張橋，顏家圣，李新安，段彬彬，王維，朱玉德

（湖北臺基半導(dǎo)體股份有限公司 大功率半導(dǎo)體技術(shù)湖北省重點實驗室，湖北襄陽，441021）

本文結(jié)合MGC600A 的IGBT 模塊芯片排布、通流設(shè)計計算和考慮電磁-熱場等多場耦合應(yīng)用，采用Magnetostatic求解器電磁場仿真，然后在結(jié)構(gòu)場仿真中抽取電磁場鍵合線的電磁力以及熱場的熱應(yīng)力，作為鍵合線受力的邊界條件進行受力分析。從而優(yōu)化IGBT 模塊設(shè)計芯片布局的合理性，提高各結(jié)構(gòu)件電流密度的均勻性，實現(xiàn)IGBT模塊的最佳性能。

1 IGBT 工作模態(tài)

MGC600A 模塊等效電路圖如圖1 所示，分上臂和下臂，每臂包含IGBT 和反并聯(lián)的FRD 芯片，單臂通過半波平均電流為600A；每個臂包括3 只200A 的IGBT 芯片并聯(lián)及反并聯(lián)的3 只FRD 芯片，電路如圖2 所示，每路IGBT 和FRD 芯片反并聯(lián)為一路，并與另外兩路IGBT 和FRD 芯片進行并聯(lián)。

圖1 等效電路圖

圖2 模塊電路示意圖

圖3

此模塊應(yīng)用于逆變電路中時，其電流方向如下：

上臂電流方向：正極+→G11+G12+G13 →OUT；續(xù)流電流方向：OUT →D11+D12+D13 →正極+。

下臂電流方向：OUT →G21+G22+G23 →負(fù)極-；續(xù)流電流方向：負(fù)極-→D21+D12+D13 →OUT。

平均每顆IGBT 芯片的半波平均電流為200A，3 只并聯(lián)的IGBT 或FRD 續(xù)流形成半波平均電流600A。

該模塊內(nèi)結(jié)構(gòu)件多，設(shè)計既要考慮芯片布局的均勻性、并聯(lián)芯片的均流，還要考慮各結(jié)構(gòu)件的電流密度、熱場分布均勻性和避免電路的電磁干擾等。

2 模塊部件排布設(shè)計

IGBT 模塊內(nèi)部芯片和結(jié)構(gòu)件的設(shè)計布局非常重要，特別是多顆芯片并聯(lián)時，設(shè)計排布需考慮熱膨脹系數(shù)的區(qū)配性，不同材料接觸時的化學(xué)反應(yīng)或不兼容性等。IGBT 模塊通流時，IGBT 芯片產(chǎn)生熱量導(dǎo)致模塊內(nèi)部溫度升高，IGBT內(nèi)各層材料因具有各不相同的熱膨脹系數(shù)，在不斷的熱流沖擊下，各層狀結(jié)構(gòu)的形變程度不同，受限于結(jié)構(gòu)件彼此間的緊固約束，層狀結(jié)構(gòu)間發(fā)生周期變化的剪切應(yīng)力，焊接層將發(fā)生不可恢復(fù)的塑性形變，且不斷積累，從而導(dǎo)致焊接層發(fā)生損傷變形直至失效。熱特性重點考慮熱膨脹的不區(qū)配引起的破壞或退化；焊接連接或材料選擇不良引起Tj 過高，進而導(dǎo)致破壞或退化等。本文假設(shè)芯片間無差異下的布局和熱特性研究。

2.1 IGBT 的并聯(lián)連接

在大電流領(lǐng)域，因IGBT 具有隨溫度增高而電流減少（VCE 飽和電壓增大）的特性，并聯(lián)相對比較容易[1]，但在器件選型時需關(guān)注集電極-發(fā)射極間飽和壓降、開關(guān)時間、模塊連接對柵極阻抗、器件溫度的平衡、配線的對稱性、柵極驅(qū)動的高速化等的參數(shù)一致性，其中特別是發(fā)射極側(cè)的配線要盡可能短，涉及模塊中并聯(lián)連接及陶瓷覆銅板載流導(dǎo)線的長度影響等。IGBT 工作在高速開關(guān)狀態(tài)，采用正負(fù)母線的DBC 板整體結(jié)構(gòu)，應(yīng)盡可能減小芯片間的干擾和雜散電感。

2.2 DBC 陶瓷覆銅板電流容量

DBC 的載流能力取決于以下因素：線寬、線厚（銅箔厚度）、容許溫升。DBC 覆銅走線越寬，載流能力越大。本產(chǎn)品研究采用氧化鋁作為絕緣襯底材料，在氧化鋁襯底兩面分別敷0.30mm 厚銅層，之后在此多層襯底上焊接IGBT和FRD 芯片，整體熱阻≤0.24℃/W，降低襯底厚度可抑制低導(dǎo)熱系數(shù)的影響。

覆銅板過流能力由公式：

其中K為修正系數(shù)，一般覆銅線在內(nèi)層時取0.024，在外層時取0.048。S為覆銅截面積，單位為平方mil（1mm=1/0.0254=39.37mil），l為容許最大電流（A）。根據(jù)公式(1)則陶瓷DBC 最大過流能力如表2 所示。

DBC 覆銅板直接接觸銅底板，其熱阻較低且散熱較快，雖DBC 覆銅截面通流200A 時其最大溫升達150℃，但因銅可快速降低過流的溫升，因此可選覆銅寬度10mm 作為陰極導(dǎo)線，產(chǎn)品選用陶瓷DBC 如表1 所示。

表1 陶瓷覆銅板DBC規(guī)格

表2 陶瓷DBC覆銅最大過流能力

2.3 鍵合鋁線過流能力

鍵合鋁線的過流能力即熔斷電流由公式：

其中If為熔斷電流，I0為鋁線長度，S為鋁線截面積，d0為鋁線直徑。依(2)對應(yīng)鋁線浪涌電流如表3 所示。

表3 鍵合鋁線浪涌電流

考慮到IGBT 模塊工作安全電流余量可按?0.4mm 鋁線長度不超過15mm 計，每根鋁線直流按10A/根計，則設(shè)計中MGC600A 芯片鍵合鋁連接線為≥10 根。當(dāng)然從抗浪涌性能看，采用?0.5mm 鋁線性能較佳。

2.4 柵極的干擾抑制

當(dāng)引入柵極的浪涌或噪聲電壓與柵極電壓同步時，有可能導(dǎo)致IGBT 開通。因此器件的合理配置、發(fā)射極側(cè)母線的必須低電感化，本產(chǎn)品IGBT 設(shè)計的柵極配線盡量接近柵極、3 只并聯(lián)的柵極線側(cè)處于同一DBC板側(cè)，且柵極線與電流方向垂直，防止柵極電路的諧振干擾。

2.5 封裝的雜散電感

封裝中的雜散電感可導(dǎo)致電壓過沖，由下式計算：

式中di/dt是關(guān)斷時的電流變化率，對于常規(guī)采用IGBT 的功率電路來說，di/dt值約為：di/dt≈0.01×Ic（A/μs）。200A 的芯片，di/dt值約為2A/μs 時。如果模塊封裝本身具有50mH 的雜散電感，其電壓過沖約為100V。

DBC 覆銅的扁平型導(dǎo)體雜散電感L 可由下計算：

式中l(wèi)、w、t分別是導(dǎo)體長、寬和厚度。

功率器件中的電流密度不斷增加，需改進和采用先進封裝結(jié)構(gòu)，以降低負(fù)載電流路徑上的電阻。因此，IGBT 封裝設(shè)計時須盡可能減小雜散電感，也就是說封裝排布需盡可能地緊湊和對稱，DBC 導(dǎo)電回路需保持相對短而寬。由于在開關(guān)過程中存在電壓的過沖，IGBT 芯片和FRED 芯片最高只能使用到80%~85%的額定電壓，其排布合理性直接影響模塊性能好壞，結(jié)合上述設(shè)計完成MGC600A 如圖4 布局。

圖4 MGC600A 模塊芯片布局

3 模型仿真

3.1 電流密度分布

IGBT 模塊內(nèi)部結(jié)構(gòu)件如果散熱布局不合理，電子器件溫度每升高10℃，平均可靠性降低50%[2]?；陔娏髅芏扰c發(fā)熱密切相關(guān)，此處先電磁場仿真，按200A 電流整體通流模擬，以電流密度上限逐步遞減的形式，顯示出各部件的電流密度上限值，以更清晰觀察各部件電流密度的大小及分布，計算出傳導(dǎo)路徑上的電流密度分布以及鋁絲上洛倫茲力等電磁場參數(shù)，然后電磁-熱-結(jié)構(gòu)多物理場耦合使用。

取電流密度50A/mm2基準(zhǔn)，各部件電流密度分布如圖5 所示，傳導(dǎo)路徑上的電流密度集中于3~50A/mm2，正、負(fù)極處的鋁絲、中間下部的鋁絲及右下方的陶瓷覆銅板承受的電流相對較大，可靠性相對較弱，在系統(tǒng)發(fā)生故障時通過多IGBT 的芯片電流不均勻程度可能會急劇增大。并聯(lián)運行的IGBT，影響穩(wěn)態(tài)電流平衡的主要因素是UCE(sat)和模塊結(jié)溫Tj 的差異[3]。設(shè)計時應(yīng)相對增寬上下覆銅寬度。

圖5 50A/mm2 時DBC 板電流密度分布

3.2 鍵合線電流密度

如圖6 取電流密度最大值50A/mm2，IGBT 鍵合線電流分布不均勻及芯片的熱膨脹系數(shù)因材料各異而不同等是鍵合線故障的主要因素。調(diào)整鍵合線的打線方式、長度，陶瓷覆銅板的走線路徑優(yōu)化，或調(diào)整鍵合線在DBC 板上位置，使鍵合線電流分布更均勻合理。

圖6 50A/mm2時鍵合線電流密度分布

3.3 鍵合線電熱場分布

在電磁場通流下產(chǎn)生的焦耳熱，通過電-熱場雙向耦合的方式反饋迭代求解計算，得出的鍵合線溫度分布如圖7所示，探針標(biāo)明鍵合線部位的溫度數(shù)值，最低107.24℃位于FRD 芯片接觸區(qū)；最高175.88℃位于負(fù)極連接線位置，鍵合線由于長短不同以及周邊散熱結(jié)構(gòu)不同，導(dǎo)致其單位體積的發(fā)熱量不同。

圖7 鍵合線電熱場分布

3.4 鍵合線的形變量

IGBT 芯片產(chǎn)生熱量導(dǎo)致模塊內(nèi)部溫度升高，模塊內(nèi)各層材料因具有各不相同的熱膨脹系數(shù)，在熱流沖擊下，各層狀結(jié)構(gòu)的形變程度不同，受限于彼此間的固定約束，層狀結(jié)構(gòu)間發(fā)生周期變化的剪切應(yīng)力，焊接層將發(fā)生不可恢復(fù)的塑性形變且不斷積累，從而導(dǎo)致焊接層發(fā)生損傷變形直至失效。在結(jié)構(gòu)場仿真中抽取電磁場鍵合線的電磁力及熱場的熱應(yīng)力反饋迭代，作為鍵合線受力的邊界條件受力分析。鍵合線的電熱應(yīng)力分布不同而產(chǎn)生形變，將會產(chǎn)生“Mises 等效應(yīng)力”，形狀改變比能。形狀改變比能是引起材料塑性變形破壞的主要原因。

各部位鍵合線的形變量如圖8 所示，最大值為0.033612mm，最小值為0.0038mm，形變量放大100 倍，部分鍵合線有些變形。鋁鍵合線拱形頂部等效應(yīng)力分布如圖9 所示，其等效應(yīng)力分布在83.68~116.4Mpa 之間，較大的應(yīng)力會加速器件的疲勞老化。

圖8 鍵合線的形變量

圖9 鋁鍵合線拱形頂部等效應(yīng)力分布圖

鋁鍵合線根部等效應(yīng)力分布如圖10 所示，其等效應(yīng)力分布于150.4~218.86Mpa 之前，鍵合線的根部應(yīng)力大于拱形頂部的等效應(yīng)力。

圖10 鋁鍵合線根部等效應(yīng)力分布

IGBT 模塊正常工作時，受溫度變換產(chǎn)生的熱應(yīng)力影響，鍵合線可能會發(fā)生剝離現(xiàn)象，此時只要有一根鍵合線發(fā)生損傷老化時，其它鍵合線的電流會增大，引起模塊熱量的升高，促使IGBT 模塊進一步老化失效。

4 結(jié)論

結(jié)合模塊部件及布局結(jié)構(gòu)進行邊界條件的仿真，高電流密度DBC 覆銅板發(fā)熱、鍵合線的電流密度、鋁鍵合線電熱場和形變、拱形頂部和鍵合線根部等效應(yīng)力分布等，驗證了芯片排布的均勻性及模塊熱特性。研究表明：鋁絲均流布局中鋁絲不能太短，也不能太長，盡量實現(xiàn)長短接近一致，避免芯片中間鋁鍵合線的可靠性差；鋁鍵合線根部的熱應(yīng)力影響較大，需考慮溫度對鍵合線熱應(yīng)力影響；IGBT 開關(guān)頻率較高，芯片的均流布局盡可能近，減少雜散電感；柵極寄生電阻、鋁絲的長度和形狀保持一致。通過仿真有效解決了大電流IGBT 模塊的均流和熱均勻分布問題。