老化试验条件下的IGBT失效机理分析-华科智源

2019-04-16 23:02 IGBT功率循环测试

本文拟在不破坏模块封装的前提下,通过对功率器件老化特性的测试分析,探究IGBT器件在第3阶段失效机理过程和特征参数变化。研究IGBT疲劳失效机理、可靠性和各种外部加载条件对IGBT可靠性的影响程度,揭示影响功率器件可靠性和使用寿命的主要因素。
 
  1. 模块失效机理
  随着装机容量、电流和开关频率的增加导致实际工作结点温度升高,而功率器件的性能和寿命与该器件实际工作结点温度密切相关。高结点温度在通过模块时,由于材料膨胀系数(CTE)不同产生热应力,当模块长期工作在热循环冲击下导致材料疲劳和老化,最终导致模块失效如铝引线、焊接层断裂或脱落。

IGBT模块失效机理 
图1 IGBT模块失效机理
层间CTE差值及每层CTE值 
图2 层间CTE差值及每层CTE值
 
  2. 老化实验平台设计
  2.1老化实验方案
  本文通过对11对半桥IGBT模块串联进行重复的导通和关断过程,以实现IGBT加热和冷却,为了使得在功率循环中每个模块的冲击条件相同,因此将测试模块进行串联。IGBT芯片在导通后因为功耗使得结点温度Tj上升,而在控制模块关断后通过水冷的方式使得IGBT模块迅速降温,以缩短功率循环的周期,该循环过程称为功率循环。在老化实验过程中,假定Si芯片本身不存在老化即在同等工作条件下芯片自热的Tj相同,不随模块老化而改变。选取壳温Tc作为加热、冷却过程结束标志量,因为Tc可以在不破坏模块封装的前提下通过温度传感器直接测量。
 
  模块失效主要的因素是模块层之间不同的CTE,当模块工作时Si芯片发热温度升高,该热量主要通过焊接层等传至散热装置,在该过程中芯片和焊接层之间存在热应力的作用,在交变热应力长期作用下焊接层产生裂缝、扩大最后断裂。焊接层失效后导致传热路径破坏,大量的热量存积使得铝引线和芯片之间的热应力增大,导致铝引线和芯片链接发生脱落。试验发现在失效过程中焊接层失效主要引起模块热阻的变化,而铝引线脱落则是改变模块饱和压降Uce。在老化实验中模块失效判据Uce增加5%时引线失效,热阻Rth增加20%时焊接层失效。热阻计算通过热传导方程式(1)来计算:
Tj=Tc+Rth·Uce·I        (1)
式中:Rth为热阻;Ploss为功耗,功耗等于Uce和电流I的积(不考虑开关损耗,因为在加热阶段模块都是恒导通状态)。在实验过程中数据采集、加热关断导通以及冷却过程通过上位机Labview来实现。
 
  综上所述,本文主要是采取恒定应力加速寿命试验,且忽略老化过程中Si芯片的老化。在实验中不考虑开关频率的作用,假定在热阻计算时模块已经达到热稳定,只考虑上述模块两种最常见的失效方式其失效点如图1所示。该平台工作范围:1)最大工作电流65A;2)数据采集卡的最大采样率10.4kHz;3)水冷温度范围−10~40℃。
 
  2.2 老化实验主电路设计
  该电路由被测IGBT、控制开关IGBT和保护电感等组成,如图3所示,主要实现在大冲击电流下将被测模块加热至最大结点温度,同时测量在该温度下100mA电路中的Uce值。其中,被测模块基极控制信号连接15V使得被测模块在加热过程中一直导通。
老化实验主电路 
图3 老化实验主电路
 
  通过Labview软件给采集卡设定的输出端口控制主电路中的开关IGBT的基极信号来实现主电路开关导通和关断,电感的作用是保护电路中电流不会发生突变从而损坏模块,与电感并联的反向二极管是在加热过程完成即切断主电路后给电感放电。100mA电流中串联二极管使得该部分电路在加热过程中不导通在加热结束后导通。在本文中被测IGBT模块是SEMIKRON公司的SKM50GB123D,该模块的额定电流是50A,所以选定可编程电源输出电流是50A。为了保证每个模块正常工作,即使得每个模块能达到饱和压降Uce值,电路中主要23个IGBT每个饱和压降大概是2~3V,即共大约70V,所以设定的可编程电源输出电压要大于70V,则选择80V(本文使用SGI100/100)。控制开关IGBT其额定电流应大于50A,则选定SKM75GB123D其额定电流为75A。
 
  2.3 模块加热和冷却过程
  为了减少功率循环的周期,采用水冷的方式实现对模块的降温。实验过程中将IGBT模块固定在水冷的散热器上,为了使得结点温度快速上升,在加热过程中不通冷却水。加热过程中通过使用K型热电偶(检测范围:-200~1350℃)检测壳温,在散热器上挖沟槽的方式来安装热电偶,并将热电偶安装在IGBT芯片的正下方来保证测量值的正确性,通过调整冷节点值来实现热电偶的校正。当检测壳温Tc值达到设定的上限值TcH为80℃时,关断IGBT。在加热结束后,打开旁通阀通Lauda WK 4600冷却液,冷却液设定温度为15℃。为了保证冷却过程的充分,以水泵来加速水流,使用漩涡式流量传感器(GEMS 173940-C)来测量冷却液的流量来判断冷却液的是否足够,当测定的壳温Tc达到设定下限TcL值30℃时冷却过程结束。通过不停的加热和冷却来实现IGBT模块的老化过程,其流程图如图4所示。
老化实验流程图 
图4 老化实验流程图
 
  2.4数据采集和参数校正
  2.4.1数据采集及结温计算方案
  实验中需采集每个IGBT模块在导通和100mA下的Uce值,本文使用NIUSB-6225OEM数据采集卡,其共有80通道,每一通道最大采样率大约10.4kHz,即采样周期约0.104ms,而芯片温度传到壳时温度响应时间大约是0.1s,所以在加热过程结束时采集Uce计算出的结点温度Tj可用来作为最大结点温度。除了Uce外还需要采集壳温Tc不仅用来判断加热和冷却过程的结束标志量,而且Tc是计算热阻的必须量。判断铝引线的失效通过监测导通Uce值的变化,但是饱和压降随着结点温度的上升而提高该变化并不是由铝引线失效引起,为了判断铝引线失效则需要将饱和压降等效在同等Tj时,来判定铝引线的失效程度。结点温度Tj监测一直是IGBT模块状态监测的难点。为了不破坏模块封装,本文采用在100mA下Uce与Tj的线性关系来计算Tj,且该线性关系不会因引线失效而发生变化。
 
  2.4.2 Tj校正
  由于IGBT模块在100mA下不存在自热,可假定Tc和Tj温度近似相等。使用TPS公司的TJR温度箱(-75~200℃)分别设定温度箱25、50、75、100、125、150℃值,将随机选择两组模块置入该温度箱中测量Tc(即Tj)和Uce_100mA值,如表1所示。
表1  Tj与Uce_100mA测量值
Tj与Uce_100mA测量值 
 
  使用软件对表1进行线性拟合可得式(2),拟合结果如表2和图5所示。由表可知,相关系数和决定系数(拟合优度)都在99.97%以上,所以Tj和Uce-100mA具有非常高的相关性,其中均方差、残差平方和值都较小即样本点与拟合值偏差、偏差波动很小,所以得到的计算参数是准确有效。
拟合结果图 
图5 拟合结果图
表2 拟合参数值
拟合参数值 
 
  为了进一步验证得到Tj与Uce_100mA线性关系的正确性,随机选择一组IGBT去掉封装外壳接入100mA电流源,用红外摄像机直接测量结点温度Tj和通过Uce_100mA计算值进行对比,结果如图6(b)所示,其均方误差是1.88℃,该值较小,可忽略,从而证明了得到Tj测量结果的正确性。热电偶测温滞后,通过比较Tc与红外测温的结果可知,均方误差1.96℃且在计算失效程度值的时候,采用比值的形式可消除因测温滞后带来差异。由于去掉外壳封装模块后结构发生变化,为了证明其电气特性未发生变化,通过将模块去掉封装前后都置于温度箱中并通100mA电流分别测量25、50、75、100、125和150℃温度下Uce与新模块在相应情况下的电压进行对比,其误差如图6(a)所示。由图可知,Uce电压几乎没变,其均方根误差为0.0021,对应结温误差是1.029℃,所以可以忽悠去掉外壳带来的
差异。
结温计算方法验证 
图6 结温计算方法验证
 
  2.4.3 Uce_50A校正
  当焊接失效时模块热阻增大,饱和压降Uce_50A随着Tj的升高而变大。饱和压降Uce_50A是铝引线失效的特征量,但是该Uce变大不是引线失效造成,而是载流子寿命和存储电荷数量上升造成,所以对Uce_50A进行修正是判断引线失效的关键。引线失效的判断应在相同结点温度下Uce_50A的变化量,即将不同结点温度Tj的Uce_50A等效在某一特定Tj下进行判断。取功率循环初始一部分Uce_50A、Tj值并拟合得到线性关系式(3),其拟合结果如图7和表3所示。由表3可知,相关系数和决定系数(拟合优度)都在99.9%以上,所以Tj和Uce_50A的拟合程度非常好,其中均方差、残差平方和值都较小即样本点几乎等于拟合值,所以得到的计算参数准确有效。
拟合结果图 
图 7 拟合结果图
 
表3 拟合参数值
拟合参数值 
 
  2.5 老化实验
  实验器件包括:PC、Labview8.6、数据采集卡NIUSB-6225OEM、冷却箱LaudaWK4600、可编程电源SGI100/100、SKM50GB123D、SKM75GB123D、TJR温度箱和下位机电路等。在上位机中用Labview编程,其装置图如图8所示。运行该程序通过校对显示的采样数据来验证程序正确性,并以指示灯的动作观察模块失效程度,记录功率循环每次循环的采样值并保存用来分析失效机理。
老化实验平台 
图8 老化实验平台
 
  3. 数据处理及分析
  在实验中取初始100次循环的平均值作为热阻Rth、Uce_50A初始值,即Rth_initial、Uce_50A_initial,根据式(3)可得修正后的判断模块老化公式(4),其中Rth_measure(i)表示第i次功率循环热阻的测量值。老化实验中开始0~250s内Tj、Tc测量值变化和Rth-normal随循环次数的变化值如图9所示。根据式(1)、(4)可得模块Rth、Uce_50A从正常到失效变化曲线,如图10所示。
计算公式4 
Tj、Tc 和Rth-normal 变化曲线图 
图9  Tj、Tc 和Rth-normal 变化曲线图
 
老化实验图 
图10 老化实验图
 
  由图9可知壳温Tc、结温Tj变化曲线,Tc上升即模块加热阶段,Tc、Tj下降属于冷却阶段。关断控制IGBT一定时间后,模块无自热Tj≈Tc,从该图验证了在100mA下Tj计算的正确性,并且以Tc作为老化实验的标志量来控制实验加热和冷却,从Tc的周期变化显示了该老化实验方案的有效性。
 
  从图9中可知,热阻在40000次循环后开始增大,大概在55200时Uce开始上升,其他模块也满足热阻Rth先增加至一定值时,且此时结温都很高Uce才开始变化。主要原因是在功率循环中模块层之间不同的CTE引起交变热应力,由应力集中作用在焊接层两端边缘的局部热应力最大向焊接层中央逐渐降低,当塑性区发生移动时焊接层产生初始裂缝为模块失效的第1阶段,该阶段热阻增大,结温上升。一旦焊接层初始裂缝产生时器件失效进入第2阶段,在该阶段应力集中作用加强,裂缝在更大的温度循环作用下,裂缝加速扩展最后至脱落断裂,该阶段热阻变化率变大。第1、2阶段为模块疲劳损伤累积过程,且是正反馈过程。
 
  在疲劳损伤过程中主要造成热阻非线性增长,可通过器件参数退化模型[21]来验证,如式(5)所示。
计算公式5 
式中:A0和m为模型参数;N循环次数。分别选取了ΔTj1、ΔTj2、ΔTj3为73、80和94℃3组实验结果进行器件参数退化模型拟合,如图9(b)所示,通过比较模型值和实测值可知,器件在老化过程中热阻以指数的形式增长。ΔTj越大,失效程度值初始增大所需的周期数越小,且裂缝扩展的速率也越大,符合模块所受的热应力越大模块越容易发生失效的实际情况。
 
  模块大概在55200次循环后Uce增加,即当焊接层失效比严重时,结温很大且导热通道破环,引线在大的ΔTj温度循环下发生脱落、断裂并失效,如图10(c)所示。表明焊接层失效先于引线失效,且引线失效开始大概500次循环后Uce增加了50%,该过程时间比较短,所以在对模块现在监测时,主要监测热阻的变化更有利于监控模块的健康状态。
 
  从老化实验结果可知,模块失效主要的原因是模块长期受到热应力的作用,首先焊接层产生裂缝、扩大最后断裂即热阻Rth增大。在焊接层失效后导致传热路径破坏,大量的热量存积使得铝引线和芯片之间的热应力增大,导致铝引线和芯片链接发生脱落,即饱和压降Uce增大。由于铝引线失效过程较短且在焊接层失效一定程度后发生,所以本文对监测热阻的变化对器件可靠性状态监测的重要性提供了有效理论基础。为了进一步验证该结论的通用性,选择新的IGBT模块SKM50GB12T4进行老化实验,其结果如图11所示。由图可知,焊接层失效是早于引线失效,符合上文得到的结论。
SKM50GB12T模块老化结果 
图11 SKM50GB12T模块老化结果
 
  4. 结论
  本文通过分析IGBT模块失效方式和机理,建立了IGBT模块老化实验平台并对测量参数进行校正。从实验结果可以得到以下结论:1)模块先发生焊接层失效,当焊接层失效到一定程度后铝引线才开始失效,所以焊接层失效是主要的失效方式; 2)焊接层失效时热阻变化曲线满足器件参数退化模型;3)ΔTj越大模块越容易发生失效;4)由于焊接层蠕变疲劳到完全失效时间要远大于铝引线失效,所以监测模块热阻情况更能有效的掌控模块健康状态。

关键字:IGBT功率循环测试仪 IGBT高温反偏测试系统