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中 華 大 學

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Academic year: 2022

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(1)

中 華 大 學 碩 士 論 文

題目:CMOS 影像感測器晶圓級晶片封裝技術 之可靠度分析

Reliability analysis of Wafer-level Chip-Scale Packaging Technologies for CMOS Image Sensor

系 所 別:機械與航太工程研究所 學號姓名:M09508025 陳自豪 指導教授:陳精一 博士

中華民國 九十七 年 七 月

(2)

中文摘要

本文將以業界所提供之半導體影像感測器晶圓級封裝 (CMOS Image Sensor Wafer Level Chip Scale Packaging, CIS WLCSP)之結構,

使用有限元素法,進行封裝後不同負載之結構分析。由於構裝體材料 間熱膨脹係數與吸濕後膨脹量的不同,使其在測試環境中產生結構變 形與內應力的產生,這些影響都將造成構裝體的損壞。因此本文將針 對較易產生破壞之處,如基板堤壩(Dam)以及金屬墊片和金屬導線在 熱負載與吸濕效應的環境下,所造成的脫層與破裂,來分析探討 Dam 與封膠材料其特性和各層間之幾何尺寸對構裝體的影響,並以此來調 配構裝體內材料與尺寸之最佳比例,並以無鉛錫球使用逆算方式,逆 算出無鉛錫球之疲勞延展係數,來預測疲勞壽命,並達到降低產品研 發的時間與金錢。

在針對吸濕效應的分析研究中,因為濕氣擴散方程式與暫態熱傳 導方程式相當類似,故吾人在此研究中利用 ANSYS 對於暫態熱傳導 之模擬功能執行 CIS WLCSP 構裝內部濕氣擴散問題,希望利用此方 式模擬,可達到正確分析之結果,與業界實驗數據相符,來供產學參 考。

關鍵詞:晶圓級封裝、吸濕效應、熱負載、無鉛錫球、有限元素法

(3)

Abstract

The objective of this thesis is to study the reliability of CMOS image sensor wafer level chip scale packages. The issues of the reliability can be categorized in two topics. One is the reliability of lead-free BGA and the other is the delamination and crack of the infrastructure of the packages.

Lead is a poisonous material that causes serious environment pollution. Also, the merit of lead-free material characteristic drives the trend of using lead-free widespreadly. Amount of lead-free materials are available in the markets depending on its components. In order to predict the life of lead-free BGA, the reverse engineering is applied to obtain the fatigue characteristic of the lead-free material, Sn4Ag0.5Cu, adopted by this study.

The concept of reverse engineering is correlated the experiment life and simulation life in the same package with and 63Pb/37Sn. The fatigue ductility coefficient of Sn4Ag0.5Cu is obtained about 0.14. It is satisfactory for Sn4Ag0.5Cu in utilizing the Modified Coffin-Manson fatigue model to predict the life reliability.

The other failures in the infrastructure of CMOS packages are corrosion, delamination and crack due to moisture and thermal loading.

Four types of CMOS package are investigated under three different loading conditions which are thermal cycle, uHAST and THST. The stress and strain between Dam and Cu-pad was analyzed by finite element method with ANSYS software. It has been found that the interface between Dam and Cu-pad are the most serious stress level in CIS structure and is corresponding to the experiment SEM. Furthermore, Dam dimension and material are selected as parameter study. The Cu-pad stress has reduced by increasing Dam thickness or decreasing Young’s modulus and coefficient of thermal expansion.

Keywords: FEM, reverse engineering, lead-free solder reliability, CMOS package, Fatigue life, Moisture, Modified Coffin-Manson

(4)

誌謝

歲月如梭,兩年了,研究生生涯在此劃下句點!回想初入師門的懵 懂無知到最後論文完成,承蒙吾師陳精一博士的教導,不僅提共良好 的學習環境並且悉心指導,讓我在學業方面受益匪淺,可謂亦師亦 友,在此敬上最高的感謝。本論文得以完成亦要感謝倪慶羽博士所給 予的資源與建議,總是在我發生困惑時伸出援手,以及中正大學劉德 騏博士及本校任貽明博士在口試時提出建議與指正。另外也感謝陳俊 宏老師以及施元斌老師於平時課業的教導以及生活上的關心,與學生 們的互動,體驗更多人生的道理。

在實驗室的兩年,學長學弟間的互動亦是我最大的收穫,感謝俊 諺、閔雄、文賢、振忠學長的幫助與教導讓我可以快速融入實驗室的 生活,畢業後不時的出現帶給學弟們歡樂。與同學一宏與子翔兩年相 處的非常愉快,發生問題時互相研究討論,在你的身上讓我學會很 多,彥達、祥維、國章、仁宏學弟們感謝你們的分工合作,減輕我不 小的負擔,感謝所有實驗室的成員所創造出融洽的環境,將會是我最 難忘的一段歲月。

最後,謝謝我的父母所提供我的一切,讓我可以無後顧之憂完成 學業,你們的支持與鼓勵成為我最強大的後盾。在此獻上我最真摯的 感謝,並將此喜悅分享給所有關心我的人,感恩。

(5)

圖目錄

圖 1.1 COB 示意圖……….2

圖 1.1 CSP 示意圖………..3

圖 2.1 潛變-時間圖………14

圖 3.1 CSP2 & CSP3 結構圖………17

圖 3.2 XinPac 結構圖………...18

圖 3.3 CSP4 結構圖………..18

圖 3.4 flexBGA 結構剖面圖………22

圖 3.5 全域尺寸示意圖………22

圖 3.6 次結構尺寸示意圖………22

圖 3.7 給予自由度對稱………23

圖 3.8 1/4 全域之模型………..25

圖 3.9flexBGA 次模型.………25

圖 4.1 二維有限元素(CSP2)1/2 模型………...26

圖 4.2 三維有限元素(CSP2)全域模型………...27

圖 4.3 CIS WLCSP 構裝體金屬墊片與導線配置圖………..28

圖 4.4 CSP2 構裝體在熱循環下各應力對金屬墊片之影響…………..30

圖 4.5 CSP2 構裝體在加速壽命試驗下各應力對金屬墊片之影響…..31

圖 4.6 CSP2 構裝體在加速壽命試驗下各應變對 Dam 之影響………32

(6)

圖 4.16 圖 4.7 CSP2 構裝體在高溫高濕儲存試驗下各應力對金屬墊片

之影響……… .33

圖 4.8 CSP2 構裝體在高溫高濕儲存試驗下各應變對 Dam 之影響….34 圖 4.9 在構裝體脫層現象對照圖……….………35

圖 4.10 在 TC 下 E-pad 破裂情況……….35

圖 4.11 在 HAST 下 Dam 之脫層現象………....36

圖 4.12 在 HAST 下 E-pad 之破裂情況……….…….36

圖 4.13 在 THST 下 Dam 之脫層情況.…….………….………37

圖 4.14 在 THST 下 E-pad 之破裂情況……….……….37

圖 4.15 CSP2 三維結構金屬墊片最大應力位置………...38

圖 4.16 CSP3 三維結構金屬墊片最大應力位置………...38

圖 4.17 XinPac 三維結構金屬墊片最大應力位置………39

圖 4.18 CSP4 三維結構金屬墊片最大應力位置………...39

圖 4.19 實驗中較易產生缺陷處………..41

圖 4.20 熱循環下 Dam 楊氏係數變化與構裝體 Line1 最大應力關係 圖………..41

圖 4.21 熱循環下 Dam 楊氏係數變化與構裝體 Line2 最大應力關係 圖……… .41

圖 4.22 熱循環下 Dam 楊氏係數變化與構裝體 Line3 最大應力關係 圖……… .42 圖 4.23 熱循環下 Dam 楊氏係數變化與構裝體 Line4 最大應力關係

(7)

圖 4.24 熱循環下 Dam 楊氏係數變化與構裝體 Line5 最大應力關係 圖………...43 圖 4.25 熱循環下 Dam 熱膨脹係數變化與構裝體 Line1 最大應力關係

圖………43 圖 4.26 熱循環下 Dam 熱膨脹係數變化與構裝體 Line2 最大應力關係

圖………44 圖 4.27 熱循環下 Dam 熱膨脹係數變化與構裝體 Line3 最大應力關係

圖………44 圖 4.28 熱循環下 Dam 熱膨脹係數變化與構裝體 Line4 最大應力關係

圖………45 圖 4.29 熱循環下 Dam 熱膨脹係數變化與構裝體 Line5 最大應力關係

圖………45 圖 4.30 熱循環下 Dam 楊氏係數變化與構裝體金屬墊片應力關係圖..

……….. ..46 圖 4.31 熱循環下 Dam 熱膨脹係數變化與構裝體金屬墊片應力關係

圖………....46 圖 4.32 加速壽命試驗下 Dam 楊氏係數變化與構裝體 Line1 最大應力

關係圖………47 圖 4.33 加速壽命試驗下 Dam 楊氏係數變化與構裝體 Line2 最大應力

關係圖………47 圖 4.34 加速壽命試驗下 Dam 楊氏係數變化與構裝體 Line3 最大應力

關係圖………48 圖 4.35 加速壽命試驗下 Dam 楊氏係數變化與構裝體 Line4 最大應力

關係圖………48 圖 4.36 加速壽命試驗下 Dam 楊氏係數變化與構裝體 Line5 最大應力

關係圖………49

(8)

圖 4.37 加速壽命試驗下 Dam 熱膨脹係數變化與構裝體 Line1 最大應 力關係圖……….49 圖 4.38 加速壽命試驗下 Dam 熱膨脹係數變化與構裝體 Line2 最大應

力關係圖……….50 圖 4.39 加速壽命試驗下 Dam 熱膨脹係數變化與構裝體 Line3 最大應

力關係圖……….50 圖 4.40 加速壽命試驗下 Dam 熱膨脹係數變化與構裝體 Line4 最大應

力關係圖……….51 圖 4.41 加速壽命試驗下 Dam 熱膨脹係數變化與構裝體 Line5 最大應

力關係圖……….51 圖 4.42 加速壽命試驗下 Dam 楊氏係數變化與構裝體金屬墊片應力關

係圖……….52 圖 4.43 加速壽命試驗下 Dam 熱膨脹係數變化與構裝體金屬墊片應力

關係圖……….52 圖 4.44 高溫高濕儲存測試下 Dam 楊氏係數變化與構裝體 Line1 最大 應力關係圖………53

圖 4.45 高溫高濕儲存測試下 Dam 楊氏係數變化與構裝體 Line2 最大 應力關係圖………53

圖 4.46 高溫高濕儲存測試下 Dam 楊氏係數變化與構裝體 Line3 最大 應力關係圖………54

圖 4.47 高溫高濕儲存測試下 Dam 楊氏係數變化與構裝體 Line4 最大 應力關係圖………54

圖 4.48 高溫高濕儲存測試下 Dam 楊氏係數變化與構裝體 Line5 最大 應力關係圖………55

圖 4.49 高溫高濕儲存測試下 Dam 熱膨脹係數變化與構裝體 Line1 最

(9)

圖 4.50 高溫高濕儲存測試下 Dam 熱膨脹係數變化與構裝體 Line2 最

大應力關係圖………56

圖 4.51 高溫高濕儲存測試下 Dam 熱膨脹係數變化與構裝體 Line3 最 大應力關係圖………56

圖 4.52 高溫高濕儲存測試下 Dam 熱膨脹係數變化與構裝體 Line4 最 大應力關係圖………57

圖 4.53 高溫高濕儲存測試下 Dam 熱膨脹係數變化與構裝體 Line5 最 大應力關係圖………57

圖 4.54 高溫高濕儲存測試試驗下 Dam 楊氏係數變化與構裝體金屬墊 片應力關係圖….………...58

圖 4.55 高溫高濕儲存測試試驗下 Dam 熱膨脹係數變化與構裝體金屬 墊片應力關係圖….………...58

圖 4.56Dam 之幾何結構參數設計……….………59

圖 4.57 熱循環下 Dam 之幾何結構參數設計與各層介面最大應力關係 圖….………...60

圖 4.58 加速壽命試驗下 Dam 之幾何結構參數設計與各層介面最大應 力關係圖….………...60

圖 4.59 高溫高濕儲存測試下 Dam 之幾何結構參數設計與各層介面最 大應力關係圖….………...61

圖 4.60 在三種不同環境測試下 Dam 之幾何結構參數設計與各層介面 最大應力關係圖….………...61

圖 4.61 Sn/Pb 與 Sn/Ag/Cu 其 TC1 及 TC3 壽命圖………...62

圖 4.62 等效全域模型……….63

圖 4.63 結構次模型……….63

(10)

圖 4.64 63Sn37Pb 錫球層應變分布圖………...67

圖 4.65 Sn4Ag0.5Cu 錫球層應變分布圖………67

圖 4.66 63Sn37Pb 錫球應變分布圖………...68

圖 4.67 Sn4Ag0.5Cu 錫球應變分布圖………...68

圖 4.68 錫球實驗破壞圖………..69

圖 4.69 無鉛錫球 WLCSP 封裝尺寸圖...69

圖 4.70 無鉛錫球 WLCSP 等效模型結構圖………..………….70

圖 4.71 無鉛錫球 WLCSP 錫球次結構圖………..………….70

(11)

表目錄

表 2.1 Hyperbolic Sine Law 係數………...15

表 3.1 構裝體材料機械性質………..19

表 4.1 二維與三維構裝體金屬墊片所承受之最大應力(濕轉結構). 35 表 4.2 二維與三維構裝體金屬墊片所承受之最大應力(熱濕固耦合).. ………35

表 4.3 63Sn/37Pb 實驗值與模擬值比較表………59

表 4.4 63Sn/37Pb 與 Sn4.0Ag0.5Cu 實驗值關係表………..60

表 4.5 Sn4.0Ag0.5Cu 壽命預測表...60

表 4.6 Sn4.0Ag0.5Cu 之疲勞延展係數...61

表 4.7 無鉛錫球 WLCSP 各層之材料性質表………66

表 4.8 無鉛銲錫凸塊疲勞壽命預測………...67

(12)

章 節 目 錄

中文摘要 I

英文摘要 II 誌謝 III 圖目錄 IV 表目錄 X 章節目錄 XI 第一章 緒論 1

1.1 前言 1 1.2 研究動機 3

1.3 研究目的 4

1.4 文獻回顧 4

1.5 研究方法與流程 7

第二章 基礎理論 9

2.1 擴散定律 9

2.2 熱應力、應變 10 2.3 熱濕固耦合方程 13 2.4 無鉛錫球潛變方程 14 2.5 疲勞壽命公式與逆算流程 15

(13)

第三章 有限元素模擬 17 3.1CIS WLCSP 之建構與分析 17

3.2 無鉛錫球疲勞壽命預測之建構與分析 21

3.3 硬體環境 24

第四章 研究成果 26

4.1 CMOS 分析結果 26 4.2 二維與三維構裝體分析結果比較 28

4.3 參數設計 35 4.4 無鉛錫球之逆算與驗證 62

第五章 結論 73

參考文獻

(14)
(15)

第一章 緒論

1.1 前言

近年來隨著資訊蓬勃發展與時代的變遷,視訊與電腦在人類的生 活中扮演了極為關鍵的重要角色,尤其在影像傳輸的技術上,在現今 的科技運作中,已可藉著機械,電腦與光電技術研發產生可擷取影像 畫面之固態影像元件,而現階段全球的影像感測器封裝技術發展,大 致以採用晶片尺寸載板封裝為主,因為成本便宜,加上技術門檻低,

因而廣泛應用在 30 與 130 萬畫素的照相手機中。

然而 CMOS 產品由於在使用條件的需求不一樣下,加上各材料層 的特性不同進而引起的熱應力破壞與濕氣滲入所引發的腐蝕破壞,導 致元件產生可靠度的問題,並且隨著環保意識的抬頭,鉛對環境所造 成的污染及衝擊日益受到關注,如何能在模擬時掌握無鉛錫球之材料 特性,都成為在模擬分析時的難題,故本文除了探討 CMOS 構裝體 在不同環境下的可靠度問題外,也以 Sn-Ag-Cu 為無鉛銲錫球成分,

來作為晶圓級無鉛構裝技術研究的對象。

由於現今感測器的封裝方式,可能會影響到封裝晶片的大小,然 而目前主要的兩種封裝方式為晶片直接封裝 (chip on board, COB) 如圖 1.1 及晶片尺寸封裝 (chip scale package, CSP) 如圖 1.2 兩種方 式。 COB 封裝方式為較為傳統的方式,取得晶片 (chip) 後,以 COB

(16)

方式將裸晶 (die) 固定於印刷電路板 (print circuit board, PCB) 再加 上支架及鏡片作成模組,此生產方式重點為 COB 良率的控制,故具 有生產流程短及較低成本優勢,但其缺點是在封裝製程中極易造成殘 渣掉落,對感測器形成污染,故在初期發展良率不易提升。但 COB 亦 有其優點,可將鏡片、感測晶片以及軟板整合在一起,封裝測試後可 直接交給手機組裝廠,生產流程較短,但這也表示製作模組的技術難 度將大幅提升,影響良率的表現。而 CSP 方式則可應用於晶圓級封 裝,將整片晶圓上進行封裝及測試後,再切割成個別的晶粒,以凸塊 或錫球直接與 PCB 相連,無需經過打線及填膠程序,可減少材料及 人工成本。其優點包括封裝後的晶片尺寸與晶粒大小相當,適合應用 於可攜式電子產品。又因晶片及電路板上僅隔著錫球或凸塊,可大幅 加快電路傳輸速度,及減少損耗與電磁波干擾發生。此外因不需用塑 膠或陶瓷包裝,晶片可由背面直接散熱。目前全球 CMOS 大廠大部 份是採用這種封裝方式。

鏡筒

鏡頭 鏡座

晶片

PCB

(17)

鏡頭 鏡座 鏡筒

玻璃

PCB 晶片 玻璃基板

基板堤壩

圖 1.2 CSP 示意圖 1.2 研究動機

隨著摩爾定律不斷地向前推進,半導體製程尺寸不斷地微縮,為

了能達到小型化的需求並同時改善品質與降低成本,晶圓級封裝 (Wafer Level Chip Sized Packaging)成為了最具發展潛能的封裝術。

然而封裝後的 IC 元件,在使用過程中,由於各材料層的特性不 同,如熱膨脹係數與環境濕度帶來的材料吸濕膨脹效應,造成 IC 元 件產生應力與應變,導致 IC 元件的可靠度問題。而其熱不匹配所造 成的破壞,往往是 IC 元件可靠度中探討重要議題。針對上述問題,

由於不同類型用途的 CMOS 產品在使用條件下的需求不一樣,加上 各構裝體內之材料之性質差異也頗大,是以這些原因所造成的破壞機 制大致可區分為材料因熱膨脹係數差異所引起的熱應力破壞與濕氣 滲入所引發的腐蝕破壞兩大類。 故本研究運用三項不同的模擬測試 條件 (1) TC (110℃to –40℃) (2) THST (85℃/85%,1000 hrs) and (3)

(18)

uHAST (130℃/85%,1.2atm,96 hrs),並考慮環境濕度所帶來的效應,

進而運用有限元素法進行評估其應力應變的趨勢,並與實驗結果做比 較,與以驗證其結果。

1.3 研究目的

本研究在於探討構裝體在熱負載與濕氣的環境條件下,觀察構裝 體內各層材料間所產生的應力應變,並針對較易產生破壞的部份,做 材料特性與幾何尺寸的參數化設計,並將此最佳參數作為未來設計分 析參考之依據,以提升設計分析之能力。

1.4 文獻回顧

電子構裝隨著 IC 小型化、高效能的趨勢大步邁進,構裝材料也 隨著不斷的創新而更為複雜與多樣,雖然因此解決了許多電性的問 題,但在多樣不同材料的堆疊下其熱不匹配的問題也影響了在可靠度 上的表現容易導致失效。而由於現今的構裝元件大多是由高分子材料 所組成的,因此濕氣很容易就會被高分子材料所吸收,然而一但濕氣 滲入構裝元件中,將會對其晶片及基板的基座造成破壞,因此就有些 人對其構裝元件的吸濕問題,進行了模擬分析與實驗分析。

在1996 年,Galloway 等人 [1] 就以 PBGA (Plastic Ball Grid Array)構裝元件,以有限元素分析的模擬方法來進行吸濕及去濕的破 壞預測,並與實驗數據做一比較驗證。在1997 年,Sung Yi 等人 [2]

(19)

也應用有限元素分析的模擬方法,對 TSOP (Thin Small Outline Package) 構裝元件預測其在溫度 85℃,相對濕度 85﹪的情形下,

其構裝元件的殘留應力會發生在何種地方。在2001 年,Shook [3] 所 發表的論文則是針對無鉛 PBGA 構裝元件內的濕度問題來做一探 討,討論如何才能有效的阻止濕氣的進入,烘烤的時間要多久才能降 低構裝元件內的濕氣,並將 FEA 的模擬結果與實驗結果做一比對驗 證。而Luo 等人 [4] 則在2006 年,對低厚度微間隔球閘陣列 (Low Profile, Fine Pitch, Ball Grid Array, LFBGA) 構裝元件,使用暫態熱傳 導方程來模擬構裝體內部濕氣擴散之問題,並提出若欲以有限分析軟 體模擬吸濕擴散問題,首先需掌握正確之擴散機制始能執行模擬分 析 。 而 Dudek 等 人 [5] 對 於 PBGA 及 PQFP 封 裝 方 式 中 63Sn/37Pb 低鉛錫球進行熱循環測試實驗與有限元素法結果代入 Coffin-Manson 潛變率計算及 Solomon 的疲勞壽命預測公式進行比 對,說明這兩種方法在 119 個錫球時都具有高可靠度, PBGA 在 將近 1000 週次時會產生初始疲勞裂縫。1997 年,Ikemizu 等人 [6]

利用有限元素法與實驗做比對,討論晶片級封裝 (chip-scale package, CSP) 因為與基板的熱不匹配而產生的錫球可靠度降低。 2000 年 Lau and Lee [7] 以有限元素法分析WLCSP 構裝體,製程中略去加入 底膠之步驟,其模型為含微貫孔結構之基板,在焊錫接點材料性質方

(20)

面 , 考 慮 無 鉛 焊 ( 96.5Sn-3.5Ag ) 與 一 般 常 用 的 含 鉛 焊 錫

( 62Sn-36Pb-2Ag ) 兩 種 , 焊 錫 之 潛 變 現 象 以 Secondary Garofalo-Arrhenius Creep Equation 模擬,探討構裝體在承受110~-20

℃的熱循環測試所可能發生的破壞行為。同年 Lau and Lee [8] 以 WLCSP 構裝體研究含微貫孔基板厚度對焊錫接點可靠度的影響。而 Pang 等人 [9] 在 1998 年也對FCOB構裝體進行熱機械等溫分析,

並假設錫球為非線性彈塑性-黏塑性材料,預測其疲勞壽命。Pang 等 人 [10] 也將 2000 年所做的研究對 FCOB 進行模擬,若以等效潛 變應變來看,在一個週次中使用 Full Creep 的範圍會比 Dwell Creep 的大,若以等效塑性應變來看則反之。2002年,Ahmer 等人 [11] 在 探討錫球 Sn/Pb 與 Sn/Ag/Cu 在不同的溫度循環測試下時,發現其 實驗結果疲勞壽命各差 2倍 與 3.15倍。2003年,Sahasrabudhe 等人 [12] 從 Coffin-Mason 公式得知除了溫度改變會造成構裝體的疲勞 破壞之外,停留時間也會對此有所影響。2004年,Moreau 等人 [13]

對電子構裝進行 TCT 及 TST 兩種循環測試,指出在模擬分析方面 若加溫度、應變率及潛變的相關材料參數便更能描述錫球和材料間複 雜的熱-機行為,而文中也指出 TST 測試能夠以較短時間達成與 TCT 測試相同的損壞情況。

IC 構裝結構在熱循環環境下進行測試時,疲勞是導致錫球破壞

(21)

的重要因素,而潛變效應以及環境所帶來的吸濕效應,也是現今大部 份文獻所討論的課題。

1.5 研究方法與流程

一般而言,在做產品結構之可靠度分析時,其目的在於了解,在 不同之環境測試下,產品所能承受之應力大小及產品的結構強度,和 產品的壽命等,是以本研究針對業界所提供之 CMOS 構裝體為研究 對象,使用有限元素分析軟體 ANSYS® 10.0 建立二維軸向與三維等 效全域模型,來做為分析之工具,在研究熱濕固耦合的分析時使用的 是第一層級封裝或稱晶片層級封裝(chip level package),而在逆算錫 球壽命部份則使用的是第二層級封裝,目的在於研究熱濕固耦合時,

考慮的是濕氣進入構裝體後對各層之影響,而錫球逆算部分則是考慮 錫球之壽命。

就以模型結構建立而言,其尺寸結構依照業界所提供之真實尺 寸,建置二維軸向與三維全域模型,並依照結構之組成輸入相關材料 參數。而模擬結構內吸濕特性時,因 ANSYS 套裝軟體並未提供此功 能,但可發現濕氣擴散的方程式與暫態的熱傳導方程式相當類似,故 本研究嘗試利用 ANSYS 暫態熱傳遞模擬功能執行構裝體內部濕氣擴 散的分析,藉由此方式,吾人將材料性質導入模型後,可求出構裝體 結構內濕氣含量隨時間變化之分布情形。接著再針對構裝體做材料特

(22)

性與幾何尺寸的參數設計,以將其最佳之結果提供給業者做參考依 據。

構裝體錫球壽命部份,由於近年環保意識抬頭,是以多家業者已 漸漸使用無鉛錫球來取代含鉛錫球,故能夠掌握無鉛錫球材料性質的 特性,對模擬工程而言便顯得格外重要,若在模擬中無法能夠正確輸 入無鉛錫球之材料性質,則對其求出的錫球壽命之準確度也將大打折 扣。

對此,本文引用 Ahmer Syed 所於2001年發表之論文 [11] 以 flexBGA構裝體為分析研究對象,並使用ANSYS® 10.0建立三維全域 模型 (coarse model),模擬構裝體於非線性TCT 溫度測試,並觀察其 位移場之變化及應力應變狀態及潛變行為,求取構裝體最可能發生破 壞位置,再以建立次模型 (submodeling) 方式,進行疊代計算,作為 細部分析之結果,並將其求出之應力應變及文中[11]所提供之無鉛錫 球壽命值,帶入錫球疲勞壽命公式以求出無鉛錫球的疲勞延展係數,

在以此數值帶入其他構裝體做分析,以得進一步驗證。

希望此逆算過程求出的無鉛錫球疲勞延展係數,能夠提供日後模 擬構裝體無鉛錫球壽命之依據。

(23)

第二章 理論基礎

2.1 擴散定律

由於擴散定律與熱傳中的暫態熱傳導類似,都是因相鄰分子之交 互作用,使得分子 (或熱量)自勢態較高處移往較低處。相鄰的分子 間如有一側濃度較高,則其移動至低濃度處的機率較高,整體而言質 量是從高濃度移往低濃度處,而此一流量是與濃度梯度成正比,稱為

「斐克擴散定律」(Fick’s law of diffusion),常用的Fick量化公式有:

(1) Fick 第一定律(Fick's first law):適用於擴散通量不隨時間改變 的穩態擴散(steady-state diffusion)

J為擴散通量(diffusion flux),定義為單位時間內垂直通過單位橫斷 面積的質量, 為擴散係數(diffusion coefficient),D C

x

為濃度梯度 (concentration gradient)

(2) Fick第二定律(Fick's second law):適用於系統中某一特定點的擴 散通量和濃度梯度隨時間改變,而造成擴散物質的淨累積或淨耗損之 非穩態擴散(nonsteady-state diffusion)

J D C x

= − ∂

(2.1)

C C

t x D x

∂ ∂ = ∂ ∂ ⎛ ⎜ ⎝ ∂ ∂ ⎞ ⎟ ⎠

(2.2)

(24)

若擴散係數與成分無關,則(2)式可簡化為常用之 Fick 第二定律:

斐克擴散定律的 稱為擴散係數 (diffusivity) 的單位是D m s2 ,和熱傳 中的熱擴散係數α =k ρCP (thermal diffusivity) 與動量擴散係黏度 ν =u ρ(momentum diffusivity)單位是相同的,它們都稱為輸送係數 (transport coefficient) 或現象係數 (phenomenological coefficient),是 以本文在模擬擴散係數時,需輸入正確之 k (熱傳導係數)、ρ(材料 密度)、CP(材料比熱)。

2.2 熱應力、應變

CMOS構裝元件是由多種材料封裝在一起所產生的元件,且每種 材料的熱膨脹係數都不一樣,因此當加熱或降冷時,材料間就會發生 膨脹係數不匹配的現象,產生熱漲冷縮的差異,進而會有熱應力及熱 應變的產生。

就構裝體內大部份材料而言,大多屬於彈性材料,如本文構裝體 內 之 基 板 堤 壩 (Dam) 、 綠 漆 (solder mask) 及 封 膠 材 料 (molding compound)等,如若考慮上板(PCB)後的錫球部份,由於其材料在高 溫且保持恆溫狀態及穩態負載條件下,具有潛變(Creep)效應的性 質,故此錫球材料之性質將會以黏-塑性(viscoplastic)材料來探討,

2 2

1

C C

x D t

∂ = ∂

(2.3)

∂ ∂

(25)

並且導入潛變特性進行分析。

一般稱之為彈塑性材料(elastic-plastic material)的應力-應變圖其 曲線的函數關係可表為式(2.4),C為材料彈性矩陣

{ } σ = [ ] C { } ε

(2.4)

而 一 般 也 可 藉 由 虎 克 定 律 (Hooke’s law) 來 表 示 具 有 等 向 性 (isotropic)、線性(linear)及彈性(elastic)等性質的材料應力-應變之間之 關係,如式(2.5)至式(2.10)

( )

x

x y z

E E

σ ν

ε = − σ + σ

(2.5)

( )

y

y x

E E

z

σ ν

ε = − σ + σ

(2.6)

( )

z

z x

E E

y

σ ν

ε = − σ + σ

(2.7)

2(1 )

xy x

E

y

γ = + ν i τ

(2.8)

2(1 )

yz yz

E

γ = + ν i τ

(2.9)

2(1 + ν )

xz xz

γ = E i τ

(2.10)

(26)

接著將以上之關係是帶入(2.4)式,即可得(2.11)矩陣表示式

1 0 0 0

1 2 1 2 1 2

1 0 0 0

1 2 1 2 1 2

1 0 0 0

1 2 1 2 1 2

1 1

0 0 0 0 0

2

0 0 0 0 1 0

2

0 0 0 0 0 1

2

x x

y y

z z

xy xy

yz yz

xz xz

E

ν ν ν

ν ν ν

ν ν ν

σ ε

ν ν ν

σ ν ν ν ε

σ ν ν ν ε

τ ν γ

τ γ

τ γ

⎡ − ⎤

⎢ − − − ⎥

⎢ ⎥

⎢ − ⎥

⎧ ⎫ ⎢ − − − ⎥ ⎧ ⎫

⎪ ⎪ ⎢ ⎥ ⎪ ⎪

⎪ ⎪ ⎢ − ⎥ ⎪ ⎪

⎪ ⎪ ⎪ ⎪

⎪ ⎪ = ⎢ − − − ⎥ ⎪ ⎪

⎨ ⎬ + ⎢ ⎥ ⎨ ⎬

⎪ ⎪ ⎢ ⎥ ⎪ ⎪

⎪ ⎪ ⎢ ⎥ ⎪ ⎪

⎪ ⎪ ⎢ ⎥ ⎪ ⎪

⎪ ⎪ ⎪ ⎪

⎩ ⎭ ⎢ ⎥ ⎩ ⎭

⎢ ⎥

⎢ ⎥

⎢ ⎥

⎣ ⎦

(2.11)

:

E 楊氏係數(Young’s modulus) 蒲松比(poisson ratio)

ν :

而其構裝體材料,不論是熱脹仰或冷縮,皆會產生熱變形,加上邊界 對構件位移的拘束,進而產生熱應力或應變,其表示式如下

T

L T

δ = α i i Δ

(2.12)

T

T

ε = α i Δ

(2.13)

T

E

T

E T

σ = i ε = i i α Δ

(2.14)

熱膨脹係數(coefficient of thermal expansion) α:

:

E 楊氏係數(Young’s modulus)

(27)

T :

δ 熱變形(thermal deformation)

T:

ε 熱應變(thermal strain)

T:

σ 熱應力(thermal stress) 2.3 熱-濕固耦合方程

由於構裝體吸濕後,其內部在高溫催化下同樣會產生膨脹的現 象,故同樣會造成結構應力與應變,只是此情況除了溫度效應外還必 須考慮濕氣之效應。如下式(2.15)為濕氣所造成的應變方程,並從上 節的吾人得知了熱應力應變方程,將其與(2.15)式結合後吾人可得到 熱濕效應下的結構總應變及應力如式(2.16)(2.17)

H

C

ε = i β

(2.15)

T H

T C

ε + ε = α i Δ + β i

(2.16)

( )

E E T C

σ = i ε = α i Δ + β i

(2.17)

β:濕度膨脹係數(coefficient of moisture expansion)

:

C 濕度飽和係數(moisture concentration)

熱膨脹係數(coefficient of thermal expansion) α:

E:楊氏係數(Young’s modulus) ε熱應變(thermal strain)

H:

ε 吸濕應變(hygroscopic strain)

(28)

2.4 無鉛錫球潛變方程

般大部分封裝材料被假設為線性彈性材料或與溫度相關彈性材 料,但目前所知銲錫疲勞破壞歸咎於熱膨脹係數差異所引起之熱應 變,應變疲勞主要成因為塑性應變及潛變應變兩項。當材料所承受之 應力超過降伏應力時,應力與應變呈現非線性關係,發生永久不再回 復之塑性變形(plastic deformation),而潛變則被定義為當材料在固定 溫度下受到固定應力時,隨一段時間產生變形。對於金屬材料,潛變 通常只發生在高溫環境下。對於塑膠材料而言,在室溫下較容易發生 潛變,稱為冷流或變形(在荷重下)。從潛變測試中取得的資料通常 會以在恆溫應力下的潛變-時間圖表示。曲線斜率是潛變率,曲線的 終點是破裂時間。如圖 2.1 所示,材料潛變可分為三個階段:第一階 段,或初步潛變,會以很快的速度開始,並會隨時間變慢。第二階段

(第二期)潛變有相對均衡的速率。第三階段(第三期)潛變有加速 潛變率,並在材料破裂時終止。

Time Creep

Minimum creep rate

(29)

而本文使用之無鉛錫球 (Sn4.0Ag0.5Cu) 是運用 Hyperbolic Sine Law 方程式,來描述穩態潛變行為如公式(2.18) 所示。

( )

2 4

1 sinh 3 C exp

crp

C C C

ε = ×⎡⎣ ×σ ⎤⎦ × ⎜⎝− T ⎠⎟ (2.18) 其中εcrp 為等效應變率,σ 為 von Mises 等效應力,T 為絕對溫度 (K),CX為常數(X=1,2,3,4),見表 2.1。

表 2.1 Hyperbolic Sine Law 係數

Par. C1 C2 C3 C4

Unit S-1 - K S-1

Value 277984 0.02447 6.41 6500

2.5 疲勞壽命公式與逆算流程

本文預測疲勞壽命是使用 Engelmaier 所提出利用溫度循環中的 平均溫度及溫度循環頻率來修正 Coffin-Manson 之計算公式,稱之為 Modified Coffin-Manson Equation,其修正式(2.19)如下所示:

1

1 2 2

c t f

f

N γ

ε

⎛Δ ⎞

= ⎜⎜⎝ ⎠⎟⎟ (2.19)

( )

4 2

0.442 6 10 mean 1.74 10 ln 1 C = − − × ×T + × × + f

其中 Nf 是壽命, Δγt 為總剪應變範圍, εf 為疲勞延展係數,T 為循環週期的平均溫度 (℃), f (cycles/day) 為循環週期的頻率,

最大值為1000。

mean

(30)

由上式可知在計算過程中 εf 疲勞延展係數是為未知數,但從 Ahmer 所作之實驗結果[11]可知道,在不同的熱循環測試條件下其含鉛錫球 壽命值差距約為 2 倍,而無鉛錫球則是差約 3.15 倍,故吾等可藉由 實驗與分析值之比例換算出一等比數值,並將此數值帶入公式,與分 析出的 Δ γt 總剪應變範圍求出無鉛錫球之疲勞延展係數。

(31)

第三章 有限元素模擬

3.1 CIS WLCSP 之建構與分析

在模型結構建立部份其依CSP2 & CSP3 如圖 3.1、Xinpac 如圖 3.2、CSP4 如圖 3.3 尺寸,建置二維軸向與三維全域模型,並依照結 構之組成輸入相關材料參數,請參考表3.1。

材料性質的選用上,二維部分在熱應力分析時,使用的是二維平

面材料 (PLANE42)及三維結構元素(SOLID45),而模擬結構內吸濕特

性時,因ANSYS套裝軟體並未提供此功能,但可發現濕氣擴散的方

程式與暫態的熱傳導方程式相當類似,故本研究嘗試利用 ANSYS暫 態熱傳遞模擬功能執行構裝體內部濕氣擴散的分析,使用的是二維熱 分析元素 (PLANE55)和三維熱分析元素(SOLID70) 。

Solder mask Glass 1

Dam

Chip

Epoxy (SMF-CSP3) Glass 2

Metal Pad

SI3N4 FOC Dam

圖3.1 CSP2 & CSP3

(32)

Glass 1

Dam

圖3.2 XinPac

圖 3.3 CSP4

Chip

Polymer

Metal

Pad

Solder mask

T-contact

Glass 1

Dam

Chip

Ploymer

Pad

Solder mask

L-contact

Metal

(33)

表 3.1 構裝體材料機械性質 Material Young’s Modulus

(MPa) CTE( ppm/℃) Poisson Ratio

Glass(1&2) 68000 0.75 0.19

Solder mask 3500 55 0.45

Chip 112400 2.49 0.28

Si3N4 (passivation) 314000 3.0 0.3

FOC 5050 16.97 0.45

Epoxy ( Ploymer)

600/ 14 (Tg:96°C)

44 / 186

(Tg: 96°C) 0.45

Dam (baseline)

290 (120°C) 400 (90°C) 560 (60°C) 760 (30°C) 980 (0°C) 1170 (-30°C)

130 0.45

由上圖可知,CSP2 與 CSP3 不同之處在於將結構內之膠質材料

(EPOXY) 換為 SMF (Solder mask),而 XinPac 與 CSP4 則是將底層 之玻璃層去掉,在金屬導線與金屬墊片之接觸形式則是分為 CSP2、 CSP3 以及 XinPac 的 T-contact 模式和 CSP4 的 L-contact 模式,

並改變Dam之材料特性(如楊氏係數或熱膨脹係數)與幾何尺寸,藉此 來分析模擬出,在不同的幾何尺寸和材料特性下其所反映出之現象,

並討論其差異。

負載條件方面,本研究採用三項不同的熱應力與考慮環境濕氣的 負載,藉由這三種不同的測試條件來預測元件失效之位置與方式(如

(34)

破裂或脫層):

1. 熱循環 ( temperature cycle, TC ): 125 C ~ –40 C

2. 高溫高濕儲存測試 ( temperature humidity storage test, THST ): 85 C / 85%,1000 hrs

3. 加速壽命試驗 ( highly accelerated stress test, HAST ) : 130 C / 85%,1.2atm,96 hrs

首先藉由第一項熱循環測試來檢測其電子元件(如金線或導線架)在 溫度劇烈變化下抗變的能力,並判斷其最容易產生破裂之位置,而第 二項高溫高濕儲存測試則是在確定為電子元件在無電氣之負荷下施 加高溫與高濕度之負荷,以此來檢測水氣沿膠體與膠體間或膠體與導 線架間滲入封裝體內部,造成脫層或腐蝕之現象,第三項加速壽命試 驗與第二項測試有些雷同,但所花費時間較少。

而第一項熱循環負載由上述可知,在求解時,吾人施與溫度由 125 降至–40 以此為循環變化,且此循環必須要在十分鐘內完成 一個循環。第二項則在熱應力部分由 2.13式可知

C C

ΔT 為85 ,是以 在求解時施加一個 85 溫差的溫度變化,由此來求出熱所造成之應 力,並由前述可知ANSYS並無提供濕氣傳遞之方程與介面,是以本 文才運用暫態熱傳方程來取代濕氣擴散方程,而在濕度 85% 部分,

C

C

(35)

材料的總體積來獲得其平均的水氣濃度數值作為初始邊界條件來分 析[4],而本文先假設其水氣濃度值約為 1.88E-5g mm3,來模擬構裝 體受濕氣影響後所產生之現象,第三項 HAST 亦然,唯有其 1.2atm 是以在輸入各層材料特性時,將其熱傳導係數乘以 1.2,來達到加壓 的效果,而若需得到更真實之內部水氣所造成的應力應變值,則必須 經實驗來導出真實環境下之水氣濃度。

由上述之方式可求出構裝體結構內濕氣含量隨時間變化之分布 情形,在邊界條件方面,將固定之水氣濃度數值以熱流通量 (heat flux) 方式施加於構裝體之上表面、側表面以及下表面即可,初始則只是假 設其構裝體已經過 24 小時烘烤後,結構內部濕氣已被完全趕出,故 其構裝體內部初始濃度設為零。

3.2 無鉛錫球疲勞壽命預測之建構與分析

本 研 究 引 用 2001 年 由 Ahmer Syed 所 發 表 之 論 文 [11] 以

flexBGA 構裝體為分析研究對象,圖 3.4 為其結構剖面圖,並使用

ANSYS® 10.0建立三維全域模型 (Coarse model),圖3.5 為全域模型 參考尺寸,模擬構裝體於非線性 TCT 溫度測試,並觀察其位移場之 變化及應力應變狀態及潛變行為,求取構裝體最可能發生破壞位置,

再以建立次模型 (Submodeling) 方式,圖3.6 為次結構參考尺寸圖,

進行疊代計算,作為細部分析之結果,並加以計算錫球疲勞壽命。

(36)

Unit : mm

0.28 Cu pad(0.015)

Cu pad(0.025)

Cu pad dia. = 0.3 SRO = 0.65

SR(0.025)

SR(0.025)

Eutectic solder ball Pb63/Sn37

POLYIMIDE TAPE (0.05mm)

3.2 2.8

Dia attach (0.0445)

POLYIMIDE TAPE(0.05mm)

BGA(0.286mm)

PCB(1.6mm) MOLD COMPOUND

1.10

Unit : mm

CHIP(0.3)

POLYIMIDE TAPE 圖3.4 flexBGA 結構剖面圖

圖3.5 全域尺寸示意圖

圖3.6 次結構尺寸示意圖

POLYIMIDE TAPE

CHIP MOLD COMPOUND

Dia attach

Solder ball

(37)

建構全域模型時,因構裝體為對稱結構,故僅建立 1/4 有限元素 模型,並給予自由度對稱束制條件,如圖 3.7,由於需模擬錫球之潛 變行為,故在錫球的元素型式選擇三維八節點元素Solid185,其餘皆

使用 Solid45,考慮其受力即變形能趨於真實狀態,因此於構裝體底

部之中心點限制其所有位移自由度。

在進行模擬時,做以下假設:

1. 構裝體為等溫狀態,及環境溫度在任一時間點與構裝體內部 任一位置皆相同。

2. 所有結構體皆完美接合無隙縫,不考慮製程瑕疵造成缺陷。

3. 所有材料不因化學效應產生瑕疵。

4. 初始時並無殘留應力及初始位移。

X Y Z

圖3.7 給予自由度對稱

(38)

本文所探討之 TCT 溫度循環測試為,TC1 條件為 -40℃~

125℃,初始溫度由 25℃ 升溫至125℃ 歷時 545秒,維持等溫900 秒,之後開始降溫 900 秒至 -40℃ 並維持 900 秒後升溫 355 秒回至 25℃,連續三個週期,而 TC3的條件為 0℃~100℃,初始溫度由25℃ 升溫至 100℃ 歷時 225 秒,維持等溫 600 秒,之後開始降溫 300 秒 至 0℃並維持 600 秒後升溫 75 秒回至 25℃,也是連續三個週期,並

使用Hyperbolic Sine Law 方程式,由於次結構之計算,須建立於於

全域模型之相對位置,將其外圍節點 (node) 之自由度設為全域模型 分析結果之位移量作為束制條件,因此須建構全域之模型,將欲分析 位置網格規劃,如圖 3.8,並依其相對位置建構一次模型,如圖 3.9 所示,並將其進行疊代求解。

3.3 硬體環境

本論文使用工作站級HP雙核心 3.6GHz微處理器,4GB記憶體

及320G SATA硬碟容量進行分析,估計每個研究所花費運算時間平

均大約為6至8小時。

(39)

次模型對應處

圖3.8 1/4 全域之模型

圖3.9 flexBGA 次模型

(40)

第四章 研究成果

4.1 CMOS 分析結果

本研究目前已完成二維與三維之結構分析,其二維有限元素模型 如圖4.1,而三維有限元素模型則為圖4.2,由於三維元素分析時間要 比二維模型較長,故本研究先以二維與三維研究分析結果做比較,希 望能得到相互印證之結果,繼以二維元素模型做最佳參數之設計模 擬,以最容易影響構裝體結構變化的基板堤壩(Dam),來做不同之楊 氏係數與熱膨脹係數之研究。

X Y Z

EPOXY SMF Dam

圖4.1 二維有限元素(CSP2)1/2模型

(41)

圖4.2 三維有限元素(CSP2)全域模型

(42)

圖 4.3 CIS WLCSP 構裝體金屬墊片與導線配置圖

4.2 二維與三維構裝體分析結果比較

由於二維模擬時間要比三維模型來的省時,為了能夠節省運算 之時間提高分析之效率,故吾人先將二維與三維之結構做分析比較,

以期兩者能相互印證,繼以二維結構來做參數設計。

此研究現今已完成二維與三維之結構分析,吾人可借由此分析出之 應力與應變分布,來與實驗之結果來相互對照,由圖 4.4 至圖 4.8 可 觀察出在 CSP2 的結構中之各應力與應變之趨勢,並與圖 4.9 至圖 4.14

(43)

可知其等效應力應變與實驗中最常發生之基板堤壩(Dam)脫層以及 破裂點,皆與分析之結果十分相似,故以等效應力應變作為之後討論 之依據。

除此之外,從表 4.1 及表 4.2 可得知,其因濕氣所造成的應力 與加入熱應力後所造成的結果必較之下,濕氣所造成的影響相當微小 (此為假設構裝體為無缺陷,各層間並無產生脫層的狀態下),當然此 結果仍須與實驗結果相互驗證,另外,藉由表與圖可知,其各結構 (CSP2、CSP3、XinPac、CSP4),在 TC 的負載條件下,從二維與三 維之結果皆可知,CSP2與 CSP3的比較下,CSP2之結構最容易產生 金屬墊片的破裂,故就中層材料選擇而言,solder mask要比epoxy 來 的好,而從金屬墊片接觸形式,可發現 CSP4 的 L-contact 模式比

XinPac的T-contact 模式其所承受之應力有較小的趨勢。

最後,吾人也可從三維結構圖可知,其金屬墊片最易產生破壞 之位置(以圖4.3為基準)如圖4.15至圖4.18,以此來提供設計者,在 設計結構時之考量,已達到此模擬分析之目的。

(44)

X Y Z

圖4.4 CSP2構裝體在熱循環下各應力對金屬墊片之影響

MXMN

X Y Z

MN MX

MXMN

MN MX

Y X Z

MX MN

X Y Z

MN MX

CSP2 finite element model CSP2 X-direction Stress

CSP2 Y-direction Stress CSP2 von Mises Stress

(45)

X Y Z

圖4.5 CSP2 構裝體在加速壽命試驗下各應力對金屬墊片之影響

CSP2 finite element model CSP2 X-direction Stress

CSP2 Y-direction Stress CSP2 von Mises Stress

MN MX

X Y Z

MN MX

MN MX

X Y Z

MN

MX

MN MX

MX

Y X Z

(46)

MN

MX

X Y Z

MN MX

Y X Z

MN MX

X Y Z

CSP2 X-direction Strain CSP2 Y-direction Strain

MX

MN

Y X Z

CSP2 XY-shear Stress CSP2 von Mises Strain

圖 4.6 CSP2構裝體在加速壽命試驗下各應變對Dam之影響

(47)

X Y Z

圖4.7 CSP2 構裝體在高溫高濕儲存試驗下各應力對金屬墊片之影響

CSP2 finite element model CSP2 X-direction Stress

CSP2 Y-direction Stress CSP2 von Mises Stress

MN MX

X Y Z

MN

MX

MN MX

X Y Z

MN MX

MN MX

X

MX

Y Z

(48)

MN

MX

X Y Z

MN MX

X Y Z

MN MX

X Y Z

MN MX

X Y Z

圖 4.8 CSP2構裝體在高溫高濕儲存試驗下各應變對 Dam之影響

CSP2 XY-shear Stress

CSP2 X-direction Strain CSP2 Y-direction Strain

CSP2 von Mises Strain

(49)

ON

G) 4

主要脫層處

2D von Mises strain

3D von Mises strain

圖4.9 構裝體脫層現象對照圖

主要破裂點

2D von Mises stress

ANSYS 10.0 APR 3 2008 17:53:43

(AVG) 116

圖4.10 在TC下 E-pad破裂情況

3D von Mises stress

(50)

主要脫層處

MN MX

APR ENT SOLUTION

(AVG) 4171 7607 .722

圖4.11 在HAST下 Dam 之脫層現象

2D von Mises strain

3D von Mises strain

2D von Mises stress 3D von Mises stress

圖4.12 在 HAST下 E-pad 之破裂情況

(51)

MX

8

圖 4.13 在THST 下Dam 之脫層情況

2D von Mises strain

3D von Mises strain

2D von Mises stress 3D von Mises stress

圖4.14 在THST 下 E-pad 之破裂情況

(52)

1

MN

MX

42.628

107.7

172.772 237.845

302.917 367.989

433.061 498.133

563.205 628.277 ANSYS 10.0 APR 5 2008 13:35:56 AVG ELEMENT SOLUTION

STEP=1 SUB =1 TIME=1 SEQV (AVG) DMX =.007116 SMN =42.628 SMX =628.277

圖4.15 CSP2 三維結構金屬墊片最大等效應力位置

1

MN

ANSYS 10.0 APR 5 2008 13:38:51 AVG ELEMENT SOLUTION

STEP=1 SUB =1 TIME=1 SEQV (AVG) DMX =.005316 SMN =24.9 SMX =580.082

MX

24.9

86.586

148.273 209.96

271.647 333.334

395.021 456.708

518.395 580.082

圖4.16 CSP3 三維結構金屬墊片最大等效應力位置

(53)

1

MN

MX

APR 13 2008 12:08:37 AVG ELEMENT SOLUTION

STEP=1 SUB =1 TIME=1 SEQV (AVG) DMX =.005121 SMN =22.929 SMX =600.507

22.929 87.104 151.279

215.455 279.63

343.805 407.981

472.156 536.331

600.507

圖4.17 XinPac 三維結構金屬墊片最大等效應力位置

1

MN

MX

APR 5 2008 14:14:58

15.567 77.586

139.605 201.625

263.644 325.663

387.683 449.702

511.721 573.741 AVG ELEMENT SOLUTION

STEP=1 SUB =1 TIME=1 SEQV (AVG) DMX =.004997 SMN =15.567 SMX =573.741

圖4.18 CSP4 三維結構金屬墊片最大等效應力位置

(54)

表4.1 二維與三維構裝體金屬墊片承受之最大等效應力(濕轉結構) CASE Structure CSP2 CSP3 XinPac CSP4

2D 0.132E-04 0.142E-04 0.211E-04 0.135E-04 uHAST

3D 0.194E-04 0.202E-04 0.264E-04 0.241E-04 2D 0.264E-04 0.271E-04 0.277E-04 0.257E-04 THST

3D 0.315E-04 0.321E-04 0.313E-04 0.286E-04

*註:此為假設構裝體為無缺陷,各層間並無產生脫層的狀態下

表4.2 二維與三維構裝體金屬墊片承受之最大等效應力(熱濕耦合) CASE Structure CSP2 CSP3 XinPac CSP4

2D 399.11 362.17 374.22 335.7 TC

3D 628.2 580.2 600.51 573.7 2D 137.55 144.22 148.99 151.0

uHAST

3D 405.7 425.1 429.6 431.5 2D 96.45 102.53 106.33 107.0

THST

3D 303.4 323.4 344.78 352.8

4.3 參數設計

由之前的結果可知,二維與三維在構裝體受到負載後的結果相 似,故吾人便以二維結構針對實驗中較易產生缺陷處如圖 4.19,先將 Dam (baseline) 的特性楊氏係數與熱膨脹係數增大 k (1.05、1.1、 1.15、1.2、1.25、1.3、1.35、1.4、1.45、1.5) 倍來做比較,以三項不 同之測試條件來比較各層介面最大應力值,以及比較金屬墊片所承受

(55)

Dam

Silicon

Epoxy

Pad

1

2

3

4 5

之最大應力如表4.5。

Dam

Silicon

Epoxy

Pad

1

3

2

4 5

圖 4.19實驗中較易產生缺陷處

圖4.20 熱循環下Dam楊氏係數變化與構裝體Line1最大應力關係圖

圖 4.21熱循環下Dam楊氏係數變化與構裝體Line2最大應力關係圖

1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5

k 40

50 60 70 80

stress (MPa)

package CSP2 CSP3 XinPac CSP4

0 50 100 150 200 250 300

s (MPa)

package CSP2

stres

CSP3 XinPac CSP4

1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5

k

(56)

圖 4.22熱循環下Dam楊氏係數變化與構裝體Line3最大應力關係圖

圖 4.23熱循環下Dam楊氏係數變化與構裝體Line4最大應力關係圖

1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5

k 180

200 220 240 260

stress (MPa)

package CSP2 CSP3 XinPac

1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5

k 400

440 480 520 560 600 640

stress (MPa)

package CSP2 CSP3 XinPac

(57)

圖 4.24熱循環下Dam楊氏係數變化與構裝體Line5最大應力關係圖

圖4.25 熱循環下Dam熱膨脹係數變化與構裝體Line1最大應力關係

1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5

k 240

260 280 300 320 340

stress (MPa)

package CSP2 CSP3 XinPac

1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5

k 40

50 60 70 80

stress (MPa)

package CSP2 CSP3 XinPac CSP4

(58)

圖4.26 熱循環下Dam熱膨脹係數變化與構裝體Line2最大應力關係 圖

圖4.27 熱循環下Dam熱膨脹係數變化與構裝體Line3最大應力關係

1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5

k 0

50 100 150 200 250 300

stress (MPa)

package CSP2 CSP3 XinPac CSP4

1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5

k 180

200 220 240 260 280

stress (MPa)

package CSP2 CSP3 XinPac

(59)

圖4.28 熱循環下Dam熱膨脹係數變化與構裝體Line4最大應力關係 圖

圖4.29 熱循環下Dam熱膨脹係數變化與構裝體Line5最大應力關係

1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5

k 400

500 600 700

stress (MPa)

package CSP2 CSP3 XinPac

1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5

k 240

280 320 360 400

stress (MPa)

package CSP2 CSP3 XinPac

(60)

圖4.30 熱循環下Dam楊氏係數變化與構裝體金屬墊片應力關係圖

圖4.31熱循環下Dam熱膨脹係數變化與構裝體金屬墊片應力關係圖

以上為在熱循環測試下之結果,可發現無論是增大楊氏係數或熱膨脹 係數時,都將增大構裝體內之應力值,金屬墊片尤以CSP2最劇烈。

1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5

k 200

400 600 800 1000

stress (MPa)

package CSP2 CSP3 XinPac CSP4

1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5

k 200

400 600 800 1000 1200

stress (MPa)

package CSP2 CSP3 XinPac CSP4

(61)

圖4.32 加速壽命試驗下Dam楊氏係數變化與構裝體Line1最大應力

關係圖

圖4.33 加速壽命試驗下Dam楊氏係數變化與構裝體Line2最大應力

關係圖

1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5

k 12

14 16 18 20 22 24

stress (MPa)

package CSP2 CSP3 XinPac CSP4

1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5

k 0

20 40 60 80 100

stress (MPa)

package CSP2 CSP3 XinPac CSP4

參考文獻

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