負載電流對IGBT器件中鍵合線的壽命影響和機理分析

趙子軒 陳 杰 鄧二平,2 李安琦 黃永章,2

負載電流對IGBT器件中鍵合線的壽命影響和機理分析

趙子軒1陳 杰1鄧二平1,2李安琦1黃永章1,2

（1. 新能源電力系統國家重點實驗室（華北電力大學） 北京 102206 2. 華電（煙臺）功率半導體技術研究院有限公司 煙臺 264010）

通過器件的功率循環試驗可建立壽命模型，如最常用的CIPS08公式，用來預測實際工況下的壽命情況。其中結溫波動和結溫最大值對鍵合線壽命的影響最大，但是在功率循環試驗中往往需要同時調節負載電流大小和開通時間來達到相同的結溫波動和結溫最大值。為了進一步評估負載電流和開通時間這兩個參數對鍵合線壽命的貢獻，尤其是負載電流的影響機制，該文對650V/20A的TO封裝IGBT器件在相同的結溫波動和結溫最大值，但在不同的負載電流大小和開通時間的組合條件下進行了功率循環試驗。結果表明，不同的負載電流和開通時間組合對器件壽命有不可忽略的影響，電流增大會顯著降低IGBT器件中鍵合線的壽命。為了解釋試驗出現的現象并揭示其作用機制，該文建立TO封裝IGBT器件的電-熱-力多物理場有限元模型，考慮鋁鍵合線和表面金屬層的彈塑性特性，分析電流影響鍵合線應力大小的機理。同時引入金屬疲勞壽命模型，得到的仿真壽命趨勢與試驗結果相吻合。該文研究可為IGBT器件的精確模型建立和鍵合線疲勞壽命預測提供指導意義。

TO封裝IGBT 功率循環測試 負載電流 精確有限元模型 壽命預測

0 引言

絕緣柵雙極型晶體管（Insulated Gate Bipolar Transistor, IGBT）器件已全面應用到新能源發電、柔性直流輸電、電力機車牽引和電動汽車等領域[1-2]，在這些應用中，IGBT器件通常工作在嚴苛的運行環境中，可靠性面臨嚴重的挑戰，其健康管理和可靠性評估越來越受到學術界和工業界的關注[3-5]。功率循環試驗是考核IGBT器件封裝長期可靠性最重要的測試，通過加速老化的方法提前暴露可能的薄弱點[6]。研究器件在功率循環試驗下的失效機理和壽命對實際工況下的器件壽命預測有重要意義[7]。

在20世紀90年代，LESIT的研究項目通過大量的功率循環試驗，確定了影響IGBT器件壽命最重要的兩個因素為結溫波動Dj和最大結溫jmax，得到了標準IGBT器件的壽命模型[8]。目前的很多產品手冊（datasheet）中也僅給出功率循環壽命與結溫波動Dj和最高結溫jmax的關系曲線[9]，如上所述的簡化模型可以合理地預測器件壽命，但對于負載電流導致器件鍵合線失效的機理尚未可知。在功率循環試驗中，一般使用負載電流和開通時間這兩個變量來控制結溫波動Dj和最高結溫jmax。不同的負載電流和開通時間的組合可以達到同樣的結溫波動Dj和最高結溫jmax，按照上述的壽命模型，這些組合的壽命預測是一樣的，具有一定的準確性，但只是統計學原理的展現，并沒有從導致失效的物理原理進行分析，缺乏說服力。

從器件的失效機理來看，IGBT器件的封裝結構通常由多層不同材料組成，在功率循環過程中各層不同材料之間的熱膨脹系數不匹配產生的循環熱應力是造成器件老化失效的主要原因。在IGBT器件的失效模式中，鍵合線的脫落是最容易發生的[10]，占到IGBT器件失效的70%左右[11]。鍵合線在功率循環作用下受到熱應力的反復作用，產生疲勞現象，出現裂紋，裂紋生長甚至出現分層、空洞或氣泡，并最終導致鍵合線的脫落[12]。其中結溫波動Dj和最高結溫jmax對熱應力的產生有直接影響，但是負載電流和開通時間對壽命的貢獻機理并不明確，兩者對器件中鍵合線疲勞失效的影響無法定義，目前并沒有相關文獻對此進行過類似研究。因此，有必要研究功率循環試驗中負載電流對IGBT器件中鍵合線處的失效機理。

為了研究負載電流和開通時間對鍵合線壽命的影響，本文首先對Infineon的650V/20A TO封裝IGBT模塊進行功率循環試驗，為了保證在試驗中結溫波動Dj和最高結溫jmax相同的情況下改變負載電流，需要同時改變負載電流和開通時間的組合。在不同電流大小和開通時間下研究負載電流對其失效壽命的影響作用，并建立了器件的電-熱-力多物理場有限元模型，揭示器件內部的溫度分布和應力分布規律，分析不同的電流大小和開通時間組合對鍵合線產生的應力差異和作用機理，深入探究負載電流對鍵合線壽命的影響，同時引入金屬疲勞模型對鍵合線部分進行了壽命預測。該研究結果可以為TO封裝的IGBT器件的精確建模和鍵合線疲勞壽命預測提供指導意義。

1 功率循環試驗

1.1 試驗原理

功率循環試驗采用的待測器件為Infineon的650V/20A TO封裝IGBT模塊，功率循環試驗平臺如圖1所示，功率循環試驗原理如圖2所示，相關的物理變量定義如下：load為負載電流，用于加熱待測器件至指定結溫；sense為測量電流，用于間接法測量待測器件的結溫，一般為負載電流的1/1 000[13]；CE為集電極-發射極的電壓降，分為負載電流下的壓降CE(L)（用于表征器件的老化狀態）和測量電流下的壓降CE(S)（用于計算器件結溫）；j為虛擬結溫，通過小電流下飽和壓降法即CE()法測得[14]。在單次功率循環過程中，各變量變化如圖3所示，on為開通時間，即被測器件通過負載電流加熱到指定結溫的時間；off為關斷時間，即被測器件切斷加熱電流后，通過外部水冷使器件結溫下降的時間；cycle為單次功率循環的周期，為開通時間on和關斷時間off的和，即cycle=on+off。

圖1 功率循環試驗平臺

圖2 功率循環試驗原理

圖3 單次循環變量變化

功率循環試驗中各個物理變量的精確測量是試驗成功的關鍵，每個功率循環周期均需要對被測器件在升溫和降溫過程中的物理變量進行測量，測量變量時序示意圖如圖4所示。測量點分別設置在負載電流開通瞬間的a和b點以及負載電流關斷瞬間的c和d點，分別對應負載電流上升沿和下降沿的前后瞬間。其中a和b點是器件結溫最低的狀態，所以定義為冷卻狀態；而c和d點對應的狀態則為器件結溫最高的狀態，定義為加熱狀態。在a和d點處測量電流sense下的通態壓降CE(S)，可以通過CE()法來計算最小和最大虛擬結溫jmin和jmax，同時定義jm為被測器件在功率循環過程中的平均溫度，即jm=(jmin+jmax)/2。b點處最低結溫時負載電流下的通態壓降CE(cold)可以表征鍵合線的健康狀態，記作CE(L)。雖然通態壓降CE(L)還與溫度相關，但是最低溫度一般不隨器件老化而升高，在整個功率循環的過程中幾乎保持恒定。因此此處通態壓降值僅受鍵合線健康狀態的影響，當鍵合線發生老化，CE(L)會增加。

圖4 測量變量時序示意圖

1.2 試驗條件

為了研究不同電流大小和開通時間組合對IGBT器件失效機理的影響，必須采用控制變量法，設計試驗時需保證兩組對比試驗中結溫波動Dj和最高結溫jmax相同。鍵合線的失效過程包括裂紋的形成、裂紋的擴展和裂紋的斷裂失效。其中裂紋的形成以及裂紋的擴展過程在整個失效過程中占比很高，決定了器件的壽命。為了在試驗中有效加速老化進程，縮短試驗時間，采用了分步試驗的方法。在試驗開始初期，兩個被測器件均使用相同的較大結溫波動Dj和最高結溫jmax，試驗條件見表1中Test 1，形成初始裂紋。需要實時在線監測兩個被測器件CE(L)的變化，當兩者的CE(L)均提高5%時，認為形成同等程度的初始裂紋。此后，通過改變負載電流load和開通時間on的組合保證相同的結溫波動Dj和最高結溫jmax，讓鍵合線進入裂紋擴展階段，見表1中Test 2。將被測器件1的開通時間從2s縮短至0.15s，負載電流保持43A不變；將被測器件2的開通時間on保持2s不變，負載電流從43A降低至23A，直到器件徹底失效。

表1 試驗條件

Tab.1 Test conditions

1.3 試驗結果

在兩種不同試驗條件下，功率循環試驗中被測器件的通態壓降CE(L)的變化趨勢如圖5所示，其中負載電流下的壓降CE(L)已做歸一化處理。圖中，試驗階段Test 1區域中，第一段平直曲線內通態壓降的突然躍升是由水冷系統短暫失效導致，并非老化造成，因此在恢復水冷系統后通態壓降的變化又回到正常值。試驗階段Test 1中，兩個被測器件在相同的初始試驗條件下達到相同的疲勞程度，即CE(L)均上升到相同標準，此時認為器件的鍵合線處形成了初始裂紋?？梢钥吹剑骷g也存在一定的差異性，裂紋形成的時間不完全一樣，這是器件個體差異導致的。改變試驗條件后，從圖5試驗結果的第二段中可以看出，被測器件1在43A、0.15s功率循環電流作用下，失效周期為20 098次循環，然后CE(L)迅速上升至失效；被測器件2在23A、2s功率循環電流下，失效周期為38 450次循環，然后CE(L)迅速上升，器件失效。在此過程中，CE(L)的上升表明鍵合線處的裂紋發生擴展，最終鍵合線發生脫落，器件失效。兩個被測器件的失效模式均為鍵合線失效，在第二階段試驗裂紋擴展的過程中，被測器件1的失效壽命明顯小于器件2，說明在相同的結溫波動Dj和最高結溫jmax時，負載電流的增大會顯著加速器件老化，且會加快鍵合線裂紋擴展的失效速度。

圖5 功率循環試驗結果

2 失效機理仿真分析

2.1 TO模型介紹

鍵合線的失效主要是溫度循環產生的熱應力導致的，由于IGBT器件內部結構復雜，直接測量鍵合線的受力情況較為困難，使用三維有限元分析的方法可以解決模塊內部熱應力分布的難題。本文以TO封裝的IGBT模塊作為研究對象，建立三維的有限元模型如圖6所示，分析該器件的電熱力響應過程，器件模型的物理尺寸和材料參數見表2～表4。

圖6 TO模塊的有限元模型

表2 TO模塊物理尺寸

Tab.2 Geometry parameters of TO module

表3 材料電熱學參數

Tab.3 Thermal-electrical parameters of materials

表4 材料力學參數

Tab.4 Mechanical parameters of materials

2.2 仿真條件設置

為了有效地表征和反映器件鍵合線在循環熱應力以及不同電流作用下的熱應力分布情況，邊界條件的設置參照試驗條件。電學部分將集電極設置為電流源，發射極設置為接地，芯片有源區按照電阻處理；熱學部分將散熱器底面設置為對流換熱模式，通過仿真得到的結溫和試驗測得的結溫進行校準，確定對流傳熱系數為3 000W/(m2·K)，其余的表面設置為與空氣的對流換熱，對流傳熱系數為12.5W/(m2·K)，如圖6所示；結構場中，由于IGBT模塊是通過夾具固定在散熱器上的，因此將底部的散熱器進行固定約束。

為了討論功率循環試驗第二段中不同電流大小和開通時間組合對器件壽命的影響，設置兩個對比條件，采用與試驗類似的方法，通過同時改變負載電流load和開通時間on來實現保持結溫波動Dj和最高結溫jmax不變，仿真條件設置見表5。仿真結果表明，在第4個開通冷卻周期以后，功率循環達到準穩定狀態，即每個周期的最高最低結溫平均值相同，結溫平均值的波動也相同，穩定后一個周期內的結溫變化過程如圖7所示。此時在第4個循環周期，開通0.15s之后最大結溫在81℃左右，冷卻1.85s之后結溫降至42℃，結溫波動在40℃左右。與本文第二段試驗中結溫波動為40℃、最大結溫為80℃基本一致。

表5 仿真條件設置

Tab.5 simulation condition

圖7 溫度波動的仿真結果

2.3 仿真結果分析

2.3.1 電熱學特性

模型結構為電熱力耦合，由于焦耳熱的產生導致熱膨脹，熱膨脹的形變產生應力。根據傳熱學理論，熱流在TO封裝的IGBT模塊內部的傳遞過程[16]可以描述為

式中，為材料導熱系數；為材料密度；c為材料的比定壓熱容；為芯片的發熱功率；為模塊內部溫度分布；芯片的發熱功率可以通過功率循環試驗中測得芯片的CE和負載電流load得到。

仿真條件1的熱學仿真結果如圖8所示，可以看出，芯片表面的溫度分布存在溫度梯度，中心的溫度高于兩側。由于仿真條件1和2的負載電流大小不同，導致電流產生的焦耳熱密度大小不同，進一步導致芯片表面存在不同的溫度梯度，在功率循環瞬態仿真中，對比仿真條件1和2，提取芯片表面橫向溫度分布，提取路徑如圖8所示。

兩種功率循環條件下的仿真結果見表6。根據圖8中的溫度提取路徑，取仿真達到準穩定狀態后，兩個仿真條件下芯片平均溫度均達到81℃左右，芯片表面溫度梯度如圖9所示。從圖中可以看出，溫度分布的趨勢是一樣的，但是存在一定程度上的差異：43A、0.15s電流的溫度梯度比23A、2s更大。當選取相同的芯片平均溫度j時，大電流43A和小開通時間0.15s產生的最高溫度是96.06℃，小電流23A和大開通時間2s產生的最高溫度是85.54℃，兩者之間相差10℃（16%）之多。因此當在功率循環試驗中選取相同的結溫最大值和結溫波動作為指標時，43A電流下的溫度梯度比23A要大得多，43A負載電流在芯片中心所產生的最高溫度也會更高。在高溫環境時，由于鋁材料的非線性特征，溫度帶來的熱膨脹會更明顯，與此同時產生的塑性應變也越明顯。這時候只考慮平均溫度的作用不再合適，最高溫度的影響也需同時考慮。

圖8 芯片表面溫度分布和溫度提取路徑

表6 功率循環熱學仿真結果

Tab.6 Thermal simulation results of power cycling

圖9 芯片表面溫度梯度

2.3.2 力學特性

從功率循環試驗的結果可知，器件失效發生在鍵合線處，所以在力學部分主要考察鍵合線的應力大小和分布情況。鍵合線應力分布如圖10所示。應力最大的地方出現在鍵合線鍵角處，該點由于結構的固有原因導致應力集中，同時由于芯片表面存在上文描述的溫度梯度，該點的溫度明顯高于周圍區域，熱膨脹程度明顯，產生的應力也最大。在老化失效過程中，應力最大的地方貢獻最大，為主要失效點，因此重點關注。

圖10 鍵合線應力分布

同時注意到，鍵合線和芯片上鋁層的材料屬性均為非線性，其中，彈塑性材料中的應力應變本構關系對仿真的準確性尤為重要。在使用線性的材料屬性時，仿真計算變得簡單且易于收斂；使用非線性的材料屬性時，非線性的引入導致計算量增大且收斂性減弱。文獻[17]指出，在器件溫度循環時，溫度的加載足夠大，會使鍵合線發生塑性形變。所以在仿真中為了模擬實際情況，需要對鍵合線部分采用彈塑性材料的模型，其余部分為了計算速度采用彈性材料。

為了描述高溫環境時的金屬材料受力特點和疲勞特性，需要重點考察塑性形變部分[18]。在固體力學中，描述材料的本構關系有全量理論和增量理論，在彈塑性材料中，增量理論更容易被接受，其中基于Levy-Mises流動法則，同時考慮塑性變形中的彈性變形部分，可以得到應力應變本構方程為

式中，為應變增量分量；為應力增量分量；為剪切模量；d為瞬時非負比例系數；為泊松比；為楊氏模量；為該方向的應力；為克羅內爾符號。

文獻[19]通過試驗得到鋁材料的精確應力應變本構關系，在仿真中直接使用這種關系會使仿真變得十分復雜，收斂性和計算速度都會下降。在仿真中通過分段線性的方式近似表達材料的應力應變關系。采用雙線型模型表達彈塑性，在保證精確性的同時又兼顧了計算速度[20]，鋁材料的雙線型模型如圖11所示，需要設置彈性范圍內的楊氏模量為64.4GPa、雙線型本構參數屈服強度為78.41MPa和塑性范圍內的剪切模量0.62GPa。

圖11 鋁材料的雙線型模型

對比兩種模型的仿真速度，在相同的邊界條件下，雙線型模型的計算時間為1 300s，常數模型的計算時間為65s。不同本構關系的仿真結果見表7，分別對比1、2和3、4，均可以得出，在芯片平均溫度一樣時，更大的負載電流會產生更大的應力。正是由于芯片溫度梯度的存在，使得鍵合線鍵角處的應變應力不僅與芯片平均溫度j相關，而且與溫度梯度形成的最高溫度有關。分別對比1、3和2、4，均可以得到在仿真條件相同時，雙線型模型比常數本構關系的應力結果更大。對比2和4，在改變本構關系后最大應力上升了7.8%；對比1和3，在改變本構關系后最大應力上升了58.9%，遠大于2和4之間的差距，即在更大的電流下芯片表面溫度梯度更大，最高溫度更大，所產生的熱膨脹也越劇烈，同時由于金屬材料進入塑性區域后的應力變化更明顯，少量的溫度升高就會帶來明顯的應力變化，同時所累積的塑性應變也更多。為了準確描述芯片最高溫度對結構的影響，雖然會花費更多計算時間，但是用雙線型模型替代常數模型是有必要的。

表7 不同本構關系的仿真結果

Tab.7 Simulation results of different constitutive relation

2.4 疲勞壽命預測

2.4.1 疲勞壽命預測模型

為了更好地量化電流大小對器件壽命的影響，在得到器件的應力應變分布后，通過引入疲勞模型給出對應的失效周期。從失效的鍵合線來看，金屬材料在高循環應力作用下會產生塑性應變[21]，塑性應變會導致金屬永久變形或者出現斷裂，進而發生疲勞失效，此種失效模式被稱為“應變疲勞”。對于金屬應變疲勞來說，最為經典的是Coffin-Mason模型。Coffin等[22]、S. S. Mason等[23]在20世紀50年代提出了經驗性的低周循環應變壽命公式，使用材料的塑性應變作為參量。同時Morrow發現塑性應變不是唯一導致材料疲勞的變量，為了使壽命公式能反映實際工況，在Coffin-Mason公式中引入彈性形變的影響，同時運用了平均應力m進行修正，得到

對于特定的鋁材料，文獻[21]中提出了預測應變疲勞曲線的“通用斜率法”，得到通用表達式為

通過抗拉強度和斷面收縮率來計算f和f[24]如式（5）、式（6）所示，并得到鋁材料的疲勞壽命預測參數[25]見表8。

表8 鋁材料疲勞壽命預測參數

Tab.8 Fatigue life prediction parameters of aluminum

2.4.2 疲勞壽命仿真結果

在仿真中添加疲勞模型，選取鍵合線部分作為研究對象，取進入準穩態后一個周期的力學仿真結果代入到疲勞仿真中，對比兩種功率循環仿真條件下的疲勞壽命，得到的循環失效周期見表9，同時得到鍵合線的疲勞壽命分布如圖12所示。

表9 疲勞壽命仿真結果

Tab.9 Fatigue life prediction results

圖12 鍵合線疲勞壽命分布

通過鍵合線疲勞壽命分布的仿真結果可以看出，鍵合線的壽命最小值出現在鍵角處，與應力最大值點對應，為器件的薄弱環節，最有可能首先發生失效。在表9的參數條件下，條件1（43A, 0.15s）的金屬疲勞壽命是55 449；條件2（23A, 2s）的金屬疲勞壽命是79 382，得到在功率循環條件下結溫波動Dj和最高結溫jmax相同時，由于鍵合線應變疲勞的作用，隨著負載電流的增大，鍵合線的壽命有減小的趨勢，與本文功率循環試驗第二階段的結果類似。通過電熱分析可以看出，雖然器件在條件2下的焦耳熱明顯大于條件1，但是在大負載電流（條件1）作用下的器件芯片表面存在更大的溫度梯度，即在相同的結溫波動Dj和最高結溫jmax時，芯片的最高溫度與芯片平均溫度j之間的差距更大。由于鍵合線的疲勞壽命主要受到應變作用的驅動，根據鍵合線金屬材料的熱膨脹特性，更高的溫度可以得到更大的形變，在材料的彈性范圍和塑性范圍內，會產生更大的應變。在使用Coffin-Manson公式進行疲勞壽命預測時，更大的應變必然導致壽命減小。

3 結論

本文通過功率循環試驗和有限元仿真的方法研究了不同負載電流大小和開通時間組合對TO封裝的IGBT器件失效機理的影響。試驗中通過同時改變負載電流和開通時間（分別是43A，0.15s；23A，2s），保持結溫波動Dj和最高結溫jmax不變。本文得到的結論如下：

1）功率循環試驗中，在相同最大結溫波動Dj和最高結溫jmax的條件下，存在多種負載電流和開通時間的組合。試驗結果表明，負載電流越大，IGBT器件的鍵合線壽命越低。

2）TO模型的電熱學仿真結果表明，在功率循環條件下，芯片表面存在溫度梯度，即存在溫度差。當負載電流增大，開通時間降低時，溫度梯度會提高，即最高溫度與平均溫度的差距會增大；從力學和疲勞壽命模型可以看出，鍵合線的疲勞壽命分布與應力分布存在對應關系，鍵合線鍵腳區域是疲勞薄弱環節也是應力最大的區域。

3）功率循環試驗中測得的結溫波動Dj和最高結溫jmax均為平均溫度值，通過仿真結果可以看出，更大的負載電流會在芯片表面產生更大的溫度梯度，出現比平均溫度更高的溫度從而提升最大應變應力，顯著減小了鍵合線的疲勞壽命，與試驗第二階段的結果吻合，體現了負載電路對器件壽命的影響機制。

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The Influence and Failure Mechanism Analysis of the Load Current on the IGBT Lifetime with Bond Wire Failure

111,211,2

（1. State Key Laboratory of Alternate Electrical Power System with Renewable Energy Sources North China Electric Power University Beijing 102206 China 2. NCEPU (Yantai) Power Semiconductor Technology Research Institute Co. Ltd Yantai 264010 China）

Through the power cycle experiment of the device, a life model can be established. For example, the CIPS08 formula is often used to predict the life condition under actual working conditions. The maximum junction temperature and junction temperature fluctuation have the greatest impact on life. However, in the power cycling test, different combinations of load current and load pulse duration can achieve the same maximum junction temperature and junction temperature fluctuation. It reflects the strong coupling relationship of these four parameters. In order to further evaluate the contribution of load current and load pulse duration to the lifetime of bonding wire, in this paper, 650V/20A IGBT devices are tested under the combined conditions of the same maximum junction temperature and junction temperature fluctuation but different load current and load pulse duration. Meanwhile, the junction temperature and on-state voltage drop in each cycle are monitored in real time during the test. The results show that the load current has a significant effect on the lifetime of the IGBT device. Larger current will reduce the life of IGBT devices obviously. Furthermore, an electric-mechanical-thermal multi-physics finite element model of the TO package IGBT device is established, considering the elastic-plastic characteristics of the aluminum bonding wire and the surface metal layer. The mechanism of the current effect on the stress of the bonding wire is analyzed, and the fatigue model is introduced. Simulation results are consistent with the test results. This paper can provide guidance for the accurate modeling and the lifetime prediction of bonding wire in IGBT devices.

TO packaged IGBT, power cycling test, load current, accurate finite element model, lifetime prediction

10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.201056

TN322.8

國家自然科學基金資助項目（52007061）。

2020-08-19

2020-11-11

趙子軒 男，1996年生，碩士研究生，研究方向為IGBT器件老化失效機理和壽命評估。E-mail: 13520085253@163.com

鄧二平 男，1989年生，博士，講師，研究方向為高壓大功率IGBT器件封裝及可靠性。E-mail: dengerpinghit@163.com（通信作者）

（編輯 陳誠）