為了探究功率循環(huán)試驗中結溫條件對絕緣柵雙極型晶體管（IGBT）器件失效模式 的影響及其失效機理，以理論分析為出發(fā)點，通過大量功率循環(huán)試驗進行對比驗證，基于瞬 態(tài)熱阻抗曲線建立了準確的三維有限元模型，并仿真分析了相關失效機理。仿真及試驗結果 表明，鍵合線失效只受結溫波動的影響；焊料老化受結溫波動和最大結溫的影響。增加結溫 波動會增加鍵合線、焊料所受應力，而提高最大結溫會影響焊料的材料特性，加速其蠕變過 程。研究成果解決了解析壽命模型難以表征失效機理的問題，并為失效模式的分離提供新的研究思路。

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0 引言
? ? 以絕緣柵雙極型晶體管（IGBT）為代表的功率器件已全面應用于工業(yè)、軌道交通、新能源發(fā)電、 電動汽車等領域。寬禁帶器件如 SiC 和 GaN 器件近 些年得到重點關注并迅速發(fā)展，可靠性成為研究的 重點。功率器件的封裝可靠性直接決定了整個變流 器的可靠性。因此，為了提高系統(tǒng)的可靠性，減少運行設備的維修成本，對實際工況下的器件進行壽 命預測具有重要的意義。通常方法是在功率循環(huán)試 驗中較高的結溫條件下建立器件的解析壽命模型， 然后外推得到實際低結溫工況條件下的壽命，但外 推的前提是不同試驗條件下器件的失效模式和機理 不能發(fā)生改變，但現(xiàn)有解析壽命模型無法區(qū)分器 件的失效模式和失效機理。因此在功率循環(huán)試驗下， 明確影響器件失效模式的試驗條件因素對于驗證外 推等效性具有推動作用。

功率循環(huán)加速老化試驗中，IGBT 器件失效模式 主要為鍵合線失效或焊料老化，失效模式可能存在 多個影響因素，如封裝材料、器件結構以及試驗條 件等。但對于特定封裝的器件，試驗條件是影響失 效模式的唯一因素，也是決定高加速條件下壽命能 否與實際工況進行等效的關鍵。目前發(fā)現(xiàn)影響失效 模式的試驗因素有結溫條件(結溫波動和最大結溫) 和開通時間。陳杰等人研究發(fā)現(xiàn)，開通時間增加 時，高壓大功率 IGBT 模塊的失效點向底部偏移， 從鍵合線失效變?yōu)楹噶侠匣⑶彝ㄟ^仿真揭示了 失效模式的轉變與模塊內(nèi)部的溫度分布改變有關。K. Shinohara 等人通過功率循環(huán)試驗發(fā)現(xiàn)，當結溫 波動超過 100 K 時，鍵合線更容易發(fā)生失效，而當 最大結溫超過 200 ℃時，焊料更容易發(fā)生老化。O. Schilling 等人結合試驗和仿真結果發(fā)現(xiàn)，鍵合線疲 勞壽命與最大結溫具有弱相關性，而焊料對最大結 溫變化表現(xiàn)出更強的依賴性。R.Schmidt 等人通過 先進封裝與經(jīng)典封裝相結合的方式，制作了銀燒結 模塊(鋁鍵合線)以及鋁包銅鍵合線(錫基焊料)模塊， 并分離出兩種失效模式，通過相同結溫波動、不同 最大結溫下的功率循環(huán)試驗發(fā)現(xiàn)，銀燒結模塊的活 化能僅為 0.069 eV，遠遠小于鋁包銅鍵合線模塊的 活化能(0.159 eV)，這說明焊料對于最大結溫的敏感 性遠遠大于鍵合線。?

上述研究表明，鍵合線失效對結溫波動更加敏 感，焊料老化對最大結溫更加敏感。但相關研究并 沒有針對性地分析研究影響失效模式背后的機理， 無法建立結溫條件與 IGBT 器件失效模式之間的邏 輯對應關系。此外，用于壽命預測的 IGBT 器件壽 命模型往往選擇解析壽命模型，例如 CIPS08 壽命模型。該類解析模型需要大量不同試驗條件下的功 率循環(huán)數(shù)據(jù)作為支撐，通過參數(shù)擬合得到 IGBT 器 件的壽命表達式。雖然相較于物理壽命模型，解析 壽命模型得到的結果更加準確，但仍難以分析不同 測試條件引起失效模式改變的機理。?

基于此，為了探究結溫條件對 IGBT 器件失效 模式的影響，本文首先從材料物理特性分析鋁鍵合 線、錫基焊料應變與結溫條件的變化關系；其次選 用 Infineon 公司的 Easypack 全橋模塊，進行不同結 溫條件下的功率循環(huán)試驗；然后建立三維有限元模 型，并通過瞬態(tài)熱阻抗校準熱路徑以確保物理模型 的準確性；最后，通過功率循環(huán)試驗仿真不同結溫 條件下鍵合線、焊料的應力、應變分布，分析了結 溫條件對鍵合線失效、焊料老化的影響機理。?

1 理論分析?

IGBT 器件通常由多層材料堆疊而成，其中鋁鍵 合線以及錫基焊料分別屬于彈塑性、粘塑性材料。二者相較于彈性材料的本質區(qū)別在于，彈塑性和粘 塑性材料在承受超過屈服點應力后會發(fā)生不可逆變 形，且粘塑性材料的應變會隨著時間不斷增加。在 功率循環(huán)加速老化過程中，由于不同材料之間熱膨 脹系數(shù)（CTE）不匹配引起的高循環(huán)熱應力超過了 材料的屈服極限，導致鍵合線和焊料分別發(fā)生較大 彈塑性應變和粘塑性應變，這也是導致 IGBT 器件 發(fā)生鍵合線失效和焊料老化的根本原因。因此，對 于功率循環(huán)這類低周疲勞試驗，通常可以通過經(jīng)典 Coffin-Mason 定律來描述二者壽命隨應變的變化， 即

式中：Nf 為鍵合線或焊料壽命；εp 為彈塑性或粘塑 性應變；n 為相關系數(shù)且為正數(shù)。? 1.1 鍵合線失效? IGBT 器件鍵合線失效可分為鍵合線抬起和鍵 合線跟部斷裂兩種形式，失效本質均為芯片 Si 材料 和鍵合線 Al 材料間的 CTE 不匹配引起的熱應力作 用。但失效過程和外部原因卻有所差異，如圖 1 所 示，當超聲鍵合質量不佳或鍵合線變形量較大時，此時熱應力以橫向剪切應力 Fx 為主，F(xiàn)x 反復作用在 材料交界面導致鋁鍵合線疲勞，進而在鍵合線跟部 產(chǎn)生橫向裂紋使得鍵合線抬起。交界面的應力、應 變計算遵從雙金屬模型，可表示為

式中：εtot 為總應變；L 為鍵合界面的長度；αAl 和 αSi 分別為 Al 和 Si 的熱膨脹系數(shù)；ΔTj為結溫波動；σ 為等效應力；c 為與 Al 材料楊氏模量、泊松比有關 的系數(shù)；Δα 為 Al 和 Si 的熱膨脹系數(shù)差值。

當超聲鍵合質量較好或鍵腳變形被塑封材料限 制時，鍵合線受熱膨脹時的熱應力還需考慮縱向拉 伸產(chǎn)生的彎曲應力 Fy，F(xiàn)y拉扯鍵合線跟部導致跟部 斷裂。此時應變計算應考慮幾何形狀帶來的影響， 應變可表示為

式中：D 為鍵合線直徑；r 為鍵合線跟部曲率半徑；a 為常數(shù)；φ 為鍵角。 由式(2)和式(4)可以看出，對于結溫條件，無論 哪一種鍵合線失效形式，鍵合線塑性應變只與結溫 波動成正比，與最大結溫無關。結溫波動越大，鍵 合界面所受應力越大，Al 鍵合線所發(fā)生的塑性應變 越大，其對應壽命越小。?

1.2 焊料老化?

功率循環(huán)過程中 IGBT 器件焊料老化主要可分 為裂紋形成和擴展兩個階段，裂紋形成的位置可在 焊料邊緣及中心。早期功率器件的功率密度不高， CTE 不匹配引起的熱應力集中在邊緣位置，因此裂 紋多從邊緣產(chǎn)生。但近些年研究發(fā)現(xiàn)，隨著功率 密度的不斷提高，焊料表面的溫度梯度不斷增加， 導致焊料中心溫度非常高，焊料裂紋多從中心位置萌發(fā)。說明焊料老化受多方面影響，溫度和應力為最主要的因素。考慮焊料的時變和塑性特性，焊 料粘塑性應變率（εvp?）可用 Anand 流動方程表示， 即

式中：A 為粘塑性率；Q 為活化能；R 為理想氣體 常數(shù)；T 為熱力學溫度；ξ 為應力乘數(shù)；s 為變形阻 力；m 為應變率靈敏度。應變變化關系如圖 2 所示， 圖中：εvp 為粘塑性應變；Δεvp 為單位時間內(nèi)的粘塑 性應變；t 為測試時間；Δt 為單位時間。從圖 2 和 式(5)可以看出，焊料粘塑性應變與溫度、應力密切 相關。ΔTj的改變通常會引起應力的變化，如式(3) 所示。當 ΔTj 增加時，焊料層受到的熱應力增加， 其粘塑性變形速率變快，焊料老化速率加快。

從圖 2 還可以看出，當溫度很高時，即使應力 很小，焊料的粘塑性應變也會隨著時間不斷增加。從微觀角度分析其原因，焊料這類低熔點金屬合金 材料的工作溫度越接近熔點溫度時(如 SAC305 的熔 點溫度為 221 ℃)，其晶粒結構越容易發(fā)生變化，晶 粒結構的改變?nèi)菀滓鹞⒂^裂紋的產(chǎn)生。工作溫度 的提高改變了焊料的材料特性，加速了其蠕變過程， 從而導致其更容易形成裂紋進而發(fā)生疲勞失效。因 此，功率循環(huán)試驗條件中最大結溫的改變同樣對焊 料老化具有顯著影響。 綜上所述，由不同結溫條件下的功率循環(huán)試驗 可知，鍵合線的失效主要受 ΔTj 的影響，增大 ΔTj 能夠增加鍵合線所受熱應力，根據(jù)鍵合線塑性本構 模型，塑性應變也會增加，對應的壽命也會縮短。焊料的老化受到 ΔTj 和最大結溫的共同影響，但二 者影響機理不同，前者能改變焊料所受熱應力，進 而影響焊料老化速率；后者則是影響焊料本身的材料特性。?

2 功率循環(huán)試驗?

本文選用 Infineon 公司生產(chǎn)的 Easypack 全橋功 率模塊(1 200 V，25 A)進行不同結溫條件下的功率 循環(huán)試驗，其內(nèi)部結構及電路拓撲如圖 3 所示，該 模塊包括 6 個 IGBT 開關，每個開關上均為三個鍵 腳，選擇開關 S2 或 S3 進行試驗。

為了避免測試結果的分散性，每組測試均選用 至少 4 個器件同時進行。試驗分組如表 1 所示（其 中：θjmax 為最大結溫；IL為負載電流；θinlet 為水溫）， 所有測試組的開通時間（ton）為 2 s，關斷時間（toff） 為 4 s，關斷后測試延時（tMD）為 333 μs。通過有限元仿真得到負載電流關斷后 tMD 帶來的最大結溫 下降不超過 1 K，因此可以忽略不計。趙雨山等人的試驗結果表明，此模塊的開關 S3由于共用上銅層， 散熱效果好，主要以鍵合線失效為主，開關 S2則主 要以焊料老化為主。因此對比試驗組 1~4 可分析 θjmax 對鍵合線、焊料老化的影響規(guī)律；對比試驗組 1 和 5 可分析 ΔTj對鍵合線失效的影響規(guī)律；對比試 驗組 6 和 7 可分析 ΔTj對焊料老化的影響規(guī)律。需 要注意的是，水冷設備所能達到的極限溫度為 80 ℃，試驗組 3 和 4 為了達到目標結溫，在器件與 散熱器之間增加了額外的熱阻層，該方法已被證明 不會影響器件的壽命及失效模式。為了保持 ΔTj 不發(fā)生改變，需減小測試電流，測試電流對壽命的 影響通過 CIPS08 模型進行修正。? 根據(jù) AQG324 標準，當飽和壓降（VCE）上 升為初始值的 105%或芯片 pn 結到散熱器的熱阻 （Rthj-s）上升為初始值的 120%時，認為器件達到失 效標準。每組試驗器件均表現(xiàn)出相同的失效模式以 及相近的壽命，各組分別選擇一個器件進行功率循 環(huán)老化過程中關鍵參數(shù)展示，如圖 4 所示。

對于試驗組 1~4，隨著 θjmax 的增加，器件失效 形式發(fā)生了轉變。在試驗組 1 和 2 中，均是器件的 VCE增長先達到失效標準，因此判定為鍵合線失效， 但需要注意的是，試驗組 2 中器件的 Rthj-s 增長也已 接近失效標準，其他器件也是相同變化，這表明試 驗組 2 中的器件本質上屬于鍵合線、焊料同時老化；試驗組 3 和 4 中，均是器件的 Rthj-s 增長先達到失效 標準，而此時鍵合線并未有明顯的老化特征，因此 判定為焊料老化。從試驗參數(shù)變化分析失效模式可 發(fā)現(xiàn)，隨著 θjmax 的增加，器件由鍵合線失效轉換為 焊料老化，這表明 θjmax 對焊料的影響作用顯著，與 理論分析的結論相對應。?

對于試驗組 1 和 5，器件的失效模式未發(fā)生改 變，均為鍵合線失效。但隨著 ΔTj的增加，試驗組 5 中器件的 VCE 增長速率明顯大于試驗組 1 中器件， 這表明 ΔTj 的增加能顯著加快鍵合線裂紋的形成， 進而降低鍵合線壽命。對于試驗組 6 和 7，由于 S2 芯片與直接覆銅（DBC）面積的比值較大，熱量集 中于焊料不易散失，因此均表現(xiàn)為焊料老化，這也 從側面反映出溫度對焊料老化的影響，從圖 4 中試 驗組 6 器件先于試驗組 7 器件失效，說明 ΔTj對焊料的老化也有影響。?

為了量化結溫條件對鍵合線、焊料的影響，以 VCE和 Rthj-s分別增加到初始值的 105%和 120%的功 率循環(huán)次數(shù)作為鍵合線失效、焊料老化的壽命。得 到的鍵合線、焊料壽命隨 θjmax、ΔTj變化分別如圖 5 和圖 6 所示，圖中：kb 為玻耳茲曼常數(shù)；單個鍵腳 電流 Ibf=8 A，為了更好地擬合壽命與結溫條件間的 線性關系，圖中壽命均已對數(shù)化處理。 由圖 5 可以看出，隨著 θjmax 的變化，從試驗組 1 和 2 中得到的鍵合線壽命基本沒有變化，最大結 溫變量與鍵合線壽命變量相關系數(shù)僅為 0.126 2。這 表明二者之間具有弱相關性，并且計算得到鍵合線 活化能（EA）僅為 0.005 919 eV，遠小于 CIPS08 模 型[5]中的 0.165 eV。從試驗組 3 和 4 中得到的焊料 壽命隨 θjmax 呈現(xiàn)高度負相關，EA為 0.131 3 eV。該 結果再次驗證了理論分析中的結論：θjmax 對焊料老 化影響顯著，但對鍵合線失效幾乎沒有影響。

由圖 6 可以看出，鍵合線壽命及焊料壽命和 ΔTj 都有較好的負線性關系，其中鍵合線影響系數(shù) β 為 -4.847 3，高于焊料影響系數(shù)-4.095 1，表明 ΔTj的增加對鍵合線失效的影響更加明顯。?

? 3 仿真分析? ??

為了進一步分析結溫條件對鍵合線、焊料的影 響，本文建立了被測器件的三維有限元模型，通過 有限元仿真分析在不同結溫條件時鍵合線、焊料的 應力、應變情況。仿真時以 S3 開關為研究對象，根 據(jù)器件手冊中輸出特性曲線設置 IGBT 芯片有源區(qū) 電導率，并且在芯片表面設置 4 μm 的鋁金屬層以更 加真實地反映芯片物理模型。鋁金屬層、鋁鍵合線 采用彈塑性模型，本構關系為雙線性；SAC305 焊 料層采用 Anand 粘塑性模型，物理場其他設置及網(wǎng) 格剖分如圖 7 所示。

將實測器件 S3 的瞬態(tài)熱阻抗（Zthj-s）曲線作為 標定曲線，計算仿真模型的 Zthj-s?

式中：θj(t=0)為降溫時刻初始結溫；θj(t)為降溫階段 各個時刻得到的結溫；Ploss 為芯片功率損耗。將計 算得到的仿真模型的 Zthj-s 繪制成曲線，并對模型熱 學參數(shù)不斷修正來確保熱路徑完全一致。將 θj作為 IGBT 芯片表面的平均溫度，因為試驗過程中通過 VCE(T)方法測得的虛擬結溫和芯片表面平均溫度近似。圖 8 為測試器件 S3 修正后的仿真和試驗測試 Zthj-s 曲線，二者完全重合表明仿真熱路徑和試驗熱 路徑已完全一致。

已經(jīng)過熱路徑校準的模型可用于功率循環(huán)有限 元仿真，圖 9 為保持 ΔTj約為 90 K，θjmax 分別為 130、 150 和 180 ℃時模型的 θj變化仿真曲線，對應相應 的 θjmax，其最小結溫（θjmin）分別為 40.87、60.84 和 88.77 ℃。圖 10 為保持 θjmax 為 150 ℃，ΔTj分別 為 60、90 和 120 K 時模型的 θj變化仿真曲線。其他 仿真條件基本和實驗一致，ton 為 2 s，toff為 4 s。由 圖 9 和圖 10 可以看出，模型經(jīng) 4 個周期就可達到穩(wěn) 定狀態(tài)，并且穩(wěn)定周期的結溫條件已經(jīng)達到要求。取穩(wěn)定周期中溫度最高時刻進行固體力學分析。

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圖 11 為 ΔTj=90 K, θjmax=150 ℃時 S3 鍵腳應力 分布，應力主要集中在 IGBT 鍵腳處，且中間鍵腳 第一鍵跟處具有最大應力，約為 84.63 MPa。主要因 為 IGBT 芯片表面存在溫度梯度，芯片中心溫度最 高，對應中間鍵腳的溫度條件比其他鍵腳更加嚴苛， 在功率循環(huán)過程中中間鍵腳先產(chǎn)生裂紋。此外，測 試電流從 IGBT 鍵腳流向基板鍵腳，在鍵拱上會由 于測試電流而產(chǎn)生焦耳熱，因此對于 IGBT 中間鍵 腳，第一鍵跟的溫度條件要高于第二鍵跟。其他結 溫條件下最大應力點均位于中間鍵合線第一鍵跟 處。

分別提取 t=20 s 時不同 ΔTj條件下該點的應力、 應變變化如圖 12 所示，ΔTj與應力、塑性應變呈現(xiàn) 完美的正線性關系，這也解釋了試驗組 1 和 5 中器 件 VCE 的增長速率不同的原因。因為功率循環(huán)過程 中鍵合線大致可分為裂紋形成、裂紋擴展等過程， 裂紋擴展階段由于裂紋尖端的應力作用，VCE通常呈 現(xiàn)指數(shù)式增長，持續(xù)時間較短。而裂紋形成階段占 整個功率循環(huán)階段的 90%，裂紋形成的速率與應力 呈正相關，當 ΔTj 增加時，導致鍵合線應力的快速 增加，高應力作用下鍵合線鍵跟處產(chǎn)生不可逆塑性 變形。在重復循環(huán)應力載荷作用下，局部塑性變形 累積最終形成裂紋進而引發(fā)失效。因此，ΔTj對于鍵合線失效有顯著影響。

圖 13 為在相同 ΔTj下(90 K)中間鍵合線應力、 應變分布情況，可以看出，θjmax 的增加對于鍵合線 應力、應變幾乎沒有任何影響。主要因為鋁材料在 即使 200 ℃下都很穩(wěn)定，不會產(chǎn)生蠕變，表現(xiàn)為彈 塑性，材料特性決定了鋁在一定區(qū)間內(nèi)不受溫度影 響。當然溫度繼續(xù)增加時，鋁會表現(xiàn)出軟化等，此 時則應考慮蠕變影響，但 IGBT 的現(xiàn)有極限工作溫 度為 175 ℃，因此，θjmax 對于鍵合線失效幾乎沒有影響。

? 同樣地，提取焊料表面平均應力、應變?nèi)鐖D 14(a) 所示，應力變化和結溫變化趨勢相同，原因在于應 力和 ΔTj 呈正相關，該關系由式(3)可以看出。θjmax 相同時，ΔTj越大，焊料受到的熱應力越大，對應的 粘塑性應變越大，與前述理論分析的結論一致。

如圖 14（b）所示，ΔTj相同時，θjmax 為 130 ℃ 時的應力曲線和 150 ℃時的應力曲線幾乎重合，但 θjmax 達到 180 ℃時應力增長顯著，對應的應變規(guī)律 也是如此。原因在于焊料這類粘塑性材料也存在穩(wěn) 定期、蠕變期、不穩(wěn)定期三個階段，通常工程上將 焊料的工作溫度除以熔點溫度定義為焊料的同一溫 度(Thom)。當 Thom<0.4 時焊料處于穩(wěn)定期，結溫增加 對 于 焊 料 熱 應 力 、 應 變 不 會 產(chǎn) 生 影 響 ；當 0.40.6 時， 焊料難以承載機械載荷[。

以該仿真為例，仿真得到 θjmax 分別為 130、150 和 180 ℃時對應的焊料平均溫度分別為 112、132 和 168 ℃，SAC305 焊料的熔點溫度一般為 221 ℃， 對應 Thom 分別為 0.51、0.60、0.76。因此，當 θjmax 從 130 ℃增加到 150 ℃時，應變增加但不明顯；θjmax 繼續(xù)增加時，如圖 14(b)所示，此時焊料蠕變效應明 顯，對應的熱應力、粘塑性應變也會增長；進一步 地，當 θjmax 增加到 200 ℃時，對應同一溫度達到 0.83，且未考慮溫度梯度的影響，此時焊料不僅承 受高熱應力，并且高溫輸入會使材料的應變能密度 較高，并驅動晶粒之間發(fā)生位錯，并在晶格中增殖、遷移和聚集，使得材料特性發(fā)生改變，大量的位錯 最后也會不斷聚集形成微裂紋，此時焊料老化速 度明顯加快，如圖 4 試驗組熱阻變化曲線所示。因 此，在高溫環(huán)境下，θjmax 對焊料老化具有顯著影響。θjmax 越高，焊料的蠕變效應越明顯，其材料特性也 會發(fā)生變化，應時刻警惕器件的工作結溫，避免過 高工作溫度。?

4 結論??

本文通過理論分析、試驗驗證、仿真分析研究 了功率循環(huán)試驗中不同結溫條件對器件失效模式的 影響，得到以下結論。? 在功率循環(huán)試驗中，結溫波動對鍵合線失效有 顯著影響，最大結溫對鍵合線失效沒有影響。結溫 波動越大，鍵合線應力、應變越大，壽命越短，鍵 合線也更容易失效；最大結溫變化不會影響鍵合線 應力、應變，對壽命也沒有影響。 焊料老化受到結溫波動和最大結溫兩方面影 響，且二者對焊料老化都具有顯著影響。

前者通過 改變焊料所受熱應力影響其失效，后者通過改變材 料特性影響其失效。但當焊料處于穩(wěn)定期時，最大 結溫不會影響焊料老化。? 本文研究成果揭示了結溫條件對器件失效模式 影響的機理，并為器件失效模式剝離提供了新的思 路，即通過控制較大的結溫波動能影響鍵合線失效， 通過控制較高的最大結溫能影響焊料老化。 本文的研究成果可幫助半導體廠商根據(jù)實際結 溫工況針對性地優(yōu)化應用模塊。如某些工況中， 器件結溫波動小(<40 K)，但器件一般工作在額定工 作結溫附近，此時焊料成為主要薄弱點。因此半導 體廠商可采用銀燒結提高焊料可靠性。理清器件的 應用工況結溫條件后，依據(jù)本文提出的結溫條件對 器件失效模式的影響規(guī)律，可以針對性地優(yōu)化器件， 提升整體壽命。

審核編輯：黃飛