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双面散热SiC功率模块的可靠性分析和寿命评估

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摘要:双面散热(Double-sided cooling, DSC)封装能大幅降低封装寄生电感和结壳热阻,提升电气装备的功率密度,是SiC 功率模块的发展趋势。然而,DSC SiC 功率模块的失效机理不明、寿命模型缺失,成为制约其商业化应用的关键瓶颈,亟待技术突破。传统加速老化实验方法的成本较高、耗时较长,不利于产品的快速迭代升级。针对 DSC SiC 功率模块的可靠性研究,文中提出一种基于有限元的分析方法,基于材料的疲劳老化模型及功率模块的失效判据,建立DSC SiC 模块的寿命模型。基于大量功率模块的寿命测试结果,验证了有限元模型的可行性和有效性,相对误差小于 6%。此外,详细分析SiC和Si功率模块焊层的应力和蠕变规律,建立不同封装功率模块的寿命模型。结果表明:相对于单面散热封装,DSC 封装功率模块的寿命提升一倍。采用相同封装,SiC 功率模块的寿命是 Si 功率模块寿命的 30%左右。此外,还详细分析了不同封装材料对 DSC SiC 功率模块寿命的影响规律。为下一代DSC SiC功率模块的研发与应用,提供有益的参考。

关键词:双面散热;SiC 功率模块;可靠性分析;寿命模型

0 引言

随着晶圆材料和芯片工艺的快速发展,SiC 功率器件的成本持续降低,在国防军工、电动汽车、新能源等领域,得到广泛应用。低感、高温、低热阻、低成本的 SiC 功率模块得到持续关注,对功率模块的封装结构和封装工艺提出了更高的要求。相对于单面散热封装(Single-sided cooling, SSC),双面散热(Double-sided cooling, DSC)封装的 SiC 功率模块,充分利用芯片正面的散热通道,降低模块35%的结壳热阻。此外,DSC 封装可以消除模块的键合线,减小 80%的封装寄生电感。可以提高电气装备的开关频率,降低对热管理的需求,从而提高装备的功率密度。近年来,日本丰田、日本日立、美国德尔福、中国中车等公司,已经开始探索 DSC SiC 功率模块的商业化应用。然而,DSC SiC 功率模块的失效机理、寿命模型等基础问题,还有待进一步的深入研究。

在 DSC SiC 功率模块的研究方面,部分文献研究了功率模块的优化设计、封装结构、封装工艺、寿命模型。在优化设计方面,针对 DSC SiC 功率模块多物理场之间的相互耦合和相互制约,以封装结构的尺寸为优化变量,以结壳热阻、应力应变为优化目标,可以实现热-力协同的封装优化设计。

在封装结构方面,为了进一步降低 DSC SiC 功率模块的封装寄生电感,基于磁路相消理论,可以采用P-cell/N-cell 概念,缩短功率回路,减小回路面积。此外,采用先进的封装结构,譬如:倒装、3D封装等,可以有效降低封装寄生电感。在封装工艺方面,为了提升 DSC SiC 功率模块的焊层可靠性,可以采用“低温焊接、高温服役”的先进焊接技术,譬如:纳米银烧结、瞬态液相烧结等技术,提升 DSC SiC 功率模块的可靠性。在寿命模型方面,现有 SSC Si 功率模块的寿命模型,可以为研究 DSC SiC 功率模块的寿命模型,提供借鉴。现有功率模块的寿命模型,普遍采用 Coffin-Manson 模型,表征了热循环应力与寿命之间的映射规律。

针对铅焊料在热循环试验中的寿命,普遍采用 Norris -Landzberg 模型。随后,Salmela O 等利用实验数据对该模型进行了修正,并将其扩展到无铅焊料。在焊料寿命的基础上,英飞凌公司提出了 Bayerer模型,计及开通时间、键合线电流、键合线直径等诸多影响因素,更详细地表征功率模块的寿命。针对新兴的无焊料 SKiM 封装功率模块,计及键合线的影响,赛米控公司提出了改进的寿命模型。

综上,现有 DSC SiC 功率模块的研究,目前主要集中在电学、热学、力学性能的表征与优化,显示出其低感、低热阻的技术优势。然而,DSC SiC 功率模块的失效模式、失效机理、应力分布规律等基础研究内容,还鲜有报道。此外,DSC SiC 功率模块的寿命模型及其影响规律,还是一片空白。

针对 DSC SiC 功率模块可靠性不明、寿命模型缺失的问题,本文详细研究 DSC SiC 功率模块的失效模式、老化规律和寿命模型。基于有限元分析方法,建立功率模块的可靠性分析模型,并和实验结果进行校核。基于焊料的疲劳老化模型,建立 DSC SiC 功率模块的寿命模型,并分析不同封装材料、封装结构对功率模块寿命的影响规律。本文为 DSC SiC 模块的可靠性研究,提供了新的思路,为 SiC功率模块的设计研发,提供了新的方法,为 SiC 功率变换器的寿命评估,提供了基础模型。

1 SSC 和 DSC 功率模块的结构特点和失效模式

1.1 DSC功率模块

如图 1(a)所示,传统 SSC 封装的功率模块为典型的异质集成结构,芯片底面焊接到直接覆铜板(Direct bonding copper, DBC)的上铜层,芯片顶面与上铜层的电气互连依靠键合线完成。芯片产生的热量通过多层结构传递到散热器,然后耗散到环境中。

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如图1(b)所示,DSC封装的功率模块由2层DBC、垫高、3 层焊料和芯片组成。相对于 SSC 功率模块,DSC 功率模块增加了顶面散热通道,极大地降低功率模块的结-壳热阻。芯片功率损耗产生的热量,同时通过顶部和底部的多层结构,进入散热器,最终耗散到环境中,提高散热效率。图 2 进一步给出了650V 电压等级 DSC 和 SSC 功率模块的热阻对比。功率模块的热阻随着额定电流的增加,指数下降。DSC功率模块的热阻比SSC功率模块减小18%以上。

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此外,DSC 功率模块采用顶面的 DBC 代替键合线互连,通过优化封装设计,可以有效降低功率模块的寄生参数。

经过上述对比,不难发现 DSC 功率模块在结构上的特点:没有流过功率回路的键合线;增加了芯片上表面的多层结构(即垫片、焊料、DBC);芯片有 3 层焊料。DSC 功率模块在结构上的差异,会给可靠性分析带来较大的差异。

1.2 SSC和DSC 功率模块的失效模式

功率模块的疲劳失效直接决定于封装结构和封装工艺。在功率模块内,硅-铜-陶瓷异质层的热膨胀系数(Thermal expansion coefficient, CTE)和杨氏模量不匹配,在功率循环和温度循环下,形成功率模块内的热-机械应力,在异质层的界面处形成疲劳失效。

如图 3 所示,SSC 功率模块的失效模式主要表现为键合线失效、焊料层失效等。由于 DSC功率模块不存在键合线,其失效模式主要为焊料层失效。然而,DSC 功率模块的失效机理和失效模式还不明晰。尤其是,相对于 SSC 功率模块的单层焊料,DSC 功率模块存在三层焊料,其焊层的薄弱环节、失效的先后顺序等,都有待进一步深入研究。

DSC 功率模块仍然采用异质集成结构,可以视为两个 SSC 功率模块的叠加。因此,可以借鉴 SSC功率模块的失效机理和寿命模型,分析 DSC 功率模块的失效机理,建立其寿命模型。

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功率模块的设计寿命通常为 10 年,为了暴露功率模块的失效模式,可以采用功率循环等加速老化实验方法,测试表征功率模块的寿命。虽然功率循环测试是商业化功率模块的必需环节,但是功率循环测试周期长、代价高,不适用于功率模块概念设计阶段。如何快速评估模块的预期寿命,掌握封装结构和封装材料对模块寿命的影响规律,亟待技术突破。

为了适应概念设计阶段的技术需求,快速、准确地掌握功率模块的预期寿命,可以采用多物理场设计方法,结合有限元(Finite element analysis, FEA)模型及其校正技术,建立功率模块的在线寿命评估模型。然后,采用该模型,预测和评估不同封装结构和封装材料对功率模块寿命的影响规律,快速评估封装设计的可靠性水平,优化封装设计的技术路线。

2 SSC 功率模块寿命的有限元建模及验证

2.1 SSC 功率模块的有限元模型

建立功率模块的寿命模型需要大量的数值计算,在保证精度的前提下,降低模型维度,简化模型难度,有利于提升计算效率。以焊层疲劳的失效模式为研究对象,以功率模块的寿命评估为目标,在 COMSOL 多物理场仿真软件中,建立 SSC 功率模块的有限元模型。如图 4 所示,多物理场分析理论表明,二维有限元模型在保证 95%计算精度的前提下,可以提高 10 倍以上的计算速度。因此,为了提高模型的可重复性,在保证足够计算精度的前提下,将 SSC 功率模块的三维物理模型,降维为二维有限元模型。

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以典型的SSC Si 半桥功率模块SKM50GB123D为例 , 采 用 50A/1200V 的 Si IGBT 芯片SIGC41T120R3E,其内部结构如图 5 所示。在功率模块内部,芯片之间距离较远,芯片之间的热耦合效应可以忽略不计。因此,可以抽取其中的单芯片基本封装单元,作为研究对象,各层的结构尺寸和材料属性如表 1 所示。在此基础上,借助几何对称性,可以将 SSC 功率模块的三维模型转换为二维模型。

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在二维有限元模型的基础上,需要配置材料的本构模型。从材料力学的角度来看,根据材料的工作温度和熔点,功率模块的封装材料主要分为线弹性材料和粘塑性材料。

半导体、铜和陶瓷材料的工作温度远低于其熔点,可以视为线弹性材料。线弹性材料的应力应变规律满足胡克定律:

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其中,σ 和 ε 分别为材料的应力和应变,E 为材料杨氏模量。

然而,焊料的工作温度约为其熔点的一半,应视为粘塑性材料。焊料内部的蠕变和应力松弛现象非常明显,应力和应变均为工作温度和持续时间的函数。粘塑性材料的塑性应变和蠕变规律,可以采用材料的本构方程来表征。对于常用的Anand模型,等效应力 σ 与形变阻抗 s 成正比,即

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可见,材料的 Anand 本构模型包含 9 个变量,对于 SAC305 焊料,其模型参数如表 2 所示。

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基于图5 所示的对称二维模型,边界条件设置如图 6 所示。此外,功率芯片设置为特定体积功率密度的热源,DBC 的底面设置为辊支撑,且散热条件设置为强迫水冷。模型的左边界设为对称边界,以减小内存;模型的其余边界均设置为绝热,且自由移动。

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在有限元分析模型中,采用物理寿命模型,评估功率模块的寿命。在功率芯片上施加方波的功率密度,模拟功率模块的功率循环实验。改变方波的幅值和换热边界的环境温度,可以得到功率模块在不同结温循环下的温度、应力、应变规律。结合Anand模型,可以得到焊料的塑性应变和蠕变。为了获得焊料层应变和寿命之间的映射,可以采用 Morrow 模型

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其中,N sf 为焊料层失效前的功率循环周次,ΔWsc 为一次功率循环所累计的蠕变能量,Wsf 和ms分别为材料的疲劳能量系数和疲劳能量指数。对于 SAC305 焊料合金,模型的取值为Wsf = 55×10 6 J/m3 、ms = –0.69。

在实际中,基于应变的 Morrow 模型难于量测。因此,通常所说的寿命模型是指和结温波动相关的寿命特性。焊层的疲劳老化,引起热阻的增加,进而导致功率模块失效。根据焊层失效模型,基于Coffin-Manson 模型,可以得到功率模块的寿命模型

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其中,N为功率模块的寿命,为功率循环结温,c1和 c2 分别为功率循环寿命系数。此外,考虑功率循环过程中平均结温的影响,可以采用 Coffin-Manson-Arrhenius 模型来描述功率模块的寿命,即

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其中,a和n为与初始寿命和结温波动相关的常数,Ea 为激活能,k = 8.62×10 –5 eV/K 为玻尔兹曼常数,Tjm 为平均结温。

2.2 功率循环实验及有限元模型的验证

典型功率循环实验的电路原理如图 7 所示,控制开关采用功率模块 SKM75GB123D,为了提高测试速度和增强对比参照,将 22 个被测功率模块串联测试 [31] 。功率模块的失效判据定为 20%的结壳热阻增加。在有限元模型中采用了芯片和封装一致性,因而可以利用该数据进行实验验证。

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当平均结温Tjm 为90℃时,设置ΔTj 分别为90℃和 120℃,测试功率模块的功率循环寿命,实验结果如图 8 所示。可以发现,实验结果与式(9)所示的理论模型吻合较好,辨识得到的功率模块寿命模型参数为 c1= 5.2×10(12)、c2= 4.2。此外,不同温度下的有限元仿真结果也与理论的寿命模型相差不大,相对误差小于 6%。

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3 DSC 功率模块的应力和寿命分布规律

3.1 DSC 功率模块的有限元模型

基于 SSC 功率模块的有限元模型,采用实验结果校验了该模型对 SSC 功率模块寿命预测的可行性。这里进一步探索 DSC 功率模块的有限元模型,以分析 DSC 功率模块的寿命模型及其影响规律。

在 DSC 功率模块的有限元模型中,采用相同尺寸的 IGBT 芯片,进行对比分析,如图9 所示。芯片底面的封装材料和封装尺寸与 SSC 功率模块完全相同。芯片顶面采用与底面相同的DBC,并在芯片和DBC之间引入了钼片垫高层,其结构尺寸为 6.0mm×5.7mm×2.5mm,其材料的热膨胀系数为4.8×10–6 /K、杨氏模量为329GPa 、热导率为139W/(m·K)。钼片与芯片的连接,仍采用 0.12mm厚的 SAC305 焊料。

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3.2 DSC 功率模块的失效判据

为了评估功率模块的寿命,需要确定模块的失效判据。对于 SSC 功率模块的失效判据,相对比较成熟。然而,DSC 功率模块的失效判据还处于探索阶段。这里,基于 SSC 功率模块的失效判据,探索DSC 功率模块的失效判据。

在功率循环中,非弹性应变能容易在边角聚集,因而,焊料层边角处首先开裂失效,导致热阻增加,最终导致功率模块失效。对于 SSC 功率模块,其失效判断标准通常选为热阻增加 20%。但是,该失效判据并未指明所对应的焊层失效比例。对于 DSC 功率模块,其存在三层焊料,各层焊料失效的先后顺序,以及对模块结壳热阻的影响,都还有待深入研究。

基于图 9 所示有限元模型,在结温波动为 ΔT=120℃的功率循环测试条件下,图 10 给出了 DSC Si功率模块的多物理场分析结果。可以发现,钼片上层焊料、芯片顶层焊料失效约 5%之后,便不再明显退化,DSC 功率模块的焊层失效仍然以芯片底层焊料的失效为主。由于场限环的限制,芯片顶面的有效散热通道减小,且焊料层数更多,并含有垫高层,都会增加顶面封装结构的厚度和热阻。因此,芯片的损耗主要通过底面耗散到环境中,芯片底面的热通量更大,且温度梯度更高,寿命更短,是DSC 功率模块的薄弱环节.

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基于图 9 所示有限元模型,图 11 进一步给出了各层焊料失效比例对 DSC 功率模块结壳热阻的影响规律。可以发现,对于 SSC 功率模块,当焊料层失效 9%左右,模块的结壳热阻增加 20%,即达到SSC功率模块的失效判据。对于DSC功率模块,各层焊料失效比例对结壳热阻的影响规律,与 SSC功率模块基本一致。因此,可以沿用结壳热阻增加20%作为 DSC 功率模块的失效判据。此外,结壳热阻对芯片底面焊料的失效最为敏感,当底层焊料失效 8%时,可以判定 DSC 功率模块失效。

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3.3 DSC 功率模块的应力分布规律

功率模块的应力计算本质是对多层结构的应力分析,忽略了连接层厚度,进行一定的简化,求解微分方程组,得到异质层交界面的应力分布规律

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其中,τ 为连接面的剪应力,常数 k 和 λ 为与材料的杨氏模量、厚度等相关的系数,α 为材料的热膨胀系数,x 为到对称中心的距离。由式(11)可知,越靠近芯片边缘,应力越大;材料的热膨胀系数相差越多,应力越大。相对于有限元方法,数学解析模型能得到一定的规律,并做出一定的物理解释,但是模型假设过于理想,准确性较差。此外,为了分析功率模块的蠕变耗散能,评估功率模块的寿命,有限元分析方法更为方便。因此,本文采用有限元模型来分析功率模块的热-力行为。

焊料层边角处是裂纹萌芽地带,此处的应力和非弹性应变也较为集中。因此,分析焊料层边角处的应力应变聚集情况,能够较好地揭示焊料层的失效机理。针对 SSC Si 和 DSC Si 功率模块,图 12对比了焊料层的蠕变耗散能分布情况。可以发现:对于 DSC Si 功率模块,焊料层边角处的应变聚集区域更小,有利于减缓裂纹的萌发,提升其功率循环寿命。

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在功率循环过程中,SSC 和 DSC 功率模块受到的应力应变和蠕变行为有着明显的差异。以循环温度ΔTj = 120℃时为例,焊料层的应力和蠕变特性,如图 13。相对于 SSC 功率模块,DSC 功率模块的芯片顶面结构兼具耗散功率和平衡应力的作用,减小芯片焊料层的 5%应力、15%蠕变应变率和 20%蠕变能密度。根据式(8),单次功率循环所积累的蠕变能量决定是焊料层的疲劳寿命,进而影响功率模块的功率循环寿命。可见,相对于 SSC 功率模块,DSC 功率模块能够明显降低焊料层的应力应变,显著提升其功率循环寿命。

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最终,通过有限元分析得到的循环寿命分布如图 14,与图 12 和图 13 所示的应力分析结果基本一致。模块从焊料层边角处开始失效,其中 DSC 模块的失效以芯片底部的焊料层失效为主。顶部两层焊料在边角失效后,因为钼垫片的原因,向内发展得很慢。因此,双面散热模块对器件寿命的提升具有显著的效果。

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4 DSC SiC 功率模块的寿命模型及影响规律

4.1 DSC SiC 功率模块的应力行为分析

前述分析表明,采用 DSC 封装,可以降低 Si功率模块的热应力,提升 Si 功率模块的寿命。这里进一步深入分析 DSC 对 SiC 功率模块的寿命影响规律。

如表 1 所示,由于材料的性能差异,相对于 Si芯片,SiC 芯片的杨氏模量更大、面积更小,在 DSC功率模块的模型中,钼片的大小调整为3mm×2.9mm,其余参数不变。

SSC SiC 功率模块的应力应变更加集中,约是SSC Si 功率模块的 1.5 倍。但是,采用 DSC 封装结构,能够减小 SiC 功率模块的应力,大幅提升其寿命。SSC SiC 和 DSC SiC 功率模块的应力和蠕变特性,如图 15。类似于 Si 功率模块,相对于 SSC封装,DSC 封装能显著降低 von Mises 力、蠕变应变率和蠕变能密度,提升 SiC 功率模块的寿命。对比图 13 和图 15 可以发现:对于相同的封装技术,SiC 功率模块的应力应变仍然大于 Si 功率模块。因此,相同封装条件下,SiC 功率模块的焊料层寿命少于 Si 功率模块,如图 16 所示。与 Si 功率模块类似,相对于 SSC 封装,DSC 封装能显著提升 SiC功率模块的寿命。

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4.2 DSC SiC 功率模块的寿命模型

基于前述有限元模型和分析方法,针对 Tjm = 90℃时的有限元分析结果。不同 ΔTj 时,DSC SiC 功率模块的功率循环寿命,如图17所示。采用式(9)所示的Coffin-Manson 模型,可以得到DSC SiC功率模块的寿命模型。模型参数的拟合结果为:c1=2.65×10(9) 、c2 = 2.43。

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进一步考虑 Tjm 的影响,基于式(10)所示的Coffin-Manson-Arrhenius 模型,图 18 给出了 DSCSiC 功率模块的寿命分布规律。当 ΔTj 相同时,Tjm越大,功率模块的寿命越短;当 Tjm 相同时,ΔTj越大,功率模块的寿命也越短。此外,有限元分析的结果与式(10)所示模型的预测结果基本一致。辨识得到的模型参数为:a =56.39,n =2.57,Ea =0.57eV。

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对于 Si 和 SiC 器件,采用 SSC 和 DSC 封装,当 Tjm = 90℃时,功率模块的寿命分布规律如图 19所示。不难发现,SSC SiC 功率模块的寿命约为 SSCSi 功率模块寿命的 30%。随着 ΔTj 增加,二者寿命的差异减小。此外,DSC SiC 功率模块的寿命是约为 SSC SiC 功率模块寿命的 2 倍。值得指出的是,相对于 SSC Si 功率模块,当 ΔTj 较低时,DSC SiC功率模块的寿命提升效果并不明显。但是,当 ΔTj较高时,DSC SiC 功率模块的寿命远大于 SSC Si功率模块的寿命。从寿命指标的角度来看,DSC Si功率模块具有最佳的性能。但是,考虑到高温、高频、低损的优异性能,DSC SiC 功率模块在高功率密度车用电机控制器的应用,具有广泛的应用前景。可以预见,在更大的 ΔTj 情况下,DSC SiC 功率模块的优势会更加明显。

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4.3 封装材料对DSC SiC 功率模块寿命的影响

建立功率模块的寿命模型,可以为功率模块的概念定型和优化设计,提供基础理论指导和关键技术支撑。

先进的封装材料有利于降低封装热阻,缓解焊层应力,提高功率模块的寿命。计及 DBC 陶瓷材料和垫高材料的影响,本节深入分析封装材料对DSC SiC 功率模块寿命的影响规律,材料的基本属性如表 3 所示。

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基于前述有限元模型和分析方法,不同 DBC陶瓷层材料对 DSC SiC 功率模块寿命的影响,如图20 所示。

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相同ΔTj 条件下,Si3N4功率模块的可靠性最高,AlN 次之,Al2O3 最差。如表 3 所示,AlN 的热膨胀系数大于 Si3N4 ,它与 SiC 芯片的热失配更严重。然而,AlN 具有较高的热导率,有助于降低结-壳热阻。此外,AlN 的成本比 Si3N4 更低,应用更为广泛。由于 AlN 的热导率远大于 Si3N4和 Al2O3,在相同功率条件下,功率模块的波动更小,有利于提升功率模块的寿命,如图 21。也就是说在相同工作条件下,AlN 的热阻更小,结温波动更小,工作寿命将会是更加可观。

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相对于 SSC 封装,DSC 封装的垫片覆盖芯片上表面,直接影响功率模块的寿命。选用合适的垫片材料,可以缓冲应力,增加 DSC 功率模块的寿命。若垫片材料选为铜,DSC SiC 功率模块内的焊料层寿命分布,如图 22 所示。对比图 16 所示钼垫片的结果,可以发现:采用铜垫片后,DSC SiC 功率模块的焊料急剧失效,且垫片两侧焊料失效最快。虽然,相对于钼垫片,虽然铜垫片能够减小结-壳热阻,但是其热膨胀系数与 SiC 材料相差更大,热应力的失配效应更明显,导致焊层寿命显著降低。此外,铜垫片的热阻更小,芯片顶面的热通量更大,温度梯度更高,焊料层的温差更大,进一步加剧焊层失效。

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在不同ΔTj 的功率循环条件下,不同封装的SiC功率模块的功率循环寿命,如图 23 所示。随着 ΔTj的增加,DSC SiC 功率模块的减小,采用铜垫片后,功率模块寿命约为钼垫片的 1/4,其寿命甚至低于SSC SiC 功率模块。垫片材料的热膨胀系数,应该接近于 SiC 材料,才能降低模块的应力,提升模块的寿命。虽然,铜垫片能够一定程度上减小 DSC SiC的结壳热阻,但是其对功率模块的寿命损耗,远不如结温降低带来的寿命提升。因此,对于 DSC SiC功率模块,相对于铜垫片,虽然金属钼的热导率稍低,但是钼垫片仍然是更优的选择。


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5 结论

DSC SiC 功率模块的是未来功率模块的重要发展方向,然而现在对它的可靠性分析和寿命模型欠缺。本文通过对功率模块的简化降维,得到了一个能快速计算 DSC SiC 循环寿命的 2D 有限元模型,并且利用现有的数据进行间接验证。针对现阶段DSC SiC 功率模块可靠性测试数据缺乏的问题,本文提出了利用现有的 Si 器件数据进行验证,为快速获取 DSC SiC 功率模块的寿命模型提供了一种新的思路。

本文通过现有的单面散热功率模块测试数据,验证了有限元模型的准确性,并同双面散热模块对比,由此建立了针对双面散热模块的寿命模型。最后,探究了衬板陶瓷材料、垫片材料对模块寿命的影响,并给出了模块优化的建议。得到的结论如下:

1)对于 DSC 封装功率模块,若采用钼作为垫高材料,芯片底部焊料层最先失效,且在失效过程中占主导地位。若采用铜作为垫高材料,以垫高层两侧焊料最先失效。

2)双面散热模块的垫片建议采用钼片,能有效地提升模块的循环寿命。而采用铜垫片的 DSC 模块仅为钼的 1/4。

3)DBC 陶瓷材料建议采用 AlN 或 Si3N4,以有效降低功率模块的热阻,提升功率模块的寿命。

4)采用相同封装材料,DSC 封装功率模块的寿命是 SSC 封装功率模块的 2 倍,这种优势在结温波动较大的情况更为明显。

本文来源:知网,原文链接:https://kns.cnki.net/kcms/detail/11.2107.tm.20201230.0816.002.html



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