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Les choix d’intégration haute température
Le module de puissance se décompose, en sus des éléments actifs (semi-conducteurs) assurant la fonction électrique, d’un substrat isolant permettant à la fois l’isolation électrique et l’évacuation des calories dissipées (pertes dans les puces). L’ensemble est ensuite reporté sur le refroidisseur par l’intermédiaire d’un support métallique (semelle). Le module est protégé par un boîtier adapté aux connexions électriques. L’intégration de puissance est habituellement présentée en trois sous-ensembles :
Niveau 1 : Les éléments actifs (semi-conducteurs)
Niveau 2 : L’assemblage, composé du substrat isolant métallisé, de la semelle, des connexions électriques, et des brasures permettant le maintien mécanique de l’ensemble.
Niveau 3 : La protection du dispositif avec le boîtier et le gel.
Le cas de la brasure est particulier car elle assure plusieurs fonctions simultanément. En effet, elle permet l’assemblage des différents constituants, et participe à la circulation du flux thermique entre les éléments actifs et la semelle. De plus, elle assure la connexion électrique entre les semi-conducteurs et le substrat métallisé relié aux connexions de puissance extérieures.
De la même manière, le substrat assure d’une part une isolation électrique entre les éléments actifs et la semelle, et doit d’autre part permettre l’évacuation des pertes vers la semelle.
Cet assemblage complexe et hétérogène est soumis à de nombreuses contraintes lors de son utilisation. Le niveau potentiellement élevé de la température, auquel s’associe un cyclage thermique (passif ou actif), conduit à de nombreuses modifications touchant l’ensemble des constituants du module de puissance [PECH92, DREI94, CLUS98, KANE03] :
Dégradation des propriétés électriques, Dégradation des propriétés thermiques, Dégradation des propriétés mécaniques.
Les modes de défaillances
Ainsi, et quel que soit le matériau semi-conducteur employé, une température de fonctionnement élevée, et les cyclages thermiques (passifs et actifs), accélèrent le vieillissement et réduisent les performances des composants actifs (dégradation de l’oxyde de grille, dégradation des métallisations…) [CLUSK98, WOND99, CIAP02, KANE03]. Nous présenterons dans cette partie les résultats d’une étude bibliographique mettant en évidence les modes de défaillances les plus probables au niveau des puces, lors d’une utilisation à haute température et/ou lors d’une utilisation sous fort cyclage thermique.
L’oxyde
La fabrication de composants à grille isolée (MOSFET, CoolMOSTM, IGBT…) nécessite l’emploi d’un oxyde, principalement SiO2 [SYST99]. Or, de nombreuses études, menées sur la fiabilité des oxydes de grille SiO2 des composants silicium pour la micro-électronique, montrent la très forte dépendance de leur durée de vie avec le champ électrique appliqué et la température d’utilisation [MANC00b, POMP05]. Ces études, effectuées en grand nombre sur des composants de la micro- électronique, sont toutefois difficilement exploitables pour les composants de puissances (épaisseur d’oxyde, tension de claquage et densité de courant différentes).
Toutefois, la réduction de la taille des cellules des composants de puissance, associée au développement de composants SiC, entraîne une augmentation significative du champ électrique dans l’oxyde [MU02]. Dès lors, il semble que l’utilisation de composants à grille isolée à haute température rend possible l’apparition de ce mode de défaillances [SHAM03], sans qu’il soit aisé pour l’instant d’en évaluer l’influence sur la durée de vie des composants. L’amélioration de la tenue des oxydes est néanmoins possible, en attendant la mise au point de nouveaux matériaux, grâce à une optimisation de la géométrie des cellules, permettant de réduire au mieux le champ électrique, ou par une amélioration de la qualité et de la mise en oeuvre du SiO2 [NALL02].
La passivation
A l’état bloqué, le champ électrique en surface de la puce peut être très élevé (>10kV/mm). Le dépôt d’un diélectrique en surface (passivation) est nécessaire pour réduire les risques de claquage, et limiter les courants de fuite de surface [LETU, NUTT03a,b]. Comme le montre la figure I.17, en plus de la température et de la tension appliquée, la qualité de la passivation influence de manière significative le niveau du courant de fuite [NUTT03a]. Si, là encore, il est extrêmement difficile de quantifier l’effet du vieillissement des passivations sur la durée de vie des composants, la montée en température nécessitera dans le futur d’évaluer cet effet.
Choix des composants à semi-conducteurs adaptés
Objectifs et Méthodologie
Dans le cadre du développement d’un convertisseur fonctionnant à une température ambiante de 200°C, le choix des composants à semi-conducteurs est une priorité pour en confirmer la faisabilité. Ce choix s’est effectué à partir d’une campagne de caractérisations électriques de différents composants discrets commercialisés en boîtier résine époxy, de type TO220 et TO247 (tableau II.1).
Lorsque l’étude a débuté en 2003, aucun transistor SiC n’était encore disponible dans le commerce. Nous avons dû à cette époque évaluer différentes technologies de transistors silicium. Le niveau de tension pouvant être éventuellement adapté, nous avons essentiellement caractérisé des transistor MOS basse tension et des transistors CoolMOSTM dont le dopage élevé de base pouvait laisser supposer un bon comportement à haute température. En 2003, des diodes Schottky SiC 600V étaient disponibles, et nous les avons évaluées. Toutefois, le contact Schottky n’étant pas idéal pour des applications hautes températures, nous avons cherché à comparer ces diodes Schottky SiC à des diodes PIN de même calibre en tension, et spécifiées pour une température de jonction de 175°C.
Nous avons ainsi comparé les dispositifs suivants :
Diode Si PIN / Diode SiC Schottky : Le courant de fuite élevé des diodes Schottky est une limitation à la montée en température, même pour des composants SiC. Des diodes PIN spécifiées pour une température de jonction de 175°C. Enfin nous avons des diodes Schottky SiC 600V à des diodes silicium de même tension de claquage.
Transistor CoolMOSTM Si 600V / IGBT NPT Si 600V : L’objectif est ici de comparer deux technologies couramment utilisées dans la gamme de tension considérée. L’objectif principal était de montrer l’intérêt des dispositifs à base de super-jonction à haute température ; la comparaison s’est donc effectuée avec un transistor IGBT de même calibre en tension. Le choix d’un transistor IGBT NPT fût conditionné par l’absence de réduction de la durée de vie des porteurs dans la base, ce qui garantissait des fuites minimales pour ce composant.
Transistor CoolMOSTM Si 600V / Transistor MOS Si 200V : L’intérêt était ici de comparer des transistors à super-jonction à des transistors MOS standards basse tension dont le fonctionnement possible à haute température avait été déjà démontré.
Le tableau II.1 détaille la liste des différents transistors et diodes qui ont été caractérisés, et à partir desquels nous avons sélectionné les puces les plus adaptées, parmi celles disponibles en 2003, pour un fonctionnement à haute température.
Caractérisations électriques complémentaires
Caractérisation de la tension de seuil
La figure II.13a présente le schéma de principe du banc de caractérisation. L’appareil de mesure utilisé est une source de courant de précision 0.05%+10nA (Keithley 224), pilotée par l’application LabViewTM. La mesure de la tension est réalisée avec un multimètre numérique (Fluke 8840A). Dans la notice du constructeur, la mesure de Vth est faite pour un courant de 1mA. Malheureusement, à 200°C le courant de caractérisation de 1mA est proche du niveau de courant de fuite (figure II.13b), ce qui conduit à réévaluer la tension de seuil avec des niveaux de courants plus élevés (10mA et 100mA).
Si la chute sévère de la tension de seuil avec la température n’est pas un point critique, elle nécessitera toutefois de choisir un circuit de commande bipolaire entre -15Vcc et +15Vcc afin d’éviter toute remise en conduction intempestive.
Caractérisation en conduction
Les paramètres en conduction des composants testés sont obtenus, pour une température donnée, à partir d’une caractérisation de la chute de tension directe en fonction du courant conduit. Afin de limiter l’auto-échauffement de la partie active, la mise en conduction du composant sous test (transistor TDUT ou diode DDUT) est réalisée en mode impulsionnel durant 10µs grâce à l’adjonction d’un transistor auxiliaire (TAux).
Ainsi, après la mise en conduction de TAUX et DAUX, le courant va croître à travers l’inductance L durant 1ms pour atteindre un niveau de courant ID qui pourra être réglé grâce à la source de tension ajustable E. Le blocage du transistor auxiliaire (TAUX) entraîne la mise en conduction de la diode de roue libre (DRL). Après 10µs, l’ordre d’amorçage du composant sous test (TDUT), durant 10µs, conduit à l’établissement d’un courant proche du courant ID dans le composant à tester. Enfin, une durée de quelques millisecondes entre chaque ordre de caractérisation permet d’éviter l’élévation de la température de la partie active. L’estimation du courant est réalisée à l’aide d’une résistance shunt LE de 100mΩ – 2GHz caractérisée pour des températures en fonctionnement comprises entre 20°C et 50°C. L’acquisition des grandeurs électriques est effectuée par l’intermédiaire d’un oscilloscope LeCroy LT264, via des sondes dédiées (annexe 2). Le schéma de principe du banc de caractérisation, ainsi qu’un exemple des acquisitions réalisées sont présentés dans la figure II.14.
Les paramètres de conduction sont estimés, pour différents niveaux de courant et pour des températures de jonction comprises entre 20°C et 200°C, à partir des acquisitions réalisées entre T0+6µs et T0+8µs. Un ajustement automatisé des calibres des voies d’acquisition de l’oscilloscope, effectué pour chaque acquisition, permet de minimiser l’incertitude des mesures (annexe 2).
La figure suivante montre à titre d’exemple les résultats obtenus de façon totalement automatique sur une diode Schottky SiC pour un courant variant entre 0,1 A et 20A.
Pour une température fixée, les estimations de la résistance en conduction (RON) et de la tension de jonction (V0) sont obtenues à partir d’une régression linéaire des tensions VON obtenues pour différents niveaux de courant (voir figure II.15). L’application LabViewTM contrôlant également la température du support, nous avons pu ainsi obtenir, de façon totalement automatisée, l’ensemble des caractéristiques en conduction.
Caractérisation de la diode Schottky SiC
La figure II.16a présente l’évolution de la tension aux bornes de la diode Schottky SiC CREE (VON) en fonction de la température de jonction (entre 22°C et 200°C) et du courant conduit (jusqu’à 20A soit deux fois le courant nominal). Les résultats laissent apparaître deux lois distinctes d’évolution avec la température.
D’une part, pour un niveau de courant inférieur à 2A, la tension VON décroît lorsque la température de jonction augmente.
D’autre part, pour un niveau de courant supérieur à 2A, la tension VON croît lorsque la température de jonction augmente. C’est alors le comportement ohmique qui prédomine.
L’accroissement de la tension de diode, lors de l’augmentation de la température, est une propriété intéressante permettant d’envisager facilement leur intégration en parallèle pour augmenter le calibre en courant dans un convertisseur.
La figure II.16b présente l’évolution des paramètres en conduction de la diode Schottky SiC en fonction de la température de jonction. Ces résultats rendent compte d’une augmentation de la résistance de conduction qui triple entre 20°C et 200°C (42mΩ contre 116mΩ). La tension de jonction (V0) décroît de façon linéaire (de l’ordre de 1mV/°C) pour atteindre une valeur de 740mV à 200°C, soit une diminution de 25% de la valeur initiale, obtenue à 20°C. En résumé, le modèle simplifié en conduction de la diode Schottky peut être approché par les expressions suivantes :
Les résultats obtenus sont conformes aux informations délivrées dans la documentation du constructeur qui présente, pour un courant conduit de 10A, des valeurs de VON typiques de 1,6V à 25°C et 2V à 175°C, contre des résultats expérimentaux de 1,5V à 22°C et 1,9V à 180°C.
Présentation du véhicule de test
Les choix de conception des véhicules de test sont effectués en fonction des fortes contraintes environnementales de cette application. L’objectif principal est de mettre en évidence les modes de défaillance, et de comprendre les mécanismes de défaillance afin d’envisager des solutions technologiques permettant d’améliorer la durée de vie de module de puissance sous des contraintes thermiques aussi sévères (cyclage thermique passif entre -50°C et +200°C). En complément, le véhicule de test devra permettre une évaluation des performances électriques des composants dans un packaging adapté.
La haute température de fonctionnement du matériel (200°C) nécessite une brasure pour l’assemblage qui présente une température de transition visqueuse au moins supérieure à 250°C. Ainsi, la brasure sélectionnée, pour l’assemblage simultané des ensembles semelle / DCB et puces / DCB, est un alliage Sn5Pb92.5Ag2.5 (Solidus 287°C / Liquidus 296°C). L’assemblage des connecteurs électriques externes est réalisé à une température moins élevée (240°C) avec un alliage Sn95Sb5 (Solidus 232°C / Liquidus 240°C) tout en maintenant une faible résistance thermique de l’ensemble.
Afin de limiter les contraintes thermomécaniques au sein de l’assemblage, les différents constituants des véhicules de test sont sélectionnés avec l’aide de la société APT Europe, dans le but d’homogénéiser les coefficients de dilatation thermique (figure II.20). Ainsi, la recherche d’une adéquation entre les coefficients de dilatation thermique des différents matériaux de l’assemblage nous conduit au choix d’une semelle AlSiC MMC (Metal Matrix Composite). Cet alliage présente une masse volumique 2,8 fois plus faible que le cuivre et un coefficient de dilatation thermique ajustable entre 7,2.10-6/°C et 8,3.10-6/°C (contre 16.10-6/°C pour le cuivre) vis-à-vis de l’AlN à 4,7.10-6/°C, ou de L’Al2O3 à 7,5.10-6/°C. La semelle (108x82mm²), de 3mm d’épaisseur, est réalisée par moulage comme le laissent supposer les données du constructeur HITACHI (cf. annexe 4.
Caractérisation des véhicules de test en courant de fuite
Les résultats présentés dans la figure II.26 correspondent aux caractérisations en courant de fuite des puces intégrées dans le module de test (CoolMOSTM Si APT et Diode Schottky SiC CREE). Les résultats présentés en densité de courant de fuite permettent ainsi une comparaison aisée avec les résultats obtenus pour les mêmes puces en composants discrets en boîtier résine.
La différence des niveaux de densité de courant de fuite entre la diode Schottky SiC CREE, boîtier discret (courbes discontinues), et celles intégrées dans le module de test (courbes continues) reste dans la gamme de la dispersion constatée sur les composants discrets (Cf. chapitre II § II.3.1). Deux diodes étant connectées en parallèle dans le module de puissance, les résultats présentés ici supposent en outre que le courant de fuite mesuré se répartissait équitablement entre les deux diodes intégrées dans les véhicules de test.
Les mesures obtenues sur les transistors sont en parfaite adéquation avec celles mesurées sur les composants discrets, exceptées à faible température, où la densité de courant de fuite présente un palier (figure II.26a – courbes continues). Ce courant semble correspondre au courant de fuite du substrat DCB prépondérant à basse température.
Caractérisation en conduction
Au cours de la poursuite des caractérisations en conduction sur le module de test N°5, nous avons constaté une dégradation importante des connecteurs externes. Cette défaillance provient de la dégradation des brasures (alliage Sn95Sb5) des connecteurs externes qui sont utilisés ici à une température trop proche de celle de refusion. La brasure présente une fissure induite principalement par la présence d’intermétalliques qui conduisent à la défaillance. Ce mode de défaillance est connu pour ce type d’alliage lors d’une utilisation prolongée à haute température avec la circulation d’un courant [LIU03, WU05]. Un nouveau véhicule de test (N°3) a donc été utilisé pour les caractérisations suivantes. Les mesures ont été effectuées le plus rapidement possible afin de profiter au mieux de la très faible durée de vie des connexions externes.
Les performances en conduction du transistor CoolMOSTM et de la diode Schottky SiC sont présentées en figure II.27. La méthode d’évaluation des paramètres V0 et RON est identique à celle présentée précédemment dans le chapitre II §II.4. Dans le cas de la diode Schottky SiC, l’estimation des paramètres est réalisée en supposant que deux diodes câblées en parallèle conduisent chacune la moitié du courant totale.
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Table des matières
INTRODUCTION GENERALE
CHAPITRE I : ENJEUX ET ÉTAT DE L’ART
I. LA HAUTE TEMPÉRATURE
1.Introduction aux notions de fiabilité et de durée de vie
II. LES BESOINS APPLICATIFS
1.Application avionique
2.Domaine automobile
3.Autres domaines
III. LES CHOIX D’INTÉGRATION HAUTE TEMPÉRATURE
1.Niveau I : Les puces semi-conductrices
1.1.Le semi-conducteur
1.2.Les modes de défaillances
2.Niveau II : L’assemblage
2.1.Isolation électrique
2.2.Connexions électriques
2.3.Assemblage par brasure
2.4.Modes de défaillances
3.Niveau III : Mise en boîtier
3.1.Modes d’encapsulation
CHAPITRE II : DÉVELOPPEMENT D’UN VÉHICULE DE TEST
I. INTRODUCTION
II. CHOIX DES COMPOSANTS À SEMI-CONDUCTEURS ADAPTÉS
1.Objectifs et Méthodologie
2.Moyens mis en œuvre
2.1.Evaluation des performances électriques
2.2.Contrainte thermique
3.Caractérisations en courant de fuite
3.1.Etude comparative des diodes
3.2.Etude comparative des transistors Si
4.Caractérisations électriques complémentaires
4.1.Caractérisation de la tension de seuil
4.2.Caractérisation en conduction
III. PRÉSENTATION DU VÉHICULE DE TEST
1.Les caractérisations électriques
1.1.Banc de test
1.2.Caractérisation des véhicules de test en courant de fuite
1.3.Caractérisation en conduction
1.4.La caractérisation de la tension de seuil
2.Effets de la température sur les performances en de commutation
3.Estimation des pertes en conduction
CHAPITRE III : VIEILLISSEMENT DES MODULES PAR CYCLAGE PASSIF
I. MOYENS MIS EN ŒUVRE
1.Enceinte climatique
2.Analyse acoustique
3.Contrôle des performances électriques
II. MÉTHODOLOGIE ET CYCLAGE THERMIQUE
III. EXPÉRIMENTATION – ANALYSE DES RÉSULTATS
1.Vieillissement des brasures et substrats DCB
2.Evolution des performances électriques
IV. MODÉLISATION PAR ÉLÉMENTS FINIS
1.Eléments de la mécanique des milieux continus
1.1.Différents comportements des solides
1.2.Fatigue oligocyclique des matériaux ductiles
2.Modélisation 3D du module de puissance
2.2.Loi de comportement et propriétés des matériaux de l’assemblage
V. SIMULATIONS ET DISCUSSION DES RÉSULTATS
1.Présentation des résultats 3D
1.1.Evaluation des contraintes résiduelles
1.2.Comportement du substrat DCB au cours du cyclage thermique
1.3.Influence de la taille du maillage sur les résultats
1.4.Comportement de la brasure au cours du cyclage thermique
2.Modélisation 2D-axi et résultats de simulation
2.1.Evaluation des contraintes résiduelles
2.2.Comportement du substrat DCB au cours du cyclage thermique
2.3.Comportement de la brasure au cours du cyclage thermique
CHAPITRE IV : EVALUATION DE DIFFÉRENTES TECHNOLOGIES DE SUBSTRATS CÉRAMIQUES
I. MOYENS MIS EN ŒUVRE
1.Enceinte climatique
2.Analyse acoustique
3.Mesure de capacité électrique : indicateur de l’intégrité des substrats
II. MÉTHODOLOGIE ET CYCLAGE THERMIQUE
III. EXPÉRIMENTATION ET ANALYSE DES RÉSULTATS
1.Présentation des cycles thermiques appliqués
2.Présentation des résultats et discussion
2.1.Dégradation de la brasure : initiation du délaminage
2.2.Fissuration de la céramique
2.3.Modification de l’état de surface des métallisations
IV. MODÉLISATIONS PAR ÉLÉMENTS FINIS
1.Modélisations
1.1.Présentation des modèles 2D-axi
1.2.Présentation des modèles 3D dimples
V. SIMULATIONS ET DISCUSSION DES RÉSULTATS
1.Paramètres influant sur la dégradation de la céramique
2.Paramètres influant sur la dégradations de la brasure
VI. LOI DE COMPORTEMENT
1.Fissuration de la céramique
2.Délaminage de la brasure
CONCLUSION GENERALE
ANNEXES
BIBLIOGRAPHIE
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