反鐵電多層陶瓷電容器加速壽命試驗與建模技術

施發健，杜赫迪，楊秀玲，底桐，孫旭朋，白樺

（1.北京圣濤平試驗工程技術研究院有限責任公司，北京 100089；2.成都宏科電子科技有限公司，成都 610100）

引言

反鐵電多層陶瓷電容器（MLCC）由于具有高電壓、大電流、大功率放電等工作特性，可應用于武器點火、空間電推進等領域[1-3]，目前亟需解決產品在空間應用環境和工作條件下的可靠性壽命預測難題[4]。通過開展溫度、電壓、電流多應力因子的加速壽命試驗和失效樣品DPA 分析，獲得影響產品性能和壽命的關鍵影響因素、主要失效模式，建立可靠性壽命預測模型，對進一步改進產品質量和提升可靠性具有重要意義。

高溫、高電壓、大電流多應力因子加速壽命試驗是研究反鐵電MLCC 循環壽命的主要試驗方法[5]。趙宇萍、魏建中研究了宇航級MLCC 極限壽命試驗方法研究[6]。徐晨洪等開展了反鐵電多層陶瓷設計與其充放電行為研究[7]。H.C. Ling， David Liu， D. Zhang 等基于欠阻尼LRC 電路設計，研究了在步進電壓瞬態放電條件下的MLCC 失效行為[8-11]。徐卓、李飛等開展了用于能量存儲的織構多層陶瓷電容器研究，大幅降低了陶瓷在強場下的電致應變，提高了在強場條件下工作的穩定性和可靠性[12]。

本文開展了脈沖功率反鐵電多層陶瓷電容器多應力因子（溫度、電壓、電流）的加速壽命試驗研究，通過加速壽命試驗數據分析，建立了可靠性壽命預測模型。根據試驗失效樣品的DPA 分析，討論了反鐵電脈沖功率MLCC 的失效模式和失效機理。

1 加速壽命試驗

1.1 試驗樣品

試驗樣品采用成都宏科電子的G-CT41P-7680-X7Q-4kV-753M 型號脈沖功率反鐵電多層陶瓷電容器，端電極為鈀銀可焊引出端，額定電壓為4 000 V，電容量為0.075 3 μF。試驗樣品性能指標見表1。所有試樣滿足Q/HK 26050-2016、QZJ840624 等標準要求的質量等級。

表1 試驗樣品元件信息

1.2 試驗設計

脈沖功率高壓陶瓷電容器加速壽命試驗方法參照GJB1940A-2012、GJB 360B-2009 等標準要求開展試驗。

首先，試驗中的溫度環境條件和電流、電壓工作條件應滿足產品工作條件限制性要求（見表1）：其中，溫度加速條件應滿足居里溫度T＜150 ℃；電壓加速條件應不超過額定電壓的25 %，即V＜V0*125 %，同時必須小于擊穿電壓V＜6 000 V；考慮到放電電流依賴于LCR回路中的總電阻和總電感，在短接放電條件下，電流峰值最大。

1）分組試驗條件

按照加速壽命試驗的溫度、電壓、電流多應力因子加速要求，將試驗分為溫度加速組、電壓加速組和電流組，按照溫度、電壓、峰值電流三應力因子進行正交試驗條件設計，具體加速壽命試驗方案如表2 所示。

表2 正交試驗條件設計

其中，溫度（1）分組為溫度加速循環壽命試驗，參考相關文獻調研結果，陶瓷電容器的激活能取值范圍約為（0.6～1.0）eV，將試驗溫度分別設為140 ℃、125 ℃、105 ℃，相鄰溫度條件下的循環壽命加速約為2 倍左右。電壓條件設定為4 600 V，高于額定電壓4 000 V 的15 %；

電壓（2）分組為電壓加速試驗，試驗溫度為140 ℃，電壓分別為4 400 V 和4 800 V，分別為額定電壓的1.1倍和1.2 倍。

電流（3）分組為電流加速試驗，放電電流峰值條件分別設定為6 400 A、4 400 A 和2 400 A。本組試驗在常溫下進行，電壓設定為5 000 V，為額定電壓的1.25 倍。

這是考慮到試驗中LCR 電路中電纜電感對放電電流峰值影響較大，在常溫下可以進行短接放電試驗，獲得在最大放電電流峰值6 400 A 下的產品循環壽命。通過改變自動化充放電平臺與試驗電路板DUT 之間的連接電纜長度L，改變LCR 電路的等效電感，從而實現不同的放電電流峰值。

2）試驗布局

圖1 是試驗布局框圖，被測試驗電容放入溫度箱中，通過高壓電纜與溫度箱外的自動化充放電平臺連接。

圖1 試驗框圖

本試驗系統的等效LCR 電路如圖2 所示。電容電壓為充放電平臺的輸出電壓，等效電阻R 為電容內阻和電纜電阻之和，等效電感L 為電纜電感和電容等效電感之和。通過測量電容的內阻、電感以及電纜的電阻、感抗，可以計算LCR 放電回路的放電電流波形。

圖2 測試回路的等效LCR 電路示意圖

在試驗系統中，自動化充放電平臺通過高壓電纜對電容進行高壓、大電流的重復充放電循環，試驗頻率為可重復充放電10 次每秒，充電電壓范圍為（0～5 000）V。

試驗采用符合國家標準的高壓安全電纜。使用前需測量高壓電纜的電阻和電感。試驗采用耐20 kV 的高壓銅芯電纜，長度1m、截面積10mm2，實測電阻值R=1.7 m Ω，遠小于相對于被測電容的等效電阻約為1 Ω，因此電流電阻對放電回路中電流影響可以忽略不計；1 m電纜感抗測量值約為7.8 Ω，所以，電感對電流影響較大，電路系統盡可能使用較短電纜。另一種降低電感的方法是將電路中相反電流方向的兩根電纜并排捆綁，可降低感抗到1/4 倍左右。

被測電容器試驗件安裝在PCB 板卡上，如圖3 所示。其中，PCB 板卡采用耐高壓FR4 材料，厚度為2 mm，線路敷銅厚度為2，采用產品說明書提供的焊盤設計以及焊接要求安裝電容器。特別強調的是需要做好高壓防護措施。焊接后未清理干凈的殘留助焊劑在高壓加電后可能導致試驗板卡發生打火現象，導致試驗安全風險甚至系統崩潰。

圖3 被測樣品DUT 板卡

圖4 加速壽命試驗系統

1.3 試驗監測

試驗過程中按照試驗流程進行初始性能檢測、中間檢測、和試驗后的失效樣品DPA 分析。

初次檢測：在試驗前，進行樣品性能常溫測試，獲得樣品的電容量、損耗角正切、絕緣電阻、介質耐電壓、和放電電流波形等性能參數。采用4278 容量測試儀測量電容量、損耗角正切。

中間測試：經歷100、1 000、2 000、3 000……次充放電循環次數后，取出樣品，恢復到常溫下進行中間性能測試并記錄測試結果。

中間測量中如果出現樣品的性能參數測量值與初始測量值的超差達到失效判據要求（見表3），判斷為樣品性能退化失效，終止試驗。

表3 性能退化失效判據

試驗過程中，自動化充放電循環測試過程中，自動化充放電平臺的檢測模塊自動監測并顯示放電電流波形，記錄波形和采集存儲數據。

當樣品發生擊穿失效，自動化充放電平臺自動終止充放電循環試驗。失效樣品經過DPA 分析，先用拋磨機打磨出失效樣品光滑截面，然后用顯微鏡針對擊穿區域進行解剖，確定擊穿點，分析失效模式。

失效判據：

1）擊穿失效：在循環充放電過程中，當電容器發生擊穿損壞，并導致充放電過程終止。

2）性能退化失效

表3 是性能退化失效判據。當樣品中間測試發生失效的電容量測試值與初始測試值的超差大于20 %，判產品性能退化失效；或介質耐電壓中間測試測量失效，或放電電流波形及電流峰值降低超過20 %，產生記為樣品性能退化失效。

2 試驗數據分析

2.1 試驗結果

在不同溫度、電壓、電流充放電循環試驗性能檢測中發現，隨充放電循環次數增加，被試PPMLCC 樣品性能變化不明顯，均小于性能退化的失效判據。在3 分組試驗中，所有試驗樣品都是在循環到一定次數N 后，發生了介電擊穿失效。每組試驗條件下的樣品平均壽命如表4 所示。

表4 加速壽命試驗介電擊穿失效壽命

2.2 加速壽命模型

加速壽命試驗是利用高應力水平下的壽命試驗結果外推正常應力水平下的產品壽命特征。因此，本研究的關鍵在于建立反鐵電多層陶瓷電容器的多應力因子加速壽命模型。

針對本試驗設計的溫度、電壓和電流三應力因子加速壽命試驗，假設溫度、電壓、電流加速效應是相互獨立的，三應力因子加速壽命模型可以表示為三個加速模型的乘積，形成擴展的PV+模型，如下所示。

式中：

L—某壽命特征，如平均壽命、中位壽命等；

A—一個常數，且A＞0；

Ea—激活能，與材料有關，單位是電子伏特，以eV表示 ；

K—玻爾茲曼常數。結合激活能，Ea/K 的單位是溫度，稱為激活溫度；

T—絕對溫度，T=273+環境溫度（攝氏度）；

V—電壓應力；

n—電壓的逆冪率指數；

Vc—額定電壓；

I—放電電流峰值；

m—電流的逆冪率指數；

根據美國軍用標準MIL-HDBK-217E（1986）對各種電容器的電壓加速壽命試驗建議用指數模型，多應力因子加速壽命模型也可以寫成：

式中：

b—待定常數。

接下來，結合壽命試驗數據，可以分析和驗證上述模型，并得到模型的具體參數值，即獲得功率脈沖多層陶瓷電容器的壽命預測模型。

2.3 確定模型參數

基于上述兩個壽命模型公式（1）和（2），對溫度、電壓、電流多應力因子加速壽命試驗數據進行分析，確定模型的參數。通過采用MATLAB 程序對壽命試驗數據進行分析，得到下面的壽命預測模型，如下式所示。

上述壽命預測模型表明，反鐵電多層陶瓷電容器的激活能為0.819 eV，電流的逆冪率指數為4.1，電壓加速的逆冪率指數為33.4，如果采用指數函數來描述電壓加速壽命模型，電壓加速指數為0.011。

反鐵電MLCC 在應用中一般不建議采用電壓降額，因此可以估計電壓加速總系數≈1。在常溫下進行額定電壓下短接放電試驗，壽命預測值等于A*exp（0.819/300）≈A。考慮應用電路回路中實際存在有效電阻和電感，如果其放電電流峰值估計為短接放電電流峰值的一半（≈Ic/2），那么，PPMLCC 電容器的使用壽命可預測為8*A。

試驗數據分析發現，電容器的循環壽命與電壓的關系最為敏感。根據在140 ℃環境下改變電壓應力得到循環壽命試驗數據繪制的壽命散點圖。其中，圖5（a）的橫坐標是電壓，縱坐標是壽命的對數，對應的是指數壽命模型；圖5（a）的橫坐標是電壓對數，縱坐標是壽命的對數，對應的是逆冪率模型。從兩個圖形上看，指數模型中壽命的對數與電壓似乎更好落在在一條直線上。

2.求解SVM模型。本文采用高斯徑向基核函數（RBF）。為了保證模型的訓練效果，需確定最優的懲罰參數C和RBF的參數G。C越大，越容易造成模型過擬合，導致模型魯棒性下降。為找到最優C、G，本文采用網格搜索算法進行參數尋優。

圖5 充放電循環壽命和電壓應力的關系

3 失效模式和機理分析

3.1 失效樣品的DPA 分析

多應力因子加速壽命試驗結果表明，反鐵電多層陶瓷電容器基本上是在經歷N 次充放電循環后發生了擊穿失效。試驗后對失效樣品進行DPA 分析，研究充放電循環導致的產品主要失效模式，并在此基礎上分析失效機理。DPA 分析是通過球磨機將樣品打磨出一個較大縱深的光滑截面，該截面垂直于內電極平面，然后在顯微鏡下觀察失效樣品光滑截面與正常樣品的光滑截面的對比結構變化。

DPA 分析結果表明，主要失效模式是沿電極界面的分層失效模式，界面分層貫穿整個電極兩端，部分樣品截面上看到擊穿電流導致的燒黑的點狀或區域痕跡。從電極界面分層失效模式角度看來，可以解釋為電極界面處瓷介質材料存在著一定數量的初始結構缺陷或微裂紋，在循環充放電應力作用下發生疲勞效應，導致微裂紋不斷拓展、衍生并相互融合，沿著電極界面發展直到貫穿電極兩端。

3.2 失效機理分析

文獻上關于陶瓷多層電容器微裂紋拓展的失效機理包括以下幾種：電致伸縮效應、氧離子遷移、電疇轉動、相分離效應、電荷注入效應等。考慮到電致伸縮效應、氧離子遷移、電疇轉動會導致瓷介質材料疲勞或老化作用，本試驗DPA 分析沒有觀察到瓷介質內部較大裂紋或燒毀現象。

因此，應重點分析電荷注入效應和相分離效應等失效機理：在高壓、大電流、納秒級的交流充放電作用下，由于電極與介質導電性較大差異，導致電極向裂紋注入電荷，在裂紋尖端的極化電荷聚集產生極大的極化場強，導致材料融化并發生結構相分離，從而驅動裂紋不斷拓展。相關研究結果表明，電荷注入機理的失效壽命隨時間呈現指數衰減規律，與本試驗的充電電壓的壽命指數規律基本一致。

4 結論

本文針對反鐵電多層陶瓷電容器的額定電壓4 000 V典型型號產品開展了多應力因子加速壽命試驗，獲得了在高溫、高壓、大電流加速壽命試驗數據和主要失效模式，建立了關于功率脈沖反鐵電陶瓷電容器可靠性評價的壽命預測模型。得到的主要結論如下：

1）成功開發了反鐵電多層陶瓷電容器高溫、高壓、大電流多應力因子的加速壽命試驗設計方法，通過電壓應力加速設計有效降低了壽命試驗時間成本。

2）建立了功率脈沖反鐵電陶瓷電容器可靠性評價方法，獲得壽命預測模型及其參數。

3）電極界面分層失效是功率脈沖反鐵電陶瓷電容器工作條件下的主要失效模式，定性分析了電極電荷注入和相分離導致的界面微裂紋拓展失效機理。