袁 訊，王學梅，張 波

（華南理工大學電力學院，廣州510640）

芯片封裝參數對功率模塊熱特性影響的研究

袁 訊，王學梅，張 波

（華南理工大學電力學院，廣州510640）

由于溫度分布不均勻以及封裝中各層材料之間的熱膨脹系數不同，使功率模塊在工作中產生交變的熱應力，造成焊層疲勞、鍵合線脫落等失效形式，因此研究模塊的熱特性尤為重要。熱的測量是電力電子系統(tǒng)中最困難的工作之一，對封裝結構進行電-熱-力精確的仿真分析，能夠準確了解對器件不同部位的溫度、應力分布。采用基于電-熱-力多物理場的有限元仿真，研究了封裝材料、封裝參數和封裝結構對功率器件的溫度、熱阻、熱應力這些熱特性的影響，為優(yōu)化封裝設計，最終提高功率模塊可靠性提供了一定的參考。

功率模塊；熱阻；熱應力；有限元分析

引言

隨著半導體技術的不斷發(fā)展和功率器件性能的不斷改善，電力電子功率器件在諸多關鍵領域例如可再生能源系統(tǒng)、電機驅動以及電動汽車上得到越來越廣泛的應用，其可靠性也得到越來越廣泛地關注［1-3］。半導體器件功率的大小是決定其封裝類型的主要標準，常見的封裝種類有分立式封裝、模塊封裝和壓接封裝，在大功率電力電子應用中，功率模塊是電力電子器件最主要的封裝結構。電力電子器件的性能在很大程度上依賴于封裝技術［4］，由于功率密度高，內部結構復雜，功率模塊封裝的設計難度也越來越大，特別是由多種材料鍵合而成的芯片級封裝模塊。相關人員對其進行大量研究以提高模塊的可靠性。通過在無鉛焊料中加入鎳、銻等少量金屬元素［5］或者采用納米銀燒結作為焊料［6］，可以提高焊層的剪切強度以及模塊的電氣特性。此外，在AlN陶瓷層中制造微通道作為散熱器可以在實現電氣絕緣的基礎上減小熱阻［7］；通過預扭曲基板（中間下凹）來減少DBC基板與銅基板的在制造過程中的扭曲變形［8］。這些研究給模塊的封裝優(yōu)化提出了寶貴的建議，然而，一些優(yōu)化方法基于成本考慮、技術限制等原因并沒有廣泛采用。如果能僅從封裝材料和幾何尺寸等方面進行簡單地改進，同時達到優(yōu)化器件熱特性的目的，將獲得事半功倍的效果。

從場的角度來看，功率模塊內部的物理場表現在電場、熱場和力場之間互相耦合［9］。功率模塊工作時通過的電流會造成溫度的升高，產生大量的熱量，這些熱量的傳遞與流動會在模塊內部產生溫度分布梯度，從而形成熱機械應力，簡稱熱應力。因此，功率模塊的熱特性除了溫度以外，還包括由溫度分布梯度造成的熱應力。熱的測量是電力電子系統(tǒng)中最困難的工作之一［10］，其研究方法主要有實驗方法和有限元仿真分析法兩種。通常，采用老化實驗的方法進行分析時僅能觀察到最終的失效結果（如鍵合線熔斷），由于芯片面積小，互連結構復雜，無法知道結構內部變化的情況以及真正的失效原因。因此，為了克服這個問題，必須深入研究影響功率器件熱特性的封裝中的互連、鍵合線、封裝結構，對封裝結構進行電-熱-力精確的仿真分析，才能進一步提高功率密度和改善功率器件可靠性。有限元分析方法FEM（finite element mothod）可以對器件不同部位的應力、應變分布及其過程進行詳細的描述，是評價封裝可靠性的重要途徑［11］。國內外已有大量文獻研究了功率模塊的熱行為和疲勞失效機理。文獻［12］采用有限元仿真分析了功率模塊靜態(tài)和動態(tài)的溫度變化情況，并在此基礎上建立了RC熱網絡模型；文獻［13］針對IGBT焊料層疲勞，分析了焊料層空洞位置以及大小對功率模塊熱-應力的影響規(guī)律，得出了應力與溫度梯度分布一致的結論；文獻［14］作者也研究了焊料層的空洞，得到熱阻與芯片中的空洞的體積百分比的關系；文獻［15］用FEM研究了裂紋的應力分布和應變情況，并發(fā)現焊料層厚度對芯片破壞有著較大的影響。

本文通過對IGBT模塊的有限元分析，全面研究封裝材料、封裝參數、封裝結構對功率器件的溫度、熱阻、熱應力這些熱特性的影響。建立了IGBT芯片封裝的有限元模型，得到模塊的分層熱阻；分析了焊料層厚度及其分層疲勞，DBC層和底板的厚度，以及芯片數量和排列對熱特性的影響，并提出了設計改進建議。為優(yōu)化封裝設計，最終提高功率模塊可靠性提供參考。

1 IGBT模塊封裝和有限元模型

IGBT模塊是一種多芯片的多層復雜互連結構，有兩種典型的封裝形式：鍵合線和壓接式，其中鍵合線封裝形式［16］如圖1所示，從上至下分別為鍵合線、硅芯片、芯片焊料層（以下簡稱上焊層）、DBC（direct bonded copper）基板、底板焊料層（以下簡稱下焊層）、底板等構成，其中DBC基板是銅-陶瓷-銅的三明治結構，用來實現電氣絕緣。本文以國內某公司的300 A/1 200 V IGBT半橋模塊為研究對象，其中每個IGBT由2個IGBT芯片和4個反并聯二極管組成。圖2為模塊的1/4即1/2個IGBT及其反并聯二極管平面圖，各層材料物理參數見表1。

圖1 模塊分層結構示意Fig.1 Module hierarchical structure

功率器件的內部封裝涉及的電-熱-力三個物理場之間是互相耦合互相影響，其中，電場、熱場和應力場都可以用典型的微分方程來描述，求解方法主要包括有限差分法FDM（finite difference method）和有限元法FEM（finite element method）等。由于封裝結構中芯片和焊點的幾何尺寸很小，用一般的實驗方法很難對熱循環(huán)過程中焊點的應力、應變進行實時檢測。有限元分析方法可以對復雜加載條件下器件不同部位的應力、應變分布及其過程進行詳細的描述，是評價封裝可靠性的重要途徑。

圖2 1/4模塊實物和平面圖Fig.2 Layout of IGBT

表1 材料屬性參數Tab.1 Parameters of material

本文有限元仿真的邊界條件設置如下：

①為了減小計算量，加快運算速度，取模塊的1/4（即1/2 IGBT）進行建模，并將其設為對稱邊界；②為了簡化模型，省去散熱器結構，設置底板散熱系數5 000 W/（m2·K）來模擬散熱作用，其他面的散熱系數為10 W/（m2·K），環(huán)境溫度為20℃；③并且考慮芯片活躍區(qū)（芯片上的鋁膜區(qū)［17］）的影響，如圖2中IGBT芯片的活躍區(qū)。

硅芯片的熱導率以及熱容是熱敏感參數，會隨著溫度的升高而降低，仿真時應當將這些參數設置為溫度的函數［18］，當T＞273 K時，硅的熱導率和熱容分別設置為

2 模塊的熱阻

熱阻是功率器件熱特性的最重要的參數，在損耗一定的情況下，減小封裝熱阻就能有效地降低功率器件的結溫，提高功率器件的可靠性和壽命。準確分析模塊熱阻及其在老化情況下的熱阻變化，對研究功率器件老化行為、量化疲勞程度以及未來的在線監(jiān)測都有重要的意義。

給模塊施加一個恒定功率一段時間，模塊的溫度會逐漸上升直到穩(wěn)定，通過模塊的結溫變化曲線可以得到模塊的熱阻抗曲線。本文給每個芯片施加損耗為160 W，即模塊電流150 A，導通壓降2.1 V，則IGBT總導通損耗為320 W。通過均勻地將功率施加在芯片活躍區(qū)得到穩(wěn)態(tài)時模塊溫度分布如圖3所示。沿著圖3（a）中心虛線的溫度切面如圖3（b）所示，其中Tj和Tc分別為芯片結溫和殼溫，由圖可以看到溫度主要沿垂直方向傳遞并逐漸降低。

圖3 模塊施加恒定功率的溫度分布Fig.3 Temperature distribution of the power module when applying constant power

在一維傳熱理論中，材料熱阻［10］可簡單表示為

式中：d為材料厚度；A為熱流面積；λ為熱導率。

式（3）是在一維傳熱假設下，即熱量只沿著由上往下的路徑傳播，不向四周傳播。顯然，這種假設與真實情況有較大差別。從圖3可以發(fā)現，芯片的橫向溫度梯度，即芯片中心溫度與邊緣溫度之差，達到了20 K，而采用FEM仿真得到的熱阻參數與實驗結果較為吻合。為分析各層材料對模塊熱阻的貢獻，通過FEM仿真得到每層材料的熱阻抗曲線如圖4所示，各層的穩(wěn)態(tài)熱阻值見表2。從表中可以看出，DBC中的陶瓷（氧化鋁）絕緣層由于導熱率最低，熱阻最大，占總熱阻53%，其后依次是銅底板和上、下焊料層。

圖4 各層熱阻抗曲線Fig.4 Thermal impedance curves of layers

3 料層對熱特性影響

焊料層在IGBT長期熱循環(huán)中會出現裂紋或分層等疲勞行為，這些裂紋最初出現在焊層的邊緣，然后沿著焊層向中心擴展［19］，逐漸在交界面產生斷裂，導致模塊失效。

3.1 焊層的厚度

IGBT模塊上、下焊層的厚度會對模塊的熱阻、結溫以及焊層的應力都有影響。上、下焊層厚度的增長對模塊熱阻的影響如圖5所示。由圖可見，隨著上、下焊層厚度的增長，模塊的熱阻都會增大。上焊層厚度的變化對模塊熱阻的影響相對較大，原因有二：一是上焊層的面積較下焊層??；二是上焊層更接近熱源，它的厚度變化對熱傳遞影響較大。

圖5 模塊的熱阻與上下焊層厚度的關系Fig.5 Relationship between the thermal resistance and the thickness of the solder layers

根據材料力學原理，在溫度變化量ΔT=T-T0（T0為初始溫度）作用下，如果材料的變形受到約束，則會產生等效熱應力σ［11］為

式中：α為材料熱膨脹系數CTE（coefficient of thermal expansion）；E為彈性模量。等效熱應力與彈性模量成正比，彈性模量越大，材料越不易變形，因而等效應力就越大。

IGBT是由多種材料黏合起來的封裝結構，且這些材料的熱膨脹系數差別較大。對于2種不同膨脹系數且黏合在一起的材料A和B，如果在溫度T0時黏合在一起，溫度升高ΔT后兩種材料的應變［20］ε分別為

式中，t為材料厚度。

將式（5）、式（6）兩式相除，得到兩種材料的應變比為

即兩種材料的應變比，與其彈性模量與厚度的乘積成反比，其中負號表示兩者應變方向相反。也就是說，對于兩種不同膨脹系數且黏合在一起的材料A和B，彈性模量越小、厚度越薄的那一個材料將會產生更大的應變。

由于焊料層在所有材料中的彈性模量最低，且厚度也最小，因此，在IGBT長期熱循環(huán)中產生的熱形變最大，是可靠性的薄弱環(huán)節(jié)。文獻［21］認為陶瓷基板與底板之間的基板焊料層（下焊料層）最容易失效；文獻［22］也指出對于帶底板的模塊，由于下焊層附近的CTE匹配最差且厚度差別最大，相對于上焊層來說，下焊層是更薄弱的部分。

熱應力的大小不僅與材料有關，還與材料的幾何參數有關。在有限元仿真中，材料所受的熱應力常用Von應力即等效應力Von Mises來描述。這個等效應力是正應力和剪切應力的組合［23］，也可完全由3個主應力表示。描繪聯合作用的復雜應力狀態(tài)，表示模型內部的應力分布情況。其中，剪切應力指接觸面水平方向的力，正應力指垂直于接觸面的力［24］。通過對器件進行功率循環(huán)（周期40 s，占空比0.5，功率160 W）仿真，可得到下焊層厚度的增長與焊層所受最大Von應力的關系如圖6所示，其中焊層最大應力位于焊層的邊緣。從圖中可以看出，①應力隨著焊層厚度增長而減小，焊層厚度較大比較合適。然而，焊層的熱阻會隨著焊料厚度增加而增加，實際中需綜合考慮焊層厚度的影響；②當焊層厚度大于0.16mm時，應力值變化不大；焊層厚度小于0.16mm時，應力增長較快；當焊層厚度為0.16mm時，熱阻僅增長了3.8%。因此，可認為0.16mm是較為合理的焊層厚度。

圖6 下焊層應力Fig.6 Stress of base plate solder

3.2 分層疲勞

焊料層的最大Von應力出現在焊層邊角位置，焊層邊緣的應變最大。假設分層疲勞是從焊層的四周開始的，定義分層率為邊緣剝離的面積與該層全部焊料面積之比，從焊層外圍邊緣開始仿真，按照給定分層率均勻地刪除已分層的焊料。

（1）下焊層的分層

圖7 熱阻、結溫與分層率關系Fig.7 Relationship between the thermal resistor, junction temperature and delamination rate

設定下焊層的分層率從0.1增長到0.7，步長為0.1，熱阻結溫與分層率關系如圖7所示。由圖可見，溫度變化與熱阻變化基本同步。當分層率低于50%時，熱阻上升很慢；當分層率高于50%時，熱阻開始加速變化。根據IEC失效標準（IEC60747-9（2001））熱阻上升率為20%時認為焊層失效，可認為焊層失效時對應的分層率為65%，此時芯片溫度上升了15℃。

（2）上焊層的分層

雖然下焊層是溫度疲勞的主要原因，但由于焊接過程中會出現空洞等缺陷，上焊層的老化也必須考慮。

設定上焊層的分層從0.1增長到0.7，步長為0.1，熱阻情況如圖8所示。由圖8可以看出熱阻與分層率近似呈指數關系，但熱阻增加速度高于下焊層，當熱阻上升率為20%時，分層率為72%。由于焊層剝離導致芯片的最大溫度位于芯片四角位置，并隨著剝離程度增大迅速上升，如圖9所示。

由圖9可知當分層率為39%時，芯片最大溫度已達到其能承受的最大值為175℃，因此39%的分層率為模塊疲勞是極限，雖然此時熱阻僅上升了1.5%。由此可見，在研究分層疲勞時，不能僅以熱阻上升率作為失效的標準，還應綜合考慮芯片溫度的變化。

圖8 熱阻與上焊層分層率Fig.8 Thermal resistor and delamination rate

圖9 芯片邊角溫度與上焊層分層率Fig.9 Chip corner temperature and delamination rate

4 其他封裝參數

4.1 DCB基板

由熱阻公式可知，各層的熱阻是由該層的材料的熱導率以及熱流通過的垂直方向的長度以及面積決定的。由于陶瓷層的熱導率相對較小，其厚度相對較大，因此它的熱阻最大。要改善模塊的熱阻，首先要改善陶瓷層與Cu底板。制造商采用的陶瓷板是Al2O3（熱導率24 W/（m·K）），研究發(fā)現若將其換為AlN（熱導率170 W/（m·K）），可以使模塊最大溫度減小10 K，本層熱阻減小81.3%，熱阻減小42.7%。兩者對比如表3所示。由于AlN的熱膨脹系數比Al2O3小，會增大襯底與銅底板之間熱膨脹系數的差別，在熱應力下會縮短界面壽命［10］。此外，由于AlN的標準厚度（0.63mm）比本模塊使用的Al2O3標準厚度（0.38mm）約厚1倍，且制備AlN需要額外的工藝步驟并增加制造成本，因此尚未被廣泛采用。

表3 陶瓷材料對模塊溫度和熱阻的影響Tab.3 Affection of ceramic materials on module

4.2 銅底板

由表2可知，銅底板的熱阻占總熱阻的17.6%，而熱阻又反比于材料厚度，因此改變銅底板厚度可以有效改變IGBT熱阻。銅底板厚度從2mm到7mm變化的熱阻如圖10所示，圖中，當底板厚度增大時，熱阻隨之增大，但由于底板體積變大，在固定散熱系數情況下散熱更好，所以模塊的最大結溫減小。因此從熱阻的角度來看，底板厚度越薄越好。

圖11為底板的最大Von應力與底板厚度的關系。分析底板的Von應力發(fā)現，當底板厚度小于3mm時，最大Von應力隨底板厚度增加而減?。划數装搴穸却笥?mm時，最大Von應力隨底板厚度增加呈增加趨勢。原因是：當底板厚度小于3mm時，由于底板較薄，底板底部中心溫度較高，使該位置處Von應力最大；而當底板厚度為3mm及以上時，由于底板中心溫度減小，底板中心的Von應力降低。此時，邊緣溫度反而升高，底板最大Von應力轉移位于底板邊緣處，最大Von應力隨著底板厚度的增長而呈增長趨勢。從熱阻和應力兩個方面綜合分析得到，當模塊底板為3mm時，模塊的熱阻較小且受到底板所受的應力也最小，因此認為3mm為模塊最佳厚度。

圖10 模塊熱阻以及最大結溫與底板厚度關系Fig.10 Relationship between the module thermal resistanc maximum junction temperature and the thickness of the base plate

圖11 底板最大Von應力Fig.11 The maximum Von stress of the case

4.3 芯片數量

功率器件損耗的大小主要受芯片技術和模塊中硅的面積的影響，因此，通過調整硅面積可以有效降低芯片的溫度。本研究對象是300 A大功率模塊，IGBT芯片比較大，面積為13.5×13.5mm2，承受的功率較大，可以將其用2個總面積不變的9.5× 9.5mm2的小IGBT芯片代替，改變后的IGBT的芯片承受的功率為原來的1/2。仿真發(fā)現，模塊的熱阻為0.060 0 K/W，較變化前的0.072 4 K/W減小了7.5%。在每個IGBT芯片上施加80 W功率后的溫度分布如圖12所示。仿真結果顯示模塊的最大溫度比原本單芯片350 K（圖3）降低了4.24 K，主要原因是每個小芯片的功率只有原來的1/2，引起芯片溫度的下降。并且，隨著兩個芯片距離的增大模塊的最大結溫降低，熱阻也相應減小。圖13為不同芯片距離對熱阻的影響，其中，縱坐標為標幺化的熱阻值，即改變距離后的熱阻與改變前熱阻的比值。這是由于隨著芯片間距離的增大，芯片間的耦合作用減弱使得芯片溫度下降，進而導致熱阻降低。同理，如將小芯片的個數增大到4，且拉開芯片間的距離，能更加有效地降低熱阻和結溫。但是芯片過多會導致IGBT芯片與二極管芯片互聯復雜，增加鍵合成本，因此，在芯片設計方面，可以考慮將大芯片轉換為2塊小芯片，且拉開芯片間距離到2mm，實現在不破壞門極引線的連接結構基礎上減小模塊的熱阻與結溫。

圖12 改進后模塊溫度分布Fig.12 Temperature distribution of improved module

圖13 不同芯片距離對熱阻的影響Fig.13 Influence of distance of different chips on thermal resistance

5 結語

系統(tǒng)級封裝中，由于其復雜性，許多關鍵的問題如封裝中的互連、鍵合線以及封裝結構等由于電熱應力所帶來的可靠性問題亟待解決。本文以一大功率IGBT模塊為研究對象，通過有限元方法分析了其主要的熱特性，建立了IGBT芯片封裝的有限元模型，得到模塊的分層熱阻；研究了焊料層厚度及其分層疲勞，DBC層和底板的厚度，以及芯片數量和排列對熱阻、熱應力的影響；對焊料層厚度、DBC陶瓷材料和底板厚度提出了改進和優(yōu)化建議。

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Influences of Chip Packaging Parameters on Thermal Characteristics of Power Modules

YUAN Xun,WANG Xuemei,ZHANG Bo
（School of Electric Power,South China University of Technology,Guangzhou 510640,China）

It is particularly important to study the thermal characteristics of power modules considering alternating thermal stresses,which caused by different coefficients of thermal expansion of different package material layers in power module,can lead to solder layers fatigue,bonding wires off and other failure modes.Heat measurement is one of the most difficult tasks in power electronic systems.The accurate simulation analysis which aimed at the electricthermal-mechanical performances of the module package structure can accurately obtain the temperature and stress distribution in different parts of the device.In this paper,the impact of package materials,package parameters and package structure on the thermal characteristics such as the temperature of the power devices,the thermal resistance and the thermal stress is studied based on electric-thermal-mechanical multi-physics finite element simulation,which can provide references to improve the reliability of power modules by optimizing the package design.

power module;thermal resistance,thermal mechanical stress;finite element mothod（FEM）

袁訊

袁逸超

袁訊（1992-），女，碩士，研究方向：功率模塊的熱特性及可靠性，E-mail：epyuanxun@mail.scut.edu.cn。

王學梅（1972-），女，通信作者，博士，教授，研究方向：電力電子裝置與系統(tǒng)及其可靠性，E-mail：epxmwang@scut.edu.cn。

張波（1962-），男，博士，教授，研究方向：電力電子分析與控制、電力電子系統(tǒng)與裝置、電機與節(jié)能系統(tǒng)，E-mail：epbzhang@scut.edu.cn。

10.13234/j.issn.2095-2805.2016.6.58

TM 46

A

2016-08-12

國家自然科學基金資助項目(51107044)

Project Supported by the National Natural Science Foundation of China(51107044)