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中 華 大 學 碩 士 論 文

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中 華 大 學 碩 士 論 文

高銅柱堆疊晶片封裝熱機行為探討

The study of thermal-mechanical behavior with high copper pillar to POP package

系 所 別:機 械 工 程 學 系 碩 士 班 學號姓名: M09908020

徐 偉 峻 指導教授:陳 精 一

博 士

中 華 民 國 101 年 8 月

(2)

中文摘要

電子構裝的失效是電子產業界關心的重要課題之一,失效是指電子產品中任何一 個元件喪失其功能,導致電子產品無法正常運作。IC 封裝技術隨著 IO 接腳數目需 求提高,造成莫爾定律延緩,在新方向的發展中,3D IC 有許多研究與發展的機會例 如層疊封裝(Package-on-Package, PoP)應用於手機。傳統的 PoP 結構是藉由錫球連接 上下兩個封裝體,為了要增加 I/O 密度其上下封裝體連接處的錫球節距勢必隨之縮 小,而降至0.4 mm 以下,由於相臨錫球的塌接,在封裝製程中正面臨嚴酷之技術挑 戰。

本研究主要針對半導體封裝業的 PoP 結構中以較新穎的高銅柱結構 (High Copper Pillar,HCP) 取代錫球的連接,對於整個封裝體基板級(Substrate Level)的熱機 行為的探討。藉由有限元素ANSYS 軟體程式的參數化開發,以二分之一對稱之全域 模型進行 TCT 熱循環測試模擬,採用 JESD22-A104-B 規範條件 B (-55 °C~125 °C) 以了解各層元件的應力與應變分布。

由於結構的複雜性,採用ANSYS 有限元素法中全域模型與次模型技巧。全域模 型中微小的結構採用等效觀念簡化,因此在全域模型中晶片下的凸塊是忽略其非線性 現象,等效模型雖可有效減短分析時間但只能看出整體趨勢,利用其應力與應變分布 趨勢可推測焊錫失效之關鍵位置。在次模型技巧中,針對應力或應變較大之關鍵位 置,進行局部區域分析,於凸塊次模型及外圍銅柱次模型中取得凸塊和焊錫接點的熱 機力學行為。期望藉由本研究,觀察覆晶封裝載板的高銅柱應用於晶片堆疊封裝上,

各項元件之熱機行為,期待能給予設計者幫助。

高銅柱結構是本研究所探討PoP 封裝的重點,因此最後利用田口實驗方法來配置 實驗參數,探討銅柱高度、銅柱節距及銅柱直徑三項因子在二個不同尺寸下對整體封 裝結構效能,因此採用L4(23) 直交表。二個水準的尺寸變異分別為銅柱高度 230 μm 及210 μm、銅柱節距 400 μm 及 360 μm、銅柱寬度 160 μm 及 150 μm。

根據田口實驗方法L4(23) 直交表的分析,吾人將探討銅柱結構對全域模型 Die 1 應力、全域模型Die 1 基板應力、單一次域模型 Die 1 凸塊應力、單一次域模型 Die 1

(3)

ii

凸塊第三個熱負載週期的應變範圍、全域模型Die 2 應力、全域模型 Die 2 基板應力、

單一次域模型Die 2 凸塊應力、單一次域模型 Die 2 凸塊第三個熱負載週期的應變範 圍、單一次域模型銅柱應力、單一次域模型焊錫接點等效應變、單一次域模型焊錫接 點單位體積塑性功等物理量之影響。

關鍵詞:層疊封裝(PoP)、高銅柱(HCP)、ANSYS 有限元素、等效模型、次模型、田 口實驗法

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ABSTRACT

The trend of electronic products today is moving toward further miniaturization, high functionality and improved performance. To accomplish this, new packaging needs to be able to integrate more dies with greater function, higher I/O counts, smaller pitches, and greater heat densities, while being pushed into smaller and smaller footprints. The package-on-package (PoP) is one of the 3D packaging solutions, which typically integrates a high-density digital logic processor at the bottom package with high capacity memory dies on the top package. However, the surface mount between top and bottom package encounters the bump collapsed problem in the manufacture process when the interconnection pitch is less than 0.4 mm. Instead of traditional interconnection bumps, the high copper pillar (HCP) structure is an alternative technology to meet the smaller pitch requirement.

This study focuses on the thermal-mechanical performance of the PoP package with high copper pillar structure under temperature loadings. In this study, a 3-D half symmetrical nonlinear finite element model of a PoP package was developed using ANSYS finite element simulation. A temperature cycling test in the range of -55 °C to 125

°C was conducted by three cycles. The mechanical property of SAC and SnAg leadless solder are considered as Anand viscoplastic behavior. The stress, plastic strain and plastic work distributions in each component of the package were investigated.

Due to the complicate PoP package structure, the 3-D equivalent global model and local submodeling technique were applied. The equivalent global model is capable of addressing cirtical component failure locations. Individual local solder ball is then used to predict the perfoemance in detail.

To investigate the dimension of HCP to the PoP performance, An L4(2×3) Taguchi matrix was developed to investigate the effects of copper pillar height, pitch and diameter on each component performance. Two levels were chosen for each parameter to cover the ranges of interest. The results show that the best combination to a total of 11th different physical behaviors. These could be used as guides for PoP and further similar 3-D stack packages design.

Key words:Package-on-Package(PoP),High Copper Pillar(HCP),Finite Element Method,

(5)

iv

Equivalent Model, Submodel, Taguchi Method

(6)

致謝

光陰似箭,兩年的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,承蒙偉大的指導教授陳精一老師的教導,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,更是在待人處世方面學習不少,在此敬上最高的感 謝。也由衷感謝口委倪慶羽博士以及黃國饒老師在口試中的指導與建議,讓短視的我 能順利完成論文,以及感謝陳俊宏老師、許隆結老師,亦師亦友的相處,在你們身上 我學到很多。

在實驗室的兩年生活,充滿了許多令人珍惜的回憶,學長學弟間的互動亦是我最 大的收穫,感謝建偉、翔硯、阿宏以及阿國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,總是與我們和樂融融,一起努力、一 起歡笑,使我研究所的生活不是只有單調的學習,也給予我放鬆的空間。與同學政升 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;醫生、

松峰、阿弄、小魚學弟們感謝你們的分工合作,減輕我不小的負擔,以及感謝其它實 驗室的成員所創造出融洽的環境,跟大家一起奮戰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,以及感謝 依凡十年來的包容與支持,您們的支持與鼓勵成為我最強大的後盾。在此獻上我最真 摯的感謝以及祝福,並將此喜悅分享給所有關心我的人。

(7)

vi

目錄

中文摘要... i

ABSTRACT ... iii

致謝... v

目錄... vi

表目錄... viii

圖目錄... x

圖目錄... x

第一章 序論... 1

1-1 前言... 1

1-2 研究動機... 4

1-3 研究方法... 6

第二章 文獻回顧... 9

第三章 有限元素模型... 11

3-1 構裝體機械性質... 12

3-2 有限元素模型的建立與分析方法... 15

3-3 非線性模型... 16

3-4 等效模型... 17

3-5 次模型... 19

(8)

3-6 邊界條件及負載設定... 22

第四章 結果及討論 ... 23

4-1 等效全域模型及次模型結果比對... 23

4-2 單一次模型細部結果比較... 30

4-3 有限元素模型因子探討... 56

第五章 結論... 70

參考文獻... 72

(9)

viii

表目錄

表3-1 構裝體各材料之機械性質... 13

表3-2 Anand’s Model材料常數... 16

表 4-1 次域模型Die 2 凸塊第三個熱負載週期的應變範圍 ... 23

表 4-2 次域模型Die 1 凸塊第三個熱負載週期的應變範圍 ... 26

表 4-3 銅柱次模型銅柱於第三個熱負載週期中高溫及低溫應力、應變最大值... 31

表 4-4 銅柱次模型焊錫接點應力、應變、塑變及單位體積塑性功... 34

表 4-5 Die 2 凸塊次模型凸塊應力、應變、塑變及單位體積塑性功 ... 39

表 4-6 Die 2 單一凸塊次模型凸塊墊片第三個熱負載週期中高溫及低溫應力、應變 最大值... 44

表 4-7 Die1 凸塊次模型凸塊應力、應變、塑變及單位體積塑性功 ... 47

表 4-8 Die 1 單一凸塊次模型凸塊墊片第三個熱負載週期中高溫及低溫應力、應變 最大值... 52

表 4-9 L4(23)直交表 ... 56

表 4-10 控制因子水準表... 56

表 4-11 全域模型Die 1 應力S/N比的因子反應表 ... 58

表 4-12 全域模型Die 1 基板應力S/N比的因子反應表... 59

表 4-13 單一次域模型Die 1 凸塊應力S/N比的因子反應表... 60

表 4-14 單一次域模型Die 1 凸塊第三個熱負載週期的應變範圍S/N比的因子反應表 ... 61

表 4-15 全域模型Die 2 應力S/N比的因子反應表... 62

(10)

表 4-16 全域模型Die 2 基板應力S/N比的因子反應表... 63

表 4-17 單一次域模型Die 2 凸塊應力S/N比的因子反應表... 64

表 4-18 單一次域模型Die 2 凸塊第三個熱負載週期的應變範圍S/N比的因子反應表 ... 65

表 4-19 單一次域模型銅柱應力S/N比的因子反應表... 66

表 4-20 單一次域模型焊錫接點等效應變S/N比的因子反應表... 67

表 4-21 單一次域模型焊錫接點單位體積塑性功S/N比的因子反應表... 68

(11)

x

圖目錄

圖 1- 1 POP結構剖面示意圖 ... 3

圖 1- 2 POP + HCP結構剖面示意圖... 3

圖 1-3 傳統產品研發過程... 6

圖 1-4 新產品的研發流程... 7

圖 3-1 POP 封裝體之基本結構示意圖 ... 11

圖 3-2 模型示意圖... 11

圖 3-3 填膠材料機械性質與溫度關係圖... 14

圖 3-4 晶片位置示意圖... 15

圖 3-5 完整等效全域模型... 18

圖 3-6 全域模型與次模型示意圖... 20

圖 3-7 有限元素模型示意圖... 21

圖 3-8 溫度循環測試... 22

圖 3-9 全域模型束制條件... 22

圖 4-1 全域模型Die 2 應力分布圖 ··· 24

圖 4-2 次域模型Die 2 凸塊應力分布圖 ··· 24

圖 4-3 全域模型Die 2 基板應力分布圖 ··· 25

圖 4-4 全域模型Die 1 應力分布圖 ··· 26

(12)

圖 4-5 次域模型Die 1 凸塊應力分布圖 ··· 27

圖 4-6 全模型Die 1 基板應力分布圖 ··· 27

圖 4-7 全域模型銅柱應力分布圖 ··· 28

圖 4-8 全域模型銅柱焊錫接點塑變分布圖 ··· 29

圖 4-9 全域模型焊銅柱錫接點單位體積塑性功分布圖 ··· 29

圖 4-10 求解位置示意圖··· 30

圖 4-11 銅柱次模型銅柱於第三個熱負載週期中高溫及低溫應力分布 ··· 32

圖 4-12 銅柱次模型銅柱於第三個熱負載週期中高溫及低溫應變分布 ··· 33

圖 4-13 銅柱次模型焊錫接點應力分布圖 ··· 35

圖 4-14 銅柱次模型焊錫接點應變分布圖 ··· 36

圖 4-15 銅柱次模型焊錫接點塑變分布圖 ··· 37

圖 4-16 銅柱次模型焊錫接點單位體積塑性功分布圖 ··· 38

圖 4-17 Die 2 單一凸塊次模型應力分布圖··· 40

圖 4-18 Die 2 單一凸塊次模型應變分布圖··· 41

圖 4-19 Die 2 單一凸塊次模型塑變分布圖··· 42

圖 4-20 Die 2 單一凸塊次模型單位體積塑性功分布圖··· 43

圖 4-21 Die 2 單一凸塊次模型凸塊墊片於第三個熱負載週期中高溫及低溫應力分布 (上圖︰-55 °C ﹔下圖︰125 °C)··· 45

圖 4-22 Die 2 單一凸塊次模型凸塊墊片於第三個熱負載週期中高溫及低溫應變分布 (上圖︰-55 °C ﹔下圖︰125 °C)··· 46

圖 4-23 Die 1 單一凸塊次模型應力分布圖··· 48

(13)

xii

圖 4-24 Die 1 單一凸塊次模型應變分布圖··· 49

圖 4-25 Die 1 單一凸塊次模型塑變分布圖··· 50

圖 4-26 Die 1 單一凸塊次模型單位體積塑性功分布圖··· 51

圖 4-27 Die 1 單一凸塊次模型凸塊墊片於第三個熱負載週期中高溫及低溫應力分布 (上圖︰-55 °C ﹔下圖︰125 °C)··· 53

圖 4-28 Die 1 單一凸塊次模型凸塊墊片於第三個熱負載週期中高溫及低溫應變分布 (上圖︰-55 °C ﹔下圖︰125 °C)··· 54

圖 4-29 全域模型Die 1 應力S/N比的因子反應圖 ··· 58

圖 4-30 全域模型Die 1 基板應力S/N比的因子反應圖 ··· 59

圖 4-31 單一次域模型Die 1 凸塊應力S/N比的因子反應圖 ··· 60

圖 4-32 單一次域模型Die 1 凸塊第三個熱負載週期的應變範圍S/N比的因子反應圖 ··· 61

圖 4-33 全域模型Die 2 應力S/N比的因子反應圖 ··· 62

圖 4-34 全域模型Die 2 基板應力S/N比的因子反應圖 ··· 63

圖 4-35 單一次域模型Die 2 凸塊應力S/N比的因子反應圖 ··· 64

圖 4-36 單一次域模型Die 2 凸塊第三個熱負載週期的應變範圍S/N比的因子反應圖 ··· 65

圖 4-37 單一次域模型銅柱應力S/N比的因子反應圖 ··· 66

圖 4-38 單一次域模型焊錫接點等效應變S/N比的因子反應圖 ··· 67

圖 4-39 單一次域模型焊錫接點單位體積塑性功S/N比的因子反應圖 ··· 68

(14)

第一章 序論

1-1 前言

當莫爾定律延緩時,微電子工業仍致力於找尋能成長的新方向,在目前 3D IC 發 展中,晶片技術與封裝技術已越來越緊密結合再一起,在3D IC 中有許多研究與發展 的機會。同時,近年來電子通訊類產品為了讓消費者攜帶方便與使用,產品盡可能輕、

薄、短、小化,而內部元件驅動IC 也必須追求製作成本低、高性能的趨勢才能使產 品在市場上更加有競爭力,因此電子產品前段製程關鍵技術在於 IC 設計,提高 I/O 數、達到高效能、微小化目標邁進,而後段製程方面,電子構裝 (Electronic Packaging) 須配合高複雜、高密集度佈線設計,提供承載與保護內部的線路,避免外界的環境因 素影響破壞其功能,由於在傳輸過程中部分能量釋放轉為熱能,為了使其在正常工作 溫度下運作,因此發展出堆疊式構裝方式,確保其效能發揮。

堆疊式晶片封裝 (Stacked Die Package) 是把多顆不同功能的晶片整合在同一封 裝模組內,除了可以達到功能整合的目的外,更可節省電路板的面積,減少晶片所佔 據的空間,進而降低整體製造成本。另外,堆疊式晶片封裝可將封裝內多顆晶片之間 的電路距離變短,可以提供較佳的電性效能並降低干擾問題。記憶體是目前較常採用 堆疊式晶片封裝的產品,例如快閃記憶體 (Flash Memory) 與 SRAM 之間的堆疊;部 分的通訊晶片也是採用堆疊式晶片級封裝,如將基頻、快閃記憶體與SRAM 放到同 一個封裝之內。立體封裝目前大致發展出兩種模式,分別為 PoP (Package on package) 以及PiP (Package in package)。PoP 屬 3D 封裝,是一種經過完整測試的封裝方式,

如單晶片FBGA 或堆疊晶片 FPGA (記憶體晶片),被堆疊在另一片單晶片 FBGA 或 堆疊晶片FBGA (類比晶片) 的上部。PiP 則是一種在基礎裝配封裝 (Basic assembly package, BAP) 上部堆疊,且經過完全測試的內部堆疊模組 (Internal Stack Module, ISM),所組成的 3D CSP (晶片級封裝) 解決方案。

因應消費性電子產品微小化及高功效的需求,在構裝技術的解決之道中推出如 Package-on-package (PoP),圖 1-1 為其結構剖面示意圖,傳統的 PoP 結構是藉由錫球 連接上下兩packages,為了要增加 I/O 密度在上下 package 連接處的球墊間距勢必隨

(15)

2

之縮小,而降至0.4 mm 以下之球墊閒距,在封裝製程中正面臨嚴酷之技術挑戰。主 要核墊閒距無法往下縮的困境,此新穎的結構為在IC 載板球(銅)墊上以電鍍銅的方 式生成高銅柱,其本身高度、共平面性及高銅柱與銅墊結合力正是探討的重點,並藉 此因應未來產業朝高效能 (High Performance)、低成本(Low Cost)及尺寸微型化 (Size Miniaturization) 之趨勢。

綜觀整個3D 整合技術國內外發展的概況,本文所要探討的主軸 PoP 封裝是將已 完 成 構 裝 的 IC 直 接 堆 疊 在 另 一 顆 封 裝 上 , 雖 然 有 其 他 新 的 技 術 如 Embedded/WLP/TSV…等開發中,就依產品應用仍有優勢如有效縮小基板面積、低組 裝成本、可功能測試性、上下游基已建立及已在量產性的狀態如國內封裝廠日月光 (ASE)、矽品 (SPIL),且 POP 技術有許多市售產品採用,如 Nokia、HTC 部分手機的 晶片、Apple 平板電腦 I-pad 等,為國內外多家 IC 設計公司與整合元件製造商所採用,

故POP 構裝將會逐漸成為現今電子構裝主流之一。

主要核心關鍵技術是在IC 載板端提出高銅柱 (High Copper Pillar, HCP),取代 現今結構,圖1-2 為其結構剖面示意圖,期能解決目前業界面臨球墊間距無法往下縮 的困境。

(16)

圖 1- 1 POP 結構剖面示意圖

圖 1- 2 POP + HCP 結構剖面示意圖

(17)

4

1-2 研究動機

對於進階封裝技術研發目前面臨許多挑戰,構裝後的 IC,在使用狀態時所產生 的熱能,由於構裝結構各元件的材料熱膨脹係數不同,導致構裝結構翹曲造成破壞,

因此銲錫接點 (Solder Joint) 的可靠度仍是極為重要問題之一

為滿足微電子系統輕、薄、短、小、新、速、價廉及環保等需求,以及可攜式數 位影音產品的興起,使得封裝測試技術面臨多樣化發展面對數位電子產品輕薄短小趨 勢與高效能的需求,驅使半導體製造封裝業朝向高功率、高密度與低成本的製程發 展,使得三維堆疊式晶片的技術也應運而生。然而對於目前先進的三維堆疊式晶片其 結構的可靠度,仍是最關切的問題。

本研究的 PoP 結構在球墊間距 (Top Ball Pad Pitch) 縮至 0.4 mm 封裝製程正遭 遇瓶頸,需以調整製程順序如先上錫球於載板的球墊,再灌塑模,最終藉由雷射燒 熔錫球上方的塑模,以供上方封裝體的錫球連接,此現有技術製程冗長、耗成本,

且對覆晶 C4 區 (Controlled Collapse Chip Connection) 的焊墊凸塊造成一併熔融,

對後製程上覆晶焊錫接合的困難度增加。HCP 是藉由電鍍銅形成焊墊凸塊的技術,

同時在球墊區域形成高銅柱的結構,期能有效解決目前業界面臨球墊閒距無法往下縮 的困境,而使半導體晶片堆疊封裝能朝向更輕薄短小,其方法是於覆晶晶片封裝載板 的球墊及晶片植放區之凸塊焊墊以電鍍銅柱之流程及設計之技術。該技術乃於增層基 板及防焊層製作完成時,將導電晶種層形成於防焊層上,再以乾膜曝光顯影方式開出 待鍍區域後,以電鍍銅沉積至焊料凸塊所需高度,完成上述製程後,再往上加一層厚 乾膜,進行第二次曝光顯影定義待鍍區域,此次電鍍銅的區域只剩下正面球墊,經電 鍍得到銅柱應有高度後,再將該二層乾膜一起剝除,並將導電晶種層蝕刻移除,最後 再經表面處理以完成具有高銅柱之封裝載板,以供後續進行堆疊封裝。

一般半導體可靠度的探討,方法可分實驗分析法或有限元素模擬分析法。其中實 驗分析法是將封裝體置於測試環境中,給予加速熱循環測試的條件,進行實際電阻量 測,作為可靠度的依據,其結果可信度佳,但需要較高的成本與時間,不適合於未知 結構或結構變異研究時所採用,因為開發中的成品不可能將所有可能性的結果採用實

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驗分析法,故最佳的結構組合,利用有限元素模擬分析法是最佳的選擇。因此啟發本 研究的動機,希望藉由有限元素模擬法降低製程開發時間,並經由銅柱結構尺寸變異 之分析以了解其可靠度之相關性。

(19)

6

1-3 研究方法

電腦輔助工程 (Computer-Aided Engineering,簡稱 CAE) 是用來輔助工程師有效 率且經濟的完成工程上面的任務,達到快速完成產品設計並且進行量產,例如完成車 輛、車床、馬達等的設計與生產;亦或是產品的工程圖型繪製,以利加工人員方便加 工製造;亦或是進行產品的分析 (承受外力),了解其變形、應力以及應變的情況,

以便了解設計破壞參考的依據。

機械工業之現代化可帶動我國全方位產業之升級,精密機械與產業自動化相關技 術是未來我國產業升級之關鍵技術,更是我國跨越二十一世紀之重點產業技術之一,

此等必須配合高品質之設計與製造能力。然而不管專精領域為何,最終目的為確保產 品設計能如預期的需求,由機械設計的基本流程面,圖1-3 為傳統的研發過程,由圖 中可知傳統的研發過程中,產品測試方法需要實體的原型機,加上傳統試誤法之設計 修改方式,通常需要為數不少的迴圈方能設計出一符合所有需求的產品。

CAD 製圖或傳統 設計

圖 1-3 傳統產品研發過程

目前國內早已面臨工資上揚、勞動力不足,使得以低廉工資為競爭的傳統勞力密 集產業,已失去其競爭優勢。在當前競爭激烈、瞬息萬變的製造環境中,各企業莫不

CAM 或傳統製造 方法

傳統產品設計 測試通過?

傳統組裝方法:

產生實體(Physical) 原型機

不符合某些設計需求,重新修改設計

通過所有設計需求 量產

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使出渾身解數提升技術層次、提高生產力、降低成本,以強化本身體質,提升產品品 質與附加價值,維持利基。圖 1-4 表示研發流程以整合之電腦輔助軟體來完成整個 設計迴圈之工作,除了提升產品研發流程之連貫性與整體性,加速產品資料庫建立之 系統外,工程最佳化在各 CAE 領域之廣泛應用更大量地縮短了設計的迴圈數目。如 此,在 CAE 工程上的應用,將同時達到減少或完全取消原型機製造,及縮短研發時 效之功效。

不符合某些設計需求,重新修改設計 CAD 製圖

量產

CAD 組裝: CAE 分析: 製造原型機

並測試 產生虛擬(Virtual)

原型機

機構、動力振動、機械疲勞、機械 安全等工程分析及工程最佳化

通過所有設計需求

圖 1-4 新產品的研發流程

本文以 PoP 構裝體為分析研究對象,使用有限元素分析軟體 ANSYS 建立三 維等效全域模型,於凸塊與底膠部份以及基板部分建立等效層,使用混合體積比例 方式求取等效材料參數,並以以二分之一對稱之全域模型進行 TCT 熱循環測試模 擬。進而觀察其應力應變趨勢,求取構裝體最可能發生破壞位置。同時利用次模型 技巧,針對應力或應變較大之凸塊關鍵位置建立次模型,進行疊代計算,作為細部 分析之結果,進行探討研究。

對於本文分析過程進行下列假設:

1. 溫度循環測試為電子裝置工程聯合委員會 (Joint Electron Device Engineering Council, JEDEC) 所定訂標準做為溫度負載,在 -55 °C至125 °C 溫度曲線範圍 內進行三次循環週期。

(21)

8

2. 構裝體為等溫狀態,即環境溫度在任一時間點與構裝體內部任一位置皆相同。

3. 銲錫接點材料皆為錫銀銅錫球 (SAC305 , Sn96.5/Ag3.0/Cu0.5),凸塊為錫銀錫 球 (Sn96.5/Ag3.5) 考慮其非線性材料特性包括塑性變形及黏塑性效應。

4. 所有結構體皆完美接合無隙縫,不考慮製程瑕疵造成缺陷;所有材料不因化學效 應產生瑕疵。

5. 初始時並無殘留應力及初始位移。

(22)

第二章 文獻回顧

半導體產業已快速發展至奈米尺寸技術,構裝體機亦隨著微小化電晶體縮小,構 裝材料也隨著不斷的創新,如超低介電材料、無鉛銲錫、薄核心基板,構裝技術面臨 更多挑戰。在可靠度方面的文獻大多數以加速測試實驗或有限元素軟體分析而得。

在 1997 年時,Ikemizu 等人 [2] 利用有限元素法與實驗方式,討論晶片尺寸構 裝因為材料間的熱膨脹係數不匹配 (CTE Mismatch) 而產生的錫球可靠度降低。

在 2001 年時,Chen 等人 [3] 以模擬方式比較覆晶封裝接合處有無填膠及不同填膠 材料對於熱-機行為的影響,結果發現在 TCT 環境下填膠可以增加疲勞壽命。

在2007 年時,Lee [5] 討論第二層封裝的填膠 (Underfill) 材料最佳化,用於 PoP 封裝以達基板級較佳的可靠度。填膠的考慮因子有填料 (Filler Content)、CTE、Tg、

填膠填充型式 (Dispensing Pattern) 等,由結果顯示,較低 CTE 與較高 Tg 比其他 因 子 , 有 較 佳 的 溫 度 循 環 性 能 。 同 年 ,Wang [6] 採 用 順 序 的 熱 - 機 (Sequential thermal-mechanical)偶合分析方法,針對某 PoP 封裝體在基板級,承受偶合電力 (Power) 與熱 (Thermal) 循還測試,其疲勞可靠度的探討。VFBGA 與 SPBGA 晶片相互改變 作用下,導致殘留溫度使相接處溫度趨勢與熱循環測試大不相同。Amagai 與 Suzuki [7-8] 探討封裝尺寸與材料對封裝翹曲在迴焊 (Reflow) 過程的影響。

Feng [9] 採用理論的數值解與實驗的方式,探討由熱所引發 PoP 封裝變形。一 個新推導展的 PoP 數學解析模型,被建議用於預測 PoP 變形,藉由解得一些線性 多重多項 (Linear Multiple Polynominal) 方程式,而非傳統的有限元素法,例如 ANSYS。然而仍採取 3D 有限元素模型結果,並與實驗結果共同驗證解析模型的正確 性。

Eslampour[10] 說明 PoP 封裝結構的現有產品的發展,由傳統塑模(Mold)打線結 合(Wire-Bond)設計至裸晶覆晶(Bare-Die Flip-Chip)及進階的 Embedded-Solder-On-Pad 與雷射穿孔(Laser-Via)。同時也比較這些結構在未來更小球間距要求下的可行性。然 而各廠商將仍努力呈現不同的設計與製程,最終滿足使用者的需求,各類的產品與研 究可參閱[11-18]。

(23)

10

在2011 年時,Qiu [19] 利用有限元素法討論上層封裝體起始翹曲對 PoP 堆疊的 影響,當起始翹曲在一定範圍內,有效降低其錫球應力。

陳文華 [20] 等人利用有限元素軟體 ANSYS 對於內含多塊不同大小晶片之平 面式多晶片模組 (MCM-Horizontal,MCM-H) 及堆疊式多晶片模組 (MCM-Vertical,

MCM-V) 封裝進行散熱分析與可靠度研究,成功探討了晶片尺寸、位置對於 MCM-H 散熱效益之影響,金字塔型為較佳的堆疊形式。

(24)

第三章 有限元素模型

本研究針對 POP 封裝銅柱 (Pillar) 結構對整體基板級 (Substrate Level) 結構進 行可靠度探討,提供最佳的銅柱結構組合,以降低開發成本及縮短設計時程。圖3-1 為 POP 封裝體之基本結構示意圖,兩個晶片封裝體,藉由四週雙排銅柱結構將兩層 晶片堆疊封裝為一體。如何將兩層晶片堆疊封裝為一體,並提供該堆疊封裝體有效的 可靠度,對最後產品的設計生產是一重要的課題。銅柱結構主要以銅為主,少量的 SAC 與上層晶片相接,如圖 3-2 所示。

圖 3-1 POP 封裝體之基本結構示意圖

Cu

塑模(molding compound) SAC

晶片一 晶片二 填膠

塑模(molding compound) 柱 銅 柱

基板

基板

圖 3-2 模型示意圖

(25)

12

3-1 構裝體機械性質

封裝結構中大部份材料為線性,但有些材料為非線性隨溫度改變,結構中基板的 熱膨脹係數為非均向性。填膠 (Underfill) 的玻璃轉換溫度為 70 °C,其楊氏係數隨著 溫度上升而下降及熱膨脹係數隨著溫度上升也跟著增大,如圖3-3 所示。焊錫接點採 用無鉛 SAC305 其揚氏係數隨著溫度而有所改變,凸塊則採用無鉛 SnAg 其楊氏係數 及熱膨脹係數皆因溫度改變而變動,其他相關材料之機械性質如表3-1 所示。

(26)

表3-1 構裝體各材料之機械性質

材料 楊氏係數(MPa) 卜松比 熱膨脹係數

(ppm/°C)

Chip 131000 0.28 2.6

Build up 3500 0.22 60

Solder Mask 3448 0.35 30

Underfill 圖 3-3 (a) 0.33 圖 3-3 (b)

Core 22000 0.21

CTEX = 16 CTEY = 16 CTEZ = 50

Cu 117000 0.34 16.7

Molder

compound 12818.96@ -40 °C

2830@ 240 °C 0.3 13

SnAg

56223@ -55 °C 53701@ -15 °C 52708@ 0 °C 50992@ 25 °C 47342@ 75 °C 43398@ 125 °C

0.4

20.7 @-55 °C 21.5 @-15 °C 21.8 @0 °C 22.3 @25 °C 23.3 @75 °C 24.3 @125 °C

SAC305

48488@-55 °C 47611@-40 °C 46733@-25 °C 45271@0 °C 43808@25 °C 42346@50 °C 41176@70 °C 40883@75 °C 39421@100 °C 38836@110 °C 37958@125 °C 34741@180 °C

0.4 24.7

(27)

14

-50 0 50 100 150

Temperature (OC) 0

2 4 6 8 10

Young's modulus (GP a)

-50 0 50 100 150

Temperature (OC) 0

2 4 6 8 10

Young's modulus (GP a)

(a) 揚氏係數與溫度關係圖

-50 0 50 100 150

Temperature (OC) 0

40 80 120

CTE ( ppm /

o

c)

-50 0 50 100 150

Temperature (OC) 0

40 80 120

CTE ( ppm /

o

c)

(b) 熱膨脹係數與溫度關係圖

圖 3-3 填膠材料機械性質與溫度關係圖

(28)

3-2 有限元素模型的建立與分析方法

封裝體結構特殊,元件之間尺寸的差異很大,因此採用全域模型與次模型的方 法。該方法是先行分析全域模型,也就是完整結構有限元素模型的建立,此時某些 小元件可以忽略,或等效合併於其它元件之中。當全域模型分析完成後,吾人可針 對有興趣的區域進行詳細的有限元素次模型建立,再度進行分析。分析時以全域模 型分析相對應的位移結果視為次模型的邊界條件,並施加與全域模型分析的溫度負 載。

由於結構中晶片擺放位置並未在正中央如圖 3-4 所示,故全域有限元素模型的 建立只能採用 1/2 模型以利減少運算時間,並依照結構之組成輸入相關材料參數,

在全域模型部分並不詳細建立完整晶片下凸塊結構,採用建立等效層,使用混合體 積比例疊加方式求取等效材料特性。銅柱是本研究的重點,採用原尺寸建立,但基 板中的銅線將以等效方式合併於基板中。

晶片

圖 3-4 晶片位置示意圖

(29)

16

3-3 非線性模型

在全域模型中外圍銅柱因已詳細建立,故銅柱含 SAC305 的部份加入非線性材 料特性,但在中心晶片部分因採用等效方式建立,故只能使用線性材料特性取代之。

在次模型中凸塊部份已完整建立,因此在溫度循環模擬中銲錫材料需加入非線性材料 特性。故模擬中吾人使用Anand’s Model 進行分析,此模式焊錫材料為黏塑性 (Viscoplastic),在ANSYS中已內建Anand’s Model方程式,所以只需在ANSYS中輸入9 項參數即可,其材料參數及意義如表3-2。

表3-2 Anand’s Model 材料常數

SAC305 SnAg 定義

C1 45.9 39.09 抗變初始值

C2 7460 8900 活化能/波茲曼常數

C3 5.87E6 2.23E4 指數因子

C4 2.0 6 應力倍數

C5 0.0942 0.182 應變率

C6 9350 3321.15 材料硬化常數

C7 58.3 73.81 抗變滲透值係數

C8 0.015 0.018 抗變值

C9 1.5 1.82 材料硬化後之應變率

(30)

3-4 等效模型

建構全域模型時,其尺寸結構依照真實尺寸與凸塊分布位置,因構裝體為對稱 結構,故僅建立1/2 有限元素模型並依照結構之組成輸入相關材料參數,在全域模 型中晶片下凸塊及填膠結購、外圍銅柱下的銅座結構以及銅線埋入的部份並無詳細 建立而使用等效觀念建立,舉例來說晶片結構中凸塊與填膠部份使用混合體積比例 疊加方式求取等效材料特性,假設等效層總體積為

V

V 與 s 分別表示凸塊與填 膠之體積,則

Vu

R 及 s R 為凸塊與填膠之體積比,其表示式如下: u

s s/

RV V (3.1)

u u /

RV V

(3.2) 混合等效材料特性,楊氏係數 Eeq、卜松比

eq 及熱膨脹係數

eq 表示式如下:

eq s s u u

EE RE R

(3.3)

eq

sRs

uRu (3.4)

eq sRs uRu

(3.5) 其中 E 與 s Eu 為銲錫凸塊及填膠之楊氏係數,

s

u 為銲錫凸塊及填膠之卜 松比,

s

u 為銲錫凸塊及填膠之熱膨脹係數。圖3-5為完整等效全域模型。

(31)

18

1

Die1 晶片下凸塊等效層 Die2 晶片下凸塊等效層

圖 3-5 完整等效全域模型

(32)

3-5 次模型

為了瞭解錫球在溫度循環測試環境下的應力與應變行為及趨勢,吾人在全域模 型中選定第三週次完成後發生最大應變的位置進行次結構模型分析,所謂次結構模 型分析是在全域模型分析完成之後,在關鍵位置上建立更為詳細的結構並以全域模 型相對位置的節點位移為束制條件,再以和全域模型完全相同的測試環境下進行模 擬分析。

吾人將建立五個次模型。銅柱次模型,雖然全域模型已有銅柱結構,此時主要 是將元素變小,有較佳的結果。晶片一與晶片二的次結構,主要是將晶片下的凸塊 詳細建立。晶片一與晶片二單一凸塊次模型,則是將凸塊元素作的更細,以便了解 該部分結構的熱機行為。圖3-6、圖 3-7 為全域模型與次模型示意圖及有限元素模型 示意圖。

(33)

20 基板

基板

銅柱次模型 晶片2 與凸塊次模型

晶片1 與凸塊次模型

晶片1 單一凸塊次模型 晶片2 單一凸塊次模型

圖 3-6 全域模型與次模型示意圖

(34)

全域模型

晶片二次模型 晶片一次模型

銅柱次模型

晶片一單一凸塊次模型 晶片二單一凸塊次模型

圖 3-7 有限元素模型示意圖

(35)

22

3-6 邊界條件及負載設定

本文所探討之 TCT 溫度循環測試為電子裝置工程聯合委員會所定訂條件 JECTEC 標準做為溫度負載,TCT 熱循環測試負載條件為 -55 °C~125 °C,每一個週 期包含升溫、高溫停留、降溫、低溫停留各600 秒,每一個週期 30 分,進行三個週 期共5400 秒,作為環境負載對結構進行模擬,此時的溫度負載被考慮為均溫負載,

溫度與時間如圖3-8 所示。

-80 -40 0 40 80 120 160

Temperature (oC)

0 1000 2000 3000 4000 5000 6000

Time (sec)

圖 3-8 溫度循環測試

邊界條件的設定方面,由於此全域模型為1/2 結構,且希望用最少的束制條件使 其受力與變形能趨於真實狀態,故吾人使用模型結構的對稱面使其自由度對稱於垂直 於此平面之軸、模型中心點限制其所有位移自由度,如圖3-9 所示。

Sym metr

ic of x-dire

ction

Y X

Sym metr

ic of x-dire

ction

Y X

Fixed point Fixed point

圖 3-9 全域模型束制條件

(36)

第四章 結果及討論

結構力學受熱負載後產生熱機行為 (Thermal-Mechanical Behavior) 有三項指 標:應力、應變與變形。封裝結構力學分析,針對錫球 (BGA) 與凸塊 (Bump)與其 它元件的應力及應變結果,可靠度的良窳視壽命與應力的大小。凸塊是以最後分析的 結果中最嚴重應變位置為基準,取其第三個熱負載週期的應變範圍為指標。其它元件 則以最後分析結果的應力為指標,例如晶片應力、銅墊片應力、基板等。

4-1 等效全域模型及次模型結果比對

由全域模型分析觀察Die 2 應力分布,如圖 4-1 所示,由圖中可知應力最大值的 發生都集中左上角。接著由次模型分析觀察Die 2 凸塊應力分布。凸塊的等效應力效 應最大約41 MPa,如圖 4-2。以上的結果可以得知出錫球會先產生破壞點都集中在角 落處。由全域模型分析觀察Die 2 基板應力分布,如圖 4-3。由圖中也可以發現基板 較大等效應力的發生也是在角落處。表4-1 可得知 Die 2 凸塊應變範圍為 0.0006。

表 4-1 次域模型 Die 2 凸塊第三個熱負載週期的應變範圍

第三個熱負載週期起始 0.0141

第三個熱負載週期結束 0.0135

應變範圍 0.0006

(37)

24

1

MN MX

5.243 8.504

11.764 15.025

18.285 21.545

24.806 28.066

31.327 34.587 ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 SEQV (AVG) DMX =.022583 SMN =5.243 SMX =34.587

圖 4-1 全域模型 Die 2 應力分布圖

1

MN MX

ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 SEQV (AVG) DMX =.022448 SMN =.992578 SMX =41.602

.992578 5.505

10.017 14.529

19.041 28.066 37.09

23.553 32.578 41.602

圖 4-2 次域模型 Die 2 凸塊應力分布圖

(38)

1

MN MX

.150043 10.35

20.55 30.75

40.95 51.15

61.35 71.55

81.75 91.95 ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 SEQV (AVG) DMX =.024197 SMN =.150043 SMX =91.95

圖 4-3 全域模型 Die 2 基板應力分布圖

(39)

26

由全域模型分析觀察Die 1 應力分布。應力效應約為 49 MPa,如圖 4-4。從圖中 可以看出模型最大應力都集中左上角處,而增加塑模的Die 1 在晶片的中心有不同於 Die 2 的分布情形。Die 1 在晶片中心的應力效應雖有塑模結構覆蓋,但與 Die 2 的應 力卻較為提升。由次模型分析觀察Die 1 凸塊應力及第三個熱負載週期的應變範圍,

如圖4-5 及表 4-2。應力與 Die 2 凸塊相比降低約 10 MPa,且應力最大值由左上角移 至左下角位置。由全域模型分析觀察Die 1 基板應力分布,如圖 4-6。由圖可以看出 基板主要的較大應力發生在模型中心處,而並非在外圍銅柱分布位置,所以Die 1 基 板受上方所堆疊的Die 1 晶片的影響比外圍銅柱來的顯著。

表 4-2 次域模型 Die 1 凸塊第三個熱負載週期的應變範圍

第三個熱負載週期起始 0.0040

第三個熱負載週期結束 0.0039

應變範圍 0.0001

1

MN MX

ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 SEQV (AVG) DMX =.015116 SMN =3.027 SMX =49.213

3.027 8.159

13.291 18.423

23.555 33.818 44.082 28.686 38.95 49.213

圖 4-4 全域模型 Die 1 應力分布圖

(40)

1

MN

MX

1.581 4.934

8.286

11.638 14.991

18.343 21.696

25.048 28.4

31.753 ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 SEQV (AVG) DMX =.011903 SMN =1.581 SMX =31.753

圖 4-5 次域模型 Die 1 凸塊應力分布圖

1

ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 SEQV (AVG) DMX =.024749 SMN =.292562 SMX =27.431

MN MX

.292562 3.308

6.323 9.339

12.354 18.385 24.416 15.37 21.401 27.431

圖 4-6 全模型 Die 1 基板應力分布圖

(41)

28

接著吾人利用全域模型觀察外圍銅柱應力分布,如圖4-7。銅柱焊錫接點塑變及 單位體積塑性功分布如圖4-8、4-9。外圍銅柱因個別獨立周圍並無其他結構相鄰,塑 模結構對於外圍銅柱的保護有相當重要的作用,一但缺少便會使應力效應大大的增加 以致提升銅柱的破壞程度。

1

MNMX

ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 SEQV (AVG) DMX =.023624 SMN =.817559 SMX =69.807

.817559 8.483

16.149 23.814

31.48 46.811 62.142 39.145 54.476 69.807

圖 4-7 全域模型銅柱應力分布圖

(42)

1

MN MX

.910E-03 .029287

.057664 .08604

.114417 .142794

.171171 .199547

.227924 .256301 ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 EPPLEQV (AVG) DMX =.023622 SMN =.910E-03 SMX =.256301

圖 4-8 全域模型銅柱焊錫接點塑變分布圖

1

ANSYS 11.0SP1 ELEMENT SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400

NLPLWK (NOAVG) RSYS=0

DMX =.023622 SMN =.33224 SMX =29.172

MN MX

.33224 3.537

6.741 9.945

13.15 19.559 25.968 16.354 22.763 29.172

圖 4-9 全域模型焊銅柱錫接點單位體積塑性功分布圖

(43)

30

4-2 單一次模型細部結果比較

由以上的結果可以看出,Die 2、Die 1 應力最大值都發生在模型的角落處,故吾 人將針對Die 2、Die 1 模型的左上角位置進行單一凸塊的次模型求解,以獲的更精確 的應力及應變分布狀況。在全域模型中可以發現四週雙排銅柱結構的應力最大值都發 生在角落處,故銅柱次模型也是針對左上角位置進行銅柱的次模型求解,如圖4-10。

Die2凸塊求解位置 銅柱

Die1凸塊求解位置 銅柱次模型求解位置

圖 4-10 求解位置示意圖

(44)

在以上的結果中因為銅柱為線性材料,在最後模型負載回到常溫時,銅應是無任 何的應力值,但結果中卻有應力、應變值的產生是因為受到其他非線性材料的殘留應 力所造成的現象。因此將取其第三個熱負載週期中銅柱最高溫及最低溫時的狀態作為 比較,而其他資訊的獲得針對單一模型而言,僅代表該模型的熱機行為,期望應力與 應變範圍越小越好,在封裝力學中並無如同一般結構有一個標準值。然而所有模型相 同元件的比較,則可顯示哪一個結構最佳,諸多元件的重要性,吾人選擇Die 2 、 Die 1 的凸塊、凸塊墊片、焊錫接點及銅柱結構為判定標準。

銅柱次模型銅柱於第三個熱負載週期中高溫及低溫應力、應變分布,如圖4-11、

圖4-12。由表 4-3 中可以得知高溫時有較大的等效應力值及等效應變值。在圖中可觀 察出最大應力、應變都發生在銅柱底座與綠漆上層的交界面。

表 4-3 銅柱次模型銅柱於第三個熱負載週期中高溫及低溫應力、應變最大值 等效應力(MPa)

-55 °C 589.65

125 °C 743.04

等效應變

-55 °C 0.0050

125 °C 0.0063

(45)

32

1

MN

MX

4.273 69.315

134.358 199.4

264.443 329.485

394.528 459.57

524.613 589.655 ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=49 SUB =1 TIME=5309 SEQV (AVG) DMX =.059608 SMN =4.273 SMX =589.655

1

MN

MX

ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=41 SUB =1 TIME=4409 SEQV (AVG) DMX =.089195 SMN =2.558 SMX =743.04

2.558

84.834 167.11

249.386 331.661

413.937 496.213

578.489 660.764

743.04

圖 4-11 銅柱次模型銅柱於第三個熱負載週期中高溫及低溫應力分布 (上圖︰-55 °C ﹔下圖︰125 °C)

(46)

1

MN

MX

.458E-04 .601E-03

.001156 .001711

.002266 .002821

.003376 .003931

.004486 .005041 ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=49 SUB =1 TIME=5309 EPTOEQV (AVG) DMX =.059608 SMN =.458E-04 SMX =.005041

1

MN

MX

ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=41 SUB =1 TIME=4409 EPTOEQV (AVG) DMX =.089195 SMN =.255E-04 SMX =.006351

.255E-04 .728E-03

.001431 .002134

.002837 .004243 .00354 .004945

.005648 .006351

圖 4-12 銅柱次模型銅柱於第三個熱負載週期中高溫及低溫應變分布 (上圖︰-55 °C ﹔下圖︰125 °C)

(47)

34

銅柱次模型焊錫接點應力、應變、塑變及單位體積塑性功 (Plactic Work / Volume) 分布。等效應力主要集中在焊錫接點下方與銅柱相接處,如圖4-13;等效應變、等效 塑變及單位體積塑性功皆發生於接點上方周圍與綠漆交接處,如圖4-14、4-15 及 4-16。表 4-4 為焊錫接點應力、應變、塑變及單位體積塑性功之最大值。

表 4-4 銅柱次模型焊錫接點應力、應變、塑變及單位體積塑性功 等效應力 (MPa) 34.18

等效應變 0.0522

等效塑變 0.0514

單位體積塑性功 (J/ mm3) 15.65

(48)

1

MN

MX

15.607 17.671

19.735 21.8

23.864 25.929

27.993 30.058

32.122 34.187 ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 SEQV (AVG) DMX =.019948 SMN =15.607 SMX =34.187

1

ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 SEQV (AVG) DMX =.019948 SMN =15.607 SMX =34.187

MN

MX

15.607 17.671

19.735 21.8

23.864 27.993 32.122 25.929 30.058 34.187

圖 4-13 銅柱次模型焊錫接點應力分布圖

(49)

36

1

MN MX

.003208 .008658

.014108 .019558

.025007 .030457

.035907 .041357

.046807 .052256 ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 EPTOEQV (AVG) DMX =.019948 SMN =.003208 SMX =.052256

1

MN

MX

ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 EPTOEQV (AVG) DMX =.019948 SMN =.003208 SMX =.052256

.003208 .008658

.014108 .019558

.025007 .030457

.035907 .041357

.046807 .052256

圖 4-14 銅柱次模型焊錫接點應變分布圖

(50)

1

MN MX

.00256 .007996

.013432 .018868

.024304 .029739

.035175 .040611

.046047 .051483 ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 EPPLEQV (AVG) DMX =.019948 SMN =.00256 SMX =.051483

1

MN

MX

ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 EPPLEQV (AVG) DMX =.019948 SMN =.00256 SMX =.051483

.00256

.007996 .013432

.018868 .024304

.029739 .035175

.040611 .046047

.051483

圖 4-15 銅柱次模型焊錫接點塑變分布圖

(51)

38

1

MN MX

.175033 1.895

3.614 5.334

7.054 8.773

10.493 12.213

13.932 15.652 ANSYS 11.0SP1 ELEMENT SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400

NLPLWK (NOAVG) RSYS=0

DMX =.019948 SMN =.175033 SMX =15.652

1

MN MX

ANSYS 11.0SP1 ELEMENT SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400

NLPLWK (NOAVG) RSYS=0

DMX =.019948 SMN =.175033 SMX =15.652

.175033 1.895

3.614 5.334

7.054 10.493 13.932 8.773 12.213 15.652

圖 4-16 銅柱次模型焊錫接點單位體積塑性功分布圖

(52)

Die 2 單一凸塊次模型凸塊應力、應變、塑變及單位體積塑性功分布。等效應力、

等效應變及等效塑變最大值,皆集中在凸塊下方與墊片交接處,如圖 4-17、4-18、

4-19;而單位體積塑性功的集中位置則是在凸塊上方與晶片相接處,如圖 4-20。表 4-5 為 Die 2 單一凸塊應力、應變、塑變及單位體積塑性功之最大值。

表 4-5 Die 2 凸塊次模型凸塊應力、應變、塑變及單位體積塑性功 等效應力 (MPa) 40.03

等效應變 0.0228

等效塑變 0.0222

單位體積塑性功 (J/ mm3) 8.82

(53)

40

1

MN

MX

18.447 20.845

23.244 25.643

28.042 30.44

32.839 35.238

37.637 40.035 ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 SEQV (AVG) DMX =.019642 SMN =18.447 SMX =40.035

1

ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 SEQV (AVG) DMX =.019642 SMN =18.447 SMX =40.035

MN MX

18.447 20.845

23.244 25.643

28.042 32.839 37.637 30.44 35.238 40.035

圖 4-17 Die 2 單一凸塊次模型應力分布圖

(54)

1

MN

MX

.001673 .004031

.006389 .008748

.011106 .013464

.015822 .018181

.020539 .022897 ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 EPTOEQV (AVG) DMX =.019642 SMN =.001673 SMX =.022897

1

MN

MX

ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 EPTOEQV (AVG) DMX =.019642 SMN =.001673 SMX =.022897

.001673 .004031

.006389 .008748

.011106 .013464

.015822 .018181

.020539 .022897

圖 4-18 Die 2 單一凸塊次模型應變分布圖

(55)

42

1

MN

MX

.001028 .003386

.005744 .008102

.01046

.012819 .015177

.017535 .019893

.022251 ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 EPPLEQV (AVG) DMX =.019642 SMN =.001028 SMX =.022251

1

MN

MX

ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 EPPLEQV (AVG) DMX =.019642 SMN =.001028 SMX =.022251

.001028 .003386

.005744 .008102

.01046

.012819 .015177

.017535 .019893

.022251

圖 4-19 Die 2 單一凸塊次模型塑變分布圖

(56)

1

MN MX

.328738 1.273

2.218 3.162

4.107 5.051

5.995 6.94

7.884 8.829 ANSYS 11.0SP1 ELEMENT SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400

NLPLWK (NOAVG) RSYS=0

DMX =.019642 SMN =.328738 SMX =8.829

1

MN MX

ANSYS 11.0SP1 ELEMENT SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400

NLPLWK (NOAVG) RSYS=0

DMX =.019642 SMN =.328738 SMX =8.829

.328738 1.273

2.218 3.162

4.107 5.051

5.995 7.884

6.94 8.829

圖 4-20 Die 2 單一凸塊次模型單位體積塑性功分布圖

(57)

44

Die 2 單一凸塊次模型凸塊銅墊片於第三個熱負載週期中高溫及低溫應力、應變 分布。由表4-6 中可以得知應力值非常高,與 Die 1 凸塊比對吾人猜測塑模可能為原 因。應力及應變在高低溫有不同的分布情形,高溫時效應集中位置會在墊片上方,而 降到低溫時則會移至與基板交接處,如圖4-21、4-22。

表 4-6 Die 2 單一凸塊次模型凸塊墊片第三個熱負載週期中高溫及低溫應力、應變最 大值

等效應力 (MPa)

-55 °C 1152

125 °C 3135

等效應變

-55 °C 0.0098

125 °C 0.0268

(58)

1

MN

MX

55.963 177.747

299.531 421.315

543.099 664.883

786.667 908.451

1030 1152 ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=49 SUB =1 TIME=5309 SEQV (AVG) DMX =.050007 SMN =55.963 SMX =1152

1

MN MX

ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=41 SUB =1 TIME=4409 SEQV (AVG) DMX =.067913 SMN =89.795 SMX =3135

89.795

428.133 766.471

1105 1443

1781

2120 2796

2458 3135

圖 4-21 Die 2 單一凸塊次模型凸塊墊片於第三個熱負載週期中高溫及低溫應力分布 (上圖︰-55 °C ﹔下圖︰125 °C)

(59)

46

1

MN

MX

.690E-03 .001709

.002728 .003746

.004765 .005783

.006802 .007821

.008839 .009858 ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=49 SUB =1 TIME=5309 EPTOEQV (AVG) DMX =.050007 SMN =.690E-03 SMX =.009858

1

MN MX

ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=41 SUB =1 TIME=4409 EPTOEQV (AVG) DMX =.067913 SMN =.823E-03 SMX =.026831

.823E-03 .003713

.006603 .009492

.012382 .015272

.018162 .021052

.023942 .026831

圖 4-22 Die 2 單一凸塊次模型凸塊墊片於第三個熱負載週期中高溫及低溫應變分布 (上圖︰-55 °C ﹔下圖︰125 °C)

(60)

Die 1 單一凸塊次模型凸塊應力、應變、塑變及單位體積塑性功分布。在各項指 標中,與Die 2 凸塊相比有塑模後都有稍微下降,由此可知塑模材料具保護作用。而 在圖中可以看出主要效應集中的位置都在凸塊上方與晶片相接處及凸塊下方與墊片 相接處,如圖4-23、4-24、4-25、4-26。表 4-7 為 Die 1 凸塊次模型凸塊應力、應變、

塑變及單位體積塑性功之最大值。

表 4-7 Die1 凸塊次模型凸塊應力、應變、塑變及單位體積塑性功 等效應力 (MPa) 29.74

等效應變 0.0034

等效塑變 0.0030

單位體積塑性功 (J/ mm3) 0.9486

(61)

48

1

MN MX

3.368 6.299

9.23

12.161 15.092

18.023 20.953

23.884 26.815

29.746 ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 SEQV (AVG) DMX =.01191 SMN =3.368 SMX =29.746

1

MN

MX

ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 SEQV (AVG) DMX =.01191 SMN =3.368 SMX =29.746

3.368 6.299

9.23

12.161

15.092 20.953 26.815 18.023 23.884 29.746

圖 4-23 Die 1 單一凸塊次模型應力分布圖

(62)

1

MN MX

.532E-03 .858E-03

.001183 .001509

.001835 .00216

.002486 .002812

.003138 .003463 ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 EPTOEQV (AVG) DMX =.01191 SMN =.532E-03 SMX =.003463

1

ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 EPTOEQV (AVG) DMX =.01191 SMN =.532E-03 SMX =.003463

MN

MX

.532E-03 .858E-03

.001183 .001509

.001835 .002486 .00216 .002812

.003138 .003463

圖 4-24 Die 1 單一凸塊次模型應變分布圖

(63)

50

1

MN MX

.407E-03 .699E-03

.990E-03 .001282

.001573 .001865

.002156 .002448

.002739 .003031 ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 EPPLEQV (AVG) DMX =.01191 SMN =.407E-03 SMX =.003031

1

ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400 EPPLEQV (AVG) DMX =.01191 SMN =.407E-03 SMX =.003031

MN

MX

.407E-03 .699E-03

.990E-03 .001282

.001573 .001865

.002156 .002448

.002739 .003031

圖 4-25 Die 1 單一凸塊次模型塑變分布圖

(64)

1

MN MX

.034985 .136498

.238012 .339526

.44104

.542553 .644067

.745581 .847094

.948608 ANSYS 11.0SP1 ELEMENT SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400

NLPLWK (NOAVG) RSYS=0

DMX =.01191 SMN =.034985 SMX =.948608

1

MN

MX

ANSYS 11.0SP1 ELEMENT SOLUTION

STEP=51 SUB =1 TIME=5400

NLPLWK (NOAVG) RSYS=0

DMX =.01191 SMN =.034985 SMX =.948608

.034985 .136498

.238012 .339526

.44104

.542553 .644067

.745581 .847094

.948608

圖 4-26 Die 1 單一凸塊次模型單位體積塑性功分布圖

(65)

52

Die1 單一凸塊次模型凸塊銅墊片於第三個熱負載週期中高溫及低溫應力、應變 分布,如圖4-27 及圖 4-28。圖中可以得知不論在高溫或低溫時其應力及應變最大值 都發生在基板及凸塊墊片的交接處中心。由表4-8 中可以得知 Die 1 因晶片外塑模的 包覆反而有較小的應力及應變。

表 4-8 Die 1 單一凸塊次模型凸塊墊片第三個熱負載週期中高溫及低溫應力、應變最 大值

等效應力 (MPa)

-55 °C 846.04

125 °C 1809

等效應變

-55 °C 0.0072

125 °C 0.0093

(66)

1

MN MX

31.684 122.169

212.654 303.139

393.624 484.109

574.593 665.078

755.563 846.048 ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=49 SUB =1 TIME=5309 SEQV (AVG) DMX =.030708 SMN =31.684 SMX =846.048

1

ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=41 SUB =1 TIME=4409 SEQV (AVG) DMX =.0435 SMN =31.126 SMX =1089

MN MX

31.126 148.7

266.275 383.85

501.424 618.999

736.574 854.148

971.723 1089

圖 4-27 Die 1 單一凸塊次模型凸塊墊片於第三個熱負載週期中高溫及低溫應力分布 (上圖︰-55 °C ﹔下圖︰125 °C)

(67)

54

1

MN

MX

.338E-03 .001104

.00187

.002636 .003402

.004168 .004934

.0057

.006466 .007232 ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=49 SUB =1 TIME=5309 EPTOEQV (AVG) DMX =.030708 SMN =.338E-03 SMX =.007232

1

ANSYS 11.0SP1 NODAL SOLUTION

STEP=41 SUB =1 TIME=4409 EPTOEQV (AVG) DMX =.0435 SMN =.407E-03 SMX =.009311

MN MX

.407E-03 .001396

.002386 .003375

.004364 .005354

.006343 .007333

.008322 .009311

圖 4-28 Die 1 單一凸塊次模型凸塊墊片於第三個熱負載週期中高溫及低溫應變分布 (上圖︰-55 °C ﹔下圖︰125 °C)

(68)

在以上各項元件的熱機行為中可以發現,加上塑模材料時對於各項元件及銅柱、

焊錫接點而言會形成很好的保護作用,主要是因為塑模材料可以用來補償匹配熱膨脹 係數,使變形量減小進而受到保護,降低應力、應變,應變範圍等指標,對整體封裝 結構來說添加塑模材料是正向的。在晶片上可以發現主要效應集中的位置在模型左上 角,造成此現象的原因為晶片擺放位置並未如業界中常用的在模型正中央,而是偏於 模型左上角。

(69)

56

4-3 有限元素模型因子探討

本節針對模型銅柱結構重要幾何參數變異探討。考慮的影響因子主要是以尺寸為 研究對象列出影響品質特性的三項因子分別為銅柱高度、銅柱節距、銅柱直徑,由於 模型有三個變異因子,每個因子中又有二個尺寸變異,因此每個模型將需要模擬 23 次,為了簡化模擬次數,吾人將利用田口玄博士所設計之田口法進行模擬資料的簡 化,在於以最少之實驗次數獲得最佳分析。表4-9 為 3 個因子 2 個水準的 L4(23)直交 表,各因子及其水準如表4-10。

表 4-9 L4(23)直交表

Exp. A B C 1 1 1 1 2 1 2 2 3 2 1 2 4 2 2 1

表 4-10 控制因子水準表 Type A

因子 說明 Level 1 Level 2

A 銅柱高度 230 μm 210 μm

B 銅柱節距 400 μm 360 μm

C 銅柱直徑 160 μm 150 μm

品質特性的量測值通常並不適合直接用來作為品質指標,在田口法中,S/N 比常 用來作為品質的計量單位。 例如A 因子由第一水準變動到第二水準時,利用水準二 的平均值減去水準一的平均值得到A 因子對 S/N 比的因子效應,進而繪出 S/N 比因 子反應圖。

(70)

針對田口法分析模擬,吾人欲檢視之項目共有十一項包含:

(1) 全域模型 Die 1 應力 (2) 全域模型 Die 1 基板應力 (3) 單一次域模型 Die 1 凸塊應力

(4) 單一次域模型 Die 1 凸塊第三個熱負載週期的應變範圍 (5) 全域模型 Die 2 應力

(6) 全域模型 Die 2 基板應力 (7) 單一次域模型 Die 2 凸塊應力

(8) 單一次域模型 Die 2 凸塊第三個熱負載週期的應變範圍 (9) 單一次域模型銅柱應力

(10) 單一次域模型焊錫接點等效應變

(11) 單一次域模型焊錫接點單位體積塑性功

在因子反應表表中差距 (Range) 是指因子反應值的最大與最小值之差,並以此 找出排名 (Rank);排名則是將差距範圍依大小排序,差距越大其重要性越高。而在 因子反應圖中,一個因子的變動會對S/N 比產生顯著的影響時,吾人稱此因子為重要 因子 (Significant Factor);反之,一個因子的變動對 S/N 比並無顯著的影響時,吾人 稱此因子為不重要因子 ( Insignificant Factor)。

(71)

58

4-3-1 因子反應及變異分析

針對全域模型Die 1 應力而言,銅柱高度越高、銅柱節距越小、銅柱直徑越大會 有較好的 S/N 比,如圖 4-29。在這一部份銅柱高度為重要因子,而其因子依重要排 序為: A > B > C,如表 4-11。依照反應表及反應圖可以選出最佳化參數為: A1、B2、

C1。

表 4-11 全域模型 Die 1 應力 S/N 比的因子反應表

A B C Level 1 48.970 50.290 49.715

Level 2 50.795 49.475 50.050 差距 (Range) 1.825 0.815 0.335

排名 (Rank) 1 2 3

Die1 應力

48.97

50.795

50.29

49.475 49.715

50.05

48 48.5 49 49.5 50 50.5 51

A1 A2 B1 B2 C1 C2

S/N比的因子反應圖(MPa)

(銅柱高度 230μm) (銅柱高度 210μm) (銅柱節距0.4mm) (銅柱節距0.36mm) (銅柱直徑160μm) (銅柱直徑150μm)

圖 4-29 全域模型 Die 1 應力 S/N 比的因子反應圖

(72)

在全域模型Die 1 基板應力中,三項因子有相同趨勢皆落在水準一會有較佳 S/N 比反應,也就是銅柱高度越高、銅柱節距越大、銅柱直徑越大較佳,如圖4-30。由表 4-12 可以得到銅柱高度為影響 Die 1 基板應力之重要因子。依照反應表及反應圖可以 選出最佳化參數為: A1、B1、C1。

表 4-12 全域模型 Die 1 基板應力 S/N 比的因子反應表

A B C Level 1 33.300 34.805 34.410

Level 2 41.785 40.280 40.675 差距 (Range) 8.485 5.475 6.265

排名 (Rank) 1 3 2

Die1 基板應力

33.3

41.785

34.805

40.28

34.41

40.675

0 10 20 30 40 50

A1 A2 B1 B2 C1 C2

S/N比的因子反應圖(MPa)

(銅柱高度 230μm) (銅柱高度 210μm) (銅柱節距0.4mm) (銅柱節距0.36mm) (銅柱直徑160μm) (銅柱直徑150μm)

圖 4-30 全域模型 Die 1 基板應力 S/N 比的因子反應圖

(73)

60

在單一次域模型Die 1 凸塊應力中,與 Die 1 基板應力趨勢相同,如圖 4-31,銅 柱高度越高、銅柱節距越大、銅柱直徑越大得到較好的S/N 比,因此得到最佳化參數 為: A1、B1、C1。而影響凸塊最重要因子為銅柱直徑,銅柱高度及銅柱節距影響則較 小,如表4-13。

表 4-13 單一次域模型 Die 1 凸塊應力 S/N 比的因子反應表

A B C Level 1 28.670 28.660 28.545

Level 2 29.465 29.475 29.590 差距 (Range) 0.795 0.815 1.045

排名 (Rank) 3 2 1

Die1凸塊應力

28.67

29.465

28.66

29.475

28.545

29.59

28 28.5 29 29.5 30

A1 A2 B1 B2 C1 C2

S/N比的因子反應圖(MPa)

(銅柱高度 230μm)(銅柱高度 210μm)(銅柱節距0.4mm) (銅柱節距0.36mm) (銅柱直徑160μm) (銅柱直徑150μm)

圖 4-31 單一次域模型 Die 1 凸塊應力 S/N 比的因子反應圖

(74)

單一次域模型Die 1 凸塊第三個熱負載週期的應變範圍中,銅柱高度與另兩項因 子呈現不同趨勢,如圖4-32。三項因子對於 Die 1 凸塊應變範圍影響力相同,其差距 都相當小,如表4-14。而針對單一次域模型 Die 1 凸塊第三個熱負載週期的應變範圍 最佳化參數為: A1、B2、C2。

表 4-14 單一次域模型 Die 1 凸塊第三個熱負載週期的應變範圍 S/N 比的因子反應表 A B C Level 1 0.00085 0.00090 0.00090

Level 2 0.00090 0.00085 0.00085 差距 (Range) 0.00005 0.00005 0.00005

排名 (Rank) 1 1 1

Die1凸塊第三個熱負載週期的應變範圍

0.00085

0.0009 0.0009

0.00085

0.0009

0.00085

0.00082 0.00083 0.00084 0.00085 0.00086 0.00087 0.00088 0.00089 0.0009 0.00091

A1 A2 B1 B2 C1 C2

S/N比的因子反應圖(MPa)

(銅柱高度 230μm)(銅柱高度 210μm)(銅柱節距0.4mm)(銅柱節距0.36mm)(銅柱直徑160μm)(銅柱直徑150μm)

圖 4-32 單一次域模型 Die 1 凸塊第三個熱負載週期的應變範圍 S/N 比的因子反應圖

參考文獻

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