2.4 Modes de défaillance et durée de vie de l’IGBT
2.4.2 Vieillissement et fatigue
2.4.2.7 Corrosion
Toutes les parties métalliques des modules peuvent être touchées par le phénomène de corrosion. Les fils de bonding, les métallisations et les plots de connexions peuvent alors subir des phénomènes de corrosion chimique ou électrochimique [74]. L’apparition de la corrosion électrochimique dans les modules IGBT s’opère si l’une des conditions suivantes apparaît :
– présence d’humidité dans le boîtier ; – apparition d’une polarisation continue ;
– piqûration de l’aluminium et présence d’ions tel que Cl−ou Na+agissant comme des catalyseurs dans les réactions.
La présence d’humidité est une des conditions pour qu’une corrosion apparaisse. Elle peut s’introduire par les “pins” de connexions d’un boîtier. Le phénomène d’absorption d’humidité peut être amplifié par rapport aux conditions d’utilisation du module. Par exemple, un module IGBT utilisé dans l’avionique connaît, lors d’un trajet, une différence de pression et d’humidité qui va favoriser l’effet de pompage de l’humidité à l’intérieur du module si celui-ci n’est pas complètement hermétique.
La corrosion majeure des modules IGBT provient des parties en aluminium. Lorsque l’aluminium pur est en contact avec de l’oxygène contenu dans l’atmosphère, une couche d’Al2O3 se forme (4Al + 3O2 → 2Al2O3). L’aluminium est donc naturellement recouvert
2.4. MODES DE DÉFAILLANCE ET DURÉE DE VIE DE L’IGBT 71
d’une couche protectrice, ou couche de passivation. La rupture de ce film dans le même environnement induira la reconstruction de cette couche de passivation mais dans un environnement contenant de l’eau pure, une nouvelle réaction peut alors se dérouler qui transforme ce dernier en Al(OH)3. L’aluminium nu devient une anode où se produit la
réaction d’oxydation (figure 2.11(a)) :
Al → Al3++ 3e− (2.5)
A la cathode, nous avons la réaction :
3O2+ 6H2O + 12e− → 12OH−
6H++ 6e− → 3H2
Un dégagement gazeux s’effectue donc dans le gel de silicone. Globalement, nous au- rons :
4Al + 6H2O + 3O2 → 4Al(OH)3 (2.6)
(a) Schéma de la corrosion par piqûre d’un alliage d’alluminium [157]
(b) Rupture du fils de bonding du à la cor- rosion et aux contraintes thermo-mécaniques (image MEB, ×30) [30]
Fig. 2.11 – Corrosion de l’aluminium dans les modules IGBT.
L’aluminium métal est alors dissous pour former cet hydroxyde d’aluminium. La pré- sence d’ions chlorure (Cl−) peut également provoquer la piqûration de l’aluminium et la réaction d’oxydation. Ces ions chlorures sont issus des résidus du processus de fabrica- tion des modules, où l’halogénure est utilisée pour améliorer la mouillabilité des surfaces des puces avant la soudure [153]. La piqûration qui est provoquée par la rupture du film peut avoir une cause mécanique. En effet, les sollicitations thermiques et la fatigue de l’aluminium vues précédemment engendrent la fissuration des fils de bonding et mettent à nu l’aluminium. Ce phénomène est mis en évidence par la figure (2.11(b)) qui montre deux bonding à différents stades de cyclage thermique. Enfin, l’influence du gel de silicone dans lequel sont noyés les composants en aluminium est encore méconnue. Pour le cas du boîtier NT, l’aluminium est utilisé pour les métallisations et peut donc souffrir de la cor- rosion. Comme nous l’avons vu plus haut, la déformation des métallisations en contact
avec la source émettrice de chaleur peut engendrer des micro fissures et faire apparaître, sous certaines conditions, la formation de corrosion.
Plusieurs modèles existent pour évaluer la durée de vie et la corrosion des métaux (tableau (2.2)) mais ils ne prennent en compte pour l’apparition et le développement de cette corrosion, que le taux d’humidité ambiant. Les modèles peuvent alors être utilisés mais devront être enrichis et recalés par rapport aux diverses considérations mentionnées ci-dessus.
2.4.2.8 Electromigration
Lorsqu’un courant électrique traverse un matériau, une certaine quantité de matière est transportée par le transfert du mouvement des électrons aux atomes. Un mouvement d’atomes est donc établi dans la direction du flux d’électrons et est proportionnel au courant appliqué. L’électromigration peut alors intervenir dans les métallisations s’il y a divergence de flux, c’est à dire lorsque les connexions métalliques ne sont pas parfaites (présence de grains de frontières et d’impuretés). Des lacunes peuvent alors se créer et don- ner naissance à des craquelures qui augmentent la résistance électrique de la métallisation. De plus, et de par la conservation de la matière, des accumulations d’aluminium se créent sur la surface. Des possibilités de court-circuit apparaissent alors avec des connexions voisines. Ce mode de défaillance n’est pas prépondérant parmi toutes les possibilités de ruine d’un IGBT puisque l’apparition de ce phénomène demande des temps beaucoup plus longs que les autres et des conditions de courant qui sont rarement réunies en exploita- tion réelle des IGBT (courant >106A/cm2). L’électromigration peut aussi intervenir dans
les fils de bonding sous des courants moindres à cause d’une plus faible dissipation de l’énergie thermique (1,62.104A/cm2 pour un IGBT 300 A/1200 V sous un courant de 85% d’ICmax) [169]. La température joue ici un rôle important dans les mouvements d’atomes avec une énergie d’activation de l’ordre de 0,5 à 0,7 eV. Les défauts rencontrés dans la structure sous l’influence du cyclage thermique créent des concentrations de température, et deviennent alors des catalyseurs du phénomène d’électromigration.
Le phénomène d’électromigration est aussi visible dans les alliages utilisés dans les brasures et devient pour ce cas un phénomène sérieux en ce qui concerne la fiabilité pour des objectifs de miniaturisation. L’électromigration dans les brasures peut apparaître pour des densités de courant de l’ordre de 104A/cm2 ce qui est 100 fois moindre que la densité
nécessaire pour obtenir une électromigration dans les métallisations et qui est de l’ordre de grandeur des densités atteignables pour les connexions type bump dans un module IGBT. Ceci s’explique par des points de fusion n’étant pas du même ordre entre les deux matériaux. La conséquence de cette électromigration est alors la formation de vides à l’intérieur de la brasure qui, au voisinage des inter-métalliques, augmentent la résistance thermique et électrique des bumps. Ces vides favorisent les autres modes de défaillance énoncés plus haut ainsi que l’électromigration autour du vide [113]. Des reconstructions des micro structures dans les alliages Sn/Ag s’effectuent. L’inconvénient vient alors du fait que la recristallisation s’opère suivant les bords des grains formant ainsi des réseaux continus où la fissuration pourra se faire avec un faible apport d’énergie [89] (figure (2.12)). Sous un fort courant électrique, les diffusions des lacunes dues à l’électromigration
2.4. MODES DE DÉFAILLANCE ET DURÉE DE VIE DE L’IGBT 73
Fig. 2.12 – Micro-section d’une brasure Sn3.0Ag0.5Cu après 1000 cycles de puissance [89].
sont pilotées par plusieurs facteurs :
– les champs de force électrique qui sont dus aux échanges entre l’inertie des électrons en mouvement et les atomes voisins,
– les gradients de contrainte dûs au déplacement de la masse, – les gradients de température par effet Joule,
– les gradients des lacunes et des monticules.
Ye [177] fut le premier à observer que le gradient de température était l’un des facteurs prédominants dans les forces mises en jeu. Blech et Sello [21] quant à eux montrent que le taux de contrainte peut jouer comme une contre-force au phénomène engendré par les champs électriques. Ce sera Black [20] qui énoncera la première relation entre le temps moyen avant défaillance (MTTF) et le courant électrique bien qu’il ai omis certains facteurs. Cette relation reste pourtant valable dans certains cas concrets. Il existe plusieurs modèles qui prennent en compte le phénomène de la diffusion des lacunes dans les éléments finis suivant les différents facteurs. Kirchheim [82] propose un modèle de contrainte pour l’électromigration où la génération de traction et de compression dans les bords des grains est causée par le transport, l’annihilation et la génération de lacunes. Korhonen [83] propose un modèle décrivant la contrainte mécanique due à l’électromigration dans un film mince et confiné, déposé entre un substrat en silicium oxydé et une couche de passivation diélectrique rigide. Le principal inconvénient de ce modèle reste la non prise en compte de la relaxation des lacunes. En se basant sur ces deux modèles, Sarychev et Zhinikov [139] proposent un autre modèle de contrainte qui lie l’évolution du tenseur des contraintes avec le transport des lacunes, la géométrie de la métallisation, les contraintes et conditions aux limites appliquées. Tous ces modèles ne prennent pas en compte la thermomigration, effet pourtant pointé par Ye et se bornent à des matériaux élastiques. Lin et basaran [99] propose alors un modèle reposant sur le modèle de Sarychev et
capable de prendre en compte les matériaux non-linéaires.
2.4.2.9 Rayonnement cosmique
Le rayonnement cosmique est un flux de particules chargées électriquement provenant du soleil et de l’espace interstellaire. Ces particules se transforment par leur impact avec les atomes de la haute atmosphère et produisent des germes de muons ou d’électrons. Lors de leur interaction avec la matière, les particules ionisantes vont créer le long de leur parcours un plasma et des paires électron-trou (paire e/h) dans les matériaux. Le nombre de paires ainsi créées va dépendre de la dose reçue et du gap du matériau considéré. Suivant le dopage utilisé, le nombre de porteurs libres dans le silicium va être situé entre 1016 et 1019 cm−3. Dans ces conditions, le nombre de paires électron-trou créées dans le
silicium par l’irradiation va être négligeable par rapport aux dopages usuels. Par contre, dans le cas du SiO2 (isolant), le nombre de porteurs libres va être très faible comparé au
nombre de paires électron-trou créées par les rayonnements. En conséquence, c’est dans les isolants et particulièrement dans le cas de l’oxyde de silicium que l’effet des radiations va être ressenti. Cette quantité de charge va alors baisser la tension de seuil et créer un risque d’amorçage du composant voir même un effet de latch-up.
La mise en évidence de ce mode de défaillance est relativement difficile de par les quantités de particules à recevoir et par des taux de défaillance très bas (compris entre 2 et 10 FIT pour les phénomènes de rayonnement cosmique). Il est possible d’augmenter ces taux à l’aide d’un canon à électron qui bombarde les particules sur le semi-conducteur ou d’effectuer les tests à haute altitude [50]. Zeller [180] propose un modèle pour la prise en compte des effets du rayonnement cosmique sur les modules de haute puissance. Par la seule hypothèse que la probabilité de défaillance localisée est fonction du champ électrique local et donc que l’on peut calculer la défaillance globale comme l’intégrale de la défaillance locale, son modèle est capable d’évaluer le taux de défaillance pour les composants GTO, thyristor et diodes. Le cas d’un modèle sur les IGBT est selon lui plus difficile à mettre en oeuvre de par la distribution des champs électriques non uniforme dans le composant. Cela dépend donc du design de l’IGBT et peut être calculé par intégration numérique.
2.4.2.10 Décharges partielles
Le phénomène de décharge partielle concerne les isolants qui contiennent des inclu- sions gazeuses. Ces inclusions gazeuses possèdent une capacité diélectrique bien inférieure à l’isolant lui même et sous sollicitation électrique, des micro-décharges peuvent survenir dans ces inclusions [124]. Ces décharges électriques apparaissent près des discontinuités et donc aux interfaces diélectrique-conducteur où des différences de potentiel plus impor- tantes existent. Les micro-décharges dans ces inclusions gazeuses provoquent :
– la carbonisation du diélectrique autour de l’inclusion et la génération d’autres gaz plus corrosifs comme l’ozone,
– la production d’une quantité de chaleur nuisant aux propriétés de résistance du diélectrique,
2.4. MODES DE DÉFAILLANCE ET DURÉE DE VIE DE L’IGBT 75
Les dommages sont causés par l’énergie libérée avec ces phénomènes, par l’ozone attaquant les parois des cavités, la libération de gaz sous haute pression et des réactions chimiques qui ont tendance à augmenter la conductivité de l’isolant autour de la cavité. Ces phénomènes accentuent alors d’autant plus l’apparition de ces décharges qui au final, entraînent la perforation de l’isolant. Un court-circuit est alors possible par claquage diélectrique du gaz de l’inclusion produisant ainsi des décharges partielles.
Le substrat des modules IGBT était sujet à ce genre de mode de défaillance. Les constructeurs se sont alors penchés sur le choix de matériaux réduisant ce phénomène. C’est une des raisons qui a forcé EUPEC à équiper ces modules de substrats en AlN plutôt que Al2O3 en 1996.
Un modèle électrique peut être mis en place et calibré par des essais qui consistent à soumettre le diélectrique à une forte différence de potentiel et à mesurer le courant absorbé pendant les décharges [23]. Un isolant contenant une cavité peut être modélisé par deux condensateurs en parallèle. Le premier condensateur représentant la combinaison en parallèle des capacités en série avec la bulle et de la capacité de la bulle, le second représentant la capacité de l’échantillon sans la bulle.
2.4.2.11 Oxydes de grille
Les oxydes de grille remplissent dans les modules IGBT une fonction de diélectrique. Un mode de défaillance peut apparaître lorsque le diélectrique perd soudainement cette propriété d’isolant électrique. Un canal conducteur apparaît alors et entraîne la destruc- tion locale du diélectrique par les phénomènes thermiques induits par le composant en court-circuit. A terme, ce défaut entraîne généralement la défaillance du module. Cette défaillance se passe en deux phases. Dans la première phase, les défauts sont accumulés dans le film de l’oxyde de grille. Lorsque le niveau de défauts atteint un niveau critique, le diélectrique claque. On parle alors de claquage du diélectrique dépendant du temps (TDDB pour Time Dependent Dielectric Breakdown) où seule la qualité de l’oxyde, pour une épaisseur de film, un champ électrique appliqué et une température donné, joue un rôle dans la défaillance intervenant à un temps aléatoire.
La figure (2.13) montre les trois zones de défaillance d’un IGBT par rupture du di- électrique : défauts dus aux processus de fabrication, défaillances aléatoires et défaillances dues aux pertes de propriétés du diélectrique par vieillissement). Les lois log-normal et de Weibull sont alors utilisées afin de modéliser l’aspect statistique de la défaillance. Il existe plusieurs modèles essayant de décrire la physique de la défaillance (Anode injection model [97], hydrogen release model [42], thermochemical model [109] et electron trapping [158]) et qui ont chacun leurs avantages et leurs inconvénients. Ciappa [30] reprend alors ces modèles afin de reconstruire un modèle analytique permettant de prédire la TDDB d’un point de vue probabiliste en prenant en compte les effets intrinsèques et extrinsèques du claquage et les facteurs d’essais accélérés.
Fig. 2.13 – distribution cumulée de défaillance pour un oxyde de 50 nm d’épaisseur, soumis à une rampe de tension de 1 V/s (équivalent un champ de rupture constant de 3MV/cm)[30].
Une dernière méthode présentée par Lee [90] et utilisée par Gagnard [54] réduit considérablement les temps d’observation de la dégradation de l’oxyde de grille. La mé- thode est cette fois-ci basée sur l’observation de l’amincissement de l’oxyde de grille qui permet de contrôler régulièrement sa qualité intrinsèque. Le temps avant claquage est évalué par la relation :
tbd = τ0exp
GXef f Vox
(2.7) où τ0 représente le temps intrinsèque de claquage exprimé par Lee :
τ0 = V2 bd R.G.Xef f exp GXef f Vbd (2.8) – où G est un paramètre de l’expérimentation,
– Xef f = Xox− dXOX l’épaisseur efficace
– Xox l’épaisseur théorique de l’oxyde,
– dXOX la variation de l’épaisseur de l’oxyde,
– R la rampe de tension,
– Vbd la tension de claquage de l’oxyde.
Couplée à l’équation du courant de Fowler-Nordheim : IF N = C.EOX2 exp − B EOX (2.9) l’équation du temps de claquage se réduit alors à une relation avec le courant de Fowler-Nordheim :
log(tbd) = E − D log(IF N) (2.10)
avec E et D les paramètres à identifier avec les coefficients des équations (2.8), (2.9) et par des mesures du tunnel de Fowler-Nordheim.
2.4. MODES DE DÉFAILLANCE ET DURÉE DE VIE DE L’IGBT 77 Mode de défaillance Conséquences Indicateur Modèle de défaillance
Fatigue thermique
Décollement des fils de bonding et des bumps
Vce cf. section Définition de la défaillance par fatigue des brasures
Corrosion
Attaque chimique des fils de bonding
Attaque des métallisations aluminium Vce Tf = C0.Ψ(RH).f (V ). exp Ea kT avec : RH humidité relative f (V ) fonction de la tension appliqué
Modèle exponentiel réciproque : Ψ(RH) = expRHb Modèle puissance (Peck) :
Ψ(RH) = RH−N Modèle exponentiel : Ψ(RH) = exp (−a.RH) Modèle de Lawson : Ψ(RH) = RH2 Électromigration Infiltration d’aluminium dans les puces silicium.
Reconstruction de la micro-structure des alliages de brasures Courant de fuite Black [20] : Tf = A0(J − Jcrit)−Nexp Ea kT J la densité de courant Jcritla densité de courant critique
Décharges partielles
Élargissement des micro cavités du substrat isolant et création d’un canal conducteur
Visol
Modèle E : Tf = A0exp (−γEox) exp
Ea
kT
avec γ le paramètre d’accélération Eoxle champ électrique dans le
diélectrique en MV/cm Rayonnement cosmique Génération de charges dans l’oxyde de grille et dégradations des propriétés du silicium Tension de seuil Zeller [180] : Pf∝ q V ρ V la tension appliquée ρ résistance de la base N en ohm/cm
Oxyde de grille
Dégradation des propriétés de l’oxyde de grille
Tension de seuil
Anode injection model hydrogen release model thermochemical model
electron trapping contrôle de l’épaisseur
2.4.3
Conclusions
Nous avons pu, au long de ce paragraphe, énumérer les principaux mécanismes de dé- faillance que l’on rencontre dans les modules de puissance IGBT. Le tableau (2.2) résume tous ces mécanismes avec leurs modèles associés afin de pouvoir simuler ces modes de dé- faillance ainsi que les indicateurs électriques sensibles au mode de défaillance. Durant cette étude, nous avons pu classer parmi ceux-ci, les mécanismes les plus importants en fonction du type de boîtier qui était choisi au départ. Nous pouvons conclure qu’au vu des phy- siques associées à chaque mécanisme de défaillance, il peut exister de grandes interactions entre eux. Il est donc très délicat de vouloir effectuer des essais expérimentaux sur l’en- semble du module pour mettre en évidence un mode sans que les autres n’interviennent. La suite de notre étude va porter sur l’un des mécanismes les plus importants pour notre module NT à savoir la fatigue des brasures. Nous pouvons donc admettre que l’électromi- gration ne jouera pas de rôle dans les brasures pour les quantités de courant traversant les connexions bump. Elles peuvent pour autant avoir un impact que nous ne prendrons pas en compte. Beaucoup de travaux se sont penchés sur ce mode de défaillance et l’étude de la fatigue des bumps revient alors à une étude minutieuse du comportement des alliages utilisés, du chargement thermique qui est soumis à la brasure et de la configuration du boîtier. Les résultats sont alors très divergents en fonction de toutes ces considérations. La section suivante donnera les pistes pour une modélisation de cette fatigue thermique.