大功率IGBT模块用氮化铝DBC基板技术研究

随着中国高铁、地铁、动车、风力发电、光伏发电、电动/混合动力汽车等领域的快速发展, 市场对大功率IGBT模块的需求量越来越大, 减小尺寸、减轻重量以及提高系统效率和可靠性是技术及市场的发展趋势, 英飞凌的IGBT从第一代到第五代芯片尺寸已经缩减了60%~70%, 但是功率却是逐代增大, 这样就对芯片及DBC基板的散热性能提出更高的要求, 英飞凌将IGBT芯片的厚度减薄, 已经实现了50~70μm厚的晶圆制备, 这样芯片的热阻将按比例降低;提高DBC基板的热导率是另一条有效途径。

图A 大功率模块

氮化铝DBC基板因其高的热导性能 (≥170W/m·K) 和无毒特性在大功率电子器件中有很大的应用前景[1], 另外与Si的热膨胀系数比较接近, 使其成为大功率IGBT散热基板的最佳选择, 能够很好地解决热管理问题。

图B 氮化铝DBC基板

然而, 与氧化铝不同, 氮化铝作为共价键结合的原子晶体, 铜及铜的氧化物在其表面难以润湿、铺展, 形成完美键合更不可能。因此氮化铝DBC制备的前提是在氮化铝表面形成可润湿铜及铜氧化物的过渡层, 广泛使用的方法是在氮化铝表面形成致密、均一的氧化铝复合层。

Roland Queriaud等[2]在含氧气氛下采用激光照射氮化铝表面, 控制照射时间及功率形成0.1~3μm的复合氧化层, 具有快速及氧化区域可控的优点。

Paik等[3]对Y掺杂的氮化铝基板, 在1250℃下保温90min形成氧化层厚度范围1~4μm, 铜与陶瓷间最大的剥离强度为5.79kg/cm, 为了减少氮化铝DBC基板的孔洞率, 他们在铜带上制备均匀贯穿的小孔起到一定效果, 但是该方法对于要求大面积图形无孔洞的DBC基板不适用。

Jochym等[4]改进对铜的加工方式, 在将有氧化层的一面通过蚀刻方式形成细微的沟槽, 成功地制备了2英寸低孔洞率的氮化铝DBC基板, 沟槽宽约为0.127 mm, 深度0.0254~0.0381mm, 沟槽间距为0.635mm, 但这种方式势必增加了工艺难度及成本, 不能实现IG-BT对DBC基板的批量和低成本要求。

最常用的方法仍是对氮化铝预氧化, 高温下水分可加速氮化铝的氧化, Luis J等[5]研究了氮化铝在含水气氛中的氧化行为, 虽然水汽的存在促进氧化但是主相为多孔的α-Al2O3不利于后续高质量的覆铜过程。

Jurgen Schulz-Harder[6]在1200℃下空气气氛中氧化氮化铝基板1h, 与预氧化好的铜带键合在一起, 氮化铝DBC基板剥离强度高, 但存在孔洞问题。

随后的专利中阐述了氮化铝覆铜过程中孔洞产生的原因及机理[7], 由于氧化铝层与氮化铝基体的热膨胀系数差别较大, 在升降温过程中导致氧化铝复合层裂纹产生, 从而覆铜过程中发生反应Cu2O+AlN→Al2O3+Cu+N2↑, 为了避免裂纹的产生, 他们在氮化铝表面溅射一层薄铜, 在空气下氧化处理, 反应产物均匀分布在氧化层中, 高温下可阻止覆铜过程中的裂纹发生。

Andre Luiz Molisani等[8]采用CuO-Al2O3体系的粉体用于氮化铝基板表面形成涂层, 并于1200℃空气下氧化1h, 用来阻止Cu2O与氮化铝接触, 并能形成键合。申和热磁的俞晓东等对氮化铝表面添加金属改性层, 通过两次烧结过程形成过渡层, 避免烧结过程孔洞的形成, 该过程需要两次高温处理, 过程较为复杂。

本论文采用化学方法对氮化铝进行预处理, 然后在控制气氛的条件下氧化氮化铝基板, 对保温温度、时间、氧浓度对DBC基板的剥离强度及孔洞率进行研究, 制备出剥离强度高及孔洞率低的氮化铝DBC基板。

1.1 试验原料

本实验采用了自制的氮化铝基板, 尺寸114mm×114 mm×0.635 mm, 热导率≥170 W/m·K, 绝缘电压≥17kV/mm, 抗折强度≥320 MPa;铜材为100mm×100mm×0.3mm的无氧铜TU1, Cu+Ag≥99.97%, 氧含量≤0.002%, 总杂质≤0.03%, 抗拉强度≥196 MPa, 伸长率≥35。

1.2 试验流程

氮化铝DBC基板的制备工艺流程为: (1) 铜片氧化; (2) 氮化铝基板预氧化; (3) DBC键合, 其中氮化铝预氧化过程包括化学处理和热氧化。首先分析对比保温温度、时间、氧浓度等对DBC基板的剥离强度及孔洞率的影响, 确定最佳的热氧化条件;然后对化学处理溶液的成分进行对比分析, 确定合适的组成, 最终优化出氮化铝基板的预氧化工艺条件, 具体试验流程图如图1所示。

图1 试验流程

采用扫描电子显微镜 (SEM) 分析各种材料表面及剥离面形貌;采用拉力测试仪测试铜带与氮化铝基板的剥离强度, 图2为剥离强度测试的标准样品, 基板一端固定于拉力测试仪下端, 铜带的自由端固定在上端, 拉力测试仪的速率为50mm/min;采用X-ray及CSAM测试覆铜基板的孔洞大小及孔洞分布;按照GJB548B方法1010.1条件B (-55~125℃) 温度循环500次, 并检查温度循环后的孔洞状态。

图2 剥离强度测试方法

试验设定升温速率为10℃/min, 恒温区保温1h, 随后自由降温, 试验在空气气氛下进行。对比了保温温度1100、1150、1200、1250℃下预氧化1h, 烧结后铜带与基板的剥离强度。如图3所示, 铜带与基板的剥离强度随温度的升高在1200℃呈现了最高值4.76N/mm, 1250℃时剥离强度下降为3.28N/mm。

图3 保温温度对剥离强度的影响

图4为1100、1200℃下剥离后铜与氮化铝陶瓷的表面状态, 从剥离面的形貌可知, 1100℃时铜片与瓷片间键合薄弱, 剥离后铜片与瓷片完全分离;1200℃时, 剥离的铜带局部带有少量的氮化铝。

图4 不同温度氧化的剥离面状态

1250℃氧化后制备的氮化铝DBC经过剥离测试, 铜带上铺展一层白色氧化铝层, 基板露出氮化铝基体, 右侧图片是剥离后的氮化铝基板表面的微观结构分析, 如图5所示。

图5 1250℃下氧化剥离后基板形貌及SEM结果

可以判定该温度下氧化层太厚, 导致共晶反应不能完全消耗预氧化生成的氧化铝, 从而氮化铝DBC形成了氮化铝/氧化铝/共晶相/铜的多层结构, 该结构中氮化铝与氧化铝的界面为薄弱环节。最理想的氮化铝DBC为氮化铝/共晶相/铜, 超薄的共晶相仅仅提供附着力而不增加基板的热阻, 从而在预氧化中必须控制合适的氧化层厚度, 烧结中与铜带的氧化物完全反应。

预氧化时间与氧化温度共同决定氧化层的厚度, 在合适的氧化温度下延长氧化时间, 氧化层的厚度将增加, 对比1200℃下保温0.5、1、1.5、2h, 铜带与氮化铝基板的剥离强度结果如图6所示。同样, 随着时间的增加剥离强度存在最大值5.51N/mm。

图6 保温时间对剥离强度的影响

对1200℃下保温2h氧化的氮化铝基板进行表面分析, 电镜如图7所示, 显然该条件下, 氧化层已经出现裂纹。氧化铝层过厚, 在预氧化的降温过程中由于氧化层与基板的线性热膨胀系数不匹配导致[9], 因此氧化层与基体在烧结前已存在缺陷。

图7 1200℃保温2h的表面形貌

本论文通过氮气和氧气的混合气调整气氛, 对比氧含量分别为0, 1∶10, 1∶6, 1∶1及纯氧下, 相同温度、时间, 烧结后DBC基板的剥离强度, 如图8所示, 在氧含量为0时氮化铝表面未能形成足够的氧化层, 几乎不能形成键合, 验证了铜氧化物难以在氮化铝表面润湿。随着氧含量的增加, 剥离强度出现最大值, 然后, 剥离强度逐渐下降, 造成这种结果有两种原因, 第一, 高浓度氧条件下, 氧化层的致密度下降;第二, 氧浓度增大导致氧化层太厚, 剥离面发生在氧化铝和氮化铝之间。

图8 氧含量对剥离强度的影响

通过以上保温温度、时间、氧含量的优化试验, 最终确定热氧化工艺1200℃下保温1.5h, O2∶N2=1∶6时结果较好, 氮化铝DBC基板的剥离强度最大可达6.2N/mm。该条件下对样品的孔洞情况采用X-ray进行分析, 孔洞情况相比早期的有较大改善, 界面中无互相贯穿、连通的孔洞, 并且尺寸显著减小, 但是氮化铝与铜之间仍存在微孔洞, 呈均匀分布, 图9为前期和优化后的孔洞对比图。图10为剥离后的铜片实物, 存在很多微孔。                     

图9 温度、时间、气氛优化前后的孔洞状态

图10 优化后剥离界面

为了优化氮化铝DBC基板界面、减少微孔洞, 本论文优选合适的方法对氮化铝基板进行化学处理[10], 再进行热氧化, 以提高键合过程中铜片氧化层对氮化铝表面的润湿性能。

图11为各种优化条件的剥离强度对比结果, 采用化学处理后氧化 (复合氧化层) 制备的氮化铝DBC基板剥离强度相比其他条件明显提高。

图11 各种优化条件下的剥离强度

2.4.1 孔洞率对比

采用C-sam测试氮化铝DBC基板界面孔洞率, 对比气氛优化及化学处理后的氮化铝DBC基板的界面孔洞, 如图12所示, 图12 (b) 界面微小孔洞数目显著减少, 界面比较致密, 显然化学处理工艺对氮化铝DBC基板孔洞的减少至关重要。

图12 C-sam超声显微镜结果

2.4.2 温度循环对比

采用WEISS的温度循环测试系统, 根据GJB548B方法2010.1的条件B进行测试, 温循500次后进行C-sam测试孔洞情况, 图13是经过气氛优化及化学方法处理的氮化铝DBC基板温度循环测试后的C-sam结果, 显然经过化学方法处理后氧化制备的氮化铝DBC界面更加致密。

图13 气氛优化及化学处理后氧化制备氮化铝DBC基板孔洞结果

温度循环测试后对氮化铝DBC基板的铜片进行剥离, 同一基板不同部位的剥离强度差别小, 断裂机制基本一致, 均出现了陶瓷表面被拉开的现象, 说明该方法制备的氮化铝DBC基板一致性较好, 尤其缩小了大尺寸基板边缘与中心位置的性能差别。

图14-图16分别为未氧化氮化铝基板, 优化温度、时间、氧含量氮化铝氧化层及经过化学处理后氧化的氧化层微观结构。

图14 未氧化的氮化铝表面结构

由图14可知, 表面晶粒比较明显、晶界分明, 互连为一体的部分是由于表面机械处理导致;图15为氧化条件优化后, 晶界边缘变的圆润、晶粒长大、互连;图16为优化后的复合氧化层晶粒边缘模糊, 部分晶粒融为一体, 整体表面孔洞较少, 氧化层致密。

图15 优化氧化条件的微观表面

图16 化学处理后氧化

化学方法处理后氧化层的表面能谱分析结果如图17所示, 氧化层中存在Mn、Cu、Al、O元素, 该氧化层可以提高铜氧化物对氮化铝表面的润湿能力, 有效降低DBC过程中的孔洞问题, 可提高产品的整体性能。

图17 化学处理后氧化层表面能谱

对该复合层进行断面处理, 采用高倍显微镜分析界面结构, 铜片与氮化铝基板之间存在很薄的过渡层, 如图18所示。

图18 复合层的断面结构

通过线扫描方式测试界面成分来确定氧化层的厚度如图19所示, 由O的线扫描数据可知氧化层厚度约为1~2μm, 在该范围内, 铜元素的峰强由铜一面向氮化铝方向逐渐降低, 在3.5μm处几乎为零, 而铝的峰在3~4μm间出现一个小平台, 综上, 可以初步推测该氮化铝DBC基板的界面组成为Cu/[Cu2O/ (CuAlO2或者CuAl2O4) Al2O3]/AlN。

图19 剖面的线扫描结果

(1) 优化合适的氧化温度、时间、气氛可制备适当厚度的氧化层, 能够显著提高氮化铝DBC基板的剥离强度, 铜带与氮化铝基板的剥离强度随氧化温度的升高呈现最佳值, 当温度继续升高时剥离强度将下降, 剥离面出现在氧化铝层与氮化铝基体之间;

随着氧化时间的增加呈现最佳值, 随着氧含量的增加呈现最佳值, 当氧化时间和氧含量继续增加时, 出现类似于温度增加的现象, 氧化层过厚导致剥离面发生在氧化层和氮化铝之间, 优化的最佳热氧化工艺为1200℃, 保温1.5h, 氮氧比例为6∶1。

(2) 直接热氧化工艺可以实现氮化铝DBC基板较强的剥离强度, 但是不能完全消除铜与氮化铝之间的微孔洞, 这将严重影响基板的可靠性及模块在超大功率方面的应用。

(3) 化学方法处理氮化铝基板对氮化铝DBC基板界面微孔洞的消除起到至关重要的作用, 能够改善铜氧化层对氮化铝表面的润湿能力, 减少微孔洞的产生。

(4) 根据热氧化工艺对比, 结合化学处理方法, 确定2μm左右的氧化层可提高氮化铝DBC基板的剥离强度、减少微孔洞。