IGBT 模塊柵氧老化機理分析與表征方法研究

魏偉偉，張 楊，徐國卿

（1.上海大學機電工程與自動化學院，上海 200444；2.國網浙江省溫州市供電公司，溫州 325002）

根據工業調查顯示，電力電子器件被認為是電力電子系統中最易受過載影響和熱應力影響的元件[1]。其中，絕緣柵雙極型晶體管IGBT（insulated gate bipolar transistor）具有驅動電路簡單、導通壓降低、功率等級高、輸入阻抗高等優點，被廣泛地應用于大功率場合。由于大功率變換裝置的運行工況復雜、故障影響大、運維成本高[2]，因此，如何提升IG-BT 的運行可靠性，受到了國內外學術界和工業界的高度重視。

隨著IGBT 功率的不斷增大，受器件材料和制造工藝的限制，IGBT 的失效問題日益突出。因此，IGBT 模塊的故障診斷變得越來越重要。為了提高IGBT 運行的可靠性，通常采用新材料、新結構、新工藝等設計優化和工藝改進方法。然而，現有的技術不能完全避免故障的發生，故障受到空間、效率和成本的限制。在實際運行中，IGBT 承受過電壓、過電流、過熱等應力，會導致IGBT 失效。目前，大多數文獻集中在與封裝相關的故障狀態監測以及結溫預測上。文獻[3-4]從多物理場耦合角度分析了IGBT 模塊封裝主要薄弱點，通過歸納整理可得IGBT 模塊封裝失效機理主要為鍵合線失效、焊料層失效及其他原因引起的失效；Brown 等[5]研究了IGBT 閂鎖故障前的影響，對IGBT 的主要失效模式進行了識別和建模，將關斷時間toff作為診斷IGBT閂鎖失效的故障特征變量；Patil 等[6]將閾值電壓的增加作為柵氧化層退化的指標，并通過準靜態電容電壓QSCV（quasistatic capacitance voltage）測量驗證了柵氧化層陷阱電荷的性質，但8 組實驗中有6 組的閾值電壓在柵氧老化前后變化極小，甚至沒有變化；文獻[7]對IGBT 進行了柵極加速老化實驗，并提出了IGBT 開通過程中米勒平臺的持續時間tgp作為判斷IGBT 柵氧老化的特征量；文獻[8]指出，柵氧層老化會在電介質中形成導電通路，從而引起IGBT 泄漏電流的增加；文獻[9]中提出了一種基于FPGA 的先進柵極驅動器用，通過測量通態柵極電壓、柵極開通電荷等物理量，實現柵氧層老化故障的診斷。由于現有技術均需要對變流器的柵極驅動進行重新設計與調整，可能會增加系統的復雜性與成本。

為深入理解IGBT 的柵氧層老化故障，本文開展了相關研究。首先對IGBT 柵氧層老化的機理進行討論；然后，分析了IGBT 柵氧層老化故障對IG-BT 關斷過程的影響，提出以關斷延遲時間td（off）作為預測IGBT 柵氧老化故障的特征參數，并在Saber軟件中建立IGBT 柵氧老化模型；最后，通過實驗驗證關斷延遲時間td（off）作為IGBT 柵氧層老化特征參數的有效性。本文工作可為研發IGBT 柵氧層老化故障預診斷技術提供一定參考。

1 IGBT 芯片柵氧老化機理及表征參數分析

圖1 是IGBT 功率模塊內部封裝結構。由圖1中可以看出，IGBT 功率模塊是以半導體芯片作為內核，并遵照特定結構封裝起來的器件。模塊主要包括銅母線、鍵合引線、IGBT 芯片、反并聯二極管芯片、芯片下焊料層、DBC 上銅層、DBC 陶瓷基板、DBC 下銅層、DBC 下焊料層以及銅底板等部分。

圖1 IGBT 模塊內部封裝結構Fig.1 Internal package structure of IGBT module

根據失效表現形式的差異，IGBT 功率模塊的失效模式包括封裝類故障和芯片類故障，二者對IGBT 模塊的正常運行都非常重要。IGBT 功率模塊的失效因素組成如圖2 所示。IGBT 柵氧老化故障屬于IGBT 芯片類故障，主要由經時擊穿TDDB（time dependent dielectric breakdown）造成。

圖2 IGBT 模塊的失效因素組成Fig.2 Failure factors of IGBT module

1.1 IGBT 芯片柵氧老化機理分析

對于IGBT，與柵氧層失效相關的機制主要包括2 種類型:單粒子柵極擊穿SEGR（single-event gate rupture）和TDDB。SEGR 很容易發生在輻照環境中，當重離子從柵極區域進入器件時，它會在柵極氧化物中產生大量的電子-空穴對，并產生柵極氧化物缺陷。這些缺陷最終會導致柵極的失效。與SEGR相比，TDDB 更為常見，是威脅器件和系統的壽命和長期工作可靠性的主要失效機制。

若柵氧化層上的電場強度大于本征擊穿場強，柵氧化層立即會被擊穿，這種情況稱為瞬時擊穿。而當加在柵氧化層上的電場強度小于本征擊穿場強時，柵氧化層不會立即被擊穿，而在不久后才會被擊穿，這種情況稱作經時擊穿，即TDDB。當恒定電壓施加在IGBT 內部柵氧化層，氧化物的持續老化會在其內部產生導電通路，從而使得器件失去控制并擊穿短路，這一過程可以分為2 個階段。

TDDB 是高柵壓偏置應力隨時間引起柵氧化層劣化的結果。柵氧化層退化是由于缺陷電荷在柵極氧化層中積累導致的。這些缺陷電荷分為固定電荷Qf、可動離子電荷Qm、界面陷阱電荷Qit和氧化層陷阱電荷Qot。Qf和Qm主要在器件制造過程中產生，隨著制造工藝的改進，它們在數量上得到控制，對設備的影響可忽略不計。對于Qit和Qot，這些陷阱在柵極應力下隨機產生，最近鄰的陷阱形成導電集團，如圖3 所示。過剩的低能級電流會流過這些導電集團，并且在陷阱密度較高的區域有較大的電流流過。當局部區域的陷阱密度達到一個臨界值時，導電集團使柵極和襯底發生導通，進而形成通路，引發電容能量的破壞性放電，造成局部電介質擊穿[13]。經過高強度的電流，介質會被融化或燒焦，多晶硅柵也會被熱損毀，并且這些變化是不可逆的。

圖3 近鄰陷阱形成導電集團Fig.3 Conductive clusters formed by nearby traps

1.2 柵氧老化對關斷延遲時間的影響

IGBT 關斷過程可以分為4 個階段，分別為柵極電壓下降階段、關斷米勒平臺階段、電流下降階段以及拖尾電流階段，如圖4 所示。

圖4 感性負載時的IGBT 關斷過程Fig.4 IGBT turn-off process under inductive load

關斷過程中IGBT 狀態分別如下。

（1）柵極電壓下降階段（t1＜t＜t2）：在t1時刻之前，IGBT 仍保持開通狀態。IGBT 關斷過程起始于柵極電壓UGE下降之時，該階段柵極-發射極電容Cge和柵極-集電極電容Cgc對外放電，柵極電流Ig從柵極向柵極驅動電路反向流動，此時柵極-發射極電壓UGE滿足

式中：Rin為柵極回路等效輸入電阻；UGH和UGL分別為驅動電壓的正值和負值；Cin等效輸入電容，Cin=（Cge+Cgc）。在UGE下降至米勒平臺電壓Ugp，off期間，集電極電流IC基本保持不變。

（2）關斷米勒平臺階段（t2＜t＜t3）：關斷米勒平臺階段起始于t2時刻。該階段僅有米勒電容Cgc對外放電，使得集電極-發射極電壓UCE逐漸增加。在UGE保持在Ugp，off期間，IC仍然保持為負載電流，并逐漸臨界飽和。

（3）電流下降階段（t3＜t＜t4）：電流下降階段起始于t3時刻。此時UCE增長到直流母線電壓UDC，續流二極管轉變為導通狀態。該階段IC迅速減小，dIC/dt在母線雜散電感的作用下感生出電動勢，使得UCE產生高于UDC的電壓尖峰。從t3時刻開始，UGE從關斷米勒平臺電壓Ugp，off逐漸減小。當UGE減小到柵極閾值電壓UGE（th）時，MOS 溝道消失。

（4）拖尾電流階段（t4＜t＜t5）：拖尾電流階段起始于t4時刻。此時UCE保持UDC不變，IGBT 完全關斷。該階段N-漂移區的過剩空穴需要依靠復合作用來緩慢消除，因此IC緩慢衰減到0。

在關斷米勒平臺階段，Ig幾乎完全從Cgc流過，因此UGE保持平臺電壓Ugp，off不變。米勒電容Cgc在此階段內假設為一個平均值Cgc，av，此時持續時間（t3-t2）可被定義為

式中：gm為跨導；IL為負載電流。

由式（2）可知，平臺持續時間tgp，off主要受到Cgc，av的影響。由于柵氧老化效應的緣故，TDDB 導致缺陷電荷Qit和Qot在柵極氧化層累積，累積的電荷增加了氧化層電容Coxd和米勒電容Cgc，進一步使得Cgc，av增大[14]。相比較于健康IGBT，該階段內柵氧劣化的IGBT 的持續時間tgp，off更長。考慮到關斷延遲時間td（off）定義為從UGE下降至其幅值的90%到IC下降至其幅值的90%的這段時間，td（off）≈tgp，off。因此該階段內柵氧劣化的IGBT 的關斷延遲時間td（off）更長。

米勒電容的大小和UCE有關，UCE越大，米勒電容越小。在關斷延遲階段UCE處于導通壓降，而在開通延遲階段UCE則處于母線電壓，所以關斷延遲階段的米勒電容遠大于開通延遲階段的米勒電容，關斷延遲時間也對柵氧老化更加敏感。

2 基于Saber 的柵氧老化失效仿真

2.1 柵氧老化仿真模型的建立

本文使用的IGBT 功率模塊是半導體廠商In-fineon 的FF50R12RT4。該IGBT 的數據手冊上只有輸出特性和轉移特性，但是沒有給出C-V 特性曲線。因此要想得到該IGBT 精確的仿真模型，就需要利用半導體參數分析儀來詳細測量FF50R12RT4模塊的極間電容。

本文采用半導體參數分析儀測量FF50R12RT4的極間電容，測試平臺如圖5 所示，包括精密LCR測量計安捷倫E4980A、高壓源表吉時利2410、高壓直流電源、上位機以及探針臺。測試機臺型號為國產設備XR342，測試電壓范圍為0～1 000 V，測試頻率為0.01 Hz～1 MHz，信號幅度為0.1～5 V，測試電容范圍為1 pF～1 000 nF。由于IGBT 功率模塊的寄生電容的數值非常小，因此在測試前首先要對測試儀器實施短路校正和斷路校正。校正完成后在操作界面設置參數開始測量。測量條件如下：交流頻率為1 MHz，最低偏置電壓為0.1 V，最高偏置電壓為600 V，交流電平為100 mV。

圖5 半導體參數測試平臺Fig.5 Semiconductor parameter test platform

實際測試過程中，測試電路可以等效為RLC串聯電路。當電路達到穩態時，電壓和電流滿足

由于測試電路中雜散電感的數值為nH 級別，雜散電容的數值為nF 級別，故當測試頻率選擇MHz 級別時，式（4）中的1/ωC 約為ωL 的1 000 倍，測試結果僅著重于C。另外，考慮到Saber 軟件在IGBT 實際建模中使用的并不是極間電容Cge、Cgc及Cce，而是輸入電容Cies、輸出電容Coes以及反向傳輸電容Cres[11]，這3 個電容的定義表達式為

由式（5）～式（7）可知，實際測試Cies、Coes及Cres中某一個電容時，需要屏蔽一個或多個極間電容的影響。選擇的測試對象不同，相應測試電路的配置與接線也有所差異。

圖6 為測試Cies、Coes及Cres的連線原理。當測試輸入電容Cies時，為了排除極間電容Cce的干擾，需要在C、E 端加載1 μF 的大電容，如圖6（a）所示。這樣1 μF 的電容與nF 級別的Cce并聯的電容數值仍為1 μF 左右。之后再與nF 級別的Cgc串聯，其串聯結果約等于Cgc。最終測試電容即為Cgc與Cge之和。在圖6（b）中，當測試輸出電容Coes時，為了排除極間電容Cgc的干擾，需要在G、E 端加載1 μF 的大電容。這樣1 μF 的電容與nF 級別的Cge的并聯電容仍為1 μF 左右。之后再與nF 級別的Cgc串聯，其串聯結果約等于Cgc。最終測試電容即為Cgc與Cce之和。在圖6（c）中，當測試反向傳輸電容Cres時，為了排除極間電容Cge和Cce的干擾，需要在G 端和交流電源負端加載1 μF 的大電容。這樣1 μF 的電容與nF 級別的Cgc的串聯結果約等于Cgc。最終測試電容即可視作Cgc。

圖6 測試電路連線原理Fig.6 Schematic of wiring in test circuits

本文以擬合轉移特性為例來對IGBT 進行建模分析，將FF50R12RT4 的轉移特性曲線、輸出特性曲線、極間電容曲線以及拖尾電流特性曲線導入到Saber 軟件中，完成對特定IGBT 功率模塊的建模過程。

建好FF50R12RT4 的行為模型后，需要對模型的可行性進行驗證。因此，通過分析模型的開關動態特性并將其與器件數據手冊上提供的開關參數進行對比，從而驗證模型的可行性。

仿真模型開關參數與數據手冊數據對比如表1 所示。從表1 可以看出，盡管模型仿真得到的數據和數據手冊上的開關參數存在一定的差別。但Saber 中仿真電路和半導體廠商的實際測試電路存在差異，考慮到仿真結果的數量級，可以認為搭建的模型是可靠的。

表1 仿真模型開關參數與數據手冊數據對比Tab.1 Comparison between switch parameters of simulation model and the corresponding values in datasheet

2.2 關斷延遲時間表征柵氧老化失效仿真

本文使用第2.1 節搭建的模型，在Saber Sketch中建立帶感性負載的雙脈沖測試電路，如圖7 所示為Saber 仿真原理，仿真中忽略了電路中的寄生電感等參數。其中，仿真參數設置如下：Vdc=600 V，RG=15 Ω，VGE=±15 V，IC=50 A，L=4 mH。

圖7 帶感性負載的雙脈沖測試仿真電路Fig.7 Dual pulse test simulation circuit with inductive load

圖8 為健康IGBT 仿真模型以及模擬柵氧老化（經過75 V 高柵壓應力作用18 h）后IGBT 仿真模型在關斷過程中的暫態波形。從圖8（a）可以看出，關斷平臺持續時間隨著柵極氧化層的疲勞老化而延長。另外，在UGE逐漸減小至閾值電壓以下時，此時Cge對柵極放電占主導作用。隨著柵極氧化層的疲勞老化，Cge逐步減小，柵極電壓下降速度反而加快。圖8（b）為柵氧老化失效仿真模型的關斷暫態集電極電流波形，可以看出，柵氧老化后IGBT 集電極電流仿真波形的下降時刻延遲了，而下降速度幾乎沒有變化。

圖8 仿真模型的關斷過程暫態波形Fig.8 Transient waveforms in turn-off process of simulation model

從仿真結果中分別提取健康狀態下以及經過75 V 高柵壓應力作用18 h 后的關斷延遲時間，并計算特征參數表征柵氧老化失效的靈敏度，健康的IGBT 模塊td（off）為0.43 μs 而老化過后的IGBT 模塊td（off）為0.56 μs，靈敏度約為30.2%。td（off）在IGBT 柵氧老化前后數值變化顯著，因此關斷延遲時間td（off）適合用于表征IGBT 柵氧老化失效。

3 柵氧老化失效的特征參量實驗驗證

3.1 驗證實驗設計

為了實驗驗證IGBT 柵氧老化特性，加速老化測試方法[7,12]和雙脈沖測試方法應用于單相全橋逆變器中的IGBT 模塊。通過施加高柵壓偏置應力的方式使IGBT 柵氧化層發生不同程度的老化，再通過雙脈沖實驗獲得IGBT 芯片不同柵氧老化程度的IGBT 模塊的開關暫態波形。圖9 為檢測平臺的實物。

圖9 檢測平臺實物Fig.9 Physical picture of detection platform

本文采取加速老化實驗，模擬IGBT 芯片柵氧老化。在室溫（25 ℃）條件下，將75 V 正電壓偏差施加在待測IGBT 的柵極-發射極兩端，同時集電極、發射極及襯底接地。加速老化實驗持續28 h，其中周期性地停止施加應力，并測量器件特性的變化。在75 V 的電壓等級下，每隔1 h 將待測IGBT放到雙脈沖測試平臺上進行測試。用示波器記錄下待測IGBT 運行過程中UGE、UCE和IC的波形。為避免偶然因素造成實驗結果干擾，相同條件下對每個IGBT 做3 次雙脈沖實驗。

3.2 實驗結果分析

圖10 為在加速老化實驗中不同老化階段關斷過程柵極電壓和集電極電流波形。在關斷過程中，IGBT FF50R12RT4 的米勒平臺偏移如圖10（a）所示，關斷暫態米勒平臺的持續時間隨著老化程度增大而延長。圖10（b）為加速老化實驗中不同老化階段內關斷暫態集電極電流波形，在關斷過程中，隨著老化時間的增長，IGBT FF50R12RT4 的集電極電流下降速度略有加快。實驗結果與雙脈沖仿真測試結果基本一致。這不僅驗證了TDDB 老化對IGBT 功率模塊內寄生電容的影響，同時驗證了內部寄生電容變化對IGBT 外部開關特性的影響。

圖10 不同老化階段內關斷暫態波形Fig.10 Turn-off transient waveforms at different degradation stages

IGBT 的開關特性參數不僅與柵氧老化有關，還與其工作結溫有關，圖11 反映了FF50R12RT4 在600 V 集射極電壓下，不同老化程度和不同結溫對關斷延遲時間的影響。其中，集電極電流Ic在雙脈沖實驗中通過改變第一個脈沖的開通時間來調節。

圖11 不同老化程度和不同結溫的關斷延遲時間Fig.11 td (off) with different degradation degrees and different junction temperatures

由圖11（a）可以看出，在不同的集電極電流下，td（off）會隨著柵氧老化程度的增加而變長。經過16 h柵氧層加速老化的IGBT 模塊比健康IGBT 模塊關斷延遲時間要長20 ns 左右，而經過28 h 柵氧層加速老化的IGBT 模塊比健康IGBT 模塊關斷延遲時間要長40 ns 左右。經過計算，健康狀態下td（off）作為柵氧老化程度特征參數的靈敏度達到10.3%，因此，關斷延遲時間可以有效地反映IGBT 柵氧老化程度，并且具有易檢測、靈敏度高等優點。

由圖11（b）可以看出，不同的結溫也會對IGBT模塊的關斷延遲時間造成影響，且和柵氧老化的影響存在重合區域。所以在檢測IGBT 柵氧老化時必須同時檢測結溫，反之在檢測結溫的同時也必須檢測IGBT 柵氧老化的程度，否則便無法準確地判斷IGBT 的柵氧老化程度和結溫，該結論也同樣適用于其他老化特征參數以及熱敏參數。

4 結語

近年來，大容量電力電子器件在眾多領域得到了快速的發展，針對IGBT 模塊的可靠性研究的需求，本文進行了基于關斷延遲時間的IGBT 柵氧老化機理分析和狀態表征方法研究。本文分析了IGBT柵氧層老化故障的相關機理，當IGBT 發生柵氧老化，其內部的寄生電容也會發生變化，進而引起IG-BT 開關參數的變化，并提出關斷延遲時間td（off）作為預測IGBT 柵氧老化故障的特征參數；對指定IGBT模塊柵氧老化過后的C-V 特性進行測量，設計了IGBT 柵氧老化的Saber 仿真模型，從仿真驗證了使用td（off）作為預測IGBT 柵氧老化故障的特征參數的可行性；通過實驗驗證了關斷延遲時間可以有效地反映IGBT 柵氧老化程度，并且具有易檢測、靈敏度高等優點，并驗證了結溫和柵氧老化對td（off）的影響，提出在線監測的建議。本研究可為進一步研發IGBT 在線柵氧老化故障預診斷以及IGBT 在線可靠性狀態監測提供參考。