不同固定方式下高壓功率模塊的抗沖擊性能分析*

2022-06-14 05:53:18李俊燾李金柱楊英坤

爆炸與沖擊 2022年5期

覃峰，李俊燾，李金柱，楊英坤，高磊

（1. 中國工程物理研究院電子工程研究所，四川綿陽 621999；2. 微系統與太赫茲研究中心，四川成都 610200；3. 北京理工大學機電學院，北京 100081）

高壓功率模塊是將功率器件按一定的功能組合再灌封形成的實現穩定電流輸出的核心模塊，隨著碳化硅功率器件的發展，其耐壓、耐溫性能不斷提升，傳統單管封裝已逐漸不能滿足應用需求，因此越來越多研究機構和公司采用模塊封裝的形式將碳化硅功率芯片制成高壓功率模塊來提升其功能上限。當前量產的商用碳化硅功率模塊產品耐壓等級最高可達1 700 V，峰值電流可達800 A，更高性能和更高強度的碳化硅模塊封裝技術仍是一項重要的研究內容。

高壓功率模塊中不同功能層的互連強度是封裝工藝機械強度可靠性的重要體現。現階段已有許多學者針對模塊封裝的強度可靠性進行了大量研究，然而在動態過載響應方面主要的研究大多集中于振動或跌落等加速度峰值小于10 000的常規沖擊和振動過載領域，關注的失效問題主要立足于封裝內部的焊球、鍵合點和灌封料等微觀結構層面的材料力學失效。隨著電子產品應用領域的不斷拓展，功率器件模塊可能應用到相比跌落更為極端的載荷環境，高速沖擊過載時模塊上的加速度過載能達到50 000～100 000，極端的載荷會引起電路板變形分層、結構破壞、封裝結構斷裂以及電子元器件的嚴重變形甚至諧振，這些現象會使功率組件功能失效從而導致嚴重的事故。功率模塊在高速沖擊的工作狀態下，除了封裝內部的微觀材料與結構失效以外，外部的安裝固定約束方式也是影響模塊性能可靠性的關鍵因素之一。現階段，面貼裝、支點固定方式均應用于各類電子系統中，采用不同固定方式的功率模塊受沖擊時的載荷方向、應力應變分布以及薄弱環節都存在較大差別，使用壽命的差異能達到50%以上，然而目前尚未發現較為系統的理論可以指導高速沖擊環境中功率模塊安裝固定方式的科學選擇。因此針對不同安裝固定方式下功率模塊的抗高速沖擊應力應變響應開展理論研究對于提升電子系統工作可靠性具有重要意義。

本文中采用自研的某耐壓4 kV 碳化硅芯片封裝得到的高壓功率模塊為研究對象，設置特定沖擊載荷，充分考慮能量守恒理論和一維應力波理論，完成慣性載荷沖擊作用過程中模塊關鍵結構的位移和變形關鍵參數的沖擊力學分析，同步開展有限元計算，結合理論分析和數值模擬結果研究4 種不同固定方式下模塊的結構響應，明確具備最佳抗沖擊性能的安裝固定方式。

1 功率模塊受力簡化

該自研的高壓功率模塊主要結構如圖1 所示，由底板、雙面覆銅陶瓷基板、碳化硅芯片、轉接端子、塑料殼體及各層間焊料組成，內部關鍵結構（不包含塑料外殼）的整體尺寸約26 mm×37 mm×3.4 mm。功率模塊在電子系統中一般安裝于FR4 印制板或其他材質的基板上，安裝固定方式主要為插裝或直接貼裝的固定形式，其中插裝的固定形式又可分為兩支點固定和四角支點固定。模塊關鍵結構的尺寸滿足（1/100～1/80）＜（厚度/短邊）＜（1/8～1/5），因此根據這幾種安裝固定形式，在沖擊載荷作用下模塊內部關鍵結構的受力可以簡化為如圖2 所示的薄板面沖擊(surface)、短邊兩點沖擊(2-points-S)、長邊兩點沖擊(2-points-L)和四點沖擊(4-corners)這4 種受力方式。

圖1 自研功率模塊的結構Fig. 1 The structure of self-developed module

圖2 簡化沖擊受力Fig. 2 Simplified impact loading

2 FHPB 裝置上的沖擊響應分析

分離式霍普金森壓桿裝置是現階段材料高速沖擊試驗常用的加載設備，可實現10～10s量級的加載應變率，由其改裝得到的自由式霍普金森桿（free Hopkinson pressure bar， FHPB）可實現10量級的沖擊加速度。自由式霍普金森桿取消了透射桿和吸收桿，只保留子彈和入射桿，用于實現入射桿對功率模塊的瞬時慣性加速度沖擊加載，采用該裝置對功率模塊內部關鍵結構進行沖擊測試可以有效模擬出模塊在高速沖擊條件下的力學環境，改裝得到的FHPB 裝置如圖3 所示。

圖3 FHPB 裝置單側沖擊Fig. 3 Single-side impact of the FHPB

基于FHPB 沖擊系統，針對功率模塊在四種固定方式下的慣性加速度沖擊受力開展研究，通過理論計算分析功率模塊結構的運動響應和能量轉換規律。由一維應力波理論可知，長度為的子彈以速度撞擊相同材料的入射桿時產生1 個周期=2/的矩形波以速度向后傳播，波上質點速度為=/2，矩形波幅值 σ=ρ/2 ，撞擊結束子彈速度變為0。

當矩形波傳播到入射桿與試樣接觸的界面時，由于界面的面積大小產生變化，必然在此端面上產生應力波的透射和反射，此過程中在接觸界面上兩桿始終保持接觸，則由總作用力相等條件和波陣面的動量守恒條件可以得到：

當采用兩支點或四支點固定時，如圖4(b)所示。在端面加入與桿材料一致的細支架用于固定，應力波在細支架上被放大，然后再傳至與試樣接觸界面進行沖擊作用。細支架的端面面積為，假設存在個細支架，則細支架上的質點速度為：

圖4 入射桿對試樣的作用示意圖Fig. 4 The effect of the incident bar on the sample

本文中真實環境試樣的材料參數與沖擊桿的材料參數并不一樣，沖擊桿與金屬支架均為鋼材料，試樣與沖擊系統直接接觸的底部基板材料為銅合金，同時該基板的體積與質量也遠大于模塊的其他關鍵層，因此可以認為模塊的平均密度和波阻抗均大于沖擊桿，則波阻抗比值因子：

式中：為試樣飛出時的動能，為試樣飛出時結構變形儲存的勢能。由于＞，可以得到＜，即直接貼裝的面沖擊試樣的整體變形勢能小于支點固定的試樣。因此，基于一維應力波條件和能量守恒定律可以推斷：功率模塊采用直接貼裝時，沖擊后的初始速度大于采用支點固定的模塊；直接貼裝模塊沖擊后的整體變形量較小，應力分布更加均勻，理論上其沖擊應力應變最大值均小于支點固定模塊。

3 有限元模型

采用ANSYS/LS-DYNA 模擬功率模塊內部關鍵結構在 ? 44 FHPB 裝置上進行單側沖擊加載的過程，以此驗證前一部分在相同沖擊載荷條件下不同固定方式功率模塊的沖擊過載響應推斷結果。建立包括沖擊裝置和功率模塊內部關鍵結構的有限元模型，模塊由底板至頂端的結構如圖5 所示，沖擊系統中所有的材料參數如表1 所示，由于整個沖擊系統結構對稱，只建立如圖6 所示功率模塊和FHPB 裝置的1/4 模型，并在對稱面和的節點上進行對稱約束，模型中與連線平行的邊為長對邊，與連線平行的邊為短對邊。功率模塊各結構的材料本構均采用彈塑性隨動硬化模型，FHPB 沖擊裝置和支撐功率模塊的細支架采用的是線彈性模型，各結構之間為自動單面接觸，功率模塊共劃分31 960 個SOLID164 單元，在兼顧計算精度和計算效率的同時，對單元網格劃分和密度分布進行一定的優化。

圖5 功率模塊內部關鍵結構模型Fig. 5 The model of the main structure of the power module

圖6 功率模塊關鍵結構1/4 模型Fig. 6 The 1/4 finite element model of the main structure of power module

表1 功率模塊內部關鍵結構材料參數Table 1 Material parameters of plate-level power module

功率模塊在FHPB 裝置入射桿端面固定的4 種方式如圖7 所示，對應4 種薄板沖擊受力方式，其中各細支架與入射桿均綁定在一起。在模擬子彈撞擊入射桿以及入射桿撞擊模塊的完整沖擊過程中，子彈長度設置為50 cm，初始速度設置為20 m/s，同時基于FHPB 裝置完成功率模塊單側貼裝固定的沖擊試驗，并對計算參數和結果的準確性進行驗證。結果如圖8 所示，數值計算的整體時間為1 000 μs，計算與試驗的應力波曲線在200～400 μs 內貼合較好，應力峰值誤差在10%以內。入射桿在沖擊后與樣品回收盒內的緩沖材料接觸發生回彈，并且導致子彈與入射桿發生二次沖擊加載。因此，450 μs 后試驗與計算曲線產生一定誤差，并且在640 μs 后產生了與數值計算曲線不一致的異常應力波上升沿，但由于沖擊樣品在≈350 μs 已脫離入射桿，樣品的響應狀態未受到影響。因此，對于模塊的變形和運動狀態研究，數值計算結果仍然具備較高的可信度。

圖7 功率模塊固定形式Fig. 7 Fixed forms of the plate-level power module

圖8 模塊FHPB 沖擊試驗與數值模擬結果對比Fig. 8 Comparison between FHPB impact experiment and simulation of the module

4 數值結果分析

在為200～400 μs 時，不同固定方式的模塊關鍵結構的等效應力和應變會陸續達到最大值，如圖9所示，4 種固定方式沖擊后等效應力峰值均位于氮化鋁陶瓷基板中心區域，數值達到了陶瓷材料的屈服強度，且最下側的銅底板在支點固定的沖擊條件下可以觀察到發生了明顯的撓曲形變。不同功能層的應力峰值匯總如圖10 所示，其中陶瓷基板上側的覆銅板和碳化硅芯片均處于低應力狀態，應力峰值只有下側銅底板的6%～20%，且未達到材料屈服強度，主要原因是陶瓷基板的彈性模量和材料抗壓強度相對較大，對底板發生的變形產生了一定的隔離作用，支撐了上側關鍵結構避免發生動態撓曲變形。因此陶瓷板和底板的強度一定程度上決定了該模塊結構的抗沖擊性能極限，而影響陶瓷基板和底板受力的最關鍵因素就是不同固定方式導致的沖擊受力條件差異。

圖9 等效應力分布Fig. 9 Von Mises stress distribution

結合圖10 和表2 中的結果可以得知，當模塊采用直接貼裝承受面沖擊時，整體平行飛出，結構未發生變形，整體的等效應力最大值為15.32 MPa，而采用其他3 種支點固定方式進行沖擊時底部銅底板均發生了不同形式的彎曲變形，然后再飛出，中間層氮化鋁陶瓷板上的等效應力最大值均達到了427 MPa，遠遠大于直接貼裝模塊的等效應力值。因此采用支點固定承受四點或兩點沖擊時整體結構應力分布較大，采用直接貼裝可以大幅度減小遭受功率模塊受沖擊時的應力；同時也驗證了前面第2 部分的推斷結果。

表2 四種固定方式下的沖擊響應Table 2 Impact response in four fixed modes

圖10 不同層最大應力對比Fig. 10 Comparison of maximum stress in different layers

由圖11 中的底板整體過載加速度曲線可知，4 種固定方式中面貼裝沖擊的模塊底板上產生的過載加速度峰值最大，持續時間最短，主要是因為底板未發生塑性撓曲變形，沒有緩沖作用；而3 種支點固定沖擊的底板發生塑性變形對加速度載荷進行了一定的緩沖，其中加速度峰值由大到小分別為面沖擊、長對邊兩點沖擊、四角點沖擊和短對邊兩點沖擊，加速度峰值與持續時間可以在一定程度上反應底板的形變量。

圖11 底板過載加速度曲線Fig. 11 Acceleration-time curves of substrate

圖9 中最下側的銅底板是發生撓曲變形最嚴重的結構，而其他的結構均未發生明顯變形，為進一步比較在3 種支點固定方式下，模塊底板的撓曲變形量大小，確定3 種支點固定方式的優劣。如圖6 在銅底板1/4 模型底板正中間層中取、、等3 個點，根據撓度的基本定義可知：

式中：w和w為在方向和方向上底板的撓度，dA、dB、dO分別為、、這3 個點在沖擊過程中方向的位移，由此可輸出得到四點沖擊、短對邊兩點沖擊和長對邊兩點沖擊這3 種情況下底板的撓度變化曲線如圖12 所示，四種沖擊作用下底板的沖擊速度曲線如圖13 所示，整個模塊的過載加速度曲線可參見圖11。由于直接貼裝面沖擊時模型整體平動飛出無撓曲變形，撓度數值持續為零，因此不在圖12 中列出。

圖12 底板動態沖擊撓度曲線Fig. 12 Dynamic deflection-time curve of substrate

圖13 底板沖擊速度曲線Fig. 13 Dynamic velocity-time curve of substrate

不考慮直接貼裝（surface）固定方式，采用3 種支點固定的模塊底板變形撓度達到峰值時，由圖12 和表2 的結果可知，在方向上，垂直于的短對邊兩點固定(2-points-S)模塊底板點撓度最大，其次為垂直于的長對邊兩點固定（2-points-L）底板點撓度，最小為四點固定（4-corners）底板點撓度。在方向上，模塊底板點的撓度峰值由大到小分別為長對邊兩點固定（2-points-L），短對邊兩點固定(2-points-S)和四角點固定（4-corners）。點底板撓度峰值均小于點，且四點固定的底板撓度在、點上均為最小，可以確定四角點沖擊時底板的變形勢能最小，但采用長對邊和短對邊固定時的變形勢能暫時無法通過對比、點的撓度值判定大小。

結合圖13 中速度曲線可知，底板承受面沖擊時模塊飛出速度最大，系統總能量均轉化為功率模塊沖擊運動的動能；而在點固定的沖擊方式中，四角點固定時底板飛出速度最大，較小的是短對邊兩點固定的底板速度，最小的是長對邊兩點固定的底板速度。即：

該結果與第2 部分的推論基本一致。因此，3 種點固定沖擊方式中，底板變形最小的是四角點固定，其次為短對邊兩點固定，最大為長對邊兩點固定。

綜合模塊內部關鍵結構模型的應力分布、撓度及過載加速度響應狀況研究可知，在功率模塊的4 種固定方式中，模塊面貼裝承受沖擊時整體應力分布和底板撓曲變形量最小，結構相對最穩固，即使承受峰值較高的過載加速度也不發生應力集中現象，是最優固定方式；若功率模塊必須采用插裝支點固定，那么采用四角支點固定時模塊產生的變形較小，四點固定更有利于提升高速沖擊作用下模塊關鍵結構的可靠性，其次選擇短對邊兩點固定，最不適宜采用長對邊兩點固定的方式。

5 結論

本文中針對自研的某碳化硅芯片功率模塊結構，研究了模塊在FHPB 沖擊條件下的力學響應。采用4 種方式在FHPB 沖擊系統中對模塊進行安裝固定并簡化成4 種受力條件，根據受力條件完成了一維應力波條件下模塊在沖擊系統中的運動學響應和能量轉換方式分析；建立了沖擊系統和模塊的有限元模型，數值模擬得到不同固定方式下模塊內部關鍵結構的應力分布、撓度、速度和加速度。經分析與總結后可得到以下結論：

（1）在FHPB 裝置的沖擊條件下，直接貼裝模塊的整體動能大于支點固定模塊整體動能，支點固定模塊的整體變形勢能大于直接貼裝固定模塊整體變形勢能。

（2）模塊沖擊后應力響應最高位置在陶瓷基板層，撓度最高位置在金屬底板層，陶瓷基板上側結構層應力處于低應力狀態，陶瓷基板對整體結構具有一定的支撐強化和應力隔離作用。

（3）采用直接貼裝固定的模塊承受的加速度載荷最大，自身等效應力分布最小；而采用支點固定方式，承受加速度載荷峰值最小，而自身等效應力分布最大，當模塊薄弱結構的失效概率與整體變形量保持同步時，采用貼裝固定方式的模塊整體發生變形失效的概率小于支點固定方式。