CC BY
8нейно нарастающее напряжение иК. В момент появления излома или скачка на зависимости Цэб(0 регистрируется коллекторное напряжение, которое и является искомым напряжением иКЛ локализации тока при заданной величине эмиттерного тока. Серьезный недостаток данного способа - разрушающее воздействие, которому подвергается контролируемый МБТ, попадая в режим «горячего пятна».
В работе [6] в качестве критерия наступления локализации тока предложено использовать ток индуцированного канала, образующегося в локальной области структуры при подаче в транзистор последовательности импульсов тока нарастающей амплитуды. Способ позволяет обнаруживать более ранние стадии локализации тока, чем при использовании других косвенных параметров, и тем самым исключить катастрофические отказы испытуемых транзисторов. Однако необходимо отметить, что наличие тока канала даже в несколько миллиампер есть результат разогрева области локализации до температуры собственной проводимости (для кремниевых приборов ~250 °С), следовательно, сопровождается циклическими термомеханическими напряжениями.
Описание и обоснование метода. Неразрушающий метод определения напряжения локализации тока без введения МБТ в режим «горячего пятна» основан на описанной в [7] теплоэлектрической модели, согласно которой тепловая составляющая коэффициента внутренней обратной связи по напряжению МБТ в схеме с общей базой возрастает с увеличением коллекторного напряжения и при иК ^иКЛ устремляется к бесконечности. Крутизна зависимости Н1Т2Б (ик) определяется типом и величиной дефектов в структуре и конструкции прибора. При реализации метода контролируемый МБТ включается по схеме с общей базой, задается постоянный эмиттерный ток, на коллектор подается сумма линейно нарастающего напряжения, не превышающего предельно допустимого значения иКтах для данного типа МБТ при заданном токе, и низкочастотного синусоидального напряжения заданной малой амплитуды [8]. Затем измеряется
амплитуда иэБ переменной составляющей напряжения на эмиттере при нескольких
значениях коллекторного напряжения иК1, иК2, иКп. Искомое напряжение локализации определяется по формулам, приведенным в [6].
Если дефект имеет электрофизическую природу, то зависимость переменной составляющей напряжения иэБ от коллекторного напряжения ик согласно [7] описывается формулой
Ь
иэб (цк ) = иэб (0)
1 +-
(1)
(1 - Цк/ Цкл У
где иэБ (0) - амплитуда переменного напряжения на эмиттерном переходе при коллекторном напряжении Цк, близком к нулю; Ь - параметр, зависящий от величины дефекта в структуре транзистора, как правило, Ь << 1.
Практически в качестве иэБ (0) можно принять значение переменной составляющей
напряжения на эмиттере при ико << икл на «плоском» участке характеристики иэБ (Цс ) . Относительную погрешность такого приближения можно оценить по формуле Ъио « 2Ьико/икл . Для расчетов в качестве приближения к Ц~ЭБ (0) будем брать значение
иЭБ (5 В) при ик0 = 5 В . Далее для расчета икл измеряются значения переменной состав-
ляющеи напряжения на эмиттерном переходе Ц/ЭБ (Цк1) и Ц7эб (ик2) при двух коллекторных напряжениях ЦК1 и ЦК2 (ЦК1 < ик2) соответственно (рис.1). По этим значениям вычисляются два параметра: а1 = ^ (Ца)/Цэб (5 В) и а2 = иэъ(ик2)/иэъ(5 В) . В принятом
приближении С/ЭБ (0) = Ц/ЭБ (5 В) согласно (1) получаем два уравнения для двух неизвестных 6 и Цкл:
а1«1 + -
(1 - ии/ икл )
а2 «1 + -
(1 - Ца/ икл
)2
(2а) (2б)
Исключая неизвестный параметр Ь из уравнении (2а) и (2б), после несложных преобразовании получим выражение для расчета Цкл :
_ик2 -тЦкх
Ц кл = .
1 - т
(3)
где т = ^(а1 - 1)/(а2 -1).
Для упрощения алгоритма определения Цкл удобно для всех образцов исследуемых транзисторов взять одинаковые значения ЦК1 и ЦК2. Однако относительная погрешность значения Цкл, вычисленного по формуле (3), зависит от погрешности 5а определения параметров а1 и а2, а также от того, насколько сильно а1 и а2 отличаются от 1. Эту погрешность можно оценить по приближеннои формуле:
8
8.
Ц,
211
а1
а1 -1
+
а2
а2 -1
(4)
Поэтому для более точного расчета Цкл желательно выбирать значения ЦК1 и ик2,
при которых иэБ заметно (в 1,3-1,5 раза) возрастает по сравнению с начальным значением. Приведем примеры.
При а1 = 1,5 и а2 = 1,8 8
8.
и„
Г л ( 1,8
При а1 =1,2 и а2 =1,5 8
2]
2 I
1,5 1,5 -1
+
= -¡^/14 «1,8 8 а . 1,8-1) 2 а
с 1,2 У Г 1,5 V 8
1,2 -1
+
= -^745 « 3,4 8а. 1,5 -1) 2
Ъ
2
Ъ
2
2
2
8
а
К
Если дефект имеет теплофизическую природу, то зависимость переменной составляющей напряжения иэБ от коллекторного напряжения ЦУК описывается более сложной, чем (1), формулой:
иэб (ик ) = иэб (0)
1+
1+
1 -(и-/икл )
[1 -(и к/икл )]2
п
(5)
где л = АЯТ /2^0 - параметр теплофизического дефекта, равный относительной разнице тепловых сопротивлений симметричных частей структуры; иг - параметр, определяемый падением напряжения на входном сопротивлении МБТ в схеме с общей базой.
В рассматриваемом случае для нахождения значения напряжения локализации по результатам измерений иэБ можно предложить следующий алгоритм. Представим (5) в виде
и~ЭБ (иК ) = и~ЭБ (0)
с + ■
а
(6)
[1 -(и к/ икл )]2
где с = 1 + л; а = [1 -рг/икл)] Л .
Для нахождения трех неизвестных с, ё и ЦУКЛ по результатам измерений иэБ при трех значениях коллекторного напряжения составим систему из трех уравнений:
а
g1 = с +
[1 -(ик1/ и кл )]2
g 2 = с +
g 3 = с +
а
[1 -(ию/икл)]2 '
а
[1 -(ию/ и КЛ )]2,
(7а) (7б) (7в)
где g1 = и~ЭБ (Ц^К1 ) /Ц~ЭБ (0) ; g2 = и~ЭБ (ик2 V(0); g3 = и~ЭБ (икз)/и~ЭБ (0) .
Данную систему в общем случае можно решить численным методом. Для получения аналитического решения системы составим отношение двух разностей g 2 - g1 и g3 - g 2, в которых уже отсутствует одна неизвестная величина с. В результате имеем следующее уравнение относительно икл:
(8)
(^ 2 - gl)_ (иКЛ - и К1 )2-(иКЛ - иК2 )2 (иКЛ - ик3 )2
(ё 3 - g 2) (и кл - ик2 )2-(икл - ик3 )2 (икл - ик1 )2
Приближенное аналитическое решение (8) можно получить, если значения коллекторного напряжения выбрать эквидистантными икз = ик2 + Дик = ик1 + 2Дик. Так же, как и в случае электрофизического дефекта, для более точного определения напряжения локализации значения и К1, иК2 и икз необходимо выбирать на участке заметного изменения
крутизны зависимости иэБ (ик ). При этом величина приращения коллекторного напряжения Дик, с одной стороны, должна быть достаточно большой, чтобы обеспечить различие
значений g1, g2 и g3, заметно превышающее погрешность измерения ЦЭБ, а с другой стороны, существенно (в несколько раз) меньше ожидаемого значения напряжения локализации ДЦК << икл. После несложных преобразований с учетом ДЦК/ЦКЛ = V << 1 приближенное решение (8) можно записать в виде
Ц - Ц + 2ДЦк (9)
Ц кл — Ц к1 + / П \, (9)
1-1 гЬ )
g 2 Ц~ЭБ (Цк2 ) - 7б (Цк1)
g з - ^ 2 1 ЦЭБ (Цк3 ) - ^Б (Цк2 )
где в =.
Заметим, что поскольку в выражение для р входят только отношения разностей
g2 - g1 и g2 - g3, то ЦЭБ (0) сокращается и необходимость измерения этой величины отпадает.
В правую часть (9) входит неизвестный параметр V, определяющий точность приближения. Этот параметр можно оценить, исходя из наименьшего ожидаемого значения напряжения локализации тока. Для относительной погрешности значения Ц , вычисленного по формуле (9), нетрудно получить следующее выражение:
%
2р
V 2
.1 -р.
Относительная погрешность определения напряжения локализации будет сильно возрастать при р ^ 1. Физически это означает, что ЦЭБ практически не зависит от коллекторного напряжения и напряжение локализации Цкл ^ да. Учитывая условие V << 1, для более точного определения Ц можно предложить следующую последовательность расчета.
1. Определить первое приближение значения напряжения локализации Ц по результатам измерения ЦЭБ, положив vo = 0:
2ДЦ-
ЦкЛ1 - Цк1 + ' к
1 -р
2. Вычислить примерное значение V = ДЦкЦкл 1.
3. Определить второе приближение значения напряжения локализации Ц по формуле
и - и ■ 2ДЦк
ЦкЛ2 - ик1 + 1 _(р/(1 + Vl)) .
4. Если разность икл2 - превышает некоторое критическое значение (например, 1 В), то вычислить новое уточненное значение ^ = ДЦК/ЦКЛ2 и найти третье приближение значения напряжения локализации и т. д.
Поскольку изначально неизвестно, какой вид дефекта является преобладающим у конкретного образца МБТ, то в общем случае расчет напряжения локализации необходимо проводить по формулам (4) и (9) и для оценки качества МБТ принимать меньшее из полученных значений. Однако проведенные ранее исследования устойчивости токо-распределения МБТ различных типов показывают, что более распространенными и опасными дефектами, заметно снижающими устойчивость МБТ к шнурованию тока, являются дефекты электрофизической природы и для 90-95 % МБТ напряжение локализации может быть определено по формуле (4).
Экспериментальная проверка метода. Проверка метода проводилась на МБТ типа КТ903, которые могут находиться в режиме «горячего пятна» некоторое время
без катастрофического отказа. Зависимости С/ЭБ (ик) для нескольких образцов МБТ
при эмиттерном токе 0,5 А, максимальном коллекторном напряжении бктах = 50 В, амплитуде переменной составляющей коллекторного напряжения 1 В, частоте 50 Гц и времени нарастания коллекторного напряжения =1с приведены на рис.2. Примерно у 30% исследованных приборов наблюдается режим «горячего пятна», которому на зависимости Ц/ЭБ (ик) соответствует ярко выраженный максимум. Коллекторное напряжение, соответствующее максимуму, согласно [7] принималось за напряжение локализации тока. Для нескольких образцов с явно выраженным шнурованием тока напряжение локализации рассчитывалось по измеренным значениям
на начальном участке зависимостей Ц/ЭБ (ик). Результаты расчета приведены в таблице.
Рис.2. Зависимости С/ЭБ(ик) транзисторов КТ903А при эмиттерном токе 0,5 А и максимальном коллекторном напряжении ¿УКтах = 50 В: а, б - без образования «горячего пятна»; в, г - с
образованием «горячего пятна»
Значения напряжения локализации тока транзисторов КТ903А, измеренные и рассчитанные по зависимостям С/ЭБ (ик ) при токе 0,5 А
Расчетное Значение иИ Абсолютная Относительная
Номер МБТ значение икЛ, В, по максимуму Ц/ЭБ (и к ), В разница значений ди = и КЛ - и КЛ^ В разница значений 4 = (ди/иКЛ )• 100%
по формуле (9)
281 44,8 43,0 1,8 4,3
271 45,4 43,5 1,9 4,6
243 38,4 36,4 2,0 5,7
316 36,7 36,0 0,7 2,0
452 38,3 37,0 1,3 3,5
737 да да - -
418 да да - -
454 48,6 47,8 0,8 1,7
264 45,0 42,8 2,2 5,0
Значения напряжения локализации, рассчитанные по измеренным значениям на начальном участке зависимостей иэБ (ик), оказались несколько больше, чем наблюдаемые по максимуму на характеристиках Ц/ЭБ (ик ). Одна из возможных причин такого отклонения - уменьшение напряжения локализации с ростом температуры [9]. Эмиттерный переход МБТ нагревается практически линейно с ростом коллекторного напряжения, и расчетное значение икл определяется при меньшей температуре, чем температура, при которой реально наступает шнурование. Эту систематическую погрешность можно оценить и учесть при необходимости более точного определения икл. Для производственного контроля и разбраковки МБТ по устойчивости к шнурованию тока точность метода вполне приемлема. Более того, метод позволяет определить в качестве отбраковочного уровня коллекторное напряжение, при котором неоднородность
токораспределения, т.е. крутизна характеристики £/ЭБ (ик ), превышает некоторое критическое значение. При достижении критического значения крутизны характеристики иэъ (ик) коллекторное напряжение отключается, что делает метод безопасным и не-разрушающим.
Предлагаемые алгоритмы определения напряжения локализации по зависимости и/ (и ) достаточно легко автоматизируются даже с использованием стандартных компьютерных программ. При использовании специализированных плат сбора и обработки информации для повышения точности определения икл можно использовать более сложные алгоритмы обработки измерительной информации и проводить расчеты в реальном масштабе времени по большему числу отсчетов.
Полученные результаты служат подтверждением адекватности развитой в [7] модели теплоэлектрических процессов в структурах мощных ВЧ- и СВЧ-транзисторов с дефектами. Предложенный метод позволяет определять напряжение локализации тока икл с достаточной для производственного контроля точностью на начальном участке характеристики иэъ (ик), когда неоднородность токораспределения составляет единицы или десятки процентов. При этом МБТ не подвергаются запредельным разрушающим воздействиям.
Работа выполнена в рамках государственного задания № 2014/232 Министерства образования и науки Российской Федерации Ульяновскому государственному техническому университету.
Литература
1. Xiaohu Z. Failure mechanism investigation for silicon carbide power devices // Device and Materials Reliability. - 2006. - Is. 4. - P. 577-588.
2. Синкевич В. Ф. Физические основы обеспечения надежности мощных биполярных и полевых транзисторов // Электронная промышленность. - 2003. - №2. - С. 232-244.
3. Кернер Б. С., Рубаха Е. А., Синкевич В. Ф. Способ отбраковки мощных транзисторов // A.c. СССР №619877 G01R31/26. - 1978. - Бюл. № 30.
4. Квурт Я. А., Миндлин НЛ. Диагностический неразрушающий контроль мощных микросхем // Электронная техника. Сер. 2. Полупроводниковые приборы. -1980. - Вып. 4. - С. 74-79.
5. Сергеев ВА., Широков А.А., Дулов О.А. Устройство для отбраковки мощных транзисторов // А.с. СССР №983596 МКИ G 01 R 31/26. - 1982. - Бюл. № 47.
6. Гусев В. А., Капранов И. Ю. Неразрушающий метод контроля образования «горячих» областей в структуре транзистора // Вестник СевГТУ. Сер. Информатика, электроника, связь: сб. науч. тр. -Севастополь, 2008. - Вып. 93. - С. 106-109.
7. Сергеев В.А., Дулов О.А., Куликов А.А. Контроль однородности токораспределения в биполярных транзисторах по зависимости коэффициента внутренней обратной связи от коллекторного напряжения // Изв. вузов. Электроника. - 2009. - №2. - С. 10-16.
8. Сергеев В.А. Методы и средства измерения тепловых параметров полупроводниковых приборов и интегральных схем // Электронная промышленность. - 2004. - № 1. - С. 45-48.
9. Сергеев В.А., Куликов А.А. Зависимость напряжения локализации тока в структурах мощных биполярных СВЧ-транзисторов от температуры // Наноэлектроника, нанофотоника и нелинейная физика: Тез. докл. VII Всероссийской конф. молодых ученых (Саратов, 24-26 сентября 2012 г.). - Саратов: Изд-во Сарат. ун-та, 2012. - С. 131, 132.
Статья поступила 23 мая 2013 г.
Сергеев Вячеслав Андреевич - доктор технических наук, доцент, директор УФИРЭ им. В.А. Котельникова РАН, заведующий базовой кафедрой радиотехники, опто- и наноэлектроники УлГТУ в УФИРЭ им. В.А. Котельникова РАН. Область научных интересов: токораспределение и теплофизические процессы в твердотельных структурах, полупроводниковых приборах и интегральных микросхемах, методы и средства измерения теплофизических параметров изделий электронной техники. E-mai: [email protected]
Куликов Александр Александрович - техник кафедры радиотехники УлГТУ. Область научных интересов: методы и средства контроля качества полупроводниковых приборов и интегральных микросхем по шумовым и теплофизическим характеристикам.
Вниманию читателей журнала «Известия высших учебных заведений. Электроника»
Оформить годовую подписку на электронную копию журнала можно на сайтах • Научной Электронной Библиотеки: www.elibrary.ru ♦Национального цифрового ресурса «Руконт»: WWW.rucont.ru
УДК 621.37
Разработка интегральных микросхем приемного тракта на основе 8Юе-гетеробиполярных транзисторов для диапазона частот 57-64 ГГц
Д.А. Копцев, В.А. Дмитриев
ОАО «Научно-исследовательский институт молекулярной электроники» (г. Москва)
Рассмотрены схемы построения приемных трактов устройств диапазона 57 - 64 ГГц. Представлены малошумящий усилитель и понижающий смеситель с монополярными входами и выходами, предназначенные для изготовления по SiGe БиКМОП-технологии, характеризуемой граничной частотой /т = 190 ГГц и максимальной частотой осцилляции /тах = 190 ГГц.
Ключевые слова: интегральная схема; МШУ; смеситель; 8Юе БиКМОП-технология; гетеробиполярные транзисторы; приемный тракт.
Диапазон частот 57-64 ГГц имеет ряд преимуществ для высокоскоростной (более 1 Гб/с) сверхширокополосной передачи данных, например большой коэффициент затухания радиоволн в воздухе увеличивает помехозащищенность локальных сетей и они не мешают друг другу.
Устройства 60-ГГц диапазона - это перспективная потребительская электроника: точки доступа, приемопередатчики в ноутбуках, смартфонах, телевизорах, системах «умного дома» и т.д. Одной из важнейших характеристик потребительской электроники является цена конечного продукта, что создает серьезные сложности для использования дорогих ОаЛБ- и 1пР-технологий. Для современных КМОП- и БЮе-технологий с проектными нормами 45 и 250 нм соответственно значение граничной частоты находится в районе 200 ГГц, что позволяет создавать приборы с рабочей частотой 60 ГГц [1]. Однако в СВЧ-схемах значительную часть площади занимают пассивные элементы. В результате уменьшение топологических норм практически не влияет на площадь устройства. В то же время стоимость единицы площади значительно увеличивается с уменьшеньем топологических норм. Таким образом, использование SiGe-технологии является экономически эффективным решением для производства перспективных схем приемопередатчиков 60-ГГц диапазона [2, 3].
Архитектура приемного тракта должна выбираться исходя из целевого назначения разрабатываемого устройства и требуемых характеристик. В беспроводных системах наиболее широко используется супергетеродинная архитектура (рис. 1) [4]. Полосовой ВЧ-фильтр, предшествующий малошумящему усилителю, уменьшает внеполосные сигналы, а также уровень помех по зеркальному каналу. Затем весь спектр преобразуется вниз по частоте на фиксированную промежуточную частоту с использованием перестраиваемого гетеродина. В настоящей работе используется QPSK-модуляция сигнала. Данная структура характеризуется возможностью получения ультравысокой скорости передачи данных и хорошей помехозащищенности. К недостаткам подобной архитектуры относятся достаточно высокое энергопотребление и большая площадь на кристалле.
© Д.А. Копцев, В.А. Дмитриев, 2014
