发布时间 : 星期六 文章SiC肖特基二极管调查报告更新完毕开始阅读be31efa05a8102d276a22fef
需求的侧重点不同，所以选择结构设计时，侧重点不同：（1）通过调节有源区和肖特基接触的宽度比来调节4H-SiC JBS器件的性能，增大肖特基接触的宽度可提高器件的正向导通特性，但是反向耐压能力减弱；增大有源区的宽度可提高器件的反向耐压能力，但是正向导通特性减弱，所以需根据实际需求来调节两者的宽度比；（2）通过调节有源区和肖特基接触的宽度比来折中器件的反向耐压和正向导通特性，4H-SiC JBS器件在选择肖特基接触金属时比肖特基二极管更加灵活；（3）较大的有源区深度可以更有效的降低4H-SiC JBS器件的表面电场强度，但是高掺杂离子的注入对4H-SiC JBS器件表面的损伤也越大，较低掺杂离子注入可以减弱半导体表面的损伤，提高器件的耐压能力就必须要耗尽层落在N-外延层，就必须提高有源区的掺杂浓度，所以在选择有源区的深度时也需要折中考虑；（4）较大的N-外延层厚度和较小的掺杂浓度能提高4H-SiC JBS器件的反向耐压能力，但会引起4H-SiC JBS器件串联电阻的增大，导致正向导通特性减弱；反之提高了器件的正向导通特性，减弱了器件的反向耐压能力，所以在选择N-外延层的厚度和掺杂浓度大小时，要权衡电子器件的实际需要来设计参数；（5）在实际的4H-SiC JBS器件结的边缘具有电场集中效应，降低了器件的反向耐压能力，所以为了缓解电场集中，使器件的反向耐压能力更接近于平行平面结的理想值，需要对器件的边缘终端进行优化。
三、4H-SiC JBS器件的电参数特性
图3 4H-SiC JBS器件正向伏安特性曲线
1. 正向导通特性
在正向偏置电压下，4H-SiC JBS 器件的肖特基接触区域首先导通，随着电压的增加，PN结导通，其正向导通压降的表达式如下所示：
VF,JBS?nkT?JFS?ln?*2??n?B?Ron,JBSJF,JBS （1） q?AT?式中，JF,JBS表示4H-SiC JBS器件的正向电流密度，JFS表示通过4H-SiC JBS器件肖特基接触区域的电流密度，Ron,JBS表示4H-SiC JBS器件导通电阻，ФB，n，k，T，q分别为肖特基势垒高度、理想因子、玻尔兹曼常数、绝对温度、单个电子电荷量。
2. 反向截止特性
肖特基二极管的反向阻断特性较差，是受肖特基势垒变低的影响。为了获得高击穿电压，漂移区的掺杂浓度很低，因此势垒形成并不求助于减小PN结之间的间距。调整肖特基间距获得与PiN击穿电压接近的JBS，但是JBS的高温漏电流大于PiN，这是来源于肖特基区。JBS反向偏置时，PN结形成的耗尽区将会向沟道区扩散和交叠，从而在沟道区形成一个势垒，使耗尽层随着反向偏压的增加向衬底扩展。这个耗尽层将肖特基界面屏蔽于高场之外，避免了肖特基势垒降低效应，使反向漏电流密度大幅度减小。此时JBS类似于PiN管。反向漏电流的组成主要由两部分：一是来自肖特基势垒的注入；二是耗尽层产生电流和扩散电流。利用热电子发射理论，JBS的反向漏电流的表达式如下：
JR,JBS?m?S?xjm?2SA*T2e??B/kTe??B/kT （2）
3. 二次击穿
产生二次击穿的原因主要是半导体材料的晶格缺陷和管内结面不均匀等引起的。二次击穿的产生过程是：半导体结面上一些薄弱点电流密度的增加，导致这些薄弱点上的温度增加引起这些薄弱点上的电流密度越来越大，温度也越来越高，如此恶性循环引起过热点半导体材料的晶体熔化。此时在两电极之间形成较低阻的电流通道，电流密度骤增，导致肖特基二极管还未达到击穿电压值就已经损坏。因此二次击穿是不可逆的，是破坏性的。流经二极管的平均电流并未达到二次击穿的击穿电压值，但是功率二极管还是会产生二次击穿。为了对上述情况
进行合理的解释，电流集中理论和雪崩注入理论得到广为采纳。
（1）电流集中
功率二极管内部由于薄弱点的电流骤增是产生二次击穿的主要原因。某些薄弱点的功耗达到了诱发功耗，导致局部电流骤增引起过热点，此时局部产生热击穿或电流击穿使功率二极管永久损坏。导致电流在局部骤增的原因可能是半导体材料的晶格缺陷和工艺制作导致的扩散引起的不均匀性造成的。
（2）雪崩注入
在反向偏置条件下，随着反向偏置电压的增加引起空间电荷区电场强度在不断增加，倍增因子增加，此时反向漏电流就会趋向于无穷大，而产生一次击穿，此后反向漏电流进一步增加，在高电场下引起雪崩注入，导致功率二极管的二次击穿，这种二次击穿的延迟时间极短。
四、4H-SiC JBS器件存在的主要问题
JBS目前的困难在于p型碳化硅的欧姆接触较难形成，因为用离子注入法对碳化硅进行p型掺杂需要很高的退火温度，在碳化硅中很难形成p+区。采用Baliga提出的凹槽肖特基势垒二极管(TSBS) 结构可以获得与JBS类似的效果，却可避免p型掺杂。在碳化硅外延层的表面和表层凹槽的表面分别用功函数不同的两种金属形成高低不同的肖特基势垒。低势垒接触在表面，高势垒接触在凹槽表面，后者为前者起削弱反向电场的作用。实验表明，如果这两种接触的势垒高度以及台面宽度和凹槽深度搭配得当，器件的反向漏电流可以大大降低。目前，对大功率碳化硅肖特基势垒二极管的研究开发已达到小面积（直径0.5 mm以下）器件的反向阻断电压超过4000 V，大面积（直径超过1 mm）器件也能达到1000 V左右的水平。例如，在2001年已有140A/800V 4H-SiC JBS的报导。在同年的另一报导中，反向电压高达1200V的4H-SiC肖特基势垒二极管已做到直径3mm，其正向电流密度高达300 Acm-2，而相应的正向压降只有2V。
五、4H-SiC JBS器件最新成果
1. 大容量、小型化
2008 年报道了10 kV/10 A 的4H-SiC JBS 二极管，该器件的n-区厚120 μm， 掺杂浓度为6. 0 × 1014 /cm3，采用了900 μm宽的硼注入结终端技术，Al 注入在
阳极区形成格栅pn 结势垒。8. 3 mm × 10 mm的器件在10 A正向电流时，正向压降小于3. 5 V; 从常温到200 ℃ 具有正温度系数的电阻性能和稳定的肖特基势垒高度，10 kV关断电压的反向漏电在全温度范围小于10 μA。从正向电流10 A到反向关断电压3 kV，以dI /dt 为30 A/μs进行开关，其反向恢复时间和反向恢复电荷分别为320 ns和425 nC; 且在25 ～ 175 ℃内接近常数。同年报道了商用的SiC JBS 所用的衬底已由3 英寸圆片转向4 英寸圆片，最大电流达50 A，正在开发的更大工作电流器件有1. 2 kV/75 A和1. 2 kV/100 A两种，芯片面积分别为6 mm × 8 mm和6. 8 mm ×10 mm。100 A器件的正向压降为1. 77 V，反向漏电在1. 33 kV关断电压时为250 μA。同时研发了10 kV/20 A的SiC JBS，20 A 器件的正向压降为3. 1 V，反向漏电在10 kV关断电压时为80 μA。
2. 模块化
4H-SiC 二极管和Si IGBT 可组成电力电子开关混合模块，在功耗、工作频率和可靠性等性能比全Si 开关模块有大幅提高。这种电力电子开关混合模块已进行了55 kW三相逆变器的应用试验，混合模块中采用600 V/600 A Si IGBT 作三相逆变器的开关管，用六个600 V/75 A的SiC SBD 代替三个600 V/150 A的Si p-n 二极管。在感性负载试验中，混合模块的损耗比全Si 模块减少33. 6%，在动态试验中，混合模块的平均损耗比全Si 模块减少10. 6% ～ 11. 2%。试验表明混合模块逆变器工作在47kW峰值功率时，效率大于90%。
2011 年报道了混合模块在100 kW宇航用矩阵转换器的应用试验，全Si 模块采用1 700 V/600 A IGBT 和Si快恢复二极管，混合模块采用1 700 V/ 50A IGBT和1 200 V/50 A SiC 二极管芯片。矩阵转换器用于80 kW负载的永磁电机的驱动试验，试验结果表明，SiC 混合模块比全Si 模块在12. 5 kHz 频率时的开关效率提高7. 8% 达94. 7%，而且能工作到19 kHz的更高频率，相应的效率达93%。同年也报道了SiC 和Si 二极管在半桥模块应用中的能耗分析，在全Si 和混合模块所用Si IGBT 相同( 1 200 V/ 100 A ) ， 二极管分别为Si 二极管( 1 200 V/ 100 A ) 和两个SiC SBD ( 1 200 V/40 A) 。两种模块在600 V和790 A/μs开关比较试验结果表明: SiC 二极管最大反向恢复电流减少了60%，相应减少损耗58%; IGBT 开关损耗减少了25%，IGBT 总损耗减少15%; 混合模块的整个损耗减少了22%。2010 年报道了3kV SiC JBS 混合模块应用于牵引逆变器，3 kV/200 A的两种模块由Si