徐大林 王玉琦 李新化 史同飛

1) (中國科學(xué)院合肥物質(zhì)科學(xué)研究院固體物理研究所， 合肥 230031)

2) (中國科學(xué)技術(shù)大學(xué)， 合肥 230026)

3) (安徽建筑大學(xué)數(shù)理學(xué)院， 合肥 230022)

1 引 言

功率整流器件綜合性能的提升一直是當(dāng)今電力電子技術(shù)的核心問題.傳統(tǒng)的功率整流器雖然得到了廣泛應(yīng)用， 卻難以滿足系統(tǒng)開關(guān)速度以及功率容量大幅提升后的性能需求.P-i-N 整流器利用電導(dǎo)調(diào)制效應(yīng)來降低基區(qū)的導(dǎo)通電阻， 但在關(guān)斷過程中需要抽取基區(qū)中大量的存儲電荷， 較長的反向恢復(fù)時間限制了其在高頻方面的應(yīng)用.肖特基勢壘整流器作為多子輸運器件， 擁有極快的開關(guān)頻率， 得益于內(nèi)建電勢遠低于PN 結(jié)勢壘， 熱電子發(fā)射機制會形成較大的導(dǎo)通電流密度與較低的導(dǎo)通壓降; 但是由于存在著金屬-半導(dǎo)體界面， 鏡像電荷效應(yīng)會導(dǎo)致有效勢壘高度的降低， 導(dǎo)致反向漏電流呈指數(shù)增長， 較低的擊穿電壓限制了其在高壓電路中的應(yīng)用.為了滿足高頻電力電子電路中對兼具高反向擊穿電壓、小反向漏電流、低導(dǎo)通壓降、高開關(guān)速度的器件設(shè)計要求， 超勢壘整流器(super barrier rectifier， SBR)應(yīng)運而生[1-17].該類器件利用金屬-氧化物-半導(dǎo)體(metal-oxide-semiconductor， MOS)結(jié)構(gòu)形成的可調(diào)節(jié)的電子勢壘來實現(xiàn)器件的開合， 其開關(guān)速度和正向?qū)▔航悼梢枣敲佬ぬ鼗髌?，又因為摒除了信賴性較差的肖特基接觸而提高了反向漏電流和擊穿電壓等方面的表現(xiàn).相比于平面柵極結(jié)構(gòu)的SBR， 溝槽柵極超勢壘整流器(trenchgate-type SBR， TSBR)借助溝槽結(jié)構(gòu)消除了JFET區(qū)內(nèi)阻， 而且元胞節(jié)距可以制造得更小， 因此可以獲得更低的導(dǎo)通壓降.國內(nèi)外已經(jīng)發(fā)表的專利與論文主要聚焦于SBR 的特性分析與結(jié)構(gòu)優(yōu)化[1-12]，專利[13-15]提出了TSBR 的新型結(jié)構(gòu)及制造方法，文獻[16]將肖特基勢壘整合入TSBR 中， 并分析了基區(qū)摻雜濃度、臺面寬度以及溫度等因素對復(fù)合結(jié)構(gòu)電學(xué)特性的影響.但是針對TSBR 反向阻斷電壓的相關(guān)研究， 特別關(guān)鍵結(jié)構(gòu)參數(shù)對擊穿電壓的影響， 幾乎處于空白.

本文利用器件仿真軟件Sentaurus TCAD 來構(gòu)造TSBR 的二維結(jié)構(gòu)并進行器件模擬， 結(jié)合理論模型分析器件內(nèi)部二維電場的分布規(guī)律， 揭示了電荷耦合作用[17]對器件反向承壓能力的重要影響，并完成了關(guān)鍵參數(shù)的優(yōu)化.最后提出了階梯柵氧TSBR (stepped oxide TSBR， SO-TSBR)結(jié) 構(gòu)，在保證反向承壓能力的前提下， 大幅度降低器件的正向?qū)▔航?

2 TSBR 的結(jié)構(gòu)與理論模型

TSBR 的元胞結(jié)構(gòu)截面示意圖和原理圖如圖1所示， 可視為一個金屬氧化物半導(dǎo)體場效應(yīng)管(metal-oxide-semiconductor field-effect transistor， MOSFET)與一個PN 二極管的并聯(lián)結(jié)構(gòu)，MOSFET 的柵極/源級/襯底短接并作為陽極， 漏極作為陰極.MOS 結(jié)構(gòu)使硅表面的能帶發(fā)生彎曲，P 型基區(qū)表面的反型層構(gòu)成導(dǎo)電溝道， 同時N—漂移區(qū)表面形成了積累區(qū)， 兩個區(qū)域之間的能帶差構(gòu)成了正向?qū)▌輭?當(dāng)TSBR 在較低的正向偏壓條件下導(dǎo)通時， 由于正向?qū)▌輭具h低于基區(qū)與漂移區(qū)形成的P+N 結(jié)勢壘， 幾乎所有的電流都經(jīng)溝道由電子進行傳輸， 同時可以忽略注入漂移區(qū)的少數(shù)載流子， 提高了器件的開關(guān)速度.器件反向偏置時主要依靠低摻雜的漂移區(qū)來承擔(dān)電壓， 導(dǎo)電溝道與N+區(qū)域之間的勢壘也影響著反向漏電流的大小.無論是正向還是反向的勢壘高度， 都可以利用柵氧厚度和基區(qū)摻雜濃度來調(diào)整[16].得益于這種特性， 超級勢壘器件因此得名， 器件優(yōu)化時也會更有效地實現(xiàn)通態(tài)壓降和反向漏電流之間的良好折衷.

圖1 TSBR 結(jié)構(gòu)及原理圖(G， 柵極; S， 源極; D， 漏極)Fig.1.Structure and schematic diagram of TSBR (G， gate electrode; S， source electrode; D， drain electrode).

當(dāng)TSBR 反向偏置時， 不僅P+N 結(jié)勢壘會使漂移區(qū)中的耗盡層沿縱向擴展， MOS 結(jié)構(gòu)也會促使耗盡層沿柵氧外壁的法線向外延伸， 兩者作用下產(chǎn)生的二維電荷耦合改變了電場的分布.這種電荷耦合效應(yīng)[17]可以用電荷平衡耐壓原理[18]來解釋:漂移區(qū)內(nèi)電離施主正電荷產(chǎn)生的電力線大部分終止于MOS 結(jié)構(gòu)的柵極金屬， 只有很少一部分終止于基區(qū)的電離受主負(fù)電荷， 這將有效減小P+N 界面的縱向電場強度， 使耦合影響區(qū)內(nèi)的導(dǎo)通電阻隨著擊穿電壓準(zhǔn)線性增大， 而不像一維結(jié)構(gòu)以更快的二次方增長.圖2 中用虛線標(biāo)示出了電荷耦合區(qū)的范圍， 并將基區(qū)與漂移區(qū)形成的P+N 結(jié)界面設(shè)定為x 軸， 臺面的中軸線定義為y 軸.溝槽柵氧厚度τox、臺面寬度Wms、柵極深度L 和溝槽深度Dt也在圖中標(biāo)示， 其中L = Dt— τox.本文中將L 和Dt定義為柵極及溝槽柵氧伸出基區(qū)的長度.

圖2 耗盡區(qū)和關(guān)鍵點示意圖Fig.2.Schematic diagram of the depletion and key points.

電荷耦合區(qū)的二維電場強度由橫向電場Ex與縱向電場Ey共同決定.當(dāng)橫向電場Ex變?yōu)榱銜r，電荷耦合效應(yīng)消失， 電場重新變?yōu)榱艘痪S分布.在非耦合區(qū)， 電場的一維分布使相同縱坐標(biāo)的電場及電勢重合， 電場沿y 方向呈線性分布， 衰減斜率為qND/εs， 其中εs為硅的介電常數(shù)， q 為電子電荷的絕對值， ND是漂移區(qū)摻雜濃度.非耦合區(qū)的承壓由非耦合區(qū)最大場強和非耦合區(qū)厚度D 決定.圖2中的D 點與E 點位于耦合影響區(qū)和非耦合區(qū)的分界線上， 橫向電場EDx= EEx= 0 且縱向電場EDy=EEy， 因此可以用D 點的總場強|ED|表示非耦合區(qū)的最大場強.

考慮到溝槽柵氧的尖銳邊角處會有電場增強而導(dǎo)致雪崩擊穿， 可通過使槽型結(jié)構(gòu)更加圓滑來解決該問題[19].對溝槽柵氧進行圓角化處理后， 發(fā)生雪崩擊穿的位置轉(zhuǎn)移到了圓角與柵氧側(cè)壁或底面的交界點， 在圖2 標(biāo)記為B 點與C 點.A 點、D 點與F 點位于臺面的中軸線上， 其中F 點位于P+N結(jié)界面; E 點與C 點的橫坐標(biāo)相同.由于D 點與E 點的電勢相同， 因此F 點到D 點之間耦合影響區(qū)承受的反向偏壓， 與底部氧化層和C 點到E 點之間耦合影響區(qū)共同承受的反向偏壓[20]相同.

要判斷發(fā)生雪崩擊穿的具體位置， 需要對B 點與C 點的場強進行估算.將P+N 結(jié)界面電勢設(shè)定為0， 通過求解均勻摻雜漂移區(qū)內(nèi)的Poisson方程， 可以得到耦合影響區(qū)內(nèi)橫向電場和縱向電場的表達式[21]:

式中， u(y)為臺面中心的電勢，

其中臺面中心承壓Vcc是A 點(0， L)處的電勢;λ 為橫向衰變長度，

其中εox為氧化層介電常數(shù).

通過(1)式可知， 柵極深度L 不會影響橫向電場Ex的分布.由于器件的對稱結(jié)構(gòu)， 臺面中心的橫向電場Ex將始終保持為零.由(2)式推導(dǎo)出A點的縱向電場:

其中， 耦合系數(shù)S = εsVcc/(qλ2)， 可以用來衡量一定承壓條件下的電荷耦合強度， 如果保持中心承壓Vcc不變， 橫向衰變長度λ 越短， 耦合系數(shù)S 越大， A 點的縱向場強|EAy|越大.柵氧厚度τox很大程度上決定了中心承壓Vcc的大小.由于在相同縱坐標(biāo)的位置， C 點到E 點間的縱向場強要高于臺面中心的縱向場強， 所以該區(qū)域的電勢將低于相同縱坐標(biāo)的臺面中心位置的電勢.因此在溝槽圓角化半徑較小時， 可以假設(shè)C 點的電勢也為Vcc， Vcc將全部由底部柵氧承擔(dān)， 則C 點的縱向場強為

對于阻斷電壓超過200 V 的高耐壓TSBR， 由于邊緣效應(yīng)會使擊穿電壓只能達到平行平面結(jié)擊穿電壓值的80%左右， 因此漂移區(qū)摻雜濃度ND≤1.2 × 1015cm—3.同時考慮到實際工藝中溝槽柵氧厚度τox≤ 300 nm， 因此Vcc不會超過28 V.為了形成耦合影響區(qū)， 橫向衰變長度λ 必須足夠小，來保證相鄰溝槽的耗盡層重疊， 這將導(dǎo)致耦合系數(shù)S ? ND， A 點的縱向場強可以簡化為

由(4)式可知， |EAy|將隨著柵極深度L 的升高而降低.當(dāng)柵氧厚度τox增大時， 中心承壓Vcc以及B 點的場強也會隨之增大.為了便于比較與說明， 將溝槽圓角化半徑設(shè)定為τox， B 點坐標(biāo)即為(Wms/2， L)， 由(1)式與(2)式可以推導(dǎo)出B 點的橫向和縱向電場表達式:

可以看到， 通過增大柵氧厚度τox來增大中心承壓Vcc， 或者通過減小Wms的方式， 都可以增大耦合系數(shù)S， 使B 點的橫向場強、縱向場強以及總場強|EB|增大.當(dāng)|EB| ＞ |EC| 時， 雪崩擊穿將會出現(xiàn)在柵氧側(cè)壁SiO2/Si 界面處的B 點.

3 關(guān)鍵參數(shù)的優(yōu)化

當(dāng)漂移區(qū)的摻雜濃度及厚度固定時， 通過第2 節(jié)理論模型的分析可以確定柵氧厚度τox、臺面寬度Wms和溝槽深度Dt是影響器件承壓能力的關(guān)鍵參數(shù).將結(jié)合器件仿真來對這些關(guān)鍵參數(shù)做進一步的討論.為了便于比較非耦合區(qū)的電場分布，模擬時將底部柵氧與漂移區(qū)的SiO2/Si 界面設(shè)定為x 軸， 這與第2 節(jié)理論模型中使用的坐標(biāo)系不同.器件模擬中維持不變的參數(shù)包括: 采用N 型重?fù)诫s多晶硅作為柵極材料， 摻雜濃度為5 × 1020cm—3; 溝槽柵極寬度為1.1 μm， P+與N+摻雜濃度均為1 × 1018cm—3， 漂移區(qū)厚度與摻雜濃度分別為16 μm 與9 × 1014cm—3， 基區(qū)厚度與摻雜濃度分別為0.8 μm 與5 × 1016cm—3， 溝槽柵氧圓角化半徑為0.5 μm.

圖3 為柵氧厚度τox從25 nm 增長到250 nm時， 溝槽深度Dt對擊穿電壓的影響， 模擬時保持臺面寬度Wms為2 μm.當(dāng)τox= 200 nm， Dt=1.36 μm 時， 擊穿電壓到達最高值272.3 V.下面針對三種柵氧厚度， 討論溝槽深度Dt對擊穿電壓的影響.

圖3 不同τox 條件下?lián)舸╇妷弘SDt 的變化趨勢Fig.3.The Dt dependence of the breakdown voltage with various τox.

1) 當(dāng)柵氧較薄時， 擊穿電壓隨Dt的增大而單調(diào)下降.圖4 所示是τox= 50 nm 條件下發(fā)生雪崩擊穿時， Dt對臺面中心電場分布的影響.由(3)式可知， 較薄的底部柵氧厚度決定了臺面中心承壓Vcc較低， 雪崩擊穿出現(xiàn)在底部柵氧的C 點.較低的Vcc導(dǎo)致了耦合系數(shù)S 的不足， 并通過(4)式影響著A 點的縱向場強|EAy|.當(dāng)Dt增大時， 不僅會降低|EAy|， A 點與D 點之間耦合影響區(qū)的縱向場強和電勢都會隨之整體降低， 非耦合區(qū)最大場強|ED|的降低也減小了非耦合區(qū)的承壓， 最終造成了擊穿電壓的下降.

2) 當(dāng)柵氧厚度增大到可以保證耦合影響區(qū)的承壓能力時， 存在著最優(yōu)溝槽深度使器件獲得最大阻斷電壓.圖5(a)所示是τox= 200 nm 條件下發(fā)生雪崩擊穿時Dt對臺面中心電場分布的影響，圖5(b)中B 點總場強|EB|總是大于C 點總場強|EC|的現(xiàn)象則表明， 無論如何調(diào)節(jié)Dt， 雪崩擊穿只會出現(xiàn)在側(cè)壁柵氧界面處的B 點.進一步對比圖3 與圖5(b)可以發(fā)現(xiàn)， 非耦合區(qū)最大場強|ED|的變化趨勢與擊穿電壓保持一致， |ED|的最大值也出現(xiàn)在Dt= 1.36 μm 的最優(yōu)溝槽深度條件下.由(6)式可知， 縱向場強|EBy|隨著溝槽深度Dt的增大而降低， 與|EAy|保持相同的變化趨勢.在B 點總場強|EB|保持為擊穿臨界電場Em的前提下， |EBy|的降低會導(dǎo)致橫向場強|EBx|和中心承壓Vcc的增大， C 點的縱向場強|ECy|也隨之增大.非耦合區(qū)最大場強|ED|主要由|EAy|與|ECy|來決定， 在溝槽深度Dt較小時， |ECy|的影響占據(jù)主導(dǎo)， |ED|隨著Dt的增大而增大， 在超過最優(yōu)溝槽深度的窗口后，|ED|開始隨著|EAy|的降低而降低， 器件的承壓能力也隨之下降.

圖4 薄柵氧條件下Dt 對臺面中心電場分布的影響Fig.4.Effect of Dt on the electric field distribution at the medial axis of the mesa with the thinner oxide.

圖5 τox = 200 nm 時Dt 對臺面中心電場分布(a)以及關(guān)鍵點場強(b)的影響Fig.5.Effects of Dt on the electric field distribution at the medial axis of the mesa (a) and the magnitude of the total electric field at key points (b) when τox = 200 nm.

3) 當(dāng)柵氧厚度繼續(xù)增大時， 通過(3)式可知，在相同Vcc的條件下會造成|ECy|的下降， 進而降低了非耦合區(qū)的最大場強|ED|和反向承壓.因此需要更深的溝槽來提高Vcc與|ECy|， 來獲得該柵氧厚度條件下的最高阻斷電壓.這與圖3 中最優(yōu)溝槽深度隨著τox的增大而增大的事實相符.

臺面寬度Wms也是影響耦合強度S 的重要參數(shù)， 在τox= 200 nm， Dt= 1.36 μm 的條件下發(fā)生雪崩擊穿時， Wms對臺面中心電場分布的影響如圖6 所示.當(dāng)Wms較小時， 較大的耦合系數(shù)S 使擊穿臨界電場出現(xiàn)在側(cè)壁柵氧的B 點.根據(jù)(5)式和(6)式可以得到B 點縱向與橫向場強之比:

Wms的增大會導(dǎo)致比值T 的減小， 在B 點總場強|EB|保持為擊穿臨界電場Em的前提下， 意味著B 點的橫向場強|EBx|隨著Wms的增大而增大.由(5)式可知， 這會造成Vcc的上升， 并伴隨著C點縱向場強|ECy|的增大， 這些變化補償了A 點縱向場強|EAy|下降對非耦合區(qū)最大場強|ED|的影響，這也在圖6 中得到了印證， Wms等于0.4 μm 和2 μm 兩種條件下， 非耦合區(qū)的電場分布出現(xiàn)重合.當(dāng)Wms= 2 μm 時， 器件的承壓能力最優(yōu).當(dāng)Wms繼續(xù)增大時， 耦合系數(shù)S 以及|EAy|會迅速降低， 電荷耦合效應(yīng)逐漸減弱直至失效， 導(dǎo)致非耦合區(qū)最大場強|ED|和器件承壓能力的下降.

圖6 Wms 對臺面中心電場分布的影響Fig.6.Effect of Wms on the electric field distribution at the medial axis of the mesa.

4 階梯柵氧TSBR 的提出與優(yōu)化

雖然增大柵氧厚度可以提高TSBR 的擊穿電壓， 但是會帶來正向?qū)▔航档脑黾?基于以上矛盾， 設(shè)計了SO-TSBR 結(jié)構(gòu)， 其柵氧結(jié)構(gòu)類似于雙溝槽MOSFET 的階梯柵氧結(jié)構(gòu)[22]， 但作用機理與效果全然不同.SO-TSBR 在保證底部柵氧承壓能力的同時， 降低了正向?qū)〞r的溝道電阻.

器件仿真構(gòu)建的SO-TSBR 結(jié)構(gòu)如圖7 所示，保持底部柵氧厚度τox= 200 nm、臺面寬度Wms=2 μm.與常規(guī)結(jié)構(gòu)不同的是， SO-TSBR 的橫向衰變長度λ 變?yōu)?/p>

其中Tso為側(cè)壁柵氧厚度.隨著Tso的降低， 使橫向衰變長度λ 變小.由(2)式可以推導(dǎo)出F 點縱向場強表達式:

圖7 SO-TSBR 結(jié)構(gòu)圖Fig.7.Structure of SO-TSBR.

|EFy|隨著λ 的變小而降低， F 點及A 點之間耦合影響區(qū)的縱向場強和電勢都會隨之整體下降， 臺面中心承壓Vcc的下降又導(dǎo)致|EFy|進一步地降低.雖然變小的橫向衰變長度， 在一定程度上減緩A 點縱向場強|EAy|的下降幅度， 但依然無法阻止臺面中心承壓Vcc的下降趨勢， 導(dǎo)致C 點縱向場強|ECy|以及器件的整體承壓隨Tso的降低而小幅下降.與Tso降低的效果類似， 階梯深度Dso的增大也會降低F 點的縱向場強和器件的阻斷電壓， 出于工藝裕量的考慮， 無法使Dso為零， 因此在模擬中將Dso設(shè)定為0.3 μm.圖8 分別給出了Tso從25 nm 增長到200 nm 時， 擊穿電壓隨Dt的變化趨勢， 其中Tso= 200 nm 作為常規(guī)結(jié)構(gòu)進行對比.可以看到， 無論如何變化Tso， 最優(yōu)溝槽深度依然為1.36 μm， 這是由相同厚度的底部柵氧所決定的.不同Tso條件的擊穿電壓峰值差距不超過1 V， 證明階梯柵氧結(jié)構(gòu)達到了提高擊穿電壓的預(yù)期效果.對比圖3 與圖8 可以發(fā)現(xiàn)， 當(dāng)Tso= 25 nm 時擊穿電壓峰值為271.5 V， 與常規(guī)結(jié)構(gòu)(243.5 V)相比增長了11.55%.

圖8 不同Tso 條件下SO-TSBR 擊穿電壓隨Dt 的變化Fig.8.The Dt dependence of the breakdown voltage with various Tso.

通過減小Tso可以增大基區(qū)反型層能帶的彎曲幅度， 從而降低了超勢壘的高度， 在降低正向?qū)▔航档耐瑫r， 也會帶來反向漏電流的增大， 因此需要考慮工作周期占空比等因素進行折衷選擇.圖9 給出了不同Tso條件下器件的正向?qū)ㄌ匦?，?dāng)Tso≥ 60 nm 時， 正向?qū)妷翰粫忻黠@的降低， 說明正向?qū)▌輭靖叨融呌诜€(wěn)定.當(dāng)通態(tài)電流密度為2.5 A/cm2時， Tso= 25 nm 條件下的導(dǎo)通壓降為0.303 V， 與常規(guī)結(jié)構(gòu)(0.585 V)相比降低了51.49%.觀察圖10 所示的漏電流， 雖然Tso=25 nm 條件下的漏電流遠大于常規(guī)結(jié)構(gòu)的數(shù)值， 但由于漏電流小于正向?qū)娏骷s5 個量級， 其較大的漏電流仍然是可以接受的.根據(jù)實際的應(yīng)用需求， 也可以選擇Tso= 40 nm 作為最佳器件參數(shù)，在漏電流略有增大的情況下， 正向?qū)▔航到档土?5.77%.

圖9 Tso 對正向?qū)ㄌ匦缘挠绊慒ig.9.Effect of Tso on forward characteristics.

圖10 Tso 對反向漏電流的影響Fig.10.Effect of Tso on the reverse leakage currents.

5 結(jié) 論

本文利用數(shù)值理論模型與器件仿真軟件Sentaurus TCAD， 系統(tǒng)地分析了柵氧厚度、臺面寬度和溝槽深度對TSBR 電荷耦合區(qū)電場分布的影響，進而完成了對影響擊穿電壓關(guān)鍵參數(shù)的優(yōu)化.最后提出了階梯柵氧結(jié)構(gòu)(SO-TSBR)， 在保證反向承壓能力的同時， 正向?qū)▔航悼梢越档?1.49%.