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表5 热循环结果
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测试条件 |
|
1 |
2 |
3 |
4 |
5 |
|
焊膏系统 |
焊膏 |
SnPb |
× |
× |
|
|
|
|
|
|
SAC |
|
|
× |
× |
× |
|
|
成分 |
SnPb |
× |
|
× |
|
|
|
|
|
SAC |
|
× |
|
× |
× |
|
底层填料 |
|
|
|
|
× |
|
PBGA352 |
Eta |
1939 |
* |
2271 |
2034 |
* |
|
Beta |
6.46 |
|
4.43 |
3.7 |
|
|
rho |
0.94 |
|
0.89 |
0.98 |
|
|
FleXBGA144 |
Eta |
1429 |
1678 |
1211 |
1508 |
* |
|
Beta |
3.0 |
7.8 |
2.4 |
8.4 |
* |
|
rho |
0.91 |
0.97 |
0.93 |
0.98 |
|
|
TABGA96 |
Eta |
1300 |
1163 |
1495 |
1438 |
* |
|
Beta |
6.2 |
4.5 |
5.5 |
3.1 |
|
|
rho |
0.98 |
0.95 |
0.97 |
0.95 |
|
|
BT48A* |
Eta |
* |
|
* |
|
1169 |
|
Beta |
|
|
|
|
3.7 |
|
rho |
|
|
|
|
0.98 |
|
TV46 |
Eta |
* |
* |
1554 |
* |
* |
|
Beta |
|
|
2.1 |
|
|
|
rho |
9.6 |
|
|
|
|
*计算所需的数据不足。
注意:
1. 当过早失效时，从第三种情况的分布中取消数据点-（2）PBGA352、TABGA96。
2. fleXBGA144的所有图像说明了两种不同分布。
3. 至少达不到50%的净电阻这种情况而进行的唯一计算。
表6 Weibull数据
PBGA352元件的Weibull数据说明混合的SAC焊膏、SAC和SnPb系统的可靠性是可以比较的。这些数据与以往的数据是一致的[5-7]。应注意Weibull 计算不能用于SnPb焊膏混合系统，因为还没有达到50%的净含量。这一结果是没有预料到的。[upload=jpg]
预计混合的SnPb焊膏系统的可靠性较低，因为自对位能力较差、焊料球塌落不足和与低于无铅的焊料球的熔点的峰值焊接温度相关的晶粒生长 [7]。然而，我们的测试结果却说明混合的SnPb焊膏系统的作用类似于柱栅阵列元件，其较长的焊点改善了互连的疲劳寿命。
获得的fleXBGA144元件的数据也说明了SnPb、SAC和混合系统的比较的结果。类似地，预料不到的结果是混合的SnPb焊膏系统达到了最佳的效果。TABGA96的数据与预期的结果极接近。混合的SAC焊膏、SAC和混合的SnPb系统的可靠性具有可比性。混合的SnPb焊膏系统达到了下限可靠性结果。
在撰写本文时，给BT48A和TV46元件做结论的数据是不足的。唯一可使用的Weibull数据(只有大于50%故障的净值)是用于TV46 混合SAC焊膏系统。在以往的研究文献记载中，如果可靠性低于SnPb 、SAC系统的话，混合SAC焊膏系统具有可比性 [5、7、8]。到目前为止，纯故障百分比看起来与这些结果不一致。
需要探讨的最后一组数据是SAC组装，这类组装的所有元件都要施加底层填料。在以往的研究中，Kirchner和Nelson发现通过对PBGA和CSP元件施加底层填料可获得明显改善可靠性的效果[9]。
净值达不到50%的元件只有BT48A。由于元件设计方面的因素，这些底层填料的元件的可靠性预计会下降，其包括柔性芯片与接线柱的键合。虽然，以往的测试是采用纯SnPb系统，但是，同样可以提高性能，对于BT48A而言，所观察到的结果则是性能下降。
媒介物特性鉴定
对这5种类型器件组合和4种焊点结构的媒介物的特性进行鉴定。特性鉴定的主要目的是：
a）在测试了媒介物组装后，查找CCA中的缺陷。
b） 获取所有组装器件的几何图形，以便进行有限元分析。
c） 如果有必要的话，收集和测量热膨胀系数(CTE)和元件及PWB板子的其它材料性能。
d） 记录焊点（SnPb焊料球/焊膏和SAC焊料球/焊膏这4种混合产品）的微结构。
通过显微切片、光学检验和测量实现了前两个目的。为了更清楚地揭示焊料的微结构，使用5% HNO3、3%的HCL、92%的CH3OH溶液进行几秒钟的蚀刻，将焊料腐蚀掉。通过电子扫描显微镜扫描的成分图像来估计铅杂质。
图2所示是5个组装后的BGA和CSP元件的典型的无铅焊点的光学图像。这些焊点是由SAC焊料球和焊膏形成的。可以观察到除了TV46的孔洞较大外，所有焊点的外观极好。还发现在其它三种设计有微过孔的元件（fleXBGA144、TABGA96、BT48A）中有孔洞。PWB表面涂饰、助焊剂和再流曲线的优化应控制孔洞的产生。
[upload=jpg]UploadFile/2005-10/2005102293524825.jpg[/upload]
除了孔洞以外，BT48A封装的所有焊点结构还存在有轻微的错位现象。还发现PBGA352焊点中有薄层Ag3Sn的金属间相，不过，较小的焊点中没有。很有可能是由于冷却时间短和银含量少的缘故。最后观察到的是芯片面的金属化合物层要比PWB面的金属化合物层厚得多，因为其经历了二次再流循环。
[upload=jpg]UploadFile/2005-10/2005102293524605.jpg[/upload]
图3所示是4种焊料球和焊膏混合的光学图像。由于三分之二以上的焊点是由焊料球材料构成的，所以，焊点的微结构受到焊料球特性的制约，与SAC元件比较，SnPb元件的外观就显得暗淡。应注意在这种四种情况下，焊料球和焊膏的熔融效果很好。即使在最差的混合条件下，图3c中的焊料球的熔点要比焊膏的熔点高得多，而且再流温度与焊膏熔点兼容，在显微图片上显示出良好的焊点。实施蚀刻，以便观察焊点的微结构。如图4所示，
[upload=jpg]UploadFile/2005-10/2005102293524938.jpg[/upload]
在蚀刻后，可以更清楚地看到Ag3Sn 薄层和针形状。还可以看到，这些薄层被分成二组：一组从金属化层变成散焊料，而另一组从焊点的中心延伸到周边区域。蚀刻说明了两种金相之间的差别，如图5所示。
在组装后的PBGA352、fleXBGA144、TABGA96和TV46元件焊点的几何形状在横剖面后用光学显微镜进行测量。在FEA中示出了PBGA352的几何形状。图6所示是fleXBGA144、TABGA96和TV46的几何形状。
[upload=jpg]UploadFile/2005-10/2005102293524939.jpg[/upload]
表7列出测得的这三种焊点的数据。其它尺寸，如像芯片厚度、基板长度等是元件图中所标出尺寸。使用这些几何尺寸制造这三种封装的三维FE模型。
这些封装的材料特性是元件的制造厂家提供的和从相关文献中收集到的。可在FEA中见到这类数据。
|
|
元 件
|
|
fleXBGA144
|
TABGA96
|
TV46
|
|
t1 |
26 |
19 |
20 |
|
t2 |
61 |
38 |
54 |
|
t3 |
212 |
105 |
99 |
|
t4 |
47 |
46 |
38 |
|
t5 |
72 |
70 |
64 |
|
t6 |
49 |
52 |
49 |
|
t7 |
449 |
232 |
239 |
|
l1 |
128 |
130 |
133 |
|
l2 |
67 |
49 |
69 |
|
l3 |
83 |
93 |
90 |
|
l4 |
328 |
246 |
249 |
|
l5 |
355 |
277 |
274 |
|
l6 |
568 |
358 |
358 |
|
l7 |
384 |
288 |
304 |
|
l8 |
494 |
427 |
437 |
表7 测量的fleXBGA144、TABGA96和TV46的数据
有限元模拟和分析
本节讨论使用获得的粘塑性对PBGA352封装实施的有限元分析。
有限元模拟和应力分析
本文中的有限元分析有三个主要目的：
a）比较无铅焊点与共晶SnPb焊点的热机械、粘塑性。
b） 从热循环结果中获得无铅焊料的能量划分破损模型常数和不同SMT封装的FE分析。
c） 评估在军用中无铅焊料的加速热循环测试的加速系数（AF）。
本节论述一些最初的研究结果。本文中研究的封装是FR4基板上的352个焊点的PBGA封装。硅片尺寸是12.3 mm×12.3 mm×0.3mm。FR4基板尺寸要比芯片大得多，在分析中只是模拟相关的元件（70.7 mm ×70.7 mm ×1.58 mm）。在横剖面后，通过测量许多焊点的平均值而获得焊点尺寸。图7所示是焊点尺寸和铜焊盘。
用ANSYS 7.0实施非线性粘塑有限元分析。由于几何形状是对称的，可将半对角的2D切片模拟用于PBGA封装的分析中，见图8所示。因为降低了计算时间和守恒损坏预测而采用2D平面应力有限元分析。在分析中使用了8个节点的有限元厚度。位移边界条件是：1）模型左边的所有节点（对称轴）以X方向定位；2）左下角的节点不能够以X或Y方向移动。
图9所示是FEA的温度曲线。加热时的升温速率为6℃/min，冷却时的降温速率为10℃/min。在高温下的停滞时间为15分钟，而在低温下的停滞时间为10分钟。
[upload=jpg]UploadFile/2005-10/2005102294328860.jpg[/upload]
除焊料以外，所有的材料都是采用线性弹性方式。表8中所列是机械特性。其分别由Amkor技术的Lau和Amagai提供的[10、11]。
|
材料 |
|
杨式模量（Mpa） |
CTE（ppm/℃） |
泊松比率 |
|
铜 |
|
141920-108T |
15.64+0.0041T |
0.35 |
|
PWB |
共面
|
24420-22.6T |
17.6 |
0.11 |
|
Out
|
10560-9.57T |
64.1 |
0.39 |
|
硅 |
|
194896-12.69T |
0.0095T-0.4729 |
0.28 |
|
BT |
共面
|
18450-11.91T |
15.45 |
0.11 |
|
Out
|
8050-5.19T |
577 |
0.36 |
|
芯片连接 |
|
1200 |
110 |
0.42 |
|
模压 |
|
23626-26.2T |
20 |
0.30 |
表8 焊料的弹性和塑性与温度的关系
假设焊点要承受非线性粘塑变形。在以往研究中将弹性、塑性和稳态蠕变特性与温度的关系用于FE分析中[12]。
在进行最后的分析之前，对FE模型的目密度的感应性进行了研究。每个周期的对等蠕变应变范围用于评估目密度敏感性。每个周期的对等蠕变应变范围是许多元的平均值，其包括10%量的主要焊点（距芯片边缘最近的一个焊点）。
如图10所示，当有限元数量从40提高到112时，平均每个周期的对等蠕变应变是稳定的。此时，可将112有限元用于主要的焊点。图11所示是最终的目布局。
[upload=jpg]UploadFile/2005-10/2005102294328591.jpg[/upload]
FEA结果与讨论
为了获得PBGA352封装的稳定的粘塑结果，在FEM分析中进行了三次热循环模拟。一般来说，在本项目的研究的第二个周期是稳定的。为了识别最大的能量密度场，要监控关键焊料球的等高线图。用关键能量密度场旁边的区域面积来计算主要变量。在本段中，将比较和讨论SAC和SnPb焊点之间的结果（使用图7中的几何图形和图9中的温度曲线）。
图12所示是开始在高温下停滞时四种焊点的总的Von Mises 应变等高线图。可观察到距芯片最近的焊点的SAC焊料和SnPb焊料的最大的总应变。正如所预料的那样，SnPb焊点承受的变形要比SAC焊点大得多，如图13所示。应注意最大的蠕变应变是在焊点的左上角。在整个热循环过程中都会出现这种现象。在这个位置上，将十分之一的主要焊点面积（主要区域）选用于能量密度，以便评估损坏。
图14所示是根据SAC和SnPb焊料的关键区域的对等应力和应变的滞后回路。可明显看到的是SnPb焊料承受的循环应变范围要比SAC焊料大得多，由于无铅焊料具有较好的抗蠕变特性。就应力而言，在停滞在高温下时SAC焊料承受的应力要比SnPb焊料高得多。而SnPb焊料停滞在低温下时承受的应力要比SAC焊料高得多。
[upload=jpg]UploadFile/2005-10/2005102294328433.jpg[/upload]
结论
组装操作展示了无铅和混合系统组装的制造能力。从纯制造的观点来看，用无铅、SnPb和混合焊料系统组装的板子之间的唯一差别是再流温度必须与焊膏合金匹配。
热循环结果与以往发表的许多文献中的内容一致，在这些文献中，无铅和混合系统的可靠性至少可与SnPb系统的可靠性蓖美。在这些文献中论述的唯一差别是PBGA352和fleXBGA144 SnPb焊膏混合系统成分的可靠性是最佳的。
在PBGA352封装上实施了二唯非线性有限元分析。SnAgCu焊料的粘塑性可与共晶SnPb焊料的粘塑性进行了比较。结果说明SnPb焊料承受的周期无弹性应变范围要比SnAgCu焊料的大得多，由于无铅焊料具有较好的抗蠕变特性。SnPb焊料每个周期累积的蠕变能量密度（DWcr）也比SnAgCu焊料累积的蠕变能量密度大得多。还发现塑性损坏的影响应包括在评估无铅焊料的热疲劳寿命中。
在撰写这篇文章时，测试媒介物已进行了约2100周期的运行操作。当前的目标是继续测试，至少直到净故障不会达到 50%，在这个基础上，才能实施时间故障分析。
致谢
作者在此向国家制造科学中心（NCMS）为测试提供的PWB表示感谢，并向Keith Kirchner, William Beair, Butch Boss和Vinh Tieu为开发无铅组装工艺和可靠性测试所做的工作表示感谢。此项研究工作是由马里兰大学，College Park的CALCE电子产品和系统联合会成员主持的。
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First publisbed in the proceedings of the 2003 SMTA International Conference (September 21-25,Rosemont,IL). <|||>
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拓普达资讯<|||>
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2005-10-22 |
