10]，占到IGBT器件失效的70%左右[11]。鍵合線在功率循環(huán)作用下受到熱應(yīng)力的反復(fù)作用，產(chǎn)生疲勞現(xiàn)象，出現(xiàn)裂紋，裂紋生長甚至出現(xiàn)分層、空洞或氣泡，并最終導(dǎo)致鍵合線的脫落[12]。其中結(jié)溫波動Dj和最高結(jié)溫jmax對熱應(yīng)力的產(chǎn)生有直接影響，但是負(fù)載電流和開通時間對壽命的貢獻(xiàn)機(jī)理并不明確，兩者對器件中鍵合線疲勞失效的影響無法定義，目前并沒有相關(guān)文獻(xiàn)對此進(jìn)行過類似研究。因此，有必要研究功率循環(huán)試驗中負(fù)載電流對IGBT器件中鍵合線處的失效機(jī)理。

為了研究負(fù)載電流和開通時間對鍵合線壽命的影響，本文首先對Infineon的650V/20A TO封裝IGBT模塊進(jìn)行功率循環(huán)試驗，為了保證在試驗中結(jié)溫波動Dj和最高結(jié)溫jmax相同的情況下改變負(fù)載電流，需要同時改變負(fù)載電流和開通時間的組合。在不同電流大小和開通時間下研究負(fù)載電流對其失效壽命的影響作用，并建立了器件的電-熱-力多物理場有限元模型，揭示器件內(nèi)部的溫度分布和應(yīng)力分布規(guī)律，分析不同的電流大小和開通時間組合對鍵合線產(chǎn)生的應(yīng)力差異和作用機(jī)理，深入探究負(fù)載電流對鍵合線壽命的影響，同時引入金屬疲勞模型對鍵合線部分進(jìn)行了壽命預(yù)測。該研究結(jié)果可以為TO封裝的IGBT器件的精確建模和鍵合線疲勞壽命預(yù)測提供指導(dǎo)意義。

1 功率循環(huán)試驗

1.1 試驗原理

功率循環(huán)試驗采用的待測器件為Infineon的650V/20A TO封裝IGBT模塊，功率循環(huán)試驗平臺如圖1所示，功率循環(huán)試驗原理如圖2所示，相關(guān)的物理變量定義如下：load為負(fù)載電流，用于加熱待測器件至指定結(jié)溫；sense為測量電流，用于間接法測量待測器件的結(jié)溫，一般為負(fù)載電流的1/1 000[13]；CE為集電極-發(fā)射極的電壓降，分為負(fù)載電流下的壓降CE(L)（用于表征器件的老化狀態(tài)）和測量電流下的壓降CE(S)（用于計算器件結(jié)溫）；j為虛擬結(jié)溫，通過小電流下飽和壓降法即CE()法測得[14]。在單次功率循環(huán)過程中，各變量變化如圖3所示，on為開通時間，即被測器件通過負(fù)載電流加熱到指定結(jié)溫的時間；off為關(guān)斷時間，即被測器件切斷加熱電流后，通過外部水冷使器件結(jié)溫下降的時間；cycle為單次功率循環(huán)的周期，為開通時間on和關(guān)斷時間off的和，即cycle=on+off。

圖1 功率循環(huán)試驗平臺

圖2 功率循環(huán)試驗原理

圖3 單次循環(huán)變量變化

功率循環(huán)試驗中各個物理變量的精確測量是試驗成功的關(guān)鍵，每個功率循環(huán)周期均需要對被測器件在升溫和降溫過程中的物理變量進(jìn)行測量，測量變量時序示意圖如圖4所示。測量點分別設(shè)置在負(fù)載電流開通瞬間的a和b點以及負(fù)載電流關(guān)斷瞬間的c和d點，分別對應(yīng)負(fù)載電流上升沿和下降沿的前后瞬間。其中a和b點是器件結(jié)溫最低的狀態(tài)，所以定義為冷卻狀態(tài)；而c和d點對應(yīng)的狀態(tài)則為器件結(jié)溫最高的狀態(tài)，定義為加熱狀態(tài)。在a和d點處測量電流sense下的通態(tài)壓降CE(S)，可以通過CE()法來計算最小和最大虛擬結(jié)溫jmin和jmax，同時定義jm為被測器件在功率循環(huán)過程中的平均溫度，即jm=(jmin+jmax)/2。b點處最低結(jié)溫時負(fù)載電流下的通態(tài)壓降CE(cold)可以表征鍵合線的健康狀態(tài)，記作CE(L)。雖然通態(tài)壓降CE(L)還與溫度相關(guān)，但是最低溫度一般不隨器件老化而升高，在整個功率循環(huán)的過程中幾乎保持恒定。因此此處通態(tài)壓降值僅受鍵合線健康狀態(tài)的影響，當(dāng)鍵合線發(fā)生老化，CE(L)會增加。

圖4 測量變量時序示意圖

1.2 試驗條件

為了研究不同電流大小和開通時間組合對IGBT器件失效機(jī)理的影響，必須采用控制變量法，設(shè)計試驗時需保證兩組對比試驗中結(jié)溫波動Dj和最高結(jié)溫jmax相同。鍵合線的失效過程包括裂紋的形成、裂紋的擴(kuò)展和裂紋的斷裂失效。其中裂紋的形成以及裂紋的擴(kuò)展過程在整個失效過程中占比很高，決定了器件的壽命。為了在試驗中有效加速老化進(jìn)程，縮短試驗時間，采用了分步試驗的方法。在試驗開始初期，兩個被測器件均使用相同的較大結(jié)溫波動Dj和最高結(jié)溫jmax，試驗條件見表1中Test 1，形成初始裂紋。需要實時在線監(jiān)測兩個被測器件CE(L)的變化，當(dāng)兩者的CE(L)均提高5%時，認(rèn)為形成同等程度的初始裂紋。此后，通過改變負(fù)載電流load和開通時間on的組合保證相同的結(jié)溫波動Dj和最高結(jié)溫jmax，讓鍵合線進(jìn)入裂紋擴(kuò)展階段，見表1中Test 2。將被測器件1的開通時間從2s縮短至0.15s，負(fù)載電流保持43A不變；將被測器件2的開通時間on保持2s不變，負(fù)載電流從43A降低至23A，直到器件徹底失效。

表1 試驗條件

Tab.1 Test conditions

1.3 試驗結(jié)果

在兩種不同試驗條件下，功率循環(huán)試驗中被測器件的通態(tài)壓降CE(L)的變化趨勢如圖5所示，其中負(fù)載電流下的壓降CE(L)已做歸一化處理。圖中，試驗階段Test 1區(qū)域中，第一段平直曲線內(nèi)通態(tài)壓降的突然躍升是由水冷系統(tǒng)短暫失效導(dǎo)致，并非老化造成，因此在恢復(fù)水冷系統(tǒng)后通態(tài)壓降的變化又回到正常值。試驗階段Test 1中，兩個被測器件在相同的初始試驗條件下達(dá)到相同的疲勞程度，即CE(L)均上升到相同標(biāo)準(zhǔn)，此時認(rèn)為器件的鍵合線處形成了初始裂紋。可以看到，器件間也存在一定的差異性，裂紋形成的時間不完全一樣，這是器件個體差異導(dǎo)致的。改變試驗條件后，從圖5試驗結(jié)果的第二段中可以看出，被測器件1在43A、0.15s功率循環(huán)電流作用下，失效周期為20 098次循環(huán)，然后CE(L)迅速上升至失效；被測器件2在23A、2s功率循環(huán)電流下，失效周期為38 450次循環(huán)，然后CE(L)迅速上升，器件失效。在此過程中，CE(L)的上升表明鍵合線處的裂紋發(fā)生擴(kuò)展，最終鍵合線發(fā)生脫落，器件失效。兩個被測器件的失效模式均為鍵合線失效，在第二階段試驗裂紋擴(kuò)展的過程中，被測器件1的失效壽命明顯小于器件2，說明在相同的結(jié)溫波動Dj和最高結(jié)溫jmax時，負(fù)載電流的增大會顯著加速器件老化，且會加快鍵合線裂紋擴(kuò)展的失效速度。

圖5 功率循環(huán)試驗結(jié)果

2 失效機(jī)理仿真分析

2.1 TO模型介紹

鍵合線的失效主要是溫度循環(huán)產(chǎn)生的熱應(yīng)力導(dǎo)致的，由于IGBT器件內(nèi)部結(jié)構(gòu)復(fù)雜，直接測量鍵合線的受力情況較為困難，使用三維有限元分析的方法可以解決模塊內(nèi)部熱應(yīng)力分布的難題。本文以TO封裝的IGBT模塊作為研究對象，建立三維的有限元模型如圖6所示，分析該器件的電熱力響應(yīng)過程，器件模型的物理尺寸和材料參數(shù)見表2～表4。

圖6 TO模塊的有限元模型

表2 TO模塊物理尺寸

Tab.2 Geometry parameters of TO module

表3 材料電熱學(xué)參數(shù)

Tab.3 Thermal-electrical parameters of materials

表4 材料力學(xué)參數(shù)

Tab.4 Mechanical parameters of materials

2.2 仿真條件設(shè)置

為了有效地表征和反映器件鍵合線在循環(huán)熱應(yīng)力以及不同電流作用下的熱應(yīng)力分布情況，邊界條件的設(shè)置參照試驗條件。電學(xué)部分將集電極設(shè)置為電流源，發(fā)射極設(shè)置為接地，芯片有源區(qū)按照電阻處理；熱學(xué)部分將散熱器底面設(shè)置為對流換熱模式，通過仿真得到的結(jié)溫和試驗測得的結(jié)溫進(jìn)行校準(zhǔn)，確定對流傳熱系數(shù)為3 000W/(m2·K)，其余的表面設(shè)置為與空氣的對流換熱，對流傳熱系數(shù)為12.5W/(m2·K)，如圖6所示；結(jié)構(gòu)場中，由于IGBT模塊是通過夾具固定在散熱器上的，因此將底部的散熱器進(jìn)行固定約束。

為了討論功率循環(huán)試驗第二段中不同電流大小和開通時間組合對器件壽命的影響，設(shè)置兩個對比條件，采用與試驗類似的方法，通過同時改變負(fù)載電流load和開通時間on來實現(xiàn)保持結(jié)溫波動Dj和最高結(jié)溫jmax不變，仿真條件設(shè)置見表5。仿真結(jié)果表明，在第4個開通冷卻周期以后，功率循環(huán)達(dá)到準(zhǔn)穩(wěn)定狀態(tài)，即每個周期的最高最低結(jié)溫平均值相同，結(jié)溫平均值的波動也相同，穩(wěn)定后一個周期內(nèi)的結(jié)溫變化過程如圖7所示。此時在第4個循環(huán)周期，開通0.15s之后最大結(jié)溫在81℃左右，冷卻1.85s之后結(jié)溫降至42℃，結(jié)溫波動在40℃左右。與本文第二段試驗中結(jié)溫波動為40℃、最大結(jié)溫為80℃基本一致。

表5 仿真條件設(shè)置

Tab.5 simulation condition

圖7 溫度波動的仿真結(jié)果

2.3 仿真結(jié)果分析

2.3.1 電熱學(xué)特性

模型結(jié)構(gòu)為電熱力耦合，由于焦耳熱的產(chǎn)生導(dǎo)致熱膨脹，熱膨脹的形變產(chǎn)生應(yīng)力。根據(jù)傳熱學(xué)理論，熱流在TO封裝的IGBT模塊內(nèi)部的傳遞過程[16]可以描述為

式中，為材料導(dǎo)熱系數(shù)；為材料密度；c為材料的比定壓熱容；為芯片的發(fā)熱功率；為模塊內(nèi)部溫度分布；芯片的發(fā)熱功率可以通過功率循環(huán)試驗中測得芯片的CE和負(fù)載電流load得到。

仿真條件1的熱學(xué)仿真結(jié)果如圖8所示，可以看出，芯片表面的溫度分布存在溫度梯度，中心的溫度高于兩側(cè)。由于仿真條件1和2的負(fù)載電流大小不同，導(dǎo)致電流產(chǎn)生的焦耳熱密度大小不同，進(jìn)一步導(dǎo)致芯片表面存在不同的溫度梯度，在功率循環(huán)瞬態(tài)仿真中，對比仿真條件1和2，提取芯片表面橫向溫度分布，提取路徑如圖8所示。

兩種功率循環(huán)條件下的仿真結(jié)果見表6。根據(jù)圖8中的溫度提取路徑，取仿真達(dá)到準(zhǔn)穩(wěn)定狀態(tài)后，兩個仿真條件下芯片平均溫度均達(dá)到81℃左右，芯片表面溫度梯度如圖9所示。從圖中可以看出，溫度分布的趨勢是一樣的，但是存在一定程度上的差異：43A、0.15s電流的溫度梯度比23A、2s更大。當(dāng)選取相同的芯片平均溫度j時，大電流43A和小開通時間0.15s產(chǎn)生的最高溫度是96.06℃，小電流23A和大開通時間2s產(chǎn)生的最高溫度是85.54℃，兩者之間相差10℃（16%）之多。因此當(dāng)在功率循環(huán)試驗中選取相同的結(jié)溫最大值和結(jié)溫波動作為指標(biāo)時，43A電流下的溫度梯度比23A要大得多，43A負(fù)載電流在芯片中心所產(chǎn)生的最高溫度也會更高。在高溫環(huán)境時，由于鋁材料的非線性特征，溫度帶來的熱膨脹會更明顯，與此同時產(chǎn)生的塑性應(yīng)變也越明顯。這時候只考慮平均溫度的作用不再合適，最高溫度的影響也需同時考慮。

圖8 芯片表面溫度分布和溫度提取路徑

表6 功率循環(huán)熱學(xué)仿真結(jié)果

Tab.6 Thermal simulation results of power cycling

圖9 芯片表面溫度梯度

2.3.2 力學(xué)特性

從功率循環(huán)試驗的結(jié)果可知，器件失效發(fā)生在鍵合線處，所以在力學(xué)部分主要考察鍵合線的應(yīng)力大小和分布情況。鍵合線應(yīng)力分布如圖10所示。應(yīng)力最大的地方出現(xiàn)在鍵合線鍵角處，該點由于結(jié)構(gòu)的固有原因?qū)е聭?yīng)力集中，同時由于芯片表面存在上文描述的溫度梯度，該點的溫度明顯高于周圍區(qū)域，熱膨脹程度明顯，產(chǎn)生的應(yīng)力也最大。在老化失效過程中，應(yīng)力最大的地方貢獻(xiàn)最大，為主要失效點，因此重點關(guān)注。

圖10 鍵合線應(yīng)力分布

同時注意到，鍵合線和芯片上鋁層的材料屬性均為非線性，其中，彈塑性材料中的應(yīng)力應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系對仿真的準(zhǔn)確性尤為重要。在使用線性的材料屬性時，仿真計算變得簡單且易于收斂；使用非線性的材料屬性時，非線性的引入導(dǎo)致計算量增大且收斂性減弱。文獻(xiàn)[17]指出，在器件溫度循環(huán)時，溫度的加載足夠大，會使鍵合線發(fā)生塑性形變。所以在仿真中為了模擬實際情況，需要對鍵合線部分采用彈塑性材料的模型，其余部分為了計算速度采用彈性材料。

為了描述高溫環(huán)境時的金屬材料受力特點和疲勞特性，需要重點考察塑性形變部分[18]。在固體力學(xué)中，描述材料的本構(gòu)關(guān)系有全量理論和增量理論，在彈塑性材料中，增量理論更容易被接受，其中基于Levy-Mises流動法則，同時考慮塑性變形中的彈性變形部分，可以得到應(yīng)力應(yīng)變本構(gòu)方程為

式中，為應(yīng)變增量分量；為應(yīng)力增量分量；為剪切模量；d為瞬時非負(fù)比例系數(shù)；為泊松比；為楊氏模量；為該方向的應(yīng)力；為克羅內(nèi)爾符號。

文獻(xiàn)[19]通過試驗得到鋁材料的精確應(yīng)力應(yīng)變本構(gòu)關(guān)系，在仿真中直接使用這種關(guān)系會使仿真變得十分復(fù)雜，收斂性和計算速度都會下降。在仿真中通過分段線性的方式近似表達(dá)材料的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系。采用雙線型模型表達(dá)彈塑性，在保證精確性的同時又兼顧了計算速度[20]，鋁材料的雙線型模型如圖11所示，需要設(shè)置彈性范圍內(nèi)的楊氏模量為64.4GPa、雙線型本構(gòu)參數(shù)屈服強(qiáng)度為78.41MPa和塑性范圍內(nèi)的剪切模量0.62GPa。

圖11 鋁材料的雙線型模型

對比兩種模型的仿真速度，在相同的邊界條件下，雙線型模型的計算時間為1 300s，常數(shù)模型的計算時間為65s。不同本構(gòu)關(guān)系的仿真結(jié)果見表7，分別對比1、2和3、4，均可以得出，在芯片平均溫度一樣時，更大的負(fù)載電流會產(chǎn)生更大的應(yīng)力。正是由于芯片溫度梯度的存在，使得鍵合線鍵角處的應(yīng)變應(yīng)力不僅與芯片平均溫度j相關(guān)，而且與溫度梯度形成的最高溫度有關(guān)。分別對比1、3和2、4，均可以得到在仿真條件相同時，雙線型模型比常數(shù)本構(gòu)關(guān)系的應(yīng)力結(jié)果更大。對比2和4，在改變本構(gòu)關(guān)系后最大應(yīng)力上升了7.8%；對比1和3，在改變本構(gòu)關(guān)系后最大應(yīng)力上升了58.9%，遠(yuǎn)大于2和4之間的差距，即在更大的電流下芯片表面溫度梯度更大，最高溫度更大，所產(chǎn)生的熱膨脹也越劇烈，同時由于金屬材料進(jìn)入塑性區(qū)域后的應(yīng)力變化更明顯，少量的溫度升高就會帶來明顯的應(yīng)力變化，同時所累積的塑性應(yīng)變也更多。為了準(zhǔn)確描述芯片最高溫度對結(jié)構(gòu)的影響，雖然會花費更多計算時間，但是用雙線型模型替代常數(shù)模型是有必要的。

表7 不同本構(gòu)關(guān)系的仿真結(jié)果

Tab.7 Simulation results of different constitutive relation

2.4 疲勞壽命預(yù)測

2.4.1 疲勞壽命預(yù)測模型

為了更好地量化電流大小對器件壽命的影響，在得到器件的應(yīng)力應(yīng)變分布后，通過引入疲勞模型給出對應(yīng)的失效周期。從失效的鍵合線來看，金屬材料在高循環(huán)應(yīng)力作用下會產(chǎn)生塑性應(yīng)變[21]，塑性應(yīng)變會導(dǎo)致金屬永久變形或者出現(xiàn)斷裂，進(jìn)而發(fā)生疲勞失效，此種失效模式被稱為“應(yīng)變疲勞”。對于金屬應(yīng)變疲勞來說，最為經(jīng)典的是Coffin-Mason模型。Coffin等[22]、S. S. Mason等[23]在20世紀(jì)50年代提出了經(jīng)驗性的低周循環(huán)應(yīng)變壽命公式，使用材料的塑性應(yīng)變作為參量。同時Morrow發(fā)現(xiàn)塑性應(yīng)變不是唯一導(dǎo)致材料疲勞的變量，為了使壽命公式能反映實際工況，在Coffin-Mason公式中引入彈性形變的影響，同時運用了平均應(yīng)力m進(jìn)行修正，得到

對于特定的鋁材料，文獻(xiàn)[21]中提出了預(yù)測應(yīng)變疲勞曲線的“通用斜率法”，得到通用表達(dá)式為

通過抗拉強(qiáng)度和斷面收縮率來計算f和f[24]如式（5）、式（6）所示，并得到鋁材料的疲勞壽命預(yù)測參數(shù)[25]見表8。

表8 鋁材料疲勞壽命預(yù)測參數(shù)

Tab.8 Fatigue life prediction parameters of aluminum

2.4.2 疲勞壽命仿真結(jié)果

在仿真中添加疲勞模型，選取鍵合線部分作為研究對象，取進(jìn)入準(zhǔn)穩(wěn)態(tài)后一個周期的力學(xué)仿真結(jié)果代入到疲勞仿真中，對比兩種功率循環(huán)仿真條件下的疲勞壽命，得到的循環(huán)失效周期見表9，同時得到鍵合線的疲勞壽命分布如圖12所示。

表9 疲勞壽命仿真結(jié)果

Tab.9 Fatigue life prediction results

圖12 鍵合線疲勞壽命分布

通過鍵合線疲勞壽命分布的仿真結(jié)果可以看出，鍵合線的壽命最小值出現(xiàn)在鍵角處，與應(yīng)力最大值點對應(yīng)，為器件的薄弱環(huán)節(jié)，最有可能首先發(fā)生失效。在表9的參數(shù)條件下，條件1（43A, 0.15s）的金屬疲勞壽命是55 449；條件2（23A, 2s）的金屬疲勞壽命是79 382，得到在功率循環(huán)條件下結(jié)溫波動Dj和最高結(jié)溫jmax相同時，由于鍵合線應(yīng)變疲勞的作用，隨著負(fù)載電流的增大，鍵合線的壽命有減小的趨勢，與本文功率循環(huán)試驗第二階段的結(jié)果類似。通過電熱分析可以看出，雖然器件在條件2下的焦耳熱明顯大于條件1，但是在大負(fù)載電流（條件1）作用下的器件芯片表面存在更大的溫度梯度，即在相同的結(jié)溫波動Dj和最高結(jié)溫jmax時，芯片的最高溫度與芯片平均溫度j之間的差距更大。由于鍵合線的疲勞壽命主要受到應(yīng)變作用的驅(qū)動，根據(jù)鍵合線金屬材料的熱膨脹特性，更高的溫度可以得到更大的形變，在材料的彈性范圍和塑性范圍內(nèi)，會產(chǎn)生更大的應(yīng)變。在使用Coffin-Manson公式進(jìn)行疲勞壽命預(yù)測時，更大的應(yīng)變必然導(dǎo)致壽命減小。

3 結(jié)論

本文通過功率循環(huán)試驗和有限元仿真的方法研究了不同負(fù)載電流大小和開通時間組合對TO封裝的IGBT器件失效機(jī)理的影響。試驗中通過同時改變負(fù)載電流和開通時間（分別是43A，0.15s；23A，2s），保持結(jié)溫波動Dj和最高結(jié)溫jmax不變。本文得到的結(jié)論如下：

1）功率循環(huán)試驗中，在相同最大結(jié)溫波動Dj和最高結(jié)溫jmax的條件下，存在多種負(fù)載電流和開通時間的組合。試驗結(jié)果表明，負(fù)載電流越大，IGBT器件的鍵合線壽命越低。

2）TO模型的電熱學(xué)仿真結(jié)果表明，在功率循環(huán)條件下，芯片表面存在溫度梯度，即存在溫度差。當(dāng)負(fù)載電流增大，開通時間降低時，溫度梯度會提高，即最高溫度與平均溫度的差距會增大；從力學(xué)和疲勞壽命模型可以看出，鍵合線的疲勞壽命分布與應(yīng)力分布存在對應(yīng)關(guān)系，鍵合線鍵腳區(qū)域是疲勞薄弱環(huán)節(jié)也是應(yīng)力最大的區(qū)域。

3）功率循環(huán)試驗中測得的結(jié)溫波動Dj和最高結(jié)溫jmax均為平均溫度值，通過仿真結(jié)果可以看出，更大的負(fù)載電流會在芯片表面產(chǎn)生更大的溫度梯度，出現(xiàn)比平均溫度更高的溫度從而提升最大應(yīng)變應(yīng)力，顯著減小了鍵合線的疲勞壽命，與試驗第二階段的結(jié)果吻合，體現(xiàn)了負(fù)載電路對器件壽命的影響機(jī)制。

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The Influence and Failure Mechanism Analysis of the Load Current on the IGBT Lifetime with Bond Wire Failure

111,211,2

（1. State Key Laboratory of Alternate Electrical Power System with Renewable Energy Sources North China Electric Power University Beijing 102206 China 2. NCEPU (Yantai) Power Semiconductor Technology Research Institute Co. Ltd Yantai 264010 China）

Through the power cycle experiment of the device, a life model can be established. For example, the CIPS08 formula is often used to predict the life condition under actual working conditions. The maximum junction temperature and junction temperature fluctuation have the greatest impact on life. However, in the power cycling test, different combinations of load current and load pulse duration can achieve the same maximum junction temperature and junction temperature fluctuation. It reflects the strong coupling relationship of these four parameters. In order to further evaluate the contribution of load current and load pulse duration to the lifetime of bonding wire, in this paper, 650V/20A IGBT devices are tested under the combined conditions of the same maximum junction temperature and junction temperature fluctuation but different load current and load pulse duration. Meanwhile, the junction temperature and on-state voltage drop in each cycle are monitored in real time during the test. The results show that the load current has a significant effect on the lifetime of the IGBT device. Larger current will reduce the life of IGBT devices obviously. Furthermore, an electric-mechanical-thermal multi-physics finite element model of the TO package IGBT device is established, considering the elastic-plastic characteristics of the aluminum bonding wire and the surface metal layer. The mechanism of the current effect on the stress of the bonding wire is analyzed, and the fatigue model is introduced. Simulation results are consistent with the test results. This paper can provide guidance for the accurate modeling and the lifetime prediction of bonding wire in IGBT devices.

TO packaged IGBT, power cycling test, load current, accurate finite element model, lifetime prediction

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.201056

TN322.8

國家自然科學(xué)基金資助項目（52007061）。

2020-08-19

2020-11-11

趙子軒 男，1996年生，碩士研究生，研究方向為IGBT器件老化失效機(jī)理和壽命評估。E-mail: 13520085253@163.com

鄧二平 男，1989年生，博士，講師，研究方向為高壓大功率IGBT器件封裝及可靠性。E-mail: dengerpinghit@163.com（通信作者）

（編輯 陳誠）