摘要：双面散热(Double-sided cooling, DSC)封装能大幅降低封装寄生电感和结壳热阻，提升电气装备的功率密度，是SiC 功率模块的发展趋势。然而，DSC SiC 功率模块的失效机理不明、寿命模型缺失，成为制约其商业化应用的关键瓶颈，亟待技术突破。传统加速老化实验方法的成本较高、耗时较长，不利于产品的快速迭代升级。针对 DSC SiC 功率模块的可靠性研究，文中提出一种基于有限元的分析方法，基于材料的疲劳老化模型及功率模块的失效判据，建立DSC SiC 模块的寿命模型。基于大量功率模块的寿命测试结果，验证了有限元模型的可行性和有效性，相对误差小于 6%。此外，详细分析SiC和Si功率模块焊层的应力和蠕变规律，建立不同封装功率模块的寿命模型。结果表明：相对于单面散热封装，DSC 封装功率模块的寿命提升一倍。采用相同封装，SiC 功率模块的寿命是 Si 功率模块寿命的 30%左右。此外，还详细分析了不同封装材料对 DSC SiC 功率模块寿命的影响规律。为下一代DSC SiC功率模块的研发与应用，提供有益的参考。
关键词：双面散热；SiC 功率模块；可靠性分析；寿命模型
0 引言
随着晶圆材料和芯片工艺的快速发展，SiC 功率器件的成本持续降低，在国防军工、电动汽车、新能源等领域，得到广泛应用。低感、高温、低热阻、低成本的 SiC 功率模块得到持续关注，对功率模块的封装结构和封装工艺提出了更高的要求。相对于单面散热封装(Single-sided cooling, SSC)，双面散热(Double-sided cooling, DSC)封装的 SiC 功率模块，充分利用芯片正面的散热通道，降低模块35%的结壳热阻。此外，DSC 封装可以消除模块的键合线，减小 80%的封装寄生电感。可以提高电气装备的开关频率，降低对热管理的需求，从而提高装备的功率密度。近年来，日本丰田、日本日立、美国德尔福、中国中车等公司，已经开始探索 DSC SiC 功率模块的商业化应用。然而，DSC SiC 功率模块的失效机理、寿命模型等基础问题，还有待进一步的深入研究。
在 DSC SiC 功率模块的研究方面，部分文献研究了功率模块的优化设计、封装结构、封装工艺、寿命模型。在优化设计方面，针对 DSC SiC 功率模块多物理场之间的相互耦合和相互制约，以封装结构的尺寸为优化变量，以结壳热阻、应力应变为优化目标，可以实现热-力协同的封装优化设计。
在封装结构方面，为了进一步降低 DSC SiC 功率模块的封装寄生电感，基于磁路相消理论，可以采用P-cell/N-cell 概念，缩短功率回路，减小回路面积。此外，采用先进的封装结构，譬如：倒装、3D封装等，可以有效降低封装寄生电感。在封装工艺方面，为了提升 DSC SiC 功率模块的焊层可靠性，可以采用“低温焊接、高温服役”的先进焊接技术，譬如：纳米银烧结、瞬态液相烧结等技术，提升 DSC SiC 功率模块的可靠性。在寿命模型方面，现有 SSC Si 功率模块的寿命模型，可以为研究 DSC SiC 功率模块的寿命模型，提供借鉴。现有功率模块的寿命模型，普遍采用 Coffin-Manson 模型，表征了热循环应力与寿命之间的映射规律。
针对铅焊料在热循环试验中的寿命，普遍采用 Norris -Landzberg 模型。随后，Salmela O 等利用实验数据对该模型进行了修正，并将其扩展到无铅焊料。在焊料寿命的基础上，英飞凌公司提出了 Bayerer模型，计及开通时间、键合线电流、键合线直径等诸多影响因素，更详细地表征功率模块的寿命。针对新兴的无焊料 SKiM 封装功率模块，计及键合线的影响，赛米控公司提出了改进的寿命模型。
综上，现有 DSC SiC 功率模块的研究，目前主要集中在电学、热学、力学性能的表征与优化，显示出其低感、低热阻的技术优势。然而，DSC SiC 功率模块的失效模式、失效机理、应力分布规律等基础研究内容，还鲜有报道。此外，DSC SiC 功率模块的寿命模型及其影响规律，还是一片空白。
针对 DSC SiC 功率模块可靠性不明、寿命模型缺失的问题，本文详细研究 DSC SiC 功率模块的失效模式、老化规律和寿命模型。基于有限元分析方法，建立功率模块的可靠性分析模型，并和实验结果进行校核。基于焊料的疲劳老化模型，建立 DSC SiC 功率模块的寿命模型，并分析不同封装材料、封装结构对功率模块寿命的影响规律。本文为 DSC SiC 模块的可靠性研究，提供了新的思路，为 SiC功率模块的设计研发，提供了新的方法，为 SiC 功率变换器的寿命评估，提供了基础模型。
1 SSC 和 DSC 功率模块的结构特点和失效模式
1.1 DSC功率模块
如图 1(a)所示，传统 SSC 封装的功率模块为典型的异质集成结构，芯片底面焊接到直接覆铜板(Direct bonding copper, DBC)的上铜层，芯片顶面与上铜层的电气互连依靠键合线完成。芯片产生的热量通过多层结构传递到散热器，然后耗散到环境中。
如图1(b)所示，DSC封装的功率模块由2层DBC、垫高、3 层焊料和芯片组成。相对于 SSC 功率模块，DSC 功率模块增加了顶面散热通道，极大地降低功率模块的结-壳热阻。芯片功率损耗产生的热量，同时通过顶部和底部的多层结构，进入散热器，最终耗散到环境中，提高散热效率。图 2 进一步给出了650V 电压等级 DSC 和 SSC 功率模块的热阻对比。功率模块的热阻随着额定电流的增加，指数下降。DSC功率模块的热阻比SSC功率模块减小18%以上。
此外，DSC 功率模块采用顶面的 DBC 代替键合线互连，通过优化封装设计，可以有效降低功率模块的寄生参数。
经过上述对比，不难发现 DSC 功率模块在结构上的特点：没有流过功率回路的键合线；增加了芯片上表面的多层结构(即垫片、焊料、DBC)；芯片有 3 层焊料。DSC 功率模块在结构上的差异，会给可靠性分析带来较大的差异。
1.2 SSC和DSC 功率模块的失效模式
功率模块的疲劳失效直接决定于封装结构和封装工艺。在功率模块内，硅-铜-陶瓷异质层的热膨胀系数(Thermal expansion coefficient, CTE)和杨氏模量不匹配，在功率循环和温度循环下，形成功率模块内的热-机械应力，在异质层的界面处形成疲劳失效。
如图 3 所示，SSC 功率模块的失效模式主要表现为键合线失效、焊料层失效等。由于 DSC功率模块不存在键合线，其失效模式主要为焊料层失效。然而，DSC 功率模块的失效机理和失效模式还不明晰。尤其是，相对于 SSC 功率模块的单层焊料，DSC 功率模块存在三层焊料，其焊层的薄弱环节、失效的先后顺序等，都有待进一步深入研究。
DSC 功率模块仍然采用异质集成结构，可以视为两个 SSC 功率模块的叠加。因此，可以借鉴 SSC功率模块的失效机理和寿命模型，分析 DSC 功率模块的失效机理，建立其寿命模型。
功率模块的设计寿命通常为 10 年，为了暴露功率模块的失效模式，可以采用功率循环等加速老化实验方法，测试表征功率模块的寿命。虽然功率循环测试是商业化功率模块的必需环节，但是功率循环测试周期长、代价高，不适用于功率模块概念设计阶段。如何快速评估模块的预期寿命，掌握封装结构和封装材料对模块寿命的影响规律，亟待技术突破。
为了适应概念设计阶段的技术需求，快速、准确地掌握功率模块的预期寿命，可以采用多物理场设计方法，结合有限元(Finite element analysis, FEA)模型及其校正技术，建立功率模块的在线寿命评估模型。然后，采用该模型，预测和评估不同封装结构和封装材料对功率模块寿命的影响规律，快速评估封装设计的可靠性水平，优化封装设计的技术路线。
2 SSC 功率模块寿命的有限元建模及验证
2.1 SSC 功率模块的有限元模型
建立功率模块的寿命模型需要大量的数值计算，在保证精度的前提下，降低模型维度，简化模型难度，有利于提升计算效率。以焊层疲劳的失效模式为研究对象，以功率模块的寿命评估为目标，在 COMSOL 多物理场仿真软件中，建立 SSC 功率模块的有限元模型。如图 4 所示，多物理场分析理论表明，二维有限元模型在保证 95%计算精度的前提下，可以提高 10 倍以上的计算速度。因此，为了提高模型的可重复性，在保证足够计算精度的前提下，将 SSC 功率模块的三维物理模型，降维为二维有限元模型。
以典型的SSC Si 半桥功率模块SKM50GB123D为例 ， 采 用 50A/1200V 的 Si IGBT 芯片SIGC41T120R3E，其内部结构如图 5 所示。在功率模块内部，芯片之间距离较远，芯片之间的热耦合效应可以忽略不计。因此，可以抽取其中的单芯片基本封装单元，作为研究对象，各层的结构尺寸和材料属性如表 1 所示。在此基础上，借助几何对称性，可以将 SSC 功率模块的三维模型转换为二维模型。
在二维有限元模型的基础上，需要配置材料的本构模型。从材料力学的角度来看，根据材料的工作温度和熔点，功率模块的封装材料主要分为线弹性材料和粘塑性材料。
半导体、铜和陶瓷材料的工作温度远低于其熔点，可以视为线弹性材料。线弹性材料的应力应变规律满足胡克定律：
其中，σ 和 ε 分别为材料的应力和应变，E 为材料杨氏模量。
然而，焊料的工作温度约为其熔点的一半，应视为粘塑性材料。焊料内部的蠕变和应力松弛现象非常明显，应力和应变均为工作温度和持续时间的函数。粘塑性材料的塑性应变和蠕变规律，可以采用材料的本构方程来表征。对于常用的Anand模型，等效应力 σ 与形变阻抗 s 成正比，即
可见，材料的 Anand 本构模型包含 9 个变量，对于 SAC305 焊料，其模型参数如表 2 所示。
基于图5 所示的对称二维模型，边界条件设置如图 6 所示。此外，功率芯片设置为特定体积功率密度的热源，DBC 的底面设置为辊支撑，且散热条件设置为强迫水冷。模型的左边界设为对称边界，以减小内存；模型的其余边界均设置为绝热，且自由移动。
在有限元分析模型中，采用物理寿命模型，评估功率模块的寿命。在功率芯片上施加方波的功率密度，模拟功率模块的功率循环实验。改变方波的幅值和换热边界的环境温度，可以得到功率模块在不同结温循环下的温度、应力、应变规律。结合Anand模型，可以得到焊料的塑性应变和蠕变。为了获得焊料层应变和寿命之间的映射，可以采用 Morrow 模型
其中，N sf 为焊料层失效前的功率循环周次，ΔWsc 为一次功率循环所累计的蠕变能量，Wsf 和ms分别为材料的疲劳能量系数和疲劳能量指数。对于 SAC305 焊料合金，模型的取值为Wsf = 55×10 6 J/m3 、ms = –0.69。
在实际中，基于应变的 Morrow 模型难于量测。因此，通常所说的寿命模型是指和结温波动相关的寿命特性。焊层的疲劳老化，引起热阻的增加，进而导致功率模块失效。根据焊层失效模型，基于Coffin-Manson 模型，可以得到功率模块的寿命模型
其中，Nf 为功率模块的寿命，为功率循环结温，c1和 c2 分别为功率循环寿命系数。此外，考虑功率循环过程中平均结温的影响，可以采用 Coffin-Manson-Arrhenius 模型来描述功率模块的寿命，即
其中，a和n为与初始寿命和结温波动相关的常数，Ea 为激活能，k = 8.62×10 –5 eV/K 为玻尔兹曼常数，Tjm 为平均结温。
2.2 功率循环实验及有限元模型的验证
典型功率循环实验的电路原理如图 7 所示，控制开关采用功率模块 SKM75GB123D，为了提高测试速度和增强对比参照，将 22 个被测功率模块串联测试 [31] 。功率模块的失效判据定为 20%的结壳热阻增加。在有限元模型中采用了芯片和封装一致性，因而可以利用该数据进行实验验证。
当平均结温Tjm 为90℃时，设置ΔTj 分别为90℃和 120℃，测试功率模块的功率循环寿命，实验结果如图 8 所示。可以发现，实验结果与式(9)所示的理论模型吻合较好，辨识得到的功率模块寿命模型参数为 c1= 5.2×10(12)、c2= 4.2。此外，不同温度下的有限元仿真结果也与理论的寿命模型相差不大，相对误差小于 6%。
3 DSC 功率模块的应力和寿命分布规律
3.1 DSC 功率模块的有限元模型
基于 SSC 功率模块的有限元模型，采用实验结果校验了该模型对 SSC 功率模块寿命预测的可行性。这里进一步探索 DSC 功率模块的有限元模型，以分析 DSC 功率模块的寿命模型及其影响规律。
在 DSC 功率模块的有限元模型中，采用相同尺寸的 IGBT 芯片，进行对比分析，如图9 所示。芯片底面的封装材料和封装尺寸与 SSC 功率模块完全相同。芯片顶面采用与底面相同的DBC，并在芯片和DBC之间引入了钼片垫高层，其结构尺寸为 6.0mm×5.7mm×2.5mm，其材料的热膨胀系数为4.8×10–6 /K、杨氏模量为329GPa 、热导率为139W/(m·K)。钼片与芯片的连接，仍采用 0.12mm厚的 SAC305 焊料。
3.2 DSC 功率模块的失效判据
为了评估功率模块的寿命，需要确定模块的失效判据。对于 SSC 功率模块的失效判据，相对比较成熟。然而，DSC 功率模块的失效判据还处于探索阶段。这里，基于 SSC 功率模块的失效判据，探索DSC 功率模块的失效判据。
在功率循环中，非弹性应变能容易在边角聚集，因而，焊料层边角处首先开裂失效，导致热阻增加，最终导致功率模块失效。对于 SSC 功率模块，其失效判断标准通常选为热阻增加 20%。但是，该失效判据并未指明所对应的焊层失效比例。对于 DSC 功率模块，其存在三层焊料，各层焊料失效的先后顺序，以及对模块结壳热阻的影响，都还有待深入研究。
基于图 9 所示有限元模型，在结温波动为 ΔTj =120℃的功率循环测试条件下，图 10 给出了 DSC Si功率模块的多物理场分析结果。可以发现，钼片上层焊料、芯片顶层焊料失效约 5%之后，便不再明显退化，DSC 功率模块的焊层失效仍然以芯片底层焊料的失效为主。由于场限环的限制，芯片顶面的有效散热通道减小，且焊料层数更多，并含有垫高层，都会增加顶面封装结构的厚度和热阻。因此，芯片的损耗主要通过底面耗散到环境中，芯片底面的热通量更大，且温度梯度更高，寿命更短，是DSC 功率模块的薄弱环节.
基于图 9 所示有限元模型，图 11 进一步给出了各层焊料失效比例对 DSC 功率模块结壳热阻的影响规律。可以发现，对于 SSC 功率模块，当焊料层失效 9%左右，模块的结壳热阻增加 20%，即达到SSC功率模块的失效判据。对于DSC功率模块，各层焊料失效比例对结壳热阻的影响规律，与 SSC功率模块基本一致。因此，可以沿用结壳热阻增加20%作为 DSC 功率模块的失效判据。此外，结壳热阻对芯片底面焊料的失效最为敏感，当底层焊料失效 8%时，可以判定 DSC 功率模块失效。
3.3 DSC 功率模块的应力分布规律
功率模块的应力计算本质是对多层结构的应力分析，忽略了连接层厚度，进行一定的简化，求解微分方程组，得到异质层交界面的应力分布规律
其中，τ 为连接面的剪应力，常数 k 和 λ 为与材料的杨氏模量、厚度等相关的系数，α 为材料的热膨胀系数，x 为到对称中心的距离。由式(11)可知，越靠近芯片边缘，应力越大；材料的热膨胀系数相差越多，应力越大。相对于有限元方法，数学解析模型能得到一定的规律，并做出一定的物理解释，但是模型假设过于理想，准确性较差。此外，为了分析功率模块的蠕变耗散能，评估功率模块的寿命，有限元分析方法更为方便。因此，本文采用有限元模型来分析功率模块的热-力行为。
焊料层边角处是裂纹萌芽地带，此处的应力和非弹性应变也较为集中。因此，分析焊料层边角处的应力应变聚集情况，能够较好地揭示焊料层的失效机理。针对 SSC Si 和 DSC Si 功率模块，图 12对比了焊料层的蠕变耗散能分布情况。可以发现：对于 DSC Si 功率模块，焊料层边角处的应变聚集区域更小，有利于减缓裂纹的萌发，提升其功率循环寿命。
在功率循环过程中，SSC 和 DSC 功率模块受到的应力应变和蠕变行为有着明显的差异。以循环温度ΔTj = 120℃时为例，焊料层的应力和蠕变特性，如图 13。相对于 SSC 功率模块，DSC 功率模块的芯片顶面结构兼具耗散功率和平衡应力的作用，减小芯片焊料层的 5%应力、15%蠕变应变率和 20%蠕变能密度。根据式(8)，单次功率循环所积累的蠕变能量决定是焊料层的疲劳寿命，进而影响功率模块的功率循环寿命。可见，相对于 SSC 功率模块，DSC 功率模块能够明显降低焊料层的应力应变，显著提升其功率循环寿命。
最终，通过有限元分析得到的循环寿命分布如图 14，与图 12 和图 13 所示的应力分析结果基本一致。模块从焊料层边角处开始失效，其中 DSC 模块的失效以芯片底部的焊料层失效为主。顶部两层焊料在边角失效后，因为钼垫片的原因，向内发展得很慢。因此，双面散热模块对器件寿命的提升具有显著的效果。
4 DSC SiC 功率模块的寿命模型及影响规律
4.1 DSC SiC 功率模块的应力行为分析
前述分析表明，采用 DSC 封装，可以降低 Si功率模块的热应力，提升 Si 功率模块的寿命。这里进一步深入分析 DSC 对 SiC 功率模块的寿命影响规律。
如表 1 所示，由于材料的性能差异，相对于 Si芯片，SiC 芯片的杨氏模量更大、面积更小，在 DSC功率模块的模型中，钼片的大小调整为3mm×2.9mm，其余参数不变。
SSC SiC 功率模块的应力应变更加集中，约是SSC Si 功率模块的 1.5 倍。但是，采用 DSC 封装结构，能够减小 SiC 功率模块的应力，大幅提升其寿命。SSC SiC 和 DSC SiC 功率模块的应力和蠕变特性，如图 15。类似于 Si 功率模块，相对于 SSC封装，DSC 封装能显著降低 von Mises 力、蠕变应变率和蠕变能密度，提升 SiC 功率模块的寿命。对比图 13 和图 15 可以发现：对于相同的封装技术，SiC 功率模块的应力应变仍然大于 Si 功率模块。因此，相同封装条件下，SiC 功率模块的焊料层寿命少于 Si 功率模块，如图 16 所示。与 Si 功率模块类似，相对于 SSC 封装，DSC 封装能显著提升 SiC功率模块的寿命。
4.2 DSC SiC 功率模块的寿命模型
基于前述有限元模型和分析方法，针对 Tjm = 90℃时的有限元分析结果。不同 ΔTj 时，DSC SiC 功率模块的功率循环寿命，如图17所示。采用式(9)所示的Coffin-Manson 模型，可以得到DSC SiC功率模块的寿命模型。模型参数的拟合结果为：c1=2.65×10(9) 、c2 = 2.43。
进一步考虑 Tjm 的影响，基于式(10)所示的Coffin-Manson-Arrhenius 模型，图 18 给出了 DSCSiC 功率模块的寿命分布规律。当 ΔTj 相同时，Tjm越大，功率模块的寿命越短；当 Tjm 相同时，ΔTj越大，功率模块的寿命也越短。此外，有限元分析的结果与式(10)所示模型的预测结果基本一致。辨识得到的模型参数为：a =56.39，n =2.57，Ea =0.57eV。
对于 Si 和 SiC 器件，采用 SSC 和 DSC 封装，当 Tjm = 90℃时，功率模块的寿命分布规律如图 19所示。不难发现，SSC SiC 功率模块的寿命约为 SSCSi 功率模块寿命的 30%。随着 ΔTj 增加，二者寿命的差异减小。此外，DSC SiC 功率模块的寿命是约为 SSC SiC 功率模块寿命的 2 倍。值得指出的是，相对于 SSC Si 功率模块，当 ΔTj 较低时，DSC SiC功率模块的寿命提升效果并不明显。但是，当 ΔTj较高时，DSC SiC 功率模块的寿命远大于 SSC Si功率模块的寿命。从寿命指标的角度来看，DSC Si功率模块具有最佳的性能。但是，考虑到高温、高频、低损的优异性能，DSC SiC 功率模块在高功率密度车用电机控制器的应用，具有广泛的应用前景。可以预见，在更大的 ΔTj 情况下，DSC SiC 功率模块的优势会更加明显。
4.3 封装材料对DSC SiC 功率模块寿命的影响
建立功率模块的寿命模型，可以为功率模块的概念定型和优化设计，提供基础理论指导和关键技术支撑。
先进的封装材料有利于降低封装热阻，缓解焊层应力，提高功率模块的寿命。计及 DBC 陶瓷材料和垫高材料的影响，本节深入分析封装材料对DSC SiC 功率模块寿命的影响规律，材料的基本属性如表 3 所示。
基于前述有限元模型和分析方法，不同 DBC陶瓷层材料对 DSC SiC 功率模块寿命的影响，如图20 所示。
相同ΔTj 条件下，Si3N4功率模块的可靠性最高，AlN 次之，Al2O3 最差。如表 3 所示，AlN 的热膨胀系数大于 Si3N4 ，它与 SiC 芯片的热失配更严重。然而，AlN 具有较高的热导率，有助于降低结-壳热阻。此外，AlN 的成本比 Si3N4 更低，应用更为广泛。由于 AlN 的热导率远大于 Si3N4和 Al2O3，在相同功率条件下，功率模块的波动更小，有利于提升功率模块的寿命，如图 21。也就是说在相同工作条件下，AlN 的热阻更小，结温波动更小，工作寿命将会是更加可观。
相对于 SSC 封装，DSC 封装的垫片覆盖芯片上表面，直接影响功率模块的寿命。选用合适的垫片材料，可以缓冲应力，增加 DSC 功率模块的寿命。若垫片材料选为铜，DSC SiC 功率模块内的焊料层寿命分布，如图 22 所示。对比图 16 所示钼垫片的结果，可以发现：采用铜垫片后，DSC SiC 功率模块的焊料急剧失效，且垫片两侧焊料失效最快。虽然，相对于钼垫片，虽然铜垫片能够减小结-壳热阻，但是其热膨胀系数与 SiC 材料相差更大，热应力的失配效应更明显，导致焊层寿命显著降低。此外，铜垫片的热阻更小，芯片顶面的热通量更大，温度梯度更高，焊料层的温差更大，进一步加剧焊层失效。
在不同ΔTj 的功率循环条件下，不同封装的SiC功率模块的功率循环寿命，如图 23 所示。随着 ΔTj的增加，DSC SiC 功率模块的减小，采用铜垫片后，功率模块寿命约为钼垫片的 1/4，其寿命甚至低于SSC SiC 功率模块。垫片材料的热膨胀系数，应该接近于 SiC 材料，才能降低模块的应力，提升模块的寿命。虽然，铜垫片能够一定程度上减小 DSC SiC的结壳热阻，但是其对功率模块的寿命损耗，远不如结温降低带来的寿命提升。因此，对于 DSC SiC功率模块，相对于铜垫片，虽然金属钼的热导率稍低，但是钼垫片仍然是更优的选择。
5 结论
DSC SiC 功率模块的是未来功率模块的重要发展方向，然而现在对它的可靠性分析和寿命模型欠缺。本文通过对功率模块的简化降维，得到了一个能快速计算 DSC SiC 循环寿命的 2D 有限元模型，并且利用现有的数据进行间接验证。针对现阶段DSC SiC 功率模块可靠性测试数据缺乏的问题，本文提出了利用现有的 Si 器件数据进行验证，为快速获取 DSC SiC 功率模块的寿命模型提供了一种新的思路。
本文通过现有的单面散热功率模块测试数据，验证了有限元模型的准确性，并同双面散热模块对比，由此建立了针对双面散热模块的寿命模型。最后，探究了衬板陶瓷材料、垫片材料对模块寿命的影响，并给出了模块优化的建议。得到的结论如下：
1)对于 DSC 封装功率模块，若采用钼作为垫高材料，芯片底部焊料层最先失效，且在失效过程中占主导地位。若采用铜作为垫高材料，以垫高层两侧焊料最先失效。
2)双面散热模块的垫片建议采用钼片，能有效地提升模块的循环寿命。而采用铜垫片的 DSC 模块仅为钼的 1/4。
3)DBC 陶瓷材料建议采用 AlN 或 Si3N4，以有效降低功率模块的热阻，提升功率模块的寿命。
4)采用相同封装材料，DSC 封装功率模块的寿命是 SSC 封装功率模块的 2 倍，这种优势在结温波动较大的情况更为明显。
本文来源：知网，原文链接：https://kns.cnki.net/kcms/detail/11.2107.tm.20201230.0816.002.html
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