結果與討論

本章節大致上分為四個部分來分析 microbump 經熱循環測試後的破壞 模式，首先討論迴銲熱處理時間對於三種不同系統的 microbump 的影響，

接著改變銲錫高度探討破壞模式的改變，再來是針對各種 UBM 組成的 microbump 做可靠度評估，最後利用有限元素分析來模擬 microbump 在熱循 環測試過程中，應力與應變的分布，藉此來佐證前三小節的結果。

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圖 4-1-1 Cu/Sn2.3Ag/Cu 在熱循環測試前經(a) 0 分鐘 (b) 5 分鐘(c) 10 分鐘 (d) 30 分鐘 迴銲熱處理的 BEI 側視圖。

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圖 4-1-2 Cu/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 0 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖(a) L2 (b) L6 (c) L8。

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圖 4-1-3 Cu/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 5 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖(a) L1 (b) L4 (c) L5。

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圖 4-1-4 Cu/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 10 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖(a) L4 (b) L5 (c) L3。

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圖 4-1-5 Cu/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 30 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖(a) L1 (b) L3(c) L6。

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圖 4-1-6 IMC 抑制疲勞裂縫比較。

圖 4-1-7 Cu/Sn2.3Ag/Cu IMC 接合體積百分比與裂縫發現機率作圖。

40 所導致，與 Cu/Sn2.3Ag/Cu System 不同的是，此系列的樣品由於一端是 Ni，

生成介金屬化合物的速率較慢，直到 30 分鐘才明顯看到 IMC 接合。

41 的鎳含量為 2.48wt%，差了將近快 7%之多，推測鎳端的 IMC/Solder 的界面 相較於銅端而言是更穩定的，而 IMC 接合後，也依然沒有發現疲勞裂縫的

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圖 4-1-8 Ni/Sn2.3Ag/Cu 在熱循環測試前經(a) 0 分鐘 (b) 5 分鐘(c) 10 分鐘 (d) 30 分鐘 迴銲熱處理的 BEI 側視圖。

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圖 4-1-9 Ni/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 0 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖(a) L6 (b) L9。

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圖 4-1-10 Ni/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 5 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖(a) L1 (b) L4(c) L5。

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圖 4-1-11 Ni/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 10 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L1(b) L4。

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圖 4-1-12 Ni/Sn2.3Ag/Cu 迴銲 30 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L5(b) L6。

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表 4-1-1 Cu_6-xNi_xSn₅ (x =0, 1, 2)的晶格常數、體積、總能、生成熱、與內聚 能計算結果[28] 。

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圖 4-1-13 Ni/Sn2.3Ag/Ni 在熱循環測試前經迴銲熱處理的 BEI 側視圖 (a) 0 分鐘 (b) 0 分鐘局部放大圖 (c) 10 分鐘 (d) 10 分鐘局部放大圖 (e) 30 分鐘 (f) 30 分鐘局部放大圖。

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圖 4-1-14 Ni/Sn2.3Ag/Ni 迴銲 0 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a)L1 局部放大圖 (b) L1 局部放大圖。

圖 4-1-15 Ni/Sn2.3Ag/Ni 迴銲 10 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L8 (b) L8 局部放大圖 (c) L9 (d) L9 局部放大圖。

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圖 4-1-16 Ni/Sn2.3Ag/Ni 迴銲 30 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L9 (b) L9 局部放大圖。

52 中點，如圖 4-2-2-c，甚至看到有些 microbump 銲錫的嚴重擠出呈蝸牛狀，

導致局部的質量不均，受重力引響導致裂縫生成於 IMC 與銲錫的界面，如 圖 4-2-3。

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在 Cu/Sn2.3Ag/Cu 高銲錫高度的系統中，經過熱處理後，轉變成 Cu/Cu₃Sn/Cu₆Sn₅/Sn2.3Ag/Cu₆Sn₅/Cu₃Sn/Cu 的結構，銲錫部分成為此結構中 最弱的區域，又銲錫與銅墊層的接觸表面積對銲錫體積的比相較於低銲錫 高度來的小，其介金屬化合物的成長速率也比低銲錫高度慢得多[16]，因此 IMC 與銲錫的界面反應對於高銲錫高度而言，沒有像低銲錫高度系統中來 的重要，破壞合理的發生在最弱且又佔據大部分表面積的銲錫內部。單純 比較 IMC 沒有接合的情形下，在兩端 UBM 均為銅，提升銲錫高度，使得 疲勞裂縫的成長由 IMC/Solder 的介面發生，轉變成銲錫表面往內部生成，

且破壞模式不隨著迴銲時間而有所改變。

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圖 4-2-1 Cu/~40 µm Sn2.3Ag/Cu 在熱循環測試前經(a) 0 分鐘 (b) 5 分鐘 (c) 10 分鐘 (d) 30 分鐘 迴銲熱處理的 BEI 側視圖。

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圖 4-2-2 Cu/~40 µm Sn2.3Ag/Cu 迴銲 0 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視 圖(a) L3 (b) L4 (c) L9。

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圖 4-2-3 Cu/~40 µm Sn2.3Ag/Cu 迴銲 5 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視 圖(a) L1 (b) L5 (c) L6 (d) L9。

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圖 4-2-4 Cu/~40 µm Sn2.3Ag/Cu 迴銲 10 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視 圖(a) L1 (b) L7。

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圖 4-2-5 Cu/~40 µm Sn2.3Ag/Cu 迴銲 30 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視 圖(a) L1 (b) L2。

59 錫內部，且相對於 Cu/Sn2.3Ag/Cu 的對稱結構，有一端為較薄又硬的 Ni，

系統在承受應力的過程中，兩端受力是不均勻的，累積的應變量也更大，

因此觀察到的疲勞裂縫，相較於同樣是高銲錫高度的 Cu/Sn2.3Ag/Cu 系統，

還要來的劇烈。

單純比較 IMC 沒有接合的情形下，在 UBM 一邊為銅，另一邊是鎳，

提升銲錫高度，使得疲勞裂縫的成長由 IMC/Soder 的介面發生，轉變成銲

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錫內部發生，且破壞模式不隨著迴銲時間而有所改變。

圖 4-2-6 Ni/~40 µmSn2.3Ag/Cu 在熱循環測試前經(a) 0 分鐘 (b) 5 分鐘 (c) 10 分鐘 (d) 30 分鐘 迴銲熱處理的 BEI 側視圖。

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圖 4-2-7 Ni/~40 µmSn2.3Ag/Cu 迴銲 0 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L1 (b) L2 (c) L3 (d) L5。

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圖 4-2-8 Ni/~40 µmSn2.3Ag/Cu 迴銲 5 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視圖 (a) L5 (b) L8 (c) L9。

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圖 4-2-9 Ni/~40 µmSn2.3Ag/Cu 迴銲 10 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視 圖(a) L4 (b) L8。

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圖 4-2-10 Ni/~40 µmSn2.3Ag/Cu 迴銲 30 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視 圖(a) L1 (b) L7 (c) L8 (d) L9。

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圖 4-2-11 Ni/~10 µmSn2.3Ag/Ni 在熱循環測試前經迴銲熱處理的 BEI 側視 圖 (a) 0 分鐘 (b) 0 分鐘局部放大圖(c) 30 分鐘 (d) 30 分鐘局部放大圖(e) 180 分鐘 (f) 180 分鐘局部放大圖。

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圖 4-2-12 Ni/~10 µmSn2.3Ag/Ni 迴銲 0 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視 圖(a )L3 (b) L8 (c) L9。

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圖 4-2-13 Ni/~10 µmSn2.3Ag/Ni 迴銲 30 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側視 圖(a)L 1 (b) L9。

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圖 4-2-14 Ni/~10 µmSn2.3Ag/Ni 迴銲 180 分鐘經過 2000 cycles 的 BEI 側 視圖(a) L2 (b) L4 (c) L8。

70 研磨位置調整到側邊，得到結果如圖 4-3-1，發現裂縫在 microbump 側邊沿 著 IMC 與銲錫的界面成長，且破壞的程度相較於中心位置的側視圖還要劇 烈，可見疲勞裂縫是由銲錫的外部往內部成環狀生長。

最後加入 Cu/Sn2.3Ag/Ni/Cu 的系統，四種高度均為 10 μm 左右的 microbump，在 IMC 尚未接合的情況下進行 1000 cycles 的熱循環測試，再 次比較各個系統的機械性質並檢視疲勞裂縫的再現性，發現 Cu/Sn2.3Ag/Cu、

Ni/Sn2.3Ag/Cu 與 Ni/Sn2.3Ag/Ni 的系統，在經過 1000 cycles 的測試後，就 已經產生疲勞裂縫(如箭號所示)，而 Cu/Sn2.3Ag/Ni/Cu 的系統卻沒有發現任

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何破壞產生，其兩端均生成(Cu,Ni)₆Sn₅的 IMC，推測由於在 20 μm 銅墊層 再電鍍上 3 μm 的鎳墊層，相較於 Ni/Sn2.3Ag/Cu 系統，減少了不對稱結構 造成的應變，再加上三元介金屬化合物於兩端生成，使得此系統能夠承受 1000 cycles 的熱循環測試。

將不同 UBM 組成與所有測試條件對於 microbump 的破壞分析整理如表 4-3-1 所示，不管 UBM 的組成為何，在形成 IMC 的接點後，都能提高抵抗 熱循環測試的能力。

圖4-3-1 Cu/Sn2.3Ag/Cu 經熱循環測試1000cycles 研磨位置未到中間區域 的BEI側視圖。

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圖4-3-2 四種UBM結構的microbump經熱循環測試2000 cycles的BEI側視圖 (a) Cu/Sn2.3Ag/Cu (b) Ni/Sn2.3Ag/Cu (c) Ni/Sn2.3Ag/Ni(d)Cu/Sn2.3Ag/Ni/Cu

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表 4-3-1 四種 UBM 組成與測試條件對於 microbump 的破壞分析整理。

74 統中會有過冷現象( Overcooling )發生，導致銲錫的固化溫度下降，因此 FEA 所模擬出來應力與應變的數值，有略為高估的趨勢，相較於其他文獻的報

  ² 

…….………Griffith strength relation

a 為裂縫長度之半、γs為表面能、E 為楊氏模數 ( Young’s Modulus )。根據 Griffith theory 關係式得知裂縫成長的臨界應力 ( Critical Stress for the crack to propagate ) 與楊氏模式的

2

1

次方成正比 [33]，所以當材料的楊氏模數越 大，其裂縫成長所需的應力值越大，裂縫越不容易成長。

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此外，在討論材料的破壞現象時，降伏強度 ( Yield Strength) 為材料開 始產生永久的塑性應變所承受的應力，可以用來判斷系統中何處最先開始 產生破壞，從 Deng 等人利用有限元素分析搭配奈米硬度測試的實驗數據 [34]，去量測並估算對於 Cu 與 Sn-Ag 銲錫系統中所出現 IMC 的降伏強度，

並整理如表 4-4-1 所示，其降伏強度的數據提供本研究作為討論 microbump 中破壞發生的依據，相當符合本研究所觀察到的現象。

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從應力分布的結果中發現，microbump 在最高溫與最低溫的分布趨勢 皆相同 ( 如圖 4-4-2 ) ，兩種參考溫度模擬的結果趨勢也相同 ( 如圖 4-4-2 與 4-4-3 ) ，且不同位置的 microbump 並不會造成應力分布的改變 ( 如圖 4-4-4 ) ，因此接下來的探討皆是採用最高溫度 ( 125 ^oC )、參考溫度 226 ^oC 且位於最角落的 microbump，且以下有關於應力與應變的模擬圖 皆是形變放大 40 倍後的結果。

跟早期的 FCOB 相比，少了高分子基板與矽晶片間極大熱膨脹係數不 匹配造成的應力，本研究中的 microbump 在熱循環測試後，仍然可以觀察 到疲勞裂縫的產生，且不用考慮 microbump 與晶片中心的位置，可見 microbump 系統中局部的膨脹係數不匹配仍然會造成應力分布不均，使得 應變累積在結構中降伏強度最小的部分，進而形變造成破壞。

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圖 4-4-1 模擬幾何尺寸側視示意圖

表 4-4-1 銅墊層、銲錫與 IMC 的降伏強度表[34]

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圖 4-4-2 Cu/~10 μmSn2.3Ag/Cu 於晶片最角落參考溫度@226^oC 的應力分 佈模擬 (a)最低溫(-55^oC) (b)最高溫(125 ^oC)。

圖 4-4-3 Cu/~10 μmSn2.3Ag/Cu 於晶片最角落參考溫度@260^oC 的應力分 佈模擬 (a)最低溫(-55^oC) (b)最高溫(125 ^oC)。

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圖 4-4-4 Cu/~10 μmSn2.3Ag/Cu 在最低溫(-55^oC)參考溫度@226^oC 的應力 分佈模擬 (a)最角落位置 (b)最邊排中間位置 (c)最接近晶片中心位置。

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4-4-1 銲錫高度對於破壞起始位置的影響

根據表 4-3-1 的整理，在低銲錫高度( ~10 μm )的系統中，破壞通常都 發生在 IMC 與銲錫的界面上，而高銲錫高度系統( ~40 μm )則是於銲錫表面 破 壞 ， 為 了 釐 清 銲 錫 高 度 造 破 壞 起 始 位 置 的 改 變 ， 利 用 FEA 模 擬 Cu/Sn2.3Ag/Cu 與 Ni/Sn2.3Ag/Cu 兩種銲錫高度，其銲錫內部應變的分布情 形如圖 4-4-5 與圖 4-4-6。

不論 UBM 組成與銲錫高度為何，銲錫部分為 microbump 結構中最弱的 區域，楊氏模數( Young’s modulus )為結構中最低者，裂縫成長所需的臨界 應力最小，其降伏強度亦為結構中最小者，在熱循環測試的過程中，銲錫

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圖 4-4-5 (a)Cu/~10 μmSn2.3Ag/Cu 經 2000 次熱循環測試後的 BEI 側視圖 (b) Cu/~10 μmSn2.3Ag/Cu 於最高溫(125^oC)銲錫內部的應變分佈 (c) Cu/~40 μmSn2.3Ag/Cu 經 2000 次熱循環測試後的 BEI 側視圖 (d) Cu/~40 μmSn2.3Ag/Cu 於最高溫(125^oC)銲錫內部的應變分佈

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圖 4-4-6 (a)Ni/~10 μmSn2.3Ag/Cu 經 2000 次熱循環測試後的 BEI 側視圖 (b) Ni/~10 μmSn2.3Ag/Cu 於最高溫(125^oC)銲錫內部的應變分佈 (c) Ni/~40 μmSn2.3Ag/Cu 經 2000 次熱循環測試後的 BEI 側視圖 (d) Ni/~40 μmSn2.3Ag/Cu 於最高溫(125^oC)銲錫內部的應變分佈

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4-4-2 IMC 成分對於裂縫產生的影響

根據 4-1-1 與 4-1-2 節的結果中發現，銲錫高度為 10 μm 左右，

Cu/Sn2.3Ag/Cu 的系統中可以發現在兩端的 IMC 與銲錫的界面上均有疲勞 裂縫的產生，而 Ni/Sn2.3Ag/Cu 的系統中的疲勞裂縫都是發生在銅端 IMC 與銲錫介面上，在鎳端 IMC 與銲錫介面上沒有觀察到破壞的現象，利用 FEA

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圖 4-4-7 (a)Cu/~10 μmSn2.3Ag/Cu 經 2000 次熱循環測試後的 BEI 側視圖 (b) Cu/~10 μmSn2.3Ag/Cu 於最高溫(125^oC) 接點結構應變分佈 (c) Ni/~40 μmSn2.3Ag/Cu 經 2000 次熱循環測試後的 BEI 側視圖 (d) Ni/~40 μmSn2.3Ag/Cu 於最高溫(125^oC) 接點結構應變分佈

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在文檔中 不同金屬墊層結構對錫2.3銀微凸塊經熱循環測試後裂縫形成之研究 (頁 46-100)