銅帶纏繞型焊柱裝聯結構的板級熱-機械可靠性研究

呂曉瑞，林鵬榮，王 勇，劉建松，楊 俊

（北京微電子技術研究所，北京 100076）

1 引言

陶瓷封裝因其具有的高可靠性、優(yōu)良的電氣和熱性能而被廣泛應用于軍事、航空和航天等領域的電子產品中[1]。采用陶瓷基板后，芯片與基板的熱膨脹系數（Coefficient of Thermal Expansion，CTE）得到了較好的匹配，但 FR4 印制電路板的 CTE 為 18×10-6~20×10-6/℃，是常規(guī)氧化鋁陶瓷基板的3~4 倍。陶瓷柱柵陣列封裝（Ceramic Column Grid Array，CCGA）采用高度較高的焊柱代替焊球，更好地緩解了板級裝聯時由于CTE 不匹配而產生的熱疲勞應力問題，提高了組裝的可靠性[2-4]。CCGA 封裝更適用于高密度、大尺寸封裝領域，能滿足航天產品對器件高性能、高密度和高可靠性的應用需求，在軍事、航空和航天電子制造領域具有良好的應用前景[3]。雖然與CBGA 焊球連接方式相比，CCGA 的長期可靠性壽命有了顯著的提高，但在熱沖擊或機械沖擊考核試驗中，在焊柱與基板焊接界面、焊料包裹焊柱的端部仍會出現失效斷裂現象，這與焊柱本身的結構有很大關系[4]。據統(tǒng)計，武器裝備、運載火箭和航天器出現故障的原因，超過50%來源于振動，振動是航天器最難解決的技術難題之一。目前，國內外對電子封裝中微互連焊點疲勞行為的研究多集中在熱疲勞方面，對微焊點振動疲勞行為的研究相對較少。

傳統(tǒng)的CCGA 封裝器件采用材質本身較軟、尺寸外形較長的高鉛焊柱進行封裝。這種焊柱結構在長期使用過程中在溫度循環(huán)熱應力作用下極易發(fā)生蠕變變形和開裂，在機械振動沖擊作用下也極易在焊料包裹焊柱的界面發(fā)生開裂。增強型焊柱是在傳統(tǒng)焊柱的基礎上發(fā)展出來的一種新型焊柱，其采用37Pb63Sn共晶焊料將一定寬度和厚度的銅帶纏繞在80Pb20Sn焊柱表面，具有更優(yōu)良的導電、導熱性能，與傳統(tǒng)的90Pb10Sn 焊柱相比強度更高、韌性更好，焊點的熱疲勞壽命更長，可顯著提高大尺寸CCGA 器件的裝聯可靠性。

本文針對CCGA 板級裝聯結構中銅帶纏繞性增強型焊柱裝聯焊點的失效模式和失效機理進行研究，基于ANSYS 有限元仿真分析方法分析了溫度循環(huán)載荷和隨機振動載荷下增強型CCGA 板級裝聯結構的焊點失效模式和失效機理，基于此確定銅帶纏繞型焊柱板級裝聯結構的關鍵薄弱點，并提出裝聯焊點可靠性提升的途徑和措施。

2 試驗材料和方法

試驗陶瓷基板選用尺寸為35.00 mm×35.00 mm×2.00 mm 的CCGA 菊花鏈驗證陶瓷基板，焊盤節(jié)距為1.00 mm，焊盤直徑為0.85 mm；焊柱結構為直徑0.51 mm、高為2.20 mm 的銅帶纏繞80Pb20Sn 增強型焊柱，其中銅帶材質為純銅、寬度為0.30 mm、厚度為0.03 mm；采用37Pb63Sn 低溫共晶焊料實現焊接；印制電路板為FR4 型PCB 板，厚度為2.35 mm，焊盤的直徑為0.75 mm，焊盤的節(jié)距為1.00 mm，詳細結構規(guī)格和材料參數如表1 所示。典型的CCGA 板級裝聯結構如圖1（a）所示，銅帶纏繞焊柱裝聯樣品及焊點如圖1（b）、（c）所示。

按照典型宇航應用試驗條件開展相關試驗，試驗過程中通過對菊花鏈路進行分階段電測試實現焊點開裂情況的監(jiān)測和評估，采用高倍光學顯微鏡觀察外圍焊點變形和開裂情況，并通過掃描電子顯微鏡對關鍵部位的焊點截面進行觀察分析。試驗條件如表2 和表3 所示。

在可靠性試驗基礎上，通過ANSYS Workbench 16 有限元仿真分析軟件進行熱-力耦合條件下的結構熱應力可靠性分析，基于模態(tài)分析得到隨機振動載荷條件下結構的應力應變分布，實現不同環(huán)境載荷條件下的裝聯結構熱學和力學分析，本文所述銅帶纏繞型焊柱CCGA 裝聯結構關鍵材料參數見表1。國內外關于SnPb 焊料焊點的應力應變和壽命預測的相關研究大多基于彈塑性和粘塑性行為的非線性模型，其中業(yè)界普遍采用蠕變和塑性相統(tǒng)一的Anand 模型來描述釬料的力學本構行為，方程由3 部分構成。

圖1 典型CCGA 植柱器件板級裝聯結構及樣品圖

表1 器件各部分的材料參數

表2 溫度循環(huán)試驗條件

表3 隨機振動試驗條件

非彈性應變速率推導式：

變形阻抗初始值：

塑性變形瞬間動態(tài)變化量：

式中，A 為指數前系數因子，εeq為等效塑性應變量，ξ為應力因子，Q 為激活能，R 為氣體常數，Q/R 為玻爾茲曼常數，T 為絕對溫度，m 為應力的應變率敏感指數，s0為變形阻抗初始值，h0為硬化常數，α 為應硬化指數，s∧為變形阻抗飽和系數，n 為飽和值的應變率敏感指數。

在Anand 本構模型中，方程的相關系數如表4 所示。因為ANSYS 中有自帶的Anand 本構模型，所以只要從材料庫里調出其模塊，輸入表中參數即可。考慮到CCGA 封裝結構的對稱性，為了簡化模型和節(jié)約計算成本，采用1/4 模型進行計算，如圖2 所示，并在相應表面的節(jié)點上施加對稱邊界條件。

表4 80Pb20Sn 和Sn63Pb37 的粘塑性Anand 模型參數

圖2 銅帶纏繞焊柱CCGA 裝聯結構仿真分析模型圖

3 結果分析和討論

3.1 焊點熱應力失效模式分析

3.1.1 溫循應力失效分析

常規(guī)的氧化鋁陶瓷基板與FR4 印制電路板的熱膨脹系數相差較大，在經歷溫度循環(huán)過程中產生的周期性熱應力使焊點產生剪切位移和塑性變形。隨著服役時間的增加，器件內部累積的塑性形變會導致焊點裂紋的萌生和擴展，最終使焊點疲勞失效。釬料的熔點相對于服役環(huán)境來說較低，所以焊點內會產生較明顯的粘性行為，即蠕變和應力松弛現象。

銅帶纏繞型焊柱不易發(fā)生蠕變變形，通過光學顯微鏡不能很好地觀察溫度循環(huán)過程中裝聯焊點的形變和開裂情況，因此必須采用截面金相顯微分析方法對溫循過程中焊點的微觀組織結構進行觀察分析。圖3 是溫度循環(huán)后銅帶纏繞型焊柱裝聯焊點截面SEM分析結果?？梢?，在經過500 次溫度循環(huán)后，在印制電路板一側焊柱與焊料接觸處的銅帶纏繞邊緣部位出現了不同程度的裂紋萌生和擴展；經過1000 次溫循后，印制電路板側焊柱根部裂紋沿著銅帶纏繞方向發(fā)生了擴展，導致焊柱內部橫截面斷裂。同時，在陶瓷器件側焊點根部的銅帶和焊柱接觸部位以及焊料與焊盤接觸邊緣部位也出現了裂紋萌生。由于焊柱周圍纏繞了，焊柱整體并未發(fā)生完全斷裂。溫度循環(huán)1000 次后邊角焊柱出現中部80Pb20Sn 焊柱與銅帶剝離斷開的現象，如圖4 所示。

圖3 溫循后板級裝聯焊點截面分析

圖4 溫循1000 次Topline 80Pb20Sn 焊柱裝聯焊柱斷裂

3.1.2 結構熱應力仿真分析

采用ANSYS 有限元仿真分析的方法，對CCGA裝聯結構在溫度循環(huán)載荷作用下的焊點熱應力進行熱-結構仿真分析。圖5 是銅帶纏繞型80Pb20Sn 焊柱CCGA 植柱器件的板級裝聯結構在熱循環(huán)過程中的結構變形云圖及焊點等效應力應變云圖。可見，在熱脹冷縮作用下距離結構中心位置越遠變形量越大，器件最遠處邊角焊點受到的熱應力和應變量是最大的。從等效應力應變云圖可以看出，在熱循環(huán)過程中，位于邊緣的焊柱產生的等效應力要明顯高于內部的焊柱。焊點陣列的最大等效應力出現在陶瓷器件一側焊柱與焊料接觸界面上，這也是實際熱循環(huán)可靠性試驗中器件最容易失效的薄弱環(huán)節(jié)。

圖6 是CCGA 裝聯邊角焊點等效應力和等效塑性應變隨時間變化曲線，可以看出，在熱循環(huán)過程中，溫度從室溫升到100 ℃焊點的最大等效應力增大，高溫保溫過程中焊點最大等效應力有所升高；溫度從100 ℃降低到-55 ℃的過程中，焊點的最大等效應力大幅度降低，低溫保溫過程中有所升高。

這是由于SnPb 焊料在低溫時具有相對較高的熱膨脹系數，降溫過程中會與相鄰材料產生嚴重的熱失配，這會使得焊點的應力水平顯著增高。保溫過程中焊球會產生應力松弛現象，焊點內部應力集中導致組織晶體發(fā)生位錯移動，而位錯移動又反過來緩解了應力集中。

圖5 溫循條件下結構形變及應力應變云圖

圖7 和圖8 分別是銅帶纏繞80Pb20Sn 和傳統(tǒng)90Pb10Sn 兩種焊柱CCGA 裝聯器件邊角焊點在高低溫階段的最大等效應力和塑性應變云圖。可見，銅帶纏繞80Pb20Sn 焊柱熱應力最大點主要集中在陶瓷器件側焊料與焊柱接觸界面處銅帶的邊緣，傳統(tǒng)90Pb10Sn 焊柱熱應力最大點出現在低溫階段陶瓷器件側焊料與焊柱接觸界面。由于90Pb10Sn 焊柱材質較軟，在溫循過程中更容易通過形變適應和緩解由于陶瓷基板與印制電路板材料熱膨脹系數不匹配導致的熱失配。而80Pb20Sn 焊柱由于銅帶的纏繞限制其變形，所以在熱應力作用下不易發(fā)生屈服變形。從圖8的等效塑性應變云圖中可以看出，銅帶纏繞80Pb20Sn焊柱的應變幅值（0.019）比 90Pb10Sn 焊柱的（0.012）高58%，根據應變疲勞損傷理論，其焊點疲勞壽命也較低。

圖6 邊角焊點等效應力和等效塑性應變隨時間變化曲線

另外，從銅帶纏繞80Pb20Sn 焊柱CCGA 裝聯焊點的應力應變分布圖中也可以看出，在銅帶與內部柱芯接觸界面存在應力和應變突變現象，這是因為銅帶和焊柱材料彈性模量性能差異較大，這也可能是造成熱應力作用下銅帶和焊柱之間容易產生剝離開裂的原因。

3.2 隨機振動失效分析

3.2.1 振動應力失效分析

CCGA 植柱器件由于采用焊柱代替CBGA 器件的焊球，高度的增加導致裝聯焊點在振動載荷作用下的振動變形更大，更易發(fā)生開裂甚至失效。采用增強型的80Pb20Sn 銅帶纏繞型焊柱代替?zhèn)鹘y(tǒng)的90Pb10Sn焊柱可顯著提高CCGA 焊點抗振動性能，同時需要采取適當的加固措施對裝聯器件加固以提高焊點的抗振動能力。本試驗過程中，采用硅橡膠和環(huán)氧膠對CCGA 器件進行板級加固，如圖9 所示。圖10 是隨機振動后外圍焊點的外觀和截面形貌圖，可以看出，經過隨機振動之后部分焊點基板一側焊柱根部與焊料接觸部位出現了微裂紋，裂紋在銅帶與焊柱接觸界面萌生，沿著銅帶纏繞方向擴展導致焊柱最終發(fā)生開裂甚至失效。

3.2.2 振動載荷結構力學仿真分析

圖7 溫循過程邊角焊點等效應力變化云圖

圖8 溫循過程邊角焊點等效應變變化云圖

圖9 CCGA 板級裝聯器件加固結構示意圖

采用諧響應有限元分析法對銅帶纏繞型80Pb20Sn 焊柱CCGA 植柱器件的板級裝聯結構應力應變進行仿真模擬計算。采用全模型建模，并對材料和結構作出以下幾點假設：(1)假設除釬料外的其他封裝材料均為與溫度變化無關的線彈性材料；(2)建立振動模型時不考慮芯片、粘結劑及其他細微結構；(3)焊點致密，無空穴、氣孔等缺陷等。圖11 是CCGA 裝聯結構的模態(tài)分析振型圖，可見，隨機振動加載下，模型以正彎曲振動為主，中部振幅最大，焊點陣列中部振幅最大，應力應變最小，兩端應力應變最大，如圖12 所示。這是因為當對PCB 施加基礎激勵時，PCB 要產生一定的彎曲變形，中部焊點在振動過程中相對PCB 板及IC 芯片的位移變化量小于兩端，這使得陣列焊點應力在隨機振動過程中由中心焊球到兩端焊球逐漸增加。

圖10 隨機振動后邊角焊點外觀和截面形貌圖

圖11 CCGA 裝聯結構模態(tài)分析六階振型圖

圖12 CCGA 裝聯結構隨機振動形變圖

圖13 柱柵陣列封裝結構的1σ 等效應力云圖

圖14 柱柵陣列z 軸1σ 應變云圖

圖13 和圖14 分別是銅帶纏繞型80Pb20Sn 和傳統(tǒng)90Pb10Sn 兩種焊柱CCGA 裝聯器件的整體結構及邊角焊點1σ 等效應力和z 軸等效應變分布云圖?？梢?，隨機振動載荷環(huán)境下CCGA 器件裝聯焊點陣列距離器件中心最遠的兩端焊點等效應力應變最大，為最容易失效的關鍵焊點。CCGA 器件裝聯焊點應力應變最大點出現在靠近印制電路板側焊柱與焊料相連界面處，所以焊點與印制電路板焊盤接合面的外端邊緣部分為關鍵區(qū)域，是最容易產生疲勞失效的薄弱環(huán)節(jié)，也是焊點內部裂紋最容易萌生的位置。這與振動試驗結果的焊點開裂部位是一致的。

圖15 危險焊點1σ 應力應變縱截面云圖

從兩種裝聯結構的應力應變仿真結果可以看出，在相同的振動載荷作用下，跟傳統(tǒng)90Pb10Sn 焊柱相比，銅帶纏繞型80Pb20Sn 焊柱裝聯焊點內應力高10%，而等效應變值低17%，所以根據應變損傷疲勞理論，其焊點真實振動疲勞壽命更長，所以銅帶纏繞型80Pb20Sn 焊柱對提高CCGA 裝聯焊點的機械力學可靠性更有優(yōu)勢。

另外，從圖15 的器件邊角處關鍵危險焊點振動載荷下的等效應力應變分布云圖可以看出，銅帶與內部柱芯接觸界面也存在應力突變現象，可以推測，在長時間振動載荷作用下該部位也會出現剝離開裂問題。

4 結論

文章采用環(huán)境可靠性試驗與有限元仿真分析相結合的方法，針對銅帶纏繞型焊柱CCGA 板級裝聯焊點結構可靠性和失效模式進行了分析，為大尺寸、高密度CCGA 封裝器件的高可靠封裝和應用提供理論指導。從試驗結果可以看出：

(1)相對于90Pb10Sn 焊柱，銅帶纏繞80Pb20Sn 焊柱裝聯焊點在溫循載荷下的等效應變高58%，在振動載荷下低17%，所以其對提高CCGA 裝聯焊點的機械力學可靠性更有優(yōu)勢；

(2)在溫循載荷和振動載荷下，銅帶纏繞型焊柱CCGA 裝聯結構最大熱應力點均出現在銅帶與焊柱接觸界面的銅帶邊緣處，該處最先發(fā)生裂紋萌生，裂紋沿銅帶纏繞方向的焊柱截面逐漸向內擴展最終導致開裂；

(3)由于銅帶和焊柱材料的彈性模量差異較大，在熱應力和機械應力載荷下銅帶與內部柱芯接觸界面存在應力突變現象，所以器件長期使用過程中出現焊柱與銅帶剝離進而導致互連失效。

綜上可見，銅帶纏繞質量是影響銅帶纏繞型焊柱高可靠應用的關鍵，銅帶與焊柱間良好的冶金互連、銅帶間隙充分的焊料填充是有效提高銅帶纏繞型焊柱的抗熱/機械性能的主要途徑。