覃 峰，李俊燾，李金柱，楊英坤，高 磊

（1. 中國(guó)工程物理研究院電子工程研究所，四川 綿陽(yáng) 621999；2. 微系統(tǒng)與太赫茲研究中心，四川 成都 610200；3. 北京理工大學(xué)機(jī)電學(xué)院，北京 100081）

高壓功率模塊是將功率器件按一定的功能組合再灌封形成的實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定電流輸出的核心模塊，隨著碳化硅功率器件的發(fā)展，其耐壓、耐溫性能不斷提升，傳統(tǒng)單管封裝已逐漸不能滿足應(yīng)用需求，因此越來越多研究機(jī)構(gòu)和公司采用模塊封裝的形式將碳化硅功率芯片制成高壓功率模塊來提升其功能上限。當(dāng)前量產(chǎn)的商用碳化硅功率模塊產(chǎn)品耐壓等級(jí)最高可達(dá)1 700 V，峰值電流可達(dá)800 A，更高性能和更高強(qiáng)度的碳化硅模塊封裝技術(shù)仍是一項(xiàng)重要的研究?jī)?nèi)容。

高壓功率模塊中不同功能層的互連強(qiáng)度是封裝工藝機(jī)械強(qiáng)度可靠性的重要體現(xiàn)。現(xiàn)階段已有許多學(xué)者針對(duì)模塊封裝的強(qiáng)度可靠性進(jìn)行了大量研究，然而在動(dòng)態(tài)過載響應(yīng)方面主要的研究大多集中于振動(dòng)或跌落等加速度峰值小于10 000的常規(guī)沖擊和振動(dòng)過載領(lǐng)域，關(guān)注的失效問題主要立足于封裝內(nèi)部的焊球、鍵合點(diǎn)和灌封料等微觀結(jié)構(gòu)層面的材料力學(xué)失效。隨著電子產(chǎn)品應(yīng)用領(lǐng)域的不斷拓展，功率器件模塊可能應(yīng)用到相比跌落更為極端的載荷環(huán)境，高速?zèng)_擊過載時(shí)模塊上的加速度過載能達(dá)到50 000～100 000，極端的載荷會(huì)引起電路板變形分層、結(jié)構(gòu)破壞、封裝結(jié)構(gòu)斷裂以及電子元器件的嚴(yán)重變形甚至諧振，這些現(xiàn)象會(huì)使功率組件功能失效從而導(dǎo)致嚴(yán)重的事故。功率模塊在高速?zèng)_擊的工作狀態(tài)下，除了封裝內(nèi)部的微觀材料與結(jié)構(gòu)失效以外，外部的安裝固定約束方式也是影響模塊性能可靠性的關(guān)鍵因素之一?，F(xiàn)階段，面貼裝、支點(diǎn)固定方式均應(yīng)用于各類電子系統(tǒng)中，采用不同固定方式的功率模塊受沖擊時(shí)的載荷方向、應(yīng)力應(yīng)變分布以及薄弱環(huán)節(jié)都存在較大差別，使用壽命的差異能達(dá)到50%以上，然而目前尚未發(fā)現(xiàn)較為系統(tǒng)的理論可以指導(dǎo)高速?zèng)_擊環(huán)境中功率模塊安裝固定方式的科學(xué)選擇。因此針對(duì)不同安裝固定方式下功率模塊的抗高速?zèng)_擊應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng)開展理論研究對(duì)于提升電子系統(tǒng)工作可靠性具有重要意義。

本文中采用自研的某耐壓4 kV 碳化硅芯片封裝得到的高壓功率模塊為研究對(duì)象，設(shè)置特定沖擊載荷，充分考慮能量守恒理論和一維應(yīng)力波理論，完成慣性載荷沖擊作用過程中模塊關(guān)鍵結(jié)構(gòu)的位移和變形關(guān)鍵參數(shù)的沖擊力學(xué)分析，同步開展有限元計(jì)算，結(jié)合理論分析和數(shù)值模擬結(jié)果研究4 種不同固定方式下模塊的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，明確具備最佳抗沖擊性能的安裝固定方式。

1 功率模塊受力簡(jiǎn)化

該自研的高壓功率模塊主要結(jié)構(gòu)如圖1 所示，由底板、雙面覆銅陶瓷基板、碳化硅芯片、轉(zhuǎn)接端子、塑料殼體及各層間焊料組成，內(nèi)部關(guān)鍵結(jié)構(gòu)（不包含塑料外殼）的整體尺寸約26 mm×37 mm×3.4 mm。功率模塊在電子系統(tǒng)中一般安裝于FR4 印制板或其他材質(zhì)的基板上，安裝固定方式主要為插裝或直接貼裝的固定形式，其中插裝的固定形式又可分為兩支點(diǎn)固定和四角支點(diǎn)固定。模塊關(guān)鍵結(jié)構(gòu)的尺寸滿足（1/100～1/80）＜（厚度/短邊）＜（1/8～1/5），因此根據(jù)這幾種安裝固定形式，在沖擊載荷作用下模塊內(nèi)部關(guān)鍵結(jié)構(gòu)的受力可以簡(jiǎn)化為如圖2 所示的薄板面沖擊(surface)、短邊兩點(diǎn)沖擊(2-points-S)、長(zhǎng)邊兩點(diǎn)沖擊(2-points-L)和四點(diǎn)沖擊(4-corners)這4 種受力方式。

圖1 自研功率模塊的結(jié)構(gòu)Fig. 1 The structure of self-developed module

圖2 簡(jiǎn)化沖擊受力Fig. 2 Simplified impact loading

2 FHPB 裝置上的沖擊響應(yīng)分析

分離式霍普金森壓桿裝置是現(xiàn)階段材料高速?zèng)_擊試驗(yàn)常用的加載設(shè)備，可實(shí)現(xiàn)10～10s量級(jí)的加載應(yīng)變率，由其改裝得到的自由式霍普金森桿（free Hopkinson pressure bar， FHPB）可實(shí)現(xiàn)10量級(jí)的沖擊加速度。自由式霍普金森桿取消了透射桿和吸收桿，只保留子彈和入射桿，用于實(shí)現(xiàn)入射桿對(duì)功率模塊的瞬時(shí)慣性加速度沖擊加載，采用該裝置對(duì)功率模塊內(nèi)部關(guān)鍵結(jié)構(gòu)進(jìn)行沖擊測(cè)試可以有效模擬出模塊在高速?zèng)_擊條件下的力學(xué)環(huán)境，改裝得到的FHPB 裝置如圖3 所示。

圖3 FHPB 裝置單側(cè)沖擊Fig. 3 Single-side impact of the FHPB

基于FHPB 沖擊系統(tǒng)，針對(duì)功率模塊在四種固定方式下的慣性加速度沖擊受力開展研究，通過理論計(jì)算分析功率模塊結(jié)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)響應(yīng)和能量轉(zhuǎn)換規(guī)律。由一維應(yīng)力波理論可知，長(zhǎng)度為的子彈以速度撞擊相同材料的入射桿時(shí)產(chǎn)生1 個(gè)周期=2/的矩形波以速度向后傳播，波上質(zhì)點(diǎn)速度為=/2，矩形波幅值 σ=ρ/2 ，撞擊結(jié)束子彈速度變?yōu)?。

當(dāng)矩形波傳播到入射桿與試樣接觸的界面時(shí)，由于界面的面積大小產(chǎn)生變化，必然在此端面上產(chǎn)生應(yīng)力波的透射和反射，此過程中在接觸界面上兩桿始終保持接觸，則由總作用力相等條件和波陣面的動(dòng)量守恒條件可以得到：

當(dāng)采用兩支點(diǎn)或四支點(diǎn)固定時(shí)，如圖4(b)所示。在端面加入與桿材料一致的細(xì)支架用于固定，應(yīng)力波在細(xì)支架上被放大，然后再傳至與試樣接觸界面進(jìn)行沖擊作用。細(xì)支架的端面面積為，假設(shè)存在個(gè)細(xì)支架，則細(xì)支架上的質(zhì)點(diǎn)速度為：

圖4 入射桿對(duì)試樣的作用示意圖Fig. 4 The effect of the incident bar on the sample

本文中真實(shí)環(huán)境試樣的材料參數(shù)與沖擊桿的材料參數(shù)并不一樣，沖擊桿與金屬支架均為鋼材料，試樣與沖擊系統(tǒng)直接接觸的底部基板材料為銅合金，同時(shí)該基板的體積與質(zhì)量也遠(yuǎn)大于模塊的其他關(guān)鍵層，因此可以認(rèn)為模塊的平均密度和波阻抗均大于沖擊桿，則波阻抗比值因子：

式中：為試樣飛出時(shí)的動(dòng)能，為試樣飛出時(shí)結(jié)構(gòu)變形儲(chǔ)存的勢(shì)能。由于＞，可以得到＜，即直接貼裝的面沖擊試樣的整體變形勢(shì)能小于支點(diǎn)固定的試樣。因此，基于一維應(yīng)力波條件和能量守恒定律可以推斷：功率模塊采用直接貼裝時(shí)，沖擊后的初始速度大于采用支點(diǎn)固定的模塊；直接貼裝模塊沖擊后的整體變形量較小，應(yīng)力分布更加均勻，理論上其沖擊應(yīng)力應(yīng)變最大值均小于支點(diǎn)固定模塊。

3 有限元模型

采用ANSYS/LS-DYNA 模擬功率模塊內(nèi)部關(guān)鍵結(jié)構(gòu)在 ? 44 FHPB 裝置上進(jìn)行單側(cè)沖擊加載的過程，以此驗(yàn)證前一部分在相同沖擊載荷條件下不同固定方式功率模塊的沖擊過載響應(yīng)推斷結(jié)果。建立包括沖擊裝置和功率模塊內(nèi)部關(guān)鍵結(jié)構(gòu)的有限元模型，模塊由底板至頂端的結(jié)構(gòu)如圖5 所示，沖擊系統(tǒng)中所有的材料參數(shù)如表1 所示，由于整個(gè)沖擊系統(tǒng)結(jié)構(gòu)對(duì)稱，只建立如圖6 所示功率模塊和FHPB 裝置的1/4 模型，并在對(duì)稱面和的節(jié)點(diǎn)上進(jìn)行對(duì)稱約束，模型中與連線平行的邊為長(zhǎng)對(duì)邊，與連線平行的邊為短對(duì)邊。功率模塊各結(jié)構(gòu)的材料本構(gòu)均采用彈塑性隨動(dòng)硬化模型，F(xiàn)HPB 沖擊裝置和支撐功率模塊的細(xì)支架采用的是線彈性模型，各結(jié)構(gòu)之間為自動(dòng)單面接觸，功率模塊共劃分31 960 個(gè)SOLID164 單元，在兼顧計(jì)算精度和計(jì)算效率的同時(shí)，對(duì)單元網(wǎng)格劃分和密度分布進(jìn)行一定的優(yōu)化。

圖5 功率模塊內(nèi)部關(guān)鍵結(jié)構(gòu)模型Fig. 5 The model of the main structure of the power module

圖6 功率模塊關(guān)鍵結(jié)構(gòu)1/4 模型Fig. 6 The 1/4 finite element model of the main structure of power module

表1 功率模塊內(nèi)部關(guān)鍵結(jié)構(gòu)材料參數(shù)Table 1 Material parameters of plate-level power module

功率模塊在FHPB 裝置入射桿端面固定的4 種方式如圖7 所示，對(duì)應(yīng)4 種薄板沖擊受力方式，其中各細(xì)支架與入射桿均綁定在一起。在模擬子彈撞擊入射桿以及入射桿撞擊模塊的完整沖擊過程中，子彈長(zhǎng)度設(shè)置為50 cm，初始速度設(shè)置為20 m/s，同時(shí)基于FHPB 裝置完成功率模塊單側(cè)貼裝固定的沖擊試驗(yàn)，并對(duì)計(jì)算參數(shù)和結(jié)果的準(zhǔn)確性進(jìn)行驗(yàn)證。結(jié)果如圖8 所示，數(shù)值計(jì)算的整體時(shí)間為1 000 μs，計(jì)算與試驗(yàn)的應(yīng)力波曲線在200～400 μs 內(nèi)貼合較好，應(yīng)力峰值誤差在10%以內(nèi)。入射桿在沖擊后與樣品回收盒內(nèi)的緩沖材料接觸發(fā)生回彈，并且導(dǎo)致子彈與入射桿發(fā)生二次沖擊加載 。因此，450 μs 后試驗(yàn)與計(jì)算曲線產(chǎn)生一定誤差，并且在640 μs 后產(chǎn)生了與數(shù)值計(jì)算曲線不一致的異常應(yīng)力波上升沿，但由于沖擊樣品在≈350 μs 已脫離入射桿，樣品的響應(yīng)狀態(tài)未受到影響。因此，對(duì)于模塊的變形和運(yùn)動(dòng)狀態(tài)研究，數(shù)值計(jì)算結(jié)果仍然具備較高的可信度。

圖7 功率模塊固定形式Fig. 7 Fixed forms of the plate-level power module

圖8 模塊FHPB 沖擊試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比Fig. 8 Comparison between FHPB impact experiment and simulation of the module

4 數(shù)值結(jié)果分析

在為200～400 μs 時(shí)，不同固定方式的模塊關(guān)鍵結(jié)構(gòu)的等效應(yīng)力和應(yīng)變會(huì)陸續(xù)達(dá)到最大值，如圖9所示，4 種固定方式?jīng)_擊后等效應(yīng)力峰值均位于氮化鋁陶瓷基板中心區(qū)域，數(shù)值達(dá)到了陶瓷材料的屈服強(qiáng)度，且最下側(cè)的銅底板在支點(diǎn)固定的沖擊條件下可以觀察到發(fā)生了明顯的撓曲形變。不同功能層的應(yīng)力峰值匯總?cè)鐖D10 所示，其中陶瓷基板上側(cè)的覆銅板和碳化硅芯片均處于低應(yīng)力狀態(tài)，應(yīng)力峰值只有下側(cè)銅底板的6%～20%，且未達(dá)到材料屈服強(qiáng)度，主要原因是陶瓷基板的彈性模量和材料抗壓強(qiáng)度相對(duì)較大，對(duì)底板發(fā)生的變形產(chǎn)生了一定的隔離作用，支撐了上側(cè)關(guān)鍵結(jié)構(gòu)避免發(fā)生動(dòng)態(tài)撓曲變形。因此陶瓷板和底板的強(qiáng)度一定程度上決定了該模塊結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能極限，而影響陶瓷基板和底板受力的最關(guān)鍵因素就是不同固定方式導(dǎo)致的沖擊受力條件差異。

圖9 等效應(yīng)力分布Fig. 9 Von Mises stress distribution

結(jié)合圖10 和表2 中的結(jié)果可以得知，當(dāng)模塊采用直接貼裝承受面沖擊時(shí)，整體平行飛出，結(jié)構(gòu)未發(fā)生變形，整體的等效應(yīng)力最大值為15.32 MPa，而采用其他3 種支點(diǎn)固定方式進(jìn)行沖擊時(shí)底部銅底板均發(fā)生了不同形式的彎曲變形，然后再飛出，中間層氮化鋁陶瓷板上的等效應(yīng)力最大值均達(dá)到了427 MPa，遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于直接貼裝模塊的等效應(yīng)力值。因此采用支點(diǎn)固定承受四點(diǎn)或兩點(diǎn)沖擊時(shí)整體結(jié)構(gòu)應(yīng)力分布較大，采用直接貼裝可以大幅度減小遭受功率模塊受沖擊時(shí)的應(yīng)力；同時(shí)也驗(yàn)證了前面第2 部分的推斷結(jié)果。

表2 四種固定方式下的沖擊響應(yīng)Table 2 Impact response in four fixed modes

圖10 不同層最大應(yīng)力對(duì)比Fig. 10 Comparison of maximum stress in different layers

由圖11 中的底板整體過載加速度曲線可知，4 種固定方式中面貼裝沖擊的模塊底板上產(chǎn)生的過載加速度峰值最大，持續(xù)時(shí)間最短，主要是因?yàn)榈装逦窗l(fā)生塑性撓曲變形，沒有緩沖作用；而3 種支點(diǎn)固定沖擊的底板發(fā)生塑性變形對(duì)加速度載荷進(jìn)行了一定的緩沖，其中加速度峰值由大到小分別為面沖擊、長(zhǎng)對(duì)邊兩點(diǎn)沖擊、四角點(diǎn)沖擊和短對(duì)邊兩點(diǎn)沖擊，加速度峰值與持續(xù)時(shí)間可以在一定程度上反應(yīng)底板的形變量。

圖11 底板過載加速度曲線Fig. 11 Acceleration-time curves of substrate

圖9 中最下側(cè)的銅底板是發(fā)生撓曲變形最嚴(yán)重的結(jié)構(gòu)，而其他的結(jié)構(gòu)均未發(fā)生明顯變形，為進(jìn)一步比較在3 種支點(diǎn)固定方式下，模塊底板的撓曲變形量大小，確定3 種支點(diǎn)固定方式的優(yōu)劣。如圖6 在銅底板1/4 模型底板正中間層中取、、等3 個(gè)點(diǎn)，根據(jù)撓度的基本定義可知：

式中：w和w為在方向和方向上底板的撓度，dA、dB、dO分別為、、這3 個(gè)點(diǎn)在沖擊過程中方向的位移，由此可輸出得到四點(diǎn)沖擊、短對(duì)邊兩點(diǎn)沖擊和長(zhǎng)對(duì)邊兩點(diǎn)沖擊這3 種情況下底板的撓度變化曲線如圖12 所示，四種沖擊作用下底板的沖擊速度曲線如圖13 所示，整個(gè)模塊的過載加速度曲線可參見圖11。由于直接貼裝面沖擊時(shí)模型整體平動(dòng)飛出無撓曲變形，撓度數(shù)值持續(xù)為零，因此不在圖12 中列出。

圖12 底板動(dòng)態(tài)沖擊撓度曲線Fig. 12 Dynamic deflection-time curve of substrate

圖13 底板沖擊速度曲線Fig. 13 Dynamic velocity-time curve of substrate

不考慮直接貼裝（surface）固定方式，采用3 種支點(diǎn)固定的模塊底板變形撓度達(dá)到峰值時(shí)，由圖12 和表2 的結(jié)果可知，在方向上，垂直于的短對(duì)邊兩點(diǎn)固定(2-points-S)模塊底板點(diǎn)撓度最大，其次為垂直于的長(zhǎng)對(duì)邊兩點(diǎn)固定（2-points-L）底板點(diǎn)撓度，最小為四點(diǎn)固定（4-corners）底板點(diǎn)撓度。在方向上，模塊底板點(diǎn)的撓度峰值由大到小分別為長(zhǎng)對(duì)邊兩點(diǎn)固定（2-points-L），短對(duì)邊兩點(diǎn)固定(2-points-S)和四角點(diǎn)固定（4-corners）。點(diǎn)底板撓度峰值均小于點(diǎn)，且四點(diǎn)固定的底板撓度在、點(diǎn)上均為最小，可以確定四角點(diǎn)沖擊時(shí)底板的變形勢(shì)能最小，但采用長(zhǎng)對(duì)邊和短對(duì)邊固定時(shí)的變形勢(shì)能暫時(shí)無法通過對(duì)比、點(diǎn)的撓度值判定大小。

結(jié)合圖13 中速度曲線可知，底板承受面沖擊時(shí)模塊飛出速度最大，系統(tǒng)總能量均轉(zhuǎn)化為功率模塊沖擊運(yùn)動(dòng)的動(dòng)能；而在點(diǎn)固定的沖擊方式中，四角點(diǎn)固定時(shí)底板飛出速度最大，較小的是短對(duì)邊兩點(diǎn)固定的底板速度，最小的是長(zhǎng)對(duì)邊兩點(diǎn)固定的底板速度。即：

該結(jié)果與第2 部分的推論基本一致。因此，3 種點(diǎn)固定沖擊方式中，底板變形最小的是四角點(diǎn)固定，其次為短對(duì)邊兩點(diǎn)固定，最大為長(zhǎng)對(duì)邊兩點(diǎn)固定。

綜合模塊內(nèi)部關(guān)鍵結(jié)構(gòu)模型的應(yīng)力分布、撓度及過載加速度響應(yīng)狀況研究可知，在功率模塊的4 種固定方式中，模塊面貼裝承受沖擊時(shí)整體應(yīng)力分布和底板撓曲變形量最小，結(jié)構(gòu)相對(duì)最穩(wěn)固，即使承受峰值較高的過載加速度也不發(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，是最優(yōu)固定方式；若功率模塊必須采用插裝支點(diǎn)固定，那么采用四角支點(diǎn)固定時(shí)模塊產(chǎn)生的變形較小，四點(diǎn)固定更有利于提升高速?zèng)_擊作用下模塊關(guān)鍵結(jié)構(gòu)的可靠性，其次選擇短對(duì)邊兩點(diǎn)固定，最不適宜采用長(zhǎng)對(duì)邊兩點(diǎn)固定的方式。

5 結(jié) 論

本文中針對(duì)自研的某碳化硅芯片功率模塊結(jié)構(gòu)，研究了模塊在FHPB 沖擊條件下的力學(xué)響應(yīng)。采用4 種方式在FHPB 沖擊系統(tǒng)中對(duì)模塊進(jìn)行安裝固定并簡(jiǎn)化成4 種受力條件，根據(jù)受力條件完成了一維應(yīng)力波條件下模塊在沖擊系統(tǒng)中的運(yùn)動(dòng)學(xué)響應(yīng)和能量轉(zhuǎn)換方式分析；建立了沖擊系統(tǒng)和模塊的有限元模型，數(shù)值模擬得到不同固定方式下模塊內(nèi)部關(guān)鍵結(jié)構(gòu)的應(yīng)力分布、撓度、速度和加速度。經(jīng)分析與總結(jié)后可得到以下結(jié)論：

（1）在FHPB 裝置的沖擊條件下，直接貼裝模塊的整體動(dòng)能大于支點(diǎn)固定模塊整體動(dòng)能，支點(diǎn)固定模塊的整體變形勢(shì)能大于直接貼裝固定模塊整體變形勢(shì)能。

（2）模塊沖擊后應(yīng)力響應(yīng)最高位置在陶瓷基板層，撓度最高位置在金屬底板層，陶瓷基板上側(cè)結(jié)構(gòu)層應(yīng)力處于低應(yīng)力狀態(tài)，陶瓷基板對(duì)整體結(jié)構(gòu)具有一定的支撐強(qiáng)化和應(yīng)力隔離作用。

（3）采用直接貼裝固定的模塊承受的加速度載荷最大，自身等效應(yīng)力分布最??；而采用支點(diǎn)固定方式，承受加速度載荷峰值最小，而自身等效應(yīng)力分布最大，當(dāng)模塊薄弱結(jié)構(gòu)的失效概率與整體變形量保持同步時(shí)，采用貼裝固定方式的模塊整體發(fā)生變形失效的概率小于支點(diǎn)固定方式。

（4）采用面貼裝固定的功率模塊具備最好的抗沖擊性能，是可靠性最優(yōu)的安裝固定方式；而對(duì)于插裝的支點(diǎn)固定方式，選擇四角支點(diǎn)固定可以一定程度的提升高速?zèng)_擊作用下模塊關(guān)鍵結(jié)構(gòu)可靠性，是較好的固定形式；其次的選擇是短對(duì)邊兩點(diǎn)固定，最不適宜采用長(zhǎng)對(duì)邊兩點(diǎn)固定的方式。