鄭麗君, 劉春娟, 汪再興, 孫霞霞, 劉曉忠

(蘭州交通大學電子與信息工程學院, 甘肅 蘭州 730070)

0 引 言

混合肖特基/PIN(MPS)二極管將傳統(tǒng)的PIN 二極管嵌入至肖特基二極管中形成并行結構,結合肖特基二極管的開啟壓降小、開關靈敏以及PIN 二極管反向擊穿電壓大、整流特性好等優(yōu)點,同時消除二者的缺點,表現出開啟電壓低、浪涌能力高、反向漏電流低、擊穿電壓高、快速轉換等特點[1-3]。這些優(yōu)良特性為MPS 的發(fā)展創(chuàng)造了良好條件。MPS 正向偏置下分為三大部分:肖特基和PIN 均未開啟、肖特基開啟單極模式和PIN 開啟雙極模型[4,5]。三種模式之間存在一定的過渡,因此電流輸運機制也是相對復雜的過程,其中勢壘高度Φ 和理想因子n是影響正向傳輸機制的兩個重要參數。Yu 等[6]主要從新材料和器件制備的方面對具有高電流密度的金剛石肖特基勢壘二極管進行研究。Li 等[7]認為肖特基勢壘的形成主要是由于費米能級中的釘扎效應,且熱電子激發(fā)是肖特基勢壘中主要的電流傳輸機制。Wu等[8]對無凹槽AlGaN/GaN 肖特基勢壘二極管的正向電流輸運機制進行研究,也認為熱電子發(fā)射是其主要輸運機制,且勢壘高度橫向不均一是由高密度的螺位錯造成的。

目前對肖特基接觸載流子輸運機制的研究主要集中在熱電子發(fā)射、橫向勢壘不均一以及理查德常數的修訂等三方面。但對于MPS 結構M/S 界面處正向輸運機制,以及存在雙勢壘的研究較少。

新型半導體材料碳化硅(6H-SiC)具有禁帶寬度大(大于3.0 eV)、電子飽和漂移速率高等優(yōu)點,因此是制備MPS 功率器件的理想材料,本文以6H-SiC 為襯底建立MPS 基本結構模型,通過采取不同的陽極金屬證明雙勢壘的存在以及勢壘不均一現象。對陽極金屬Ni 和Ti 進行變溫仿真,探究溫度對雙勢壘高度(DBH)和理想因子的影響,從而得出相應的電流輸運機制。并對MPS 進行反向變溫開關特性測試,探究其對反向峰值電壓、反向峰值電流以及軟度因子的影響。

1 器件結構

6H-SiC 具有寬禁帶、高熱導率、高電子飽和速度、高臨界擊穿電場、高輻射強度和耐化學腐蝕等獨特優(yōu)點,成為制備大功率電子、航天和軍工等領域功率器件的最佳選材之一[9]。與傳統(tǒng)的Si 肖特基二極管(SBD)和PIN 二極管相比,6H-SiC MPS 結構具有SBD 的低開啟壓降、快速轉換和PIN 的低漏電流和高擊穿電壓,元胞結構示意圖如Fig.1 所示。基本的結構參數如下:器件厚度為50 μm,元胞寬度為15 μm,三個陽極電極寬度均為1 μm,橫向元胞寬度網格步徑為0.5 μm,縱向器件厚度網格步徑為0.5 μm,襯底N+區(qū)厚度為10 μm,摻雜濃度為2.0×1020/cm3,均勻分布;P+區(qū)寬度W1為11 μm,結深4 μm,峰值摻雜濃度為8.0×1018/cm3,呈高斯分布;肖特基區(qū)域寬度W2為4 μm,漂移區(qū)雜質濃度為5.0×1016/cm3,均勻分布。在建模過程中,分別采用不同的肖特基接觸金屬(即金屬功函數不同)、金屬接觸溫度,探究其對正向電流傳導機制、雙勢壘及不同溫度對反向恢復特性的影響。

圖1 MPS元胞結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of MPS cell structure

建模過程中采用以下物理模型: 遷移率模型為濃度依賴遷移率(conmob)、載流子濃度依賴(ccsmob)、平行電場依賴模型(fldmob);復合模型為Shockley-Read-Hall 和俄歇復合;載流子生成模型為Selberrherr 碰撞電離;P+和N+均為高摻雜區(qū),摻雜濃度大于1017/cm3,能帶寬度會降低,故載流子統(tǒng)計模型為能帶變窄統(tǒng)計模型;考慮變溫測試,采用晶格加熱模型;仿真過程中,為提高收斂性、準確度,采用Newton 迭代法。

圖2 肖特基接觸能帶圖Fig.2 Energy band diagram of Schottky contact

2 理論基礎

2.1 MPS 金屬-半導體接觸

金屬-半導體接觸是功率元件與外電路連接時必不可少的,器件端子通常都是金屬-半導體接觸,一般可分為肖特基整流接觸和歐姆接觸。Fig.2 為典型的N型肖特基接觸的能帶圖,其中χ 為N型半導體電子親和能,是電子從導帶底提升至真空能級同時將晶體中的能量釋放所需要的能力。ΦM為金屬的功函數,ΦS為半導體的功函數,在熱平衡狀態(tài)下,費米能級EFi處處一致,qVb為半導體一側的勢壘高度,可表示為

然而,半導體一側的勢壘高度為

故勢壘高度與金屬的功函數與半導體的電子親和能密切相關。

2.2 MPS 二極管的正向電流輸運

MPS 二極管混合肖特基和PIN 結構,在正向導通時肖特基區(qū)域為多數載流子輸運產生電流,而PIN區(qū)域為少數載流子輸運產生電流。MPS 兩端加正向偏壓后,其正向導通過程主要分為三大部分:肖特基部分和PIN 均未導通;隨外加偏壓增大,多數載流子電子大量輸運,肖特基部分導通并起主要作用,從而進入單極工作模式;偏壓繼續(xù)增大,PIN 導通,少數載流子空穴通過PIN 結勢壘形成PIN 結電流,從而進入雙極模型。而在正向偏壓下M/S 界面的載流子傳輸主要有以下機制:

1)熱電子發(fā)射(TE)模型

1942 年Bethe 首次提出熱電子發(fā)射模型[10,11],適用于類SiC、GaN 等載流子遷移率較高的半導體。當電子的平均自由射程遠遠超過耗盡區(qū)的寬度時,載流子在勢壘區(qū)的電離碰撞可忽略,載流子的輸運主要決定因素為勢壘高度,當V+＞3knT/q時,基于泊松方程,與連續(xù)性方程求解,得出TE 的I-V表達式

式中V+為器件所加的正向壓降,n為理想因子,Is為飽和電流,即

式中A*=4πqm*k2/h3,A*為有效理查德常數,6H-SiC 的A*為156 A·cm-2·K-2,kB為玻爾茲曼常數,由(1)式可得

2)熱場發(fā)射(TEF)模型

Ahaitouft 等[12]提出在較低偏壓下載流子的輸運主要以熱電場發(fā)射(TEF)為主。當摻雜濃度較高時,低偏壓下部分施主雜質從M 側隧穿至S 側,忽略串聯電阻時,I-V表達式為

式中Φ 為勢壘高度,為電子有效質量,εs為介電常數,E00為隧穿因子。3)場發(fā)射(FT)模型能量處于費米能級附近的載流子的輸運稱為FT。通常將knT與E00的大小對比作為判斷依據。E00/(knT)＜0.5 時是熱電子發(fā)射;0.5＜E00/(knT)＜5 時是場致熱電子發(fā)射;E00/(knT)＞5 是場發(fā)射[13]。

2.3 雙勢壘的提取

MPS 作為一典型的雙極型器件,肖特基部分開啟時的I-V斜率與PIN 部分開啟時I-V斜率不同,此現象很大程度上是由于雙勢壘高度DBH 的產生,從而導致載流子輸運的不同。MPS 的正向輸運并不是單一模型,而是基于TE、TEF 和FT 的混合模型,是非理想特性行為,故MPS 中雙勢壘DBH 和理想因子n均與金屬功函數和T呈現一定的關系。雙勢壘行為即勢壘高度的不均一現象。就目前而言,DBH 產生的原因有材料缺陷(螺位錯、微管、胡蘿卜和生長坑)、表面態(tài)、界面化合、界面缺陷等。DBH 對提取關鍵的電學特性尤為重要,傳統(tǒng)的提取方法有熱電子發(fā)射理論、平行傳導和Tung 模型,前兩者均不適用于MPS 中DBH 的提取,電流輸運并非單一的熱電子發(fā)射,高低勢壘并非簡單的平行關系,故選用Tung模型進行DBH 中勢壘高度1(Φ1)、勢壘高度2(Φ2)和理想因子的提取。

3 MPS 的DBH 仿真結果與分析

3.1 不同陽極金屬

由于功函數是金屬固有的,在仿真過程中采用不同的陽極金屬如Al、Ti、W、Ni、Pt 等。Fig.3 給出了不同陽極金屬6H-SiC MPS 的正向I-V特性曲線。由Fig.3 可見,可將正向導通曲線分為三大區(qū)域:第I 區(qū)域,肖特基區(qū)域和PIN 區(qū)域均未開啟,整個器件電流幾乎為零;第II 區(qū)域,肖特基部分開啟,少許電流通過器件,電流隨外加正向電壓的增大而增大,此刻器件處于單極模型,所加偏壓繼續(xù)增大時,P+區(qū)開始逐漸向漂移區(qū)注入少數載流子,這是一個動態(tài)平衡的過程,器件逐漸由單極過渡到雙極模式從而進入第III 區(qū)域,電流呈指數增長。

結合Fig.3 和插圖(將縱坐標設為指數式部分放大圖),存在典型的雙勢壘,第II 區(qū)域的斜率較小,說明勢壘高度Φ1較小;第III 區(qū)域的斜率大,Φ2偏高。仿真過程中,從Fig.3 中采用電流-電壓法提取相關的參數得出勢壘高度Φ1和Φ2,繪制如Fig.4 不同陽極金屬下的DBH 曲線。Fig.4 中,陽極金屬從Al～Pt 金屬的功函數增大,Φ1和Φ2均呈增長趨勢,且呈雙高斯分布,金屬功函數由ΦM-Al=4.28 eV 增加至ΦM-Pl= 5.65 eV,Φ1由0.6487 eV 增至2.0187 eV,Φ2由0.7959 eV 增至2.1659 eV,功函數增大(Φ1增大),肖特基的開啟電壓逐漸增大,由Von1-Al的0.45 V 增至Von1-Pt的1.85 V,增長率為311.12%,而Φ2增大,PIN 的開啟電壓(即所謂的轉折電壓)呈現負相關,由Von2-Al的5.49 V 下降至Von2-Pt的3.75 V,而下降率為31.69%。

結合Fig.3 和Fig.4,6H-SiC 基MPS 正向偏壓下,仿真實驗證明MPS 存在明顯的雙勢壘且勢壘高度不均一現象,勢壘高度Φ1、Φ2均隨功函數的變化而變化且變化趨勢一致。究其原因,其一為器件結構,雙極性器件載流子的輸運不同,肖特基部分主要是多數載流子的擴散輸運,重摻雜的PIN 部分是空間電荷區(qū)的少數載流子的輸運,中間存在多數載流子和少數載流子輸運的過渡。其二,Fig.3 第I 和第II 區(qū)域的曲線相對密集,斜率變化范圍較小,且Fig.4 中Φ1和Φ2兩條曲線間距差基本保持一致,由此可推斷金屬的類型對勢壘橫向不均一的影響較小,這與文獻[14]相一致。DBH 的存在源于界面態(tài)缺陷狀態(tài),如M/S 界面處的缺陷或深能級的電活性缺陷,以及橫向分布的不均勻性導致雙勢壘的形成。而M/S 界面處呈現相關的晶體缺陷,這絕大部分是由于界面處的懸空鍵或底板中存在的雜質造成,這些缺陷中心和陷阱造成了勢壘的不均一,陷阱中心的相關能量位于禁帶中,通過電子的發(fā)射和捕獲與導帶、價帶交換電荷,施主型陷阱可以顯正電性或中性,受主型陷阱可以顯負電性或中性,經過一系列的捕獲與發(fā)射活動,從而使陷阱中心的阱密度發(fā)生變化,影響了電荷的密度分布。當內部系統(tǒng)達到一定的動態(tài)平衡時,外觀表現為電流電壓的變化。Fig.4 中兩條曲線均呈上升趨勢,主要原因是金屬不同,這是金屬的本質特性。

3.2 陽極金屬變溫仿真

針對Ni 陽極和Ti 陽極的6H-SiC MPS 進行了變溫正向I-V特性仿真,溫度范圍為250 ～500 K,變溫間距為50 K,結果如Fig.5 所示,Fig.5(a)為Ni 陽極的6H-SiC MPS 二極管正向I-V隨溫度T變化的關系圖,Fig.5(b)為Ti 陽極的6H-SiC MPS 二極管正向I-V隨溫度T變化的關系,6H-SiC MPS 二極管的正向I-V曲線與溫度T存在強依賴關系,溫度T增大對第I 區(qū)域的影響較小,此時肖特基和PIN 均未開啟。第II 和III 區(qū)域隨著T增大呈明顯的負相關性,曲線斜率逐漸降低,同時PIN 的開啟電壓也呈現負相關,Ni 陽極由Von2-250的4.7 V 下降至Von2-500的4.25 V,下降了約9.57%,Ti 陽極由Von2-250的5.71 V 下降至Von2-500的5.1 V,下降了約10.68%,溫度升高加速PIN 提前導通,進入雙極模式。T增大,第II 和III 區(qū)域的電流密度也隨之減小,其原因是晶格散射(聲子散熱)引起載流子遷移率的下降。晶格散射與原子的熱運動密切相關,在熱平衡狀態(tài)下,載流子既發(fā)射聲子,同時又吸收聲子,能量的凈交換基本為零,且能量呈麥克斯韋分布。當存在電場時,載流子從電場中獲得能量,由于此時發(fā)射的聲子大于吸收的聲子,從而將能量損耗傳給聲子,發(fā)生聲子散射。溫度上升加速原子的熱運動,晶格內空穴、電子、原子的碰撞加劇,晶格的振動頻率增強,碰撞的平均時間間隔降低,意味著聲子散射的概率增強,從而載流子的遷移率下降,導致相應的電流密度下降,呈現負相關。

圖3 不同陽極金屬下的電流-電壓曲線Fig.3 I-V curves under different anode metals

圖4 不同陽極金屬下的雙勢壘曲線Fig.4 DBH curves under different anode metals

圖5 不同溫度下的電流-電壓曲線。(a)Ni;(b)TiFig.5 I-V curves under different temperature.(a)Ni;(b)Ti

勢壘高度和理想因子對于器件而言是兩個重要的參數,提取相關參數,繪制如Fig.6 所示,其中(a)、(b)為Ni 陽極金屬的DBH-n圖,(c)、(d)為Ti 陽極金屬的DBH-n圖,(a)、(c)為不同溫度下的Φ1-n1圖,Φ1和n1均與溫度呈現負相關性,(b)、(d)為不同溫度下的Φ2-n2圖,Φ2隨溫度T的增大而增大,與此相反,n2隨T的增大而下降。Φ1和n2隨溫度的變化趨勢符合熱電子發(fā)射電流傳輸機制,與理論分析一致。Φ2和n2兩條曲線的交匯點位于350 K,因此可以通過此溫度進行理查德常數A*的修訂,關于此點,此處不作詳細敘述。

Fig.6(a)、(c)關于Φ1和n1的兩圖中,溫度T上升,Φ1反而下降,由此證明在低勢壘區(qū)電流輸運模式并非單一的TE 模型,而存在較復雜的復合輸運模式,此期間存在的輸運模式有熱場發(fā)射、場發(fā)射模型,量子隧穿模型、以及載流子的復合等,導致溫度與勢壘呈現負相關,這些復雜的混合模型基于鏡像力原因,促使界面穩(wěn)定性下降,界面態(tài)密度Nss上升,從而Φ 下降。Fig.6 中,同一溫度下n1略高于n2,也進一步說明Φ1區(qū)并非簡單的單一模式,存在多重復雜模型。由Fig.6 可知,T上升,理想因子均呈下降趨勢,DBH 不均勻分布,其主要原因來源于界面態(tài),可能的原因有界面的缺陷密度、材料出現簇團缺陷密度、化學計量的不均一、界面電荷成分的轉變、界面電荷的非均勻分布等,以上都會造成勢壘的不均勻分布,導致理想因子迅速下降。

圖6 不同溫度下的雙勢壘曲線和理想因子曲線。(a)Ni-Φ1-n1;(b)Ni-Φ2-n2;(c)Ti-Φ1-n1;(d)Ti-Φ2-n2Fig.6 DBH curves and n curves under different temperature.(a)Ni-Φ1-n1;(b)Ni-Φ2-n2;(c)Ti-Φ1-n1;(d)Ti-Φ2-n2

3.3 不同溫度下反向恢復特性

對Ni 陽極的6H-SiC MPS 二極管的兩端加反向偏壓,變溫反向恢復特性曲線如Fig.6 所示,插圖為部分放大曲線。對MPS 加反向偏壓時,對存在于漂移區(qū)中的大量少數載流子進行抽運,直至反向恢復電流達到峰值后耗盡層開始形成,結電容反向充電,反向恢復峰值電流、反向恢復峰值電壓減小,最后至器件完全關斷。由兩個插圖明顯可知,溫度增大,反向恢復峰值電流和反向恢復峰值電壓明顯增大,從中提取相關參數,得出Table 1,其中IRM表示反向恢復峰值電流,VRM表示反向恢復峰值電壓,S表示軟度因子(衡量二極管開關特性的重要指標),溫度增大,IRM由120.7 A 增至264.43 A,增長了119.08%;VRM由12.74 V 增至23.91 V,增長了87.67%,而軟度因子逐漸下降趨近于1。溫度增大,一方面正向時存儲在空間電荷區(qū)的少數載流子的濃度增大,加劇了p+區(qū)少數載流子的擴散,需要在反向時抽運的載流子濃度增大,從而使IRM和VRM增大;另一方面,溫度上升,少數載流子濃度增大,導致擴散系數增大,從而擴散速率增強,電流密度增大,使耗盡層形成時間縮短,從而使軟度因子更接近于1。

圖7 不同溫度下反向恢復特性曲線。(a)瞬態(tài)過程時間與電流的曲線;(b)瞬態(tài)過程時間與電壓的曲線Fig.7 Reverse recovery characteristic curves under different temperature.(a)Transient time and current curvrs;(b)Transient time and voltage curvrs

表1 不同溫度下反向恢復特征參數Table 1 Characteristic parameters of reverse recovery under different temperature

4 結 論

研究了6H-SiC MPS 二極管的正向電流傳導機制、雙勢壘以及溫度對反向恢復特性的影響。金屬功函數不同,勢壘高度也因此不同,仿真驗證了DBH 現象的存在以及勢壘的不均勻分布。變溫下的雙勢壘仿真測試,證實了在MPS 的正向傳導過程中存在不同的輸運機制,溫度增大,Φ2增大,n2下降,此時電流傳輸機制主要以熱電子發(fā)射模型為主,而溫度增大時,Φ1和n1均呈下降趨勢,此時電流輸運為基于熱場發(fā)射、場發(fā)射模型、量子隧穿模型及載流子的復合的多重輸運方式,是一個相對復雜的過程。DBH 的存在主要是由于界面態(tài)以及界面態(tài)中出現的大量缺陷。在反向過程中,溫度增大,反向恢復峰值電壓和電流增大,但軟度因子會逐漸趨于1。