循環(huán)電載荷下大功率LED金引線疲勞斷裂壽命預(yù)測(cè)

1、循環(huán)電載荷下大功率LED金引線疲勞斷裂壽命預(yù)測(cè)摘要：隨著大功率發(fā)光二極管（LED）在照明領(lǐng)域的普及與廣泛應(yīng)用，可靠性逐漸成為研究的重點(diǎn)。大功率LED封裝器件中金引線疲勞斷裂失效一直是制約其可靠性的重要 因素。通過針對(duì)大功率LED封裝器件中的金引線力學(xué)仿真與功率循環(huán)試驗(yàn)相結(jié)合的方法，首 先確定循環(huán)電載荷條件下該型LED的主要失效原因?yàn)榻鹨€疲勞斷裂，其次提出基于電流加 速模型的加速因子提取方法和基于應(yīng)變幅值的CoffinD=anson解析壽命預(yù)測(cè)方法，最終完成對(duì) LED金引線疲勞斷裂壽命的預(yù)測(cè)和試驗(yàn)驗(yàn)證。研究結(jié)果表明：所提方法具有較高的壽命預(yù)測(cè) 精度，可以滿足大功率LED封裝器件可靠性快速、準(zhǔn)確

2、評(píng)估的要求。關(guān)鍵詞：大功率發(fā)光二極管（LED）;金引線；疲勞斷裂；壽命預(yù)測(cè)；可靠性憑借高光效、小體積、長(zhǎng)壽命、響應(yīng)迅速與運(yùn) 行穩(wěn)定等優(yōu)點(diǎn)，大功率發(fā)光二極管（LED）已經(jīng)在 照明領(lǐng)域得到了廣泛研究與應(yīng)用。LED的可靠 性也逐漸成為一個(gè)研究關(guān)注的重點(diǎn)E。LED的 可靠性問題主要表現(xiàn)為封裝器件失效，常見失效 原因有引線斷裂、電遷移、擴(kuò)散孔洞、芯片分層、芯 片斷裂、熒光材料及封裝材料失效等。目前, LED壽命預(yù)測(cè)及可靠性評(píng)估方法的研究進(jìn)展嚴(yán) 重滯后于產(chǎn)品發(fā)展和市場(chǎng)需求,已成為制約其在 照明行業(yè)發(fā)展的一個(gè)關(guān)鍵科學(xué)問題。根據(jù)一項(xiàng)調(diào) 查顯示，常見正裝半導(dǎo)體封裝器件中的引線鍵合 失效率達(dá)49%。因此，建立引線

3、失效壽命預(yù)測(cè)方 法已經(jīng)成為大功率LED封裝器件和系統(tǒng)可靠性 研究的重要方向之一。在半導(dǎo)體封裝器件引線失效預(yù)測(cè)方面，國(guó)內(nèi) 外開展的理論模型研究主要包括：電嗽幾何模 型、疲勞損傷分析模型和壽命預(yù)測(cè)模型三大方 面。在電嗽幾何模型方面，相關(guān)研究發(fā)現(xiàn)，引 線幾何形狀不同，產(chǎn)生的疲勞區(qū)域會(huì)不同,從而影 響器件整體壽命，且從概率統(tǒng)計(jì)角度也發(fā)現(xiàn), 器件受幾何形狀的影響較大。在疲勞損傷分 析模型方面，由于熱循環(huán)產(chǎn)生的應(yīng)力對(duì)器件疲勞 損傷影響較大，因此相關(guān)研究運(yùn)用有限元計(jì)算 和近紅外測(cè)試刃及熱阻抗計(jì)算等方法囪進(jìn)行熱 分析，然后通過得到的溫度場(chǎng)計(jì)算應(yīng)力應(yīng)變，再根 據(jù)相應(yīng)壽命預(yù)測(cè)模型推算壽命。研究發(fā)現(xiàn)，在熱 循環(huán)載荷

4、下，引線根部為應(yīng)力集中區(qū)域，最易發(fā)生 疲勞損傷，科研人員提出了一些傳統(tǒng)高周疲勞 損傷模型以及時(shí)間速率敏感的時(shí)域模型用于壽命 預(yù)測(cè)UT。在壽命預(yù)測(cè)模型方面，主要有基于溫 度加速試驗(yàn)的Arrhenius預(yù)測(cè)模型和基于應(yīng)力- 應(yīng)變的CoffinD=anson模型2種，其中應(yīng)力D應(yīng)變法 又分為有限元法和解析法明。有限元法較依賴 CoffinD=anson準(zhǔn)則校準(zhǔn)程度。研究發(fā)現(xiàn),通過試 驗(yàn)數(shù)據(jù)來校準(zhǔn)會(huì)使預(yù)測(cè)結(jié)果更準(zhǔn)確問。例如，通 過體積平均累積塑性應(yīng)變和損傷數(shù)據(jù)來校準(zhǔn)該模 型但老化試驗(yàn)費(fèi)時(shí)費(fèi)力。因此，相關(guān)研究提 出若不考慮二次硬化和動(dòng)態(tài)重結(jié)晶囪，可采用一 種材料依賴的損傷裂紋擴(kuò)展模型在規(guī)律時(shí)間間隔 點(diǎn)估

5、計(jì)界面損傷狀態(tài)切，從而省卻一些不必要的 老化試驗(yàn)。而解析法計(jì)算量小，準(zhǔn)確度取決于材 料應(yīng)力D應(yīng)變關(guān)系是否合理。但兩者在特定條件 下可以達(dá)到同樣的預(yù)測(cè)精度。本文以“數(shù)學(xué)建模翎理分析試驗(yàn)設(shè)計(jì)凜例 驗(yàn)證”并行的研究方法展開具體研究。首先，根 據(jù)設(shè)計(jì)LED的加速循環(huán)電載荷老化試驗(yàn)，提出了 一種基于電流加速模型的加速因子提取方法;其 次，從加速壽命與引線應(yīng)變幅的關(guān)系入手,基于仿 真模擬方法得到加速電流應(yīng)力條件下LED金引 線的平均失效時(shí)間與應(yīng)變幅的關(guān)系;最終,基于修 正CoffinManson模型完成對(duì)LED金引線疲勞斷 裂失效壽命的預(yù)測(cè)和試驗(yàn)驗(yàn)證。1基于電流加速模型的壽命預(yù)測(cè)傳統(tǒng)壽命預(yù)測(cè)模型是通過加速

6、壽命與加速因 子相乘得到的。加速因子的準(zhǔn)確性依賴于加速因 子提取公式是否合理，以及各影響系數(shù)的準(zhǔn)確度。 因此，傳統(tǒng)加速因子提取的準(zhǔn)確性一般不高，而加 速壽命則由試驗(yàn)獲得，其準(zhǔn)確性較高。本節(jié)遵循 “老化機(jī)理不變?cè)瓌t”設(shè)計(jì)了 3種加速電流應(yīng)力的 LED加速壽命測(cè)試試驗(yàn)，提出電流加速模型提取電 流加速因子，預(yù)測(cè)LED額定電流條件下的使用 壽命。1.1電流加速模型及加速因子提取基于傳統(tǒng)電壓加速模型計(jì)算加速因子的方法 如下：AF( = exp(Z|! - !)(1)式中:ay為加速因子;Z為電壓影響系數(shù);匕為測(cè)試狀 態(tài)下的電壓值,V; K為參考工作狀態(tài)下的電壓值,V。由于該模型多用于普通電子器件加速因子

7、的 粗略估算，精度不高。作為本文研究對(duì)象的led 通常為恒流驅(qū)動(dòng)元件，其工作壓降變化較小,因此 電壓不宜作為加速條件。因此,LED的功率循環(huán) 測(cè)試通常是指電流載荷循環(huán)變化測(cè)試過程。在此 過程中，輸入電功率部分轉(zhuǎn)化為光，部分轉(zhuǎn)化為 熱，而熱變化引起黏彈體對(duì)引線應(yīng)力的影響也發(fā) 生了變化。因此，本文綜合考慮以上因素,提出對(duì) 傳統(tǒng)電壓加速模型進(jìn)行修訂。首先,根據(jù)二極管的I-!方程,即 = s exp(器)T( 2)式中:為正向電流;為反向飽和電流;J為正向 偏壓;q為電子電荷;K為玻爾茲曼常量;T為開氏 溫度;$為理想因子，當(dāng)反向飽和電流較小時(shí)，該 值可通過或曲線截距獲得，本文根據(jù)測(cè)得樣品 時(shí)曲線取截

8、距值得到$ =2.67。當(dāng)環(huán)境溫度為 105C 時(shí),KT/g =0. 032 37 V。由于本次試驗(yàn)中LED外加電壓量級(jí)大于10-1，且需要考慮內(nèi)阻，因此整體壓降為!f = Ns + j( 3)式中:餡為L(zhǎng)ED內(nèi)阻。綜合式(2)、式(3)可得整體器件壓降 !f為閥(In I - In s) nKT反向飽和電流Is通常與二極管PN結(jié)種類 以及溫度有關(guān)紂，與正向電流無關(guān)，根據(jù)式(4) 可得V w D / 11 MnKT!F1 & !F0 = NS( 1 - 0)+( 5)gM = InI#- InI0+ InIs0- InIs1(6)式中：！fi為壓力電壓;！fo為參考電壓;I#為壓力工 作電流;

9、I為參考工作電流;Is#為芯片在壓力電流 工作條件下達(dá)到的溫度對(duì)應(yīng)的反向飽和電流; Is 為芯片在參考電流工作條件下達(dá)到的溫度對(duì)應(yīng)的 反向飽和電流。結(jié)合式(1)可得AF( !f1 ) - AF( 4)=exp (Z R s (I1 - I) +M$KT )( 7)再將式(7)改寫為AF( *1) - AF( 4) = exp( lMl$KT)exp( ZRs | L - I。|)令 AF( I) = 1( AF( *1) -AF( *0)，則 AF( I) = 1expM；KT) exp( ZRs | 匕-1。|)綜合式(8)和式(9)可知，前者為兩電壓加速 因子的差值，后者為電流加速因子值。

10、因此要使 兩式相等,必須引入比例系數(shù)1,用以表征電流加 速因子與電壓加速因子之間關(guān)系的常數(shù)。由于電流變化會(huì)引起LED結(jié)溫變化,而溫度 變化又會(huì)引起反向飽和電流的變化，因此在給定 電流下的LED正向壓降并不相同。本文引入電 壓修正系數(shù)Z,修正電壓變化引起的誤差。 Z, = exp( MnKT)(10)則式(9)可簡(jiǎn)寫為AF( ) = 1Z%exp( ZRS I# -I0 |)(11)式(11)即為本文最終改進(jìn)后的電流加速因 子提取模型。雖然反向飽和電流與正向電流無關(guān)，但LED 生成的熱會(huì)影響反向飽和電流，因此本文測(cè)試反 向飽和電流時(shí)，采用讓樣品在各種壓力電流下穩(wěn) 定工作一段時(shí)間，然后迅速加反向電

11、壓來獲取反 向飽和電流值。表1為3種正向電流條件下的測(cè) 試結(jié)果。本文分別通過控制電流和電壓，對(duì)樣品做加 速試驗(yàn)，記錄參考電流以及電壓下的壽命值為 317 s;然后分別增加樣品工作電流為0.1 A和工 作電壓為0.1V時(shí)，記錄壽命分別為153 s和264 so 假設(shè)參考電流或電壓下的加速因子為1,則增加 0.1 V或0. 1 A后的加速因子分別為1. 20和 2. 07 !此時(shí)電流加速因子和電壓加速因子與參考 加速因子之差的比率1為10.04o本文取近似值 1 = 10為比例系數(shù)。Z為電壓影響系數(shù)，即式(1)描述曲線中每一 點(diǎn)切線斜率。本文將式(1)近似為三段線，如圖1 所示，圖中端點(diǎn)橫坐標(biāo)依次

12、為實(shí)測(cè)參考電流和3種 壓力電流對(duì)應(yīng)的電壓值，縱坐標(biāo)為通過老化試驗(yàn)獲 得的加速因子，則3種壓力電壓下Z可近似為每段 線斜率，即1. 61、8. 65、9. 76。將表1數(shù)據(jù)代入 式(6)和式(10)計(jì)算可得:3種正向電流(800、900、 1000 mA)加速應(yīng)力條件下的修正系數(shù)Z, =3.97, 3.76,3.65o其中,參考額定工作電流為700 mA。表1三種正向電流條件下的測(cè)試結(jié)果Table 1 Test results under conditions of three forward currents正向電流I/mA器件內(nèi)阻Rs/ *壓力反向 飽和電流 婦/(10 9 A)參考反向 飽

13、和電流 Iac/ (10 10 A)理想 因子$8004.781.422.679004.372.322.6710004. 042.922. 67圖1基于電壓加速模型的加速因子提取Fig. 1 Extracted acceleration factors based on voltage acceleration model將試驗(yàn)測(cè)試數(shù)據(jù)代入修正模型式(11)可以得到， 電流800 mA時(shí)的加速因子為AF800 = 4. 65； 900 mA時(shí)的加速因子為 AF900 = 21. 24； 1 000 mA 時(shí)的加速因子為AF1000 =68. 31 o1.2功率循環(huán)老化試驗(yàn)如圖2所示，本文選用1

14、 W大功率正裝封裝 led為研究對(duì)象，其額定工作電流為700 mAo引 線為30 m的金線，連接芯片和電極，并被硅膠 (無熒光粉)包裹。本文采用功率循環(huán)老化試驗(yàn)對(duì)試驗(yàn)樣品進(jìn)行 加速老化測(cè)試。試驗(yàn)平臺(tái)如圖3所示，該平臺(tái)由 3臺(tái)功率循環(huán)電源與配套夾具、3臺(tái)電壓巡檢儀、 1臺(tái)PC和1臺(tái)恒溫箱組成。每臺(tái)功率循環(huán)電源 可分別為30個(gè)樣品單獨(dú)供電。裝載樣品的夾具 放置于高溫恒溫箱中。夾具與功率循環(huán)電源之間 為電源線連接，夾具與電壓巡檢儀之間為數(shù)據(jù)線(c)常見封裝結(jié)構(gòu)(d)金引線鍵合方式圖2本文所選大功率LED樣品Fig. 2 High-power LEDs used in this paper圖3 LED

15、功率循環(huán)老化試驗(yàn)平臺(tái)裝置圖 Fig. 3 Power cycling aging test platform for LEDs連接。本文通過電壓巡檢儀采集每顆LED的正 向電壓信號(hào)，通過正向電壓信號(hào)判斷和記錄LED 的失效時(shí)間。為了保證每個(gè)樣品的老化條件和負(fù) 載條件一致,每個(gè)樣品均為并聯(lián)單獨(dú)供電,若有樣 品失效也不會(huì)影響其他樣品的電驅(qū)動(dòng)參數(shù)。本次 試驗(yàn)樣品總共為60顆，分為4組不同電流條件, 分別為參考額定工作電流700 mA下和加速條件 8009001000 mA下各15顆。恒溫箱溫度設(shè)定 為105t圖3 LED功率循環(huán)老化試驗(yàn)平臺(tái)裝置圖 Fig. 3 Power cycling aging

16、 test platform for LEDs1.3實(shí)測(cè)失效壽命和加速壽命預(yù)測(cè)結(jié)果對(duì)比據(jù)試驗(yàn)統(tǒng)計(jì),700 800 900和1000 mA四種 電流條件下的樣品失效模式均為引線斷裂。依據(jù) 電壓巡檢儀記錄數(shù)據(jù)可統(tǒng)計(jì)得到4種試驗(yàn)條件下 63%樣品失效的平均失效時(shí)間分別為1765 400 82和26h。如表2所示，根據(jù)1.1節(jié)計(jì)算得到的 加速因子可得額定工作電流條件下的3個(gè)預(yù)測(cè)壽 命值。將其與試驗(yàn)統(tǒng)計(jì)壽命值比較，絕對(duì)誤差分 別為5.38% 1. 30%和0.62%。由此可見，本文 針對(duì)功率循環(huán)下大功率LED金引線失效模式提 出的電流加速模型預(yù)測(cè)精度較高。表2加速壽命測(cè)量結(jié)果和預(yù)測(cè)結(jié)果對(duì)比Table 2

17、 Comparison of accelerated lifetime testingresults and prediction results正向電流/63%平均失效 加速 預(yù)測(cè) 700 mA 絕對(duì) mA 時(shí)間/h 因子 壽命/h試驗(yàn)壽命/h誤差/%8004004.651 8601 7655.389008221. 241 7421 7651. 3010002668. 311 7761 7650. 622 基于Coffin-Manson的壽命預(yù)測(cè)金引線失效是正裝大功率LED器件失效的 主要原因之一，其中以引線斷裂和焊點(diǎn)脫落2種 情況最為常見。功率循環(huán)測(cè)試使得LED樣品封 裝材料的溫度隨之發(fā)生

18、循環(huán)變化,不同溫度下硅 膠會(huì)處于不同的力學(xué)狀態(tài)而產(chǎn)生較大的熱應(yīng)力變 化。本節(jié)首先通過仿真模擬計(jì)算應(yīng)力分布，找到 最可能失效的部位與方式;然后，基于CoffinDWan- son模型預(yù)測(cè)失效壽命，并與試驗(yàn)測(cè)量結(jié)果進(jìn)行 對(duì)比;最后，通過失效分析手段觀察1.2節(jié)試驗(yàn)中 失效樣品的引線斷裂情況，并與仿真模擬結(jié)果進(jìn) 行對(duì)比!2.1有限元模型構(gòu)建由圖4可知,大功率LED的模型主要由塑料 殼、硅膠、金線、電極、芯片、熱沉等組成。塑料殼 的材料為環(huán)氧樹脂;LED芯片材料簡(jiǎn)化為藍(lán)寶石 (氧化鋁)；封裝硅膠為黏彈性材料;熱沉、芯片和 電極材料為線性材料;金線的直徑為30 m。如 圖4所示，本文采用1/4模型來減小

19、計(jì)算量,對(duì)重 點(diǎn)研究部位即硅膠與金線進(jìn)行非線性參數(shù)設(shè)定。 設(shè)定外表面空氣自然對(duì)流系數(shù)為6 W/( m2 t), 對(duì)稱面絕熱,底部施加固定約束。圖4大功率LED的仿真模型Fig. 4 Simulation model of high-power LED2.2非線性材料參數(shù)設(shè)定金引線設(shè)定為雙線性各向同性強(qiáng)化材料, 其屈服準(zhǔn)則服從von Mises準(zhǔn)則，屈服強(qiáng)度為 32.7 MPa,切線模量為0.6x10% MPa。由動(dòng)態(tài)熱 機(jī)械分析(DMA)方法測(cè)得硅膠的黏彈性參數(shù)，得 到剪切松弛儲(chǔ)能模量主曲線和體積松弛儲(chǔ)能模量 主曲線，然后采用廣義麥克斯韋模型(Prony級(jí) 數(shù))擬合得到有限元仿真需要的松弛時(shí)間

20、、剪切 松弛系數(shù)、體積松弛系數(shù)。松弛儲(chǔ)能模量E( )用 Prony級(jí)數(shù)表示!t)為E( ) = 75 886 + . #68 #69e點(diǎn) +.098 714e% + 1. 930384e301( 12)2.3載荷與邊界條件設(shè)定如圖5所示，本文選取功率加載間隔為1 s, 即通電1 s、斷電1 s,峰值電流載荷分別為700、 800900和1000mA。芯片的發(fā)熱功率值由電功 率除去積分球測(cè)得的光功率得到，再將芯片的發(fā) 熱功率轉(zhuǎn)換成單位體積下的熱功率加載到芯片 上,進(jìn)行功率循環(huán)模擬。模擬環(huán)境溫度設(shè)定 為 105t。圖5功率循環(huán)載荷示意圖Fig. 5 Schematic of power cycli

21、ng loading2.4金引線應(yīng)力分布仿真結(jié)果基于局部應(yīng)變法的疲勞壽命預(yù)測(cè)是將疲勞壽 命估算建立在應(yīng)力集中部位的應(yīng)力和應(yīng)變局部估 算上有。因此，可以認(rèn)為引線是在此處斷裂而導(dǎo) 致整個(gè)器件失效的。對(duì)于大功率LED正裝封裝 結(jié)構(gòu)來說(見圖2( c) )，LED芯片在功率循環(huán)載 荷下周期性產(chǎn)熱,產(chǎn)生的熱量部分傳導(dǎo)至硅膠，從 而在硅膠內(nèi)部產(chǎn)生一個(gè)周期變化的溫度場(chǎng)。由于 硅膠的材料表現(xiàn)為黏彈性,且彈性模量遠(yuǎn)小于引 線，因此引線的受力主要是由硅膠發(fā)生形變導(dǎo)致 的。圖6為在加速電流1000 mA、環(huán)境溫度105t 條件下的金引線應(yīng)力分布仿真。結(jié)果顯示，引線 最大von Mises應(yīng)力出現(xiàn)在與芯片連接一端的根

22、 部位置。為了驗(yàn)證仿真結(jié)果，本文將該加速老化條件下 的失效樣品取出，通過X-RAY檢測(cè)(見圖7( a)發(fā) 現(xiàn)引線跟芯片連接根部位置有明顯褶皺痕跡。因 此，可以判斷此處應(yīng)力變化較明顯,是最可能產(chǎn)生 斷裂的位置。同時(shí),采用封裝硅膠溶解劑除掉引 線周圍的硅膠，再通過光學(xué)顯微鏡可以直觀地觀 察到引線斷裂的位置和狀態(tài)。如圖7( b)所示，金 引線斷裂位置與仿真結(jié)果非常相似，出現(xiàn)在與芯 片連接一端的根部附近。圖6功率循環(huán)測(cè)試后金引線的von Mises 應(yīng)力仿真分布Fig. 6 Simulated von Mises stress distribution of gold bonding wire aft

23、er power cycling test圖7功率循環(huán)測(cè)試后LED失效樣品圖Fig. 7 Failed LED sample after power cycling test2.5金引線疲勞斷裂壽命預(yù)測(cè)結(jié)果19世紀(jì)60年代，Manson和Coffin在研究金 屬材料疲勞過程發(fā)現(xiàn)，塑性應(yīng)變幅的對(duì)數(shù)與疲勞 載荷反向次數(shù)的對(duì)數(shù)存在線性關(guān)系，提出了一種 以塑性應(yīng)變幅為參量的疲勞壽命描述法也。這 就是著名的Coffin-Manson低周疲勞模型，是一個(gè) 建立于大量試驗(yàn)數(shù)據(jù)基礎(chǔ)上的經(jīng)驗(yàn)公式。本文對(duì)4種電流載荷條件做了金引線的塑性 應(yīng)變仿真計(jì)算，并將得到的應(yīng)變幅匯總，如圖8所 示?？芍?，隨著時(shí)間增加，應(yīng)變幅增大后趨于穩(wěn) 定;隨著電流增加，引線最大應(yīng)變幅也在增加。由于大電流條件下引線為應(yīng)變疲勞，因此采 用Coffin-Manson壽命預(yù)估模型方程宣，計(jì)算引線 疲勞失效平均壽命，公式如下：Nf = C1 (廣A2( 13)式中:!%：為引線應(yīng)變幅值;為疲勞壽命。本文 以800900和1000 mA電流條件下的3組加速失 效壽命數(shù)據(jù)擬合CoffinDManson關(guān)系式，擬合結(jié)果 為A# = 1. 99 x 10_37，饑=12. 38。將系數(shù)代入