基于DIC 的多層板熱翹曲實驗及仿真研究1)

葛一銘 沈 飛 柯燎亮

(天津大學機械工程學院,天津 300072)

引言

板殼等固體結構廣泛應用于航空航天、微電子、機械等領域[1].在多層板結構中,各層材料熱膨脹系數(shù)的不同會導致熱變形的失配,從而產(chǎn)生機械應力和翹曲[2].在微電子封裝領域,熱翹曲現(xiàn)象普遍存在于元器件生產(chǎn)及服役的各個環(huán)節(jié),例如,芯片生產(chǎn)工藝中涉及到的介質(zhì)層烘烤固化、晶圓減薄、電鍍退火等過程都會引起芯片熱翹曲.常規(guī)封裝結構一般是由塑封料、芯片和基板堆疊成的多層板結構,工作狀態(tài)下芯片自發(fā)熱和環(huán)境溫度的變化也會引起元件翹曲變形.過大的翹曲將會導致芯片開裂、芯片分層、焊點失效等問題.對于大部分發(fā)生熱翹曲的結構,通過對各層級材料的均勻化處理,都可以簡化為典型的多層板結構.因此為了實現(xiàn)封裝結構熱翹曲的合理預測與有效控制,針對典型多層板結構的熱翹曲問題的研究非常有必要.

在結構熱翹曲的實驗觀測中,重點是測量由于熱翹曲引起的離面位移.翹曲測量技術可分為接觸式和非接觸式兩大類,接觸式測量方法主要包括墊片法和接觸探針法[3],非接觸式測量方法主要包括陰影Moiré紋法、光學干涉法和三維數(shù)字圖像相關法.在接觸式測量方法中,墊片法是最早測量印制板翹曲的機械方法[4],這種方法成本低且操作簡單,但測量精度較低.接觸探針法是使用垂直的觸頭或探針來測量樣品表面的高度變化,與墊片法相比,探針法具有較高的精度,且相對于非接觸式測量方法成本較低,早期有大量研究借助探針法用于封裝結構表面翹曲輪廓的測量[5-7].

非接觸式測量方法大多數(shù)是全場測量方法,主要通過接收光在物理部件表面的反射,分析接收到的光信號來確定表面形狀.Moiré紋測量法使用由兩條周期光柵線重疊產(chǎn)生的Moiré條紋,通過樣品上方的相機獲取光柵圖像,并由分析軟件進行相位調(diào)制,以生成Moiré條紋圖像.Ume 等[8-9]用Moiré紋法對模擬回流過程中印制線路板或球柵陣列 (BGA) 封裝的熱翹曲進行了大量研究,目前該方法已廣泛用于BGA 封裝[10-12]、疊層封裝 (PoP)[13-14]和扇出型晶圓級封裝[15]的翹曲測量.然而,Moiré紋法在測量時必須非常接近被測樣品表面,導致在高溫環(huán)境下的測量受到諸多限制.

干涉法主要依賴于兩個或多個光波的干涉,主要包括Twyman-Green 干涉法、Fizeau 干涉法和散斑干涉法.Twyman-Green 干涉法具備與激光波長相當?shù)母呔葴y量能力,但該方法的信號處理相對簡單.Tsai 等[16]、Qing 等[17]和Jang 等[18]學者采用Twyman-Green 干涉法測量封裝結構的翹曲.Fizeau干涉法采用長波長的光源,減少試樣表面粗糙度和污染的影響[19],與Twyman-Green 干涉儀相比,Fizeau干涉儀更易調(diào)諧,對振動和表面反射率更強大.除以上兩種干涉方法外,電子散斑干涉測量法 (ESPI) 也常用于封裝翹曲的測量,它的缺點是需要復雜的算法,散斑條紋圖像存在對比度差和噪聲大等問題.Toh等[20]使用基于激光的ESPI 來分析表面貼裝過程中薄四邊形封裝的實時翹曲和分層.Ye 等[21]開發(fā)了一種基于散斑干涉測量的集成裝置,用于評估紅外探測器芯片的翹曲變形.干涉法的測量精度較高,但由于鏡頭與樣品間的緊密性,不適用于高溫下的測量,此外還存在視場范圍小、測量時間長、光學裝置復雜昂貴等缺點.

數(shù)字圖像相關法 (digital image correlation,DIC)由文獻[22-25]提出,作為一種高精度的全場測量手段,DIC 已廣泛應用于各類力學測量領域[26].該方法基于雙目立體視覺原理對模型進行校準,獲取兩個攝像機的內(nèi)部和外部參數(shù),然后利用相關算法通過每個點的視差數(shù)據(jù)和預先獲得的校準參數(shù)實現(xiàn)物體表面三維形貌的復現(xiàn),最后通過比較加載前后測量區(qū)域中每個特征點坐標的變化情況實現(xiàn)全場三維位移及應變的計算.Baek 等[27]采用DIC 方法測量了環(huán)氧樹脂 (EMC) 固化過程中EMC-Al 雙層帶材的翹曲情況.Shishido 等[28]開發(fā)了一種與光學顯微鏡相結合的DIC 方法,用于測量印制線路板微米級的熱應變.Lall 等[29]使用DIC 方法進行了PoP 組件熱翹曲的測量,并與數(shù)值仿真的結果進行了對比,討論了模型各參數(shù)變化對組件熱翹曲的影響.

目前大部分測量方法對樣品及鏡頭的緊密性要求較高,導致高溫環(huán)境下測量時易灼傷鏡頭.DIC 技術不受此限制,且測量速度快,可有效應用于熱翹曲過程的實時觀測.因此為實現(xiàn)熱翹曲的有效觀測,本文基于DIC 技術搭建熱翹曲測量平臺,開展典型疊層結構熱翹曲的實驗與仿真研究,實現(xiàn)多層板在升溫過程中熱翹曲的實時觀測,并與仿真結果進行對比.同時借助DIC 測量了QFN128 封裝芯片的表面翹曲,通過與白光干涉儀的測量結果對比,驗證了DIC 技術測量翹曲的準確性.

1 基于DIC 技術的熱翹曲測量系統(tǒng)

1.1 VIC-3D 全場應變測量儀

為了研究典型疊層結構在熱加載下的翹曲變化情況,本文利用VIC-3D 全場應變測量儀搭建高溫翹曲實驗平臺,分別測量不同厚度和不同材料下典型雙層板及三層板的熱翹曲過程.

VIC-3D 非接觸全場應變測量儀是以三維數(shù)字圖像相關法 (即DIC) 的基本原理作為理論核心,采用優(yōu)化的三維數(shù)字圖像相關性運算法則,為實驗提供三維空間內(nèi)的全場位移、變形及應變的數(shù)據(jù)結果[30].利用VIC-3D 進行全場三維變形測量,主要包括如下幾個步驟[31]: (1) 首先在待測樣品表面均勻噴涂白色漆料作為背景,然后在待測表面噴涂、刷涂或印制少量黑色漆料,作為對比標記散斑[32];(2) 借助具備易被識別和能夠精確提取位置特征的標定靶實現(xiàn)相機的標定,利用立體匹配方法來精確匹配兩個攝像機所拍攝圖像的對應點;(3) 選定ROI (region of interest) 區(qū)域,進行物品表面三維模型的重構及后續(xù)的測量分析.

1.2 疊層結構熱翹曲實驗

圖1 是熱翹曲實驗所采用的VIC-3D 全場應變測量儀及加熱實驗臺,臺面配備了絕熱罩及觀察窗以降低空氣流動對樣品造成的擾動,加熱試驗臺可以將溫度最高升到400 °C.采用兩個CMOS (complementary metal oxide semiconductor) 工業(yè)相機(Prosilica GT 5400) 來采集樣品變形時散斑圖像,成像區(qū)域的光學分辨率為5472 (H)×3084 (V),采用的鏡頭型號為施耐德工業(yè)鏡頭Xenoplan 2.0/28.同時利用紅外熱像儀 (Filr X6520 sc) 來測量實驗過程中樣品表面實時溫度.紅外熱像儀檢測技術可以通過分析熱量的吸收特性和本身熱量輻射特性,可用于印制線路板發(fā)熱研究和測量集成電路內(nèi)部缺陷等,具備非接觸、高精度、大面積和簡單快速等優(yōu)點.

圖1 翹曲實驗測量平臺Fig.1 Experimental setup for thermal warpage measurement

實驗選用物理性質(zhì)差異較大的定制合金板材作為樣品,分別為TC4 鈦合金、6061 鋁合金和T2 銅合金,3 種平板尺寸均為50 mm×50 mm,單個板厚度分別為0.8 mm 和1.0 mm,中部填充高導熱且耐高溫的柔性有機硅灌封膠以完成黏接,同時用于制作散斑的材料可適用于200 °C 高溫,且樣品在該溫度下無明顯的“退相關”問題.圖2 為實驗使用的3 種合金平板和黏接完成并進行了散斑制作的樣品平板,其中3 層樣品板從下至上材料分別為鈦、銅和鋁,雙層樣品板為鈦和鋁.在實驗過程中,首先將樣品置于加熱實驗臺上,將紅外熱像儀對準樣品完成對焦,獲取樣品表面清晰的實時溫度情況,然后調(diào)整相機的焦距及曝光,直至樣品上的散斑清晰可見,借助標定靶完成相機內(nèi)部和外部參數(shù)的標定,最后為實驗臺設定好溫度并開始實驗.依照實驗時間,圖像采集頻率設置為每1.0 s 一張.完成整個翹曲過程的圖像采集后進入后處理階段,在窗口中選定的ROI 區(qū)域為樣品的全部上表面,并在軟件中進行3D 模型的重建及相關參數(shù)的后處理.

圖2 實驗樣品Fig.2 Experimental samples

2 疊層結構熱翹曲仿真分析

2.1 等效仿真模型

在ANSYS Workbench 軟件中依照實驗樣品1 : 1建立多層板熱翹曲的仿真模型,單個平板尺寸為50 mm×50 mm.3 種合金及填充膠的材料參數(shù)如表1所示.由于該模型具有對稱性,為了提升計算效率,選擇1/4 模型建模.根據(jù)實驗條件,將模型置于剛性平面上,設置樣品與剛性平面間的無摩擦接觸,約束多層板下表面中心點的垂直自由度及角點的水平自由度.考慮標準地球重力的作用,重力加速度為9.806 6 m/s2,溫度載荷施加在多層板模型底面上,設定外表面的對流系數(shù)為25 W/m2·°C.在模型的黏接處均采用共節(jié)點網(wǎng)格劃分,填充膠的厚度約為0.3 mm,單層材料設置4 層單元,單元類型為Solid 186.圖3 為單層厚度均為1.0 mm 的鈦-鋁雙層板及鈦-銅-鋁3 層板模型網(wǎng)格最終劃分結果,經(jīng)網(wǎng)格收斂性分析,單元數(shù)量分別為120 225 個和200 225 個.

表1 多層板結構材料參數(shù)Table 1 Material parameters of multilayer structures

圖3 多層板模型網(wǎng)格劃分結果Fig.3 Meshing results of multilayer plate model

2.2 加載曲線參數(shù)修正

實驗采用的加熱實驗臺主要通過控制臺面溫度來控制加載.為保障仿真結果的準確性,在實驗過程中需實時監(jiān)測實驗樣品表面溫度,并以此修正仿真分析中的溫度加載曲線.在實驗與仿真過程中,溫度設置為由22 °C 逐漸升高至150 °C,這是為了避免超高溫造成的散斑脫色脫落、光路擾動、圖像畸變及熱輻射引起的圖像“退相關”問題,另外常規(guī)芯片服役環(huán)境溫度及自發(fā)熱溫度一般不超過200 °C,150 °C也是《GJB 548B-2005 微電子器件試驗方法和程序》中有關熱學實驗的常見指標.在仿真分析中需要結合實驗中紅外熱像儀給出的上表面溫度場測量結果,調(diào)整仿真中設置的升溫速率并完成熱仿真計算,直至計算得到的上表面溫度場與紅外熱像儀測量結果一致,從而保證實驗與仿真中溫度載荷的一致性.

如圖4 所示,修正后的溫度加載曲線與實驗測量結果基本吻合,由于材料本身物理參數(shù)及相關界面參數(shù)的影響,存在少許誤差.考慮到平板結果各層均較薄,各層沿厚度方向的傳熱時間誤差較小,因此對于后續(xù)不同材料不同厚度的分析選用同一組溫度數(shù)據(jù)進行加載.采用ANSYS Workbench 軟件中的耦合模塊進一步完成結構場的完全熱力耦合分析,獲得結構上表面的法向位移,即為熱翹曲結果.經(jīng)計算,在給定的溫度場條件下,最終時刻單層厚度均為1.0 mm 的鈦-鋁雙層板及鈦-銅-鋁3 層板結構的1/4 模型熱翹曲情況如圖5 所示,結構的翹曲模式為中間向上凸起,其等高線自中心向周圍遞減.單層厚度為1.0 mm 的鈦-鋁雙層板上表面最大離面位移為43.3 μm,鈦-銅-鋁3 層板上表面最大離面位移約為27.37 μm.

圖4 多層板上表面溫度仿真及實驗結果Fig.4 Simulation and experimental results of upper surface temperature of multilayer plates

圖5 多層板模型翹曲云圖Fig.5 Thermal warpage of multilayer plates

3 仿真與實驗結果分析

3.1 雙層板面內(nèi)位移分析

圖6 和圖7 是單層厚度為1.0 mm 的鈦-鋁雙層板在最終時刻沿面內(nèi)x與y方向位移場分布的仿真與實驗結果.從圖中可以看出實驗和數(shù)值結果非常接近,越靠近平板邊緣,面內(nèi)位移越大.沿x和y方向最大位移的仿真結果均為66.162 μm,沿x方向平板兩側(cè)位移的實驗測量結果分別為72.06 μm 和-75.39 μm,沿y方向的兩側(cè)位移測量結果分別為74.34 μm 和-74.85 μm.

圖6 雙層板沿x 方向最大位移場Fig.6 Maximum displacement field of double-layer plate along x direction

圖7 雙層板沿y 方向最大位移場Fig.7 Maximum displacement field of double-layer plate along y direction

結構的面內(nèi)水平位移主要來源于材料的熱膨脹和翹曲位移的水平分量,其中后者對水平位移的影響很小幾乎可以忽略不計.分別針對單層厚度為1.0 mm 和0.8 mm 的兩組鈦-鋁雙層板樣品,提取如圖8 中標注的沿平板上表面切向路徑上各節(jié)點水平位移的實驗與仿真結果,得到沿兩條路徑上各節(jié)點的x和y方向位移曲線.通過對比兩條曲線不難看出,仿真結果和實驗結果吻合非常好,且均呈現(xiàn)出中心為0,沿路徑方向上向兩邊遞增的趨勢.根據(jù)結構的對稱性和金屬材料的熱膨脹特性,可以判斷該結果是合理的,同時也證明基于DIC 的測量技術對多層板面內(nèi)位移的測量結果可靠.

圖8 路徑上各點最大位移的實驗及仿真結果Fig.8 Experimental and simulation results of the maximum displacement along the path

3.2 雙層板熱翹曲分析

板結構熱翹曲過程中上表面的離面位移主要來源于兩點,即結構沿自身縱向的熱膨脹和熱膨脹失配產(chǎn)生的結構翹曲.圖9 和圖10 分別針對單層厚度為1.0 mm 和0.8 mm 的兩組鈦-鋁雙層板樣品,提取在高溫階段的離面位移得到翹曲分布.從圖中可以看出,實驗測量結果與仿真結果呈現(xiàn)相近的趨勢,均呈現(xiàn)向上凸起的翹曲,在翹曲時中心位置高度最大,等高線自中心向四周遞減.單層厚度為1.0 mm 的鈦-鋁雙層板最大翹曲的仿真結果為37.80 μm,實驗結果約為35.76 μm;單層厚度為0.8 mm 的鈦-鋁雙層板最大翹曲的仿真結果為61.01 μm,實驗結果約為60.14 μm,仿真結果和實驗結果的誤差極小.

圖9 單層厚度為1.0 mm 的雙層板最大翹曲云圖Fig.9 Maximum warpage of double-layer plate with thickness of 1.0 mm

圖10 單層厚度為0.8 mm 的雙層板最大翹曲云圖Fig.10 Maximum warpage of double-layer plate with thickness of 0.8 mm

高溫穩(wěn)定階段沿對角線上各點翹曲的實驗及仿真結果如圖11 所示,可以看出,兩組樣品的熱翹曲實驗結果與仿真結果在溫度穩(wěn)定階段基本吻合,誤差主要來源于樣品制備過程中金屬板中間膠層的不均勻分布.此外高溫環(huán)境造成的散斑脫色、光路擾動、圖像畸變和樣品燒蝕等問題也可能造成較大的測量誤差[33].圖12 對比了雙層板中心點離面位移隨時間的變化情況,可以看出在升溫階段實驗結果和仿真結果出現(xiàn)了較大的誤差,但是在溫度穩(wěn)定階段二者趨勢基本吻合.根據(jù)圖4 可知,在進行溫度加載曲線修正時,最終兩者的溫度場存在一定誤差,該誤差也主要出現(xiàn)在升溫的時間段內(nèi),這是導致升溫階段離面位移結果出現(xiàn)誤差的主要原因.此外,由于高溫及熱流造成的散斑質(zhì)量下降及光路擾動也是造成誤差的另一可能原因.

圖11 雙層板沿對角線最大翹曲的實驗及仿真結果Fig.11 Experimental and simulation results of the maximum warpage along diagonal direction of double-layer plate

圖12 雙層板中心點離面位移隨時間變化曲線Fig.12 Out-of-plane displacement curve of the center point of doublelayer plate with time

3.3 三層板翹曲分析

圖13 和圖14 分別為單層厚度為1.0 mm 和0.8 mm 的兩組鈦-銅-鋁三層板樣品高溫穩(wěn)定階段仿真與實驗的翹曲結果.從實驗云圖來看,3 層板的翹曲基本和仿真結果一致,主要為中間向上凸起.其誤差一方面來源于樣品金屬板內(nèi)部缺陷及膠層內(nèi)部氣泡和不均勻分布等,另一方面,高溫環(huán)境造成的散斑變化及圖像畸變也可能對結果誤差產(chǎn)生較大的影響.

圖13 單層厚度為1.0 mm 的3 層板最大翹曲云圖Fig.13 Maximum warpage of triple-layer plate with thickness of 1.0 mm

圖14 單層厚度為0.8 mm 的3 層板最大翹曲云圖Fig.14 Maximum warpage of triple-layer plate with thickness of 0.8 mm

提取沿對角線各節(jié)點的離面位移,圖15 得到沿對角線最大翹曲的實驗及仿真結果.單層厚度為1.0 mm 的鈦-銅-鋁3 層板最大翹曲的仿真結果為19.12 μm,實驗結果約為20.58 μm;單層厚度為0.8 mm 的鈦-銅-鋁3 層板最大翹曲仿真結果為31.32 μm,實驗結果為30.30 μm.整體上來看,仿真和實驗結果趨勢一致,大小也吻合較好.圖16 為3 層板中心點離面位移隨時間變化曲線,實驗與仿真結果的誤差也主要出現(xiàn)在升溫階段,溫度穩(wěn)定階段二者吻合較好.

圖15 3 層板沿對角線最大翹曲的實驗及仿真結果Fig.15 Experimental and simulation results of the maximum warpage along diagonal direction of triple-layer plate

圖16 3 層板中心點離面位移隨時間變化曲線Fig.16 Out-of-plane displacement curve of the center point of triplelayer plate with time

3.4 不同因素對最大翹曲值的影響

表2 列出了選用不同層數(shù)、材料及厚度時最大翹曲的實驗與仿真結果,由于DIC 方法對初始校準和測量過程中的機械振動很敏感,相對相機位置的微小變化會導致較大的測量不準確性[34].從結果中也能看出,實驗與仿真最大誤差約為7.58%,最小誤差僅為0.18%.0.8 mm 樣品的測量誤差值均小于1.0 mm 樣品,可以看出對于同種類樣品,翹曲越小,翹曲變形帶來的特征點像素變化越不易被識別,故翹曲越大的樣品,DIC 的測量準確度越高.

表2 不同層數(shù)、材料及厚度時最大翹曲結果Table 2 Maximum warpage results for different layers,materials and thicknesses

在材料及層數(shù)相同時,單層厚度的變化會對翹曲值產(chǎn)生較大影響,單層厚度較薄時翹曲更大,這是由于平板變薄后剛性降低,使得其對熱翹曲更為敏感.在厚度相同時,鈦-銅雙層板翹曲相對較小,鈦-鋁雙層板熱翹曲較大,這是由于鈦合金和鋁合金熱膨脹系數(shù)的差異較大.與鈦-鋁雙層板結果相比,鈦-銅-鋁3 層板翹曲顯著降低,這是由于銅的膨脹系數(shù)介于鈦鋁之間,起到了緩解翹曲的作用,同時也增加了整體板厚.

4 芯片封裝殘余翹曲測量

利用本文發(fā)展的基于DIC 的翹曲測量技術,本節(jié)進一步測量某QFN128 封裝芯片出廠后的表面翹曲.該芯片的封裝尺寸約為12.3 mm×12.3 mm×1 mm,制備如圖17 所示的散斑樣品,采用DIC 技術對其出廠后封裝表面形貌進行了三維重構,完成了翹曲的計算,樣品表面形貌分布如圖17 所示,封裝表面呈現(xiàn)向下凹陷形式的翹曲,且翹曲形貌較為對稱,通過提取并計算沿對角線各點高度坐標的極差,得到沿對角線最大高度差,即為表面翹曲值,約為49.52 μm.

圖17 芯片翹曲DIC 測量結果Fig.17 Warpage of the chip measured by DIC

為了驗證DIC 技術對芯片翹曲形貌測量的準確性,本文還利用了白光干涉儀 (ZeGage? Plus) 來測量同一芯片出廠后的表面翹曲,并對比了兩種方法的測量結果.白光干涉儀可對各種精密器件的表面形貌實現(xiàn)納米級測量,具有非接觸、高精度的優(yōu)點.但是相比于DIC 技術,白光干涉儀較難實現(xiàn)高溫下的翹曲測量,且受鏡頭尺寸的限制,單次掃描下一般無法觀測到樣品的全貌,需要采用圖像拼接算法,通過設置掃描起止位置以測量特定路徑或區(qū)域內(nèi)的形貌,較難實現(xiàn)實時的全場觀測.此外DIC 也可大量節(jié)約時間成本,在本文的實驗中,10 倍鏡頭下白光干涉儀的單張全場圖像掃描及計算時間達到3 h,而DIC 單張圖像處理時間僅需1.6 s 左右.

圖18 為白光干涉儀的翹曲測量結果,與DIC 的測量結果相比,兩種方法得出的形貌分布基本一致,提取對角線上各數(shù)據(jù)點沿高度方向坐標,得到如圖19 所示的翹曲曲線.兩條實驗曲線吻合較好,白光干涉技術測量出最大翹曲值約為52.83 μm,與DIC的測量結果49.52 μm 較為接近,誤差約為6.27%.

圖18 芯片翹曲白光干涉儀測量結果Fig.18 Warpage of the chip measured by white light interferometer

圖19 芯片對角線翹曲結果對比Fig.19 Comparison of the diagonal warpage results of the chip

5 結論

本文基于DIC 技術搭建了疊層結構熱翹曲測量平臺,完成了雙層和3 層板熱翹曲的測量,并進行了仿真與實驗結果的對比驗證.討論了層數(shù)、層厚、材料等因素對多層板最大熱翹曲的影響.進一步測量了某封裝芯片的表面翹曲,并與白光干涉法的測量結果進行對比.本文得出結論如下.

(1) 基于DIC 技術測量得到的多層板翹曲結果與仿真結果吻合較好,本文發(fā)展的翹曲測量技術可有效測量多層板的熱翹曲.

(2) 層厚越小,多層板翹曲值越大;層厚相同時鈦-銅雙層板翹曲相對較小,而鈦-鋁雙層板熱翹曲較大;在鈦-鋁之間添加一層銅板可有效降低翹曲.

(3) 針對QFN128 封裝芯片,使用DIC 技術和白光干涉技術測量得出的翹曲結果一致,DIC 技術可以準確測量芯片表面翹曲,在10 倍白光干涉儀鏡頭下,DIC 測量效率遠高于白光干涉儀.