BGA 封裝用鎢焊球焊點的熱可靠性研究

王文慧 ,趙興科 ,王世澤 ,趙增磊

(1.北京科技大學順德研究生院,廣東 佛山 528399;2.北京科技大學 材料科學與工程學院,北京 100083)

球柵陣列(BGA)封裝通過焊球將芯片與基板互聯,焊球同時承擔電氣連接和機械連接的作用。BGA封裝具有集成度高、導電性和散熱性好等優點。然而,由于焊球隱藏在芯片底部,BGA 焊球焊點的檢驗和維修困難,因此,提高BGA 封裝器件的使用壽命,避免其早期失效顯得尤為重要。研究表明,焊點失效是BGA 封裝中最常見的失效形式[1-3],而焊點失效的主要原因是溫度導致的焊點熱疲勞[4]。BGA 焊點的熱疲勞失效與BGA 封裝的熱失配密切相關。在BGA 封裝中,各組成材料的熱膨脹系數(CTE)存在差異。當溫度發生變化時,各組成材料的收縮與膨脹趨勢不一致,導致材料之間產生熱應力。BGA 封裝器件在使用過程中經受反復的溫度變化,對焊球焊點施加了循環作用力,使焊點發生熱疲勞損傷,最終導致BGA 焊點的熱疲勞失效[5-7]。此外,BGA 封裝材料的CTE 失配也會對芯片產生應力作用,加速芯片的功能退化[8]。

BGA 焊球目前主要采用無鉛錫基合金制造。這種焊球的成分與BGA 封裝的焊膏成分相近,在回流焊過程中能夠與焊膏一起熔化形成單一成分的焊點。這種BGA 焊球與硅芯片及芯片基板的CTE 失配較大,導熱性較差,使得BGA 焊點的熱應力較大,熱疲勞損傷比較嚴重[9]。

提高BGA 封裝熱可靠性的重要途徑是減小BGA封裝組成材料的CTE 失配以及改善焊點的導熱性。為此,人們嘗試了在現有BGA 焊球成分的基礎上加入一些合金元素,如鉍、鎳、鋅和鈦等。研究表明,合金元素的加入使錫合金的抗蠕變性能得到了一定程度的提高[10]。其他一些研究表明,加入一些硬質球形顆粒制成核殼式復合焊點,可以降低回流焊過程中焊點的變形,改善焊點的機械性能等,從而提高BGA 焊點的抗蠕變和抗熱疲勞性能。銅具有優良的導電、導熱性和機械強度,適合制造復合焊球焊點。研究顯示銅復合焊球焊點的裂紋萌生期比錫焊球的長,裂紋擴展路徑分散,相比錫焊球焊點具有更好的抗熱疲勞壽命[11]。另外,楊氏模量較低的高分子焊球,在焊點中能夠吸收、緩解熱應力,從而降低作用于焊點上的熱應力。塑料核焊點的熱疲勞壽命比傳統錫焊球焊點延長2～4 倍。但高分子材料導電性差,在大電流的情況下容易導致流過釬料金屬的電流密度過大,易造成電遷移問題[12]。

綜上,調節現有BGA 焊球的化學成分、在焊點中加入硬質或軟質球形顆粒等方式均能一定程度上延長BGA焊點的熱疲勞壽命。然而,這些BGA 焊球化學成分的調控措施不能改變錫基合金抗蠕變性能不良的本質,也不能從根本上解決BGA 封裝結構組成材料間CTE 失配的問題。為此,本文選用與硅芯片CTE 相近的鎢材料制備焊球,以減小焊球與芯片及芯片基板的熱失配程度;通過制造單焊點試樣,研究熱老化時間對焊點力學性能的影響,評估鎢焊球用于BGA 封裝的可行性。本文旨在提高BGA封裝焊點的熱疲勞性能,研究結果有助于提高BGA 封裝器件的使用可靠性和使用壽命。

1 試驗材料與試驗方法

試驗用鎢原料為直徑0.18 mm 的鎢絲(純度≥99.95%)。試驗用銅原料為直徑6 mm 的T2 紫銅棒(純度≥99.9%)(深圳宏旺模具有限公司),釬焊材料為SAC305 焊膏(深圳聚峰錫制品有限公司)。

鎢焊球單焊點試樣的制備工藝流程如圖1 所示。其中,圖1(a)、(c)和(e)分別為鎢球制備、鎢焊球制備和單焊球焊點試樣制備的裝置示意圖;圖1(b)、(d)和(f)分別為鎢球、鎢焊球和單焊球焊點試樣的照片。

鎢球制備方法為激光切絲法[13],其加工原理如圖1(a)所示。使用高能密度的脈沖激光束聚焦在鎢絲端部,使之端部熔化形成鎢液滴。鎢液滴在重力和氣流沖擊等作用下離開鎢絲端部而成為自由下落液滴,并在下落過程中凝固成為鎢球。通過調節激光加工工藝參數可以控制鎢粒的球徑。

鎢焊球制備方法為電鍍銅工藝,其加工原理如圖1(c)所示。銅管為陽極,不銹鋼網為陰極,待電鍍的鎢粒置于不銹鋼網內。實驗用電鍍液為市售電鍍銅液(廣州貽順化工有限公司)。通過控制電鍍時間控制銅殼的厚度。

焊點試樣制備采用回流焊工藝,其加工原理如圖1(e)所示。首先采用電火花方法將直徑6 mm 的T2 紫銅切割成長度為3 mm 的圓柱形焊盤,用細砂紙磨除電火花切割面的燒蝕氧化層。將銅焊盤的待焊表面在石墨板研磨,在表面獲得一層石墨阻焊層。采用激光打標機(3HE-UV15W,東莞叁合激光科技有限公司)在銅焊盤石墨阻焊層的中心刻蝕出直徑2.5 mm 的圓形釬焊區。用孔徑1.2 mm 的點膠針將SAC305 焊膏涂敷在釬焊區。用鑷子夾取鎢焊球置于焊膏上。將另一個涂敷焊膏的銅焊盤與預置焊球銅焊盤裝配成“銅/鎢焊球/銅” 組件,并用自制夾子將兩個銅焊盤固定,使兩者保持同軸。將銅/鎢焊球/銅組件放置在回流焊加熱平臺上進行回流焊接。回流焊峰值溫度為250 ℃、加熱時間3 min,隨后風冷至室溫。

鎢焊球單焊點試樣的熱老化在箱式電阻爐中進行,箱內溫度為170 ℃,老化時間分別取30,80,150 和250 h。采用剪切試驗測試鎢焊球單焊點試樣的力學性能。將試樣安裝在剪切夾具上,用材料試驗機(YF-900,揚州源峰檢測設備有限公司)加載至試樣斷裂,加載速度為6 mm/min。記錄加載過程中的力和位移。用光學顯微鏡(XJP-6A,重慶光電儀器有限公司)觀測斷裂面的面積,計算焊點的剪切強度。每種焊點試樣做3 次,取3 次的平均值作為力學性能評價指標。采用金相顯微鏡觀察記錄焊球、焊點試樣件的外觀形貌。采用掃描電子顯微鏡(SS-60,深圳善時儀器有限公司)觀察分析焊球及焊點的微觀組織。

2 試驗結果與分析討論

2.1 鎢焊球與焊點的組織結構

(1)鎢焊球的組織結構

鎢焊球的剖面形貌如圖2 所示。鎢焊球整體呈近似完美的核-殼結構球體。鎢球位于鎢焊球的中心,其外表面完全被厚度均勻的銅鍍層覆蓋。鎢焊球的直徑約0.5 mm,其中鎢球的直徑約0.3 mm、銅鍍層的厚度約0.1 mm。鎢焊球內部組織致密,鎢核、銅殼和兩者界面均未發現裂紋、空洞等缺陷。

圖2 鎢焊球的剖面Fig.2 Cross-section of a tungsten solder ball

(2)鎢焊球焊點的組織結構

圖3 為鎢焊球焊點截面的掃描電鏡照片。焊點金屬呈上下粗、中間細的鼓形,中間寬度約2 mm。鎢焊球位于焊點金屬的中心區域(見圖3(a))。鎢焊球的截面面積約占焊點面積的41%。焊球與兩側銅焊盤之間存在厚度約0.1 mm 的釬料金屬層。從放大的圖像可以看出,釬縫金屬與銅殼表面結合致密,而焊點金屬中分布少量微孔洞(見圖3(b))。

圖3 鎢焊球焊點剖面的SEM 圖像Fig.3 SEM images of the cross section of tungsten-ball solder joints

2.2 鎢焊球焊點的力學性能

(1)剪切強度

未經熱老化處理的鎢焊球焊點的平均剪切強度為57.9 MPa。隨著高溫老化時間增加,鎢焊球焊點的剪切強度明顯下降。經250 h 高溫老化,試樣的剪切強度降至36.6 MPa,相較于未經熱老化處理的試樣降低了約36.8%。鎢焊球焊點的平均剪切強度隨高溫老化時間的變化關系如圖4 所示。

圖4 中的方形點及其上面的豎線是剪切強度的平均值和誤差。擬合曲線的數學表達式為:

圖4 鎢球焊點的剪切強度隨高溫老化時間的關系Fig.4 Shear strength of tungsten-ball solder joints as a function of thermal aging time

式中:τ為剪切強度(MPa);t為高溫老化時間(h)。

在本文的高溫老化時間范圍內,鎢球焊點的剪切強度隨高溫老化時間增長而變化的擬合曲線呈現指數關系。這個現象的產生可能與鎢球焊點內Cu6Sn5金屬間化合物(IMC)在老化過程中的厚度和形態變化有關。IMC 對于無鉛釬料焊點的熱老化力學性能有重要的影響。在An 等[14]的研究中,經72 h 老化后IMC 的界面粗糙度幾乎沒有改變,但厚度有明顯增大,導致強度降低;經過288 h 老化后IMC 厚度相對72 h 試樣略有增加,而界面粗糙度則明顯減小,有利于降低界面的應力集中程度,使得其強度反而略高于72 h 老化試樣。隨著老化時間增加到500 h,IMC 厚度繼續增加,界面變得平直,強度持續降低。本文中老化時間最長為250 h,鎢球焊點內釬縫金屬/銅殼、釬縫金屬/銅焊盤兩界面處均會形成IMC。老化初始階段IMC 厚度增長較快,導致剪切強度迅速降低;隨老化時間增加,IMC 厚度增長減緩,且界面變平坦,焊點剪切強度下降趨勢變緩,因此呈現剪切強度的下降速率隨老化時間延長而逐漸變緩的指數關系。

(2) 剪切斷面形貌

觀察鎢焊球焊點剪切斷面的宏觀形貌,發現了兩種類型的斷面形貌。第一種類型的斷面無鎢焊球裸露,這種類型斷面主要出現在高溫老化時間較短(≤150 h)的焊點試樣,如圖5(a)和5(b);第二種類型斷面有鎢焊球顆粒裸露,主要出現在高溫老化時間較長(250 h)的焊點試樣,如圖5(c)和5(d)。在第二種斷面的斷裂界面兩側,一側為半球形坑,坑底附著殘留銅殼,坑邊緣的釬縫金屬上留下明顯的劃痕,見圖5(c);另一側坑內顯示裸露的鎢金屬顆粒表面。

圖5 兩種熱老化工藝鎢焊球焊點的剪切斷面形貌。(a)、(b) 170 ℃-30 h;(c)、(d) 170 ℃-250 hFig.5 Shearing section of tungsten-ball joints aged with different processes.(a),(b) 170 ℃-30 h;(c),(d) 170 ℃-250 h

采用SEM 對這兩種典型斷面進行深入觀察,結果見圖6 和圖7。熱老化時間30 h 的鎢焊球焊點剪切斷裂斷面如圖6(a),圖中τ 處箭頭為施加的剪切應力方向,依照形貌將斷面大致分為兩個區域: 細密韌窩區(A)和平直撕裂區(B),分別見圖6(b)和圖6(c)。圖6(b)的細密韌窩呈現典型的“拋物線” 形狀,屬韌性斷裂模式;而圖6(c)平直撕裂區的“拋物線” 較長,韌窩的數量顯著較少,呈現“韌性+脆性” 混合斷裂模式。

圖6 170 ℃-30 h 鎢焊球焊點剪切斷面的SEM 形貌。(a)整體;(b)、(c)局部放大Fig.6 SEM images of shearing section for tungsten-ball solder joints aged at 170 ℃for 30 h.(a) Overall image;(b),(c) Enlarged images of A and B

熱老化250 h 的鎢焊球焊點剪切斷裂斷面如圖7(a)所示。鎢焊球裸露在斷面表面。從放大的圖像可以看出,鎢焊球發生銅殼與鎢核的嚴重剝離(圖7(b)),釬縫金屬呈現拉長的韌窩形狀(圖7(c))。

圖7 170 ℃-250 h 鎢焊球焊點剪切斷面的SEM 形貌。(a)整體形貌;(b)、(c)和(d)局部放大Fig.7 SEM images of shearing section of tungsten-ball solder joints aged at 170 ℃for 250 h.(a) Overall image;(b),(c)and (d) Enlarged images of A,B and C

對比圖6(c)和圖7(c)可知,隨熱老化時間延長,鎢焊球焊點韌性降低。圖7(d)中出現的劃痕是剪切試驗過程中剝落的銅殼與釬縫金屬摩擦所致。由此可知,經過較長時間老化后,鎢核/銅殼界面結合強度降低,成為鎢球焊點的薄弱環節。

2.3 鎢焊球焊點的熱可靠性分析

(1)鎢焊球焊點剪切斷裂的機理

上述試驗結果表明,鎢焊球焊點的剪切強度隨熱老化時間延長而降低,同時,斷裂模式也由釬縫金屬的塑性開裂轉變成鎢焊球銅殼的剝離開裂。采用Ansys 軟件對鎢焊球焊點的剪切應力進行簡單的模擬計算,結果見圖8。從圖8 可以看出,在剪切偶前進側的錫釬料/銅焊盤界面附近出現較大的拉應力,而剪切后退側的錫釬料/銅焊盤界面出現較大的壓應力。鎢焊球焊點剪切裂紋起源于拉應力剪切偶前進側的錫釬料/銅焊盤界面處。

常規錫焊球焊點的剪切斷裂面萌生于兩剪切偶前進側的錫釬料/銅焊盤界面處的IMC 層,并通過強度較低的釬縫金屬,貫穿焊點的兩個正應力區,即沿圖8 路徑A 開裂。SEM 的觀察結果表明,經170 ℃高溫老化30,80,150 和250 h 后,焊點中的IMC 平均厚度分別為4.285,5.092,5.577 和11.360 μm。可見,熱老化時間越長,釬料/焊盤界面IMC 的生長厚度越大。加上IMC 生長過程中形成的擴散空洞,使該處的脆性增大,斷裂裂紋在IMC 內的擴展區域越大,直至焊點斷裂全部發生在一側錫釬料/銅焊盤界面IMC層內[15]。

圖8 鎢焊球焊點試樣的剪切應力分布云圖Fig.8 Shear stress distribution nephogram of a tungsten-ball solder joint

與上述常規焊錫球焊點不同,鎢焊球焊點由釬縫金屬和鎢焊球組成。由于鎢焊球的強度遠高于錫銀銅釬縫金屬,并且鎢焊球位于焊點中心區域,能夠有效阻斷貫穿釬縫金屬的上述開裂路徑。因此,在剪切過程中未經熱老化處理和熱老化時間較短(≤150 h)的鎢焊球焊點試樣,裂紋常在一側的錫釬料/銅焊盤界面處IMC 內萌生,然后沿鎢焊球與銅焊盤之間的釬縫金屬擴展,如圖8 路徑C 所示。當熱老化時間較長時,IMC 在錫釬料/銅焊盤和錫釬料/鎢焊球銅殼兩個界面處均生長變厚、變脆。并且由于銅殼厚度消耗而變薄,裂紋將穿過電鍍銅層而進入結合較弱的電鍍接合面,從而導致部分銅殼的剝落,如圖8 路徑B 所示。增加鎢核與電鍍銅殼的界面結合力可以提高鎢焊球焊點的抗熱失效能力。

(2)影響鎢焊球焊點熱可靠性的因素

當溫度變化時,BGA 封裝各組成材料之間的CTE差異會使BGA 焊點內部產生熱應力與熱變形,使BGA 封裝焊點熱疲勞失效,最終導致BGA 封裝器件的失效。

BGA 封裝的CTE 失配可以分為板級CTE 失配、焊球焊點CTE 失配和焊球內部CTE 失配,如圖9 所示。板級CTE 失配源自芯片與芯片基板之間的CTE差異和溫度差異(圖9(a))。CTE 差異與芯片、芯片基板的材料有關,溫度差異與焊球的導熱性和芯片產熱量(功率)有關。其他條件相同時,BGA 焊點的導熱性越好,芯片與芯片基板的溫差就越小,板級CTE 失配就越小[16]。焊球焊點CTE 失配源自焊點與焊盤之間的CTE 失配(圖9(b))。兩者的CTE 相差越小,界面上的熱應力和熱變形就越小,BGA 焊點的熱可靠性就越高。

圖9 鎢焊球BGA 封裝的CTE 失配示意圖。(a)板級封裝;(b)鎢焊球焊點Fig.9 Schematic diagram of CTE mismatch of tungsten-ball BGA package.(a) Board level package;(b) Tungsten solder ball joints

CTE 失配大小的決定因素除了材料的CTE 差異和溫度外,還有裝配尺寸。BGA 封裝焊點熱應力可以用式(2)表示[17]:

式中:γ為CTE 失配產生的應力;L為裝配長度;Δα為線脹系數差;ΔT為溫度差;C為常量。

按照尺寸的不同,鎢焊球CTE 失配源自鎢球核與銅殼的CTE。盡管板級封裝的裝配尺寸遠大于焊點,但是考慮到焊點與焊盤界面尺寸小,并且界面上常常存在脆性的金屬間化合物層,因此,BGA 焊點的CTE失配對BGA 焊點熱疲勞失效有重要影響。熱老化后焊點的剪切強度可以用于評估BGA 焊點,乃至BGA 封裝的熱可靠性。

表1 列出了鎢焊球BGA 封裝各材料的性能[18]。可以看出,鎢與芯片、芯片基板的CTE 相近。即使與銅組成鎢核銅殼的復合材料,其CTE 也遠遠低于銅和錫。另外,鎢的導熱性能也優于錫,有利于減少芯片與基板的溫差。因此,鎢焊球在降低BGA 封裝的CTE失配方面綜合性能優于銅核焊球和錫焊球。需要指出,本文使用的剪切試樣是“銅/鎢焊球/銅” 組件,焊點失配高于實際BGA 封裝“芯片/鎢焊球/基板”,因為鎢與硅和氮化鋁陶瓷的CTE 失配遠小于鎢與銅的CTE失配。因此,鎢焊球在板級BGA 組件的高溫熱可靠性方面應具有潛力。這也是下一步需要開展的研究工作。

表1 BGA 封裝材料的室溫性能Tab.1 Thermophysical properties of tungsten-ball BGA package materials

3 結論

采用激光切絲法制備了球形鎢粒,采用電鍍法在鎢粒表面覆蓋一層均勻、致密的銅金屬層,得到了粒徑約0.5 mm 的鎢核-銅殼復合焊球。使用SAC305 焊膏和常規回流焊工藝制備了“銅盤/鎢焊球/銅盤” 單焊球焊點試樣,并對試樣在170 ℃下熱老化處理最長250 h。通過單焊球焊點的剪切試驗研究了高溫熱老化對鎢焊球焊點熱疲勞性能的影響。

高溫老化處理對單焊點試樣的剪切強度和斷裂位置均有影響。高溫老化250 h 后,焊點的平均剪切強度約為36.6 MPa,相較于焊態試樣降低了約36.8%。焊點經170 ℃下250 h 的高溫老化后,其剪切強度仍處于可用范圍內。未經熱老化處理和短時熱老化試樣斷裂于SAC305 釬縫金屬內部;長時間高溫熱處理的試樣,斷裂面上出現銅鍍層從鎢顆粒表面剝落的現象。

高溫老化過程中SAC305 釬縫金屬與銅鍍層及銅基板形成的IMC 是鎢焊球焊點熱失效的主要原因。同時,加強鎢顆粒與銅鍍層的界面結合強度有助于提高鎢焊球焊點抗熱失效的能力。這意味著鎢焊球能夠有效解決現有BGA 封裝各組成材料的CTE 失配問題,是提高BGA 焊球封裝可靠性的一個途徑。