來源：射頻微組裝；作者：王濟(jì)乾

01 引言

本文轉(zhuǎn)發(fā)南京電子技術(shù)研究所的王濟(jì)乾等發(fā)表在《電子機(jī)械工程》上的“基于硅基異構(gòu)集成的BGA 互連可靠性研究”一文，文中針對(duì)有源相控陣?yán)走_(dá)組件微系統(tǒng)化的需求，提出一種基于硅基的垂直硅通孔（TSV）基板與AlN 高溫共燒陶瓷（HTCC）厚薄膜混合基板的高密度異質(zhì)異構(gòu)集成方案，基板間采用球形柵格陣列（BGA）實(shí)現(xiàn)互連。

在異構(gòu)集成組件中，互連結(jié)構(gòu)通常是薄弱處，在經(jīng)過溫度循環(huán)、振動(dòng)等載荷后，互連結(jié)構(gòu)因熱、機(jī)械疲勞而斷裂是組件失效的主要原因之一。目前的研究工作主要集中在芯片焊點(diǎn)可靠性上，且通常球形柵格陣列（Ball Grid Array, BGA）焊點(diǎn)的高度、球徑和節(jié)距較大，對(duì)組件層級(jí)互連結(jié)構(gòu)的可靠性風(fēng)險(xiǎn)認(rèn)識(shí)不足，同時(shí)難以實(shí)現(xiàn)高密度BGA 失效預(yù)測(cè)。

文中首先基于硅基TSV 基板與AlN HTCC 厚薄膜混合基板異構(gòu)集成架構(gòu)實(shí)現(xiàn)單個(gè)BGA 焊點(diǎn)的精確建模，采用Anand 本構(gòu)模型對(duì)錫鉛、無鉛焊料BGA在?55 ℃ ～ 85 ℃ 溫度循環(huán)載荷下的內(nèi)部應(yīng)力應(yīng)變分布情況進(jìn)行仿真分析，以仿真結(jié)果為基礎(chǔ)構(gòu)建高密度BGA 陣列簡(jiǎn)化模型，并基于田口正交法分析了在溫度循環(huán)載荷下焊球高度、球徑和節(jié)距三個(gè)因素對(duì)BGA 應(yīng)力、應(yīng)變的影響權(quán)重，從而有針對(duì)性地對(duì)BGA陣列結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化。通過Coffin-Manson 公式對(duì)優(yōu)化前后的焊點(diǎn)壽命進(jìn)行了預(yù)測(cè)，并與最優(yōu)參數(shù)異構(gòu)集成樣件溫度循環(huán)載荷實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較，驗(yàn)證了BGA 陣列結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化的有效性。

02集成架構(gòu)及模型設(shè)置

本文采用的異構(gòu)集成架構(gòu)如圖1（a）所示，上層采用硅基TSV 基板，利用其高密度布線能力、良好的導(dǎo)熱能力以及與各類芯片良好的熱匹配，實(shí)現(xiàn)多種不同制程、材料芯片的高密度異構(gòu)集成。芯片的高密度引腳通過TSV 基板上表面重布線層（RDL）扇出后，通過TSV 向下引出至BGA。為實(shí)現(xiàn)高密度垂直互連，本文采用激光植球工藝在硅基TSV 基板背面預(yù)植BGA 焊球。該工藝最低支持球徑/節(jié)距為0.05 mm 且兼容Sn-Ag-Cu、Sn-Pb 等多種焊料體系的BGA 焊球預(yù)植。預(yù)植的BGA 焊球與AlN HTCC 基板通過薄膜工藝制備的表層RDL相連。相比于微波印制板、有機(jī)封裝基板等傳統(tǒng)封裝基板，在布線密度相當(dāng)?shù)臈l件下，AlN HTCC厚薄膜基板具有更強(qiáng)的抗彎折能力、更高的散熱系數(shù)以及與硅基TSV基板相近的熱膨脹系數(shù)，因此該異構(gòu)集成架構(gòu)更適用于高集成密度、高可靠性的雷達(dá)組件。

1）仿真模型簡(jiǎn)化

單個(gè)BGA 互連結(jié)構(gòu)的精確仿真模型如圖1（b）所示，從上至下分別為構(gòu)成硅基TSV 基板的Si-SiO2、BGA焊球及上下兩側(cè)RDL 金屬膜層體系以及底部AlN HTCC，盡管已經(jīng)略去了與BGA焊點(diǎn)關(guān)聯(lián)性不高的兩種基板內(nèi)部互連結(jié)構(gòu)，但仍然存在十余種不同材料的結(jié)構(gòu)，且相互之間尺寸差異巨大。AlN HTCC厚度為2.3mm，而作為粘附阻擋層的Ti厚度僅為50nm，相差46倍。為防止結(jié)構(gòu)尺寸的巨大差異導(dǎo)致仿真結(jié)果不收斂，需對(duì)模型進(jìn)行合理簡(jiǎn)化。去除SiO2及兩側(cè)RDL金屬膜層體系后的簡(jiǎn)化模型如圖1（c）所示。

2）Anand 本構(gòu)模型仿真

在室溫下，本文采用的Pb63Sn37焊點(diǎn)和SAC305焊點(diǎn)的歸一化溫度均超過了0.5，其在組件工作狀態(tài)下的主要應(yīng)變形式為粘塑性應(yīng)變，因此通過Anand本構(gòu)關(guān)系來計(jì)算兩種模型下材料的等效粘塑性應(yīng)變，以等效粘塑性應(yīng)變的大小及分布來驗(yàn)證模型的簡(jiǎn)化是否合理。仿真涉及的材料參數(shù)及兩種焊點(diǎn)材料的Anand本構(gòu)關(guān)系詳細(xì)參數(shù)見表1和表2。仿真中BGA焊球的高度和球徑分別設(shè)置為100μm 和200μm。

本文施加的溫度載荷如圖2 所示。溫度循環(huán)載荷的最低、最高溫分別為?55℃ 和85℃，從最低溫轉(zhuǎn)換到最高溫的時(shí)間為5min，轉(zhuǎn)換完成后在最低/最高溫度處保持30min，單個(gè)循環(huán)的時(shí)間為70min。焊點(diǎn)材料的應(yīng)力應(yīng)變遲滯環(huán)一般在3～4 個(gè)溫度循環(huán)載荷后保持穩(wěn)定，因而本文將6 個(gè)循環(huán)后焊點(diǎn)等效粘塑性應(yīng)變的分布和最大值作為模型簡(jiǎn)化是否合理的評(píng)判標(biāo)準(zhǔn)。仿真結(jié)果如圖3 所示。

等效粘塑性應(yīng)變的分布一致且最大值均位于焊點(diǎn)與硅基TSV 基板（精確模型中為RDL 金屬膜層，簡(jiǎn)化模型中為基板）的界面邊緣。精確模型Pb63Sn37和SAC305 焊點(diǎn)的等效粘塑性應(yīng)變最大值分別為0.235 和0.329，簡(jiǎn)化模型Pb63Sn37 和SAC305 焊點(diǎn)的等效粘塑性應(yīng)變最大值則分別為0.281 和0.394，簡(jiǎn)化模型的數(shù)值稍大于精確模型。這是由于兩種焊點(diǎn)材料的熱膨脹系數(shù)與RDL 金屬膜層更相近，而與兩種基板材料相差甚遠(yuǎn)。值得注意的是，焊點(diǎn)的疲勞壽命與其在溫度循環(huán)載荷下產(chǎn)生的等效粘塑性應(yīng)變成反比，基于簡(jiǎn)化模型的可靠性分析更為嚴(yán)苛，因此本文采用簡(jiǎn)化模型仿真是可行的。

03BGA結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化及疲勞壽命預(yù)測(cè)

基于上一節(jié)的簡(jiǎn)化模型，開展整個(gè)異構(gòu)集成架構(gòu)在溫度循環(huán)載荷下BGA的等效粘塑性應(yīng)變分析，并以其為優(yōu)化目標(biāo)，通過田口正交法分析BGA 的球高、球徑和節(jié)距三個(gè)因素對(duì)等效粘塑性應(yīng)變影響的權(quán)重，從而有針對(duì)性地進(jìn)行參數(shù)優(yōu)化，以減小整體結(jié)構(gòu)的等效粘塑性應(yīng)變，提高系統(tǒng)的整體可靠性。模型整體由20mm×20mm×0.2mm 的硅基TSV基板，球高100μm、球徑200μm、節(jié)距200μm的40×40的BGA 陣列以及20mm×20mm×0.8mm 的AlN HTCC 基板構(gòu)成。本封裝架構(gòu)成軸對(duì)稱，因此在運(yùn)算資源有限的情況下，為確保運(yùn)算的準(zhǔn)確性，本文取整個(gè)結(jié)構(gòu)的1/4，并在BGA 焊球與基板相接的界面附近采用細(xì)化網(wǎng)格，從而實(shí)現(xiàn)大模型下更準(zhǔn)確的等效粘塑性應(yīng)變分析。1/4仿真模型及網(wǎng)格剖分如圖4 所示，標(biāo)藍(lán)界面采用了對(duì)稱邊界條件。

1）關(guān)鍵焊點(diǎn)定位

在溫度循環(huán)載荷下，由于焊點(diǎn)材料與基板材料的熱失配，所有焊點(diǎn)均發(fā)生粘塑性形變，但各焊點(diǎn)粘塑性形變的量不同，而BGA 失效首先發(fā)生在粘塑性形變累積最大的關(guān)鍵焊點(diǎn)處。本文首先基于上述1/4 結(jié)構(gòu)和Anand本構(gòu)模型對(duì)關(guān)鍵焊點(diǎn)進(jìn)行定位，再對(duì)球高100μm、球徑200μm、節(jié)距250μm 的BGA加載圖2所示的溫度循環(huán)載荷，仿真結(jié)果如圖5所示。

在6 個(gè)循環(huán)后，位于頂角處的焊點(diǎn)積累的等效粘塑性應(yīng)變比中心位置焊點(diǎn)相應(yīng)值大一倍以上。此焊點(diǎn)為整個(gè)集成架構(gòu)中最先失效的焊點(diǎn)，因此為關(guān)鍵焊點(diǎn)。

2）田口正交法結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

以關(guān)鍵焊點(diǎn)的等效粘塑性應(yīng)變?yōu)閮?yōu)化目標(biāo)，基于Pb63Sn37 BGA 焊球的球高、球徑以及節(jié)距形成3因素3水平表（表3）。

按照田口正交法生成3因素3水平表格， 保持1/4 模型硅基TSV 基板尺寸（ 10mm×10mm×0.2 mm）、AlN HTCC基板尺寸（10mm×10mm×0.8mm）及BGA陣列（20×20）不變，依據(jù)相應(yīng)的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行仿真并提取關(guān)鍵焊點(diǎn)的等效粘塑性應(yīng)變ep，得到表4 中的9 組數(shù)據(jù)。通過計(jì)算各結(jié)構(gòu)參數(shù)在不同水平下等效粘塑性應(yīng)變的累加值K1、K2、K3 及其極差R，得到結(jié)構(gòu)參數(shù)影響權(quán)重次序?yàn)榍驈?球高>節(jié)距，BGA 的最佳結(jié)構(gòu)參數(shù)為球高60μm、球徑200μm及節(jié)距250μm。相比于初始條件（BGA球高100μm、球徑200μm 及節(jié)距250μm） ， 優(yōu)化結(jié)構(gòu)參數(shù)后BGA 在6 循環(huán)載荷后積累的等效粘塑性應(yīng)變由0.256下降至0.163，下降了57.06%，相較于等效粘塑性應(yīng)變累積最大的結(jié)構(gòu)參數(shù)（BGA 球高100μm、球徑120μm 及節(jié)距150μm）下降了167.48%。

3）優(yōu)化前后焊點(diǎn)疲勞壽命對(duì)比

本文討論的焊點(diǎn)在溫度循環(huán)載荷下主要發(fā)生粘塑性應(yīng)變，適宜的疲勞壽命預(yù)測(cè)公式為Coffin-Mason 方程。該方程描述了材料低周疲勞壽命Nf 和粘塑性應(yīng)變范圍ep 之間的關(guān)系：

式中： 為疲勞韌性系數(shù)； 為材料的疲勞韌性指數(shù)。

針對(duì)導(dǎo)致焊點(diǎn)失效的多種因素，大量學(xué)者不斷對(duì)Coffin-Mason 方程進(jìn)行了修正，其中針對(duì)熱循環(huán)載荷和循環(huán)載荷頻率的修正方程為：

對(duì)于等效粘塑性應(yīng)變累積最大的結(jié)構(gòu)參數(shù)（球高100μm、球徑120μm、節(jié)距150μm） 、初始結(jié)構(gòu)參數(shù)（球高100μm、球徑200μm、節(jié)距250μm）以及優(yōu)化后的結(jié)構(gòu)參數(shù)（球高60μm、球徑200μm、節(jié)距250 μm），經(jīng)過6 個(gè)溫度循環(huán)載荷的等效粘塑性應(yīng)變積累曲線如圖6 所示。

由圖6 可知，在3 個(gè)循環(huán)后，等效粘塑性應(yīng)變的增量趨于常數(shù)，提取的第6 個(gè)循環(huán)的等效粘塑性應(yīng)變范圍Δep 分別為0.036、0.022 和0.014，將該數(shù)值帶入式（2），得到優(yōu)化前后焊點(diǎn)的疲勞壽命分別為182次循環(huán)、626次循環(huán)和1953次循環(huán)。結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化后焊點(diǎn)的疲勞壽命較等效粘塑性應(yīng)變累積最大的結(jié)構(gòu)參數(shù)及初始結(jié)構(gòu)參數(shù)分別提升了973.07% 和208.86%。

04基于優(yōu)化結(jié)構(gòu)參數(shù)的樣件實(shí)驗(yàn)與討論

為進(jìn)一步驗(yàn)證有限元仿真的結(jié)果，本文選用優(yōu)化后的結(jié)構(gòu)參數(shù)（ 球高60μm、球徑200μm、節(jié)距250μm）制備實(shí)驗(yàn)樣件，施加圖2 所示的溫度循環(huán)載荷，并觀察其失效模式。

1）AlN HTCC 厚薄膜混合基板制備

為匹配上述兩種結(jié)構(gòu)參數(shù)的BGA，在10 層AlN HTCC 基板表面進(jìn)行減薄拋光，實(shí)現(xiàn)平面度和粗糙度的優(yōu)化，再通過前處理、金屬層濺射、光刻、電鍍、蝕刻等薄膜工藝[9]制備直徑為100μm、節(jié)距為170μm的焊盤陣列及直徑為180μm、節(jié)距為270μm 的焊盤陣列。前者匹配球徑為120μm、節(jié)距為150μm 的BGA陣列，后者匹配直徑為200μm、節(jié)距為250μm的BGA 陣列。焊盤表面膜層為Ti(50 nm)-Cu (2 μm)-Ni (3 μm)-Au (300 nm)，為40 × 40 陣列，與前文所述模型一致，如圖7 所示。

2）準(zhǔn)同步激光植球

本文通過準(zhǔn)同步激光植球工藝在兩種AlNHTCC 厚薄膜混合基板表面分別預(yù)植了具有高一致性的Pb63Sn37 BGA 焊球，使硅基轉(zhuǎn)接板與預(yù)植焊球的AlN HTCC 厚薄膜混合基板對(duì)準(zhǔn)，并通過調(diào)整回流焊參數(shù)，使焊球塌陷至接近仿真中的參數(shù)（球高100μm、球徑120μm、節(jié)距150μm 及球高60μm、球徑200μm、節(jié)距250μm），從而實(shí)現(xiàn)硅基TSV基板與AlN HTCC 厚薄膜混合基板的異構(gòu)集成，如圖8 所示。

3）溫度循環(huán)載荷試驗(yàn)

采用圖2 所示的溫度循環(huán)載荷，在兩件樣品分別進(jìn)行500 次循環(huán)后，對(duì)樣品邊緣的關(guān)鍵焊點(diǎn)進(jìn)行剖樣，得到兩件樣品的焊點(diǎn)形貌，如圖9 和圖10 所示。

對(duì)于等效粘塑性應(yīng)變累積最大的結(jié)構(gòu)參數(shù)樣品（球高100μm、球徑120μm、節(jié)距150μm），施加的循環(huán)次數(shù)遠(yuǎn)大于其計(jì)算出的失效循環(huán)次數(shù)，位于樣品邊緣關(guān)鍵焊點(diǎn)處的BGA 焊球已與焊盤完全脫開，互連完全失效；而對(duì)于結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化后的樣品，不論是在仿真中展示的最大粘塑性形變積累處（ 焊球與RDL 金屬膜層體系相接處）還是在BGA 剖面中的其他部位，均未發(fā)現(xiàn)明顯的失效裂紋及空洞。該結(jié)果與仿真結(jié)果相互印證，證實(shí)BGA 焊點(diǎn)結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化有利于大幅提升焊點(diǎn)的可靠性。