結果與討論 - 高頻覆晶構裝散熱最佳化設計

4-1 網格測試

由第三章第三節網格系統配置裡頭，我們提出了運用等效熱阻及非均勻網格的方式可以減少我們的網格數以利我們作系統化的分析。而在 ICEPAK 定義網格方式，是定義網格最大邊長，Max X size 代表 X 軸最大邊長，Max Y size 代表 Y 軸最大邊長，Max Z size 代表 Z 軸最大邊長，因此網格最大邊長不會超過限定的邊長，

只要定義網格的邊長後，即由電腦自動產生網格，本文採用多組網格尺寸進行網格測試，最後選定網格尺寸分別為 200 microns × 200 microns × 200 microns【如圖 4-1】、與 500 microns × 500 microns

× 500 microns【如圖 4-2】【其最小間距皆為 0.1998microns (最小尺寸的 1/10)】分別來作傳統的高電子遷移率(HEMT)及同軸式 (Co-Axial)覆晶構裝之網格切割。

4-2 封裝體內之熱分析及設計

未經設計前的高頻覆晶封裝我們在晶片的材料設定為 GaAs，而在基版的材料設定為 AlN 及 Al₂O₃，選用之球格（50µm）及線路（2µm）為傳統之錫鉛焊料及擁有較好的電信性質與不錯熱傳性質的純 Au 當作材質。由於在本研究的模擬與過往的封裝型態大不相同，特別是在

尺寸上的設定為等級，這也使得在熱通道及球格的設計受此條件限制，故將基板連接印刷電路板的球格固定為五顆，並分別在傳統式及同軸式此二種不同形式之覆晶封裝形式作模擬。

而在第一章第五節當中，我們討論在整個封裝的熱模擬分析中可分為「封裝體內-熱往下傳為主」及「封裝體外」的設計變更來做探討；又因為在尺寸等級下，從溫度上去做討論變化不大，故採用第二章第三節所提出運用 Junction-air & Junction-board resistance 來比較其設計改良的效益程度。

4-2-1 傳統式高頻(Traditional-HEMT)覆晶封裝內部設計

首先在封裝體內的設計，我們知道在正常晶片運作下，Junction 處所產生的熱量(heat source)為 0.04 w，不過為了看出熱阻變化趨勢及取晶片工作安全容許範圍；固本文在內部設計模擬時將 Junction 處發熱瓦數設定為 0.04、0.06 及 0.08 w 。我們分別對此兩種形式做了以下討論：

(1)球格個數的變更(傳統及補償式之高頻覆晶封裝) (2)晶片、基板及球格在材料上的改變

(3)將線路的厚度做部分的增加

(4)在基板內各層增加許多的熱通道

圖 4-3 及 4-4 當基版為 Al₂O₃金屬球格為 PbSn 時，傳統的 6 balls 結

µ m

構及 4 balls 補償式結構高頻覆晶封裝 Junction-air & Junction-board resistance 分佈曲線。在正常工作條件發熱瓦數為 0.04 w 的情況下，

我們將連接線路(Circuit) 的球格由 4 顆（Junction Temperature 為 67.0973⁰C）增加為 6 顆（Junction Temperature 為 63.9711⁰C）時，

Junction-air-resistance 由 1002.43⁰C/W降為 924.27⁰C/W、而在

Junction-board-resistance 部分則由 330.807⁰C/W降為 251.90⁰C/W。從此結果可知在不考慮電信的情況下單以熱傳的角度來看，傳統的 6 balls 結構高頻覆晶封裝其散熱的效果明顯比 4 balls 補償式結構優於許多；其結果判斷應由於在傳統高頻覆晶晶片與基版之間並沒有填加底部填膠，這也使得球格成為了最主要將熱往下傳給基版的媒介，故在球格的個數我們選用傳統的 6 balls 結構。

在基板及球格材料上的設計變更上我們繼續延用 6 balls 結構設計方式，分別將基版設定為 AlN 及 Al₂O₃、球格設定為錫鉛及純 Au 兩種不同材料作模擬；從圖 4-5 及 4-6 可得之當基版從 Al₂O₃變更為 AlN 時，Junction-air-resistance 由 924.27⁰C/W降為 888.29⁰C/W、 Junction-board-resistance 則由 251.90⁰C/W降為 215.86⁰C/W。另外當球格從 PbSn 變更為 Au 時；Junction-air-resistance 由 888.29⁰C/W降為 776.69⁰C/W、Junction-board-resistance 的部分則由 215.86⁰C/W降為 103.22⁰C/W。

選定了 AlN 基版及 Au 球格之後，接著討論當線路(circuit)的厚度做部分增加時，其散熱效能的改善程度；首先我們知道在封裝的設 計裡頭，尺寸有一定的限制，不能作無限的放大(散熱面積越大其散 熱效果越好)，因此將線路厚度分別作 2、4 及 8 µm的模擬；（如圖 4-7 及 4-8 所示）當線路厚度從 2µm增加為 4µm時，我們發現在 Junction-air-resistance 部分由 776.69⁰C/W下降為 769.90⁰C/W、 Junction-board-resistance 的部分則由 103.22⁰C/W降為 95.92⁰C/W。當 circuit 厚度從再增為 8µm時，Junction-air-resistance 由 769.90⁰C/W降為 759.02⁰C/W、Junction-board-resistance 的部分則由 95.92⁰C/W降為 85.29⁰C/W。

由文獻[15]得知在晶片正下方增加大量的散熱通道時有助於整體的散熱效果，但由於尺寸上的限制，我們在散熱通道設計上並不能像一般晶片做全陣列式的分布，有其個數上的限制。又因為本研究所作模擬為 detail model，在許多原件部分會因為尺寸比例的關係使得電腦無法做運算；此處若欲作散熱通道的模擬便會有此一問題產生，因此我們使用了第三章第三節裡所提出等效熱阻的方式，作熱通道 (Cu 材料) 及基板 (AlN) 間區域的等效熱阻 k 值。在此區域中我們最多可以作到 4 個熱通道的設計，其橫向及縱向之等效 k 值分別為『當 vias 各數為 2 時；其橫向之等效 k 值為 206.77W/m-k，縱向之等效 k

值為 187.82W/m-k、當熱通道各數為 3 時；其橫向之等效 k 值為 225.27W/m-k，縱向之等效 k 值為 198.256W/m-k、最後當熱通道各數為 4 時；其橫向之等效 k 值為 243.76W/m-k，縱向之等效 k 值為 211.59W/m-k』；另外在基版正下方之球格也因此受到尺寸比例的影響而必須將圓柱狀體積改成等效之立方體體積來加以模擬。

圖 4-9 及 4-10 分別為設計熱通道之後 Junction-air 及

Junction-board resistance 分佈曲線圖，從分部曲線圖中我們可以發現在熱通道的設計上，其改變散熱的效能並不明顯。

彙整以上資料，以表 4-1 表示之：我們可以看出傳統高頻覆晶封裝內部分別在球格個數上的變更、封裝材料上的改變、線路的厚度以及熱通道的設計；對於我們整體封裝體散熱效益所帶來的影響程度有多寡。

4-2-2 同軸式高頻(Co-Axial-HEMT)覆晶封裝內部設計

在同軸式與傳統高頻覆晶外觀上的不同，除了有無填充底部填膠的差別外，最主要的不同在其訊號部與接地部的配置及 BCB 膠質材料上的運用；因此在整個溫度的分佈上也有明顯的不同。我們同樣對其作封裝材料、線路的厚度以及熱通道的設計變更來作其散熱效能的探討：

從圖 4-11 及 4-12 可得之在正常工作條件發熱瓦數為 0.04 w 的情

況下，當基版從 Al₂O₃變更為 AlN 時，Junction-air-resistance 由 906.95⁰C/W降為 881.385⁰C/W、而 Junction-board-resistance 則由 212.97⁰C/W降為 187.19⁰C/W。另外當球格從 PbSn 變更為 Au 時；

Junction-air-resistance 由 881.385⁰C/W降為 819.5⁰C/W、而

Junction-board-resistance 的部分則由 187.19⁰C/W降為 125.66⁰C/W。同傳統高頻覆晶封裝將線路厚度分別作 2、4 及 8 µm的模擬，當線路厚度從 2µm增加為 4µm時，我們發現在 Junction-air-resistance 部分由 819.5⁰C/W下降為 811.51⁰C/W、Junction-board-resistance 的部分則由 125.66⁰C/W降為 117.89⁰C/W。當 circuit 厚度從再增為 8µm時，

Junction-air-resistance 由 811.51⁰C/W降為 795.2⁰C/W、

Junction-board-resistance 的部分則由 117.89⁰C/W降為 104.22⁰C/W【如圖 4-13 及 4-14 所示】。

在熱通道的設計上同樣運用等效 k 值的方式來做模擬；如圖 4-15 及 4-16 所示，Junction-air & Junction-board resistance 範圍在 795.2~794.8⁰C/W及 104.2~103.7⁰C/W間作震盪，其變化與上一小節傳統高頻覆晶封裝熱通道的設計變更結果一樣並不明顯。

彙整以上資料，以表 4-2 表示之：我們可以看出同軸式高頻覆晶封裝內部分別在封裝材料上的改變、線路的厚度以及在熱通道的設計；對於我們整體封裝體散熱效益所帶來的影響程度有多寡。

比較傳統式及同軸式高頻覆晶封裝內部設計可得到以下結論:

(1)當球格數由 4balls 增為 6balls 其擁有較好之散熱效益。

(2)使用 Au 材比傳統之錫鉛材料擁有更好的散熱效果，且基版材料的改變亦能將其 junction 處的降溫做很大的改善。

(3)線路的厚度在允許的空間中作部分的增加有不錯之散熱效果。

(4)運用等效熱阻的方式可以計算出在晶片正下方加入熱通道能改善其散熱之效能 ,但由於熱通道之數目受晶片面積影響不能過多，故效果並不明顯。

(5) Rjb (Junction-board-resistance)在傳統式高頻覆晶封裝比同軸式高 頻覆晶封裝來的較小。

(6) 在無封裝外型設計上的設計情況下；傳統式高頻覆晶封裝因少了 BCB 等高分子材料其熱阻值較同軸式高頻覆晶封裝來的低且散熱效 果較佳。

4-3 封裝體外之熱分析及設計

晶片之正常工作下所產生熱量為 0.04w，故在外部之封裝設計將以 0.04w 為準則；而因為應用方面的不同，傳統式及同軸式高頻覆晶封裝在封裝外型上也有不同的設計，傳統式高頻覆晶封裝為點膠方式封裝，而同軸式高頻覆晶封裝將從散熱片(Heat Spreader)，熱界面材料(TIM)，Heat Sink 等各種晶片上方不同型式的散熱裝置之設計及利

用強制對流(Force convection)的方式找出其封裝後的最佳散熱徑。

4-3-1 傳統式高頻覆晶封裝外部設計

由於網格功能上的限制( Icepak 教育版不能使用 Tetra 網格 )，在晶片上方的 Mold compound 無法做出圓球狀的形體來作模擬，【如圖 4-17】。因此我們運用數值模擬上常見的方式；使用等效體積用一個立方體【如圖 4-18】來取代圓球狀體。

且在晶片與基版交接處的空隙分別探討有無空氣的植入(在電信的角度上，有填入空氣的結果其效能更佳)，其溫度分佈等溫線圖形如圖 4-19 及 4-20 所示；並以表 4-3 來比較其之間的差異。從表 4-3 可以發現當加上 Mold compound 之後；雖然整體的傳導效能增加，但在對流部分的影響就相對減緩(熱源直接對空氣作自然對流的影響)，所以在整體的溫度分部改變並不明顯；不過當晶片與基板交接處的空隙填入空氣時，不但減少熱源直接對空氣對自然對流的影響外，在傳導部分的影響也變小，故溫度分佈也較封裝前較高。

4-3-2 同軸式高頻覆晶封裝外部設計

在同軸式高頻覆晶封裝外型上的設計，我們規劃了 8 種不同的類型來做比較；分別為 Type.0 No enhancement、Type.1 With heat

spreader、Type.2 With heat spreader and soft pad、Type.3 With metallic lid、Type.4 With mold compound (varying percentage of converage,25%)

、Type.5 With mold compound (varying gap in the mold compound

、Type.6 With mold compound and Cu heat spreader(varying gap between the die and the heat spreader) 以及 Type.7 With metallic and heat sink。

【如圖 4-21 所示】：

在 Type.0 No enhancement 部分最主要是要當作其他設計比較的準則，從表 4-4 可知道其溫度及熱阻的分佈範圍。

當在晶片上方加上 Heat spreader（交接處有一層散熱膏薄膜）使成 Type.1 With heat spreader 形式時：首先在散熱膏的模擬上其尺寸設定 10~20µm區間，由於其熱傳導係數值極小，故尺寸所帶來之效應不大。且在的 Heat spreader 設計，Al 與 Cu 材料所帶來之影響並無特別明顯；且當厚度在超過 50µm時，對溫度的影響趨緩，為了同時考量封裝尺寸的微小化，將其設定值為 50µm。【表 4-5 描述其溫度及熱阻

在文檔中高頻覆晶構裝散熱最佳化設計 (頁 55-68)