熱力耦合場下互連微焊點的疲勞壽命分析

朱桂兵　汪春昌　劉智泉

摘要：該文設計熱循環和跌落耦合沖擊試驗，選用Sn_96.5Ag_3.0Cu_0.5（SAC305）和Sn₆₃Pb₃₇（Sn-37Pb）兩種焊料制成焊球，以芯片尺寸封裝（CSP）芯片為研究基底，焊盤分別進行Ni/Au化學電鍍和有機保焊膜涂覆兩種工藝處理，研究該環境對CSP微尺度焊點疲勞壽命的影響。結果表明：CSP微尺度焊點的失效模式是先快后慢，初期失效的變化率最高，產品具有固有的耐耦合沖擊能力，無鉛焊點更適用于低周熱循環和低能級跌落耦合沖擊環境，有鉛焊點的抗跌落沖擊能力較強，Ni/Au處理的焊盤配合無鉛焊球制成的CSP器件具有更高的耐高周耦合沖擊可靠性，焊點的失效機制是由離散的空洞逐漸向界面裂紋轉變。

關鍵詞：微尺度焊點;熱力耦合;芯片尺寸封裝;失效機制

中圖分類號：TG425 文獻標志碼：A 文章編號：1674-5124（2019）08-0033-05

收稿日期：2019-02-01;收到修改稿日期：2019-03-10

基金項目：國家自然科學基金資助項目（51502001，51572001）;江蘇省“青藍工程”項目資助（JSQL2017-06）;南京信息職業技術學院重點科研基金項目（YK20160203）

作者簡介：朱桂兵（1979-），男，江蘇南通市人，高級工程師，副教授，博士，主要從事微電子封裝可靠性、介電功能材料研究。

0 引言

芯片尺寸封裝（chip size package，CSP）器件是便攜式消費類電子產品中使用率最高的封裝器件之一。在這種封裝體中，互連微尺度焊點（CSP焊點）是其最重要的組成部分，承擔著機械支撐、電氣連接和散熱3種核心功能，焊點的疲勞壽命決定了CSP芯片的壽命，然而在電子產品的制造和實際使用過程中該焊點往往需要承受多種力場的綜合作用[1-2]。

近年來，關于熱載荷沖擊、跌落沖擊、碰撞振動[3]、時效變形[4]，電載荷沖擊以及電遷移[5]等力場獨立作用在CSP焊點身上的力學行為的研究多有見諸報道，然而在實際生產與應用過程中，這些力場往往會形成耦合作用。此外，隨著封裝尺寸進入了微米量級，導致這種焊點的尺寸效應與傳統的毫米級焊點有了很大的不同，文獻研究表明當焊點體積小于6.96×10^-4mm³時[6]，從焊接點處獲取反饋信息并反作用在焊點上的通道將變得滯后或者不可靠，關于這一點，已經有不少學者進行了研究，尹立孟等[6-7]從高度和體積等角度對微尺度焊點的單一力學行為進行研究，梁穎等[8]從三點彎曲應力應變的角度對焊點力學行為進行了分析，田紅艷[8-9]、Zha[10]等對熱循環載荷環境下不同金屬間化合物（intermetalliccompounds，IMC）的形狀和厚度對微尺度焊點可靠性影響進行了研究，應該說這些研究角度均有較大的開拓性，但是他們對這種焊點的生存環境設計過于單一，因此研究耦合力場環境對CSP焊點疲勞壽命的影響是十分有必要的。

對便攜式電子產品而言，環境溫度升高和外力沖擊的綜合作用將導致其重要組成部分CSP焊點產生塑形變形、熱蠕變疲勞變形以及脆性斷裂等力學行為[11-12]，作用在焊點身上的合力將加劇殘余應力在該點的局部集中與非線性擴張，最終使得累積的應變突破了閾值，關于這點我們也認同，但是能夠承受的合理的極限合力是多少呢，這一點還有待進一步證實。萌生和擴展是疲勞裂紋的兩個生長階段[13]。裂紋一般以穿晶裂紋開始，貫穿沿晶斷裂的方式[14]形成于焊點內部及IMC層分別與富Cu層、富Sn層的接觸處。組成IMC層的主要成份Cu₆Sn₅和Cu3Sn的比例并不固定，其不僅與IMC形成階段的焊接溫度有關，還與服役階段受到的熱沖擊有關，鑒于Cu₆Sn₅在IMC中的占比高低與焊點的耐疲勞壽命呈現正相關性[15-16]，因此Cu₆Sn₅占比低的焊點一旦面臨高強度機械沖擊振動時，其防御體系極其容易受到破壞，最終將引發焊點形成疲勞斷裂和元器件失效[11，17]，于是控制Cu₆Sn₅的占比變得很重要。

本文將以CSP器件作為研究基底，選用不同處理工藝的焊盤，以限定次數的熱循環沖擊和不限次數的跌落沖擊兩個便攜式電子產品最常見的力場按照正交試驗法組成的耦合條件對樣品進行破壞性檢測，充分克服單一力場模擬現實環境對樣品測試帶來的不真實感，研究CSP微尺度焊點的失效模式和機理，并針對性地從設計與生產工藝的角度提出改善方法。

1 試驗方法與試驗板設計

1.1 試驗方法

考慮到微尺度焊點的失效機理及便攜式電子產品的質量需求，根據現有的文獻按照IPC-9701標準選用東莞環瑞測試設備公司的RTS-300高低溫循環沖擊試驗箱，同時根據JESD-22標準選用雙臂跌落試驗系統。前者可連續進行-55～150℃冷熱循環測試，選用熱循環溫度加載條件為-40～125℃，邊界溫度各恒溫900s，升溫速率為16.5℃/min，一個循環周期約為3000s，分別進行100，500，1000及1500周熱循環沖擊（TC），監控樣品的通電情況，確保樣品連續合格;后者包括跌落試驗機，示波器，應變片，沖擊加速度計等，樣品被固定在試驗機的跌落臺上部的基座上，并與其保持40mm的間隙，利用沖擊加速度計算出待測試驗的沖擊條件，利用示波器監測應變片通過菊花鏈傳遞過來的動態信息，并據此判斷樣品是否失效及試驗壽命。

待測樣品進入熱循環沖擊測試之前必須經過電性能檢測和X-ray掃描以確保其合格，在設定的熱循環測試過程中也要進行實時電性能監控以確保樣品導電性能正常，然后才能進行有實時通電監控的跌落沖擊測試，直至樣品失效，讀取測試結果，對樣品進行失效分析，試驗過程如圖1所示。

根據標準選擇100g，2ms，500g，1.0ms，900g，0.7ms，以及1500g，0.5ms 4種常用的跌落沖擊試驗條件，使用式（1）、式（2）對試驗條件進行校正。

A（t）=A₀sin（πt/t_w）（2）式中：A₀——峰值加速度;

A（t）——某一時刻的最大加速度;

t_w——跌落的半脈沖周期;

h——跌落高度;

c——有（c=1）無（c=2）撞擊反彈。

1.2 試驗板設計

基于測試的便捷性，數據的有效性與可用性進行試驗板設計，具體布局如圖2所示。元器件選擇2塊封裝尺寸為7mm×7mm×0.80mm的CSP，其晶圓尺寸為5.8mm×5.8mm，引腳間距為0.6mm，焊球直徑為0.4mm，焊球材料選擇無鉛焊料SAC305和有鉛焊料Sn-37Pb兩種材料，測試印制電路板板（printed circuit board，PCB）使用符合RoHS標準的FR-4S1170環氧玻纖板，外形尺寸為80mm×80mm×1.05mm，玻璃化轉變溫度為175℃，焊盤選用通用型的非阻焊層限定焊盤，焊盤分別進行Ni/Au化學電鍍和有機保焊膜（organic protectivefilm，OSP）涂覆兩種工藝，實驗分組如表1所示。由文獻可以看出個別焊點的失效是CSP器件整體失效的起因，且這些失效焊點更多分布在CSP器件底部的4個角處[12]，將CSP（U1）和CSP（U2）的4個角處的焊點用菊花鏈狀引線串連起來，每條鏈均包括兩個被連接到J1至J4處的I/O端口，通過給輸入端口輸入測試電流，通過示波器觀測輸出端口的電流變化曲線觀測樣品失效情況。

2 試驗結果與討論

圖3（a）～（c）顯示了3種樣品在不同熱循環沖擊和不同跌落沖擊耦合條件下的可靠性壽命，可以看出隨著熱循環沖擊的增加，3種樣品的耐熱可靠性壽命明顯呈現相似的下降趨勢，且下降形態均為先快后慢的形態。在300周TC以內樣品的耐跌落沖擊能力快速下降，樣品的耐跌落沖擊壽命與熱沖擊循環時間呈現反指數級變化。這一點預示著便攜式電子產品在受熱環境下工作初期有較大的失效風險，當熱循環沖擊超過300周后，樣品的失效變化率明顯低于前者，通過這一點可以推測在工作穩定期不失效的樣品往往也具有較高的耐熱沖擊能力，電子產品制造企業有效地完成該類測試將有利于合理控制質保期，維護企業的信譽。

通過對失效的CSP器{書左行染色砌金（Dye&Pry）和微尺度焊點金相剖樣（cross-section）分析，可以清晰地觀測焊點的失效行為和位置。圖4（a）為失效Dye&Pry圖，角落有明顯的失效焊點，圖4（b）～圖4（e）為100，500，1000，1500周TC時焊點失效圖，可以明顯看出斷裂及其他缺陷行為。通過圖4可以清晰地觀測到在熱力耦合沖擊條件下焊點的失效大多從4個角開始，典型失效模式還是IMc的脆性斷裂，尤其IMC與富Cu層或富Sn層的接合處。隨著耦合沖擊力的加大，失效逐漸從離散點狀的Kirkendall孔[16]變成纖細且連續的線狀;失效位置也逐漸從遠到近地靠近富Cu層或富Sn層;組成成份也從相對單一的Cu₆Sn₅變成Cu₆Sn₅和Cu₃Sn混雜，甚至后者呈現增長的趨勢，耦合沖擊嚴重時甚至出現了焊盤層的鱗狀剝離。

圖5顯示了3個樣品在相同熱循環沖擊環境下隨著跌落沖擊強度的增加其耐跌落沖擊壽命快速下降，且這種下降趨勢接近線性。以實驗組a為例，可以很直觀地觀測到在100g的跌落沖擊條件下，樣品a的耐跌落沖擊周數為143周，900g時為78周，1500g時為36周，而0周TC時在100g的跌落沖擊條件下其耐跌落沖擊周數高達287次，如圖3（a）所示。通過上述這一點可以推斷出樣品有固有的耐跌落沖擊壽命，且這種壽命會為跌落沖擊條件所破壞，因此電子產品在設計與制造時必須進行壽命設計，確保樣品必須有足夠的耐跌落沖擊能力，并模擬現實環境且結合性價比設計出最合理的耐跌落沖擊壽命。

在低周TC環境下，圖5的插圖（a）顯示樣品b具有相對較高的耐跌落沖擊壽命，但是這種跌落沖擊能級必須低于900g，若跌落沖擊能級高于900g時，則樣品b的耐跌落沖擊壽命呈現快速下降的趨勢，總體壽命反而低于樣品c，在高周TC環境下如圖5的插圖（b）所示。與此同時，樣品1的耐跌落沖擊壽命相對樣品b和c來說一直相對較低。由此我們推斷，當電子產品置于低周耦合沖擊環境下時，與使用有鉛焊料制成焊球的CSP器件相比，使用無鉛焊料SAC305制成焊球的CSP器件具有相對更高的使用壽命;而與Ni/Au處理的焊盤相比，組裝板上經過OSP處理的焊盤能為CSP器件提供更高的耐跌落沖擊可靠性壽命。事實上，在這種耦合沖擊環境下，通過兩種處理方式獲得的焊盤存在著相同的失效模式[13，15]，在低周TC階段二者均為良好的保護層，但是相對于OSP焊盤而言，高周TC將快速破壞其對焊盤的保護作用，而Ni層是一種非常好的耐高溫的保護層，Ni₂₆Cu₂₉Sn₄₅，三元IMC層增厚進程非常緩慢，從而保證了微尺度焊點具有較高的高周耐熱力耦合沖擊能力。

當電子產品置于熱循環沖擊較高的使用條件下時，則一種與之相反的現象將會發生，如圖6所示，無論在哪一個跌落沖擊能級，樣品a均具有較高的耐跌落沖擊能力。樣品b和樣品c的耐跌落沖擊能力相差無幾，即使在某一個跌落沖擊能級二者出現一些略大的差別，也很難絕對證實哪一種材料更合適，關于這一點在以往的文獻中也得到了證實[1，4]，由此我們可以推斷出，經過Ni/Au處理的焊盤顯然能提供更高周的耐耦合沖擊可靠性。當電子產品需要在高周TC沖擊環境下工作時，可以針對其應用特點而選用Ni/Au處理的焊盤，這樣有利于針對性地提高電子產品的可靠性。

圖7顯示在900g的跌落沖擊條件下，當3組樣品被分別置于低于200周TC環境時，其耐跌落沖擊可靠性是R_樣品c>R_樣品b>R_樣品a，而高于200周TC環境時，其耐跌落沖擊可靠性正好與之相反。由此我們可以進一步證實當電子產品用于低周TC高跌落沖擊能級環境時，使用有鉛焊料制成的焊球比無鉛焊料制成的焊球更有利于提高CSP器件的可靠性，而用于高周耦合沖擊環境時，選擇無鉛焊球配合Ni/Au處理的焊盤則是更優的選擇，這一點也進一步證實了上文的猜想。

3 結束語

通過對CSP器件的微尺度焊點進行熱力耦合沖擊試驗分析，得出如下結論：

1）通過對由無鉛焊料SAC305和有鉛焊料Sn-37Pb制成焊球的CSP器件的微尺度焊點進行熱力耦合沖擊試驗，可以得出焊點的失效模式是先快后慢，電子產品的設計應該更多地關注產品的初期失效率，這樣更利于確定質保期。

2）產品都具有固有的耐耦合沖擊能力，在低周耦合沖擊環境下，無鉛焊點具有更高的可靠性，而在低周TC高跌落沖擊能級環境下時，選擇有鉛焊點則相對更好。此外，在這種沖擊環境下，選擇OSP處理的焊盤比Ni/Au處理的焊盤更合適。

3）當產品用于高周耦合沖擊環境下時，選擇Ni/Au處理的焊盤配合無鉛焊球制成的CSP器件對提高電子產品的耐耦合沖擊可靠性是一種很好的選擇。

4）電子產品在耦合沖擊環境下，隨著沖擊能級的增大，其失效位置一般從各個角開始，由點到線，再匯合成面，接合處的斷裂風險最高，裂紋的斷裂機制是由韌性斷裂轉變到脆性斷裂，IMC的組成成份也將逐漸多樣化，最終給電子產品帶來失效風險。

參考文獻

[1]張春紅，張寧，高尚，等.多場耦合時效對微焊點界面組織與性能的影響[J].金屬熱處理，2017，42（3）：165-9.

[2]許利偉.倒裝芯片微凸點焊工藝研究及焊點應變有限元仿真[D].大連：大連理工大學，2016.

[3]韓立帥，黃春躍，梁穎，等.微尺度CSP焊點溫振耦合應力應變有限元分析[J].振動與沖擊，2018，37（15）：171-8.

[4]LEE T K，WEI D，ZHOU B，et al.Impact of isothermal agingon long-term reliability of fine-pitch ball grid array packageswith sn-ag-cu solder interconnects：die size effects[J].Journalof Electronic Materials，2011，40（9）：1967-76.

[5]姚健.電遷移作用下無鉛微電子封裝焊點可靠性研究[D].廣州：華南理工大學，2012.

[6]尹立孟，楊艷，劉亮岐，等.電子封裝微互連焊點力學行為的尺寸效應[J].金屬學報，2009，45（4）：422-7.

[7]尹立孟，MICHAEL P，位松，et al.焊點高度對微尺度焊點力學行為的影響[J].焊接學報，2013，34（8）：27-30.

[8]梁穎，黃春躍，殷芮，等.微電子封裝微尺度球柵陣列焊點三點彎曲應力應變分析[J].機械強度，2016（4）：744-8.

[9]田艷紅，賀曉斌，杭春進.殘余應力對混合組裝BGA熱循環可靠性影響[J].機械工程學報，2014，50（2）：86-91.

[10]ZHA X，LIU C，SILBERSCHMIDT V V.Thermo-mechanicalbehaviour analysis of micro-solder joints by finite elementmodelling[C]//proceedings of the International Conference onElectronic Packaging Technology and High DensityPackaging，2012.

[11]TALEBANPOUR B，HUANG Z，CHEN Z，et al.Effect ofjoint scale and processing on the fracture of Sn-3Ag-0.5Cusolder joints：application to micro-bumps in 3D packages[J].Journal of Electronic Materials，2016，45（1）：1-12.

[12]LI Z L，LI G Y，LI B，et al.Size effect on IMC growth inmicro-scale Sn-3.OAg-0.5Cu-0.1Ti0 2 solder joints in reflowprocess[J].Journal of Alloys&Compounds，2016，685（15）：983-991.

[13]田野.熱沖擊條件下倒裝組裝微焊點的可靠性--裂紋生長機理[J].焊接學報，2016（9）：43-5.

[14]林健，雷永平，趙海燕，等.板級封裝焊點中熱疲勞裂紋的萌生及擴展過程[J].稀有金屬材料與工程，2010，39（s1）：15-19.

[15]YU C，WANG D，CHEN J，et al.Study of Cu 6 Sn 5 and Cu 3Sn growth behaviors by considering trace Zn[J].MaterialsLetters，2014，121（2）：166-9.

[16]PARK M S，ARR YAVE R.Concurrent nucleation，formationand growth of two intennetallic compounds（Cu6Sn5 andCO Sn）during the early stages of lead-free soldering[J].ActaMaterialia，2012，60（3）：923-34.

[17]YIN L，PECHT M，SONG W，et al.Effect of joint height onthe mechanical behaviors of micro-scale solder joints[J].Transactions of the China Welding Institution，2013，34（8）：27-30+4.

（編輯：劉楊）