图1 不同封装类型IGBT器件内部结构
Fig.1 Internal structure of IGBT devices with different package types
摘要 功率器件作为变换器的关键部件，在能量转换和电能控制方面起着至关重要的作用，因日益增长的功率密度及复杂的服役环境导致其可靠性问题愈发突出，而功率器件可靠性测评依赖功率循环测试的老化参数在线获取及失效机理分析，但现有直流功率循环测试与真实服役工况应力差异较大，导致失效机理及数据准确性有待考证。因此，开展功率器件直流和交流功率循环测试方法及结果对比分析研究，对功率器件实际服役可靠性量测至关重要。该文针对功率器件可靠性研究的功率循环测试有效性问题开展研究。首先，针对中低压变流器用焊接型IGBT器件直流及交流功率循环测试开展失效机理及数据对比分析。其次，开展柔性直流换流阀用压接型IGBT器件直流及交流功率循环测试结果的失效模式及机理对比分析。最后，总结分析不同应用场景下IGBT器件可靠性测评手段优缺点。结果表明：焊接型IGBT器件交流及直流功率循环测试的失效机理差异较小，但交流功率循环测试可用于研究输出频率对功率器件可靠性的影响；基于非实际运行工况的压接型IGBT器件可靠性分析与测试结果不能有效表征器件真实工况下的失效物理过程。研究成果为不同服役场景的IGBT器件可靠性测评方法提供科学依据。
关键词：直流功率循环测试 交流功率循环测试 失效机理 IGBT器件
围绕“双碳”目标建设低碳经济和构建能源互联网的战略目标，以及面临因经济的迅速发展对电力的需求量日益加剧问题，大规模可再生能源通过电力电子变换器的接入，使得传统电网向分布式和电子化方向发展，IGBT器件作为电力电子变换器的关键部件，在能量转换和电能控制中起着重要的作用[1-3]，其安全可靠运行对电网安全及能源利用成本至关重要。功率器件反复开断产生损耗并引起器件温度变化，同时器件封装多层异质材料热膨胀系数不匹配也会产生交变热应力，这些均会导致封装材料界面及材料热疲劳累积并引起器件失效[4]。文献[5-6]调研发现，因功率器件失效而引发的电力电子变换器故障约占34%。因此，开展功率器件可靠性研究对保障系统安全运行、降低故障风险和运行维护成本具有重要的现实意义。
开展IGBT器件的加速老化试验，分析其疲劳失效过程和老化机理是研究功率器件可靠性的有效手段。老化测试方法依据器件发热来源主要分为两类：①被动的温度循环试验[7]；②主动的功率循环试验[8-9]。温度循环试验采用外部温箱或加热板等使功率器件内部温度上升进而使得器件失效；功率循环试验通过给功率器件加载周期性的方波交变负载电流源使得器件内部芯片产生损耗而使自身发热，最终导致器件热疲劳失效[10]。因此，主动的功率循环试验方法更契合功率器件实际工况。主动的功率循环试验方法根据加载的激励可分为：①直流功率循环测试；②交流功率循环测试[11]。
直流功率循环测试将多个被测IGBT器件直接串联，并与负载、恒定直流源连接，通过加载周期性的恒定直流电流作为激励，使得被测功率器件芯片自热，加热器件，并控制器件结温上限值或激励电流导通时间，当达到结温上限值或激励电流导通时间时关断激励使器件冷却，从而形成周期性的结温载荷曲线[12]。直流功率循环测试因电路及控制简易是目前常用的测试方法。文献[13]开展低热载荷波动的直流功率循环测试，并采用CT（Zeiss Xradia 520）及Avizo软件对功率器件焊料层微观形貌及缺陷轮廓演化规律进行验证，结果表明低热载荷对器件老化仍具有促进作用。但是，试验中未考虑开关损耗对其老化速率的影响。M. Bouarroudj等通过功率循环试验发现器件焊料层老化受结温波动及结温水平共同影响[14]。文献[15]分析了金属铝层在功率循环下微结构和特性的变化，但是其忽略了功率器件开关过程暂态应力的影响。研究学者仿真分析了在温度循环下器件键合铝线的应力分布及键合线疲劳的影响规律，并提出了键合线寿命预测模型[16]，但该模型难以反映输出电气频率对寿命的影响。文献[17]利用有限元法分析了功率循环条件下IGBT模块焊料层裂纹的演化过程。虽然有限元法可以分析器件应力薄弱点及失效诱因，但是难以实现疲劳的时间累积与微观形貌失效演化物理过程。综上所述，直流功率循环测试激励和实际器件服役激励差异甚远，如忽略开关损耗、无关断承受母线高电压等特点，且忽略了短时间较大的峰值电流影响，其是否影响功率器件失效机理和用于可靠性建模试验数据的准确性，需开展相应研究。
交流功率循环测试时，需要通过多种控制策略才能实现风电变流器和模块化多电平变换器（Modular Multilevel Converter, MMC）子模块等工况的复现，导致目前不同封装的IGBT器件功率循环试验在真实服役工况模拟层面存在空白。以风电变流器为典型工况的焊接型IGBT器件，如图1a所示，通过对其门级施加PWM电压信号，在直流侧高压下反复开关模块，利用导通损耗和开关损耗抬升结温，其与实际变流器工作机制相同，能真实地反映交流应力对IGBT模块可靠性的影响。文献[18]结合加速老化实验与统计计数法构建了IGBT模块寿命预测模型，模型考虑了结温波动、结温最大值、直流电压、阻断电压等因素对器件寿命的影响。通过直流功率循环试验结果表明，IGBT器件可靠性与导通时间有关[18-19]。因风电系统机侧变流器随风速变化，其工作频率约为0～20 Hz，在同步转速点附近其频率可最低至0.025 Hz，该低频使得器件承受更大的热应力，导致器件更容易失效[20]。文献[21]指出了不同的变流器输出工作频率产生IGBT器件具有不同的热载荷响应曲线，进而导致其可靠性不同。但是，常规单相或三相变流器难以直接用于以MMC子模块为典型应用工况的压接型IGBT器件，如图1b所示。现阶段研究人员多使用非实际运行工况的直流功率循环测试手段来研究MMC子模块用压接型IGBT器件的可靠性。但基于非实际运行工况的功率器件可靠性测试能否表征其在真实工况下的失效演化物理过程是一个核心问题。因此，需施加与实际运行工况一致的交流应力，开展柔直换流阀用压接型IGBT器件在交流工况下的功率循环测试，与传统直流工况的试验结果进行对比分析。总之，现有交流功率循环测试可以用于中低压焊接型IGBT器件，但针对柔性直流换流阀用压接型IGBT器件尚缺乏服役工况应力下的可靠性测试方法。
图1 不同封装类型IGBT器件内部结构
Fig.1 Internal structure of IGBT devices with different package types
综上所述，目前国内外学者对功率器件老化循环测试已经开展了较为深入的研究，然而面对电力系统电力电子化大规模的功率器件接入电网后产生的越来越艰巨的维护和检修任务[22-24]，需建立较为准确的器件寿命和状态监测模型，而二者现有研究均聚焦采用与实际交流工况差异较大的直流应力激励。不同的封装结构、封装材料、服役工况条件，采用相同的恒定直流功率循环测试方法，导致其准确性有待考量。基于此，本文通过利用直流和典型工况应力下的交流功率循环测试方法对比分析焊接式器件和压接型器件测试结果，为解决真实服役工况应力下功率器件可靠性准确测评提供指导，为IGBT器件的寿命模型和状态监测模型中所需获取的模型拟合参数提供更加有效且准确的监测参数。
焊接型IGBT器件直流功率循环测试验平台如图2所示，主要包括：被测功率器件、控制开关、可编程电源、保护电感等，其工作原理为：当控制开关闭合时可编程电源工作在电流源模式，其输出大电流实现被测器件的加热，根据功率循环测试控制策略，如恒导通关断时间、恒结温波动等，当加热时间至控制策略上限时，控制开关断开，从回路切除可编程电源，100 mA小电流流入被测器件实现器件结温的测量及冷却，该过程为功率循环试验测试周期，反复对被测器件加热、冷却，直至器件失效。
图2 焊接型IGBT器件直流功率循环测试平台
Fig.2 Welding IGBT device DC power cycle test platform
采用建立的直流功率循环测试平台对焊接型IGBT器件1 200 V/50 A SKM50GB12T4器件进行测试，测量结果如图3所示[25-26]。从图3可知，功率器件失效主要为热阻和导通电压的变化，即器件失效模式主要为焊料层和键合线失效模式，最终导致器件开路故障因键合线断裂进而引起的发射极与集电极的电气连接失效。
图3 直流功率循环试验老化数据
Fig.3 DC power cycle test aging data
统计不同测试条件下功率器件失效循环次数见表1。从表1可知，功率器件结温波动越大，失效循环次数越小；平均结温越高，失效循环次数越小。从试验结果分析可知，采用直流功率循环测试器件最终表现为因封装老化引起的开路失效。为了验证不同模块其功率循环测试结果的可重复性，开展CM600HG-130H IGBT器件功率循环测试，测试结果如图4所示。从图4中可知，门极和芯片表面有源区键合线均已脱落，同时多个键合点存在合金烧毁，利用扫描电子显微镜观察可得，IGBT芯片表面的金属均有粗化现象，烧熔位置可见熔球，该失效过程及结果与SKM50GB12T4器件一致。
表1 直流功率循环测试器件失效统计结果
Tab.1 Statistical result of DC power cycling tests
试验条件循环次数 结温差/℃平均结温/℃ 89.4370.6150 781 94.9794.2440 473 93.0087.3044 674 91.8590.1952 933 92.2182.3052 224 89.3685.2252 086 92.5686.3243 776 91.0990.8851 357 80.5187.5563 061 85.1475.5160 469 82.7579.1862 553 84.7481.0457 838 87.5682.4153 031 80.8077.7062 886
图4 IGBT芯片电镜测试结果
Fig.4 IGBT chip electron microscope test results
虽然直流功率循环测试针对不同型号器件测试结果具有重复性，但是其测试激励与实际交流工况应力差异较大，测量结果是否具有可移植性，需要进行对比分析。
为了解决直流功率循环不能模拟真实工况应力下IGBT器件的老化规律，搭建如图5所示的全桥逆变拓扑主电路及测试平台，其中为了保证被测器件（Device Under Test, DUT）的结温在线测量，在电路中串联一个辅助IGBT器件将被测器件从主电路隔离，隔离后的被测器件在100 mA小电流下测量其导通电压，从而感知器件结温，而在非测量结温时的正常工作，其驱动信号与被测器件一致。
图5 焊接型IGBT器件交流老化测试平台
Fig.5 Welding IGBT device AC aging test platform
与直流功率循环测试不同，被测IGBT器件关断时发射极和集电极两端电压，即母线电压为百V或kV级，而器件导通时其导通电压为V级，其大跨度的电压变化且为保证导通电压测量的准确性，需采用钳位电路实现导通电压的在线测量，如图6所示，其工作原理：在DUT承受母线电压时，钳位电路中MOSFET是关断状态，实现大电压阻断作用；在需要测量参数时，DUT导通，此时MOSFET是导通状态，在不考虑MOSFET导通压降时，DUT对地电压为导通电压Vce，即为保证测量值的准确性需尽可能选用导通压降值小的MOSFET。在钳位电路中，直流电源Vcc选取12 V，MOSFET选取IRF840，二极管VD1、VD2选取1N4148，稳压二极管选取1N4733，电容C选用10 nF。
图6 交流功率循环测试导通电压测量电路
Fig.6 AC power cycle test on-state voltage measurement circuit
将待测试的DUT模块放置于散热器上，设置输出电气工作频率fout=0.04 Hz、开关频率fsw=2 kHz的负载电流波形，电流有效值Irms=53.4 A，冷水机水温为8℃，使DUT模块处于Tjm=93.7℃、DTj=82.8℃下的交流功率加速循环测试条件。设定器件热阻Rth增大50%和导通压降Vce增大5%作为试验结束阈值；在试验运行过程中的每个循环周期，均计算归一化热阻Rth、饱和导通压降值Vcesat值。功率循环试验结果如图7所示和见表2。通过对比图3和图7可知，直流和交流功率循环试验均主要表现为热阻和导通电压的增长即主要为器件封装老化失效。
图7 焊接型IGBT器件交流功率循环试验结果
Fig.7 AC power cycle test results of welding type IGBT devices
从表2中可知，功率循环试验中DUT模块承受相同的器件结温热载荷条件时，输出频率fout越大，功率模块寿命随输出频率fout的升高呈降低趋势，其原因时输出频率fout越低，则导通时间越长，器件承受热应力的时间越长；因此，输出频率越低，模块越容易诱发失效。通过对比直流和交流老化试验原理可知，直流功率循环通过加载直流激励，而与器件实际工况差异较大且忽略了器件开关频率产生的开关损耗，导致基于直流老化功率循环难以开展输出频率对器件可靠性的影响分析，但频率仅对器件寿命的建模产生偏差，并未改变器件的老化失效模式，即针对焊接IGBT交流与直流功率循环均为器件封装老化失效。
表2 焊接型IGBT器件交流功率循环测试统计结果
Tab.2 Statistical results of AC power cycle test on welding IGBT devices
试验组别DTj/℃Tjm/℃fout/Hzfsw/kHz试验结果 183.293.300.03656 879 282.893.700.034 5457 965 382.993.350.04260 148 491.598.50.03636 976 589.596.80.034 5437 283
压接型IGBT器件直流功率循环测试电路与1.1节焊接型IGBT器件直流功率循环电路拓扑一致，故此处不再赘述。针对压接型IGBT器件，设置导通电流为80 A、压力为1 200 N、加热时间为15 s、冷却时间为10 s、水冷温度为25℃和结温波动为100℃条件的直流功率循环老化试验，试验结果如图8所示。从图8中可知，随着功率循环老化时间增加，IGBT器件的导通压降、结温和热阻均逐渐增加，其导通电压、结温和结壳热阻的初始值分别为4.61 V、137.5℃和0.229 K/W，在250 957次循环后分别增长至4.65 V、143.9℃和0.247 K/W，分别增加了约0.9%、4.7%和1.8%。从所测IGBT器件的端部电热参数可知，器件并未达到失效标准，但其电热参数逐渐增加，表明其接触界面在微动磨损过程中逐渐退化。
图8 压接型IGBT器件直流功率循环试验老化数据
Fig.8 DC power cycle test aging data of press-fit IGBT devices
压接型IGBT器件以其高功率密度、失效短路等优点被广泛应用于柔性直流输电系统，柔性直流输电系统用功率器件承受带直流偏置的交流纹波，其工况与常规交流工况不一致。基于此，从柔性直流输电系统中MMC功率子模块的运行工况出发，搭建了可复现MMC子模块工况的功率循环试验平台，为压接型IGBT器件的长期可靠性试验提供试验平台。如果在实验室搭建完整实际的MMC系统并开展试验研究，所付出的时间成本和经济成本过高，根据文献[27-28]所提电路拓扑，本文搭建了一个可复现MMC子模块工况的功率器件工况模拟功率循环试验平台。该电路拓扑使用带耦合电感的全桥变换器，通过滞环控制策略精准复现子模块在MMC全系统中承受的桥臂电流。该控制策略复现的桥臂电流与实际MMC系统中的桥臂电流一致，不仅包含基频分量，还包括直流偏置和谐波环流分量。同时被测子模块功率器件的开关序列同样来自MMC全系统任一子模块的开关序列，确保了开关频率的一致性。最后，被测子模块电容电压的参考值同样来自实际MMC全系统，通过PI控制实现子模块电压的跟踪复现。
搭建MMC子模块工况模拟功率循环试验平台，从MMC子模块工况复现及被测功率器件老化特征参量采集的需求出发，开展被测功率器件的加速老化试验，搭建的试验平台需要在MMC子模块工况复现的基础上，实现被测功率器件结温和壳温的测量与记录、老化特征参量（导通压降Vcesat、热阻Rth）的测量与记录、平台运行状态的监测、平台故障保护等功能。MMC子模块工况模拟功率循环试验平台按照开展功率循环试验的功能需求出发划分为7个相关联的子系统如图9所示。
图9 MMC子模块工况模拟功率循环试验平台总体架构
Fig.9 Overall architecture of the experimental platform
MMC子模块工况模拟功率循环试验平台电路拓扑结构及实物平台如图10所示，主要包含：全桥模块、直流侧电容、直流侧电压源、桥臂电感、被测子模块、辅助子模块。其中，被测子模块由半桥IGBT器件和薄膜电容器组构成，与MMC系统中子模块的电路拓扑一致。为了实现MMC子模块工况的复现，MMC子模块工况模拟电路仿真模型的控制目标主要是实现子模块电容电压、桥臂电流、子模块IGBT器件开关信号的跟踪复现。
图10 MMC子模块工况模拟平台
Fig.10 MMC sub-module working condition simulated rig
为了测试试验平台MMC子模块工况复现的误差，提取被测子模块电容电压峰-峰值540 V/450 V，桥臂电流峰-峰值300 A/-100 A工况的平台复现波形与全系统参考波形进行对比，结果如图11所示。从图中可知，子模块电容峰值电压复现误差低于1.9%，峰值电流复现误差低于10%。
图11 试验平台的波形跟踪情况
Fig.11 Waveforms tracking of the experimental platform
本文研究对象为国网联研院设计的3 300 V/50 A刚性压接型IGBT器件。设计交流功率循环试验条件：MMC功率子模组电容电压平均值Usm_ave=500 V，压接型IGBT器件夹具压力M=1 200 N，桥臂电流峰值Icmax=130 A，桥臂电流有效值Icrms=74.12 A，水冷机冷却水温为15℃，功率循环加热时间Ton=19 s，冷却时间Toff=9 s，试验结果如图12所示。
图12 压接型IGBT器件交流功率循环试验老化数据
Fig.12 AC power cycle test aging data of PP-IGBT devices
从图12中可知，相比初始值，器件热阻Rth和集射极导通压降Vce均存在不同程度的上升，其中热阻Rth相较于焊接型IGBT器件上升幅度更低，但是集射极导通压降Vce相较于焊接型IGBT器件上升幅度更高。因焊接型IGBT器件为单面散热，受焊料层热阻的影响较大，而压接型IGBT器件为双面散热，所以完全失效后热阻上升幅度更低。焊接型IGBT器件导通压降Vce升高主要受键合线老化的影响，而压接型IGBT器件导通压降Vce升高受到接触电阻和IGBT芯片栅氧化层老化引发载流能力下降的双重影响，因此器件失效后，相比其初始值导通压降Vce上升幅度更明显。压接型IGBT器件在功率循环周期数N=128 504时，Rth=1.199 4Rth_Initial，Vce= 1.096 5Vce_Initial，完全失效，器件失效后端部参数表征为栅极和集射极电阻从数百MW 等级下降到kW 等级，IGBT芯片内部半导体PN结和栅氧化层严重损伤。
多组功率循环失效后压接型IGBT器件测试栅极与集射极电阻，结果见表3。由表3可知，器件1、2为短路失效，器件3为栅极漏电流过大导致开路失效，与焊接型IGBT器件失效表征为键合线熔断失效开路相比呈现出较大区别。拆解失效IGBT芯片后发现器件1、2的发射极表面存在明显的击穿熔融短路通道，而器件3的发射极表面并无明显的击穿损伤，失效压接型IGBT器件发射极表面形貌如图13所示，符合对失效器件的栅极与集射极电阻测量结果。
表3 失效压接型IGBT器件栅极电阻与集射极电阻
Tab.3 Failure PP-IGBT gate and collector-emitter resistance
器件序号栅极电阻/W集射极电阻/W失效模式 11.21.8短路失效 20.92.3短路失效 3105 600846开路失效
图13 失效压接型IGBT器件发射极表面形貌
Fig.13 Surface topography of emitter of failed PP-IGBT
诱发IGBT芯片老化的根本原因是芯片承受交变热应力时，因器件各层组件材料热膨胀系数的不匹配导致的烧结层弹塑性形变和芯片表面微动磨损挤压磨损损伤。首先，器件在运行时因弹塑性形变和微动磨损导致其接触面表面粗糙度和烧结层空洞面积会逐渐增大，进而引起接触电阻、接触热阻、烧结层电阻、烧结层热阻的上升，导致器件功率损耗增加，导热性能下降。然后，芯片部分区域因磨损严重，铝镀层磨损完毕后将会磨损栅氧化层引起栅氧化层损伤，这将诱发芯片发射极表面裂纹扩展及部分区域塌陷，导致元胞失效，进而导致芯片导通压降、栅极漏电流、集射极漏电流增加。最后，随着磨损持续，在MMC工况下器件会存在两种失效模式：①芯片的栅极栅氧化层磨损比较严重，当IGBT驱动无法继续提供器件继续运行所需的栅极电流后器件不能正常通断，最终呈现漏电流过大引发失效开路状态；②在交变热应力下IGBT芯片发射极表面产生裂纹和缺陷，导致器件集射极漏电流上升，而集射极漏电流升高表征器件耐压能力下降，当器件耐压水平低于关断时产生的电压过冲时，将会导致芯片雪崩击穿失效短路状态。
从第2节可知，直流功率循环试验的优点为电路拓扑简单、控制策略施加容易；交流功率循环试验的优点为贴合实际工况，但拓扑复杂，试验开展困难，针对焊接型功率器件失效机理研究，其均表现为封装老化失效，即二者均可使用。
针对压接型IGBT器件失效机理研究，在工程中使用时需要承受交流工况，但目前学术界主要使用恒定直流工况试验测试分析压接型IGBT器件的失效机理，交流工况与恒定直流工况试验的电路拓扑及激励如图14所示。从图14a可知，交流功率循环试验为了实现真实工况波形的复现，一般都需要额外的IGBT器件作为陪测模块，而直流功率循环试验仅需将被测IGBT器件接入电源即可开展试验。由图14b可知，被测IGBT器件在交流功率循环试验中的加热阶段存在结温高频波动情况，该波动频率及幅值受到系统输出频率及器件本身开关频率的影响，而在直流功率循环试验中一直处于升温状态。由图14c可知，被测IGBT器件在交流功率循环试验中将会承受与真实工况一致的开关序列及关断母线电压，而在直流功率循环试验中处于恒导通状态。图14d可知，被测IGBT器件在交流功率循环试验中开通与关断阶段将会承受电流过冲与电压过冲，而在直流功率循环试验中处于恒导通状态，不存在开关过程。
由此可知，IGBT器件在传统直流工况下运行时主要承受热冲击，而基于真实运行工况复现的交流功率循环试验不仅可以保证IGBT器件受到热冲击，而且在关断期间还会承受母线电压和开关瞬间的电应力冲击，若上述电应力冲击超过IGBT器件的耐受能力，将会引发IGBT芯片瞬时击穿而失效。根据压接型IGBT器件在MMC工况下的功率循环试验结果可知，随着器件封装老化的加剧将会引发IGBT芯片电气特性退化。但是器件在直流功率循环试验下进行可靠性测试时，仅受到大电流产生的热冲击，器件并不承受关断母线电压或开关阶段的电压与电流过冲，意味着直流工况下不能复现器件因封装老化导致其电气特性退化失效的过程。
图14 直流工况与交流工况实验差异
Fig.14 Differences between DC and AC operating conditions
本文汇总分析了10组压接型IGBT器件的功率循环试验条件及失效模式，见表4。表4中第1～7组试验为压接型IGBT器件的直流功率循环试验条件及失效模式。第8～10组为压接型IGBT器件的交流功率循环试验条件及失效模式。从表4可知，压接型IGBT器件的交流工况功率循环试验和传统恒定直流工况功率循环试验存在差异如下：
1）基于直流和交流功率循环测试的被测功率器件失效模式差异
表4中，第1～7组试验为单面烧结压接型IGBT器件在恒定直流工况下的功率循环试验，其中前五组试验的结束标志为器件集射极压降大于平台电源的输出保护电压，平台过电压保护开启后导致试验结束，第6、7组试验受限于时间成本仅开展了250 000次和210 000次功率循环试验。前五组恒定直流工况下的器件功率循环试验失效模式均为IGBT芯片发射极长期微动磨损引起的栅氧化层损伤，IGBT驱动电路无法提供压接型IGBT器件运行时所需栅极漏电流导致的集射极开路失效；第8～10组试验为器件在交流工况下的功率循环试验，上述三组试验的结束标志均为平台复现MMC子模块电容电压、桥臂电流工况失败，致使平台过电压或者过电流保护开启后导致试验结束。第8、9组交流工况下的器件功率循环试验失效模式为IGBT芯片发射极长期微动磨损导致的发射极表面裂纹扩展及部分区域塌陷引起的集射极阻断电压下降，当集射极阻断电压低于交流试验平台中关断时刻电压过冲最大值导致的器件雪崩击穿短路失效。第10组交流工况下的器件功率循环试验失效模式与器件在恒定直流工况功率循环试验下的失效模式一致。由此可以确定器件在交流工况和恒定直流工况下的功率循环试验失效模式存在差异，恒定直流工况下器件仅存在失效开路一种失效模式，而交流工况下器件存在失效开路和失效短路两种失效模式。并且对中南通道30块失效国产压接型IGBT器件的拆解报告可知，实际工程中压接型IGBT器件的失效端部参数表征均为栅射极与集射极短路。实际工程中压接型IGBT器件的失效模式与恒定直流工况下器件的失效模式不同，而是与第8、9组交流工况下的器件功率循环试验失效模式相同。
表4 直流与交流功率循环压接型IGBT器件失效状态
Tab.4 Failure state of PP-IGBT devices during DC and AC power cycling
编号工况电流/A压力/NTjm/℃DTj/℃循环次数试验结束标志/V失效模式 1直流701 200851105 500Vce＞8开路 2直流701 200851107 250Vce＞8开路 3直流701 200851107 720Vce＞8开路 4直流701 200759023 820Vce＞10开路 5直流1001 2008913082 549Vce＞10开路 6直流801 20088100250 000未失效— 7直流801 20098116210 000未失效— 8交流74600104109285 126平台工况复现失效短路 9交流75600116137103 846平台工况复现失效短路 10交流741 200103111128 504平台工况复现失效开路
2）基于直流和交流功率循环测试的被测功率器件寿命差异
由于恒定直流工况和交流工况下器件在功率循环试验期间承受的热载荷和电气应力冲击不同，其最终的功率循环寿命也会存在差异。本文开展的第7组和第10组功率循环试验使用了同一批次和型号的压接型IGBT器件，第7组试验的实验条件为电流有效值Icrms=80 A、夹具压力M=1 200 N、平均结温Tjm=98℃、结温波动DTj=116℃；第10组试验的实验条件为电流有效值Icrms=74 A、夹具压力M= 1 200 N、平均结温Tjm=103℃、结温波动DTj=111℃。在功率循环试验条件相差不大的前提下，最终第7组恒定直流功率循环试验器件开展了210 000次功率循环未失效，第10组交流功率循环试验器件开展了128 504次功率循环后失效开路。由此可知，在在试验工况及功率循环条件相近的情况下，直流工况功率循环试验的循环次数远大于交流工况功率循环试验的循环次数，表明基于直流工况拟合的器件寿命模型应用于实际工程长期可靠性运维时将会夸大器件的剩余寿命，最终将会导致系统故障率上升。
基于上述分析可以确定恒定直流工况和交流工况下单面烧结压接型IGBT器件存在失效模式和功率循环寿命的差异，交流工况下器件的功率循环寿命更低且失效模式与真实工况下器件的失效表征一致。究其原因：①因直流功率循环测试器件加热阶段采用大电流激励实现器件的加热，而加热阶段电源提供回路中被测器件导通电压之和，考虑老化影响通常其选取较低电压可满足测试要求，即为了降低直流功率循环测试电源硬件成本，通常选取大电流、低电压电源作为激励；②交流功率循环下器件承受叠加母线电压的关断瞬态过电压导致器件失效机理不同。因此，基于非实际运行工况的器件可靠性分析测试不能有效表征器件真实工况下的失效物理过程。
本文针对业界普遍关心的问题：是否需要考虑服役工况应力开展IGBT器件功率循环测试研究，对比分析了焊接型和压接型IGBT器件在直流和交流功率循环测试手段下的差异。研究表明：
1）本文搭建焊接型IGBT器件的全桥功率循环平台，旨在模拟实际工况，并与传统直流功率循环测试进行对比。实验结果显示，不同功率循环方式并未对焊接型IGBT的失效模式产生影响，封装老化仍是其主要失效机制。但加载直流激励的直流功率循环，与器件实际工况差异较大且忽略了器件开关频率产生的开关损耗，导致基于直流老化功率循环难以开展输出频率对器件可靠性的影响分析，进而影响器件的寿命建模及剩余寿命预测的精度。
2）本文针对柔直换流阀用压接型IGBT器件，搭建了MMC功率循环平台，并对比了交流和直流功率循环测试结果。试验结果表明，交流和直流功率循环试验的失效模式差异较大，恒定直流工况下器件仅存在失效开路一种失效模式，而交流工况下器件存在失效开路和失效短路两种失效模式，说明仅依赖非实际运行工况的测试手段不足以有效表征压接型IGBT的失效过程。同时，基于直流工况拟合的器件寿命模型应用于实际工程长期可靠性运维时将会夸大器件的剩余寿命，最终将会导致系统故障率上升。
本文旨在为IGBT器件可靠性准确测评提供理论支撑，同时为IGBT器件寿命建模和系统运维提供数据基础，对各种工况下变换器IGBT器件选型及运维具有指导价值。
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Comparative Analysis DC and AC Power Cycling Test Methods Considering Typical Operating Conditions for IGBT Devices
Abstract As key components of converters, power devices play a critical role in energy conversion and electric power control. However, due to the increasing power density and the complex operating environments, reliability issues of these devices have become more prominent. Device reliability evaluation depends on the online acquisition of aging parameters through power cycling tests and failure mechanism analysis. However, the existing DC power cycling tests show significant discrepancies from real-world operating stress conditions, resulting in uncertain failure mechanisms and data accuracy. Therefore, this paper addresses a widely concerning issue in the industry: whether it is necessary to consider real-world operating stress when conducting IGBT power cycling tests. It presents a comparative analysis of the differences between welded and press-pack IGBT devices under DC and AC power cycling tests, which is crucial for assessing the actual service reliability of power devices. The main research contents include the following aspects.
(1) Failure mechanism and data comparison for welded IGBT Devices under DC and AC power cycling tests for medium- and low-voltage converters. An experimental platform for AC power cycling, simulating typical conditions of wind power converters with adjustable frequency parameters and thermal load conditions, was established. Accelerated aging tests were performed to analyze the impact of frequency parameters on the failure evolution and lifetime of IGBT modules, and the results were compared with traditional DC power cycling tests. Experimental results show that different power cycling methods do not affect the failure modes of welded IGBTs, with packaging degradation being the primary failure mechanism. However, DC power cycling with DC excitation, which differs significantly from the actual operating conditions and neglects switching losses due to switching frequencies, makes it difficult to analyze the impact of output frequency on device reliability based on DC aging power cycling. It, in turn, affects the accuracy of device lifetime modeling and remaining lifetime prediction.
(2) Failure mode and data comparison for press-pack IGBT devices under DC and AC power cycling tests for flexible DC converter valve applications. For flexible DC converter valve applications, failure mode and data were compared for press-pack IGBT devices under DC and AC power cycling tests. An AC power cycling experimental platform was established to replicate the MMC submodule operating conditions, including capacitor voltage, arm current, and switching signals. Aging characteristics and microscopic morphological evolution were observed to analyze the long-term aging failure mechanisms of press-pack IGBT devices under MMC operating conditions. The identified failure modes were gate leakage current-induced open-circuit failure and avalanche breakdown-induced short-circuit failure. A comparison between AC and DC power cycling test results showed significant differences in failure modes. Under constant DC conditions, the device exhibited only open-circuit failure, whereas under AC conditions, both open-circuit and short-circuit failure modes occurred. It indicates that testing methods that do not reflect real operating conditions are insufficient to effectively characterize the failure process of press-pack IGBTs. Furthermore, applying a device lifetime model based on DC conditions to actual long-term reliability operations in engineering applications would overestimate the remaining life of the device, ultimately leading to increased system failure rates.
Keywords：DC power cycling test, AC power cycling test, failure mechanism, IGBT device
中图分类号：TM46
DOI: 10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.241798
中央高校基本科研业务费项目（2022CDJKYJH009）和输变电装备技术全国重点实验室开放基金项目（SKLPET-kfkt202305）资助。
收稿日期 2024-10-16
改稿日期 2024-11-26
王 浩 男，2003年生，硕士研究生，研究方向为电力电子器件可靠性。
E-mail: EEwanghao@stu.cqu.edu.cn
赖 伟 男，1986年生，博士，副教授，研究方向为电力电子器件可靠性和状态监测。
E-mail: laiweicqu@126.com（通信作者）
（编辑 陈 诚）