Conception, réalisation et caractérisation d`un composant limiteur de
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N° d’ordre : 03 ISAL 0011 Année 2003 THESE Présentée devant L’INSTITUT NATIONAL DES SCIENCES APPLIQUEES DE LYON Pour obtenir LE GRADE DE DOCTEUR ECOLE DOCTORALE : Electronique, Electrotechnique, Automatique Spécialité : Génie Electrique Par Dominique Tournier Maître es sciences Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Soutenue le 26 / 03 / 2003 devant la Commission d’Examen Jury MM. J. Camassel Directeur de recherche Rapporteur F. Miserey Professeur Rapporteur J.P. Chante Professeur Examinateur P. Godignon Docteur Examinateur D. Planson Docteur Directeur de thèse F.Sarrus Docteur Examinateur Cette thèse a été préparée au Laboratoire CEGELY de l'INSA de Lyon et au Laboratoire CNM de Barcelone, avec la collaboration de la société Ferraz Shawmut. INSA DE LYON DEPARTEMENT DES ETUDES DOCTORALES ET RELATIONS INTERNATIONALES SCIENTIFIQUES MARS 2002 Ecoles Doctorales et Diplômes d’Etudes Approfondies habilités pour la période 1999-2003 ECOLES DOCTORALES n° code national CHIMIE DE LYON (Chimie, Procédés, Environnement) EDA206 ECONOMIE, ESPACE ET MODELISATION DES COMPORTEMENTS (E 2 MC) EDA417 ELECTRONIQUE, ELECTROTECHNIQUE, AUTOMATIQUE (E.E.A.) RESPONSABLE PRINCIPAL M. D. SINOU UCBL1 04.72.44.62.63 Sec 04.72.44.62.64 Fax 04.72.44.81.60 M.A. BONNAFOUS LYON 2 04.72.72.64.38 Sec 04.72.72.64.03 Fax 04.72.72.64.48 CORRESPONDANT INSA M. R. GOURDON 87.53 Sec 84.30 Fax 87.17 M. G. GIMENEZ INSA DE LYON 83.32 Fax 85.26 (E2M2) EDA403 INFORMATIQUE ET INFORMATION POUR LA SOCIETE (EDIIS) M. J.P FLANDROIS UCBL1 04.78.86.31.50 Sec 04.78.86.31.52 Fax 04.78.86.31.49 (EDISS) EDA205 MATERIAUX DE LYON UNIVERSITE LYON 1 EDA 034 MATHEMATIQUES ET INFORMATIQUE FONDAMENTALE (Math IF) M. NICOLAS UCBL1 04.72.44.83.11 Fax 04.72.43.00.35 M. M. LAGARDE 82.40 Fax 85.24 M. PELLETIER 83.18 Fax 84.29 J.M. M. J. POUSIN 88.36 Fax 85.29 M. R. GOURDON Tél 87.53 Fax 87.17 Mme M. ZIMMERMANN Tél 84.71 Fax 87.96 Dimensions Cognitives et Modélisation 992678 M. L. FRECON Tél 82.39 Fax 85.18 Automatique Industrielle 910676 Dispositifs de l’Electronique Intégrée 910696 Génie Electrique de Lyon 910065 Images et Systèmes 992254 M. M. BETEMPS Tél 85.59 Fax 85.35 M. D. BARBIER Tél 85.47 Fax 60.81 M. J.P. CHANTE Tél 87.26 Fax 85.30 Mme I. MAGNIN Tél 85.63 Fax 85.26 Modélisation des Systèmes Documents Multimédia, Images et Systèmes d’Information Communicants 992774 Extraction des Connaissances à partir des Données 992099 Informatique et Systèmes Coopératifs pour l’Entreprise 950131 M. J.M. JOLION INSA DE LYON 87.59 Fax 80.97 M. A.J. COZZONE UCBL1 04.72.72.26.72 Sec 04.72.72.26.75 Fax 04.72.72.26.01 M. J. JOSEPH ECL 04.72.18.62.44 Sec 04.72.18.62.51 Fax 04.72.18.60.90 911218 910509 EDA 407 INTERDISCIPLINAIRE SCIENCES-SANTE Sciences et Techniques du Déchet 910675 Analyse et Biologiques M. S. GRENIER 79.88 Fax 85.34 RESPONSABLE DEA INSA Chimie Inorganique 910643 Sciences et Stratégies Analytiques 910634 Villes et Sociétés Mme M. ZIMMERMANN 84.71 Fax 87.96 EDA160 EVOLUTION, ECOSYSTEME, MICROBIOLOGIE , MODELISATION DEA INSA n° code national Biochimie 930032 Génie des Matériaux : Microstructure, Comportement Mécanique, Durabilité 910527 Matériaux Polymères et Composites 910607 Matière Condensée, Surfaces et Interfaces 910577 Analyse Numérique, Equations aux dérivées partielles et Calcul Scientifique 910281 M. S. GRENIER Tél 79.88 Fax 85.34 M. A. FLORY Tél 84.66 Fax 85.97 M. J.F. BOULICAUT Tél 89.05 Fax 87.13 M. A. GUINET Tél 85.94 Fax 85.38 M. M. LAGARDE Tél 82.40 Fax 85.24 M. J.M.PELLETIER Tél 83.18 Fax 85.28 M. H. SAUTEREAU Tél 81.78 Fax 85.27 M. G. GUILLOT Tél 81.61 Fax 85.31 M. G. BAYADA Tél 83.12 Fax 85.29 EDA 409 MECANIQUE, ENERGETIQUE, GENIE CIVIL, ACOUSTIQUE (MEGA) EDA162 M. J. BATAILLE ECL 04.72.18.61.56 Sec 04.72.18.61.60 Fax 04.78.64.71.45 Acoustique 910016 Génie Civil M. G.DALMAZ 83.03 Fax 04.72.89.09.80 992610 Génie Mécanique 992111 Thermique et Energétique 910018 En grisé : Les Ecoles doctorales et DEA dont l’INSA est établissement principal M. J.L. GUYADER Tél 80.80 Fax 87.12 M. J.J.ROUX Tél 84.60 Fax 85.22 M. G. DALMAZ Tél 83.03 Fax 04.78.89.09.80 M. J. F. SACADURA Tél 81.53 Fax 88.11 MARS 2002 INSTITUT NATIONAL DES SCIENCES APPLIQUEES DE LYON Directeur : STORCK.A Professeurs : AUDISIO S. BABOT D. BABOUX J.C. BALLAND B. BAPTISTE P. BARBIER D. BASTIDE J.P. BAYADA G. BENADDA B. BETEMPS M. BIENNIER F. BLANCHARD J.M. BOISSON C. BOIVIN M. (Prof. émérite) BOTTA H. BOTTA-ZIMMERMANN M. (Mme) BOULAYE G. (Prof. émérite) BOYER J.C. BRAU J. BREMOND G. BRISSAUD M. BRUNET M. BRUNIE L. BUREAU J.C. CAVAILLE J.Y. CHANTE J.P. CHOCAT B. COMBESCURE A. COUSIN M. DAUMAS F. (Mme) DOUTHEAU A. DUFOUR R. DUPUY J.C. EMPTOZ H. ESNOUF C. EYRAUD L. (Prof. émérite) FANTOZZI G. FAVREL J. FAYARD J.M. FAYET M. FERRARIS-BESSO G. FLAMAND L. FLORY A. FOUGERES R. FOUQUET F. FRECON L. GERARD J.F. GERMAIN P. GIMENEZ G. GOBIN P.F. (Prof. émérite) GONNARD P. GONTRAND M. GOUTTE R. (Prof. émérite) GOUJON L. GOURDON R. GRANGE G. GUENIN G. GUICHARDANT M. GUILLOT G. GUINET A. GUYADER J.L. GUYOMAR D. HEIBIG A. JACQUET RICHARDET G. PHYSICOCHIMIE INDUSTRIELLE CONT. NON DESTR. PAR RAYONNEMENT IONISANTS GEMPPM*** PHYSIQUE DE LA MATIERE PRODUCTIQUE ET INFORMATIQUE DES SYSTEMES MANUFACTURIERS PHYSIQUE DE LA MATIERE LAEPSI**** MODELISATION MATHEMATIQUE ET CALCUL SCIENTIFIQUE LAEPSI**** AUTOMATIQUE INDUSTRIELLE PRODUCTIQUE ET INFORMATIQUE DES SYSTEMES MANUFACTURIERS LAEPSI**** VIBRATIONS-ACOUSTIQUE MECANIQUE DES SOLIDES UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Développement Urbain UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Développement Urbain INFORMATIQUE MECANIQUE DES SOLIDES CENTRE DE THERMIQUE DE LYON - Thermique du bâtiment PHYSIQUE DE LA MATIERE GENIE ELECTRIQUE ET FERROELECTRICITE MECANIQUE DES SOLIDES INGENIERIE DES SYSTEMES D’INFORMATION CEGELY* GEMPPM*** CEGELY*- Composants de puissance et applications UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Hydrologie urbaine MECANIQUE DES CONTACTS UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Structures CETHIL – Energétique et Thermique CHIMIE ORGANIQUE MECANIQUE DES STRUCTURES PHYSIQUE DE LA MATIERE RECONNAISSANCE DES FORMES ET VISION GEMPPM*** GENIE ELECTRIQUE ET FERROELECTRICITE GEMPPM*** PRODUCTIQUE ET INFORMATIQUE DES SYSTEMES MANUFACTURIERS BIOLOGIE APPLIQUEE MECANIQUE DES SOLIDES MECANIQUE DES STRUCTURES MECANIQUE DES CONTACTS INGENIERIE DES SYSTEMES D’INFORMATION GEMPPM*** GEMPPM*** INFORMATIQUE MATERIAUX MACROMOLECULAIRES LAEPSI**** CREATIS** GEMPPM*** GENIE ELECTRIQUE ET FERROELECTRICITE CEGELY*- Composants de puissance et applications CREATIS** GEMPPM*** LAEPSI****. GENIE ELECTRIQUE ET FERROELECTRICITE GEMPPM*** BIOCHIMIE ET PHARMACOLOGIE PHYSIQUE DE LA MATIERE PRODUCTIQUE ET INFORMATIQUE DES SYSTEMES MANUFACTURIERS VIBRATIONS-ACOUSTIQUE GENIE ELECTRIQUE ET FERROELECTRICITE LAB. MATHEMATIQUE APPLIQUEES LYON MECANIQUE DES STRUCTURES III JAYET Y. JOLION J.M. JULLIEN J.F. JUTARD A. (Prof. émérite) KASTNER R. KOULOUMDJIAN J. LAGARDE M. LALANNE M. (Prof. émérite) LALLEMAND A. LALLEMAND M. (Mme) LAREAL P. LAUGIER A. LAUGIER C. LEJEUNE P. LUBRECHT A. MAZILLE H. MERLE P. MERLIN J. MIGNOTTE A. (Mle) MILLET J.P. MIRAMOND M. MOREL R. MOSZKOWICZ P. MOURA A. NARDON P. (Prof. émérite) NIEL E. NORTIER P. ODET C. OTTERBEIN M. (Prof. émérite) PARIZET E. PASCAULT J.P. PAVIC G. PELLETIER J.M. PERA J. PERRIAT P. PERRIN J. PINARD P. (Prof. émérite) PINON J.M. PONCET A. POUSIN J. PREVOT P. PROST R. RAYNAUD M. REDARCE H. REYNOUARD J.M. RIGAL J.F. RIEUTORD E. (Prof. émérite) ROBERT-BAUDOUY J. (Mme) (Prof. émérite) ROUBY D. ROUX J.J. RUBEL P. RUMELHART C. SACADURA J.F. SAUTEREAU H. SCAVARDA S. SOUIFI A. SOUROUILLE J.L. THOMASSET D. UBEDA S. THUDEROZ C. UNTERREINER R. VELEX P. VIGIER G. VINCENT A. VRAY D. VUILLERMOZ P.L. (Prof. émérite) Directeurs de recherche C.N.R.S. : BERTHIER Y. CONDEMINE G. COTTE-PATAT N. (Mme) GEMPPM*** RECONNAISSANCE DES FORMES ET VISION UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Structures AUTOMATIQUE INDUSTRIELLE UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Géotechnique INGENIERIE DES SYSTEMES D’INFORMATION BIOCHIMIE ET PHARMACOLOGIE MECANIQUE DES STRUCTURES CENTRE DE THERMIQUE DE LYON - Energétique et thermique CENTRE DE THERMIQUE DE LYON - Energétique et thermique UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Géotechnique PHYSIQUE DE LA MATIERE BIOCHIMIE ET PHARMACOLOGIE GENETIQUE MOLECULAIRE DES MICROORGANISMES MECANIQUE DES CONTACTS PHYSICOCHIMIE INDUSTRIELLE GEMPPM*** GEMPPM*** INGENIERIE, INFORMATIQUE INDUSTRIELLE PHYSICOCHIMIE INDUSTRIELLE UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Hydrologie urbaine MECANIQUE DES FLUIDES LAEPSI**** GEMPPM*** BIOLOGIE APPLIQUEE AUTOMATIQUE INDUSTRIELLE DREP CREATIS** LAEPSI**** VIBRATIONS-ACOUSTIQUE MATERIAUX MACROMOLECULAIRES VIBRATIONS-ACOUSTIQUE GEMPPM*** UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Matériaux GEMPPM*** ESCHIL – Equipe Sciences Humaines de l’Insa de Lyon PHYSIQUE DE LA MATIERE INGENIERIE DES SYSTEMES D’INFORMATION PHYSIQUE DE LA MATIERE MODELISATION MATHEMATIQUE ET CALCUL SCIENTIFIQUE GRACIMP – Groupe de Recherche en Apprentissage, Coopération et Interfaces Multimodales pour la Productique CREATIS** CENTRE DE THERMIQUE DE LYON - Transferts Interfaces et Matériaux AUTOMATIQUE INDUSTRIELLE UNITE DE RECHERCHE EN GENIE CIVIL - Structures MECANIQUE DES SOLIDES MECANIQUE DES FLUIDES GENETIQUE MOLECULAIRE DES MICROORGANISMES GEMPPM*** CENTRE DE THERMIQUE DE LYON – Thermique de l’Habitat INGENIERIE DES SYSTEMES D’INFORMATION MECANIQUE DES SOLIDES CENTRE DE THERMIQUE DE LYON - Transferts Interfaces et Matériaux MATERIAUX MACROMOLECULAIRES AUTOMATIQUE INDUSTRIELLE PHYSIQUE DE LA MATIERE INGENIERIE INFORMATIQUE INDUSTRIELLE AUTOMATIQUE INDUSTRIELLE CENTRE D’INNOV. EN TELECOM ET INTEGRATION DE SERVICES ESCHIL – Equipe Sciences Humaines de l’Insa de Lyon CREATIS** MECANIQUE DES CONTACTS GEMPPM*** GEMPPM*** CREATIS** PHYSIQUE DE LA MATIERE MECANIQUE DES CONTACTS UNITE MICROBIOLOGIE ET GENETIQUE UNITE MICROBIOLOGIE ET GENETIQUE IV FRANCIOSI P. MANDRAND M.A. (Mme) POUSIN G. ROCHE A. SEGUELA A. GEMPPM*** UNITE MICROBIOLOGIE ET GENETIQUE BIOLOGIE ET PHARMACOLOGIE MATERIAUX MACROMOLECULAIRES GEMPPM*** Directeurs de recherche I.N.R.A. : FEBVAY G. GRENIER S. RAHBE Y. BIOLOGIE APPLIQUEE BIOLOGIE APPLIQUEE BIOLOGIE APPLIQUEE Directeurs de recherche I.N.S.E.R.M. : PRIGENT A.F. (Mme) MAGNIN I. (Mme) BIOLOGIE ET PHARMACOLOGIE CREATIS** * CEGELY ** CREATIS ***GEMPPM ****LAEPSI CENTRE DE GENIE ELECTRIQUE DE LYON CENTRE DE RECHERCHE ET D’APPLICATIONS EN TRAITEMENT DE L’IMAGE ET DU SIGNAL GROUPE D'ETUDE METALLURGIE PHYSIQUE ET PHYSIQUE DES MATERIAUX LABORATOIRE D’ANALYSE ENVIRONNEMENTALE DES PROCEDES ET SYSTEMES INDUSTRIELS V VI Remerciements Je voudrais remercier M. Jean Camassel et M. Francis Miserey pour avoir accepté d’être les rapporteurs de ce travail. Cette thèse s'est déroulée sous la co-direction de Dominique Planson au CEntre de Génie Electrique de LYon et Philippe Godignon au Centro Nacional de Microelectronica de Barcelone. Ce travail a été effectué sous l’impulsion de la société Ferraz Shawmut, dont je voudrais plus particulièrement remercier Jean François de Palma initiateur de cette aventure, ainsi que Franck Sarrus, tous deux pour leur confiance et leur soutien dans ce projet. Je remercie également le directeur du CEGELY J.P. Chante, ainsi que M.L. Locatelli responsable du groupe SiC, et plus particulièrement Dominique Planson pour ses conseils avisés, sa patience et sa disponibilité face à toutes mes sollicitations. Je ne voudrais pas oublier Nicolas Daval et Luc Kobylanski avec qui j’ai eu énormément de plaisir à partager quelques mètres de cordes. Ceux qui ont fait que ces années ont été plaisantes : Nicole, Pascal, Karine, Cédric… ainsi que l’ensemble des chercheurs et tous les membres du CEGELY non cités ici. De l’autre « coté de la frontière » ces quelques séjours plus ou moins longs n’en furent pas moins importants. Aussi je voudrais tout particulièrement remercier Philippe Godignon pour le temps qu’il m’a consacré, ses conseils, sa confiance, son soutien et sa compréhension de tous les instants, ainsi que José Millan por sus amigables « mi chico ». Un saludo para Fancesc, Jaume y todos los becarios del CNM por su paciencia frente a mi « espagnol». Plusieurs acteurs se doivent de figurer parmi ceux qui m’ont accompagné tout au long de cette thèse. Il aurait en effet été plus difficile d’achever ce travail sans le soutien financier de la communauté européenne (à travers le projet MicroServ) et sans une collaboration avec Roberta Nipoti du laboratoire « CNR-IMM Sezione di Bologna » (ex « LAMEL »), pour les étapes d’implantations à haute énergies. Et enfin merci à tous ceux qui, par leur présence, ont permis que ces trois années soient enrichissantes, tant sur le plan professionnel que personnel. VII VIII A ma grand-mère, mes parents, ma sœur « Celui qui trébuche sans tomber fait un plus grand pas », tu te reconnaîtras. IX X Sommaire Remerciements ______________________________________________ VII Sommaire ___________________________________________________ XI Introduction générale___________________________________________ 1 Liste des symboles et abréviations _________________________________ 3 Chapitre 1 Etat de l’art de la limitation de courant _________________ 5 1.1 La protection électrique ________________________________ 5 1.1.1 Introduction _______________________________________ 5 1.1.2 Protection électrique et terminologie ____________________ 5 a) protection parallèle____________________________________ 6 b) protection série _______________________________________ 8 c) Terminologie spécifique à la protection série ______________ 10 1.2 Etat de l’art et cahier des charges _______________________ 1.2.1 Etat de l’art de la protection série : vision globale ________ 1.2.2 Cahier des charges _________________________________ 1.2.3 Choix d’une structure _______________________________ a) Les besoins : limitations de la filière silicium classique ______ b) Filières bipolaire, unipolaire ou mixte____________________ c) La technologie bipolaire ______________________________ d) La technologie à effet de Champ (JFET, MOSFET) _________ 1.3 13 13 14 15 15 17 18 20 Conclusion___________________________________________ 26 Chapitre 2 Etat de l’art de la filière carbure de silicium. ___________ 27 2.1 Etat de l’art de la technologie du carbure de silicium (SiC) __ 2.1.1 Historique ________________________________________ 2.1.2 Caractéristiques du SiC ____________________________ a) Structure cristalline __________________________________ b) Propriétés physiques _________________________________ 2.1.3 Le Carbure de Silicium et sa technologie : état de l’art ____ a) Substrats et épitaxie __________________________________ b) L’épitaxie __________________________________________ c) Le dopage __________________________________________ d) L’oxydation, le dépôt d'isolant _________________________ e) La gravure _________________________________________ f) La réalisation de contacts ohmique ______________________ g) La passivation, l’encapsulation _________________________ 2.1.4 Les réalisations ____________________________________ 27 27 29 29 30 33 33 37 38 40 40 41 41 42 2.2 Le carbure de silicium : l’impact de cette nouvelle filière sur l’électronique de puissance ___________________________________ 43 2.3 Conclusion sur la filière SiC ____________________________ 47 XI Chapitre 3 Conception _______________________________________ 51 3.1 Conception du composant limiteur de courant _____________ 3.1.1 Introduction ______________________________________ 3.1.2 Structure retenue JFET à grille et source enterrées ________ 3.1.3 Optimisation de la structure, méthode globale ___________ a) Introduction ________________________________________ b) Présentation de la démarche de conception ________________ c) Approche « globale » _________________________________ d) Application au VJFET ________________________________ e) Conclusion _________________________________________ 3.1.4 Affinage des paramètres : simulations de type éléments finis a) Simulations statiques _________________________________ b) Définition de la structure, maillage ______________________ c) Simulations de type éléments finis ______________________ 3.1.5 Recherche du compromis « faisabilité / cahier des charges » a) Profondeur d’implantation w1 variable ___________________ b) Largeur de canal w2 et dopage d’épitaxie Nd2 variables ______ c) Variation de la longueur du canal (L1) ___________________ d) Effet des charges dans la passivation ____________________ 3.1.6 Conclusions ______________________________________ 3.1.7 Couplage avec l’équation de la chaleur _________________ 3.1.8 Simulations dynamiques ____________________________ 51 51 51 53 53 54 55 56 67 68 68 68 69 70 70 71 73 75 76 80 84 3.2 Protection périphérique du limiteur de courant____________ 3.2.1 Etude de la solution de type MESA ____________________ 3.2.2 Etude de la solution de type anneaux de garde ___________ a) Cas d'un seul anneau de garde __________________________ b) Cas de trois anneaux de garde __________________________ c) Conclusion _________________________________________ 3.2.3 Etude de la solution de type JTE ______________________ 3.2.4 Optimisation des paramètres de la protection par JTE _____ 86 87 88 89 92 93 93 93 3.3 Conclusion sur la conception ___________________________ 95 Chapitre 4 Réalisation, Caractérisation _________________________ 97 4.1 Introduction _________________________________________ 97 4.2 Dessin des masques pour la fabrication du composant ______ 97 4.3 Caractérisation du premier lot de composants ____________ 4.3.1 Ohmicité des contacts et tenue en tension ______________ a) Ohmicité des contacts _______________________________ b) Tenue en tension des composants ______________________ c) Conclusion ________________________________________ 4.3.2 Caractérisation électrique des limiteurs________________ a) Structure sans électrode de grille_______________________ b) Géométrie optimale _________________________________ 103 104 104 110 118 118 119 127 XII c) d) e) 4.3.3 a) b) 4.3.4 a) b) c) 4.3.5 Composant bidirectionnel en courant et en tension_________ Aspect thermique : extraction de paramètre de simulation ___ Conclusion ________________________________________ Vers l’intégration système des composants _____________ Introduction _______________________________________ MESFET Latéral ___________________________________ Composant encapsulé, approche « système » ___________ Validation expérimentale de la protection série ___________ Mesures en commutation et réduction des pertes __________ Validation du fonctionnement à haute température_________ Conclusion ______________________________________ 136 147 151 151 151 152 155 155 157 160 165 4.4 Corrections à envisager pour le run2____________________ 4.4.1 Prise en compte du taux d’activation des dopants ________ 4.4.2 Etape d’implantation à haute énergie__________________ 4.4.3 Etape de gravure profonde __________________________ 4.4.4 Améliorations de l’étape de métallisation ______________ 166 166 168 169 170 4.5 2ème lot de composants ________________________________ 172 4.5.1 Modifications des masques de fabrication ______________ 172 4.5.2 Choix technologiques ______________________________ 174 CONCLUSION GENERALE ___________________________________ 177 BIBLIOGRAPHIE ___________________________________________ 181 Publications personnelles _____________________________________ 181 Références bibliographiques ___________________________________ 182 XIII XIV Introduction générale L’expansion, des réseaux électriques en tous genres : distribution d’énergie, télécommunication, dans les secteurs tant industriels que domestique a fortement contribué à l’augmentation des risques d’apparition de défauts, tels qu’une surtension ou une surintensité. Cette multiplicité et complexité des réseaux électrique, le besoin de disposer de systèmes fiables et à haut rendement a favorisé le développement de dispositifs de protection. Disposer de systèmes de protection performants, fiables et bon marché est un défi important à relever. Toutefois, pour certaines gammes de tension et de courant, l’utilisation de systèmes simples n’est pas aisée. Diverses solutions de protection seront présentées dans le premier chapitre, dressant un état de l’art général de la limitation de courant, sans pour autant détailler toutes les spécificités de chacune des solutions technologiques disponibles actuellement. Du fait de la forte énergie mise en jeu lors d’un court-circuit, plusieurs contraintes apparaissent pour la conception d’un composant limiteur de courant. La première concerne son aptitude à limiter et dissiper l’énergie du court-circuit, sous forme de chaleur. La deuxième contrainte est la capacité du composant (ou du système) à fonctionner sous haute tension, du fait des surtensions pouvant apparaître dans les installations électriques en cas de défaut. Ces deux contraintes, et les propriétés physiques du carbure de silicium, ont conduit à une étude de faisabilité d’un composant limiteur de courant en utilisant ce matériau prometteur de part ses spécificités. Le chapitre 2 dressera un état de l’art de la « filière carbure de silicium », en partant de ses propriétés physiques, jusqu’aux premiers démonstrateurs illustrant les potentialités de ce matériau semiconducteur à large bande interdite. Ce travail avait pour objectifs initiaux de démontrer la faisabilité d’un composant limiteur de courant, commandé ou non, et de rechercher les limites de fonctionnement en terme de temps de tenue à un défaut. S’appuyant sur des travaux antérieurs, une structure de type VJFET a été retenue, puis optimisée en tenant compte du cahier des charges, des particularités physiques du SiC et de la technologie de fabrication associée. L’optimisation de la structure retenue est présentée dans le chapitre 3 de ce manuscrit. Un premier lot de composants a été fabriqué. Les résultats des diverses caractérisations électriques et physiques seront présentés dans le chapitre 4. 1 Quelques validations expérimentales concluront ce chapitre, avec l’étude du comportement du composant lors d’un court-circuit. Des mesures illustreront ensuite les potentialités des composants SiC à fonctionner à haute température et (ou) dans des conditions d’utilisations sévères (sans refroidissement). Ces divers résultats ont permis d’effectuer quelques ajustements afin de valider la faisabilité d’un composant limiteur de courant et de s’intéresser également à la possibilité de son intégration système. Nous conclurons donc ce manuscrit en présentant quelques perspectives pour l’obtention d’un dispositif de limitation de courant passif, ou plus précisément autonome (ne nécessitant pas de système de contrôle externe). 2 Liste des symboles et abréviations PP PS T,θ ∆T, ∆θ VN IN ICC J Protection parallèle Protection série Température Ecart de température Tension nominale Courant nominal Courant de court-circuit Densité de courant K, °C K, °C V A A A/cm² εR ε0 k q EG vSAT EC VBR NA,ND D µe, µh λ RTH Permittivité relative Permittivité du vide Constante de Boltzmann Charge de l’électron Largeur de bande interdite vitesse de saturation des porteurs Champ électrique critique Tension de claquage Concentration de dopants Dose Mobilité des électrons, des trous Conductivité thermique Résistance thermique 8,854 × 10-12 F.m-1 1,381 × 10-23 J.K-1 -1,602 × 10-19 C eV cm.s-1 V.cm-1 V (Atomes).cm-3 (Atomes).cm-2 cm².V-1.s-1 W.cm-1.K-1 K.W-1 RD, RDYN RON RSPEC ρC Résistance Résistance Résistance Résistance Ω Ω Ω.cm² Ω.cm² VP IP JD VSAT, ISAT VG, VGS Tension de pincement Courant de pincement Densité de courant (de drain) Tension(courant)de saturation Tension de grille V A A/cm² V (A) V W L Z gms g0 Largeur de canal du VJFET Longueur de canal du VJFET Développement du canal du VJFET transconductance en régime de saturation conductance de drain en régime linéaire µm µm µm Siemens (Ω-1) Siemens (Ω-1) dynamique à l’état passant spécifique spécifique de contact 3 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant Chapitre 1 Etat de l’art de la limitation de courant 1.1 La protection électrique 1.1.1 Introduction La multiplication des réseaux de distribution, des interconnexions, des appareils électroniques, entraînent une augmentation des risques de court-circuits. L’utilisation des dispositifs de protection devient incontournable afin d'assurer la protection des installations et des personnes. Des normes définissent ces règles de protection, ainsi, deux types « génériques » de protection sont couramment utilisés : la protection dite « parallèle » ou la protection dite « série ». Nous allons en premier lieu définir ces deux notions. Dans un second temps nous présenterons un état de l’art général ainsi que la terminologie spécifique au domaine de la protection électrique et plus particulièrement la protection série. Puis nous aborderons le cahier des charges retenu pour la réalisation d’un composant spécifique. Nous concluerons enfin sur ce cahier des charges, le type de composant choisi et l’opportunité de la réalisation d’un tel composant en carbure de silicium. Il sera alors bienvenu de présenter le carbure de silicium, ceci fera l’objet du chapitre suivant. 1.1.2 Protection électrique et terminologie Dans le domaine de la limitation de courant, de nombreux dispositifs existent. Ils vont du système régulé à d'autres méthodes (compensation série à supraconducteurs, fusibles...). Des structures complexes ont été mises en œuvre pour des applications spécifiques, mais parmi les nombreuses publications sur la limitation de courant de défaut, peu d’entre elles font état de dispositifs limiteurs semi-conducteurs spécifiques. On trouve tout de même des installations plus ou moins complexes [BRI97], comme par exemple des systèmes de type « disjoncteurs statiques » intégrant des GTO [DPA92] ... Il convient de souligner que certains composants intègrent des limitations de courant, bien que ce ne soit généralement pas leur fonction première. Le terme qu’il convient d’employer est celui de « l’auto protection » contre les courants de court circuit, comme cela est le cas pour les IGBT [MUS02]. Quelques composants spécifiques « limiteur de courant », ont été présenté dans le passé [SAN96] , toutefois les dispositifs présents sur le marché sont rares CRD [SEM99]. Depuis quelques années, l’augmentation de publication de brevets [SIE96] [SIE97] et d’articles [NAL00] sur ce type de composants (réalisés en carbure de silicium) soulignent que des recherches sont entreprises sur des limiteurs de courant. Afin de situer plus précisément le contexte de la Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 5 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant protection électrique, nous allons illustrer ces propos par le schéma équivalent de la distribution d’énergie électrique et replacer ces composants dans leur contexte : les installations de distribution d’énergie. Ce type d’installation est généralement composée d’un générateur qui alimente le récepteur (couramment appelé charge) en énergie par l’intermédiaire de la ligne. Ces éléments présentant une impédance propre qui définit les pertes dans chacun d’entre eux. Figure 1 Schéma de principe d’une distribution d’énergie. Nous avons fait figurer sur ce schéma les deux types de « protection générique » que sont : la protection parallèle (PP), la protection série (PS), Dans chacune des configurations, des impédances non linéaires sont généralement utilisées. Leur influence doit être négligeable sur le circuit en régime de fonctionnement normal et l’efficacité maximale en régime de surcharge. Nous allons définir ces deux notions dans les paragraphes suivants. a) protection parallèle Les équipements électriques sont vulnérables face à des phénomènes connus comme les surtensions, surintensités et les coupures électriques. La haute sensibilité en raison de la petite taille des composants employés dans ces systèmes les rend susceptibles d’être dégradés rapidement par des montées de tension et des coupures. Beaucoup de ces composants peuvent être endommagés définitivement par une surtension aussi faible que 20 volts. Les causes de ces surtensions sont nombreuses. La plus commune est un « coup de foudre », qui affecte des lignes par induction. Les coupures industrielles sont aussi significatives parce qu'elles sont le fait de l'homme : ces perturbations sont causées par des changements brusques dans le potentiel de terre qui peut produire une répercussion sur les systèmes voisins. La décharge électrostatique (ESD) est une autre forme de défaut électrique qui peut être incluse dans ce groupe. Bien que souvent négligées, ces ESD peuvent potentiellement être très nuisibles pour un équipement sensible comme des mémoires « RAM », les circuits MOS... Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 6 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant Les conséquences des surtensions et des coupures peuvent être sévères. Bien que la durée de vie de ces phénomènes électriques soit très courte, la quantité d’énergie apparaissant peut être extrêmement élevée. Un événement passager typique peut durer de quelques nano secondes à plusieurs milli secondes portant le potentiel à plusieurs milliers de volts et au moins quelques cent mA de courant, provoquant alors des dégâts importants. Les dispositifs de protection parallèle ont pour fonction d’écrêter les surtensions et de dériver le courant. Plusieurs types de dispositifs sont couramment utilisés pour la protection parallèle, on trouve ainsi : des composants à avalanche, des éclateurs à gaz, des varistances (MOV, Metal Oxide Varistances), les transils, trisil… Tant que la tension aux bornes de la charge (donc du dispositif de protection PP placé en parallèle sur cette dernière) reste inférieure à une tension limite, le dispositif de protection reste dans un état passif. Une surtension provoque un passage à l’état actif. Le composant PP dérive alors le courant et limite la tension aux bornes de la charge comme cela est illustré sur les figures suivantes. Figure 2 Illustration de la protection parallèle. Terme Définition VRM Tension de maintien IRM Courant de fuite à la tension de maintien VBR Tension de claquage VBO Tension de retournement IH Courant de maintien IBO Courant de claquage IPP Courant pulsé maximal Figure 3 Caractéristiques électriques d’un composant de protection parallèle de type trisil bidirectionnel et terminologie. Le tableau suivant dresse une synthèse des principaux dispositifs de protection parallèle avec leurs avantages et inconvénients [COM00] Tableau 1 Principaux dispositifs de protection parallèle PP. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 7 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant Composant Avantages Inconvénients Eclateur à gaz Dérivation de courant importants. Bidirectionnelle. Tension d’amorçage élevée, Amorçage fonction de la vitesse d’apparition du défaut. Thermistance PTC Bidirectionnelle. Capacité à évacuer des énergies importantes. Faible encombrement. Bidirectionnelle. Varistance Temps de réaction important. Influence sur le circuit. Influencé par la température ambiante. Phénomène de vieillissement. Composant semiconducteur à retournement (Trisil) Capacité à évacuer des énergies importantes. Bidirectionnel Risque d’amorçage en dV/dt Influence sur le circuit en régime de surcharge (courant non limité) Diode à avalanche de forte puissance (Transil) Faible élévation de la tension sur la ligne à protéger en régime de surcharge. Rapide Capable de n’absorber que des énergies faibles Le fonctionnement bidirectionnel limite le temps de réponse. Ces dispositifs de protection parallèle sont généralement associés à des dispositifs de protection série afin d’obtenir un niveau de protection plus global de l’équipement et (ou) de l’installation. Le paragraphe suivant présente la protection série. b) protection série Un système de transmission d'énergie peut être le siège de surcharge soit en cas de défaut d'isolement, soit en cas de dégradation de l'impédance de la charge du dispositif. Une surtension peut apparaître dans le circuit, la protection parallèle permet d’en réduire l’effet. Toutefois, le courant résultant de tel défaut peut atteindre des valeurs très importantes. La seule limitation étant l'impédance propre de l'installation et la capacité du générateur à délivrer la puissance à la charge dégradée. La fonction d'un dispositif de protection série est donc de limiter le courant lors de l'apparition d'un défaut dans un circuit. Plusieurs types de dispositifs de protection série existent, couvrant une large gamme de courant et de tension. En général, un dispositif de protection série doit présenter une impédance proche de zéro en fonctionnement normal (que l’on qualifiera de « passif »). En cas de surcharge, l’impédance doit être la plus élevée possible. On trouve classiquement des systèmes que l’on peut qualifier de simples : fusibles, polymères, supraconducteurs, bilames, et des systèmes plus complexes, plus généralement des circuits électriques avec des systèmes de contrôle et de commande. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 8 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant Le dénominateur commun de tous ces systèmes (hormis le fusible et le bilame) est la notion de compensation série : variation de l’impédance d’un élément placé en série dans l’installation électrique. Si le fusible est lui un élément à fonctionnement dit mono-coup, les autres systèmes sont généralement conçus de manière à supporter plusieurs surcharges. On les qualifie de « fusible réarmable * terme abusif si l’on considère la définition d’un fusible ». C’est le cas des polyswitch® : Les PTC (Thermistance à coefficient de température positif) [RAY98], [CHI02]. Ces composants sont composés d’une matrice polymère et de particules conductrices utilisées comme « dopant » afin d’en changer les propriétés électriques. Une élévation de la température provoque un changement de la structure cristalline amorphe provoquant une variation de la résistivité (concentration des charges). La Figure 4 présente la caractéristique conductivité en fonction de la teneur en noir de carbone, sur laquelle nous pouvons distinguer trois zones : A : domaine de conduction de type isolant, B : zone de percolation, C : domaine de haute conduction Figure 4 Variation de la conductivité d’un PTC en fonction du pourcentage de teneur en noir de carbone Un exemple d’utilisation de ce type de composant (protection d’une batterie) est présenté cidessous Figure 5. Il combine une protection thermique et en tension. En cas de défaut, la température dans le composant augmente au cours du temps, conduisant à la percolation et par conséquent à une diminution brutale du courant au bout de 45 minutes. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 9 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant Figure 5 Exemple de protection lors d’une phase de charge d’une batterie. [OWE99] Le composant retrouve ses caractéristiques initiales après refroidissement et suppression de la source de défaut. Après avoir illustré ce que peut être la protection série, nous allons préciser les termes spécifiques de la protection série. c) Terminologie spécifique à la protection série Nous allons nous attacher à définir le vocabulaire spécifique à la protection série. On peut retenir que globalement, un court circuit produit des effets de deux ordres : - Des efforts électrodynamiques : f(I²), - Des contraintes thermiques : f(I²t). - Figure 6 Exemple de formes d’onde de surcharge. On négligera les efforts électrodynamiques, qui peuvent provoquer des dégradations dans les connections des composants, pour ne considérer que les contraintes thermiques. Quel que soit Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 10 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant le dispositif de protection utilisé, le problème de la dissipation d’énergie apparaît très rapidement. En effet, la durée du court circuit est suffisamment brève pour que les échanges thermiques entre les éléments qui les subissent et l’extérieur puissent être considérés comme inexistants (c’est le cas pour un fusible, la pastille de silicium d’un semi-conducteur…). c) -1 - I²t : la contrainte ou l’intégrale de Joule. Si l’on considère un régime adiabatique (échauffement du composant sans échange avec l’extérieur), l’énergie électrique sert uniquement à échauffer le composant. Welec = R.∫i².dt = ρ. l .∫i².dt =Wth =V.m.C.∆θ S avec V : volume, C : Chaleur massique, m : masse spécifique ( ) ρ ⎞ 1 L’élévation de température peut donc s’écrire : ∆θ =⎛⎜ ⎟. . i².dt m ⎝ .C ⎠ S ² ∫ La contrainte thermique (contrainte ou intégrale de Joule) est finalement : CT=I²×t, avec I la valeur efficace du courant circulant dans le circuit. Ce terme permet de déterminer les « S.O.A. » zones de fonctionnement de sécurité. La figure suivante illustre ceci en comparant la caractéristique temps de détérioration d'un MOSFET avec celle d'un dispositif limiteur quelconque. Pour une valeur de courant inférieure à 28 A, le MOSFET est protégé, le limiteur agissant en premier. Pour un courant supérieur à cette valeur la protection n’est plus assurée par le limiteur. L'intersection des 2 courbes correspond à un courant de défaut de 28 A soit à un temps de 0,6ms ; ceci est équivalent à une valeur de I²t de 28²* 6.10-4 = 0,47 A²s. Figure 7 Caractéristiques t(I) . Zone de protection par limiteur A, Par MOSFET B. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 11 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant La valeur I²t du limiteur dépend donc du circuit que l'on souhaite protéger. Les valeurs de chacun de ces paramètres sont variables selon le type de limiteur et l'application à laquelle il est associé : distribution électrique, électroménager, automobile... D’autres données sont à prendre en considération pour compléter cette notion d’énergie et sont résumées dans le vocabulaire suivant : - Pouvoir de coupure : courant que peut interrompre un dispositif sous une tension donnée. - Courant présumé de défaut : (IP) courant de court-circuit qui circulerait dans l'installation sans dispositif limiteur (uniquement fonction de l’impédance de la ligne et de celle du générateur). - Courant de court-circuit « crête » : (ÎCC) Dans le cas d’une tension d’alimentation sinusoïdale et selon le déphasage causé par la charge entre le courant et la tension, le courant de court-circuit le plus défavorable peut atteindre la valeur ÎCC = 2,5×IP. La figure suivante illustre ceci en montrant : le courant nominal IN, le courant présumé de défaut, IP le courant de court-circuit ICC. Figure 8 Formes d'ondes de l’établissement d’un court-circuit (courant et tension) [BER99] . - Sélectivité : capacité d'un dispositif à réagir à un type de défaut déterminé (exemple : limitation d'un courant de 50 A ± 5% pour une variation di/dt = 300 A/µs), protection en terme de I²t. - I²t (contrainte de joule) : énergie maximale que doit emmagasiner le dispositif. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 12 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant 1.2 Etat de l’art et cahier des charges 1.2.1 Etat de l’art de la protection série : vision globale La protection série est associée à une notion de puissance. On utilise couramment des dispositifs de coupure réversible (disjoncteur), ou non réversible (fusibles, "pyrobreaker ® "), dont le pouvoir de coupure est plus ou moins élevé en fonction des dispositifs à protéger. Ces dispositifs sont capables d'évacuer des énergies importantes mises en jeu lors des défauts. Dans d'autres gammes de courants / tensions, des marchés existent et sont accessibles à des dispositifs à base de semi-conducteurs (pour des tensions de l'ordre de 1 kV et des courants d'une centaine d'ampères). On trouve donc en général des fusibles, des dispositifs de compensation série (de type PTC [OWE99], [RAY98], Supraconducteur [PAU98], [SLA92], [SUG96-1], [SUG96-2], [SUG97] ), et quasiment aucun composant semi-conducteur spécifique. Figure 9 . Synthèse sur les différentes gammes de limitation (courant / tension). Les principaux secteurs sont : les transports, l'aviation, les équipements domestiques, le domaine spatial. L'encart (a) représente le marché potentiel de composants limiteurs de courant à base semiconducteurs, compte tenu des contraintes en courant et en tension. Nous allons donc préciser le cahier des charges dans l’optique de la réalisation d’un composant limiteur de courant en carbure de silicium. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 13 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant 1.2.2 Cahier des charges Idéalement la caractéristique d'un composant limiteur de courant pourrait être une des deux suivantes selon l'application dans laquelle il devrait être utilisé. Figure 10 . Caractéristiques électriques envisageables pour des limiteurs de courant. Deux points sont à prendre en considération pour le cahier des charges du composant : La chute de tension à l'état passant (sous courant nominal) doit être la plus faible possible pour limiter les pertes en conduction dans le composant, La puissance générée en régime de limitation ne doit pas provoquer la destruction du composant. Selon le type de limiteur envisagé (commandé ou non), la puissance qu’il aura à dissiper ne sera pas la même. En effet, en appliquant une tension de commande permettant de contrôler le niveau de courant, il est possible de contrôler les pertes en régime de limitation. Le temps de tenue à un défaut et la tension maximale que pourra supporter le composant sera différent. Il faudra réaliser un compromis en terme de : Tenue en tension, Calibre en courant, Fonctionnement à haute température, Possibilité de modulation du courant. On peut globalement définir la fonction du composant : Etat passif : le courant passe si I<I MAX, Etat actif : limitation à IMAX si apparition d'un défaut, ainsi qu'une gamme de courant et de tension : VN 0-690V, VMAX= 2.5 x VN, IN = 32 A, IMAX = 5 x IN. Le silicium ne semble pas permettre de répondre à l'ensemble de ces contraintes. Le carbure de silicium pourrait s'avérer être l'alternative au silicium. On définira un cahier des charges plus précis sur la fonction du limiteur après avoir étudié les caractéristiques du carbure de silicium et les moyens de réalisation technologique associés. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 14 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant 1.2.3 Choix d’une structure Divers composants de l'électronique de puissance pourraient permettre de réaliser des dispositifs limiteurs de courant, comme les « CRD current regulative diode [SZE81] ». Mais compte tenu des limitations de la filière silicium classique, il n'existe actuellement aucun composant limiteur de courant spécifique ayant eu une vie commerciale, du moins dans les gammes de courant et de tension envisagées pour le limiteur de courant (valeurs qui seront précisées dans le cahier des charges). Nous allons décrire ces différents dispositifs pour déterminer leurs limitations et comparer leurs caractéristiques avec des démonstrateurs en carbure de silicium. a) Les besoins : limitations de la filière silicium classique Pour comprendre les limitations de la filière silicium classique, nous allons prendre l'exemple d'une structure MOS. Une élévation de la température du composant provoque une augmentation de la concentration des porteurs intrinsèques, induisant une modification de la tension de seuil d'un MOSFET, (d’où une augmentation de la tension de saturation) VT = 4.ε .q.T .N A .ψ B k .T ⎛ N A ⎞ .ln ⎜ + 2.ψ B , avec ψ B = ⎟ Cox q ⎝ ni ⎠ ⎛ E ⎞ et ni 2 = N C .NV .exp ⎜ − G ⎟ ⎝ k .T ⎠ Tension de seuil d'un interrupteur MOS en fonction de la température [MAT97] . Le fonctionnement d'un composant de type MOS (par exemple d’un COOLMOS [INF03]), est limité à une température de l'ordre de 200°C à cause : De la dérive de la tension d'avalanche, D'une augmentation de courant de fuite à l’état bloqué (d’un facteur 10 pour une élévation de température de ∆θ = 125 °C), D’une augmentation de la tension de saturation d’un facteur 3 ( pour ∆θ = 125 °C), D'une dégradation de la mobilité dans le transistor, Des défaillances induites par l'augmentation de la température. L’emballement thermique auquel sont sensibles les composants en silicium est problématique puisqu’il entraîne irrémédiablement la destruction du composant. Le compromis tenue en tension / résistance à l’état passant n’est pas en faveur des composants silicium. Le problème de la dérive des caractéristiques électriques en fonction de la température concerne l’ensemble des composants semi-conducteurs. Pour le cas plus particulier de la limitation de courant, le problème majeur est celui de la capacité des composants à : Encaisser de fortes énergies, Evacuer la chaleur générée à l’intérieur du composant, tout en continuant à assurer sa fonction sans dégradation de ses caractéristiques électriques. De ces contraintes sont couramment extraites des courbes de sécurité SOA (safety operation area). La Figure 11 présente une telle courbe pour un CoolMOS 800 V 17 A [INF03] capable de dissiper 208W au maximum soit un courant de 17 A sous 12 V en continu, loin des objectifs du cahier des charges. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 15 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant Figure 11 . SOA, Limites de fonctionnement en tension et en courant pour un Cool MOS 800V-17A. L'utilisation du carbure de silicium doit permettre la conception de composants fonctionnant à des températures plus élevées. Le problème de dissipation lors d'un fonctionnement limiteur ne se pose plus de la même façon, puisque la température maximale de fonctionnement est plus que doublée. On passe en effet d'une valeur de 200 °C à environ 600 °C. Cette valeur de 600 °C est beaucoup plus élevée en théorie. En effet comme le montre la Figure 12, la concentration de porteurs intrinsèques est fonction de la température. On peut garantir un fonctionnement correct du composant si cette concentration reste faible. Les matériaux semi-conducteurs à grande largeur de bande interdite (EG) présentant une valeur (ni) relativement faible par rapport à celle du silicium font de ces derniers des très bons candidats pour la fabrication de composants devant fonctionner à haute température et haute tension. Nous reviendrons de façon plus détaillée sur les paramètres du SiC dans le chapitre concernant la simulation. La figure suivante présente la variation de la concentration de porteurs intrinsèques (ni) en fonction de la température. ⎛ E ( 0 ) − αT ⎞ ni 2 = N c × NV × exp ⎜ − G ⎟ kT ⎝ ⎠ Tableau 2 Paramètres définissant la variation de la concentration de porteurs intrinsèques en fonction de la température. Semiconducteur ni (cm-3) @ 300 K NC (cm-3) NV (cm-3) EG (eV) αT Si 1,4.1010 2.89×1019 3.14×1019 1,12 2nd ordre SiC (6H) 1.10-5 9.1019 2.54×1019 3,1 -3,3.10-4 SiC (4H) -7 3.26 -3,3.10-4 7.10 1.84×10 19 3.34×10 19 Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 16 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant Figure 12 Variation de la concentration de porteurs intrinsèques pour le silicium et les deux poly types les plus courants du carbure de silicium en fonction de la température La limitation que nous retenons provient principalement du boîtier dans lequel le composant est placé, des connections vers le milieu externe et sera donc une limitation en température. Chelnokov et Syrkin [CHE97] présentent une comparaison entre les limites thermique de composants silicium et carbure de silicium, illustrant notamment les gains possibles en terme d’effort de refroidissement. On peut retenir qu’il est possible d’envisager des niveaux de courant et de tension simultanément assez importants ou des temps de limitation plus longs qu'avec des composants en silicium. Ainsi les valeurs I²t de composant SiC seront plus grandes. Outre les problèmes de fonctionnement à haute température, la défaillance des composants semiconducteurs peut également être due à des fonctionnements dans des conditions extrêmes (surcharge en tension, en courant, court-circuit, variation rapide de courant (dI/dt), forte énergie impulsionnelle, contraintes thermiques... La tenue en tension de la grille de MOS, la tenue en court-circuit, la tenue en avalanche, le comportement en écrêtage actif, sont les paramètres retenus par les industriels pour la caractérisation des composants, et de leur mode de défaillance. Ce sont tous ces paramètres qu'il faut prendre en compte pour la conception d'un composant limiteur de courant, en plus de ceux permettant de définir sa fonction (structure, dopages...). Là encore les paramètres physiques du SiC font de ce matériau un candidat sérieux pour combler ce manque dans le domaine des semi-conducteurs et pour ouvrir d'autres horizons. Considérant que le carbure de silicium est capable de supporter des énergies élevées, nous allons nous attacher à rechercher un type de structure de composant permettant de réaliser la fonction de limitation de courant. Nous adjoindrons à cette fonction la possibilité de contrôle du courant. b) Filières bipolaire, unipolaire ou mixte Si on considère les composants de l'électronique de puissance, certains d'entre eux présentent des caractéristiques électriques I(V) qui peuvent permettre d'effectuer des Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 17 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant limitations. Les composants bipolaires et MOS ont chacun des avantages et des inconvénients. Le tableau suivant met en évidence les avantages et les inconvénients de chacune de ces familles ainsi que les applications concernées… Tableau 3 Comparaison de différentes familles de semi-conducteurs en terme de performances et d’applications. Principe Famille 1 BIPOLAIRE Famille 2 UNIPOLAIRE Famille 1 + famille 2 HYBRIDE Avantages Faible chute de tension Rapidité à l'état passant Commande en tension Aptitude aux forts statique (faible Compromis selon que l'on courants consommation) privilégie : Inconvénients Commutations relativement lentes Commande en courant pendant toutes les phases de conduction. Pertes à l'état passant d'autant plus élevées que la tension de claquage est grande) Applications Moyenne puissance Faible puissance la rapidité, la tenue en tension, la capacité en courant Moyenne voire forte puissance. La conception de composants mixtes permet de réaliser des composants ayant les avantages de chaque technologie en essayant d'éviter les inconvénients. Nous allons comparer ces différentes technologies en essayant de mettre en évidence les dispositifs permettant de réaliser un limiteur de courant. c) La technologie bipolaire c) -1 - La jonction P-N (diode) Le composant le plus simple du point de vue de sa structure est la diode bipolaire. Unidirectionnelle en courant, la diode présente une caractéristique inverse intéressante. Le courant reste constant jusqu'à la tension d'avalanche. En l'utilisant dans ce mode de fonctionnement (a), le courant qui la traverse reste bien constant IS, toutefois, la valeur trop faible du courant ne permet pas d'envisager l'utilisation de ce composant en limiteur. Figure 13 Caractéristiques électriques inverse et directe d'une diode silicium 300 V/ 1A. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 18 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant La diode, composant simple permet par contre de mettre en évidence les avantages d'utiliser le SiC par rapport au silicium. En effet, une diode en SiC peut supporter des valeurs de tension inverses bien supérieures à celles en silicium, et ceci avec des courants inverses également plus faibles. Nous reviendrons sur les caractéristiques des composants SiC dans le chapitre sur l’état de ce matériau. c) -2 - Le transistor bipolaire Contrairement à la diode, le transistor bipolaire permet de contrôler des courants élevés. L’inconvénient des transistors bipolaires réside dans la nécessité d’appliquer un courant de commande. Le « limiteur » dissipera toujours une puissance importante et sa mise en œuvre impliquera l’utilisation d’une alimentation spécifique, point que nous désirons éviter. De plus ce type de composant n’est pas normalement passant. Il est donc un mauvais candidat pour réaliser un limiteur de courant et il ne sera donc pas abordé avec plus de précision. c) -3 - Le thyristor Le thyristor, dans son utilisation conventionnelle ne permet pas de réaliser de limitation de courant. En effet, un fois rendue conducteur, le courant qui traverse le composant est uniquement limité par l'impédance du circuit dans lequel il se trouve. Dans une configuration particulière de cette structure, une limitation du courant est possible, la caractéristique électrique est présentée ci dessous. Figure 14 Courbe en S : configuration particulière d'un thyristor. Ce phénomène [ARN92] est causé par la désaturation du thyristor dans une certaine configuration [GOD97] (niveau de dopages et géométrie). Le courant reste limité à une valeur constante. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 19 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant Compte tenu des dimensions et des valeurs de dopages mises en jeu, il parait pour l'instant difficile de réaliser cette structure en SiC. Le comportement peut être simulé mais la réalisation de démonstrateurs reste le point faible de ce type de limiteur (dopages profonds...). Cette configuration particulière à fait l’objet d’un dépôt de brevet [BCS98] et d’une fabrication d’un démonstrateur en silicium. Les résultats de caractéristiques électriques sont présentés dans la Figure 15. Figure 15 Caractéristique électrique I(V) de composant de type courbe en S. On remarque bien un changement de pente sur la courbe I(V) (changement de résistance), avec : - VSEUIL ≈ 0.71 V, - RD ≈ 58 mΩ, - RON ≈ 445 mΩ. La puissance dissipée sous une tension de 4 volts P = 17× 4 = 68 Watts induit un échauffement important causant une rupture des soudures des fils de connections. Il conviendrait de réduire la densité de courant dans le composant afin d’augmenter sa tenue en tension en régime de limitation. D'autres brevets de limiteurs de courant à base de structures bipolaires existent, mais leur utilisation est généralement spécifique à une application précise [SAN96]. d) La technologie à effet de Champ (JFET, MOSFET) Le principe de fonctionnement des composants MOS repose sur l'effet d'un champ électrique sur la structure par modification de la zone de charge d'espace ou de la densité de porteurs selon que l’on s’intéresse à la famille JFET ou MOSFET. d) -1 - Le JFET ou Junction Field Effect Transistor Pouvant être normalement passant ou bloqué au repos, ce composant présente l’avantage de permettre une saturation du courant le traversant. Le principe de fonctionnement de ce type de composant est le suivant : Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 20 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant Sous polarisation faible, le courant circule dans un canal entre la source et le drain. Si on applique une tension sur la grille, on va « pincer » ce canal, et ainsi limiter le courant à une valeur constante. G S G G S G D D Repos Pincement Figure 16 Principe de fonctionnement d'un interrupteur JFET Diverses structures géométriques peuvent être réaliser pour caractéristiques électriques du composant. Dans chacun des cas, le courant de saturation dépend principalement : De la géométrie Z, L, w, (à définir), Du dopage ND, De la tension de grille. optimiser les On peut retenir comme expression pour le courant de saturation la relation suivante : 3/ 2 ⎛ VG + VBi ⎞ ⎛ VG + VBi ⎞ ⎫⎪ q ².µ .N D ² w3 .Z ⎧⎪ + 2. ⎜ . . ⎨1 − 3. ⎜ I Dsat = ⎜ V p ⎟⎟ ⎜ V p ⎟⎟ ⎬ 3.ε S L ⎪ ⎝ ⎠ ⎝ ⎠ ⎭⎪ ⎩ q.N D .w² et V p = VD + VG + VBi = 2.ε S En l'absence de polarisation de grille (VG = 0), on a l'expression du courant de saturation w3 .q.µ .Z maximum : I Dsat MAX = .N D ² 3.ε S .L On peut ainsi régler le courant de saturation du transistor en optimisant les paramètres géométrique et technologique. La résistance du canal (hors celle du substrat qui vient se rajouter en série) est fonction du dopage. Elle conditionne les pertes dans le transistor et doit donc être aussi faible que possible. RON ⎡ ⎤ 2.ε S L . ⎢w − .VBi ⎥ = 2.q.µ .N D .Z ⎣ q.N D ⎦ −1/ 2 Ces différentes équations proviennent de [MAT97]. Cette résistance RON diminue si le dopage ND augmente. Mais la dépendance de la tenue en tension en fonction de la résistance à l'état passant, impose de privilégier l’une ou l’autre de ces grandeurs. Pour le silicium la dépendance de résistance à l’état passant vis-à-vis de la tenue en tension est donnée par : 2.5 Pour un canal de type N : RONn−channel = 5,93.10−9. (VBR ) , Pour un canal de type P : RON p−channel = 1, 63.10−8. (VBR ) . 2.5 Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 21 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant Nous avons également fait figurer sur le graphique suivant le compromis par le facteur de mérite de Baliga [BAL89] VBR RON , exprimé . Figure 17 Compromis : tenue en tension / résistance à l'état passant d'un VJFET, (comparaison entre silicium et carbure de silicium). La Figure 17 montre que l’utilisation du carbure de silicium, en remplacement du silicium, devrait permettre de diminuer la résistance en conduction pour une même valeur de tenue en tension (de 4 mΩ.cm² à 20 µΩ.cm² par exemple pour une tenue en tension de 100V). Le critère de comparaison utilisé est le facteur de mérite de Baliga, facteur défini dans le chapitre suivant. Pour la réalisation d'un limiteur de courant, les contraintes sur ce type de composant (JFET) seront : La tenue en tension VBR, La résistance à l'état passant, La géométrie, le dopage, La commande en tension nécessaire pour le fonctionnement (mise en conduction ou blocage). d) -2 - Le MOSFET ou Metal Oxide Field Effect Transistor Les caractéristiques IDS(VDS)VGS du MOSFET permettent d'envisager de réaliser des limiteurs de courant. Ce type de composant s'applique relativement bien à la technologie silicium mais également à la technologie SiC. Du fait de la possibilité d'oxydation des surfaces de plaquettes de SiC de nombreux démonstrateurs de ce composant MOS ont été réalisés [DIM03], mais leurs caractéristiques électriques sont réduites du fait de la faible valeur de la mobilité dans le canal. Le principe de fonctionnement repose sur la modulation de la résistance d'un canal par une tension de commande. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 22 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant Figure 18 Caractéristiques électriques I(V DS )VG d'un interrupteur MOSFET. Plusieurs points sont à prendre en considération pour l'étude des interrupteurs MOS : La résistance à l'état passant, La tension de seuil, Les phénomènes parasites (« latchup » du transistor bipolaire intrinsèque...). Comme nous l'avons précisé auparavant, la tension de seuil dépend de la température, de même, la résistance à l'état passant varie de façon exponentielle avec la tension. Pour améliorer les performances de ce type de composant, notamment en température, différentes structures ont été réalisées. Siemens en propose une : le COOLMOS[INF03]. La structure de ce composant permet de diminuer la résistance à l'état passant et donc d'envisager de nouvelles applications pour les systèmes à hautes tensions. Ces gains sont permis par la réalisation de structures dites "en tranchée" : Figure 19 . Résistance à l'état passant d'un MOSFET et d'un COOLMOS (avec A=L/Z, L et Z étant les dimensions du canal du composant) Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 23 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant Tableau 4 Lien entre tenue en tension et résistance à l’état passant de MOSFET. Type de MOSFET RON Standard RON α (VBR ) Cool MOS RON α (VBR ) 2 .6 1 Ce type de composant présente un réel intérêt pour la réalisation d’un limiteur de courant. En effet que ce soit pour la structure MOSFET conventionnelle ou COOLMOS, le courant reste constant en régime de saturation. Du point du vue des caractéristiques électriques, les niveaux de courant et de tension permettent de répondre en partie au cahier des charges, on trouve en effet des MOS de calibre 36A/800V, toutefois ce composant est normalement bloqué. Tableau 5 Exemple de caractéristiques de MOSFET silicium. Type VDS ID Tboîtier=25°C RDS(on) Tj=25°C PD T boîtier =25°C Rthjc SKM181A3 800 36 240 mΩ 700 0,18 SKM 111 AR 100 200 8.5 mΩ 700 0,18 Pour fonctionner, le transistor alors nécessite une tension de commande positive sur la grille pour un type N. Pour répondre totalement au cahier des charges : composant normalement passant, autonome (sans commande externe) ou non (utilisation de l’électrode de commande), l'intégration fonctionnelle doit permettre de palier ce manque, et permettre d'assurer un fonctionnement répondant aux spécifications. On peut décrire la structure « fonctionnelle » d’un tel composant : Figure 20 Structure fonctionnelle d'un limiteur de courant et de sa commande associée. L’étude plus complète sera abordée dans le chapitre intégration du manuscrit. En effet l’utilisation couplée du composant limiteur avec un circuit externe permet une utilisation avantageuse de ce composant, notamment sur le plan de la réduction des pertes en régime de limitation. Considérant la faisabilité technologique et les performances des démonstrateurs, les structures FET semblent être les plus à même de convenir pour la réalisation de composants limiteurs de courant. Ainsi parmi les différents brevets déposés, notamment par Siemens [SIE97], la plupart sont basés sur des structures de type MOS ou JFET ce qui confirme ce point de vue. La plus intéressante est celle concernant la réalisation d'un composant limiteur et son utilisation. La Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 24 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant structure de ce composant est du type transistor MOS à grille enterrée sans électrode de commande. Figure 21. Exemple de limiteur de courant (vue en coupe du dispositif, Siemens) et caractéristique électrique. La caractéristique électrique (Figure 21) correspond en partie au cahier des charges fixé pour la réalisation d'un limiteur. On visualise sur cette courbe la caractéristique électrique I(V) d'un limiteur en carbure de silicium. Le faible niveau de courant (0.7 A) de ce composant est la conséquence de plusieurs faits mais résulte principalement de la faible surface du dispositif liée au matériau SiC lui-même (micropores…). Les fortes puissances dissipées dans le composant (87 Watts) impliquent l'utilisation d'un circuit annexe d'extinction du courant (interrupteur statique ou mécanique...). Ce composant ne peut donc pas à lui seul réaliser la fonction assurée par un fusible : l'interruption totale du courant dans un circuit électrique. L'application visée par ce type de limiteur est principalement ciblée sur les installations domestiques (protection des boîtiers de dérivation). d) -3 - La technologie mixte Bipolaire/MOS Pour ce type de composant, différentes structures ont été réalisées telles que les IGBT, ou des systèmes plus ou moins complexes, avec des systèmes de protection contre les courtcircuits. Les structures mixtes plus ou moins complexes sont généralement constituées de deux parties : Une partie « puissance » (bipolaire ou MOS), Une partie « commande » (bipolaire ou MOS). Figure 22 Exemple de structure mixte de limiteur de courant Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 25 Chapitre 1 : Etat de l’art de la limitation de courant Exemple : on retrouve sur le dispositif de Figure 22 le principe de l'intégration fonctionnelle énoncé précédemment. Toutefois, le dispositif présenté nécessite une tension de commande VG et une source de tension de référence VB. Nous aborderons l’intégration de la commande et de la puissance sur le même wafer par l’association d’un limiteur et d’un MESFET dans le chapitre 4. Pour la conception d'un composant limiteur de courant répondant au cahier des charges, les structures FET sont les mieux adaptées. Pour répondre totalement au cahier des charges, il faudra retenir des structures mixtes. Une tendance actuelle du marché est d'intégrer des fonctionnalités de protection dans les composants (protection thermique principalement). C'est certainement ce type de solution qu'il faudra retenir pour la conception et la réalisation d'un composant limiteur de courant. 1.3 Conclusion L'utilisation de dispositifs limiteurs de courant pour remplacer les fusibles présente des avantages pour les industriels : Par la diminution des coûts pour les PTC, Par une valeur ajoutée au produit (nouvelle fonctionnalité). Ces deux avantages ont un intérêt non négligeable pour l'utilisateur final, qui s'affranchit d'éventuels frais de maintenance ou de réparation suite à des mauvaises manipulations. Un exemple : une inversion lors d'un branchement de connecteur informatique peut détériorer des "buffers" (voir plus) ; un limiteur protège les interfaces d'entrées / sorties, et évite les réparations. L’association de tels dispositifs avec des systèmes plus conventionnels devrait permettre une élévation du pouvoir de coupure ou tout au moins une réduction des caractéristiques des disjoncteurs conventionnels, voire d’envisager des systèmes auto contrôlés dans des installations domotiques. Laissons là les applications et utilisations éventuelles pour aborder le carbure de silicium et présenter ce matériau semi-conducteur, du point de vue physique, technologique, composants et système. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 26 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium Chapitre 2 Etat de l’art de la filière carbure de silicium. En micro électronique, la grande majorité des composants est réalisée à partir de silicium. Toutefois, le silicium ne constitue pas, au vu de ses propriétés physiques, le matériau idéal, et son utilisation quasi systématique n'est due qu'à son avancement pour ce qui est de la maîtrise des étapes technologiques. Depuis quelques années, la recherche s'est penchée sur les matériaux à large bande d'énergie interdite (matériau à grand "gap"), qui permettent des fonctionnements à des températures et des fréquences élevées. Parmi ceux-ci, le carbure de silicium présente outre une bande d'énergie interdite d'environ 3 eV, des propriétés physiques intéressantes : champ électrique critique et conductivité thermique élevés, vitesse de saturation des porteurs importante. Toutes ces propriétés en font un matériau bien adapté pour l'électronique de puissance en premier lieu ainsi que pour l'ensemble des secteurs de l'électronique. Avant de préciser l’impact de ce nouveau matériau semi-conducteur dans le domaine de la puissance, nous allons présenter l’historique du carbure de silicium, puis nous aborderons ses propriétés physiques avant de dresser un état de l’art de la technologie spécifique à ce matériau. Un bilan sur les différents démonstrateurs et l’évolution de leurs caractéristiques électriques permettra enfin d’estimer l’impact réel du carbure de silicium dans le domaine de l’électronique de puissance, en termes de tension, densité de courant et fréquence de fonctionnement. 2.1 Etat de l’art de la technologie du carbure de silicium (SiC) 2.1.1 Historique Le carbure de silicium a été découvert en 1824 par accident, lors d'une expérience de Berzellius [BER24], qui essayait de produire du diamant. En effet, le carbure de silicium n'existe pas à l'état naturel sur terre, Moissan [MOI05] en a découvert des cristaux dans une météorite, (cristaux appelés moissanite par la suite par les minéralogistes). Le premier procédé de fabrication industrielle du SiC date de 1891 et a été mis au point par Acheson [ACH91] et les premières exploitations se sont limitées à ses propriétés mécaniques exceptionnelles : Dureté, pour la réalisation de poudres abrasives, d'outils de coupe, Résistances aux agents chimiques corrosifs, pour la réalisation de céramiques de revêtement. Au début du siècle, en 1907, Round [ROU07] découvre des propriétés électroluminescentes du SiC, ce qui en fait l'un des premiers semi-conducteurs connus, mais son utilisation en tant que tel ne s'est pas développée, la raison principale étant la qualité médiocre des matériaux de base obtenus (obstacle technologique). Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 27 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium Il faut attendre les années 1950 pour retrouver une nouvelle période d'investigations. Ce sont les secteurs du militaire et de l'aérospatial qui ont à nouveau porté un intérêt sur le SiC. L'objectif était de développer des composants fonctionnant : A hautes températures, A hautes fréquences, A fortes puissances en milieu hostile (températures élevées, sources de radiations... ). Ces intérêts ont été amplifiés par des développements majeurs dans l'élaboration des substrats, points clé de la viabilité de la filière SiC. En 1955, tout d'abord, Lely [LEL55] a mis au point une méthode de fabrication de substrats relativement purs et présentant une faible densité de défauts. De nombreuses équipes de recherche aux Etats-Unis, en Russie, en Allemagne et au Japon se lancent alors sur l'étude du SiC. La diminution de l'espoir d'accroître la taille des substrats conduisit, lors des années suivantes, à une baisse de l'intérêt porté au SiC et à l'abandon de l'activité, sauf en Russie. La mise au point de la technique de Lely modifiée [TAI78] ainsi que de la méthode Sandwich, au début des années 80 permettant d'obtenir des substrats plus grands, ont relancé les études sur le SiC, dans de nombreux pays : aux Etats-Unis, au Japon et en Europe. D’une façon générale, nous pouvons retenir les dates clés suivantes concernant l'évolution du SiC : 1824- Découverte du carbure de silicium, 1891- Fabrication et utilisation industrielle, 1893- Découverte des poly-types du SiC, 1907- Propriétés d'électroluminescence, 1975- Von Münch réalise la première LED en SiC, 1981- Gravure Plasma, RIE, Méthode de Lely modifiée, 1987- Fondation de Cree Research [CRE03], revendeur le plus important du matériau de base, 1991- Plaquettes de SiC disponibles commercialement (Cree Research), 1998- Premier composant de type MESFET, 2001- Premiers composants disponibles sur le marché (diodes, MESFET). La figure suivante permet de comparer l'évolution de la filière silicium avec celle du SiC. Pour la filière silicium, l’évolution du nombre de transistors par puce est un critère démontrant parfaitement la maturité de la filière silicium sur le plan technologique. Un tel critère est difficilement applicable pour le carbure de silicium. En effet si toutes les étapes technologiques nécessaires à la fabrication d’un composant en carbure de silicium sont relativement bien maîtrisées, il n’existe pas actuellement de lignes de productions industrielles en nombre suffisamment important pour que l’on puisse comparer la maturité de la filière technologique avec celle du silicium. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 28 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium Figure 23 Comparaison de l'évolution entre silicium et carbure de silicium Tableau 6 rappels sur l’évolution de la filière silicium. Année Nombre de transistors par puce Longueur de canal 1947 1 - (transistor bipolaire)- 10 3 10 µm 1986 10 6 1 µm 1998 100.106 1970 0.25 µm L’amélioration des principales étapes technologiques, l’implication de nombreux industriels européens tels que ABB, Alstom, EADS, Ferraz Shawmut, Siemens, Schneider, démontrent les avancées de cette nouvelle filière technologique. Les transferts de technologie récemment réalisés par Infineon et Microsemi illustrent ces évolutions, avec la mise en place de deux lignes de fabrication de diode Schottky en carbure de silicium. Nous comparerons l’évolution parallèle des deux filières (silicium et carbure de silicium) dans le secteur de l’électronique de puissance après avoir présenté les caractéristiques du SiC ainsi que les principaux démonstrateurs réalisés. 2.1.2 a) Caractéristiques du SiC Structure cristalline Le terme carbure de silicium (ou carborundum) est un terme générique qui recouvre toutes les formes stœchiométriques de carbone et silicium existant en phase solide. La cellule de base est tétraédrique, composée de 4 atomes de silicium pour un atome de carbone. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 29 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium Figure 24 Structure de base du SiC En pratique, il existe plusieurs dizaines de polytypes que l’on peut décrire en partant d'un empilement de N bicouches élémentaires de SiC constituant chacune un plan hexagonal compact. Un poly-type déterminé comprendra N bicouches (plans) et ne différera des autres poly-types que par le détail de la séquence d'empilement des N plans successifs CAMSSEL [CAM90] . Figure 25 Séquences d'empilement des principaux poly-types de SiC Tous les poly-types connus de SiC présentent des propriétés physiques communes. Elles proviennent de la spécificité de la liaison chimique Si-C qui, à l’échelle microscopique, régit la plupart des propriétés mécaniques et thermiques ainsi que la forte résistance aux agents corrosifs. Par exemple, la dureté bien connue du carborundum provient directement de la faible valeur des distances inter atomiques dans la liaison Si-C (= 0,194 nm), à comparer avec 0,234 nm pour silicium Si-Si et 0,154 nm pour le diamant C-C. Pour la même raison, la conductivité thermique de SiC est très largement supérieure à celle du silicium ou de l'arséniure de gallium. b) Propriétés physiques Contrairement aux propriétés mécaniques qui sont surtout fonction de l'énergie de cohésion du matériau, on observe d'un poly-type à l'autre, des différences notables de Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 30 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium propriétés électroniques. En particulier, la largeur de bande d'énergie interdite varie de 2,3 à 3,3 eV. Dans le tableau suivant, nous rappelons quelques caractéristiques importantes des 3 polytypes de SiC avec, à titre de comparaison, celles du silicium, du GaAs, du GaN et du diamant. On notera particulièrement la valeur élevée du champ de claquage, la valeur de la bande d'énergie interdite, et la conductivité thermique. Ce sont ces particularités qui font du SiC un excellent candidat pour la réalisation de composants de puissance. Tableau 7 Caractéristiques de différents semi-conducteurs à bande d'énergie interdite élevée avec le Silicium et le GaAs. Matériaux Si Eg (eV) @300K 1.12(i) µn µp (cm².V-1.s-1) vsat (cm.s-1) Ec (V.cm -1) λ (cm².V-1.s-1) 1.4x1010 1 450 450 107 3x105 1,3 11.7 0,54 12.9 5 9.6 GaAs 1.4(d) 1.8x10 3C - SiC 2.3(i) 6 6H - SiC 4H - SiC 2.9(i) 3.39(d) GaP 2.26(i) C 3x10 3.2(i) GaN 5.6(i) εr ni (cm-3) -6 6 8 500 400 2x10 1000 45 2.5x107 415 950 1.3 10 -20 7 90 115 1000 350 250 150 2200 1800 2x10 7 2x10 7 2x10 7 4x10 5 2x106 2.5x10 6 5 9.7 3x10 6 5 10 5x10 6 1.3 8.9 1.1 11.1 20 5.7 1x107 3x10 7 (W.cm-1.K-1) 5.6x10 7 Des facteurs de mérite ont été définis pour pouvoir comparer plus facilement les matériaux semi-conducteurs entre eux, comme les facteurs de Johnson [JOH65] ou de Keyes [KEY72] . Ces différents facteurs ne tiennent pas compte de l'état de la technologie, mais seulement des propriétés des matériaux. Ils permettent de comparer les performances de composant de type unipolaire ou bipolaire [CHO00], permettant comme le présente également Morisette [MOR01] de déterminer des « zones privilégiées » d’utilisation entre composants unipolaire et bipolaire en terme de : Courant, Tension, Fréquence et température de fonctionnement. Le facteur utilisé dans ce travail est le facteur de mérite de Baliga qui traduit le compromis entre la chute de tension à l’état passant et la tension de blocage maximum. La résistance à l’état passant d’un transistor unipolaire a pour expression : 2 Ron,sp = WD = 4.VB3 q.µn.N D ε r.ε 0.EC.µ WD et ND étant respectivement l’épaisseur et le dopage de l’épitaxie, EC le champ critique maximum du SiC, VB la tension de blocage. L’expression de ce facteur est : BFM = f ⎛⎜ VB² ⎞⎟=ε.µ.Ec3 ⎝ Ron,sp ⎠ Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 31 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium En comparaison avec d'autres matériaux semi-conducteurs, le SiC présente plusieurs avantages : - conductivité thermique élevée (trois fois plus grande que celle du silicium), Figure 26 Conductivité thermique de différents matériaux semi-conducteurs - température de fonctionnement élevée : aux alentours de 1000 °C puisque la température à partir de laquelle le nombre de porteurs intrinsèques devient supérieur au dopage (le matériau perdant alors ses propriétés semi-conductrices) est de l'ordre de 1000 °C. Il faut tenir compte des limites de fonctionnement de l’environnement des composants : boîtiers et métaux utilisés pour les connections. Cette limite est donc réduite à 600 °C pour les applications. ⎛ Eg (T ) ⎞ ni ² = N c .N v .exp ⎜ − avec Eg (T ) = 3.26 − 3,3.10−4.(T − 300) ⎟ kT ⎠ ⎝ pour du SiC de type 4 H . - champ électrique de claquage élevé (facteur 10 par rapport au silicium), permettant de limiter les risques de claquage par avalanche pour une tension inverse donnée, améliorant le compromis (tenue en tension)/(chute de tension en direct). Figure 27 Champ électrique de claquage de différents semi-conducteurs Un autre avantage du carbure de silicium par rapport aux autres matériaux est qu'il reste inerte aux réactions chimiques pour des températures inférieures à 1300°C, d'où une utilisation possible comme capteur dans des environnements sévères. De plus le SiC est Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 32 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium extrêmement résistant aux particules α et peut donc être utilisé dans les installations nucléaires et spatiales. Toutes ces propriétés sont les raisons de l'intérêt porté au SiC. Le diamant reste le semi-conducteur avec des caractéristiques théoriques les plus attractives par rapport aux autres matériaux. Toutefois, les difficultés technologiques (obtention de cristaux de grande taille, dopage), rendent difficile l'utilisation de ce matériau pour la fabrication de composant de puissance. Les démonstrateurs de MISFET fabriqués sur diamant sont les uniques composants dont les performances approchent le plus celles de leurs équivalents en carbure de silicium [ISH02]. Le principal frein de la filière SiC est lié à la maîtrise de certaines étapes de fabrication d'un composant. Ces étapes sont notamment l’obtention de substrats avec de faible densité de défauts, le dopage, la passivation et la réalisation de contacts. 2.1.3 Le Carbure de Silicium et sa technologie : état de l’art La structure de la Figure 28, (UMOSFET), permet de visualiser les principales étapes technologiques qui entrent dans la fabrication d’un composant semi-conducteur, et de les situer dans la "topologie du composant". Figure 28 Structure en coupe d'un U-MOSFET. Nous allons décrire l'état de l'art de chacune de ces étapes, en mettant en évidence les spécificités liées au carbure de silicium. a) Substrats et épitaxie Une filière SiC industrielle ne peut pas se développer si le matériau de base n'a pas un degré de pureté très élevé. Le problème majeur pour l'obtention des substrats est que ceux-ci ne sont pas de qualité parfaite, on y trouve en effet des défauts tels que des micropores (défauts tueurs pour les composants), des dislocations... Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 33 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium Figure 29 Exemple de défauts rencontrés dans le SiC Figure 30 Photographie de macro défauts dans le SiC (1150 × 1500 µm) [CHE97] La présence de ces défauts sur les plaquettes réduit donc la surface utile. Leur diminution conditionne la viabilité d’une filière SiC. H. Lendenmmann [LEN01] présente les différents types de défauts rencontrés et leurs impacts sur les caractéristiques électriques des différents composants. Une autre étude de Wahab [WAH00] montre ces influences par des mesures effectuées sur des diodes Schottky, et résume l’impact de la densité de dislocation sur la tenue en tension de diodes Schottky (Figure 31). Figure 31 Influence de la densité de dislocation sur la tenue en tension de diode Schottky. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 34 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium Il est important de retenir que le rendement par plaquette doit être suffisamment élevé pour que le coût global du composant reste attractif. De plus les caractéristiques électriques des composants réalisés doivent être au moins équivalentes à celles des composants silicium et l’influence de ces défauts sur les caractéristiques électriques doit être prise en compte dans la conception et la fabrication de composants. Comme nous l'avons évoqué précédemment, la méthode la plus courante d'obtention des substrats de SiC est la méthode de Lely modifiée. C’est J.A. Lely qui a proposé la première méthode de fabrication de monocristaux de SiC de pureté électronique. Toutefois cette méthode ne permettait pas d’obtenir des substrats de plus de 4 cm². La méthode de Lely modifiée proposée en 1975 a permis de réaliser des wafers de tailles de plus en plus grandes et de relancer l’intérêt du SiC pour l’industrie de la micro électronique. Le Tableau 8 dresse les disponibilités commerciales (Oui) en fonction de la taille et du polytype considéré. Quelques fournisseurs ne communiquent pas la disponibilité de certains produits (NC). Tableau 8 Taille et disponibilité de wafer, en fonction du polytype selon les différentes sources d’approvisionnement. Polytype 6H 4H Semi-isolant Epitaxie Taille 1’’ 3/8 2’’ 3’’ 1’’ 3/8 2’’ 3’’ 6H 4H CREE Oui Oui Oui Oui Oui Oui Oui Oui Oui STERLING * Oui Oui Oui Oui Oui NC Oui NC Oui SiCrystal Oui Oui NC Oui NC NC NC NC Non Sixon Oui Oui NC Oui Oui NC Oui NC NC Okmetic NC NC NC Oui NC NC NC Oui Oui II-IV USA Oui Oui NC NC NC NC Oui NC NC Hoya L’augmentation de la taille des plaquettes semble donner lieu à une saturation de la densité de défauts. La Figure 32 présente l'évolution de la densité de défauts par unité de surface (cm²) au cours des dernières années, en opposition avec les disponibilités commerciales. On trouve désormais commercialement des wafers présentant une densité de défauts inférieure à 15 micropore par cm². Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 35 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium Figure 32 Evolution de la densité des défauts au cours dernières années. La diminution de la densité de défauts en même temps que l’augmentation de la taille des plaquettes est due à l’amélioration des techniques de croissance. Différents laboratoires travaillent sur la réduction des défauts lors de la croissance du substrat ; on peut citer une étude en France de Garçon [GAR95] sur la croissance de monocristaux de SiC par la méthode de Lely modifiée. Toutefois, même si les densités de micro pore atteignent des valeurs de l’ordre de 1/cm² en recherche et développement, l’augmentation de la taille des plaquettes fait que l’on tend globalement vers une limite de l’ordre de 10 micropore /cm² sur un plan commercial. Le tableau suivant présente une synthèse des caractéristiques des meilleures plaquettes disponibles actuellement (Les poly types disponibles sont principalement du 6H et SiC-4H, les spécificités sont mentionnées dans le cas contraire). Tableau 9 Densité de défaut des plaquettes disponibles selon les différentes sources d’approvisionnement. Companie Disponibilité commericale Recherche et développement Standard Sélection Diam. < 2’’ Diam. >2’’ Cree Research >31-100 16-30 0.7 26 ATMI 100 12 TDI (epi) <15 (1,3’’) <0.5 Sixon < 100 2 SiCrystal <100 < 30 (2’’) Sterling Semiconductor * <200 < 100 (1,3’’) Hoya Corp. 3C-SiC, <10 (6’) Okmetic <100 <16) (2’’) 50 Cristaux Lely <30 Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 36 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium Concernant les dopages des substrats disponibles commercialement sont couramment pour les valeurs maximales : De type n , (N, P →1019cm-3), De type p, (Al, B, Ga, Sc →1018cm-3). Comme on peut le voir des données présentées ci dessus, l’obtention de cristaux de bonne qualité est une obligation pour le développement de composants SiC industriel. C’est pourquoi de gros efforts aux Etats unis et au Japon sont fait sur ce sujet notamment avec le lancement d’un nouveau projet DARPA aux Etats-Unis qui vise pour 2004 l’obtention des caractéristiques suivantes : Substrat SiC-4H de 3’’ avec 0.2 micropore / cm², une densité de dislocation < 50 /cm², Substrat SiC-4H de 4’’ avec 1 micropore / cm², une densité de dislocation inférieure à 100 /cm². L’obtention de ce type de matériau permettrait d’envisager la fabrication de composant de puissance jusqu’à 10 kV de façon industrielle. Il faut aussi noter la résurgence de l’intérêt pour le SiC de poly type 3C qui présente certains avantages par rapport au SiC-4H notamment au niveau d’une plus grande mobilité dans des canaux d’inversion MOS (de l’ordre de 200 au lieu de 50) [OSH99] et une sensibilité moindre à la formation de « stacking faults », défaut qui affecte fortement la fiabilité de dispositifs à conduction bipolaire en SiC [BER01]. Différentes entreprises (comme Hoya et Novasic) ainsi plusieurs laboratoire travaillent à l’obtention de matériau SiC-3C sur notamment des substrats silicium [ZHI00] afin d’obtenir à terme un matériau à un coût plus faible que les substrats massifs de SiC. b) L’épitaxie La disponibilité de substrats sur le marché permet la réalisation de démonstrateurs. Il est donc nécessaire, pour les fabriquer, de disposer de techniques de dépôt de couches actives. Différentes techniques ont été mises au point pour réaliser des dépôts. Une revue de ces différentes techniques a été présentée par Yakimova [YAK01]. Les différentes méthodes d’obtention de substrats et d’épitaxies sont : → CVD : La principale méthode utilisée est le dépôt chimique en phase vapeur CVD (à basse et haute pression). La technique de dépôt CVD est la plus utilisée sur le marché. Pour autant d’autres techniques ont été mises au point. → MBE : (molecular beam epitaxy, épitaxie par jet moléculaire) l’avantage de ces techniques est qu’elles permettent de réduire les températures de croissance. Toutefois, les vitesses de croissances sont relativement lentes en comparaison avec le dépôt en phase vapeur, et on ne peut pas réaliser des couches de faible épaisseur. Cette technique n’est donc pas utilisable pour fabriquer des composants de puissance. → LPE : (épitaxie en phase liquide) permet d’atteindre des vitesses de croissance plus importantes. Ainsi des couches de 100 µm ont été réalisées à l’aide de cette technique. Cette méthode est actuellement très étudiée pour la production d’épitaxie destinée à la fabrication de composants de puissance forte tension (> 2kV). Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 37 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium Le dépôt chimique en phase vapeur CVD reste commercialement la méthode la plus performante en terme de rapidité. La maturité de cette étape technologique est confirmée par le nombre significatif de fabricants de bâti d'épitaxie commerciaux (on peut citer à titre d'exemple Aixtron-EPIGRESS [EPI03], Nippon Steel. La technique de reprise d’épitaxie est plus particulièrement utilisée pour l’obtention de superpositions de couches semiconductrices de type de dopages différents. La croissance épitaxiale de SiC est donc une technique relativement bien contrôlée pour des épaisseurs inférieures à 10 µm. Les objectifs de développement actuel de la croissance d’épitaxie sont essentiellement orientés vers : L’augmentation des épaisseurs (jusqu’à 150 µm pour des composants 10 kV), L’amélioration de l’uniformité, La diminution du dopage résiduel, La réduction de défaut qui reste très liée à la qualité du substrat, La recherche de nouvelles orientations cristallines pour éviter la nécessité de marche de croissance (qui sont à l’origine des défauts), pour améliorer la mobilité des composants de type MOSFET. c) Le dopage In situ Le dopage peut être réalisé lors de l’épitaxie : en introduisant dans le réacteur un dopant de type n ou p. La difficulté de cette technique est la reproductibilité et le contrôle du niveau de dopage, particulièrement pour les faibles concentrations. On utilise généralement : l'Azote, pour le dopage type (N), et l'Aluminium pour le dopage de type (P). Le dopage in situ permet de réaliser des dopages profonds et uniformes sur toute l'épaisseur de la couche épitaxiée. Implantation et recuit La réalisation de structure microélectronique comme par exemple des structures MOS impose l’implantation de dopant pour la réalisation de dopages localisés planar puisque cette technique permet un dopage local par masquage. Plusieurs paramètres critiques apparaissent : La température du SiC durant l’implantation, Le recuit d’activation des dopants post-implantation [OTT99]. Pour le type n, on utilise soit l’azote N (le plus utilisé), soit le phosphore (notamment pour les dopages élevés). Pour le type p, on utilise soit l’aluminium Al soit le bore B. De masse atomique plus faible le bore permet d’effectuer des implantations à des énergies plus faibles, mais exo-diffuse lors du recuit post implantation. D’autres types d’impuretés ont été utilisées mais n’ont pas données jusqu’à maintenant des résultats satisfaisants. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 38 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium Figure 33 L'implantation ionique : comparaison de l’implantation entre le germanium (ion lourd à gauche) et le bore (ion léger à droite) dans du SiC (simulations TRIM). Ce type d'implantation permet de réaliser des dopages localisés à des profondeurs faibles (0.3 µm, avec une énergie de 350 keV pour de l’azote à titre d'exemple), ou plus importantes dans le cas d’implantations à hautes énergies ou bien canalisées [MOR99]. On peut également utiliser cette technique pour rendre le matériau très résistif localement, autour du périmètre actif pour des dispositifs haute tension, en utilisant de l’argon [MOR00] ou du bore. Pour faciliter l’activation des dopants, l’implantation se fait généralement à des températures élevées (300 °C). Il est ensuite nécessaire de réaliser un recuit post-implantation pendant quelques dizaines de minutes à une température comprise entre 1300 °C et 1700 °C afin de recristalliser la surface du SiC amorphisée par l’implantation et de rendre électriquement actives les impuretés introduites dans le cristal. Nous reviendrons sur cette étape clé dans la partie concernant la caractérisation électrique du premier démonstrateur fabriqué. L'implantation est la seule méthode qui permet une distribution contrôlée (concentration) et en profondeur de dopant. De plus, cette technique permet de réaliser des dopages localement, contrairement à la technique de reprise d’épitaxie. Les paramètres de l'implantation ionique (énergie, température) et du recuit doivent être adaptés au SiC afin de tenir compte de ses caractéristiques (recristallisation, activation des dopants). Si cette technique est bien maîtrisée pour le silicium et commence à l'être pour le SiC, des améliorations restent encore à apporter. Plusieurs types de simulateurs de dynamique moléculaire de type Monté Carlo [MOR99] permettent d’obtenir la répartition tridimensionnelle des impuretés implantées en prenant en compte la structure cristalline du SiC et les conditions d’implantations. Il est donc désormais possible d’optimiser la structure des composants en prenant en compte la technologie (bien qu’il n’existe pas encore de simulateur de processus technologique spécifique au carbure de silicium). Nous reviendrons sur ce point dans le chapitre traitant de la conception du composant limiteur de courant. Diffusion Très employée pour le silicium, la diffusion classique ne présente aucun intérêt car elle impose une température élevée (2000°C) pour être efficace [RUS01], en effet les valeurs des Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 39 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium coefficients de diffusion étant très faibles, la diffusion des impuretés est très lente à basse température. Cette technique est donc inappropriée pour le dopage des substrats. Des études récentes montrent une diffusion du bore dans le SiC en présence d’un excès de silicium, et ceci à température ambiante. Deux solutions existent pour l’obtention de couches de dopage de type différent. La première est l’implantation ionique pour la réalisation de dopage localisé ou non. La seconde est la technique de reprise d’épitaxie. d) L’oxydation, le dépôt d'isolant La réalisation de couches isolantes est nécessaire pour la plupart de structures micro électronique soit comme oxyde de grille ou passivation. Outre des techniques de dépôt, on peut réaliser ces couches isolantes par oxydation. Le carbure de silicium s’oxyde à une température de l’ordre de 1200°C pour former de la silice. La couche d’oxyde obtenue est homogène mais présente une densité d'états d’interface de plus ou moins 1012 eV-1cm-2, dépendante de nombreux paramètres [RAY01] comme : la méthode d’obtention de l’oxyde (croissance, dépôt), le traitement post implantation [DAS01], le poly type utilisé … Pour des structures MOS, des améliorations sont nécessaires. Différents techniques d’oxydations ont été testées pour diminuer cette densité de charge, comme des traitements sous atmosphère NO, NO2 ou H2 [SEN01]. Ces techniques ont permis d’améliorer les mobilités des couches d’inversion des canaux des MOSFET jusqu’à des valeurs de 100 cm²/V/s. Deux méthode d'oxydation sont envisageables mais restent relativement lentes pour obtenir des épaisseurs suffisamment importantes pour former les oxydes de grille d’interrupteurs de type MOSFET. L'oxydation est limitée par la vitesse de croissance et impose le choix d'une autre méthode : le dépôt d'oxyde. Le dépôt d’oxyde est généralement réalisé après une oxydation de la surface du SiC et permet d'obtenir des épaisseurs importantes (1 µm). Différentes techniques existent pour réaliser des couches d'isolant : LPCVD, PECVD, CVD. Deux matériaux sont principalement utilisés, l’AlN et le SiO2, qui présentent un accord de maille avec le SiC permettant de limiter les défauts d'interface. Assez généralement on fait précéder le dépôt de la couche d’isolant par une oxydation humide. Ceci permet en effet de réduire la densité de défaut d’interface. L’obtention d’un oxyde de passivation induisant une densité de charge faible à l’interface est nécessaire afin de réduire les courants de fuite en surface des composants et par conséquent la tension de claquage des dispositifs fabriqués. e) La gravure Pour réaliser certaines structures (Mesa, reprise de contact sur une couche enterrée, nettoyage de la surface du SiC...), il est nécessaire de pouvoir enlever localement du Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 40 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium matériau. Pour cela la gravure est une étape incontournable. Le SiC a beaucoup d'avantages comme nous l'avons cité en première partie, mais il a un inconvénient : il présente une très bonne résistance aux agents corrosifs. L'énergie de la forte liaison Si/C nécessite des températures d’attaque élevées, la cinétique est lente : 50 à 500 nm/min. On recense plusieurs méthodes de gravure : gravure par voie humide, gravure par voie sèche. La gravure par voie humide est possible seulement pour des températures supérieures à 650 °C. On privilégie donc la gravure sèche. Différentes techniques ont été mises au point pour diminuer les temps d'attaque RIE, MIE, HPD, RIBE DECR, [PLA94], [LAN97]. Les vitesses de gravure obtenues sont généralement de l'ordre 100 nm/min. L’uniformité de la surface gravée et les angles d’attaque (fonctions du masque de gravure), ainsi que la sur gravure aux pieds des flancs (trenching) sont des paramètres relativement bien contrôlés. Les principaux travaux consistent en l’augmentation de la vitesse de gravure du matériau tout en conservant un bon état de surface, comme le présente Camara [CAM02] qui en utilisant une combinaison de SF6/Ar obtient des vitesses de gravure de l’ordre de 400nm/min. f) La réalisation de contacts ohmique Le paramètre principal d’une métallisation se situe à l’interface entre le métal et le semi-conducteur : barrière Schottky. Une hauteur de barrière faible est nécessaire pour réaliser un contact ohmique. Dans tous les cas il est nécessaire de recuire les contacts pour assurer un minimum de diffusion du métal dans le SiC pour : Diminuer la résistance de contact, Améliorer l’adhérence du métal sur le semi-conducteur. La réalisation de contact ohmique faiblement résistif et stable en température est indispensable pour le développement des dispositifs électroniques. Le gain en température que permet le SiC ne doit pas être limité par l'altération des propriétés des contacts. Les dernières meilleures réalisations font état de valeurs de résistance de contact similaires à celles présentées par Porter [POR95]. Des mesures en température [TOU02] ont montré une stabilité de la résistance spécifique de contact pour un contact utilisant du Nickel jusqu’à une température de 150 °C. Les mesures de vieillissement de résistance de contact avec la température (jusqu’à 600°C) présentées par Lee [LEE02] montrent un bon comportement des contacts pour des temps de l’ordre de 360 heures. g) La passivation, l’encapsulation Ces deux étapes n'ont pas encore été envisagées de façon industrielle pour le SiC. Les composants SiC disponibles actuellement en échantillonnage sur le marché utilisent principalement les boîtiers conventionnels de la filière silicium. Il est en effet difficile de trouver des matériaux pour mettre les composants en boîtier et assurer des fonctionnements à haute température. Concernant la fiabilité de la passivation et l’aspect tenue en tension, si quelques publications font état test de durées de vie, elles portent principalement sur l’étude de la stabilité (généralement en température) des résistances de contacts ou des fonctions Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 41 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium (IGBT, amplificateur opérationnel [BRO96]). Un effort certain reste à faire sur l’aspect fonctionnement à haute température et mise en boîtier des composants. 2.1.4 Les réalisations Les différentes publications sur les dispositifs réalisés sont les meilleurs démonstrateurs de l'avancée de la technologie du SiC. De nombreux laboratoires présentent des résultats de caractérisation électrique démontrant les potentialités du carbure de silicium à fonctionner à haute tension. Le tableau suivant regroupe des dispositifs les plus récents avec les caractéristiques électriques obtenues. Ces données proviennent des publications de Matsunami [MAT00], Cooper [COO01], Cree Research [CRE03] Sugawara [SUG01-1][SUG01-2], Linkoping [LINK] , Northrop-Grumman [NOR02] Tableau 10 Caractéristiques de composants SiC réalisés à ce jour. DIODES Tension de blocage (kV) Résistance spécifique à l'état passant (mΩ -cm²) VB²/RON (MW/cm²) Référence Schottky diode (4H) 4.9 43 558 Purdue Univ MPS diode (4H) 1.5 10 225 Cree Research JBS diode (4H) 2.8 8 980 KTH / ABB PiN diode (4H) 19.2 7.5 V @ 100Q/cm² MOSFET Tension de blocage (kV) Résistance spécifique à l'état passant (mΩ -cm²) VB²/RON (MW/cm²) Référence UMOS ACCUFET (4H) 0.45 10.9 18.6 Denso Corp AccuMOSFET (normalement passant) 0.6 13 SIAFET (4H) 6.1 732 50.8 Kansai EP / Cree SIAFET (4H) 4.58 387 54 Kansai EP / Cree DMOSFET (6H) 1.8 46 70 Siemens AG UMOS ACCUFET (4H) 1.4 15.7 125 Purdue Univ. Lateral DMOSFET (4H) 2.7 3000 2.4 Purdue Univ. SEMOSFET (4H) 5.0 88 284 Kansai EP / Cree Kansai Nallet [SUG01-1] [NAL01] Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 42 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium JFET Tension de blocage (kV) Résistance spécifique à l'état passant (mΩ -cm²) VB²/RON (MW/cm²) Référence JFET (4H) 5.5 218 139 Kansai EP / Cree JFET (4H) 4.45 121 164 Kansai EP / Cree JFET (4H) 3.5 25 490 SiCED Composant MOS-Bipolaire Tension de blocage (kV) Résistance spécifique à l'état passant (mΩ -cm²) VB²/RON (MW/cm²) Référence BJT (4H) 3.2 78 131 Purdue Univ. Thyristor (4H) 2.6 1.7 @ If=12A GTO (4H) 3.1 4.97 @ 12 A IGBT (6H) 0.4 431 ( 300°C ; 100 A/cm²) Cree Research Puissance : 62 kW Cree Research Ryu Singh Palmour. 2.2 Le carbure de silicium : l’impact de cette nouvelle filière sur l’électronique de puissance Récemment, des démonstrateurs en carbure de silicium ont atteint des performances similaires et même supérieures aux meilleurs composants silicium du marché. On peut donc désormais fixer des frontières réalistes et non plus théoriques sur les capacités de ces composants. Pour ce qui concerne le domaine de la puissance, l’évolution de la filière silicium n’a pas été aussi rapide que pour l’intégration (illustrée par l’augmentation de la puissance de calcul des microprocesseurs). Dans le domaine des faibles tensions (inférieures à 100 V), les structures bipolaires ont très rapidement été remplacées par des composants de type MOSFET. A partir de 1990, l’IGBT (structure mixte mos-bipolaire) a très rapidement occupé le domaine des moyennes tensions. Les améliorations de la filière MOS : (VMOS-1970, DMOS-1980, UMOS-1990, COOLMOS2000) ont ensuite permis une augmentation des limites de fonctionnement en termes de tensions, courants et fréquences. Les figures suivantes montrent les évolutions permises par l’apparition de d’interrupteurs tels que les IGBT, Thyristor, GTO, MCT et plus récemment le COOLMOS. Trois paramètres permettent de mettre en évidence ces avancées : L’augmentation de la densité de courant, L’augmentation de la tenue en tension, L’augmentation des fréquences de fonctionnement. La Figure 34 présente une vue générale de la filière silicium avec les « zones de couverture » des différents types d’interrupteurs en termes de tension, et courant. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 43 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium Figure 34 Gammes de courant et de tension pour différents composants silicium Lorsque la taille des composants SiC sera significative (lorsque le calibre en courant sera comparable à ceux des composants silicium actuellement disponible), les gains en terme de résistance série pour une même tenue en tension permettront de diminuer les systèmes de refroidissement. On peut aussi envisager de faire travailler les composants à température de jonction plus élevée. Il est encore « utopique » de placer les composants SiC sur le graphique précédent. En effet seuls des démonstrateurs de chacun de ces interrupteurs ont été fabriqués, (mise à part l’IBT [GOD96] uniquement étudié en silicium à ce jour). Pouvoir atteindre des courants de l’ordre de 3000 A présuppose d’accroître la taille des puces en SiC. Le point bloquant reste la densité de défaut : la qualité du matériau de base. Toutefois, dans les applications Hautes Fréquences, quelques composants apparaissent sur le marché. L’émergence d’une filière SiC est fortement dépendante de la qualité du matériau de base. Figure 35 Densité de défauts et domaines d'applications compatibles Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 44 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium La Figure 35 présente les différentes d’applications du SiC en fonction de la densité de défauts rencontrés dans le matériau au cours des dernières années et illustre le fait que l’optoélectronique et le domaine des hautes fréquences seront les moteurs de la filière SiC [ROT99] . Par rapport aux composants à base de : Si, GaAs, AlGaN, les composants SiC présentent des intérêts en terme de : fréquence, densité de puissance comme cela est illustré sur les deux figures suivantes. Figure 36 Puissance en fonction de la fréquence d’utilisation : le SiC par rapport à d’autres matériaux semi-conducteurs Figure 37 Densité de puissance en fonction de la tension d’utilisation : le SiC face à d’autres matériaux semi-conducteurs Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 45 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium Le développement et la viabilisation des composants de puissance en carbure de silicium va certainement entraîner une évolution des gammes courant / tension. Si la faible puissance restera certainement le domaine du silicium, la très haute fréquence semblerait devenir le champ d'application des nouveaux composants en SiC (MESFET et JFET) [BRI97]. L’utilisation du SiC dans le domaine des hautes fréquences devrait toutefois être limitée à une gamme de fréquence de l’ordre de 2 GHz, les plus hautes fréquences devraient être couvertes par les composants de type GaN (les substrats de SiC pourraient être utilisés comme supports pour leurs propriétés thermiques), tandis que le domaine des fréquences inférieures à 1 GHz devrait rester celle du silicium, SiGe, strained-Si. Le compromis, tension courant, fréquence et résistance spécifique dépendra fortement des avancées liées au processus de fabrication des composants, depuis le matériau de base jusqu’à l’encapsulation et l’intégration système. Figure 38 " Rapport de force " entre composants Silicium et SiC. La frontière entre ces deux zones évolue aussi bien pour le silicium (COOLMOS…) que pour le SiC. Le point négatif actuellement pour réaliser des composants de puissance reste la surface utile du matériau de base qui doit être plus importante. En effet les surfaces sans défaut ne permettent pas de réaliser des composants de grande taille ceci limitant les calibres en courant des démonstrateurs. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 46 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium 2.3 Conclusion sur la filière SiC En pratique pour rendre la filière SiC viable, il faut encore réaliser des progrès au niveau du savoir-faire technologique. L'observation des différentes publications concernant les démonstrateurs SiC montre que la plupart des dispositifs ont été réalisés (diode bipolaire, Schottky, transistor MOSFET...). Toutefois, les structures utilisées pour fabriquer des composants et les résultats électriques obtenus sont révélateurs d'un certain nombre d'insuffisances et de lacunes. On notera quatre étapes qui demandent des efforts supplémentaires : L'élaboration des substrats, diminution des défauts et augmentation de la taille, La réalisation de contacts métalliques stables (en température), La passivation des circuits, L'encapsulation. D'autres étapes comme le dépôt (épitaxie) et le dopage (in situ, sélectif, par implantation), sont relativement bien maîtrisées. On trouve couramment dans le commerce des bâtis industriels qui travaillent tous en phase vapeur (Aixtron, Emcore, Epigress...). La filière SiC apparaît comme le développement naturel de matériaux semi-conducteurs à large bande interdite après les filières silicium et AsGa. Ce matériau semble être la solution viable pour la fabrication de capteurs et de composants de puissance, fonctionnant à haute température et hautes fréquences (enjeux économiques importants, nombreuses collaborations et programmes nationaux... ). Cette filière ne sera donc complètement autonome que lorsque l'on pourra contrôler toutes les étapes technologiques de façon reproductible et ainsi réaliser des composants : "Les meilleures performances de démonstrateurs sont annoncées principalement par 2 sociétés Cree Research et Northrop-Grumman qui ont la maîtrise du matériau de base (production de substrat et réalisation d'épitaxie). Pour les dispositifs réalisés dans les divers laboratoires s'approvisionnant chez ces fabricants, les performances sont moins bonnes. Ceci démontre la nécessité d'améliorer la filière SiC depuis le matériau de base (substrat) jusqu'aux différentes étapes technologiques pour pouvoir réaliser des composants performants" [CAM90]. Bien que ce premier constat date déjà de dix années, les rapports de force ont peu évolué et quelques entreprises restent toujours actuellement les principales actrices tant pour la fourniture du matériau de base que pour les meilleures performances de démonstrateurs. Ce n’est que récemment que l’on a pu voir arriver sur le marché de nouveaux fournisseurs. Les progrès réalisés depuis quelques années, diode Schottky 600V 8A [TEM01], la disponibilité de diodes similaire sur le marché (Infineon [INF03]), permettent de penser que la fabrication industrielle de composants est proche. La figure ci dessous situe le SiC par rapport aux autres matériaux semi-conducteurs, en fonction de la « maturité technologique » [HIT99] et a peu évolué. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 47 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium Figure 39 Comparaison maturité, prix, propriétés. Les réactions des industriels sur l'essor du SiC démontrent la dynamique qui existe autour de cette filière. Ainsi Phil Neudeck (Nasa Lewis Research Centre's) declare : " we are excited about the tremendous benefits SiC electronics technology offers to non-aerospace applications, particularly in power distribution, ground transportation and communication systems". L'utilisation du carbure de silicium pour la réalisation de composants semiconducteurs révolutionne les applications telles que la distribution d'énergie, les systèmes de communications, et pas uniquement le secteur spatial (secteur moteur du développement de cette nouvelle filière de communication). Il permet le développement de nouveaux systèmes et composants pour la distribution électrique, les interrupteurs, les filtres... Une simple estimation permet de penser qu'on aboutirait à une diminution des pertes de 20% à seulement 5% dans les dispositifs de conversion d'énergie, simplement en remplaçant les semi-conducteurs traditionnels par des nouveaux en carbure de silicium. En effet les commutations plus rapides permettent de diminuer les pertes et les associations d’interrupteurs silicium/diode SiC (Figure 40) semblent prometteuses en terme de rendement global de systèmes fabriqués (Figure 41). Figure 40 Interrupteur et diode de roue libre Hybride (Si ; SiC) Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 48 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium Figure 41 Gains de convertisseurs Hybride face à des convertisseurs « tout silicium » en fonction de la puissance et de la tension de fonctionnement A.Nirlap de ABB semi-conducteurs, insiste sur le fait que l'on trouve un composant semiconducteur dans au moins 90% des appareils électriques ; ceci donne une vision globale du marché du semi-conducteur, et un argument important pour le financement de cette nouvelle filière. Un des débouchés concerne les alimentations d’ordinateur (d’une puissance de 250W). En effet comme cela est illustré sur la Figure 42, l’utilisation de SiC permet de diminuer l’effort de refroidissement, voir de le supprimer totalement (convertisseur pour les alimentations d’ordinateurs). Figure 42 Convertisseur Infineon comportant des diodes Schottky SiC L'utilisation de capteurs à base de SiC permettrait également de découvrir de nouveaux horizons, notamment dans le secteur de l'automobile, ou il serait désormais possible d'implanter des capteurs dans le moteur même, ces capteurs fonctionnant à des températures élevées, tout comme dans les secteurs du nucléaire et du spatial. Ces nouveaux composants à base de carbure de silicium ne remplaceraient pas seulement les composants à base de silicium (dans le domaine de la forte puissance), mais ils permettraient de développer Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 49 Chapitre 2 : Etat de l’art de la filière carbure de silicium des nouveaux systèmes de contrôle, de régulations dans des gammes de températures non conventionnelles. Les potentialités du carbure de silicium étant présentées, nous allons décrire, dans le chapitre suivant, la conception du composant limiteur de courant. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 50 Chapitre 3 : Conception Chapitre 3 Conception 3.1 Conception du composant limiteur de courant 3.1.1 Introduction Comme nous l’avons précisé dans le chapitre traitant de l’état de l’art de la limitation de courant le choix du carbure de silicium est guidé par le fait que le composant doit être capable : De fonctionner sous des tensions élevées ( 1.7 kV), De supporter de fortes densités de courant (de l’ordre du kA/cm²). De plus le limiteur devra dissiper sous forme de chaleur l’énergie importante pouvant apparaître lors d’un court-circuit, et ceci pendant un temps plus ou moins long. Le choix des structures de type unipolaire est principalement lié au fait que le composant ne doit pas présenter de tension de seuil en mode passif. Il est par conséquent nécessaire d’optimiser la structure afin d’obtenir une chute de tension à l’état passant la plus faible possible, ceci pour limiter les pertes en régime de conduction. Compte tenu des faibles valeurs de mobilité du canal d’inversion obtenue actuellement pour les composants de type MOSFET [CHI98] réalisés en SiC, une structure de type JFET [GUP01] semble plus appropriée pour la fabrication d’un composant limiteur de courant. Pour autant, la structure du type « Trench JFET » de Gupta cité ci-dessus, privilégie un comportement de type triode [BAL87], même si elle présente l’avantage d’obtenir de faibles valeurs de résistance spécifique. La caractéristique du limiteur de courant doit être du type pentode. Nous avons donc retenu une structure de type JFET similaire par sa disposition à l’AccuMOSFET présenté par Chilukuri [CHI98]. Cet AccuMOSFET comporte une couche enterrée de type P, délimitant : Un MOSFET latéral normalement bloqué en surface du composant, Un VJFET parasite vertical entre les couches enterrées de type P. Nous allons dans un premier temps présenter la structure retenue, son principe de fonctionnement ainsi que les paramètres constitutifs à optimiser afin de répondre aux spécifications du cahier des charges en termes de calibre en courant et de tenue en tension. Nous présenterons ensuite la démarche de conception choisie ainsi que les résultats obtenus à partir de cette étude. Nous concluerons enfin ce chapitre par un aspect concernant la mise en œuvre système du composant limiteur de courant et plus particulièrement l’utilisation de l’électrode de commande et les gains escomptés. 3.1.2 Structure retenue JFET à grille et source enterrées Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 51 Chapitre 3 : Conception Le choix d’une structure de type MOSFET initialement envisagée pour la réalisation du composant limiteur de courant a été abandonné. Même si les composants de type MOS présentent l’avantage d’avoir des pertes plus faibles au niveau de l’électrode de commande, cette option pose le problème de la réalisation d'une couche d'oxyde de grille de bonne qualité et de faible épaisseur dans un canal gravé. Cette difficulté provient du fait que les valeurs de mobilités obtenues restent faibles, notamment dans les couches d’inversion (canal) des composants de type MOSFET. Le composant limiteur de courant devant être normalement passant, il ne sera pas en régime d’inversion mais d’accumulation. Il est donc possible d’obtenir la fonction souhaitée avec ce type de structure. Pour autant, les charges fixes présentes dans les oxydes introduisent des contraintes supplémentaires au niveau de la conception et de la fabrication. Un limiteur de courant basé sur ce type de structure [NAL01] a été réalisé avec de bonnes caractéristiques en terme de densité de courant (800 A/cm²) et résistance spécifique 13 mΩ.cm²), mais ne permet pas de disposer d’électrode de commande pour contrôler le niveau de courant dans la structure. Afin d’obtenir un composant limiteur de courant commandé, nous avons opté pour un dispositif de type VJFET, plutôt qu’ACCUMOSFET [SHE99]. Pour simplifier la conception et la fabrication du composant, et ainsi obtenir une meilleure densité d’intégration, une structure avec une couche de grille enterrée a été étudiée plutôt qu’avec une couche de grille en surface [FRI01] [SUG01-2]. Ce choix de disposition géométrique permet la réalisation de connections « en interne » dans le semi-conducteur plutôt qu’en surface par des couches de métal. Le nombre de niveaux de métallisation et la surface ainsi occupée en sont réduites, et la fiabilité augmentée. La structure initialement retenue est présentée ci après (Figure 43). Cette structure présente le meilleur compromis en terme « surface active / surface totale ». La difficulté majeure provient de la réalisation technologique du composant (principalement des erreurs d’alignement). Elle implique en effet deux étapes d’implantation et de masquage pour la réalisation de l’électrode de source et celle de grille. La largeur du canal vertical pouvant être de l’ordre de grandeur de l’erreur d’alignement lors des étapes de photolithographie (± 2 µm), ce choix de structure rendrait difficile la réalisation du composant. Figure 43 Vue en coupe de la structure de type VJFET initialement envisagée Réduire le nombre d’étapes nécessaires à la fabrication du composant et également minimiser les effets des erreurs d’alignements a conduit à une modification de la géométrie de la structure : Une seule étape de gravure du contact de source et de grille, Réalisation simultanée des couches de grilles et de source du composant. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 52 Chapitre 3 : Conception Cette combinaison permet ainsi de minimiser les erreurs dues à la fabrication et de simplifier considérablement le processus de fabrication du composant. Une solution encore plus avantageuse sur le plan technologique et qui ne modifie pas le fonctionnement du composant est de réaliser le même type de prise de contact sur la couche enterrée du coté source et du coté grille. La structure retenue (Figure 44) servira pour les simulations présentées par la suite. La gravure de prise de contact (source et grille) peut être réalisée en même temps (ceci réduit le nombre de masques et permet de simplifier la conception du composant). Figure 44 Vue en coupe du VJFET à optimiser Une seule étape sera délicate lors de la fabrication : celle qui permet de définir la longueur du canal horizontal (L1) du composant. La solution envisagée permet donc de minimiser les dérives de fabrication. Il convient tout de même de prendre des marges de conception suffisamment grandes (cf. paragraphe conception des masques). 3.1.3 a) Optimisation de la structure, méthode globale Introduction La Figure 45 présente les différents paramètres constitutifs à affiner (dopages et dimensions géométriques). Figure 45 Paramètres à affiner Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 53 Chapitre 3 : Conception Certains de ces paramètres sont uniquement liés à la tenue en tension du composant (W3, Nd3) et sont par conséquent complètement dé-corrélés des autres grandeurs. Il est également possible de dissocier la conception du composant en plusieurs briques indépendantes : Aspect conduction (canal), Aspect commande (électrode de grille), Aspect tenue aux surcharges, permettant de réduire l’étendue des paramètres possibles au fur et à mesure de la conception, tout en prenant également en compte l’aspect faisabilité technologique. L’extraction d’une gamme de paramètres compatibles avec le cahier des charges est nécessaire pour réduire le temps de conception du composant. Ceci a été fait par la mise en œuvre d’une démarche globale. L’influence de chacun des paramètres présentés ci-dessus a été ensuite mise en évidence par des simulations de type éléments finis. b) Présentation de la démarche de conception Afin de prédire le comportement d’un composant à base de semi-conducteurs, divers outils existent. Généralement mis au point pour le silicium, ces outils intègrent un ensemble de modules qui permettent de prendre en compte la technologie de fabrication des composants (simulation des processus de croissance d’oxyde, d’implantation, de diffusion…). L’obtention par simulation des caractéristiques électriques, plus couramment appelés courbe I(V), est elle basée sur la résolution des équations de base de transport des charges dans les semi-conducteurs [SZE81] : ρ ( x, y , z ) L’équation de poisson : ∇ 2V = − , ou ε o ε est la permittivité diélectrique du matériau, o ρ est la charge d’espace avec ρ = q. ( p − n + N D+ + N A− ) , o q la chargé élémentaire, o n et p sont respectivement la concentration des électrons et des trous , o N D+ et N A− sont respectivement le nombre de donneurs et accepteurs ionisés, Les deux équations de continuité : r ∂n o pour les électrons : ∇J n = q × R + q , ∂t r ∂p o pour les trous : ∇J p = q × R + q , ∂t où R est le taux de recombinaison, Jn et Jp sont les densités de courant pour les électrons et les trous. Ces équations sont ensuite couplées avec l’équation de la chaleur et différents modèles permettant de prendre en compte les spécificités physiques du matériau : modèle de mobilité en fonction de la température, du dopage, du champ électrique, modèle de génération recombinaison… Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 54 Chapitre 3 : Conception La plupart des simulateurs utilisés offrent la possibilité de modifier les paramètres de chacun des modèles. Ceux ci ont donc été adaptés au carbure de silicium d’après des publications comme celle de Ruff [RUF94], des thèses de F. Nallet [NAL01] et M. Lades [LAD00]. Les simulateurs de processus technologiques de fabrication sont inexistants pour le SiC, contrairement au silicium (TMA, DIOS …) [ISE98]. La seule « brique » disponible est un simulateur d’implantation ionique dans le SiC [MOR99]. Ce dernier a été utilisé afin de définir des profils de concentration de porteurs plus réalistes. L’objectif de la phase de conception est de déterminer les paramètres technologiques permettant la réalisation du composant (dopages et dimensions géométrique). Dans un premier temps une approche globale a été utilisée afin d’estimer des ordres de grandeurs de chacun de ces paramètres. En se basant sur ces gammes de valeurs obtenues, la mise en œuvre d’outils plus complexes tels que: ISE pour affiner les valeurs, I²SiC pour prendre en compte la technologie de réalisation (implantation), a permis de prendre en considération les spécificités du carbure de silicium et la faisabilité technologique. L’étape de conception devra permettre : La validation du choix de la structure et son fonctionnement, L’estimation des performances électriques et thermiques du limiteur de courant, La définition du procédé de fabrication, D’établir des abaques généraux de conception. Ces points s’inscrivent dans une démarche d’étude de faisabilité industrielle d’un composant limiteur de courant. Le paragraphe suivant présente cette démarche de conception. c) Approche « globale » Nous allons aborder chacune des étapes de cette démarche globale, depuis le cahier des charges initial jusqu’à l’obtention des paramètres de fabrication ayant servi à la réalisation du premier lot de composants. L’approche globale (A) consiste en une modélisation simplifiée du composant en partant d’un cahier des charges. Utilisant ce modèle simplifié, un terme optimal a été défini afin de déterminer des gammes de paramètres devant être affinés par la suite par des simulations de type éléments finis (B). Les paramètres finaux servant ensuite à la conception des masques et à la fabrication du démonstrateur. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 55 Chapitre 3 : Conception Extraction de paramètres : géométrique, dopage, compatibles avec le cahier des charges. Gamme de paramètres Affinage des paramètres en prenant en compte les spécificités du carbure de silicium. Figure 46 Vue générale de la démarche de conception. d) Application au VJFET Afin de fixer des plages de paramètres constitutifs de la structure (taille des canaux de conduction, dopage), nous allons dans un premier temps établir un modèle simplifié du JFET en nous basant sur une structure classique. Nous allons avant cela brièvement rappeler le principe de fonctionnement du limiteur de courant. d) -1 - Principe de fonctionnement du limiteur Ce composant est constitué d’un canal divisé en deux parties : un canal horizontal et un canal vertical. Lorsque l’électrode de source est connectée à la masse, le courant circule du drain vers la source. Les paramètres constitutifs des couches enterrées de type P sont ajustés pour que le composant soit normalement passant, avec une résistance à l’état passant Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 56 Chapitre 3 : Conception la plus faible possible. Sous polarisation nulle (VGS = VDS = 0 V), les zones de charge d’espace se développent de part et d’autre de la jonction P+/N, conduisant à la formation d’un canal en surface du composant (Figure 47). Figure 47. Extension minimale des zones de charges d'espace sous polarisation nulle (simulation ISE). L’augmentation de la tension drain/source va conduire à une extension des zones de charges d’espace principalement du coté du drain. Le potentiel en surface du composant est fixé par : La jonction P+/N polarisée en inverse, La chute de tension provoquée par la résistance série en surface du composant (résistance du canal). Au niveau du canal vertical (w2, L2), les deux zones de charges d’espace des jonctions P+/N des couches enterrées qui se font faces vont se rejoindre pour pincer le canal vertical. Cette extension des zones de charges d’espace est provoquée par l’augmentation du potentiel entre la source et le drain. Cette augmentation de la tension appliquée sur le drain ( VDS >0 ) induit une saturation du courant qui coïncide avec le pincement des deux canaux du VJFET (vertical et horizontal, Figure 48). Figure 48 Extension des zones de charges d'espace sous polarisation V DS>>0, V GS=0, (simulation ISE). On peut donc souligner la « compétition » entre : Le canal horizontal, Le canal vertical du VJFET. L’optimisation de la géométrie du composant permet de déterminer les valeurs de cette tension de pincement, de la résistance spécifique du composant et également de la résistance RON en régime de saturation. Selon la simultanéité de saturation de ces deux canaux, nous obtiendrons une caractéristique de type triode ou de type pentode du courant. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 57 Chapitre 3 : Conception Figure 49 Allure générale « Pentode, Triode [BAL87] ». Le composant pourra présenter deux pentes dans la caractéristique IDS(VDS), correspondant au pincement de chacun des canaux. Lorsque l’on applique une tension négative entre la grille et la source (V GS<0), la jonction PN formée entre la couche P enterrée et l’épitaxie de type N est polarisée en inverse. L’extension des zones de charges d’espace en fonction de la tension appliquée permet de moduler le courant principal en faisant varier la résistance du canal vertical. Un compromis entre : la résistance spécifique, le courant de saturation, la capacité de blocage du composant, a été recherché par une approche globale et complété par des simulations de type éléments finis. d) -2 - Estimation d’une gamme de paramètres pour la zone active La structure de principe du transistor JFET classique est représentée sur la Figure 50 . Nous considérerons le canal englobant la partie verticale et horizontale du VJFET présenté auparavant. En effet, si on considère la structure JFET à couches enterrées, la géométrie du canal horizontal évolue peu avec la tension VDS. On peut donc définir un courant de saturation comme dans le cas des composants de type JFET plus conventionnel. Ce courant est fonction des dimensions du canal et du dopage de l’épitaxie. Les paramètres constitutifs du composant à ajuster sont rappelés ci-dessous. Figure 50 Structure de base d'un JFET classique (gauche) et du limiteur (droite). Le courant de saturation a pour expression : ⎛ Z .µ.e 2 .N d 2 .w3 ⎞ I DSAT = ⎜ ⎟ . f (VDSAT , V p ) ε .L ⎝ ⎠ Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 58 Chapitre 3 : Conception Ce courant de saturation est fonction de : La longueur du canal L (variation en 1/L), La largeur du canal w (variation en w3), Du dopage et de la mobilité. Un modèle simplifié, permettant de déterminer l’influence des différents paramètres a été utilisé afin de réduire le temps d’optimisation en cernant une plage de valeurs. Ces paramètres ont été affinés par la suite par des simulations de type éléments finis. Classiquement défini dans la littérature [MAT97], la résistance spécifique (proportionnelle à de 1/g0), la transconductance, la tension et le courant de pincement d’un JFET ont pour expression : Z × q × µ × ND × w Résistance spécifique faible → g0 élevée : g 0 = L Transconductance (gms élevée) : Z ×µ 1/ 2 1/ 2 g ms = × ( 2 × ε × q × N D ) × ⎡VP1/ 2 − (Vdi − VG ) ⎤ ⎣ ⎦ L q × N D × w2 2×ε Z × µ × q 2 × N D 2 × w3 Courant de pincement (Ip élevé): I P = 6×ε × L En utilisant les expressions précédentes, il est possible de tracer la variation de la densité de courant de saturation dans le composant en fonction de la taille du canal et du dopage (Figure 51). Tension de pincement (Vp faible) : VP = Figure 51 Densité de courant en fonction de la largeur w du canal. Illustration : Influence d’une variation de w sur la densité de courant w = 0.4 µm, N = 2.10 16 cm -3 , ∆w = ± 0.1 µm 40 A/cm² < JP < 200 A/cm² Les points figurant sur chacune des courbes correspondent à la valeur optimale de la largeur du canal w1 du VJFET telle qu’elle est définie page 75. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 59 Chapitre 3 : Conception Dans un JFET classique la variation du courant de pincement est en « µ × N D 2 × w3 ». La définition du canal en surface [ND2, W1] est sensible puisque c’est elle qui fixe le courant de saturation et la tension de pincement du composant. Cette variation, (augmentation du point d’inflexion des profils de concentration de type erreur fonction (page 108), implique une modification de la dose du canal de surface telle que la structure est définie dans le simulateur si l’on prend en compte le profil réel de la couche enterrée de type P (coupe A-A de la Figure 52). Figure 52 Coupe pour l'estimation de la largeur du canal en surface. Pour une valeur de concentration ND2 donnée et relativement faible par rapport à celle de la couche de type P (paramètre « NA1 »), il existe une dose maximale qu’il est inutile de dépasser correspondant à la compensation en surface de la couche de type P. Il est important de souligner qu’implanter des doses élevées peut impliquer une amorphisation du cristal, difficile à « guérir » par l’étape de recuit post-implantation. Les doses concernées restent relativement faibles (D < 1013 Atomes/cm2) par rapport à la dose critique DC = 4.1015 cm-2 et ne devraient par conséquent pas poser de problème de recristallisation du SiC. Toutefois, la dose implantée est liée à la durée d’implantation, réduire cette dose permet de réduire le temps de processus de fabrication et par conséquent le coût de fabrication du composant. Figure 53 Evolution de la largeur du canal en fonction du profil de concentration en surface. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 60 Chapitre 3 : Conception La Figure 53 montre la variation du profil de dopage (courbes rouges) en fonction du point d’inflexion du profil de concentration implanté (courbes noires en traits pointillés). Ce point d’inflexion est fonction de l’énergie maximale d’implantation et permet, en connaissant le profil de concentration de la couche de type P enterrée (courbe verte), d’estimer la valeur effective de la largeur w1 du canal horizontal (Wjonction sur la figure précédente). On remarque une saturation de cette valeur Wjonction à 0.66 µm. En effet, le fait d’augmenter la concentration maximale en surface permet d’augmenter ce point de compensation et d’arriver à une valeur de largeur de canal effectif W constant (Figure 54) mais nécessite des énergies d’implantations plus élevées. Figure 54 Canal effectif en fonction de la profondeur d’implantation. Illustration : Estimation de la valeur du canal effectif pour w=0.5 µm, Nepi = 1.10 16 cm -3 , Nsurface = 5.10 16 cm -3 w = 0.5 µm > weff = 0.53 µm Une autre solution envisageable (pour augmenter la valeur du courant) est d’augmenter la dose du canal horizontal [ND2 (et / ou) W1]. Cela implique une augmentation de la tension de pincement comme cela est illustré sur la Figure 55. Figure 55 Tension de pincement en fonction de la largeur du canal horizontal. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 61 Chapitre 3 : Conception Nous limiterons les valeurs de W et ND: A la faisabilité technologique de différents partenaires (CNM, LAMEL, IBS), selon les espèces implantées (N, Al). Dans le cas présent de l’azote, W sera limitée à une valeur maximale de Winfl = 0,44 µm. Ceci correspond à une énergie d’implantation de 350 keV pour de l’azote dans du SiC (comme cela est illustré sur la Figure 56). Figure 56 R P * en fonction de l’énergie d’implantation pour de l’azote et de l’aluminium (simulations I²SiC) (R P * : définition sur la figure de droite) A des couples donnant une valeur de tension de pincement faible. Augmenter la dose D du canal en surface pour une profondeur fixée permet d’obtenir des valeurs de densité de courant importantes. Ces divers graphiques permettent de déterminer des paramètres généraux en fonction du cahier des charges initialement choisi. L’objectif fixé en terme de densité de courant est de l’ordre de 100A/cm² à 200A/cm². En effet la puissance dissipée en régime de limitation (sous forte tension VDS) ne doit pas entraîner la destruction du composant. Il est donc important de rajouter la notion de puissance que peut supporter le composant. Pour cela, un terme optimal a été introduit. Il découle des expressions d’un modèle simplifié du VJFET présentées page 59 et permet de prendre en compte : La transconductance, La résistance spécifique, Une notion de puissance introduite par le produit VP × IP, (cf. équations de la page 59). En faisant l’hypothèse que la puissance est principalement générée dans le canal, nous pouvons en effet considérer le produit « VP × IP » comme critère de limitation en puissance. Ceci ne sera pas le cas lorsque le composant sera en régime de saturation (puisqu’il devra alors supporter la tension maximale de l’installation électrique sous son courant de saturation). En faisant l’hypothèse que la puissance dissipée dans le composant résulte du produit VP × IP = P, l’élévation de température dans le composant est alors ∆θ = P × RTH, (RTH étant la résistance thermique Semi-conducteur / milieu ambiant). Cette élévation de température est représentée sur la (Figure 57). Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 62 Chapitre 3 : Conception Figure 57 Densité de courant et température en fonction de l’inflexion du profil en surface Nous retenons dans un premier temps ce critère de limitation thermique pour la détermination de paramètres à affiner. Les limitations thermiques de fonctionnement seront déterminées par des simulations de type éléments finis. On définit donc ce coefficient afin de rechercher les dimensions « optimales » de la structure en fonction de paramètres tels que le dopage du canal, les dimensions de ce canal. ⎛ g ×g ⎞ Opt (W , N D , L) = max ⎜ o ms ⎟ ⎝ VP × I P ⎠(W , N D , L ) ⎛ ⎛ 5 N D × q × w2 ⎜ 6 2 × ( ε × q × N D ) 2 × µ × ⎜ −2 × VBI + 2 × ⎜ ε ⎜ ⎝ = max ⎜ 4 4 4 L × ND × q × w ⎜ ⎜⎜ ⎝ ⎞ ⎞ ⎟× Z ⎟ ⎟ ⎟ ⎠ ⎟ ⎟ ⎟⎟ ⎠ Pour l’optimisation utilisant les équations précédentes, nous ne considérons qu’un seul paramètre W, (W1 = W2 = W). On fait, dans ce cas, l’hypothèse d’un développement symétrique des zones de charge d’espace dans le canal du VJFET et par conséquent d’un pincement simultané du canal horizontal et vertical pour une tension de commande VGS nulle. Cette première approche permet ainsi d’estimer une largeur de canal optimale pour différentes valeurs de dopage du canal. La Figure 58 illustre ceci pour trois valeurs de dopage du canal et permet de situer l’optimal autour de 0,41 µm pour une concentration de l’ordre de 3×1016 atomes/cm3. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 63 Chapitre 3 : Conception Figure 58 Estimation de la largeur w2 optimale du canal Une gamme de paramètres est ainsi déterminée et permet d’obtenir : Une densité de courant de l’ordre de 200 A/cm², Une tension de pincement faible (de l’ordre de 10 V), Des paramètres technologiques réalistes (en termes d’énergie et de dose d’implantation). Concernant l’élévation de la température dans le composant en fonction des dimensions optimales du canal, nous pouvons remarquer que celle ci-reste relativement constante tout comme la tension de pincement. Cela est illustré par les points (correspondant à wopt) sur les courbes des figures suivantes (Figure 59). Figure 59 Estimation de la température et de la tension de pincement et points optimaux en fonction du dopage du canal Le choix des paramètres « w et ND » est fonction du taux d’activation de la couche implantée en surface. Une diminution du taux d’activation conduit à une diminution du compromis défini par le terme optimal. Il conviendra de choisir judicieusement la valeur de w et la concentration en surface ND afin de se situer dans une zone ou le critère optimal reste suffisamment élevé (comme cela est présenté sur la Figure 60). De plus nous avons montré précédemment (Figure 59) que la tension de pincement et le courant de saturation restent relativement constants pour chacun des points optimaux. Une valeur de w variant entre 0.5 µm et 0.6 µm ainsi qu’un dopage en surface autour de 3.1016 cm-3 permettent donc de se situer dans cette zone judicieuse. Les simulations de type éléments finis seront effectuées pour ces gammes de valeurs. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 64 Chapitre 3 : Conception Figure 60 Zone judicieuse pour le choix de la largeur de canal w en prenant en compte une incertitude sur le taux d’activation de la couche implantée en surface. d) -3 - Dimensionnement des couches pour la tenue en tension Sur le plan de la tenue en tension du composant, il est également possible d’estimer d’une façon analytique les paramètres constitutifs de l’épitaxie, couche qui « tient la tension ». Une première étude de la tenue en tension du composant peut être effectuée en considérant la jonction formée entre la couche de type P de l’électrode de grille (ou de source) et l’épitaxie de type N. L’expression de la tension de claquage pour une jonction plane, tronquée ou non, peut être exprimée en fonction du champ électrique maximal (Emax ou Ec) dans le SiC. La relation prise entre le champ électrique critique EC et le dopage est donnée par : EC = 1.7 ×106 + 3.104 × Log10 ( Dopage) Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 65 Chapitre 3 : Conception Dans le cas d’une jonction non tronquée, la tension de claquage a pour E2 ×ε expression : VBR = C 2× q × N Si la jonction est tronquée, le champ électrique prend une allure trapézoïdale. Ceci se produit si l’épaisseur de l’épitaxie Wt (épitaxie tronquée) est inférieure à Wm : E ×ε . Wt < Wm , Wm = C q× N L’expression de la tension de claquage est dans ce cas : Wt ⎡ ⎛ Wt ⎞ ⎤ EC2 × ε × ⎢1 − ⎜ VBR = ⎟⎥ × Wm ⎣ ⎝ 2 × Wm ⎠ ⎦ q × N La Figure 61 présente l’évolution de la tension de claquage pour différentes épaisseurs de couche en fonction du dopage. Pour une tenue en tension de 2000 V, plusieurs couples de valeurs [Wt, Dopage] sont envisageables. Figure 61 Tension de claquage en fonction du dopage et de l’épaisseur d’une jonction plane tronquée. Un point important dans le dimensionnement de cette couche est de minimiser la résistance série qu’elle ajoute au composant. Nous pouvons pour cela utiliser le facteur de mérite de Baliga [BAL89] qui permet de rechercher le compromis entre la tenue en tension la plus élevée et la résistance série la plus faible. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 66 Chapitre 3 : Conception Figure 62 Dopage et épaisseur optimaux en terme de tenue en tension et résistance série pour une jonction plane 1D tronquée. Pour une couche de 15 µm d’épaisseur, le dopage optimal est autour de 5.1015 cm-3 ce qui correspond à une tenue en tension théorique d’environ 2200 V. La résistance série ajoutée par la couche sera dans ce cas de 2.5 mΩ.cm². e) Conclusion A partir d’un cahier des charges initial, et en utilisant cette approche globale, il est possible de figer une étendue de paramètres constitutifs du composant : Au niveau du canal W1≈ W2 ≈ 0.5µm, o Pour ce qui concerne le dopage du canal (ND=3×1016 cm-3) (pour obtenir une densité de courant de l’ordre de 200 A/cm²), Au niveau de la tenue en tension (épitaxie W=15 µm / ND=5×1015 cm-3 pour une tenue en tension visée de 2200 V). Cette démarche globale décrivant les différentes briques par des modèles analytiques ne permet pas de prendre en compte les spécificités du carbure de silicium telles que : La variation de la mobilité avec la température, l’ionisation incomplète des dopants… L’influence de la passivation du composant, de sa terminaison, de sa géométrie… Développer un ou plusieurs modèles analytiques afin de décrire ces spécificités serait coûteux en temps. L’affinage des paramètres en prenant en compte les propriétés physiques du matériau et la faisabilité technologique est pour autant nécessaire. Des simulations de type éléments finis ont donc été mises en œuvre et sont présentées dans le paragraphe suivant. Ces simulations permettent d’affiner les paramètres extraits et d’évaluer les performances et les Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 67 Chapitre 3 : Conception limites de fonctionnement du composant limiteur de courant. Ceci sera effectué en prenant en compte les spécificités du carbure de silicium (propriétés physiques) et de la technologie de fabrication associée. 3.1.4 a) Affinage des paramètres : simulations de type éléments finis Simulations statiques Les équations simplifiées utilisées auparavant ne prennent pas en compte les effets de l’auto échauffement, ni la variation de la mobilité en fonction du champ électrique... Des simulations de type éléments finis vont donc permettre d’ajuster les dimensions optimales déterminées précédemment, en prenant également en considération l’aspect réalisation technologique et les contraintes associées. Nous allons étudier, dans les différentes simulations suivantes, l’influence de la variation des grandeurs géométriques sur les caractéristiques électriques afin de répondre au mieux au cahier des charges et de déterminer la variation du courant de saturation en fonction de la structure géométrique du JFET à couche enterrée. Comme nous l’avons présenté, deux canaux existent dans la structure simulée : un canal horizontal, un canal vertical. Le courant de saturation maximum sera fixé par celui qui impose le courant de saturation le plus faible. Ce dernier est fonction : De la longueur du canal L, De la largeur du canal w, De la mobilité (qui n’est pas la même pour la conduction horizontale et verticale), De la densité de charges dans l’oxyde à l’interface SiC/Oxyde. La prise en compte de l’aspect commande permet de rechercher le compromis résistance spécifique et réduction du courant par l’application d’une tension de commande entre l’électrode de source et l’électrode de grille. Les résultats des simulations de type éléments finis sont présentés dans le paragraphe suivant. b) Définition de la structure, maillage Afin de prédire le comportement électrique d’un composant placé dans un système, plusieurs approches sont possibles. La première est d’obtenir un modèle simplifié du composant et d’utiliser par la suite des solveurs électrique du type SPICE. L’obtention des modèles de composant est réalisable par des méthodes d’identification de paramètres, mais implique de disposer d’un composant déjà fabriqué. Une autre approche consiste à utiliser un modèle plus fin basé sur la résolution des équations de base des semi-conducteurs (page 54). Pour pouvoir résoudre ces équations, il est Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 68 Chapitre 3 : Conception nécessaire de mailler les structures. Les différentes équations sont ensuite résolues en chacun des points définis par ce maillage. Le maillage de la structure doit être affiné dans les zones actives du composant (canal vertical et canal horizontal) ainsi qu’au niveau des contacts (grille et source). Le maillage est ensuite « relâché » dans le reste de la structure (substrat). Le temps de simulation étant proportionnel au carré du nombre de nœuds, il faut trouver le compromis : temps de simulation acceptable / cohérence et précision des résultats de simulation. La définition du maillage adopté permet de satisfaire à ces deux exigences : La structure comporte environ 6000 nœuds, Le temps de simulation est de l’ordre de 3 heures pour obtenir une caractéristique I(V), (sans étudier pour l’instant l’aspect tenue en tension). La figure ci-dessous présente une vue du maillage adopté pour les simulations. Cette configuration de maillage est à adapter selon ce que l’on souhaite étudier. (effet des charges en surface, effet thermique, simulation de type mixed mode …). Passivation Contact Couche « P » Epitaxie « N » Substrat « N+ » Figure 63. Vue du maillage de la structure simulée (électrode de grille à gauche, de source à droite) Globalement on peut retenir que le maillage doit être fin dans les zones présentant des variations de grandeurs importantes (dopages, charges, résistance thermique …). c) Simulations de type éléments finis L’approche globale en utilisant comme profil de la couche enterrée un profil simulé avec I²SiC démontre l’importance de connaître l’allure réelle des profils des couches implantées, notamment pour la définition du canal en surface du composant (variation de la largeur effective du canal, Figure 53 de la page 60). Outre la définition réaliste des profils d’implantation, d’autres contraintes ont été prises en compte pour la définition de la structure avant de réaliser des simulations : Cahier des charges initial (page n°1), Réalisation technologique des implantations, taux d’activation des dopants… Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 69 Chapitre 3 : Conception Les marges de sécurité pour la réalisation des étapes de photolithographie ont également été prises en compte, et plus particulièrement pour le dessin des masques de fabrication. 3.1.5 Recherche du compromis « faisabilité / cahier des charges » Le profil utilisé pour la simulation de la structure est celui qui permet d’obtenir un canal en surface de l’ordre de 0,6 µm. Il correspond à une implantation : o Pour la couche de type P enterrée : o d’aluminium à une énergie de 2 MeV avec une dose de 1014 cm-2. o Pour la couche de compensation de type N en surface o d’un profil carré d’azote pour une gamme d’énergie variant de 20 keV à 320 keV. Nous présentons dans les paragraphes suivant l’influence de chacun des paramètres constitutifs du composant sur les caractéristiques électriques afin de valider la consistance de l’approche globale ainsi que des paramètres qui en sont issus : Densité de courant, Tenue en tension, Dimensions optimales. a) Profondeur d’implantation w1 variable Figure 64. Variation de la largeur du canal horizontal Figure 65 Caractéristiques électriques I(V) simulées : variation de w1 (20 µA → 250 A/cm²) Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 70 Chapitre 3 : Conception Figure 66 Caractéristiques électriques I DS (VDS ) w1 (8 µA → 125 A/cm²) Tableau 11 Synthèse sur l’influence de W1 . 0.56 W1 (µm) 0.67 0.76 IDS(10 V) (µA) 1,72 5,05 8,35 IDS(50 V) (µA) 1,85 5,72 10 ,95 IDS(100 V) (µA) 1,93 5,94 11,83 IDS(400 V) (µA) 2,12 6,57 13,63 La variation du courant de saturation (par rapport à w1), est normalement proportionnelle à (w1)3. Ceci peut être dû à la compétition entre les deux canaux (vertical et horizontal). L’augmentation du courant de saturation en fonction de la tension appliquée VDS pour une même valeur de largeur de canal w1 est causée par l’extension de la zone de charge d’espace dans l’épitaxie coté drain (augmentant ainsi la longueur du canal vertical). b) Largeur de canal w2 et dopage d’épitaxie Nd2 variables La couche enterrée est implantée pour former un canal en surface de largeur w1=0,76 µm, pour un dopage de l’épitaxie de ND=1016 cm-3. La profondeur d’implantation reste inchangée pour les simulations suivantes. Le fait de changer le dopage de l’épitaxie va conduire à une modification du canal en surface, l’extension des zones de charges d’espace étant fonction du dopage. Si on diminue le dopage de l’épitaxie, la largeur du canal horizontal conducteur sera plus ⎛ 2 × ε × Vbi ⎞ petite ⎜⎜ wCANAL ≈ w1 − wZCE ≈ w1 − ⎟⎟ . × q N D ⎝ ⎠ De ce fait, le courant diminue mais la pente en régime de saturation augmente (la résistance série du canal est plus grande). Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 71 Chapitre 3 : Conception Figure 67 Caractéristiques électriques IDS(V DS) en direct en fonction : du dopage de l'épitaxie et de la largeur du canal w1 (20 µA → 250 A/cm²) Si la largeur du canal w2 est de l’ordre de grandeur du double de w1 (w2 ≈ 2.w1) alors la variation du courant en régime de saturation est comprise entre ∂I ⎞ ⟨ 60 nA / V . Le fait d’avoir un facteur 2 entre les largeurs 6 nA / V ⟨ ⎛⎜ 1 = g D = DS R ∂VDS ⎟⎠ DYN ⎝ des deux canaux permet d’avoir un pincement probablement simultané des zones de charge d’espace dans les deux canaux. Ainsi la caractéristique électrique IDS(VDS) semble plus linéaire en régime de saturation. Conclusions : La pente dans la caractéristique du courant en régime de saturation est causée par : La résistance série de l’épitaxie, au niveau du canal vertical, La variation relative de la longueur effective du canal avec la tension drain/source. Ces influences peuvent être compensées par une modulation de la résistivité de la zone épitaxiée (limiteur de type IGBT à canal préformé [SAN96]), mais ceci implique la présence d’une couche P+ tampon en face arrière et donc une chute de tension importante à l’état passant. De plus, la durée de vie des porteurs étant plus faible pour le SiC (100 ns) que pour le silicium (quelques µs), cette modulation du courant ne sera pas aussi efficace que pour les composants en silicium. Cette solution n’est donc pas réalisable compte tenu du cahier des charges initial (faible chute de tension à l’état passant, tenue à haute tension). Une autre solution consiste en l’augmentation de la longueur réelle du canal (L1) afin d’obtenir une faible variation de la longueur du canal effectif (L1eff). Nous décrirons une autre possibilité de modulation du courant par l’utilisation de l’électrode de grille, permettant de faire varier la résistivité de la couche épitaxiée et de modifier la tension de pincement du limiteur dans le chapitre 4. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 72 Chapitre 3 : Conception c) Variation de la longueur du canal (L1) Figure 68 Variation de la longueur du canal en surface (L 1 ) Tableau 12 Paramètres constants Paramètre Valeur Paramètre Valeur w1 0,76µm Nd1 1.1019cm-3 L2 0,8µm Nd2 9.1015cm-3 w3 10µm Na1 4.1018cm-3 Figure 69 Caractéristiques électriques I(V) simulées : variation de L 1 (12 µA correspond à 150 A/cm²) Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 73 Chapitre 3 : Conception Figure 70 Variation du courant de saturation pour différentes valeurs de longueur du canal horizontal (L1) et de la tension V DS (12 µA → 150 A/cm²) Conclusions : Le graphique précédent met en évidence le fait que plus le canal en surface est long, moins le courant de saturation est sensible à la tension appliquée entre le drain et la source du composant. La variation relative du courant pour une valeur de longueur de canal L1 donnée en fonction de la tension est présentée dans le graphique suivant. Figure 71 Sensibilité du courant de saturation par rapport à la tension en fonction de L1 Ceci permet de mettre en évidence la sensibilité du courant de saturation par rapport à la tension VDS lorsque la longueur de canal L1 est plus grande. En effet pour un canal de 11 µm, les écarts sur le courant (par rapport à VDS) sont de l’ordre de 10 %. Pour un canal horizontal défini avec une longueur L1 de 11 µm et une largeur w1 de 0.76µm, il est intéressant de diminuer la sensibilité du courant à une augmentation de la tension VDS. Ceci peut être réalisé en contrôlant la résistance du canal vertical, donc en ajustant les deux paramètres w2 et L2. L’effet d’une variation de w2 sur les caractéristiques électriques du composant a été mis en évidence en extrayant la valeur de la transconductance du composant en régime linéaire (Figure 75 page 77). Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 74 Chapitre 3 : Conception d) Effet des charges dans la passivation Une des étapes finales de la fabrication de tout composant consiste en l’encapsulation. Le semi-conducteur est alors recouvert d’une couche de passivation. L’effet de cette couche peut être non négligeable sur les caractéristiques électriques du composant. Le fait de déposer une couche de passivation sur du SiC de type N conduit à la présence de charges fixes négatives à l’interface SiC/passivant, et ceci quel que soit le type de passivation utilisée. Le fait que ces charges soient négatives est un inconvénient dans le cas du limiteur de courant. En effet ces charges fixes vont avoir tendance à créer une accumulation de trous en surface du SiC, afin d’obtenir un équilibre électrostatique. De ce fait la largeur w1 de la partie horizontale du canal sera restreinte, impliquant une diminution de la valeur du courant de saturation, comme cela est illustré sur la Figure 72. Figure 72 Effet des charges fixes de l’oxyde sur la largeur w1 du canal horizontal. Il est possible de « masquer » l’effet des charges fixes en choisissant un dopage dit de « compensation, paramètre ND2 (ou Nsurf ) de la structure » en surface du SiC suffisamment élevé. La réduction de la largeur du canal provoquée par les charges peut être chiffrée en étudiant l’évolution de la résistance spécifique du composant sous faible polarisation VDS = 1 V. La Figure 73 présente l’évolution de cette résistance spécifique en fonction de l’augmentation de la densité de charges fixes NSS dans la passivation, et du dopage de compensation en surface Nsurf . On obtient ainsi la cartographie de la résistance spécifique (exprimée en mΩ.cm²) en fonction de ces deux paramètres NSS et Nsurf . Figure 73 Effet sur la résistance spécifique du composant de la densité de charges fixes « NSS » dans l'oxyde et du masquage par la couche de compensation « N surf ». Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 75 Chapitre 3 : Conception Un dopage en surface supérieur à 3.1016 cm-3 permet d’obtenir une valeur de résistance spécifique du canal inférieure à 100 mΩ.cm². Sans couche de compensation implantée en surface, et pour une densité de charges fixes supérieure à 2.1011 cm-2, le canal est bloqué. Réduire l’effet de ces charges est donc possible en choisissant judicieusement le dopage de compensation en surface Nsurf . 3.1.6 Conclusions Pour une longueur de canal L1 de l’ordre de 10 µm, le fait de diminuer la largeur du canal vertical permet de réduire la variation du courant en régime de saturation. En effet la diminution du courant en fonction de w1 est de l’ordre de 0,6 µA/µm, cette valeur reste faible par rapport à la diminution du courant en fonction de la longueur L1 du canal en surface (variation en 1/L1). Il est donc possible de minimiser l’erreur commise sur la définition de la largeur w2 du canal vertical en augmentant la longueur L1 du canal horizontal. Par contre, on diminue le courant de saturation dans le composant. Figure 74 Densité de courant en fonction de L 1 et de w2 Pour diminuer la résistance série, il faut que la partie horizontale du canal sature bien avant le pincement de la partie verticale. Ceci implique une distance entre les deux couches enterrées w2 plus grande. L’étude de la variation de la transconductance et de la résistance série du composant est résumée dans la figure ci dessus. On remarque l’influence négligeable de la distance w2 sur ρspec à partir de w2> 4 µm. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 76 Chapitre 3 : Conception Figure 75 Résistance spécifique et transconductance en fonction de w 2 Une valeur de w2 élevée impose d’appliquer une tension de commande plus grande entre les électrodes de source et de grille et donc de rendre plus difficile le contrôle du courant. On dispose de quatre grandeurs de réglage (si on fixe la profondeur de la couche P+ enterrée) : Nsurf : l’implantation d’une couche de compensation de type N en surface du composant permet : o De contrôler la largeur w1 du canal horizontal et d’augmenter le courant dans le composant, o de rendre négligeable l’effet des charges fixes dans la passivation, L1 : la longueur du canal horizontal,W2 : la largeur du canal vertical (distance entre les couches enterrées de type P). Un abaque reliant la dose du canal et la densité de courant a été extrait de l’ensemble de ces simulations. Il permet de connaître la dose du canal en surface « paramètre ND2 » à implanter en fonction de la densité de courant désirée. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 77 Chapitre 3 : Conception Figure 76 Relation entre la dose du canal et la densité de courant en régime de saturation. En appliquant le facteur optimal utilisé dans l’approche globale aux résultats obtenus par les simulations de type éléments finis, nous obtenons le graphique suivant qui permet le choix du couple [w2, L1] optimal en terme : De résistance série, Résistance dynamique (en régime de saturation), Transconductance maximale en régime de saturation, Puissance dissipée. L’expression du facteur optimal est : K opt = g m × rdyn rspec × VP × I P La résistance dynamique a été ajoutée dans cette démarche puisqu’elle permet de prendre en compte la modulation de la résistance de l’épitaxie en fonction de la tension appliquée entre les électrodes de drain et de source. Figure 77 Effet de la résistance dynamique sur la puissance en régime de limitation Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 78 Chapitre 3 : Conception Disposer d’une résistance dynamique grande pour une même valeur de tension permet de réduire les pertes en régime de limitation en passant d’une puissance dissipée P 1 à P2. Figure 78 Evolution du terme optimal selon le couple [L 1 ; w2 ]. Un couple [L1 = 10 µm - W2 = 2 µm] permet d’obtenir le meilleur compromis en prenant en compte la résistance série, la résistance dynamique, la transconductance et la puissance dissipée. Il est ainsi possible de minimiser l’influence des écarts de distance entre les couches entrées de type P. Ainsi avec L1 = 10 µm, une augmentation de w2 de 2 µm à 5 µm implique une diminution de 18% pour le terme optimal (D1). Pour L1=6 µm, cette diminution est plus importante : de l’ordre de 28% (D2). Cette diminution est représentative : D’une dégradation de la transconductance avec l’augmentation de la distance entre les couches enterrées, De l’augmentation de la puissance à dissiper en régime de limitation. Ces différentes valeurs de longueur de canal L1 et de distance w2 entre les couches enterrées seront utilisées lors de la conception des masques de fabrication afin de valider ces tendances. Le profil de la couche implantée utilisé pour la suite des simulations est celui obtenu par simulation avec I²SiC, il permet d’obtenir une caractéristique électrique plus proche de la réalité. Il est important de souligner que le profil utilisé est un profil « chimique » et que tout les dopants implantés ne sont pas électriquement actifs. Nous utilisons donc des modèles permettant de prendre en compte l’ionisation incomplète des dopants [LAD00]. La Figure 79 illustre l’influence d’une variation du taux d’activation des dopants de la couche de type P enterrée (NA1 = 4.1018cm-3) sur la densité de courant (variation de NA1 de 50 % à 60 %) . Cette influence a été mise en évidence pour : Deux valeurs de dopage du canal en surface (ND2 = 3.1016 cm-3 et ND2 = 6.1016 cm-3), Deux valeurs de longueur de canal L 1=6 µm et L1 = 10 µm. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 79 Chapitre 3 : Conception Figure 79 Influence du taux d’activation T des dopants de la couche de type P enterrée pour différentes valeurs de longueur L (L1) et du dopage N D2 du canal horizontal. Afin de compléter ces estimations, des simulations de type électrothermique doivent permettre de déterminer la capacité du composant à supporter des surcharges. Ces évaluations ont été réalisées en prenant comme paramètres du VJFET les paramètres obtenus précédemment et un environnement thermique classique des composants en silicium (résistance thermique d’échange). Ces simulations complémentaires ont pour but de permettre de préciser le fonctionnement de ce composant et de déterminer des paramètres permettant de répondre au mieux au cahier des charges. 3.1.7 Couplage avec l’équation de la chaleur Les fortes densités de puissance mises en jeu en régime de limitation (VDS×IDS) ne doivent pas conduire à la destruction du composant. Il est donc important de prendre en compte l’effet de l’auto échauffement du composant sur ses caractéristiques électriques. Afin de considérer le composant dans son environnement réel, il convient de rajouter des résistances thermiques participant à l’échange avec le milieu extérieur et d’effectuer des simulations électrothermiques. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 80 Chapitre 3 : Conception Figure 80 Vue de principe de la chaîne thermique composant-milieu extérieur. En ne considérant que la cellule active (de 25 µm de large), et compte tenu des dimensions de la structure, la densité de courant dans le canal horizontal est environ dix fois supérieure à la densité de courant dans l’électrode de drain en face arrière du composant. Lors du pincement du canal, la forte densité de courant localisée entraîne une élévation de la température du fait de la génération d’une puissance importante dans un volume restreint. Dans tous les matériaux (conducteurs et semi-conducteurs), cet échauffement provoque une diminution de la mobilité des porteurs, donc du courant. Les paramètres utilisés pour modéliser ces différents effets ont généralement été déduits de mesures expérimentales [8, 9]. Le modèle pris en compte pour la variation de la mobilité en fonction de la température est présenté dans l’équation 4. Les paramètres sont résumés dans le tableau suivant. Tableau 13 Paramètres du modèle de Caughey-Thomas Paramètre 4H-SiC µn µmax (cm².V-1.cm-1) 870 µmin1 (cm².V-1.cm-1) 0 µp 120 0 µmin2 (cm².V-1.cm-1) 0 0 Cr (cm-3) 2.1017 5.1019 α 0,55 0,3 ξ 2 2 −ζ µ n, p = µ min1 + ⎛ T ⎞ ⎟ ⎝ 300 ⎠ ⎛N 1+ ⎜ i ⎝ Cr µ max ⎜ − µ min 2 α ⎞ ⎟ ⎠ , N i = N a− + N d+ L’influence sur les caractéristiques électriques de la concentration du canal en surface a été étudiée par simulations Figure 81. Une augmentation de la concentration du canal (Nd2) permet d’augmenter la densité de courant de saturation du composant. L’échauffement qui se produit en régime de saturation se traduit par une diminution de la mobilité des porteurs, d’où une réduction du courant. Cet effet est d’autant plus important que la densité de courant est importante. La température limite fixée est de 900K. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 81 Chapitre 3 : Conception Figure 81 Influence du dopage du canal sur les caractéristiques électriques et mise en évidence de l’auto échauffement. Un critère important dans la conception du composant concerne le temps maximum pendant lequel il est capable de supporter le défaut. Afin de mettre ceci en évidence, des simulations temporelles ont été effectuées en appliquant un créneau de tension dont le temps de montée est différent (dV/dt). Ceci permet de rechercher la limite de fonctionnement du composant en fonction du temps d’application du défaut. Afin de démontrer l’effet de l’auto échauffement, des dimensions géométriques L = 6 W = 5 ont été choisies. Le but est d’avoir une valeur de courant de saturation importante, induisant un effet d’échauffement lui aussi relativement important. La tension maximale appliquée est fixée à 400V, le temps d’application de la rampe est lui variable. La limite de fonctionnement thermique est fixée à 900 K. Figure 82 Evolution de la température et de la densité de courant en dynamique Du graphique précédent, il est intéressant d’extraire des courbes similaires aux courbes I²t des fusibles. Ceci doit permettre à terme le choix d’un composant en fonction du Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 82 Chapitre 3 : Conception type d’application, du type de défaut (temps de montée de la tension aux bornes du composant pouvant être relié à la constante L/R du circuit électrique dans lequel il sera inséré). Figure 83 Zone de fonctionnement de sécurité (SOA) en dynamique Deux valeurs de densité de courant figurent sur ce graphique : I(VMAX), correspond à la densité de courant pour la contrainte maximale (température maximale atteinte ou tension maximale atteinte), IMAX, correspond à la valeur maximale atteinte pendant le régime transitoire. Compte tenu de l’échauffement en régime transitoire, cette valeur peut être supérieure à I(VMAX). Les deux valeurs tendent à être identiques pour des temps de montée de tension très courts (soit un dV/dt grand). En effet pour un défaut bref dans le temps, l’élévation de la température est faible, ne provoquant donc pas de diminution du courant. Pour chacun des temps simulés, figurent également sur le graphique la limite atteinte (VMAX, TMAX, VLIMITE), permettant de mettre en évidence soit une limitation de fonctionnement en tension ou en température. La limite à 400 V n’est pas la tension maximale qu’est supposé tenir le composant en régime de limitation mais a pour unique but de définir une gamme d’utilisation du composant. De telles caractéristiques devraient être complétées dans le cas d’une pré-industrialisation du composant. Ces considérations dynamiques ont concerné la prise en compte du comportement thermique du composant sans mettre en œuvre l’électrode de grille. Il semble intéressant de pouvoir augmenter l’étendue de cette « zone de sécurité » notamment pour des défauts longs. L’utilisation de l’électrode de grille pour réduire le niveau du courant en régime de limitation doit permettre de diminuer fortement l’autoéchauffement du composant, permettant par conséquent d’augmenter la valeur de la tension V limite. Dans le cas d’un défaut long, dV/dt = 30 mV/µs, la tension maximale de fonctionnement est Vmax = 190 V. Diminuer le courant de saturation en appliquant une tension de commande VGS devrait permettre d’obtenir une limite en tension plus élevée. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 83 Chapitre 3 : Conception Sans pour autant figer l’application dans laquelle un limiteur de courant sera utilisé, il est intéressant d’évaluer les performances dans un système réel. Pour ce faire, des simulations dites dynamiques ont été effectuées et sont présentées dans le chapitre suivant. 3.1.8 Simulations dynamiques Afin d’estimer les performances du VJFET dans un circuit électrique, des simulations de type « mixed mode » combinant un noyau éléments finis pour le JFET couplé à un solveur de circuit électrique de type SPICE ont été réalisées. Ceci permet d’analyser le comportement en dynamique et les performances de modulation du courant. Le circuit électrique utilisé pour les simulations est présenté ci-dessous. Les inductances parasites de câblage ont été rajoutées tant sur l’électrode de grille que dans le circuit principal. Figure 84 Schéma électrique utilisé pour les simulations. L’utilisation d’un shunt et d’un circuit de commande approprié permet de moduler la tension VGS et par conséquent de contrôler le niveau du courant dans le circuit principal. Une tension de commande avec deux valeurs différentes permet de montrer la possibilité de réduire le niveau du courant dans le circuit principal voire de l’interrompre en ~ 0.2 µs (Fig. 7). Les pertes en régime de limitation peuvent ainsi être contrôlées. Figure 85 Forme d’onde pour deux niveaux de tension de commande VGS (-10 V et –40 V) Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 84 Chapitre 3 : Conception L’application d’une tension de grille permet de diminuer les pertes en régime de limitation : de 6 kW/cm² pour t < 15 µs à 500 W/cm² pour t > 15 µs. L’influence de la résistance de grille sur les pertes en commutations a été également étudiée. L’adaptation de la valeur de la résistance de grille permet également de réduire les pertes sans dégrader de façon significative le temps de fermeture du courant dans le circuit. Cette possibilité de contrôle des pertes en ajustant la valeur de la résistance de grille est résumée dans le tableau 2. Les pertes dans le circuit de commande (POFF) sont calculées à partir de la Figure 86 en intégrant le produit IGS ×VGS. Figure 86 Forme d’onde du courant de grille pour deux valeurs de résistance Rg . Tableau 14 Pertes en fonction de la valeur de la résistance de grille Rg JGmax (A/cm²) Poff (W/cm²) 20 - 0.41 0.146 30 -0.36 0.133 Les estimations de comportement dans un système montrent l’aptitude du composant à réagir rapidement à un défaut pour limiter le courant ou l’interrompre (s’il est associé à un circuit de commande approprié). Nous ne développerons pas plus l’étude dynamique du composant. La mise en œuvre système de ce dernier et l’estimation de ses performances s’inscrit dans la perspective de ce travail de démonstration de la faisabilité du composant limiteur de courant. L’intégration système et les gains attendus seront abordés dans le chapitre 4. Nous allons présenter, dans le paragraphe suivant, l’aspect tenu en tension du composant en développant plus spécifiquement la protection périphérique. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 85 Chapitre 3 : Conception 3.2 Protection périphérique du limiteur de courant Placé dans un circuit électrique, le composant limiteur de courant peut être soumis à des tensions élevées lorsqu’il entre en régime de saturation. Une marge de sécurité est fixée sur la tension maximale pouvant apparaître : Vmax=2.5×VN. Il convient donc de dimensionner la protection périphérique du composant. L’objectif de la protection périphérique des composants est d'obtenir des tensions de claquage proches de la valeur de celles d'une jonction plane de type P-ν-N. Pour cela il faut éviter le resserrement des équipotentielles au niveau de la périphérie des composants (courbure cylindrique ou sphérique des jonctions). En effet, l'existence d'un champ électrique important implique une diminution de la tension de claquage des composants. La Figure 87 présente la coupe 3D d’une cellule du composant ainsi que de sa périphérie, avec le caractère sphérique ou cylindrique de la jonction à protéger. Figure 87 Coupes 3D du composant et de la périphérie. Afin d’augmenter la tenue en tension des composants, plusieurs techniques sont couramment mise en œuvre : 1. MESA : gravure en surface du composant (Figure 88), Figure 88 Terminaison de jonction de type MESA Pour assurer le maintien de l’équilibre des charges de part et d’autre de la jonction, la zone désertée est « forcée » de s’étendre du côté le moins dopé de la jonction près de la surface. Ainsi le resserrement des équipotentielles est limité et le champ électrique à l’interface est réduit. 2. ANNEAU(X) DE GARDE : répartition graduelle de la tension appliquée en surface du composant, Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 86 Chapitre 3 : Conception Figure 89 Terminaison de jonction de type anneaux de garde 3. JTE (Junction Terminaison Extension) ou poche : extension latérale de la jonction polarisée en inverse par une implantation du même type que la jonction à protéger, mais avec un profil de concentration différent. Figure 90 Terminaison de jonction de type JTE (Junction Terminaison Extension) Grâce à l'extension de la jonction principale, la zone de charges d'espace va pouvoir s'étendre plus largement. Ceci implique un étalement des équipotentielles et une réduction du champ électrique en volume, donc une augmentation de la tension de claquage. 3.2.1 Etude de la solution de type MESA Dans un premier temps, une protection de type MESA à été étudiée. Ce type de solution permet de limiter le champ électrique dans le SiC mais induit un champ très important dans la couche de passivation en surface du carbure de silicium. L'étude de la tenue en tension avec une protection de type MESA, a été effectuée en faisant varier : La profondeur de gravure L'angle de gravure. Les critères retenus pour définir la tenue en tension du composant sont : Un champ électrique intense localisé dans la structure, L'intégrale d'ionisation, Une augmentation rapide du courant inverse. De la coïncidence de ces trois critères, nous extrayons la tension de rupture du composant comme cela est illustré sur la figure suivante pour une tension de 1380 V ou l’on remarque : L’augmentation du courant, L’égalité φe,h = 1 (intégrale du coefficient d’ionisation des porteurs), Champ électrique intense (E > Ec = 2.106 V/cm). Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 87 Chapitre 3 : Conception Figure 91 Simulation du claquage du composant : coïncidence des trois critères d’arrêt. Cette approche (coïncidence des trois critères) sera retenu pour l’étude des différents types de protection périphérique. L'effet des charges négatives à l'interface (dans le passivant) est bénéfique sur la tenue en tension du composant. Elle induit en effet une désertion d'électron dans le SiC et une accumulation de trou, jouant le rôle d'une zone P faiblement dopée à l'interface (Figure 92). Figure 92 Effet de la passivation sur la tenue en tension pour une protection de type MESA Ceci se traduit par un étalement des équipotentielles et une légère augmentation de la tenue en tension (∆ VBR = 33V, soit un gain de l'ordre de 5%). Toutefois, cette solution induit un champ électrique important dans la passivation, et des claquages prématurés en surface du composant. Par conséquent une solution de type anneaux de garde est étudiée. 3.2.2 Etude de la solution de type anneaux de garde Le principe de ce type de protection est de répartir la tension inverse appliquée en surface du composant en réalisant une division potentiométrique du potentiel en surface du composant. Pour l'optimisation de la distance inter anneaux (d), il est possible d’utiliser la Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 88 Chapitre 3 : Conception q.Nd.d² , (V1, V2 étant le potentiel de chacun des anneaux, d la distance 2.ε s entre les anneaux). On optimise ainsi la distance d pour obtenir une répartition égale du potentiel en surface. Dans sa thèse V. Boisson [BOI85], met en évidence que le claquage se produit en volume, au point de courbure maximale de la jonction et que la distance inter anneaux ne doit pas être constante. La détermination des distances entre les anneaux se fait par essais successifs. Sur le plan technologique cette méthode présente l’avantage de ne pas nécessiter d'étape d’implantation supplémentaire, les anneaux étant réalisés simultanément avec l’implantation des couches de source et grille du composant. La figure suivante présente les différents paramètres devant être ajustés. Leurs influences sur la tenue en tension sont détaillées dans les paragraphes suivants. formulation : V1=V2 = Figure 93 Schéma de principe d’une protection par anneaux de garde et des paramètres à optimiser. a) Cas d'un seul anneau de garde a) -1 - Distance « a » (extension de la source par rapport au contact métallique) L’influence de la longueur de l’extension de la source par rapport au contact métallique de l’anode (distance « a ») sur la tenue en tension du composant a été prise en compte. La figure suivante présente l’évolution de la tension de claquage en fonction de « a ». Figure 94 Tension de claquage en fonction de l’extension a de la couche P par rapport à l’électrode de source. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 89 Chapitre 3 : Conception a) -2 - Distance d (distance entre la source et le premier anneau de garde) La Figure 95 présente l’évolution de la tension de claquage en fonction de la distance « d » entre la source et le premier anneau. Figure 95 Evolution de la tension de claquage en fonction de la distance anode-anneau On limite volontairement la distance « d » à une valeur de 2 µm pour des raisons de réalisation technologique. La distance anode / anneau (d) est défini par rapport aux positions des jonctions. Elle est fonction de l’extension latérale des couches implantées et également de la profondeur de la gravure, ces deux paramètres définissant le rayon de courbure de la jonction principale et de l’anneau (Figure 96). Figure 96 Rayon de courbure de la jonction à protéger. L'extension latérale de la couche enterrée de type P ( c'est à dire le rayon de courbure de la jonction en périphérie), ne peut être définie que par deux types de fonctions mathématiques : 2 ⎛ y − y peak ⎤ ⎞⎟ , Fonction gaussienne : g(y)=C peak.exp⎜⎜ − 1 ⎡⎢ 2 ⎣ stdDevy ⎥⎦ ⎟ ⎝ ⎠ ⎛ yin − y ⎤ ⎞ ou fonction erreur : g(y)= Cmax .⎜1+erf ⎡⎢ ⎟, stdDev y⎥ 2 ⎝ ⎣ ⎦⎠ en ajustant un facteur : "lateral factor" (stdDev). Les résultats de simulations d'implantation de la couche enterrée (Figure 97) avec le logiciel I²SiC [MOR99] ont été exploités pour Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 90 Chapitre 3 : Conception déterminer un rayon de courbure approchant le plus possible l'extension latérale lors de l'implantation. A A Figure 97 Profil de concentration 2D, Al implanté dans SiC-6H (2MeV, tilt 8°) La figure suivante présente la concentration simulée (I²SiC) et approchée définie dans le simulateur pour une coupe selon l'axe AA de la figure précédente. Figure 98 Estimation de l’extension latérale de l’implantation à haute énergie. L'angle d'implantation introduit une dissymétrie du profil de concentration sur la coupe AA. Un facteur latéral de 0,25 convient pour la partie gauche du profil mais moins bien pour la partie droite. Cette valeur a été retenue tout de même (valeur moyenne la plus approchante). a) -3 - Longueur L (longueur de l'anneau de garde) La distance minimale entre les caissons de type P du limiteur de courant (grille et source) est de l’ordre de 2 µm (au minimum). Cette valeur a donc été retenue pour déterminer la valeur optimale de la longueur L de l’anneau, compte tenu des limitations technologiques (réalisation d’une distance plus petite plus difficile lors de l’étape de photolithographie). Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 91 Chapitre 3 : Conception Le graphique suivant présentent la variation de la tension de claquage en fonction de la longueur L pour une distance d = 2 µm. L’optimum se situe autour de L=50 µm pour la couche implantée de type aluminium. Figure 99 Tension de claquage en fonction de la distance « a » Ce type de protection permet d’obtenir une tension de claquage maximale de 1200 V pour des distances : a = 7 µm, d = 2 µm, L = 40 µm. L’augmentation de la tenue en tension avec une extension a = 150 µm est de l’ordre de 200 V. La tension de claquage est ainsi de l'ordre de 1400 V. b) Cas de trois anneaux de garde Paramètres de simulations : 3 anneaux de garde distants de d = 3µm, D’une longueur L = 40 µm, Distance anode / anneau a=150 µm. La structure périphérique de base occupe donc une longueur de (3+40)*3+150 = 279 µm, tenue en tension : 1474V. Cette valeur de tenue en tension pourrait sensiblement être améliorée en optimisant de façon plus précise la distance inter anneaux. Mais compte tenu des incertitudes sur : l'extension latérale de l'implantation, la profondeur de la gravure, et étant donné que le rayon de courbure de la périphérie de la jonction est petit, la tenue en tension ne pourra pas être augmentée de façon suffisante (dans ce cas VBR , cyl. / VBR , plan = 82%). Cette valeur est similaire a ce qui est présenté dans la littérature Baliga [BAL87], Boisson [BOI85] . Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 92 Chapitre 3 : Conception c) Conclusion On peut diminuer le dopage de l'épitaxie pour obtenir la tension de claquage souhaitée (1,8 kV) en périphérie, (la tenue en tension de la jonction plane sera supérieure), mais ceci modifie les caractéristiques électriques du limiteur de courant. Compte tenu des limitations des protections précédentes, un autre type de protection JTE (poche latérale du même type que la jonction à protéger), est abordé pour obtenir la tenue en tension souhaitée (1,8 kV). 3.2.3 Etude de la solution de type JTE Figure 100 Paramètres de la JTE à optimiser. Les paramètres à optimiser sont : La longueur de la poche, La dose implantée (profondeur de jonction et dopage), La distance «a » entre l’électrode de source et l’extrémité de la jonction principale. 3.2.4 Optimisation des paramètres de la protection par JTE Prendre en compte un profil implanté réel pour la simulation de la tenue en tension est coûteux en temps. L'optimisation est faite comme suit : Optimisation des paramètres sous ISE (avec des profils de concentration analytique), Détermination des paramètres technologiques du profil de concentration en utilisant le logiciel I²SiC, Validation de ces paramètres avec des simulations de type éléments finis (ISE). La variation de la tension de claquage avec la dose a été étudiée. Les figures ci-dessous présentent la structure simulée et l’évolution du champ électrique en fonction de la dose de la JTE. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 93 Chapitre 3 : Conception émetteur JTE Figure 101 Pic de champ en fonction de la dose de la JTE La figure du haut est la coupe de la structure utilisée pour les simulations ISE de type éléments finis. On y remarque la jonction principale à protéger et la JTE. La figure du bas permet de visualiser l’évolution des pics de champ électrique dans la structure en fonction de la dose de la JTE. Pour de faibles doses, le pic de champ est situé en bordure de la jonction principale (courbe rose). Une augmentation de la dose de la JTE conduit à un équilibre du champ électrique entre le bord de la jonction principale et de la JTE. Une augmentation trop forte de la dose induit un champ électrique élevé en bord de JTE. Un pic de champ est significatif du lieu de claquage, de stress dans le SiC et la passivation. Ces simulations permettent de tracer l’évolution de la tension de claquage en fonction de la concentration ou de la dose afin de déterminer les paramètres pour l’implantation. VBR (V) Figure 102 Tension de claquage en fonction de la dose de la JTE. La dose optimale se situe autour de Dopt = 8.1012 cm-2. On fixe (pour la fabrication) une dose de l’ordre 2.1013 cm-2. En considérant que le taux d’activation ne sera pas de 100%, la dose « active » sera plus faible et impliquera une diminution de la tension de claquage visée (VBR = 1400 V). La Figure 103 présente le profil I²SiC de la JTE dite « optimale » (cercles), et implantée (étoiles) sans surévaluer la dose à implanter. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 94 Chapitre 3 : Conception Figure 103 Profil de concentration simulé de la poche (JTE). Profils : idéal (Dopt) et implanté (D implantée), avec le détail des énergies (en keV) et des doses de la séquence d’implantation. 3.3 Conclusion sur la conception Afin de minimiser les incertitudes dues au procédé de fabrication du composant, des marges sur le choix des paramètres (dopage, dimensions…) ont été déduites des simulations. L’influence du taux d’activation sur les caractéristiques électriques a pu être mis en évidence. Une diminution du taux d’activation de la couche enterrée modifie d’une part la tension de pincement du canal et d’autre part le niveau du courant de saturation. Un taux d’activation trop faible provoque une non-linéarité importante en régime de saturation. Compte tenu des incertitudes liées à la technologie du SiC, la possibilité de dégager des marges lors des phases de conception du composant est non négligeable (Figure 79, page 80). Sur le même principe, différents abaques généraux ont été déduits des simulations, permettant un choix des paramètres technologiques de fabrication en fonction des caractéristiques électriques souhaitées. L’exemple de la relation entre la dose du canal et la densité de courant en régime de saturation est présenté sur la Figure 79 de la page 80. Pouvoir établir des abaques généraux facilitant la conception d’un VJFET permet un gain de temps de développement. Même si le SiC n’a pas atteint la maturité technologique du silicium, il est relativement raisonnable de s’inscrire dans une démarche industrielle de conception en reliant cette étude à une phase de faisabilité technologique, préliminaire à la pré-industrialisation de composants. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 95 Chapitre 3 : Conception Les estimations de comportement dynamique et thermique par des simulations de type éléments finis ont permis : D’illustrer le fonctionnement du composant à haute température pendant des temps plus ou moins long (Figure 83 de la page 83), D’estimer des temps de réponse du composant, notamment en ce qui concerne la possibilité de moduler le courant grâce à l’électrode de grille (Figure 85 de la page 84), Enfin la protection périphérique du composant a été optimisée en utilisant une combinaison d’une plaque de champ et d’une poche (JTE). Le dessin des masques et la fabrication du premier lot de composants sont présentés dans le chapitre suivant. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 96 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Chapitre 4 Réalisation, Caractérisation 4.1 Introduction Après la phase de conception décrite dans le chapitre précédent, un premier lot de composants a été fabriqué. Pour cela, un jeu de masques et le processus de fabrication des composants ont été définis. Ce premier jeu de masques et le processus de fabrication seront présentés dans la première partie de ce chapitre avant la caractérisation des composants qui apparaît dans la deuxième partie de ce chapitre. Deux points sont critiques dans la fabrication de composants de puissance en général et plus particulièrement pour les composants en carbure de silicium, du fait du fonctionnement possible à fort courant et haute tension. Ces deux aspects ont été étudiés avec soin avant la caractérisation de la fonction limiteur de courant. Il concerne pour le premier la formation de contacts ohmiques. Le second point concerne le taux d’activation des impuretés implantées, aspect directement lié à la tenue en tension de composants. Des diodes bipolaires ont été volontairement incluses sur le masque de fabrication pour jouer le rôle de « véhicule-test » afin d’étudier spécifiquement la tenue en tension des composants. Pour la caractérisation, différentes mesures électriques et analyses chimiques (des mesures de profil d’impuretés par SIMS) ont été effectuées sur des motifs de test inclus sur le masque de fabrication. Les résultats de caractérisation des contacts et leur stabilité en température seront présentés avant d’aborder l’aspect tenue en tension. Nous présenterons ensuite les résultats de caractérisation en mode de conduction et limitation des composants limiteurs issus du premier lot fabriqué de limiteurs de courant. Nous montrerons dans un premier temps une validation de la fonction « limitation de courant ». La recherche d’une disposition géométrique optimale entre les différentes structures, et des simulations complémentaires seront ensuite présentées. Afin de répondre au cahier des charges, nous developperons ensuite l’étude et la caractérisation électrique de structures bidirectionnelles en courant et en tension. Puis des mesures thermiques valideront les valeurs des paramètres dépendant de la température, valeurs prises en compte lors de la phase de conception. Un aspect intégration système sera présenté avant la validation expérimentale de la protection série par la mise en œuvre du limiteur de courant dans une installation électrique. Nous concluerons enfin sur des mesures thermiques, effectuées sur un composant encapsulé, mettant en évidence l’aptitude du composant limiteur de courant à fonctionner à haute température et la nécéssité du contrôle des pertes en régime de limitation. 4.2 Dessin des masques pour la fabrication du composant Les simulations présentées dans le chapitre précédent ont permis de définir les grandeurs des paramètres géométriques et de dopages pour atteindre les objectifs fixés par le Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 97 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation cahier des charges. Afin de valider les tendances dégagées des simulations : influence de la distance entre les couches enterrées, longueur de canal… différentes valeurs de ces paramètres ont été incluses sur le masque permettant la fabrication du VJFET, comme cela est illustré sur la figure suivante rappelant la vue en coupe du composant limiteur. Figure 104 Paramètres de la zone active du VJFET à affiner. Tableau 15 Dimensions retenues et noms des structures fabriquées W2 (µm) → 10 ↓ 6 3 E10-2 E6-2 NG3-2 NG10-2 NG6-2 MAT3-2 MAT10-2 MAT6-2 MAT3-2b MAT10-2b MAT6-2b INTER3-2 INTER10-2 INTER6-2 E10-3 E6-3 NG3-3 MAT10-3 NG6-3 MAT3-3 INTER10-3 MAT6-3 E10-4 E6-4 NG10-4 NG6-4 L1 (µm) 2 3 4 NG3-4 INTER10-4 Nomenclature des structures : E : Elémentaire, NG (No Gate) : sans électrode de grille, MAT : matrice, INTER : interdigité. Le fait de disposer de couches enterrées permet d’envisager des dispositions géométriques variées. La figure suivante présente une vue éclatée en 3 dimensions de la fin d’un doigt d’une structure interdigitée, avec les différentes couches enterrées de grille et de source, les zones de gravure et les couches de métallisation. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 98 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 105 Vue éclatée en trois dimensions d’une structure interdigitée. Un champ élémentaire de 0.84 cm de coté, divisé en 4 parties distinctes a été dessiné (avec Cadence TM). Il comporte : L’ensemble des structures décrites dans le Tableau 15, Quelques structures de test (motifs SIMS, motifs TLM, diodes, motif effet Hall), Des composants « exotiques »: MESFET, transistor bipolaire et thyristor, Des motifs d’alignement nécessaires à la fabrication des composants. Ce champ est ensuite reproduit afin d’obtenir un nombre de composants suffisamment important pour effectuer une étude statistique des résultats des caractérisations électriques. Une plaquette de diamètre 2’’ comporte au maximum 7 champs élémentaires. Une plaquette de diamètre 1’’3/8 comporte 16 champs élémentaires. Le Tableau 16 dresse une synthèse du nombre et des dimensions de chaque type de composant d’un champ élémentaire. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 99 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Tableau 16 Synthèse des structures du masque du premier lot de composants pour un champ élémentaire et nombre de composants fabriqués en fonction du type de plaquette utilisée. Type de composant Nombre par champ Dimensions Nombre de composants par plaquette (hors terminaison) Plaquette 1’’3/8 (7 champs) Plaquette 2’’ (16 champs) NG 102 2 ∅ = 200 µm 14 32 NG 62 2 ∅ = 200 µm 14 32 NG 32 2 ∅ = 200 µm 14 32 NG 103 2 ∅ = 200 µm 14 32 NG 64 2 ∅ = 200 µm 14 32 NG 63 2 ∅ = 200 µm 14 32 NG 34 2 ∅ = 200 µm 14 32 NG 33 2 ∅ = 200 µm 14 32 M 102b 1 528 µm × 528 µm 7 16 M 62b 1 480 µm × 480 µm 7 16 M 32b 1 450 µm × 450 µm 7 16 E 102 3 ∅ = 320 µm 21 48 E 62 3 ∅ = 320 µm 21 48 E 103 3 ∅ = 320 µm 21 48 E 63 4 ∅ = 320 µm 28 64 E 104 3 ∅ = 320 µm 21 48 E 64 4 ∅ = 320 µm 28 64 Thyristor 1 ∅ = 342 µm 7 16 T. Bipolaire 1 ∅ = 340 µm 7 16 Diode bipolaire 3 ∅= 240 µm à 400 µm 21 48 M 102 3 ∅ = 370 µm 21 48 M 103 3 ∅ = 370 µm 21 48 M 62 3 ∅ = 345 µm 21 48 M 63 4 ∅ = 345 µm 28 64 M 32 2 ∅ = 324 µm 14 32 M 33 2 ∅ = 326 µm 14 32 I 104 1 0,9 mm × 1,35 mm 7 16 I 103 1 0,9 mm × 1,35 mm 7 16 I 102 1 0,9 mm × 1,35 mm 7 16 I 32 1 0,9 mm × 1,3 mm 7 16 I 62B 1 1,3 mm × 1,7 mm 7 16 MESFET 1 215 µm × 430 µm 7 16 TOTAL 455 1040 Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 100 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation La figure suivante présente une vue du champ élémentaire des diverses structures de ce premier lot de composants et des photographies prises au microscope d’un des échantillons en fin de processus de fabrication. Motif sans grille Motifs en matrice 6 × 6 Motif élémentaire Motif interdigité Motif d’alignement MESFET Motifs en matrice 3 × 3 Figure 106 Vue du champ élémentaire des masques du premier lot de composants et photographies au microscope des principaux dispositifs fabriqués. Les différentes étapes technologiques nécessaires à la réalisation du limiteur de courant et leur enchaînement sont décrites ci-après. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 101 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Niveau Figure descriptive Influence étudiée 1650°C 60 minutes Taux d’activation des dopants 1700°C 30 minutes Etat de surface Marquage de motifs d'alignement (gravure) Implantation des couches enterrées (grille et drain) Implantation de la couche N+ de surface (définissant le canal horizontal). Implantation de la couche N++ du contact de source (assurant l'ohmicité du contact). Gravure source et grille prise de contact sur couches enterrées. Protection périphérique : implantation de la couche P- (JTE). Recuit d'implantation pour l'activation des dopants. Réalisation de la passivation du composant. Tenue thermique et diélectrique de différentes passivations (AlN, Oxyde, Si3N4) nickel, tungstène, Réalisation des contacts de grille et de source. titane, aluminium. Adhérence et résistance de contact Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 102 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation 4.3 Caractérisation du premier lot de composants La fabrication du premier lot de composants nécessite 7 niveaux de masques. Deux plaquettes ont été utilisées pour la fabrication des limiteurs : Une plaquette de SiC-4H 2’’ (nommée dans cette étude W1), Une plaquette de SiC-6H 1’’3/8 (nommée dans cette étude W2). Les deux plaquettes proviennent de chez Cree, leurs caractéristiques sont détaillées dans le Tableau 17. Tableau 17 Caractéristiques des plaquettes utilisées pour la fabrication du premier lot de composants. Substrat Epitaxie Plaquette Résistivité Epaisseur (µm) Dopage (cm-3) Epaisseur (µm) W1 (2’’, SiC-4H) 0.021 312.4 5 × 10 15 16 W2 (1’’3/8, SiC-6H) 0.083 345.4 8.4 × 10 15 18 Le processus de fabrication décrit précédemment a été utilisé sur chacune des plaquettes. La plaquette de SiC-4H (W1) a été découpée en 4 échantillons avant l’étape de recuit post implantation. Ceci a permis d’effectuer les variations du processus de fabrication résumées dans le Tableau 18. Tableau 18 Variations du processus de fabrication selon les échantillons du premier lot de composants. Métallisation (1er niveau) Recuit post implantation Passivation Echantillon Température (°C) Temps (min) Type Epaisseur (A) Type Epaisseur (A) recuit W1_A 1700 30 AlN 3000 W 1500 Non W1_Abis 1700 30 SiO2/Si3N4 3000/7000 Ni 1500 950°C / 3’ W1_B 1700 30 Pyrox 9000 Ni 1500 950°C / 3’ W1_C 1700 30 Pyrox 9000 W 1500 1050°C / 2’ W1_D 1650 60 SiO2/Si3N4 3000/7000 Ti/W 500/1500 Non W1_Dbis 1650 60 SiO2/Si3N4 3000/7000 Ni 1500 950°C / 3’ W2 (1’’3/8) 1700 30 SiO2/Si3N4 3000/7000 Ni 1500 950°C / 3’ Nous allons revenir sur les étapes clés de la fabrication du composant dans le paragraphe traitant de la caractérisation des composants (§ 4.3.1). Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 103 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation 4.3.1 a) Ohmicité des contacts et tenue en tension Ohmicité des contacts Point incontournable de tous les composants de l’électronique de puissance, les connections ou « contacts » doivent présenter la résistance série la plus faible possible afin de limiter les pertes et l’auto échauffement dans cette zone « non active » du composant. Pour cela, des structures de test (motifs TLM) ont été exploitées. Ils permettent d’étudier le comportement électrique des contacts en prenant également en compte l’effet de la température. Lors de l’étape de métallisation, deux couches sont déposées. La première couche permet de former un contact ohmique avec le SiC. La seconde couche a pour objectif de disposer d’un contact plus épais permettant : De souder des fils de connection sans détériorer le contact, De dissiper la puissance générée dans le composant. La première couche de métal utilisée pour la formation du contact ohmique est du nickel, déposé par pulvérisation. Un recuit du métal a été effectué à 950°C pendant 3 minutes [POR95]. D’autres métaux ont été également testés, (tungstène, Ti/Al), mais n’ont pas permis d’obtenir des résultats satisfaisant en terme d’ohmicité des contacts. La seconde couche de surépaississement est un empilement de titane/aluminium. Les extractions des valeurs des résistances carrées « RSH ou R » et des résistances spécifiques de contact « ρc » de différents motifs ont donc été réalisées pour le cas du nickel, respectivement déposé sur des couches implantées de type N, N+ et P. Sur le masque différents motifs de nom générique « TLM_x » ont été disposés afin d’étudier plus spécifiquement les différents contacts. Nous avons utilisé des motifs rectangulaires (de 100 µm × 400 µm), d’écartement entre plots « x » croissant variant de 10 à 50 µm par pas de 10 µm. Le motif « TLM_N » permet : D’extraire la résistance spécifique de contact du composant sur des couches implantées à faible dose : 1013 Atomes.cm-2, L’analyse du dopage de la couche implantée en surface du composant, correspondant au paramètre technologique Nd2 du composant limiteur. Le motif « TLM_N+ » permet : D’extraire la résistance spécifique de contact du composant sur la couche N+ formée par implantation à forte dose : 1015 Atomes.cm-2, L’analyse du dopage de la couche N+ implantée en surface. Le motif « TLM_P » permet : D’extraire la résistance spécifique de contact du composant sur la couche P enterrée, (couche formée par implantation à haute énergie et contactée par gravure RIE), L’analyse du dopage de la couche P implantée. Les valeurs présentées ci-dessous (Figure 107) concernent des mesures effectuées sur l’échantillon W1B, SiC de type 4H. Les valeurs des résistances spécifiques de contact ρc obtenues sont relativement faibles et proches de l’état de l’art [POR95]. Sur une couche Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 104 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation implantée de type N+ à une dose de 1015 Atomes.cm-2, la résistivité de contact est de l’ordre de 40 µΩ.cm². Elle reste relativement constante pour une température comprise entre 150 K et 450 K. La résistance carrée de la couche implantée est proche de 200 Ω/ . Figure 107 Résistance spécifique de contact et résistance carrée en fonction de la température pour une dose implantée élevée 10 15 Atomes.cm -2 .(W1B) Afin d’estimer le taux d’activation des dopants implantés, une analyse SIMS permet d’obtenir la concentration maximale (9×1019 cm-3) ainsi que la profondeur de la couche implantée (0.15 µm). Figure 108 SIMS d'azote sur la couche N + de l'échantillon W1B L’extraction du taux d’activation des dopants implantés regroupe l’activation électrique et le taux de mise en site après l’étape de recuit post-implantation. Ce taux d’activation a été obtenu en utilisant la résistivité de la couche déduite des mesures électriques sur les motifs TLM. Cette valeur de résistance est introduite dans l’expression analytique de la mobilité estimée « µest » 1 , et permet d’extraire la valeur du dopage en fonction de la résistance RSH : µest = R sh × N × q × wdop Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 105 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation « N » de la couche de profondeur « wdop ». Sur la Figure 107 la mobilité estimée est volontairement limitée à la valeur maximale : µMAX du modèle de Caughey Thomas. Cette résolution est faite (avec le logiciel Matlab) en effectuant des hypothèses sur : La profondeur « wdop » de la couche implantée (en faisant l’hypothèse d’un profil carré idéal) : valeur déduite des analyses SIMS, La variation de la mobilité en fonction du dopage : modèle de Caughey Thomas (défini page 81), L’ionisation complète des dopants dans le modèle analytique. Ainsi pour la couche implantée de type N+, (correspondant à une dose D = 1015 cm-2, dose proche de la limite de solubilité de l’azote dans le SiC), les paramètres sont : RSH = 200, wopt = 0.15 µm, polytype SiC-4H. Le dopage estimé est de 5 × 1019 cm-3 comme cela est illustré sur la Figure 109. µest µn µp Figure 109 Estimation du dopage par la comparaison RSH mesurée/RSH déduite du modèle de mobilité de Caughey Thomas. Ceci se traduit par un taux d’activation des dopants implantés de l’ordre de 55 %, et varie peu pour une gamme de température comprise entre 150 K et 450 K (puisque RSH reste relativement constante (Figure 107 page 105)). Les mêmes analyses ont été effectuées pour des couches implantées avec une dose plus faible. La mesure SIMS du profil d’azote effectué sur l’échantillon W1B est présentée sur la Figure 110. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 106 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 110 SIMS d'azote (faible dose implantée) sur l'échantillon W1B La concentration maximale mesurée est de 2.3×1017 cm-3, la profondeur de la couche implantée est de 0.45 µm. Le dopage estimé de façon analytique est de 3.8×1017 cm-3 correspondant à un taux d’activation des dopants implantés de 165%. Ce taux anormalement élevé traduit la difficulté d’effectuer des analyses SIMS d’azote dans le SiC pour des niveaux de dopage de l’ordre de 1017 atomes.cm-3 et plus particulièrement d’extraire une valeur cohérente du taux d’activation des dopants implantés. L’extraction de la résistance spécifique de contact ne dépend pas du taux d’activation des dopants. Pour cette valeur de concentration (correspondant à une dose de 1013Atomes. m-2) la variation de ρc reste faible autour de 2 mΩ.cm². Figure 111 Résistance spécifique de contact et résistance carrée en fonction de la température pour une dose implantée faible 10 13 atomes.cm -2 .(W1B) L’évolution de la résistance carrée RSH pour une gamme de température comprise entre 350 K et 450 K pourrait être attribuée à la dépendance de la mobilité des porteurs avec la −α ⎛T ⎞ température µ = f ⎜ ⎟ . La valeur du coefficient de variation extrait est de α = 1.54, et ⎝ T0 ⎠ reste faible en comparaison avec les valeurs plus proches de α = 2 généralement présentées dans la littérature [RUF94]. L’origine de cet écart reste inconnue. Des mesures de type effet Hall en température pourraient apporter des éléments de réponse complémentaires (présence de Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 107 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation défaut s’activant avec la température, dépendance de la masse effective avec la température …). L’obtention de contact ohmique de faible résistivité est liée à l’activation des dopants implantés et par conséquent à l’étape de recuit post-implantation. Aussi deux configurations de recuit ont été étudiées. Les valeurs des résistances carrées mesurées sont résumées dans le tableau ci-dessous pour les différents échantillons (SiC de type 4H et 6H). Tableau 19 Résistances carrées et résistances spécifiques de contact obtenues selon les conditions de recuit et le type de métal utilisé. (R1 : 1700°C / 30 min ; R2 : 1650°C / 60 min). Couche N Echantillon Recuit Couche N+ (Dose = 1013 cm-2) (Dose = 1015 cm-2) Contact ohmique Métal Rsh ρc (Ω.cm²) Rsh ρc (Ω.cm²) (Oui / Non) type recuit W1_B R1 3000 8.6 × 10-3 646 2.2 × 10-4 Oui Ni 950°C / 3 min W1_C R1 3724 3 × 10-3 744 2.6 × 10-3 Non W 1020°C / 2 min W1_Dbis R2 4015 1 × 10-6 1105 4 × 10-6 Oui Ni 950°C / 3 min W2 R1 3398 2.5 × 10-3 730 4.9 × 10-6 Oui Ni 950°C / 3 min La configuration de recuit R1 (1700°C / 30 min) permet d’obtenir des valeurs de résistance carrée plus faibles que la configuration R2 (1650°C / 60 min). Une étude de la rugosité de surface a été effectuée sur les différents échantillons en comparant des zones implantées avec des doses différentes afin d’étudier l’influence de l’étape du recuit post implantation sur l’état de surface des plaquettes de SiC. NVdP : motifs effet Hall NSURF : motif TLM NPLUSTLM : motif TLM PTLM : motif TLM R2 R1 R1 R1 R1 Figure 112 Rugosité de la surface des différents échantillons en fonction des zones implantées et des conditions de recuit Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 108 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Ces résultats sont des moyennes des mesures effectuées avec un profilomètre sur chacun des échantillons. . Les valeurs paraissent légèrement élevées en comparaison avec les mesures AFM pour des doses et des conditions de recuit similaires, faisant état d’une rugosité de surface de l’ordre de 14 nm [OTT02]. Toutefois elles permettent une comparaison statistique des différents échantillons et mettent en évidence un état de surface légèrement plus dégradé pour de fortes doses et un recuit effectué à 1650°C / 60 min (échantillon W1D). Les conditions de recuit R1 (1700°C/ 30 min) permettent d’obtenir une rugosité de surface relativement similaire sur tous les échantillons et les différentes zones étudiées (forte et faible dose implantée, implantation de type N ou de type P). Elle sera donc retenue pour la fabrication d’un deuxième lot de composants. Concernant la formation de contact ohmique sur les couches de type P, les résultats issus du premier lot de composants fabriqués montrent un contact rectifiant (Figure 113). La résistance spécifique de contact n’a donc pas pu être extraite. Figure 113 Caractéristiques I(V) des motifs TLM réalisés sur une couche de type P L’obtention d’un contact ohmique sur les couches de type P n’est pas critique pour le fonctionnement du composant limiteur de courant. En effet les jonctions PN formées entre les électrodes de grille et de source sont polarisées en inverse afin de moduler le courant. Nous présenterons dans le paragraphe suivant une modification du processus de fabrication permettant une formation de contact ohmique sur la couche P enterrée (par l’implantation de bore), sans augmentation du courant de fuite inverse des jonctions PN ainsi formées. Compte tenu des résultats relativement proches de l’état de l’art actuel, il est raisonnable de dire que cette étape de formation de contact ohmique est relativement maîtrisée. Afin de réaliser une mise en boîtier fiable, il est nécessaire dans un premier temps de sur épaissir les zones de métal afin de pouvoir supporter le courant qui traverse les contacts et également de souder les fils de connections sans dégrader le contact. Le problème de l’étape de métallisation de ce premier lot de composants réside dans l’adhérence des couches métalliques tant sur la passivation que dans les zones gravées. Du fait de la géométrie du composant (gravure de 1.2 µm de profondeur et des couches de passivation), le métal a en Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 109 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation effet tendance à se décoller. Les photographies au microscope à balayage électronique illustrent ce problème. Figure 114 Photographie SEM du niveau de métallisation mettant en évidence les problèmes d’adhérence (figure de droite : zoom sur une piste fine décollée). Ce problème d’adhérence a été constaté sur les échantillons, W1B, W1C et W1D. Les mesures en commutation n’ont donc pas été réalisables sur ces échantillons. Nous allons aborder dans le paragraphe suivant un aspect commun à tous les composants fonctionnant à haute tension : l’efficacité de la protection périphérique. b) Tenue en tension des composants Dans le cas d’un court-circuit, deux phénomènes entrent en compétition pour la tenue d’un composant limiteur de courant : L’aspect tenue en tension, L’aspect thermique. Dans un circuit électrique, la surtension maximale pouvant apparaître aux bornes de l’installation est de l’ordre de 2.5 x VN (cf. chapitre état de l’art). La périphérie du composant a été optimisée afin de pouvoir tenir une tension de rupture de l’ordre de 1.4 kV. Pour caractériser la tenue en tension des composants fabriqués, des diodes bipolaires ont été ajoutées sur les masques des composants. Trois configurations de terminaison ont été testées : Plaque de champ et JTE avec deux extensions de JTE différentes (35 et 50 µm) diodes D2 et D3 Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 110 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 115 Vue en coupe et dimensions des diodes protégées par JTE Plaque de champ, JTE et anneau métallique, jouant le rôle de « stop channel » diode D1. Figure 116 Vue en coupe et dimensions des diodes protégées par JTE et anneau métallique. Les résultats de caractérisation électrique effectuée sur les différents types de diodes sont présentés ci-dessous, afin de valider l’étude présentée au chapitre 3. Figure 117 Mesure de la tension de claquage de différents types de diodes de l’échantillon SiC-6H (W2) Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 111 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation La diode D1 présente la tenue en tension la plus faible, ceci provient d’une distance anode anneau trop faible. Le claquage se produit par un arc entre les électrodes. La différence de tension de rupture entre les diodes D2 et D3 souligne le fait que plus la longueur de la JTE est grande, plus on augmente la tenue en tension du composant. Cet effet est d’autant plus marqué lorsque la dose de la JTE est inférieure à la dose optimale. En effet, dans le cas des composants fabriqués sur la plaquette de SiC de type 6H (W2), la tenue en tension est de 970 V pour une densité de courant de fuite de l’ordre de 10 mA/cm². La tension de claquage attendue était de l’ordre de 1400 V. La faible efficacité de la JTE provient du fait que la valeur de la dose implantée est inférieure d’un facteur 2.7 par rapport à celle demandée à l’entreprise sous-traitante. De plus une canalisation de l’implantation est mise en évidence sur la figure ci-dessous (analyses de type SIMS). Ce phénomène de canalisation réduit légèrement la dose active de la JTE (le point de compensation du dopage de l’épitaxie se situant à une profondeur de 2.2 µm pour une concentration de 8.1015cm-3). Figure 118 Profile SIMS d’aluminium et simulation I²SiC En considérant les simulations présentées au chapitre 3 sur l’ajustement de la dose de la JTE (Figure 102, page 94), une dose (Dréelle = 3×1012 cm-2) inférieure d’un facteur 2.7 à la dose optimale (Dopt = 3 × 1012 cm-2) donne une tension de rupture VBR = 1025 V. Ces résultats de simulations sont relativement proches des valeurs mesurées VBR = 970 V, l’écart étant de l’ordre de 6%. Des mesures OBIC (Optical Beam Induced Current) [ISO02], ont également permis de mettre en évidence la faible efficacité de la JTE. Cette faible efficacité se traduit par la présence d’un pic de courant élevé en bord de plaque de champ. Ce pic de courant est significatif d’un champ électrique intense en bord de plaque de champ lorsque la diode est polarisée en inverse (Figure 119). Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 112 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 119 Mesures OBIC effectuées pour différentes valeurs de tension sur une diode de type D2 (échantillon W2). Les mesures effectuées sur la plaquette de SiC 4H montrent un courant de fuite très important pour des tensions très faibles (10 mA/cm² @ -50 V). Figure 120 Tension de claquage pour l’échantillon SiC-4H Cette forte valeur de courant de fuite est liée à l’étape de gravure de prise de contact sur la couche enterrée. Ceci est illustré par l’analyse SIMS effectuée sur l’échantillon de type 4H. La profondeur de gravure est de l’ordre de 1,5 µm alors que l’on attendait 1,2 µm. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 113 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 121 Profil SIMS d’aluminium sur le fond de gravure (W1B) Afin de corriger ce problème de gravure profonde, un recyclage d’un échantillon a été effectué. Le but est de reformer cette couche de type P afin d’améliorer la tenue en tension des composants. Le processus choisi est présenté ci dessous. Il consiste à effectuer une implantation locale dans la zone gravée, pour reformer l’émetteur (couche de grille) ainsi que la JTE et obtenir les profils souhaités. Cette implantation a été effectuée avec du bore en utilisant une combinaison des masques : de gravure, d’ouverture de passivation et de la protection périphérique. La dose de bore implantée est de 2.5×1014 cm-2 pour le contact de grille et de 3.4×1013 cm-2 pour la JTE. Figure 122 Implantation « corrective » de bore dans les zones gravées de l’échantillon 4H-SiC (W1_Abis) Une couche de nickel a été déposée. Après un recuit du métal pour former les contacts ohmiques. Un épaississement a été effectué en déposant du titane et de l’aluminium. Les résultats de caractérisation électrique démontrent plusieurs points intéressants : Une amélioration de la tenue en tension (diminution du courant de fuite en inverse), Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 114 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 123 Comparaison de la tenue en tension de l'échantillon sur-gravé en profondeur (W1B) et de l'échantillon corrigé (W1_Abis) Des mesures consécutives effectuées en polarisation inverse montrent un premier claquage non destructif de la diode pour une tension de 450V. Amélioration de la caractéristique directe des diodes, Figure 124 Caractéristique I(V) directe de diode gravée (W1B) et corrigée (W1_Abis) Formation de contact ohmique sur les couches de type P et de type N en utilisant un seul type de métal (nickel). Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 115 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 125 Mesures TLM sur un contact de type P de l’échantillon W1Abis Tableau 20 Résumé des résistances spécifiques de contact ρ c pour du nickel déposé sur une couche N ou P (W1Abis). Couche de type ρc (Ω.cm²) Dose implantée (cm-2) N+ 1.6 × 10 - 6 1 × 10 15 P 3.1 × 10 - 4 2.54 × 10 15 Conditions de recuit 1650°C / 45 min Les valeurs des résistances spécifiques de contact obtenues sont relativement faibles compte tenu du fait que ces mesures prennent en compte : La résistance de contact nickel / SiC, La résistance entre les métaux utilisés pour épaissir les contacts : aluminium-titane/nickel. L’obtention simultanée d’un contact ohmique sur une couche de type N et une couche de type P en utilisant le même métal permet de simplifier le processus de fabrication. Les valeurs obtenues en terme de résistance spécifique de contact sont proches de celle publiées par Kiritani [KIR02], qui montre également la simultanéité d’obtention de contact ohmique sur deux matériaux de types opposés avec le même métal. Un autre problème réduisant la tenue en tension du composant provient de cette même étape de gravure profonde. Ce phénomène bien connu est le « trenching » : attaque non uniforme au pied de la gravure. Relativement bien maîtrisée, cette étape a conduit à une sur gravure en profondeur relativement importante comme cela est illustré sur la photographie suivante. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 116 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 126 Trenching apparaissant lors de l’étape de gravure ionique réactive (RIE), (échantillon W1B SiC-4H) Le trenching est estimé à environ 1.5 µm en latéral représenté par « l » sur la figure 2 cidessus. La profondeur « h » et la largeur l des flancs de gravure n’ont pas été mesurées de façon précise. Quoiqu’il en soit, ce phénomène produit un « point de fuite » entre les jonctions PN respectivement de grille (ou source) et l’épitaxie, point ou le champ électrique aura tendance à être plus important du fait de la faible dimension locale de la jonction PN. La présence d’un pic de champ élevé induit un courant de fuite plus important que dans la partie plane de la jonction. Nous ne pouvons que spéculer sur la diminution de la tenue en tension puisque aucune mesure de type OBIC n’est envisageable pour mettre en évidence un champ élevé pour plusieurs raisons : Le flanc de gravure se situe sous la plaque de champ, La taille du faisceau laser utilisé pour les mesures OBIC est du même ordre de grandeur que l’extension latérale du trenching. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 117 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation c) Conclusion L’influence du contact ohmique sur les caractéristiques électriques des composants est donc négligeable, ceux ci présentant : Une valeur de résistance spécifique de contact comprise en moyenne entre : 2.5×10-6 Ω.cm² < ρc < 3×10-4 Ω.cm², pour l’ensemble des échantillons (corrigé W1Abis ou non W1B). Quelques échantillons présentent des valeurs plus importantes de l’ordre de 2×10-3 Ω.cm², Une faible dépendance vis-à-vis de la température (Figure 107 page 105). Concernant la tenue en tension, une valeur maximale de 970 V a été mesurée. Cette valeur est inférieure à celle attendue (1400 V). La différence provient d’une erreur sur la dose implantée et la dose souhaitée, lors de l’étape d’implantation sous-traitée. Toutefois la valeur de la tension de rupture mesurée correspond à celle simulée pour la dose réellement implantée et permet de valider : La démarche d’optimisation de la terminaison des composants (dimensions et dopage des poches), Les valeurs des coefficients d’ionisation par impact utilisées [LAD00] dans les modèles pour simuler le comportement inverse des composants. Les corrections effectuées sur l’échantillon W1Abis ont également permis : De diminuer le courant de fuite en inverse des jonctions PN dans le cas d’une gravure trop profonde pour contacter la couche de type P enterrée, D’obtenir un contact ohmique sur une couche de type N+ et de type P en utilisant un seul type de métal (nickel), D’améliorer de ce fait la caractéristique directe des jonctions PN. Les résultats des caractérisations électriques des composants limiteurs de courant sont présentés dans le paragraphe suivant. 4.3.2 Caractérisation électrique des limiteurs Nous pouvons maintenant présenter les résultats de caractérisations électriques des limiteurs de courant. La multiplicité des géométries (longueur et largeur de canal) implémentées a pour but de valider les tendances dégagées des simulations lors de la phase de conception. La structure la plus simple est une structure carrée permettant de se dégager de problèmes connexes tels que la topologie de la grille et son influence sur la répartition du courant. Dans le même but, des structures sans grille (NG) ont été conçues. Nous allons dans un premier temps présenter les caractéristiques électriques de telles structures. Nous reviendrons par la suite sur les structures avec électrode de grille pour présenter enfin les résultats des structures permettant d’augmenter la densité de courant (matrice et interdigité). Nous nous intéresserons alors à l’aspect commande de ces composants. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 118 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation a) Structure sans électrode de grille L’objectif de ce type de limiteur est de permettre de valider le principe de fonctionnement du VJFET en supprimant l’influence de l’électrode de grille. La vue en coupe d’une telle structure est présentée ci-dessous. Figure 127 vue en coupe du limiteur sans électrode de grille. La figure suivante présente une comparaison des résultats de caractérisations électriques de structures sans électrode de grille (NG) situées sur différents champs du quart W1B (wafer SiC-4H). Figure 128 Caractéristiques I(V) des structures sans électrodes de grilles de longueur de canal L1 = 10 µm. (W1B) et valeurs moyenne. Figure 129 Caractéristiques I(V) des structures sans électrodes de grilles de longueur de canal L1 = 6 µm. (W1B) et valeurs moyenne. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 119 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 130 Caractéristiques I(V) des structures sans électrode de grille de longueur de canal L1 = 3 µm. (W1B) et valeurs moyenne. On remarque : L’obtention de la fonction limiteur de courant souhaitée, Une dépendance des caractéristiques électriques en fonction de la géométrie de la structure Une légère dispersion des caractéristiques mesurées autour d’une valeur moyenne. Globalement, les structures de dimensions géométriques identiques (longueur [L1] et largeur [W2] de canal) présentent des caractéristiques électriques I(V) similaires. Les écarts peuvent être attribués au gradient de température apparaissant lors de l’étape de recuit postimplantation [LAZ02], induisant un taux d’activation des dopants non uniforme sur l’ensemble de l’échantillon, d’où la dispersion dans les caractéristiques électriques. Lors de la phase de conception, les simulations effectuées ont permis de retenir des dimensions ainsi que des paramètres technologiques. Ces simulations ont permis de déterminer des tendances d’évolution des caractéristiques électriques dépendantes principalement : De la longueur du canal horizontal L1, De la largeur du canal horizontal W1. Les tendances de variation du courant étaient fonction de W13 et 1/L1 (Chapitre 3). Ceci ne semble pas être la tendance déduite des mesures. Cette inversion laisse supposer que la saturation du courant n’a pas lieu dans la partie horizontale mais verticale du canal (entre les couches enterrées P de type et non en surface). Ce fait peut provenir d’un taux d’activation faible de l’aluminium dans la couche enterrée ou d’un dopage trop élevé dans le canal. Afin de valider le fait que la saturation se produise dans la partie verticale du canal du VJFET, un modèle formel de la caractéristique I(V) du JFET a été utilisé. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 120 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation ⎛ ⎞ ⎜ ⎟ ⎜ ⎟ gCH × (1 + λ × VDS ) ⎟ ⎜ , gCH, λ, m et ISAT sont les paramètres du modèle. I DS (VDS ) = 1 ⎜⎡ m m ⎟ ⎤ ⎜ ⎢1 + ⎛ gCH × VDS ⎞ ⎥ ⎟ ⎟ ⎜⎜ ⎢ ⎜ I ⎟ SAT ⎠ ⎥⎦ ⎟⎠ ⎝⎣ ⎝ Les paramètres du modèle formel décrits ci-dessus ont été obtenus en se basant sur les valeurs moyennes des mesures effectuées. Ceci permet ensuite d’évaluer les paramètres géométriques qui influencent réellement les caractéristiques électriques du VJFET. Démarche d’utilisation du paramètre formel : 1- Identification des paramètres du modèle sur les structures de dimensions L1=X-W2=4, (noté « X-4 »), 2- Génération des caractéristiques I(V) des structures de dimensions L1 =X, W2=3 (noté « X-3 ») et L1=X, W2=2 (noté « X-2 »), 3- Comparaison entre les mesures électriques et les courbes combinant le modèle formel et les dimensions géométriques, 4- Validation des paramètres géométriques influençant les caractéristiques électriques. La figure suivante présente ce cheminement et les grandeurs utilisées. Mesures I(V) X-4 X-3 X-2 Extraction des paramètres du modèle formel sur les géomètries X - 4 gch lambda Isat m normalisation par rapport à la géométrie de la structure X - 4 (W1, W2, L1, L2, Z) COMPARAISON Modèle Formel / Mesures : recherche des paramètres géométriques influents (W1, W2, L1, L2, Z) Prise en compte de la géometrie des structures X - 3 ; X - 2 Courbe I(V) model formel normalisé Courbes formelles I(V) X-4 X-3 X-2 Figure 131 Démarche de l’analyse formelle des résultats de caractérisation électrique. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 121 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Si l’on considère que le VJFET est vertical (en négligeant la résistance de la partie horizontale du canal), alors on peut utiliser l’équation classique reliant IDS à VDS en régime de saturation. 2 2 3 Z.µ.q .Nd .w I Dsat = 6.ε.L Le courant dépend de la géométrie en 1/L et W3. En utilisant le modèle formel ajusté sur la courbe mesurée « 10-4 » et les dimensions géométriques réelles (L, W, Z ), nous pouvons reconstituer les caractéristiques de VJFET pour différentes géométries [L = 10 µm - W = 3 µm] et [L = 10 µm - W = 2 µm] et procéder de même pour les géométries L = 6 µm et L = 3 µm) comme cela est présenté sur les figures suivantes. Figure 132 Analyse des structures L 1 = 10 µm (W1B). Figure 133 Analyse des structures L 1 = 6 µm (W1B). Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 122 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 134 Analyse des structures L 1 = 3 µm (W1B). On remarque que les tendances de variation sont effectivement en W23 et non en W13 comme attendu d’après les simulations. Ceci confirme le fait que la saturation n’a pas lieu dans la partie horizontale du canal comme cela était souhaité, mais que le pincement se produit dans la partie verticale du canal entre les deux couches de type P enterrées. Une extrapolation des caractéristiques 6-Y et 3-Y à partir du modèle de la structure 10-4 a montré que les caractéristiques n’étaient pas dépendantes de L1. Afin de confirmer ceci, une dépendance en fonction de L2 a été recherchée en se basant sur le principe que le VJFET est vertical avec pour dimensions caractéristiques : L qui devrait être l’épaisseur de la couche de type P enterrée, (L2), W qui devrait être la distance entre les couches de type P enterrée (W2). Les structures X-4 ont servi de référence pour déterminer les paramètres du modèle formel. Les figures suivantes présentent les nouvelles correspondances entre les mesures et les modèles. Figure 135 Analyse des structures considérant un VJFET vertical (W1B). En assumant le fait que le VJFET soit bien vertical, il est possible de reconstituer les caractéristiques des structures 6-Y et 3-Y en partant de la structure 10-4. Ceci est présenté Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 123 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation dans les deux figures suivantes dans lesquelles la correspondance entre les mesures et les courbes reconstituées est relativement satisfaisante (compte tenu du fait que les paramètres des modèles sont extraits à partir des valeurs moyennes des mesures électriques). Figure 136 Validation de la « verticalité » du VJFET pour les structures dont la longueur du canal L 1 = 6 µm (W1B). Figure 137 Validation de la « verticalité » du VJFET pour les structures dont la longueur du canal est L 1 = 3 µm (W1B). Le point concernant la forte valeur du dopage en surface est corroboré par les mesures en inverse sur des diodes Schottky fabriquées sur cette couche. En effet, sous faible polarisation inverse (-18 V) le courant « bloqué » est de l’ordre de grandeur du courant en direct (10 mA @ 1,5V). Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 124 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 138 Caractéristiques I(V) directe et inverse d’une diode Schottky (échantillon W1A). Les méthodes classiques de mesure de faible dopage (C(V)) et fort dopage (SIMS) ne peuvent pas être appliquées pour l’évaluation de ce dopage intermédiaire. a) -1 - Echantillon « corrigé » par implantation de bore. Les caractérisations électriques effectuées sur l’échantillon corrigé montrent les mêmes tendances que pour les échantillons issus du wafer SiC-6H. Limitation de courant, Figure 139 Caractéristiques électriques des composants sans électrode de grille de l'échantillon « corrigé » par implantation de bore (W1Abis). Saturation dans la partie verticale du canal et non horizontale. Ce point a été validé en utilisant le modèle formel décrit précédemment (Figure 140). Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 125 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 140 Correspondance entre les caractéristiques extrapolées et mesurées validant la saturation dans la partie verticale du canal du VJFET (W1Abis). a) -2 - Conclusion : Avoir caractérisé les composants sans électrode de grille (géométrie la plus simple) a donc permis de valider le principe de fonctionnement de VJFET (saturation du courant avec l’augmentation de la tension VDS) même si le comportement obtenu n’est pas celui attendu au niveau des caractéristiques électriques. De cet ensemble de mesures et extractions de paramètres, nous pouvons conclure : Que le VJFET est vertical (la saturation du courant ne se produit pas dans le canal horizontal comme cela était initialement prévu, mais dans la partie verticale du canal), Que par conséquent le dopage en surface est trop important (et / ou) l’activation électrique des dopants de type P implantés est trop faible. Il est également possible d’estimer les paramètres géométriques du VJFET : L = L2 ≈ 1,6 µm à 2 µm, w = w2 ≈ 4, 3 ou 2 µm. Le fait de ne pas connaître avec certitude : le dopage du canal en surface [Nsurf ], le taux d’activation des différentes couches implantées [Nsurf , Penterrée], rend difficile le retour sur expérience par des simulations de type éléments finis. En effet plusieurs couples de valeurs [Nsurf , Penterrée, L1, W2] permettent d’obtenir des caractéristiques électriques identiques. L’utilisation de cette approche globale a donc permis d’éviter un trop grand nombre de simulations de type éléments finis (coûteuses en temps de calcul) et de retrouver le comportement et les caractéristiques géométriques réelles du VJFET. Un autre avantage de cette méthode est qu’elle devrait permettre d’effectuer de la prédiction de caractéristiques électriques en fonction d’un gabarit souhaité puisque l’on dispose d’un modèle analytique du limiteur dépendant uniquement des paramètres géométriques. Dans une démarche industrielle, ceci devrait par exemple permettre l’obtention rapide des paramètres constitutifs d’une gamme de composants de différents calibres en courant. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 126 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Les caractéristiques obtenues mettent en évidence le fait que la limitation de courant est possible avec le type de structure choisie VJFET. Les caractérisations électriques des différentes géométries (carrée, en matrice et interdigitée) sont présentées dans le paragraphe suivant et vont permettre : De démontrer la modulation du courant par l’électrode de grille, De déterminer la géométrie optimale en terme d’intégration et de contrôle du courant, De démontrer le fonctionnement en mode bidirectionnel en courant et tension, De souligner l’effet de l’auto échauffement. b) Géométrie optimale Outre la notion de « retour d’expérience » sur les simulations de la phase de conception, l’utilité de la multiplicité des géométries réside dans la détermination de la disposition géométrique optimale pour un tel composant, en prenant en compte : Le compromis surface occupé / calibre en courant, L’aspect commande. b) -1 - Considérations géométriques Afin d’augmenter la densité de courant du composant, il est nécessaire de contraindre un développement de canal « Z » le plus grand possible dans une surface la plus petite. Cette nécessité est amplifiée par les densités de défauts des plaquettes disponibles actuellement. Réduire la taille des composants en augmentant le courant disponible est un compromis à relever tout en conservant pour le VJFET une possibilité de contrôle sur le niveau de courant. La taille minimale des plots d’interconnexion (source et grille) a été fixée à 100 µm de coté (ou de diamètre) et fixe la taille minimale de l’électrode de source et de grille. Cette surface correspond globalement à la surface nécessaire pour le soudage des fils de connections (bonding). Le tableau suivant présente une comparaison entre la structure dite élémentaire (carrée), les structures en matrice 3x3, 6x6 et interdigitées. Tableau 21 Comparaison géométrique des différentes structures. Structure Longueur de canal effectif Z (mm) Surface active (mm²) Surface occupée (mm²) Elémentaire 418 0,01346 0,08296 Matrice 3 × 3 1521 0,02624 0,10752 Matrice 6 × 6 13782 0,10498 0,27878 870 0,02496 0,05117 17400 0,4992 1,17624 Interdigitée (1 doigt) Interdigitée (20 doigts) Le rapport entre la surface active (source) et la surface occupée (incluant la terminaison du composant) permet de donner une première estimation de la disposition géométrique la plus appropriée en terme de taux d’intégration. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 127 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 141 Définitions des surfaces utilisées pour la recherche de la disposition géométrique optimale (définition sur une structure élémentaire). Le gain (Gain en surface), a été exprimé par rapport à la structure élémentaire carrée. La pondération par la longueur du canal effectif de chacune des dispositions géométriques permet de prendre en compte une notion de calibre en courant de la structure. Figure 142 Taux d’intégration normalisé par rapport à la structure élémentaire. b) -2 - Considérations électriques Si nous ne considérons que l’aspect de la géométrie, les structures matricielles 6x6 et interdigitées semblent les plus appropriées en terme d’occupation de surface et de calibre en courant. Afin de compléter ces notions, les valeurs de transconductance de ces structures ont été extraites en effectuant plusieurs caractérisations électriques IDS(VGS) pour les différentes structures géométriques fabriquées comme cela est présenté sur la figure suivante. Figure 143 Variation du courant de drain en fonction de la tension de grille appliquée pour différentes structures. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 128 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Pour une tension de commande appliquée entre les électrodes de grille et de source inférieure à 40 V, la variation du courant est relativement linéaire. Les valeurs de transconductance (Gm = ∆IDS/∆VGS) ont été extraites dans cette zone en normalisant le courant par rapport au développement Z du canal Figure 144. Figure 144 Variation du courant de drain en fonction de la tension de grille appliquée pour différentes structures, normalisé par rapport au développement du canal Z. Il est ainsi possible de comparer les différentes dispositions géométriques en prenant comme référence la structure dite « élémentaire » (carrée) et en pondérant ces valeurs de transconductance par le gain en surface représentatif du taux d’intégration exprimé précédemment (Figure 142). Tableau 22. Transconductance des différentes structures et gain normalisé. Structure Gm (mS) Gm (mS/mm) Gm normalisé Gm*Gain_surface normalisé Elémentaire 189 453 1 1 Interdigitée (1 doigt) 494 567,5 1,25 3,77 Matrice 3 × 3 575 378 0,83 1,26 Matrice 6 × 6 951 69 0,15 0,35 Interdigitée (20 doigts) 9874 567,5 1,25 3,28 En considérant les valeurs de transconductance (gm) mesurées et exprimées en mS/mm, la structure en matrice 6 x 6 présente une valeur de gm très faible par rapport aux autres structures. La structure élémentaire étant prise pour référence, la disposition optimale déduite des mesures est la structure inter digitée. Par rapport à la structure élémentaire de référence, le gain de la disposition inter digitée est d’environ 3,77 contre 0,35 pour la structure en matrice 6x6. Le « déclassement » de la matrice 6 x 6 provient principalement d’une inégale répartition du potentiel de grille dans le Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 129 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation composant qui induit une non-uniformité dans le blocage du courant. Ceci provient d’une valeur de résistance d’accès des couches enterrées de grille trop grande (dopage faible ou faible activation) comme cela est expliqué dans les figures suivantes. En effet, les matrices sont réalisées par l’association de motifs élémentaires présentés cidessous, pour lesquels les dimensions ont été réduites au maximum (la contrainte étant celle de la précision de l’alignement lors de la fabrication). Figure 145 Résistance interne de grille des structures en matrice. La source est centrale, une zone gravée (en gris) permet de prendre le contact sur la couche de type P enterrée (bleu) et sur la zone N++ de contact ohmique en surface (en rouge). La passivation est ouverte pour permettre cette prise de contact avec une marge réduite. Cet arrangement géométrique permet d’obtenir un taux d’intégration élevé. Toutefois, la résistance d’accès de grille ne présentant pas une distribution uniforme sur toute la structure, la tension appliquée en tout point dépendra fortement du courant de fuite de la jonction PN formée entre la couche enterrée de grille de type P et l’épitaxie. En effet le potentiel de grille étant appliqué en périphérie de la structure, la répartition du potentiel sur la couche enterrée de type P n’est pas uniforme. Ceci doit conduire à une non-uniformité de la modulation du courant sur toute la structure, la densité de courant devant être plus importante au centre de la structure qu’en périphérie. Densité de courant Elevée Moyenne Faible Figure 146 non-uniformité de la densité de courant dans une structure matricielle (représentation intuitive non simulée) b) -3 - « Faiblesse » des structures matricielles : simulation. Mettre en évidence la non-uniformité du potentiel par une simulation de type éléments finis en 3D est coûteuse en temps et est dépendante de trop de paramètres pour pouvoir être mise en œuvre sur une matrice complète. Une approche équivalente permet de montrer une inégale répartition de la densité de courant dans les canaux contigus d’une ligne d’une matrice. La vue en coupe de la figure 148 est composée de deux parties. D’une part une vue de dessus (en haut à gauche) et une vue en coupe (au centre) selon l’axe A-A. Cette vue en coupe comporte deux parties : Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 130 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation La partie supérieure, symbolise la résistance d’accès des couches enterrées de grille et permet de prendre en compte la chute de potentiel dans la couche enterrée, Une ligne d’une matrice dans la partie inférieure, composée de 5 canaux (numérotés de 1 à 5). A A vue de dessus S A A G 1 2 3 G1 4 5 G2 vue en coupe Figure 147 Approche simplifiée pour l’étude de la distribution du potentiel dans les structures en matrice. Cette représentation d’une matrice permet d’examiner le potentiel des 5 canaux formés entre : Les couches connectées à l’électrode de source par gravure, Les couches connectées à l’électrode périphérique de grille par l’intermédiaire de la couche de type P enterrée, modélisant la résistance d’accès. Les différentes grandeurs présentées par la suite sont observées selon l’axe AA de la vue en coupe Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 131 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 147. Le composant est tout d’abord polarisé sous faible tension entre les électrodes de drain et de source (VDS= 2 V). Une tension de commande VGS est ensuite appliquée depuis VGS = 0 V jusqu’à VGS = – 60 V. Les objectifs de ces simulations sont : D’observer l’évolution de la répartition des densités de courant dans chacun des canaux (numérotés 1 à 5), D’analyser la répartition du potentiel dans les couches G, G1 et G2 enterrées de type P reliées à l’électrode de grille périphérique. Ceci permet de démontrer la non-uniformité de la commande et ainsi de justifier la faiblesse des structures matricielles du point de vue de la transconductance comme cela a été constaté lors des caractérisations électriques (Tableau 22, page 129). Les grilles enterrées, (connectées à l’électrode périphérique par une couche modélisant la résistance d’accès), se situent respectivement pour G1 à une distance de 20 µm et pour G2 à 35 µm. La figure suivante présente la répartition de la densité de courant dans les cinq canaux en fonction de la tension VGS appliquée. Figure 148 Mise en évidence du déséquilibre en courant dans les canaux d’une matrice. On remarque que pour des faibles valeurs de tension de commande appliquées (2 V < |VGS| < 19 V), la densité de courant n’est pas identique selon les canaux. Elle varie entre 840 A/cm² et 1020 A/cm² pour |VGS| = 2 V par exemple. L’électrode de grille périphérique se trouve à une distance d = 0. Un potentiel de grille non uniforme se traduit par une valeur de transconductance plus faible pour une structure matricielle que pour une structure carrée. En effet la modulation du courant ne se fait pas de façon homogène : il « passe » plus de courant au centre de la structure que dans la périphérie. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 132 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Pour une tension de commande (en valeur absolue) |VGS| > 43 V, plusieurs phénomènes apparaissent. Le premier consiste en une non-uniformité du potentiel de grille en interne comme l’illustre la Figure 149 présentant la coupe du potentiel. (Figure 144 page 147) Figure 149 Evolution du potentiel selon l’axe A-A dans la structure pour différentes valeurs de tension de grille appliquées (1 V < |VGS | < 60 V). Pour une tension VGS = - 60 V, le potentiel dans le canal « 1 » est de – 43 V. Il est de – 34 V dans le canal « 2 » et de –30 V dans le canal « 3 », soit une différence de 13 V avec la tension appliquée en périphérie du composant. Ceci justifie la non-uniformité de modulation du courant dans la structure. Pour de faibles valeurs de VGS, la Figure 150 présente la diminution de la densité de courant dans le canal « 1 » (réduction de la densité de courant dans le canal pour une tension appliquée VGS variant de – 1 V à -19 V). Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 133 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 150 densité de courant dans un canal en fonction de la tension de grille appliquée. Ainsi la densité de courant dans le canal passe de 1000 A/cm² (conduction pour une tension de commande |VGS | = 1 V) à 10-5 A/cm² (blocage pour une tension |VGS | = 19 V). Pour de plus fortes valeurs de tension VGS appliquées, apparaît un phénomène d’amorçage du transistor bipolaire PNP formé entre l’électrode de grille de type P, le canal de type N et l’électrode de source de type P. La mise en conduction du transistor bipolaire se produit pour de fortes tensions VGS appliquées. En effet, l’augmentation de VGS (jusqu’à – 60 V) provoque le percement de la base (l’amorçage) du transistor bipolaire, se traduisant sur la Figure 151 par une augmentation significative de la densité de courant (jusqu’à une valeur de 5000 A/cm²), localisée dans le canal 1. Figure 151 Amorçage du transistor PNP parasite pour de fortes valeurs de tension de grille appliquées. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 134 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Cet « amorçage » dépend de : De la distance entre les couches de grille et de source (épaisseur de la base), Des dopages respectifs de chacune des couches, De la durée de vie des porteurs. Cela se traduit par exemple, pour une polarisation VDS = 2 V, par une augmentation du courant de drain JD : de 40 A/cm² @ VGS = 0 V jusqu’à 170 A/cm² @ VGS = -60 V comme cela est illustré sur la Figure 152. Figure 152 Evolution du courant dans la structure en matrice en fonction de la tension de grille pour une tension VDS = 2V. Après percement de la base du transistor bipolaire, le courant traversant la structure peut être décomposée en « deux courants » : Le courant principal circulant entre le drain et la source, Le courant secondaire circulant entre la grille et la source. Le courant de drain est augmenté pour une même tension VDS appliquée (2 V) et présente une saturation. Le rapport entre ID et IG en statique (ce qui correspondrait à un gain en courant) est de 0,05 @VGS = - 60 V. En revanche l’application de cette tension de commande en régime transitoire permettrait d’obtenir un courant de drain environ 4 fois supérieur à la valeur obtenue à VGS = 0 V. Il pourrait être intéressant d’utiliser ce phénomène de mise en conduction du transistor bipolaire en fonction de l’application dans laquelle serait utilisé le composant limiteur. L’amorçage ne se produit que pour une forte valeur de tension VGS appliquée entre les électrodes de grille et de source et peut donc être contrôlé. Ceci permet une modulation de la résistance spécifique du VJFET pour des faibles polarisations VDS. Une application possible concernerait l’augmentation du courant de démarrage pour un moteur par exemple, puis le passage à la fonction limitation de courant. Nous ne détaillerons pas plus ces simulations pour les matrices 6 × 6, en nous limitant à la mise en évidence du fait qu’une structure matricielle présente l’inconvénient d’induire un contrôle du courant non uniforme justifiant donc le déclassement de cette dernière comme cela a été présenté dans le Tableau 22 de la page 129. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 135 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation b) -4 - Conclusion Deux types de wafer ont été utilisés pour la fabrication du premier lot de composants. La différence est le polytype : SiC-4H et SiC-6H. Les mesures précédentes ont été effectuées sur le wafer W2 de type SiC-6H. Compte tenu du fait que la jonction PN de l’échantillon de type SiC-4H présente un courant de fuite en inverse relativement important, nous ne reprendrons donc pas l’étude précédente sur la disposition géométrique la plus adaptée dans ce cas. Les mesures de transconductance des différentes géométries ont permis de déterminer les gains apportés par les géométries élémentaires, en matrice ou interdigitées. Les valeurs de transconductance des structures élémentaires, inter digitées et en matrice 3×3 sont relativement proches (gms = 450 mS/mm). Si l’on considère uniquement le rapport entre la surface active et la surface occupée, les structures en matrice 6×6 et interdigitées sont les plus avantageuses mais ne permettent pas de prendre en compte l’aspect commande du composant. La pondération de cette transconductance par le taux d’intégration géométrique fait des options matrice 3×3 et interdigitée les meilleures dispositions (avec des facteurs respectivement de 3.77 et 3.28 en référence à la structure carrée). Afin d’augmenter le taux d’intégration tout en prenant en compte l’aspect commande, il est nécessaire de réduire la résistance de grille. Une solution mixte est présentée dans le descriptif du RUN2, combinant les deux dispositions matricielle et interdigitée. Cette nouvelle disposition permet une augmentation du courant de 50% pour une même surface occupée, tout en conservant une valeur de transconductance élevée. c) Composant bidirectionnel en courant et en tension Les applications envisagées pour la mise en œuvre du composant limiteur de courant concernent principalement le secteur de la distribution électrique. Les tensions et courants mis en jeu étant alternatifs, il est nécessaire de disposer d’un composant limiteur bidirectionnel en courant et en tension. Le composant ainsi formé devra : Présenter une résistance spécifique la plus faible possible, Ne pas dégrader la tenue en tension du composant bidirectionnel par rapport à celle du composant unidirectionnel. Le composant unidirectionnel peut être assimilé : A un VJFET en polarisation directe (assurant une limitation du courant), A une résistance sous faible polarisation inverse, A une résistance placée en parallèle avec une diode pouvant être en régime de forte injection selon la polarisation VDS, comme cela est illustré sur les caractéristiques électriques simulées de la Figure 153. La courbe en trait plein correspond au limiteur fonctionnant en limitation pour une tension V positive que l’on appellera mode « direct ». La courbe en pointillé est celle du composant fonctionnant en mode de saturation pour une tension V négative. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 136 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 153 Caractéristiques I(V) simulées de deux limiteurs de courant présentant le mode de fonctionnement « direct » (saturation) et « inverse » (conduction). La mise en série de ces deux composants connectés en opposition (drain à drain) permet donc de remplir la fonction bidirectionnelle souhaitée. Pour autant le composant ainsi formé ne doit pas conduire à une augmentation de la chute de tension lorsque ce composant est dans son état passif. Pour cela, le premier objectif de ce paragraphe est de préciser le fonctionnement du composant bidirectionnel formé par la mise en série de deux composants afin : d’estimer l’évolution de la résistance série par rapport à un limiteur unidirectionnel, d’évaluer la tenue en tension du composant bidirectionnel, d’estimer le comportement thermique du composant, On comparera les résultats des simulations avec des caractérisations électriques. c) -1 - Résistance série du composant bidirectionnel Limiter les pertes en régime de conduction (mode de fonctionnement passif du limiteur de courant), revient à obtenir une valeur de résistance spécifique du canal ρC la plus faible possible. La Figure 154 présente une caractéristique I(V) d’un composant bidirectionnel simulée pour | V | < 4 V. En fonctionnement direct (V > 0 V), la résistance spécifique du canal est de l’ordre de 40 mΩ.cm². En fonctionnement inverse (V < 0 V), la valeur est sensiblement identique (33 mΩ.cm²) puis chute à une valeur très faible lors de la mise en conduction directe de la jonction PN source/épitaxie. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 137 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 154 Caractéristiques I(V) simulées mettant en évidence les différents régimes de fonctionnement d’un limiteur unidirectionnel. Ceci a été validé expérimentalement (Figure 167 page 145). Dans une configuration bidirectionnelle, la tension V est appliquée entre les électrodes S1 et S2. Les deux VJFET sont connectés soit par le drain, soit naturellement par le substrat comme cela est illustré sur la Figure 155. Figure 155 Configuration bidirectionnelle et diodes internes du limiteur de courant fonctionnant en mode inverse (gauche) et direct (droite). Lorsque l’un des équivalent à une (VDS1 > 0). Le modulation de la fonctionnant pas composants se trouve en régime de saturation (VS1S2 > 0), l’autre est alors résistance placée en parallèle avec une diode « D1 » polarisée en direct composant bidirectionnel formé présente l’avantage de permettre une résistance série de l’épitaxie. Cette modulation provient du composant ne en régime de limitation. Elle est réalisée par la diode interne « D1 » se Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 138 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation polarisant en direct (« D1 et D2 » si les électrodes de grille et de source sont reliées entre elles). Si l’on s’intéresse à l’évolution de la résistance en fonction de la tension appliquée, on peut remarquer que : Pour V < 2 V, la résistance globale du composant bidirectionnel est le double de celle d’un composant unidirectionnel Lorsque V augmente, la valeur tend vers celle d’un composant unidirectionnel (Figure 159 et Figure 157). Figure 156 Evolution de la résistance dynamique en fonction de la tension pour un limiteur unidirectionnel et bidirectionnel (simulations). La figure suivante présente le rapport entre la résistance dynamique du composant bidirectionnel et celle du composant unidirectionnel. On remarque (Figure 157) que pour une tension |V| < 2 Volts, le rapport est égal à 2. Pour une tension V > 2 Volts, le rapport tend vers 1. Figure 157 Rapport des résistances dynamiques pour des configurations bidirectionnelle et unidirectionnelle en fonction de la tension appliquée (simulations). Cet effet provient de la modulation de la résistance de l’épitaxie par la polarisation en régime de forte injection de la jonction PN formée entre les électrodes de grille et de source du composant ne fonctionnant par en régime de limitation, comme cela a été décrit sur la Figure 154. La figure suivante montre des mesures I(V) effectuées sur des structures de type « élémentaire », de longueur de canal L1 = 10 µm et de distance entre les couches enterrées W2 = 2 µm (E102) issues de l’échantillon W1Abis. Ces mesures permettent d’illustrer : Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 139 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Que des composants unidirectionnel et bidirectionnel ont la même caractéristique électrique à forte tension, V > 100 V, Que le rapport entre les résistances dynamiques est quasiment égal à 2 (r = 16.7 kΩ / 7.9 kΩ= 2.11 @ VDS = 1 V). Figure 158 Comparaison des caractéristiques I(V) bidirectionnelle et unidirectionnelle sur des structures élémentaires (mesures sur l’échantillon W1Abis, structures E102). c) -2 - Composant bidirectionnel : validation expérimentale Des mesures en configuration bidirectionnelle ont été effectuées jusqu’à 400 V crête (Figure 159). Elles démontrent la capacité du limiteur de courant à fonctionner sous de fortes densités de puissance (signal sinusoïdal, f = 50 Hz). Les mesures dans cette configuration valident le fonctionnement bidirectionnel en connectant deux composants (dans ce cas de type élémentaire) de dimensions L1 = 10 µm et W2 = 4 µm (E104). Le déséquilibre du courant de saturation, mode inverse (-15 mA) et direct (20 mA), provient d’un non-appairage des composants. Figure 159 Caractéristiques I(V) mesurées pour une configuration « bidirectionnelle » sur des structures élémentaires sans polarisation des électrodes de grille. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 140 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation En configuration bidirectionnelle « Bidir L=10 W=4 », on peut remarquer une augmentation du niveau du courant de saturation à forte tension V > 200 V par rapport à la configuration unidirectionnelle « unidir L=10 W=4 ». La différence provient du raccordement ou non de l’électrode de grille. De plus la configuration bidirectionnelle permet de supprimer la chute de tension dans le contact de drain en face arrière du composant. En effet les deux limiteurs sont naturellement connectés par le substrat, les connexions sont prises sur la face avant sur chacune des électrodes de source. Les électrodes de grille peuvent être laissées à un potentiel flottant sans dégrader la fonction limitation de courant. c) -3 - Composant bidirectionnel : mise en oeuvre des électrodes de grille Selon le mode de raccordement des électrodes de grille de chacun des deux VJFET (Grille à Grille ou Grille à Source), il est possible d’obtenir différentes valeurs du courant de saturation, valeur qui peut être supérieure à celle du composant unidirectionnel. Cela a été démontré en simulation et vérifié expérimentalement (Figure 160). Figure 160 Caractéristiques I(V) simulées (GGsimul) et mesurées (GGmes) de composants bidirectionnels pour différents modes de raccordement des électrodes de grille. Lorsque les électrodes de grille sont reliées à leur électrode de source « GS », le potentiel VGSi est fixé (VGSi = 0 V). On remarque sur la figure ci dessous une répartition symétrique des zones de charges d’espace dans le canal du limiteur fonctionnant en régime de saturation (ligne pointillée). Lignes d’équipotentiel G1 S1 Extension des zones de charge d’espace Courant Figure 161 Configuration « GS », simulations de la répartition des zones de charge d’espace (V S1S2 = 10 V) Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 141 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Laisser l’électrode de grille flottante « GF » permet de ne pas figer le potentiel VGSi. Le courant de saturation est plus important dans cette configuration par rapport à la configuration « GS ». Ceci est illustré sur le limiteur de droite de la Figure 162, sur lequel on ne note pas de pincement de la partie verticale du canal du limiteur comme cela était le cas sur la Figure 161. G2 G1 S1 S2 Jg J1 Extension des zones de charge d’espace Figure 162 Configuration « GF », simulation présentant la répartition des zones de charges d’espace dans chacun des limiteurs (V S1S2 = 6 V) La configuration « GG », n’est pas conventionnelle puisqu’elle ne permet pas de contrôler le potentiel de grille. De ce fait, l’effet de variation brusque de courant ou de tension peut provoquer des comportements non souhaités. Une des manifestations est la modification de la tension de pincement du canal du limiteur fonctionnant en mode direct. S1 S2 R1 A S2 S1 Jg J1 A J2 B V = 6 V (gauche) Jg J2 J1 B V = 60 V (droite) Figure 163 Configuration « GG » d’un limiteur bidirectionnel à grille commune centrale : répartition des zones de charges d’espace sous faible (6 V) et forte (60 V) polarisation. Pour une faible tension VS1S2 appliquée, la jonction P/N « J1 » (Source/Epitaxie) est faiblement polarisée en direct (figure de gauche). Lorsque la tension VS1S2 augmente, cette jonction PN « J1 » (source/épitaxie) va être fortement polarisée en direct, modulant alors la résistivité de l’épitaxie. De plus, le potentiel de la grille (qui est flottant), va être celui du point A à la tension Vbi près. Ce potentiel est fixé par le courant circulant dans le circuit et la résistance (R1) du canal en surface. La résistance du canal en surface ne varie pas en mode inverse. Le courant est fixé par le limiteur conjugué fonctionnant en limitation (courant de saturation). La tension de grille évolue donc comme la tension de source à la valeur R.I et Vbi près. Le potentiel de l’épitaxie (point B) est celui de la source « S1 » moins Vbi lorsque la jonction « J1 » est polarisée en direct. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 142 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation La jonction P/N « Jg » de la grille du limiteur conjugué « S2, G2 » est polarisée en inverse avec l’épitaxie (tout comme « J2 »). « JG » est par contre polarisée en direct avec le canal, d’où un sur-courant causé par la mise en conduction de cette jonction. La figure suivante présente la densité d’électrons (à gauche) et de trous (à droite) pour une tension appliquée de VS1S2 = 30 V avec les lignes d’équipotentielles dans la structure, illustrant la mise en conduction de la jonction Grille/Source. 24 V 17 V 10 V 24 V 4V G S 17 V 10 V 4V S G J2 Figure 164 Simulation de type éléments finis montrant la répartition du potentiel (lignes), de la concentration d’électrons (gauche) et de trous (droite), dans le cas d’un limiteur bidirectionnel dans la configuration « GG ». Les caractéristiques électriques suivantes (mesurées) illustrent ce phénomène en le comparant aux autres configurations (« GS », « GF »). On constate une forte augmentation du courant lorsque la tension appliquée aux bornes du composant bidirectionnel augmente (courbe « GGmes » de la Figure 165). On perd alors la fonction limitation de courant. Figure 165 Caractéristiques I(V) mesurées de composants bidirectionnels selon le mode de raccordement des électrodes de grille (échantillon W1Abis). Ce mode de connexion n’est donc pas à retenir pour la mise en œuvre du composant limiteur de courant. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 143 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Si on considère un « JFET classique », il est possible de justifier analytiquement l’augmentation du courant dans les configurations « GF » et « GG ». L’expression du courant de drain en fonction des tensions de drain VDS et de grille VGS est : 1/ 2 ⎤ 2 ⎛ 2.ε ⎞ 3/ 2 3/ 2 ⎛ 2 × w× q × µ × ND × z ⎞ ⎡ ⎢ ⎥ − × × + + − + ID = ⎜ V V V V V V ( ) ( ) ⎜ ⎟ DS GS bi GS bi ⎟ DS L 3.w ⎝ q.N D ⎠ ⎝ ⎠ ⎢⎣ ⎥⎦ L’expression du courant de saturation en fonction de la tension de pincement peut s’écrire : 3/ 2 ⎡ ⎛ VDsat ⎞ ⎛ VDsat ⎞ ⎤ I Dsat = I P × ⎢1 − 3 × ⎜1 − ⎟ + 2 × ⎜1 − ⎟ ⎥ avec VDsat = VP − Vbi − VGS VP ⎠ VP ⎠ ⎥ ⎢⎣ ⎝ ⎝ ⎦ q.N D .w² . La tension de pincement VP a pour expression : VP = 2.ε La mise en conduction de la jonction du limiteur de courant fonctionnant en régime inverse permet : La modulation de la résistivité de la couche épitaxiée, La modification du potentiel du canal du limiteur se trouvant en régime de saturation, induisant une variation de la tension de pincement. Si l’on s’intéresse à la variation du courant de pincement IP en fonction de la tension de pincement VP, par rapport à une tension de pincement de référence VP = 12 V, l’influence sur le courant de pincement peut être importante comme cela est illustré sur la figure suivante. Figure 166 Variation du courant de saturation par rapport à une variation de la tension de pincement. Dans la configuration « GG », le potentiel du canal du limiteur fonctionnant en régime de saturation augmente comme la tension appliquée VS1. Dans la configuration « GF » ce potentiel est celui de l’épitaxie (point « B » de la Figure 163) à la valeur Vbi près. De ce fait il évolue peu avec la tension VS1 appliquée, permettant de conserver la fonction limiteur de courant avec une valeur de courant de saturation plus élevée. Le même composant permet Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 144 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation donc, avec une simple modification du câblage, d’obtenir la fonction limitation de courant non commandé avec deux valeurs de calibres en courant différentes. L’intérêt industriel en est la réduction du nombre de composant différents à fabriquer pour couvrir toute une gamme de produits. c) -4 - Influence des diodes internes du limiteur de courant La mise en conduction des diodes internes est liée à l’évolution du potentiel du canal. La Figure 167 présente une caractéristique I(V) mesurée pour une polarisation inverse d’un limiteur. Dans un cas l’électrode de grille est laissée flottante « GF, (INVDGF) ». Dans l’autre cas l’électrode de grille est reliée à la source «GS » (VGS = 0 V). Cette dernière configuration « GS ,(INVDGS) » permet d’obtenir un courant plus important (18 mA contre 8 mA) pour une même tension appliquée VDS = -8 V et par conséquent une résistance série du composant bidirectionnel plus faible. Figure 167 Caractéristique I(V) inverse d'un limiteur pour deux connections différentes des électrodes de grille (VGS = 0 V et Grille Flottante). Cet effet est bénéfique car le courant de la diode va permettre de diminuer la résistance spécifique en régime linéaire dans le limiteur fonctionnant en mode inverse, et également de modifier la chute de tension dans l’épitaxie (modulation de la résistivité). Le gain en courant (ici d’une valeur de 2.25) est dépendant du rapport entre : la surface des couches de type P de la grille et de la source (S1 et S2), les surfaces des zones de contacts (SC1 et SC2), comme cela est illustré sur la Figure 168 et dans le Tableau 23. Figure 168 Rapport des surfaces des couches P (a), et des zones de contact (b) des zones de grille et de source d’une structure élémentaire. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 145 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Tableau 23. Rapport des surfaces des couches P (a), et des zones de contact sur les couches P d’une structure élémentaire de type E102 (L 1 = 10 µm, W2 = 2 µm) Zone Surface de la couche P Surface de la zone du contact Grille S1 = 5.75×10-4 (cm²) SC1 = 0.42×10-4 (cm²) Source S1 = 1.32×10-4 (cm²) SC1 = 0.64×10-4 (cm²) Rapport Grille/Source ξcouche= 4.34 ξcoontact= 0.66 Influence de l’augmentation de la surface Surface d’injection plus grande → augmentation du courant de la diode Diminution de la résistance de contact → chute de tension série dans le contact plus faible → augmentation du courant de la diode La modulation de la résistance de l’épitaxie sera fortement dépendante de ces deux rapports « ξcouche et ξcontact » et de l’optimisation de la géométrie de la structure. En résumé, selon le mode de raccordement des grilles, le limiteur fonctionnant en régime direct (saturation), va voir son courant de saturation modifié. Sans tension de commande externe, les différents modes de connexion permettent donc de « favoriser » ou non un effet, donc de disposer pour un même composant de calibres différents. Cet effet est pour autant intéressant puisqu’il permettrait d’obtenir deux calibres en courant différents pour une même structure sans la nécessité d’appliquer une tension de commande externe. Ceci devrait par exemple permettre d’étendre une gamme de caractéristiques par une simple étape de câblage. Il conviendrait d’approfondir cette étude, sur la sensibilité du composant bidirectionnel en régime transitoire, tout comme l’étude des différentes stratégies de commandes afin de contrôler les pertes en régime de limitation de courant. c) -5 - Tenue en tension du limiteur bidirectionnel La tenue en tension du composant bidirectionnel devrait être la même que dans le cas d’un composant seul. En effet dans la configuration bidirectionnelle, la conduction est latérale mais se fait par le substrat plus fortement dopé que l’épitaxie. Le potentiel du substrat « Vsubst. » du composant bidirectionnel formé est donc quasiment identique à la tension maximum appliquée (moins la chute de tension série du limiteur fonctionnant en régime inverse). De ce fait la répartition des équipotentielles en surface devrait être relativement similaire dans les deux configurations. Un paramètre intervient tout de même dans la définition de la tenue en tension de deux composants connectés naturellement par la face arrière (présents sur la même plaquette) : la distance « d » entre les deux composants (distance entre les deux terminaisons). Sur la configuration du run01, la terminaison est réalisée sur les couches de type P connectées aux électrodes de grilles des composants. La distance « d » minimale fixée sur le jeu de masque de fabrication des composants est de 250 µm (450 µm entre les deux extrémités des JTE). La rigidité diélectrique de l’air étant de l’ordre de 30 V/µm, une distance de 250 µm entre deux composants correspond à une tension d’isolation de l’ordre de 7.5 kV (valeur largement supérieure à la tension de rupture des composants qui est de l’ordre de 900 V). Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 146 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 169 Vue en coupe d'un limiteur bidirectionnel formé par l’association de deux composants naturellement connectés par le substrat. La valeur maximale de la tension de claquage mesurée en mode de limitation est de 811 V pour un composant « bidirectionnel distant » réalisé sur le substrat de type 6H, pour lequel la profondeur de gravure est celle souhaitée (a = 1.2 µm). Figure 170 Tension de claquage maximale atteinte en régime de limitation (échantillon W2). Cette rupture n’est pas causée par l’effet de l’auto échauffement du composant mais est un claquage prématuré par avalanche se produisant au niveau de la terminaison périphérique du composant. La valeur de la tension de rupture correspond à celle mesurée sur des diodes du même échantillon (Figure 170). La tenue en tension d’un composant bidirectionnel n’est donc pas dégradée par rapport à celle d’un composant unidirectionnel. d) Aspect thermique : extraction de paramètre de simulation L’utilisation d’un VJFET en tant que composant limiteur de courant implique la mise en jeu de densité de puissance importante. De ce fait l’auto échauffement est non négligeable. La mesure de l’élévation de la température en régime transitoire est difficilement envisageable. Dans un premier temps, la caractérisation du composant dans un cryostat Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 147 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation permet de mettre en évidence l’effet de la température sur les caractéristiques électriques et ainsi de valider les paramètres utilisés en simulation. La Figure 171 présente l’évolution du courant pour une gamme de température comprise entre 300 K et 550 K. Figure 171 Caractéristique I(V) d’un limiteur mesuré en température, (L 1 = 10, W 2 = 4, structure élémentaire carrée). Une mesure effectuée à température ambiante hors cryostat (θamb sur la figure précédente) a été rajoutée aux mesures effectuées sous vide dans le cryostat. Le courant est dans cette configuration plus élevé que pour la mesure effectuée à 300 K sous vide. Cette différence provient de l’absence de rayonnement sur la face avant du composant lorsque celui-ci est placé dans le vide. En effet sous vide l’échauffement est plus important et le courant se trouve diminué. Ceci permet de retrouver les caractéristiques électriques « limites » du limiteur de courant : une fois mis en boîtier, ce dernier échangera de la chaleur par la face avant et l’élévation de température interne ne sera pas autant importante. Les mesures effectuées dans le cryostat ont été faites pour une gamme de température comprise entre 300 K et 550 K par pas de 50 K. Les mesures précédentes ont servi à l’extraction de la variation de la résistance spécifique du composant en fonction de la température (englobant la variation de la résistance de contact et du canal). Cette résistance est directement inversement proportionnelle à la K mobilité : ρ spec = . −α ⎛T ⎞ µ max × ⎜ ⎟ ⎝ T0 ⎠ K regroupe les paramètres constitutifs du composant : longueur et section du canal en régime ohmique (i.e. faible polarisation VDS). La résistance spécifique du composant a été extraite pour VDS = 2 V. Sa variation en fonction de la température (Figure 172) permet d’obtenir le coefficient reliant la variation de la mobilité en fonction de la température. La figure suivante présente la corrélation entre le modèle utilisé en simulation et la tendance extraite des mesures. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 148 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 172 Evolution de la résistance spécifique du canal en fonction de la température Une valeur de α = 2,04 proche de l’état de l’art dans la littérature a été obtenue, la valeur utilisée en simulation étant α = 2. Outre la stabilité des contacts en température déjà traitée précédemment (page 105), l’aptitude des composants à supporter des surcharges pendant des temps relativement longs est importante. Elle conditionne en effet le mode d’utilisation du composant dans un circuit électrique. Des mesures d’évolution du courant en fonction du temps ont pour cela été effectuées en appliquant des échelons de tension VDS. La Figure 173 présente l’évolution du courant en fonction du temps pour trois valeurs de tension VDS appliquées. Figure 173 Stabilisation du courant dans le temps pour différentes valeurs de tension V DS appliquées (mesure en continu). Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 149 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Pour une tension VDS = 100 V, le courant passe : d’une valeur I = 26 mA (à t = 0, et θ = 300 K), à une valeur d’environ 23.8 mA en régime établi pour t > 10 s. L’auto échauffement provoque la diminution de la mobilité et une stabilisation du courant. La diminution du courant du limiteur avec la température étant directement proportionnelle à la diminution de la mobilité, il est possible d’estimer la température en régime stabilisé. La figure suivante présente l’estimation de la température en fonction de la diminution de la mobilité en prenant la température ambiante T = 300K comme référence et une valeur de α = 2 extraite de la Figure 172 pour le coefficient de dépendance de la mobilité avec la température. Figure 174 Diminution de la mobilité en fonction de la température (normalisée par rapport à µ 300K ) Pour une tension appliquée VDS = 100 V, la réduction est de l’ordre de 12%. L’expression analytique de la variation de la mobilité donne pour cette diminution une température moyenne de 320 K (soit un échauffement de 20°C). Il est également possible d’estimer l’élévation de température maximale en utilisant les mesures effectuées dans le cryostat. En effet pour une tension VDS = 100 V, en prenant comme référence la caractéristique mesurée à 300 K, si l’on considére une diminution du courant de 12%, la température du cryostat correspondante est de 350 K soit une élévation de 50°C. Le tableau suivant présente les estimations des températures moyennes « θstab » , la constante de temps thermique « τ » et le temps de stabilisation « tr » pour les trois échelons de tension appliqués. Tableau 24 Température estimée (θ amb = 300 K), constante de temps et temps de réponse thermique du limiteur de courant à un échelon de tension. θstab (K) τ (s) tr (s) 25 302 2.4 8.5 50 306 2.2 8 100 319 0.3 3 Tension VDS appliquée (V) Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 150 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation e) Conclusion Ces mesures mettent en évidence : L’effet de l’autoéchauffement induisant une réduction du courant, La stabilisation de ce courant en fonction du temps au bout de 10 secondes approximativement, L’aptitude du composant à supporter des surcharges pendant des temps importants pour des polarisations de l’ordre de 100 V. Ces mesures ont été répétées plusieurs fois dans le temps, sans que l’on observe de dégradation notable des caractéristiques électriques. Des mesures répétitives de composants mis en boîtiers permettraient d’effectuer des tests de vieillissement des composants et d’évaluer leur comportement dans le temps. Ces premiers résultats démontrent que le composant est capable de supporter plusieurs surcharges tout en gardant sa fonction limiteur de courant. 4.3.3 a) Vers l’intégration système des composants Introduction L’intégration de composant de puissance et de la logique de commande sur un même substrat est un défi important à relever. En effet, la réduction du nombre d’interconnexions permet de réduire les sources de défaillance de circuit (stress thermomécanique…), augmentant ainsi la fiabilité des systèmes fabriqués. Dans le cas présent du limiteur de courant, l’utilisation de l’électrode de grille permet de contrôler le niveau de courant. Il est relativement intéressant de disposer de composants permettant la génération des tensions de commande et leur mise en forme. Ceci est rendu possible par le processus de fabrication retenu pour le VJFET. En effet et comme cela est détaillé dans le paragraphe suivant, il est possible de fabriquer : - Un composant vertical de type VJFET, le limiteur de courant, - Un composant latéral de type MESFET, pouvant être utilisé dans le circuit de commande. Nous n’allons pas présenter les différentes stratégies de commandes qui seront l’objet d’une étude ultérieure, mais uniquement mettre en évidence la compatibilité de fabrication de ces deux types de composant et les résultats des caractérisations électriques du MESFET fabriqué. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 151 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation b) MESFET Latéral b) -1 - Compatibilité de fabrication VJFET/ MESFET Comme cela est illustré sur la figure suivante, le processus de fabrication retenu rend possible l’obtention d’un MESFET latéral sans ajout nécessaire de niveau de masques. GATE SOURCE GATE DRAIN SOURCE P buried Epitaxial layer substrate VJFET DRAIN DRAIN Figure 175 vue en coupe du VJFET et du MESFET latéral. Dans le cas du MESFET latéral, la couche de type P enterrée joue un rôle de « couche isolante » comme dans le cas de composants latéraux fabriqués sur des substrats SOI ou semi-isolant. La photographie suivante présente le MESFET ainsi fabriqué. S D G Figure 176 Photographie microscopique du MESFET fabriqué et le la disposition des électrodes de Source, Drain et Grille. b) -2 - Fonctionnement du MESFET et caractérisation électrique Les paramètres constitutifs du MESFET sont ceux du VJFET. Seules les dimensions géométriques peuvent être ajustées et ont été choisies en fonction des contraintes de fabrication. L’électrode de source est connectée à la couche enterrée permettant un contrôle de la tension appliquée entre l’électrode de grille et la couche enterrée, définissant le pincement du canal latéral. Pour une polarisation VGS = 0 V, le MESFET est normalement passant. Une augmentation de la tension VDS implique une polarisation en inverse de la jonction PN formée entre le canal en surface et la couche P enterrée. La saturation du courant se produit lors du pincement du canal latéral. La Figure 177 suivante présente la répartition du courant dans la structure lors du pincement. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 152 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 177 Densité de courant dans le MESFET à VDS = 50 V, VGS = 0 V. L’application d’une tension de grille permet alors la modulation du courant par l’effet combiné du contact Schottky de grille et de la couche enterrée. La caractéristique I(V) mesurée est présentée ci-dessous dans le cas d’une métallisation en Nickel avant d’avoir effectué l’étape de recuit du métal. Figure 178 Caractéristiques électriques I(V) mesurées pour différentes valeurs de tension de grille (échantillon W1A). Une densité de courant de l’ordre de 300 A/cm² à VDS = 110 V a été mesurée (correspondant à un courant de 30 mA). La valeur de la résistance spécifique mesurée est de 38 mΩ.cm² et la valeur de la transconductance extraite est gms = 0,4 mS.mm-1. Cette valeur est relativement faible en comparaison avec des valeurs de 40 mS.mm-1 relevées dans la littérature et provient du contact Schottky. En effet le dopage en surface du composant est relativement élevé et les diodes Schottky obtenues présentent un courant inverse important, réduisant la capacité de modulation du courant. Le recuit du métal pour former les contacts ohmiques conduit à la perte du caractère Schottky du contact de grille. Cela est illustré sur la Figure 179 présentant les mesures électriques effectuées sur un MESFET fabriqué sur le wafer de type 6H avant et après l’étape de recuit métal. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 153 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 179 Effet du recuit métal sur les caractéristiques électrique du MESFET. Avant le recuit métal, le contact de grille présente un caractère Schottky. La saturation du courant intervient pour une tension de 10 V. Le courant reste relativement constant (Isat = 18 mA). Effectuer un recuit du métal implique : La perte du caractère Schottky du contact de grille, L’obtention d’un JFET latéral formé entre l’électrode de grille, l’électrode de drain et la couche de type P enterrée connectée à l’électrode de source. Ceci conduit à la réduction de la longueur du canal, d’où une valeur de courant de saturation plus importante (80 mA @ VDS = 60 V). De ce fait, pour une tension de l’ordre de 80 V, l’effet de l’auto échauffement important provoque une diminution du courant. Une mesure en appliquant une tension VDS négative (VDS < 0) permet de vérifier que la caractéristique inverse du MESFET après recuit métal est une résistance. Ceci permet de conclure que la saturation du courant mesuré pour une tension positive ne provient pas de la vitesse de saturation des porteurs, mais bien d’un effet JFET. Par conséquent, le fait de connecter la couche de type P enterrée à l’électrode de source permet de conserver l’effet de saturation sur le courant. Pour autant, il serait intéressant de conserver le caractère Schottky du contact de grille. Ceci est possible en ajoutant un niveau de métallisation supplémentaire, comme cela sera présenté page 170. b) -3 - Conclusion La compatibilité de fabrication d’un VJFET et d’un MESFET devrait permettre, en adaptant légèrement le processus de fabrication, de réaliser des associations de type cascode [FRI00] . La géométrie du MESFET devra alors être optimisée en terme de calibre en courant et la transconductance de grille. La fabrication conjointe de ces deux types de composants autorise donc l’obtention d’un système intégrant la partie puissance et sa commande. Ce type d’association s’inscrit dans une logique de système à haute fiabilité. Nous ne développerons pas plus l’étude de cette association, en nous arrêtant à la démonstration précédente de sa Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 154 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation possibilité de réalisation. Les différentes stratégies de commande s’inscrivent dans les prospectives de ce travail. 4.3.4 Composant encapsulé, approche « système » Lors de la phase de conception de tout composant, il est nécessaire d’évaluer ses performances dans un système réel, afin de valider la fonction qu’il doit remplir (protection contre les court-circuits). Des simulations de type « mixed mode » combinant un noyau éléments finis pour le JFET couplé à un solveur de circuit électrique de type SPICE ont été réalisées afin d’estimer le comportement en dynamique et les performances de modulation du courant. Celle-ci sont présentées dans le chapitre 3. Effectuer des mesures en commutation nécessite une étape clé encore difficilement maîtrisée : la mise en boîtier et toutes les étapes liées, dont la métallisation. Même si les résultats précédents démontrent l’obtention de contact ohmique ayant une faible résistance et stable en température, d’autres étapes sont nécessaires pour la mise en boîtier de composants. a) Validation expérimentale de la protection série L’échantillon issu du premier lot de composants et « corrigé » W1Abis (grâce à une implantation de bore et ayant subit une étape de métallisation améliorée), a permis d’effectuer une première validation expérimentale dans un système représentant une application domestique simplifiée et présenté Figure 180. Figure 180 Exemple d'application pour la protection série Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 155 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Cette configuration assure par exemple une protection localisé d’une pièce d’une maison, permettant un isolement du défaut et laissant fonctionner l’ensemble des dispositifs branchés en parallèle sur une même ligne de distribution. Figure 181 Photographies de la maquette de test de court-circuit (vues externes et vue interne des limiteurs de courant). Les caractéristiques de l’installation électrique sont détaillées dans le Tableau 25. Tableau 25 Caractéristiques des éléments de l’installation électrique de test du limiteur de courant. Elément Courant Nominal Tension Nominale VN (V) IN (A) Courant de saturation (A) Puissance (W) PN PCC Ampoule 240 V 16 mA - 5W 0 Limiteur 7 V @ IN 16 mA 135 mA 0.1 W 48 W La charge utilisée est une ampoule 5 W / 240 V AC faible consommation (d’une puissance lumineuse équivalente à une ampoule de 15 W). Le courant nominal est IN = 16 mA. La chute de tension correspondante dans le limiteur est VN = 7 V. Le fait de connecter plusieurs limiteurs de courant en parallèle permet de diminuer la chute de tension VN dans le limiteur pour le courant nominal IN de la charge. Il est ainsi possible de diminuer les pertes PN en fonctionnement passif du limiteur. Dans la configuration de test, deux limiteurs de courant de type « matrice » M62b de l’échantillon W1Abis ont été connectés en parallèle. Pour ces mesures, les électrodes de grilles ont été connectées aux électrodes de sources, fixant ainsi la tension VGS à 0 V. Afin d’éliminer les problèmes de rebonds et de perturbation des mesures, le court-circuit aux bornes de la charge (ampoule) a été effectué en utilisant un interrupteur de type MOSFET « IRF Z 740 » , plutôt qu’un interrupteur mécanique. Le temps de mise en conduction du MOSFET mesuré est de 24 nS. La chute de tension série rajoutée par l’interrupteur est négligeable : de l’ordre de 0.15 V en régime de court-circuit (sous ICC) puisque : la résistance à l’état passant du MOSFET est RDSON = 0.55 Ω, le courant sera limité à ICC = 0.27 A. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 156 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Cette configuration permet donc d’effectuer le relevé expérimental de l’établissement du courant de court-circuit (Figure 182), sans perturber la mesure en terme de temps de réponse du limiteur de courant. Figure 182 Réponse du composant limiteur de courant à un court-circuit Les mesures présentées démontrent la capacité du composant à réagir rapidement en cas de court-circuit. Le temps de réponse du composant est inférieur à 1 µs. Le courant passe du courant nominal (16 mA) à une valeur de courant de court-circuit de 270 mA en 700 nS. Sans protection série dans l’installation électrique, l’impédance du circuit (Rs = 1 mΩ, Ls = 3 µH) impliquerait une augmentation du courant de court-circuit de 86 A en 2 µS. En fonctionnement passif, les pertes dans le limiteur sont égales à 2% des pertes de la charge PN, et à PCC= 48 W en court-circuit. Une plaque d’aluminium de 0.2 mm d’épaisseur, d’une surface de 4 x 4 cm utilisée comme dissipateur. Le court-circuit a été maintenu pendant plusieurs minutes et n’a pas entraîné de modifications des performances électriques du limiteur de courant. Cela a permis de mettre en évidence un échauffement maximal se stabilisant à 77 °C au bout de quelques minutes b) Mesures en commutation et réduction des pertes L’efficacité du composant limiteur de courant pour la protection contre un courtcircuit sans système de commande a été validée. Toutefois, les pertes en régime de limitation peuvent être importantes, justifiant l’utilisation d’un système de refroidissement. Ceci motive d’autant plus la mise en œuvre de l’électrode de grille qui doit permettre : Une diminution du courant en régime de limitation, Par conséquent le contrôle des pertes en court-circuit, Une réduction de la taille (voir une suppression) du système de refroidissement. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 157 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Dans un premier temps nous allons valider la possibilité de contrôler le niveau de courant en appliquant une tension de commande. La Figure 183 présente des mesures effectuées avec un traceur Tektronix permettant d’appliquer une tension de commande VGS = -20 V par pas constants de –2 V. Figure 183 Caractéristiques I(V) d’une matrice M62b de l’échantillon W1Abis pour différentes tensions de commande VGS appliquées. On constate un blocage du courant pour un VDS < 60 V & VGS = -20 V. Une tension de commande VGS = 14 V permet de bloquer le courant jusqu’à une tension VDS de l’ordre de 35 V. Cette valeur de tension de commande est retenue pour la validation expérimentale afin d’évaluer le comportement du limiteur en commutation et ainsi d’estimer le temps de réponse du composant (toff). Le schéma du circuit de test pour la mise en œuvre de l’électrode de grille est présenté Figure 184. Une sonde de courant permet de mesurer les variations transitoires du courant de grille « IG ». Une résistance placée en série dans le circuit principal (entre la source et la masse) permet de mesurer l’évolution du courant de drain « Rsense ». Une inductance « LS » de 3.5 µH a été rajoutée en série avec le limiteur. La tension « V » (tension continue) appliquée au limiteur de courant est ajustable entre 0 et 70 V. La tension de commande VGS appliquée à travers une résistance de grille « RG » est fixée à –15 V. Figure 184 Topologie du circuit de mesures en commutation. Le circuit de test permet d’effectuer des mesures de coupure du courant pour différentes valeurs de tension VDS (soit différentes valeurs de courant de court-circuit). Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 158 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation La Figure 185 présente l’évolution du courant IDS lors d’une commutation avec comme conditions : Une tension VDS = 14 V, Une tension de commande VGS = -14 V. Figure 185 Commutation « OFF » pour V DS = 14 V, VGS = - 14 V Le courant de drain IDS passe de 4 mA à 0 en 300 ns. Le temps de descente du courant de drain est comparable au temps de descente de la tension de commande VGS. La Figure 186 présente l’évolution du courant de drain au cours du temps pour des valeurs de tension VDS plus élevées. Figure 186 Commutation « off » pour différentes valeurs de tension VDS . Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 159 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Dans ce cas, on constate : Que pour VDS > 30 V & VGS = 15 V le courant n’est plus totalement interrompu, Une réduction du courant d’environ un facteur 1/6 en régime stabilisé, Un temps de fermeture toff de l’ordre de 5 µs pour les faibles tensions, Un temps de stabilisation tstab de 10 µs pour les tensions plus élevées. La modulation du courant est donc possible en fonctionnement dynamique. Ceci permet de diminuer le courant lorsque le limiteur entre en mode de saturation et par conséquent de réduire les pertes dans le composant. Le fait de pouvoir contrôler les pertes permet de réduire l’échauffement lorsque le composant se trouve en mode de limitation. c) Validation du fonctionnement à haute température Afin d’illustrer le bénéfice de l’utilisation du carbure de silicium pour fabriquer un composant limiteur de courant, il est intéressant d’estimer la température interne du composant en fonctionnement. Les mesures ont été effectuées sur un composant de type matrice M32b de l’échantillon W1Abis placé dans un boîtier métallique de type TO220 (Figure 187). La puce d’une taille de 4 mm × 4 mm a été collée dans le boîtier avec de la colle conductrice. Les fils de connexions ont un diamètre de 25 µm. L’électrode de drain (face arrière de l’échantillon SiC) est connectée au boîtier. Les trois pattes de connexions sont respectivement de la gauche vers la droite : Source du limiteur auxiliaire sans électrode de grille, Grille de la structure en matrice M32b, Source de la structure en matrice M32b. Figure 187 Composant du lot W1Abis placé dans un boîtier métallique (puce de 4mm × 4 mm, composant de 460µm × 460 µm ) Les valeurs de courant et de tension ont été relevées en régime stabilisé et ont permis de tracer l’évolution de la puissance dissipée par le composant en fonction de la tension VDS et de la tension de commande Figure 188. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 160 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 188 Puissance dissipée dans un composant M32b de l'échantillon W1Abis en fonction de VDS et VGS. La Figure 188 présente l’évolution de la puissance dissipée dans le composant en fonction des tensions : De drain VDS (variant de 0 V à 176 V (tension continue) ), De commande VGS (comprise entre 0 V et - 15 V). Cette courbe permet (pour un couple de tensions VDS et VGS donné) de dimensionner un radiateur en fonction : De la puissance générée dans le composant, De contraintes de refroidissement et de température interne tolérées. L’application d’une tension de grille VGS = -15 V permet de diminuer la puissance d’un facteur 2.5 pour une tension VDS = 176 V. Ceci autorise une réduction de la surface du refroidisseur d’un facteur 2.5, d’où l’encombrement et le poids du système. Une estimation de la température a été effectuée en utilisant un composant limiteur sans électrode de grille et situé à 500 µm du motif en matrice. Cette méthode d’estimation de température interne pourrait être mise en œuvre dans un composant limiteur intégré. La démarche est détaillée ciaprès. En polarisant le composant auxiliaire sous faible courant (IDS = 100 µA, la tension mesurée est de l’ordre de 150 mV). Il est possible de calculer la valeur de résistance du canal pour différentes polarisations VDS du composant principal et ainsi d’estimer la température dans le composant puisque l’évolution de la résistance en fonction de la température est liée à la dépendance de la mobilité en fonction de la température. La puissance dissipée dans le composant auxiliaire est de l’ordre de 10 µW. Cette valeur est faible par rapport à la puissance de l’ordre du watt générée dans le composant sous test. De ce fait l’estimation de la température est peu perturbée par la méthode de mesure. La dépendance entre la mobilité et la température permet, en mesurant l’évolution de la résistance, de retrouver l’élévation de la température par rapport à un couple de référence R0, θamb, mesurée sans tension VDS appliquée. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 161 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation ⎡⎛ θ ⎞α ⎤ ⎛ 1 ⎞ L 1 ∆R (θ ) = β × =β× × = K × ⎜⎜ ⎟⎟ = R0 × ⎢⎜ ⎟ ⎥ S S N × q × µ (θ ) µ θ ( ) ⎢⎣⎝ θ 0 ⎠ ⎥⎦ ⎝ ⎠ De cette expression, est déduite la relation liant la température à la variation de résistance ρ×L 1 ⎛ R − Rθ ⎞ α mesurée : θ = θ 0 × ⎜ 0 ⎟ . L’estimation a été faite en prenant une valeur α = 2 pour la ⎝ R0 ⎠ dépendance de la mobilité avec la température. Une série de mesures effectuées sans refroidisseur a permis d’estimer la température dans le composant (Figure 189) pour deux connexions de l’électrode de grille afin d’obtenir deux valeurs de niveau de courant (et donc de puissance dissipée) pour une même tension VDS appliquée. Figure 189 Estimation de la température du composant M32b de l'échantillon W1Abis sans refroidisseur et pour deux connexions de la grille. Ces mesures démontrent l’aptitude du composant à fonctionner à haute température (205 °C @ VDS = 70 V en régime continu) et sans dissipateur configuration « C1 ». La température mesurée sur le boîtier est de 150°C pour une puissance dissipée de 2.2 W. Le fait de connecter l’électrode de grille à la source « C2 » permet de repousser la limite de fonctionnement à une tension VDS = 150 V pour un même contrainte sur la température du boîtier Tb = 150°C. La réduction du niveau de courant en régime de court circuit (VDS > VN) permet donc de fonctionner à plus haute tension pour une même puissance dissipée. D’après les mesures présentées sur la Figure 188, l’application d’une tension de commande VGS = - 15 V @ VDS = 176 V permet de réduire la puissance d’un facteur 3.6 (de 4.7 W à 1.3W). Ceci se traduit par une diminution de l’échauffement interne dans le composant. Sans mise en œuvre de l’électrode de commande, la limitation de fonctionnement qui apparaît concerne la périphérie du composant (le boîtier et les fils de connexions). Selon McCluskey [CLU00], les composants encapsulés dans des boîtiers « plastique » disponibles commercialement sont capables de fonctionner jusqu’à 125°C avec la même fiabilité que les composants encapsulés dans des boîtiers en céramique. Cette étude de vieillissement (cycles thermiques intensifs), montre également que l’on peut attendre un bon Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 162 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation comportement jusqu’à des températures de 175°C. Compte tenu de l’absence de boîtiers spécifiques, la contrainte fixée pour ces mesures est une température maximale du boîtier de 150°C. Ces premiers résultats soulignent l’importance de l’étude du composant sur le plan système (avec le refroidissement approprié et dans des conditions d’utilisations réelles). En effet l’utilisation d’un radiateur de petite taille permet de repousser les limites de fonctionnement du composant (en terme de puissance et de tension). Les mesures et estimations ont été effectuées en utilisant le même composant placé sur un dissipateur (Figure 190), dans la configuration appelée « C3 ». Figure 190 Photographie du limiteur de courant placé dans un boîtier T0220 et du radiateur (a= 42 mm, b= 45 mm, c= 22 mm) utilisé pour les mesures thermiques. La surface active du composant est de 8.24×10-4 cm². La surface de l’électrode de source est de 1.49×10-4 cm². La Figure 191 présente les caractéristique I(V) et la puissance dissipée pour chacunes des configurations (« C1 », « C2 » et « C3 ») décrites ci-dessus. La Figure 192 présente l’évolution de la température du boîtier et de la température estimée de la puce de SiC en fonction de la tension VDS appliquée. Figure 191 Caractéristique IDS (VDS) pour des configurations de connexions et de refroidissement différentes. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 163 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation On remarque les différentes valeurs de tension maximales de fonctionnement selon de type de configuration C1, C2 et C3. Figure 192 Comparaison des températures internes pour les trois configurations mises en œuvre (voir Tableau 26 page 165) Dans la configuration 3 « C3 », et en se fixant comme contrainte une température maximale du boîtier de 150C°, les nouvelles limites de fonctionnement correspondent alors à : Une puissance maximale de 16.8 W, Une tension maximale de 320 V, Un courant en régime de limitation de 52 mA comme cela est illustré sur la Figure 191 et la Figure 192. La relative consistance des résultats a été vérifiée pour la configuration C3 en comparant deux méthodes d’estimation de la température du SiC. La première méthode « M1 » décrite précédemment est basée sur la mesure de variation de la résistance du canal d’un composant proche du limiteur. Une incertitude de ± 6 % sur le coefficient « α » de dépendance de la mobilité avec la température implique un écart d’estimation de ± 5°C sur la température sur la plage mesurée (lignes pointillées de la figure précédente). La seconde méthode d’estimation « M2 », est basée sur la mesure de la température du boîtier. L’estimation de la température du SiC est effectuée en calculant : Tout d’abord la variation de la résistance attendue (∆R/R0), Puis la température estimée (en inversant la formule de la page 162). Les résultats de cette méthode sont les points de la Figure 192 (configuration « C3 »). On peut noter que la méthode d’estimation de la température interne est relativement peu sensible à une variation de ± 5% du paramètre α du modèle. Le tableau suivant résume les mesures et les estimations effectuées pour les configurations présentées précédemment. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 164 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Tableau 26 Mesures et estimations des températures selon les configurations C1,C2 et C3. OUI Refroidisseur NON Potentiel VGS Flottant, «C1 » 0V, «C2 » Flottant, «C3 » VDS max (V) 70 V 151,4 V 320 V IDS max (mA) 31,4 mA 17,3 mA 52,4 mA SACTIVE 38 A/cm² 21 A/cm² 63 A/cm² SSOURCE 1558 A/cm² 858 A/cm² 2580 A/cm² 2,2 W 2,6 W 16,8 W M1 (∆R / R0) 204 °C 215 °C 201 °C M2 (θB / θ0) 197 °C 207 °C 193 °C 156 °C 156 °C 151 °C J MAX (A/Cm²) P max (W) θSiC MAX (estimée) θBoîtier MAX Ces méthodes permettent d’obtenir une estimation de la température interne du SiC. La valeur de résistance thermique Jonction/Ambiance du boîtier TO220 calculée est comprise entre 75 K/W < RTH_JA < 82 K/W (pour les configurations C1 et C2). Cette valeur correspond aux valeurs typiques rencontrées pour ce type de boîtier [INF03]. 4.3.5 Conclusion Les caractérisations électriques de ce premier lot de composant ont permis de valider la démarche de conception avec l’obtention de la fonction limiteur de courant bidirectionnel en courant et en tension. Le bon comportement dynamique et thermique du limiteur de courant a également été démontré. L’ensemble de ces résultats a permis de mettre en évidence plusieurs nécessités telles que : Le contrôle des pertes en court-circuit, Le dimensionnement optimal du système de refroidissement. Une étude plus approfondie des performances dynamiques et thermiques s’inscrit dans les perspectives de ce travail, perspectives dépendantes : Des applications concernées, Du type de fonction (interrupteur ou limiteur) que l’on souhaite obtenir, De l’encombrement et également des normes pour ce qui concerne par exemple les applications domestiques, afin de « rendre compatible » le composant limiteur de courant avec les normes actuelles (température maximale que l’on peut atteindre dans un tableau électrique d’une habitation, d’une voiture…). Ces premières mesures thermiques et en commutation permettent d’attendre de relatives bonnes caractéristiques pour le second lot de composants, bénéficiant de l’expérience du premier lot. Les corrections envisagées sont présentées dans le paragraphe suivant. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 165 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation 4.4 Corrections à envisager pour le run2 Les résultats du premier lot de composants ont été très prometteurs et ont donné un grand nombre d’informations permettant de valider : Le fonctionnement du limiteur de courant, La démarche de conception, Les paramètres des modèles utilisés en simulation, Le dessin des différentes structures et le processus de fabrication. De plus, compte tenu des résultats, de nouvelles configurations et utilisations sont envisagées pour des applications différentes des origines de ce travail. A partir des conclusions du premier RUN, différentes modifications des géométries et des processus de fabrication sont proposées à continuation. 4.4.1 Prise en compte du taux d’activation des dopants L’analyse des résultats de la première série de composants a montré : Que la saturation du courant a lieu dans le canal vertical provenant probablement d’un dopage en surface trop important, Que la résistance de la couche enterrée est élevée (ce qui pourrait provenir d’un taux d’activation des dopants « aluminium » inférieur à la valeur escomptée), Que le courant de fuite des jonctions Grille/Epitaxie est important en inverse, ce qui provient de l’étape de gravure permettant de contacter les couches de type P enterrées. Ces suppositions ont été confirmées par les différentes étapes de « corrections » effectuées sur l’échantillon W1Abis. Une implantation de bore à permis de diminuer le courant de fuite en inverse des jonctions Grille/Epitaxie et également d’obtenir un contact ohmique simultanément sur une zone de type N et une zone de type P. La seconde correction concernait l’étape de métallisation et sera décrite à la fin de ce paragraphe. Afin de déterminer des marges de sécurité dans les paramètres à implanter, des simulations de type éléments finis ont été effectuées en supposant un taux d’activation de l’aluminium de la couche enterrée variable et un dopage en surface constant. Une diminution du taux d’activation de la couche enterrée se traduit sur la caractéristique I(V) du VJFET par un changement dans les caractéristiques électriques : passage d’un régime de type triode à un régime de type pentode. Ceci peut être corrigé en augmentant le dopage de la couche enterrée. Les simulations en fonction du taux d’activation de la couche enterrée devraient donc permettre de dégager une marge de sécurité pour le second lot comme le présente la Figure 193. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 166 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 193 Influence du taux d’activation de la couche P enterrée sur les caractéristiques électriques I(V) du limiteur de courant. Une augmentation de la concentration de porteur actif de 10% à 30 % ou 60% permet de conserver une caractéristique de JFET avec un courant de saturation constant. Le fait d’avoir une concentration trop faible (activation de 10%), provoque une désertion totale de la couche de type P enterrée et un courant de trou important. Ceci conduit à une légère modification du potentiel de pincement du canal et donc de la caractéristique électrique. De même, la résistance spécifique du composant ne varie pas dans des proportions importantes quand le taux d’activation de la couche P enterrée augmente de 10% à 60% (Tableau 27). Tableau 27 Caractéristiques électriques en fonction du taux d’activation des dopants implantés (Nsurf =4.10 16 cm -3 ) Activation (%) Résistance spécifique du canal (mΩ.cm²) Tension de pincement VP (V) Densité de courant de saturation (A/cm²) JDS @ VDS = 100 V 10 24 15 700 30 27 15 530 60 33 13 420 Le fonctionnement du composant par contre est fortement modifié en régime de saturation. Pour de faible taux d’activation la résistance dynamique est importante (le courant de saturation augmente fortement avec la tension appliquée). Ainsi le courant de saturation présente une dépendance non négligeable vis-à vis de la tension appliquée entre Drain et Source. Ces simulations ont été effectuées pour différentes valeurs des paramètres géométriques de la structure JVFET : L1 et W2. Le changement de comportement « triode like » / «pentode like » est similaire à celui présenté sur la figure précédente et est uniquement dépendant du taux d’activation. L’ajustement des dimensions géométriques ne permet donc pas de rendre les caractéristiques électriques indépendantes du taux d’activation. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 167 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Un taux d’activation faible donne une allure de caractéristique « triode like » pour des tensions appliquées VDS > 100 V. Ceci se traduit par deux principaux effets : Une limitation en terme de tenue en tension par la puissance induite (auto échauffement du composant plus important ), Une dépendance vis-à-vis de la réponse thermique du composant : la diminution du courant (i.e le maintien à des valeurs faibles) dépend du temps d’application du défaut. Il est donc nécessaire d’augmenter soit l’activation (ce qui n’est pas maîtrisé), soit la dose d’implantation de la couche enterrée (ce qui sera l’option du second lot de composants). 4.4.2 Etape d’implantation à haute énergie Outre le dopage en surface du composant, qui influe fortement sur l’allure du courant de saturation et la tension de pincement, l’étude des caractérisations du premier lot de composant et les ajustements des paramètres avec le modèle formel ont permis de montrer que la caractéristique des JFET est aussi relativement sensible à la valeur W2. Cette distance est conditionnée par l’étape de photolithographie et par la dispersion latérale lors de l’implantation à haute énergie d’autre part comme cela est illustré sur la Figure 194. Masque Résine erreur d'alignement Oxyde Gravure RIE de l'oxyde épais W2 Figure 194 Illustration de l’effet de la dispersion latérale sur la définition de w2 . Le masque d’oxyde utilisé ayant une épaisseur d’environ 3 µm, une gravure sèche a été préférée à une gravure humide afin d’éviter une sur-attaque latérale du masque d’implantation. L’erreur sur la définition de la partie verticale du canal peut éventuellement provenir de l’étape de photo-lithographie et plus précisément d’une attaque latérale de la résine. Il peut donc résulter de cela une incertitude sur la valeur exacte de W2. Or, pour ce premier lot de composants, sur les deux wafers, les pistes fines (2, 3 et 4 µm), définissant la distance entre les couches enterrées de type P sont endommagées après l’étape d’implantation. Ceci est plus marqué sur les pistes les plus fines et apparaît sur tous les motifs (inter digité, matrice et motifs sans électrode de grille). Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 168 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 195 Photographie du masque d’implantation des couches enterrées et mise en évidence de la rupture des pistes fines. On peut supposer que la rupture de l'oxyde s'est faite pendant ou après l’étape d'implantation. Les deux couches P enterrées pourraient donc être localement en contact comme illustré sur la figure suivante du composant achevé. extension des couches P P Epitaxie substrat Figure 196 Effet de la rupture des pistes fines sur le canal vertical du limiteur. Il résulte donc de cela une incertitude : Sur les dimensions réelles de la largeur du canal vertical Sur la conservation du JFET latéral et la possibilité de moduler le courant par l’application d’une tension VGS, les électrodes de grilles et de sources se retrouvant en contact localement. Sur le principe de fonctionnement, l’effet JFET a bien lieu, mais l’on obtient dans ce cas un composant similaire à un composant ne comportant pas d’électrode de grille. La correction envisagée consiste à définir une dimension minimale de 4 µm pour la distance entre les couches de type P enterrées afin d’éviter une rupture des pistes d’oxyde plus fines. 4.4.3 Etape de gravure profonde L’étape de gravure profonde permet la prise de contact sur les couches enterrées de type P. La profondeur de gravure a été déterminée en comparant les résultats des analyses SIMS effectués à la fin du processus de fabrication et les simulations effectuées avec le simulateur I²SiC [MOR99]. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 169 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 197 Profil SIMS de la gravure profonde et comparaison avec le profil simulé I²SiC et le profil souhaité. La gravure de l’échantillon 4H est plus profonde que celle de l’échantillon 6H (1,6 µm contre 1,3 µm, Figure 197). De ce fait, pour l’échantillon de type 4H, l’émetteur de la jonction PN défini entre la couche enterrée et l’épitaxie est peu profond et de dopage peu élevé. Ceci influe sur la tenue en tension du composant limiteur de courant. Afin d’obtenir une marge supplémentaire sans modifier pour autant le fonctionnement du composant, la couche enterrée de type P doit être redéfinie. L’utilisation d’une double implantation à 1.9 MeV et 2 MeV permet d’obtenir un profil plus large et ainsi une marge de 0.5 µm pour l’étape de gravure profonde. 4.4.4 Améliorations de l’étape de métallisation Comme cela est illustré Figure 114, l’étape de métallisation doit encore être améliorée. Le problème principal réside dans l’adhérence du métal sur la passivation. La solution envisagée consiste à utiliser deux niveaux de métallisation différents : Un premier niveau pour la formation des contacts ohmiques. Il sera alors effectué un recuit du métal intermédiaire pour former le contact ohmique, Un niveau pour l’épaississement du métal permettant de conserver les contacts Schottky des MESFET. Le recuit sera effectué à plus faible température avec pour but l’amélioration de l’interface entre les deux métaux. Ce dernier masque sera ensuite utilisé pour le sur épaississement nécessaire à la mise en boîtier des composants. Une vue en coupe de ce double niveau de métallisation est présentée ci-dessous. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 170 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Figure 198 Schéma de principe du double niveau de métallisation envisagé pour le run2. Cette modification implique l’ajout d’un niveau de masque supplémentaire par rapport au premier jeu de masques utilisés pour la fabrication du premier lot de composants. Ceci a été testé sur l’échantillon W1Ab recyclé pour lequel aucun décollement de métal n’a été constaté. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 171 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation 4.5 2ème lot de composants La fabrication d’un deuxième lot de composants a été initiée par la conception d’un nouveau jeu de masques incluant 8 niveaux. Les objectifs de ce second lot de composants sont : D’augmenter la densité de courant dans les composants, D’effectuer une première approche de l’intégration fonctionnelle. 4.5.1 Modifications des masques de fabrication Comme cela à été montré dans le paragraphe 4.3.2.2 (page) sur la disposition géométrique optimale (Structure optimale : élémentaire, matricielle, interdigitée), l’option interdigitée permet d’avoir le meilleur compromis en terme de modulation du courant et de densité de courant par rapport à la surface de SiC utilisée. Une combinaison de structure matricielle et interdigitée permet une augmentation du courant de 50% pour une même surface. Ce type de structure à donc été inclus sur le deuxième jeu de masques (Figure 199). Figure 199 Vue en coupe de la structure mixte résultant d’une combinaison d’une disposition matricielle et interdigitée. = 1,3 mm × 0,9 mm Figure 200 Photographie des cellules du 1 er lot de composants et vue du masque de la structure mixte du second lot. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 172 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Plusieurs MESFET ont également été inclus sur les masques de fabrication du second lot de composants. L’objectif et de réaliser le circuit de contrôle du JFET. Les variations entre ces différentes structures sont présentées ci-dessous. Figure 201 Masques des deux configurations de MESFET du run2 Dans la nouvelle configuration (n°1) la couche enterrée de type P n’est pas reliée à l’électrode de source comme pour le run1 mais à une électrode auxiliaire G2. Figure 202 Vues en coupe des deux configurations de MESFET du run2 L’objectif de la multiplicité de type de MESFET est de fabriquer des circuits de commande (inverseur, driver) afin de pouvoir générer les tensions de grilles VGS à appliquer au composant limiteur de courant. Obtenir simultanément sur un même substrat la partie commande et la partie puissance devrait permettre la fabrication d’un système plus fiable et plus performant. Enfin en plus des motifs de tests classiques (TLM, motifs SIMS, et capacité), diverses diodes Schottky et bipolaires ont été ajoutées au jeu de masques afin de compléter l’étude de la tenue en tension des composants. Pour finir et contrairement au premier jeu de masques, les composants exotiques tels que transistor bipolaire et thyristor n’ont pas été inclus dans ce second lot. Les résultats des caractérisations électriques de ces structures fabriquées sur le premier lot de composants n’ont pas été présentés dans ce manuscrit. En effet si les fonctions thyristor et transistor bipolaire ont été mises en évidence par ces mesures, les caractéristiques obtenues ne présentent pas d’intérêt en terme de tenue en tension, chute de tension en conduction et gain. Seul le MESFET fabriqué présente un intérêt en terme d’intégration fonctionnelle. Le processus de fabrication reste compatible avec l’obtention de tels composants bipolaires mais ne présente pas d’intérêt pour l’aspect intégration vers lequel est tourné ce second lot de composants. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 173 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation 4.5.2 Choix technologiques Le processus de fabrication des composants, similaire au premier lot de composants, ne sera pas détaillé. La vue des masques de fabrication est présentée ci-dessous (Figure 203), incluant les nouvelles dispositions géométriques avec pour objectif l’étude de la faisabilité de l’intégration fonctionnelle du limiteur de courant : obtention simultanée : De la fonction limitation, Du système de commande. Motifs en matrice 3 × 3 Diodes Motifs en matrice sans grille 5x5 Motifs élémentaire Motif d’alignement MESFET Motifs interdigité-mixtes Figure 203 Vue du champ élémentaire des masques du second lot de composants Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 174 Chapitre 4 : Réalisation, Caractérisation Tout comme pour le premier lot de composant deux wafers ont été inclus dans le processus de fabrication, l’un provenant de CREE, l’autre de Sterling. Sur le premier et afin de faire varier le dopage du canal en surface, une implantation de Phosphore a été effectuée sur la moitié de cette plaquette. Le but est d’augmenter le dopage du canal en surface, permettant ainsi d’obtenir deux valeurs de densité de courant différentes. L’implantation en température des couches de type P a été également une nouvelle option par rapport à la première fabrication dans le but d’améliorer l’activation électrique des dopants. Concernant ce premier wafer, un problème de fabrication lors de l’étape permettant de définir la protection périphérique (implantation des JTE) a conduit à la perte de cet échantillon. Le masque d’aluminium utilisé lors de cette étape s’est sublimé. De plus il semble qu’une couche d’alumine Al2O3 impossible à supprimer se soit formée (Figure 204). Figure 204 Photographie du wafer CREE après l'étape d'implantation à haute température. La fabrication de ce second lot de composants est en cours sur un autre wafer (provenant de chez Sterling) et devrait permettre : De valider les corrections apportées au processus de fabrication, D’étudier l’intégration système avec la mise en œuvre des divers MESFET. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon - CEGELY 175 Conclusion Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon – CEGELY 176 Conclusion CONCLUSION GENERALE L’objectif initial de ce travail consistait à démontrer la faisabilité d’un composant limiteur de courant bénéficiant des propriétés physiques du carbure de silicium. Compte tenu du cahier des charges (IN = 32 A, VMAX = 690 V) et de l’état de l’art de la filière SiC, le choix d’une structure unipolaire de type VJFET comportant une électrode de commande a été effectué. Pour la démonstration de la faisabilité du limiteur de courant bidirectionnel, le calibre en courant a été fixé à une valeur IN = 1 A. Cette diminution des objectifs provient de la densité de défaut des plaquettes de SiC qui limite les surfaces utiles à environ 1 mm². La démarche de conception a été décomposée en deux étapes. Une première phase basée sur une approche globale a permis la rechercher d’un compromis en termes de : Densité d’intégration (de par la disposition géométrique retenue), Capacité en courant, Faisabilité technologique. Un ensemble de paramètres constitutifs de la structure (dopages des différentes couches et géométrie) a été extrait. Des simulations de type éléments finis utilisant ces paramètres constitutifs ont permis d’estimer les performances électriques (statiques et dynamiques) ainsi que les capacités thermiques du composant limiteur de courant. Cette étude a été effectuée en prenant en compte les spécificités physiques du carbure de silicium. Les particularités de la technologie de fabrication associée au carbure de silicium et les paramètres constitutifs provenant des simulations de type éléments finis ont permis la conception d’un premier jeu de masques. Le processus de fabrication a été ajusté pour tenir compte de la faisabilité technologique. Malgré quelques difficultés de fabrications (corrigées ou améliorées sur un des échantillons), le premier lot de composants obtenue a permis de valider plusieurs points dont : La fonctionnalité du limiteur de courant (saturation du courant avec l’augmentation de la tension VDS sans action externe), L’aptitude à la tenue en tension (VBR_max = 970 V), La possibilité de contrôler le niveau du courant par l’application d’une tension de commande VGS, La mise en série de deux composants limiteurs de courant a également permis de réaliser la fonction souhaitée : Obtenir un composant « bidirectionnel » fonctionnant pour des courants et tensions alternatifs, Présenter une résistance spécifique la plus faible possible (afin de limiter les pertes en fonctionnement nominal), Ne pas dégrader la tenue en tension du composant bidirectionnel par rapport au composant unidirectionnel. Les premiers résultats de caractérisation électrique, et plus précisément de mesure en commutation démontrent le fonctionnement du composant dans un système réel. Le temps de réaction à un défaut est de l’ordre de 1 µs. Le courant nominal de l’ordre de 16 mA est inférieur à celui du cahier des charges, mais la mise en parallèle de structures élémentaires a démontré qu’il était possible d’atteindre 1 A. Le composant est capable de supporter un Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon – CEGELY 177 Conclusion court-circuit pendant plusieurs minutes, pour des puissances de court-circuit de l’ordre de 70 W. L’aptitude du composant à fonctionner à haute température (200°C en régime permanent) a également été démontrée par des mesures. Quelques résultats de simulations présentés au chapitre 3 (Figure 83) illustrent ce que doit être désormais un des axes de poursuite de l’étude : la détermination de zones de sécurité de fonctionnement. Déterminer les limites de fonctionnement thermique du limiteur sera un des points d’entrée de la conception du système de commande. La mise en œuvre de l’électrode de grille, la mesure de température présentées au chapitre 4 sont des travaux à développer dans une démarche de pré-industrialisation. Les corrections apportées au deuxième lot de composants avaient plusieurs but : L’augmentation du taux d’intégration, point clé pour améliorer le rendement de fabrication des composants en carbure de silicium. En effet la densité de défauts réduit la surface utilisable sur les plaquettes de SiC, L’ajout de structure sur le masque de composant pour permettre de démontrer la possibilité de l’intégration fonctionnelle (MESFET…). Le deuxième lot de composants en cours de fabrication devrait permettre de conclure la phase de faisabilité d’un limiteur de courant commandé, en ouvrant des perspectives d’intégration système. L’intégration système est un défi intéressant à relever pour plusieurs raisons : L’obtention d’un composant autonome trouve sa place dans de nombreuses applications, tant domestiques qu’industrielles, L’amélioration de la fiabilité par rapport à un système hybride, L’ajout de fonctionnalités compatibles avec les systèmes domotiques en expansion… A ce stade de développement, la validation expérimentale de la fonction limiteur de courant permet d’envisager des simplifications dans les installations électriques (disjoncteur plus simple…). La possibilité d’étendre une gamme de différents calibres en courant d’un ensemble de composants (limiteur non commandé) par une simple étape de connexion (ou non des électrodes de grille) donne une flexibilité en terme de production. Toutefois, compte tenu du coût actuel du matériau de base, il est réaliste d’affirmer que ce type de composant ne remplacera pas les fusibles à court terme. Des études marketing permettraient d’estimer les attentes face à ce nouveau type de dispositif de protection contre les court-circuits. Ce type de composant pourrait être utilisé dans de nombreuses applications (autre que la protection série) soumises à des sur-courants transitoires (démarrage de moteur, alimentations à découpage, allumage de lampe à tube fluorescent…). Le volume de vente de telles applications pourraient être un catalyseur de la filière SiC tout comme les diodes Schottky utilisées dans les convertisseurs (présentées dans le chapitre 2). Dans une démarche industrielle, la fabrication des composants doit être fiabilisée. Les problèmes de gravure et d’implantation rencontrés (et corrigés) mettent en évidence que les processus de fabrication doivent être « stabilisés ». Toutefois la relative « complexité » de la fabrication reste comparable à tous les composants de puissance en silicium (nombre de niveaux de masques, solutions d’attaque …). Les différents problèmes rencontrés lors de cette étude sont ceux que l’on rencontre dans toute nouvelle filière et lors de toute phase de pré-faisabilité. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon – CEGELY 178 Conclusion La poursuite de l’étude de plusieurs points est relativement intéressante pour l’utilisation du composant limiteur de courant : L’ encapsulation permettant les différentes connexions de grilles, La conception du système de commande afin de générer la (ou les) tension(s) de commande, L’étude des pertes en régime de limitation et du moyen de les contrôler (stratégies de commande). De même plusieurs points rencontrés lors de la fabrication de chacun de ces lots de composants semblent prometteurs et doivent être explorés : Formation de contact ohmique avec un seul type de métal sur du SiC de type N et P en utilisant du Nickel. Amélioration de l’étape de métallisation en face avant et en face arrière, de l’adhérence des métaux sur le SiC et sur les couches de passivation. Ces deux points convergent vers : la simplification des processus de fabrication de composants de puissance, la réduction des dispersions des caractéristiques électriques des composants obtenus, La démarche de conception, utilisant la méthode globale couplée à des simulations de type éléments finis a donc permis la fabrication d’un composant limiteur de courant bidirectionnel. L’utilisation d’un modèle formel a également permis : D’identifier les problèmes rencontrés lors de la fabrication du premier lot de composant, D’identifier les caractéristiques géométriques influentes et devrait permettre d’effectuer de la prédiction de comportement en fonction d’un gabarit souhaité. Disposer de modèle pourrait, dans un cadre industriel, permettre un développement plus rapide d’une gamme de composants de différentes valeurs de calibres en courant... En comparaison avec des solutions basés sur la technologie silicium, un composant limiteur de courant bidirectionnel en SiC présente l’avantage de réduire l’effort de refroidissement et ne nécessite pas l’ajout d’un système de commande. L’impact de la limitation de courant sur les systèmes de protection actuels dépendra de la fonction que l’on souhaitera attribuer au composant. Définir avec plus de précision les applications visées, la fonction à réaliser (limiteur, interrupteur, limiteur/interrupteur intégré) est donc indispensable pour pouvoir prendre en compte l’aspect thermique (et par conséquent la tenue aux surcharges). L’augmentation du calibre en courant, l’intégration système et la stabilisation du processus de fabrication sont les principales perspectives de ce travail. Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon – CEGELY 179 Bibliographie Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon – CEGELY 180 Bibliographie BIBLIOGRAPHIE Publications personnelles D. Tournier, D. Planson, P. Godignon M.L. Locatelli, J.P. Chante F. 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Weiner “Design of a Novel planar normallyOff power VJFET in 4H-SiC”, Solid-State Electronics, Vol 47, Issue2,Feb2003, p 377-384 Dominique Tournier Conception, Réalisation et Caractérisation d’un composant limiteur de courant commandé en carbure de silicium et son intégration système Thèse INSA de Lyon – CEGELY 188 FOLIO ADMINISTRATIF THESE SOUTENUE DEVANT L'INSTITUT NATIONAL DES SCIENCES APPLIQUEES DE LYON NOM : TOURNIER DATE de SOUTENANCE : 26 / 03 / 03 (avec précision du nom de jeune fille, le cas échéant) Prénoms : Dominique Rodolphe TITRE : Conception, réalisation et caractérisation d’un composant limiteur de courant en carbure de silicium et son intégration système NATURE : Doctorat Numéro d'ordre : 03 ISAL Formation doctorale : Dispositifs de l’électronique intégré Spécialité : Génie Electrique Cote B.I.U. - Lyon : T 50/210/19 / et bis CLASSE : RESUME : L’expansion, des réseaux électriques en tous genres : distribution d’énergie, télécommunication, dans les secteurs tant industriel que domestique a fortement contribué à l’augmentation des risques d’apparition de défauts, tels qu’une surtension ou une surintensité. Cette multiplicité et complexité des réseaux électrique et le besoin de disposer de systèmes fiables et à haut rendement a favorisé le développement de dispositifs de protection, et plus particulièrement de la protection série. Du fait de la forte énergie apparaissant lors d’un court-circuit, plusieurs contraintes apparaissent pour la conception d’un composant limiteur de courant. La première concerne son aptitude à limiter et dissiper l’énergie du court-circuit, sous forme de chaleur. La deuxième contrainte est la capacité du composant (ou du système) à fonctionner sous haute tension, du fait des surtensions pouvant apparaître dans les installations électriques en cas de défaut. Ces deux contraintes, et les propriétés physiques du carbure de silicium, ont conduit à une étude de faisabilité d’un composant limiteur de courant en utilisant du SiC-4H, d’un calibre en courant de 32 A pour une tension nominale VN = 690 V. Une structure de type VJFET a été retenue, puis optimisée en tenant compte du cahier des charges, des particularités physiques du SiC et de la technologie de fabrication associée. Un premier lot de composant a été fabriqué, mettant en évidence la possibilité d’obtenir un composant limiteur de courant bidirectionnel en courant et en tension, fonctionnant pour des tensions maximale de l’ordre de 970V. Les divers résultats issus du premier lot de composants ont permis d’effectuer quelques ajustements pour la fabrication d’un deuxième lot de composants afin de valider la faisabilité d’un composant limiteur de courant, d’étudier la mise en parallèle massive de structures élémentaire pour atteindre les objectifs en courant et de s’intéresser également à la possibilité de l’intégration système du limiteur de courant. La simultanéité d’obtention d’un MESFET latéral conjointement au limiteur de courant ouvre ces perspectives d’obtention d’un limiteur de courant commandé autonome. Les ajustements du processus de fabrication ont été validés sur un lot intermédiaire. L’efficacité de la protection série a ensuite été validée dans un application faible puissance (IN = 16 mA, VN = 240 V), démontrant l’aptitude du composant élémentaire à limiter le courant de court-circuit en un temps très faible (t < 1µs). MOTS-CLES : carbure de silicium, protection série, simulation JFET, limiteur de courant, intégration système. Laboratoire (s) de recherches : Directeur de thèse Centre de Génie Electrique de LYOn CEGELY : Dominique Planson Président de jury : Composition du jury : J. CAMASSEL, F. MISEREY, J.P. CHANTE, P. GODIGNON, D. PLANSON F. SARRUS
