散热底板对IGBT模块功率循环老化寿命的影响

常桂钦 罗海辉 方 超 陈 杰 黄永章

散热底板对IGBT模块功率循环老化寿命的影响

常桂钦1,2罗海辉2方 超2陈 杰2黄永章1

（1. 新能源电力系统国家重点实验室（华北电力大学） 北京 102206 2. 株洲中车时代半导体有限公司 株洲 412000）

功率半导体模块通常采用减小结壳热阻的方式来降低工作结温，集成Pin-Fin基板代替平板基板是一种有效的选择。两种封装结构的热阻抗特性不同，可能对其失效机理及应用寿命产生影响。针对平板基板和集成Pin-Fin基板两种常见车规级IGBT模块进行了相同热力测试条件（结温差100 K，最高结温150℃）下的功率循环试验，结果表明，散热更强的Pin-Fin模块功率循环寿命低于平板模块。失效分析显示，两者失效模式均为键合线脱附，但Pin-Fin模块的键合失效点集中在芯片中心区域，而平板模块的键合失效点则较为分散。基于电-热-力耦合分析方法，建立功率循环试验的有限元仿真模型，结果表明，Pin-Fin模块的芯片温变梯度更大，芯片中心区域键合点温度更高，使芯片中心区域的键合点塑性变形更大，导致其寿命较平板模块更短，与试验结果吻合。

绝缘栅双极型晶体管 散热底板 热阻抗 功率循环寿命 有限元分析

0 引言

随着社会发展和科技进步，电能对人类日常生活质量的提升发挥着重要作用。绝缘栅双极型晶体管（Insulated Gate Bipolar Transistor, IGBT）作为控制电能转换的核心零部件，其性能和可靠性对于电动化的推广应用起到推动作用[1]。IGBT正在朝着高可靠、小型化、高速开关、高功率密度、高工作结温的方向发展，这对于芯片和封装提出了更高的要求。IGBT的封装形式有分立器件和模块，其中应用于新能源汽车、工业变频器、智能电网、轨道交通领域的多为大功率IGBT模块[2-3]。服役中的IGBT模块，在电能转化的过程中产生损耗发热，进而引起器件结温的上升，对IGBT模块的可靠性产生很大影响：一方面，过高的温度会直接引起器件过热而失效；另一方面，随应用工况不断波动的芯片结温，也会导致器件内部互连结构发生热疲劳，引发器件的疲劳失效[4]。基于上述原因，控制芯片结温、降低器件工作时的温度，成为器件开发的共性目标之一。在芯片层面，可以通过降低芯片压降进而减小功率损耗，降低芯片结温；在封装层面，可以通过降低器件热阻，提升器件散热效率，也可以实现降低结温的目标。

传统IGBT模块通常采用间接液冷的散热方式，如图1a所示，模块采用平板基板，通过基板与散热器表面贴合进行散热。为了降低接触热阻，通常在基板底面涂覆导热硅脂，以填充基板与散热器表面之间的缝隙。为了降低模块热阻，一些车规级IGBT模块采用集成Pin-Fin（针翅）基板的直接液冷的方案，如图1b所示，避免了导热硅脂层和散热器表面的散热路径，使得散热效率得到了极大的提升[5]。模块热阻的降低，使得相同电流下，直接液冷模块的结温更低，结温波动更小，根据CIPS2008寿命模型计算，直接液冷模块的寿命更高[6]。但集成Pin-Fin基板的引入，也是为了模块在相同结温条件下增强其电流输出能力，在低的测试电流下显然无法评估其封装可靠性。文献[7]在对比三家不同厂商的IGBT模块时，考虑模块的压降、热阻特性的不同，分别对比了相同电流和相同热力条件两种测试模式下的可靠性寿命，结果表明两种测试模式下的结论完全不同。

图1 不同结构的IGBT模块

实际应用时，为了最大程度地发挥模块特性并降低成本，通常使模块工作在最高允许结温附近，即在相同热力条件下更能体现出模块封装可靠性的差异。因此，即使结温是影响封装可靠性的首要因素，在模块设计时也不能基于单一目标进行，文献[8]认为功率模块内部存在复杂的电-热-力多物理场耦合效应，寄生参数、热阻和可靠性相互制约，需要利用多目标协同优化设计方法。虽然集成Pin-Fin模块相比平板模块热阻降低，但散热结构发生了变化导致热容也存在差异，即使在相同的热力条件下，内部各层组件也可能会表现出不同的温度分布和温度变化规律，最终都可能影响模块的服役可靠性。文献[9]研究了功率循环试验中不同开通时间对模块失效机理的影响，基于实验和仿真分析揭示了内部温度分布的变化会直接改变模块的失效模式。进一步地，文献[10]通过分立器件并联的方式巧妙地验证了芯片表面温度梯度对功率循环寿命的影响，然而没有在IGBT模块中进行验证。

本文旨在评估平板模块和集成Pin-Fin模块在可靠性方面的差异，通过相同热力测试条件下的秒级功率循环试验，并结合有限元数值模拟方法，从温度分布、温变速率、芯片结温、模块热阻、热容、键合线热应力等维度进行对比，揭示了车规级可靠性标准条件下，散热底板对模块寿命的影响规律，对模块的设计和应用有重要指导作用。

1 功率循环试验

1.1 试验原理

IGBT模块的设计寿命长，新能源汽车中IGBT模块工作寿命要求达到15年[11]，风力发电机中IGBT模块工作寿命要求达到25年[12]，机车牵引变流器中IGBT模块工作寿命甚至要求至少达到30年[13]。为了缩减试验周期，通常对IGBT模块进行加速寿命实验，而功率循环试验是公认的最主要的可靠性测试方法之一[14]。功率循环是对IGBT模块施加周期性电流，利用模块自身工作时产生的功率损耗，使芯片结温发生周期性波动，模拟芯片自生热对模块可靠性的影响，实验原理如图2所示。图2中，L为加热电流，vj,max为结温最大值，vj,min为结温最小值，C/S,max为壳温最大值，C/S,min为壳温最小值。

图2 功率循环试验原理

功率循环试验的控制策略有固定导通关断时间、恒定结温差、恒定壳温差、恒定功率损耗等[15]。在固定导通关断时间的控制策略下，由于器件的老化会使热阻增加，引起芯片最高结温和结温差的上升，从而显著缩短模块的疲劳寿命，因此该方法的试验条件最为严苛，也更加接近实际工况。在恒定结温差的控制策略下，随着模块的老化，通过动态调整集电极电流大小和散热水流量，使功率循环试验的各个阶段，芯片的结温差维持在相同的水平，相当于在器件老化过程中进行主动补偿，因而会过高地估计模块疲劳寿命，其他两种控制策略也存在这种问题。因此，欧洲电力电子中心汽车电力电子模块认证工作组颁布的AQG 324标准中，规定了只能使用第一种控制策略，在功率循环试验过程中不能调整试验条件对老化进行补偿[16]。

功率循环试验通常选取电热特征参数作为失效先兆参量，通过监测参数的变化来判断模块的状 态[17]。常用的IGBT模块失效特征参数主要包括芯片结温j、集射极饱和压降ce(sat)和结-壳热阻th(j-c)。结温通过温敏电参数法测得，如小电流下饱和压降ce(sat)，然后通过校准关系换算得到[18]。饱和压降ce(sat)和结-壳热阻th(j-c)则可以反映键合线和焊料层的老化状态，根据标准定义，当ce(sat)与初始值相比增加5%或th(j-c)与初始值相比增加20%时，可以判定器件失效，此时的循环数即为器件在该条件下的功率循环寿命。

1.2 待测器件及试验条件

本文的待测器件是两种不同散热结构的750 V/ 400 A车规级IGBT模块，如图3所示，该模块为6 in 1三相全桥电路拓扑，用于新能源汽车的电能转换和能量回收。为了避免试验条件对结果的影响，试验采用单一控制变量原则，两种模块的功率循环试验条件见表1，集电极电流C设置为320 A，通过调节栅极电压的大小，从而在相同的电流下使得不同模块达到相同的热力条件，即结温差Dj≈ 100 K，最高结温jmax≈150℃。文献[9]表明栅极电压对功率模块寿命没有影响，功率循环试验中可以通过栅极电压来调节模块的功率损耗。为了尽可能多地获得试验数据，同时减小模块各相之间的热耦合带来的影响，试验过程中将U相、W相的上管接入主电路，作为被测管。

2 功率循环试验结果

2.1 热特性对比

功率循环试验过程中，通过测量模块小电流下饱和压降ce(sat)，计算得到芯片结温j。试验之前，需要对ce(sat)和j的关系进行标定，即曲线的标定。具体做法是，将模块置于环境温度试验箱内，将环境温度试验箱的温度设置为模块工作结温内的一个定值，经过一段时间的保温，使模块的温度到达设定的温度值，此时可以认为芯片结温即为设置的环境试验箱温度。在模块的栅极施加栅极电压，使模块处于开通状态，为模块施加一个微小的电流，如100 mA，测量模块的饱和压降，即得到该温度下模块的饱和压降值。随后，改变环境温度试验箱的温度，重复以上步骤，测量得到不同温度下的模块饱和压降。对不同温度下的模块饱和压降进行线性拟合，即可得到模块曲线。施加的小电流可以避免器件在电流作用下自生热，导致芯片结温升高，为测量带来误差。图4给出了4个模块的曲线标定结果，拟合结果显示，饱和压降和芯片结温的线性相关程度较高。

图3 750 V/400 A车规级IGBT模块

表1 功率循环试验条件

Tab.1 Power cycling test conditions

图5给出了待测器件1和3在大电流关断后冷却过程中的芯片结温变化。使用热敏电参数ce(sat)来计算芯片结温时，ce(sat)-j的关系是在小电流下进行标定的，因此只能用来测量小电流下的压降，从而计算得到降温阶段的结温变化。使用热敏电参数ce(sat)来计算芯片结温，虽然不能获得功率循环试验中加热阶段的结温变化，但是降温过程和升温过程的温度变化是对称的[19]。从测量结果来看，虽然两种不同封装形式的模块的结温波动范围一致，但在降温过程中，模块3的结温降温速率高于模块1，这是由于Pin-Fin基板模块的结-水热阻和热容均小于平板基板模块，使得Pin-Fin基板模块的散热效率较高。由于5 s的冷却时间相对较长，使得平板基板模块的芯片结温有足够的时间冷却到和Pin- Fin基板模块相同的温度，这也保证了散热效率相对较低的平板基板模块，仍然可以冷却到最低结温50℃的试验条件。

图4 试验样品的K曲线标定结果

图5 模块1和模块3的U1管关断阶段结温变化

2.2 功率循环寿命

图6是模块1和模块3的U1管，在功率循环试验过程中的饱和压降、结温差、热阻变化曲线。为了便于直观地对各器件的功率循环寿命进行对比，选取0为模块1的U1管失效时的寿命，其余各管的功率循环寿命以0为基础进行归一化。老化过程中，热阻的增幅不大，当器件失效时，模块1的U1管热阻增大了2.2%，模块3的U1管热阻增大了0.6%。试验结束时，模块1的U1管饱和压降增大了6.9%，模块3的U1管饱和压降增大了5.1%。在图6的饱和压降曲线中，还可以看到两次数据突变，这是由于键合线的脱落，使器件的电流回路电阻值增大，造成了饱和压降的增加。由此可以判断，器件的失效是由于键合线的脱落引起的，焊层出现了轻微的退化，但不是器件的主要失效模式。

图6 功率循环试验结果

4个模块的功率循环寿命统计结果如图7所示。在相同的结温差、最高结温的条件下，平板基板模块的寿命整体高于Pin-Fin基板模块，就平均寿命而言，Pin-Fin基板模块约为0.8870，平板基板模块约为0.9690，比Pin-Fin基板模块高9.2%。虽然Pin-Fin模块采用直接水冷的封装形式降低了热阻，提升了散热能力和通流能力，但在相同热力条件下，Pin-Fin模块的寿命低于平板基板模块，仅从封装可靠性的角度，Pin-Fin基板模块无法体现出优势。

图7 各样品功率循环寿命

2.3 失效分析

当试验终止时，对模块进行失效分析。图8是试验结束后模块1的U1管照片，可以看到，芯片金属层上方的键合点出现了脱落现象，且脱落点不止一个，而衬板覆铜上的键合点完好。当键合线发生脱落后，同一芯片上剩余键合线的电流会瞬间增大，从而加速了键合线的脱落失效。

图8 模块1的U1管键合点脱落

图9是试验后模块1的U1管芯片焊层超声扫描照片。从超声扫描结果来看，焊层的退化程度较小，与功率循环试验过程中热阻的变化规律一致。

图9 实验后模块1的U1管芯片焊层

图10给出了4个模块的键合线失效位置分布。脱落的键合点均位于芯片表面金属层区域，衬板覆铜上键合点完好。脱落的键合点分布于芯片中心，芯片边缘键合线未发现失效。相对于平板基板模块而言，Pin-Fin基板模块脱落的键合点更加集中于芯片中心位置。

图10 键合线失效位置分布统计

3 有限元数值分析

为了进一步对比不同散热基板形式模块的热力学性能，进行了电-热-力多物理场耦合的有限元分析。有限元分析可以通过数值模拟的方式，获得在试验中不易测量的物理量，如温度梯度、应力、塑性应变等，为分析问题、解决问题提供了新的方法和工具[20]。

3.1 仿真模型

仿真采用全尺寸三维模型，为了减少计算量，去除了管壳、母排端子、辅助端子、硅胶，仅包含芯片、键合线、焊层、衬板、基板等结构，其中基板分为平板基板和Pin-Fin基板两种形式。仿真模型忽略了模块中可能存在的缺陷，焊层简化为厚度均匀、无空洞的层状结构。表2列出了仿真中使用的材料参数，其中，芯片电阻率采用文献[21]中提出的基于器件-特性的等效电阻率计算方法进行定义，铝键合线使用双线性弹塑性模型，屈服强度为30 MPa，切线模量为500 MPa[22]。焊料使用Anand黏塑性本构模型[23-24]，其余材料设置为弹性材料[25]。

表2 有限元仿真材料参数

Tab.2 Material parameters for finite element simulation

采用电-热-力多物理场耦合模拟功率循环试验中电流产生焦耳热，引起器件温度上升，导致器件各部件间产生热应力和变形。仿真条件和试验条件相同，通过对芯片加载和试验相同的电流来产热，基板底部施加对流换热边界，模拟散热器对模块散热。通过调整对流换热系数，使芯片平均结温在50～150℃之间波动，与试验条件保持一致。

3.2 仿真结果

图11是平板基板模型和Pin-Fin基板模型的结温变化曲线，可以看到，Pin-Fin基板模块的结温变化速率高于平板基板模块，在升温阶段，Pin-Fin基板模块芯片结温早于平板基板模块升高至最大值，在降温阶段，Pin-Fin基板模块芯片结温下降也比平板基板模块更早达到最小值。下降阶段的温度变化趋势也在试验中得到了证实，如图5所示。

图11 平板基板模型和Pin-Fin基板模型的平均结温变化

图12给出了大电流关断时刻，平板基板模块和Pin-Fin基板模块芯片结温的分布。大电流关断时刻，芯片达到最高温度，对于平板基板模块，芯片中心最高结温为173.8℃，芯片边角最高结温为106.2℃，温度差值为67.6℃。与之相对的Pin-Fin基板模块，芯片中心最高结温为176.8℃，芯片边角最高结温为102.6℃，温度差值为74.2℃。结合图11，两种不同结构的散热底板封装形式，在平均结温相同的条件下，Pin-Fin基板模块的芯片结温分布更加不均匀，芯片上的温度梯度更大，芯片中心的最高温度更高。

图12 不同封装结构模块的芯片温度分布

进一步地，提取平板基板模块和Pin-Fin基板模块芯片表面第1键合点和第2键合点位置的温度数据，不同封装结构模块的键合线温度分布如图13所示。键合点温度分布趋势与芯片结温分布趋势相同，芯片最中心区域的键合点温度最高，工况相对芯片边角的键合点更为严酷，增加了中心键合点失效的可能。Pin-Fin基板模块的键合点，最高温度为170.82℃，平板基板模块相同位置的键合点，温度为166.34℃，比Pin-Fin基板模块低4.48℃。Pin-Fin基板模块最边缘键合点的温度为138.68℃，平板基板模块相同位置的键合点，温度为142.13℃，比Pin-Fin基板模块高3.45℃。同一芯片上的同一排键合点，Pin-Fin基板模块的温度差为32.14℃，平板基板模块为24.21℃。由此可以看出，Pin-Fin模块键合点的温度差异更大，温度分布不均匀性相较于平板基板模块更严重，这也解释了Pin-Fin基板模块的键合线的脱落更集中在芯片中央。平板基板模块脱落的键合点相对分散，与工艺离散性相关。

图13 不同封装结构模块的键合线温度分布

图14是大电流关断时刻，平板基板模块和Pin- Fin基板模块键合线的塑性应变分布，键合点处出现塑性应变的最大值，平板基板模块键合线的最大塑性应变为2.335×10-3，Pin-Fin模块键合线的最大塑性应变为2.504×10-3，相较平板基板模块高7.2%。图15给出了有限元数值模拟得到的芯片中心键合点在3个循环周期内的塑性应变累积，可以看到，第3个循环和第2个循环的塑性应变增量差别较小，单个功率循环周期内的塑性应变量趋于稳定。在第3个循环的过程中，平板基板模块键合线的塑性应变变化量为1.01×10-3，Pin-Fin基板模块键合线的塑性应变变化量为1.36×10-3，比平板基板模块高出34.7%。

在相同的平均结温变化下，经过长时间的累积效应，Pin-Fin基板模块键合线的损伤将高于平板基板模块键合线的损伤，从而导致相同平均结温下Pin-Fin基板模块的功率循环寿命低于平板基板模块。

图14 不同封装结构模块的键合线塑性应变分布

图15 芯片中心键合点的累积塑性应变

不论功率循环试验还是仿真分析，对比的是相同结温下的Pin-Fin模块和平板模块结温变化速率对可靠性的影响，即在相同热力条件下更能体现出模块封装可靠性的差异。实际IGBT服役工况下，Pin-Fin模块热阻低，相同结温下其出流能力相比平板模块更强。为了最大程度地发挥模块特性和降低成本，追求更高的性价比，通常使模块工作在最高允许结温附近。IGBT模块产品的可靠性要求是通过指定温度变化范围条件下的功率循环试验，Pin- Fin模块和平板模块仅在功率循环寿命上存在差异。

4 结论

Pin-Fin基板直接液冷的特性有效地降低了IGBT模块整体热阻，使得模块散热效率得到了极大的提升，在电动汽车应用领域正逐步替代传统平板模块。本文基于这两种IGBT模块，研究了不同散热底板对模块功率循环寿命的影响，可以得到如下结论：

1）基于封装可靠性的视角，在相同结温波动和最高结温下，Pin-Fin基板模块芯片表面温度分布不均匀程度更高，芯片表面温度梯度更大，芯片最高温度更高，中心键合线的塑性变形更大，导致芯片中心键合线更容易脱落，最终导致其功率循环寿命相比平板模块更短。

2）基于应用可靠性的视角，由于Pin-Fin基板模块热阻更小，在相同输出电流下其最高结温和结温波动更低，其服役寿命预计会更高。另外，更低的热阻意味着在最高允许结温下可以提高模块的出流能力，同时其最高结温和结温波动也会增加，服役寿命也会低于平板模块。

3）为了满足应用的多重需求，模块设计需要综合考虑通流能力和可靠性能力，对于Pin-Fin基板模块，在更换散热底板降低模块热阻的同时，若要实现同等功率循环寿命，也需要采取措施提升其可靠性。两者不是简单的替换关系，在设计目标方面应该是独立关系，在多物理场方面则是相互耦合关系，对未来基于电-热-力多目标优化的设计方法尤为重要。

综上所述，本文从相同温度条件下对比分析了两种散热底板下的功率循环试验寿命差异。功率循环加速老化试验与实际应用条件之间存在差别，需采用更恰当的加速寿命试验方法和条件来表征器件在应用工况下的寿命。

[1] 张军, 张犁, 成瑜. IGBT模块寿命评估研究综述[J]. 电工技术学报, 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] 刘国友, 黄建伟, 覃荣震, 等. 高压大电流 (4500V/ 600A) IGBT芯片研制[J]. 电工技术学报, 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] 刘国友, 罗海辉, 张鸿鑫, 等. 基于全铜工艺的750A/6500V高性能IGBT模块[J]. 电工技术学报, 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, 陈民铀, 赖伟, 等. 基于IGBT结温波动平滑控制的主动热管理方法综述[J]. 电工技术学报, 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, 李晓玲, 林超彪, 等. 功率模块封装的电-热-力多目标优化设计[J]. 中国电机工程学报, 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] 陈杰, 邓二平, 张一鸣, 等. 功率循环试验中开通时间对高压大功率IGBT模块失效模式的影响及机理分析[J]. 中国电机工程学报, 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] 赵雨山, 邓二平, 潘茂杨, 等. 芯片表面温度梯度对功率循环寿命的影响[J/OL]. 中国电机工程学报, 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] 邓二平, 陈杰, 赵雨山, 等. 90kW/3000A高压大功率IGBT器件功率循环测试装备研制[J]. 半导体技术, 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] 王学梅, 张波, 吴海平. 基于失效物理的功率器件疲劳失效机理[J]. 电工技术学报, 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] 贾英杰, 罗毅飞, 肖飞, 等. 一种符合欧姆定律的IGBT等效电阻模型[J]. 电工技术学报, 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. 基于红外测试和数值模拟的功率半导体器件IGBT热机械性能分析[D]. 北京: 北京工业大学, 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] 赵子轩, 陈杰, 邓二平, 等. 负载电流对IGBT器件中键合线的寿命影响和机理分析[J]. 电工技术学报, 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

国家重点研发计划资助项目（2020YFB0407702）。

2023-01-18

2023-04-26

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

TM46

常桂钦 男，1983年生，博士研究生，研究方向为大功率半导体器件封装设计、工艺及可靠性。E-mail: changgq@csrzic.com

黄永章 男，1962年生，教授，博士生导师，研究方向为功率半导体器件封装及可靠性。E-mail: huang_y_z@ncepu.edu.cn（通信作者）

（编辑 陈 诚）