常桂欽 羅海輝 方 超 陳 杰 黃永章

散熱底板對IGBT模塊功率循環(huán)老化壽命的影響

常桂欽1,2羅海輝2方 超2陳 杰2黃永章1

（1. 新能源電力系統(tǒng)國家重點實驗室（華北電力大學） 北京 102206 2. 株洲中車時代半導體有限公司 株洲 412000）

功率半導體模塊通常采用減小結殼熱阻的方式來降低工作結溫，集成Pin-Fin基板代替平板基板是一種有效的選擇。兩種封裝結構的熱阻抗特性不同，可能對其失效機理及應用壽命產(chǎn)生影響。針對平板基板和集成Pin-Fin基板兩種常見車規(guī)級IGBT模塊進行了相同熱力測試條件（結溫差100 K，最高結溫150℃）下的功率循環(huán)試驗，結果表明，散熱更強的Pin-Fin模塊功率循環(huán)壽命低于平板模塊。失效分析顯示，兩者失效模式均為鍵合線脫附，但Pin-Fin模塊的鍵合失效點集中在芯片中心區(qū)域，而平板模塊的鍵合失效點則較為分散?；陔?熱-力耦合分析方法，建立功率循環(huán)試驗的有限元仿真模型，結果表明，Pin-Fin模塊的芯片溫變梯度更大，芯片中心區(qū)域鍵合點溫度更高，使芯片中心區(qū)域的鍵合點塑性變形更大，導致其壽命較平板模塊更短，與試驗結果吻合。

絕緣柵雙極型晶體管 散熱底板 熱阻抗 功率循環(huán)壽命 有限元分析

0 引言

隨著社會發(fā)展和科技進步，電能對人類日常生活質(zhì)量的提升發(fā)揮著重要作用。絕緣柵雙極型晶體管（Insulated Gate Bipolar Transistor, IGBT）作為控制電能轉換的核心零部件，其性能和可靠性對于電動化的推廣應用起到推動作用[1]。IGBT正在朝著高可靠、小型化、高速開關、高功率密度、高工作結溫的方向發(fā)展，這對于芯片和封裝提出了更高的要求。IGBT的封裝形式有分立器件和模塊，其中應用于新能源汽車、工業(yè)變頻器、智能電網(wǎng)、軌道交通領域的多為大功率IGBT模塊[2-3]。服役中的IGBT模塊，在電能轉化的過程中產(chǎn)生損耗發(fā)熱，進而引起器件結溫的上升，對IGBT模塊的可靠性產(chǎn)生很大影響：一方面，過高的溫度會直接引起器件過熱而失效；另一方面，隨應用工況不斷波動的芯片結溫，也會導致器件內(nèi)部互連結構發(fā)生熱疲勞，引發(fā)器件的疲勞失效[4]?；谏鲜鲈?，控制芯片結溫、降低器件工作時的溫度，成為器件開發(fā)的共性目標之一。在芯片層面，可以通過降低芯片壓降進而減小功率損耗，降低芯片結溫；在封裝層面，可以通過降低器件熱阻，提升器件散熱效率，也可以實現(xiàn)降低結溫的目標。

傳統(tǒng)IGBT模塊通常采用間接液冷的散熱方式，如圖1a所示，模塊采用平板基板，通過基板與散熱器表面貼合進行散熱。為了降低接觸熱阻，通常在基板底面涂覆導熱硅脂，以填充基板與散熱器表面之間的縫隙。為了降低模塊熱阻，一些車規(guī)級IGBT模塊采用集成Pin-Fin（針翅）基板的直接液冷的方案，如圖1b所示，避免了導熱硅脂層和散熱器表面的散熱路徑，使得散熱效率得到了極大的提升[5]。模塊熱阻的降低，使得相同電流下，直接液冷模塊的結溫更低，結溫波動更小，根據(jù)CIPS2008壽命模型計算，直接液冷模塊的壽命更高[6]。但集成Pin-Fin基板的引入，也是為了模塊在相同結溫條件下增強其電流輸出能力，在低的測試電流下顯然無法評估其封裝可靠性。文獻[7]在對比三家不同廠商的IGBT模塊時，考慮模塊的壓降、熱阻特性的不同，分別對比了相同電流和相同熱力條件兩種測試模式下的可靠性壽命，結果表明兩種測試模式下的結論完全不同。

圖1 不同結構的IGBT模塊

實際應用時，為了最大程度地發(fā)揮模塊特性并降低成本，通常使模塊工作在最高允許結溫附近，即在相同熱力條件下更能體現(xiàn)出模塊封裝可靠性的差異。因此，即使結溫是影響封裝可靠性的首要因素，在模塊設計時也不能基于單一目標進行，文獻[8]認為功率模塊內(nèi)部存在復雜的電-熱-力多物理場耦合效應，寄生參數(shù)、熱阻和可靠性相互制約，需要利用多目標協(xié)同優(yōu)化設計方法。雖然集成Pin-Fin模塊相比平板模塊熱阻降低，但散熱結構發(fā)生了變化導致熱容也存在差異，即使在相同的熱力條件下，內(nèi)部各層組件也可能會表現(xiàn)出不同的溫度分布和溫度變化規(guī)律，最終都可能影響模塊的服役可靠性。文獻[9]研究了功率循環(huán)試驗中不同開通時間對模塊失效機理的影響，基于實驗和仿真分析揭示了內(nèi)部溫度分布的變化會直接改變模塊的失效模式。進一步地，文獻[10]通過分立器件并聯(lián)的方式巧妙地驗證了芯片表面溫度梯度對功率循環(huán)壽命的影響，然而沒有在IGBT模塊中進行驗證。

本文旨在評估平板模塊和集成Pin-Fin模塊在可靠性方面的差異，通過相同熱力測試條件下的秒級功率循環(huán)試驗，并結合有限元數(shù)值模擬方法，從溫度分布、溫變速率、芯片結溫、模塊熱阻、熱容、鍵合線熱應力等維度進行對比，揭示了車規(guī)級可靠性標準條件下，散熱底板對模塊壽命的影響規(guī)律，對模塊的設計和應用有重要指導作用。

1 功率循環(huán)試驗

1.1 試驗原理

IGBT模塊的設計壽命長，新能源汽車中IGBT模塊工作壽命要求達到15年[11]，風力發(fā)電機中IGBT模塊工作壽命要求達到25年[12]，機車牽引變流器中IGBT模塊工作壽命甚至要求至少達到30年[13]。為了縮減試驗周期，通常對IGBT模塊進行加速壽命實驗，而功率循環(huán)試驗是公認的最主要的可靠性測試方法之一[14]。功率循環(huán)是對IGBT模塊施加周期性電流，利用模塊自身工作時產(chǎn)生的功率損耗，使芯片結溫發(fā)生周期性波動，模擬芯片自生熱對模塊可靠性的影響，實驗原理如圖2所示。圖2中，L為加熱電流，vj,max為結溫最大值，vj,min為結溫最小值，C/S,max為殼溫最大值，C/S,min為殼溫最小值。

圖2 功率循環(huán)試驗原理

功率循環(huán)試驗的控制策略有固定導通關斷時間、恒定結溫差、恒定殼溫差、恒定功率損耗等[15]。在固定導通關斷時間的控制策略下，由于器件的老化會使熱阻增加，引起芯片最高結溫和結溫差的上升，從而顯著縮短模塊的疲勞壽命，因此該方法的試驗條件最為嚴苛，也更加接近實際工況。在恒定結溫差的控制策略下，隨著模塊的老化，通過動態(tài)調(diào)整集電極電流大小和散熱水流量，使功率循環(huán)試驗的各個階段，芯片的結溫差維持在相同的水平，相當于在器件老化過程中進行主動補償，因而會過高地估計模塊疲勞壽命，其他兩種控制策略也存在這種問題。因此，歐洲電力電子中心汽車電力電子模塊認證工作組頒布的AQG 324標準中，規(guī)定了只能使用第一種控制策略，在功率循環(huán)試驗過程中不能調(diào)整試驗條件對老化進行補償[16]。

功率循環(huán)試驗通常選取電熱特征參數(shù)作為失效先兆參量，通過監(jiān)測參數(shù)的變化來判斷模塊的狀 態(tài)[17]。常用的IGBT模塊失效特征參數(shù)主要包括芯片結溫j、集射極飽和壓降ce(sat)和結-殼熱阻th(j-c)。結溫通過溫敏電參數(shù)法測得，如小電流下飽和壓降ce(sat)，然后通過校準關系換算得到[18]。飽和壓降ce(sat)和結-殼熱阻th(j-c)則可以反映鍵合線和焊料層的老化狀態(tài)，根據(jù)標準定義，當ce(sat)與初始值相比增加5%或th(j-c)與初始值相比增加20%時，可以判定器件失效，此時的循環(huán)數(shù)即為器件在該條件下的功率循環(huán)壽命。

1.2 待測器件及試驗條件

本文的待測器件是兩種不同散熱結構的750 V/ 400 A車規(guī)級IGBT模塊，如圖3所示，該模塊為6 in 1三相全橋電路拓撲，用于新能源汽車的電能轉換和能量回收。為了避免試驗條件對結果的影響，試驗采用單一控制變量原則，兩種模塊的功率循環(huán)試驗條件見表1，集電極電流C設置為320 A，通過調(diào)節(jié)柵極電壓的大小，從而在相同的電流下使得不同模塊達到相同的熱力條件，即結溫差Dj≈ 100 K，最高結溫jmax≈150℃。文獻[9]表明柵極電壓對功率模塊壽命沒有影響，功率循環(huán)試驗中可以通過柵極電壓來調(diào)節(jié)模塊的功率損耗。為了盡可能多地獲得試驗數(shù)據(jù)，同時減小模塊各相之間的熱耦合帶來的影響，試驗過程中將U相、W相的上管接入主電路，作為被測管。

2 功率循環(huán)試驗結果

2.1 熱特性對比

功率循環(huán)試驗過程中，通過測量模塊小電流下飽和壓降ce(sat)，計算得到芯片結溫j。試驗之前，需要對ce(sat)和j的關系進行標定，即曲線的標定。具體做法是，將模塊置于環(huán)境溫度試驗箱內(nèi)，將環(huán)境溫度試驗箱的溫度設置為模塊工作結溫內(nèi)的一個定值，經(jīng)過一段時間的保溫，使模塊的溫度到達設定的溫度值，此時可以認為芯片結溫即為設置的環(huán)境試驗箱溫度。在模塊的柵極施加柵極電壓，使模塊處于開通狀態(tài)，為模塊施加一個微小的電流，如100 mA，測量模塊的飽和壓降，即得到該溫度下模塊的飽和壓降值。隨后，改變環(huán)境溫度試驗箱的溫度，重復以上步驟，測量得到不同溫度下的模塊飽和壓降。對不同溫度下的模塊飽和壓降進行線性擬合，即可得到模塊曲線。施加的小電流可以避免器件在電流作用下自生熱，導致芯片結溫升高，為測量帶來誤差。圖4給出了4個模塊的曲線標定結果，擬合結果顯示，飽和壓降和芯片結溫的線性相關程度較高。

圖3 750 V/400 A車規(guī)級IGBT模塊

表1 功率循環(huán)試驗條件

Tab.1 Power cycling test conditions

圖5給出了待測器件1和3在大電流關斷后冷卻過程中的芯片結溫變化。使用熱敏電參數(shù)ce(sat)來計算芯片結溫時，ce(sat)-j的關系是在小電流下進行標定的，因此只能用來測量小電流下的壓降，從而計算得到降溫階段的結溫變化。使用熱敏電參數(shù)ce(sat)來計算芯片結溫，雖然不能獲得功率循環(huán)試驗中加熱階段的結溫變化，但是降溫過程和升溫過程的溫度變化是對稱的[19]。從測量結果來看，雖然兩種不同封裝形式的模塊的結溫波動范圍一致，但在降溫過程中，模塊3的結溫降溫速率高于模塊1，這是由于Pin-Fin基板模塊的結-水熱阻和熱容均小于平板基板模塊，使得Pin-Fin基板模塊的散熱效率較高。由于5 s的冷卻時間相對較長，使得平板基板模塊的芯片結溫有足夠的時間冷卻到和Pin- Fin基板模塊相同的溫度，這也保證了散熱效率相對較低的平板基板模塊，仍然可以冷卻到最低結溫50℃的試驗條件。

圖4 試驗樣品的K曲線標定結果

圖5 模塊1和模塊3的U1管關斷階段結溫變化

2.2 功率循環(huán)壽命

圖6是模塊1和模塊3的U1管，在功率循環(huán)試驗過程中的飽和壓降、結溫差、熱阻變化曲線。為了便于直觀地對各器件的功率循環(huán)壽命進行對比，選取0為模塊1的U1管失效時的壽命，其余各管的功率循環(huán)壽命以0為基礎進行歸一化。老化過程中，熱阻的增幅不大，當器件失效時，模塊1的U1管熱阻增大了2.2%，模塊3的U1管熱阻增大了0.6%。試驗結束時，模塊1的U1管飽和壓降增大了6.9%，模塊3的U1管飽和壓降增大了5.1%。在圖6的飽和壓降曲線中，還可以看到兩次數(shù)據(jù)突變，這是由于鍵合線的脫落，使器件的電流回路電阻值增大，造成了飽和壓降的增加。由此可以判斷，器件的失效是由于鍵合線的脫落引起的，焊層出現(xiàn)了輕微的退化，但不是器件的主要失效模式。

圖6 功率循環(huán)試驗結果

4個模塊的功率循環(huán)壽命統(tǒng)計結果如圖7所示。在相同的結溫差、最高結溫的條件下，平板基板模塊的壽命整體高于Pin-Fin基板模塊，就平均壽命而言，Pin-Fin基板模塊約為0.8870，平板基板模塊約為0.9690，比Pin-Fin基板模塊高9.2%。雖然Pin-Fin模塊采用直接水冷的封裝形式降低了熱阻，提升了散熱能力和通流能力，但在相同熱力條件下，Pin-Fin模塊的壽命低于平板基板模塊，僅從封裝可靠性的角度，Pin-Fin基板模塊無法體現(xiàn)出優(yōu)勢。

圖7 各樣品功率循環(huán)壽命

2.3 失效分析

當試驗終止時，對模塊進行失效分析。圖8是試驗結束后模塊1的U1管照片，可以看到，芯片金屬層上方的鍵合點出現(xiàn)了脫落現(xiàn)象，且脫落點不止一個，而襯板覆銅上的鍵合點完好。當鍵合線發(fā)生脫落后，同一芯片上剩余鍵合線的電流會瞬間增大，從而加速了鍵合線的脫落失效。

圖8 模塊1的U1管鍵合點脫落

圖9是試驗后模塊1的U1管芯片焊層超聲掃描照片。從超聲掃描結果來看，焊層的退化程度較小，與功率循環(huán)試驗過程中熱阻的變化規(guī)律一致。

圖9 實驗后模塊1的U1管芯片焊層

圖10給出了4個模塊的鍵合線失效位置分布。脫落的鍵合點均位于芯片表面金屬層區(qū)域，襯板覆銅上鍵合點完好。脫落的鍵合點分布于芯片中心，芯片邊緣鍵合線未發(fā)現(xiàn)失效。相對于平板基板模塊而言，Pin-Fin基板模塊脫落的鍵合點更加集中于芯片中心位置。

圖10 鍵合線失效位置分布統(tǒng)計

3 有限元數(shù)值分析

為了進一步對比不同散熱基板形式模塊的熱力學性能，進行了電-熱-力多物理場耦合的有限元分析。有限元分析可以通過數(shù)值模擬的方式，獲得在試驗中不易測量的物理量，如溫度梯度、應力、塑性應變等，為分析問題、解決問題提供了新的方法和工具[20]。

3.1 仿真模型

仿真采用全尺寸三維模型，為了減少計算量，去除了管殼、母排端子、輔助端子、硅膠，僅包含芯片、鍵合線、焊層、襯板、基板等結構，其中基板分為平板基板和Pin-Fin基板兩種形式。仿真模型忽略了模塊中可能存在的缺陷，焊層簡化為厚度均勻、無空洞的層狀結構。表2列出了仿真中使用的材料參數(shù)，其中，芯片電阻率采用文獻[21]中提出的基于器件-特性的等效電阻率計算方法進行定義，鋁鍵合線使用雙線性彈塑性模型，屈服強度為30 MPa，切線模量為500 MPa[22]。焊料使用Anand黏塑性本構模型[23-24]，其余材料設置為彈性材料[25]。

表2 有限元仿真材料參數(shù)

Tab.2 Material parameters for finite element simulation

采用電-熱-力多物理場耦合模擬功率循環(huán)試驗中電流產(chǎn)生焦耳熱，引起器件溫度上升，導致器件各部件間產(chǎn)生熱應力和變形。仿真條件和試驗條件相同，通過對芯片加載和試驗相同的電流來產(chǎn)熱，基板底部施加對流換熱邊界，模擬散熱器對模塊散熱。通過調(diào)整對流換熱系數(shù)，使芯片平均結溫在50～150℃之間波動，與試驗條件保持一致。

3.2 仿真結果

圖11是平板基板模型和Pin-Fin基板模型的結溫變化曲線，可以看到，Pin-Fin基板模塊的結溫變化速率高于平板基板模塊，在升溫階段，Pin-Fin基板模塊芯片結溫早于平板基板模塊升高至最大值，在降溫階段，Pin-Fin基板模塊芯片結溫下降也比平板基板模塊更早達到最小值。下降階段的溫度變化趨勢也在試驗中得到了證實，如圖5所示。

圖11 平板基板模型和Pin-Fin基板模型的平均結溫變化

圖12給出了大電流關斷時刻，平板基板模塊和Pin-Fin基板模塊芯片結溫的分布。大電流關斷時刻，芯片達到最高溫度，對于平板基板模塊，芯片中心最高結溫為173.8℃，芯片邊角最高結溫為106.2℃，溫度差值為67.6℃。與之相對的Pin-Fin基板模塊，芯片中心最高結溫為176.8℃，芯片邊角最高結溫為102.6℃，溫度差值為74.2℃。結合圖11，兩種不同結構的散熱底板封裝形式，在平均結溫相同的條件下，Pin-Fin基板模塊的芯片結溫分布更加不均勻，芯片上的溫度梯度更大，芯片中心的最高溫度更高。

圖12 不同封裝結構模塊的芯片溫度分布

進一步地，提取平板基板模塊和Pin-Fin基板模塊芯片表面第1鍵合點和第2鍵合點位置的溫度數(shù)據(jù)，不同封裝結構模塊的鍵合線溫度分布如圖13所示。鍵合點溫度分布趨勢與芯片結溫分布趨勢相同，芯片最中心區(qū)域的鍵合點溫度最高，工況相對芯片邊角的鍵合點更為嚴酷，增加了中心鍵合點失效的可能。Pin-Fin基板模塊的鍵合點，最高溫度為170.82℃，平板基板模塊相同位置的鍵合點，溫度為166.34℃，比Pin-Fin基板模塊低4.48℃。Pin-Fin基板模塊最邊緣鍵合點的溫度為138.68℃，平板基板模塊相同位置的鍵合點，溫度為142.13℃，比Pin-Fin基板模塊高3.45℃。同一芯片上的同一排鍵合點，Pin-Fin基板模塊的溫度差為32.14℃，平板基板模塊為24.21℃。由此可以看出，Pin-Fin模塊鍵合點的溫度差異更大，溫度分布不均勻性相較于平板基板模塊更嚴重，這也解釋了Pin-Fin基板模塊的鍵合線的脫落更集中在芯片中央。平板基板模塊脫落的鍵合點相對分散，與工藝離散性相關。

圖13 不同封裝結構模塊的鍵合線溫度分布

圖14是大電流關斷時刻，平板基板模塊和Pin- Fin基板模塊鍵合線的塑性應變分布，鍵合點處出現(xiàn)塑性應變的最大值，平板基板模塊鍵合線的最大塑性應變?yōu)?.335×10-3，Pin-Fin模塊鍵合線的最大塑性應變?yōu)?.504×10-3，相較平板基板模塊高7.2%。圖15給出了有限元數(shù)值模擬得到的芯片中心鍵合點在3個循環(huán)周期內(nèi)的塑性應變累積，可以看到，第3個循環(huán)和第2個循環(huán)的塑性應變增量差別較小，單個功率循環(huán)周期內(nèi)的塑性應變量趨于穩(wěn)定。在第3個循環(huán)的過程中，平板基板模塊鍵合線的塑性應變變化量為1.01×10-3，Pin-Fin基板模塊鍵合線的塑性應變變化量為1.36×10-3，比平板基板模塊高出34.7%。

在相同的平均結溫變化下，經(jīng)過長時間的累積效應，Pin-Fin基板模塊鍵合線的損傷將高于平板基板模塊鍵合線的損傷，從而導致相同平均結溫下Pin-Fin基板模塊的功率循環(huán)壽命低于平板基板模塊。

圖14 不同封裝結構模塊的鍵合線塑性應變分布

圖15 芯片中心鍵合點的累積塑性應變

不論功率循環(huán)試驗還是仿真分析，對比的是相同結溫下的Pin-Fin模塊和平板模塊結溫變化速率對可靠性的影響，即在相同熱力條件下更能體現(xiàn)出模塊封裝可靠性的差異。實際IGBT服役工況下，Pin-Fin模塊熱阻低，相同結溫下其出流能力相比平板模塊更強。為了最大程度地發(fā)揮模塊特性和降低成本，追求更高的性價比，通常使模塊工作在最高允許結溫附近。IGBT模塊產(chǎn)品的可靠性要求是通過指定溫度變化范圍條件下的功率循環(huán)試驗，Pin- Fin模塊和平板模塊僅在功率循環(huán)壽命上存在差異。

4 結論

Pin-Fin基板直接液冷的特性有效地降低了IGBT模塊整體熱阻，使得模塊散熱效率得到了極大的提升，在電動汽車應用領域正逐步替代傳統(tǒng)平板模塊。本文基于這兩種IGBT模塊，研究了不同散熱底板對模塊功率循環(huán)壽命的影響，可以得到如下結論：

1）基于封裝可靠性的視角，在相同結溫波動和最高結溫下，Pin-Fin基板模塊芯片表面溫度分布不均勻程度更高，芯片表面溫度梯度更大，芯片最高溫度更高，中心鍵合線的塑性變形更大，導致芯片中心鍵合線更容易脫落，最終導致其功率循環(huán)壽命相比平板模塊更短。

2）基于應用可靠性的視角，由于Pin-Fin基板模塊熱阻更小，在相同輸出電流下其最高結溫和結溫波動更低，其服役壽命預計會更高。另外，更低的熱阻意味著在最高允許結溫下可以提高模塊的出流能力，同時其最高結溫和結溫波動也會增加，服役壽命也會低于平板模塊。

3）為了滿足應用的多重需求，模塊設計需要綜合考慮通流能力和可靠性能力，對于Pin-Fin基板模塊，在更換散熱底板降低模塊熱阻的同時，若要實現(xiàn)同等功率循環(huán)壽命，也需要采取措施提升其可靠性。兩者不是簡單的替換關系，在設計目標方面應該是獨立關系，在多物理場方面則是相互耦合關系，對未來基于電-熱-力多目標優(yōu)化的設計方法尤為重要。

綜上所述，本文從相同溫度條件下對比分析了兩種散熱底板下的功率循環(huán)試驗壽命差異。功率循環(huán)加速老化試驗與實際應用條件之間存在差別，需采用更恰當?shù)募铀賶勖囼灧椒ê蜅l件來表征器件在應用工況下的壽命。

[1] 張軍, 張犁, 成瑜. IGBT模塊壽命評估研究綜述[J]. 電工技術學報, 2021, 36(12): 2560-2575.

Zhang Jun, Zhang Li, Cheng Yu. Review of the lifetime evaluation for the IGBT module[J]. Transa- ctions of China Electrotechnical Society, 2021, 36(12): 2560-2575.

[2] 劉國友, 黃建偉, 覃榮震, 等. 高壓大電流 (4500V/ 600A) IGBT芯片研制[J]. 電工技術學報, 2021, 36(4): 810-819.

Liu Guoyou, Huang Jianwei, Qin Rongzhen, et al. Development of large size IGBT chip with high power capacity of 4500V/600A[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2021, 36(4): 810-819.

[3] 劉國友, 羅海輝, 張鴻鑫, 等. 基于全銅工藝的750A/6500V高性能IGBT模塊[J]. 電工技術學報, 2020, 35(21): 4501-4510.

Liu Guoyou, Luo Haihui, Zhang Hongxin, et al. High performance 750A/6500V IGBT module based on full-copper processes[J]. Transactions of China Elec- trotechnical Society, 2020, 35(21): 4501-4510.

[4] 魏云海, 陳民鈾, 賴偉, 等. 基于IGBT結溫波動平滑控制的主動熱管理方法綜述[J]. 電工技術學報, 2022, 37(6): 1415-1430.

Wei Yunhai, Chen Minyou, Lai Wei, et al. Review on active thermal control methods based on junction temperature swing smooth control of IGBTs[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2022, 37(6): 1415-1430.

[5] Hussein K, Ishihara M, Miyamoto N, et al. New compact, high performance 7th generation IGBT module with direct liquid cooling for EV/HEV inverters[C]//2015 IEEE Applied Power Electronics Conference and Exposition (APEC), Charlotte, NC, USA, 2015: 1343-1346.

[6] Bayerer R, Herrmann T, Licht T, et al. Model for power cycling lifetime of IGBT modules-various factors influencing lifetime[C]//2008 5th International Conference on Integrated Power Electronics Systems. Nuremberg, Germany, 2011: 1-6.

[7] Deng Erping, Chen Jie, Zhao Yushan, et al. Power cycling capability of high power IGBT modules for flexible HVDC system[C]//2020 International Exhibi- tion and Conference for Power Electronics, Intelligent Motion, Renewable Energy and Energy Management. Nuremberg, Germany, 2020: 1011-1018.

[8] 曾正, 李曉玲, 林超彪, 等. 功率模塊封裝的電-熱-力多目標優(yōu)化設計[J]. 中國電機工程學報, 2019, 39(17): 5161-5171.

Zeng Zheng, Li Xiaoling, Lin Chaobiao, et al. Electric-thermal-stress oriented multi-objective optimal design of power module package[J]. Proceedings of the CSEE, 2019, 39(17): 5161-5171.

[9] 陳杰, 鄧二平, 張一鳴, 等. 功率循環(huán)試驗中開通時間對高壓大功率IGBT模塊失效模式的影響及機理分析[J]. 中國電機工程學報, 2020, 40(23): 7710- 7721.

Chen Jie, Deng Erping, Zhang Yiming, et al. Influence and mechanism analysis of load pulse duration on failure mode of high power IGBT module under power cycling condition[J]. Proceedings of the CSEE, 2020, 40(23): 7710-7721.

[10] 趙雨山, 鄧二平, 潘茂楊, 等. 芯片表面溫度梯度對功率循環(huán)壽命的影響[J/OL]. 中國電機工程學報, 2023, DOI: 10.13334/j.0258-8013.pcsee.220659.

Zhao yushan, Deng erping, Pan maoyang, et al. Influence of chip surface temperature gradient on the power cycling lifetime[J/OL]. Proceedings of the CSEE, 2023, DOI: 10.13334/j.0258-8013.pcsee.220659.

[11] Scheuermann U. Reliability challenges of automotive power electronics[J]. Microelectronics Reliability, 2009, 49(9-11): 1319-1325.

[12] Dietrich P. Joining and package technology for 175℃jincreasing reliability in automotive applications[J]. Microelectronics Reliability, 2014, 54(9-10): 1901- 1905.

[13] Ciappa M. Selected failure mechanisms of modern power modules[J]. Microelectronics Reliability, 2002, 42(4-5): 653-667.

[14] Gopikeddy L R, Tolbert L M, Ozpineci B. Power cycle testing of power switches: a literature survey[J]. Power Electronics IEEE Transactions on Power Electronics, 2015, 30(5): 2465-2473.

[15] Sarkany Z, Vass-Varnai A, Rencz M. Comparison of different power cycling strategies for accelerated lifetime testing of power devices[C]//Proceedings of 5th Electronics System-integration Technology Con- ference (ESTC), Helsinki, Finland, 2014: 1-5.

[16] European center for power electronics. AQG 324 qualification of power modules for use in power electronics converter units (PCUs) in motor vehicles[S]. Nuremberg, Germany, 2018.

[17] 鄧二平, 陳杰, 趙雨山, 等. 90kW/3000A高壓大功率IGBT器件功率循環(huán)測試裝備研制[J]. 半導體技術, 2019, 44(3): 223-231.

Deng Erping, Chen Jie, Zhao Yushan, et al. Deve- lopment of 90kW/3000A power cycling equipment for high voltage and high power IGBT modules[J]. Semiconductor Technology, 2019, 44(3): 223-231.

[18] Chen Jie, Deng Erping, Xie Luhong, et al. Investi- gations on averaging mechanisms of virtual junction temperature determined by VCE (T) method for IGBTs[J]. IEEE Transactions on Electron Devices, 2020, 67(3): 1106-1112.

[19] Blackburn D L, Oettinger F F. Transient thermal response measurements of power transistors[J]. IEEE Power Transaction on Industrial Electronics and Control Instrumentation, 1975, 2(22): 134-141.

[20] 王學梅, 張波, 吳海平. 基于失效物理的功率器件疲勞失效機理[J]. 電工技術學報, 2019, 34(4): 717- 727.

Wang Xuemei, Zhang Bo, Wu Haiping. A review of fatigue mechanism of power devices based on physics-of-failure[J]. Transactions of China Electro- technical Society, 2019, 34(4): 717-727.

[21] 賈英杰, 羅毅飛, 肖飛, 等. 一種符合歐姆定律的IGBT等效電阻模型[J]. 電工技術學報, 2020, 35(2): 310-317.

Jia Yingjie, Luo Yifei, Xiao Fei, et al. An equivalent electrical resistance model of IGBT suitable for Ohm’s law[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2020, 35(2): 310-317.

[22] 方超. 基于紅外測試和數(shù)值模擬的功率半導體器件IGBT熱機械性能分析[D]. 北京: 北京工業(yè)大學, 2019.

[23] Basit M M, Motalab M, Suhling J C, et al. The effects of aging on the anand viscoplastic constitutive model for SAC305 solder[C]//14th Intersociety Conference on Thermal and Thermomechanical Phenomena in Electronic Systems, Orlando, FL, 2014: 112-126.

[24] Basit M, Motalab M, Suhling J C, et al. Viscoplastic constitutive model for lead-free solder including effects of silver content, solidification profile, and severe aging[C]//ASME 2015 International Technical Conference and Exhibition on Packaging and Integration of Electronic and Photonic Microsystems, San Francisco, California, USA, 2015: 1-18.

[25] 趙子軒, 陳杰, 鄧二平, 等. 負載電流對IGBT器件中鍵合線的壽命影響和機理分析[J]. 電工技術學報, 2022, 37(1): 244-253.

Zhao Zixuan, Chen Jie, Deng Erping, et al. The influence and failure mechanism analysis of the load current on the IGBT lifetime with bond wire failure[J]. Transactions of China Electrotechnical Society, 2022, 37(1): 244-253.

Influence of Heat Dissipation Baseplate on Power Cycling Lifetime of IGBT Modules

1,22221

（1. State Key Laboratory of Alternate Electrical Power System with Renewable Energy Sources North China Electrical Power University Beijing 102206 China 2. Zhuzhou CRRC Times Semiconductor Co. Ltd Zhuzhou 412000 China）

The insulated gate bipolar transistor (IGBT) module is the core component of an electric vehicle converter. Power cycling lifetime is a key index for IGBT module reliability. In engineering, the Pin-Fin baseplate of the IGBT module is used to reduce thermal resistance and operating junction temperature to achieve reliability improvement. This paper evaluates the reliability differences between the flat baseplate module and the Pin-Fin baseplate module.

Firstly, the power cycling lifetime test is carried out on IGBT modules with different heat dissipation baseplates. After the experiment, the samples are dissected and analyzed to determine failure mode. Secondly, a three-dimensional finite element analysis model of the same size is established, and the simulation calculation of electro-thermal-mechanical multi-physical field coupling is carried out. The load conditions of the simulation are the same as those of the power cycling test. The temperature distribution, the temperature change process of the chip junction, and the plastic strain of the bonding wires are obtained. Finally, the influence of different heat dissipation baseplates on the power cycling lifetime is obtained by comparing the experimental and simulation results.

The experimental results show that the collector-emitter saturation voltage increase ratio is greater than the thermal resistance increase ratio when the module fails under the second-level power cycling test condition. The sudden change of saturation voltage was also observed during the test, indicating that the failure mode of the module was bonding wires lift-off. Under the same thermal test conditions, the power cycling lifetime of the flat baseplate module is 9.2% higher than that of the Pin-Fin baseplate module. The disassembly analysis shows that the lift-off bonding wires of the Pin-Fin module are mainly concentrated in the center of the chip, while the flat baseplate module is dispersed. The finite element analysis shows that the temperature difference of the Pin-Fin module is larger, and the temperature distribution is more uneven than that of the flat baseplate module. Under the same average junction temperature change, the maximum plastic deformation of Pin-Fin baseplate module bonding wires is higher than that of flat baseplate module after a long time cumulative effect, so that the power cycling life of Pin-Fin baseplate module is lower than that of flat baseplate module.

The following conclusions can be obtained. (1) Regarding package reliability, under the same junction temperature fluctuation and maximum junction temperature, compared with the traditional baseplate module, the surface temperature distribution of Pin-Fin baseplate module chips is more uneven, the maximum temperature of chips is higher, and the plastic deformation of center bonding wires is larger, resulting in a shorter power cycling lifetime. (2) Regarding application reliability, under the same output current, the service lifetime of the Pin-Fin baseplate module is higher than that of the flat baseplate module due to its lower thermal resistance and lower fluctuation of its maximum junction temperature. (3) To meet multiple application requirements, the module design needs to consider the current capacity and reliability capability comprehensively. For the Pin-Fin baseplate module, measures should be taken to improve its reliability while replacing the heat dissipation baseplate to reduce the thermal resistance of the module and achieve the same power cycling life.

Insulated gate bipolar transistor (IGBT), heat dissipation baseplate, thermal impedance, power cycling lifetime, finite element analysis

國家重點研發(fā)計劃資助項目（2020YFB0407702）。

2023-01-18

2023-04-26

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.230099

TM46

常桂欽 男，1983年生，博士研究生，研究方向為大功率半導體器件封裝設計、工藝及可靠性。E-mail: changgq@csrzic.com

黃永章 男，1962年生，教授，博士生導師，研究方向為功率半導體器件封裝及可靠性。E-mail: huang_y_z@ncepu.edu.cn（通信作者）

（編輯 陳 誠）