壓接型IGBT器件單芯片子模組可靠性壽命仿真研究

任 斌， 黃永章

(華北電力大學(xué) 新能源電力系統(tǒng)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102206)

0 引 言

基于電壓源換流器的高壓直流輸電技術(shù)， 也稱柔性直流輸電技術(shù)，是由加拿大McGill大學(xué)的Boon-Teck Ooi等人[1]于1990年提出，是一種以電壓源換流器、自關(guān)斷器件和脈寬調(diào)制(PWM)技術(shù)為基礎(chǔ)的新型輸電技術(shù)，該輸電技術(shù)具有可向無源網(wǎng)絡(luò)供電、不會出現(xiàn)換相失敗、換流站間無需通信以及易于構(gòu)成多端直流系統(tǒng)等優(yōu)點(diǎn)。隨著柔性直流輸電技術(shù)的迅猛發(fā)展，其電壓等級和容量不斷提高，而目前柔性直流輸電系統(tǒng)中使用的主流器件為IGBT器件，這就要求其中采用的可關(guān)斷器件IGBT進(jìn)一步向著高電壓和大功率方向不斷地發(fā)展，同時這也對IGBT器件的容量和可靠性壽命提出了更高的要求，尤其是長期運(yùn)行的可靠性。

目前高壓大功率IGBT器件主流的封裝方式為焊接式封裝，模塊外部采用非密閉式塑料管殼，內(nèi)部采用焊接和引線鍵合等工藝技術(shù)實(shí)現(xiàn)電氣互聯(lián)，并在模塊內(nèi)部填充硅凝膠等絕緣材料實(shí)現(xiàn)高電壓絕緣及鈍化保護(hù)，如我國正在規(guī)劃和建設(shè)的“豫鄂工程”將采用3300V1 500 A焊接式IGBT模塊。不同于焊接式IGBT模塊，內(nèi)部采用壓力接觸互聯(lián)的壓接型IGBT器件越來越受到應(yīng)用市場以及IGBT器件廠家的關(guān)注。傳統(tǒng)焊接式IGBT模塊由于散熱、應(yīng)力等設(shè)計因素以及焊接引線鍵合等工藝條件的限制， 功率等級不能大幅度提升， 同時存在引線脫落、焊層退化等由熱應(yīng)力引起的失效瓶頸[2，3]。而壓接型IGBT器件擁有雙面散熱、易于串聯(lián)和短路失效的優(yōu)點(diǎn)[4]同時其電壓等級和容量可以達(dá)到很高，因此高電壓和大功率的場合中得到廣泛應(yīng)用，如我國正在規(guī)劃和建設(shè)的“張北工程”和“烏東德工程”將采用4 500 V/3 000 A壓接型IGBT器件。

壓接型IGBT器件各個部件是通過壓力進(jìn)行固定連接的，工作的過程中由于IGBT芯片的發(fā)熱，會使各個部件受到固定壓力和循環(huán)熱應(yīng)力的雙重作用。正常情況下壓接型IGBT器件在高應(yīng)力環(huán)境中能擁有十幾年到幾十年的工作壽命[5，6]。功率循環(huán)試驗(yàn)是通過控制壓接型IGBT器件內(nèi)部電流的周期性變化從而產(chǎn)生周期性溫度梯度變化的一種加速老化實(shí)驗(yàn)，能夠模擬器件工作過程中受到的循環(huán)熱應(yīng)力作用，是對壓接型IGBT器件壽命進(jìn)行考核最為常用，也是最為接近真實(shí)工況的試驗(yàn)[7]。但是實(shí)際的功率循環(huán)試驗(yàn)操作復(fù)雜、實(shí)驗(yàn)周期長且成本較高，所以通常使用有限元方法對壓接型IGBT器件進(jìn)行功率循環(huán)仿真模擬，仿真結(jié)果可為后續(xù)真實(shí)的功率循環(huán)試驗(yàn)提供參考也可對壓接型IGBT器件的改進(jìn)提供具體的建議。

目前對于IGBT器件的可靠性壽命研究處于初級階段，國外研究機(jī)構(gòu)較早開始研究，ABB較為詳細(xì)地介紹了功率循環(huán)試驗(yàn)的實(shí)驗(yàn)條件，試驗(yàn)結(jié)果以及數(shù)據(jù)處理，并利用Weibull分布和Coffin-Manson定理改進(jìn)了壽命預(yù)測模型[8，9]；英飛凌提出了與加熱時間、鍵合線等因素有關(guān)的Bayerer壽命預(yù)測模型[10]；奧爾堡大學(xué)總結(jié)了IGBT的失效機(jī)理和各種模塊壽命模型[11]；瑞士蘇黎世聯(lián)邦理工學(xué)院總結(jié)了壽命預(yù)測的具體方法和步驟并提出了一種新的用于描述蠕變的壽命預(yù)測模型[12]。相比于國外研究機(jī)構(gòu)，國內(nèi)研究機(jī)構(gòu)多從2010年前后開始研究，株洲電力機(jī)車研究所根據(jù)線性疲勞損傷累積理論和壽命模型計算了功率循環(huán)壽命并通過功率循環(huán)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)溫升與壽命符合Coffin-Manson關(guān)系[13，14]；海軍工程大學(xué)通過加速老化試驗(yàn)提出了對數(shù)正態(tài)分布是一種預(yù)測壽命更為準(zhǔn)確的方法[15，16]；華北電力大學(xué)分析了IGBT器件的失效模式和失效機(jī)理，對壓接型IGBT器件進(jìn)行了疲勞失效仿真和可靠性壽命預(yù)測[17]。

通過閱讀上述文獻(xiàn)，僅華北電力大學(xué)對于壓接型IGBT器件進(jìn)行了可靠性壽命的仿真預(yù)測，但是其仿真模型未考慮壓接型IGBT器件各部件間的接觸熱阻與摩擦系數(shù)，與真實(shí)工況存在較大差距。本文在此基礎(chǔ)上基于有限元法建立了壓接型IGBT器件單芯片子模組的仿真模型，通過設(shè)置芯片表面的接觸熱阻和摩擦系數(shù)，對于各部件金屬疲勞過程進(jìn)行了仿真模擬。然后利用金屬疲勞模型預(yù)測了壓接型IGBT器件單芯片子模組的可靠性壽命，得到了不同壓力下壓接型IGBT器件單芯片子模組的可靠性壽命。最后通過仿真結(jié)果得到了壓接型IGBT器件單芯片子模組的可靠性壽命與壓力的關(guān)系，對壓接型IGBT器件的使用以及后續(xù)的研究提供了指導(dǎo)性建議。

1 壓接型IGBT器件單芯片子模組結(jié)構(gòu)

1.1 壓接型IGBT器件封裝結(jié)構(gòu)

目前壓接型IGBT器件主要有兩種封裝結(jié)構(gòu)，一種是ABB公司的彈簧式封裝結(jié)構(gòu)，還有一種就是西碼、東芝等公司的凸臺式封裝結(jié)構(gòu)，如圖1和圖2所示[18]。這兩種封裝結(jié)構(gòu)都有各自的優(yōu)勢，由于ABB公司的彈簧式封裝結(jié)構(gòu)受到專利保護(hù)，所以本文以凸臺式封裝結(jié)構(gòu)作為研究對象。

圖1 凸臺式壓接型IGBT器件封裝結(jié)構(gòu)Fig.1 Press pack IGBTs structure diagram

圖2 彈簧式壓接型IGBT器件封裝結(jié)構(gòu)Fig.2 StakPak IGBTs structure diagram

1.2 壓接型IGBT器件單芯片子模組結(jié)構(gòu)

由圖1可以看出，凸臺式壓接型IGBT器件是由多個單芯片子模組并聯(lián)而成，單芯片子模組之間沒有任何差別，因此單芯片子模組能夠很好地反映壓接型IGBT器件在工作過程中的熱力學(xué)特性。由于整體的壓接型IGBT器件封裝結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜，為了提高模型的收斂性以及運(yùn)算速度，本文選擇對單芯片子模組進(jìn)行可靠性壽命仿真研究。單芯片子模組的結(jié)構(gòu)如圖3所示[18]，可以看出單芯片子模組包括集電極/發(fā)射極鉬片、銀片、IGBT芯片、塑料框架和柵極探針等結(jié)構(gòu)。

圖3 單芯片子模組結(jié)構(gòu)Fig.3 Structure of single chip submodule

2 壓接型IGBT器件單芯片子模組仿真模型

2.1 單芯片子模組結(jié)構(gòu)簡化模型

在單芯片子模組結(jié)構(gòu)中，塑料框架僅起到封裝作用，而柵極探針存在彈簧補(bǔ)償結(jié)構(gòu)，所以兩者對單芯片子模組內(nèi)部的壓力分布影響很小，在仿真過程中，為了提高模型的收斂性和運(yùn)算速度，對于塑料框架、柵極探針等對單芯片子模組可靠性壽命沒有影響的部件進(jìn)行了簡化，建立了單芯片子模組仿真模型，如圖4所示，圖4中的上蓋和下蓋分別為凸臺式封裝結(jié)構(gòu)壓接型IGBT器件集電極和發(fā)射極的簡化結(jié)構(gòu)。

圖4 單個子模組模型Fig.4 Structure model of single chip submodule

IGBT芯片是壓接型IGBT器件中最為核心的組成部分，也是我們最為關(guān)注的結(jié)構(gòu)[19]，本文對芯片結(jié)構(gòu)模型也進(jìn)行了一些處理，綜合考慮加工工藝精度、仿真軟件所能處理的精度和計算機(jī)的計算能力，將發(fā)射極表面復(fù)雜的結(jié)構(gòu)統(tǒng)一用50 μm鋁層近似等效，同時考慮到芯片只有中間部分才會通過電流，故將芯片中間部分作為有源區(qū)[17]，如圖5所示。

圖5 IGBT芯片模型剖面示意圖Fig.5 Cross section diagram of IGBT chip model

2.2 單芯片子模組有限元仿真條件設(shè)定

本文利用COMSOL Multiphysics有限元分析軟件對于壓接型IGBT器件單芯片子模組進(jìn)行多物理場耦合仿真計算。

通過上述簡化，建立了壓接型IGBT器件單芯片子模組的簡化模型，模型中用到的材料如表1所示，在仿真計算中各材料均采用系統(tǒng)默認(rèn)參數(shù)。

表1 單芯片子模組模型各組件材料與尺寸

Tab.1 Components materials and dimensions of single chip submodule

組件材料尺寸(長×寬×高,mm)上蓋及下蓋OFHC·Cu(無氧高導(dǎo)電銅)直徑30,高8集電極鉬片≥99.93%Mo13.6×13.6×1.5IGBT芯片Si(表面Al金屬化)13.6×13.6×0.41(有源區(qū)10×10×0.41)發(fā)射極鉬片≥99.93%Mo9.4×9.4×2(缺口2×2×2)銀片≥99.99%Ag9.4×9.4×0.15凸臺OFHC·Cu(無氧高導(dǎo)電銅)凸臺9.4×9.4×8

仿真邊界條件主要包括接觸熱阻的設(shè)置、摩擦系數(shù)的設(shè)置、芯片功率損耗的設(shè)置、散熱器參數(shù)的設(shè)置和施加載荷的設(shè)置。

壓接型IGBT器件工作過程中，在器件的眾多接觸面間會產(chǎn)生接觸熱阻，接觸面間的總體接觸熱阻在額定壓力條件下占整個器件熱阻值50%左右[20]。而在總體接觸熱阻中，因?yàn)镮GBT芯片表面鋁層最易出現(xiàn)微動磨損現(xiàn)象[17]，所以IGBT芯片與發(fā)射極鉬片間接觸熱阻占據(jù)主要地位。因此在仿真過程中，為了簡化計算，只考慮IGBT芯片與發(fā)射極鉬片間接觸熱阻。文獻(xiàn)[21]通過實(shí)驗(yàn)測量得出了接觸熱阻與壓力的函數(shù)關(guān)系，如式(1)所示，圖6為其函數(shù)曲線。

Re=0.111+1.141e-0.001F

(1)

式中：Re為以IGBT芯片與發(fā)射極鉬片間接觸熱阻值；F為外部機(jī)械壓力。

圖6 函數(shù)曲線Fig.6 Function curve

壓接型 IGBT器件內(nèi)部各組件間直接接觸，器件外部與散熱器直接接觸，為了提高模型準(zhǔn)確性，在仿真過程中需要考慮接觸問題。器件與散熱器間的接觸設(shè)定為綁定接觸，器件內(nèi)部各組件間的接觸設(shè)定為摩擦接觸，摩擦系數(shù)設(shè)定為0.8[22-24]。

壓接型IGBT器件正常工作時芯片會產(chǎn)生熱量，在仿真中設(shè)置IGBT芯片有源區(qū)為熱源，功率損耗為150 W[25]，在仿真過程中通過控制IGBT芯片功率損耗的周期性通斷來模擬功率循環(huán)的實(shí)際情況[17]。

由于凸臺式壓接型IGBT器件在工作時集電極和發(fā)射極側(cè)均會設(shè)置外加的散熱器結(jié)構(gòu)，所以可以實(shí)現(xiàn)雙面散熱的功能，因此仿真時在集電極和發(fā)射極側(cè)均設(shè)置了散熱器，在仿真中假定散熱器均為水冷散熱，熱通量為1 000 W/m2。

由于壓接型IGBT器件特殊的封裝形式，使得其工作條件與常規(guī)的焊接式IGBT模塊有很大差異，通常需要外部壓力夾具施加均勻壓力才能保證壓接型IGBT器件正常工作，在仿真中通過在單子模組集電極上蓋施加位移載荷并通過在發(fā)射極底面設(shè)置彈簧基礎(chǔ)實(shí)現(xiàn)外部壓力的施加，如圖7所示。

圖7 仿真邊界條件Fig.7 Simulation boundary condition

3 金屬疲勞壽命預(yù)測模型

金屬材料在高循環(huán)應(yīng)力作用下會產(chǎn)生塑性應(yīng)變，塑性應(yīng)變會導(dǎo)致金屬永久變形或者出現(xiàn)斷裂，進(jìn)而發(fā)生疲勞失效，此種失效模式稱為“應(yīng)變疲勞”或“低周疲勞”[26]?；贑offin-Manson定理，得到了塑性應(yīng)變模型，如式(2)所示[27]：

(2)

式中：Nf為功率循環(huán)周期數(shù)；Δεp為塑性應(yīng)變倍數(shù)，εf’為疲勞延性系數(shù)；c為疲勞延性指數(shù)。疲勞韌性系數(shù)與εf’與真實(shí)的斷裂韌性系數(shù)εf數(shù)值接近。

由于利用Coffin-Manson定理的Coffin -Manson塑性應(yīng)變模型只考慮了塑性應(yīng)變引起的形變，所以可以結(jié)合Basquin模型來描述彈性形變，這樣就組合而成總應(yīng)變方程[27]：

(3)

式中：Δε為應(yīng)變范圍；σf’為疲勞強(qiáng)度系數(shù)；E為彈性模量，εf’為疲勞延性系數(shù)；b為疲勞強(qiáng)度指數(shù)；c為疲勞延性指數(shù)。

上述公式是根據(jù)對稱循環(huán)載荷擬合出來的，但在實(shí)際循環(huán)過程中載荷都是非對稱循環(huán)載荷。Morrow對Coffin-Mason公式進(jìn)行了彈性應(yīng)力線性修正，考慮了平均應(yīng)力σm的影響[28]：

(4)

通過預(yù)測應(yīng)變疲勞壽命曲線的“通用斜率法”和查閱相關(guān)數(shù)據(jù)手冊[17]，可以得到式(4)中各個參數(shù)的取值從而可以利用該模型進(jìn)行金屬疲勞壽命預(yù)測。

4 仿真結(jié)果分析

4.1 單芯片子模組熱力學(xué)仿真分析

通過設(shè)置上述仿真邊界條件，對于單芯片子模組進(jìn)行了功率循環(huán)仿真，得到了IGBT芯片表面結(jié)溫的變化曲線，如圖8所示。

圖8 IGBT芯片表面結(jié)溫變化曲線 Fig.8 Surface junction temperature curve of IGBT chip

從圖8中我們可以看到，以10 s為一個功率循環(huán)周期，IGBT芯片結(jié)溫在上半個周期內(nèi)升高，在下半個周期內(nèi)降低，滿足功率循環(huán)加速老化的實(shí)驗(yàn)條件。同時IGBT芯片表面結(jié)溫整體上隨著循環(huán)時間的增加而逐漸升高，當(dāng)循環(huán)時間到達(dá)80 s也就是第九個循環(huán)周期的時候，IGBT芯片結(jié)溫整體變化趨于穩(wěn)定狀態(tài)，因此第十個循環(huán)周期可作為重點(diǎn)研究的周期，提取第十個循環(huán)周期內(nèi)A、B、C、D四個時刻的單芯片子模組的整體溫度分布，如圖9所示。

圖9 整體溫度分布Fig.9 Global temperature distribution

從上圖中可以得到，在90 s到94 s升溫周期內(nèi)，IGBT單芯片子模組的整體溫度梯度最高可達(dá)40 K左右，在95 s到100 s降溫周期內(nèi)，IGBT單芯片子模組的整體溫度梯度最低為12 K左右，并且在整個循環(huán)周期內(nèi)，IGBT芯片發(fā)射極表面與發(fā)射極鉬片間的溫度梯度均為最大，巨大的縱向溫度梯度很容易導(dǎo)致器件各組件之間產(chǎn)生相對滑動或者變形[29]，從而加劇IGBT芯片的金屬疲勞過程，導(dǎo)致壽命的降低。

從上述分析可知IGBT芯片發(fā)射極表面與發(fā)射極鉬片間的溫度梯度最大，熱應(yīng)力變化也最劇烈，該條件下的壓力分布規(guī)律有一定代表性。因此選取IGBT芯片發(fā)射極表面為研究對象，來探究IGBT芯片發(fā)射極表面的壓力分布與疲勞壽命之間的聯(lián)系。

按照圖10所示紅色直線路徑，可以提取如圖11所示的壓力分布圖。圖11中的提取的是第十個循環(huán)周期內(nèi)A、B、C、D四個時刻IGBT芯片發(fā)射極表面的壓力分布。

圖10 壓力提取路徑Fig.10 Pressure extraction path

圖11 壓力分布Fig.11 Pressure distribution

從圖11壓力分布曲線中可以看出，IGBT芯片中心區(qū)域壓力較小且分布均勻，IGBT芯片發(fā)射極表面與發(fā)射極鉬片相接觸的邊緣部分壓力分布出現(xiàn)了特別突出的尖峰。壓力尖峰在加熱階段尤其突出，其對應(yīng)的最大壓力值可達(dá)155 MPa，已經(jīng)超過鋁的屈服強(qiáng)度2.5倍之多。巨大的壓力會導(dǎo)致IGBT芯片發(fā)射極表面出現(xiàn)很大塑性變形，這些出現(xiàn)壓力尖峰的區(qū)域相對應(yīng)的疲勞壽命會顯著降低。若將不同時刻的壓力分布曲線進(jìn)行比較，可以看出A、B、C、D四個時刻的壓力分布規(guī)律非常相似，壓力分布曲線重合度較高。

4.2 單芯片子模組可靠性壽命仿真分析

通過瞬態(tài)仿真計算得到單芯片子模組各個時刻的應(yīng)變分布之后，結(jié)合金屬疲勞壽命預(yù)測模型，將單芯片子模組的每個微元都帶入相應(yīng)的模型中，在同一壽命刻度范圍下就可得到單芯片子模組的疲勞壽命。從上述分析可知IGBT芯片發(fā)射極表面鋁層的金屬疲勞現(xiàn)象更為嚴(yán)重，因此其可靠性壽命將決定整個單芯片子模組的可靠性壽命，應(yīng)當(dāng)重點(diǎn)關(guān)注，同時其可靠性壽命與壓力有著密切的關(guān)系，圖12所示為不同的壓力下(200 N、1 000 N和1 800 N)IGBT芯片發(fā)射極表面鋁層的可靠性壽命(各標(biāo)度代表以10為底的壽命的對數(shù))。

圖12 IGBT芯片發(fā)射極的可靠性壽命Fig.12 Reliability lifetime of IGBT chip emitter

從上圖來看，三種仿真條件下IGBT芯片發(fā)射極表面可靠性壽命的分布規(guī)律相似，均呈現(xiàn)出環(huán)狀分布，并且可靠性壽命較低的部位均出現(xiàn)在IGBT芯片中間位置和發(fā)射極鉬片與IGBT芯片接觸的位置。但三種仿真條件下整體壽命有所不同，圖12中將每個IGBT芯片表面鋁層可靠性壽命最小點(diǎn)的位置標(biāo)出，三種仿真試驗(yàn)條件下壽命最大值與最小值如表2所示。

表2 IGBT芯片發(fā)射極可靠性壽命最大值與最小值

Tab.2 Maximum and minimum reliability lifetime of IGBT chip emitter

仿真條件/N最大壽命/次最小壽命/次2001.0×10105 501.681 0001.0×10102 349 090.01 8001.0×1010806 106.0

由圖12和表2可以看出，三種條件下IGBT芯片發(fā)射極表面可靠性壽命最大的地方都在IGBT芯片有源區(qū)最邊緣處，壽命最大的區(qū)域出現(xiàn)在有源區(qū)邊緣處的原因是有源區(qū)邊緣處一圈沒有和發(fā)射極鉬片相接觸。而IGBT芯片發(fā)射極表面可靠性壽命最小的地方卻有所差別，壓力為200 N時IGBT芯片發(fā)射極表面可靠性壽命最小的地方集中在發(fā)射極鉬片與IGBT芯片相接觸的位置，因?yàn)樵趬毫^低時，壓接型IGBT器件單芯片子模組的各部件間接觸不良，由圖6曲線可知壓力降低時接觸熱阻會顯著地增加，而發(fā)射極鉬片與IGBT芯片相接觸的邊緣位置接觸熱阻遠(yuǎn)高于其他部位，導(dǎo)致溫度顯著升高，從而產(chǎn)生巨大的熱應(yīng)力加速金屬疲勞過程，因此在壓力較低時IGBT芯片發(fā)射極表面可靠性壽命最小的地方集中在發(fā)射極鉬片與IGBT芯片相接觸的位置；壓力為1 800 N時IGBT芯片發(fā)射極表面可靠性壽命最小的地方出現(xiàn)在了IGBT芯片的中間部位，因?yàn)樵趬毫^高時，壓接型IGBT器件單芯片子模組的各部件間接觸良好，由圖6曲線可知壓力升高時接觸熱阻會顯著地減小，并且壓力較大時接觸熱阻幾乎不隨壓力變化，此時結(jié)溫較低，接觸熱阻對金屬疲勞過程的影響很小，但此時IGBT芯片中間部位在巨大的壓力下產(chǎn)生了塑性應(yīng)變，因此在壓力較高時IGBT芯片發(fā)射極表面可靠性壽命最小的地方出現(xiàn)在了IGBT芯片的中間部位；而壓力為1 000 N時，壓接型IGBT器件單芯片子模組的各部件間接觸相對較好，可以保持相對較小的接觸熱阻，同時也不會產(chǎn)生較大的塑性應(yīng)變，因此IGBT芯片發(fā)射極表面可靠性壽命較低的地方同時出現(xiàn)在了發(fā)射極鉬片與IGBT芯片相接觸的位置和IGBT芯片的中間部位。

從上述分析可知壓力在1 000 N條件下IGBT芯片發(fā)射極表面的可靠性壽命最小值在三種仿真條件下是最高的，較200 N條件下的可靠性壽命最小值高出了近400多倍，較1 800 N條件下的可靠性壽命最小值高出了近3倍之多。IGBT芯片發(fā)射極表面可靠性壽命最短的是在壓力為200 N時的5 501.68次循環(huán)，也就是說在壓力較低的情況下，以兩分鐘為一個循環(huán)周期，IGBT芯片發(fā)射極表面經(jīng)過7.64天左右就會出現(xiàn)失效的情況。如圖13是兩個在經(jīng)歷多次動靜態(tài)測試的試驗(yàn)過程中出現(xiàn)失效的IGBT芯片發(fā)射極表面[17]。

圖13 失效IGBT芯片發(fā)射極表面Fig.13 Emitter surface of failure chip

從圖13可以看出，IGBT芯片發(fā)射極表面與發(fā)射極鉬片相接觸的邊緣部位和IGBT芯片中間部位均出現(xiàn)了不同程度的金屬疲勞，IGBT芯片發(fā)射極表面的金屬疲勞區(qū)域與上述仿真結(jié)果中的區(qū)域相吻合，驗(yàn)證了仿真結(jié)果的正確性。

從上述分析可知，IGBT芯片發(fā)射極表面的可靠性壽命顯然與壓力有著密切關(guān)系，通過仿真改變壓力的大小，得到了IGBT芯片發(fā)射極表面的可靠性壽命與壓力的擬合曲線，如圖14所示。從圖中可以看出，IGBT芯片發(fā)射極表面的可靠性壽命與壓力呈現(xiàn)出高斯分布的規(guī)律，即在一定的壓力范圍內(nèi)，IGBT芯片發(fā)射極表面的可靠性壽命達(dá)到最大，所以在實(shí)際使用壓接型IGBT器件的過程中，外部壓力夾具施加的均勻壓力要在合理的范圍內(nèi)才會提高壓接型IGBT器件的可靠性壽命。

圖14 擬合曲線Fig.14 Fitting curve

5 結(jié) 論

本文對壓接型IGBT器件單芯片子模組仿真研究開展的主要工作如下：(1)建立了壓接型IGBT器件單芯片子模組仿真模型，并且對模型進(jìn)行了相關(guān)簡化以及仿真邊界條件的設(shè)置；(2)對單芯片子模組仿真模型進(jìn)行了功率循環(huán)仿真計算，研究了單芯片子模組的熱力學(xué)特性，發(fā)現(xiàn)IGBT芯片中心區(qū)域壓力較小且分布均勻，而IGBT芯片發(fā)射極表面與發(fā)射極鉬片間的溫度梯度很大從而造成了尖峰狀的壓力分布特性，通過分析得出單芯片子模組的可靠性壽命取決于IGBT芯片發(fā)射極表面的可靠性壽命；(3)建立了適用于壓接型IGBT器件的金屬疲勞壽命預(yù)測模型，得到了不同的壓力下IGBT芯片發(fā)射極表面鋁層的可靠性壽命，仿真結(jié)果表明壓力較低或較高都會對可靠性壽命產(chǎn)生影響。(4)通過分析IGBT芯片發(fā)射極表面的可靠性壽命與壓力的擬合曲線，得出了其關(guān)系呈現(xiàn)高斯分布的規(guī)律，總結(jié)得出在一定壓力范圍內(nèi)使用壓接型IGBT器件可以提高其可靠性壽命。

本文最后將仿真結(jié)果與真實(shí)失效的IGBT芯片發(fā)射極表面進(jìn)行了對比，在一定程度上說明了仿真模型的正確性。文中的功率循環(huán)仿真結(jié)果可以為后續(xù)真實(shí)的功率循環(huán)實(shí)驗(yàn)提供參考，也可以為壓接型IGBT器件整體可靠性壽命的仿真打下基礎(chǔ)，并且對于壓接型IGBT器件的使用提供了指導(dǎo)性建議。