散熱底板對(duì)IGBT模塊功率循環(huán)老化壽命的影響

常桂欽 羅海輝 方 超 陳 杰 黃永章

散熱底板對(duì)IGBT模塊功率循環(huán)老化壽命的影響

常桂欽1,2羅海輝2方 超2陳 杰2黃永章1

（1. 新能源電力系統(tǒng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室（華北電力大學(xué)） 北京 102206 2. 株洲中車(chē)時(shí)代半導(dǎo)體有限公司 株洲 412000）

功率半導(dǎo)體模塊通常采用減小結(jié)殼熱阻的方式來(lái)降低工作結(jié)溫，集成Pin-Fin基板代替平板基板是一種有效的選擇。兩種封裝結(jié)構(gòu)的熱阻抗特性不同，可能對(duì)其失效機(jī)理及應(yīng)用壽命產(chǎn)生影響。針對(duì)平板基板和集成Pin-Fin基板兩種常見(jiàn)車(chē)規(guī)級(jí)IGBT模塊進(jìn)行了相同熱力測(cè)試條件（結(jié)溫差100 K，最高結(jié)溫150℃）下的功率循環(huán)試驗(yàn)，結(jié)果表明，散熱更強(qiáng)的Pin-Fin模塊功率循環(huán)壽命低于平板模塊。失效分析顯示，兩者失效模式均為鍵合線脫附，但Pin-Fin模塊的鍵合失效點(diǎn)集中在芯片中心區(qū)域，而平板模塊的鍵合失效點(diǎn)則較為分散。基于電-熱-力耦合分析方法，建立功率循環(huán)試驗(yàn)的有限元仿真模型，結(jié)果表明，Pin-Fin模塊的芯片溫變梯度更大，芯片中心區(qū)域鍵合點(diǎn)溫度更高，使芯片中心區(qū)域的鍵合點(diǎn)塑性變形更大，導(dǎo)致其壽命較平板模塊更短，與試驗(yàn)結(jié)果吻合。

絕緣柵雙極型晶體管 散熱底板 熱阻抗 功率循環(huán)壽命 有限元分析

0 引言

隨著社會(huì)發(fā)展和科技進(jìn)步，電能對(duì)人類(lèi)日常生活質(zhì)量的提升發(fā)揮著重要作用。絕緣柵雙極型晶體管（Insulated Gate Bipolar Transistor, IGBT）作為控制電能轉(zhuǎn)換的核心零部件，其性能和可靠性對(duì)于電動(dòng)化的推廣應(yīng)用起到推動(dòng)作用[1]。IGBT正在朝著高可靠、小型化、高速開(kāi)關(guān)、高功率密度、高工作結(jié)溫的方向發(fā)展，這對(duì)于芯片和封裝提出了更高的要求。IGBT的封裝形式有分立器件和模塊，其中應(yīng)用于新能源汽車(chē)、工業(yè)變頻器、智能電網(wǎng)、軌道交通領(lǐng)域的多為大功率IGBT模塊[2-3]。服役中的IGBT模塊，在電能轉(zhuǎn)化的過(guò)程中產(chǎn)生損耗發(fā)熱，進(jìn)而引起器件結(jié)溫的上升，對(duì)IGBT模塊的可靠性產(chǎn)生很大影響：一方面，過(guò)高的溫度會(huì)直接引起器件過(guò)熱而失效；另一方面，隨應(yīng)用工況不斷波動(dòng)的芯片結(jié)溫，也會(huì)導(dǎo)致器件內(nèi)部互連結(jié)構(gòu)發(fā)生熱疲勞，引發(fā)器件的疲勞失效[4]。基于上述原因，控制芯片結(jié)溫、降低器件工作時(shí)的溫度，成為器件開(kāi)發(fā)的共性目標(biāo)之一。在芯片層面，可以通過(guò)降低芯片壓降進(jìn)而減小功率損耗，降低芯片結(jié)溫；在封裝層面，可以通過(guò)降低器件熱阻，提升器件散熱效率，也可以實(shí)現(xiàn)降低結(jié)溫的目標(biāo)。

傳統(tǒng)IGBT模塊通常采用間接液冷的散熱方式，如圖1a所示，模塊采用平板基板，通過(guò)基板與散熱器表面貼合進(jìn)行散熱。為了降低接觸熱阻，通常在基板底面涂覆導(dǎo)熱硅脂，以填充基板與散熱器表面之間的縫隙。為了降低模塊熱阻，一些車(chē)規(guī)級(jí)IGBT模塊采用集成Pin-Fin（針翅）基板的直接液冷的方案，如圖1b所示，避免了導(dǎo)熱硅脂層和散熱器表面的散熱路徑，使得散熱效率得到了極大的提升[5]。模塊熱阻的降低，使得相同電流下，直接液冷模塊的結(jié)溫更低，結(jié)溫波動(dòng)更小，根據(jù)CIPS2008壽命模型計(jì)算，直接液冷模塊的壽命更高[6]。但集成Pin-Fin基板的引入，也是為了模塊在相同結(jié)溫條件下增強(qiáng)其電流輸出能力，在低的測(cè)試電流下顯然無(wú)法評(píng)估其封裝可靠性。文獻(xiàn)[7]在對(duì)比三家不同廠商的IGBT模塊時(shí)，考慮模塊的壓降、熱阻特性的不同，分別對(duì)比了相同電流和相同熱力條件兩種測(cè)試模式下的可靠性壽命，結(jié)果表明兩種測(cè)試模式下的結(jié)論完全不同。

圖1 不同結(jié)構(gòu)的IGBT模塊

實(shí)際應(yīng)用時(shí)，為了最大程度地發(fā)揮模塊特性并降低成本，通常使模塊工作在最高允許結(jié)溫附近，即在相同熱力條件下更能體現(xiàn)出模塊封裝可靠性的差異。因此，即使結(jié)溫是影響封裝可靠性的首要因素，在模塊設(shè)計(jì)時(shí)也不能基于單一目標(biāo)進(jìn)行，文獻(xiàn)[8]認(rèn)為功率模塊內(nèi)部存在復(fù)雜的電-熱-力多物理場(chǎng)耦合效應(yīng)，寄生參數(shù)、熱阻和可靠性相互制約，需要利用多目標(biāo)協(xié)同優(yōu)化設(shè)計(jì)方法。雖然集成Pin-Fin模塊相比平板模塊熱阻降低，但散熱結(jié)構(gòu)發(fā)生了變化導(dǎo)致熱容也存在差異，即使在相同的熱力條件下，內(nèi)部各層組件也可能會(huì)表現(xiàn)出不同的溫度分布和溫度變化規(guī)律，最終都可能影響模塊的服役可靠性。文獻(xiàn)[9]研究了功率循環(huán)試驗(yàn)中不同開(kāi)通時(shí)間對(duì)模塊失效機(jī)理的影響，基于實(shí)驗(yàn)和仿真分析揭示了內(nèi)部溫度分布的變化會(huì)直接改變模塊的失效模式。進(jìn)一步地，文獻(xiàn)[10]通過(guò)分立器件并聯(lián)的方式巧妙地驗(yàn)證了芯片表面溫度梯度對(duì)功率循環(huán)壽命的影響，然而沒(méi)有在IGBT模塊中進(jìn)行驗(yàn)證。

本文旨在評(píng)估平板模塊和集成Pin-Fin模塊在可靠性方面的差異，通過(guò)相同熱力測(cè)試條件下的秒級(jí)功率循環(huán)試驗(yàn)，并結(jié)合有限元數(shù)值模擬方法，從溫度分布、溫變速率、芯片結(jié)溫、模塊熱阻、熱容、鍵合線熱應(yīng)力等維度進(jìn)行對(duì)比，揭示了車(chē)規(guī)級(jí)可靠性標(biāo)準(zhǔn)條件下，散熱底板對(duì)模塊壽命的影響規(guī)律，對(duì)模塊的設(shè)計(jì)和應(yīng)用有重要指導(dǎo)作用。

1 功率循環(huán)試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)原理

IGBT模塊的設(shè)計(jì)壽命長(zhǎng)，新能源汽車(chē)中IGBT模塊工作壽命要求達(dá)到15年[11]，風(fēng)力發(fā)電機(jī)中IGBT模塊工作壽命要求達(dá)到25年[12]，機(jī)車(chē)牽引變流器中IGBT模塊工作壽命甚至要求至少達(dá)到30年[13]。為了縮減試驗(yàn)周期，通常對(duì)IGBT模塊進(jìn)行加速壽命實(shí)驗(yàn)，而功率循環(huán)試驗(yàn)是公認(rèn)的最主要的可靠性測(cè)試方法之一[14]。功率循環(huán)是對(duì)IGBT模塊施加周期性電流，利用模塊自身工作時(shí)產(chǎn)生的功率損耗，使芯片結(jié)溫發(fā)生周期性波動(dòng)，模擬芯片自生熱對(duì)模塊可靠性的影響，實(shí)驗(yàn)原理如圖2所示。圖2中，L為加熱電流，vj,max為結(jié)溫最大值，vj,min為結(jié)溫最小值，C/S,max為殼溫最大值，C/S,min為殼溫最小值。

圖2 功率循環(huán)試驗(yàn)原理

功率循環(huán)試驗(yàn)的控制策略有固定導(dǎo)通關(guān)斷時(shí)間、恒定結(jié)溫差、恒定殼溫差、恒定功率損耗等[15]。在固定導(dǎo)通關(guān)斷時(shí)間的控制策略下，由于器件的老化會(huì)使熱阻增加，引起芯片最高結(jié)溫和結(jié)溫差的上升，從而顯著縮短模塊的疲勞壽命，因此該方法的試驗(yàn)條件最為嚴(yán)苛，也更加接近實(shí)際工況。在恒定結(jié)溫差的控制策略下，隨著模塊的老化，通過(guò)動(dòng)態(tài)調(diào)整集電極電流大小和散熱水流量，使功率循環(huán)試驗(yàn)的各個(gè)階段，芯片的結(jié)溫差維持在相同的水平，相當(dāng)于在器件老化過(guò)程中進(jìn)行主動(dòng)補(bǔ)償，因而會(huì)過(guò)高地估計(jì)模塊疲勞壽命，其他兩種控制策略也存在這種問(wèn)題。因此，歐洲電力電子中心汽車(chē)電力電子模塊認(rèn)證工作組頒布的AQG 324標(biāo)準(zhǔn)中，規(guī)定了只能使用第一種控制策略，在功率循環(huán)試驗(yàn)過(guò)程中不能調(diào)整試驗(yàn)條件對(duì)老化進(jìn)行補(bǔ)償[16]。

功率循環(huán)試驗(yàn)通常選取電熱特征參數(shù)作為失效先兆參量，通過(guò)監(jiān)測(cè)參數(shù)的變化來(lái)判斷模塊的狀 態(tài)[17]。常用的IGBT模塊失效特征參數(shù)主要包括芯片結(jié)溫j、集射極飽和壓降ce(sat)和結(jié)-殼熱阻th(j-c)。結(jié)溫通過(guò)溫敏電參數(shù)法測(cè)得，如小電流下飽和壓降ce(sat)，然后通過(guò)校準(zhǔn)關(guān)系換算得到[18]。飽和壓降ce(sat)和結(jié)-殼熱阻th(j-c)則可以反映鍵合線和焊料層的老化狀態(tài)，根據(jù)標(biāo)準(zhǔn)定義，當(dāng)ce(sat)與初始值相比增加5%或th(j-c)與初始值相比增加20%時(shí)，可以判定器件失效，此時(shí)的循環(huán)數(shù)即為器件在該條件下的功率循環(huán)壽命。

1.2 待測(cè)器件及試驗(yàn)條件

本文的待測(cè)器件是兩種不同散熱結(jié)構(gòu)的750 V/ 400 A車(chē)規(guī)級(jí)IGBT模塊，如圖3所示，該模塊為6 in 1三相全橋電路拓?fù)洌糜谛履茉雌?chē)的電能轉(zhuǎn)換和能量回收。為了避免試驗(yàn)條件對(duì)結(jié)果的影響，試驗(yàn)采用單一控制變量原則，兩種模塊的功率循環(huán)試驗(yàn)條件見(jiàn)表1，集電極電流C設(shè)置為320 A，通過(guò)調(diào)節(jié)柵極電壓的大小，從而在相同的電流下使得不同模塊達(dá)到相同的熱力條件，即結(jié)溫差Dj≈ 100 K，最高結(jié)溫jmax≈150℃。文獻(xiàn)[9]表明柵極電壓對(duì)功率模塊壽命沒(méi)有影響，功率循環(huán)試驗(yàn)中可以通過(guò)柵極電壓來(lái)調(diào)節(jié)模塊的功率損耗。為了盡可能多地獲得試驗(yàn)數(shù)據(jù)，同時(shí)減小模塊各相之間的熱耦合帶來(lái)的影響，試驗(yàn)過(guò)程中將U相、W相的上管接入主電路，作為被測(cè)管。

2 功率循環(huán)試驗(yàn)結(jié)果

2.1 熱特性對(duì)比

功率循環(huán)試驗(yàn)過(guò)程中，通過(guò)測(cè)量模塊小電流下飽和壓降ce(sat)，計(jì)算得到芯片結(jié)溫j。試驗(yàn)之前，需要對(duì)ce(sat)和j的關(guān)系進(jìn)行標(biāo)定，即曲線的標(biāo)定。具體做法是，將模塊置于環(huán)境溫度試驗(yàn)箱內(nèi)，將環(huán)境溫度試驗(yàn)箱的溫度設(shè)置為模塊工作結(jié)溫內(nèi)的一個(gè)定值，經(jīng)過(guò)一段時(shí)間的保溫，使模塊的溫度到達(dá)設(shè)定的溫度值，此時(shí)可以認(rèn)為芯片結(jié)溫即為設(shè)置的環(huán)境試驗(yàn)箱溫度。在模塊的柵極施加?xùn)艠O電壓，使模塊處于開(kāi)通狀態(tài)，為模塊施加一個(gè)微小的電流，如100 mA，測(cè)量模塊的飽和壓降，即得到該溫度下模塊的飽和壓降值。隨后，改變環(huán)境溫度試驗(yàn)箱的溫度，重復(fù)以上步驟，測(cè)量得到不同溫度下的模塊飽和壓降。對(duì)不同溫度下的模塊飽和壓降進(jìn)行線性擬合，即可得到模塊曲線。施加的小電流可以避免器件在電流作用下自生熱，導(dǎo)致芯片結(jié)溫升高，為測(cè)量帶來(lái)誤差。圖4給出了4個(gè)模塊的曲線標(biāo)定結(jié)果，擬合結(jié)果顯示，飽和壓降和芯片結(jié)溫的線性相關(guān)程度較高。

圖3 750 V/400 A車(chē)規(guī)級(jí)IGBT模塊

表1 功率循環(huán)試驗(yàn)條件

Tab.1 Power cycling test conditions

圖5給出了待測(cè)器件1和3在大電流關(guān)斷后冷卻過(guò)程中的芯片結(jié)溫變化。使用熱敏電參數(shù)ce(sat)來(lái)計(jì)算芯片結(jié)溫時(shí)，ce(sat)-j的關(guān)系是在小電流下進(jìn)行標(biāo)定的，因此只能用來(lái)測(cè)量小電流下的壓降，從而計(jì)算得到降溫階段的結(jié)溫變化。使用熱敏電參數(shù)ce(sat)來(lái)計(jì)算芯片結(jié)溫，雖然不能獲得功率循環(huán)試驗(yàn)中加熱階段的結(jié)溫變化，但是降溫過(guò)程和升溫過(guò)程的溫度變化是對(duì)稱(chēng)的[19]。從測(cè)量結(jié)果來(lái)看，雖然兩種不同封裝形式的模塊的結(jié)溫波動(dòng)范圍一致，但在降溫過(guò)程中，模塊3的結(jié)溫降溫速率高于模塊1，這是由于Pin-Fin基板模塊的結(jié)-水熱阻和熱容均小于平板基板模塊，使得Pin-Fin基板模塊的散熱效率較高。由于5 s的冷卻時(shí)間相對(duì)較長(zhǎng)，使得平板基板模塊的芯片結(jié)溫有足夠的時(shí)間冷卻到和Pin- Fin基板模塊相同的溫度，這也保證了散熱效率相對(duì)較低的平板基板模塊，仍然可以冷卻到最低結(jié)溫50℃的試驗(yàn)條件。

圖4 試驗(yàn)樣品的K曲線標(biāo)定結(jié)果

圖5 模塊1和模塊3的U1管關(guān)斷階段結(jié)溫變化

2.2 功率循環(huán)壽命

圖6是模塊1和模塊3的U1管，在功率循環(huán)試驗(yàn)過(guò)程中的飽和壓降、結(jié)溫差、熱阻變化曲線。為了便于直觀地對(duì)各器件的功率循環(huán)壽命進(jìn)行對(duì)比，選取0為模塊1的U1管失效時(shí)的壽命，其余各管的功率循環(huán)壽命以0為基礎(chǔ)進(jìn)行歸一化。老化過(guò)程中，熱阻的增幅不大，當(dāng)器件失效時(shí)，模塊1的U1管熱阻增大了2.2%，模塊3的U1管熱阻增大了0.6%。試驗(yàn)結(jié)束時(shí)，模塊1的U1管飽和壓降增大了6.9%，模塊3的U1管飽和壓降增大了5.1%。在圖6的飽和壓降曲線中，還可以看到兩次數(shù)據(jù)突變，這是由于鍵合線的脫落，使器件的電流回路電阻值增大，造成了飽和壓降的增加。由此可以判斷，器件的失效是由于鍵合線的脫落引起的，焊層出現(xiàn)了輕微的退化，但不是器件的主要失效模式。

圖6 功率循環(huán)試驗(yàn)結(jié)果

4個(gè)模塊的功率循環(huán)壽命統(tǒng)計(jì)結(jié)果如圖7所示。在相同的結(jié)溫差、最高結(jié)溫的條件下，平板基板模塊的壽命整體高于Pin-Fin基板模塊，就平均壽命而言，Pin-Fin基板模塊約為0.8870，平板基板模塊約為0.9690，比Pin-Fin基板模塊高9.2%。雖然Pin-Fin模塊采用直接水冷的封裝形式降低了熱阻，提升了散熱能力和通流能力，但在相同熱力條件下，Pin-Fin模塊的壽命低于平板基板模塊，僅從封裝可靠性的角度，Pin-Fin基板模塊無(wú)法體現(xiàn)出優(yōu)勢(shì)。

圖7 各樣品功率循環(huán)壽命

2.3 失效分析

當(dāng)試驗(yàn)終止時(shí)，對(duì)模塊進(jìn)行失效分析。圖8是試驗(yàn)結(jié)束后模塊1的U1管照片，可以看到，芯片金屬層上方的鍵合點(diǎn)出現(xiàn)了脫落現(xiàn)象，且脫落點(diǎn)不止一個(gè)，而襯板覆銅上的鍵合點(diǎn)完好。當(dāng)鍵合線發(fā)生脫落后，同一芯片上剩余鍵合線的電流會(huì)瞬間增大，從而加速了鍵合線的脫落失效。

圖8 模塊1的U1管鍵合點(diǎn)脫落

圖9是試驗(yàn)后模塊1的U1管芯片焊層超聲掃描照片。從超聲掃描結(jié)果來(lái)看，焊層的退化程度較小，與功率循環(huán)試驗(yàn)過(guò)程中熱阻的變化規(guī)律一致。

圖9 實(shí)驗(yàn)后模塊1的U1管芯片焊層

圖10給出了4個(gè)模塊的鍵合線失效位置分布。脫落的鍵合點(diǎn)均位于芯片表面金屬層區(qū)域，襯板覆銅上鍵合點(diǎn)完好。脫落的鍵合點(diǎn)分布于芯片中心，芯片邊緣鍵合線未發(fā)現(xiàn)失效。相對(duì)于平板基板模塊而言，Pin-Fin基板模塊脫落的鍵合點(diǎn)更加集中于芯片中心位置。

圖10 鍵合線失效位置分布統(tǒng)計(jì)

3 有限元數(shù)值分析

為了進(jìn)一步對(duì)比不同散熱基板形式模塊的熱力學(xué)性能，進(jìn)行了電-熱-力多物理場(chǎng)耦合的有限元分析。有限元分析可以通過(guò)數(shù)值模擬的方式，獲得在試驗(yàn)中不易測(cè)量的物理量，如溫度梯度、應(yīng)力、塑性應(yīng)變等，為分析問(wèn)題、解決問(wèn)題提供了新的方法和工具[20]。

3.1 仿真模型

仿真采用全尺寸三維模型，為了減少計(jì)算量，去除了管殼、母排端子、輔助端子、硅膠，僅包含芯片、鍵合線、焊層、襯板、基板等結(jié)構(gòu)，其中基板分為平板基板和Pin-Fin基板兩種形式。仿真模型忽略了模塊中可能存在的缺陷，焊層簡(jiǎn)化為厚度均勻、無(wú)空洞的層狀結(jié)構(gòu)。表2列出了仿真中使用的材料參數(shù)，其中，芯片電阻率采用文獻(xiàn)[21]中提出的基于器件-特性的等效電阻率計(jì)算方法進(jìn)行定義，鋁鍵合線使用雙線性彈塑性模型，屈服強(qiáng)度為30 MPa，切線模量為500 MPa[22]。焊料使用Anand黏塑性本構(gòu)模型[23-24]，其余材料設(shè)置為彈性材料[25]。

表2 有限元仿真材料參數(shù)

Tab.2 Material parameters for finite element simulation

采用電-熱-力多物理場(chǎng)耦合模擬功率循環(huán)試驗(yàn)中電流產(chǎn)生焦耳熱，引起器件溫度上升，導(dǎo)致器件各部件間產(chǎn)生熱應(yīng)力和變形。仿真條件和試驗(yàn)條件相同，通過(guò)對(duì)芯片加載和試驗(yàn)相同的電流來(lái)產(chǎn)熱，基板底部施加對(duì)流換熱邊界，模擬散熱器對(duì)模塊散熱。通過(guò)調(diào)整對(duì)流換熱系數(shù)，使芯片平均結(jié)溫在50～150℃之間波動(dòng)，與試驗(yàn)條件保持一致。

3.2 仿真結(jié)果

圖11是平板基板模型和Pin-Fin基板模型的結(jié)溫變化曲線，可以看到，Pin-Fin基板模塊的結(jié)溫變化速率高于平板基板模塊，在升溫階段，Pin-Fin基板模塊芯片結(jié)溫早于平板基板模塊升高至最大值，在降溫階段，Pin-Fin基板模塊芯片結(jié)溫下降也比平板基板模塊更早達(dá)到最小值。下降階段的溫度變化趨勢(shì)也在試驗(yàn)中得到了證實(shí)，如圖5所示。

圖11 平板基板模型和Pin-Fin基板模型的平均結(jié)溫變化

圖12給出了大電流關(guān)斷時(shí)刻，平板基板模塊和Pin-Fin基板模塊芯片結(jié)溫的分布。大電流關(guān)斷時(shí)刻，芯片達(dá)到最高溫度，對(duì)于平板基板模塊，芯片中心最高結(jié)溫為173.8℃，芯片邊角最高結(jié)溫為106.2℃，溫度差值為67.6℃。與之相對(duì)的Pin-Fin基板模塊，芯片中心最高結(jié)溫為176.8℃，芯片邊角最高結(jié)溫為102.6℃，溫度差值為74.2℃。結(jié)合圖11，兩種不同結(jié)構(gòu)的散熱底板封裝形式，在平均結(jié)溫相同的條件下，Pin-Fin基板模塊的芯片結(jié)溫分布更加不均勻，芯片上的溫度梯度更大，芯片中心的最高溫度更高。

圖12 不同封裝結(jié)構(gòu)模塊的芯片溫度分布

進(jìn)一步地，提取平板基板模塊和Pin-Fin基板模塊芯片表面第1鍵合點(diǎn)和第2鍵合點(diǎn)位置的溫度數(shù)據(jù)，不同封裝結(jié)構(gòu)模塊的鍵合線溫度分布如圖13所示。鍵合點(diǎn)溫度分布趨勢(shì)與芯片結(jié)溫分布趨勢(shì)相同，芯片最中心區(qū)域的鍵合點(diǎn)溫度最高，工況相對(duì)芯片邊角的鍵合點(diǎn)更為嚴(yán)酷，增加了中心鍵合點(diǎn)失效的可能。Pin-Fin基板模塊的鍵合點(diǎn)，最高溫度為170.82℃，平板基板模塊相同位置的鍵合點(diǎn)，溫度為166.34℃，比Pin-Fin基板模塊低4.48℃。Pin-Fin基板模塊最邊緣鍵合點(diǎn)的溫度為138.68℃，平板基板模塊相同位置的鍵合點(diǎn)，溫度為142.13℃，比Pin-Fin基板模塊高3.45℃。同一芯片上的同一排鍵合點(diǎn)，Pin-Fin基板模塊的溫度差為32.14℃，平板基板模塊為24.21℃。由此可以看出，Pin-Fin模塊鍵合點(diǎn)的溫度差異更大，溫度分布不均勻性相較于平板基板模塊更嚴(yán)重，這也解釋了Pin-Fin基板模塊的鍵合線的脫落更集中在芯片中央。平板基板模塊脫落的鍵合點(diǎn)相對(duì)分散，與工藝離散性相關(guān)。

圖13 不同封裝結(jié)構(gòu)模塊的鍵合線溫度分布

圖14是大電流關(guān)斷時(shí)刻，平板基板模塊和Pin- Fin基板模塊鍵合線的塑性應(yīng)變分布，鍵合點(diǎn)處出現(xiàn)塑性應(yīng)變的最大值，平板基板模塊鍵合線的最大塑性應(yīng)變?yōu)?.335×10-3，Pin-Fin模塊鍵合線的最大塑性應(yīng)變?yōu)?.504×10-3，相較平板基板模塊高7.2%。圖15給出了有限元數(shù)值模擬得到的芯片中心鍵合點(diǎn)在3個(gè)循環(huán)周期內(nèi)的塑性應(yīng)變累積，可以看到，第3個(gè)循環(huán)和第2個(gè)循環(huán)的塑性應(yīng)變?cè)隽坎顒e較小，單個(gè)功率循環(huán)周期內(nèi)的塑性應(yīng)變量趨于穩(wěn)定。在第3個(gè)循環(huán)的過(guò)程中，平板基板模塊鍵合線的塑性應(yīng)變變化量為1.01×10-3，Pin-Fin基板模塊鍵合線的塑性應(yīng)變變化量為1.36×10-3，比平板基板模塊高出34.7%。

在相同的平均結(jié)溫變化下，經(jīng)過(guò)長(zhǎng)時(shí)間的累積效應(yīng)，Pin-Fin基板模塊鍵合線的損傷將高于平板基板模塊鍵合線的損傷，從而導(dǎo)致相同平均結(jié)溫下Pin-Fin基板模塊的功率循環(huán)壽命低于平板基板模塊。

圖14 不同封裝結(jié)構(gòu)模塊的鍵合線塑性應(yīng)變分布

圖15 芯片中心鍵合點(diǎn)的累積塑性應(yīng)變

不論功率循環(huán)試驗(yàn)還是仿真分析，對(duì)比的是相同結(jié)溫下的Pin-Fin模塊和平板模塊結(jié)溫變化速率對(duì)可靠性的影響，即在相同熱力條件下更能體現(xiàn)出模塊封裝可靠性的差異。實(shí)際IGBT服役工況下，Pin-Fin模塊熱阻低，相同結(jié)溫下其出流能力相比平板模塊更強(qiáng)。為了最大程度地發(fā)揮模塊特性和降低成本，追求更高的性?xún)r(jià)比，通常使模塊工作在最高允許結(jié)溫附近。IGBT模塊產(chǎn)品的可靠性要求是通過(guò)指定溫度變化范圍條件下的功率循環(huán)試驗(yàn)，Pin- Fin模塊和平板模塊僅在功率循環(huán)壽命上存在差異。

4 結(jié)論

Pin-Fin基板直接液冷的特性有效地降低了IGBT模塊整體熱阻，使得模塊散熱效率得到了極大的提升，在電動(dòng)汽車(chē)應(yīng)用領(lǐng)域正逐步替代傳統(tǒng)平板模塊。本文基于這兩種IGBT模塊，研究了不同散熱底板對(duì)模塊功率循環(huán)壽命的影響，可以得到如下結(jié)論：

1）基于封裝可靠性的視角，在相同結(jié)溫波動(dòng)和最高結(jié)溫下，Pin-Fin基板模塊芯片表面溫度分布不均勻程度更高，芯片表面溫度梯度更大，芯片最高溫度更高，中心鍵合線的塑性變形更大，導(dǎo)致芯片中心鍵合線更容易脫落，最終導(dǎo)致其功率循環(huán)壽命相比平板模塊更短。

2）基于應(yīng)用可靠性的視角，由于Pin-Fin基板模塊熱阻更小，在相同輸出電流下其最高結(jié)溫和結(jié)溫波動(dòng)更低，其服役壽命預(yù)計(jì)會(huì)更高。另外，更低的熱阻意味著在最高允許結(jié)溫下可以提高模塊的出流能力，同時(shí)其最高結(jié)溫和結(jié)溫波動(dòng)也會(huì)增加，服役壽命也會(huì)低于平板模塊。

3）為了滿足應(yīng)用的多重需求，模塊設(shè)計(jì)需要綜合考慮通流能力和可靠性能力，對(duì)于Pin-Fin基板模塊，在更換散熱底板降低模塊熱阻的同時(shí)，若要實(shí)現(xiàn)同等功率循環(huán)壽命，也需要采取措施提升其可靠性。兩者不是簡(jiǎn)單的替換關(guān)系，在設(shè)計(jì)目標(biāo)方面應(yīng)該是獨(dú)立關(guān)系，在多物理場(chǎng)方面則是相互耦合關(guān)系，對(duì)未來(lái)基于電-熱-力多目標(biāo)優(yōu)化的設(shè)計(jì)方法尤為重要。

綜上所述，本文從相同溫度條件下對(duì)比分析了兩種散熱底板下的功率循環(huán)試驗(yàn)壽命差異。功率循環(huán)加速老化試驗(yàn)與實(shí)際應(yīng)用條件之間存在差別，需采用更恰當(dāng)?shù)募铀賶勖囼?yàn)方法和條件來(lái)表征器件在應(yīng)用工況下的壽命。

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Influence of Heat Dissipation Baseplate on Power Cycling Lifetime of IGBT Modules

1,22221

（1. State Key Laboratory of Alternate Electrical Power System with Renewable Energy Sources North China Electrical Power University Beijing 102206 China 2. Zhuzhou CRRC Times Semiconductor Co. Ltd Zhuzhou 412000 China）

The insulated gate bipolar transistor (IGBT) module is the core component of an electric vehicle converter. Power cycling lifetime is a key index for IGBT module reliability. In engineering, the Pin-Fin baseplate of the IGBT module is used to reduce thermal resistance and operating junction temperature to achieve reliability improvement. This paper evaluates the reliability differences between the flat baseplate module and the Pin-Fin baseplate module.

Firstly, the power cycling lifetime test is carried out on IGBT modules with different heat dissipation baseplates. After the experiment, the samples are dissected and analyzed to determine failure mode. Secondly, a three-dimensional finite element analysis model of the same size is established, and the simulation calculation of electro-thermal-mechanical multi-physical field coupling is carried out. The load conditions of the simulation are the same as those of the power cycling test. The temperature distribution, the temperature change process of the chip junction, and the plastic strain of the bonding wires are obtained. Finally, the influence of different heat dissipation baseplates on the power cycling lifetime is obtained by comparing the experimental and simulation results.

The experimental results show that the collector-emitter saturation voltage increase ratio is greater than the thermal resistance increase ratio when the module fails under the second-level power cycling test condition. The sudden change of saturation voltage was also observed during the test, indicating that the failure mode of the module was bonding wires lift-off. Under the same thermal test conditions, the power cycling lifetime of the flat baseplate module is 9.2% higher than that of the Pin-Fin baseplate module. The disassembly analysis shows that the lift-off bonding wires of the Pin-Fin module are mainly concentrated in the center of the chip, while the flat baseplate module is dispersed. The finite element analysis shows that the temperature difference of the Pin-Fin module is larger, and the temperature distribution is more uneven than that of the flat baseplate module. Under the same average junction temperature change, the maximum plastic deformation of Pin-Fin baseplate module bonding wires is higher than that of flat baseplate module after a long time cumulative effect, so that the power cycling life of Pin-Fin baseplate module is lower than that of flat baseplate module.

The following conclusions can be obtained. (1) Regarding package reliability, under the same junction temperature fluctuation and maximum junction temperature, compared with the traditional baseplate module, the surface temperature distribution of Pin-Fin baseplate module chips is more uneven, the maximum temperature of chips is higher, and the plastic deformation of center bonding wires is larger, resulting in a shorter power cycling lifetime. (2) Regarding application reliability, under the same output current, the service lifetime of the Pin-Fin baseplate module is higher than that of the flat baseplate module due to its lower thermal resistance and lower fluctuation of its maximum junction temperature. (3) To meet multiple application requirements, the module design needs to consider the current capacity and reliability capability comprehensively. For the Pin-Fin baseplate module, measures should be taken to improve its reliability while replacing the heat dissipation baseplate to reduce the thermal resistance of the module and achieve the same power cycling life.

Insulated gate bipolar transistor (IGBT), heat dissipation baseplate, thermal impedance, power cycling lifetime, finite element analysis

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃資助項(xiàng)目（2020YFB0407702）。

2023-01-18

2023-04-26

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.230099

TM46

常桂欽 男，1983年生，博士研究生，研究方向?yàn)榇蠊β拾雽?dǎo)體器件封裝設(shè)計(jì)、工藝及可靠性。E-mail: changgq@csrzic.com

黃永章 男，1962年生，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向?yàn)楣β拾雽?dǎo)體器件封裝及可靠性。E-mail: huang_y_z@ncepu.edu.cn（通信作者）

（編輯 陳 誠(chéng)）