賈東生 李海柱 馬玉琳 秦進(jìn)功 田野

摘 要：采用有限元模擬法，研究了微銅柱互連點(diǎn)在熱沖擊載荷條件下的應(yīng)變和應(yīng)力，并分析了微互連點(diǎn)的裂紋生長(zhǎng)情況。結(jié)果表明，封裝結(jié)構(gòu)最外側(cè)的微互連點(diǎn)為最易失效互連點(diǎn)（關(guān)鍵互連點(diǎn)）。累積塑性應(yīng)變能密度主要集中在芯片側(cè)銅焊盤附近，且由外向內(nèi)逐漸遞減，這表明裂紋形成在芯片側(cè)，并沿著焊盤由外向內(nèi)擴(kuò)展，最終貫穿整個(gè)互連點(diǎn)。試驗(yàn)結(jié)果與模擬分析一致，進(jìn)一步驗(yàn)證了模擬結(jié)果對(duì)裂紋生長(zhǎng)的分析的合理性。

關(guān)鍵詞：微銅柱互連點(diǎn);熱循環(huán);有限元分析

中圖分類號(hào)：TG454 ? ? 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A ? ? 文章編號(hào)：1003-5168（2022）5-0041-04

DOI：10.19968/j.cnki.hnkj.1003-5168.2022.05.009

Thermal Failure Analysis of Micro-Copper Pillar Interconnect Solder Based on Finite Element Simulation

JIA Dongsheng1 ? ?LI Haizhu2 ? ?MA Yulin2 ? ?QIN Jingong1 ? ?TIAN Ye1

（1. Henan University of Technology， Zhengzhou ?450000，China; 2. Henan Costar Group Co.， Ltd.， Nanyang 473004，China）

Abstract： The stress and strain of micro-copper column interconnect solder under thermal shock load were studied by finite element simulation method， and the crack growth of micro-copper column interconnect solder was analyzed. The results show that the interconnect solder located at the outermost of the packaging structure is the most vulnerable interconnect solder （ key interconnect solder ）. The cumulative plastic strain energy density is mainly concentrated near the copper pad on the chip side， and gradually decreases from the outside to the inside， indicating that the crack is formed on the chip side， and expands from the outside to the inside along the pad， and finally runs through the entire interconnection solder . The experimental results are consistent with the simulation analysis， which further verifies the rationality of the simulation results for the analysis of crack growth.

Keywords： micro-copper pillar interconnection solder ;thermal cycle ; finite element analysis

0 引言

微電子產(chǎn)品朝著微小化、高功能化、便攜化方向發(fā)展，導(dǎo)致芯片的輸入/輸出端（I/O端口）數(shù)量急劇增加，這要求封裝間距及互連點(diǎn)尺寸迅速縮小。傳統(tǒng)的互連點(diǎn)由于尺寸縮小引起的橋連短路問題使其已經(jīng)不能滿足當(dāng)前要求，倒裝微銅柱互連點(diǎn)能夠減小橫向面積，解決了上述瓶頸問題[1]。然而，互連結(jié)構(gòu)的轉(zhuǎn)變將誘發(fā)出較多的可靠性問題。因此，在大規(guī)模應(yīng)用前仍須對(duì)其可靠性進(jìn)行研究。由于在互連點(diǎn)可靠性中，熱疲勞可靠性問題最為顯著，因此研究熱循環(huán)下倒裝微銅柱互連點(diǎn)的應(yīng)變和力具有極其重要的意義[2]。

目前，己有部分學(xué)者開展了在熱沖擊條件下微銅柱互連點(diǎn)的可靠性研究。武秋石等[3]在溫度循環(huán)下采用全模型-子模型技術(shù)對(duì)器件的服役壽命進(jìn)行預(yù)測(cè)，發(fā)現(xiàn)銅柱互連點(diǎn)在溫度循環(huán)下最易失效。J. R. Jhou等[4]研究了在熱沖擊條件下銅柱互連點(diǎn)的變形以及最終的失效方式。綜上，雖然部分文獻(xiàn)研究了大尺寸倒裝互連點(diǎn)，但是目前國(guó)內(nèi)外對(duì)熱循環(huán)條件下微銅柱互連點(diǎn)的失效機(jī)理、壽命評(píng)估等方面仍需要做進(jìn)一步的系統(tǒng)研究。

文中建立簡(jiǎn)化的倒裝微銅柱互連點(diǎn)的幾何模型和有限元模型，并對(duì)其進(jìn)行熱沖擊模擬試驗(yàn)，分析熱沖擊載荷下的微銅柱互連點(diǎn)的應(yīng)力應(yīng)變，研究微銅柱互連點(diǎn)在熱沖擊條件下的失效方式和機(jī)理，為微銅柱互連封裝技術(shù)研究提供相關(guān)的可靠性依據(jù)。

1 試驗(yàn)方法

本試驗(yàn)中FC器件（包含80×82微銅柱互連點(diǎn)）為有限元模擬的實(shí)體模型。硅芯片尺寸為10 mm×10 mm×0.2 mm，微互連點(diǎn)高度為45 μm，間距為100 μm;銅焊盤的直徑約為45 μm，高度約為5 μm。雙馬來酰亞胺三嗪（Bisma-Leimidetriazene，BT）基板尺寸為15 mm×15 mm×0.24 mm;焊料為Sn-3.0Ag-0.5Cu（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）（SAC305）。采用鍵合機(jī)實(shí)現(xiàn)芯片和基板間的互連，條件為熔點(diǎn)溫度以上60 s，峰值溫度245 ℃。利用Hysol 4531填充膠在165 ℃溫度條件下固化5 min，并對(duì)組裝芯片依次進(jìn)行 X-ray、超聲和電阻檢測(cè)，篩選出互連優(yōu)良的組裝芯片為試驗(yàn)樣品。熱沖擊試驗(yàn)中，低溫-55 ℃，高溫125 ℃，且高低溫轉(zhuǎn)換時(shí)間在5 s以內(nèi)，樣品間隔一定的循環(huán)次數(shù)后取出并觀察互連點(diǎn)中裂紋生長(zhǎng)情況。金相樣品制備中，采用600目～3 000目型號(hào)的砂紙進(jìn)行磨制，再利用1 μm和0.05 μm的拋光液（成分為Al2O3）進(jìn)行拋光。最后，試驗(yàn)采用體積分?jǐn)?shù)為10%HNO3-90%C2H5OH腐蝕溶液，對(duì)樣品進(jìn)行3 s的腐蝕后，使用掃描電子顯微鏡（Scanning Electronicmicroscopy，SEM）對(duì)樣品橫截面微觀形貌進(jìn)行觀察。

2 模型建立和計(jì)算

2.1 模型的建立

圖1為微銅柱互連點(diǎn)回流之后的橫截面微觀組織結(jié)構(gòu)SEM圖，從下往上結(jié)構(gòu)依次是BT板、Cu焊盤、焊料、銅柱、硅芯片。由于FC器件中微銅柱互連點(diǎn)數(shù)量多并且具有排列對(duì)稱性，因此在保證有限元模擬準(zhǔn)確性和節(jié)約計(jì)算時(shí)間的前提下，需要簡(jiǎn)化構(gòu)建FC器件的三維條狀有限元模型來分析微互連點(diǎn)的熱失效。

由于條狀模型在文獻(xiàn)中被一些學(xué)者使用[5]，并被證實(shí)該簡(jiǎn)化方法的科學(xué)合理性，因此為了高效、準(zhǔn)確地分析在熱沖擊條件下微銅柱互連點(diǎn)的應(yīng)變和應(yīng)力情況，本文基于自由劃分和體掃略相結(jié)合的思想對(duì)連續(xù)實(shí)體模型離散化，得到FC器件整體有限元模型，如圖2（a）所示;又因?yàn)槲~柱互連點(diǎn)體積較小，在整體結(jié)構(gòu)圖中難以看清其具體形狀，特提取出局部放大圖，如圖2（b）所示。

2.2 參數(shù)選取和載荷施加

微銅柱互連點(diǎn)中采用Sn-3.0Ag-0.5Cu（質(zhì)量分?jǐn)?shù)，%）（SAC305）焊料，一般使用基于塑性和蠕變統(tǒng)一的Anand模型來表達(dá)SAC焊料的力學(xué)本構(gòu)行為[6]。銅一般使用服從Mises屈服準(zhǔn)則的雙線性等向強(qiáng)化材料得本構(gòu)模型描述其在熱循環(huán)條件下的金屬塑性行為[7]。在構(gòu)建倒裝微銅柱互連點(diǎn)二維有限元模型時(shí)，相關(guān)材料參數(shù)見表1。

本文利用ANSYS軟件模擬微銅柱互連點(diǎn)實(shí)際生產(chǎn)使用所經(jīng)歷的溫度循環(huán)條件，熱循環(huán)加載參考美國(guó)軍用標(biāo)準(zhǔn)MIL-STD-883選取，分為升溫、高溫保溫（125 ℃）、降溫、低溫保溫（-55 ℃）四個(gè)階段。降溫階段時(shí)間為3 min，高低溫保溫均為15 min，經(jīng)歷8次循環(huán)（結(jié)果趨于穩(wěn)定）。確定好加載條件后，在ANSYS有限元軟件中輸入相關(guān)命令流即可進(jìn)行施加載荷。

3 結(jié)果與分析

3.1 封裝結(jié)構(gòu)整體位移分析

在有限元分析的熱沖擊加載過程中，由于微銅柱互連點(diǎn)封裝體內(nèi)各材料之間的熱失配，導(dǎo)致不同材料之間膨脹或收縮程度也不相同。由表1可知，微銅柱互連點(diǎn)中BT基板的熱膨脹系數(shù)約是芯片熱膨脹系數(shù)的2.28倍。因此，互連點(diǎn)下部的BT基板與上部的芯片在溫度發(fā)生變化時(shí)會(huì)產(chǎn)生不同程度的形變，這將導(dǎo)致互連點(diǎn)產(chǎn)生剪切應(yīng)力和應(yīng)變，經(jīng)多次溫度循環(huán)后最終會(huì)引起微銅柱互連點(diǎn)的失效。

在有限元模型中，微銅柱互連點(diǎn)封裝體各組成部分的變形程度的大小是通過位移數(shù)值來體現(xiàn)的。圖3為微銅柱互連點(diǎn)在熱沖擊第8個(gè)循環(huán)125 ℃整體位移云圖?？梢钥闯?，模型整體從左至右顏色由藍(lán)變紅。其中，最左端為深藍(lán)色，表示此處位移最小，最右端為深紅色，表示此處位移最大，變形程度最大。

3.2 所有互連點(diǎn)應(yīng)力及應(yīng)變分析

已知材料的形變達(dá)到一定程度后就會(huì)發(fā)生屈服，但應(yīng)力應(yīng)變值仍然在不斷變化。Von Mises應(yīng)力以及Von Mises塑性變形能夠在材料屈服后準(zhǔn)確表達(dá)出應(yīng)力及應(yīng)變?cè)谟邢拊Ｐ椭械淖兓闆r[8]。

Von Mises應(yīng)力及應(yīng)變的計(jì)算公式為式（1）（2）。

[a=22（a1?a2）2+（a2?a3）2+（a3?a1）2]

（1）

式中：a表示Von Mises等效應(yīng)力，a1、a2、a3分別表示在X、Y、Z軸上的分量。

b[=22（b1?b2）2+（b2?b3）2+（b3?b1）2]

（2）

式中：b表示Von Mises等效應(yīng)變，b1、b2、b3分別表示在X、Y、Z軸上的分量。

圖4為所有微銅柱互連點(diǎn)在熱沖擊最后一個(gè)循環(huán)高溫125 ℃時(shí)應(yīng)變分布圖。MX表示應(yīng)變最大的位置，可以看出，最外側(cè)的邊角微銅柱互連點(diǎn)應(yīng)力值最大。

3.3 關(guān)鍵互連點(diǎn)的確定

從以上兩小節(jié)的分析得出，微銅柱互連點(diǎn)在經(jīng)受熱沖擊載荷時(shí)互連點(diǎn)所產(chǎn)生的應(yīng)變從中心到外側(cè)逐漸增大，最外側(cè)的微銅柱互連點(diǎn)產(chǎn)生的應(yīng)變最大，在經(jīng)歷多次循環(huán)后容易產(chǎn)生疲勞裂紋而失效。因此，邊角微銅柱互連點(diǎn)是封裝體中最易失效的互連點(diǎn)，定義為關(guān)鍵互連點(diǎn)。由于一個(gè)互連點(diǎn)的失效就會(huì)導(dǎo)致整個(gè)封裝體的失效，因此，本文通過分析關(guān)鍵互連點(diǎn)的可靠性來研究微銅柱互連點(diǎn)整體的可靠性。

3.4 關(guān)鍵互連點(diǎn)的應(yīng)力及應(yīng)變能分析

圖5（a）和（b）分別為熱沖擊第8個(gè)循環(huán)125 ℃時(shí)關(guān)鍵互連點(diǎn)Von Mises應(yīng)力云圖和應(yīng)變能密度云圖。已知關(guān)鍵互連點(diǎn)上方區(qū)域代表關(guān)鍵互連點(diǎn)與芯片的交界處，下方則代表互連點(diǎn)與BT板的交界處。由圖5（a）可見，右下角應(yīng)力最大，可以看出應(yīng)力主要集中基板側(cè)焊料基體中，由微銅柱互連點(diǎn)外邊角向焊料內(nèi)部延伸時(shí)逐漸減小。三個(gè)邊角處應(yīng)力較大，其中基板側(cè)焊料外邊角處最大。這表明在熱循環(huán)條件下，基板與微銅柱互連點(diǎn)接觸位置的最外側(cè)會(huì)首先產(chǎn)生疲勞裂紋。

圖5（b）為熱沖擊結(jié)束后第8個(gè)循環(huán)125 ℃時(shí)關(guān)鍵互連點(diǎn)Von Mises塑性應(yīng)變能密度云圖?？梢钥闯?，關(guān)鍵互連點(diǎn)的兩個(gè)邊角顏色較深，表明塑性應(yīng)變能密度較大。其中右下角顏色最深，表明右下角塑性應(yīng)變能密度值最大，這與應(yīng)力最大所在區(qū)域相對(duì)應(yīng)，證明了基板側(cè)焊料外邊角最容易產(chǎn)生裂紋而失效。

3.5 關(guān)鍵互連點(diǎn)可靠性試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證

圖6為倒裝微銅柱互連點(diǎn)的裂紋擴(kuò)展圖，可以看出，裂紋萌生于微銅柱互連點(diǎn)的右下角，即基板側(cè)焊料外邊角，并沿著基板側(cè)焊盤向內(nèi)擴(kuò)展。這與上文模擬推測(cè)的結(jié)果相一致，進(jìn)一步驗(yàn)證了有限元模擬結(jié)果的合理性。

4 結(jié)論

①根據(jù)有限元分析的結(jié)果，封裝體的邊緣微銅柱互連點(diǎn)是封裝體內(nèi)部裂紋開始萌生和擴(kuò)展的危險(xiǎn)區(qū)域，定義為最易失效互連點(diǎn)（關(guān)鍵互連點(diǎn)）。

②關(guān)鍵互連點(diǎn)的應(yīng)力、塑性應(yīng)變以及塑性應(yīng)變能密度最大值都集中于基板側(cè)焊料外邊角處，且由外向內(nèi)逐漸遞減，這說明熱疲勞導(dǎo)致的裂紋易在基板側(cè)焊料的邊角位置形成并由外向內(nèi)擴(kuò)展。

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