BGA 封裝用鎢焊球焊點(diǎn)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(xué)順德研究生院,廣東 佛山 528399;2.北京科技大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院,北京 100083)

球柵陣列(BGA)封裝通過(guò)焊球?qū)⑿酒c基板互聯(lián),焊球同時(shí)承擔(dān)電氣連接和機(jī)械連接的作用。BGA封裝具有集成度高、導(dǎo)電性和散熱性好等優(yōu)點(diǎn)。然而,由于焊球隱藏在芯片底部,BGA 焊球焊點(diǎn)的檢驗(yàn)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(diǎn)失效是BGA 封裝中最常見(jiàn)的失效形式[1-3],而焊點(diǎn)失效的主要原因是溫度導(dǎo)致的焊點(diǎn)熱疲勞[4]。BGA 焊點(diǎn)的熱疲勞失效與BGA 封裝的熱失配密切相關(guān)。在BGA 封裝中,各組成材料的熱膨脹系數(shù)(CTE)存在差異。當(dāng)溫度發(fā)生變化時(shí),各組成材料的收縮與膨脹趨勢(shì)不一致,導(dǎo)致材料之間產(chǎn)生熱應(yīng)力。BGA 封裝器件在使用過(guò)程中經(jīng)受反復(fù)的溫度變化,對(duì)焊球焊點(diǎn)施加了循環(huán)作用力,使焊點(diǎn)發(fā)生熱疲勞損傷,最終導(dǎo)致BGA 焊點(diǎn)的熱疲勞失效[5-7]。此外,BGA 封裝材料的CTE 失配也會(huì)對(duì)芯片產(chǎn)生應(yīng)力作用,加速芯片的功能退化[8]。

BGA 焊球目前主要采用無(wú)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(guò)程中能夠與焊膏一起熔化形成單一成分的焊點(diǎn)。這種BGA 焊球與硅芯片及芯片基板的CTE 失配較大,導(dǎo)熱性較差,使得BGA 焊點(diǎn)的熱應(yīng)力較大,熱疲勞損傷比較嚴(yán)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(diǎn)的導(dǎo)熱性。為此,人們嘗試了在現(xiàn)有BGA 焊球成分的基礎(chǔ)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(zhì)球形顆粒制成核殼式復(fù)合焊點(diǎn),可以降低回流焊過(guò)程中焊點(diǎn)的變形,改善焊點(diǎn)的機(jī)械性能等,從而提高BGA 焊點(diǎn)的抗蠕變和抗熱疲勞性能。銅具有優(yōu)良的導(dǎo)電、導(dǎo)熱性和機(jī)械強(qiáng)度,適合制造復(fù)合焊球焊點(diǎn)。研究顯示銅復(fù)合焊球焊點(diǎn)的裂紋萌生期比錫焊球的長(zhǎng),裂紋擴(kuò)展路徑分散,相比錫焊球焊點(diǎn)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(diǎn)中能夠吸收、緩解熱應(yīng)力,從而降低作用于焊點(diǎn)上的熱應(yīng)力。塑料核焊點(diǎn)的熱疲勞壽命比傳統(tǒng)錫焊球焊點(diǎn)延長(zhǎng)2～4 倍。但高分子材料導(dǎo)電性差,在大電流的情況下容易導(dǎo)致流過(guò)釬料金屬的電流密度過(guò)大,易造成電遷移問(wèn)題[12]。

綜上,調(diào)節(jié)現(xiàn)有BGA 焊球的化學(xué)成分、在焊點(diǎn)中加入硬質(zhì)或軟質(zhì)球形顆粒等方式均能一定程度上延長(zhǎng)BGA焊點(diǎn)的熱疲勞壽命。然而,這些BGA 焊球化學(xué)成分的調(diào)控措施不能改變錫基合金抗蠕變性能不良的本質(zhì),也不能從根本上解決BGA 封裝結(jié)構(gòu)組成材料間CTE 失配的問(wèn)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(guò)制造單焊點(diǎn)試樣,研究熱老化時(shí)間對(duì)焊點(diǎn)力學(xué)性能的影響,評(píng)估鎢焊球用于BGA 封裝的可行性。本文旨在提高BGA封裝焊點(diǎn)的熱疲勞性能,研究結(jié)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(yàn)材料與試驗(yàn)方法

試驗(yàn)用鎢原料為直徑0.18 mm 的鎢絲(純度≥99.95%)。試驗(yàn)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(diǎn)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(diǎn)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(diǎn)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(kāi)鎢絲端部而成為自由下落液滴,并在下落過(guò)程中凝固成為鎢球。通過(guò)調(diào)節(jié)激光加工工藝參數(shù)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(yáng)極,不銹鋼網(wǎng)為陰極,待電鍍的鎢粒置于不銹鋼網(wǎng)內(nèi)。實(shí)驗(yàn)用電鍍液為市售電鍍銅液(廣州貽順化工有限公司)。通過(guò)控制電鍍時(shí)間控制銅殼的厚度。

焊點(diǎn)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(zhǎng)度為3 mm 的圓柱形焊盤(pán),用細(xì)砂紙磨除電火花切割面的燒蝕氧化層。將銅焊盤(pán)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(biāo)機(jī)(3HE-UV15W,東莞叁合激光科技有限公司)在銅焊盤(pán)石墨阻焊層的中心刻蝕出直徑2.5 mm 的圓形釬焊區(qū)。用孔徑1.2 mm 的點(diǎn)膠針將SAC305 焊膏涂敷在釬焊區(qū)。用鑷子夾取鎢焊球置于焊膏上。將另一個(gè)涂敷焊膏的銅焊盤(pán)與預(yù)置焊球銅焊盤(pán)裝配成“銅/鎢焊球/銅” 組件,并用自制夾子將兩個(gè)銅焊盤(pán)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(tái)上進(jìn)行回流焊接。回流焊峰值溫度為250 ℃、加熱時(shí)間3 min,隨后風(fēng)冷至室溫。

鎢焊球單焊點(diǎn)試樣的熱老化在箱式電阻爐中進(jìn)行,箱內(nèi)溫度為170 ℃,老化時(shí)間分別取30,80,150 和250 h。采用剪切試驗(yàn)測(cè)試鎢焊球單焊點(diǎn)試樣的力學(xué)性能。將試樣安裝在剪切夾具上,用材料試驗(yàn)機(jī)(YF-900,揚(yáng)州源峰檢測(cè)設(shè)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(guò)程中的力和位移。用光學(xué)顯微鏡(XJP-6A,重慶光電儀器有限公司)觀測(cè)斷裂面的面積,計(jì)算焊點(diǎn)的剪切強(qiáng)度。每種焊點(diǎn)試樣做3 次,取3 次的平均值作為力學(xué)性能評(píng)價(jià)指標(biāo)。采用金相顯微鏡觀察記錄焊球、焊點(diǎn)試樣件的外觀形貌。采用掃描電子顯微鏡(SS-60,深圳善時(shí)儀器有限公司)觀察分析焊球及焊點(diǎn)的微觀組織。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析討論

2.1 鎢焊球與焊點(diǎn)的組織結(jié)構(gòu)

(1)鎢焊球的組織結(jié)構(gòu)

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(jié)構(gòu)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(nèi)部組織致密,鎢核、銅殼和兩者界面均未發(fā)現(xiàn)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(diǎn)的組織結(jié)構(gòu)

圖3 為鎢焊球焊點(diǎn)截面的掃描電鏡照片。焊點(diǎn)金屬呈上下粗、中間細(xì)的鼓形,中間寬度約2 mm。鎢焊球位于焊點(diǎn)金屬的中心區(qū)域(見(jiàn)圖3(a))。鎢焊球的截面面積約占焊點(diǎn)面積的41%。焊球與兩側(cè)銅焊盤(pán)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(jié)合致密,而焊點(diǎn)金屬中分布少量微孔洞(見(jiàn)圖3(b))。

圖3 鎢焊球焊點(diǎn)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(diǎn)的力學(xué)性能

(1)剪切強(qiáng)度

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

圖4 中的方形點(diǎn)及其上面的豎線(xiàn)是剪切強(qiáng)度的平均值和誤差。擬合曲線(xiàn)的數(shù)學(xué)表達(dá)式為:

圖4 鎢球焊點(diǎn)的剪切強(qiáng)度隨高溫老化時(shí)間的關(guān)系Fig.4 Shear strength of tungsten-ball solder joints as a function of thermal aging time

式中:τ為剪切強(qiáng)度(MPa);t為高溫老化時(shí)間(h)。

在本文的高溫老化時(shí)間范圍內(nèi),鎢球焊點(diǎn)的剪切強(qiáng)度隨高溫老化時(shí)間增長(zhǎng)而變化的擬合曲線(xiàn)呈現(xiàn)指數(shù)關(guān)系。這個(gè)現(xiàn)象的產(chǎn)生可能與鎢球焊點(diǎn)內(nèi)Cu6Sn5金屬間化合物(IMC)在老化過(guò)程中的厚度和形態(tài)變化有關(guān)。IMC 對(duì)于無(wú)鉛釬料焊點(diǎn)的熱老化力學(xué)性能有重要的影響。在An 等[14]的研究中,經(jīng)72 h 老化后IMC 的界面粗糙度幾乎沒(méi)有改變,但厚度有明顯增大,導(dǎo)致強(qiáng)度降低;經(jīng)過(guò)288 h 老化后IMC 厚度相對(duì)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(yīng)力集中程度,使得其強(qiáng)度反而略高于72 h 老化試樣。隨著老化時(shí)間增加到500 h,IMC 厚度繼續(xù)增加,界面變得平直,強(qiáng)度持續(xù)降低。本文中老化時(shí)間最長(zhǎng)為250 h,鎢球焊點(diǎn)內(nèi)釬縫金屬/銅殼、釬縫金屬/銅焊盤(pán)兩界面處均會(huì)形成IMC。老化初始階段IMC 厚度增長(zhǎng)較快,導(dǎo)致剪切強(qiáng)度迅速降低;隨老化時(shí)間增加,IMC 厚度增長(zhǎng)減緩,且界面變平坦,焊點(diǎn)剪切強(qiáng)度下降趨勢(shì)變緩,因此呈現(xiàn)剪切強(qiáng)度的下降速率隨老化時(shí)間延長(zhǎng)而逐漸變緩的指數(shù)關(guān)系。

(2) 剪切斷面形貌

觀察鎢焊球焊點(diǎn)剪切斷面的宏觀形貌,發(fā)現(xiàn)了兩種類(lèi)型的斷面形貌。第一種類(lèi)型的斷面無(wú)鎢焊球裸露,這種類(lèi)型斷面主要出現(xiàn)在高溫老化時(shí)間較短(≤150 h)的焊點(diǎn)試樣,如圖5(a)和5(b);第二種類(lèi)型斷面有鎢焊球顆粒裸露,主要出現(xiàn)在高溫老化時(shí)間較長(zhǎng)(250 h)的焊點(diǎn)試樣,如圖5(c)和5(d)。在第二種斷面的斷裂界面兩側(cè),一側(cè)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(jiàn)圖5(c);另一側(cè)坑內(nèi)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(diǎn)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(duì)這兩種典型斷面進(jìn)行深入觀察,結(jié)果見(jiàn)圖6 和圖7。熱老化時(shí)間30 h 的鎢焊球焊點(diǎn)剪切斷裂斷面如圖6(a),圖中τ 處箭頭為施加的剪切應(yīng)力方向,依照形貌將斷面大致分為兩個(gè)區(qū)域: 細(xì)密韌窩區(qū)(A)和平直撕裂區(qū)(B),分別見(jiàn)圖6(b)和圖6(c)。圖6(b)的細(xì)密韌窩呈現(xiàn)典型的“拋物線(xiàn)” 形狀,屬韌性斷裂模式;而圖6(c)平直撕裂區(qū)的“拋物線(xiàn)” 較長(zhǎng),韌窩的數(shù)量顯著較少,呈現(xiàn)“韌性+脆性” 混合斷裂模式。

圖6 170 ℃-30 h 鎢焊球焊點(diǎn)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(diǎn)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(fā)生銅殼與鎢核的嚴(yán)重剝離(圖7(b)),釬縫金屬呈現(xiàn)拉長(zhǎng)的韌窩形狀(圖7(c))。

圖7 170 ℃-250 h 鎢焊球焊點(diǎn)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(duì)比圖6(c)和圖7(c)可知,隨熱老化時(shí)間延長(zhǎng),鎢焊球焊點(diǎn)韌性降低。圖7(d)中出現(xiàn)的劃痕是剪切試驗(yàn)過(guò)程中剝落的銅殼與釬縫金屬摩擦所致。由此可知,經(jīng)過(guò)較長(zhǎng)時(shí)間老化后,鎢核/銅殼界面結(jié)合強(qiáng)度降低,成為鎢球焊點(diǎn)的薄弱環(huán)節(jié)。

2.3 鎢焊球焊點(diǎn)的熱可靠性分析

(1)鎢焊球焊點(diǎn)剪切斷裂的機(jī)理

上述試驗(yàn)結(jié)果表明,鎢焊球焊點(diǎn)的剪切強(qiáng)度隨熱老化時(shí)間延長(zhǎng)而降低,同時(shí),斷裂模式也由釬縫金屬的塑性開(kāi)裂轉(zhuǎn)變成鎢焊球銅殼的剝離開(kāi)裂。采用Ansys 軟件對(duì)鎢焊球焊點(diǎn)的剪切應(yīng)力進(jìn)行簡(jiǎn)單的模擬計(jì)算,結(jié)果見(jiàn)圖8。從圖8 可以看出,在剪切偶前進(jìn)側(cè)的錫釬料/銅焊盤(pán)界面附近出現(xiàn)較大的拉應(yīng)力,而剪切后退側(cè)的錫釬料/銅焊盤(pán)界面出現(xiàn)較大的壓應(yīng)力。鎢焊球焊點(diǎn)剪切裂紋起源于拉應(yīng)力剪切偶前進(jìn)側(cè)的錫釬料/銅焊盤(pán)界面處。

常規(guī)錫焊球焊點(diǎn)的剪切斷裂面萌生于兩剪切偶前進(jìn)側(cè)的錫釬料/銅焊盤(pán)界面處的IMC 層,并通過(guò)強(qiáng)度較低的釬縫金屬,貫穿焊點(diǎn)的兩個(gè)正應(yīng)力區(qū),即沿圖8 路徑A 開(kāi)裂。SEM 的觀察結(jié)果表明,經(jīng)170 ℃高溫老化30,80,150 和250 h 后,焊點(diǎn)中的IMC 平均厚度分別為4.285,5.092,5.577 和11.360 μm?？梢?jiàn),熱老化時(shí)間越長(zhǎng),釬料/焊盤(pán)界面IMC 的生長(zhǎng)厚度越大。加上IMC 生長(zhǎng)過(guò)程中形成的擴(kuò)散空洞,使該處的脆性增大,斷裂裂紋在IMC 內(nèi)的擴(kuò)展區(qū)域越大,直至焊點(diǎn)斷裂全部發(fā)生在一側(cè)錫釬料/銅焊盤(pán)界面IMC層內(nèi)[15]。

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

與上述常規(guī)焊錫球焊點(diǎn)不同,鎢焊球焊點(diǎn)由釬縫金屬和鎢焊球組成。由于鎢焊球的強(qiáng)度遠(yuǎn)高于錫銀銅釬縫金屬,并且鎢焊球位于焊點(diǎn)中心區(qū)域,能夠有效阻斷貫穿釬縫金屬的上述開(kāi)裂路徑。因此,在剪切過(guò)程中未經(jīng)熱老化處理和熱老化時(shí)間較短(≤150 h)的鎢焊球焊點(diǎn)試樣,裂紋常在一側(cè)的錫釬料/銅焊盤(pán)界面處IMC 內(nèi)萌生,然后沿鎢焊球與銅焊盤(pán)之間的釬縫金屬擴(kuò)展,如圖8 路徑C 所示。當(dāng)熱老化時(shí)間較長(zhǎng)時(shí),IMC 在錫釬料/銅焊盤(pán)和錫釬料/鎢焊球銅殼兩個(gè)界面處均生長(zhǎng)變厚、變脆。并且由于銅殼厚度消耗而變薄,裂紋將穿過(guò)電鍍銅層而進(jìn)入結(jié)合較弱的電鍍接合面,從而導(dǎo)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(jié)合力可以提高鎢焊球焊點(diǎn)的抗熱失效能力。

(2)影響鎢焊球焊點(diǎn)熱可靠性的因素

當(dāng)溫度變化時(shí),BGA 封裝各組成材料之間的CTE差異會(huì)使BGA 焊點(diǎn)內(nèi)部產(chǎn)生熱應(yīng)力與熱變形,使BGA 封裝焊點(diǎn)熱疲勞失效,最終導(dǎo)致BGA 封裝器件的失效。

BGA 封裝的CTE 失配可以分為板級(jí)CTE 失配、焊球焊點(diǎn)CTE 失配和焊球內(nèi)部CTE 失配,如圖9 所示。板級(jí)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(guān),溫度差異與焊球的導(dǎo)熱性和芯片產(chǎn)熱量(功率)有關(guān)。其他條件相同時(shí),BGA 焊點(diǎn)的導(dǎo)熱性越好,芯片與芯片基板的溫差就越小,板級(jí)CTE 失配就越小[16]。焊球焊點(diǎn)CTE 失配源自焊點(diǎn)與焊盤(pán)之間的CTE 失配(圖9(b))。兩者的CTE 相差越小,界面上的熱應(yīng)力和熱變形就越小,BGA 焊點(diǎn)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(jí)封裝;(b)鎢焊球焊點(diǎn)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(diǎn)熱應(yīng)力可以用式(2)表示[17]:

式中:γ為CTE 失配產(chǎn)生的應(yīng)力;L為裝配長(zhǎng)度;Δα為線(xiàn)脹系數(shù)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(jí)封裝的裝配尺寸遠(yuǎn)大于焊點(diǎn),但是考慮到焊點(diǎn)與焊盤(pán)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(diǎn)的CTE失配對(duì)BGA 焊點(diǎn)熱疲勞失效有重要影響。熱老化后焊點(diǎn)的剪切強(qiáng)度可以用于評(píng)估BGA 焊點(diǎn),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]?？梢钥闯?鎢與芯片、芯片基板的CTE 相近。即使與銅組成鎢核銅殼的復(fù)合材料,其CTE 也遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于銅和錫。另外,鎢的導(dǎo)熱性能也優(yōu)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(yōu)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(diǎn)失配高于實(shí)際BGA 封裝“芯片/鎢焊球/基板”,因?yàn)殒u與硅和氮化鋁陶瓷的CTE 失配遠(yuǎn)小于鎢與銅的CTE失配。因此,鎢焊球在板級(jí)BGA 組件的高溫?zé)峥煽啃苑矫鎽?yīng)具有潛力。這也是下一步需要開(kāi)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(jié)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(fù)合焊球。使用SAC305 焊膏和常規(guī)回流焊工藝制備了“銅盤(pán)/鎢焊球/銅盤(pán)” 單焊球焊點(diǎn)試樣,并對(duì)試樣在170 ℃下熱老化處理最長(zhǎng)250 h。通過(guò)單焊球焊點(diǎn)的剪切試驗(yàn)研究了高溫?zé)崂匣瘜?duì)鎢焊球焊點(diǎn)熱疲勞性能的影響。

高溫老化處理對(duì)單焊點(diǎn)試樣的剪切強(qiáng)度和斷裂位置均有影響。高溫老化250 h 后,焊點(diǎn)的平均剪切強(qiáng)度約為36.6 MPa,相較于焊態(tài)試樣降低了約36.8%。焊點(diǎn)經(jīng)170 ℃下250 h 的高溫老化后,其剪切強(qiáng)度仍處于可用范圍內(nèi)。未經(jīng)熱老化處理和短時(shí)熱老化試樣斷裂于SAC305 釬縫金屬內(nèi)部;長(zhǎng)時(shí)間高溫?zé)崽幚淼脑嚇?斷裂面上出現(xiàn)銅鍍層從鎢顆粒表面剝落的現(xiàn)象。

高溫老化過(guò)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(diǎn)熱失效的主要原因。同時(shí),加強(qiáng)鎢顆粒與銅鍍層的界面結(jié)合強(qiáng)度有助于提高鎢焊球焊點(diǎn)抗熱失效的能力。這意味著鎢焊球能夠有效解決現(xiàn)有BGA 封裝各組成材料的CTE 失配問(wèn)題,是提高BGA 焊球封裝可靠性的一個(gè)途徑。