Cyclage thermique passif de matériaux d’interface thermique et suivi de caractéristiques à l’aide d’une méthode statique 

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Cycles thermiques induits par les pertes et l’environnement

Pour la forte puissance, les pertes correspondant aux différents états de fonctionnement de l’interrupteur peuvent conduire à des densités de flux de chaleur au niveau des puces semi-conductrices jusqu’à 300 W.cm-2. Cette énergie dissipée induit au sein du composant des variations thermiques de l’ordre de quelques dizaines de degrés, donc de faible amplitude, mais avec une fréquence très élevée, entre quelques Hertz et quelques centaines de Hertz. Ces cycles thermiques, appelés cycles actifs, sont représentés sur le graphe de la figure I.7 par la courbe rouge. A ces derniers, s’ajoutent des cycles dits passifs, symbolisés par la courbe bleue sur ce même graphe. Ils correspondent aux variations de température de l’environnement externe dans lequel est plongé le composant. D’origines climatiques et/ou liés aux confinements des systèmes électroniques de puissance, ces cycles de température de faible fréquence varient entre -40°C et 120°C pour le domaine ferroviaire ou automobile, entre -55°C et 200°C pour celui de l’aéronautique. Les températures minimales indiquées correspondent aux températures froides que peut rencontrer le semi-conducteur lorsque le système électronique de puissance est à l’arrêt alors que les températures maximales sont celles qu’il est susceptible de subir lors d’un fonctionnement soutenu en période chaude.
Pour les composants de puissance, les amplitudes de température des cycles passifs sont plus contraignantes pour les interfaces basses (brasures semelles par exemple) que les cycles actifs qui eux sont plus actifs au voisinage plus immédiat de la puce. A titre informatif, pour le domaine automobile, le nombre de cycles thermiques correspondant à un fonctionnement traction-freinage-arrêt doit être de 500.000 à 1 million de cycles pour une durée de vie souhaitée du composant de 7000 heures sur 12 ans. Pour le ferroviaire, on est plutôt sur une valeur de 5 à 10 millions de cycles thermiques traction-freinage pour une durée de vie de 100.000 heures sur 30 ans. Enfin, pour ce qui est du domaine aéronautique, avec une durée de vie de 50.000 heures, le nombre de cycles de fonctionnement (décollage-volatterrissage) attendu varie entre 2000 et 20.000 cycles suivant qu’il s’agisse d’un vol intérieur (≈ 1 heure) ou d’un vol long-courrier (≈ 10 heures).

Contraintes thermomécaniques engendrées par les cycles thermiques

La combinaison de ces cycles thermiques génère de fortes contraintes mécaniques au niveau des matériaux des zones d’interfaçage constituant le module de puissance. Ces contraintes sont principalement dues à la forte disparité des coefficients de dilatation thermique (« Coefficient of Thermal Expansion » ou CTE) des différents matériaux qui y sont employés. Les écarts les plus importants se situent entre les fils de bonding en aluminium (≈ 24 ppm.K-1) et la puce en silicium (2,6 ppm.K-1), le substrat isolant (≈ 5-8 ppm.K-1suivant son type) et la métallisation en cuivre (17 ppm.K-1), ainsi qu’entre cette dernière et les brasures (≈ 30 ppm.K-1) [GUT06]. En effet, l’hétérogénéité entre deux matériaux entraîne une dilatation différentielle qui provoque au sein du matériau d’interfaçage l’apparition de contraintes, soit en traction-compression, soit en cisaillement [CHA05, MER02].
Ces contraintes mécaniques, suivant leurs amplitudes et selon la nature même du matériau, de ses propriétés mécaniques (modules d’élasticité, vitesse de fluage, charge à la rupture, résistance à la fatigue, …), physiques (conductibilité thermique, aimantation, …) et chimiques (résistance à la corrosion, …) ainsi que de la température, sont à l’origine de déformations qui peuvent être irréversibles ou non. Le seuil critique est défini par la limite d’élasticité nominale du matériau, notée Re, marquant le passage de l’état élastique (déformation réversible) à l’état plastique (déformation permanente). Les différentes déformations que peut prendre un matériau ductile sont illustrées en figure I.8, les contraintes étant celles d’un essai d’écrouissage monotone (contrainte de traction ou de compression à vitesse de déformation constante appliquée jusqu’à la rupture du matériau) pour un comportement de plasticité indépendant du temps. La courbe met en avant un domaine de comportement élastique réversible où l’annulation de la sollicitation permet au matériau de retourner à son état initial, les contraintes et les déformations étant alors reliées entre elles par une loi linéaire (loi de Hooke) jusqu’à la limite d’élasticité Re. Etant très difficile à mettre en évidence expérimentalement, cette limite est définie conventionnellement comme étant la contrainte qui engendre une déformation irréversible de 0,2% [FEN07]. Cette valeur normalisée est notée Re 0,2%.
 Ah désigne l’allongement obtenu à la contrainte maximale Rm.  Ar désigne l’allongement à la rupture.
Vient ensuite un domaine de comportement plastique homogène, caractérisé par une déformation irréversible du matériau ductile. A noter que si le matériau est fragile, cas du silicium et du substrat céramique, celui-ci se rompt brutalement sans déformation permanente au passage de la limite d’élasticité [ZEA08]. Une déformation plastique hétérogène s’initie avec l’apparition d’une striction au niveau du matériau, obtenue à la contrainte maximale Rm (limite de la résistance à la traction), et ce jusqu’à la rupture complète du matériau à cet endroit.
Pour certains types de matériaux la déformation ne dépend pas seulement de la sollicitation mécanique, mais aussi de la durée d’application de la contrainte ainsi que de la température d’utilisation. Ces matériaux suivent alors une loi de comportement viscoplastique et leur déformation progressive, appelée fluage, devient prédominante sur les déformations élastiques et plastiques instantanées [AMA99, KAS00]. C’est par exemple le cas des brasures pour qui ce comportement devient significatif dès lors que l’on atteint une température au moins égale à la moitié de leur température de fusion [BOU08, DUP06, STA01].

Effets de la fatigue thermique sur les composants de puissance

Ces contraintes thermomécaniques associées à la haute température se traduisent par des effets de fatigue sur les composants semi-conducteurs et conduisent à de multiples modes de défaillance aussi bien au niveau de la puce que de l’assemblage. A ce jour, ceux-ci sont assez bien connus et ont fait l’objet de nombreuses publications. Les modes de défaillance pour des semi-conducteurs moyenne et haute tension, soumis à un cyclage thermique et/ou à une haute température, sont regroupés dans le tableau I.1 où figurent leurs mécanismes de défaillance associés ainsi que les localisations des phénomènes [BOU08, CIA01, CIA02, COV98, DUP06, LIN07, LOM04, SME11]. Les figures I.9 et I.10 sont des illustrations de certains de ces modes de défaillance.

Distribution des résistances thermiques dans le système composant-dissipateur

L’écoulement du flux de chaleur produit par les puces semi-conductrices se fait par conduction à travers les différentes couches de l’assemblage constitué par le composant et son refroidisseur associé. Le transfert de chaleur est dû à la différence de températures entre chacune d’elles. A chaque couche, définie par une épaisseur et une conductivité thermique propre, correspond une résistance thermique à l’évacuation des calories qui lui sont apportées ou qu’elle génère. La température de jonction Tj d’un composant peut être formulée, en régime statique, en fonction des différentes résistances thermiques Rthi constituant le système et les pertes Ppertes du composant par la relation (I.6).
Dans le cas du système illustré en figure I.11, la résistance thermique globale Rth j-a peut être assimilée à la sommation en série de trois résistances thermiques distinctes, toutes quantifiables en fonction des couches que le flux de chaleur traverse [LAB11].
Nous trouvons tout d’abord la résistance thermique jonction-semelle Rth j-c (junction-to-case thermal resistance) du module de puissance, définie entre la température de jonction Tj et celle de la semelle Tc. A noter que Tj est une température moyenne contrairement à celle de la semelle qui est une température localisée, prise à l’aplomb du semi-conducteur (dans ou à la surface de la semelle). Cette résistance thermique est indiquée par les fabricants de semiconducteurs dans les datasheets des composants.
Vient ensuite la résistance thermique située entre la semelle et le refroidisseur, notée Rth c-h (case-to-heatsink thermal resistance). Il s’agit en fait de la résistance thermique du matériau d’interface utilisé pour l’amélioration du transfert thermique entre ces deux régions. Cette dernière est définie entre la température de semelle du module et celle du refroidisseur Th.
Même si la valeur de cette résistance provient essentiellement du matériau d’interface utilisé, elle dépend fortement des conditions de montage qui interviennent sur le paramètre « résistance thermique de contact » de la résistance thermique (cf. § I.2.1.f).
Enfin, la dernière résistance thermique, notée Rth h-a (heatsink to ambient thermal resistance), correspond à celle située entre le dissipateur et l’air ambiant de température Ta. Tout comme celle du module de puissance, sa valeur est aussi fournie par le constructeur. Toutefois, sa valeur peut varier dans le temps avec l’encrassement des ailettes (dissipateur à air) ou des conduites hydrauliques (boite à eau).
Il en résulte que l’évacuation de l’énergie dissipée sera d’autant meilleure que la résistance thermique d’assemblage sera la plus faible possible. Ceci est obtenu avec l’utilisation de matériaux ayant une forte conductivité thermique et un bon procédé d’assemblage. Notons que malgré tous les efforts effectués par les acteurs de l’électronique de puissance pour minimiser la résistance thermique de chacun des éléments, la part la plus importante est apportée par celle des matériaux d’interface qui représente 40% à 50% de la résistance thermique globale [ECP10].

Résistance de contact

Lorsque l’on réunit deux matériaux plans entre eux, on observe une discontinuité des champs thermiques au niveau de la zone de mise en contact qui se manifeste par un saut des températures surfaciques Tp1 et Tp2 (cf. Fig. I.12.a). Cette discontinuité traduit la présence d’une résistance de contact Rth-contact pratiquement concentrée à l’échelle macroscopique sur l’interface. Celle-ci est définie par l’équation suivante : (I.9) où est la densité de flux thermique à cette interface (en W.m-2) ; la résistance de contact a donc pour unité des m2.K.W-1.
Une surface solide n’est pas vraiment plane et possède des irrégularités de quelques dixièmes à quelques centaines de microns définissant la rugosité de la surface (cf. § I.2.3). Par conséquent, l’association de deux matériaux ne s’effectue jamais sur toute la surface réelle de contact, mais uniquement sur certaines zones, dites zones de contact direct, ne représentant qu’un très faible pourcentage de la surface totale, de l’ordre de 10%. L’espace disponible entre ces zones de contact est généralement occupé par un fluide qui possède une conductivité thermique λf plus faible que celle des matériaux assemblés (cas de l’air lors de l’union à sec de deux surfaces métalliques propres). La zone d’espace interstitiel ainsi définie, d’épaisseur moyenne em, constitue donc un frein au transfert de chaleur (cf. Fig. I.12.b). Elle se caractérise par une résistance interstitielle Rth-i, en ⁄ , qui prend en compte la conduction de la chaleur à travers le fluide présent à l’intérieur des cavités (cas où le milieu interstitiel est un gaz) [BAR72]. Cette résistance intègre le taux surfacique des zones interstitielles présentes sur la surface totale d’assemblage.
Ces zones interstitielles créent au niveau des zones de contact direct un resserrement des lignes de flux qui génère une résistance thermique de constriction Rth-c (cf. Fig. I.12.b). Celleci est définie dans la littérature par un certain nombre de modèles théoriques, établis de façon analytique ou numérique. Nous pouvons citer le modèle de Cooper [COO69] ou celui simplifié de Madhusudana [MAD96], tous deux basés sur une approche statistique du contact où la fonction de densité de probabilité de la hauteur des pics et de la pente des aspérités suivent des lois gaussiennes. Dans ces modèles, la surface de contact est estimée en fonction de la pression, du type de déformation (élastique ou plastique) et des propriétés mécaniques des deux surfaces en contact (module de Young, dureté, coefficient de poisson). Dans ces modèles, la détermination de la surface moyenne des contacts (liée à la géométrie des points et à leur taille) ainsi que de leur nombre est fortement dépendante des données de mesure profilométrique.

Table des matières

Introduction Générale 
CHAPITRE I Problématique et Etat de l’art sur les TIMs (Technologie, Vieillissement, Caractérisation) 
I.1 Introduction
I.2 Présentation de la problématique
I.2.1 Conception thermique en électronique de puissance
a) Pertes thermiques dans les composants semi-conducteurs
b) Cycles thermiques induits par les pertes et l’environnement
c) Contraintes thermomécaniques engendrées par les cycles thermiques
d) Effets de la fatigue thermique sur les composants de puissance
e) Distribution des résistances thermiques dans le système composant-dissipateur
f) Résistance de contact
I.2.2 Structure et technologie d’assemblage des composants de puissance
I.2.3 Etats de surface des assemblages au niveau de la TIM
I.3 Etat de l’art sur les interfaces thermiques
a) Les matrices polymères
b) Les particules de chargement thermiquement conductrices
c) Modélisation des paramètres définissant la résistance thermique apparente
I.3.1 Les graisses thermiques
a) Graisses à base de particules métalliques
b) Graisses à base de particules céramiques
c) Graisses à base de particules de carbone
d) Application des graisses thermiques
e) Phénomène de pompage
f) Phénomène de séchage
g) Phénomène de moisissure
I.3.2 Les blocs élastomères
I.3.3 Les matériaux à changement de phase
I.3.4 Les feuilles de graphite
I.3.5 Les bandes thermiques et les gels
I.4 Etat de l’art sur les caractérisations thermophysiques des matériaux
I.4.1 Méthode en régime permanent
I.4.2 Méthode en régime quasi-établi
I.4.3 Méthode en régime transitoire
I.5 Conclusion du chapitre I
CHAPITRE II Cyclage thermique passif de matériaux d’interface thermique et suivi de caractéristiques à l’aide d’une méthode statique 
II.1 Introduction
II.2 Démarche, moyens de test et méthodes utilisées
II.2.1 Démarche et méthodes utilisées
II.2.2 Description des moyens de test mis en oeuvre
a) Structure du banc expérimental
b) Obtention du flux de chaleur
c) Maintien sous pression constante des différents éléments constituant le banc expérimental
d) Instrumentation du banc expérimental
II.2.3 Contrôle et mesure de paramètres de test durant la caractérisation thermique avec la méthode statique
a) Contrôle de la répartition de la pression sur l’interface thermique
b) Détermination du niveau de pression à appliquer sur les TIMs
c) Détermination expérimentale des pertes thermiques globales du banc de test
d) Détermination théorique des pertes thermiques latérales sur le bloc supérieur
e) Mesure de l’épaisseur de l’interface thermique
II.2.4 Protocole de vieillissement
II.3 Résultats expérimentaux obtenus lors des caractérisations thermiques effectuées avec la méthode statique
II.3.1 Mesure de la discontinuité de température au niveau du matériau d’interface thermique
a) Choix du capteur pour la mesure de température
b) Minimisation de l’erreur de mesure du gradient thermique par référencement des thermocouples
c) Mesure de la discontinuité de température au niveau de la TIM
d) Caractérisation d’un panel de matériaux d’interface thermique
II.3.2 Détermination des résistances thermiques de contact pour les matériaux d’interface
II.4 Résultats expérimentaux sur le vieillissement thermique
II.5 Conclusion du chapitre II
CHAPITRE III Cyclage thermique passif de matériaux d’interfaces thermiques et suivi de caractéristiques à l’aide d’une méthode transitoire 
III.1 Introduction
III.2 Démarche, moyens de test et méthodes utilisées
III.2.1 Démarche et méthodes utilisées
III.2.2 Description des moyens de test mis en oeuvre
a) Réalisation d’un véhicule test pour le maintien sous pression de l’interface
b) Obtention d’un flux de chaleur
c) Mesure de la température sous l’interface thermique
d) Mesure de la température de jonction d’un semi-conducteur
III.2.3 Protocole de vieillissement
III.2.4 Analyse thermique transitoire
a) Identification du spectre des constantes de temps
b) Illustration n°1 : Identification à partir d’un réseau de Cauer
c) Illustration n°2 : Identification à partir d’une réponse obtenue par un modèle éléments finis d’un assemblage simple
III.3 Résultats expérimentaux obtenus suite à une caractérisation par méthode transitoire
III.4 Conclusion du chapitre III
CHAPITRE IV Etude thermique des bancs statique et transitoire par simulation numérique 
IV.1 Introduction
IV.2 Rappels élémentaires de thermique
IV.2.1 Les différents types de transfert d’énergies thermiques
a) La conduction thermique
b) La convection thermique
c) Le rayonnement thermique
IV.2.2 Equation de la chaleur dans les solides opaques
IV.3 Les différents types de modélisation thermique
IV.3.1 Les modèles analytiques
IV.3.2 Les modèles numériques
a) Méthodes compactes et nodales
b) Méthode des éléments de frontières (Boundary Element Method)
c) Méthode aux différences finies (Finite Differential Method)
d) Méthode par éléments finis (Finite Elements Method)
IV.4 Modélisation thermique des bancs statiques et transitoires
IV.4.1 Cas du banc statique
a) Objectifs recherchés
b) Géométrie du modèle
c) Conditions initiales
d) Conditions aux limites
e) Problèmes connexes de modélisation
f) Hypothèses simplificatrices
g) Résultats de simulation
IV.4.2 Modélisation de l’expérience en méthode transitoire
a) Objectifs recherchés
b) Présentation du modèle
c) Effets d’une variation des propriétés thermiques de la TIM
IV.5 Conclusion du chapitre IV
Conclusion Générale 
Références Bibliographiques 
Annexe A : Détermination des caractéristiques mécaniques des éléments de serrage du banc expérimental statique
a) Détermination de l’allongement du montage lors des cycles thermiques
b) Détermination du système d’absorption de l’allongement du montage
c) Détermination des contraintes mécaniques s’appliquant sur les tiges filetées
Annexe B : Capteur de force type rondelle de force en compression
Annexe C : Feuille I-SCAN modèle 5101
Annexe D : Données constructeurs des TIMs : Compelma T014, Egraf 1205A et Hi-Flow 300P
Annexe E : Mesure de température par thermocouple
a) Principe de l’effet thermoélectrique Seebeck
b) Mise en oeuvre de l’effet Seebeck
Annexe F : Evaluation de l’incertitude sur la mesure de la résistance thermique et sur la conductivité thermique des TIMs
a) Evaluation des incertitudes d’une grandeur par une méthode statistique
b) Propagation des incertitudes
c) Incertitude sur la mesure de la résistance thermique
d) Incertitude sur la mesure de la conductivité thermique
e) Incertitude sur la mesure de la puissance électrique moyenne
f) Incertitude sur les pertes latérales du bloc d’aluminium supérieur
g) Incertitude sur les températures mesurées
h) Incertitude sur la mesure de la discontinuité de température au niveau de la TIM
i) Conclusion sur la détermination des incertitudes de mesure
Acronymes

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