青藏客車輔助逆變電源IGBT模塊壽命的特征 參數研究

向超群 尹雪瑤 成 庶 于天劍 張璐琳

(中南大學交通運輸工程學院 長沙 410075)

1 引言

自20世紀90年代以來，IGBT逐漸成為軌道智能功率電子開關模塊首選，取得重要應用地位。IGBT模塊能夠獲得廣泛應用主要源于其同時兼顧了場效應晶體管MOSFET和電力晶體管GTR兩者的優點，具有低開關損耗、高開關頻率、小型化、效率高等卓越性能。然而，應用于軌道交通領域的IGBT器件自投入運行起，就要承受著各種復雜的環境溫度變化、猛烈的機械沖擊及不可避免的老化損耗。因此，為了守護人民群眾的生命財產安全，為了節約企業經營成本，提高產品利用率，為了交通運輸事業能夠平穩平安發展，對IGBT器件進行壽命優化控制研究是十分必要的。

據統計，IGBT器件發生故障大多數情況下是熱-電-機械應力方面出現問題[1]，而焊料層裂紋及空洞的增加與鍵合線的脫落往往是IGBT失效的主要原因[2]。目前，針對IGBT 器件可靠性的研究，使用功率循環試驗來進行壽命耐久性測試是常見的方法之一。IGBT功率循環試驗的主要目的是通過功率循環測試機器縮短IGBT模塊老化周期，有效地得到失效相關壽命特征參量隨使用循環周期(時間)的變化規律，建立老化失效模型，為探究相應IGBT失效機理與建立IGBT壽命評估方案提供可靠支撐。常見的老化指標包括電學參數(飽和壓降VCE(on)、閾值電壓Vth、耐壓BV、漏電Ices、開通延遲時間ton和關斷延遲時間toff等)、結溫、殼溫、穩態熱阻等[3-4]。對于交通行業的發展來說，如果能夠針對IGBT模塊，通過試驗獲得詳盡的疲勞累積損傷數值，并且加以分析，推斷出模塊剩余壽命區間，不僅能夠實現在模塊失效前就予以更換，還能夠科學地安排修理檢查計劃，達到大大降低安全風險的目的。

針對IGBT器件功率老化試驗，國內外已有大量研究。文獻[5]針對功率循環試驗過程的優化，通過電感將兩個三相變換器相結合構建了一個全新的功率循環試驗電路，有效模擬了實際情況下功率循環老化過程。但該文獻對于結溫估算需要的相關數據比較多，實際工況下比較難獲得。文獻[6]通過測量IGBT模塊外殼溫度信息，結合鍵合線脫落程度來監測模塊老化情況，但該方法需要排除外部熱源的溫度干擾?？紤]到以上原因，文獻[7]提出將對溫度反應不敏感的集射極飽和壓降VCE(on)作為試驗的失效預兆特征參數，可以減小誤差，并驗證了該參量與溫度基本沒有相關性。但該文獻對于集射極飽和壓降VCE(on)的在線準確測量方法依舊存在問題，缺少實際可行性。文獻[8]通過試驗證明飽和壓降VCE(on)在升高一段時間后突然陡升，說明IGBT已經失效。文獻[9]研究了負載電流對老化的影響，通過將所測負載電流峰值與IGBT老化失效程度進行聯系分析，得出負載電流過大確實會縮短IGBT壽命的結論。文獻[10]針對峰值柵極電流IGPeak來預測多芯片并聯IGBT模塊老化程度，但實際工況下峰值柵極電流難以監測。而文獻[11]針對傳統焊接式IGBT壽命優化在工藝層次難以突破的問題，分析了壓接式IGBT相較于焊接式的優勢，并利用功率老化試驗對壓接式IGBT失效演化過程進行了研究，證明微動磨損是導致壓接式IGBT失效的主要原因。但該文獻主要研究對象為單芯片IGBT，對于實際工作下多芯片并聯的情況缺少參考。

雖然功率循環老化試驗的研究成果顯著，但目前的壽命估算研究大多針對的是一般工況下電源IGBT模塊壽命預測，對于經歷極端環境的車下電源IGBT模塊缺少足夠的研究。與此同時，考慮到極端環境本身不具有固定的測試標準，具體問題具體分析，故該試驗專門選用了途徑青藏高原的青藏線客車車下電源IGBT作為試驗對象，通過功率循環試驗的方法，研究嚴酷環境下客車組關鍵設備車下輔助逆變電源IGBT壽命的特征參數變化規律。

2 功率循環試驗相關理論

為了獲得失效預兆特征參數隨時間/里程的變化規律，研究人員常常使用功率循環試驗來模擬實際老化情況，因此本節將對涉及的相關理論進行闡述。

2.1 IGBT模塊失效機理

20世紀70年代中期，為了解決絕緣半導體器件分散安裝情況下所需要的散熱器成本過高的問題，功率模塊的發明應運而生，使大量器件能夠被封裝在同一個模塊中，并同時兼顧散熱、電氣連接和保護驅動電路等功能[12]。電力電子器件模塊封裝不但減少了成本，縮小了電力電子器件體積，而且從實用層面也有效提高了運作效率。該種方法流傳至今，并在國內外研究人員的不懈努力下得到快速發展。目前市面上最常見的兩種封裝模式是焊接式和壓接式，考慮到輔助逆變電源的實際要求和篇幅情況，本文將只對焊接式IGBT模塊進行介紹。

焊接式IGBT模塊封裝基本結構如圖1所示[13]。由于IGBT模塊封裝本質上是一個或多個IGBT芯片的特定分層結構組合，一般來說，各層熱膨脹系數具有較大差別，在相同的熱應力作用情況下發生的形變也不一，從而引發模塊內部由于機械力而導致的焊料層裂紋增加與鍵合線的脫落，致使模塊發生封裝級失效。文獻[14]表明，當結溫差小于80 ℃時，焊料層裂紋與空洞的增加是導致IGBT模塊失效的主要原因；而當結溫差大于100 ℃時，IGBT模塊失效的原因主要來自鍵合線的脫落。從試驗現象來看，使用掃描聲學顯微鏡檢查芯片與DBC之間、DBC與散熱底板之間的分層空洞情況，進行循環老化試驗后的空洞率比起試驗前將明顯增加。

圖1 焊接式IGBT模塊封裝基本結構

IGBT模塊的另一種主要失效方式為芯片級失效，即由于電氣過應力、靜電荷放電、擎柱效應或電遷徙導致鋁金屬重構而發生的芯片內部故障，但該種失效方式的主要原因是芯片生產不合格或操作使用不當，可以避免。

2.2 功率循環試驗

對于IGBT的可靠性與壽命估計研究來說，獲得失效預兆特征參數隨壽命老化過程變化的變化規律是十分重要的。但是，若要依靠IGBT自然老化獲得數據的方法，則要花費漫長且難以估計的時間成本，功率循環加速測試試驗的出現解決了這個問題。功率循環測試的主要原理是模擬IGBT器件實際工作電氣狀態，通過高頻通斷大電流來對所測試器件施加功率[15]，又保證撤出功率后快速散熱到初始溫度，使器件在短時間內產生周期性的溫度變化，獲得高于正常情況下的熱損耗，從而達到加速器件老化的目的。

IGBT老化試驗原理圖如圖2所示。測試開始之前，閉合開關S2，先通過測試電流得到待測器件(Device under test，DUT)的失效預兆特征參數初始情況(測試電流一般為10～100 mA的恒流，產生的負載損耗可以忽略)；測試開始后關斷開關S2，閉合開關S1，使DC加熱電流Ih通過待測器件產生功率損耗并且發熱；按照事先選擇的老化控制策略要求，在合適的時機關斷DC負載電流，監測數據，并借助圍繞待測器件周圍的散熱器快速冷卻至初始溫度，此為一個循環周期，之后繼續重復以上步驟，直至待測器件失效。

圖2 IGBT老化試驗原理圖

根據不同的與老化循環相關參數的范圍來安排通斷時間，即不同的老化控制策略，所得到的預測壽命往往也會有不同結果[16]。目前，常用的功率循環測試的老化控制策略主要有四種，分別是固定導通關斷時間策略、固定殼溫波動策略、固定功耗策略與固定結溫波動策略。在初始測試條件相同的情況下，對同種類型的器件使用四種老化控制策略，得到的壽命估計值相差很大，固定結溫波動策略得出的壽命估計周期數可達固定導通關斷時間策略的三倍之多。由此也可以得出，在四種老化控制策略中，對IGBT器件質量最嚴苛的是固定導通關斷時間策略。該策略要求以固定不變的設定時間間隔通斷負載大電流，以獲得老化過程中的退化數據?？紤]到研究結果的實用性與可靠性，本試驗采用的也是該策略。固定導通關斷時間的控制時序如圖3 所示。

圖3 固定導通關斷時間的控制時序

在功率循環測試中，由于本質是人為加速器件老化，因此可以快速獲得多種失效預兆特征參數的變化規律與變化多少。當參數變化達到規定的范圍，通常認為測試器件已經失效。

2.3 本試驗相關參數

考慮到實際工況下的需要，本試驗的參數測試項選擇為飽和壓降VCE(sat)、集電極漏電流ICES、門極與發射極閾值電壓VGE(th)和門極漏電流IGES等四項靜態參數與熱阻。本節將依次分析五項參數的測量方法與特點。

飽和壓降VCE(sat)，被定義為在集電極電流Ic和柵極偏置電壓Vge確定的情況下，集電極和發射極之間的有效壓降，是目前用于壽命預測使用最廣泛的失效預兆特征參數之一[17]。

已有研究表明，在IGBT老化失效過程中，飽和壓降VCE(sat)由于受到鍵合線脫落影響，也呈現明顯增大趨勢[18]，因此選擇該參數作為壽命預測參數之一。文獻[19]指出當器件在同一結溫相同大小電流下，鍵合線斷裂范圍達到50%，飽和壓降上升約7%。與此同時，在將飽和壓降作為特征參數時，溫度會對飽和壓降的監測造成影響，因此需要對溫度進行補償[20-21]，修正關系與修正系數K如式(1)所示

式中，Tj為溫度。

集電極漏電流ICES指的是在IGBT的柵極和發射極同時發生短路時，電壓源對被測IGBT兩端施加規定的電壓VCE，通過集電極和發射極回路之間的漏電流。而門極漏電流IGES則指的是在IGBT的集電極和發射極同時發生短路時，電壓源對被測IGBT兩端施加規定的電壓VGE，通過柵極和發射極回路之間的漏電流。這兩種漏電流都是評價IGBT狀態的重要參數，因此也常常被作為反映老化損傷的參量。

文獻[22]表明，當IGBT器件老化損傷后，柵極、發射極和基區硅材料都會發生一定程度的性能退化現象，導致相應的漏電流發生變化。以集電極漏電流ICES為例，通常老化試驗中柵極電壓Vg小于等于平帶電壓VFB時，集電極漏電流表示為

式中，ni為本證載流子濃度；Dp為空穴擴散系數；NB為N-基區摻雜濃度；τp為基區少子空穴壽命；τsc為空間電荷區載流子的產生壽命。

由式(2)可得，已知載流子壽命隨遷移率減小逐漸增大，而漏電流隨空穴遷移率減小而減小，即漏電流隨IGBT性能老化退化而不斷增大[23]。

器件能夠實現電導調制并導通所需的最小柵源極電壓被稱為閾值電壓VTH，該參數僅與發射極P型基區摻雜濃度與門極氧化層的厚度有關。文獻[24]探究了鍵合線脫落與閾值電壓之間的關系，通過人為控制鍵合線斷裂的數量，得出結論為閾值電壓可以作為測量老化損傷程度的特征參數選擇。

在閾值電壓特性方面，IGBT的情況與MOSFET類似。當IGBT發生疲勞損傷，柵極界面態電荷密度Qss變化量，可動離子電荷Qm和氧化層陷阱電荷Qot都會隨之變化，進而影響閾值電壓VGE(th)大小[25]。隨著IGBT發生老化損傷，柵極電容-門極電壓曲線向右移動，柵極氧化層累計負電荷，電子電荷面密度增大，閾值電壓逐漸增大。

由于上述原因，因此IGBT芯片閾值電壓VGE(th)的變化規律如下：在被施加應力前期，閾值電壓隨疲勞時間的延長而快速增大，隨后增大速率逐漸減小直至平穩，如圖4所示。

圖4 閾值電壓隨老化時間的變化規律

熱阻也是常用于加速老化試驗的特征參數，計算公式如式(3)所示。對IGBT模塊而言，當焊接層由于老化現象出現裂縫時，封裝層的熱阻也會呈現增大趨勢。

式中，T1、T2為介質兩端溫度；P為熱流功率。

熱阻測試法又稱熱阻抗模型預測法，該方法在精確確定模塊的熱阻網絡模型前提下，基于待測模塊的工況實時結溫，利用模型提供的結溫與熱阻的耦合關系進行迭代計算，反推出內部芯片的瞬態熱阻抗曲線與損耗情況。目前，熱阻網絡模型主要分為連續網絡熱路模型Foster模型和局部網絡熱路模型Cauer模型，它們在熱阻和熱容的連接方式有所區別。其中Cauer模型反映的物理結構詳細且準確，但實際材料內部的具體物理參數本身難以獲取，故建模比較困難。而Foster模型一般可以通過瞬態熱阻曲線的擬合得到，研究表明累積損傷每增加20%，則該模型熱阻等比增長10%，且與材料特性不相關，故而常在工程中被選用，本試驗選擇的就是Foster模型，如圖5所示。

圖5 Foster熱網絡等效電路

3 試驗研究方案

3.1 研究對象

本試驗的研究對象為兩種青藏客車組關鍵設備車下輔助逆變電源IGBT模塊，即BSM100GB120DN2K型IGBT模塊與BSM300GA120DN2型IGBT模塊。

該兩種模塊同屬于德國Infineon廠商制作，都自帶快速續流二極管，并由絕緣金屬基板包裝。從性質上來說，兩種型號IGBT的初始集電極-發射極電壓都為1 200 V段，區別在于在結溫從室溫25 ℃升到80 ℃時，BSM100GB120DN2K型IGBT模塊可通過的直流集電極電流從145 A下降到100 A，而BSM300GA120DN2型IGBT模塊則是從430 A下降到300 A。與此同時，后者的集電極電流脈沖大小約是前者的3倍，每個IGBT的功耗總和約是前者的3～4倍。

從功率循環試驗的角度來看，兩者的測試條件略有不同，如表1所示，但試驗步驟大同小異?？紤]到實際情況的需要，選用從實際青藏線路段替換下來的五級修器件和部分同型號新品來進行不同循環周期的功率循環試驗，對比修正得到在設定測試條件下模塊的剩余壽命。

表1 不同老化參數測試條件

與此同時，本試驗的目的是針對極端環境下客車組關鍵設備車下輔助逆變電源IGBT壽命的特征參數進行研究，而選用的五級修器件則是從途經青藏鐵路的客車線上替換下來的。青藏線具有全程跨越海拔高、溫差大，部分路段處于低氧高輻射等殘酷環境特點，所歷經的青藏高原是地球上有名的極端環境之一，完全符合研究要求。

3.2 研究方案

對所選IGBT模塊進行老化功率循環試驗，考慮到受試樣品數量、試驗周期及經費，結合IGBT模塊的特點、安裝形式及位置，綜合權衡后決定采用固定導通關斷時間的控制時序對兩種型號的IGBT模塊都進行兩種循環周期(分鐘級、秒級)的功率循環試驗，每隔24 h對樣品所選靜態參數及熱阻進行測量并依次記錄，將所得結果和循環次數(時間)擬合之后得到靜態參數數值與熱阻值隨循環次數(時間)退化模型，依托所述模型計算剩余壽命時間。

其中，靜態參數測試可以在固定次數的循環周期末尾(該試驗皆以24 h為間隔進行一次記錄)，模塊冷卻達到熱平衡狀態時，通過高采集速度的半導體器件功率循環測試機直接測量參數數據。而熱阻測試則采用“雙界面法”測量樣品的結溫熱阻值：首先測量樣品在兩種狀態下(在樣品與散熱平臺之間均勻涂抹導熱硅脂，以及將樣品放置在散熱平臺上)的結溫降溫曲線，然后根據降溫曲線計算樣品的結構函數，最后通過兩次測量得到結構函數分離點，求得樣品的結溫熱阻值。一個周期內結溫變化趨勢曲線如圖6所示。試驗總體實施方案如表2所示。

圖6 一個循環周期內結溫變化趨勢曲線

表2 試驗總體實施方案

本試驗樣品編號規則如下所示。

模塊類型號——BSM100GB120DN2K型IGBT模塊為1，BSM300GA120DN2型IGBT模塊為3。

維修級別——新品為1，五級修為5。

例：樣品編號3-5-2表示BSM300GA120DN2型IGBT模塊五級修第二個樣品。

該功率循環試驗采用的是固定導通關斷時間策略，試驗流程圖如圖7所示。

圖7 該功率循環試驗流程圖

4 試驗結果分析及討論

在本試驗中，使用掃描聲學顯微鏡檢查芯片與DBC之間、DBC與散熱底板之間的分層空洞情況可得，在功率循環試驗后，所有模塊芯片與DBC之間的焊料層以及DBC與散熱底板之間的焊料層均出現多個明顯的細小空洞，焊料層的空洞面積與初始測試相比略有增加。結果表明，在老化過程中，最直觀可見的現象是焊料層裂紋及空洞的增加與鍵合線的脫落。以BSM300GA120DN2型QL-01試驗為例，芯片與DBC之間焊料層、DBC與散熱底板之間焊料層的平均空洞率如表3所示。以樣品3-5-3為例，分層空洞情況如圖8～11所示。

表3 樣品3-5-3聲掃試驗結果

圖8 芯片與DBC之間的初始測試圖像

圖9 芯片與DBC之間的最終測試圖像

圖10 DBC與散熱底板之間的初始測試圖像

圖11 DBC與散熱底板之間的最終測試圖像

4.1 靜態參數試驗結果分析

四種靜態參數最終測試與初始測試的數據相比較的相對變化率如表4所示。

表4 各靜態參數最終測試與初始測試的相對變化率 %

在該試驗已得到的兩種IGBT模塊的靜態參數試驗測量數據結果中可以發現，飽和壓降VCE(sat)、集電極漏電流ICES與門極漏電流IGES三種靜態參數的相對變化率在該試驗測試條件下，都多次出現了幅度極大的躍變，趨勢線也呈現不穩定狀態，且與模塊是否失效并沒有明顯的對應關系，均視為嚴重失真，故不再作為該試驗繼續分析的參數。與之相反的是門極與發射極閾值電壓VGE(th)，在整場試驗過程中，該靜態參數普遍呈現出穩定且合理的相對變化率，故只將閾值電壓VGE(th)作為該試驗繼續研究的靜態參數。

在試驗結果中，部分器件的飽和壓降VCE(sat)、集電極漏電流ICES與門極漏電流IGES三種靜態參數數據發生了相對變化率過大的情況，可能的原因有如下幾點。

(1) 試驗數據測量失誤，發生了過程數據丟失，監測裝置接觸不良，沒有對相關參量進行足夠補償等情況。

(2) 出現相對變化率嚴重偏大的情況主要發生在新品IGBT模塊中，可能原因為本試驗采用的是對待測模塊最為嚴苛的固定導通關斷時間老化控制策略，而新品本身質量不足以接受這種測試方法，在試驗時發生芯片級失效。

(3) 在少數五級修模塊(3-5-5、3-5-8)中，也出現了同一模塊在三種靜態參數測試中兩次出現相對變化率過大的情況，可以認為是模塊在實際工作過程中已經受到了一定程度的老化損傷，無法再支持當前的測試強度。

對兩種IGBT模塊閾值電壓-時間變化進行退化模型分析。閾值電壓-時間變化曲線如圖12所示。由此可得，在本次試驗中閾值電壓隨時間變化沒有明顯規律。

出現這種情況，主要原因是在IGBT模塊并聯多個IGBT芯片的情況下，不同芯片由于模塊內部的連接而成的復雜異構結構，降低了對于閾值電壓VGE(th)的敏感度，一般流程的功率循環直接測試方法不太容易獲得其老化規律。在實際情況下，IGBT芯片發生故障，閾值電壓VGE(th)會發生偏移。但對于多芯片模塊來說，故障意味著一定數量的芯片發生局部開路，并不意味著所有芯片徹底失效，因此直接通過老化試驗得到的模塊閾值電壓VGE(th)也會因芯片布局而變化，難以得到其規律。在具體研究中，可以對多芯片并聯IGBT模塊在固定延遲時間間隔測量其閾值電壓VGE(th)，對比正常工作下閾值電壓VGE(th)基準曲線，通過已知芯片故障數量的變化波動標準，得到待測模塊的故障芯片數量，從而判斷其失效程度[26]。

圖12 兩種模塊的試驗閾值電壓曲線

4.2 熱阻試驗結果分析

在熱阻試驗中，首要研究的是熱阻隨循環次數增加所發生的變化，熱阻-時間變化曲線如圖13所示。由此可得，在本次試驗中熱阻與循環次數基本呈現正相關。

根據圖13所示熱阻參數變化情況，對熱阻測試結果進行指數擬合，擬合公式為y=Aexp(kt)，其中y為特征參數的值，t為老化時間，R為擬合曲線的相關系數，求得指數關系擬合結果。與此同時，選取模塊熱阻相對初始值增加20%作為推測循環次數的特征參數，得到推測失效循環次數。將指數擬合中新品的循環次數估計值作為接受值。對于五級修樣品，其剩余循環次數呈離散狀態，不具有同一性。因此同樣選取模塊熱阻相對初始值增加20%作為推測循環次數的特征參數，對五級修樣品剩余循環次數進行威布爾分布、指數分布、對數正態分布和正態分布擬合，得到相應擬合結果并進行擬合優度檢驗，得到IGBT模塊在該試驗條件下循環次數最終評估結果如表5所示。在BSM100GB120DN2K型樣品在QL-02-1試驗評估中，出現了所求得新品循環次數低于五級修剩余循環次數的情況，可能由于樣品個體差異造成，樣品數量過小，不具有代表性。

圖13 兩種模塊的試驗熱阻曲線

表5 試驗條件下循環次數評估結果

5 結論

本文通過分析途徑青藏高原的五級修青藏線客車車下電源IGBT模塊與同型號新品IGBT模塊通過功率循環老化試驗的試驗結果，將其與目前已知的IGBT模塊老化原理結合，可以得出如下結論。

(1) 焊料層裂紋及空洞的增加與鍵合線的脫落往往是焊接式IGBT失效的主要原因，也是其老化最直觀的表現形式。

(2) 在功率循環老化試驗后，熱阻變化呈現波動上升趨勢，而閾值電壓由于多芯片并聯模塊的內部復雜性，難以通過一般流程的功率循環老化試驗得到其變化規律，需要通過與健康狀態下模塊曲線比較得出。