Etude du comportement au vieillissement des interfaces thermiques pour modules électroniques

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%.

Etats de surface des assemblages au niveau de la TIM

     Nous avons vu, lors de la mise en contact de la semelle d’un module de puissance avec son refroidisseur associé, que de multiples et microscopiques poches d’air se forment dans la zone d’union, le contact se produisant uniquement sur les points hauts de chacune des deux surfaces réunies. La zone de contact ainsi créée entre deux matériaux solides peut être composée à plus de 90% de cavités d’air, représentant alors une importante résistance au flux thermique [PRA06]. Ces interstices sont causés par des imperfections surfaciques inhérentes aux limitations technologiques de fabrication. Les défectuosités observées sont tout aussi bien de taille microscopique que macroscopique. Les principaux aspects de l’analyse de l’état de surface d’une pièce sont exposés, de manière succincte, dans ce paragraphe. C’est à partir du profil de la surface réelle d’une pièce que peut être réalisée l’analyse de son état de surface, ou plus précisément la détection de ses défauts géométriques (écarts géométriques). La figure I.16 schématise l’obtention du profil de la surface d’une pièce par une coupe longitudinale ou transversale de sa surface par un plan qui lui est normal.

Etat de l’art sur les interfaces thermiques

     La plupart de ces interfaces thermiques sont composées d’une matrice polymère, comme les résines silicones ou époxy, chargée par des particules thermiquement conductrices tel que le nitrure de bore (BN), l’oxyde d’aluminium (ou alumine Al2O3), l’oxyde de zinc (ZnO), l’aluminium (Al) ou l’argent (Ag) [SCH05, VIS00].
a) Les matrices polymères : L’usage des matrices polymères comme produit de base a deux origines. La première provient de leur faible rigidité et résistance mécanique qu’il est possible de moduler à volonté par mixage avec d’autres matériaux, en comparaison à celles des métaux et céramiques. La seconde est due à leur faible cout de production grâce à la simplicité de leur équipement de fabrication, étant donné que leur obtention ne nécessite pas de traitement à haute pression, ni à haute température. Pour l’élaboration de l’interface thermique, le choix de la matrice polymère dépend de certaines de ses propres caractéristiques, notamment de sa compatibilité avec les particules de chargement, de sa capacité de mouillage, de sa viscosité ou encore de ses propriétés mécaniques [LIN07]. La quantité maximale de particules qu’il est possible d’introduire dans un volume donné de matrice polymère résulte d’une combinaison entre la mouillabilité thermodynamique de la particule par le produit de base et la viscosité du polymère. Le rôle joué par la matrice est des plus importants puisque celle-ci permet d’adapter les propriétés mécaniques du composite (la TIM) suivant l’utilisation à laquelle il est destiné. C’est ainsi que l’on a recours aux résines époxy lorsqu’un module d’élasticité élevé et l’adhérence sont ciblés, alors que les résines silicones sont préférées pour un module d’élasticité faible et pour une absorption des contraintes thermomécaniques générées par l’application. Son choix est rendu d’autant plus complexe que la gamme des matériaux polymères est en fait très large, allant des résines styréniques et polyoléfines (polymérisation d’un alcène comme l’éthylène, le propylène, …) aux résines de très haute technicité. N’oublions pas de citer le polycarbonate (polycondensation du bisphénol A et d’un carbonate) et les polymères thermoplastiques, comme l’acrylonitrile butadiène styrène (ou ABS), qui sont utilisés dans la conception d’interface thermique nécessitant l’absorption de chocs.
b) Les particules de chargement thermiquement conductrices : La conductivité thermique du produit de base, initialement faible, est donc rehaussée par l’introduction de particules thermiquement conductrices ayant comme caractéristiques essentielles leurs propriétés thermiques, leurs données géométriques intrinsèques (taille et forme) ainsi que leurs distributions [PRA06]. A ces caractéristiques, il faut aussi rajouter leur traitement de surface puisque celui-ci assure l’optimisation et la mouillabilité thermodynamique avec la matrice polymère. Les particules fabriquées à partir de poudres céramiques, comme l’alumine et l’oxyde de magnésium, sont communément utilisées en raison de leur faible coût de production et de leurs propriétés diélectriques. Pour obtenir une meilleure conduction thermique, la matrice polymère est de préférence chargée avec des particules issues du nitrure d’aluminium ou du nitrure de bore. Dans ce cas, la conductivité thermique obtenue est améliorée d’un facteur cinq à dix, mais avec un prix de revient dix à cent fois plus élevé, ceci étant dû aux techniques de fabrication pointues mises en œuvre pour les confectionner. Afin de posséder une conductivité thermique optimale, on aura plutôt recours à des particules métalliques, soit en aluminium, soit en argent. L’argent, qui est de loin le plus onéreux, sera choisi principalement pour sa haute conductivité thermique volumique alors que l’aluminium, qui offre un bon compromis entre conductivité thermique volumique et densité, sera sélectionné pour augmenter la quantité de particules dans la matrice polymère grâce à une densité plus faible. A noter que les particules en fer et en cuivre, tout comme celles en aluminium, s’oxydent très facilement. La formation d’une couche d’oxyde à leur surface entraîne alors une sensible réduction de leur conductivité effective. Ce n’est pas le cas pour les particules en acier inoxydable ou en nickel, qui offrent effectivement une très bonne résistance aux oxydations mais avec un coût beaucoup plus élevé. De plus, pour l’acier inoxydable, la conductivité sera plus faible comparée à celle des métaux purs. Enfin, il faut savoir que la plupart des particules métalliques ne permettent pas de renforcer la structure mécanique du composite final. Les particules isolantes métallisées représentent une alternative aux particules purement métalliques. Le matériau isolant sert alors de support au revêtement métallique, ce qui a l’avantage d’apporter un gain de poids considérable à la particule ainsi créée, surtout quand cette dernière est une microsphère creuse. A noter que l’emploi de fibres de verre pour la fabrication des particules isolantes offre un renforcement mécanique à la structure de l’interface. Parmi les méthodes de déposition métallique, nous pouvons citer le dépôt sous vide ou le dépôt auto-catalytique. Nous trouvons également des particules à base de carbone. Celles-ci sont produites par pyrolyse contrôlée (décomposition par la chaleur) de matériaux carbonés, principalement des combustibles hydrocarbonés dans le cas de noir de carbone [ACC00] ou bien des fibres de polymère organique dans le cas de fibres en graphite. Ces dernières sont disponibles sous différentes formes, allant des brins aux copeaux ou matelas non tissés de densité variable. Les particules de chargement possèdent un diamètre compris entre 2 et 25 μm, offrant ainsi la possibilité de moduler la valeur de la conductivité thermique de l’interface [GWI03, PRA06]. Les TIMs ainsi créées ont une conductivité thermique généralement comprise entre 0,5 W.m-1.K-1 et une dizaine de W.m-1.K-1. Cette échelle de valeur  est toujours supérieure à celle de l’air (0,026 W.m-1.K-1 à 25°C), considérée comme un frein pour la propagation de la chaleur. Par ailleurs, l’application d’une pression, comme celle générée par la fixation des composants électroniques, permet d’abaisser la valeur de la résistance thermique.
c) Modélisation des paramètres définissant la résistance thermique apparente : De nombreuses études ont été menées sur le chargement des interfaces pour mieux comprendre les phénomènes d’écoulement de chaleur liés à la taille des éléments insérés, à leur géométrie ainsi qu’à leur état de surface. L’objectif final est de pouvoir disposer de modèles permettant d’évaluer les principaux paramètres caractérisant la résistance thermique apparente d’une interface, à savoir son épaisseur, sa conductivité thermique propre et ses résistances de contact. Les travaux de Fletcher, Marotta et Mirmira sont parmi les premiers dans lesquels ont été proposées des comparaisons de données expérimentales provenant de différents types d’interfaces avec des modèles, soit empiriques [MIR97], soit de déformations plastiques [MAR96]. Dans ces recherches, qui n’ont d’ailleurs pas permis d’extraire de lois pour la conception des matériaux d’interfaces thermiques, les résistances de contact ne sont pas dissociées de la résistance volumique propre de l’interface (cf. Eq. I.12). Il faudra attendre pour cela les travaux de Prasher [PRA01]. A partir de là, les études sur l’optimisation du rapport volumique de particules à insérer dans le produit de base afin de réaliser une interface ayant une faible épaisseur, une conductivité thermique élevée et de faibles résistances de contact se sont multipliées [FUL01, HU04, MAR02, PRA04, SIN04]. De nombreux modèles portant sur les paramètres caractérisant la résistance thermique apparente d’une interface ont donc été développés, certains étant basés sur la fluidique des matériaux purement visqueux, d’autres sur des simulations combinant les analyses par éléments finis avec la dynamique des molécules [ROY10]. Pour la modélisation de la conductivité thermique propre des TIMs, nous pouvons citer les modèles basés sur les phénomènes de « percolation » [KIR73]. Ils sont liés à la très grande disparité des valeurs de conductivité thermique qui existe entre les différentes particules et la matrice polymère [DEV00]. Pour des particules sphériques dont le rapport volumique est inférieur à 40%, le modèle « Maxwell-Garnett » permet d’obtenir de bons résultats [FEL04, NAN97]. Celui-ci n’est donc pas utilisable pour les interfaces thermiques du commerce étant donné qu’elles sont généralement chargées en excès avec un rapport volumique à 60%. Dans ce cas, on lui préférera le modèle symétrique de « Bruggeman » bien que celui-ci soit limité, puisqu’il ne tient pas compte de la résistance interfaciale située entre les particules et la matrice [HAY90]. Celle-ci est incluse dans un modèle développé par Every à partir d’un modèle de « Bruggeman », cette fois-ci asymétrique [EVE92]. Prasher a proposé une modélisation de l’épaisseur d’une interface polymère, en fonction du rapport volumique des particules insérées et de la pression exercée sur cette dernière, en se basant sur une loi comportementale fluidique du type « Herschel-Bulkley » [PRA03]. Il a corroboré ce modèle avec celui qu’il a obtenu de façon empirique sur ce même type d’interface [MAH04], mais uniquement dans le cas où le rapport de la pression sur la limite d’élasticité du polymère est élevé. Ces travaux l’on conduit à montrer qu’il existe pour les particules insérées un rapport volumique optimal au-dessus duquel la résistance thermique de l’interface augmente.

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 œuvre
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 œuvre
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 œuvre 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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