碳化硅封装高功率半导体激光器散热性能研究

倪羽茜; 井红旗; 孔金霞; 王翠鸾; 刘素平; 马骁宇

doi:doi:10.3788/CJL201845.0101002

中国激光, 2018, 45 (1): 0101002, 网络出版: 2018-01-24

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Thermal Performance of High-Power Laser Diodes Packaged by SiC Ceramic Submount

论文大纲

倪羽茜 ^1,2,*井红旗 ¹孔金霞 ¹王翠鸾 ¹刘素平 ¹马骁宇 ¹

作者单位

¹ 中国科学院半导体研究所光电子器件国家工程中心, 北京 100083

² 中国科学院大学, 北京 100049

激光器半导体激光器碳化硅热阻结构函数法氮化铝 lasers semiconductor lasers silicon carbide thermal resistance structure function method aluminum nitride

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摘要

为研究基于碳化硅(SiC)陶瓷封装的高功率半导体激光器的散热性能, 将其与常用的氮化铝(AlN)陶瓷进行对比, 使用基于结构函数法的热阻仪分别测量SiC和AlN封装F-mount器件的热阻值, 得到SiC器件的总热阻约为3.0 ℃·W-1, AlN的约为3.4 ℃·W-1, SiC器件的实测热阻值比AlN器件低14.7%, 实验结果表明SiC过渡热沉具有较好的散热性能。实验进一步测试了两种过渡热沉封装器件的输出性能, 在16 A连续电流注入时, 915 nm波段的SiC器件单管输出功率为15.9 W, AlN为15 W, 测试结果显示SiC封装的器件具有更高的功率输出水平。

Abstract

The heat dissipating performance of high-power laser diodes packaged by silicon carbide (SiC) ceramic submounts is investigated, comparing with the commonly-used aluminum nitride (AlN) ceramic submounts. The thermal resistance of SiC and AlN submounts packaged F-mount devices are measured by the thermal resistance instrument based on the structure function method. The thermal resistance of SiC devices is about 3.0 ℃·W-1, and the AlN ones is about 3.4 ℃·W-1. The measured thermal resistance of SiC devices is about 14.7% less than that of the AlN. The experimental data shows better heat-dissipating performance of SiC submounts. In addition, the output characteristics of devices packaged by two kinds of submounts are further tested. The output power of 915 nm single emitter of SiC device achieves 15.9 W at the continuous injection of 16 A, while for AlN device, the value is only 15 W. Test results demonstrate that the SiC packaged laser diode achieves higher power output.

1 引言

经过几十年的发展,半导体激光器已从抽运等传统应用领域拓展到材料加工、激光显示、激光导航等领域,在应用需求的驱动下,激光器的输出功率也不断提高^[1-2]。现阶段,国际上波长为900~1000 nm,发光孔径约为100 μm的商用单管器件的功率标称值为15~20 W,文献报道水平达20~25 W^[3-4],其功率水平相对而言已达瓶颈。为继续提高功率和效率,文献[ 5]采用液氮冷却方法在-50 ℃下实现单bar准连续峰值功率1.7 kW的输出,但这种冷却方式限制性大,无法推广应用,但却说明了如果能有效解决散热问题,器件的输出功率则将大幅提高,因此有效的封装热设计对半导体激光器至关重要^[6]。

目前高功率半导体激光器均采用硬焊料封装的传导冷却方式,即首先用硬焊料将激光器芯片封装到过渡热沉上,形成COS(chip on submount)结构,然后将COS封装到热传导系数更高的铜热沉上,完成二级封装,其中过渡热沉位于芯片和铜热沉之间,承担着散热过渡和应力过渡的双重作用。理想的过渡热沉材料应具有较高热导率,同时能与激光器芯片膨胀匹配^[7]。目前较为通用的材料是陶瓷,如氮化铝(AlN)、氧化铍等,碳化硅(SiC)虽已应用于LED、金属半导体场效应管(MESFET)等器件中,但在高功率半导体激光器中的应用并不广泛,对其封装性能的研究也不深入 ^[8],因此本文基于F-mount封装,通过与市面上常见的AlN陶瓷对比,利用结构函数法研究SiC封装的半导体激光器的散热性能。

2 器件结构

半导体激光器F-mount封装结构如图1所示,从上到下依次为激光芯片、过渡热沉和铜热沉。实验中所使用的激光器芯片取自同一外延片,具体的芯片外延结构可参考文献[ 7]。包括光刻、溅射、镀膜、解理等在内的芯片处理工艺均相同,取相邻位置的4支管芯,使用金锡焊料烧结技术将芯片依次封装到SiC、AlN过渡热沉上,形成COS结构,然后使用铟焊料将COS焊接到铜热沉上,完成F-mount结构封装。测试中将F-mount器件用螺钉固定在

通水底座上,由水温23 ℃的水冷机制冷,因此F-mount虽与通水底座表面紧密接触,但中间仍有一层空气隙,因此实际器件底面温度略高于23 ℃。

图 1. 半导体激光器F-mount封装结构示意图

Fig. 1. Schematic of the F-mount package of laser diodes

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由于SiC和AlN两种材料的线膨胀系数及杨氏模量等力学参数与GaAs芯片差别较大,直接用作过渡热沉会引入较大应力,因此需要在陶瓷材料两侧覆铜形成一种三明治叠层结构,其等效热膨胀系数 $\begin{matrix} \overset{̅}{α} \end{matrix}$ 的近似计算^[9]如下:

\begin{matrix} \overset{̅}{α} = \frac{α_{1} d_{1} E_{1} (1 - ν_{2}) + α_{2} d_{2} E_{2} (1 - ν_{1})}{d_{1} E_{1} (1 - ν_{2}) + d_{2} E_{2} (1 - ν_{1})}, (1) \end{matrix}

式中α₁和α₂、E₁和E₂、ν₁和ν₂分别代表构成三明治叠层的两种材料的线膨胀系数、杨氏模量、泊松比,d₁和d₂为两种材料的总厚度,通过改变两种材料的厚度比,可以调节过渡热沉烧结面上的 $\begin{matrix} \overset{̅}{α} \end{matrix}$ ,在保持总厚度不变的情况下,增大铜层占比会使 $\begin{matrix} \overset{̅}{α} \end{matrix}$ 增大,增大陶瓷材料厚度占比会使 $\begin{matrix} \overset{̅}{α} \end{matrix}$ 减小。

在膨胀匹配的条件下,固定 $\begin{matrix} \overset{̅}{α} \end{matrix}$ 为芯片GaAs的线膨胀系数,即可计算出过渡热沉中陶瓷材料和覆铜层的总厚度比。实验中所使用的过渡热沉尺寸为5.75 mm×4.5 mm,总厚度为0.5 mm,经过优化设计的两种COS厚度及相应的材料参数如表1所示。由于三明治型过渡热沉为对称的铜/陶瓷/铜结构,陶瓷两侧所覆铜层为相同厚度,所以表格中铜层的厚度指单侧厚度。

表 1. COS封装结构的材料参数和结构参数

Table 1. Detailed parameters of the material and structure of COS package

Layer	CTE /(10^-6·K^-1)	Elasticmodulus /GPa	Poissonratio	Thermal conductivity /(W·m^-1·K^-1)	Specific heat /(kJ·kg^-1·K^-1)	Thickness inexperiment /μm
GaAs	6.03	85.3	0.312	45	5.32	110
Cu-SiC	17.00	130.0	0.350	398	0.38	68
SiC	3.90	221.0	0.210	490	0.69	346
Cu-AlN	17.00	130.0	0.350	398	0.38	79
AlN	4.10	270.0	0.260	200	0.69	324

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3 结构函数法分析器件热性能的原理

结构函数法测量热阻是指利用半导体结电压和温度之间的线性关系,在半导体激光器升温(降温)的过程中,通过快速测量器件的结电压得到瞬态温度曲线,利用热学RC网络分析理论,将瞬态温度响应曲线解析成热学RC网络,并通过数学处理将其转化为微分结构函数曲线,从而可以直观的对器件封装的各层结构热阻进行分析^[10]。

1988年,Székely等^[11]提出采用结构函数法分析半导体器件的热学特性。半导体器件一般是由不同材料封装成的多层结构,在器件热传导路径中,不同材料之间的热阻和热容不同,它们的温度响应也不相同,因此可将半导体器件及其封装结构视作一维热学网络,在t=0时刻对器件有源区施加(取消)热功率,随后通过测量器件结电压的变化,得到升温(降温)过程中温度随时间的变化曲线,称为瞬态热响应曲线。瞬态热响应曲线可以等效成具有n个单元的Foster RC网络模型的响应,此响应可表达为n个具有不同时间常数的指数项的线性组合的形式:

\begin{matrix} a (t) = \overset{n}{\sum_{i = 1}} R_{i} [1 - \exp (- t / τ_{i})], (2) \end{matrix}

式中a(t)为热响应曲线,τ_i=R_i×C_i为第i个RC单元的时间常数,R_i为指数项的幅度系数,即时间常数谱。真实的热学系统具有连续的时间常数分布形式,表达为积分形式:

\begin{matrix} a (t) = \int_{-}^{\infty} R (ζ) \{1 - \exp [- \frac{t}{\exp (ζ)}]\} dζ 。 (3) \end{matrix}

引入指数时间变量z=lnt,将a(t)表达为

\begin{matrix} a (t) = \int_{-}^{\infty} R (ζ) {1 - \exp [- \exp (z - ζ)]} dζ 。 (4) \end{matrix}

对于未知的时间常数谱R(ζ),(4)式是一个反卷积式的微分方程,对其两侧分别对z取微分得:

\begin{matrix} \frac{d}{dz} a (z) = R (z) \otimes W (z), (5) \end{matrix}

式中W(z)=exp[z-exp(z)],⊗代表卷积操作。因此测量得到热响应曲线a(t)后,转变为指数时间变量形式,对其取微分,然后根据(5)式进行反卷积操作,就可以得到一维热学结构的时间常数谱R(z),即可提取Foster网络n个单元的热阻R_i和热容C_i。实际上Foster网络中点到点的热容没有实际的物理意义,因此需将Foster网络转变为使用点对地热容模型的Cauer网络,所得到的Cauer网络n个RC单元就可以用来近似描述器件的传热结构。根据文献[ 11]的分析,结温的热响应曲线a(t)决定于器件的结构函数,而结构函数定义为单位长度热容c与单位长度热阻r之比,即:

\begin{matrix} k (x) = \frac{c (x)}{r (x)}, (6) \end{matrix}

式中x是一维导热路径的线度,沿热传导路径依次对Cauer网络中各RC单元的热阻和热容求和得到R_Σ(x)和C_Σ(x),两者相比就可以得到结构函数在导热路径x上的分布。实际上热阻测试仪器中常用的是微分结构函数^[12],即C_Σ(x)对R_Σ(x)微分所得到的函数值K[R_Σ(x)],即:

\begin{matrix} K [R_{Σ} (x)] = \frac{d C_{Σ} (x)}{d R_{Σ} (x)} 。 (7) \end{matrix}

考虑截面积为A,厚度为dx的薄片材料,其热容可表示为dC_Σ=c_vAdx,热阻可表示为dR_Σ=dx/eA,式中c_v为体积热容,e为材料热导率,因此(7)式的微分结构函数可表达为

\begin{matrix} K [R_{Σ} (x)] = \frac{d C_{Σ} (x)}{d R_{Σ} (x)} = \frac{c_{v} Adx}{dx / eA} = c_{v} e A^{2} 。 (8) \end{matrix}

对于热流路径上的某一结构,c_v和e都是常数,而热流截面积A则会由于热扩散效应逐渐增加,在微分结构函数曲线上存在局部的波峰或波谷,这是由于c_v和e突然变化造成的,代表热流到达了一个新的材料,因此根据微分结构函数曲线便可识别并分析器件内部的各层结构及其导热特性。

4 器件测试和分析

4.1 热阻测试

进行热阻测量之前首先要校正温度系数,即电压变化与温度变化的比值。在23,40,60,78 ℃的水温下分别测量激光器的结电压变化量,结电压随温度升高而线性下降,测量结果如图2(a)所示,横坐标为温度值,纵坐标为结电压变化量的绝对值,经拟合得到的4个器件的线性温度系数分布在-1.36~-1.32 mV·℃^-1之间。测试时使用12 A连续电流加热器件40 s,使器件内部达到热平衡状态,然后关闭加热电流,在5 mA小电流下快速测量其结电压,得到图2(b)中的瞬态冷却曲线,横轴为冷却时间,纵轴为结温与参考温度(23 ℃)之间的差值。数据经处理后得到图2(c)中的微分结构函数曲线,图中横坐标表示有源区到热流传导路径上某一点x之间的热阻值R_Σ(x),纵坐标为微分结构函数值K。

图2(c)中横轴热阻值为0处代表芯片有源区,越靠近原点的位置代表着传热路径上越接近芯片有源区的结构,在热流传导路径中,热容和热阻层层累积,其值不断增加,有的材料热容相对于热阻增加得更快,在曲线中即为K值较大的区域,如过渡热沉和F-mount热沉;有的区域K值较小,代表热流经过时总热阻比总热容增加得更快,如焊料层;曲线波

图 2. (a)温度系数测量值与线性拟合曲线;(b)瞬态冷却曲线;(c)半导体激光器的结构函数曲线

Fig. 2. (a) Experimental data of temperature coefficient and linearly fitted curve; (b) transient cooling curves; (c) structure function curves of laser diodes

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峰与波谷的拐点为相邻材料的分界处,而波峰或波谷对应的极值点可以近似看作是材料中间位置,因为此时热流横截面积A变化很小,所以图中第一个波峰p1所对应的横轴坐标代表芯片有源区经过金锡焊料层到过渡热沉的热阻值,图2(c)中SiC器件的p1峰所对应的热阻值为1.83、1.86 ℃·W^-1,AlN器件的p1峰热阻值为2.08、2.14 ℃·W^-1,两者平均值相差0.27 ℃·W^-1;随后热流经过铟焊料的波谷到达F-mount铜热沉,对应图中第二个波峰p2,p1和p2之间的距离为过渡热沉到F-mount铜热沉的热阻值,主要构成是铟焊料的热阻,SiC器件为0.75、0.77 ℃·W^-1,AlN器件为0.84、0.86 ℃·W^-1,相同过渡热沉的p1和p2之间热阻差别很小,说明烧结工艺较稳定,焊接界面不存在会使热阻急剧增加的空洞,造成热阻差别的主要原因在于过渡热沉不同。由于F-mount和通水底座之间是硬接触,中间有一层空气隙,所以p2峰后还有一些波动起伏,应源于界面不完美接触导致的噪声。在曲线末端,其值趋向于一条垂直的渐近线,此时代表热流传导到了空气层,由于空气的体积无穷大,因此热容也就无穷大。从原点到这条渐近线之间的横坐标值就是器件有源区到空气环境的总热阻,对比两种过渡热沉的微分结构函数曲线可以看出,两个SiC过渡热沉封装器件的总热阻分别为3.00、3.05 ℃·W^-1,而两个AlN器件则分别为3.40、3.48 ℃·W^-1,SiC器件总热阻比AlN低了约14.7%。另外器件在p1峰处,SiC过渡热沉的微分结构函数值K也略高于AlN,K值越大说明相邻界面的c_v和e变化越大,从焊料层到过渡热沉,SiC的p1峰明显高于AlN,而两者比热近似相等,因此其值差别主要由材料热导率的突变造成,此处也可以看出SiC的材料热导率高于AlN。

4.2 功率-电流特性

为比较4支F-mount器件的性能,在半导体激光测试平台上测试了激光器的典型输出特性,表2为激光器在电流为16 A时的输出功率、电光转换效率和波长。

表 2. SiC和AlN封装的半导体激光器在16 A电流注入时的输出特性

Table 2. Output characteristics of laser diodes packaged by SiC and AlN respectively at 16 A current injection

Number of laser diodes	Submount material	Power /W	Electro-optical conversion efficiency /%	Wavelength /nm
SiC-1	SiC	15.9	56.8	913.3
SiC-2	SiC	15.5	55.1	913.5
AlN-1	AlN	15.0	53.2	912.8
AlN-2	AlN	15.1	53.9	912.5

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为了更加直观地比较器件的特性,如图3所示,对比其中两支激光器的电流-功率曲线。在注入电流超过10 A后,SiC封装器件的电光转换效率开始超过AlN;当注入电流达到16 A时,SiC器件的输出功率为15.9 W,电光转换效率为56.8%,而AlN器件的输出功率为15 W,电光转换效率为53.2%;另外在电流为14 A时AlN器件已出现了热饱和现象,而SiC器件仍保持较好的线性度。值得注意的是,在较小电流时AlN器件的电光转换效率高于SiC,其原因可能为,实际制作的过渡热沉与设计出现了一定误差,AlN过渡热沉在GaAs芯片有源区内引入了较大的压应力,因此在相同电流注入时有较高的微分增益。而在高电流注入时产生大量热量,器件的封装应力不能消除有源区温度升高的影响,因此SiC散热性能的优势得以体现,表现为封装器件具有更高的电光转换效率。

图 3. 典型激光器连续工作方式的电光特性

Fig. 3. Electrical-optical characteristics of typical laser diodes

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5 结论

主要研究了SiC过渡热沉封装高功率半导体激光器的热阻,利用结构函数法测量并分析了两种过渡热沉封装F-mount器件的热阻,两支SiC器件的封装热阻为3.00、3.05 ℃·W^-1,而两个AlN器件的则为3.40、3.48 ℃·W^-1,SiC器件的热阻值比AlN器件低14.7%左右。为进一步验证SiC过渡热沉封装半导体激光器的性能,还测试了两种过渡热沉封装器件的光电参数,发现AlN器件在注入电流超过14 A后就出现了热饱和现象,在16 A时输出功率为15.0 W;而SiC器件在16 A时输出功率为15.9 W,电光转换效率为56.8%,且仍保持一定的线性度。通过观察电流-功率曲线可以发现,SiC相比于AlN封装在小电流时的优势并不明显,而在大电流注入激光器内部大量产热时其散热优势才得以体现。此外,研究表明,结温严重影响激光器的寿命^[13],而结温与过渡热沉的散热效果有直接关系,因此SiC过渡热沉对高功率半导体激光器寿命和可靠性的影响仍需进一步的实验研究。

参考文献

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1 引言

2 器件结构

图 1. 半导体激光器F-mount封装结构示意图

Fig. 1. Schematic of the F-mount package of laser diodes

表 1. COS封装结构的材料参数和结构参数

Table 1. Detailed parameters of the material and structure of COS package

3 结构函数法分析器件热性能的原理

4 器件测试和分析

4.1 热阻测试

图 2. (a)温度系数测量值与线性拟合曲线;(b)瞬态冷却曲线;(c)半导体激光器的结构函数曲线

Fig. 2. (a) Experimental data of temperature coefficient and linearly fitted curve; (b) transient cooling curves; (c) structure function curves of laser diodes

4.2 功率-电流特性

表 2. SiC和AlN封装的半导体激光器在16 A电流注入时的输出特性

Table 2. Output characteristics of laser diodes packaged by SiC and AlN respectively at 16 A current injection

图 3. 典型激光器连续工作方式的电光特性

Fig. 3. Electrical-optical characteristics of typical laser diodes

5 结论

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1 引言

2 器件结构

图 1. 半导体激光器F-mount封装结构示意图

Fig. 1. Schematic of the F-mount package of laser diodes

表 1. COS封装结构的材料参数和结构参数

Table 1. Detailed parameters of the material and structure of COS package

3 结构函数法分析器件热性能的原理

4 器件测试和分析

4.1 热阻测试

图 2. (a)温度系数测量值与线性拟合曲线;(b)瞬态冷却曲线;(c)半导体激光器的结构函数曲线

Fig. 2. (a) Experimental data of temperature coefficient and linearly fitted curve; (b) transient cooling curves; (c) structure function curves of laser diodes

4.2 功率-电流特性

表 2. SiC和AlN封装的半导体激光器在16 A电流注入时的输出特性

Table 2. Output characteristics of laser diodes packaged by SiC and AlN respectively at 16 A current injection

图 3. 典型激光器连续工作方式的电光特性

Fig. 3. Electrical-optical characteristics of typical laser diodes

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